墙式对冲燃烧锅炉水冷壁高温腐蚀原因分析及对策

华电国际电力股份有限公司技术服务分公司 崔修强

由于前后墙对冲燃烧锅炉燃烧器布置简单方便，近年来被广泛应用于600MW、1000MW超超临界等级的大型锅炉，逐渐成为我国火力发电厂的主要炉型之一。该炉型因燃烧器布置的需要，炉膛形式与切园燃烧的正方形结构不同，呈矩形结构，炉膛宽度较大，锅炉运行中存在沿炉膛宽度方向氧量分布不均，以及侧墙水冷壁高温腐蚀的共性问题[1-2]。随着低NOx燃烧及高硫煤的燃用，高温腐蚀现象愈加频繁，多数600MW以上的墙式对冲燃烧锅炉，均发现了不同程度的侧墙水冷壁高温腐蚀现象，影响了锅炉安全运行，导致机组大、小修期间必须进行大面积的水冷壁进行更换或喷涂工作，耗费大量的人力、物力。

1 影响水冷壁高温腐蚀的因素分析

影响锅炉水冷壁高温腐蚀的因素主要有燃煤中硫含量、燃烧区域还原性气氛、煤粉是否贴壁燃烧以及锅炉水冷壁温度条件等几方面原因[3]。

1.1 燃煤硫含量

燃煤中硫的含量越高，锅炉燃烧产生的腐蚀性硫化物（H2S）与游离态硫含量会越高，产生高温腐蚀的概率也越大。统计数据表明，频繁发生高温腐蚀的锅炉，燃煤中硫含量基本均大于1.5%，甚至达到2%～4%。试验研究表明，对于12Cr1MOV钢管材，在壁温500℃条件下，水冷壁腐蚀速度与烟气中的H2S浓度为正比例关系。

1.2 燃烧区域的还原性气氛

研究结果表明，在高温腐蚀区域均存在很强的还原性气氛，测试某1000MW机组腐蚀区域的气氛，在水冷壁腐蚀区域的贴壁烟气中，CO含量大于4000ppm，H2S含量大于350ppm，氧量低于0.5%。在炉内高温条件下高含量的还原性气体会对水冷壁的氧化铁保护膜产生破坏作用，把致密的氧化铁保护膜还原，形成疏松多孔的氧化亚铁，破坏金属表面的氧化物保护膜，同时使得硫与硫化氢等腐蚀性气体渗透进入氧化膜，并对之产生腐蚀作用，加快其腐蚀速度。

1.3 煤粉贴壁燃烧

煤粉贴壁燃烧多是由于配风或运行调整不当造成，导致煤粉燃烧后期风粉比例失当，在水冷壁的壁面附近缺氧燃烧，还原性气氛较强，同时水冷壁表面温度升高，为水冷壁的高温腐蚀提供条件；并且煤粉气流冲刷水冷壁管，水冷壁表面保护膜被煤粉气流不断冲刷破坏，腐蚀性气体硫化氢和硫得以达到金属表面，反应生成铁的硫化物，气流冲刷使得新产生的腐蚀产物被破坏，导致磨损、腐蚀过程循环往复进行，水冷壁管高温腐蚀加剧。

1.4 水冷壁温度条件

中间水冷壁属两侧墙受热。热负荷较高，当管外壁有黏附物时，管壁温度更高。当管壁温度大于300℃时，钢管表面腐蚀的速度明显加快。

2 减缓水冷壁高温腐蚀治理

为减缓水冷壁高温腐蚀问题，目前普遍采用增设贴壁风、增设防护涂层（喷涂）等方法防止高温腐蚀，但均存在各自的不足。在设备治理前提下，采用燃烧优化调整试验，提高锅炉氧量分布均匀性，是解决墙式对冲燃烧锅炉侧墙高温腐蚀的一个有效办法。

2.1 增设贴壁风

增设贴壁风，从二次风风箱引出一股二次风进入炉膛腐蚀区域，从而在水冷壁附近形成一层空气膜，一方面降低该处温度，另一方面形成富氧区，改善还原性气氛。对比试验表明，引入贴壁风后，烟气中含氧量显著提高，原来烟气中存在的大量还原性气体和腐蚀性气体消失，有效防止了高温腐蚀。为保证正常燃烧，贴壁风量应控制在总风量的5%以内。该方法需对锅炉二次风箱进行改造，同时贴壁风作为煤粉燃烧的“无组织风”进入炉膛。

2.2 采用渗铝管或增设防护涂层

采用渗铝管或增设防护涂层都是从抗高温腐蚀角度出发的被动措施，采用这种技术防止高温腐蚀有一定的效果，但不能从根本上解决水冷壁高温腐蚀。钢材采用表面渗铝以后提高了水冷壁管抗高温氧化、腐蚀和抗飞灰磨损的能力，能够减缓高温腐蚀，延长水冷壁管的安全运行时间。

2.3 综合治理与优化调整试验

某1000MW锅炉配置HT-NR3型燃烧器，该炉膛正常运行中各层内外二次风采用均等配风方式，内二次风门开度范围40%～50%，外二次风门开度范围40%～60%。锅炉运行中二次风送风量与旋流强度的调整，均是通过外二次风门的开度实现，增加外二次风门的开度，对应二次风量增大，旋流强度减小。该机组运行中存在炉膛出口烟气氧量均匀性差、烟道外侧缺氧、CO含量高、飞灰含碳量高的问题，为此进行了综合治理与优化调整试验。

2.3.1 氧量均匀性调整数值分析

根据优化调整试验数据，在一次风及二次风采用均匀配风方式下，沿炉膛宽度方向上，氧浓度场、烟气温度场分布特性呈现明显的中间高、两侧低的特征，同时锅炉侧墙的还原性气氛较强。温度场、氧浓度场、CO浓度场数据分别见图1、图3、图4。

图1 锅炉大屏底部沿炉膛宽度方向温度场特性

对于墙式对冲燃烧锅炉，沿炉膛宽度方向中心区域温度较高，形成较高的中心负压，二次风在二次风箱静压作用下进入炉膛，而二次风静压风箱的风压较小（0.3～0.5kPa），在沿炉膛宽度不同中心负压的作用下，导致不同燃烧器喷口二次风量的偏差。即中间燃烧器二次风量较大、风速偏高，两侧墙附近燃烧器二次风量较小、风速偏低，导致锅炉运行中沿锅炉宽度方向氧量分布不均。

2.3.2 一次风管上截流缩孔调整试验

一次风管上增加截流缩孔，开展运行优化调整试验，在不影响制粉系统正常运行的前提下，调整不同燃烧器的一次风管上的截流缩孔，改变进入不同燃烧器的一次风速及煤粉浓度，从而使一次风煤粉适应不同燃烧器二次风速、风量不均的实际情况，改善炉内沿炉膛宽度的氧量分布，提高侧墙水冷壁附近的氧浓度，缓解侧墙水冷壁高温腐蚀现象。

2.3.3 氧浓度与高温腐蚀倾向性关系试验

由前后墙对冲燃烧锅炉优化调整试验数据，锅炉侧墙附近某点的氧浓度不足2%时，还原性CO的浓度即会随氧浓度的降低而迅速升高；当氧浓度在2%以上时，CO的浓度基本稳定在一个很小的值附近。依据某1000MW墙式对冲燃烧锅炉侧墙区域各试验测点测试数据，氧浓度与CO浓度关系如图2所示。

图2 烟气中CO含量与氧量变化关系曲线

燃烧产物H2S的浓度受煤质因素影响较大，在忽略H2S绝对浓度的前提下，根据水冷壁附近烟气成分，可以得到判断水冷壁高温腐蚀发生概率的依据：氧浓度＞2%时，发生高温腐蚀概率较小；氧浓度＜1%时，水冷壁发生高温腐蚀的概率较大；氧浓度在1%～2%，同时CO浓度大于400ppm，水冷壁发生高温腐蚀的概率较大。

2.3.4 侧壁风配风调整试验

该机组进行了增设贴壁风改造，对侧壁风装置运行方式进行了优化调整，以提高两侧墙烟气含氧浓度，降低水冷壁管高温腐蚀速率，同时合理控制炉内总风量，降低贴壁风的投运对炉膛燃烧气氛的干扰程度。经过全面的综合调整与测试，获得了贴壁风最佳运行调整方式。即贴壁风三层支管分门采用保持底层全开、中间层50%开度、顶层10%开度的运行方式，不同负荷下贴壁风风量的调整，采用调整A、B侧调整总门开度的方式。不同负荷下，调整总门开度见表1。

表1 不同负荷下贴壁风推荐配风

2.3.5 燃烧器的二次风量优化配风调整试验

在调整一次风管截流缩孔的基础上，针对该机组燃烧器配置特性及运行中存在的问题，开展了二次风配风优化调整。对燃烧器内二次风门、外二次风门、侧墙贴壁风等参数进行了差异化调整。

试验数据表明，二次风门开度在60%左右，既可以获得较大的二次风量，同时旋流强度也能满足旋流燃烧器稳燃性要求。优化调整后锅炉采用碗式配风方式，提高侧边#1、#8、#2、#7号燃烧器的二次风送风量，降低中间二次风量，外二次风优化调整在35%～70%范围内，最终达到一次风煤粉与二次风氧量的相互匹配，调整后炉膛出口沿宽度方向氧量均匀分布，实现侧墙水冷壁高温腐蚀与锅炉燃烧效率的综合优化效果。优化调整后，具体二次风推荐配风方式见表2。

表2 优化调整后二次风推荐配风

炉膛氧量场均匀性调整试验结果说明，调整燃烧器内二次风、外二次风风速，对整个炉膛氧量场变化效果明显，调整后烟道外侧缺氧燃烧的现状得以缓解，沿锅炉宽度方向氧量场分布均匀，烟道外侧CO含量由1680ppm降低至100ppm，各测点平均值降低了526ppm，锅炉飞灰含碳量下降0.4个百分点，锅炉效率提高了0.5个百分点。调整前后，锅炉沿炉膛宽度方向氧量、CO分布特性变化见图3、图4。

图3 氧量沿炉膛宽度方向截面分布特性

图4 CO沿炉膛宽度方向截面分布特性

通过炉膛侧墙水冷壁高温腐蚀的形成机理与影响因素分析，针对某1000MW机组存在的侧墙高温腐蚀现状，数值计算及模拟后，采取增设贴壁风，并开展了燃烧优化调整试验，改变了锅炉热态运行时一次风、二次风不匹配，氧量沿炉膛宽度分布不均，侧墙水冷壁附近氧浓度不足以及还原性气氛较强等问题。有效缓解了锅炉侧墙水冷壁高温腐蚀的现状，保证机组安全运行。同时，锅炉不完全燃烧热损失减小，锅炉效率提高，锅炉运行经济效益有较大改善。