风量配比对W形火焰锅炉水冷壁高温腐蚀的影响研究

杨太勇, 张清福, 刘瑞东, 林伟康, 周文台

(1. 四川中电福溪电力开发有限公司, 四川宜宾 645152； 2. 中电华创电力技术研究有限公司, 上海 200080； 3. 上海发电设备成套设计研究院有限责任公司, 上海 200240)

我国无烟煤资源主要分布在西南地区，且存在硫含量高的特征，而燃用无烟煤一般选用W形火焰锅炉。由于W形火焰锅炉存在高炉温、易结焦特点，在高温腐蚀方面，W形火焰锅炉比常规炉型更加容易引起高温腐蚀的爆管，而水冷壁作为高温腐蚀的高发区域，值得研究。

1 腐蚀现象

在煤粉锅炉中，高温腐蚀主要有三种：硫酸盐型、氯化物型和硫化物型[1-2]。

(1) 硫酸盐型。

硫酸盐型腐蚀主要有两种途径：一种是灰渣层中的碱金属硫酸盐与SO3共同作用产生腐蚀；另一种是碱金属焦中硫酸熔盐腐蚀。熔融硫酸盐积灰层对金属壁面的腐蚀速度比气态硫酸盐要快得多。当温度在680 ℃左右时，熔融硫酸盐的腐蚀速度约为气态时的4倍。炉内水冷壁管管壁温度通常在600 ℃以下，所以熔融硫酸盐的腐蚀随管壁温度增高而加剧。现在的锅炉多为高参数锅炉，水冷壁壁温较高，结焦后高温腐蚀速度快，易发生腐蚀爆管。

(2) 氯化物型。

近年来很多研究结果表明，用高氯化物燃烧时，炉内氯化氢腐蚀是确实存在的，应给予重视。

(3) 硫化物型。

在燃烧器高度区域内，由于尚未燃尽的火焰直接冲刷到水冷壁管，使得燃料继续燃烧时消耗了大量氧气，使水冷壁管的外表面产生了硫腐蚀，硫化物型的高温腐蚀过程与黄铁矿的结渣过程也总是同时存在的。

2 原因分析

总结国内外研究，高温腐蚀的影响因素包括[3-7]煤质(煤的含硫量、灰中碱金属含量)、管壁附近烟气成分、管壁温度、火焰冲刷及磨损同时作用产生高温腐蚀、火焰温度波动等，研究还表明给粉不均匀对腐蚀也有很大影响。

(1) 煤质。

燃用煤质中硫、氯、碱金属均会对水冷壁造成不同类型的高温腐蚀。硫质量分数越高，受热面腐蚀现象越突出。

煤中的硫在燃烧过程中生成SO2，其中少量SO2转化成SO3，造成硫化物型的高温腐蚀。灰中碱金属氧化物K2O、Na2O在高温火焰作用下会产生升华现象，其升华成分与烟气中的SO3结合在一起，凝聚在受热面上，形成易熔的硫酸盐K2SO4、Na2SO4等，呈熔融状态的K2SO4和Na2SO4会侵蚀管壁生成钾、钠和铁的复合硫酸盐(K2Na2FeSO4)，这会造成硫酸盐型的高温腐蚀。尽管煤质因素对高温腐蚀影响较大，但就目前电厂对市场煤质采购可控性来说，煤质影响是属于难控因素。

(2) 烟气成分。

引起水冷壁管高温腐蚀的另一个主要原因是烟气中存在腐蚀性气体。由于燃烧器附近的火焰温度可达1 400～1 600 ℃，使煤中的矿物成分被挥发出来，这一区域烟气中NaOH、SO2、HCl、H2S等腐蚀性气体成分较多；同时水冷壁附近的烟气还处于还原性气氛，还原性气氛导致了灰熔点温度的下降和灰沉积过程加快，从而引起受热面的腐蚀。

(3) 管壁温度。

管壁温度是影响腐蚀的重要因素之一。在300～500 ℃，管壁外表面温度每升高50 K，腐蚀程度则增加一倍[1]。

(4) 火焰冲刷及磨损。

保护膜的损坏可能是由于磨损、腐蚀剂熔解、温度和烟气介质成分显著变化等，其中未燃尽煤粉的磨损作用很大。当未燃尽的火焰流冲刷水冷壁管时，煤粉的尖锐棱角具有很大的磨损作用。磨损破坏了由腐蚀产物形成的不太坚固的保护膜，烟气介质便急剧地与纯金属发生反应。这种腐蚀和磨损相结合的过程，会大大加剧金属管子的损坏过程。

(5) 火焰温度波动。

煤粉的着火温度很高，当在空间和时间上产生不均匀时，便会形成温度相当低的粉流，因而在炉膛里不能完全着火。火焰温度发生很大幅度的波动，从而在靠近喷燃器的区域内发生腐蚀。

3 试验研究

锅炉炉型及燃用煤质确定以后，影响水冷壁高温腐蚀的主要因素就是水冷壁附近的烟气气氛。试验选择600 MW超临界W形火焰锅炉进行实炉试验研究，通过改变总风量，测试了不同负荷下水冷壁不同标高沿炉宽的烟气成分。根据实际运行状况，调节省煤器入口O2体积分数(改变总风量)进行测试(见表1)。测试过程中锅炉前后墙风门采用均等配风，且在试验过程中二次风风门不做调整。

表1 试验工况 %

试验工况的选择是基于目前电厂的运行方式而定的，表1中的工况1、工况4、工况7是目前电厂在该负荷下运行常用的O2体积分数，根据该O2体积分数，适当上浮O2体积分数进行试验。

在36 800 mm标高及48 500 mm标高位置的前后墙上进行测试，测试位置见图1。每层标高6个测点，共计12个测点。

图1 沿炉宽的测试位置

通过测试不同标高沿炉宽前后墙位置的烟气成分，分析：

(1) 同一标高沿炉宽的O2体积分数分布，分析沿炉宽的O2体积分数场，找出锅炉缺风的位置。

(2) 分析不同标高同位置O2、CO、H2S的体积分数，分析炉内的燃烧状况及硫化物的生成情况。

4 结果分析

通过对不同标高位置、不同锅炉负荷、不同烟气成分、不同氧量工况试验数据整理得到以下结果。

4.1 不同标高

以600 MW负荷工况7为例，其前后墙36 800 mm标高位置及48 500 mm标高位置的O2、CO、H2S测试结果见图2～图4。

图2 不同标高位置的贴壁O2体积分数

图3 不同标高位置的贴壁CO体积分数

图4 不同标高位置的贴壁H2S体积分数

通过测试分析发现O2体积分数呈现两个特征：一是48 500 mm标高的前后墙沿炉宽测点的贴壁O2体积分数比36 800 mm标高同水平位置测点的贴壁O2体积分数低，说明随着炉内烟气的上升，燃烧不断进行，并消耗O2，此时省煤器入口O2体积分数在2.5%～3.0%，而36 800 mm标高沿炉宽平均O2体积分数在4.0%～4.5%，48 500 mm标高沿炉宽的平均O2体积分数在2.5%左右，说明在48 500 mm标高以上炉内燃烧速率已经很低，耗氧量已经很小了；二是无论前墙还是后墙，两层标高均呈现出沿炉宽中间低、两边高的特点，说明中间相对缺风，而两侧风量充足。

不同标高沿炉宽的CO体积分数分布呈现两个特征：一是前墙的CO体积分数比后墙高得多，说明前墙存在燃烧不充分性更加强烈，尤其是前墙中部的CO体积分数接近1%，说明高负荷前墙中部缺风严重，与氧量的测试结果相互印证；二是随着标高的增加，CO体积分数逐渐减少，反映出炉内随着烟气的上升，CO和O2进行了燃烧反应，说明炉内还原性气氛最重的是燃烧器区域，在结焦防治上应该是重点对象。

随着标高的增加，H2S体积分数略微增加，说明炉内H2S的生成是需要时间的，但是增加的量不大，且前后墙H2S体积分数相当，在0.012%～0.014%。

4.2 不同O2体积分数

在满负荷下，通过调节总风量、改变省煤器入口O2体积分数，按照工况7、工况8、工况9进行试验。测量36 800 mm标高位置在不同O2体积分数下的贴壁烟气成分，测试结果见图5～图7。

图5 不同氧量工况下的贴壁O2体积分数

图6 不同氧量工况下的贴壁CO体积分数

图7 不同氧量工况下的贴壁H2S体积分数

随着总风量的增加，呈现出三大特征：一是前墙中部O2体积分数与总风量变化关系不大，前墙中部O2体积分数一直在1.5%左右，说明此处缺风严重，总风量增加所带来的前墙中部份额增加无法缓解此处的缺风；二是随着总风量的增加，前后墙的CO均有所下降，前墙下降更加明显，这说明加风还是有所效果的；三是随着风量的增加，H2S的生成量先是略微增加，然后基本不再变化。

4.3 不同负荷

在不同负荷下，按照日常运行的O2体积分数进行测试，36 800 mm标高测试结果见图8～图10。

图8 不同负荷下的日常工况贴壁O2体积分数

图9 不同负荷下的日常工况贴壁CO体积分数

图10 不同负荷下的日常工况贴壁H2S体积分数

上述试验结果发现：负荷越低，锅炉的过量空气系数越大，贴壁O2体积分数也越大；负荷越低，CO的生成量越低，和高负荷不在同一数量级，但是低负荷H2S的生成反倒是高得多，说明H2S的生成和氧量有关。高负荷的时候H2S含量较低，有利于缓解气态高温腐蚀的。

5 结语

通过对不同标高、不同负荷下沿炉宽的烟气成分测量，得出以下规律：

(1) 前墙中部在不同负荷及配风风量的情况下均存在缺氧的状况，CO体积分数与O2体积分数关系密切，各个负荷段下都应该强化前墙中部的配风。

(2) 锅炉H2S的生成与过量空气系数关系密切，O2体积分数越高，H2S体积分数也越高。但总的来说，H2S的体积分数在0.012%～0.015%，属于可控范围。

(3) 目前不同负荷段下的常用工况平均O2体积分数较高， H2S体积分数在0.012%～0.014%，CO最高在满负荷下，前墙平均体积分数在0.3%～0.4%。因此，目前常用工况O2体

积分数下的高温腐蚀属于正常可控状态，但是，还可以通过适当优化前后墙及炉宽方向的配风来进一步缓解高温腐蚀。

参考文献：

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