燃用高硫煤四角切圓鍋爐水冷壁高溫腐蝕治理

毛曉飛，左志雄，汪正海，劉宣義，董中俊

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燃用高硫煤四角切圓鍋爐水冷壁高溫腐蝕治理

毛曉飛1，左志雄2，汪正海1，劉宣義1，董中俊2

（1.國電科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，湖北 武漢 430066； 2.國電長源漢川第一發(fā)電有限公司，湖北 漢川 431614）

針對某330 MW機(jī)組燃用高硫煤四角切圓鍋爐水冷壁出現(xiàn)的高溫腐蝕問題，采用自主研制的一種防腐耐磨涂層材料對水冷壁管進(jìn)行了超音速電弧熱噴涂，并對水冷壁貼壁煙氣中O2、CO及H2S體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行了測試，分析了運(yùn)行氧體積分?jǐn)?shù)、二次風(fēng)配風(fēng)方式（含燃燒器周界風(fēng)）、一次風(fēng)量、三次風(fēng)量、煤粉細(xì)度等因素對水冷壁高溫腐蝕的影響，通過優(yōu)化鍋爐運(yùn)行方式，高負(fù)荷下水冷壁貼壁還原性氣氛大幅下降，尤其H2S體積分?jǐn)?shù)由之前的0.030%~0.045%降至0.030%以下，局部降幅高達(dá)50%以上。通過上述綜合治理措施，該爐在2016年12月大修結(jié)束后運(yùn)行至今，未發(fā)生燃燒器區(qū)域的水冷壁管及涂層的更換，根據(jù)理論計(jì)算涂層可服役時(shí)間約為3.41年，可保證向火側(cè)管壁在1個(gè)大修周期不會因腐蝕導(dǎo)致失效。

四角切圓鍋爐；高硫煤；低氮燃燒器；水冷壁；高溫腐蝕；熱噴涂；還原性氣氛；綜合治理

隨著低氮燃燒技術(shù)的普及，我國燃煤電站鍋爐的燃燒器區(qū)域水冷壁管，常常因高溫腐蝕嚴(yán)重而減薄過快，嚴(yán)重影響電廠的安全穩(wěn)定運(yùn)行[1-4]。300 MW等級的燃煤火電機(jī)組在我國電力系統(tǒng)中仍然占有相當(dāng)高的比例，同時(shí)受煤炭市場影響，電廠動力用煤中高硫煤占有較大比重，所以對燃用高硫煤的300 MW等級機(jī)組鍋爐而言，水冷壁高溫腐蝕問題更突出。

本文針對某330 MW機(jī)組燃用高硫煤的四角切圓鍋爐在低氮燃燒器改造后水冷壁出現(xiàn)的高溫腐蝕問題，在研究該爐水冷壁管高溫腐蝕失效機(jī)理的基礎(chǔ)上，自主研制了一種新型防腐耐磨涂層材料，并采用該涂層材料對水冷壁管進(jìn)行了超音速電弧熱噴涂，結(jié)合水冷壁貼壁氣氛測試技術(shù)、鍋爐燃燒運(yùn)行優(yōu)化技術(shù)等綜合治理手段，極大地緩解了水冷壁高溫腐蝕問題。

1 設(shè)備概況

某電廠330 MW機(jī)組鍋爐為SG-1025/18.3-M836型、亞臨界參數(shù)、一次中間再熱、單汽包、單爐膛、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣Π型煤粉鍋爐。采用鋼球磨煤機(jī)中間儲倉式熱風(fēng)送粉系統(tǒng)，四角切圓燃燒方式。鍋爐設(shè)計(jì)燃煤為平頂山貧煤，煤質(zhì)特性見表1。

表1 煤質(zhì)特性

Tab.1 The coal characteristics

鍋爐主燃燒器共12層噴口，自下而上依次為AA、下三次風(fēng)、A、AB、B、BC、上三次風(fēng)、C、CD、D、DD、OFA。其中，一次風(fēng)（除B層微油燃燒器外）全部采用上下濃淡中間帶穩(wěn)燃鈍體的燃燒器，在BC層和OFA層兩側(cè)加裝有貼壁風(fēng)，在主燃燒器上方約6.7 m處布置4層SOFA噴口。燃燒器布置如圖1所示。

圖1 燃燒器布置示意(mm)

2 水冷壁高溫腐蝕現(xiàn)狀及原因

2.1 高溫腐蝕現(xiàn)狀

2014年6月鍋爐完成低氮燃燒器改造，在 2015年9月（機(jī)組實(shí)際運(yùn)行時(shí)間約300天）機(jī)組臨停檢查中發(fā)現(xiàn)，鍋爐爐膛水冷壁高溫腐蝕嚴(yán)重，主要腐蝕區(qū)域沿高度方向從第7層燃燒器中心水平位置（上三次風(fēng)噴口，標(biāo)高約17 m）到SOFA-I層燃盡風(fēng)噴口中心水平位置（標(biāo)高約30 m），總高度約 13 m，尤其后墻標(biāo)高22 m至27 m，總高度5 m區(qū)域腐蝕減薄更嚴(yán)重?，F(xiàn)場檢查發(fā)現(xiàn)：水冷壁表面腐蝕產(chǎn)物外側(cè)主要呈黃褐色和灰白色，有不規(guī)則疏松凸起；內(nèi)側(cè)主要呈棕褐色或棕黃色，部分呈黑色，較致密；各部位水冷壁向火側(cè)腐蝕產(chǎn)物的片狀脫落物的厚度也不盡不同，大多數(shù)腐蝕產(chǎn)物的厚度在1.6 mm左右，易斷裂。

2.2 高溫腐蝕原因

1）燃煤含硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)的影響一般，燃煤含硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于1%，就會大大增加鍋爐高溫腐蝕的風(fēng)險(xiǎn)[1]，而該鍋爐入爐煤的全硫長期在1.7%左右，易導(dǎo)致水冷壁高溫腐蝕。

2）煤粉氣流刷墻的影響 現(xiàn)場檢查發(fā)現(xiàn)，鍋爐整體上四面墻水冷壁管不存在明顯的橫向沖刷痕跡，基本上可以判斷煤粉氣流刷墻非高溫腐蝕的主要原因[5]，但后墻水冷壁高溫腐蝕較前墻及兩側(cè)墻更為嚴(yán)重，且后墻有小部分區(qū)域水冷壁管存在較明顯的橫向沖刷痕跡，爐內(nèi)空氣動力場中燃燒切圓局部存在偏向后墻的傾向。

3）爐內(nèi)還原性氣氛的影響現(xiàn)場檢查發(fā)現(xiàn)，鍋爐爐內(nèi)燃燒器區(qū)域多數(shù)水冷壁管上覆蓋著炭黑，從這一現(xiàn)象可判斷，爐內(nèi)主燃區(qū)常常處于欠氧狀態(tài)。為了解鍋爐運(yùn)行中水冷壁近壁煙氣還原性氣體的體積分?jǐn)?shù)水平，在300 MW負(fù)荷、習(xí)慣運(yùn)行方式下，對該爐進(jìn)行了摸底試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見表2—表5。

表2 主要運(yùn)行參數(shù)表

Tab.2 Main operating parameters of the DCS and the coal quality and ash carbon content

表3 前后墻H2S體積分?jǐn)?shù)測試結(jié)果

Tab.3 The detection result of H2S volume fraction at the front and back water wall ′10–4%

注：1—6層測點(diǎn)水平位置分別對應(yīng)第3層燃燒器、第7層燃燒器、第10層燃燒器、第12層燃燒器、OFA與SOFA-I層中間、SOFA-III與SOFA-IV層中間。

表4 前后墻CO體積分?jǐn)?shù)測試結(jié)果

Tab.4 The detection result of CO volume fraction at the front and back water wall %

表5 前后墻O2體積分?jǐn)?shù)測試結(jié)果

Tab.5 The detection result of O2 volume fraction at the front and back water wall %

由表3可見，前后墻均存在部分測點(diǎn)H2S體積分?jǐn)?shù)大于0.01%，且總體上后墻H2S體積分?jǐn)?shù)大于0.01%的測點(diǎn)多于前墻。在《電站鍋爐性能試驗(yàn)規(guī)程》（GB/T 10184—1988）中提及當(dāng)爐膛水冷壁腐蝕測定的成分中H2S體積分?jǐn)?shù)大于0.01%時(shí)，水冷壁存在高溫腐蝕風(fēng)險(xiǎn)[1-2]。

由表4可見，前后墻均存在部分測點(diǎn)CO體積分?jǐn)?shù)大于3%，且總體上后墻CO體積分?jǐn)?shù)大于3%的測點(diǎn)多于前墻。相關(guān)文獻(xiàn)認(rèn)為CO體積分?jǐn)?shù)大于3%即認(rèn)為是強(qiáng)還原性氣氛[1]。

由表5可見，前后墻均存在部分測點(diǎn)O2體積分?jǐn)?shù)低于1%，且總體上后墻O2體積分?jǐn)?shù)低于1%的測點(diǎn)多于前墻。

試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)前鍋爐燃燒器區(qū)域水冷壁近壁區(qū)表現(xiàn)出明顯的缺氧及還原性氣氛，且后墻還原性氣氛總體比前墻高，易造成水冷壁向火側(cè)的高溫腐蝕[6-9]。

3 水冷壁高溫腐蝕治理

3.1 防腐耐磨涂層材料研制

本文在比較分析國內(nèi)外相關(guān)資料及防護(hù)技 術(shù)[10-12]的基礎(chǔ)上，對超音速電弧噴涂工藝進(jìn)行了優(yōu)化，通過調(diào)配熱噴絲材成分和配比，添加微量活性元素凈化涂層晶界提高熱噴涂涂層的保護(hù)性。同時(shí)，自主制備了8種以NiAl和NiCrAlY為底層具有不同Ni、Cr含量的Ni-Cr-Mo-Nb涂層，分別對其硬度、結(jié)合力、孔隙率、耐鹽霧和抗高溫氧化等相關(guān)性能進(jìn)行了測試，通過綜合比較，優(yōu)選出了其中一種涂層。實(shí)驗(yàn)室涂層壽命評估結(jié)果表明，新研制的涂層服役壽命可達(dá)5年。2016年10月，在鍋爐大修期間，采用自主研制的涂料對水冷壁高溫腐蝕段進(jìn)行了超音速電弧噴涂，熱噴涂面積約620 m2。

3.2 鍋爐相關(guān)設(shè)備的整治

2016年9月—11月，利用機(jī)組大修機(jī)會，對鍋爐相關(guān)設(shè)備進(jìn)行了檢修與改造，并重新對該爐進(jìn)行了鍋爐冷態(tài)下的爐內(nèi)空氣動力場試驗(yàn)，消除了爐內(nèi)空氣動力場中切圓大小、位置等因素對煤粉氣流刷墻的影響。

3.3 鍋爐運(yùn)行方式優(yōu)化

1）煙氣取樣測點(diǎn)布置鍋爐大修期間，在水冷壁前后墻沿爐膛高度方向各布置了6層煙氣取樣測點(diǎn)，其中每層沿爐膛寬度方向各布置了5個(gè)測孔，共布有60個(gè)煙氣取樣測孔。通過德國testo350儀器內(nèi)部的真空泵將爐膛煙氣抽出，經(jīng)過除塵、除濕凈化后送入儀器測量O2、CO、H2S的體積分?jǐn)?shù)。由于鍋爐兩側(cè)墻腐蝕情況較好，所以兩側(cè)墻未布置試驗(yàn)測孔。

2）鍋爐運(yùn)行方式優(yōu)化一般鍋爐負(fù)荷越高，水冷壁貼壁區(qū)還原性氣氛越強(qiáng)，高溫腐蝕多發(fā)生在高負(fù)荷下，所以本次試驗(yàn)選擇在機(jī)組300 MW負(fù)荷、入爐煤硫分St,ad在1.7%左右的常用煤質(zhì)下進(jìn)行，試驗(yàn)工況安排見表6。

表6 試驗(yàn)工況安排

Tab.6 The test conditions

本次鍋爐運(yùn)行方式優(yōu)化試驗(yàn)結(jié)果表明，在不同試驗(yàn)工況下，運(yùn)行方式的改變對前后墻燃燒器區(qū)域水冷壁的貼壁煙氣成分中O2體積分?jǐn)?shù)小于1%的區(qū)域影響不大，CO體積分?jǐn)?shù)大于3%的區(qū)域影響也不明顯，但部分因素的改變對局部H2S體積分?jǐn)?shù)的影響比較顯著，為此下面只分析不同因素對爐膛前后墻水冷壁貼壁煙氣成分中的H2S含量以及爐膛出口煙氣NO濃度、鍋爐飛灰含碳量的影響。

3.4 運(yùn)行參數(shù)改變對H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

1）運(yùn)行氧體積分?jǐn)?shù)運(yùn)行氧體積分?jǐn)?shù)對爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度、鍋爐飛灰含碳量以及H2S體積分?jǐn)?shù)的影響見表7和表8。

表7 運(yùn)行氧體積分?jǐn)?shù)對爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度、鍋爐飛灰含碳量的影響

Tab.7 Effects of oxygen content on carbon content in fly ash and NOx concentration at the furnace outlet

表8 運(yùn)行氧體積分?jǐn)?shù)對前后墻H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

Tab.8 Effects of oxygen content on H2S volume fraction in the front and back water wall ′10-4%

H2S測試結(jié)果表明，隨著氧體積分?jǐn)?shù)的升高，總體上鍋爐水冷壁前后墻測點(diǎn)的H2S體積分?jǐn)?shù)呈下降趨勢，其中工況1和工況2中，水冷壁前后墻測點(diǎn)的H2S體積分?jǐn)?shù)均能控制在0.04%以內(nèi)。

由表7可見，氧體積分?jǐn)?shù)由3.5%提高到3.9%，爐膛出口煙氣平均NO質(zhì)量濃度由483 mg/m3升高到548 mg/m3，升幅高達(dá)13.5%（相對值），表明氧體積分?jǐn)?shù)的小幅提升對爐膛出口NO質(zhì)量濃度的增加影響顯著；氧體積分?jǐn)?shù)由3.5%提高到3.9%，鍋爐飛灰含碳量由4.72%下降到4.19%，降幅為11.2%（相對值），表明氧體積分?jǐn)?shù)的小幅提升對鍋爐飛灰含碳量的降低影響比較明顯，其中工況1和工況2中，鍋爐飛灰含碳量變化不明顯。

綜合考慮，在300 MW負(fù)荷下，將氧體積分?jǐn)?shù)設(shè)置在3.7%左右較為合適。

2）周界風(fēng)風(fēng)門開度周界風(fēng)風(fēng)門開度對H2S體積分?jǐn)?shù)以及爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度、鍋爐飛灰含碳量的影響見表9和表10。

表9 周界風(fēng)風(fēng)門開度對爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度、鍋爐飛灰含碳量的影響

Tab.9 Effects of surrounding air valve opening degree on carbon content in fly ash and NOx concentration at the furnace outlet

表10 周界風(fēng)風(fēng)門開度對前后墻H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

Tab.10 Effects of surrounding air valve opening degree on H2S volume fraction in the front and back water wall ′10-4%

H2S測試結(jié)果表明：隨著A/B/C/D層周界風(fēng)擋板開度由33%增大至44%，總體上H2S體積分?jǐn)?shù)降低明顯；隨著A/B/C/D層周界風(fēng)擋板開度進(jìn)一步由44%增大至50%，H2S體積分?jǐn)?shù)變化不明顯；周界風(fēng)量的改變對水冷壁前后墻測點(diǎn)的H2S體積分?jǐn)?shù)影響較大。由表9可見，隨著周界風(fēng)量增大，爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度變化不明顯，但鍋爐飛灰含碳量略呈下降趨勢。尤其原因，隨著周界風(fēng)量的改變，一次風(fēng)粉氣流剛性有所改變，影響煤粉著火，從而影響鍋爐飛灰含碳量。

綜合考慮，在300 MW負(fù)荷下，將A/B/C/D層周界風(fēng)擋板開度控制在44%~50%較為合適。

3）二次風(fēng)風(fēng)門開度參考煙臺龍?jiān)措娏夹g(shù)股份有限公司針對爐膛出口NO排放質(zhì)量濃度開展的調(diào)整試驗(yàn)結(jié)果，在當(dāng)前煤質(zhì)下，AA層和BC層二次風(fēng)門開度控制在11%左右，爐膛出口NO排放質(zhì)量濃度能得到較好控制。另由于AA層對應(yīng)的附近水冷壁高溫腐蝕并不嚴(yán)重，所以本次二次風(fēng)調(diào)整試驗(yàn)不對AA層和BC層二次風(fēng)門開度進(jìn)行調(diào)整，即保持11%開度不變。另外，在當(dāng)前燃用高硫貧煤的情況下，為控制NO排放，12層二次風(fēng)門和 4層SOFA風(fēng)門均保持100%全開位置，故本次二次風(fēng)調(diào)整試驗(yàn)中，也保持這5層二次風(fēng)門100%全開位置不變。綜上，本次二次風(fēng)調(diào)整試驗(yàn)中，只對AB/CD/DD層二次風(fēng)擋板開度進(jìn)行調(diào)整，共進(jìn)行了5個(gè)工況。試驗(yàn)結(jié)果見表11和表12。

H2S測試結(jié)果表明：隨著CD層二次風(fēng)擋板開度增大（33%增加至43%），鍋爐水冷壁前后墻相應(yīng)層數(shù)（第2、3層測點(diǎn)）測得的H2S體積分?jǐn)?shù)變化不明顯，且其他層數(shù)測量值變化不大；隨著AB層二次風(fēng)擋板開度增大（33%增加至43%），鍋爐水冷壁前后墻相應(yīng)層數(shù)（第1、2層測點(diǎn)）測得的H2S體積分?jǐn)?shù)降低明顯，但其他層數(shù)測量值變化不大；隨著CD層二次風(fēng)擋板開度減小，DD層二次風(fēng)擋板開度增大（33%變化至43%），測得對應(yīng)的H2S體積分?jǐn)?shù)整體呈下降趨勢。試驗(yàn)結(jié)果表明，在總運(yùn)行氧體積分?jǐn)?shù)不變的情況下，通過改變部分二次小風(fēng)門的開度，可局部影響H2S的分布。

由表11可見，在總運(yùn)行氧體積分?jǐn)?shù)不變的情況下，改變部分二次小風(fēng)門的開度，對爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度和鍋爐飛灰含碳量均有一定影響，但效果不明顯，或者不具一定的規(guī)律性。

綜合考慮，在300 MW負(fù)荷下，可適當(dāng)將AB層和DD層二次風(fēng)擋板開度增大（開度控制在43%左右較為合適），同時(shí)將CD層二次風(fēng)擋板開度適當(dāng)減小（開度控制在33%左右較為合適）。

表11 二次風(fēng)風(fēng)門開度對爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度、鍋爐飛灰含碳量的影響

Tab.11 Effects of the secondary air valve opening degree on carbon content in fly ash and NOx concentration at the furnace outlet

表12 二次風(fēng)風(fēng)門開度對前后墻H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

Tab.12 Effects of the secondary air valve opening degree on H2S volume fraction in the front and back water wall ′10-4%

4）一次風(fēng)壓習(xí)慣運(yùn)行方式下，一次風(fēng)母管壓力在4.1 kPa左右，為此，本次試驗(yàn)在一次風(fēng)母管壓力3.8 kPa和3.9 kPa下進(jìn)行，試驗(yàn)結(jié)果見表13和表14。

表13 一次風(fēng)壓對爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度、鍋爐飛灰含碳量的影響

Tab.13 Effects of the primary air pressure on carbon content in fly ash and NOx concentration at the furnace outlet

表14 一次風(fēng)壓對前后墻H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

Tab.14 Effects of the primary air pressure on H2S volume fraction in the front and back water wall ′10-4%

H2S測試結(jié)果表明，隨著一次風(fēng)母管壓力降低，鍋爐水冷壁后墻H2S體積分?jǐn)?shù)整體上降低明顯，同時(shí)爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度和鍋爐飛灰含碳量均下降明顯。隨著一次風(fēng)速降低，煤粉著火提前，爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度和鍋爐飛灰含碳量均有所下降。

建議在300 MW負(fù)荷下，在保證安全的前提下（主要考慮給粉機(jī)下粉是否順暢的情況），盡量將一次風(fēng)母管壓力降低，有利于緩解后墻水冷壁高溫腐蝕。

5）煤粉細(xì)度查看工況10，A/B/C/D磨煤機(jī)的煤粉細(xì)度90在11%/12%/8%/10%左右，考慮機(jī)組出力影響，本次只將A、B 2臺磨煤機(jī)的煤粉細(xì)度調(diào)細(xì)，C、D 2臺磨煤機(jī)的煤粉細(xì)度不變，煤粉細(xì)度通過磨煤機(jī)出口折向擋板開度進(jìn)行調(diào)節(jié)，其他運(yùn)行參數(shù)與工況10保持一致。試驗(yàn)結(jié)果見表15和表16。

表15 煤粉細(xì)度對爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度、鍋爐飛灰含碳量的影響

Tab.15 Effects of coal particle fineness on carbon content in fly ash and NOxconcentration at the furnace outlet

表16 煤粉細(xì)度對前后墻H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

Tab.16 Effects of the coal particle fineness on H2S volume fraction in the front and back water wall ′10-4%

隨著煤粉細(xì)度下降，H2S體積分?jǐn)?shù)整體上的降低不明顯，且爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度和鍋爐飛灰含碳量變化也不明顯。究其原因，由于當(dāng)前煤粉細(xì)度已經(jīng)很小，受機(jī)組出力及制粉系統(tǒng)漏風(fēng)影響，當(dāng)前條件下，煤粉細(xì)度不適合進(jìn)一步降低，為此，后續(xù)調(diào)整工況中將AB磨煤機(jī)煤粉細(xì)度調(diào)回至最初狀態(tài)。

6）三次風(fēng)量下三次風(fēng)噴口位置附近水冷壁高溫腐蝕不太嚴(yán)重，所以本次試驗(yàn)考察上三次風(fēng)上分支手動調(diào)節(jié)擋板在2個(gè)不同開度下，對鍋爐爐膛高溫腐蝕嚴(yán)重區(qū)域貼壁氣氛及爐膛出口NO排放的影響。試驗(yàn)結(jié)果見表17和表18。

表17 三次風(fēng)量對爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度、鍋爐飛灰含碳量的影響

Tab.17 Effects of the tertiary air volume on carbon content in fly ash and NOxconcentration at the furnace outlet

表18 三次風(fēng)量對前后墻H2S體積分?jǐn)?shù)的影響

Tab.18 Effects of the tertiary air volume on H2S volume fraction in the front and back water wall ′10-4%

對比工況4、14、15，隨著1號/2號/3號/4號角上三次風(fēng)上分支擋板開度加大，鍋爐前后墻水冷壁周邊H2S體積分?jǐn)?shù)增加，同時(shí)飛灰含碳量由5.16%上升到6.11%，漲幅18.4%（相對值），爐膛出口煙氣NO質(zhì)量濃度平均值由501 mg/m3升高到575 mg/m3，漲幅14.8%（相對值）。尤其原因，由于上三次風(fēng)上分支擋板開度加大，使得上三次風(fēng)攜帶的煤粉多從上分支進(jìn)入爐膛，上三次風(fēng)攜帶煤粉的燃燒上移，鍋爐經(jīng)濟(jì)性下降，為此，運(yùn)行中恢復(fù)1號/2號/3號/4號角上三次風(fēng)上分支擋板開度為0。

4 治理效果

綜上所述，通過鍋爐運(yùn)行方式的優(yōu)化，得到了對水冷壁貼壁還原性氣氛影響的主要因素，并確定了合理的運(yùn)行方式，使鍋爐爐膛水冷壁貼壁還原性氣氛體積分?jǐn)?shù)下降明顯，尤其H2S體積分?jǐn)?shù)調(diào)整后基本都能控制在0.03%以內(nèi)，局部H2S體積分?jǐn)?shù)降幅高達(dá)50%以上。依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，修改確定了新配風(fēng)卡，在該爐全面實(shí)施。該爐在2016年12月22日并網(wǎng)后啟動至今（約20個(gè)月），未發(fā)生燃燒器區(qū)域的水冷壁管及涂層的更換。

2017年5月31日，利用機(jī)組臨停機(jī)會，對水冷壁管涂層進(jìn)行了測厚，涂層厚度減薄平均值約為35.4 μm，涂層噴涂的平均厚度為305.8 μm，扣除打底層厚度約20 μm，而該機(jī)組在2016年12月大修結(jié)束后啟動至2017年5月24日（機(jī)組臨停日期），已連續(xù)運(yùn)行154天，根據(jù)理論計(jì)算涂層可服役時(shí)間為[(305.8–20)÷35.4]×154=1 243天，約3.41年，根據(jù)鍋爐運(yùn)行時(shí)間為自然天數(shù)60%估算，實(shí)際服役年限約5.68年?？紤]到涂層變薄，界面弱化等因素，可保證向火側(cè)管壁在1個(gè)大修周期（4年）不會因腐蝕導(dǎo)致失效。

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High temperature corrosion control for water wall of a tangentially-fired boiler firing high sulfur coal

MAO Xiaofei1, ZUO Zhixiong2, WANG Zhenghai1, LIU Xuanyi1, DONG Zhongjun2

(1. Guodian Science and Technology Research Institute Co., Ltd., Wuhan 430066, China; 2. Guodian Changyuan Hanchuan No.1 Power Generation Co., Ltd., Hanchuan 431614, China)

In view of the high temperature corrosion of water wall in a 330 MW tangentially-fired boiler firing high sulfur coal, a kind of self-developed anticorrosive and wear-resistant coating material was used to carry out supersonic arc thermal spraying on the water wall tube, and the flue gas components (O2, CO and H2S) near the water wall were detected. The influence of oxygen content, the secondary air distribution (including burner surrounding air), primary air volume, tertiary air volume, fineness of pulverized coal and other factors on the high temperature corrosion of water wall was analyzed. By optimizing the operation mode of the boiler, the concentration of reductive atmosphere near the water wall greatly reduced, especially the concentration of H2S dropped from 0.030%~0.045% to below 0.030%, the reduce amplitude in some areas reached higher than 50%. Through the above comprehensive control, the water wall tubes and coatings in the burner area have not been replaced since the overhaul of the boiler in December 2016. The coatings of the water wall tubes were measured during the unit stopping. According to theoretical calculation, the service time of the coatings was about 3.41 years. It can ensure that the fire-facing side of the water wall tubes will not fail due to corrosion during an overhaul period.

tangentially-fired boiler, high sulfur coal, low nitrogen burner, water wall, high temperature corrosion, thermal spraying, reductive atmosphere, comprehensive control

Science and Technology Projects of National Energy Group (2016E1TP00200-001)

TK224.9

B

10.19666/j.rlfd.201808183

毛曉飛, 左志雄, 汪正海, 等. 燃用高硫煤四角切圓鍋爐水冷壁高溫腐蝕治理[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(4): 96-103. MAO Xiaofei, ZUO Zhixiong, WANG Zhenghai, et al. High temperature corrosion control for water wall of a tangentially-fired boiler firing high sulfur coal[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(4): 96-103.

2018-08-19

國家能源集團(tuán)科技資助項(xiàng)目(2016E1TP00200-001)

毛曉飛(1978—)，男，碩士，高級工程師，主要研究方向?yàn)槊旱那鍧嵏咝紵臀廴究刂萍夹g(shù)，maogun2004@163.com。

（責(zé)任編輯 馬昕紅）