鍋爐深度調峰運行NOx排放偏高原因及應對措施

邴長江，關風一，王 博，徐紹宗，李 闖

(1.國家能源集團康平發電有限公司，遼寧 沈陽 110500；2.國網遼寧省電力有限公司電力科學研究院，遼寧 沈陽 110006；3.遼寧東科電力有限公司，遼寧 沈陽 110179)

“十二五”期間，我國把NOx排放指標納入到《國民經濟和社會發展第十二個五年規劃綱要》的約束性指標中，并提出全國NOx排放總量削減10%的目標。在此背景下，火電行業率先做出積極應對措施，電廠于2012年對2號鍋爐加裝SCR脫硝裝置，并于2013年進行了低氮燃燒器改造。

“十三五”期間，我國電力建設步伐不斷加快，國家重點加大了可再生能源的投資力度，水電、風電、太陽能發電裝機規模不斷擴大，截至2020年底，全國發電裝機容量達到20億kW，其中風電2.81億kW，太陽能發電2.53億kW，但是在可再生能源快速發展的同時，部分地區棄風、棄光、棄水問題仍然存在，“三北”地區風電消納困難，局部地區電網調峰能力嚴重不足，尤其北方冬季采暖期調峰困難，進一步加劇了可再生能源消納矛盾。機組深度調峰是近期火電行業的工作重點和創收盈利的主要途徑。

由于火電廠降低NOx排放的手段總體上分為爐內脫硝和尾部煙道脫硝，兩者相互影響、相互制約。電廠2號鍋爐在電負荷65 MW下深調時，燃用高水分、低揮發分煤，SCR入口氮氧化物質量濃度超過600 mg/Nm3，超出SCR反應器脫硝能力，氮氧化物排放值超標。同時，低負荷時脫硝入口煙溫在280 ℃左右，嚴重影響氨的催化還原反應，迫使投入大量氨導致氨逃逸增加。

在此背景下，為了提高深調收益，降低氨耗率，降低機組環保方面的壓力，并完善優化深調負荷鍋爐整體運行方式，以該電廠2臺鍋爐為研究對象，進行了一系列的調整試驗。

1 設備概況

該電廠2號鍋爐為三井巴布科克能源有限責任公司制造的蒸發量為1162.82 t/h、亞臨界參數、一次中間再熱、單爐膛、平衡通風自然循環汽包鍋爐。

鍋爐設計燃用內蒙古準格爾混煤，制粉系統采用中速磨正壓直吹式，鍋爐配有4臺MPS-89G型磨煤機，額定負荷時3臺磨煤機運行，1臺備用。每臺磨煤機帶6個低NOx軸向旋流式燃燒器，24只燃燒器分2層前后墻對沖布置，在上層燃燒器上部設有12個燃盡風噴口(前后墻各6個)，同層6只燃燒器共用1個風箱，風箱兩側設有風量調節擋板。其目的是形成煤粉分級燃燒降低NOx的生成量。鍋爐配有2臺引風機、2臺送風機和2臺一次風機，各風機配備變頻電機。

鍋爐設計為倒U型布置，在爐膛上部，沿煙氣流程依次布置屏式過熱器、末級過熱器、再熱器垂直管排(再熱器熱段)、一級過熱器、再熱器水平管排(再熱器冷段)、省煤器、SCR脫硝反應器。在鍋爐出口布置2臺三分倉回轉式空氣預熱器，首先加熱二次風，而后加熱一次風。煙氣依次流經上述設備，在5電場的靜電除塵器中經過除塵凈化后排入脫硫塔，脫硫后排入煙囪。

主蒸汽溫度采用二級噴水減溫控制，再熱蒸汽溫度控制是通過引自引風機出口到冷灰斗的再循環煙氣來實現。再循環煙氣的引入減少了爐膛內部輻射熱的吸熱量，增大對流受熱面的吸熱量。設計滿負荷時，再循環煙氣量最小，低負荷時，采用調整煙氣再循環擋板，增加再循環煙氣量，以保證再熱蒸汽溫度。此外，再熱器入口還布置有再熱器事故噴水系統，以防止再熱器超溫。鍋爐主要設計參數和鍋爐設計煤質參數見表1和表2。

表1 鍋爐主要設計參數

表2 鍋爐設計煤質參數

2 存在問題分析

a.2號鍋爐在深調負荷時，SCR入口NOx質量濃度較高。NOx生成濃度高，首先需要了解NOx的生成機理，對于煤粉鍋爐而言，煤粉噴入爐膛后，在水冷壁的輻射和熱煙氣的對流加熱下，以高加熱速率進行煤中揮發分的析出、燃燒和焦炭的燃燒等[1-2]。煤粉燃耗產生的NOx中95%的部分是NO。根據燃燒過程的特點和NO的生成途徑的差異，將NO分為瞬時型、熱力型、燃料型3種。瞬時型NO是空氣中的N與燃燒產物CH基團在火焰鋒面內的高溫下反應產生CN、HCN等中間產物，這些中間產物與O2反應生成NO。由于瞬時型的NO是在燃燒的火焰鋒面內部生成的，這個火焰鋒面非常薄，則這種NO的生成時間極短，生成量也是非常少的，通常認為占總煤粉燃燒NO的生成量的5%以下。熱力型NO是由于高溫下，空氣中的N2與O2、氧原子、OH基團等反應生成。在溫度低于1500 ℃時，熱力型NO的產生量很小，鍋爐在深調負荷下運行時，鍋爐截面熱負荷較低，爐膛溫度未達到1500 ℃，該型NO對總生成量影響較小。燃料型NO主要由煤中的N元素在燃燒過程中直接或間接氧化形成。

b.燃用相同煤質、相同鍋爐負荷，2號鍋爐NOx質量濃度遠高于1號鍋爐?？刂?臺鍋爐燃用相同煤質、帶相同鍋爐負荷，比較2臺鍋爐運行參數上的差異。發現2號鍋爐的運行氧量高于1號鍋爐1%～1.5%，同時，2號爐NOx生成量高于1號爐100～150 mg/Nm3。說明2臺爐NOx的差別主要是由運行氧量差別引起的。

3 配風調整試驗

a.開啟煙氣再循環

煙氣再循環是從引風機入口抽取煙氣由爐底供入爐膛。通常情況下煙氣溫度為120～130 ℃，與高溫煙氣混合可有效降低爐膛溫度水平，同時煙氣中含氧量較低，可降低爐膛氧量水平，二者疊加的作用可有效抑制NOx的生成。隨著煙氣再循環的開啟，煙氣量也隨之增加，脫硝前受熱面的煙溫降減小，會增大脫硝入口煙氣溫度，有利于SCR的反應效率。

b.降低一次風量

煤粉著火三要素包括煤粉濃度、氧量、爐膛溫度。由于之前電廠發生的燒毀燃燒器事故，特將單臺磨煤機的一次風最低風量限定在25 kg/s，主要考慮風量過小會燒毀燃燒器。一次風量過高直接會影響到煤粉濃度和降低爐膛溫度，同時氧量充足，綜合比較更傾向于不穩定著火。為此，在保證制粉系統干燥出力和不堵管的前提下，降低一次風率更有利于穩燃。

c.降低二次風量

降低二次風量主要是通過調小或關閉二次風擋板門和后風后擋板開度來降低風量。在深調負荷運行時，為了保證火檢穩定，通常后風口處于關閉狀態，調整手段只有調小二次風擋板門開度[3-5]。

4 調整試驗結果

4.1 煙氣再循環試驗結果

電廠煙氣再循環系統主要目的是通過增加對流煙氣流量來調整低負荷再熱蒸汽溫度。通常氮氧化物濃度偏高處在低負荷段，即電負荷55 MW，主蒸汽流量240 t/h負荷段，脫硝入口煙溫也處于一個較低的水平，在平常運行上煙氣再循環擋板開度控制在30%，工況1是煙氣再循環擋板開度為30%，工況2在工況1的基礎上將煙氣再循環擋板開度調至50%。

工況調整前后鍋爐主要運行參數見表3，保持總煤量和總風量不變。調整前，A側脫硝入口NOx質量濃度為739.1 mg/Nm3，B側脫硝入口NOx質量濃度為720.1 mg/Nm3，兩側平均值為729.6 mg/Nm3，A側脫硝入口煙溫平均值為292.6 ℃，B側脫硝入口煙溫平均值為292.1 ℃。調整后，A側脫硝入口NOx質量濃度為720.1 mg/Nm3，B側脫硝入口NOx質量濃度為661.1 mg/Nm3，兩側平均值為690.6 mg/Nm3，A側脫硝入口煙溫平均值為294.3 ℃，B側脫硝入口煙溫平均值為293.8 ℃。再循環煙氣擋板開至50%后，NOx質量濃度降低39 mg/Nm3，脫硝入口煙氣溫度提高約2 ℃。以上數據證明，開啟煙氣再循環對降低NOx排放有效。

表3 煙氣再循環開啟前后鍋爐主要運行參數

4.2 降低一次風量試驗結果

電廠考慮風量過小會燒毀燃燒器，將單臺磨煤機一次風量限值為25 kg/s。前文已經闡述了降低一次風量的作用，將A磨煤機一次風量限值改為23 kg/s，B磨煤機一次風量限值改為21 kg/s。

將A磨一次風量加偏置由25 kg/s降至23 kg/s，B磨一次風量加偏置由23 kg/s降至21 kg/s。由于實際運行中煤質發熱量實時變化，煤量也隨著變化，熱工控制邏輯未及時響應導致一次風量未能降至實際的偏置值。最終A磨一次風量由25.05 kg/s降至23.95 kg/s,B磨一次風量由23.02 kg/s降至22.43 kg/s。

工況調整前后鍋爐運行參數見表4。調整前，A側脫銷入口NOx質量濃度為739.1 mg/Nm3，B側脫硝入口NOx質量濃度為720.1 mg/Nm3，兩側平均值為729.6 mg/Nm3。調整后，A側脫硝入口NOx質量濃度為730.5 mg/Nm3，B側脫硝入口NOx質量濃度為709.9 mg/Nm3，兩側平均值為720.2 mg/Nm3。降低一次風量后，NOx質量濃度降低9.4 mg/Nm3。雖然該項調整對氮氧化物濃度降低少，可以說明原理上是正確的，只是受煤質波動因素影響較大。

表4 降低一次風量前后鍋爐主要運行參數

4.3 降低二次風量試驗結果

調整前工況是將煙氣再循環擋板開度調至50%，A磨一次風量調至25 kg/s，B磨一次風量調至24 kg/s，穩定運行2 h觀察其氮氧化物生成情況。調整后工況是在原工況的基礎上改變二次風門的開度，A層風箱入口擋板門由原始開度30.26%調至26.66%，其他運行參數保持不變運行。調整前后鍋爐運行參數見表5。

由表5可見，調整前A側脫硝入口NOx質量濃度為735.1 mg/Nm3，B側脫硝入口NOx質量濃度為661.1 mg/Nm3，兩側平均值為689.1 mg/Nm3。調整后，A側脫硝入口NOx質量濃度為660.7 mg/Nm3，B側脫硝入口NOx質量濃度為620.5 mg/Nm3，兩側平均值為640.6 mg/Nm3。通過降低二次風量，NOx質量濃度降低48.5 mg/Nm3。

表5 降低二次風量前后鍋爐主要運行參數

4.4 2臺鍋爐運行工況對比試驗結果

通過對2號鍋爐進行針對性調整，發現每項手段對抑制氮氧化物的生成均有不同程度的效果。人為將2臺爐的煤質、一次風量、二次風箱入口擋板門開度、鍋爐負荷、機組控制方式均調整一致，比較2臺爐氮氧化物生成濃度的偏差。2臺鍋爐運行工況對比試驗期間的運行參數見表6。對比發現1號鍋爐的總風率為39.14%，而2號鍋爐的總風率為41.28%，2號爐氮氧化物濃度高于1號爐100 mg/Nm3以上，判斷其根本原因就是總風率的偏差導致的。將2號爐的A、B二次風箱擋板門開度由20%調整至15%，煙氣再循環擋板門開度調至40%，2號爐的總風率下降至38.25%左右，氮氧化物生成量有大幅降低，最終A側脫硝入口NOx質量濃度降至353.6 mg/Nm3，B側脫硝入口NOx質量濃度降至461.5 mg/Nm3，兩側平均值為407.6 mg/Nm3，比1號爐低137.7 mg/Nm3。通過對比試驗得出，運行氧量是氮氧化物生成偏高的主要原因，采用合理的方式降低運行氧量對于降低氮氧化物是有效的。

表6 2臺鍋爐運行工況對比試驗運行參數

5 結論

a.通過開啟煙氣再循環、降低一次風量、降低二次風量可有效降低氮氧化物生成量。鍋爐低負荷運行時盡量降低運行氧量，可減低氮氧化物生成以及脫硝系統運行成本。

b.同等爐型在燃用相同煤質時，其氮氧化物的生成量亦有不同，受就地氧量表和一、二次風調節門特性的影響，應該區別對待。

c.隨著鍋爐深度調峰負荷的降低，脫硝入口煙氣溫度也隨之降低，可進行煙氣旁路和復合熱水再循環等改造來提高煙氣溫度。