基于水冷壁高温腐蚀防治的煤粉锅炉一体化综合调整方法与流程

本发明涉及煤粉锅炉的燃烧优化调整方法，特别涉及一种基于水冷壁高温腐蚀防治的煤粉锅炉一体化综合调整方法。

背景技术：

高温腐蚀是炉内高温烟气与金属壁面相互作用的一个复杂的物理化学过程，按其机理通常可分为三大类：硫酸盐型高温腐蚀、硫化物型高温腐蚀和氯化物型高温腐蚀；国内燃煤锅炉的高温腐蚀通常有两种类型，即硫酸盐型高温腐蚀和硫化物型高温腐蚀。燃煤锅炉水冷壁上发生的高温腐蚀通常属于硫化物型高温腐蚀，主要由烟气中的h2s气体造成。

由于环保要求越来越严格，为了控制nox等污染物的排放，燃煤锅炉普遍采用了深度空气分级的低氮燃烧技术，锅炉主燃烧区域欠氧燃烧，从而使炉膛水冷壁近壁处整体呈现还原性气氛，h2s等腐蚀性气体浓度升高，锅炉水冷壁高温腐蚀情况日益严重。同时，受h2s气体不易测量、高温腐蚀情况需在停炉检查时才能发现等因素的制约，日常运行时，锅炉水冷壁高温腐蚀的问题容易被忽略。近年来，随着低氮燃烧锅炉的长期运行以及更加严格的超净排放标准的实施，锅炉水冷壁高温腐蚀的问题已日益凸显，水冷壁发生大面积高温腐蚀甚至爆管的情况时有发生，特别是燃用高硫煤的锅炉，水冷壁高温腐蚀问题更加突出。锅炉水冷壁高温腐蚀问题已成为目前影响电厂安全生产的主要问题之一。

目前，解决锅炉水冷壁高温腐蚀问题的措施主要包括燃烧调整、燃烧采用低硫分煤种、水冷壁喷涂、贴壁风防腐改造、优化燃烧器布置形式等，其中，锅炉燃烧调整是很多电厂面对水冷壁高温腐蚀问题时首选的应对措施。但传统的燃烧调整更多关注的是锅炉汽温、壁温、飞灰可燃物含量、排烟温度、co含量、锅炉热效率以及nox浓度等指标，或者是单独针对降低水冷壁高温腐蚀的燃烧调整，无法实现锅炉整体运行指标的综合优化，即无法真正在锅炉水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度以及锅炉汽温、壁温等安全、经济、环保指标之间找到最佳平衡点。

技术实现要素：

为解决上述技术问题，本发明的目的在于提供一种基于水冷壁高温腐蚀防治的煤粉锅炉一体化综合调整方法，可以真正实现锅炉水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度等整体运行指标的综合优化。

为实现上述技术目的，达到上述技术效果，本发明通过以下技术方案实现：

一种基于水冷壁高温腐蚀防治的煤粉锅炉一体化综合调整方法，包括如下步骤：

s1、锅炉停炉期间，在锅炉水冷壁区域加装还原性气氛取样管；

s2、对锅炉开展全面摸底试验；

s3、进行锅炉制粉系统优化调整试验；

s4、进行锅炉相关参数单因素调整试验；

s5、确定不同参数对水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度的影响程度；

s6、开展脱硝系统喷氨优化试验；

s7、进行最大安全脱硝效率试验，确定脱硝系统可承受的最大入口nox浓度值；

s8、找到水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度之间的最佳平衡点，并确定锅炉优化运行方式。

进一步的，步骤s1中，于停炉期间进行检查，确定锅炉水冷壁发生高温腐蚀的主要区域；根据炉型和发生高温腐蚀的区域确定还原性气氛取样管的加装分布位置和数量。

更进一步的，加装的还原性气氛取样管从锅炉水冷壁鳍片处伸入炉膛并与锅炉水冷壁内壁面平齐。

进一步的，步骤s2的全面摸底试验是在高、中、低三个典型负荷点下进行，测试数据包括水冷壁还原性气氛、脱硝入口nox浓度、锅炉热效率、锅炉汽温、壁温。

进一步的，步骤s3的优化调整试验包括风粉调平试验、一次风速调整试验、煤粉细度优化试验。

进一步的，步骤s4的单因素调整试验针对的锅炉相关参数包括配风方式、周界风开度、一次风速、运行氧量以及燃煤硫分含量；该单因素调整试验根据锅炉相关参数调整分别对水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度进行测试，并对锅炉汽温和壁温进行统计。

进一步的，步骤s5中，根据步骤s4的单因素调整试验，比较锅炉各相关参数对水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度的影响程度，确定各相关参数在寻优过程中的优先级别。

进一步的，步骤s6中，在不同负荷工况下，根据scr反应器出口截面nox浓度分布情况，调节各喷氨格栅支管路氨气流量，使局部喷氨量与nox浓度分布相匹配。

进一步的，步骤s7通过试验找出高负荷对应的最大安全脱硝效率，并在氨逃逸不超标的情况下确定脱硝系统可承受的最大脱硝入口nox浓度值。

进一步的，步骤s8中，以脱硝系统可承受的最大脱硝入口nox浓度值为脱硝入口nox浓度平衡点，确定锅炉水冷壁还原性气氛和锅炉热效率之间的平衡点，并根据步骤s5中所确定的锅炉相关参数的优先级别确定锅炉优化运行方式。

本发明的有益效果：

本发明在停炉期间加装还原性气氛取样管，以抽取锅炉水冷壁处的烟气进行测试；在此基础上，通过对锅炉的全面摸底试验，获得水冷壁还原性气氛、脱硝入口nox浓度、锅炉热效率、锅炉汽温、壁温等关键数据，以该数据为基础进行调整试验；本发明首先进行基础的锅炉制粉系统优化调整试验，以从风粉分配和煤粉细度方面进行基础调整，防止锅炉偏烧所引起的水冷壁高温腐蚀、汽温偏差和壁温超温等问题；本发明再进行锅炉相关可调参数的调整试验，并以该试验结果为依据，比较锅炉相关参数对水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度及锅炉汽温、壁温的影响程度，以此进一步确定锅炉相关参数在寻优过程中的优先级；本发明在进行喷氨优化调整后，在氨逃逸不超标的情况下，确定了脱硝系统可承受的最大脱硝入口nox浓度值，然后以该最大脱硝入口nox浓度值为脱硝入口nox浓度平衡点，确定锅炉水冷壁还原性气氛和锅炉热效率之间的平衡点，并根据所确定的锅炉相关参数的优先级别确定锅炉优化运行方式。

本发明基于对煤粉相关参数和锅炉相关参数的一体化调整，实现了锅炉水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度等整体运行指标的综合优化；该方法既能避免传统燃烧调整只重点关注汽温、壁温、锅炉热效率以及脱硝入口nox浓度等指标而忽略了水冷壁高温腐蚀问题的不足之处，又能避免传统燃烧调整过度考虑水冷壁高温腐蚀问题而忽略了锅炉热效率、脱硝入口nox浓度指标的影响，特别是脱硝入口nox浓度上升后对下游设备安全运行的影响的不足，得到了锅炉水冷壁还原性气氛、锅炉热效率及脱硝入口nox浓度等安全、经济、环保指标之间的最佳平衡点及优化运行方式。

附图说明

图1为本发明的一种基于水冷壁高温腐蚀防治的煤粉锅炉一体化综合调整方法的整体流程示意图。

图2为本发明实施例中水冷壁近壁处还原性气氛测点布置图。

图3为本发明实施例中配风方式调整试验结果。

图4为本发明实施例中运行氧量调整试验结果。

图5为本发明实施例中周界风开度调整试验结果。

图6为本发明实施例中旁路风开度调整试验结果。

图7为本发明实施例中变煤种试验结果。

具体实施方式

下面结合附图对本发明的较佳实施例进行详细阐述，以使本发明的优点和特征能更易于被本领域技术人员理解，从而对本发明的保护范围做出更为清楚明确的界定。

本发明实施例为哈尔滨锅炉厂有限责任公司制造的hg-2141/25.4-ym16型锅炉，锅炉为一次中间再热、超临界压力变压运行带内置式再循环泵启动系统的直流锅炉、单炉膛、平衡通风、固态排渣、全钢架、全悬吊结构、紧身封闭布置的π型锅炉。

锅炉设计煤种为山西省忻州市河曲县的烟煤。锅炉采用双进双出钢球磨冷一次风机正压直吹式制粉系统，配6台mgs3854双进双出钢球磨机，燃用设计煤种时6台磨煤机运行，没有备用。设计煤粉细度r90为22.5％。锅炉采用新型切圆燃烧方式，主燃烧器布置在水冷壁的四面墙上，每层4只燃烧器对应一台磨煤机。sofa燃烧器布置在主燃烧器区上方的水冷壁的四角，以实现分级燃烧降低nox排放。

锅炉检修期间，发现锅炉四墙水冷壁管均出现高温腐蚀现象，腐蚀区域主要集中在前墙及后墙水冷壁管上，后墙最为严重。水冷壁管高温腐蚀位置在锅炉四墙主燃烧器f层煤粉燃烧器以上、高位燃尽风喷口以下，腐蚀面积总计约400平方米。

请参照图1，利用该实施例说明本发明的基于水冷壁高温腐蚀防治的煤粉锅炉一体化综合调整方法，该方法包括以下步骤：

s1、在锅炉停炉期间，在锅炉水冷壁区域加装还原性气氛取样管。

具体的，在该步骤s1中，于停炉期间进行检查，确定锅炉水冷壁发生高温腐蚀的主要区域；根据炉型和发生高温腐蚀的区域确定还原性气氛取样管的加装分布位置和数量。

本实施例中的锅炉为墙式切圆锅炉，水冷壁高温腐蚀的区域主要集中在锅炉四墙主燃烧器f层煤粉燃烧器以上、高位燃尽风喷口以下的四面墙上。根据炉型、水冷壁高温腐蚀发生的区域以及现场条件，水冷壁还原性气氛取样管沿炉膛高度方向共布置两层，主要分布在f层燃烧器和sofa风之间的区域(b层吹灰器层)、sofa风上部区域(d层吹灰器层)，每层大概设置12个测点(每侧墙布置3个测点)，两层总计24个测点。测点布置如图2所示。还原性气氛取样管从水冷壁鳍片处深入炉膛与水冷壁内壁面平齐，取样管采用直径约10mm的不锈钢管。

s2、对锅炉开展全面摸底试验。

该试验在高、中、低三个典型负荷点下进行，试验期间主要测试水冷壁还原性气氛、脱硝入口nox浓度、锅炉热效率，同时采集dcs系统中的锅炉汽温、壁温等关键数据，以便于全面了解锅炉的设备运行状况，同时该摸底试验获得的测试参数数据可作为下一步调整试验的基础数据。摸底试验主要结果如表1所示，水冷壁还原性气氛摸底测试结果如表2所示。

表1摸底试验结果汇总表

表2不同负荷下水冷壁还原性气氛测试结果

注：“/”处表示该测孔存在漏风问题，无法测量出还原性气氛，需停炉后消缺。

s3、进行锅炉制粉系统优化调整试验。

在该试验中，首先进行的是磨煤机粉管风粉调平试验；磨煤机出口各粉管一次风粉是否均匀，直接影响炉内燃烧状况。当粉管内一次风粉差别过大时，会导致燃烧偏斜、局部水冷壁管壁超温、煤粉管堵塞等问题。通过对磨煤机可调缩孔和煤粉分配器的调整，磨煤机各粉管间的风速偏差均控制在5％以内，磨煤机同侧两根粉管间的粉量偏差均也控制在5％以内，实现了风粉的均匀分配。

其次，进行磨煤机煤粉细度调整试验。在锅炉常规配煤掺烧方式下，燃用混煤的加权挥发分vdaf约为40％～43％，合理的煤粉细度r90应在20.0％～25.5％左右。通过对各台磨煤机的煤粉细度摸底测试可知，a、c、d、f磨煤机的煤粉细度r90约为17.0％～20.0％，b、e磨煤机的煤粉细度r90约为14.0％～17.0％。为提高磨煤机出力，通过折向门挡板对磨煤机煤粉细度进行适当调整，调整后，单台磨煤机出力增加了约2t/h～3t/h，所有磨煤机的煤粉细度r90均在20％～25.5％的范围内，调整结果如表3所示。

表3调整后磨煤机煤粉细度汇总表

s4、进行锅炉相关参数单因素调整试验。

步骤s4的单因素调整试验针对的锅炉相关参数主要包括配风方式、周界风开度、一次风速、运行氧量以及燃煤硫分含量；该单因素调整试验可根据锅炉相关参数调整分别对水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度进行测试，并对锅炉汽温和壁温进行统计。

1)配风方式调整试验

在550mw和300mw负荷下进行配风调整试验，不同配风方式下燃烧器与燃尽风之间区域水冷壁还原性气氛、脱硝入口nox浓度(6％o2)及锅炉热效率的测试结果如图3所示。从试验结果可知，随着燃尽风比例下降，燃烧器与燃尽风之间区域水冷壁h2s含量降低，锅炉热效率变化不大，但脱硝入口nox浓度上升；

2)运行氧量调整试验

在550mw和300mw负荷其他运行参数相同的情况下，进行了运行氧量调整试验，不同运行氧量下燃烧器与燃尽风之间区域水冷壁还原性气氛、脱硝入口nox浓度(6％o2)及锅炉热效率的测试结果如图4所示。从试验结果可知，随着运行氧量提高，燃烧器与燃尽风之间区域水冷壁h2s含量降低，但锅炉热效率下降、脱硝入口nox浓度上升。

3)周界风开度调整试验

在490mw及300mw负荷工况下，将周界风风门开度从40％分别调至25％和60％，进行周界风开度调整试验，试验结果如图5所示。从周界风调整试验结果可知，周界风风门开度关小虽然会使脱硝入口nox含量下降，但导致飞灰可燃物含量上升、锅炉热效率下降，同时会引起水冷壁还原性气氛h2s含量上升。因此建议日常运行时，将周界风开度控制在40％～60％范围。

4)一次风速调整试验

在300mw负荷、相同配风方式、相同运行氧量条件下，将运行的四台磨煤机旁路风开度从25％开至35％，粉管一次风速从约24m/s增至27.5m/s。不同旁路风开度下燃烧器与燃尽风之间区域水冷壁还原性气氛、脱硝入口nox浓度(6％o2)及锅炉热效率的测试结果如图6所示。从试验结果可以看出，旁路风开度以及粉管一次风速对锅炉热效率、脱硝入口nox含量以及水冷壁h2s含量等指标影响较小。根据旁路风试验结果，建议旁路风开度保持目前控制状态。

5)变煤种试验

根据电厂实际燃煤情况，选择硫分分别为0.73％和0.97％的两个煤种进行炉内水冷壁区域还原性气体浓度测试，以比较煤质中硫分变化对还原性气氛的影响，试验结果如图7所示。从试验结果可知，随着煤中硫分含量的增加，炉膛水冷壁近壁处烟气中的h2s含量整体呈上升趋势，且炉内掉渣量增多，缓冲渣斗温度上升。因此，从缓解炉内水冷壁高温腐蚀及掉焦情况考虑，建议日常运行时尽量燃用低硫分煤种。

s5、确定不同参数对水冷壁还原性气氛、锅炉热效率、脱硝入口nox浓度及锅炉汽温、壁温的影响程度，确定各相关参数在寻优过程中的优先级别。

根据步骤s4的试验结果可知，周界风风门开度关小虽然会使脱硝入口nox含量下降，但会导致飞灰可燃物含量上升、锅炉热效率下降，同时会引起水冷壁还原性气氛h2s含量上升。旁路风开度及粉管一次风速对锅炉热效率、脱硝入口nox含量以及水冷壁h2s含量等指标影响较小。

要想使水冷壁近壁处烟气中的h2s含量下降，可通过采取提高运行氧量、减小燃尽风比例等方式，但上述方式均会导致脱硝入口nox浓度上升。燃尽风门关小，会使水冷壁近壁处烟气中的h2s含量下降，但脱硝入口nox浓度会上升，而对风机电耗和锅炉热效率则影响较小。与提高运行氧量相比，关小燃尽风风门虽然也会使脱硝入口nox浓度上升，但对锅炉经济性影响较小，因此，建议优先考虑通过配风方式调整作为减缓水冷壁高温腐蚀的措施。

s6、开展脱硝系统喷氨优化试验。

在机组300mw～570mw负荷下，根据反应器出口nox浓度分布情况，对aig喷氨格栅各支管手动阀开度进行多轮次优化调整。喷氨优化调整后，在机组不同负荷下scr出口nox浓度分布保持较好的均匀性，且局部喷氨量与nox浓度分布相匹配。其中，机组570mw负荷下，scr进出口nox浓度分别约318mg/m³、36mg/m³时，a、b侧反应器出口nox浓度分布相对标准偏差cv值分别为13％、15％，平均氨逃逸浓度分别为1.7μl/l、2.4μl/l。

s7、进行最大安全脱硝效率试验，确定脱硝系统可承受的最大入口nox浓度值。

在步骤s6的基础上，进行最大安全脱硝效率试验。当前机组高负荷下scr脱硝反应器潜能p约为2.79，氨逃逸浓度为3μl/l条件下，最大安全脱硝效率约为89.0％，氨逃逸不超标的情况，若脱硝出口nox浓度按40mg/m³控制，则脱硝系统入口可承受的最大脱硝入口nox浓度值约为366mg/m³。

s8、找到水冷壁还原性气氛、锅炉热效率及脱硝入口nox浓度等安全、经济、环保指标之间的最佳平衡点，并确定锅炉优化运行方式。

根据步骤s5的试验结果，要想使水冷壁近壁处烟气中的h2s含量下降，势必会引起脱硝入口nox浓度上升。脱硝入口nox浓度上升，会存在喷氨量增加以及氨逃逸增大、下游设备硫酸氢氨堵塞风险增加等问题。根据脱硝系统试验结果，若脱硝入口nox浓度值不超过366mg/m³，脱硝出口氨逃逸基本不超过3μl/l的规定标准，下游设备硫酸氢氨堵塞的风险就比较低。那么为控制水冷壁还原性气氛而引起脱硝入口nox浓度上升所增加的成本主要为增加喷氨量的费用。

通过估算可知，脱硝入口nox浓度控制值增加50mg/m³，年增加液氨费用约65万元，计算结果如表4所示。

表4脱硝入口nox浓度增加对年液氨费用影响的估算表

综合考虑水冷壁高温腐蚀、液氨增加费用以及可能对其他设备造成的影响，建议将目前脱硝入口nox浓度控制值提高50mg/m³，即从270mg/m³～300mg/m³提高至320mg/m³～350mg/m³。

脱硝入口nox浓度平衡点确定后，即可确定配风方式、运行氧量等的最终优化运行方式，从而得到锅炉水冷壁还原性气氛、锅炉热效率及脱硝入口nox浓度等安全、经济、环保指标之间的最佳平衡点及锅炉优化运行方式。

不同负荷下优化工况结果如表5所示，其中：

1)570mw～300mw负荷下，通过调整，燃烧器与燃尽风之间区域(b层吹灰器层)水冷壁近壁处还原性气氛h2s含量可降低约50μl/l～123μl/l，降幅约14％～28％。水冷壁近壁处还原性气氛下降明显，大大缓解了水冷壁高温腐蚀的问题，降低了锅炉发生爆管的风险；

2)调整后，不同负荷下锅炉热效率无明显变化。

3)调整后，脱硝入口nox浓度控制值增加50mg/m³，年增加液氨费用约65万元；

4)调整后，末级过热器管壁温度下降了4℃～6℃，降低了受热面管壁超温的风险。

通过一体化综合调整方法，找到了兼顾锅炉安全性、经济性和环保性的合理平衡点，得出了适合锅炉运行的优化运行方式。其中优化的配风方式和运行氧量控制函数如表6和表7所示。

表5不同负荷下优化工况结果汇总

表6不同负荷下推荐的配风方式

表7优化的锅炉运行氧量控制值

以上所述仅为本发明的实施例，并非因此限制本发明的专利范围，凡是利用本发明说明书及附图内容所作的等效结构或等效流程变换，或直接或间接运用在其他相关的技术领域，均同理包括在本发明的专利保护范围内。