循環流化床鍋爐低氮燃燒技術試驗研究

李 楠，張世鑫，趙鵬勃，任偉峰，高洪培，孫獻斌

(1.中國華能集團清潔能源技術研究院有限公司，北京 102209;2.煤基清潔能源國家重點實驗室，北京 102209)

0 引 言

CFB鍋爐普遍采用SNCR方式脫除煙氣中的NOx，反應溫度窗口為850～1 050 ℃[1-2]。近年來，電力需求增速變緩，越來越多的機組需要調峰運行，大量CFB鍋爐在低負荷情況下，由于循環灰量少，分離器入口溫度低于850 ℃，導致SNCR反應無法進行，采用單一的SNCR脫硝技術無法滿足NOx超低排放要求，采用低氮燃燒技術降低原始排放結合SNCR脫硝系統是實現CFB鍋爐NOx超低排放的有效途徑。

吳劍恒等[3]通過延長還原性氣氛的富燃料區反應區間，增強二次風穿透性，提高爐膛中心區域傳熱強度的方法，使某75 t/h CFB 鍋爐NOx原始排放從180 mg/Nm3降至140 mg/Nm3，機械不完全燃燒損失降低1%～1.5%。陳建軍等[4]在優化二次風噴口布置的基礎上增加FGR系統，使某130 t/h CFB鍋爐NOx排放降至50 mg/Nm3以下。清華大學提出的基于流態重構低床壓降節能型 CFB 鍋爐[5]技術路線，通過增加有效床料濃度，NOx原始排放濃度從192 mg/Nm3降至113 mg/Nm3。Artur[6]在蒸發量為1 296 t/h的CFB鍋爐上試驗發現，FGR可均衡CFB鍋爐爐膛縱向溫度分布，加快爐膛下部熱通量恢復。本文通過對某130 t/h CFB鍋爐進行低氮燃燒改造，分析改造后爐膛參數變化，為同類型機組的改造提供參考。

1 研究對象

某電廠1號爐為濟南鍋爐廠與中國科學院工程熱物理研究所聯合開發的YG-130/9.8型高溫高壓循環流化床鍋爐，單爐膛，自然循環，全懸吊結構，全鋼架π型布置。爐膛采用膜式水冷壁、汽冷式旋風分離器，尾部豎井煙道布置兩級3組對流過熱器，過熱器下方布置3組省煤器及一、二次風各3組空氣預熱器。鍋爐采用SNCR脫硝方式，改造前鍋爐NOx原始排放濃度約300 mg/Nm3，最高排放濃度約350 mg/Nm3。鍋爐常用燃料為煙煤，同時摻入5%干污泥，燃料性質分析見表1。

表1入爐燃料分析
Table1Analysisoffeedstocks

燃料工業分析/%FCadVdafAarMtQgr,d/(MJ·kg-1)Qnet,ar/(MJ·kg-1)元素分析/%CarHarOarNarSar入爐煤47.7537.0911.1922.627.0619.7752.793.149.040.700.54干污泥4.5987.3635.3642.58.383.6410.190.978.681.890.41

2 技術方案

2.1 分離器提效改造

Mazyan等[7]以直徑190 mm的分離器為模型，經數值模擬發現，在分離器上部增加切向進氣室，分離器效率最高可增加50%，壓降增加不超過8%;王勇[8]以某410 t/h CFB鍋爐為研究對象，經優化中心筒插入深度，延長中心筒長度至入口煙氣高度的1/2，提高了分離器效率;李楠[9]采用帶偏置的漸縮型中心筒，增加鍋爐循環灰量，降低床溫30 ℃，脫硝還原劑20%氨水的消耗量由20 t/d降低為4 t/d。

分離器內部的煙氣為混合有寬篩分顆粒的氣固兩相流，在離心力與重力作用下，顆粒經離心分離和沉降分離后被分離器捕捉。基于此原理，Muschelknautz等[10]提出了計算分離器效率的數學模型，采用式(1)計算分離器切割粒徑dv。

(1)

其中，μg為氣體黏度;Ve為分離器下部錐體體積；ρs為顆粒密度;ρg為氣體密度;Hc為中心筒底部至分離器錐體底部距離;μθcs為氣體切向速度。切割粒徑越小，分離器效率越高，由式(1)可知，切割粒徑與氣體切向速度成反比，通過提高氣體切向速度，可減小切割粒徑，提高分離效率。國內工程經驗表明，分離入口煙氣速度在30 m/s左右可得到較好的分離效果(表2)。本文研究對象改造前分離器入口煙速為18.17 m/s，有較大改造空間，通過重新制作分離器入口煙道澆注料，縮小煙道寬度，煙氣速度由18.17 m/s提高至26 m/s。

表2鍋爐分離器參數計算(BMCR工況)
Table2Parametersofseparators(BMCRcondition)

項目哈鍋某300 MWCFB鍋爐東鍋某300 MWCFB鍋爐本文研究對象煙窗入口總面積/m276.1655.089.87爐膛表面積/m21 973.162 202.84569.00煙窗開孔面積占爐膛面積比例/%3.862.501.70分離器入口煙氣速度/(m·s-1)19.4225.8118.17分離器入口加速后煙氣速度/(m·s-1)30.3632.0026.00

2.2 FGR改造

增設FGR系統，根據鍋爐煙氣O2體積分數較低的特點，在保證總流化風量的情況下，降低一次風量及密相區氧含量，強化密相區還原性氛圍，抑制床溫。1號爐額定負荷下，一、二次風量各為62 000 Nm3/h，一、二次風率均為50%，煙氣量155 000 Nm3/h，增加FGR系統后，將10%煙氣通過FGR管道引入一次風機，一次風流量不變，一次風O2體積分數降至17.75%，折算為21%的空氣流量為50 190 Nm3/h，二次風流量從62 000 Nm3/h增加至73 810 Nm3/h，一次風率降低至40%，二次風率提高至60%，可強化空氣分級燃燒效果，降低NOx生成量。

2.3 二次風口改造

鍋爐原有上、中、下3層二次風，前墻4列，后墻2列，左右側墻各布置2列。3層二次風口距離布風板高度分別為2 626、1 626和 833 mm。本次改造將前墻和后墻原下二次風口整體上移，具體為將原下層二次風口封堵，在距布風板3 600 mm開孔作為改造后上二次風，鍋爐左右側墻原下二次風口封堵，其余不作改動，如圖1所示。改造后的下二次風口距布風板1 626 mm，擴大了密相區還原性范圍。

圖1 改造后的二次口位置Fig.1 Position of secondary air

3 改造效果與分析

3.1 氧含量對反應器出口NOx排放的影響

實驗與工程實踐表明，NOx的排放隨鍋爐氧含量的增加而增加[11]。從SNCR反應機理上分析，O2既可促使NH3還原NO，也可將NH3氧化成NO，但隨著O2提及分數的增加，對NH3的氧化反應更加有利，促使NOx排放增加。1號爐改造后，在130 t/h負荷下，NOx原始排放濃度由改造前的300～350 mg/Nm3降低至245 mg/Nm3。不同負荷下還原劑耗量與氧含量的關系如圖2所示，氧含量在3.3%～3.8%時,1號爐20%氨水消耗量為260 kg/h，可以實現NOx排放<50 mg/Nm3，對應氨氮摩爾比NSR=2.9。隨著氧含量繼續提高，3個負荷試驗工況均表現為還原劑用量增加;當氧含量<3.3%且繼續降低時，3個試驗工況仍表現為還原劑用量增加。低氧含量下還原劑用量與NOx排放如圖3所示。130 t/h負荷下，當氧含量低至2.2%后，氨水消耗量增加至400 kg/h(NSR=4.4)，NOx排放量增加至110 mg/Nm3，且此時隨著氨水消耗量繼續增加，NOx排放無變化。

圖2 不同負荷下還原劑耗量與氧含量的關系Fig.2 Ammonia consumption and oxygen content under different loads

圖3 低氧含量下還原劑用量與NOx排放Fig.3 Ammonia consumption and NOx emission at low-oxygen content

Fumihiko等[12]、李明磊[13]分別通過搭設試驗臺與數值模擬方法，發現隨著氧含量的增加，脫硝效率逐漸降低，SNCR反應在缺氧環境下幾乎不會進行，但未對SNCR反應需氧量進行定量分析。1號爐的3個試驗工況表明，隨著氧含量的變化,SNCR反應可以分為4個區間:① 0～2.2%為無效區，由于環境缺氧，SNCR反應鏈不會進行，反應器出口NOx排放取決于鍋爐低氮改造后的原始排放;② 2.2%～3.3%為反應低效區，該區間雖然原始排放較低，但由于脫硝效率也較低，致使反應器出口NOx排放依然較高;③ 3.3%～3.8%為高效區，該區間脫硝效率較高，反應器出口NOx排放較低;④ >3.8%為反應低效區，該區間鍋爐原始排放增加，脫硝效率降低，反應器出口NOx排放升高。

3.2 FGR對NOx排放的影響

SNCR系統停運的情況下，在不同負荷下對1號爐進行FGR調整試驗，如圖4所示，各工況下，NOx原始排放濃度均隨FGR開度的增加而減小。70 t/h負荷下，NOx原始排放濃度由155 mg/Nm3降為90 mg/Nm3;90 t/h負荷下，由190 mg/Nm3降為125 mg/Nm3;130 t/h負荷下，由245 mg/Nm3降低為140 mg/Nm3。一般認為，FGR降低NOx排放主要有2方面因素:① FGR可降低床層溫度，均衡爐內水平與縱向溫度分布;② FGR可降低爐內氧含量。圖5為不同負荷下，床層溫度與爐膛出口溫度隨FGR開度的變化情況，可見，隨著FGR開度的增加，床層溫度逐漸降低，且和爐膛出口溫差逐漸減小。7 0 t/h負荷下，床層溫度降低49 ℃，與爐膛出口溫差由75 ℃減小至45 ℃(圖5(a));90 t/h負荷下，床層溫度降低39 ℃，與爐膛出口溫差由85 ℃減小至69 ℃(圖5(b));130 t/h負荷下，床層溫度降低63 ℃，與爐膛出口溫差由38 ℃減小至15 ℃(圖5(c))。

維持反應器出口NOx排放濃度在50 mg/Nm3，逐漸開大FGR，中心筒出口煙溫逐漸升高，氨水消耗量先降低后升高，如圖6所示。70 t/h負荷時，由于爐膛溫度降低較多，雖然氨水消耗量增大，但SNCR反應幾乎不會進行，反應器出口NOx排放濃度持續超過50 mg/Nm3(后文簡稱“超標”)，且無法降低;隨著FGR開大至60%以上，NOx原始排放濃度降至50 mg/Nm3以下，氨水消耗量降低至0，如圖6(a)所示。NOx原始排放量隨著FGR開大單調降低，而反應器出口NOx先降低后上升，表明中心筒出口煙溫對于反應器脫硝效率存在一個最優值。SNCR反應的最佳溫度窗口為850～1 050 ℃，當中心筒出口煙溫>800 ℃且繼續升高時，爐內SNCR反應有效區間逐漸延長，脫硝效率增加，反應器出口NOx排放量降低;煙氣在流經高溫過熱器后，溫度降至700 ℃以下，SNCR反應停止，故中心筒出口煙溫的升高而使燃料的后燃性增強時，后燃釋放出的NOx量大于因脫硝效率提高而額外脫除的NOx時，反應器出口NOx即表現為開始升高。當燃料的后燃現象增加至一定程度，NOx釋放的同時經過高溫過熱器降溫，此時SNCR沒有反應區間，表現為反應器出口NOx排放快速上升，且噴入還原劑無效。

3.3 二次風入射高度對NOx排放的影響

提高二次風入射高度，可增加密相區還原氣氛范圍，抑制NOx生成并還原已生成的NOx[14]，Murat等[15]通過試驗研究發現，當二次風量恒定時，二次風入射位置由布風板上方142 cm提高至415 cm后，NOx排放降低20%。但二次風入射位置過高，會導致燃燒延遲，爐內熱負荷分布偏離設計工況，鍋爐效率降低，如前所述，后燃現象嚴重會導致SNCR系統噴入NH3無效，NOx排放超標。對于空氣分級燃燒技術，二次風入射位置存在一個最佳高度值。在鍋爐運行中，維持二次風總量一定，逐漸關閉下層二次風門，可提高二次風核心區域高度，強化空氣分級燃燒效果;逐漸關閉上層二次風門，可以降低二次風核心區域高度。

圖6 不同負荷下FGR開度對鍋爐的影響Fig.6 Effects of FGR opening under different loads

二次風門開度對鍋爐的影響如圖7所示。

圖7 二次風門開度對鍋爐的影響Fig.7 Effects of different secondary air opening

由圖7(a)可知，維持鍋爐負荷、氧含量、氨水消耗量不變，隨下層二次風門逐漸關閉，中心筒出口溫度逐漸升高，燃料后燃現象增強，NOx排放量升高。改造后下層二次風位置距布風板1 626 mm，處于較高位置，當下二次風門逐漸至全關時，二次風入射高度提高至2 626 mm以上，燃料燃燒大幅推遲，SNCR反應區間減小，脫硝效率下降;由圖7(b)可知，隨上層二次風門關閉，二次風核心高度逐漸降低，中心筒出口溫度降低，SNCR反應區間增大，NOx排放降低，上層二次風門關至25%，NOx排放量最低達27 mg/Nm3，但隨上層二次風門繼續關閉，空氣分級燃燒優勢減弱，NOx排放量開始升高。

4 結 論

1)隨著O2含量降低，CFB鍋爐NOx原始排放量逐漸降低，但同時O2影響SNCR的反應進程，在CFB鍋爐采用低氮燃燒技術后,O2含量過低會導致脫硝反應效率降低，甚至失效，引起反應器后NOx排放超標。

2)FGR系統可降低床溫，縮小爐膛上下溫差。同時FGR系統可調整中心筒出口煙溫，進而影響SNCR高效反應區間大小，調整中心筒出口至合適的溫度，可得到較大的SNCR脫硝效率。

3)調整上層、下層二次風門開度，可獲得二次風入射最佳高度。通過調整二次風入射位置，可提前或推遲燃料燃燒，進而影響反應器出口NOx排放。