▎一、引言

随着国家环保政策的日趋严格，为满足新的污染物排放国家标准，电炉膛空气分级、低氮燃烧器等低氮燃烧技术在站锅炉上大量推广应用。其基本原理是将燃料与空气在一定程度上实现分离，使得炉内主燃烧区域为还原性气氛，从而降低氮氧化物的排放。但在超临界锅炉上应用这些低氮技术会导致炉膛水冷壁区域的发生高温腐蚀。

水冷壁区域的高温腐蚀是指炉内水冷壁管在高温烟气的环境里，具有高的管壁温度时所发生的锈蚀现象。而发生高温腐蚀的最重要的内因条件是燃料中的含硫量较高，外部条件是高温烟气引起的水冷壁的高管壁温度和煤粉火焰贴墙,壁面区域高还原性气氛。水冷壁区域的高温腐蚀通常集中在燃烧器附近。高温腐蚀易造成水冷壁管变薄，从而引起爆管现象。水冷壁泄露爆管是影响锅炉安全运行的主要原因之一，对机组的稳定运行影响很大。

本项目结合对靖海电厂600MW机组锅炉水冷壁区域高温腐蚀的治理过程，在深入探究低NOx燃烧技术与锅炉高温腐蚀之间关系的基础上，研究开发出能有效防止高温腐蚀的方法，在锅炉上对燃烧系统进行了优化设计和改造，并对锅炉的运行方式进行了调整。基本解决超临界对冲旋流燃烧锅炉侧墙水冷壁的高温腐蚀问题，为同类型锅炉高温腐蚀问题的解决提供借鉴。

▎二、设备现状

1.锅炉设备的基本情况。

广东粤电靖海发电有限公司#1、#2机组600MW超临界机组锅炉是超临界参数变压直流锅炉（DG1950/25.4-II2），该炉为东方锅炉厂生产的单炉膛、一次再热、平衡通风、露天布置、固态排渣、全钢构架、悬吊结构Π型锅炉。锅炉采用中速磨煤机冷一次风机正压直吹式制粉系统，每台炉配6台中速磨煤机。每台磨煤机出口对应6根一次风管。采用低NOX旋流煤粉燃烧器，前后墙对冲布置，允许某层单排燃烧器投运。36 只 HT－NR3 低 Nox 旋流式燃烧器分三层分别布置在炉膛前后墙螺旋水冷壁上。在每只 HT-NR3 燃烧器中，燃烧的空气被分为三股，它们分别是：直流一次风、直流二次风和旋流二次风。在最上层燃烧器之上布置有燃尽风(OFA)风口，16 只燃尽风风口分别布置在前后墙上。锅炉设计煤种为神府东胜煤，校核煤种为晋北烟煤。锅炉全炉墙和烟道采用焊接膜式结构。汽水系统中炉膛下部水冷壁和冷灰斗采用内螺纹管螺旋管圈水冷壁，上部水冷壁和烟道水冷壁采用垂直上升水冷壁。

2.锅炉水冷壁的腐蚀现状。

广东粤电靖海发电有限公司#1机制锅炉自2007年1月投运以来主要燃用神混煤、大友煤以及平朔煤，据锅炉历次检修情况，发现燃尽风与下层燃烧器标高范围内两侧墙中部水冷壁高温腐蚀严重，该问题已严重威胁到#1锅炉长期安全稳定运行。

2010年4月C级检修期间，对#1炉水冷壁区域进行了全面检查。检查中发现，#1炉螺旋水冷壁A、B两侧墙从燃尽风到最上层吹灰器区域以及斜坡水冷壁与炉墙交界处发生大面积腐蚀。单侧墙燃尽风以上腐蚀范围大约为15×16米的区域，两侧墙总面积约500平方米。水冷壁与炉墙交界处也有约200平方米发生腐蚀。螺旋水冷壁管原厚度为7.5mm，而敲掉垢后用测厚仪进行测量，结果发现平均厚度只剩下6mm，最薄处只有5.7-5.8m，因此水冷壁可能因腐蚀而减薄。

#1机组锅炉的水冷壁管初始厚度为7.5 mm，经过3年运行之后的侧墙水冷壁厚度分布发生较大变化。从检查的情况看，水冷壁腐蚀减薄现象面积较大，平均减薄量约为1.5mm，问题非常严重。A侧墙壁厚在6-6.8mm的区域面积约为350m2，B侧墙的约为490m2，而且腐蚀区域主要分布在侧墙中心和靠近前墙区域。为了降低NOx的排放，锅炉采用了炉膛空气分级技术，因此在主燃烧器区域过量空气系数小于1，煤粉燃烧不完全，产生较多的CO，烟气处于还原性气氛。由于对冲锅炉存在气流冲刷侧墙水冷壁的现象，造成了侧墙水冷壁暴露于还原性气氛中，因而容易引起高温腐蚀。腐蚀严重的侧墙区域靠近前墙，原因可能是后墙的风量比前墙的大，使得前后墙对冲的截面靠近前墙，而对冲气流冲刷侧墙最严重的位置在对冲截面区域，因而腐蚀最严重的区域在侧墙中心靠近前墙的位置。

▎三、水冷壁高温腐蚀的原因分析

1.腐蚀物产物的分析。

为了分析水冷壁不同区域腐蚀产物，沿着腐蚀管的剖面，取3处不同位置的样本，分别为腐蚀管外层产物、内层产物和背火面外层产物，将样本制成粉样，密封保存，进行X射线衍射（XRD）分析、场发射扫描电子显微镜-能谱分析（SEM-EDS）。通过对腐蚀管产物的物相分析，发现在腐蚀产物内层铁、硫的含量较高，其组成应该是由腐蚀介质腐蚀管壁金属以及金属保护膜生成的铁硫化物，由于腐蚀产物的微观结构有大量孔隙，腐蚀气体以及腐蚀介质可以直接穿透表面，对内部产生破坏，使内部管壁硫化。由内而外硫、铁元素含量总体呈下降趋势；硅、铝元素由内而外呈上升趋势，与飞灰影响有关。其他元素如钙等含量相对较少，在整个腐蚀产物中含量变化不明显。由于腐蚀产物结构疏松多孔，不能阻止腐蚀介质的侵入，使得腐蚀不断向基体金属发展，腐蚀不断加剧。从以上分析基本可以得出该高温腐蚀类型应为硫化物型腐蚀。

2.水冷壁贴壁气氛的分析。

直接测量炉膛内部气氛的分布极为困难，利用空预器进口处的测孔对这段区域的烟气进行了组分的测量，获取了CO、O2和NOx沿着炉膛宽度方向上的分布情况。空预器进口处靠近A侧墙的有13个测孔，依次标记为A1、A2、A3、…、A13，A1距离A侧墙最近，A13测孔则位于空预器入口段沿宽度方向的中心位置。靠近B侧墙的测孔也有13个，依次标记为B1、B2、B3，…，B13，B1位于A13的旁边，B13结束于靠近B侧墙的位置。

锅炉空预器进口的CO、O2和NOx排放浓度分布如图2.1至图2.3所示。炉膛内的烟气流经尾部烟道后到达空预器进口，烟气在流动过程中并没有宽度方向上混合，因此空预器进口的烟气组分沿着宽度方向的分布趋势与炉膛内部的烟气组分分布趋势一致。图2.1所示为CO沿着炉膛宽度方向的变化特点，平均CO浓度为817 ppm，CO浓度极高，表明炉内燃烧不充分，有较强的还原性气氛。CO浓度分布呈现两边高中间低的分布特点，即靠近两侧墙的烟气中CO很高，而中部区域的CO浓度很低。

在空预器入口段，CO浓度分布呈现两边高中间低的分布特点，即靠近两侧墙的烟气中CO很高，而中部区域的CO浓度很低；氧气浓度分布，呈现出中间高两边低的分布特点；NOx浓度呈现中间高两边低的分布特点，靠近A侧墙的NOx浓度比靠近B侧墙的NOx浓度低。CO平均浓度为817ppm，CO浓度极高，表明炉内燃烧不充分，有较强的还原性气氛。氧气平均浓度为3%，表明氧气的浓度较为合理。氧气的浓度分布与CO浓度呈现相反的分布趋势，中间的氧气浓度可达4%，而靠近侧墙区域的氧气浓度只有2%到3%之间。靠近A侧墙的CO浓度高于靠近B侧墙的CO浓度。高的CO浓度有利于降低NOx的排放，但是太高的CO浓度会使炉膛水冷壁面处于还原性气氛中，促使水冷壁面高温腐蚀的几率增加。

对锅炉空预器入口处和炉膛侧墙贴壁气氛的测量结果表明，炉膛两侧墙区域处于强还原性气氛中。HT-NR3型低氮旋流燃烧器采用了火焰内脱除NOx的理念，其火焰短粗且扩展角较大，靠近侧墙的旋流燃烧器冲刷侧墙水冷壁的可能性增大。此外该锅炉将20%的二次风量作为燃尽风从主燃区上方喷入炉膛，使得燃烧器区域的火焰处于缺氧燃烧的状态，形成还原性气氛，这种气氛有利于FeS的形成。当靠近侧墙的燃烧器的还原性火焰冲刷侧墙时，会使火焰中未燃尽的燃料和FeS在侧墙水冷壁的沉积。未燃尽的燃料和FeS会引发水冷壁高温腐蚀。

综上所述，通过对对炉内高温腐蚀的分布，高温腐蚀程度的现场测试，并对高温腐蚀产物进行的分析，结合炉膛水冷壁四周烟气成分分析和锅炉排烟烟气成分分析，获得了锅炉水冷壁高温腐蚀的主要原因在于：锅炉炉膛内采用空气分级燃烧和火焰内还原的低氮燃烧器，导致主燃烧器区域水冷壁附近缺氧，CO浓度很高，并产生高浓度的H2S；同时由于燃烧器的结构及其火焰特性，在侧墙中部有火焰刷墙现象发生，导致煤粒在水冷壁附近燃烧，从而形成严重的硫化物型高温腐蚀。

▎四、对冲旋流燃烧锅炉水冷壁高温腐蚀治理方案研究

在实际运行过程中除了水冷壁附近缺氧，还原性气体浓度高是造成水冷壁高温腐蚀的主要原因之外，锅炉水冷壁高温腐蚀还与燃煤含硫质量分数过高、煤粉气流刷墙水冷壁管壁温度偏高等因素有关。针对这些问题，需要从多个方面进行全面治理才能较为完善的处理好锅炉水冷壁高温腐蚀问题。

1.燃烧调整。

以该锅炉为例，入炉煤质年度平均含硫量为0.6%，在锅炉水冷壁高温腐蚀专项调整试验中，主要针对还原性气氛和煤粉气流刷墙进行，试验中以还原性气体H2S和CO、壁面附近氧浓度、贴壁面煤粉量为参考指标。

(1)摸底工况，在两侧墙高温腐蚀最严重区域共装设15 个测点（即中层燃烧器标高至炉膛下层吹灰器标高），测试表明两侧墙贴壁氧量均在0.1%-0.3%，CO 和H2S 浓度较大，大部分已经超过仪器仪表量程（CO 和H2S 量程上限分别为10000ppm和 1203ppm），且抽出气体中含有大量煤粉，两侧墙煤粉气流刷墙严重，NOx 排放量为217 mg/Nm3。

(2)外二次风旋流调整试验，在运行氧量不变前提下外二次风开度为100%/50%/30%/30%/50%/ 100%。将空气由中间压向两侧，然而效果并不明显，主要原因为锅炉设计中燃尽风占二次风总量较高，BMCR 工况下达38%，空气分级程度较大，炉内整体还原性气氛浓厚。

(3)燃尽风份额试验，燃尽风挡板开度分别为100%、70%、50%，降低燃尽风份额，加大主燃区空气供给量，结果显示侧墙附近氧量有所上升，CO 和H2S 还原性气体浓度有所减少，大部分测点抽出煤粉量大幅减少，NOx 排放量小幅增加，燃尽风调整对改善壁面气氛和缓解煤粉刷墙作用较大。然而，燃尽风开度为50%时，由于风箱调节节流作用，导致送风机电流和出口风压大幅增加，说明燃尽风在二次风中所占份额较大，其风门开度变化对送风机的相关参数有很大影响，燃尽风开度受风机性能特性影响深度调节有限。

(4)投磨方式试验，由5 台磨运行改为6 台磨运行后，二次风压降低较明显，进而入炉射流刚性变差，气流速度迅速衰减，风包粉效果减弱，煤粉颗粒更易离析，而5 台磨运行中虽然还原性气氛未彻底改善，但煤粉刷墙已明显减弱。

(5)高氧量试验，即提高运行氧量后，水冷壁侧墙附近氧量有所升高，CO 浓度依然较大，超出测量仪表量程，抽出煤粉量较大，但H2S 浓度有所降低，说明提高运行氧量对解决煤粉刷墙和根本性降低CO 浓度影响不大。

(6)综合治理试验（兼一次风压调整试验），根据上述试验遴选出最优参数，适当调节一次风压，由8.2 kPa 降至7.9 kPa，仅个别测点有少量煤粉抽出外，其余测点均无煤粉，表明煤粉刷墙得以解决，H2S 浓度相比5 台磨运行时有所减小，但还原性气氛仍然浓厚。

水冷壁高温腐蚀专项试验结果显示，通过采取诸多调整手段后煤粉刷墙基本得以消除，但炉内还原性气氛未能得到根本的改善，燃尽风占二次风总量份额偏大，对于高温腐蚀乃至锅炉运行长期安全性存在较大影响。

2.金属喷涂。

在水冷壁表面喷涂耐腐蚀金属可将腐蚀性气氛与管材基体Fe 隔离，是目前超临界对冲燃烧锅炉水冷壁防止高温腐蚀的主要措施，喷涂材料主要为45CT、高镍铬合金和FeCrAl 涂层，具有良好的抗高温腐蚀性能，但对高温腐蚀区域进行喷涂防腐涂料处理，并不是治本的办法，只可在一定程度上减缓腐蚀速度，受现场施工工艺控制的影响较大，防腐涂料的寿命周期为1 至5 年。

3.燃烧系统的综合改造。

水冷壁附近缺氧，还原性气体浓度高是造成水冷壁高温腐蚀的主要原因，针对这个问题提出了靠近侧墙燃烧器的结构优化和增加侧燃尽风（贴壁风）结合防止水冷壁高温腐蚀的现场改造方案。改造总体思路是改变二次风风量比例和提前混合，降低燃尽风占二次风量的比例，弱化炉膛空气分级燃烧，同时起到强化风包粉效果，也使着火提前燃烧更充分，减少炉内强还原性气氛。

（1）增加贴壁风改造。

在前后墙下层燃烧器标高以下1 m距离侧墙1 m处开圆形喷口Φ400共4个，类似侧燃尽风，气流前后对冲布置，贴壁风由二次风箱总管引入，确保下层燃烧器停运时贴壁风连续形成。贴壁风覆盖区域较弱时，同时在中、上层燃烧器标高以下再各布置一层贴壁风，使下游水冷壁区域形成一层覆盖表面的空气膜，防止高温腐蚀产生。

（2）燃烧器的优化改造。

1）增加燃烧器内二次风通流面积燃烧器内二次风在稳焰环“筋”肋处通流面积较小，通过减少稳焰环“筋”肋数量和通流端面厚度，切除“筋”肋前端挡圈，增加内二次风量稳焰环与喷嘴连接方式和数量不变，端面厚度除连接螺栓处外均减小至25 mm，稳焰环扩锥厚度加厚至15 mm，提高强度。改造后主燃烧器区域二次风量增加，强化风包粉效果，同时降低燃尽风比率，弱化炉膛分级燃烧效果，内二次风量增加使着火提前且燃烧更充分，可改善炉内强还原性气氛。对于燃烧器改造后带来的NOx 排放量增大，可在运行中通过燃烧器内外二次风量的配比调整，达到安全运行和环保排放的平衡点，使得壁面氛围得到改善同时又将NOx 排放量控制不超过400 mg/Nm3。

2）燃烧器偏装。

燃烧调整试验发现，煤粉气流冲刷侧墙水冷壁情况严重，为改善煤粉气流刷墙，可调整每层靠侧墙的两个燃烧器喷射角度。将靠侧墙最近的燃烧器喷射角度向炉膛中心水平偏装7 度，紧挨的第二个燃烧器喷射角度向内偏装3度，每层调整4 台燃烧器。

3）外二次风导流筒改造。

将导流筒扩锥角度从45°调整至35°，降低外二次风的扩散范围和二次风提前混合，使外二次风向燃烧器喷射中心集中；切割导流筒深度，将燃烧器外二次风导流筒轴向长度减小1/3，旋流外二次风提前对内二次及一次风产生影响。

4）燃烧器中心风改造。

现有燃烧器中心风取自送风机出口，为冷二次风。将其改造直接从二次风大风箱引入，采用热二次风作为中心风，降低煤粉着火热。

▎五、对冲旋流燃烧锅炉水冷壁高温腐蚀治理效果

现场试验结果表明，改造靠侧燃尽风并增加贴壁风后，主要还原性气体CO含量得到了显著降低，而氧含量得到了极大提升，能够有效改善水冷壁侧墙还原性气氛，将极大的缓解高温腐蚀。对AB侧墙水冷壁的厚度进行了停炉检测，同样在侧墙中心和靠近前墙区域，水冷壁厚度减薄现象得到很大程度缓解，证实了改造方案效果优异。

针对超临界对冲燃烧锅炉水冷壁出现的严重高温腐蚀问题，从高温腐蚀机理研究出发，提出了贴壁CO、NO、H2S浓度多因素耦合的高温腐蚀风险评价方法，弥补了传统的贴壁CO浓度判别方法的不足。开发了一种优化燃烧气氛分布的高低氮智能组合燃烧系统，解决了锅炉燃烧安全和低氮氧化物排放之间的矛盾，提出燃烧器改造方案即减小燃烧器扩口角度以控制过大的环形回流区，并且改造中心扩锥以适当降低一次风中颗粒运动刚性，此两个措施的主要目的为从燃烧器本身出发控制扩展角过大的火焰，防止火焰刷墙。

创新性地开发了单独送风的贴壁风和燃烧器的结构优化集成技术，贴壁风总风管通过支管直接与喷嘴相连接，将小部分刚性足的二次风喷入锅炉形成贴壁风。保证了二次风的刚性，同时增强了二次风的贴壁性能。贴壁风直接引自总风管内的二次风，其刚性强，风量足，能够在侧墙上形成良好的贴壁风，改善水冷壁附近强还原性气氛，保护水冷壁不受高温腐蚀。同时由于贴壁风刚性足，能够保护水冷壁与含碱性氧化物的飞灰及烟气的接触，进一步抑制高温腐蚀发生的条件。考虑到了锅炉实际运行中多变的工况与燃烧复杂的情况，在支管上设置了风量调节阀以及在喷嘴内设置了导流叶片。调节风量与风向可以在锅炉实际运行过程中，从而可以更好地保护水冷壁不受高温腐蚀侵害锅炉应用燃烧器改造方案和贴壁风改造方案后，又对其进行了细致的制粉系统调整和燃烧调整实验，获得了最佳的磨煤机投运方式，贴壁风量配比，一次风管配平，最佳制粉方式等从而使改造方案能发挥最佳效果。经过长时间运行考验，为国内首创的超超临界对冲旋流燃烧锅炉有效控制炉膛高温腐蚀的综合治理方案并已获得长期运行考验。本改造方案被东方锅炉推广到数十台新锅炉的燃烧系统设计和锅炉改造中。

（来源：广东粤电靖海发电有限公司）