蒸汽過熱爐燃燒器NOx 減排改造

付安軍

（中國石化巴陵分公司煉油部，湖南岳陽 414014）

巴陵分公司12萬t/a苯乙烯蒸汽過熱爐為自然通風、雙輻射爐膛共用一個對流段的立式方箱爐，該爐主要作用是為第一反應器和第二反應器提供反應需要的熱量。原設(shè)計爐膛負壓由煙囪擋板控制，節(jié)能改造后加一套余熱回收系統(tǒng)，爐膛負壓改為由引風機變頻調(diào)節(jié)。蒸汽過熱爐采用催化干氣和脫氫尾氣作為燃料，燃料總管壓力為50 kPa，燃燒器為GRFB-Ⅲ型，2017 年外排煙氣中NOx含量平均144 mg/m3，滿足GB 31571－2015一般地區(qū)≤180 mg/m3（爐膛溫度≥850℃時）的排放要求。

2018 年10 月29 日，湖南省生態(tài)環(huán)境廳發(fā)布的《關(guān)于執(zhí)行污染物特別排放限值（第一批）的公告》要求，岳陽市石油化學工業(yè)大氣污染物二氧化硫、氮氧化物、顆粒物三項污染物需要執(zhí)行《石油化學工業(yè)污染物排放標準》（GB 31571－2015）中特別排放限值標準，其中氮氧化物的排放≤100 mg/m3。

為滿足湖南省特別排放限值要求，推進綠色企業(yè)的建設(shè)，并徹底解決燃燒器運行時出現(xiàn)的問題，結(jié)合NOx生成機理和同類裝置調(diào)研情況，對苯乙烯蒸汽過熱爐燃燒器瓦斯槍進行了改造，實現(xiàn)了達標排放。

1 運行中存在的不足

1.1 工作負荷存在偏離

燃燒器實際工作參數(shù)與設(shè)計對比見表1。由表1可知，燃燒器實際正常負荷與設(shè)計有一定的偏離，尤其是A室燃燒器偏離較大，實際工作壓力較設(shè)計壓力偏離較多，B 室雖然與設(shè)計的工作點接近，但也存在間歇性的火焰跳動。

表1 燃燒器設(shè)計參數(shù)與工作參數(shù)對比

1.2 瓦斯槍出口積碳

燃燒器投用后，燃燒火焰發(fā)黃、發(fā)飄，比較分散。運行一段時間后A室和B室一、二級瓦斯槍出口逐漸積碳，其中A室更加嚴重。同一臺燃燒器上一級中心瓦斯槍積碳速度更快，積碳增多之后擋住了燃料氣正常噴出的流向，加劇了火焰的發(fā)散和積碳生長。

1.3 燃燒器改造減少NOx 排放的可行性

GRFB-Ⅲ型燃燒器在應用前開展了單臺燃燒器的模擬工況燃燒試驗，以混兌干氣作為燃料，在燃料氣壓力為30 ～50 kPa，爐膛溫度為750 ～880℃范圍時，外排煙氣中NOx折算為3%O2含量的平均值約42 mg/m3。蒸汽過熱爐爐膛實際工作溫度在940～1 050℃之間，雖然爐膛溫度升高會增加一定的NOx生成，但相對于目前NOx平均排放值144 mg/m3仍存在優(yōu)化減排的空間。

為進一步了解燃燒器優(yōu)化可行性，對國內(nèi)部分苯乙烯裝置蒸汽過熱爐外排煙氣的NOx排放情況開展調(diào)研，統(tǒng)計數(shù)據(jù)見表2。

由表2 可知，各裝置在低氮燃燒器改造后煙氣中的NOx含量較改造前有明顯降低，改造前NOx排放平均值大于150 mg/m3，改造后可以維持在低于100 mg/m3特別排放限值，NOx減排率平均約40%，因此可以通過燃燒器改造實現(xiàn)NOx減排。

表2 燃燒器改造前后NOx 排放對比

2 原因分析

2.1 燃燒過程中NOx 生成機理

燃燒過程中NOx生成主要有三種途徑，分別是快速或直接轉(zhuǎn)化型、燃料轉(zhuǎn)化型和熱力型。在溫度足夠高時，熱力NOx的生成量可占到NOx總量的90%。蒸汽過熱爐爐膛溫度在940～1 050℃之間，燃燒火焰的溫度更高，因此煙氣中NOx來源主要為熱力型NOx。熱力型NOx是由空氣中的N2在高溫下氧化生成，影響因素主要是溫度、O2濃度和停留時間。控制熱力型NOx的排放一般應從以下幾方面考慮：一是降低燃燒溫度，避免局部高溫；二是擴散燃燒時降低氧氣濃度（減少過量空氣系數(shù)），預混燃燒時增加氧氣濃度（增大過量空氣系數(shù)）；三是縮短在高溫區(qū)的停留時間[1]。

2.2 燃燒器結(jié)構(gòu)及工作原理

GRFB-Ⅲ燃燒器主要由調(diào)風蝶閥、風道、風筒、耐火磚、燃料噴槍、長明燈組成，其三維結(jié)構(gòu)模型見圖1。

該燃燒器耐火磚下部埋在爐膛爐襯內(nèi)，一級瓦斯槍位于耐火磚內(nèi)部，可穩(wěn)定火焰，二級瓦斯槍位于矩形耐火磚兩側(cè)，噴頭露出爐襯，形成燃料分級，增加了火焰的燃燒器區(qū)域。耐火磚外側(cè)為斜面，作用是高速噴出的燃料氣形成負壓區(qū)引入煙氣回流，降低火焰中心溫度。風道、風筒、耐火磚中心空腔為助燃空氣通道，助燃空氣通過調(diào)風蝶閥進入風道，風筒設(shè)置有分布板，可使風筒水平截面上助燃空氣流均勻分布。

圖1 GRFB-Ⅲ燃燒器三維結(jié)構(gòu)模型

2.3 負荷偏離和積碳分析

燃燒器瓦斯槍開孔面積確定后，熱負荷與燃料氣壓力成正比，由表1 可知A 室和B 室工作壓力均小于設(shè)計正常工作壓力，說明蒸汽過熱燃燒器設(shè)計負荷偏大。

由于工作壓力低，燃料氣噴出瓦斯槍的流速減小，燃燒火焰變短、發(fā)飄無剛性。以A室為例，一級中心瓦斯槍設(shè)置主孔和輔孔直徑均為1.9 mm，其中主孔與軸線成28°，輔孔與軸線成90°水平朝向?qū)γ婺突鸫u。由于流速低主孔與輔孔噴出的燃料氣在出口附近大量聚集，助燃空氣相對稀薄，因此形成欠氧燃燒，燃料中未能完全燃燒的重組分形成積碳并逐漸增多。矩形耐火磚的斜面結(jié)構(gòu)是為強化二級燃料氣與空氣的二次混合，并實現(xiàn)煙氣回流以降低燃燒區(qū)域的中心溫度，以減少熱力型NOx的生成。實際運行時由于燃料氣壓力低導致二級瓦斯槍出口流速低，燃料與空氣二次混合和煙氣回流效果減弱，二級瓦斯槍也存在局部欠氧燃燒，也出現(xiàn)了積碳現(xiàn)象。如圖2 所示，虛線區(qū)域為壓力低時欠氧燃燒區(qū)域。

圖2 低壓時欠氧燃燒區(qū)

根據(jù)熱力型NOx生成影響因素和GRFB-Ⅲ燃燒器的結(jié)構(gòu)特點，經(jīng)核算將蒸汽過熱爐A室和B室一級燃料瓦斯槍噴孔傾斜角度由28°調(diào)整為20°，取消一級瓦斯槍水平噴孔，并根據(jù)負荷相應調(diào)整一、二級瓦斯槍開孔面積和分配比例，具體調(diào)整參數(shù)見表3。

表3 瓦斯槍調(diào)整前后參數(shù)

由表3可知，調(diào)整后總A室開孔面積大大減小，B 室相同負荷條件下提高了二級瓦斯槍的燃料氣噴速，強化了空氣混合及煙氣回流效果，燃燒區(qū)域增大，降低了火焰區(qū)域中心溫度，理論燃燒區(qū)域變化情況見圖3。

圖3 改造前后理論燃燒區(qū)

瓦斯槍投用后，A 室火焰由黃色變?yōu)榈{色，火焰變長且剛直有力；B 室火焰根部為淡藍色，上部為黃色，火焰長度增加，一、二級瓦斯槍出口均無積碳生成，實際燃燒火焰的變化情況見圖4。

圖4 一次改造后火焰

為了解改造前后NOx的變化情況，分別對A室和B室的煙氣進行了監(jiān)測，數(shù)據(jù)見表4。

表4 NOx 監(jiān)測數(shù)據(jù)

由表4可知，A室和B室煙氣中NOx有不同程度的下降，因此可判定減小一級瓦斯槍的燃料氣比例，減小噴射角度，可以強化一、二級燃料器與空氣混合，并拉長了燃燒區(qū)域，有利于減少熱力型NOx生成。其中A 室降低更多，說明燃燒器工作壓力越高更有助于拉長燃燒火焰，降低燃燒中心溫度。

綜上可知，燃燒器工作負荷偏離是由于設(shè)計負荷偏大，導致燃料氣實際工作壓力低，噴出流速小，一級瓦斯槍燃料集中形成欠氧燃燒，二級瓦斯槍未能形成充分的空氣混合和煙氣回流，分別造成不同程度的積碳，進而更加惡化了火焰形狀。工作壓力低時，燃燒區(qū)集中造成火焰中心溫度高，生成更多的熱力型NOx。

2.4 氧含量和工作壓力對NOx 的影響

為了進一步了解氧含量和燃料氣壓力對NOx生成的影響，針對蒸汽過熱爐開展了提高工作壓力和降低氧含量的在線調(diào)整實驗，測試過程中維持爐膛負荷不變，詳細測試參數(shù)見表5。

表5 燃燒器測試數(shù)據(jù)

根據(jù)表5 數(shù)據(jù)，在氧含量接近時，隨著瓦斯槍壓力的升高，煙氣中NOx生成量有降低的趨勢；當燃料氣工作壓力接近時，爐膛氧含量越低，煙氣燃燒器NOx生成量越低。因此可以通過優(yōu)化燃燒器瓦斯槍的設(shè)計，同時優(yōu)化運行參數(shù)，實現(xiàn)NOx穩(wěn)定在100 mg/m3的范圍內(nèi)。

3 燃燒器改造方案

為滿足特別排放限值的要求，結(jié)合上述改造和實驗效果，兼顧蒸汽過熱爐提升加工量時操作彈性的需求，分別對A室和B室燃燒器瓦斯槍進行了二次優(yōu)化設(shè)計。由于燃燒器基準熱負荷的選定直接關(guān)系到燃燒器投用后的效果，因此首先測算設(shè)計基準熱負荷。

3.1 燃料氣消耗量核算

為進一步分析確定蒸汽過熱爐的實際熱負荷，收集了蒸汽過熱爐相關(guān)物料參數(shù)，測算數(shù)據(jù)見表6。

理論計算情況下，當排煙溫度100℃左右時，理論熱效率約為94%，因此燃燒器的理論總熱量約為16.65 MW（15 655.23/0.94）。

苯乙烯裝置停工期間，經(jīng)燃料氣管網(wǎng)平衡蒸汽過熱爐100%負荷工況下干氣耗量為1 600 m3/h，PSA 脫氫尾氣仍為400 kg/h，折算后總熱量約為16.63 MW，比較接近，因此根據(jù)此消耗量進行設(shè)計。

根據(jù)A室和B室吸熱量的比例關(guān)系，蒸汽過熱爐100%負荷條件下實際熱效率約93.27%，測算出A 室單臺燃燒器負荷為0.79 MW，B 室燃燒器單臺負荷為1.32 MW。

3.2 瓦斯槍二次改造參數(shù)設(shè)計

為保證蒸汽過熱爐燃燒器的操作彈性，選取100%負荷條件下燃料氣壓力35 kPa為基準設(shè)計點，按照A室0.79 MW和B室1.32 MW，燃燒器瓦斯槍開孔分配進行了二次優(yōu)化設(shè)計，詳細參數(shù)見表7。

表6 蒸汽過熱爐吸熱量測算

表7 瓦斯槍二次改造設(shè)計參數(shù)

由表7 可知，在基本維持一級瓦斯槍占比情況下，將A 室的開孔面積略微放大，增加操作彈性；對于B 室燃燒器，主要減小了二級瓦斯槍開孔面積，以提升工作壓力。

4 效果

二次改造后，A 室和B 室燃燒器火焰均為淡藍色，火焰剛直有力，無積碳生成，在100%負荷時燃燒器的工作的壓力在30～34 kPa之間，與設(shè)計的35 kPa 非常接近，二次改造后的火焰外觀見圖5，煙氣中NOx檢測數(shù)據(jù)見表8。

由表8 可知，二次改造后蒸汽過熱爐在100%負荷左右時煙氣中NOx維持在80 mg/m3左右，滿足特別排放限值小于100 mg/m3的要求，實現(xiàn)了排放達標。

圖5 二次改造后火焰照片

表8 二次改造后煙氣監(jiān)測數(shù)據(jù)

5 結(jié)論

燃燒器的一級燃料氣分配在8%左右時，會造成局部欠氧燃燒生成積碳，工作壓力越低積碳生成的越多，積碳的增多進而惡化了火焰的形狀。將一級燃料氣分配減小至4%左右，并減小開孔角度至20°，可以強化燃料氣與空氣的混合，實現(xiàn)完全燃燒無積碳生成。提高工作壓力強化煙氣回流、擴大燃燒區(qū)域，減小空氣過剩系數(shù)，均可以實現(xiàn)減少熱力型NOx的生成。燃燒器瓦斯槍二次改造后，煙氣中NOx的濃度由110 mg/m3左右降低至80 mg/m3左右，下降了約27%，實現(xiàn)了煙氣中NOx排放達標。