朱少春

（上海電氣集團股份有限公司電站分公司，上海 201199）

0 引言

改革開放以來，中國經(jīng)濟經(jīng)歷了近40年的中高速發(fā)展，國內(nèi)電力裝機容量，尤其是傳統(tǒng)煤電裝機容量已逐漸趨于飽和。統(tǒng)計顯示，截至2017年12月，中國6000 kW 及以上電廠發(fā)電設備容量已經(jīng)高達1780GW，其中煤電裝機容量為980GW，2017全年煤電裝機容量新增投產(chǎn)僅34GW，同比增長3.5%（增長幅度已連續(xù)2年下降），遠低于2015年的7.0%，到2020年全國煤電裝機規(guī)模將控制在1 100 GW 以內(nèi)，發(fā)展空間極其有限［1］；全國發(fā)電設備累計平均利用小時數(shù)為3 416，2017年1— 11月已累計降低18%［2］；同時，隨著國務院“三去一降一補”政策的實施，國家發(fā)改委近幾年也已多次發(fā)文要求各地嚴格控制煤電新建機組的審批，停建或緩建了一大批煤電項目［3-4］。

在這樣的大背景下，越來越多的電力企業(yè)將目光從國內(nèi)投向了海外，出口產(chǎn)品也從傳統(tǒng)的以煤電機組為主轉(zhuǎn)變?yōu)橐悦弘姍C組為主、油氣機組為輔。筆者自2009年起在伊拉克共和國境內(nèi)參與建設了Wassit電站4臺330MW 油氣機組和2臺610MW 油氣機組，本文針對該電站鍋爐近6年運行中所出現(xiàn)的問題，結(jié)合中東地區(qū)沙特Rabigh電廠、沙特Shuqaiq電廠、伊朗Sahand電廠的調(diào)研情況，重點研究和總結(jié)油氣鍋爐及其主設備的設計特點及建議，以期為業(yè)內(nèi)電力企業(yè)走出去提供一些借鑒。

1 油氣鍋爐低溫腐蝕問題研究

該電站6臺鍋爐運行不到2年就出現(xiàn)了嚴重的低溫腐蝕現(xiàn)象，近2／3的空氣預熱器（以下簡稱空預器）冷端換熱元件全部腐蝕脫落，部分換熱片經(jīng)煙囪飄散至全廠各地（如圖1所示），近3／4的尾部煙道存在腐蝕減薄或穿孔現(xiàn)象，最終不得不花費巨資更換換熱元件并將尾部煙道材質(zhì)改為考登鋼。對中東地區(qū)同類油氣機組進行調(diào)研后，認為該鍋爐產(chǎn)生低溫腐蝕的原因主要有以下3點。

圖1 因低溫腐蝕脫落的空預器冷端換熱元件Fig.1 Dropout of a heat exchange element at the air preheater cold end due to low tem perature corrosion

1.1 鍋爐排煙溫度設計值偏低

鍋爐燃用的原油中硫的質(zhì)量分數(shù)超出設計值，高達4.5%，燃燒時產(chǎn)生了大量的SOx，而鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（BMCR）工況下空預器進口風溫和出口煙溫設計值僅分別為73.9℃和148.0℃，導致空預器冷端金屬溫度低于實際酸露點（118.3℃），大量酸露凝結(jié)，這是造成嚴重低溫腐蝕的主要原因。對比采用同等含硫量燃料的沙特Rabigh電廠、沙特Shuqaiq電廠和伊朗Sahand電廠的設計和運行情況，建議空預器進口風溫和出口煙溫設計值應分別不低于80.0℃和175.0℃，以預防低溫腐蝕。

1.2 送風機出口風道設計不合理

鍋爐送風機采用離心式風機，出口風道為楔形風道（如圖2所示），而非傳統(tǒng)對稱布置的喇叭形風道。數(shù)值模擬顯示，二次風經(jīng)風機加壓后在風道內(nèi)形成偏心射流，造成風道內(nèi)流場分布嚴重不均，呈現(xiàn)下部流速高、上部流速低的特點，且上部出現(xiàn)了30%的回流區(qū)域（如圖3所示），嚴重減小了下游暖風器的有效換熱面積，直接導致二次風溫升達不到設計值（機組BMCR工況下二次風溫升應為65.0℃，實際運行中二次風溫升僅為50.0℃），這是造成嚴重低溫腐蝕的次要原因。建議送風機出口應加裝導流板或采用對稱布置的喇叭形風道，以改善流場均勻性。

圖2 送風機出口楔形風道縱向截面圖Fig.2 Longitudinal section of the wedge air duct at the outlet of a forced draft fan

圖3 送風機出口風道水平方向分速度云圖Fig.3 Horizontal velocity contour of a forced draft fan outlet duct

1.3 尾部煙道防腐效果較差

鍋爐尾部煙道在設計時采取了碳鋼內(nèi)襯玻璃鱗片的抗腐蝕措施，但實際使用效果較差：一是因為玻璃鱗片雖具有較好的抗腐蝕性，但其對施工環(huán)境、施工人員素質(zhì)等要求較高，施工質(zhì)量難以保證；二是因為碳鋼與玻璃鱗片熱膨脹系數(shù)不一致，長達70m的尾部煙道受熱后，鋼板與玻璃鱗片之間產(chǎn)生相對位移，玻璃鱗片附著力減弱，導致大面積拉裂和脫落，喪失了對煙道的保護功能；三是不同單位在設計時溝通不充分，空預器出口煙溫取值時僅考慮了空預器自身的低溫腐蝕和鍋爐熱效率等問題，忽略了尾部煙道內(nèi)會有5.0～10.0℃的溫降，加劇了煙道的腐蝕。根據(jù)該電廠改造后的使用情況，建議尾部煙道采用考登鋼，以提高抗腐蝕能力。

2 油氣鍋爐振動問題研究

該電站鍋爐為亞臨界、四角切圓、正壓箱式爐，可單獨燃燒或混燃原油、重油和天然氣，相比于燃煤鍋爐，其燃料易燃性更好、熱值更高，所以鍋爐總體布局較緊湊，爐膛尺寸較小，爐膛斷面熱負荷、容積熱負荷和最高燃燒溫度均較高，后煙井煙氣流速較快，易誘發(fā)鍋爐劇烈振動。運行初期4臺330MW鍋爐后煙井均產(chǎn)生了嚴重的振動，危及機組安全、穩(wěn)定運行。

研究表明，油氣鍋爐的振動一般發(fā)生在爐膛和后煙井部位［5-11］。爐膛振動主要是由熱聲振動引起的，其機理比較復雜，分第1類熱聲振動和第2類熱聲振動。第1類熱聲振動是指當燃料及燃料風溫度與爐膛燃燒溫度之間存在較大溫差時，會導致熱能和聲能之間以固定的頻率發(fā)生相互轉(zhuǎn)化，當這一頻率與爐膛固有聲學頻率耦合時，就會引起爐膛共振。一般可通過降低燃燒器與爐膛溫差，調(diào)整燃燒器或爐膛尺寸以改變其固有頻率等方式來消除振動。第2類熱聲振動是指湍流燃燒時產(chǎn)生的燃燒振蕩與其誘發(fā)的壓力振蕩互相影響，形成閉環(huán)激勵機制，二者頻率和相位重合時會導致有規(guī)律的脈動，引起自激發(fā)熱聲振動，當爐膛布置有多只相同類型的燃燒器時，振動會在爐膛內(nèi)反復傳播、反射并得到加強，引起爐膛振動。一般可通過改變?nèi)剂峡諝獗壤?，?yōu)化爐膛流場來消除振動。后煙井振動是由于高速煙氣通過密集布置的蛇形管排時，在管排后部會形成卡門渦街，當脫渦頻率、聲學駐波頻率、后煙井固有頻率有兩者或以上發(fā)生耦合時，就會引起共振。一般可在后煙井內(nèi)布置防振隔板，將后煙井人為分割成幾個小的煙井，以改變斯特勞哈爾數(shù)，從而消除振動。

該電站330MW 油氣鍋爐的脫渦頻率為54.4 Hz，駐波三階頻率為56.7Hz，兩者耦合引起了后煙井嚴重振動。通過加裝防振隔板改變聲學駐波頻率，很好地解決了振動問題。沙特Rabigh電廠曾出現(xiàn)過嚴重的熱聲振動，通過采取加裝阻尼器、改造進風口等措施解決了爐膛振動問題。2個電站后期改造均花費了巨大的人力、物力和財力，且因在海外，改造周期長，給企業(yè)帶來了巨大的風險。因此，建議在鍋爐設計之初，應提前對鍋爐振動進行充分計算，避免后期出現(xiàn)問題時再進行補救。

3 不同形式爐底密封研究

對于正壓鍋爐，爐底密封是保證鍋爐嚴密性，防止煙氣外漏的重要部件，主要有水密封和機械密封2種形式。該電站330MW 鍋爐采用了機械密封，610MW 鍋爐采用了水密封。

機械密封主體采用碳鋼結(jié)構(gòu)，整體通過生根于左右側(cè)墻水冷壁的大梁懸掛于爐底。機械密封雖能隨鍋爐整體向下膨脹解決自身垂直膨脹問題，但無法解決與其相連的水平固定布置的再循環(huán)煙道的三向膨脹問題（爐底垂直膨脹量約為260mm），兩者間的膨脹節(jié)經(jīng)常拉裂；同時，機械密封與水冷壁采用大尺寸矩形雙波金屬膨脹節(jié)連接，其周向膨脹較大，機組每次啟停時都會拉裂。

水密封主體采用UNSN08926超級不銹鋼，由2部分組成：一部分為水封插板，通過疏形板與水冷壁連接，隨鍋爐在水封槽內(nèi)自由地三向膨脹；另一部分為固定布置在鍋爐0m的水封槽，通過膨脹節(jié)與再循環(huán)煙道連接。

近3年的使用發(fā)現(xiàn)，機械密封雖然造價較低，但無法很好地解決其自身與鍋爐和再循環(huán)煙道間的三向膨脹問題，膨脹節(jié)經(jīng)常拉裂，造成爐底大量煙氣外漏，后期維護工作量較大；而水密封因原理和結(jié)構(gòu)簡單，很好地克服了自身與鍋爐和再循環(huán)煙道間的三向膨脹問題，運行穩(wěn)定，使用效果較好。

4 不同形式油槍裝置研究

常見的油槍裝置主要有同心管式和平行管式［12］。同心管式油槍槍體由內(nèi)外2根直徑不等的同心圓管組成，內(nèi)管走霧化蒸汽，外管走燃油（如圖4所示）；平行管式油槍槍體由2根平行圓管組成，分別走霧化蒸汽和燃油（如圖5所示）。為了配合鍋爐燃燒器上下±30°擺動，2種油槍前端均可采用軟管，與后端硬管以焊接的形式連接。

圖4 同心管式油槍示意Fig.4 Sketch of a concentric tube type oil gun

圖5 平行管式油槍示意Fig.5 Sketch of a parallel tube type oil gun

該電站6臺鍋爐均采用同心管式油槍，經(jīng)過近5年的使用后，主要存在以下問題（以330MW 鍋爐為例）：油槍堵塞頻繁，每周需清理1次，維護工作量大；油槍平均使用24個月后，出力大幅下降，由設計值4 t／h下降至3 t／h左右。采用同心管式油槍的伊朗Sahand電廠也存在同樣的問題，而采用平行管式油槍的沙特Rabigh電廠、沙特Shuqaiq電廠的油槍僅需每4周清理1次且出力未出現(xiàn)大幅下降。分析認為，主要原因是相比平行管式油槍，同心管式油槍內(nèi)外管間距太小，僅為8mm左右，油槍退出后內(nèi)外管間的剩余殘油無法徹底吹掃干凈，在內(nèi)管高溫蒸汽和爐內(nèi)高溫輻射的烘烤下結(jié)焦（如圖6所示），長期附著在內(nèi)管外壁和外管內(nèi)壁，減小了流通面積，導致出力下降。

圖6 油槍內(nèi)外管結(jié)焦情況Fig.6 Coking of inner and outer tubes of the oil gun

同時，該電站同心管式油槍平均使用20個月后，前端的金屬軟管會出現(xiàn)不同程度的破損和變形［13］，輕則導致油槍報廢，重則導致油槍著火點提前，直接燒損槍體和噴口（如圖7所示），每年需花費大量經(jīng)費更換油槍前端金屬軟管。采用同心管式油槍的伊朗Sahand電廠也存在同樣的問題，而采用平行管式油槍的沙特Shuqaiq電廠則不存在此問題（沙特Rabigh電廠采用的是硬管油槍，無可對比性）。分析認為，主要原因是在相同的柔韌性和通流能力下，相比于平行管式油槍，同心管式油槍外管直徑較大、壁厚較薄，外管彎曲時形變更大，承受的應力也更大，在反復上下擺動的過程中更容易損壞；再者，同心管式油槍外管外壁與其外套管內(nèi)壁容易因殘油結(jié)焦而黏結(jié)，油槍頻繁進退時更容易撕裂。

圖7 油槍金屬軟管破損和燃燒器噴口燒損Fig.7 Damage of a metal hose of a oil gun and burning of a burner nozzle

5 結(jié)論

本文針對伊拉克共和國Wassit電站6臺油氣鍋爐近6年使用過程中所存在的問題，重點分析了低溫腐蝕、油氣鍋爐振動產(chǎn)生的原因并提出了改進建議，同時對爐底水密封和機械密封、同心管式油槍和平行管式油槍使用中所存在的問題進行了比較。建議：燃用中東含硫量較高的原油時，空預器進口風溫和出口煙溫設計值應分別不低于80.0℃和175.0℃，以預防低溫腐蝕；應重視送風機出口流場均勻性對下游暖風器使用效果的影響；尾部煙道宜采用考登鋼，抗腐蝕效果更好；鍋爐設計初期應對爐膛振動和后煙井振動進行充分計算，避免后期出現(xiàn)問題時再花巨資改造；爐底水密封原理和結(jié)構(gòu)更簡明，相較于復雜的機械密封，長期使用效果更好；平行管式油槍不論是結(jié)焦程度還是使用壽命，均優(yōu)于同心管式油槍。希望上述建議能為業(yè)內(nèi)電力企業(yè)走出國門提供一定的借鑒。