韓貴良

(神華神東電力有限責任公司西安技術(shù)研究院,陜西西安 710065)

STER電廠鍋爐水冷壁高溫腐蝕原因分析及對策

韓貴良

(神華神東電力有限責任公司西安技術(shù)研究院,陜西西安 710065)

本文針對該廠鍋爐右側(cè)水冷壁24～30m標高區(qū)域發(fā)生的高溫腐蝕進行了詳細的原因分析,指出燃煤中硫的含量較高,運行中總的用風量偏小,爐內(nèi)風粉分配不均勻,右側(cè)水冷壁局部區(qū)域出現(xiàn)還原性氣氛,造成了水冷壁外表的高溫腐蝕。通過對一、二次風粉系統(tǒng)的調(diào)整,爐內(nèi)熱負荷分配的均勻性大大提高,兩側(cè)給水流量偏差在50t/h以下,爐內(nèi)火焰中心正常,四周水冷壁區(qū)域處在較均勻性的氧化性氣氛中,水冷壁的高溫腐蝕可有效地遏制。

水冷壁 高溫腐蝕 原因分析 運行調(diào)整

1 設備簡介

STER電廠1#爐是由JK鍋爐廠制造的1650t/h，一次中間再熱，塔式布置，固態(tài)排渣，前后墻布置旋流燃燒器的亞臨界低倍率強制循環(huán)煤粉爐。制粉系統(tǒng)由6臺MPS-245型中速磨煤機組成。鍋爐前后墻上各有三層WSF型擾動式雙二次風旋流式燃燒器，分別位于16、24、32米標高，每一臺磨煤機對應其中某一層的4只燃燒器，共計24個燃燒器。

主要參數(shù)：

額定蒸發(fā)量 1650t/h 主汽壓力 17.46MPa

主汽溫度 540℃ 再熱蒸汽出口/入口壓力 4.0/4.2MPa

再熱蒸汽出口/入口溫度 540/333℃ 給水溫度 255℃

排煙溫度 139℃ 鍋爐效率 90.5%

爐膛出口空氣過剩系數(shù) 1.25

2 水冷壁高溫腐蝕情況

1#爐于1991年投產(chǎn)，在今年9月份小修中發(fā)現(xiàn)水冷壁發(fā)生高溫腐蝕。水冷壁規(guī)格為ф32×6.3 mm，材質(zhì)為15020.1(相當于中國鋼號16Mo)。水冷壁腐蝕特征如下：(1)停爐后宏觀檢查，發(fā)生腐蝕的水冷壁區(qū)域較多。主要在24～32m標高，即第二層燃燒器和第三層燃燒器之間，前后水冷壁的右半部分和右側(cè)墻水冷壁；(2)前后水冷壁腐蝕較輕，右側(cè)中部水冷壁腐蝕嚴重，腐蝕深度在1～2.5 mm之間；(3)前后水冷壁外層為灰白色，其下層為暗紅色，屬于Fe2O3產(chǎn)物。右側(cè)水冷壁外層為灰白色，其下層為黑色結(jié)構(gòu)物，機械剝離時，外層呈小顆粒，與黑色結(jié)構(gòu)物結(jié)合不很牢固，但黑色物與管壁結(jié)合牢固，分離時成小片狀比較脆，難以碾成粉末，黑色物屬于Fe3O4產(chǎn)物。打磨腐蝕層后鋼管表面有金屬光澤，未發(fā)現(xiàn)機械和熱應力腐蝕疲勞裂紋。

3 高溫腐蝕機理

爐內(nèi)水冷壁發(fā)生腐蝕的根源取決于燃燒過程。燃料的品質(zhì)、燃燒器和爐膛的特征對爐膛發(fā)生腐蝕及其燃燒好壞有著重要的影響。通常情況下煙氣側(cè)的高溫腐蝕歸納為，當燃料中含硫量較高，水冷壁管的壁溫大于300℃，一次風煤粉火焰直接沖刷水冷壁管，局部缺氧呈還原性氣氛。當CO含量0.9～4.9%，H2S＞0.01%時，高溫腐蝕不可避免。

由于煙氣中H2S氣體濃度隨著局部過?？諝庀禂?shù)的減小而增大，特別當?shù)陀?.8時，H2S氣體濃度會迅速升高。當一次風煤粉火焰直接噴向水冷壁時，不僅能增加局部熱負荷，同時H2S氣體的濃度形成的速度加快。而H2S氣體是造成高溫腐蝕的主要原因。

表1 空氣預熱器進出口氧量值

目前國內(nèi)還沒有有關判定水冷壁是否腐蝕的數(shù)據(jù)標準。通常只對水冷壁附近的氧量和CO濃度進行分析，來判定高溫腐蝕，迄今為止也無經(jīng)過科學論證的有關氧量和CO濃度的極根值，其原因是煙氣的成份、流動情況以及腐蝕的機理錯綜復雜，此外燃燒的邊界條件也對水冷壁的腐蝕起著重要的作用。目前暫采用德國steag電力公司的準則，即鍋爐水冷壁壁面在CO＜1%，O2＞1%的氧化氣氛下運行將不會發(fā)生高溫腐蝕。否則，在還原性氣氛下運行將產(chǎn)生高溫腐蝕。

4 高溫腐蝕原因

4.1 燃煤中硫成分含量偏高

對于鍋爐爐膛而言，一旦滿足誘發(fā)高溫腐蝕的還原性氣氛，無論是高硫煤還是低硫煤都會存在高溫腐蝕，而煤的含硫量大小決定著腐蝕的速度。

我國動力用煤的含硫量一般在0.5～1.5%之間，近年來由于煤炭資源的緊張，含硫量較低的煤難以保證供應。查閱化學車間今年上半年燃煤含硫量的成份，大部分燃煤分析基硫含量在1～2%之間，折算成收到基有時Sar將大于2%。煤中較高的硫含量是高溫腐蝕的內(nèi)在條件。

4.2 低氧燃燒

(1)由于用電量緊張，鍋爐一直在較大負荷下運行，總的送風量偏小，低氧燃煤對火焰長度和最大熱負荷有很大的影響。隨著爐膛出口過?？諝庀禂?shù)的減小，火焰長度增加，據(jù)國外資料介紹，當爐膛出口過剩系數(shù)從1.2降到1.02，燃燒器火焰長度增加30%，側(cè)水冷壁熱負荷增加27%，形成運行人員習慣較小的送風量運行方式來自于如下技術(shù)思路：1)較小的送風量運行有利于降低一級低溫過熱器的汽溫和壁溫，即減小低溫過熱器的對流換熱來保證低溫過熱器的安全。技術(shù)思路是可以考慮的，但送風量不能太小，進入爐內(nèi)的風量應確保鍋爐最佳運行所需的風量。對于燃用煙煤的煤粉爐，最佳爐膛出口過量空氣系數(shù)應在1.15～1.20。事實上控制火焰中心和保證熱負荷的均勻度是確保受熱面安全的關鍵所在；2)較小的送風量運行有利于降低低溫再熱器的汽溫和壁溫，保證低溫再熱器的安全。由于汽機高壓缸做功效率較低，高壓缸排汽溫度在355℃左右，比設計值333℃高二十幾度。較高的低溫再熱器入口溫度使得鍋爐大負荷運行時低溫再熱器處于較高的壁溫運行。為保證再熱器的安全應從控制火焰中心減小燃燒熱偏差，以及在低溫再熱器入口增設減溫器方面著手，不能只從減少送風量的方法進行；3)較小的送風量和引風量有利于較小的電耗；4)較小的送風量有利于較低的排煙溫度。

(2)空氣預熱器結(jié)灰和漏風較嚴重?？諝忸A熱器結(jié)灰較多時，使得阻力增大，影響到引風機的出力，小修前引風機擋板開度已達80%左右。在送風量一定時，隨著空氣預熱器漏風的增大，進入爐內(nèi)的風量減少。

(3)空氣預熱器進出口氧量表指示不準。氧量測點偏少，指示誤差較大，并且指示偏高。做為鍋爐運行監(jiān)視表計的關鍵參數(shù)，較大的指示誤差使運行失去參考價值。小修前空預入口氧量表指示在0.9～2%之間，且指示值偏大，實際上是嚴重缺氧運行。若燃煤中的含硫量再高，水冷壁高溫腐蝕的速度會更快。

4.3 爐內(nèi)各燃燒器風量分配不合理

4.3.1 倒塔形配風

倒塔形配風是早前的一種燃燒器配風方式，主要想法是利用上層燃燒器較大的二次風，同時關小下排燃燒器的二次風，以壓低火焰中心，防止過熱器汽溫太高，鍋爐總的用風量偏多。近年來由于環(huán)保要求較小的NOx排放，低氧燃燒、分級燃燒、推遲燃燒以及再燃燒技術(shù)的應用，燃燒過程的過?？諝庠缴伲琋Ox的生成量愈少，但是氧量過低又會使燃燼過程推遲，水冷壁高溫腐蝕速度加快。因此在保證鍋爐既安全經(jīng)濟，NOx排放量又小的理想運行工況時，鍋爐的送風量的裕度并不很高。在送風量并不寬裕的情況下，應采用上二次風小，下二次風大的正塔形送風。

4.3.2 爐內(nèi)左側(cè)為富氧燃燒而右側(cè)為貧氧燃燒

對于采用旋流燃燒器布置的鍋爐，由于各燃燒器之間的獨立性較強，所以保證每個燃燒器風粉較佳的分配是非常重要的，包括各燃燒器的一次風、油二次風、內(nèi)二次風、外二次風的均勻度。多年來由于未組織好爐內(nèi)燃燒工況，兩趟給水管路存在較嚴重的給水流量偏差，為此將左側(cè)燃燒器的一次風月牙形擋板適當?shù)仃P小，將左側(cè)燃燒器的外二次風的擋板開度開大，同時將右側(cè)燃燒器的外二次風關小。這樣盡管左右兩趟給水管路的給水流量偏差有一定的減少。但爐內(nèi)熱負荷的均勻度較差，爐內(nèi)左側(cè)形成風多粉少的富氧燃燒，而右側(cè)為風少粉多的貧氧燃燒，右側(cè)爐膛局部區(qū)域形成還原性氣氛。

4.3.3 油二次風太大,著火推遲

對于旋流燃燒器的煤粉燃燒主要依靠中心回流區(qū)的內(nèi)卷吸作用吸收高溫煙氣的熱量把煤粉氣流加熱至著火，另外，二次風與一次風之間的早期湍流混合強烈，并向一次風中的煤粉燃燒提供氧氣。當油二次風開度較大時，回流區(qū)破壞，著火推遲，回流區(qū)對著火和火焰的穩(wěn)定有很重要的意義。一般油二次風擋板開度在8%左右，防止燒壞燃燒器出口即可。

煤粉氣流及時著火，則燃燒器出口溫度水平較高，煤粉顆粒在高溫環(huán)境下停留時間延長，燃燒反應的速度加快，煤粉顆粒充分燃燼，保證了煤粉氣流穩(wěn)定著火和充分燃燼。

較大的油二次風和較小的爐膛出口過量空氣系數(shù)，燃燒器火焰長度增加，甚至射向水冷壁管，腐蝕性氣體(H2S、HCl)生成的速度加快，并增大了熱負荷，使水冷壁腐蝕速度加快。

4.4 高壓加熱器停運時間較長

當高壓加熱器因故停運時，鍋爐的給水溫度將降低，為了維持鍋爐出力不變，必然要增加燃料消耗量，使鍋爐缺氧燃燒程度更加加重。去年底先后兩次共計65天停運一組高壓加熱器，給水溫度降低約50℃，送風量未增加，而未減小鍋爐的最大負荷。

5 防止高溫腐蝕的措施

5.1 增加進入爐膛的送風量

運行中不能只關心送風機出口送風量，更應該保證進入爐膛的風量，在各種工況下，應保證爐膛出口過?？諝庀禂?shù)不小于1.15，當燃煤中含硫量大于1.5%時，爐膛出口過?？諝庀禂?shù)不應小于1.20。在目前空氣預熱器漏風情況下，鍋爐主汽流量1400t/h，電負荷450MW時，送風機出口總送風量應不小于1600KNm3/h。滿負荷時總送風量應達到1780KNm3/h。另外要保證左右側(cè)進入空氣預熱器的煙氣量基本一致。

5.2 合理分配各燃燒器風量

(1)各燃燒器內(nèi)二次風開度為38～45%，煤質(zhì)較差或低負荷時取下限。(其中45#為45%，35#為50%)。

(2)上層燃燒器外二次風開度為30%。(其中35號為35%)。

(3)中層燃燒器外二次風開度：26#、27#、56#、57#為30%，25#、28#、55#、58#為40%。

(4)下層燃燒器外二次風開度：16#、17#、46#、47#為30%，15#、18#、45#、48#為45%。

(5)各燃燒器油二次風開度不大于10%。

(6)4#磨煤機通風量為8.5～9.0萬Nm3/h，1#、2#、5#磨煤機通風量為8.0～8.7萬Nm3/h，#3和6#磨煤機通風量為7.8～8.5萬Nm3/h。

5.3 運行中要保證空氣預熱器入口氧量

運行中空氣預熱器入口煙氣氧量推薦值(真實性)450MW以上不小于3.7，400～450MW為4.0～5.0，300～400MW為5.0～7.0。目前氧量表盤指示值偏高較多，見表1，運行中參考時一定要考慮偏差值。

6 建議措施

(1)空氣預熱器進出口氧量測點偏少，測量偏差太大，應查找原因，并認真校核。

(2)空氣預熱器漏風率偏大，應調(diào)整徑向、軸向、環(huán)向密封間隙。同時可以考慮在今后的檢修中實施技改，將現(xiàn)徑向密封改造為柔性密封，可以較大的減少漏風。

(3)磨煤機出口風粉混合物出口溫度自動控制變化太大，應進行處理。

(4)磨煤機防爆門所用材料為鐵皮，為保證制粉系統(tǒng)的安全，應該裝設安全可靠的防爆裝置。

(5)為保證低溫再熱器的安全，建議在其入口裝設噴水減溫器。

7 結(jié)語

1#爐水冷壁發(fā)生高溫腐蝕，是由于煤源緊張，燃煤中硫含量較高，連續(xù)大負荷運行，氧量表指示不準，空氣預熱器結(jié)灰和漏風，高壓加熱器停運時間較長，爐內(nèi)各燃燒器風粉分配不合理等多種因素造成。

小修檢查中首次發(fā)現(xiàn)水冷壁高溫腐蝕，電廠領導及相關管理及技術(shù)人員高度重視，大家齊心協(xié)力，認真查找原因，在工期短任務緊的情況下，安排了爐內(nèi)冷態(tài)試驗，經(jīng)過調(diào)整，煤粉著火及時，火焰中心合理，爐內(nèi)熱負荷較均勻，給水流量偏差很小，低溫再熱器和低溫過熱器汽溫與小修前基本一致，爐內(nèi)水冷壁壁面處于氧化性氣氛中，可以相信只要保證空氣預熱器入口煙氣氧量，合理分配各燃燒器風量水冷壁高溫腐蝕一定會有效地遏制。

[1]車德福,莊正寧,李軍,王棟主編.《鍋爐》第二版.西安交通大學出版社,2008(10).

[2]葉江明主編.《電廠鍋爐原理及設備》.北京:中國電力出版社,2004(8).

[3]金維強,涂仲光合編.《電廠鍋爐》.北京:中國電力出版社,1998(5).