某超臨界循環流化床鍋爐NOx 排放與問題分析

李寧 丁雪松 徐雨紅 趙新建 王毅斌 楊祖旺

（1 華電國際電力股份有限公司朔州熱電分公司 山西朔州 036000 2 西安交通大學能源與動力工程學院 陜西西安 710049 3 西安格瑞電力科技有限公司 陜西西安 710049）

0 引言

隨著國家對節能減排標準要求的逐步提高，火電機組在環保、經濟、安全、市場等各方面面臨的風險和壓力也在提高。如何提高火電機組的綜合性能指標，并保證機組安全、經濟、穩定、環保運行是火電機組需要長期考慮的問題。近年來，由于電網結構調整，風電及光伏等新能源比重越來越大，更多的火電機組參與調峰，電網深度調峰需求愈發明顯。循環流化床鍋爐可以實現40%穩燃負荷；但由于SNCR 反應效率受制于鍋爐床溫，僅能實現50%調峰；50%負荷以下，即使開大尿素噴槍開度，仍不能滿足超低排放要求，嚴重影響機組參與電網深度調峰。為解決以上問題，得到鍋爐低負荷運行下優化火電機組運行方式，本文以某電廠350 MW 循環流化床機組為例，分析了機組在超低負荷下運行存在的問題并提出對應的機組改造方案，為同容量機組的改造給予一定指導。

1 設備概況

1.1 鍋爐相關參數

某電廠350 MW 超臨界循環流化床鍋爐為變壓運行直流爐，循環流化床燃燒方式，一次中間再熱、平衡通風、全鋼構架結構；鍋爐采用汽冷式旋風分離器進行氣固分離，運轉層標高為12.6 m。過熱器采用兩級噴水調節蒸汽溫度（直流負荷之后以調節煤水比來調節溫度）、再熱器采用以煙氣擋板調節蒸汽溫度為主，同時設置微量噴水和事故噴水調溫為輔的調溫方式。該機組現燃用煤種為校核燃料，相對于設計煤種，實際燃用煤種熱值偏低，灰分偏高，如表1 所示。

表1 煤質分析結果

1.2 鍋爐整體結構

本鍋爐為上海鍋爐廠超臨界參數、一次再熱、島式布置、全鋼架支吊結合的循環流化床鍋爐。鍋爐采用汽冷式旋風分離器進行氣固分離，運轉層標高為12.6 m。鍋爐本體鋼架由三跨組成：第一跨布置啟動分離器儲水箱、爐膛、熱一二次風道、播煤風管道、滾筒冷渣器、輸渣皮帶等；第二跨布置汽冷旋風分離器、回料器、高壓流化風管道、風道燃燒器等；第三跨布置尾部煙道、四分倉回轉式空預器等，并預留SCR 脫硝設備安裝空間。

1.3 SNCR 脫硝系統

SNCR 脫硝技術原理主要是將氨氣、尿素等還原劑通過噴槍噴入水平煙道，在合適的溫度和氣氛下將NOx 還原生成氧氣和水，從而達到降低NOx 排放量的目的［1］。主要化學反應是以循環流化床鍋爐旋風分離器入口水平煙道為反應器，在適當的溫度下不使用催化劑將NOx 還原生成氧氣和水的反應，其間主要的反應如方程式（1）～（2）［2］：

氨氣做還原劑時：

尿素做還原劑時：

SNCR 脫硝系統的一般工藝流程為：①尿素運輸到廠區后制成指定濃度的尿素溶液儲存在儲存罐內；②儲存罐內的尿素溶液通過高壓泵與凝結泵出口引流而來的凝結水稀釋后輸送至水平煙道平臺處；③尿素溶液的濃度根據噴入點的煙溫流速以及NOx 濃度等工況確定［3］；④尿素溶液經分配裝置送入分布在水平煙道平臺上的各個噴槍，在霧化風壓力下，尿素溶液噴射入旋風分離器入口水平煙道對NOx 進行還原。

2 NOx 排放特性

2.1 循環流化床NOx 生成機理

對于燃燒礦物材料的燃燒設備而言，NOx 的生成主要有2個來源：①燃料中的雜環結構氮在高溫下分解，然后被氧化，稱之為燃料型NOx；②空氣中的氮在高溫下與氧氣反應生成的NOx，稱之為熱力型NOx。熱力型NOx 主要是在1 300 ℃的高溫區產生，而循環流化床鍋爐的燃燒區間溫度一般在850 ℃～900 ℃之間，遠低于熱力型NOx 的生成溫度，所以循環流化床鍋爐不具備氧化空氣中的氮形成熱力型NOx 的條件。煙氣中的NOx 主要來源為燃料型NOx，所以循環流化床鍋爐的原始NOx 排放濃度相較于其他燃燒方式的鍋爐較低［4］。

2.2 循環流化床鍋爐NOx 排放特點

根據前人的統計數據，燃用同種燃料時，循環流化床鍋爐的原始NOx 排放濃度顯著低于煤粉爐［5］，同時NOx 原始排放濃度隨著燃料中干燥無灰基揮發分含量的增加而增加。前者主要是由于循環流化床鍋爐的燃燒溫度較低，不具備生成熱力型NOx 的條件，煙氣中的NOx 主要來源于燃料型NOx，但會生成一定量的N2O。后者是因為隨著燃料干燥無灰基揮發分的增加，燃料型NOx 的產生量有所增加［6］。

2.3 影響循環流化床鍋爐NOx 排放的因素

影響循環流化床鍋爐NOx 排放的主要因素有以下3 方面［7］：

（1）床層溫度：一般來說，床層溫度越高，越有利于NOx 的生成；

（2）爐膛過量空氣系數：循環流化床鍋爐密相區氧量的增加會提高NOx 生成；

（3）燃料揮發分含量：燃料的揮發分含量越高，循環流化床鍋爐產生的NOx 就越多。

3 問題分析

機組連續運行4 d 的機組負荷和NOx 排放如圖1 所示，機組負荷高于50%時，投運SNCR 后可滿足爐膛出口NOx 小于50 mg/Nm3，但尿素耗量偏大。當機組負荷小于50%時，投運SNCR 也不能保證爐膛出口NOx 小于50 mg/Nm3，達不到超低排放要求，不能進行深度調峰。原因主要是低負荷下爐膛溫度較低，偏離了SNCR 的最佳反應溫度區間。因為SNCR 脫硝不使用催化劑，所以相比于使用催化劑的SCR 脫硝反應而言，SNCR 脫硝反應更依賴溫度，一般需要控制在850 ℃～1 150 ℃［8］。溫度的變化導致了SNCR 脫硝反應速率下降，反應不充分。負荷較低時，煙氣流速較低，尿素噴槍噴口內外壓差降低。尿素溶液噴出時速度相應降低，導致了尿素溶液霧化效果變差，也影響了SNCR 的脫硝效率。部分運行參數對比見表2。

圖1 機組連續運行4 d 的機組負荷和NOx 排放

如表2 所示，分離器C 出口煙溫比A 和B 處煙溫低50 ℃左右，同時一次風風量/二次風風量顯著提高，出口氧量明顯升高。這說明現有的機組二次風配風方式不合理，需要進一步的優化。

表2 部分運行參數對比

落煤管爐膛側管口如圖2 所示，落煤管出口處下側區別于上側呈黑色，這主要是因為原有托舉風經環形風管進入爐膛后僅在落煤管上半環形進口進入，而在下半環形進口的空氣氣流速度較小，沒有實現對落煤管底部出口煤顆粒進行拋灑的功能?？偨Y與歸納后，目前機組主要面臨以下4 個問題：

圖2 落煤管爐膛側管口

（1）低負荷、低煙氣流速下，尿素溶液霧化效果較差，霧化液滴同煙氣混合均勻性較低，嚴重影響SNCR 脫硝效率；

（2）低負荷下爐內床溫過低，偏離SNCR 最佳反應溫度區間，反應時間短，脫硝效率低；

（3）目前兩層二次風大角度噴入密相區，風溫較低，過早同一次風混合，密相區氧濃度過高，NOx 含量高；

（4）現有機組鍋爐二次風配風方式不合理，密相區供給二次風比例較高，未能實現最大程度爐內減少NOx 生成，爐內不能實現密相區低氧低氮燃燒。

4 對應解決方法

4.1 新增一層二次風噴口及二次風噴口改造

在爐膛前后墻新增一層二次風噴口，即布風板上以爐膛高度方向實現分級燃燒。初步考慮是在前墻和后墻現有二次風風箱頂部分別引出單根管進入新增母管，新增母管再分別引出多支分管接入爐膛，分管沿爐膛寬度方向等間隔布置。但是，考慮到實際鍋爐前后墻布置有原二次風箱吊架，無法布置新增二次風箱，除非把風箱布置到足夠高的位置，避開現有的支吊架。因此，選擇直接從原有二次風風箱位置引出各支管。由于二次風箱上引出了一層二次風噴嘴至風箱上部，勢必會導致二次風風速下降，為了保持原有二次風風速，爐膛密相區二次風噴口面積需重新計算。

4.2 落煤管-托舉風改造

原有托舉風經環形風管進入爐膛后僅在落煤管上半環形進口進入，而在下半環形進口的空氣氣流速度較小，沒有實現對落煤管底部出口煤顆粒進行拋灑的功能，因此托舉風結構需進行改造。對托舉風套管和進口結構進行改造，擴大托舉風風管和傾斜角度，可以適量封堵托舉風圓環上半部分面積，以提高播煤風風速。

4.3 SNCR 尿素分配方式改造

原有SNCR 系統在使用過程中出現了低負荷下對應尿素噴量減少，尿素噴槍自身溶液霧化效果變差；低負荷下煙氣流量減少，低煙氣流速同霧化液滴間混合變差，繼續增大尿素噴量仍不能滿足NOx 排放要求的問題。針對上述問題，根據SNCR 系統的結構原理，提出了以下3 個改造方案：

（1）更換/新增分離器進口當前布置的SNCR 噴槍，增強單噴槍霧化效果；

（2）增設尿素稀釋溶液增壓旁路，加強低負荷尿素的霧化性能；

（3）考慮在分離器進口頂部增設噴槍，但需考慮噴槍套管上鋪設澆注料進行防磨。

4.4 燃燒調整優化

鍋爐運行參數對于NOx 的生成有著顯著的影響，其中主要因素包括床溫、總風量（以氧含量表征）、一二次風配比、上下二次風配比。深度燃燒調整包括優化物料流態及循環狀態、改善鍋爐燃燒特性、控制燃燒溫度均勻（控制床溫均勻）、控制入爐燃料顆粒度，調整一二次風率的配比、上下二次風、返料循環、脫硝綜合等，進一步有效降低原始生成量。

5 結語

循環流化床鍋爐脫硝是一種系統性脫硝手段，根據實際情況對二次風配風方式進行改造；低負荷時及時調整尿素用量和噴入狀態；根據實際運行狀態改善燃燒特性，進行燃燒調整優化來降低循環流化床鍋爐的NOx 排放濃度。隨著國家對節能減排標準要求的逐步提高，解決循環流化床鍋爐在50%負荷以下NOx 排放達到超低排放要求具有十分重要的意義。