330 MW电站煤粉锅炉高温主燃区喷氨脱硝的试验研究

白 昊, 张 健, 张忠孝, 郭欣维, 乌晓江, 张启超

(1.上海理工大学 环境与建筑学院，上海 200093；2.上海交通大学 机械与动力工程学院，上海 200240)

目前，燃煤电站锅炉使用的NOx减排工艺主要是炉内低NOx燃烧技术、选择性非催化还原技术(SNCR)与选择性催化还原技术(SCR)等多技术的联合使用[1-3]，虽然这在一定程度上可以实现超低排放，但仍存在喷氨反应温度窗口窄、氨逃逸、硫酸氢铵结焦堵塞以及运行成本高等问题。因此，突破现有的技术瓶颈，实现整体系统更高的脱硝效率具有重要意义。

研究表明，在煤热解和燃烧过程中形成的NOx的2个主要前驱物是HCN和NH3，且作为中间产物的NH3在反应过程中存在双重竞争反应路径，即在氧化气氛下被氧化为NO和N2O，而在还原性气氛下NO则被还原成N2[4-5]。基于这一规律，在煤粉燃烧的还原区增大NH3质量浓度可以促进NO的还原。Bose等[6]研究发现，煤粉在还原性气氛下进行燃烧时，中间产物NH3的质量浓度越高，在富燃料区NOx被还原的速率越快。Javed等[7]研究发现，烟气中NOx在高温强还原性气氛中可被尿素和氨水溶液等氨基还原剂还原成N2，而还原剂自身不被氧化生成NOx。Greul[8]在竖式电热管式沉降炉上进行主燃区喷氨试验，研究发现在空气分级的基础上在主燃区还原性气氛中喷氨可以降低NOx的排放量，且高温有利于提高脱硝效率。岳朴杰等[9]发现在主燃区还原性气氛中，提高温度和氨氮物质的量比可以提升脱硝效率。毕德贵等[10]研究发现，主燃区过量空气系数KSR1是影响喷氨脱硝的关键因素。陆续等[11]研究发现，高温喷氨脱硝的反应温度窗口为1 200～1 600 ℃，O2体积分数应小于1%。国内外的研究结果表明，在煤粉燃烧过程中，在高温还原性气氛中喷入氨基还原剂可以进行NOx的还原，解决煤粉自身挥发分中热解活性物质不足以还原NOx的问题。但是，大部分研究均处于实验室小试阶段，对于该技术在工程上的应用研究鲜见报道。

目前，燃煤锅炉基本采用空气分级低氮燃烧技术，使主燃区处于还原性气氛中，这为高温下的喷氨脱硝创造了有利条件。因此，笔者以330 MW电站煤粉锅炉为研究对象，采用高温主燃区喷氨脱硝技术进行低氮改造，对改造后的锅炉状况进行试验研究，以期为该技术的工业应用提供参考。

1 试验系统与方法

1.1 试验系统

锅炉型号为SG-1176/17.5-M726，采用亚临界压力参数、一次中间再热、自然循环、单炉膛、平衡通风、摆动燃烧器四角切圆燃烧、固态排渣、全钢架悬吊结构。锅炉采用正压直吹式制粉系统，配置5台中速磨煤机(A～E)，其中4台运行，1台备用。炉顶标高为61 000 mm，炉膛横截面尺寸为14 022 mm×13 640 mm。

本次改造采用高温主燃区喷氨脱硝技术，通过炉膛深度空气分级燃烧在主燃区形成高温强还原性气氛，将电厂原SCR脱硝系统中所制40%质量分数的尿素溶液通过水稀释后送至炉前，根据炉内温度分布，通过在锅炉标高30 800 mm处布置的16支喷枪喷入尿素溶液。图1为改造后的喷氨系统布置示意图。其中，HVOFA表示高速燃尽风，SOFA表示分离燃尽风,OFA表示紧凑燃尽风。图2为炉膛横截面喷枪的布置图，其中炉膛四角各1支，每个侧墙均等布置3支，每支喷枪由单独的流量计和调节阀控制。喷枪采用机械雾化，喷枪压力为0.6 MPa。采用氨氮物质的量比RNSR定量评估尿素溶液对NOx质量浓度的影响，定义如下：

(1)

图1 改造后的喷氨系统布置示意图Fig.1 Schematic diagram of ammonia injection system layout after the retrofit

图2 炉膛横截面喷枪的布置图Fig.2 Layout of spray gun in furnace cross section

式中：n(CO(NH2)2)为尿素溶液物质的量，mol；n(NO)为烟气中NO物质的量，mol。

考虑到主燃区强还原性气氛虽然可以降低NOx的初始排放量，但也存在炉膛出口CO体积分数升高、飞灰含碳量增大等问题[1,12]，因此本次改造通过提高部分燃尽风风速来增强气流与烟气的混合程度[13]，从而使未燃尽物充分燃烧。该锅炉一次风机富余风量大，热一次风温度为343 ℃，与热二次风温度相近，热一次风风压为8 kPa，为热二次风风压的2～3倍。因此，从热一次风母管取高压一次风，通过独立布置的HVOFA喷口将高速气流送入炉膛。为减少炉膛四角水冷壁开口，将HVOFA喷口布置在SOFA-I喷口内部，其中HVOFA喷口面积占SOFA-I喷口面积的40%，HVOFA设计风速为80 m/s，设计风量占总风量的5%，改造后SOFA风率由35%降低至33%。图3为HVOFA喷口的布置示意图。

图3 HVOFA喷口的布置示意图Fig.3 Schematic diagram of HVOFA nozzle layout

1.2 试验方法

煤种采用东胜褐煤，其煤质分析见表1。试验在210 MW、240 MW和300 MW负荷下进行，喷氨试验工况如表2所示。在不同负荷下，将锅炉常规运行配风方式作为基准配风方式，研究基准配风方式下RNSR对NOx还原效率的影响。此后，改变锅炉配风方式，将DD二次风喷口与OFA之间的燃烧器喷口全部关闭，称此配风方式为极限配风方式，研究极限配风方式下喷氨对NOx还原效率的影响。图4为2种配风方式下的燃烧器风门开度。最后，研究锅炉出口O2体积分数φ对主燃区喷氨脱硝的影响，并引入HVOFA以避免低O2体积分数条件下CO排放量的增加。在210 MW和240 MW负荷下，仅使用A、B、C磨煤机，当锅炉负荷增加到300 MW时，D磨煤机投入使用。在试验过程中，SOFA风量占总风量的33%，主燃区的过量空气系数保持在0.80左右。

图4 不同配风方式下的燃烧器风门开度Fig.4 Burner damper opening under different air distribution modes

表1 煤质分析Tab.1 Properties of pulverized coal

表2 试验工况Tab.2 Test conditions

采用德图350烟气分析仪和铠装热电偶进行炉膛喷氨位置及锅炉尾部SCR入口烟道的温度和气体浓度测量，通过将热电偶和气体取样枪从喷枪的套管插入炉膛测量喷氨位置的参数，测点位置见图2。由于测量条件有限，测点沿喷枪轴线方向向炉膛中心进行扩展，温度测点共计7个，测点间距为500 mm;气体浓度测点共计6个，测点间距为600 mm。同样，炉膛出口温度和气体浓度通过锅炉尾部SCR入口烟道预留孔进行测量。

2 结果与讨论

目前，相关研究对高温主燃区喷氨脱硝的机理进行了说明[9,14-15]。以尿素溶液为例，首先尿素溶液在高温环境下受热发生水解与分解反应：

(2)

(3)

此后，NH3与高温主燃区产生的OH和H自由基反应生成NH2[16-17]，该过程为NH3/NO还原反应进行的前提。

(4)

(5)

(6)

(7)

同时，主燃区产生的还原性气氛有助于抑制NH2的氧化，因此生成的NH2倾向于通过以下途径与NO反应，从而实现对NO的还原。

(8)

(9)

(10)

2.1 RNSR对喷氨脱硝的影响

图5给出了锅炉在基准配风方式、不同负荷条件下RNSR对NOx质量浓度的影响。当RNSR为0～4时，随着RNSR的增加，NOx质量浓度明显减小，主要是由于主燃区氨基还原剂含量增大，反应活性基团增加，促进了反应(6)～反应(10)的进行。考虑到喷氨经济性与脱硝效率之间的平衡，在210 MW负荷下最佳RNSR为3.5，此时NOx质量浓度降低至127 mg/m3，脱硝效率为35%；RNSR继续增至4时，脱硝效率升高不明显，这是由于反应过程中NOx质量浓度不断减小，使得NH3与NO之间的还原反应速率变慢；当RNSR大于4后，主燃区NH3的消耗速率逐渐减缓，不能及时发生反应的NH3随烟气上升至燃尽风高温高氧区域，并被氧化生成NOx，因此炉膛出口NOx质量浓度增大。在240 MW和300 MW负荷下NOx质量浓度也呈现相同的变化规律。在240 MW负荷下最佳RNSR为3.7，脱硝效率为33%；在300 MW负荷下最佳RNSR为4，脱硝效率为23%。随着负荷的增加，最佳RNSR变大，脱硝效率变低。出现该现象的主要原因如下：相比于A、B、C磨煤机，D磨煤机投运时喷口与喷枪层之间的距离较短，主燃区未完全消耗的O2会将部分NH3氧化；负荷增加时，炉膛内烟气体积流量增加,导致烟气流速加快，尿素溶液在还原区的停留时间缩短；烟气流速增加相当于增大了单位炉膛容积的烟气旋转动量[18]，使得雾化后尿素溶液对烟气的穿透效果下降，即尿素溶液与烟气的混合条件变差。表3给出了不同工况下炉膛出口的氨逃逸情况。从表3可以看出，所有工况下炉膛出口的NH3质量浓度均小于2.0 mg/m3，主燃区未完全消耗的NH3经过燃尽风区后发生氧化反应而被消耗，不会出现严重的氨逃逸现象。

图5 不同负荷下RNSR对NOx质量浓度的影响Fig.5 Effects of RNSR on NOx mass concentration under different loads

表3 不同工况下炉膛出口的NH3质量浓度Tab.3 NH3 mass concentration at furnace outlet under different conditions mg/m3

2.2 配风方式对喷氨脱硝的影响

图6和图7分别给出了负荷为240 MW、φ=3.21%时不同配风方式下沿喷枪轴线方向上的温度分布以及O2和CO体积分数分布。从图6可知，相对于极限配风方式，在基准配风方式下喷枪层温度更高，主要是因为基准配风方式下配风均匀，煤粉颗粒向上流动过程中可以补充O2持续燃烧，当测点距喷口距离X>1 m后，2种配风方式下喷枪层温度均高于1 200 ℃，达到高温喷氨的要求。由图7可知，在锅炉进行空气分级后，2种配风方式下炉膛水冷壁近壁面(X<0.5 m)处O2体积分数仍大于1.5%。不同的是在极限配风方式下，当X>1.5 m后O2体积分数基本小于1%，CO体积分数大于10 000 μL/L，反应区形成还原性气氛，而在基准配风方式下需要X>2.5 m才能达到此条件，说明极限配风方式可以增大炉膛截面还原区面积，强化还原性气氛。

图6 喷氨处温度分布Fig.6 Temperature distribution at ammonia injection site

图7 喷氨处O2和CO体积分数分布Fig.7 Distribution of O2 and CO volume fraction at ammonia injection site

图8给出了240 MW负荷、φ=3.21%时在极限配风方式下RNSR对炉膛出口NOx质量浓度和脱硝效率的影响。与相同工况、基准配风方式下的NOx质量浓度相比，未喷入尿素溶液(RNSR=0)时炉膛出口初始NOx质量浓度略微降低至204 mg/m3，说明极限配风方式导致的还原区面积增大本身对整体NOx还原效率没有显著影响。然而，在极限配风方式下最佳RNSR为3.2，明显小于基准配风方式下的最佳RNSR，相对应的脱硝效率也从33%提高到39%，这充分说明增大炉膛截面还原区面积、强化还原性气氛可以提高尿素溶液的还原效率。在锅炉实际运行过程中，空气分级使主燃区整体处于还原性气氛，但由于气流在炉膛的旋转扰动，炉膛截面仍存在局部O2体积分数过高的地方(如水冷壁近壁面处)。因此，喷入的尿素溶液在该区域会发生反应(6)、反应(7)、反应(11)～反应(15)[16]，这也是实际工程应用比实验室研究过程中尿素溶液用量大但脱硝效率低的原因。从整体来看，尿素溶液在高温主燃区会发生NH3/NO还原反应和NH3/O2氧化反应共存的双平行竞争反应。因此，主燃区喷氨位置的气氛也决定了脱硝效率的高低，还原性气氛越强，还原面积越大，脱硝效率越高。

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

图8 极限配风方式下RNSR对NOx质量浓度和脱硝效率的影响Fig.8 Effects of RNSR on NOx mass concentration and denitrification efficiency under the extreme air distribution mode

2.3 锅炉出口O2体积分数对喷氨脱硝的影响

锅炉出口O2体积分数φ的控制对炉膛燃烧和NOx的转化特性有较大影响。图9给出了各种试验工况下φ对NOx质量浓度的影响。在210 MW和240 MW负荷下，NOx质量浓度的变化趋势基本相同。当φ从3.19%和3.21%分别降低至1.71%和1.85%时，在基准配风方式下210 MW和240 MW负荷的炉膛出口NOx质量浓度分别降低至163 mg/m3和170 mg/m3;同样，在极限配风方式下炉膛出口NOx质量浓度分别降低至157 mg/m3和165 mg/m3。这表明，较低的φ可为燃烧过程创造还原性气氛，促进含N基团的还原，从而降低NOx的初始质量浓度。

图9 不同配风方式下锅炉出口O2体积分数对NOx质量浓度的影响Fig.9 Effects of O2 volume fraction at the boiler outlet on NOx mass concentration under different air distribution modes

在210 MW负荷、φ=1.71%的条件下进行喷氨，采用基准配风方式和极限配风方式时NOx质量浓度分别为105 mg/m3和88 mg/m3，相对于210 MW负荷下锅炉常规运行工况(RNSR=0、φ=3.19%、基准配风方式)，脱硝效率分别为46.2%和54.9%。同样，在240 MW负荷、φ=1.85%的条件下进行喷氨，相对于240 MW负荷下锅炉常规运行工况(RNSR=0、φ=3.21%、基准配风方式)，采用基准配风方式和极限配风方式时脱硝效率分别为39.1%和48.6%。当RNSR相同时，降低φ后在主燃区喷氨可以达到更高的脱硝效率，主要是因为主燃区还原性气氛增强，局部的NH3/O2氧化反应减弱，尿素溶液消耗量也减少。另一方面，降低O2体积分数后炉膛烟气量减少，尿素溶液在反应区停留时间延长，并且与烟气的混合条件变好。

2.4 主燃区喷氨与HVOFA协同调控

降低锅炉出口O2体积分数且在极限配风方式下在主燃区喷氨可以提高脱硝效率，但同时存在锅炉飞灰含碳量增加、CO体积分数升高等问题，因此在采用极限配风方式并进行喷氨的基础上增加HVOFA来对NOx和CO进行协同调控。图10和图11分别给出了RNSR=3.2时210 MW和240 MW负荷下炉膛出口NOx质量浓度、CO体积分数和O2体积分数的变化。

图10 210 MW负荷下NOx质量浓度、CO体积分数和O2体积分数的变化Fig.10 Variation of NOx mass concentration, CO and O2 volume fraction at load of 210 MW

图11 240 MW负荷下NOx质量浓度、CO体积分数和O2体积分数的变化Fig.11 Variation of NOx mass concentration, CO and O2 volume fraction at load of 240 MW

在210 MW负荷下将φ从3.19%降低至1.71%，采用极限配风方式并进行喷氨，炉膛出口NOx质量浓度降低至88 mg/m3，CO体积分数增大至786 μL/L，保持其他燃烧器风门开度不变，打开HVOFA喷口风门后，炉膛出口NOx质量浓度和O2体积分数小幅增大，而CO体积分数减小至232 μL/L，降幅达70%。240 MW负荷下NOx质量浓度和CO体积分数的变化规律与210 MW负荷时相同，将φ从3.21%降低至1.85%时，NOx质量浓度减小至108 mg/m3，但同样会出现CO体积分数大幅增大的问题，增加HVOFA后炉膛出口CO体积分数从665 μL/L减小至147 μL/L。增加HVOFA可以将CO体积分数减小至较低水平。这主要是由于HVOFA会促进SOFA截面气流的扰动，并且本次改造将HVOFA喷口布置于SOFA-I喷口内部，其高速的燃尽风射流可以卷吸原有SOFA-I的气流，使原有的SOFA-I气流刚性得到增强，达到空气与烟气充分混合的效果。另一方面，增加的HVOFA来自热一次风母管，相当于燃尽风区域的风量增加了5%，大量的O2和高强度的扰动使得未完全燃烧的可燃物在该区域燃烧更加剧烈，这也解释了增加HVOFA后炉膛出口NOx质量浓度和O2体积分数出现小幅增大的现象。对主燃区喷氨与HVOFA协同调控后的飞灰含碳量进行测量。在210 MW和240 MW负荷下飞灰含碳量分别为1.12%和1.03%，相对于锅炉常规运行时没有发生显著变化。因此，主燃区喷氨与HVOFA协同控制可以在减小NOx质量浓度的同时对飞灰含碳量和CO体积分数进行有效控制。

3 结 论

(1) 在锅炉常规运行的基础上进行主燃区喷氨，随着负荷的增加，最佳RNSR变大，脱硝效率降低。

(2) 采用极限配风方式可以增大炉膛截面还原区面积，强化还原性气氛。相对于基准配风方式，采用极限配风方式并进行喷氨可以提高脱硝效率，使最佳RNSR减小。

(3) 在相同的RNSR条件下，主燃区喷氨可以通过降低锅炉出口O2体积分数来达到更高的脱硝效率。在210 MW和240 MW负荷下，当φ分别降低至1.71%和1.85%时，在极限配风方式下主燃区喷氨的脱硝效率可达54.9%和48.6%。

(4) 主燃区喷氨与HVOFA协同控制可以在减小NOx质量浓度的同时对飞灰含碳量和CO体积分数进行有效控制。