祁青福，趙建妮，趙小兵

（酒鋼集團宏晟電熱公司，甘肅嘉峪關 735100）

前言

某電廠5#、6#機組鍋爐是由東鍋設計制造的超臨界參數(shù)變壓運行直流鍋爐，型號為DG1200/25.4-Ⅱ4 型，單爐膛、一次中間再熱、平衡通風、固態(tài)排渣、緊身封閉、全鋼懸吊結構π 型布置，采用前后墻對沖燃燒方式低氮燃燒器、配5 臺中速磨直吹式制粉系統(tǒng)，設計燃用哈密煙煤。哈密煙煤的低位發(fā)熱量為23.92 MJ/kg，煤灰中硫的含量為0.23%。

鍋爐共布置有5 層20 個旋流式燃燒器，其中前墻布置3 層共12 個燃燒器，后墻布置2 層共8 個燃燒器，下兩層燃燒器為前后墻對齊對沖方式。

2 臺鍋爐于2013 年6 月先后投產(chǎn)，從2017 年1月份開始，2臺鍋爐連續(xù)出現(xiàn)3次上層燃燒器區(qū)域側墻水冷壁因高溫腐蝕造成的泄漏事件，結合鍋爐檢修對腐蝕超標的水冷壁管道進行了更換。2018 年，為解決鍋爐水冷壁的高溫腐蝕問題，實施了鍋爐貼壁風改造。2019 年，結合檢修檢查，鍋爐下層燃燒器至上層燃盡風區(qū)域的水冷壁管道的高溫腐蝕問題沒有得到緩解。2020 年，對鍋爐腐蝕區(qū)域的水冷壁管道進行了大面積換管。

1 鍋爐燃煤及運行控制情況

該電廠5#、6#鍋爐投產(chǎn)初期，鍋爐主要燃用新疆哈密地區(qū)的低硫煤，其低位發(fā)熱量在23 MJ/kg 左右，煤灰中的硫含量在0.2%～0.4%之間。2014 年開始，鍋爐摻用部分硫分相對較高的煤種，其低位發(fā)熱量在21 MJ/kg 左右，煤灰中的硫含量在0.6%～0.8%之間，燃用煤種煤灰中的平均硫含量在0.4%～0.6%之間。2015 年10 月開始，鍋爐大量燃用從外蒙采購的中硫煤，其平均低位發(fā)熱量在22 MJ/kg 左右，煤灰中硫的含量在0.8%～1.2%之間，鍋爐燃煤煤灰中的平均硫含量達到了1%左右。

該電廠5#、6#鍋爐投產(chǎn)初期帶負荷至70%額定工況以上時，鍋爐水冷壁、尤其是水冷壁斜坡面區(qū)域存在嚴重的結焦問題，在鍋爐運行一段時間后，鍋爐回轉式空預器的換熱元件存在硫酸氰胺堵塞而阻力快速上升的問題。為解決以上問題，延長鍋爐的運行周期，有意識地減小了送風機出力，將燃燒器區(qū)域的二次風量進行了限制，提高了爐內火焰高度、降低了爐膛出口氮氧化物的生成量。

2 鍋爐水冷壁墻面區(qū)域高溫腐蝕情況

2.1 高溫腐蝕總體趨勢

該電廠每年都對鍋爐進行一次內部搭平臺檢查，在2015 年及以前的檢查中，都沒有發(fā)現(xiàn)噴燃器區(qū)域水冷壁管存在明顯的問題。2016 年結合鍋爐檢修進行檢查時，發(fā)現(xiàn)鍋爐側墻燃燒器層區(qū)域水冷壁管表面有一層類似焦層的附著物，部分位置已脫落，順脫落位置可用手輕易地剝掉，沒有脫落的區(qū)域使用鐵件敲打后，也會像焦塊一樣掉落。

2017 年檢查時，側墻燃燒器區(qū)域水冷壁管道的腐蝕已較為嚴重，其中上層燃燒器層管道減薄后發(fā)生爆管，同時鍋爐前后墻水冷壁在燃燒器層區(qū)域也出現(xiàn)不同的高溫腐蝕減薄現(xiàn)象。2018 年，為解決鍋爐燃燒器區(qū)域水冷壁的高溫腐蝕問題，實施了增加貼壁風改造，并對部分腐蝕嚴重區(qū)域的管道進行了更換，但在2019 年檢查時，鍋爐水冷壁的高溫腐蝕區(qū)域向上層燃盡風區(qū)域和燃燒器下部斜坡面折角區(qū)域擴展，且腐蝕速率由原0.7 mm/a 左右提高到部分區(qū)域近1.5 mm/a，高溫腐蝕的范圍和速度都呈上升趨勢。見圖1、圖2。

圖1 5＃鍋爐后水冷壁墻面腐蝕超標需換管范圍照片

圖2 鍋爐后水冷壁墻面腐蝕嚴重區(qū)域（2.8 mm壁厚）

2.2 5＃鍋爐水冷壁區(qū)域高溫腐蝕詳情

從2020 年對5＃鍋爐的實際檢查數(shù)據(jù)看，發(fā)生水冷壁高溫腐蝕的范圍已擴展至水冷壁下斜坡面至上層燃盡風的所有區(qū)域，減薄嚴重區(qū)域集中在鍋爐后墻和兩側墻上，前墻水冷壁的嚴重減薄區(qū)域相對偏少。具體嚴重減薄區(qū)域示意圖見圖3、圖4。

圖3 鍋爐A/B側墻水冷壁高溫腐蝕嚴重減薄區(qū)域示意圖

圖4 鍋爐前、后墻水冷壁高溫腐蝕嚴重減薄區(qū)域示意圖

從檢查結果看，5＃鍋爐后墻水冷壁從冷灰斗拐點至上層燃盡風區(qū)域整體腐蝕嚴重，冷灰斗斜坡面上部區(qū)域也存在明顯腐蝕；A、B 側墻的腐蝕區(qū)域主要集中在燃燒高溫區(qū)存在結焦的區(qū)域，為焦下腐蝕，在靠近后墻的冷灰斗拐點向上部位面積較大，總體B 側墻較A 側墻嚴重；爐前墻的高溫腐蝕嚴重區(qū)域相對較少，主要集中于B 層燃燒器至燃盡風高度的兩側角部區(qū)域。

3 水冷壁高溫腐蝕原因探討

3.1 高溫腐蝕產(chǎn)物分析

為確定鍋爐水冷壁區(qū)域高溫腐蝕形成的主要原因，對5＃鍋爐高溫腐蝕區(qū)域水冷壁內壁的表面附著物進行了取樣化驗，確定其主要產(chǎn)物及含量如表1。

表1 5#爐水冷壁外壁腐蝕產(chǎn)物物相定性、定量 單位：%

從化驗結果看，高溫腐蝕產(chǎn)物中Fe3O4、FeS、Fe2O3以及復合型硫酸鹽等產(chǎn)物的含量較高，可判斷兩臺鍋爐的高溫腐蝕為硫酸鹽和硫化物的復合高溫腐蝕。

3.2 硫酸鹽和硫化物腐蝕機理分析

硫化物型腐蝕的主要原理：黃鐵礦(FeS2)隨灰粒和未燃盡煤粉一起沖到管壁上，受熱分解出自由原子硫和硫化亞鐵。

該型鍋爐采用直吹式中速磨煤機，實際運行中煤粉細度R90在30%～70%之間變化，遠超根據(jù)燃煤類型確定的煤粉細度R90 應控制20%的要求，煤粉細度過粗造成燃燒區(qū)的煤粒燃燒不完全，加劇了自由原子[S]的生成。

同時，為延緩回轉式空預器的硫酸氰胺堵塞，將鍋爐燃燒區(qū)的供風量進行了有意控制，使鍋爐燃燒區(qū)形成了還原性氣氛，造成爐內管壁附近存在H2S和SO2，進一步促進了自由原子[S]的生成。

在還原性氣氛中，由于缺氧，當管壁溫度達350 ℃時，原子硫就會與鐵發(fā)生反應，形成FeS。

硫化亞鐵進行緩慢氧化而生成黑色磁性氧化鐵Fe3O4，這一過程使管壁受到腐蝕。

從對水冷壁區(qū)域高溫腐蝕的檢查結果看，該區(qū)域靠近看火孔和鰭片存在未焊接漏風縫附近的管道，其腐蝕程度更大，也證明了氧氣加劇了硫化亞鐵的氧化進程。

硫酸鹽型腐蝕主要與燃料中的硫含量有關，燃煤中的硫與氧氣反應生產(chǎn)SO3,SO3與燃煤中的堿金屬氧化物生成硫酸鹽，硫酸鹽與Fe2O3、SO3等反應形成復合型硫酸鹽，復合硫酸鹽在爐內高溫環(huán)境下分解成硫酸鹽，繼續(xù)與Fe2O3、SO3等反應，形成了水冷壁管腐蝕的惡性循環(huán)。

3.3 高溫腐蝕運行調整因素探討

根據(jù)鍋爐硫化物及硫酸鹽型高溫腐蝕的生成機理，結合鍋爐實際運行過程的參數(shù)調整控制，確定與該型鍋爐高溫腐蝕有關的運行調整原因主要有：

（1）對制粉系統(tǒng)的參數(shù)控制不到位，尤其是煤粉細度過大，延長了燃燼時間，為高溫腐蝕的發(fā)生創(chuàng)造了條件。

（2）將燃燒區(qū)的二次風量減小，使燃燒區(qū)形成了明顯的還原性氣氛，促進了硫化氫的生成，加劇了水冷壁高溫腐蝕速度。

（3）實施鍋爐貼壁風改造后，使二次風進入爐內的噴口增加，但二次風總量沒有發(fā)生變化，進一步降低了燃燒器二次風噴口的風量，導致燃燒區(qū)的缺氧程度更加明顯，高溫腐蝕速率加快。

3.4 5#鍋爐水冷壁區(qū)域高溫腐蝕嚴重

（1）從兩側墻冷灰斗拐點區(qū)域及后墻冷灰斗拐點至E 燃燒器區(qū)域腐蝕嚴重判斷，C 磨單獨運行時，其出口一次風粉在靠近爐后沖刷側墻及后墻，是該區(qū)域高溫腐蝕比較嚴重的主要原因。

（2）兩側墻的高溫腐蝕嚴重區(qū)域基本為焦下腐蝕，與前后墻最外側燃燒器火焰的擴散刷墻有關。

（3）從前后墻高溫腐蝕的嚴重程度對比看，后墻腐蝕嚴重的問題與前墻磨煤機單獨運行期間火焰直接沖刷后墻有關，后墻A、E 磨煤機單獨運行時，其一次風管長，燃燒器出口的一次風速相對較低，沒有沖到前墻。

（4）后墻B 層燃燒器層至燃盡風區(qū)域的高溫腐蝕，與B層燃燒器層位于燃燒高溫區(qū)的上層，運行過程中為降低氮氧化物，有意識地將送入爐內燃燒區(qū)的氧量進行了控制，屬于低氧燃燒，火焰到達B層燃燒器高度時，其缺氧程度更加明顯。因此，缺氧型燃燒是造成B層燃燒器區(qū)域水冷壁高溫腐蝕嚴重的最主要原因。

4 運行調整及控制實踐

2020 年，在對5#、6#鍋爐水冷壁高溫腐蝕的整體情況進行檢查分析后，在燃燒調整方式上確定并實施了以下項目。

（1）調整制粉系統(tǒng)，控制磨煤機出口的煤粉細度在合格范圍內，將磨煤機出口的一次風速進行調平并控制在23 m/s 左右，使煤粉進入爐膛后能夠在較短時間內完全燃燒，減少爐內沖刷到水冷壁的煤粒濃度，控制自由原子硫的生成量。

（2）轉變配風思路，減少燃盡風的供風量，將燃燒器大風箱的二次風壓由300 Pa 提高到800 Pa,增加通過燃燒器噴口進入爐內二次風的比例，提高燃燒區(qū)的氧量，降低燃燒區(qū)的還原性氣氛濃度，以控制水冷壁管道向火側表面的還原性氛圍。

（3）增加送入爐內的二次風總量，將總送風量由1 000 t/h 提高到1 120 t/h，合理調配燃燒器噴口、燃盡風噴口和貼壁風噴口的二次風配比，使爐內的燃燒和燃燒區(qū)氧量控制更加合理。

（4）根據(jù)燃燒區(qū)CO 檢測數(shù)據(jù)對旋流燃燒器的中心風及內外二次風進行配比調整，最終將中心風開度調整為30%,內二次風開度調整為35%～45%，外二次風開度調整在60%，使鍋爐水冷壁高溫區(qū)的CO含量明顯下降。

（5）為減輕鍋爐結焦對水冷壁形成的焦下腐蝕，從設備防護方面入手，對高溫腐蝕嚴重區(qū)域的水冷壁管表面進行了納米陶瓷噴涂，實現(xiàn)隔絕含有腐蝕性氣體的煙氣與水冷壁管表面的直接接觸。

5 取得的效果

(1)鍋爐水冷壁區(qū)域的結焦情況明顯好轉，主要表現(xiàn)在：爐膛出口煙氣溫度由調整前的860 ℃下降到720～750 ℃之間，并長期維持；屏式過熱器區(qū)域的掛焦明顯減少。水冷壁管上的結焦減輕，將延緩鍋爐A、B側水冷壁管表面的高溫腐蝕速率。

(2)鍋爐脫硝入口煙氣中的CO 含量由調整前的約0.1%下降到0.015%,鍋爐煙氣整體CO 含量的大幅下降，體現(xiàn)了爐內燃燒還原性氣氛的明顯好轉，對防止鍋爐水冷壁管的高溫腐蝕具有明顯效果。

(3)從鍋爐水冷壁腐蝕嚴重區(qū)域加裝的測點數(shù)據(jù)分析，水冷壁內壁表面區(qū)域高溫煙氣中的O2含量由0～0.8%提高到1%～7%，CO 含量由調整前的0.2%～1%下降到0.02%～0.05%,水冷壁管內表面煙氣中CO 含量的高低直接決定著管壁高溫腐蝕的速率，該區(qū)域煙氣中CO含量的大幅下降，將對防止水冷壁高溫腐蝕具有最直接的效果。

6 存在的問題

通過運行控制調整，兩臺鍋爐在防止高溫腐蝕方面取得了一定效果，但仍有一些遺留問題還需要進一步研究驗證，主要有：

（1）四面水冷壁靠近中間部位的煙氣中氧量持續(xù)維持在2%以下，通過調整內外二次風的比例及二次風壓等方式均沒有取得明顯效果。

（2）鍋爐四角區(qū)域煙氣中的CO 含量存在不均衡性，含量在0.005%～0.05%之間波動，對該區(qū)域水冷壁管的高溫腐蝕防范效果還有待進一步驗證。