大比例摻燒NH3對燃煤機組影響分析

王一坤，鄧 磊，王 濤，王志超，李 陽，賈兆鵬，周 飛

(1.華能長江環保科技有限公司，北京 100031；2.西安交通大學 動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049；3.華能萊蕪發電有限 公司，山東 濟南 271102；4.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；5.西安西熱鍋爐環保工程有限公司，陜西 西安 710054)

0 引 言

習近平總書記在2020年第75屆聯合國大會提出的“碳達峰、碳中和”目標向電力行業提出了緊迫的CO2減排任務。2019年我國煤炭碳排放量占全國總CO2排放量的80%，能源消費的CO2排放度比世界平均水平高30%以上[1]。2019年我國煤電機組CO2排放約838 g/kWh[2]，要實現電力行業的碳中和目標，使用無碳綠色燃料成為一條重要途徑。

從能量密度、污染物排放的角度來看，氫能的低位發熱量為120 000 kJ/kg，燃燒后的產物只有水，是最理想的能源。氫能來源廣泛，可以通過各種可再生能源以電解、催化等方式產生。但氫能最大的問題在于儲運成本過高，氫氣標況密度僅為0.089 9 kg/m3，液氫密度也僅為70 g/L，密度過低成為氫能儲運過程的最大難題。現階段氫能的儲運方式主要有高壓氣態儲氫、低溫液態儲氫、儲氫合金、有/無機物儲氫和其他材料儲氫等。與常溫下H2液化壓力70 MPa相比，NH3的常溫液化壓力僅為1.03 MPa，且NH3的氫質量分數為17.647%，儲運NH3可以利用現有的成熟管線及基礎設施，能夠大幅度降低氫基能源的基礎投資，燃燒后生成的主要產物只有N2、H2O以及NOx，污染物脫除工藝成熟，得到了日本[3]、澳大利亞[4]及歐洲地區[5-6]的重視。

學者對NH3燃燒時的火焰傳播特性進行了深入研究[7-11]。20世紀60年代，研究人員就對含氨反應展開了機理性研究，并提出了多種反應機理[12-15]。在NH3燃料應用方面，已有研究大都集中在中小規模的內燃機[16-18]、多孔介質[19-21]領域，對于大型燃氣輪機和燃煤鍋爐的應用研究較少。

KURATA等[3]研究了純燃NH3微型燃氣輪機的燃燒效率和NO排放濃度，并開發出了新型濃淡低NOx燃燒器。HAYAKAWA[22]和OKAFOR[23]等研究表明，主燃燒區域當量比為1.1時的NO排放濃度最低，燃燒效率相對較高。YAMAMOTO[24]在臥式試驗爐中進行了NH3與煤粉混燃試驗，NH3的輸入熱量占比為20%，試驗結果表明，全部NH3從煤粉下游1 m處進入爐膛時的NOx排放濃度與單獨燃用煤粉時相當。ISHIHARA等[25]模擬了NH3摻燒位置對NO排放的影響，發現從主燃燒區內噴入NH3時的NO排放最低。ZHANG等[26]通過試驗和模擬研究了NH3摻燒比例在0～80%時的燃燒特性，結果表明，隨著NH3摻燒比例的增加，火焰形狀逐漸從梨形變為細長型，同時飛灰可燃物上升，NO排放濃度下降。馬侖等[27]模擬研究了20 kW沉降爐上煤粉耦合氨深度空氣分級燃燒特性及NO生成規律。牛濤等[28]在40 MWth氨煤混合燃燒系統上證明高混氨比例下，分級燃燒可實現鍋爐NOx排放低于燃煤工況。

雖然前人已經針對NH3燃燒進行了諸多研究，但已有研究大都集中在火焰傳播特性、反應機理等基礎層面，對于燃煤機組大比例摻燒NH3的研究較少。筆者對燃煤電站大比例摻燒NH3發電進行了系統性的研究，分析了摻燒對機組各方面的影響，為推進無碳富氫燃料、降低燃煤機組碳排放提供借鑒。

1 計算基礎參數

1.1 機組概況

目前我國仍存在大量投產20 a左右的300 MW等級燃煤機組，與國外燃煤機組平均40 a的服役壽命相比仍可延壽服役數十年以上[29]，由于300 MW等級機組的效率較低，單位電量的CO2排放值更高，選擇300 MW燃煤機組進行CO2減排分析更為現實。因此，筆者選擇一臺典型的300 MW機組進行計算分析，鍋爐為常規Π型布置，采用正壓直吹式制粉系統和四角切圓燃燒方式，考慮到NH3更易燃燒的特性，允許燃燒器上下擺動30°調節再熱汽溫，機組配備一臺亞臨界、一次中間再熱、單軸、雙缸雙排汽、反動、凝汽式汽輪機，其余設計參數見文獻[30]。

1.2 設計煤質及NH3參數

計算煤質選用實際燃用煤種，為簡化計算，假定NH3純度為100%，摻燒質量分數為20%～100%，具體燃料參數見表1。

表1 燃料參數

1.3 計算方法

本次計算采用西安交通大學車得福教授課題組開發的鍋爐熱力計算校核軟件，該軟件的準確性得到了各大鍋爐廠的多個工程實例(鍋爐容量為75～2 955 t/h)的驗證。計算時需要按照摻燒質量分數將原煤和NH3折算為新燃料，具體計算流程見文獻[31]，計算的主要流程如圖1所示。

圖1 熱力計算流程示意Fig.1 Sketch of the thermal calculation

2 計算結果與分析

2.1 摻燒NH3發電對鍋爐主要參數的影響

2.1.1對理論燃燒溫度的影響

摻燒不同質量分數NH3后對煙氣理論燃燒溫度的影響如圖2所示(BMCR為最大連續蒸發量工況；THA為熱耗保證工況)。

圖2 NH3摻燒對理論燃燒溫度的影響Fig.2 Effect of NH3 blending on the theoretical combustion temperature

由圖2可知，全負荷不同摻燒比例下，理論燃燒溫度分別變化了-117.3～-25.6 ℃(BMCR)、-112.1～-25.0 ℃(75% THA)、-106.0～-23.6 ℃(50% THA)和-89.6～-17.7 ℃(30% THA)。煙氣的理論燃燒溫度與燃料的熱值、過量空氣系數和燃燒產物的特性(流量、比熱容)等因素有關。由圖2可知，由于NH3的熱值低于計算用原煤，混合燃料熱值隨著摻燒比例的增加而降低，理論燃燒溫度基本呈線性下降趨勢。

2.1.2對爐膛出口煙溫的影響

摻燒不同質量分數NH3后對爐膛出口煙溫的影響如圖3所示。

圖3 NH3摻燒對爐膛出口煙溫的影響Fig.3 Effect of NH3 blending on the furnace outlet gas temperature

爐膛出口煙氣溫度除受入爐熱量、燃燒產物特性、爐膛內受熱面的布置等因素影響外，還受火焰中心(燃燒器擺動角度)的影響。計算結果表明，不同摻燒比例全負荷下爐膛出口煙溫分別變化了-3.6～1.9 ℃(BMCR)、-11.6～1.0 ℃(75% THA)、-12.8～0.7 ℃(50% THA)和-47.1～-8.8 ℃(30% THA)。

由圖3可知，由于煙氣量減少和NH3燃燒產物特性的變化，低負荷下需要上擺燃燒器保證再熱汽溫，全負荷下的爐膛出口溫度均隨著摻燒比例的增加而降低，30% THA工況時由于燃燒器角度已經上擺至30°無法繼續上擺，因此煙溫下降幅度遠大于其他工況。由于NH3燃燒后的產物均為氣態產物，對灰熔融溫度的影響較小，因此爐膛出口煙溫的降低有利于緩解受熱面的積灰和結渣。

2.1.3對省煤器出口煙溫的影響

摻燒不同質量分數NH3后對省煤器出口煙氣溫度的影響如圖4所示。

圖4 NH3摻燒對省煤器出口溫度的影響Fig.4 Effect of NH3 blending on the economizer outlet gas temperature

由圖4可知，摻燒NH3后全負荷下的省煤器出口煙氣溫度均隨摻燒比例的增加有不同程度的降低。計算結果表明，不同摻燒比例全負荷下省煤器出口煙氣溫度分別變化了-3.3～-1.3 ℃(BMCR)、-2.8～-1.3 ℃(75% THA)、-2.0～-0.7 ℃(50%THA)和-2.7～-0.2 ℃(30% THA)。從計算結果來看，摻燒NH3后省煤器出口煙溫在264.0～346.4 ℃，可以通過增設旁路煙道等措施提高低負荷下的煙溫以保證脫硝效率。

2.1.4對排煙溫度的影響

摻燒不同質量分數NH3后對排煙溫度的影響如圖5所示。由圖5可知，全負荷下排煙溫度均隨摻燒比例的增加而升高。計算結果表明，不同摻燒比例下排煙溫度分別變化了4.7～26.2 ℃(BMCR)、4.1～23.4 ℃(75% THA)、3.9～20.2 ℃(50% THA)和3.6～16.2 ℃(30% THA)。由于NH3燃燒所需的理論空氣量小于原煤，與純燒原煤相比，NH3摻燒比例越大，加熱空氣所需煙氣放熱量越少，煙溫隨之升高，但即使NH3摻燒比例增至100%后，最高排煙溫度也低于141 ℃，因此不會出現排煙溫度過高影響空氣預熱器運行的問題。

圖5 NH3摻燒對排煙溫度的影響Fig.5 Effect of NH3 blending on the exhaust outlet gas temperature

2.1.5對鍋爐熱效率的影響

摻燒不同質量分數NH3后鍋爐熱效率變化值如圖6所示。可知摻燒NH3后的鍋爐熱效率均隨摻燒比例的增大而降低。不同摻燒比例下鍋爐熱效率分別變化了-2.04%～-0.36%(BMCR)、-1.86%～-0.32%(75% THA)、-1.65%～-0.31%(50% THA)和-1.49%～-0.31%(30% THA)，鍋爐熱效率降低主要是由于煙氣比焓增加導致排煙熱損失增大。

圖6 NH3摻燒對鍋爐熱效率的影響Fig.6 Effect of NH3 blending on the thermal efficiency

2.1.6對煙氣量的影響

摻燒不同質量分數NH3后煙氣量如圖7所示。由圖7可知，摻燒NH3后的煙氣量隨摻燒比例的增加而略有降低。隨著全負荷下NH3摻燒比例從20%增加至100%后，BMCR、75% THA、50% THA、30% THA工況下煙氣量變化幅度分別為-0.41%～0.11%、-0.94%～-0.26%、-1.24%～-0.26%和-2.45%～-0.40%。雖然摻燒NH3后煙氣量并未顯著增加，但由于煙氣溫度升高，體積流量增大，增加了對流受熱面的換熱量，以省煤器為例，當NH3摻燒質量分數從0增至100%后，省煤器的換熱量從847.3 kJ/kg(以燃料計)增加至922.6 kJ/kg，增加了8.9%。

圖7 NH3摻燒對煙氣量的影響Fig.7 Effect of NH3 blending on the flue gas volume

2.1.7對減溫水量的影響

圖8 NH3摻燒對過熱蒸氣減溫水量的影響Fig.8 Effect of NH3 blending on the superheater attempering water consumption

摻燒不同質量分數NH3后鍋爐過熱蒸氣減溫水量如圖8所示。由圖8可知，摻燒NH3后，除30%THA工況外，其余3個負荷下的過熱蒸氣減溫水量均隨著摻燒比例的增大而明顯增大，30%THA工況下的過熱蒸氣減溫水量變化不大。計算結果表明，不同摻燒比例下過熱蒸氣減溫水量分別為11.0～51.0 t/h(BMCR)、43.9～58.4 t/h(75% THA)、32.3～39.0 t/h(50% THA)和33.5～35.0 t/h(30% THA)。過熱蒸氣減溫水量增加主要是由于對流換熱增強導致的。從計算結果來看，大比例摻燒NH3后，原有的減溫水系統基本滿足蒸氣溫度調節的需要。

2.2 摻燒NH3發電對燃煤機組煙風系統的影響

摻燒不同質量分數NH3后對理論空氣量的影響如圖9所示。由圖9可知，與原煤相比，NH3中氫含量更高，因此混合燃料所需的理論空氣量隨著摻燒比例的增大而迅速下降。NH3摻燒比例從0增大至100%后，標態理論空氣量從5.17 m3/kg(原煤)分別降低至5.07 m3/kg(摻燒20% NH3)、4.97 m3/kg(摻燒40% NH3)、4.87 m3/kg(摻燒60% NH3)、4.77 m3/kg(摻燒80% NH3)和4.67 m3/kg(摻燒100% NH3)。

圖9 NH3摻燒對理論空氣量的影響Fig.9 Effect of NH3 blending on the theoretical air requirement

由于NH3的熱值與原煤相當，因此同負荷下所需燃料量隨著摻燒比例的增大僅略有增加。雖然相同輸入熱量時的燃料消耗量有所增加，但由于理論空氣量的降低，BMCR工況下的總入爐風量從1 311.5 t/h降低至1 246.6 t/h，原有的送風系統能夠滿足全燒NH3的風量需求。

從不同摻燒比例下的煙氣量計算結果來看，由于排煙溫度的上升和煙氣量的變化，摻燒NH3后的煙氣體積流量均有不同程度增加。以摻燒比例100%為例，BMCR工況下的煙氣體積流量從1 508 890.4 m3/h 增加至1 853 378.6 m3/h，即使通過調整入爐總風量引風機也難以滿足需求，必須進行引風機增容改造。

2.3 摻燒NH3發電對燃煤機組制粉及燃燒系統的影響

由于燃煤量減少，原有制粉系統的制粉電耗大幅下降。而液氨需要吸熱變成氨氣后才能進入爐膛燃燒，以最簡單的蒸氣加熱為例，取25 ℃時液氨的汽化潛熱1 166.7 kJ/kg計算，BMCR工況下摻燒100% NH3時需抽汽約78.7 t/h才能滿足液氨的氣化需要。

現有300 MW等級機組大都采用四角切圓方式，為盡量減少摻燒NH3對煤粉燃燒的影響，同時盡可能降低NH3產生的燃料型NOx，需要為NH3增設專用的燃燒器。雖然NH3的最大層燃火焰速度0.07 m/s遠低于H2(2.91～3.51 m/s)和CH4(0.37 m/s)[32]，但與煤粉相比仍屬于極易燃燒的燃料。YAMAMOTO[24]、ISHIHARA等[25]、ZHANG等[26]通過試驗和數值模擬的方法驗證了NH3和煤粉混燃后，仍能將NOx排放控制在與現有燃煤機組相當的水平。由于NH3與煤粉“搶風”會導致飛灰可燃物含量增加、鍋爐熱效率降低，如何兼顧鍋爐熱效率和NOx排放濃度需深入研究。

2.4 摻燒NH3發電對燃煤機組運行安全性的影響

NH3在空氣中的爆炸極限在16%～25%，屬于低毒性氣體。與煤粉相比，NH3對設備的防爆要求等級更高，因此需要提高就地電氣設備的防爆等級。此外，空氣中NH3質量濃度超過0.037 mg/L有異味，NH3質量濃度大于1.2 mg/L后刺激感強烈，需將空氣中NH3質量濃度控制在0.03 mg/L以下，對NH3儲運系統提出了很高的防泄漏要求。

NH3與原煤摻燒后易導致燃燒產物中生成大量NH4HSO4和(NH4)2SO4，當NH4/SO3物質的量比大于2時主要生成(NH4)2SO4。為避免生成的NH4HSO4和(NH4)2SO4吸收水分腐蝕受熱面，需要在爐內良好組織NH3與煤粉燃燒，同時對SCR系統入口煙氣的均勻性提出了更高要求。

煙氣酸露點是煙氣中SO3與水蒸氣凝結生成硫酸霧時的臨界煙氣溫度，主要與燃料中的硫分和煙氣中水蒸氣分壓有關。目前我國常用的前蘇聯73鍋爐熱力計算標準中酸露點可按照式(1)進行計算：

(1)

式中，tld為煙氣酸露點溫度，℃；ted為煙氣水露點溫度，℃；ω(Sar,zs)為以1 000 kJ/kg燃料發熱量折算的硫分，%；ω(Aar,zs)為以1 000 kJ/kg燃料發熱量折算的灰分，%；αfh為飛灰系數，一般煤粉鍋爐取0.95。

摻燒不同質量分數NH3后對酸露點的影響如圖10所示。

圖10 NH3摻燒對酸露點的影響Fig.10 Effect of NH3 blending on the flue gas dew point

由圖10可知，不同負荷下的酸露點趨勢基本相同，隨著NH3摻燒比例的增加，酸露點先上升然后迅速降低。這主要是由于隨著NH3的摻入，煙氣中的水蒸氣分壓逐漸增加，此時水露點升高；但原煤比例的降低會導致煙氣中的硫分和灰分降低，當NH3摻入質量分數增大至100%后，燃燒后產物中不含硫分和灰分，此時煙氣酸露點即等于水露點。

煙氣酸露點的升高對燃煤機組普遍增設的低溫煙氣余熱回收系統會造成不利影響，需要通過減少受熱面或調整運行參數來適應大比例摻燒NH3帶來的影響。

2.5 摻燒NH3發電對燃煤機組CO2排放的影響

摻燒不同質量分數NH3后對發電CO2排放值的影響如圖11所示。

圖11 NH3摻燒對CO2排放的影響Fig.11 Effect of NH3 blending on the CO2 emission reduction

由圖11可知，摻燒NH3發電后的CO2排放值隨著摻燒比例的增大迅速降低。由于NH3中不含碳元素，用NH3替代燃煤發電可以大幅度降低機組的CO2排放量，取300 MW機組年利用小時數4 500 h計算，摻燒比例20%、40%、60%、80%、100%時每年可分別減排CO2約23.3萬、47.0萬、71.2萬、95.9萬、121.2萬t。

2.6 摻燒NH3發電對燃煤機組污染物排放的影響

雖然NH3燃燒時會生成大量NOx，但適當設計燃燒系統可將NOx排放控制在與原煤相當的水平[24]，HAYAKAWA等[22]、OKAFOR等[23]和YAMAMOTO[24]研究得到了相似結論。由于未燃盡的NH3還可以直接作為現有SCR系統的還原劑，因此摻燒NH3對燃煤機組的NOx排放無影響，但需要優化NH3的燃燒方式以減少NH3逃逸。

NH3燃燒后不產生灰分，但與煤混燃后會產生大量亞微米級的微細顆粒，常規靜電除塵器的脫除效果有待進一步研究。此外，NH3燃燒效率過低、NH3逃逸量大時會導致灰渣中的氨含量過高，影響灰渣的利用。由于NH3中不含硫，原煙氣中SO2會大幅下降，采用濕法脫硫時，煙氣中殘余的NH3極易溶于石灰漿液，同時會與SO2反應進一步提高脫硫效率。已有的研究結果[33-34]表明，NH3是二次有機氣溶膠形成的重要前體物，現有的濕法脫硫系統對氣溶膠的脫除效率很低，因此應進一步研究濕式電除塵或其他新型捕集系統降低此類物質的排放。

3 結 論

1)大比例摻燒NH3發電后，機組的排煙溫度上升，鍋爐熱效率下降，煙氣體積流量增大，減溫水量增加，但原有受熱面布置基本能夠滿足換熱需要。

2)由于NH3含氫量高，混燃后燃料的理論空氣量下降，原有的送風系統能夠滿足大比例摻燒NH3的要求；由于排煙溫度升高和煙氣量變化，引風機需要進行擴容改造才能滿足大比例摻燒NH3的需求。

3)大比例摻燒NH3需要增設獨立的燃燒系統以降低對煤粉燃燒的影響，并減少未燃盡NH3逃逸，同時也對現場電氣設備提出了更高的防爆要求。

4)大比例摻燒NH3能夠大幅度降低機組的CO2排放量，以300 MW機組為例，年利用4 500 h時最大可減排CO2約121.2萬t。

5)大比例摻燒NH3后對機組脫硝和脫硫系統的影響較小，但容易導致灰渣氨含量過高影響資源化利用；酸露點升高可能需要對現有的低溫煙氣余熱回收系統進行適應性調整；產生的大量亞微米級氣溶膠顆粒也需要增設濕式電除塵或其他新型捕集系統。