330 MW電站煤粉鍋爐高溫主燃區噴氨脫硝的試驗研究

白 昊, 張 健, 張忠孝, 郭欣維, 烏曉江, 張啟超

(1.上海理工大學 環境與建筑學院，上海 200093；2.上海交通大學 機械與動力工程學院，上海 200240)

目前，燃煤電站鍋爐使用的NOx減排工藝主要是爐內低NOx燃燒技術、選擇性非催化還原技術(SNCR)與選擇性催化還原技術(SCR)等多技術的聯合使用[1-3]，雖然這在一定程度上可以實現超低排放，但仍存在噴氨反應溫度窗口窄、氨逃逸、硫酸氫銨結焦堵塞以及運行成本高等問題。因此，突破現有的技術瓶頸，實現整體系統更高的脫硝效率具有重要意義。

研究表明，在煤熱解和燃燒過程中形成的NOx的2個主要前驅物是HCN和NH3，且作為中間產物的NH3在反應過程中存在雙重競爭反應路徑，即在氧化氣氛下被氧化為NO和N2O，而在還原性氣氛下NO則被還原成N2[4-5]。基于這一規律，在煤粉燃燒的還原區增大NH3質量濃度可以促進NO的還原。Bose等[6]研究發現，煤粉在還原性氣氛下進行燃燒時，中間產物NH3的質量濃度越高，在富燃料區NOx被還原的速率越快。Javed等[7]研究發現，煙氣中NOx在高溫強還原性氣氛中可被尿素和氨水溶液等氨基還原劑還原成N2，而還原劑自身不被氧化生成NOx。Greul[8]在豎式電熱管式沉降爐上進行主燃區噴氨試驗，研究發現在空氣分級的基礎上在主燃區還原性氣氛中噴氨可以降低NOx的排放量，且高溫有利于提高脫硝效率。岳樸杰等[9]發現在主燃區還原性氣氛中，提高溫度和氨氮物質的量比可以提升脫硝效率。畢德貴等[10]研究發現，主燃區過量空氣系數KSR1是影響噴氨脫硝的關鍵因素。陸續等[11]研究發現，高溫噴氨脫硝的反應溫度窗口為1 200～1 600 ℃，O2體積分數應小于1%。國內外的研究結果表明，在煤粉燃燒過程中，在高溫還原性氣氛中噴入氨基還原劑可以進行NOx的還原，解決煤粉自身揮發分中熱解活性物質不足以還原NOx的問題。但是，大部分研究均處于實驗室小試階段，對于該技術在工程上的應用研究鮮見報道。

目前，燃煤鍋爐基本采用空氣分級低氮燃燒技術，使主燃區處于還原性氣氛中，這為高溫下的噴氨脫硝創造了有利條件。因此，筆者以330 MW電站煤粉鍋爐為研究對象，采用高溫主燃區噴氨脫硝技術進行低氮改造，對改造后的鍋爐狀況進行試驗研究，以期為該技術的工業應用提供參考。

1 試驗系統與方法

1.1 試驗系統

鍋爐型號為SG-1176/17.5-M726，采用亞臨界壓力參數、一次中間再熱、自然循環、單爐膛、平衡通風、擺動燃燒器四角切圓燃燒、固態排渣、全鋼架懸吊結構。鍋爐采用正壓直吹式制粉系統，配置5臺中速磨煤機(A～E)，其中4臺運行，1臺備用。爐頂標高為61 000 mm，爐膛橫截面尺寸為14 022 mm×13 640 mm。

本次改造采用高溫主燃區噴氨脫硝技術，通過爐膛深度空氣分級燃燒在主燃區形成高溫強還原性氣氛，將電廠原SCR脫硝系統中所制40%質量分數的尿素溶液通過水稀釋后送至爐前，根據爐內溫度分布，通過在鍋爐標高30 800 mm處布置的16支噴槍噴入尿素溶液。圖1為改造后的噴氨系統布置示意圖。其中，HVOFA表示高速燃盡風，SOFA表示分離燃盡風,OFA表示緊湊燃盡風。圖2為爐膛橫截面噴槍的布置圖，其中爐膛四角各1支，每個側墻均等布置3支，每支噴槍由單獨的流量計和調節閥控制。噴槍采用機械霧化，噴槍壓力為0.6 MPa。采用氨氮物質的量比RNSR定量評估尿素溶液對NOx質量濃度的影響，定義如下：

(1)

圖1 改造后的噴氨系統布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of ammonia injection system layout after the retrofit

圖2 爐膛橫截面噴槍的布置圖Fig.2 Layout of spray gun in furnace cross section

式中：n(CO(NH2)2)為尿素溶液物質的量，mol；n(NO)為煙氣中NO物質的量，mol。

考慮到主燃區強還原性氣氛雖然可以降低NOx的初始排放量，但也存在爐膛出口CO體積分數升高、飛灰含碳量增大等問題[1,12]，因此本次改造通過提高部分燃盡風風速來增強氣流與煙氣的混合程度[13]，從而使未燃盡物充分燃燒。該鍋爐一次風機富余風量大，熱一次風溫度為343 ℃，與熱二次風溫度相近，熱一次風風壓為8 kPa，為熱二次風風壓的2～3倍。因此，從熱一次風母管取高壓一次風，通過獨立布置的HVOFA噴口將高速氣流送入爐膛。為減少爐膛四角水冷壁開口，將HVOFA噴口布置在SOFA-I噴口內部，其中HVOFA噴口面積占SOFA-I噴口面積的40%，HVOFA設計風速為80 m/s，設計風量占總風量的5%，改造后SOFA風率由35%降低至33%。圖3為HVOFA噴口的布置示意圖。

圖3 HVOFA噴口的布置示意圖Fig.3 Schematic diagram of HVOFA nozzle layout

1.2 試驗方法

煤種采用東勝褐煤，其煤質分析見表1。試驗在210 MW、240 MW和300 MW負荷下進行，噴氨試驗工況如表2所示。在不同負荷下，將鍋爐常規運行配風方式作為基準配風方式，研究基準配風方式下RNSR對NOx還原效率的影響。此后，改變鍋爐配風方式，將DD二次風噴口與OFA之間的燃燒器噴口全部關閉，稱此配風方式為極限配風方式，研究極限配風方式下噴氨對NOx還原效率的影響。圖4為2種配風方式下的燃燒器風門開度。最后，研究鍋爐出口O2體積分數φ對主燃區噴氨脫硝的影響，并引入HVOFA以避免低O2體積分數條件下CO排放量的增加。在210 MW和240 MW負荷下，僅使用A、B、C磨煤機，當鍋爐負荷增加到300 MW時，D磨煤機投入使用。在試驗過程中，SOFA風量占總風量的33%，主燃區的過量空氣系數保持在0.80左右。

圖4 不同配風方式下的燃燒器風門開度Fig.4 Burner damper opening under different air distribution modes

表1 煤質分析Tab.1 Properties of pulverized coal

表2 試驗工況Tab.2 Test conditions

采用德圖350煙氣分析儀和鎧裝熱電偶進行爐膛噴氨位置及鍋爐尾部SCR入口煙道的溫度和氣體濃度測量，通過將熱電偶和氣體取樣槍從噴槍的套管插入爐膛測量噴氨位置的參數，測點位置見圖2。由于測量條件有限，測點沿噴槍軸線方向向爐膛中心進行擴展，溫度測點共計7個，測點間距為500 mm;氣體濃度測點共計6個，測點間距為600 mm。同樣，爐膛出口溫度和氣體濃度通過鍋爐尾部SCR入口煙道預留孔進行測量。

2 結果與討論

目前，相關研究對高溫主燃區噴氨脫硝的機理進行了說明[9,14-15]。以尿素溶液為例，首先尿素溶液在高溫環境下受熱發生水解與分解反應：

(2)

(3)

此后，NH3與高溫主燃區產生的OH和H自由基反應生成NH2[16-17]，該過程為NH3/NO還原反應進行的前提。

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(6)

(7)

同時，主燃區產生的還原性氣氛有助于抑制NH2的氧化，因此生成的NH2傾向于通過以下途徑與NO反應，從而實現對NO的還原。

(8)

(9)

(10)

2.1 RNSR對噴氨脫硝的影響

圖5給出了鍋爐在基準配風方式、不同負荷條件下RNSR對NOx質量濃度的影響。當RNSR為0～4時，隨著RNSR的增加，NOx質量濃度明顯減小，主要是由于主燃區氨基還原劑含量增大，反應活性基團增加，促進了反應(6)～反應(10)的進行。考慮到噴氨經濟性與脫硝效率之間的平衡，在210 MW負荷下最佳RNSR為3.5，此時NOx質量濃度降低至127 mg/m3，脫硝效率為35%；RNSR繼續增至4時，脫硝效率升高不明顯，這是由于反應過程中NOx質量濃度不斷減小，使得NH3與NO之間的還原反應速率變慢；當RNSR大于4后，主燃區NH3的消耗速率逐漸減緩，不能及時發生反應的NH3隨煙氣上升至燃盡風高溫高氧區域，并被氧化生成NOx，因此爐膛出口NOx質量濃度增大。在240 MW和300 MW負荷下NOx質量濃度也呈現相同的變化規律。在240 MW負荷下最佳RNSR為3.7，脫硝效率為33%；在300 MW負荷下最佳RNSR為4，脫硝效率為23%。隨著負荷的增加，最佳RNSR變大，脫硝效率變低。出現該現象的主要原因如下：相比于A、B、C磨煤機，D磨煤機投運時噴口與噴槍層之間的距離較短，主燃區未完全消耗的O2會將部分NH3氧化；負荷增加時，爐膛內煙氣體積流量增加,導致煙氣流速加快，尿素溶液在還原區的停留時間縮短；煙氣流速增加相當于增大了單位爐膛容積的煙氣旋轉動量[18]，使得霧化后尿素溶液對煙氣的穿透效果下降，即尿素溶液與煙氣的混合條件變差。表3給出了不同工況下爐膛出口的氨逃逸情況。從表3可以看出，所有工況下爐膛出口的NH3質量濃度均小于2.0 mg/m3，主燃區未完全消耗的NH3經過燃盡風區后發生氧化反應而被消耗，不會出現嚴重的氨逃逸現象。

圖5 不同負荷下RNSR對NOx質量濃度的影響Fig.5 Effects of RNSR on NOx mass concentration under different loads

表3 不同工況下爐膛出口的NH3質量濃度Tab.3 NH3 mass concentration at furnace outlet under different conditions mg/m3

2.2 配風方式對噴氨脫硝的影響

圖6和圖7分別給出了負荷為240 MW、φ=3.21%時不同配風方式下沿噴槍軸線方向上的溫度分布以及O2和CO體積分數分布。從圖6可知，相對于極限配風方式，在基準配風方式下噴槍層溫度更高，主要是因為基準配風方式下配風均勻，煤粉顆粒向上流動過程中可以補充O2持續燃燒，當測點距噴口距離X>1 m后，2種配風方式下噴槍層溫度均高于1 200 ℃，達到高溫噴氨的要求。由圖7可知，在鍋爐進行空氣分級后，2種配風方式下爐膛水冷壁近壁面(X<0.5 m)處O2體積分數仍大于1.5%。不同的是在極限配風方式下，當X>1.5 m后O2體積分數基本小于1%，CO體積分數大于10 000 μL/L，反應區形成還原性氣氛，而在基準配風方式下需要X>2.5 m才能達到此條件，說明極限配風方式可以增大爐膛截面還原區面積，強化還原性氣氛。

圖6 噴氨處溫度分布Fig.6 Temperature distribution at ammonia injection site

圖7 噴氨處O2和CO體積分數分布Fig.7 Distribution of O2 and CO volume fraction at ammonia injection site

圖8給出了240 MW負荷、φ=3.21%時在極限配風方式下RNSR對爐膛出口NOx質量濃度和脫硝效率的影響。與相同工況、基準配風方式下的NOx質量濃度相比，未噴入尿素溶液(RNSR=0)時爐膛出口初始NOx質量濃度略微降低至204 mg/m3，說明極限配風方式導致的還原區面積增大本身對整體NOx還原效率沒有顯著影響。然而，在極限配風方式下最佳RNSR為3.2，明顯小于基準配風方式下的最佳RNSR，相對應的脫硝效率也從33%提高到39%，這充分說明增大爐膛截面還原區面積、強化還原性氣氛可以提高尿素溶液的還原效率。在鍋爐實際運行過程中，空氣分級使主燃區整體處于還原性氣氛，但由于氣流在爐膛的旋轉擾動，爐膛截面仍存在局部O2體積分數過高的地方(如水冷壁近壁面處)。因此，噴入的尿素溶液在該區域會發生反應(6)、反應(7)、反應(11)～反應(15)[16]，這也是實際工程應用比實驗室研究過程中尿素溶液用量大但脫硝效率低的原因。從整體來看，尿素溶液在高溫主燃區會發生NH3/NO還原反應和NH3/O2氧化反應共存的雙平行競爭反應。因此，主燃區噴氨位置的氣氛也決定了脫硝效率的高低，還原性氣氛越強，還原面積越大，脫硝效率越高。

(11)

(12)

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圖8 極限配風方式下RNSR對NOx質量濃度和脫硝效率的影響Fig.8 Effects of RNSR on NOx mass concentration and denitrification efficiency under the extreme air distribution mode

2.3 鍋爐出口O2體積分數對噴氨脫硝的影響

鍋爐出口O2體積分數φ的控制對爐膛燃燒和NOx的轉化特性有較大影響。圖9給出了各種試驗工況下φ對NOx質量濃度的影響。在210 MW和240 MW負荷下，NOx質量濃度的變化趨勢基本相同。當φ從3.19%和3.21%分別降低至1.71%和1.85%時，在基準配風方式下210 MW和240 MW負荷的爐膛出口NOx質量濃度分別降低至163 mg/m3和170 mg/m3;同樣，在極限配風方式下爐膛出口NOx質量濃度分別降低至157 mg/m3和165 mg/m3。這表明，較低的φ可為燃燒過程創造還原性氣氛，促進含N基團的還原，從而降低NOx的初始質量濃度。

圖9 不同配風方式下鍋爐出口O2體積分數對NOx質量濃度的影響Fig.9 Effects of O2 volume fraction at the boiler outlet on NOx mass concentration under different air distribution modes

在210 MW負荷、φ=1.71%的條件下進行噴氨，采用基準配風方式和極限配風方式時NOx質量濃度分別為105 mg/m3和88 mg/m3，相對于210 MW負荷下鍋爐常規運行工況(RNSR=0、φ=3.19%、基準配風方式)，脫硝效率分別為46.2%和54.9%。同樣，在240 MW負荷、φ=1.85%的條件下進行噴氨，相對于240 MW負荷下鍋爐常規運行工況(RNSR=0、φ=3.21%、基準配風方式)，采用基準配風方式和極限配風方式時脫硝效率分別為39.1%和48.6%。當RNSR相同時，降低φ后在主燃區噴氨可以達到更高的脫硝效率，主要是因為主燃區還原性氣氛增強，局部的NH3/O2氧化反應減弱，尿素溶液消耗量也減少。另一方面，降低O2體積分數后爐膛煙氣量減少，尿素溶液在反應區停留時間延長，并且與煙氣的混合條件變好。

2.4 主燃區噴氨與HVOFA協同調控

降低鍋爐出口O2體積分數且在極限配風方式下在主燃區噴氨可以提高脫硝效率，但同時存在鍋爐飛灰含碳量增加、CO體積分數升高等問題，因此在采用極限配風方式并進行噴氨的基礎上增加HVOFA來對NOx和CO進行協同調控。圖10和圖11分別給出了RNSR=3.2時210 MW和240 MW負荷下爐膛出口NOx質量濃度、CO體積分數和O2體積分數的變化。

圖10 210 MW負荷下NOx質量濃度、CO體積分數和O2體積分數的變化Fig.10 Variation of NOx mass concentration, CO and O2 volume fraction at load of 210 MW

圖11 240 MW負荷下NOx質量濃度、CO體積分數和O2體積分數的變化Fig.11 Variation of NOx mass concentration, CO and O2 volume fraction at load of 240 MW

在210 MW負荷下將φ從3.19%降低至1.71%，采用極限配風方式并進行噴氨，爐膛出口NOx質量濃度降低至88 mg/m3，CO體積分數增大至786 μL/L，保持其他燃燒器風門開度不變，打開HVOFA噴口風門后，爐膛出口NOx質量濃度和O2體積分數小幅增大，而CO體積分數減小至232 μL/L，降幅達70%。240 MW負荷下NOx質量濃度和CO體積分數的變化規律與210 MW負荷時相同，將φ從3.21%降低至1.85%時，NOx質量濃度減小至108 mg/m3，但同樣會出現CO體積分數大幅增大的問題，增加HVOFA后爐膛出口CO體積分數從665 μL/L減小至147 μL/L。增加HVOFA可以將CO體積分數減小至較低水平。這主要是由于HVOFA會促進SOFA截面氣流的擾動，并且本次改造將HVOFA噴口布置于SOFA-I噴口內部，其高速的燃盡風射流可以卷吸原有SOFA-I的氣流，使原有的SOFA-I氣流剛性得到增強，達到空氣與煙氣充分混合的效果。另一方面，增加的HVOFA來自熱一次風母管，相當于燃盡風區域的風量增加了5%，大量的O2和高強度的擾動使得未完全燃燒的可燃物在該區域燃燒更加劇烈，這也解釋了增加HVOFA后爐膛出口NOx質量濃度和O2體積分數出現小幅增大的現象。對主燃區噴氨與HVOFA協同調控后的飛灰含碳量進行測量。在210 MW和240 MW負荷下飛灰含碳量分別為1.12%和1.03%，相對于鍋爐常規運行時沒有發生顯著變化。因此，主燃區噴氨與HVOFA協同控制可以在減小NOx質量濃度的同時對飛灰含碳量和CO體積分數進行有效控制。

3 結 論

(1) 在鍋爐常規運行的基礎上進行主燃區噴氨，隨著負荷的增加，最佳RNSR變大，脫硝效率降低。

(2) 采用極限配風方式可以增大爐膛截面還原區面積，強化還原性氣氛。相對于基準配風方式，采用極限配風方式并進行噴氨可以提高脫硝效率，使最佳RNSR減小。

(3) 在相同的RNSR條件下，主燃區噴氨可以通過降低鍋爐出口O2體積分數來達到更高的脫硝效率。在210 MW和240 MW負荷下，當φ分別降低至1.71%和1.85%時，在極限配風方式下主燃區噴氨的脫硝效率可達54.9%和48.6%。

(4) 主燃區噴氨與HVOFA協同控制可以在減小NOx質量濃度的同時對飛灰含碳量和CO體積分數進行有效控制。