李 楠，張世鑫，趙鵬勃，任偉峰，高洪培，孫獻(xiàn)斌

(1.中國(guó)華能集團(tuán)清潔能源技術(shù)研究院有限公司，北京 102209;2.煤基清潔能源國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(yīng)溫度窗口為850～1 050 ℃[1-2]。近年來(lái)，電力需求增速變緩，越來(lái)越多的機(jī)組需要調(diào)峰運(yùn)行，大量CFB鍋爐在低負(fù)荷情況下，由于循環(huán)灰量少，分離器入口溫度低于850 ℃，導(dǎo)致SNCR反應(yīng)無(wú)法進(jìn)行，采用單一的SNCR脫硝技術(shù)無(wú)法滿足NOx超低排放要求，采用低氮燃燒技術(shù)降低原始排放結(jié)合SNCR脫硝系統(tǒng)是實(shí)現(xiàn)CFB鍋爐NOx超低排放的有效途徑。

吳劍恒等[3]通過(guò)延長(zhǎng)還原性氣氛的富燃料區(qū)反應(yīng)區(qū)間，增強(qiáng)二次風(fēng)穿透性，提高爐膛中心區(qū)域傳熱強(qiáng)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(jī)械不完全燃燒損失降低1%～1.5%。陳建軍等[4]在優(yōu)化二次風(fēng)噴口布置的基礎(chǔ)上增加FGR系統(tǒng)，使某130 t/h CFB鍋爐NOx排放降至50 mg/Nm3以下。清華大學(xué)提出的基于流態(tài)重構(gòu)低床壓降節(jié)能型 CFB 鍋爐[5]技術(shù)路線，通過(guò)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(fā)量為1 296 t/h的CFB鍋爐上試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)GR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(fù)。本文通過(guò)對(duì)某130 t/h CFB鍋爐進(jìn)行低氮燃燒改造，分析改造后爐膛參數(shù)變化，為同類型機(jī)組的改造提供參考。

1 研究對(duì)象

某電廠1號(hào)爐為濟(jì)南鍋爐廠與中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所聯(lián)合開(kāi)發(fā)的YG-130/9.8型高溫高壓循環(huán)流化床鍋爐，單爐膛，自然循環(huán)，全懸吊結(jié)構(gòu)，全鋼架π型布置。爐膛采用膜式水冷壁、汽冷式旋風(fēng)分離器，尾部豎井煙道布置兩級(jí)3組對(duì)流過(guò)熱器，過(guò)熱器下方布置3組省煤器及一、二次風(fēng)各3組空氣預(yù)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(shí)摻入5%干污泥，燃料性質(zhì)分析見(jiàn)表1。

表1入爐燃料分析
Table1Analysisoffeedstocks

燃料工業(yè)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(shù)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(jīng)數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，在分離器上部增加切向進(jìn)氣室，分離器效率最高可增加50%，壓降增加不超過(guò)8%;王勇[8]以某410 t/h CFB鍋爐為研究對(duì)象，經(jīng)優(yōu)化中心筒插入深度，延長(zhǎng)中心筒長(zhǎng)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(huán)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(nèi)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(jīng)離心分離和沉降分離后被分離器捕捉?；诖嗽恚琈uschelknautz等[10]提出了計(jì)算分離器效率的數(shù)學(xué)模型，采用式(1)計(jì)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(guò)提高氣體切向速度，可減小切割粒徑，提高分離效率。國(guó)內(nèi)工程經(jīng)驗(yàn)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(duì)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(guò)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(shù)計(jì)算(BMCR工況)
Table2Parametersofseparators(BMCRcondition)

項(xiàng)目哈鍋某300 MWCFB鍋爐東鍋某300 MWCFB鍋爐本文研究對(duì)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(kāi)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(shè)FGR系統(tǒng)，根據(jù)鍋爐煙氣O2體積分?jǐn)?shù)較低的特點(diǎn)，在保證總流化風(fēng)量的情況下，降低一次風(fēng)量及密相區(qū)氧含量，強(qiáng)化密相區(qū)還原性氛圍，抑制床溫。1號(hào)爐額定負(fù)荷下，一、二次風(fēng)量各為62 000 Nm3/h，一、二次風(fēng)率均為50%，煙氣量155 000 Nm3/h，增加FGR系統(tǒng)后，將10%煙氣通過(guò)FGR管道引入一次風(fēng)機(jī)，一次風(fēng)流量不變，一次風(fēng)O2體積分?jǐn)?shù)降至17.75%，折算為21%的空氣流量為50 190 Nm3/h，二次風(fēng)流量從62 000 Nm3/h增加至73 810 Nm3/h，一次風(fēng)率降低至40%，二次風(fēng)率提高至60%，可強(qiáng)化空氣分級(jí)燃燒效果，降低NOx生成量。

2.3 二次風(fēng)口改造

鍋爐原有上、中、下3層二次風(fēng)，前墻4列，后墻2列，左右側(cè)墻各布置2列。3層二次風(fēng)口距離布風(fēng)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(fēng)口整體上移，具體為將原下層二次風(fēng)口封堵，在距布風(fēng)板3 600 mm開(kāi)孔作為改造后上二次風(fēng)，鍋爐左右側(cè)墻原下二次風(fēng)口封堵，其余不作改動(dòng)，如圖1所示。改造后的下二次風(fēng)口距布風(fēng)板1 626 mm，擴(kuò)大了密相區(qū)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(duì)反應(yīng)器出口NOx排放的影響

實(shí)驗(yàn)與工程實(shí)踐表明，NOx的排放隨鍋爐氧含量的增加而增加[11]。從SNCR反應(yīng)機(jī)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?jǐn)?shù)的增加，對(duì)NH3的氧化反應(yīng)更加有利，促使NOx排放增加。1號(hào)爐改造后，在130 t/h負(fù)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(fù)荷下還原劑耗量與氧含量的關(guān)系如圖2所示，氧含量在3.3%～3.8%時(shí),1號(hào)爐20%氨水消耗量為260 kg/h，可以實(shí)現(xiàn)NOx排放<50 mg/Nm3，對(duì)應(yīng)氨氮摩爾比NSR=2.9。隨著氧含量繼續(xù)提高，3個(gè)負(fù)荷試驗(yàn)工況均表現(xiàn)為還原劑用量增加;當(dāng)氧含量<3.3%且繼續(xù)降低時(shí)，3個(gè)試驗(yàn)工況仍表現(xiàn)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(fù)荷下，當(dāng)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(shí)隨著氨水消耗量繼續(xù)增加，NOx排放無(wú)變化。

圖2 不同負(fù)荷下還原劑耗量與氧含量的關(guān)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(guò)搭設(shè)試驗(yàn)臺(tái)與數(shù)值模擬方法，發(fā)現(xiàn)隨著氧含量的增加，脫硝效率逐漸降低，SNCR反應(yīng)在缺氧環(huán)境下幾乎不會(huì)進(jìn)行，但未對(duì)SNCR反應(yīng)需氧量進(jìn)行定量分析。1號(hào)爐的3個(gè)試驗(yàn)工況表明，隨著氧含量的變化,SNCR反應(yīng)可以分為4個(gè)區(qū)間:① 0～2.2%為無(wú)效區(qū)，由于環(huán)境缺氧，SNCR反應(yīng)鏈不會(huì)進(jìn)行，反應(yīng)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(yīng)低效區(qū)，該區(qū)間雖然原始排放較低，但由于脫硝效率也較低，致使反應(yīng)器出口NOx排放依然較高;③ 3.3%～3.8%為高效區(qū)，該區(qū)間脫硝效率較高，反應(yīng)器出口NOx排放較低;④ >3.8%為反應(yīng)低效區(qū)，該區(qū)間鍋爐原始排放增加，脫硝效率降低，反應(yīng)器出口NOx排放升高。

3.2 FGR對(duì)NOx排放的影響

SNCR系統(tǒng)停運(yùn)的情況下，在不同負(fù)荷下對(duì)1號(hào)爐進(jìn)行FGR調(diào)整試驗(yàn)，如圖4所示，各工況下，NOx原始排放濃度均隨FGR開(kāi)度的增加而減小。70 t/h負(fù)荷下，NOx原始排放濃度由155 mg/Nm3降為90 mg/Nm3;90 t/h負(fù)荷下，由190 mg/Nm3降為125 mg/Nm3;130 t/h負(fù)荷下，由245 mg/Nm3降低為140 mg/Nm3。一般認(rèn)為，F(xiàn)GR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(nèi)水平與縱向溫度分布;② FGR可降低爐內(nèi)氧含量。圖5為不同負(fù)荷下，床層溫度與爐膛出口溫度隨FGR開(kāi)度的變化情況，可見(jiàn)，隨著FGR開(kāi)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(fù)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(fù)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(fù)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(yīng)器出口NOx排放濃度在50 mg/Nm3，逐漸開(kāi)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(fù)荷時(shí)，由于爐膛溫度降低較多，雖然氨水消耗量增大，但SNCR反應(yīng)幾乎不會(huì)進(jìn)行，反應(yīng)器出口NOx排放濃度持續(xù)超過(guò)50 mg/Nm3(后文簡(jiǎn)稱“超標(biāo)”)，且無(wú)法降低;隨著FGR開(kāi)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(kāi)大單調(diào)降低，而反應(yīng)器出口NOx先降低后上升，表明中心筒出口煙溫對(duì)于反應(yīng)器脫硝效率存在一個(gè)最優(yōu)值。SNCR反應(yīng)的最佳溫度窗口為850～1 050 ℃，當(dāng)中心筒出口煙溫>800 ℃且繼續(xù)升高時(shí)，爐內(nèi)SNCR反應(yīng)有效區(qū)間逐漸延長(zhǎng)，脫硝效率增加，反應(yīng)器出口NOx排放量降低;煙氣在流經(jīng)高溫過(guò)熱器后，溫度降至700 ℃以下，SNCR反應(yīng)停止，故中心筒出口煙溫的升高而使燃料的后燃性增強(qiáng)時(shí)，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(shí)，反應(yīng)器出口NOx即表現(xiàn)為開(kāi)始升高。當(dāng)燃料的后燃現(xiàn)象增加至一定程度，NOx釋放的同時(shí)經(jīng)過(guò)高溫過(guò)熱器降溫，此時(shí)SNCR沒(méi)有反應(yīng)區(qū)間，表現(xiàn)為反應(yīng)器出口NOx排放快速上升，且噴入還原劑無(wú)效。

3.3 二次風(fēng)入射高度對(duì)NOx排放的影響

提高二次風(fēng)入射高度，可增加密相區(qū)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(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)二次風(fēng)量恒定時(shí)，二次風(fēng)入射位置由布風(fēng)板上方142 cm提高至415 cm后，NOx排放降低20%。但二次風(fēng)入射位置過(guò)高，會(huì)導(dǎo)致燃燒延遲，爐內(nèi)熱負(fù)荷分布偏離設(shè)計(jì)工況，鍋爐效率降低，如前所述，后燃現(xiàn)象嚴(yán)重會(huì)導(dǎo)致SNCR系統(tǒng)噴入NH3無(wú)效，NOx排放超標(biāo)。對(duì)于空氣分級(jí)燃燒技術(shù)，二次風(fēng)入射位置存在一個(gè)最佳高度值。在鍋爐運(yùn)行中，維持二次風(fēng)總量一定，逐漸關(guān)閉下層二次風(fēng)門(mén)，可提高二次風(fēng)核心區(qū)域高度，強(qiáng)化空氣分級(jí)燃燒效果;逐漸關(guān)閉上層二次風(fēng)門(mén)，可以降低二次風(fēng)核心區(qū)域高度。

圖6 不同負(fù)荷下FGR開(kāi)度對(duì)鍋爐的影響Fig.6 Effects of FGR opening under different loads

二次風(fēng)門(mén)開(kāi)度對(duì)鍋爐的影響如圖7所示。

圖7 二次風(fēng)門(mén)開(kāi)度對(duì)鍋爐的影響Fig.7 Effects of different secondary air opening

由圖7(a)可知，維持鍋爐負(fù)荷、氧含量、氨水消耗量不變，隨下層二次風(fēng)門(mén)逐漸關(guān)閉，中心筒出口溫度逐漸升高，燃料后燃現(xiàn)象增強(qiáng)，NOx排放量升高。改造后下層二次風(fēng)位置距布風(fēng)板1 626 mm，處于較高位置，當(dāng)下二次風(fēng)門(mén)逐漸至全關(guān)時(shí)，二次風(fēng)入射高度提高至2 626 mm以上，燃料燃燒大幅推遲，SNCR反應(yīng)區(qū)間減小，脫硝效率下降;由圖7(b)可知，隨上層二次風(fēng)門(mén)關(guān)閉，二次風(fēng)核心高度逐漸降低，中心筒出口溫度降低，SNCR反應(yīng)區(qū)間增大，NOx排放降低，上層二次風(fēng)門(mén)關(guān)至25%，NOx排放量最低達(dá)27 mg/Nm3，但隨上層二次風(fēng)門(mén)繼續(xù)關(guān)閉，空氣分級(jí)燃燒優(yōu)勢(shì)減弱，NOx排放量開(kāi)始升高。

4 結(jié) 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(shí)O2影響SNCR的反應(yīng)進(jìn)程，在CFB鍋爐采用低氮燃燒技術(shù)后,O2含量過(guò)低會(huì)導(dǎo)致脫硝反應(yīng)效率降低，甚至失效，引起反應(yīng)器后NOx排放超標(biāo)。

2)FGR系統(tǒng)可降低床溫，縮小爐膛上下溫差。同時(shí)FGR系統(tǒng)可調(diào)整中心筒出口煙溫，進(jìn)而影響SNCR高效反應(yīng)區(qū)間大小，調(diào)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(diào)整上層、下層二次風(fēng)門(mén)開(kāi)度，可獲得二次風(fēng)入射最佳高度。通過(guò)調(diào)整二次風(fēng)入射位置，可提前或推遲燃料燃燒，進(jìn)而影響反應(yīng)器出口NOx排放。