低氮燃燒與SCR脫硝技術相結合的改造

馬永杰，滕守祥

(靖遠第二發電有限公司，甘肅 白銀 730919)

低氮燃燒與SCR脫硝技術相結合的改造

馬永杰，滕守祥

(靖遠第二發電有限公司，甘肅 白銀 730919)

介紹了某公司的鍋爐設備概況以及低氮燃燒與SCR脫硝技術相結合的改造方案，詳細闡述了低氮燃燒改造與SCR脫硝技術改造的技術特點和工藝流程，分析了低氮燃燒改造及SCR脫硝技術改造對鍋爐安全運行的影響，提出了改造后應采取的安全措施，總結了鍋爐燃燒運行調節的優化改進經驗。

煤粉爐；低氮燃燒；脫硝；運行調節

1 鍋爐設備概況

靖遠第二發電有限公司6號鍋爐是由武漢鍋爐廠生產的WGZ1025/18.28-1型亞臨界、單汽包、自然循環、一次中間再熱、平衡通風、四角切向燃燒、固態排渣煤粉爐。鍋爐采用正壓直吹式制粉系統，配置5臺HP863型中速磨煤機(4臺運行，1臺備用)。每臺磨煤機對應一層4只煤粉燃燒器。燃燒器氣流在爐膛中心形成2個假想切圓，直徑分別為928mm 和 713mm，燃燒角平均為 2.5°。燃燒器火嘴為擺動可調式，擺動幅度為10%～70%(噴口水平為40%)。各角燃燒器分上、下2層布置，以降低燃燒器區域熱負荷。各角燃燒器有13層噴口，其中5層為煤粉噴口，8層為二次風噴口，并且二次風噴口中有3層布置有油槍，油槍近旁配有高能點火裝置。后將下層一次風噴口改造為微油煤粉直接點火燃燒器，內配簡單機械霧化油槍，油槍為固定結構，出力為80～120kg/h；點火槍采用高能點火槍，并用推進器控制其前后位置。

2 改造方案

根據該公司6號爐的具體情況及公司的實際需求，施工方采用低氮燃燒與SCR(選擇性催化還原)脫硝技術相結合的改造方案。首先，重新分配由鍋爐二次風噴口進入爐內的二次風，即利用爐內布置的風道和風機將占鍋爐總風量30%的二次風從空預器出口的二次風風道內抽出，使其經由分2層布置于2側墻的8個ROFA(旋轉對沖燃燼風)噴口噴入爐內，產生強烈的旋轉對沖，使底部主燃燒區域由于缺氧燃燒而產生的氣相燃燒物質得到有效燃燼。由于主燃燒區域被抽吸走了占鍋爐總風量30%的燃燒空氣量，形成了過量空氣系數約為0.8的較強還原性氣氛區域，抑制了燃燒初期熱力氮和燃料氮的生成，并將NOx還原成無害的N2，從而使鍋爐實現了低氮燃燒。其次，將SCR反應器布置在鍋爐省煤器和空預器之間(高含塵區)，省煤器出口的煙氣垂直進入SCR反應器，經過各層催化劑模塊將NOx還原為無害的N2和H2O。這是采用了在鍋爐省煤器與空預器之間引接煙道，在送風機支架上方布置SCR脫硝裝置的方案。

2.1 低氮燃燒改造

低氮燃燒改造是指在煤燃燒時，通過調整燃燒環境(風、煤配比)減少煤在燃燒過程中NOx的生成量。可通過在鍋爐燃燒器上方左右側墻增加燃燼風設備進行改造，以降低主燃燒器區域的空氣量，控制燃燒器區域過量空氣系數小于1。進行低氮燃燒改造不僅降低了燃料型NOx的生成量，還因為燃燼風的增加降低了爐膛內燃燒的最高溫度，使得熱力型NOx的生成量也有所降低。

2.1.1 燃燒器區及ROFA風布置

(1)如圖1所示，原燃燒器在標高20100～30200mm的區域內，分上、下2層布置，四角對稱布置有一次風噴口5個，燃油風噴口3個，其余均為二次風噴口，其中FF為燃燼風反相切圓布置。改造后，取消EF層輔助風及FF燃燼風反相布置，并將以前的輔助風擋板調節更換為文丘里閥控制，以使響應速度更快、調節精度更高，從而實現風量和開度線性的精準調節。

圖1 改造前后燃燒器的布置

(2)在燃燒區上5～6m處，爐膛左右側墻分2層對稱布置2組ROFA風，且相互獨立。每側又分為高速風和低速風，高速風由ROFA風機加壓之后通過風道由噴口噴入到爐膛中；低速風由空預器的出口熱二次風道直接引入鍋爐爐膛的適當位置。在噴口中的風壓則根據CFD式計算出的混合程度決定值來進行調節。

(3)6號爐低氮燃燒增壓風系統采用2臺由四川鼓風機廠生產的W6-39-NO18.5D型離心通風機。ROFA系統主要用來輸送燃燒所需的燃燼空氣，其風量約占燃燼風量的40%。該風經ROFA風機增壓后噴入鍋爐爐膛上部的2側墻的ROFA噴口，以滿足煤粉的燃燼需要。ROFA風機布置于鍋爐2側二次風總風管的上部鋼架上，低負荷時停運風機或將進口擋板關至小開度。風機風量由入口電動擋板調節，每臺風機出口分2個風道，分別對應上層的2個ROFA集成噴射箱。風機出口至集成噴射箱之間裝有氣動調節擋板，可以用來控制噴射箱出口的流速及燃燼風量。

2.1.2 二次風箱、風道及二次風噴口改造

(1)二次風在進入2側風箱前的風道上取出2個低速風口和1個經過ROFA風機的高速風口。從二次風中抽出約占總風量30%的風，其中約3/5直接噴入上部爐膛，另外約2/5經ROFA風機升壓后送入爐膛，實現分級燃燒，以控制NOx的產生；對爐膛的溫度場、空氣動力場進行調整，使其更均勻，以抑制熱力型NOx的生成；通過對沖風的旋轉混合，延長可燃物在爐膛內部的反應時間，有利于燃料的燃燼，降低過剩空氣系數，提高鍋爐效率。

(2)如表1所示，對鍋爐各二次風噴嘴面積及二次風的噴射角度進行改造，以提高出口風速和風箱的壓力控制。優化爐膛內過量空氣的分布，保證水冷壁表面的煙氣氧量不小于0.5%，不僅可以防止水冷壁結渣、高溫煙氣腐蝕，優化鍋爐運行及燃燒調節手段，而且能形成更深程度的爐內分級。

2.1.3 擺動執行機構的改造

(1)低氮燃燒改造后，將鍋爐每角原有燃燒器的13層噴口改為12層，其中一次風噴口為5層(不變)，二次風噴口改為7層(減少1層頂部二次風EF)。因下層一次風已改為微油點火，不能參與擺動調節，因此改造后的鍋爐有10層一、二次風噴口參與擺動調整。

(2)擺動執行機構每個角分為上下各1組。調節過程同時控制4個角，調節范圍上下限為10%～70%，水平位置為 40%。

(3)對現有的部分平臺扶梯進行拆除，并增設部分檢修維護平臺，對鍋爐鋼架進行局部加固。加裝ROFA系統將左右側墻上部分吹灰器進行拆除。

2.2 SCR脫硝系統改造

采用SCR技術，即在反應器入口煙道中噴入氨蒸汽，氨蒸汽與煙氣充分混合后進入裝有催化劑的反應器，在催化劑的作用下發生還原反應，脫出氮氧化物。煙氣中的氮氧化物通常由95%的NO和5%的NO2組成，自氨儲存區的氨氣與稀釋風機來的空氣通過氨/空氣混合器充分混合，混合氣體進入氨注入格柵及氨/煙氣混合器與鍋爐尾部煙氣充分混合，混合煙氣經過整流后，進入SCR反應器，在SCR反應器內反應生成N2和H2O。

表1 改造前、后二次風門的開度

(1)該工程采用SCR脫硝工藝，一爐2個反應器，液氨卸料、儲存、蒸發等均為公用系統。鍋爐省煤器出口煙氣經SCR系統處理后，進入鍋爐空預器、電除塵器和引風機，最后進入脫硫系統。

(2)脫硝系統的反應器布置在省煤器與空預器之間，且安裝在金屬構架平臺上，截面成矩形，由起到加強作用的鋼板托起。反應器的載荷均勻分布，且利用其彈性和滑動軸承墊向下傳遞到它的支撐結構上。SCR反應器被固定在中心并可向外膨脹，產生最小的水平膨脹位移。反應器外壁一側在催化劑層處設有檢修門，用于將催化劑模塊裝入催化劑層。每個催化劑層都設有人孔，在停運時允許檢修人員進入檢查催化劑模塊。因鍋爐燃燒產生的飛灰會流經反應器，為防止反應器積灰，每層反應器入口均布置有吹灰器，可以通過吹灰器的定期吹掃來清除催化劑上的積灰。

(3)氨注射柵格(AIG)是安裝于通向SCR系統的煙道內部帶有注射噴嘴的柵格，柵格噴入的氨流量與NOx濃度匹配。

3 低氮、脫硝改造后對鍋爐安全運行的影響

3.1 對鍋爐鋼架的影響

鍋爐鋼架在原設計時未考慮加裝脫硝系統的可行性，鍋爐鋼架未考慮脫硝裝置的荷載，因此在脫硝系統確定后，應根據脫硝裝置荷載分布圖對鍋爐鋼架及基礎重新核算。

3.2 對空預器的影響

(1)煙氣中SO2向SO3轉化率的增加，使得煙氣中SO3的量有所增加，導致煙氣酸露點溫度增加，進而加劇了空預器的酸腐蝕和堵灰。

(2)SCR脫硝系統中的逸出氨(NH3)與煙氣中的SO3和水蒸汽生成硫酸氫銨(ABS)凝結物。ABS凝結物呈中度酸性且具有很大的粘性，易粘附在空預器的換熱元件表面上，再次加劇了換熱元件的腐蝕和堵灰。并且ABS凝結物在空預器的中低溫段會造成嚴重的堵塞，影響空預器的阻力。因此，對空預器的清洗能力提出了新的要求。

(3)與增加脫硝系統前相比，由于在鍋爐的煙道系統中增加了SCR裝置，煙道系統阻力增加，使得空預器中的空氣與煙氣的壓差增加，進而使得空氣預熱器的漏風增加。

3.3 對引風機的影響

增加脫硝裝置后，煙道阻力增加約1000Pa，同時考慮低氮燃燒器改造、除塵器改造也會增加煙道阻力，因此需對引風機進行增容改造。

3.4 對鍋爐飛灰的影響

脫硝過程是一個化學反應過程，即在催化劑的作用下，NOx與NH3發生反應生產N2和H2O。N2本身對灰分沒有影響，而H2O會略微增加煙氣的含水率，但影響不大。NH3的逃逸可能會對灰分產生影響，逃逸的NH3一般會吸附在灰粒上，使灰呈弱堿性，對銅、鋅有腐蝕性，因此長期與灰分接觸的部件應避免采用銅、鋅材料。脫硝系統對脫硫、煙囪基本沒有影響。

4 低氮、脫硝改造后所采取的安全措施

4.1 對空預器及吹灰器的改造

SCR脫硝系統投運后，為了解決冷端換熱元件ABS的堵灰問題，改善熱端和中溫段換熱元件的堵灰問題，將原有冷端吹灰器更換為高壓水加蒸汽聯合的雙介質吹灰器。改造后的熱端增設蒸汽吹灰器，不僅可以及時清理熱端換熱元件出現的氧化皮和積灰，改善熱端堵灰的狀況，還可以及時清理可能積聚的可燃物，防止空預器著火。同時對空預器轉子隔倉進行改造，將原空預器3層布置的換熱元件改造為2層布置。

另外，公司運行倒班方式為五班四倒，將空預器吹灰器由原來的1層吹灰改造為上、下2層，以便每班在爐膛、煙道吹灰前后對空預器進行吹灰。

4.2 對電除塵器及引風機的改造

4.2.1 對電除塵器的改造

該公司6號機組原除塵器采用蘭州電力修造廠生產的雙室三電場靜電除塵器，型號為RWD/KHF/-JY252-2×3b，每爐配置2臺。由于環保及鍋爐脫硝改造的要求，原有除塵器不能滿足新的標準要求，因此需對電除塵器進行改造。

(1)改造后的電除塵器出口煙塵排放濃度不得超過50mg/Nm3，通過脫硫系統應能達到煙囪出口限值30mg/Nm3；除塵器保證效率應不小于99.91%，在鍋爐滿負荷運行時，應達到設計要求。

(2)原除塵器進口煙道不變，在原三電場后部增加1個移動電極電場。將原電場高度加高2.24m，以滿足煙氣流速要求，并相應地增加總集塵的面積。在原電除塵器后部加裝1個柱距為5.7m的電場(單電場長度為4m)，將原電場總長度由12m改造成16m。增加第四電場后，除塵器出口喇叭口相應向引風機室方向移動5.7m，引風機入口中心線位置不變。同時，需對除塵器出口煙道及煙道支架進行相應的改造。

(3)電除塵器改造工程中新增第四電場采用移動電極技術，改造后最終形成3+1(3個常規電場+1個移動電極電場)的除塵方式。

(4)對原有一、二、三電場設備進行加高，對除塵器氣流分布重新標定、調整。

(5)所有電場均采用高頻電源。

4.2.2 對引風機的改造

增加脫硝裝置后，煙道阻力約增加1000Pa，同時考慮低氮燃燒器改造、除塵器改造也會增加煙道阻力，因此，應對引風機進行增容改造。改造后的引風機設備規范如表2所示。

4.3 鍋爐燃燒運行調節的優化改進

通過以上改造后，6號爐的運行工況發生了很大變化，在實際運行調節中增加了一些操作量，給整個機組的安全經濟運行帶來了較多不穩定因素。因此，需要對鍋爐燃燒的運行調節進行優化改進。

4.3.1 對燃料量、一次風量的調節

機組升降負荷的過程就是增減燃料量的過程，通過增減各臺磨煤機的給煤量來升降負荷。嚴格執行粉風配比(1:1.9)進行調整，低負荷運行時，應盡量控制磨煤機通風量低限(40～45t/h)運行，停運的磨煤機一次風擋板關閉嚴密，可降低進入爐內的一次風量，減少NOx的生成。高負荷運行期間應確保磨煤機的通風量，防止磨煤機堵煤、滿煤，監視一次風壓穩定在9000Pa以上。通過此次改造，空預器換熱元件的減少、空預器漏風系數的增加，以及煙道內阻力的增大均提高了引風機的出力，導致在高負荷區間一次風機變頻運行達到最大，一次風母管壓力卻最低，運行中應加強監視。

4.3.2 對送風量、燃燒器的調節

鍋爐負荷變化時，送入爐內的風量必須與送入爐內的燃料量相適應。送入爐內的空氣量(風量)可以用爐內的過量空氣系數α(實際用爐膛出口過量空氣系數計)來表示。過量空氣系數α與煙氣中O2含量的近似關系為：α=21/(21-O2量)。鍋爐控制盤上裝有O2量表，運行人員可直接根據這種表記的指示值來控制爐內空氣量，使其盡可能保持爐內的α值最佳，以獲得較高的鍋爐效率。

爐膛出口最佳α值與燃燒設備的型式結構、燃料種類和性質、鍋爐負荷的大小、配風工況等有關。鍋爐負荷越高，所需的α值越小。但一般在75%～100%的額定蒸發量范圍內，最佳α值無顯著變化。低負荷時，α值則相對要大些，并且低揮發分的燃料需較大的α值。對于一般的煤粉鍋爐，爐膛出口處的最佳α值約為1.15～1.25；對于燃油爐，爐膛出口處的最佳α值約為1.05～1.10；對于運行鍋爐，爐膛出口的最佳α值應通過在不同負荷工況下測定的鍋爐熱效率來確定，因此需根據熱試組測定的配風卡認真執行。

從鍋爐運行的經濟性方面來看，在一定的變化范圍內，爐內α值的增大，可以改善燃料與空氣的擾動混合，有利于完全燃燒，使化學不完全燃燒熱損失和機械不完全燃燒熱損失減少。從鍋爐運行的可靠性方面來看，若爐內α值過小，則會使燃料不能完全燃燒，造成煙氣中含有較多的CO等可燃氣體。由于灰分在具有還原性氣體(CO)的介質中，其灰熔點將要降低，因此易引起水冷壁結渣以及由此帶來的其他不良后果。

由于飛灰對受熱面的磨損量與煙氣流速的3次方成正比，對于煤粉爐爐內α值的增大，將導致受熱面管子和引風機葉片的磨損加劇。此外，α值過大，易使煙氣中的SO2生成SO3，提高煙氣露點的溫度，從而加劇空預器的低溫腐蝕。這在燃用高硫燃料時影響尤其嚴重，運行中更應注意和重視。

表2 改造后的引風機設備規范

風量的調節是鍋爐運行中一個重要的調節項目，它是維持燃燒穩定、完全的重要因素。正常穩定的燃燒說明風煤配合恰當。此時爐膛內應具有光亮的金黃色火焰，火焰中心應在爐膛的中部，火焰均勻地充滿爐膛，但不觸及四周水冷壁，火色穩定，火焰中沒有明顯的星點(有星點可能是存在煤粉分離現象或爐膛溫度過低、煤粉太粗)，從煙囪排出的煙色應呈淺灰色(如電氣除塵器效率高、煙色更淺)。如果火焰熾白刺眼，則表示風量偏大；如果火焰暗紅不穩，則表示風量偏小或由于送風量過大、漏風嚴重而導致的爐膛溫度降低。此外還可能是其他原因，例如，煤粉太粗或不均勻，煤的灰分高致使火焰閃動等。因此，在鍋爐運行中檢查爐膛火焰情況尤其重要，要綜合多方面因素對其進行調節，保證鍋爐安全穩定運行。

6號爐送風系統增加了ROFA低氮燃燒裝置，調節過程中要在監視氧含量的同時注意A/B側風量的大小以及爐內總風量的百分數，改造后A/B側風量顯示補償了額定風量的12%(約120t)。低負荷運行時送風量低，因為ROFA系統將送風量的30%抽出送入燃燒器區域上部，致使燃燒器區域送入風量變小，調整過程中在注意氧含量大小的同時，應加強監視各層燃燒器火檢。尤其在煤質差、燃燒器隔層運行時，調節ROFA系統盡量關小高、低速風擋板，以保證SCR脫硝入口NOx小于 400mg/Nm3。

在保證主再熱汽溫(520～540℃)的情況下，盡量將上下擺動的燃燒器保持水平位，以在維持爐內燃燒穩定的同時降低飛灰可燃物，提高鍋爐效率。尤其在機組降負荷過程中，應及時調節擺動燃燒器，控制主再熱汽溫，以使AGC減負荷過程中減燃料量的速度大于減風量的速度。此外，還可手動干預增減送風量速度，同時通過擺動上下燃燒器，達到既保證汽溫又保持NOx排放正常的目的。

4.3.3 對爐膛負壓、引風量的調節

爐膛負壓是反映爐內燃燒工況是否正常的重要運行參數之一。爐膛負壓表測點在爐膛上部靠近爐膛出口處。鍋爐正常運行時，要求爐膛負壓保持在-30～-50Pa；在進行除灰、清理焦渣或觀察火焰時，為保證人身安全，爐膛負壓應維持相對較高，一般為-50～-100Pa。

如果爐膛負壓過大，將會增大爐膛和煙道的漏風，尤其當鍋爐在低負荷、燃燒不穩定的情況下運行時，很可能會從爐膛底部漏入大量冷空氣而造成鍋爐滅火。反之，如果爐膛風壓偏正，爐內的高溫火焰及煙灰就會外冒，不但影響環境衛生，燒壞設備，還會威脅人身安全。

在增加了低氮燃燒、SCR脫硝裝置后，整個煙道的風量、阻力相應增大，爐膛負壓調節的延遲性也相應增大，對引風機出力也做了相應的增容改造，使風煙系統漏風增加，這對爐膛負壓調節的要求將更加嚴格。

運行中即使保持送、引風機調節擋板開度不變，但由于燃燒工況有變動，故爐膛負壓也在脈動變化，反映在爐膛負壓表的指示在控制值左右輕微擺動。當燃燒不穩定時，爐膛負壓產生強烈的波動，爐膛負壓表的指示也相應作大幅度的擺動。因此，必須加強監視和檢查爐內的火焰狀況，分析原因，并及時進行適當的調節和處理。

在煙氣流經煙道及受熱面時，將會受到各種阻力，這些阻力是由引風機的壓頭來克服的。同時，由于受熱面和煙道處于引風機的進口側，因此沿著煙氣流程，煙道內負壓逐漸增大。

鍋爐負荷改變，則相應的燃料量、風量以及通過各受熱面的煙氣流速也會發生改變，以致煙道各處的負壓也相應改變。在正常工況下，煙道各處的負壓變化都有一定的范圍，在運行中如果出現煙道某處負壓或某一受熱面進、出口差壓有不正常變化，則往往是因為受熱面發生了嚴重的積灰、結渣、局部堵塞、泄漏等異常情況或故障。此時應綜合分析各參數的變化情況，找出原因，及時進行處理。

在高負荷運行期間，一定要監視兩側引風機的動葉開度及電流是否一致，防止引風機失速喘振，保持合適的爐膛負壓。在低負荷期間應確保引風機與脫硫增壓風機相配合調節，防止因引風機動葉開度小造成增壓風機入口負壓大、煙氣流量小，發生增壓風機喘振跳閘爐MFT動作。并且要防止由于環保要求，增壓風機旁路擋板封堵，增壓風機跳閘接入爐MFT跳閘條件。

總之，鍋爐燃燒調節是受多方面因素影響的復雜操作，在實際調節中各級專業操作人員之間應做好配合，以便更好地保證鍋爐的安全穩定運行。

1 姜錫倫．鍋爐設備及運行[M]．北京：中國電力出版社，2006．

2 GB 13223-2011火電廠大氣污染物排放標準[S]．

2013-09-23；

2013-12-13。

馬永杰(1975-)，男，技師，主要從事火力發電廠集控運行工作，參加過新建機組機組調試、電廠節能、安全運行等工作，email：13893061829@163.com。

滕守祥(1979-)，男，助理工程師，主要從事火力發電廠集控運行工作。