基于燃烧试验的水冷壁高温腐蚀诱因分析

郭 光，陈石凌，付金龙，董光明，朱伟雄

（杭州华电半山发电有限公司，浙江杭州 310015）

0 引言

某电厂4#锅炉为SG-420/140-M415型煤粉直流燃烧锅炉，1984年投产。运行3 a后发生首次水冷壁爆管故障，爆管位置位于北墙水冷壁，半个月后，北墙水冷壁第二次爆管，南墙水冷壁也发生爆管。更换水冷壁后恢复正常。运行12 a后西墙出现第一次爆管，之后又开始换至东墙。至今已多次发生爆管现象，每次小修时都要更换大量水冷壁，检修工作量大，影响锅炉运行的经济性和安全性。

爆管的水冷壁管均由高温腐蚀引起，高温腐蚀的水平位置都在一次风火焰的向火侧，垂直位置在燃烧器下两层一次风偏上位置。

为从根本上解决高温腐蚀问题并达到锅炉低负荷稳燃的要求，对燃烧器及其燃烧系统进行改造。为了解4#炉存在的问题，提出合理的改造方案，配合某大学燃料利用研究所对4#炉进行热态试验，同时为便于比较，对5#炉进行对比试验。

1 4#锅炉主要参数

（1）锅炉设计参数。额定出力420 t/h，过热器出口蒸汽压力13.72 MPa，过热蒸汽温度540℃，再热蒸汽流量350 t/h，给水温度240℃，再热蒸汽进口压力2.5 MPa，再热器出口蒸汽压力2.4 MPa，热风温度345℃，冷风温度20℃，排烟温度135℃，锅炉设计效率91.06%。

（2）燃料特性。碳含量54.62%，氢含量3.38%，氧含量5.64%，氮含量1.1% ，硫含量0.45%，灰分27.81% ，全水分含量7%，干燥无灰基挥发分21%，低位热值20 930 kJ/kg。

（3）燃烧器特性。燃烧器为直流式4角布置，下两层一次风集中布置。从下到上喷口布置分别为二、一、一、二、一、二、二、三次风（图1），3层一次风喷口都设计有周界风（平时运行基本不开周界风）。4角燃烧器为双切圆布置，1#，3#角燃烧器假想切圆直径200 mm，2#，4#角燃烧器假想切圆直径800 mm（图2）。

图1 燃烧器喷口布置

2 试验结果及分析

2.1 4#炉和5#炉对比试验

某电厂5#炉与4#炉为同型号锅炉，但5#炉基本没有高温腐蚀。5#炉与4#炉的主要区别：①采用了上下布置的浓淡燃烧器；②锅炉运行中开周界风；③中下二次风正偏17°。

图2 4角切圆示意

为深入了解4#炉高温腐蚀的原因，为改造提供依据，在各种不同的工况，对5#炉在相对4#炉发生高温腐蚀同样的位置（上一次风燃烧器向火侧）进行测量（表1），锅炉运行工况为负荷125 MW，双磨运行，开周界风。4#炉上、下一次风燃烧器区域水冷壁附近烟气分析见表2，运行工况为锅炉负荷125 MW，双磨运行，关周界风。

分析表1、表2数据可知，水冷壁附近还原性气氛很强是水冷壁高温腐蚀的主要原因。5#炉2个燃烧器背火侧的O2达到10%以上，2个燃烧器向火侧的O2也达6%以上，同时H2S在背火侧和向火侧都只有（1～2）mg/m3，因此基本不会产生高温腐蚀。而4#炉燃烧器背火侧O2达15.8%，H2S为9.06 mg/m3，因此也不会发生高温腐蚀，但在燃烧器向火侧O2只有0.9%，H2S达65.45 mg/m3，同时CO高达3.9×10-2，强烈的还原性气氛生成了水冷壁管高温腐蚀的条件。4#炉和5#炉在燃烧器附近测出的温度比较接近并且在正常范围，说明炉温对高温腐蚀的影响不大。

表1 5＃炉上一次风燃烧器区域水冷壁附近烟气分析

表2 4＃炉上、下一次风燃烧器区域水冷壁附近烟气分析

4#炉的烟气分析数据（表2）显示，在上层1#，3#角燃烧器的背火侧氧量较大（分别为17.6%和15.8%），CO2和H2S含量都很低，而燃烧器向火侧氧量非常小（上层为0.3%和0.8%，下层为1.36%和 4.57%），同时 CO 浓度很高（2#角高达 5.5×10-2，4#角高达4.8×10-2，存在很强的还原性气氛，同样是向火侧，2#角的H2S含量（21.24 mg/m3）远大于 4#角（0.57 mg/m3）,在实际运行中 2#角的高温腐蚀也大于4#角。因此，不仅CO等还原性气氛生成了水冷壁高温腐蚀的条件，其中H2S含量影响高温腐蚀的速度。对4#角下层一次风燃烧器向火侧烟气分析表明，下层燃烧器向火侧虽然氧量很低、CO很高，但H2S含量不高，因此4#角下层燃烧器向火侧水冷壁高温腐蚀不严重。

2.2 制粉系统启停对炉内气氛的影响

表3为5#炉2#角向火侧（上排一次风）试验数据，试验中保持炉膛出口氧量基本不变。表4为4#炉4#角向火侧（上排一次风）试验数据。由于测量仪器CO量程只有2×10-3，因此试验中超过2×10-3时测不到具体数值。

试验结果表明，制粉系统的启、停对炉内气氛有一定影响，但影响不大。其原因是虽然停磨后三次风量要由二次风加大风量代替，然而原来三次风中的煤粉量也要由一次风加大给粉量来补充。因此，燃烧的氧量变化不大。5#炉停磨后O2增加2.4%，CO下降3×10-4，4#炉停磨后O2增加1.3%，CO的变化受仪表量程限制没有测出。

2.3 周界风对炉内气氛的影响

表5为4＃炉4＃角向火侧（下排一次风）试验数据，表6为5＃炉2＃角向火侧（上排一次风）试验数据。测量结果显示，周界风的开、关对炉内气氛有一定的影响。如4＃炉开周界风后在测点处O2增加2.5%，5＃炉关周界风后测点处O2减少2.6%，说明高负荷运行时开周界风有利于减弱水冷壁附近还原性气氛，减轻水冷壁高温腐蚀。

表3 5#炉的2#角向火侧（上排一次风）试验数据

表4 4#炉4#角向火侧（上排一次风）试验数据

表5 4#炉4#角向火侧（下排一次风）试验数据

表6 5#炉2#角向火侧（上排一次风）试验数据

2.4 一次风率、二次风率、三次风率分析

根据锅炉效率和入炉煤煤质分析以及炉膛过剩空气系数，计算出锅炉给煤量68.69 t/h，取炉膛漏风系数为5%，得出4#炉在额定负荷时总风量为426 235.7 m3/h，实际运行测出的一次风率r1=22.56%，二次风率r2=57.43%，三次风率r3=20.32%。风量分配与原设计参数相差不大，（原设计r1=23.58% r2=60.92%r3=15.5%）。三次风量略大，燃用煤种基本合理。

3 结论

（1）造成燃烧器向火侧高温腐蚀的原因是产生腐蚀的区域存在强烈的还原性气氛，特别是当H2S含量较高时，加速高温腐蚀过程。

（2）4#炉上排一次风燃烧器向火侧水冷壁高温腐蚀由上游一次风尾迹造成，估计上游一次风尾迹有冲刷水冷壁的情况。另外，燃烧器一次风向火侧的提前着火消耗一部分氧量，加重还原性气氛。

（3）开周界风有利于增大炉内燃烧区的氧量，增强一次风刚性，减弱高温腐蚀区域的还原性气氛，减缓高温腐蚀。

（4）停磨运行时，由于二次风增大，炉内燃烧区域的氧量也增大，有利于减弱还原性气氛。因此，适当减少三次风量，增大二次风量有利于减缓高温腐蚀。

（5）4#炉一、二次风率基本合理，三次风率偏大一些。

（6）建议改造燃烧器及有关燃烧系统，从根本上解决高温腐蚀以达到低负荷稳燃的目的。