摘要：在總結堿回收爐運行工況與酸性氣體排放關系以及國內堿回收爐排放情況的基礎上，探討了堿回收爐酸性氣體排放的適用標準問題。提出了進一步減排面臨的技術難點，建議對部分堿回收爐進行技術改造改善其運行工況，降低和穩(wěn)定大氣污染物排放。結合對堿回收爐煙氣排放現(xiàn)狀調查，提出采用排放當量指標綜合考核堿回收爐酸性氣體污染物排放并希望盡早出臺堿回收爐專用排放標準。

關鍵詞：堿回收爐；大氣污染物；氮氧化物；脫硝

中圖分類號：X793文獻標識碼：ADOI：1011980/jissn0254508X201803012

收稿日期：20180125（修改稿）Technical Analysis on Emission Control Method of Recovery BoilerJIN Fuming1，2

（1South China University of Technology， Guangzhou， Guangdong Province， 510640；

2China Light Industry International Engineering Co， Ltd，Beijing，100026）

（Email： jinfm@clieccn）

Abstract：The applicable standard issue for the acid gases emission of recovery boiler was discussed after reviewing the relationship between operation condition and acid gases emission of recovery boiler as well as the situation of acid gases emission situation of domestic recovery boilers. The key issue for further elimination of acid gases was pointed out and some technical modification works for improving the operation condition of exist recovery boilers were recommend in order to reduce and stabilizeacid gases emission. The author suggested to used equivalent index concept to assess comprehensively the acid gases emission of recovery boiler and hoped an emission standard especially for recovery boiler would be issued soon.

Key words：recovery boiler； air pollutants； NOx； denitrification

堿回收爐是漿廠的核心設備，是生產碳酸鈉和硫化鈉的化學反應器，同時也是蒸汽發(fā)生器，但燃燒制漿工藝過程中產生的有機物并回收化學藥品的重要性超過產生蒸汽，并為此常常會犧牲其他性能，以保持所需的燃燒能力[1]。堿回收爐回收的制漿化學品和副產品蒸汽，均回用于制漿造紙生產，是現(xiàn)代漿廠效益的關鍵環(huán)節(jié)，但同時也是漿廠二氧化硫和氮氧化物等酸性氣體污染物排放的主要來源。

近年來，我國能源環(huán)保體制持續(xù)健全，嚴格的能源環(huán)保標準不斷出臺。2011年7月29日發(fā)布、2012年1月1日實施的火電廠大氣污染物排放標準（GB13223—2011）要求大部分單臺出力65 t/h以上火電鍋爐煙氣煙塵排放濃度低于30 mg/m3，二氧化硫和氮氧化物排放濃度均低于100 mg/m3（循環(huán)硫化床鍋爐為200 mg/m3）。2014年5月16日發(fā)布、2014年7月1日實施的鍋爐大氣污染物排放標準（GB13271—2014）要求新建單臺出力65 t/h以下的燃煤鍋爐煙氣煙塵排放濃度低于50 mg/m3，二氧化硫和氮氧化物排放濃度均低于300 mg/m3。此外，許多省市還制定了各自的嚴于國家相關標準的大氣污染物排放標準，加強了對大氣污染物排放的排放限制。雖然這些標準并沒有專門針對堿回收爐的大氣污染物排放標準，但作為漿廠大氣污染物排放源之一，同時受區(qū)域限排和行業(yè)限排政策影響，堿回收爐大氣污染物排放必將面臨嚴峻的挑戰(zhàn)。

環(huán)保部2014年6月27日在復函江蘇省環(huán)保廳《關于江蘇王子制紙有限公司堿回收爐煙氣執(zhí)行排放標準問題的請示》（蘇環(huán)辦〔2014〕141號）時要求，65 t/h以上堿回收爐可參照《火電廠大氣污染物排放標準》（GB 13223—2011）中現(xiàn)有循環(huán)流化床火力發(fā)電鍋爐的排放控制要求執(zhí)行；65 t/h及以下堿回收爐參照《鍋爐大氣污染物排放標準》（GB 13271—2014）中生物質成型燃料鍋爐的排放控制要求執(zhí)行[2]。2017年6月中國造紙協(xié)會發(fā)布的中紙協(xié)[2017]11號《中國造紙協(xié)會關于造紙工業(yè)“十三五”發(fā)展的意見》，提出造紙行業(yè)要依據(jù)《中華人民共和國國民經濟和社會發(fā)展第十三個五年規(guī)劃綱要》的要求，積極配合我國“十三五”期間二氧化硫、氮氧化物排放總量減少15%的社會發(fā)展目標。2017年8月1日，環(huán)保部發(fā)布的《造紙工業(yè)污染防治技術政策》（公告2017年第35號文），也強調了堿回收爐大氣污染物排放控制并鼓勵研發(fā)堿回收爐大氣污染物減排技術。

1堿回收爐酸性氣體大氣污染物排放

11堿回收爐二氧化硫（SO2）排放

堿回收爐是用于回收制漿化學品的化學反應器，用于在特定條件下焚燒廢液中的有機質及通過一系列的氧化和還原反應再生回收堿和硫化物[3]。堿回收爐的這一特性決定了超低SO2排放的特性。黑液固形物中的鈉（Na）在黑液熱解氣化、墊層燃燒及熔融物還原過程中均發(fā)生氣化并形成富含Na的煙霧。同時大量的SO2在有機物熱解過程中產生，少量SO2在墊層燃燒過程中產生。爐膛中氣化的Na在較高溫度下與CO2重新反應生成Na2CO3，當溫度降低時，與煙氣中的SO2生成Na2SO4，實現(xiàn)Na和S的氣化和捕集回收[4]。通過監(jiān)測出過熱器堿灰中Na2CO3與Na2SO4之間S的量的分配，可以指示爐膛內Na與S的相關揮發(fā)量并映射出墊層的運行溫度情況，同時也與煙氣中SO2的排放濃度直接關聯(lián)[5]?，F(xiàn)代堿回收爐與傳統(tǒng)低濃入爐黑液的堿回收爐比較具有較高的爐膛溫度，SO2排放濃度可以低于29 mg/m3[6]，一般堿回收爐煙氣中SO2的排放濃度低于143 mg/m3并經常性的維持在286 mg/m3以下[3]。

12堿回收爐氮氧化物（NOx）排放

燃燒過程的NOx分為三類：第一類由燃料中的N生成，稱為燃料型NOx。第二類由空氣中的N氧化而成，稱為熱力型NOx。熱力型NOx在溫度527℃時，NO和NO2的生成量微不足道，但在高于1227℃時有可觀的NO生成，高溫下生成的NO在低溫下將氧化成NO2?？諝庵械腘與含C自由基生成第三類瞬時NOx [7]。

多項研究表明，漿廠堿回收爐爐膛工作溫度在1000℃以下，低于其他燃料鍋爐，產生的NOx主要來自熱力型即黑液中的N元素[8]。堿回收爐NOx排放通常在300 mg/m3（6% O2干煙氣）以下，其中95%是NO，其余是NO2等[9]。Adams等人[10]使用流化床鍋爐的計算公式估算堿回收爐熱力型NOx的產生量，由于堿回收爐爐膛溫度低于循環(huán)流化床鍋爐，在黑液入爐濃度67%和80%的前提下，計算的熱力型NOx產生量僅02 mg/m3和17 mg/m3，一方面表明了堿回收爐NOx的產生主要源于黑液固形物中的N元素，另一方面也表明提高入爐黑液濃度，增加了熱力型NOx的產生，相應地大大降低了SO2的產生。Forssen等人[11]通過實驗研究了單個液滴中N元素的氧化過程，溫度>800℃、O2濃度 > 1%時墊層中的N與C被同時氧化并形成NO。而在低溫和低的O2濃度時，在所有的墊層中的C被氧化前，N不會被氧化。如果在C未完全氧化前中斷反應，則墊層中的N將留存在未反應的墊層中。因此，堿回收爐運行應避免黑液液滴在飛落過程中過分氣化并特別應避免燃燒，以減少NOx的產生，但會增加SO2的產生，影響堿回收爐的運行效率。

13堿回收爐運行工況對酸性氣體大氣污染物排放的影響

131入爐黑液濃度的影響

提高入爐黑液濃度將提高堿回收爐熱效率、提高堿回收爐蒸汽產量、改善燃燒的穩(wěn)定性、導致低的總還原硫（TRS）和SO2排放以及減少堿回收爐的積灰和堵灰現(xiàn)象。黑液濃度對堿回收爐效率、蒸汽流量、進爐熱量及煙氣流量的影響如圖1所示[12]。

入爐黑液濃度的增加提高了熱力型NOx的產生[13]，

圖1入爐黑液濃度對堿回收爐的影響但黑液入爐濃度從62%增加到80%，因爐溫升高而產生的溫度型NOx比想象的低得多[14]。NOx在黑液液滴氣化和墊層燃燒過程均有產生，黑液氣化過程中1/3轉化為N2，1/3轉化為NH3，其余1/3留在進入墊層的無機物中[15]。NOx產生的敏感溫度為800～1000°C，黑液中N的含量大約有25%將轉化為煙氣中的NOx [16]。黑液液滴熱解氣化溫度增加，產生的NOx量增加[17]。

提高入爐黑液濃度，可提高下部爐膛的溫度，如果下部爐膛的溫度足夠高，可從墊層揮發(fā)足夠的Na來捕捉煙氣中的SO2。因此從堿回收爐排放的SO2濃度可以低至不可測量。爐膛溫度對SO2和NOx排放的影響如圖2所示[12]。提高入爐黑液濃度另一個優(yōu)點是高濃度SO2有凈化煙氣中Cl-的作用，其結果是增加堿灰中氯化物份額，煙氣中可能排放的HCl量更低[13]。

圖2墊層溫度對SO2和NOx排放的影響132堿回收爐負荷的影響

芬蘭大型漿廠2007—2008年的堿回收爐排放調研表明[18]，堿回收爐的污染物排放與堿回收爐的負荷密切相關，堿回收爐在高負荷下運行時，NOx排放明顯提高。堿回收爐負荷變化也引起爐膛溫度變化進而引起SO2排放量的變化，SO2一般隨負荷的降低而增加，但燃燒超高入爐濃度黑液的堿回收爐，SO2的排放量與負荷關系不大[19]。

133臭氣燃燒對堿回收爐酸性氣體排放的影響

硫酸鹽法漿廠的臭氣分為低濃臭氣、高濃臭氣和汽提塔尾氣，低濃臭氣來自于制漿車間和堿回收車間的各類貯槽、漿塔、洗漿機氣罩等；高濃臭氣來自于蒸煮系統(tǒng)污冷凝水及松節(jié)油系統(tǒng)、蒸發(fā)工段真空系統(tǒng)和重污冷凝水槽；汽提塔尾氣也屬于高濃臭氣，但因成分與高濃臭氣顯著不同，通常與其他高濃臭氣分開處理。現(xiàn)代化漿廠的低濃臭氣一般送堿回收爐的二次風或三次風入爐燃燒，高濃臭氣和汽提塔尾氣通常在堿回收爐二次風以上的位置設置獨立的燃燒器在堿爐內燃燒處理。

由堿回收爐SO2和NOx的發(fā)生機理可見，在堿回收爐處理低濃臭氣和高濃臭氣并不會影響最終堿回收爐煙氣中大氣污染物的排放值。

134黑液中N含量對堿回收爐NOx排放的影響

黑液中N含量直接影響堿爐NOx排放量。一般很難將黑液中N轉化為煙氣中NOx的比例降低到30%以下。針葉木制漿黑液中N含量低于闊葉木，通常情況下導致針葉木制漿NOx排放比闊葉木制漿的低20%。歐洲和北美樹種制漿黑液中N含量比熱帶雨林樹種和非木纖維制漿黑液的N含量低，其噸漿NOx排放相對降低。

2堿回收爐NOx減排技術

21改善堿回收爐運行工況

依據(jù)NOx生成機理研究，堿回收爐NOx形成主要受黑液中N含量的影響，并與黑液入爐溫度、爐膛溫度以及N2或氨的氧化有關，因此，NOx的排放與堿回收爐的運行工況密切相關。歐盟委員會[19]2015年頒布的制漿造紙行業(yè)最佳可行性技術參考文件，特別指出堿回收爐內燃燒化學反應的特性一方面限制了減排NOx的可能性，而另一方面通過適宜的燃燒控制及供風系統(tǒng)可以起到降低NOx排放的作用。對堿回收爐運行提出的指導包括：

（1）提高入爐黑液濃度（如從75%提高到85%），以提高下部爐膛溫度，降低煙氣流速，盡管增加了NOx的排放但顯著降低SO2排放、提高蒸汽產量和發(fā)電量。30個實例的入爐黑液濃度和噸漿NOx負荷關系如圖3所示。

圖3入爐黑液濃度對堿回收爐NOx排放的影響（2）為降低NOx排放，應控制煙氣中的過量O2和CO含量，爐膛內合理布風，保證燃盡過程在爐膛上部完成。CO含量在250 ～500 mg/L時NOx產生量最低?？刂艭O低于50～100 mg/m3，可實現(xiàn)低的揮發(fā)性有機化合物（VOC）、多環(huán)芳烴（PAH）及NOx排放。

（3）優(yōu)化供風系統(tǒng)，根據(jù)不同的爐型設計和運行負荷，在堿回收爐的上部爐膛增加供風能夠降低NOx排放10%～25%，最新設計的堿回收爐可降低20%～30%。

22黑液提取木素、降低堿回收爐熱負荷

現(xiàn)代堿回收爐最主要的技術進步是高濃黑液燃燒，最先進的技術入爐黑液濃度達到85%，該技術明顯增加堿回收爐蒸汽產量、改善堿回收爐運行穩(wěn)定性、降低TRS和SO2排放、減少堿回收爐積灰并增加現(xiàn)有漿廠的產能[20]。但如前所述，提高黑液入爐固形物濃度和堿回收爐在高負荷工況下運行將增加NOx排放。而黑液固形物中木素熱值為27 MJ/kg，是半纖維素熱值136 MJ/kg的1倍[21]，因此，從黑液固形物中提取木素，可顯著降低入爐黑液熱值，并有效降低堿回收爐熱負荷，進而達到維持堿回收爐85%～105%的運行負荷，降低NOx排放。

考慮漿廠化學品平衡、熱平衡，Lignoboost[2223]工藝技術是目前最具工業(yè)化可能的技術，該技術具有運行成本低、較高的沉淀木素得率、沉淀木素灰分和碳水化合物含量低且沉淀木素固含量高（65%～70%）等優(yōu)點，第一套商用LignoBoost木素分離系統(tǒng)于2013年2月，在Domtar公司位于美國北卡羅來納州Plymouth的工廠，成功投入運行[24]，提取的木素替代化石燃料用于石灰窯，為漿廠實現(xiàn)零化石燃料運行奠定了基礎。

3堿回收爐煙氣脫硝處理技術

煙氣脫硝可分為干法、濕法和半干法，干法脫硝是指氣態(tài)工藝，又分為選擇性催化還原法（SCR）和選擇性非催化還原法（SNCR），濕法脫硝是指NOx被吸收到液態(tài)反應劑中生成副產品的液態(tài)工藝，半干法指先經過氣相的催化反應將NO轉化為NO2，再用水溶液或堿液吸收的方法。國內外大量投入商業(yè)運行的脫硝技術主要是干法工藝[25]。

歐盟委員會的制漿造紙行業(yè)最佳可行性技術參考文件2015版新興技術中介紹了堿回收爐煙氣脫硝的選擇性非催化還原（SNCR）和選擇性催化還原（SCR）技術進展。SNCR能達到的NOx降低率30%～50%，同時指出使用該技術時應用NH3代替尿素，以避免可能導致的堿回收爐腐蝕，但難于控制的NH3逃逸限制了該技術的應用。范文武等人[26]也指出SNCR脫硝效率受一定反應溫度內氨的滯留時間、混合程度和與NOx的摩爾比的影響，布置上較為困難，既要保證一定的脫硝效率，還要將氨的逃逸率控制在10～15 μL/L，總的脫硝效率只有30%～50%。與SNCR相比，當對NOx脫除效率要求較高或新建項目時，采用SCR工藝可以一步到位，并有較好的經濟性[27]。

火電廠通過燃燒技術的改進，如低NOx燃燒器，分級燃燒及再燃燒等之后，在煙道內加裝煙氣脫硝裝置，其中以SCR脫硝技術應用最為廣泛[28]。先在燃燒設備上采用減排技術，而后對煙氣應用脫硝技術，稱為“先減后脫法”，可將發(fā)電鍋爐NOx排放量從改造前的310～425 mg/m3降低到≤100 mg/m3[29]。

SCR具有高達70%～90%的脫硝效率、適用于較低NOx含量煙氣的進一步脫硝處理，反應溫度相對較低且溫度范圍寬泛，對燃燒系統(tǒng)無影響[30]。對SCR催化劑的研究表明[31]，SCR的催化劑主要分為貴金屬催化劑、金屬氧化物催化劑、金屬離子交換的沸石類催化劑、商用V2O5/TiO2類催化劑等，選擇適當?shù)拇呋瘎┛梢允狗磻?00～400℃的溫度范圍內進行，并能有效地抑制副反應的發(fā)生。堿金屬如果與催化劑表面接觸，能夠直接與活性位發(fā)生作用而使催化劑鈍化。其他的研究也表明[3233]，由堿金屬和硫酸鹽物質引起催化劑的中毒包括物理中毒和化學中毒且以化學中毒為主，硫酸酸洗對低溫工況的催化劑活性恢復不多。因堿回收爐堿灰成分主要是Na2SO4、Na2CO3及NaCl和KCl等易于引起催化劑中毒的堿金屬及硫酸鹽，所以在堿回收爐應用電廠通用的煙氣脫硝技術在催化劑方面目前還沒有實現(xiàn)技術突破。

4我國堿回收爐裝備概況

2016年我國紙及紙板生產量10855萬t，消費量10419萬t，2007—2016年，紙及紙板生產量年均增長率443%，消費量年均增長率405%。木漿消耗量2877萬t，其中進口木漿達1881萬t，非木漿消耗量591萬t[34]?？鄢糠植恍鑹A回收的化機漿、半化漿及堿法以外的制漿產量，與堿回收爐配套的制漿產能超過1200萬t。

截止2017年底，我國運行的堿回收爐約100臺套，見圖4，額定日處理絕干固形物量約60000 t/d，涵蓋麥草漿、蔗渣漿、葦漿、竹漿、闊葉木漿、針葉木漿等化學漿黑液堿回收爐、化機漿黑液堿回收爐和溶解漿黑液堿回收爐。單臺處理絕干固形物能力低到處理麥草漿黑液的130 t /d堿回收爐，大到處理木漿黑液的6500 t/d的堿回收爐，入爐黑液濃度從48%左右的草漿黑液到83%的木漿黑液。國外進口堿回

圖4國內堿回收爐黑液固形物處理能力分布收爐8臺（其中2臺在建），產能占全部產能的35%。

技術裝備方面，小型非木漿堿回收爐入爐黑液濃度低，配備用于黑液直接蒸發(fā)的圓盤蒸發(fā)器、雙汽包配鍋爐管束、煙氣空氣熱風加熱器、多次供風和3～4電場靜電除塵器。大型木漿堿回收爐入爐濃度高（80%及以上），多為單汽包不帶圓盤蒸發(fā)器的低臭型堿回收爐，有特殊設計的多次供風系統(tǒng)和高低濃臭氣處理系統(tǒng)，更關注環(huán)保和節(jié)能，堿回收爐熱效率高達70%以上。圖5和圖6分別顯示了目前運行的不同漿種堿回收爐總的黑液絕干固形物處理能力及相應的加權平均入爐黑液濃度以及堿回收爐主蒸汽壓力分布概況。

圖5不同漿種堿回收爐能力和入爐黑液濃度圖6堿回收爐主蒸汽壓力及能力分布在酸性氣體排放方面，如圖7所示，國內除木、竹漿采用硫酸鹽法外，大多數(shù)非木材制漿和板皮制漿采用燒堿法，SO2通常穩(wěn)定在極低的水平，主要酸性氣體排放物為NOx（區(qū)域A），依據(jù)堿回收爐操作條件的變化，NOx排放濃度在100～200 mg/m3范圍內波動；早期建設的木、竹漿堿回收爐入爐濃度一般在65%以下，新建竹漿黑液堿回收爐受黑液中硅干擾的影響，入爐體積分數(shù)尚不能突破70%，SO2和NOx排放波動較大（區(qū)域B和C），SO2排放濃度一般在10～250 mg/m3，NOx排放濃度在50～300 mg/m3。新建大型木漿堿回收爐具有相對較高的入爐黑液濃度，酸性氣體污染物排放主要是NOx且其排放受堿回收爐運行工況影響較小，排放數(shù)值基本穩(wěn)定（區(qū)域D），SO2排放濃度一般在50 mg/m3以下，NOx排放濃度在250 mg/m3以下。因此，國內早期建設的木、竹漿堿回收爐應進行技術改造，提高入爐黑液濃度，木漿堿回收爐入爐黑液濃度應達到降低SO2排放的目的，但近幾年引進的大型木漿堿回收爐已經代表了國際先進水平。亞太森博（山東）漿紙公司二期工程引進的大型堿回收爐采用多層次送風，包括高低二次風及四次風系統(tǒng)，入爐黑液濃度為80%并燃燒漿廠收集的低濃臭氣和高濃臭氣，煙氣SO2排放基本穩(wěn)定在10 mg/m3以下，NOx排放穩(wěn)定在190～230 mg/m3范圍內，代表了國際堿回收爐酸性氣體排放的先進水平，如進一步降低NOx排放需要技術上的突破。

圖7國內典型堿回收爐酸性氣體排放監(jiān)測數(shù)據(jù)5堿回收爐酸性氣體排放標準的思考

綜上所述，堿回收爐這個現(xiàn)代化漿廠必備的核心環(huán)保生產設備和在一定溫度控制下的化學反應裝置的特性，決定了其與一般燃煤、燃氣、燃油及生物質蒸汽和發(fā)電鍋爐的爐膛內部結構、燃燒介質、燃燒機理和煙氣性質等有很大的差異。堿回收爐可以通過優(yōu)化工藝大大降低SO2排放并維持NOx排放濃度在200～250 mg/m3，但在目前的技術裝備條件以及全球堿回收爐運行數(shù)據(jù)看，尚無適宜的技術進一步降低NOx排放，為此關于堿回收爐NOx排放標準的問題，有文獻建議在沒有研究出NOx的有效消減措施前，一方面不將堿回收爐歸入生物質發(fā)電鍋爐行列，另一方面從鼓勵清潔生產、循環(huán)經濟和資源利用的角度，對堿回收爐NOx排放按照GB 13223—2011中燃煤鍋爐（2）的標準或略寬的標準執(zhí)行。

盡管SO2和NOx均為酸性氣體，但在酸雨、霧霾等形成和大氣污染的作用機理方面存在一定的差異，因此應共同考慮并區(qū)別對待。如以SO2和NOx對酸雨的貢獻能力或與金屬離子的結合能力綜合考慮，可引入酸性氣體排放當量的概念，核算酸性氣體總排放量，計算結果見表1。

Ae=CS32+CN46（1）

式中，Ae為酸性氣體污染物排放當量值 10-3mol/m3；CS為SO2 排放濃度，mg/m3；CN為NOx排放濃度，mg/m3。

6總結

61堿回收爐墊層燃燒過程產生的鈉（Na）蒸汽起到了爐內脫硫的作用，二氧化硫（SO2）的排放僅與底部爐膛溫度有關，與蒸煮白液的硫化度、燃燒低濃或高濃臭氣無關。通過提高入爐黑液濃度以提高底部爐膛溫度，平衡爐內煙霧中Na與SO2的比例，達到降低SO2排放的目的。

62堿回收爐氮氧化物主要為燃料型氮氧化物（NOx）、入爐黑液氮（N）含量較其他燃料低、堿回收爐通常采用三次或四次供風以及爐膛內Na的蒸發(fā)具有捕獲NO2的作用，這些特性決定了堿回收爐NOx排放低于同能力的燃煤或燃油鍋爐，具有低NOx發(fā)生量的特性。

63隨著我國大氣污染物排放標準的日益嚴格和環(huán)保意識的加強，堿回收爐大氣污染物的排放控制將受到廣泛關注，而由于堿回收爐特有的化學反應特性，不宜參照執(zhí)行任何現(xiàn)有的大氣污染物排放標準，建議早日建立適宜堿回收爐特點的大氣污染物排放標準。

64建議實行堿回收爐酸性氣體排放的總量控制，控制酸性氣體排放當量總值，達到技術和經濟的優(yōu)化。小型堿回收爐酸性氣體排放限值參照GB13271—2014新建燃油鍋爐，排放當量在1168以下，大型堿回收爐可參照GB13223—2011中新建其他氣體燃料鍋爐，排放當量在747以下，所有新建堿回收爐應控制酸性氣體污染物排放當量在747以下。

65現(xiàn)有堿回收爐應提倡高濃黑液燃燒技術，控制堿回收爐運行工況包括控制過量風控制、多次供風比例分配、降低堿回收爐熱負荷等，甚至對有條件的堿回收爐進行供風改造，對黑液蒸發(fā)系統(tǒng)進行技術升級，提高入爐黑液濃度，達到堿回收爐進一步減排SO2和NOx的目的。

66在眾多的煙氣脫硝技術中，選擇性催化還原法（SCR）技術具有脫硝效率高、適用于較低NOx含量煙氣的進一步脫硝處理，反應溫度相對較低和溫度范圍寬泛以及對燃燒系統(tǒng)無影響等優(yōu)點，但因適用于SCR脫硝技術的催化劑存在堿金屬中毒問題，其他適用的催化劑尚待開發(fā)，堿回收爐采用煙氣脫硝技術尚需在催化劑選用上實現(xiàn)突破。

參考文獻

[1]Green R P， Hough G. Chemical Recovery in the Alkaline Pulping Process， third edition[M]. Beijing： China Light Industry Press， 1998.

R. P. 格林， G. 霍夫編. 堿法制漿化學藥品的回收（第三版）[M]. 潘錫五， 譯. 北京： 中國輕工業(yè)出版社， 1998.

[2]環(huán)函[2014]124號. 中華人民共和國環(huán)境保護部. 關于堿回收爐煙氣排放標準有關意見的復函[S].

[3]QI Yongyi. The Standard Issue of NOx Emission of Chemical Recovery Boiler[J]. China Pulp & Paper， 2016， 35（10）： 53.

戚永宜. 堿回收爐煙氣NOx 排放面臨的問題[J]. 中國造紙， 2016， 35（10）： 53.

[4]Frederick W J， Iisa K， Wag K， et al. Sodium and sulfur release and recapture during black liquor burning. Report of U. S. Department of energy office of industrial programs[D]. Washington D. C.： Oregon State University Corvallls OR， 1995.

[5]Malcolm E W， Grace T M. Alkaline Pulping[M]. Beijing： China Light Industry Press， 1998.

E W 馬科隆， T M 格蕾斯. 最新堿法制漿技術[M]. 曹邦威， 譯. 北京： 中國輕工業(yè)出版社， 1998.

[6]Tran H， Frederick W J， Iisa K， et al. Relationship between SO2 emission and precipitator dust composition in recovery boilers[C]//TAPPI Engineering Conference. Atlanta， GA： TAPPI， 2000.

[7]HAO Jiming， MA Guang Da， WANG Shuxiao. Atmosphere Pollutants Control[M]. Beijing， Higher Education Press， 2010

郝吉明， 馬廣大， 王書肖. 大氣污染控制工程[M]. 北京： 高等教育出版社， 2010.

[8]Someshwar A V. An Analysis of Kraft Recovery Furnace NOx Emission and Related Parameters[C]. Technical Bulletin， NCASI， 1992.

[9]Forssen M， Kilpinen P， Hupa M. NOx Reduction in Black Liquor Combustion Understanding Reaction Mechanisms Reveal Novel Operation Strategy Options[C]// Proceedings of 1998 International Chemical Recovery Conference. Tampa： TAPPI Press， 1998.

[10]Adams T N， Stewart R I， Jones S K. Using CFD Calculation to Estimate ThermalNOx from Recovery Boilers at 67% and 80% Dry Solid[C]//TAPPI Proceedings Engineering Conference. Orlando， FL， USA： TAPPI Press 1993.

[11]Forssen M， Hupa M， Pettersson R， et al. Nitrogen Oxide Release During Black Liquor Char Combustion and Gasification[C]// International Chemical Recovery Conference. Toronto Canada， 1995.

[12]ZHAN Huaiyu， LIU Qiujuan， JIN Fuming. Puling Technology[M]. Beijing： China Light Industry Press， 2012.

詹懷宇， 劉秋娟， 靳福明. 制漿技術[M]. 北京： 中國輕工業(yè)出版社， 2012.

[13]Jones A K， Stewart R I. The High Solids Breakpoint： A Tradeoff Between SO2 and NOx[J]. Pulp and Paper Canada， 1993， 94（12）： 149.

[14]Nichols K M， Tompson M， Empie J H. A Review of NOx Formation Mechanisms in Recovery Boiler[J]. Tappi Journal， 1993， 76（1）： 119.

[15]Brink A. Evolution of Particle Composition and Gas Phase Chemistry in Recovery Boilers[C]. Internal Report， Combustion Chemistry Research Group， bo Akademi， Finland， 1995.

[16]Nichols K M， Lien S J. Formation of Fuel NOx During Black Liquor Combustion[J]. Tappi Journal， 1993， 76（3）： 185.

[17]Aho K， Hupa M， Vakkilainen E. Fuel Nitrogen Release During Black Liquor Pyrolysis[J]. Tappi Journal， 1994， 77（5）： 121.

[18]Vakkilainen E K， Hamaguchi M， Laux D C. Grouping statistically emission from recovery boiler[C]. Lisbon， XXI TECNICELPA Conference and Exhibition， 2010.

[19]EUROPEAN COMMISSION. Integrated Pollution Prevention and Control（IPPC）[C]. Reference Document on Best Available Techniques in the Pulp and Paper Industry. 2015.

[20]FINNISH RECOVERY BOILER COMMITTEE. 45 years recovery boiler cooperation in Finland[C]. Lahti， International recovery boiler conferences， 2009.

[21]Vakkilainen E， Vlimki E. Effect of Lignin Separation to Black Liquor and Recovery Boiler Operation Lignin from Kraft Black Liquor[C]. Pulping and Environmental conference， Memphis， Tennessee： 2009.

[22]Tomani P. The lignoboost process[J]. Cellulose Chemistry and Technology， 2010， 44（1）： 53.

[23]Cindy M. Boost your “green” credentials[J]. Pulp & Paper Canada， 2011（7/8）： 20.

[24]ZHAO Xiaoling， FAN Xiaoping. LignoBoost Technology of Lignin Extraction from Black Liquor Efficiently[J]. China Pulp & Paper， 2013， 32（12）： 57.

趙小玲， 樊曉萍. 采用LignoBoost 技術從制漿黑液中高效萃取木素[J]. 中國造紙， 2013， 32（12）： 57.

[25]HU Min. Study on Low NOx Combustion Coupled with SNCR and SCR to Control NOx Emission[D]. Hangzhou： Zhejiang University， 2012.

胡敏. 大型電站鍋爐深度低氮燃燒耦合SNCR和SCR脫硝研究[D]. 杭州： 浙江大學， 2012.

[26]FAN Wenwu， CHEN Hong， CHENG Weiwei. Discussion and Comparison of Flue Gas Denitification Technology of Power Boiler[J]. Yunnan Electric Power， 2009， 37（3）： 40.

范文武， 陳紅， 程偉偉. 電站鍋爐煙氣脫硝技術探討與比較[J]. 云南電力技術， 2009， 37（3）： 40.

[27]XIANG Kun. Comparison and Analysis in TechnoEconomic Aspect for Three Kinds of Flue Gas Denitrification Technologies[J]. Thermal Power Generation， 2011， 40（6）： 1.

項坤. 三種煙氣脫硝工藝技術經濟比較分析[J]. 熱力發(fā)電， 2011， 40（6）： 1.

[28]SHAN Jianming， Wang Lihong， Song Yanjun， et al. Application of SCR Denitrator to a Combined Cycle Heat Recovery Boiler[J]. Power Equipment， 2011， 25（5）： 374.

單建明， 王利宏， 宋彥軍， 等. SCR法煙氣脫硝裝置在聯(lián)合循環(huán)余熱鍋爐中的應用[J]. 發(fā)電設備， 2011， 25（5）： 374.

[29]HAN Aiguo. “First Reduction after Removal Method” to Reduce NOx[J]. Applied Energy Technology， 2013， 18（8）： 48.

韓愛國. “先減后脫法”力降NOx排放[J]. 應用能源技術， 2013， 18（8）： 48.

[30]EPA. Air pollution control technology[S]. EPACICA fact sheet， EPA452/F03032.

[31]SUN Keqin， ZHONG Qin， YU Aihua. Studies on Deactivation of SCR Catalyst[J]. China Environmental Protection Industry， 2007（7）： 30.

孫克勤， 鐘秦， 于愛華. SCR催化劑的堿金屬中毒研究[J]. 中國環(huán)保產業(yè)， 2007（7）： 30.

[32]WANG Jing， SHEN Boxiong， LIU Ting， et al. Deactivation and Regeneration of SCR Catalyst Based on V2O5TiO2[J]. Environmental Science & Technology， 2010， 33（9）： 97.

王靜， 沈伯雄， 劉亭， 等. 釩鈦基SCR催化劑中毒及再生研究進展[J]. 環(huán)境科學與技術， 2010， 33（9）97.

[33]PAN Siwei， WEI Zhengle， ZHAO Ning. Analysis of Poisoning Causes of SCR Catalyst for Thermal Power Plant Denitration[J]. Industry Catalysis， 2013， 21（1）： 70.

盤思偉， 韋正樂， 趙寧. 火電廠SCR脫銷催化劑中毒原因分析[J]. 工業(yè)催化， 2013， 21（1）： 70.

[34]China Paper Association. 2016 Annual Report of Chinas Paper Industry[J]. China Paper Newsletters， 2017（6）： 8.