葛星垣+杜琴如

摘 要： 為達到鍋爐污染物排放標準的要求，并實現(xiàn)在役循環(huán)流化床鍋爐可采用選擇性非催化還原（SNCR）方式低成本脫除NOx的目標，對NOx的生成、降低NOx原始生成的爐內條件、脫硝工藝的選擇等方面進行了闡釋.從工程實踐出發(fā)，對1臺130 t·h-1高溫高壓循環(huán)流化床鍋爐的相應結構進行了分析，提出了改造方案.該方案實施后達到了良好的改造效果.

關鍵詞： 循環(huán)流化床鍋爐； NOx； 原始排放； 改造

中圖分類號： TH 311 文獻標志碼： A

Abstract： In order to meet the standards of pollutant emission and realize the NOx removal using selective noncatalytic reduction（SNCR） in inservice circulating fluidized bed（CFB） boiler with low costs，the NOx formation，the conditions to reduce the NOx formation，the selection of denitrification process and so on were described in this paper.The structure analysis of a 130 t·h-1 hightemperature and highpressure CFB boiler was conducted.The reformation plan was proposed.Good denitrification performance was achieved after the reformation.

Keywords： circulating fluidized bed boiler； original emission of NOx； reformation

隨著我國工業(yè)化進程的發(fā)展，環(huán)境污染越來越影響著人們的生活.鍋爐煙氣排放作為大氣污染源之一，日益受到人們的關注.越來越多的地區(qū)強制執(zhí)行NOx 50mg·Nm-3、SO2 35 mg·Nm-3 、塵5 mg·Nm-3的超低排放標準[1].面對嚴峻的環(huán)保壓力和沉重的污染物治理成本，在役鍋爐的超低排放改造成為各使用單位的當務之急.本文以130 t·h-1循環(huán)流化床鍋爐為例，探討通過低氮燃燒改造降低NOx原始排放的可行性.

1 鍋爐基本情況和改造要求

山東某熱電廠現(xiàn)有1臺130 t·h-1高溫高壓循環(huán)流化床鍋爐.鍋爐的原設計參數(shù)如表1所示.鍋爐運行狀況為：鍋爐出力約為110 t·h-1，給水溫度為149 ℃；運行床溫高于920 ℃，爐膛出口溫度低于810 ℃，鍋爐尾部氧量（體積分數(shù)）7%左右，一次風量遠大于二次風量，NOx原始排放質量濃度為300～400 mg·Nm-3.鍋爐改造要求是希望通過低氮燃燒改造將NOx原始排放質量濃度下降到120 mg·Nm-3以下，從而達到超低排放的效果.

2 NOx的原始生成和脫除

2.1 NOx的生成

空氣中的氮在高溫下燃燒生成熱力型NOx，但這僅在1 540 ℃時效果才顯著，所以循環(huán)流化床鍋爐中產生的熱力型NOx很少[2].碳氫燃料在燃料過多時燃燒產生快速型NOx，快速型NOx的生成量受床溫的影響不大，而且由于其產生量在總的NOx生成量中占比很小，可以不予考慮[2].燃料中含有N的化合物，在燃燒過程中氧化生成燃料型NOx[2].這是循環(huán)流化床鍋爐NOx排放的主要部分.

2.2 降低NOx原始生成的爐內條件

為改善燃燒效率，必須將適當?shù)腛2提供給燃料.燃料型NOx是燃燒的必然副產物.循環(huán)流化床燃燒具備了將NOx還原的天然條件.無論在循環(huán)流化床燃燒下部密相區(qū)還是上部稀相區(qū)，燃料顆粒都處于特殊的還原性氣氛下，這不僅抑制了燃料型NOx生成，而且產生了大量還原性氣體.這些還原性氣體在爐膛中上升和流經分離器的過程中，能夠進一步還原已生成的NOx，尤其是循環(huán)流化床鍋爐內大量存在的灰顆粒，為不易發(fā)生的CO還原NOx反應提供了豐富的吸附表面，循環(huán)灰富含的多種金屬化合物對反應有催化作用.

同時，由于循環(huán)流化床鍋爐是中低溫燃燒，燃燒反應速度較慢.為了滿足熱釋放速率的負荷要求，需要更多的反應表面，因此主循環(huán)回路中存有大量焦炭.這些焦炭不僅提供了燃燒反應表面，而且提供了NO的還原條件.

提高床質量、減少床存量、增加循環(huán)量可以進一步增強燃燒反應的還原性氣氛.由顆粒產生的輻射和對流換熱是循環(huán)流化床爐內傳熱的主導機制，傳熱系數(shù)與物料濃度呈現(xiàn)顯著的正相關性.盡管鍋爐床料存量有所降低，但整體床料粒度變細后，爐膛上部床料懸浮濃度增加.由于爐膛內受熱面主要位于其中上部，導致爐膛上部區(qū)域的受熱面的傳熱系數(shù)增大，從而使得鍋爐在較低床溫下依然滿足滿負荷的熱量傳遞.同時，上部懸浮濃度的增加促進了顆粒的團聚，顆粒團在爐膛內的上下運動強化了床料的反混，從而提高了爐膛溫度的均勻性，有效降低爐膛平均溫度水平.這無疑也是有利于控制NOx的排放[3].

2.3 脫硝工藝的選擇

（1） 選擇性非催化還原法（SNCR）

SNCR主要在870～1 200 ℃溫度區(qū)間，將含氨的藥劑噴入煙氣中，將NOx還原生成氮氣和水，脫除效率一般為40%～60%[4].但采用基于流態(tài)再構的超低排放鍋爐技術后，脫除效率可提高至75%～80%.

（2） 選擇性催化還原法（SCR）

SCR除多了一個催化劑的作用外，其他化學原理與SNCR相同.由于使用了催化劑，因此可以在310～400 ℃溫度區(qū)間脫除NOx，脫除效率為80%～90%[4].endprint

比較兩種脫硝工藝可知：SCR脫除效率高，投資與運行成本高；SNCR脫除效率略低，投資與運行成本低.對于具備低氮燃燒條件的循環(huán)流化床鍋爐，選擇SNCR即可滿足超低排放的要求.

3 鍋爐的原結構設計及分析

3.1 爐膛設計

爐膛截面為3 850 mm×7 800 mm，水冷壁管60 mm×5 mm，爐膛前上部布置6組光管二級過熱器.在實際運行過程中，當負荷為110 t·h-1時，過熱器減溫水量約19 t·h-1，說明過熱器布置并不合理.應調整爐膛內過熱屏布置.爐膛下部原設計讓管處距離水冷布風板高度只有4 m，高度不夠，容易造成磨損，應做出相應調整.

3.2 布風板設計

爐膛下部前后墻收縮，并將后墻水冷壁管向前下方傾斜彎制形成水冷布風板，布置980個風帽.風帽由各種不同長度的套管組成.布風板表面采用耐火澆注料，且前后高中間低.

由于布風板為傾斜設計，一次熱風進入風室后，因各處阻力不同，造成實際運行一次風量要大于設計值才能保證各處都能良好流化.另外，床面大，風帽數(shù)量多，風口動量小，也是造成實際運行風量遠大于設計值的原因之一.應對水冷布風板的面積、風帽數(shù)量等做出相應調整，使得布風板阻力更均勻，降低運行時的一次風量，盡可能保持抑制NOx生成的還原氣氛.

3.3 分離器設計

爐膛出口布置兩個汽冷式旋風分離器，內徑均為3 900 mm，管子尺寸為38 mm×4 mm.分離器下端接回料腿，其內徑為700 mm.回料時采用一臺離心風機向回料閥送風.

由運行床溫高于920 ℃，爐膛出口溫度低于810 ℃可看出，爐膛上、下溫差非常大.這是由于分離器分離效率低，循環(huán)物料量少造成的.分離器入口加速段不足和回料閥內部必須的密封高度欠缺，是影響分離效果的重要原因.所以，必須提高循環(huán)物料系統(tǒng)分離效率，增加爐膛循環(huán)量，從而提高爐膛水冷壁傳熱系數(shù).

3.4 二次風設計

空氣預熱器一、二次風量按6∶4設計，二次風口平均流速約為43 m·s-1.二次風口兩層布置，每層共13個口，前水冷壁5個，后水冷壁4個，左、右水冷壁各2個.

空氣預熱器設計時一、二次風比例設計不合理，一次風偏大，二次風偏小.二次風是強化燃燒的措施，兩層周圈布置的方式減弱了二次風的動量和穿透力，無法穿透到爐膛中心.同時，二次風口距離布風板太近，不利于促進燃燒和抑制NOx的生成.

4 改造方案的確定

4.1 爐膛改造方案

原有6組過熱器包括進出口集箱全部被拆除.重新設計的6屏過熱屏，其橫向位置與原設計位置相同，其中3屏蒸汽下行，3屏蒸汽上行，對應3屏下集箱用連接管連通，單屏內汽溫均勻，膨脹量一致.屏式過熱器采用材質為12Cr1MoVG、規(guī)格為42 mm×6 mm的鋼管，相比原有6組過熱器108 m2的受熱面積，改造后的屏式過熱器面積增加至159 m2.過熱屏吊掛裝置、進出口管道相應改動.相應的前水冷壁、頂部水冷壁、吊梁、吊桿、汽水引出管均需作相應的改動.

對爐膛下部密相區(qū)高度進行優(yōu)化.將前后水冷壁從標高約12 500 mm以下包括水冷布風風室全部更換，兩側墻水冷壁從12 700 mm開始至9 400 mm全部更換，水冷壁管仍采用材質為20G、規(guī)格為60 mm×5 mm的鋼管，讓管處由原來距離水冷布風板4 m提高至5 m.

由于原設計爐膛受熱面積偏小，床溫高，不利于低氮燃燒.如果爐膛內加水冷屏，爐膛吸熱增加可以降低溫度，但必然造成尾部對流過熱器吸熱偏小，過熱蒸汽達不到設計蒸汽溫度.所以，本文將光管式過熱器改造為屏式過熱器，面積由108 m2增加到159 m2.同時，配合布風板的改造，將床溫由947 ℃降低到890 ℃，為低氮燃燒創(chuàng)造了條件.而將讓管處高度提高1 m，從而達到減小交接處膜式壁磨損的目的.

4.2 布風板改造方案

對水冷布風板進行優(yōu)化設計，將爐膛下部收口，同時，將原來的傾斜水冷布風板改為水平布置水冷布風板，水冷布風板和前墻水冷壁及兩側墻水冷壁的密封重新設計.

維持水平水冷布風板標高為5 100 mm，水冷壁管仍為60 mm×5 mm/20G，風帽改為太鍋專利精密鑄造的易更換夾套鐘罩式風帽.鰭片和風帽套管現(xiàn)場安裝焊接.落渣口數(shù)量、位置不變.

一、二次風配比由原來的6∶4改為5∶5，水冷床面四周用耐磨澆注料砌筑斜坡，進一步收縮布風板，流化床面積由16 m2減小至14 m2.

由于原設計中為傾斜式水冷布風板，所以風帽接管長度不同，形成的阻力也不同，對布風及床料流化的均勻性造成不良影響.改造為水平布風板后，布風及床料流化不均的情況得以改善.一次風比例降低后，要保證流化均勻就必須提高流化風速，所以將流化床面積減少2 m2.而且，由于一次風量的減少，降低了床面的燃燒強度和床溫，更有利于抑制NOx的原始生成.

4.3 分離器改造方案

鍋爐汽冷旋風分離器尺寸基本能滿足要求，在此次改造中原則上不作變動，但分離器進口加速段不夠，將進口段內側的耐磨可塑料打掉，補焊銷釘和抓釘，增加耐磨澆注料厚度，將分離器入口煙道寬度由960 mm減小至670 mm.將煙氣進口速度由24 m·s-1提高到28 m·s-1.分離器入口尺寸優(yōu)化圖如圖1所示.

將氣冷分離器下集箱以下至爐膛后墻進口的回料系統(tǒng)全部拆除.回料腿內徑由700 mm減小到

510 mm，使得返料灰的流動速度達到0.2 m·s-1.

回料閥采用太鍋獨創(chuàng)的低能耗、高流

率、自平衡回料閥，相應的后水冷壁入口部位需重新讓管和密封.布風板與返料系統(tǒng)優(yōu)化圖如圖2所示.

采用羅茨風機取代原有的離心風機.羅茨風機兩開一備，型號為FTB125，流量為7.15 m3·min-1，壓頭為29.4 kPa，功率為7.5 kW.設計送風系統(tǒng)管路和風門，風門采用電動蝶閥.羅茨風機布置圖如圖3所示，返料器與風機間的管路尺寸均為133 mm×5 mm.endprint

要提高分離器的分離效率，入口的煙氣流速是關鍵因素.改造后的結構不但提高了煙氣流速，而且對煙氣中的煙塵濃度進行了壓縮，更有利于煙塵進入分離器后進行貼壁分離.同時，原返料腿直徑大，造成分離下來的物料無法封住返料閥內的氣流，從而降低分離效率.經過改造后，這一現(xiàn)象得到改善.

4.4 二次風改造方案

空氣預熱器一、二次風比例設計由6∶4改為5∶5，二次風由原來按分別距離床面1 600、2 600 mm雙層四周布置共26個進風口，改為距離床面3 200 mm單層前、后墻布置，前5后4，共計9個進風口，風口大小為270 mm×135 mm，其中前墻兩個二次風口設置爐內脫硫用石灰石噴口.二次風管采用太鍋獨創(chuàng)的低阻力、大動量、強穿透力的二次風設計.改造后，二次風進口流速由原來的43 m·s-1提高至70 m·s-1.二次風結構優(yōu)化俯視圖和側視圖如圖4所示.

原環(huán)形風箱不變，并盡可能地利用原二次支風管，用鋼板封堵原左右兩側膜式水冷壁二次風口，并補焊抓釘，最后用耐磨可塑料涂敷光滑.

二次風主要是強化燃燒的作用.改造后，二次風剛度增強，可穿透至爐膛中心，燃燒狀況得以改善.同時，二次風口的提高也大大增強了密相區(qū)的還原性氣氛，抑制了NOx的原始生成.

5 改造效果

5.1 改造后鍋爐基本參數(shù)

改造后鍋爐基本參數(shù)為：最大連續(xù)蒸發(fā)量為130 t·h-1；額定蒸汽溫度為540 ℃；額定蒸汽壓力為9.81 MPa.

5.2 改造后NOx原始排放

爐膛內屏式受熱面的改造使得各受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)提高，在130 t·h-1負荷運行時，爐膛平均溫度可以保持在890 ℃左右，低溫燃燒效果得以顯現(xiàn).

分離器等物料循環(huán)系統(tǒng)的改造使得物料系統(tǒng)分離效率有較大的提高，尾部飛灰粒徑更細，切割粒徑d50=12～15 μm，臨界粒徑d99=90～110 μm.爐膛物料循環(huán)量有保障，床質量大大提高.

一、二次風量降低，鍋爐運行總風量減少，氧量大大降低，二次風延遲進入爐膛，使得爐膛下部還原氣氛更強.NOx原始排放質量濃度由原來的300～400 mg·Nm-3降至120 mg·Nm-3以下.

5.3 改造后的節(jié)能效果

改造后鍋爐燃燒效率有所提高，飛灰含碳量降低，鍋爐煤耗降低，設計熱效率達到90.5%.鍋爐運行風量減少，鍋爐各風機電耗下降，平均節(jié)電超過20%.現(xiàn)有的一、二次風機、引風機能滿足運行要求，無需變動.

6 結 論

我國以煤為主的能源結構將長期存在，在嚴峻的環(huán)保形勢下，在役的大量工業(yè)鍋爐均面臨著環(huán)保升級改造的巨大壓力，企業(yè)也面臨著環(huán)保運行成本帶來的沉重負擔.循環(huán)流化床鍋爐經過低氮燃燒改造后，使得NOx原始排放質量濃度達到120 mg·Nm-3以下，為采用廉價的SNCR方法創(chuàng)造了前提條件，在滿足環(huán)保排放要求的同時使企業(yè)收到良好的經濟效益.

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