煤泥循環流化床鍋爐SNCR脫硝系統的優化措施研究

趙 強，向 軼，張玉洋，冷 健，陳艷艷

（1.西安航天動力研究所，陜西西安710100；2.西安航天源動力工程有限公司，陜西西安710100）

隨著大氣污染物超低排放標準的全面實施，火電及非電行業的環保壓力進一步加大。選擇性非催化還原法（SNCR）是一種工藝成熟的煙氣脫硝技術，與選擇性催化還原法（SCR）相比，具有投資少、工期短、結構簡單的特點，常用于循環流化床鍋爐上。但SNCR單獨投運時脫硝效率不高，約30%～50%，因此常與低氮燃燒技術聯合使用[1]。煙氣再循環是一種常見的低氮燃燒技術，其原理是把一部分爐膛尾氣返回配風系統，重新進入爐膛，降低燃燒溫度和氧氣濃度，減少氮氧化物NOx生成量[2]。近年來SNCR 與煙氣再循環聯用的技術發展迅速，已有相關的研究成果和應用業績。煤泥是煤炭洗選的副產品，具有高水分、高灰分和低熱值的特性，利用價值低，給環保工作帶來巨大壓力。本文將煤泥用于循環流化床鍋爐的燃燒發電，并通過整套啟動調試及168 小時試運行數據研究SNCR 與煙氣再循環聯用時的脫硝效率影響因素，提出工藝優化思路，為煤泥循環流化床鍋爐的應用提供參考。

1 運行狀況及工藝參數

1.1 鍋爐基本情況

某電廠現有3 臺在運行循環流化床鍋爐，燃料為選煤廠原始煤泥摻水攪拌后得到的31%含水量的煤泥，原始煤泥的煤質分析如表1所示。3臺鍋爐長期在中負荷下運行，表2為在全燒煤泥時的鍋爐運行參數。在鍋爐的排煙口設置有CEMS用于測量NOx的排放濃度。

1.2 SNCR系統

本文采用SNCR 脫硝工藝，還原劑為濃度10%～15%的氨水，包括氨水存儲系統、氨水輸送系統、噴射系統、霧化風系統、控制系統和在線監測系統。對于噴射系統，1#鍋爐在爐膛出口處的旋風分離器筒壁布置8支噴槍，2#鍋爐同樣在旋風分離器筒壁布置6支噴槍，4#鍋爐在爐膛水冷壁上布置8 支噴槍，如圖1 所示。噴槍均為氣力霧化式。

表1 原始煤泥的煤質分析

表2 鍋爐運行參數

圖1 三臺鍋爐的噴槍布置點

本次SNCR 項目調試及試運行的目標是，在投運煙氣再循環的狀態下，通過調試SNCR 系統的運行參數，為制定循環流化床鍋爐的操作規程提供依據，使系統在穩定運行時NOx的濃度降到100 mg/m3（標準）以下。

2 調試及運行數據分析

2.1 SNCR系統調試數據分析

在SNCR 脫硝系統安裝完成后，進入整套啟動調試過程，具體操作步驟為：在鍋爐負荷60%以上、運行穩定的情況下，先投入SNCR系統；再根據爐膛氧量調整一次風、二次風和煙氣再循環風量，系統穩定后逐步調節噴氨量，得到多組調試數據，如表3 所示。基于這些調試數據，可以研究多種工藝參數對脫硝效率的影響，為煤泥循環流化床鍋爐SNCR 脫硝系統的優化措施提供理論依據。

表3 SNCR系統整套啟動調試數據

1）氨氮摩爾比對脫硝效率的影響

氨水作為還原劑，其供應量與總脫硝效率DΣ直接相關，評價指標采用氨氣NH3與NOx摩爾量比值NH3/NOx，即氨氮摩爾比NSR，mol/mol。NOx中95%以上是NO，故SNCR脫硝的主要反應為[3]

根據式（1），理論上當NO 被完全消耗時，NSR=1，實際上由于混合不均、副反應等原因，工程應用中需要NSR＞1 才能保證較好的脫硝效率，通常NSR 取值范圍為1～1.85[4]。本次調試中，除4#爐-7 工況外，NSR 值對脫硝效率D的影響見圖2。

如圖2所示，以1#、4#爐為例，對同一臺鍋爐，隨著NSR 值的增大，D均呈現出升高的趨勢，即反應物NH3相對濃度的增大能促使式（1）中正反應的進行。這種升高趨勢主要表現為以下兩個特征：

（1）在NSR 相對較低時（NSR≤1.2），隨著NSR 的增大，脫硝效率D提升速度較快，即在此區間內NSR是影響脫硝反應的主要因素，此時提高氨水供應流量對改善脫硝效果較明顯；當NSR＞1.2時，D提升速度相對放緩，即NSR 的影響效果減弱，要想進一步提升D，需要對其他參數進行調節。同時NSR越大，氨逃逸情況也會越嚴重，造成二次污染，因此需選擇合適的NSR值。

圖2 NSR值對SNCR脫硝效率D的影響

（2）在D≤65%時，通過提高氨水供應量，即增大NSR 的方法可以迅速提升D值；但當D＞65%后，隨著NSR的增大，對D提升速度相對放緩，即當D達到相對較高的水平后，繼續靠提高氨水供應量的方法對改善脫硝情況的效果逐漸減弱。該結論也可以間接說明，SNCR 技術適用于NOx濃度相對較高的工況，對于NOx初始排放濃度相對較低的工況，不建議將SNCR 作為主要脫硝手段。

綜上所述，認為對于全燒煤泥的循環流化床鍋爐，當NSR≤1.2、D≤65%時，增加氨水供應量可以迅速提高脫硝效率，高于這兩個臨界值后，單純通過增加氨水供應量的辦法對提升脫硝效果的作用逐漸減弱，氨水量增加反而可能帶來嚴重的氨逃逸。

2）反應溫度對脫硝效率的影響

SNCR的脫硝效果與反應溫度密切相關，使用氨水作為還原劑時，其最佳反應溫度為850～950 ℃[5]。調試中還研究了反應溫度對脫硝的影響，表3中4#爐-6、4#爐-7兩個工況，反應溫度分別為908 ℃和844 ℃，在其他參數大致相同的情況下，發現4#爐-7的脫硝效率明顯低于4#爐-6，即反應溫度從908 ℃降至844 ℃時，D降低了6.42%，對SNCR 的運行是非常不利的。因此需要將反應溫度控制在最佳溫度區間。

此外，對比4#爐-5、4#爐-7兩個工況，發現雖然4#爐-5 的NSR 值低于4#爐-7，但其反應溫度更高，處于最佳溫度區間，因此D比后者高2.8%。這一結論表明，對SNCR 脫硝系統，反應溫度是影響脫硝效率的關鍵因素，在實際運行中，當SNCR的反應溫度低于最佳區間時，單純采用增加氨水供應量的方式并不能獲得很好的補償效果。

3）噴槍布置點對脫硝效率的影響

SNCR 噴槍的布置點位置直接關系到脫硝反應的溫度、NH3和煙氣的混合均勻度、反應區域NH3的濃度等，影響脫硝效率。以1#爐和4#爐為例，兩者額定蒸發量相同，鍋爐結構基本相同，但兩臺鍋爐的噴槍布置點不同，造成最終脫硝效率有較明顯的差異。根據圖2中的數據，發現1#爐的D值均高于4#爐，且一直處于很高的水平，接近SNCR 的上限。分析原因，主要有以下兩點：

（1）1#爐的8支噴槍布置在旋風分離器筒壁，煙氣在進入旋風分離器后擾動強烈，NH3可以在極短時間內就與煙氣混合均勻，強化了氨水的霧化效果和氨氮的反應速率，從而使D保持在較高水平。而4#爐的8支噴槍布置在爐膛水冷壁上，循環流化床鍋爐爐膛內的擾動情況遠低于旋風分離器，造成NH3和煙氣的混合均勻度低于1#爐，D也相對較低。

（2）1#爐旋風分離器的橫截面直徑為3 000 mm，而4#爐的爐膛橫截面尺寸為3 370 mm×5 470 mm，在其他參數相差不大時，旋風分離器空間更小，有利于霧化后的氨水覆蓋整個橫截面；爐膛的空間相對較大，氨水不能完全覆蓋整個橫截面，可能會出現NH3在爐膛內濃度分布不均的情況，與煙氣不能均勻混合，導致脫硝效果不佳，氨逃逸加劇。

結合1#爐和4#爐的脫硝反應溫度進行分析，發現1#爐的反應溫度（852 ℃）要明顯低于4#爐（908 ℃），但兩者都在最佳反應溫度區間內，根據文獻資料和運行經驗，在低于940 ℃的范圍內，理論上反應溫度越高則脫硝效果越好[6]，而實際上4#爐的D相對更低，也說明此時NH3和煙氣的混合均勻度對D的影響權重要高于反應溫度。因此可得出結論，在滿足最佳反應溫度區間的前提下，強化NH3和煙氣的混合情況比提高溫度更能促進脫硝效果，也建議在實際工程設計中將氨水噴槍布置在旋風分離器筒壁上。

4）氨水霧化情況對脫硝效率的影響

氨水的霧化情況直接影響到NH3產生速率和NH3與煙氣的混合情況，本文采用氣力式噴槍，其霧化性能與霧化空氣壓力相關。為研究氨水霧化情況對脫硝效率的影響，對3 臺鍋爐采用了不同壓力的壓縮空氣作為霧化空氣，如表3 所示。根據表中的數據，發現2#爐的霧化空氣壓力處于較低水平，未達到設計文件中0.3 MPa 的最低要求，因此在運行時2#爐的噴槍霧化效果很差，噴出的氨水甚至呈水柱狀直接噴射到旋風分離器的內筒壁上，不能達到NH3與煙氣均勻混合的目的。表3 中的數據也顯示，雖然1#爐和2#爐的噴槍都布置在旋風分離器筒壁上，且2#爐的NSR 值更高，但2#爐的D值明顯處于較低水平。

根據運行一段時間后的現場檢修情況顯示，2#爐的爐膛出口溫度為860 ℃，高溫煙氣將旋風分離器的筒壁加熱到近800 ℃，未充分霧化的氨水直接噴射到旋風分離器鋼制內筒上時會迅速造成明顯的腐蝕甚至炸裂，嚴重縮短旋風分離器的使用壽命。因此在設計和運行中，為強化NH3與煙氣的混合效果，應至少保證噴槍的霧化空氣壓力不低于0.3 MPa，盡可能保持在0.4～0.6 MPa，以提高脫硝效率，減少氨水對設備的腐蝕。

5）煙氣含氧量和煙氣再循環對脫硝效率的影響

在NH3還原NO的同時，也會發生NH3在高溫下被氧化的副反應：

即煙氣含氧量過高會降低脫硝效果。同時為了抑制燃料型NOx的產生，在滿足鍋爐負荷穩定的前提下，應盡量降低煙氣的含氧量。分析表3 中1#爐和4#爐的數據，發現兩臺鍋爐的煙氣含氧量均偏高，尤其是4#爐，這對低氮燃燒、SNCR 脫硝的正常工作都可能產生不利影響，因此在運行時需要注意將煙氣含氧量控制在較低水平。

本文中的3 臺鍋爐均設置了煙氣再循環，并對4#爐投運前后的煙氣含氧量、脫硝效率進行了研究。根據表3中4#爐-3、4#爐-4兩組數據，發現在其他參數不變時，投運煙氣再循環后含氧量從14.6%降至13.2%，D也從63.64%上升至67.50%，效果顯著。1#爐在投運煙氣再循環后，D也一直保持在很高的水平，最高達到85.53%。因此建議在循環流化床鍋爐全燒煤泥時，同時投運SNCR 脫硝和煙氣再循環，以獲得較好的脫硝效果和較低的NOx排放濃度。

2.2 SNCR系統168小時運行數據分析

對3 臺循環流化床鍋爐的SNCR 系統進行了168小時的整機試運行，此次試運行的工況在調試數據的基礎上，結合NOx排放量＜100 mg/m3（標準）的目標，進行了以下優化：

（1）適當提高氨水供應量，維持較高的NSR值；

（2）噴槍的霧化空氣壓力均保持在0.4 MPa以上；

（3）3臺鍋爐均投運煙氣再循環，盡可能降低煙氣含氧量。

SNCR 脫硝系統從第1 天早上8：00 開始進入整機試運行，到第8天早上8：00結束，在168小時運行期間，鍋爐和脫硝系統均運行穩定，數據記錄見表4。

表4 SNCR系統168小時試運行數據

分析表4中的數據，發現3臺鍋爐的NOx排放濃度都降至（標準）100 mg/m3以下，平均78.27 mg/m3，達到了設計目標。同時總脫硝效率為77.38%～82.37%，平均值80.10%，已接近SCR的脫硝效率。與調試期間相比，3臺鍋爐的煙氣含氧量也有所降低。由此說明基于本文中調試數據的優化思路是正確的，采用煙氣再循環與SNCR聯合的工藝路線可以獲得很好的脫硝效果。

但此次168 小時的試運行仍存在可以改進的地方：

（1）1#爐由于運行參數控制沒有達到最優，導致爐膛出口溫度只有802 ℃，低于850～950 ℃的最佳范圍，所以即使將NSR值提高到2.03，高于調試中的最高值1.28，但脫硝效率仍低于調試時的結果，也再次說明當反應溫度低于最佳范圍時，單純采用增加氨水供應量的方式并不能獲得很好的補償效果。

（2）2#爐將霧化空氣壓力從調試時的0.24 MPa提高到0.48 MPa，在其他參數大致相近時，脫硝效率從調試的最高值44.66%提升至82.37%，效果明顯。但在試運行時NSR值為2.97，仍高于正常水平，說明可能產生氨逃逸。為了減少二次污染，并保證脫硝效率，可以考慮適當減少氨水供應量，同時提高反應溫度。

3 結 論

煤泥循環流化床鍋爐SNCR 脫硝的整套啟動調試和168小時試運行數據說明，采用SNCR與煙氣再循環聯合的工藝路線可以將總脫硝效率提高到80%以上，具有很好的應用前景，得出的數據可以為工程實踐提供參考，具體如下：

（1）當氨氮摩爾比NSR≤1.2、脫硝效率D≤65%時，通過增加氨水供應量的辦法可以迅速提高脫硝效率，但在高于這兩個臨界值后脫硝效率的提升速度逐漸降低，氨水量的增加反而可能帶來嚴重的氨逃逸。

（2）SNCR應盡可能在850～950 ℃的最佳反應溫度區間內運行，反應溫度低于此區間時，單純采用增加氨水供應量的方式并不能獲得很好的補償效果。

（3）在滿足最佳反應溫度區間的前提下，強化NH3和煙氣混合的均勻度比提高溫度更能促進脫硝效果，因此應盡量將氨水噴槍布置在旋風分離器筒壁處。

（4）應至少保證噴槍的霧化空氣壓力不低于0.3 MPa，盡可能保持在0.4～0.6 MPa，以強化噴槍的霧化能力，提高脫硝效率，減少氨水對設備的腐蝕。

但同時應該看到，本文中的3 臺煤泥循環流化床鍋爐最終排放濃度仍然在50 mg/m3（標準）以上，為了達到超低排放標準，除了繼續對原有的工藝參數進行優化，還可以考慮再增加一套SCR脫硝系統，此時由于進入SCR系統的NOx濃度較低，對SCR的催化劑用量、設備規模要求也大幅降低，即SNCR+SCR 聯合方案的總體投資成本仍然低于只設置SCR 的方案，具有很好的經濟性。