▎一、引言

隨著國家環(huán)保政策的日趨嚴格，為滿足新的污染物排放國家標準，電爐膛空氣分級、低氮燃燒器等低氮燃燒技術在站鍋爐上大量推廣應用。其基本原理是將燃料與空氣在一定程度上實現(xiàn)分離，使得爐內主燃燒區(qū)域為還原性氣氛，從而降低氮氧化物的排放。但在超臨界鍋爐上應用這些低氮技術會導致爐膛水冷壁區(qū)域的發(fā)生高溫腐蝕。

水冷壁區(qū)域的高溫腐蝕是指爐內水冷壁管在高溫煙氣的環(huán)境里，具有高的管壁溫度時所發(fā)生的銹蝕現(xiàn)象。而發(fā)生高溫腐蝕的最重要的內因條件是燃料中的含硫量較高，外部條件是高溫煙氣引起的水冷壁的高管壁溫度和煤粉火焰貼墻,壁面區(qū)域高還原性氣氛。水冷壁區(qū)域的高溫腐蝕通常集中在燃燒器附近。高溫腐蝕易造成水冷壁管變薄，從而引起爆管現(xiàn)象。水冷壁泄露爆管是影響鍋爐安全運行的主要原因之一，對機組的穩(wěn)定運行影響很大。

本項目結合對靖海電廠600MW機組鍋爐水冷壁區(qū)域高溫腐蝕的治理過程，在深入探究低NOx燃燒技術與鍋爐高溫腐蝕之間關系的基礎上，研究開發(fā)出能有效防止高溫腐蝕的方法，在鍋爐上對燃燒系統(tǒng)進行了優(yōu)化設計和改造，并對鍋爐的運行方式進行了調整。基本解決超臨界對沖旋流燃燒鍋爐側墻水冷壁的高溫腐蝕問題，為同類型鍋爐高溫腐蝕問題的解決提供借鑒。

▎二、設備現(xiàn)狀

1.鍋爐設備的基本情況。

廣東粵電靖海發(fā)電有限公司#1、#2機組600MW超臨界機組鍋爐是超臨界參數(shù)變壓直流鍋爐（DG1950/25.4-II2），該爐為東方鍋爐廠生產的單爐膛、一次再熱、平衡通風、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構架、懸吊結構Π型鍋爐。鍋爐采用中速磨煤機冷一次風機正壓直吹式制粉系統(tǒng)，每臺爐配6臺中速磨煤機。每臺磨煤機出口對應6根一次風管。采用低NOX旋流煤粉燃燒器，前后墻對沖布置，允許某層單排燃燒器投運。36 只 HT－NR3 低 Nox 旋流式燃燒器分三層分別布置在爐膛前后墻螺旋水冷壁上。在每只 HT-NR3 燃燒器中，燃燒的空氣被分為三股，它們分別是：直流一次風、直流二次風和旋流二次風。在最上層燃燒器之上布置有燃盡風(OFA)風口，16 只燃盡風風口分別布置在前后墻上。鍋爐設計煤種為神府東勝煤，校核煤種為晉北煙煤。鍋爐全爐墻和煙道采用焊接膜式結構。汽水系統(tǒng)中爐膛下部水冷壁和冷灰斗采用內螺紋管螺旋管圈水冷壁，上部水冷壁和煙道水冷壁采用垂直上升水冷壁。

2.鍋爐水冷壁的腐蝕現(xiàn)狀。

廣東粵電靖海發(fā)電有限公司#1機制鍋爐自2007年1月投運以來主要燃用神混煤、大友煤以及平朔煤，據(jù)鍋爐歷次檢修情況，發(fā)現(xiàn)燃盡風與下層燃燒器標高范圍內兩側墻中部水冷壁高溫腐蝕嚴重，該問題已嚴重威脅到#1鍋爐長期安全穩(wěn)定運行。

2010年4月C級檢修期間，對#1爐水冷壁區(qū)域進行了全面檢查。檢查中發(fā)現(xiàn)，#1爐螺旋水冷壁A、B兩側墻從燃盡風到最上層吹灰器區(qū)域以及斜坡水冷壁與爐墻交界處發(fā)生大面積腐蝕。單側墻燃盡風以上腐蝕范圍大約為15×16米的區(qū)域，兩側墻總面積約500平方米。水冷壁與爐墻交界處也有約200平方米發(fā)生腐蝕。螺旋水冷壁管原厚度為7.5mm，而敲掉垢后用測厚儀進行測量，結果發(fā)現(xiàn)平均厚度只剩下6mm，最薄處只有5.7-5.8m，因此水冷壁可能因腐蝕而減薄。

#1機組鍋爐的水冷壁管初始厚度為7.5 mm，經過3年運行之后的側墻水冷壁厚度分布發(fā)生較大變化。從檢查的情況看，水冷壁腐蝕減薄現(xiàn)象面積較大，平均減薄量約為1.5mm，問題非常嚴重。A側墻壁厚在6-6.8mm的區(qū)域面積約為350m2，B側墻的約為490m2，而且腐蝕區(qū)域主要分布在側墻中心和靠近前墻區(qū)域。為了降低NOx的排放，鍋爐采用了爐膛空氣分級技術，因此在主燃燒器區(qū)域過量空氣系數(shù)小于1，煤粉燃燒不完全，產生較多的CO，煙氣處于還原性氣氛。由于對沖鍋爐存在氣流沖刷側墻水冷壁的現(xiàn)象，造成了側墻水冷壁暴露于還原性氣氛中，因而容易引起高溫腐蝕。腐蝕嚴重的側墻區(qū)域靠近前墻，原因可能是后墻的風量比前墻的大，使得前后墻對沖的截面靠近前墻，而對沖氣流沖刷側墻最嚴重的位置在對沖截面區(qū)域，因而腐蝕最嚴重的區(qū)域在側墻中心靠近前墻的位置。

▎三、水冷壁高溫腐蝕的原因分析

1.腐蝕物產物的分析。

為了分析水冷壁不同區(qū)域腐蝕產物，沿著腐蝕管的剖面，取3處不同位置的樣本，分別為腐蝕管外層產物、內層產物和背火面外層產物，將樣本制成粉樣，密封保存，進行X射線衍射（XRD）分析、場發(fā)射掃描電子顯微鏡-能譜分析（SEM-EDS）。通過對腐蝕管產物的物相分析，發(fā)現(xiàn)在腐蝕產物內層鐵、硫的含量較高，其組成應該是由腐蝕介質腐蝕管壁金屬以及金屬保護膜生成的鐵硫化物，由于腐蝕產物的微觀結構有大量孔隙，腐蝕氣體以及腐蝕介質可以直接穿透表面，對內部產生破壞，使內部管壁硫化。由內而外硫、鐵元素含量總體呈下降趨勢；硅、鋁元素由內而外呈上升趨勢，與飛灰影響有關。其他元素如鈣等含量相對較少，在整個腐蝕產物中含量變化不明顯。由于腐蝕產物結構疏松多孔，不能阻止腐蝕介質的侵入，使得腐蝕不斷向基體金屬發(fā)展，腐蝕不斷加劇。從以上分析基本可以得出該高溫腐蝕類型應為硫化物型腐蝕。

2.水冷壁貼壁氣氛的分析。

直接測量爐膛內部氣氛的分布極為困難，利用空預器進口處的測孔對這段區(qū)域的煙氣進行了組分的測量，獲取了CO、O2和NOx沿著爐膛寬度方向上的分布情況。空預器進口處靠近A側墻的有13個測孔，依次標記為A1、A2、A3、…、A13，A1距離A側墻最近，A13測孔則位于空預器入口段沿寬度方向的中心位置。靠近B側墻的測孔也有13個，依次標記為B1、B2、B3，…，B13，B1位于A13的旁邊，B13結束于靠近B側墻的位置。

鍋爐空預器進口的CO、O2和NOx排放濃度分布如圖2.1至圖2.3所示。爐膛內的煙氣流經尾部煙道后到達空預器進口，煙氣在流動過程中并沒有寬度方向上混合，因此空預器進口的煙氣組分沿著寬度方向的分布趨勢與爐膛內部的煙氣組分分布趨勢一致。圖2.1所示為CO沿著爐膛寬度方向的變化特點，平均CO濃度為817 ppm，CO濃度極高，表明爐內燃燒不充分，有較強的還原性氣氛。CO濃度分布呈現(xiàn)兩邊高中間低的分布特點，即靠近兩側墻的煙氣中CO很高，而中部區(qū)域的CO濃度很低。

在空預器入口段，CO濃度分布呈現(xiàn)兩邊高中間低的分布特點，即靠近兩側墻的煙氣中CO很高，而中部區(qū)域的CO濃度很低；氧氣濃度分布，呈現(xiàn)出中間高兩邊低的分布特點；NOx濃度呈現(xiàn)中間高兩邊低的分布特點，靠近A側墻的NOx濃度比靠近B側墻的NOx濃度低。CO平均濃度為817ppm，CO濃度極高，表明爐內燃燒不充分，有較強的還原性氣氛。氧氣平均濃度為3%，表明氧氣的濃度較為合理。氧氣的濃度分布與CO濃度呈現(xiàn)相反的分布趨勢，中間的氧氣濃度可達4%，而靠近側墻區(qū)域的氧氣濃度只有2%到3%之間。靠近A側墻的CO濃度高于靠近B側墻的CO濃度。高的CO濃度有利于降低NOx的排放，但是太高的CO濃度會使爐膛水冷壁面處于還原性氣氛中，促使水冷壁面高溫腐蝕的幾率增加。

對鍋爐空預器入口處和爐膛側墻貼壁氣氛的測量結果表明，爐膛兩側墻區(qū)域處于強還原性氣氛中。HT-NR3型低氮旋流燃燒器采用了火焰內脫除NOx的理念，其火焰短粗且擴展角較大，靠近側墻的旋流燃燒器沖刷側墻水冷壁的可能性增大。此外該鍋爐將20%的二次風量作為燃盡風從主燃區(qū)上方噴入爐膛，使得燃燒器區(qū)域的火焰處于缺氧燃燒的狀態(tài)，形成還原性氣氛，這種氣氛有利于FeS的形成。當靠近側墻的燃燒器的還原性火焰沖刷側墻時，會使火焰中未燃盡的燃料和FeS在側墻水冷壁的沉積。未燃盡的燃料和FeS會引發(fā)水冷壁高溫腐蝕。

綜上所述，通過對對爐內高溫腐蝕的分布，高溫腐蝕程度的現(xiàn)場測試，并對高溫腐蝕產物進行的分析，結合爐膛水冷壁四周煙氣成分分析和鍋爐排煙煙氣成分分析，獲得了鍋爐水冷壁高溫腐蝕的主要原因在于：鍋爐爐膛內采用空氣分級燃燒和火焰內還原的低氮燃燒器，導致主燃燒器區(qū)域水冷壁附近缺氧，CO濃度很高，并產生高濃度的H2S；同時由于燃燒器的結構及其火焰特性，在側墻中部有火焰刷墻現(xiàn)象發(fā)生，導致煤粒在水冷壁附近燃燒，從而形成嚴重的硫化物型高溫腐蝕。

▎四、對沖旋流燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕治理方案研究

在實際運行過程中除了水冷壁附近缺氧，還原性氣體濃度高是造成水冷壁高溫腐蝕的主要原因之外，鍋爐水冷壁高溫腐蝕還與燃煤含硫質量分數(shù)過高、煤粉氣流刷墻水冷壁管壁溫度偏高等因素有關。針對這些問題，需要從多個方面進行全面治理才能較為完善的處理好鍋爐水冷壁高溫腐蝕問題。

1.燃燒調整。

以該鍋爐為例，入爐煤質年度平均含硫量為0.6%，在鍋爐水冷壁高溫腐蝕專項調整試驗中，主要針對還原性氣氛和煤粉氣流刷墻進行，試驗中以還原性氣體H2S和CO、壁面附近氧濃度、貼壁面煤粉量為參考指標。

(1)摸底工況，在兩側墻高溫腐蝕最嚴重區(qū)域共裝設15 個測點（即中層燃燒器標高至爐膛下層吹灰器標高），測試表明兩側墻貼壁氧量均在0.1%-0.3%，CO 和H2S 濃度較大，大部分已經超過儀器儀表量程（CO 和H2S 量程上限分別為10000ppm和 1203ppm），且抽出氣體中含有大量煤粉，兩側墻煤粉氣流刷墻嚴重，NOx 排放量為217 mg/Nm3。

(2)外二次風旋流調整試驗，在運行氧量不變前提下外二次風開度為100%/50%/30%/30%/50%/ 100%。將空氣由中間壓向兩側，然而效果并不明顯，主要原因為鍋爐設計中燃盡風占二次風總量較高，BMCR 工況下達38%，空氣分級程度較大，爐內整體還原性氣氛濃厚。

(3)燃盡風份額試驗，燃盡風擋板開度分別為100%、70%、50%，降低燃盡風份額，加大主燃區(qū)空氣供給量，結果顯示側墻附近氧量有所上升，CO 和H2S 還原性氣體濃度有所減少，大部分測點抽出煤粉量大幅減少，NOx 排放量小幅增加，燃盡風調整對改善壁面氣氛和緩解煤粉刷墻作用較大。然而，燃盡風開度為50%時，由于風箱調節(jié)節(jié)流作用，導致送風機電流和出口風壓大幅增加，說明燃盡風在二次風中所占份額較大，其風門開度變化對送風機的相關參數(shù)有很大影響，燃盡風開度受風機性能特性影響深度調節(jié)有限。

(4)投磨方式試驗，由5 臺磨運行改為6 臺磨運行后，二次風壓降低較明顯，進而入爐射流剛性變差，氣流速度迅速衰減，風包粉效果減弱，煤粉顆粒更易離析，而5 臺磨運行中雖然還原性氣氛未徹底改善，但煤粉刷墻已明顯減弱。

(5)高氧量試驗，即提高運行氧量后，水冷壁側墻附近氧量有所升高，CO 濃度依然較大，超出測量儀表量程，抽出煤粉量較大，但H2S 濃度有所降低，說明提高運行氧量對解決煤粉刷墻和根本性降低CO 濃度影響不大。

(6)綜合治理試驗（兼一次風壓調整試驗），根據(jù)上述試驗遴選出最優(yōu)參數(shù)，適當調節(jié)一次風壓，由8.2 kPa 降至7.9 kPa，僅個別測點有少量煤粉抽出外，其余測點均無煤粉，表明煤粉刷墻得以解決，H2S 濃度相比5 臺磨運行時有所減小，但還原性氣氛仍然濃厚。

水冷壁高溫腐蝕專項試驗結果顯示，通過采取諸多調整手段后煤粉刷墻基本得以消除，但爐內還原性氣氛未能得到根本的改善，燃盡風占二次風總量份額偏大，對于高溫腐蝕乃至鍋爐運行長期安全性存在較大影響。

2.金屬噴涂。

在水冷壁表面噴涂耐腐蝕金屬可將腐蝕性氣氛與管材基體Fe 隔離，是目前超臨界對沖燃燒鍋爐水冷壁防止高溫腐蝕的主要措施，噴涂材料主要為45CT、高鎳鉻合金和FeCrAl 涂層，具有良好的抗高溫腐蝕性能，但對高溫腐蝕區(qū)域進行噴涂防腐涂料處理，并不是治本的辦法，只可在一定程度上減緩腐蝕速度，受現(xiàn)場施工工藝控制的影響較大，防腐涂料的壽命周期為1 至5 年。

3.燃燒系統(tǒng)的綜合改造。

水冷壁附近缺氧，還原性氣體濃度高是造成水冷壁高溫腐蝕的主要原因，針對這個問題提出了靠近側墻燃燒器的結構優(yōu)化和增加側燃盡風（貼壁風）結合防止水冷壁高溫腐蝕的現(xiàn)場改造方案。改造總體思路是改變二次風風量比例和提前混合，降低燃盡風占二次風量的比例，弱化爐膛空氣分級燃燒，同時起到強化風包粉效果，也使著火提前燃燒更充分，減少爐內強還原性氣氛。

（1）增加貼壁風改造。

在前后墻下層燃燒器標高以下1 m距離側墻1 m處開圓形噴口Φ400共4個，類似側燃盡風，氣流前后對沖布置，貼壁風由二次風箱總管引入，確保下層燃燒器停運時貼壁風連續(xù)形成。貼壁風覆蓋區(qū)域較弱時，同時在中、上層燃燒器標高以下再各布置一層貼壁風，使下游水冷壁區(qū)域形成一層覆蓋表面的空氣膜，防止高溫腐蝕產生。

（2）燃燒器的優(yōu)化改造。

1）增加燃燒器內二次風通流面積燃燒器內二次風在穩(wěn)焰環(huán)“筋”肋處通流面積較小，通過減少穩(wěn)焰環(huán)“筋”肋數(shù)量和通流端面厚度，切除“筋”肋前端擋圈，增加內二次風量穩(wěn)焰環(huán)與噴嘴連接方式和數(shù)量不變，端面厚度除連接螺栓處外均減小至25 mm，穩(wěn)焰環(huán)擴錐厚度加厚至15 mm，提高強度。改造后主燃燒器區(qū)域二次風量增加，強化風包粉效果，同時降低燃盡風比率，弱化爐膛分級燃燒效果，內二次風量增加使著火提前且燃燒更充分，可改善爐內強還原性氣氛。對于燃燒器改造后帶來的NOx 排放量增大，可在運行中通過燃燒器內外二次風量的配比調整，達到安全運行和環(huán)保排放的平衡點，使得壁面氛圍得到改善同時又將NOx 排放量控制不超過400 mg/Nm3。

2）燃燒器偏裝。

燃燒調整試驗發(fā)現(xiàn)，煤粉氣流沖刷側墻水冷壁情況嚴重，為改善煤粉氣流刷墻，可調整每層靠側墻的兩個燃燒器噴射角度。將靠側墻最近的燃燒器噴射角度向爐膛中心水平偏裝7 度，緊挨的第二個燃燒器噴射角度向內偏裝3度，每層調整4 臺燃燒器。

3）外二次風導流筒改造。

將導流筒擴錐角度從45°調整至35°，降低外二次風的擴散范圍和二次風提前混合，使外二次風向燃燒器噴射中心集中；切割導流筒深度，將燃燒器外二次風導流筒軸向長度減小1/3，旋流外二次風提前對內二次及一次風產生影響。

4）燃燒器中心風改造。

現(xiàn)有燃燒器中心風取自送風機出口，為冷二次風。將其改造直接從二次風大風箱引入，采用熱二次風作為中心風，降低煤粉著火熱。

▎五、對沖旋流燃燒鍋爐水冷壁高溫腐蝕治理效果

現(xiàn)場試驗結果表明，改造靠側燃盡風并增加貼壁風后，主要還原性氣體CO含量得到了顯著降低，而氧含量得到了極大提升，能夠有效改善水冷壁側墻還原性氣氛，將極大的緩解高溫腐蝕。對AB側墻水冷壁的厚度進行了停爐檢測，同樣在側墻中心和靠近前墻區(qū)域，水冷壁厚度減薄現(xiàn)象得到很大程度緩解，證實了改造方案效果優(yōu)異。

針對超臨界對沖燃燒鍋爐水冷壁出現(xiàn)的嚴重高溫腐蝕問題，從高溫腐蝕機理研究出發(fā)，提出了貼壁CO、NO、H2S濃度多因素耦合的高溫腐蝕風險評價方法，彌補了傳統(tǒng)的貼壁CO濃度判別方法的不足。開發(fā)了一種優(yōu)化燃燒氣氛分布的高低氮智能組合燃燒系統(tǒng)，解決了鍋爐燃燒安全和低氮氧化物排放之間的矛盾，提出燃燒器改造方案即減小燃燒器擴口角度以控制過大的環(huán)形回流區(qū)，并且改造中心擴錐以適當降低一次風中顆粒運動剛性，此兩個措施的主要目的為從燃燒器本身出發(fā)控制擴展角過大的火焰，防止火焰刷墻。

創(chuàng)新性地開發(fā)了單獨送風的貼壁風和燃燒器的結構優(yōu)化集成技術，貼壁風總風管通過支管直接與噴嘴相連接，將小部分剛性足的二次風噴入鍋爐形成貼壁風。保證了二次風的剛性，同時增強了二次風的貼壁性能。貼壁風直接引自總風管內的二次風，其剛性強，風量足，能夠在側墻上形成良好的貼壁風，改善水冷壁附近強還原性氣氛，保護水冷壁不受高溫腐蝕。同時由于貼壁風剛性足，能夠保護水冷壁與含堿性氧化物的飛灰及煙氣的接觸，進一步抑制高溫腐蝕發(fā)生的條件。考慮到了鍋爐實際運行中多變的工況與燃燒復雜的情況，在支管上設置了風量調節(jié)閥以及在噴嘴內設置了導流葉片。調節(jié)風量與風向可以在鍋爐實際運行過程中，從而可以更好地保護水冷壁不受高溫腐蝕侵害鍋爐應用燃燒器改造方案和貼壁風改造方案后，又對其進行了細致的制粉系統(tǒng)調整和燃燒調整實驗，獲得了最佳的磨煤機投運方式，貼壁風量配比，一次風管配平，最佳制粉方式等從而使改造方案能發(fā)揮最佳效果。經過長時間運行考驗，為國內首創(chuàng)的超超臨界對沖旋流燃燒鍋爐有效控制爐膛高溫腐蝕的綜合治理方案并已獲得長期運行考驗。本改造方案被東方鍋爐推廣到數(shù)十臺新鍋爐的燃燒系統(tǒng)設計和鍋爐改造中。

（來源：廣東粵電靖海發(fā)電有限公司）