大型锅炉水冷壁高温腐蚀
调研报告
上海锅炉厂有限公司
二○○二年三月十五日
目 录
1． 前言„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„2 2． 产生高温腐蚀的机理和条件„„„„„„„„„„„„„„2 3． 高温腐蚀发生在大型贫煤锅炉上的主要原因„„„„„„„3 4． 大型锅炉水冷壁高温腐蚀的部位及预防措施„„„„„„„5 5． 水平浓淡分离燃烧技术在防止高温腐蚀方面的应用„„„„7 6． 石洞口电厂#3、#4炉改造情况„„„„„„„„„„„„„11 7． 大型锅炉炉内水冷壁发生高温腐蚀的判据„„„„„„„„14 8． 结论„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„15
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1． 前言
我国许多地方的电厂，不少燃用无烟煤、贫煤、劣质烟煤的大型锅炉投运后，炉内水冷壁都不同程度的存在高温腐蚀。这种情况，无论是在我国上海、哈尔滨、东方三大锅炉厂自行设计制造的锅炉，还是在国外日本三菱、法国斯坦因、英国巴布科克、加拿大巴威等公司设计制造的锅炉，其燃烧器高温区域，水冷壁都有高温腐蚀现象发生，而且遍及各种炉型。以水循环方式分，有自然循环、控制循环和直流锅炉；以燃烧方式分，有四角切圆、前后墙对冲和W型火焰燃烧器等许多典型设计。通过调研，我们发现水冷壁管壁腐蚀速度一般为0.8~1.5mm/104h，腐蚀后的管壁减薄形貌较多，一般是分层减薄，而管壁向火侧减薄较快。
2． 产生高温腐蚀的机理和条件
在燃煤锅炉中，高温腐蚀分三种类型：硫酸盐型、氯化物型和硫化物型。硫酸盐型腐蚀主要发生高温受热面上；氯化物型腐蚀主要发生在大型锅炉燃烧器高温区域的水冷壁管上；硫化物型腐蚀主要发生在大型锅炉水冷壁管上。水冷壁的高温腐蚀通常是由这三种类型腐蚀复合作用的结果。
硫酸盐型高温腐蚀的形成：在炉内高温下，煤中的NaCl中的Na+易挥发，除一部分被熔融的硅酸盐捕捉外，有一部分与烟气中的SO3发生反应，形成Na2SO4；另一部分是易于挥发性的硅酸盐，与挥发出的钠发生置换反应，而释放出来的钾，与SO3化合，生成K2SO4。而碱金属硫酸盐（Na2SO4、K2SO4）有粘性，且露点低。当碱金属硫酸盐沉积到受热面的管壁后会再吸收SO3，并与Fe2O3、Al2O3作用生成焦硫酸盐（Na·K）2S2O7。
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这样一来，受热面上熔融的硫酸盐（M2SO4）吸收SO3并在Fe2O3、Al2O3作用下，生成复合硫酸盐（Na·K）（Fe·Al）SO4，随着复合硫酸盐的沉积，其熔点降低，表面温升升高。当表面温升升高到熔点，管壁表面的Fe2O3氧化保护膜被复合硫酸盐破坏，使管壁继续腐蚀。另外，附着层中的焦硫酸盐（Na·K）2S2O7。由于熔点低，更容易与Fe2O3发生反应，生成（Na·K）3Fe（SO4）3，即形成反应速度更快的熔盐型腐蚀。
氯化物型腐蚀的形成：在炉内高温下，原煤中的NaCl中的易与H2O、SO2、SO3反应，生成硫酸盐（Na2SO4）和HCl气体。同时凝结在水冷壁上的NaCl也会和硫酸盐发生反应，生成HCl气体，因此，沉积层中的HCl浓度要比烟气中的大得多，致使受热面管壁表面的Fe2O3氧化保护膜破坏。有研究表明，这种情况在CO和H2浓度超过一定范围的强还原性气氛中则更为强烈。
综上所述，燃煤中的S、Cl、K、Na等物质的存在是发生高温腐蚀的内在根源。而燃用劣质煤所需要的气流扰动和较高的燃烧温度，使煤粉火焰容易刷墙以及水冷壁附近可能出现还原性气氛，为产生水冷壁高温腐蚀提供了充分条件。许多研究工作，提出了产生高温腐蚀的条件，归纳如下：
（1） 燃煤中存在一定含量的S、Cl、K、Na等可产生高温腐蚀的物质；
（2） 水冷壁附近出现还原性气氛和腐蚀性气体；
（3） 水冷壁腐蚀区域的壁温在320℃以上；
（4） 腐蚀产物的剥落，使得腐蚀能不断地渗透内层。
3． 高温腐蚀主要发生在大型贫煤锅炉上的原因
在调研中，我们发现山东省已投运的18台300MW机组中，燃用贫煤
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的10台锅炉，都出现了高温腐蚀，而燃用烟煤的锅炉则很少发现高温腐蚀。在湖北省汉川电厂投运的4台贫煤锅炉上，也出现了不同程度的高温腐蚀，其中#1炉曾于2001年8月因高温腐蚀发生爆管，造成紧急事故停炉。在重庆珞璜、陕西渭河、河北西北坡等电厂均发生了类似问题。高温腐蚀发生在大型贫煤锅炉上的原因，是我们调研的主要任务。总的来说，有下列几点：
（1） 劣质煤着火困难，燃烧延迟，水冷壁附近未燃烬的煤粉颗粒增多，
在一些区域造成缺氧，因而容易出现还原性气氛和腐蚀性气体，而使水冷壁腐蚀。在燃用高灰份劣质烟煤或贫煤时，由于制粉系
统、磨煤机等限制，煤粉变粗，在切圆的离心力作用下容易刷墙，更容易在炉内水冷壁附近产生还原性气氛和腐蚀性气体。
（2） 为改善低挥发份煤的着火，通常采用大切圆，并在一次风喷口布
置了各种型式的稳燃装置，这在一定程度上影响了一次风的刚
性，造成煤粉火焰刷墙。
（3） 劣质煤的燃烧，往往采用瘦高型炉膛，燃烧器区域热负荷高，故
水冷壁管壁温度高。假若水质不好，容易引起管内结垢，进一步
提高了管壁温度。
（4） 由于环保要求的限制，在燃用低挥发份劣质煤或贫煤时，一般采
用中间仓储钢球磨热风送粉系统，为保证燃烧的稳定性和满足低
NOx要求，采用了加装顶部燃烬风（OFA）和分级送风的原理，致使炉内中、下部风量减少，造成燃烧器区域热负荷高、水冷壁
附近容易产生还原性气氛和腐蚀性气体。
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（5） 在燃用低挥发份、高灰份的劣质煤或贫煤时，需要的热风温度较
高，当燃煤中的含硫量较高时，回转式空气预热器的漏风、堵灰
及低温腐蚀，容易造成送、引风机难以满足炉内燃烧需要空气，也促使水冷壁附近形成还原性气氛和腐蚀性气体。
（6） 现代电网的峰谷差增大，要求大型锅炉参与调峰，也不利于炉内
水冷壁的保护。锅炉在频繁启停和变负荷运行中，水冷壁热胀冷
缩，容易造成管壁表面的氧化膜脱落，加速了腐蚀过程。同时，如果变负荷速度太快而影响正常的水循环，造成水冷壁局部壁温
增高，也会导致高温腐蚀腐蚀加剧。
4． 大型锅炉水冷壁高温腐蚀的部位及预防措施
目前，我国配300MW机组的锅炉，从燃烧方式上讲，有直流燃烧器四角切圆燃烧方式、旋流燃烧器水平燃烧方式和拱顶燃烧器W型火焰燃烧方式，对于不同燃烧方式的锅炉炉内水冷壁高温腐蚀的部位是不同的。
（1） 直流燃烧器四角切圆燃烧方式
直流四角切圆燃烧方式的燃烧器，是目前我国大型锅炉采用最多的一种燃烧型式。其特点是炉内火焰形成大旋涡作旋转上升运动，一次风射流受上游旋转气流挤压，炉内切圆增大。当燃烧器的高宽比加大时，热态切圆增大，煤粉火焰容易冲刷墙壁，导致水冷壁高温腐蚀。水冷壁的腐蚀部位大致是：沿一次风气流流向，在炉膛中心线附近及下游的水冷壁壁面。如青岛电厂配300MW机组的锅炉。这种类型的锅炉在设计上应考虑的措施：炉内切圆直径取小值，防止煤粉火焰冲刷墙壁；增强一次风的刚性，在一次风喷口、两侧尤其是背火侧增加周界风或侧二次风，以刚性较强的
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二次风支撑一次风气流，并在炉壁附近形成氧化性气氛；在注重着火、稳燃的同时，注意截面热负荷的选取，以防止炉膛结渣和积灰，而加速高温腐蚀的过程。为此，应适当加大炉膛的截面积，加大喷燃器的高宽比，以便燃烧器区域的温度较为平缓。
（2） 旋流燃烧器水平燃烧方式
旋流水平燃烧方式的燃烧器通常是前墙或前后墙布置带一次风回流稳燃和煤粉局部浓度高的低NOx双调风轴流型式。其特点是在靠近两侧的旋流燃烧器出口煤粉易偏向两侧墙，并随着旋流强度的增加，偏转越严重，从而两侧墙附近易形成还原性气氛和腐蚀性气体。水冷壁的腐蚀部位一般在两侧墙。如西北坡电厂配300MW机组的锅炉。这种类型的锅炉在设计上应考虑的措施：佛斯特·惠勒公司是在燃烧器下部靠近两侧墙的位置设置壁面风，以改善两侧墙附近的烟气气氛，使之呈氧化性。
（3） 拱顶燃烧器W型火焰燃烧方式
W型火焰燃烧方式的燃烧器，不论其拱顶的布置与结构，由于其煤粉气流在二次风的引射下基本上与前后墙平行向下流动，然后转折向上，形成W型火焰，一般来说，煤粉不会冲刷墙壁。但是如果一次风喷口位置不对，或者在一次风动量和射流扩展角偏大的情况下，煤粉也会冲刷前后墙的上部区域，造成高温腐蚀，尤其是卫燃带脱落的部位。水冷壁的腐蚀部位一般在前后墙的上部区域。如珞璜电厂配360MW机组的锅炉。这种类型的锅炉在设计上应考虑的措施：正确选择一次风喷口与炉膛中心线的夹角；保证二次风与一次风之间的动量比恰当，以便煤粉气流有一定的引射长度，而又不至于在前后墙附近形成还原性气氛和腐蚀性气体。
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5． 水平浓淡分离燃烧技术在防止高温腐蚀方面的应用
直流四角切圆燃烧器，是我国300MW等级锅炉采用最多的一种燃烧方式。为防止高温腐蚀发生，在这种型式的锅炉上采用水平浓淡分离技术，从理论上看是可行的，也是目前实施较多一种方案，但实际效果如何是我们调研的重点。汉川电厂和青岛电厂是上海锅炉厂早期引进美国燃烧工程公司的技术，设计制造的贫煤锅炉，在投运初期都发生了一些问题。汉川电厂主要存在低负荷稳燃问题，而青岛电厂则是发生高温腐蚀。哈尔滨工业大学采用水平浓淡分离燃烧技术，对2个电厂6台锅炉，进行了燃烧器改造。下面介绍这一技术在两个厂的应用情况。
（1） 青岛电厂#2炉
配青岛发电厂300MW机组锅炉设计采用了美国燃烧工程公司的技术。锅炉为亚临界压力控制循环炉，燃料为晋中贫煤，采用钢球磨，中间仓储制，热风送粉。锅炉采用单炉膛、∏型、露天布置，全悬吊钢结构。炉膛断面尺寸深×宽为11760mm×11970mm。锅炉燃烧系统采用四角切圆燃烧，摆动式煤粉喷嘴。高度方向分四层布置，另布置二层三次风乏气喷嘴在煤粉喷嘴上方，固定向下10︒布置。
青岛发电厂#1、#2炉分别于1995、1996年投运，在大修中发现炉内四壁的燃烧器区域及气流下游区域水冷壁高温腐蚀严重，其中#1炉在1997年的第一次大修中发现：前后墙和两侧墙的燃烧器区域都有减薄。在调研中，我们统计过1996年至2000年期间电厂入炉煤的煤质资料，电厂用煤中含硫量平均高达2.4%，与设计煤种的含硫量：Sar=0.72%相差较大。腐蚀位置见图1。
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改造前青岛电厂的燃烧设备是采用四角切圆燃烧方式。燃烧器布置在炉膛四角上。为了有助于低挥发份煤的着火和稳定燃烧，该炉采用了CE公司开发的WR型燃烧器。为了降低NOX的排放量，除采用分级混合外，还在燃烧器顶部布置了顶部二次风。为了减少锅炉水平烟道左右侧的烟气偏差，将燃烧器上部的四层喷嘴（其中二层为二次风，另二层为三次风）与下部的一、二次风气流旋转方向作相反布置。为解决锅炉存在的水冷壁高温腐蚀问题，该厂采用哈尔滨工业大学“摆动式水平浓淡风煤粉燃烧器”技术，对#1、#2号炉进行了煤粉燃烧器的改造。既：把16只WR型煤粉燃烧器全部改成水平浓淡风煤粉燃烧器。并根据其实验室研究结果，对该燃烧器选取了浓缩比为4：1的百叶窗煤粉浓缩器结构（浓缩比：是指浓煤粉气流的煤粉浓度与淡煤粉气流的煤粉浓度之比），并将原一次风周界风改为侧二次风喷口，通过调节原一次风的周界风风门（现称为侧二次风）挡板开度以调节侧二次风流量，以达到对燃烧区域两相流场的调节。
为了了解改造效果，该厂组织了哈尔滨工业大学、山东省电科院等单位在#2炉上进行了现场试验。内容包括侧二次风与一次风、二次风的动量配比特性试验和水冷壁壁面氧量测量。
试验结果：#2号炉改造后，在负荷300MW，省煤器出口氧量5.6%的工况下：入炉煤的一些主要参数为，Vdaf=10.95%，Aad=27%，Qad.net=24525KJ/kg，
R90=10.34%，燃烧器区域水冷壁壁面平均氧量为1.5～3.6%。#1炉改造前，
在负荷300MW，省煤器出口氧量6.0%的工况下：入炉煤的一些主要参数为，Vdaf=12%，Aad=20%，Qad.net=26517KJ/kg，R90=9.49%，#1号炉燃烧器区域水冷
壁壁面平均氧量0.8～3.0%。另外，通过调节侧二次风风门开度来较好的
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控制一次风射流的偏转，在一定程度上改变了炉内强风环直径的大小及贴壁风速的大小。
但该厂于1998年在#2炉的水冷壁的腐蚀区域实施了喷涂技术，高温腐蚀才有所好转面。对此，电厂是这样解释的：由于使用的煤质较差，影响锅炉的正常运行，并且含硫量也大大超过了设计值，使水冷壁仍然有不同程度的高温腐蚀。
（2） 汉川电厂#1炉
配汉川电厂300MW机组锅炉设计采用了美国燃烧工程公司的技术。锅炉为亚临界压力控制循环炉，燃料为晋东南潞安贫煤，采用钢球磨，中间仓储制，热风送粉。锅炉采用单炉膛、∏型、露天布置，全悬吊结构。炉膛断面尺寸深×宽为11760mm×11970mm。锅炉燃烧系统采用四角切圆燃烧，摆动式煤粉喷嘴。高度方向分四层布置，另布置二层三次风乏气喷嘴在煤粉喷嘴上方，固定向下10︒布置。
为了提高锅炉低负荷稳燃能力，电厂于2000年10月对燃烧器进行了改造。 2001年8月后墙水冷壁发生爆管，造成事故停炉。停炉检查发现四面墙的水冷壁管均有不同程度的减薄，而具体爆管位置：在标高18m处，后墙2#角第48根水冷壁管。在调研中，我们统计过2001年1月至8月电厂入炉煤的煤质资料，电厂用煤中含硫量平均为0.44%，最高仅为
1.18%，与设计煤种的含硫量：Sar=0.35%相差不大。腐蚀位置见图2。
改造前汉川电厂的燃烧设备是采用四角切圆燃烧方式。燃烧器布置在炉膛四角上，采用CE公司开发的WR型燃烧器，在燃烧器中利用燃烧器中的隔板将煤粉分成上下浓淡不同的两股气流，并在燃烧器出口安装了一
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“V”型钝体，便于形成一个稳定的回流区，有助于低挥发份煤的着火和稳定燃烧。为了降低NOX的排放量，除采用分级混合外，在燃烧器顶部布置了顶部二次风。为了减少锅炉水平烟道左右侧的烟气偏差，将燃烧器上部的四层喷嘴（其中二层为二次风，另二层为三次风）与下部的一、二次风气流旋转方向作相反布置。汉川电厂#1炉的改造是采用哈尔滨工业大学的水平浓淡分离及百叶窗浓缩煤粉技术，对燃烧器下两层一次风共8个喷口进行了改造。将一次风的煤粉气流在水平方向进行浓淡分离，淡相气流布置在背火侧，浓相气流布置在向火侧，并将原来一次风喷口的周界风改成侧二次风。
为了查清燃烧器改造对壁面气氛的影响，对电厂运行提供指导，该厂组织了西安热工研究院、湖北省电科院等单位在#1炉上进行了现场试验。内容包括冷态空气动力场和热态水冷壁壁面氧量测量。
试验发现燃烧器改造后：一、二次风切圆比原来大，并且一次风射流刚性较差，有明显的气流刷墙现象。在290MW负荷下，最好的运行工况中，燃烧器区域水冷壁面也有四分之一处于还原性气氛中，其中的大部分还是处于强还原性气氛中。随着负荷降低，情况逐渐好转，在负荷小于150MW后，全炉膛的壁面烟气会呈现氧化性气氛。
综合上述情况，不难发现水平浓淡分离技术不是防止高温腐蚀的成熟经验。一方面从原理上看，将一次风的煤粉气流在水平方向进行浓淡分离，淡相气流布置在背火侧，浓相气流布置在向火侧，并将原来一次风喷口的周界风改成侧二次风，可以在某种程度上改善燃烧器区域的壁面气氛，可以缓解高温腐蚀情况。另一方面也有加速高温腐蚀进程的因素存在。最主
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要的一点是采用水平浓淡分离后，燃烧器区域的燃烧温度会升高，这是其稳定着火燃烧的原因，为许多试验所证实。当煤粉浓度从0.9kg/kg增加到
2.8kg/kg时，炉膛中心线上的火焰温度升高近200℃，炉内水冷壁的局部壁温会相应升高。而研究表明高温腐蚀与管壁温度有关，腐蚀速度与壁温呈指数关系，壁温在300～500℃之间每升高50℃，腐蚀速度增加一倍。
6． 石洞口电厂#3、#4炉改造情况
上海石洞口发电厂原4台SG-1025t/h-16.67MPa-540/540 UP型单炉膛燃煤直流锅炉，是我厂在80年代引进CE技术，首次自行设计改进和制造的，为传统的Π型，全悬吊钢结构。炉膛断面为带切角的矩形，宽13035㎜、深12195㎜，切角为45°，切角边长为980㎜。主燃烧器布置在炉膛四个切角上，成切园燃烧，一次风采用相对集中布置，共6层，一次风喷咀两侧为周界风，二次风喷咀共有5层，其中编号为A、F、I三层布置重油枪，三次风共2层布置在前后墙，同层每对角接一台排粉机。限于当时的技术条件，这 4台锅炉自87年底，投运以来，暴露出同样的问题：水冷壁发生高温腐蚀、局部应力集中、热敏感性强，锅炉设计不投油最低负荷为65%。据#4炉的统计资料：该炉自90年5月20日投运以来，到97年11月11日，历时7年半的时间，实际累计运行时间为53451小时，非计划停机61次，年平均为8.7次，计划检修12次，其中1次大修，11次小修，完成发电量128.4亿度，平均等效可用系数仅为81.8%，可靠性较差。
改造后的锅炉总体布置仍为传统的Π型，全悬吊结构。炉膛燃烧器仍为四角切园，对角型式完全相同，燃烧器向下倾10°，可延长燃烬时间。
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炉膛前、后墙各有两层三次风喷口，上层与A磨相连，下层与B磨相连，炉膛上部每面墙有2个燃烬风喷口，三次风K层#1、#3角与C磨相连，#2、#4角与D磨相连。新增的核心风、周界风和燃烬风从空气预热器后的二次风引出。风量按负荷变化进行分配，过燃风1、中间风、底部风和偏置风均有调节挡板，过燃风2装有隔绝挡板。调节偏置风可降低NOX产生、避免侧墙缺氧以及防止燃烧器附近结焦。在华东电力试验研究院负责完成的性能验收试验报告中，锅炉性能得当充分肯定。
（1） 调峰能力。锅炉最低不投油稳燃负荷为40%，此时，在给粉机
跳闸等因素的扰动下，锅炉燃烧稳定。冷态滑参数至满负荷的
启动时间为7小时左右。在120MW至300MW负荷范围内，可
调峰。其变负荷速率如下：负荷80%以上为3%/min；负荷60～
80%为2%/min；负荷50～60%为1.5%/min；负荷40～50%为
1%/min。
（2） 锅炉效率。由于电厂运行煤质较杂，无法以设计煤质完成效率
试验。在2000年8月的一次摸底性试验中，试验煤种接近校核
煤种，近似无烟煤，加上制粉系统和风机等原因，在煤粉细度
R90>25%，风量偏小等情况下，试验后的修正效率为90%，低于
保证值0.5个百分点。由于现场条件的满足不了试验要求，用户
和试验负责单位未对效率低于保证值提出异议。而2001年4月
的效率试验测得效率为91.7%，高于保证值。
（3） NOx排放情况。对省煤器出口处的排烟取样分析，NOx修正到
O2=6%后为576mg/Nm3，优于国家标准（650mg/Nm3）。
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改造后的#3、#4炉水冷壁燃烧器上部区域，高温腐蚀严重。#4炉自98年10月正式投运至2000年10月，两年间，该区域水冷壁管壁的减薄量为0.7mm，腐蚀区域在D层至H层煤粉喷口向火面角隅，4面墙均有面积大致为3m×7m的区域。在300MW负荷时，经过测定高温腐蚀严重的地方烟气中的O2仅为1%左右，而在240MW以下，烟气中的O2为5%。
众所周知，解决劣质煤的稳定燃烧与防止高温腐蚀的发生，在许多技术的应用上是矛盾的，国内外并无成熟经验，而斯坦缪勒的石洞口#4炉改造方案中，在防止高温腐蚀的发生，已采用了许多好的措施，与国内的经典理论和经验是一致的。
（1） 热负荷的选取。汉川、青岛电厂1025t/h锅炉的容积热负荷为
130～133KW/m3，截面热负荷为5.69MW/m2，而石洞口1025t/h
锅炉容积热负荷为130KW/m3，截面热负荷为5.31MW/m2。其
他电厂数据见表1。比较得知，改造后的石洞口1025t/h锅炉热
负荷的选取是恰当的，兼顾了燃烧稳定和避免高温腐蚀两方面
的要求。
（2） 大切角的应用。一般地说，一次风的偏转、刷墙，是形成和加
速炉内高温腐蚀的重要条件，而一次风两侧补气条件的差异，
是造成一次风偏转的重要原因。为了改善补气条件，四角切圆
燃烧方式，现在大多采用了切角布置。改造后的石洞口1025t/h
锅炉炉膛切角为45°，切角边长为2000㎜。
（3） 一次风的间隔布置。国内许多电厂燃用劣质煤锅炉的燃烧器，
采用一次风相对集中布置，这种方式容易造成炉内局部缺氧燃
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烧和局部热负荷高，是产生炉内高温腐蚀的重要条件。而改造
后的石洞口1025t/h锅炉，采用一次风的间隔布置，并且一次风
喷口共有6层24只，而汉川、青岛电厂一次风喷口是4层16
只布置，在很大程度上，减缓燃烧器区域的热负荷梯度，减弱
了高温腐蚀的趋势。
（4） 偏置风喷口的设置。很显然，偏置风喷口的设置，有利于避免
两侧墙缺氧，防止燃烧器附近结焦，降低NOX产生等作用，并
且在偏置风喷口前，有两个手动导流板，可供调试人员调整用，以期改变炉内水冷壁附近烟气氛围。
（5） 风煤比的控制。国内燃用劣质煤电厂的制粉系统，一般采用的
中间仓储式，钢球磨热风送粉系统，大多数各层一次风管或同
层一次风管间的风煤比偏差很大，运行人员很难调整。这一偏
差容易造成局部缺氧、一次风冲刷墙壁等问题，而造成壁面高
温腐蚀。而改造后的石洞口1025t/h锅炉燃烧系统，在风量的测
量与控制、煤粉浓度的测量与控制，以及风煤比的匹配等方面，有许多调整和保护手段，能有效地避免风煤比偏离设计值。
7． 大型锅炉炉内水冷壁发生高温腐蚀的判据
对于水循环方式和燃烧方式相同大型锅炉，水冷壁发生高温腐蚀的部位是相似的，正如前面所说的一样。但是目前还无法从理论上取得突破，在锅炉的设计阶段预计并确定将来运行中发生高温腐蚀的具体位置，原因是多方面的。煤质的变化、电网负荷的调度、运行人员的习惯，以及辅机运行状况的影响，都可能使之发生变化。
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要确定大型锅炉炉内水冷壁是否发生高温腐蚀，只有通过现场试验，针对具体煤质和运行工况而定。根据在各个电厂的调研情况，我们认为，大型锅炉炉内水冷壁是否会发生高温腐蚀的判据是：
（1） 燃煤中的Sar≥0.7%；
（2） 水冷壁附近O2≤2%；
（3） 腐蚀区域的水冷壁管壁温度＞320℃。
8． 结论
我们的调研对象，涉及国内十几个电厂，几十台不同类型锅炉，在对收集到的资料，进行了认真的研究后，我们认为：
（1） 大型锅炉炉内水冷壁发生高温腐蚀，是一个普遍现象。一方面
燃煤中存在的S、Cl、K、Na等可产生高温腐蚀的物质不可避
免；另一方面大型锅炉的热力参数决定了其燃烧区域水冷壁管
壁温度大于320℃。陕西省的宝鸡、韩城等电厂早期高温腐蚀的
研究资料表明：高温腐蚀与金属温度密切相关，中压锅炉则没
有高温腐蚀情况。
（2） 燃用劣质煤的大型锅炉，由于解决劣质煤稳燃与防止高温腐蚀，
在许多技术的应用上难以兼顾，一方面低挥发份煤的燃烧要求
采用截面热负荷高的瘦高型炉膛和带稳燃装置的大切圆燃烧
器，这些都增加了煤粉火焰刷墙的概率；另一方面劣质煤中的
高灰份和硫份，容易造成磨煤机、送风机、引风机和空气预热
器故障，引发炉内水冷壁附近还原性气氛的形成。山东省投运
的18台300MW机组中10台贫煤锅炉都存在高温腐蚀。
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（3） 目前，国内外没有能消除大型锅炉炉内水冷壁高温腐蚀发生的
成熟经验。在调研的电厂中，有自然循环、控制循环和直流锅炉，燃烧方式分别采用国内外技术的直流四角切圆燃烧、旋流水平燃烧和拱顶W型火焰燃烧等方式。另外青岛电厂和汉川电厂，燃烧器采用水平浓淡分离技术进行改造，没有达到预期效果。青岛电厂改造后，还采用了水冷壁喷涂技术，抑制了高温腐蚀的发生；汉川电厂改造后，则加速了高温腐蚀进程，但由于该厂燃煤硫份较低，爆管是在投运11年后（改造后1年内）发生的，暂时没有实施其它方案，但电厂也在对喷涂技术及其厂家进行调研。
毋须讳言，我们这次调研的目的，是针对石洞口#1炉燃烧系统是否可以在#3、#4炉改造方案基础上加以改进，以防止高温腐蚀发生的问题而进行的。从以上几个方面的论述，和石洞口电厂#3、#4机组改造前、后的运行数据对比，以及华东电力试验研究所有关石洞口电厂#3、#4炉的《性能验收试验报告》，已不难得出结论。
执 笔： 张 翔
2002年3月12日
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大型锅炉水冷壁高温腐蚀
调研报告
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二○○二年三月十五日
目 录
1． 前言„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„2 2． 产生高温腐蚀的机理和条件„„„„„„„„„„„„„„2 3． 高温腐蚀发生在大型贫煤锅炉上的主要原因„„„„„„„3 4． 大型锅炉水冷壁高温腐蚀的部位及预防措施„„„„„„„5 5． 水平浓淡分离燃烧技术在防止高温腐蚀方面的应用„„„„7 6． 石洞口电厂#3、#4炉改造情况„„„„„„„„„„„„„11 7． 大型锅炉炉内水冷壁发生高温腐蚀的判据„„„„„„„„14 8． 结论„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„„15
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1． 前言
我国许多地方的电厂，不少燃用无烟煤、贫煤、劣质烟煤的大型锅炉投运后，炉内水冷壁都不同程度的存在高温腐蚀。这种情况，无论是在我国上海、哈尔滨、东方三大锅炉厂自行设计制造的锅炉，还是在国外日本三菱、法国斯坦因、英国巴布科克、加拿大巴威等公司设计制造的锅炉，其燃烧器高温区域，水冷壁都有高温腐蚀现象发生，而且遍及各种炉型。以水循环方式分，有自然循环、控制循环和直流锅炉；以燃烧方式分，有四角切圆、前后墙对冲和W型火焰燃烧器等许多典型设计。通过调研，我们发现水冷壁管壁腐蚀速度一般为0.8~1.5mm/104h，腐蚀后的管壁减薄形貌较多，一般是分层减薄，而管壁向火侧减薄较快。
2． 产生高温腐蚀的机理和条件
在燃煤锅炉中，高温腐蚀分三种类型：硫酸盐型、氯化物型和硫化物型。硫酸盐型腐蚀主要发生高温受热面上；氯化物型腐蚀主要发生在大型锅炉燃烧器高温区域的水冷壁管上；硫化物型腐蚀主要发生在大型锅炉水冷壁管上。水冷壁的高温腐蚀通常是由这三种类型腐蚀复合作用的结果。
硫酸盐型高温腐蚀的形成：在炉内高温下，煤中的NaCl中的Na+易挥发，除一部分被熔融的硅酸盐捕捉外，有一部分与烟气中的SO3发生反应，形成Na2SO4；另一部分是易于挥发性的硅酸盐，与挥发出的钠发生置换反应，而释放出来的钾，与SO3化合，生成K2SO4。而碱金属硫酸盐（Na2SO4、K2SO4）有粘性，且露点低。当碱金属硫酸盐沉积到受热面的管壁后会再吸收SO3，并与Fe2O3、Al2O3作用生成焦硫酸盐（Na·K）2S2O7。
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这样一来，受热面上熔融的硫酸盐（M2SO4）吸收SO3并在Fe2O3、Al2O3作用下，生成复合硫酸盐（Na·K）（Fe·Al）SO4，随着复合硫酸盐的沉积，其熔点降低，表面温升升高。当表面温升升高到熔点，管壁表面的Fe2O3氧化保护膜被复合硫酸盐破坏，使管壁继续腐蚀。另外，附着层中的焦硫酸盐（Na·K）2S2O7。由于熔点低，更容易与Fe2O3发生反应，生成（Na·K）3Fe（SO4）3，即形成反应速度更快的熔盐型腐蚀。
氯化物型腐蚀的形成：在炉内高温下，原煤中的NaCl中的易与H2O、SO2、SO3反应，生成硫酸盐（Na2SO4）和HCl气体。同时凝结在水冷壁上的NaCl也会和硫酸盐发生反应，生成HCl气体，因此，沉积层中的HCl浓度要比烟气中的大得多，致使受热面管壁表面的Fe2O3氧化保护膜破坏。有研究表明，这种情况在CO和H2浓度超过一定范围的强还原性气氛中则更为强烈。
综上所述，燃煤中的S、Cl、K、Na等物质的存在是发生高温腐蚀的内在根源。而燃用劣质煤所需要的气流扰动和较高的燃烧温度，使煤粉火焰容易刷墙以及水冷壁附近可能出现还原性气氛，为产生水冷壁高温腐蚀提供了充分条件。许多研究工作，提出了产生高温腐蚀的条件，归纳如下：
（1） 燃煤中存在一定含量的S、Cl、K、Na等可产生高温腐蚀的物质；
（2） 水冷壁附近出现还原性气氛和腐蚀性气体；
（3） 水冷壁腐蚀区域的壁温在320℃以上；
（4） 腐蚀产物的剥落，使得腐蚀能不断地渗透内层。
3． 高温腐蚀主要发生在大型贫煤锅炉上的原因
在调研中，我们发现山东省已投运的18台300MW机组中，燃用贫煤
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的10台锅炉，都出现了高温腐蚀，而燃用烟煤的锅炉则很少发现高温腐蚀。在湖北省汉川电厂投运的4台贫煤锅炉上，也出现了不同程度的高温腐蚀，其中#1炉曾于2001年8月因高温腐蚀发生爆管，造成紧急事故停炉。在重庆珞璜、陕西渭河、河北西北坡等电厂均发生了类似问题。高温腐蚀发生在大型贫煤锅炉上的原因，是我们调研的主要任务。总的来说，有下列几点：
（1） 劣质煤着火困难，燃烧延迟，水冷壁附近未燃烬的煤粉颗粒增多，
在一些区域造成缺氧，因而容易出现还原性气氛和腐蚀性气体，而使水冷壁腐蚀。在燃用高灰份劣质烟煤或贫煤时，由于制粉系
统、磨煤机等限制，煤粉变粗，在切圆的离心力作用下容易刷墙，更容易在炉内水冷壁附近产生还原性气氛和腐蚀性气体。
（2） 为改善低挥发份煤的着火，通常采用大切圆，并在一次风喷口布
置了各种型式的稳燃装置，这在一定程度上影响了一次风的刚
性，造成煤粉火焰刷墙。
（3） 劣质煤的燃烧，往往采用瘦高型炉膛，燃烧器区域热负荷高，故
水冷壁管壁温度高。假若水质不好，容易引起管内结垢，进一步
提高了管壁温度。
（4） 由于环保要求的限制，在燃用低挥发份劣质煤或贫煤时，一般采
用中间仓储钢球磨热风送粉系统，为保证燃烧的稳定性和满足低
NOx要求，采用了加装顶部燃烬风（OFA）和分级送风的原理，致使炉内中、下部风量减少，造成燃烧器区域热负荷高、水冷壁
附近容易产生还原性气氛和腐蚀性气体。
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（5） 在燃用低挥发份、高灰份的劣质煤或贫煤时，需要的热风温度较
高，当燃煤中的含硫量较高时，回转式空气预热器的漏风、堵灰
及低温腐蚀，容易造成送、引风机难以满足炉内燃烧需要空气，也促使水冷壁附近形成还原性气氛和腐蚀性气体。
（6） 现代电网的峰谷差增大，要求大型锅炉参与调峰，也不利于炉内
水冷壁的保护。锅炉在频繁启停和变负荷运行中，水冷壁热胀冷
缩，容易造成管壁表面的氧化膜脱落，加速了腐蚀过程。同时，如果变负荷速度太快而影响正常的水循环，造成水冷壁局部壁温
增高，也会导致高温腐蚀腐蚀加剧。
4． 大型锅炉水冷壁高温腐蚀的部位及预防措施
目前，我国配300MW机组的锅炉，从燃烧方式上讲，有直流燃烧器四角切圆燃烧方式、旋流燃烧器水平燃烧方式和拱顶燃烧器W型火焰燃烧方式，对于不同燃烧方式的锅炉炉内水冷壁高温腐蚀的部位是不同的。
（1） 直流燃烧器四角切圆燃烧方式
直流四角切圆燃烧方式的燃烧器，是目前我国大型锅炉采用最多的一种燃烧型式。其特点是炉内火焰形成大旋涡作旋转上升运动，一次风射流受上游旋转气流挤压，炉内切圆增大。当燃烧器的高宽比加大时，热态切圆增大，煤粉火焰容易冲刷墙壁，导致水冷壁高温腐蚀。水冷壁的腐蚀部位大致是：沿一次风气流流向，在炉膛中心线附近及下游的水冷壁壁面。如青岛电厂配300MW机组的锅炉。这种类型的锅炉在设计上应考虑的措施：炉内切圆直径取小值，防止煤粉火焰冲刷墙壁；增强一次风的刚性，在一次风喷口、两侧尤其是背火侧增加周界风或侧二次风，以刚性较强的
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二次风支撑一次风气流，并在炉壁附近形成氧化性气氛；在注重着火、稳燃的同时，注意截面热负荷的选取，以防止炉膛结渣和积灰，而加速高温腐蚀的过程。为此，应适当加大炉膛的截面积，加大喷燃器的高宽比，以便燃烧器区域的温度较为平缓。
（2） 旋流燃烧器水平燃烧方式
旋流水平燃烧方式的燃烧器通常是前墙或前后墙布置带一次风回流稳燃和煤粉局部浓度高的低NOx双调风轴流型式。其特点是在靠近两侧的旋流燃烧器出口煤粉易偏向两侧墙，并随着旋流强度的增加，偏转越严重，从而两侧墙附近易形成还原性气氛和腐蚀性气体。水冷壁的腐蚀部位一般在两侧墙。如西北坡电厂配300MW机组的锅炉。这种类型的锅炉在设计上应考虑的措施：佛斯特·惠勒公司是在燃烧器下部靠近两侧墙的位置设置壁面风，以改善两侧墙附近的烟气气氛，使之呈氧化性。
（3） 拱顶燃烧器W型火焰燃烧方式
W型火焰燃烧方式的燃烧器，不论其拱顶的布置与结构，由于其煤粉气流在二次风的引射下基本上与前后墙平行向下流动，然后转折向上，形成W型火焰，一般来说，煤粉不会冲刷墙壁。但是如果一次风喷口位置不对，或者在一次风动量和射流扩展角偏大的情况下，煤粉也会冲刷前后墙的上部区域，造成高温腐蚀，尤其是卫燃带脱落的部位。水冷壁的腐蚀部位一般在前后墙的上部区域。如珞璜电厂配360MW机组的锅炉。这种类型的锅炉在设计上应考虑的措施：正确选择一次风喷口与炉膛中心线的夹角；保证二次风与一次风之间的动量比恰当，以便煤粉气流有一定的引射长度，而又不至于在前后墙附近形成还原性气氛和腐蚀性气体。
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5． 水平浓淡分离燃烧技术在防止高温腐蚀方面的应用
直流四角切圆燃烧器，是我国300MW等级锅炉采用最多的一种燃烧方式。为防止高温腐蚀发生，在这种型式的锅炉上采用水平浓淡分离技术，从理论上看是可行的，也是目前实施较多一种方案，但实际效果如何是我们调研的重点。汉川电厂和青岛电厂是上海锅炉厂早期引进美国燃烧工程公司的技术，设计制造的贫煤锅炉，在投运初期都发生了一些问题。汉川电厂主要存在低负荷稳燃问题，而青岛电厂则是发生高温腐蚀。哈尔滨工业大学采用水平浓淡分离燃烧技术，对2个电厂6台锅炉，进行了燃烧器改造。下面介绍这一技术在两个厂的应用情况。
（1） 青岛电厂#2炉
配青岛发电厂300MW机组锅炉设计采用了美国燃烧工程公司的技术。锅炉为亚临界压力控制循环炉，燃料为晋中贫煤，采用钢球磨，中间仓储制，热风送粉。锅炉采用单炉膛、∏型、露天布置，全悬吊钢结构。炉膛断面尺寸深×宽为11760mm×11970mm。锅炉燃烧系统采用四角切圆燃烧，摆动式煤粉喷嘴。高度方向分四层布置，另布置二层三次风乏气喷嘴在煤粉喷嘴上方，固定向下10︒布置。
青岛发电厂#1、#2炉分别于1995、1996年投运，在大修中发现炉内四壁的燃烧器区域及气流下游区域水冷壁高温腐蚀严重，其中#1炉在1997年的第一次大修中发现：前后墙和两侧墙的燃烧器区域都有减薄。在调研中，我们统计过1996年至2000年期间电厂入炉煤的煤质资料，电厂用煤中含硫量平均高达2.4%，与设计煤种的含硫量：Sar=0.72%相差较大。腐蚀位置见图1。
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改造前青岛电厂的燃烧设备是采用四角切圆燃烧方式。燃烧器布置在炉膛四角上。为了有助于低挥发份煤的着火和稳定燃烧，该炉采用了CE公司开发的WR型燃烧器。为了降低NOX的排放量，除采用分级混合外，还在燃烧器顶部布置了顶部二次风。为了减少锅炉水平烟道左右侧的烟气偏差，将燃烧器上部的四层喷嘴（其中二层为二次风，另二层为三次风）与下部的一、二次风气流旋转方向作相反布置。为解决锅炉存在的水冷壁高温腐蚀问题，该厂采用哈尔滨工业大学“摆动式水平浓淡风煤粉燃烧器”技术，对#1、#2号炉进行了煤粉燃烧器的改造。既：把16只WR型煤粉燃烧器全部改成水平浓淡风煤粉燃烧器。并根据其实验室研究结果，对该燃烧器选取了浓缩比为4：1的百叶窗煤粉浓缩器结构（浓缩比：是指浓煤粉气流的煤粉浓度与淡煤粉气流的煤粉浓度之比），并将原一次风周界风改为侧二次风喷口，通过调节原一次风的周界风风门（现称为侧二次风）挡板开度以调节侧二次风流量，以达到对燃烧区域两相流场的调节。
为了了解改造效果，该厂组织了哈尔滨工业大学、山东省电科院等单位在#2炉上进行了现场试验。内容包括侧二次风与一次风、二次风的动量配比特性试验和水冷壁壁面氧量测量。
试验结果：#2号炉改造后，在负荷300MW，省煤器出口氧量5.6%的工况下：入炉煤的一些主要参数为，Vdaf=10.95%，Aad=27%，Qad.net=24525KJ/kg，
R90=10.34%，燃烧器区域水冷壁壁面平均氧量为1.5～3.6%。#1炉改造前，
在负荷300MW，省煤器出口氧量6.0%的工况下：入炉煤的一些主要参数为，Vdaf=12%，Aad=20%，Qad.net=26517KJ/kg，R90=9.49%，#1号炉燃烧器区域水冷
壁壁面平均氧量0.8～3.0%。另外，通过调节侧二次风风门开度来较好的
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控制一次风射流的偏转，在一定程度上改变了炉内强风环直径的大小及贴壁风速的大小。
但该厂于1998年在#2炉的水冷壁的腐蚀区域实施了喷涂技术，高温腐蚀才有所好转面。对此，电厂是这样解释的：由于使用的煤质较差，影响锅炉的正常运行，并且含硫量也大大超过了设计值，使水冷壁仍然有不同程度的高温腐蚀。
（2） 汉川电厂#1炉
配汉川电厂300MW机组锅炉设计采用了美国燃烧工程公司的技术。锅炉为亚临界压力控制循环炉，燃料为晋东南潞安贫煤，采用钢球磨，中间仓储制，热风送粉。锅炉采用单炉膛、∏型、露天布置，全悬吊结构。炉膛断面尺寸深×宽为11760mm×11970mm。锅炉燃烧系统采用四角切圆燃烧，摆动式煤粉喷嘴。高度方向分四层布置，另布置二层三次风乏气喷嘴在煤粉喷嘴上方，固定向下10︒布置。
为了提高锅炉低负荷稳燃能力，电厂于2000年10月对燃烧器进行了改造。 2001年8月后墙水冷壁发生爆管，造成事故停炉。停炉检查发现四面墙的水冷壁管均有不同程度的减薄，而具体爆管位置：在标高18m处，后墙2#角第48根水冷壁管。在调研中，我们统计过2001年1月至8月电厂入炉煤的煤质资料，电厂用煤中含硫量平均为0.44%，最高仅为
1.18%，与设计煤种的含硫量：Sar=0.35%相差不大。腐蚀位置见图2。
改造前汉川电厂的燃烧设备是采用四角切圆燃烧方式。燃烧器布置在炉膛四角上，采用CE公司开发的WR型燃烧器，在燃烧器中利用燃烧器中的隔板将煤粉分成上下浓淡不同的两股气流，并在燃烧器出口安装了一
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“V”型钝体，便于形成一个稳定的回流区，有助于低挥发份煤的着火和稳定燃烧。为了降低NOX的排放量，除采用分级混合外，在燃烧器顶部布置了顶部二次风。为了减少锅炉水平烟道左右侧的烟气偏差，将燃烧器上部的四层喷嘴（其中二层为二次风，另二层为三次风）与下部的一、二次风气流旋转方向作相反布置。汉川电厂#1炉的改造是采用哈尔滨工业大学的水平浓淡分离及百叶窗浓缩煤粉技术，对燃烧器下两层一次风共8个喷口进行了改造。将一次风的煤粉气流在水平方向进行浓淡分离，淡相气流布置在背火侧，浓相气流布置在向火侧，并将原来一次风喷口的周界风改成侧二次风。
为了查清燃烧器改造对壁面气氛的影响，对电厂运行提供指导，该厂组织了西安热工研究院、湖北省电科院等单位在#1炉上进行了现场试验。内容包括冷态空气动力场和热态水冷壁壁面氧量测量。
试验发现燃烧器改造后：一、二次风切圆比原来大，并且一次风射流刚性较差，有明显的气流刷墙现象。在290MW负荷下，最好的运行工况中，燃烧器区域水冷壁面也有四分之一处于还原性气氛中，其中的大部分还是处于强还原性气氛中。随着负荷降低，情况逐渐好转，在负荷小于150MW后，全炉膛的壁面烟气会呈现氧化性气氛。
综合上述情况，不难发现水平浓淡分离技术不是防止高温腐蚀的成熟经验。一方面从原理上看，将一次风的煤粉气流在水平方向进行浓淡分离，淡相气流布置在背火侧，浓相气流布置在向火侧，并将原来一次风喷口的周界风改成侧二次风，可以在某种程度上改善燃烧器区域的壁面气氛，可以缓解高温腐蚀情况。另一方面也有加速高温腐蚀进程的因素存在。最主
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要的一点是采用水平浓淡分离后，燃烧器区域的燃烧温度会升高，这是其稳定着火燃烧的原因，为许多试验所证实。当煤粉浓度从0.9kg/kg增加到
2.8kg/kg时，炉膛中心线上的火焰温度升高近200℃，炉内水冷壁的局部壁温会相应升高。而研究表明高温腐蚀与管壁温度有关，腐蚀速度与壁温呈指数关系，壁温在300～500℃之间每升高50℃，腐蚀速度增加一倍。
6． 石洞口电厂#3、#4炉改造情况
上海石洞口发电厂原4台SG-1025t/h-16.67MPa-540/540 UP型单炉膛燃煤直流锅炉，是我厂在80年代引进CE技术，首次自行设计改进和制造的，为传统的Π型，全悬吊钢结构。炉膛断面为带切角的矩形，宽13035㎜、深12195㎜，切角为45°，切角边长为980㎜。主燃烧器布置在炉膛四个切角上，成切园燃烧，一次风采用相对集中布置，共6层，一次风喷咀两侧为周界风，二次风喷咀共有5层，其中编号为A、F、I三层布置重油枪，三次风共2层布置在前后墙，同层每对角接一台排粉机。限于当时的技术条件，这 4台锅炉自87年底，投运以来，暴露出同样的问题：水冷壁发生高温腐蚀、局部应力集中、热敏感性强，锅炉设计不投油最低负荷为65%。据#4炉的统计资料：该炉自90年5月20日投运以来，到97年11月11日，历时7年半的时间，实际累计运行时间为53451小时，非计划停机61次，年平均为8.7次，计划检修12次，其中1次大修，11次小修，完成发电量128.4亿度，平均等效可用系数仅为81.8%，可靠性较差。
改造后的锅炉总体布置仍为传统的Π型，全悬吊结构。炉膛燃烧器仍为四角切园，对角型式完全相同，燃烧器向下倾10°，可延长燃烬时间。
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炉膛前、后墙各有两层三次风喷口，上层与A磨相连，下层与B磨相连，炉膛上部每面墙有2个燃烬风喷口，三次风K层#1、#3角与C磨相连，#2、#4角与D磨相连。新增的核心风、周界风和燃烬风从空气预热器后的二次风引出。风量按负荷变化进行分配，过燃风1、中间风、底部风和偏置风均有调节挡板，过燃风2装有隔绝挡板。调节偏置风可降低NOX产生、避免侧墙缺氧以及防止燃烧器附近结焦。在华东电力试验研究院负责完成的性能验收试验报告中，锅炉性能得当充分肯定。
（1） 调峰能力。锅炉最低不投油稳燃负荷为40%，此时，在给粉机
跳闸等因素的扰动下，锅炉燃烧稳定。冷态滑参数至满负荷的
启动时间为7小时左右。在120MW至300MW负荷范围内，可
调峰。其变负荷速率如下：负荷80%以上为3%/min；负荷60～
80%为2%/min；负荷50～60%为1.5%/min；负荷40～50%为
1%/min。
（2） 锅炉效率。由于电厂运行煤质较杂，无法以设计煤质完成效率
试验。在2000年8月的一次摸底性试验中，试验煤种接近校核
煤种，近似无烟煤，加上制粉系统和风机等原因，在煤粉细度
R90>25%，风量偏小等情况下，试验后的修正效率为90%，低于
保证值0.5个百分点。由于现场条件的满足不了试验要求，用户
和试验负责单位未对效率低于保证值提出异议。而2001年4月
的效率试验测得效率为91.7%，高于保证值。
（3） NOx排放情况。对省煤器出口处的排烟取样分析，NOx修正到
O2=6%后为576mg/Nm3，优于国家标准（650mg/Nm3）。
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改造后的#3、#4炉水冷壁燃烧器上部区域，高温腐蚀严重。#4炉自98年10月正式投运至2000年10月，两年间，该区域水冷壁管壁的减薄量为0.7mm，腐蚀区域在D层至H层煤粉喷口向火面角隅，4面墙均有面积大致为3m×7m的区域。在300MW负荷时，经过测定高温腐蚀严重的地方烟气中的O2仅为1%左右，而在240MW以下，烟气中的O2为5%。
众所周知，解决劣质煤的稳定燃烧与防止高温腐蚀的发生，在许多技术的应用上是矛盾的，国内外并无成熟经验，而斯坦缪勒的石洞口#4炉改造方案中，在防止高温腐蚀的发生，已采用了许多好的措施，与国内的经典理论和经验是一致的。
（1） 热负荷的选取。汉川、青岛电厂1025t/h锅炉的容积热负荷为
130～133KW/m3，截面热负荷为5.69MW/m2，而石洞口1025t/h
锅炉容积热负荷为130KW/m3，截面热负荷为5.31MW/m2。其
他电厂数据见表1。比较得知，改造后的石洞口1025t/h锅炉热
负荷的选取是恰当的，兼顾了燃烧稳定和避免高温腐蚀两方面
的要求。
（2） 大切角的应用。一般地说，一次风的偏转、刷墙，是形成和加
速炉内高温腐蚀的重要条件，而一次风两侧补气条件的差异，
是造成一次风偏转的重要原因。为了改善补气条件，四角切圆
燃烧方式，现在大多采用了切角布置。改造后的石洞口1025t/h
锅炉炉膛切角为45°，切角边长为2000㎜。
（3） 一次风的间隔布置。国内许多电厂燃用劣质煤锅炉的燃烧器，
采用一次风相对集中布置，这种方式容易造成炉内局部缺氧燃
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烧和局部热负荷高，是产生炉内高温腐蚀的重要条件。而改造
后的石洞口1025t/h锅炉，采用一次风的间隔布置，并且一次风
喷口共有6层24只，而汉川、青岛电厂一次风喷口是4层16
只布置，在很大程度上，减缓燃烧器区域的热负荷梯度，减弱
了高温腐蚀的趋势。
（4） 偏置风喷口的设置。很显然，偏置风喷口的设置，有利于避免
两侧墙缺氧，防止燃烧器附近结焦，降低NOX产生等作用，并
且在偏置风喷口前，有两个手动导流板，可供调试人员调整用，以期改变炉内水冷壁附近烟气氛围。
（5） 风煤比的控制。国内燃用劣质煤电厂的制粉系统，一般采用的
中间仓储式，钢球磨热风送粉系统，大多数各层一次风管或同
层一次风管间的风煤比偏差很大，运行人员很难调整。这一偏
差容易造成局部缺氧、一次风冲刷墙壁等问题，而造成壁面高
温腐蚀。而改造后的石洞口1025t/h锅炉燃烧系统，在风量的测
量与控制、煤粉浓度的测量与控制，以及风煤比的匹配等方面，有许多调整和保护手段，能有效地避免风煤比偏离设计值。
7． 大型锅炉炉内水冷壁发生高温腐蚀的判据
对于水循环方式和燃烧方式相同大型锅炉，水冷壁发生高温腐蚀的部位是相似的，正如前面所说的一样。但是目前还无法从理论上取得突破，在锅炉的设计阶段预计并确定将来运行中发生高温腐蚀的具体位置，原因是多方面的。煤质的变化、电网负荷的调度、运行人员的习惯，以及辅机运行状况的影响，都可能使之发生变化。
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要确定大型锅炉炉内水冷壁是否发生高温腐蚀，只有通过现场试验，针对具体煤质和运行工况而定。根据在各个电厂的调研情况，我们认为，大型锅炉炉内水冷壁是否会发生高温腐蚀的判据是：
（1） 燃煤中的Sar≥0.7%；
（2） 水冷壁附近O2≤2%；
（3） 腐蚀区域的水冷壁管壁温度＞320℃。
8． 结论
我们的调研对象，涉及国内十几个电厂，几十台不同类型锅炉，在对收集到的资料，进行了认真的研究后，我们认为：
（1） 大型锅炉炉内水冷壁发生高温腐蚀，是一个普遍现象。一方面
燃煤中存在的S、Cl、K、Na等可产生高温腐蚀的物质不可避
免；另一方面大型锅炉的热力参数决定了其燃烧区域水冷壁管
壁温度大于320℃。陕西省的宝鸡、韩城等电厂早期高温腐蚀的
研究资料表明：高温腐蚀与金属温度密切相关，中压锅炉则没
有高温腐蚀情况。
（2） 燃用劣质煤的大型锅炉，由于解决劣质煤稳燃与防止高温腐蚀，
在许多技术的应用上难以兼顾，一方面低挥发份煤的燃烧要求
采用截面热负荷高的瘦高型炉膛和带稳燃装置的大切圆燃烧
器，这些都增加了煤粉火焰刷墙的概率；另一方面劣质煤中的
高灰份和硫份，容易造成磨煤机、送风机、引风机和空气预热
器故障，引发炉内水冷壁附近还原性气氛的形成。山东省投运
的18台300MW机组中10台贫煤锅炉都存在高温腐蚀。
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（3） 目前，国内外没有能消除大型锅炉炉内水冷壁高温腐蚀发生的
成熟经验。在调研的电厂中，有自然循环、控制循环和直流锅炉，燃烧方式分别采用国内外技术的直流四角切圆燃烧、旋流水平燃烧和拱顶W型火焰燃烧等方式。另外青岛电厂和汉川电厂，燃烧器采用水平浓淡分离技术进行改造，没有达到预期效果。青岛电厂改造后，还采用了水冷壁喷涂技术，抑制了高温腐蚀的发生；汉川电厂改造后，则加速了高温腐蚀进程，但由于该厂燃煤硫份较低，爆管是在投运11年后（改造后1年内）发生的，暂时没有实施其它方案，但电厂也在对喷涂技术及其厂家进行调研。
毋须讳言，我们这次调研的目的，是针对石洞口#1炉燃烧系统是否可以在#3、#4炉改造方案基础上加以改进，以防止高温腐蚀发生的问题而进行的。从以上几个方面的论述，和石洞口电厂#3、#4机组改造前、后的运行数据对比，以及华东电力试验研究所有关石洞口电厂#3、#4炉的《性能验收试验报告》，已不难得出结论。
执 笔： 张 翔
2002年3月12日
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