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自 2014 年 7 月 1 日起，循環(huán)流化床（circulating fluidized bed）鍋爐氮氧化物排放執(zhí)行《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》（GB 13223-2011）規(guī)定的循環(huán)流化床排放限值，即 NO?<200 mg/m3（標(biāo)準(zhǔn)狀況下 273.15 K，101.325 kPa 的質(zhì)量濃度）。國內(nèi)蒸發(fā)量 420 t/h以上的大型 CFB 鍋爐 NO? 平均排放濃度為 230 mg/m3左右；而蒸發(fā)量 240 t/h的中小型鍋爐 NO? 煙氣排放濃度更高一些，平均為 300 mg/m3?？傮w上來講，CFB 鍋爐 NO? 煙氣排放濃度平均為 270~290 mg/m3。一般來說，CFB 鍋爐的 NO? 排放值確實要顯著低于那些未采取有效爐內(nèi)低氮燃燒技術(shù)的普通煤粉鍋爐，但仍未達(dá)到國家現(xiàn)階段 NO?排放標(biāo)準(zhǔn)。當(dāng)然，目前有極少部分 CFB鍋爐 NO? 排放濃度已經(jīng)達(dá)到 90~150 mg/m3，但這部分達(dá)標(biāo)機(jī)組比例不超過 10%，大部分循環(huán)流化床鍋爐仍需進(jìn)行改造。

目前，對循環(huán)流化床運(yùn)行優(yōu)化和改造已有一些研究，多數(shù)為燃燒配風(fēng)的控制，雖然有一定的效果，但對現(xiàn)場的運(yùn)行人員操作要求較高，無法保證長期穩(wěn)定的達(dá)標(biāo)排放。本研究針對某循環(huán)流化床鍋爐改造實例進(jìn)行探討并提出有效降低 NO? 的思路，即 CFB 鍋爐爐內(nèi)低 NO? 燃燒技術(shù)一體化改造方案，通過對二次風(fēng)、水冷屏、過熱器、返料系統(tǒng)、布風(fēng)板、風(fēng)帽、給煤口的優(yōu)化，以及采用煙氣再循環(huán)、SNCR 等煙氣脫硝技術(shù)大幅度地降低 NO? 的排放濃度。采用該方案后，爐膛出口 NO? 排放濃度應(yīng)不高于 50 mg/m3。而考慮到暫無 NO? 的超低排放需求，對于 NO? 濃度無超低排放改造要求的鍋爐，可不考慮增加 SNCR 脫硝裝置。只需進(jìn)行爐內(nèi)燃燒改造，NO? 排放濃度低于 150 mg/m3即可。

1 實施方案

1.1工程概況

某廠鍋爐型號為 YG-75/3.82-M1，蒸發(fā)量為 75 t/h，由濟(jì)南鍋爐廠制造；該廠采用自然循環(huán)、中溫中壓雙旋風(fēng)分離的循環(huán)流化床鍋爐。3 臺鍋爐均為室內(nèi)布置，鋼結(jié)構(gòu)形式，采用由旋風(fēng)分離器組成的循環(huán)燃燒系統(tǒng)，爐膛為膜式水冷壁結(jié)構(gòu)，過熱器分高、低二級過熱，中間設(shè)噴水減溫器，尾部設(shè)三級省煤器和一、二次風(fēng)預(yù)熱器。入爐煤磨煤機(jī)主要包括 HSZ-50 型環(huán)錘式破碎機(jī)與 KBC 型細(xì)粒破碎機(jī)，入廠煤經(jīng)環(huán)錘式破碎機(jī)破碎后送入細(xì)粒破碎機(jī)磨制，合格煤粉送入鍋爐爐膛。對該鍋爐污染物排放情況進(jìn)行測試，在蒸發(fā)量分別為 64 t/h和 34 t/h工況下，鍋爐 NO? 排放濃度為 596 mg/m3和 516 mg/m3。鍋爐 NO? 排放情況濃度偏高，存在的主要問題如下。

1）鍋爐爐膛出口 NO? 原始排放濃度偏高，可達(dá) 500~600 mg/m3。

2）輸煤皮帶只設(shè)計了碎煤系統(tǒng)而沒有設(shè)計合格的篩分系統(tǒng)，使得入爐煤顆粒偏粗，達(dá)不到“三篩兩碎”的基本要求。

3）鍋爐達(dá)不到額定設(shè)計出力，在實際運(yùn)行過程中，鍋爐最大出力僅為 60~62 t/h。

4）鍋爐運(yùn)行中都出現(xiàn)高床溫現(xiàn)象，僅在 60~62 t/h出力下已高達(dá) 950 ℃，造成 NO? 和 SO₂超標(biāo)。

1.2工藝流程

本次 CFB 鍋爐爐內(nèi)低 NO? 燃燒改造的總體技術(shù)方案為：二次風(fēng)系統(tǒng)改造、增設(shè)水冷屏、過熱器優(yōu)化、返料系統(tǒng)局部優(yōu)化、布風(fēng)板和風(fēng)帽的整體完善、給煤口結(jié)構(gòu)優(yōu)化、煙氣再循環(huán)改造以及 SNCR煙氣脫硝改造，可大幅度地降低 NO? 的排放濃度。

1.3設(shè)計參數(shù)及改進(jìn)方案

1.3.1低氮燃燒技術(shù)改造方案

1）二次風(fēng)噴口改造方案。CFB 燃燒所產(chǎn)生的 NO? 成分，基本上來源于燃料氮的生成，一般稱為燃料型 NO?。但氧量不均勻所帶來的局部富氧燃燒會導(dǎo)致熱力型 NO? 劇增，高床溫運(yùn)行也會大幅促進(jìn) NO? 的生成。對二次風(fēng)改造后，實現(xiàn)空氣沿爐膛的空間分級燃燒，控制爐內(nèi)溫度場相對均勻，消除高溫峰值，減弱富氧區(qū)，以減少爐內(nèi)熱力型 NO? 。由于分級燃燒獨(dú)特的流場結(jié)構(gòu)，可解決爐膛中心缺氧問題。在爐膛容積內(nèi)，制造適合于還原反應(yīng)發(fā)生的最佳溫度區(qū)域和適當(dāng)氧量分布，并在下爐膛內(nèi)部的強(qiáng)還原區(qū)域，讓含硫物質(zhì)在碳?xì)浯呋饔孟路纸獬?H2S，與煙氣中的 CaO 發(fā)生反應(yīng)，生成 CaS，CaS 可較穩(wěn)定地存在于爐渣中，提高了爐內(nèi)脫硫效率。

鍋爐原有二次風(fēng)噴口數(shù)量 21 個，前墻分 3 層布置，上、中、下層各 2 個二次風(fēng)噴口，共 6 個二次風(fēng)噴口；后墻分 3 層布置，上、中、下層各 1 個二次風(fēng)噴口，共 3 個二次風(fēng)噴口；左、右側(cè)墻二次風(fēng)噴口同樣分 3 層布置、上、中、下各 2 個二次風(fēng)噴口，共 12 個二次風(fēng)噴口，布局極不合理。

二次風(fēng)口原設(shè)計風(fēng)速約為 80 m/s，二次風(fēng)速顯著偏高，二次風(fēng)速高必然會產(chǎn)生二次風(fēng)噴口靜壓的下降，不利于二次風(fēng)穿透。鍋爐原前墻上、中、下層二次風(fēng)噴口距離布風(fēng)板高度分別為 2.567、1.767、1.067 m；左、右側(cè)墻上、中、下二次風(fēng)噴口距離布風(fēng)板高度分別為 2.567、1.767、1.067 m；前、后墻上層二次風(fēng)噴口距離原設(shè)計澆注料層拐點為 1.683 m，二次風(fēng)噴口布置不合理，必須進(jìn)行重新布置。

根據(jù)鍋爐的實際情況，本次改造按現(xiàn)有煤質(zhì)核算實際二次風(fēng)布置方案，重新布置二次風(fēng)口位置、調(diào)整入射角度和高度，在合理配風(fēng)、分級燃燒的基礎(chǔ)上，大幅提高二次風(fēng)穿透性，解決爐膛中心區(qū)嚴(yán)重缺氧問題，提高燃料燃盡效果和脫硫反應(yīng)效率，實現(xiàn)均溫燃燒下的高效低氮。將二次風(fēng)噴口分2 層布置，數(shù)量由 8 個增加至 12~15 個，上、下層二次風(fēng)噴口采用對稱布置或者交叉平行布置的方式。為保證二次風(fēng)有足夠的穿透動量，噴口前段設(shè)有 5 倍以上管道直徑的直管段；對原有二次風(fēng)系統(tǒng)管道進(jìn)行重新優(yōu)化布置，改造后二次風(fēng)噴口相對位置示意圖如圖 1 所示。通過二次風(fēng)噴口的立體分級和水平優(yōu)化組合，由模擬理論計算可知，溫度場分布的不均勻度由 21.35% 降到了 5.41%，床溫偏差由 140 ℃ 降低到 70 ℃，氧濃度不均勻度由 67.48% 降低到 14.31%，從根本上解決了爐內(nèi)溫度場和氧分布不均勻性問題。

2）增設(shè)煙氣再循環(huán)。煙氣再循環(huán)技術(shù)的核心，就是利用煙氣具有低O₂的特點，將煙氣噴入爐膛合適的位置，等效于一次風(fēng)率的降低，促進(jìn)密相區(qū)物料的還原性初始燃燒，可有效減低床溫。與二次風(fēng)分級相結(jié)合的煙氣再循環(huán)，可有效實現(xiàn)爐內(nèi)物料的流態(tài)化合理構(gòu)建，達(dá)到深度還原降氮的目的。

該鍋爐一次風(fēng)量占總風(fēng)量的 60%，二次風(fēng)占總風(fēng)量的 40%，一次風(fēng)量較大。本次改造在爐膛出口氧量一定的情況下，擬在不降低一次風(fēng)量、保證床料正常流化的基礎(chǔ)上，降低一次風(fēng)中的氧量份額、增加二次風(fēng)總量，由于底部一次風(fēng)中的含氧量減少，抑制密相區(qū)的燃燒強(qiáng)度，同時二次風(fēng)噴口分層布置，增大密相區(qū)還原氣氛，抑制 NO? 的生成。

根據(jù)鍋爐原設(shè)計參數(shù)、實際運(yùn)行情況和煤質(zhì)狀況等，確定煙氣再循環(huán)改造方案，包括煙氣再循環(huán)管道、風(fēng)量手動調(diào)節(jié)門、DCS 控制、變頻控制、煙氣增壓風(fēng)機(jī)等。再循環(huán)煙氣取樣點為引風(fēng)機(jī)出口煙道；煙氣引入點為一次風(fēng)機(jī)入口，在引入點和引出點分別增加煙氣隔斷閥，煙氣再循環(huán)率控制在 10%~20%，煤粉爐的 NO? 排放濃度可降低15%~25%。當(dāng)采用更高的煙氣再循環(huán)率時，燃燒會不穩(wěn)定，未完全燃燒熱損失會增加。圖 2 為煙氣再循環(huán)系統(tǒng)示意圖。

1.3.2受熱面的改造方案

鍋爐低氮燃燒技術(shù)改造是一個系統(tǒng)工程，它不僅僅是一個簡單的爐內(nèi)燃燒技術(shù)改造，也必須充分考慮爐內(nèi)和鍋內(nèi)的有機(jī)結(jié)合才能達(dá)到真正的低床溫低氮效果。根據(jù)該 CFB 鍋爐的情況，本次改造須考慮受熱面改造，增設(shè)水冷屏以提高鍋爐蒸發(fā)能力和整體爐溫平衡狀況，再結(jié)合煙氣再循環(huán)和二次風(fēng)合理布局共同實現(xiàn)最佳床溫，實現(xiàn)低負(fù)荷床溫不低、高負(fù)荷床溫不超的理想低氮燃燒增容效果。通過受熱面改造后，鍋爐的蒸發(fā)量能力可提高 3~8 t/h。

1.3.3返料系統(tǒng)局部優(yōu)化

CFB 鍋爐返料器小布風(fēng)板分為前后流化與松動 2 個區(qū)域，一部分返料風(fēng)通過前布風(fēng)板將返料器內(nèi)的物料通過回料腿返回爐膛內(nèi)維持合理的床溫和床壓，另一部分返料風(fēng)通過返料器后布風(fēng)板對分離器立管的灰柱起到松動作用，以使得后布風(fēng)板內(nèi)的灰順利進(jìn)入前布風(fēng)板上，保證整個返料器系統(tǒng)正常運(yùn)行。

在實際運(yùn)行中，應(yīng)使得流化風(fēng)量顯著大于松動風(fēng)量。而該鍋爐 CFB 返料器公用一個風(fēng)室，這就造成兩側(cè)風(fēng)量基本相同。為了保證循環(huán)灰回料的通暢性，小風(fēng)室必須加以分隔，設(shè)置各自獨(dú)立后的返料風(fēng)管后方可滿足比例調(diào)節(jié)條件。本次低氮改造過程中，須將返料器風(fēng)室擴(kuò)容，并將布風(fēng)板設(shè)立各自獨(dú)立的風(fēng)室，使松動風(fēng)占比 40%，流化風(fēng)占比 60%，以保證整個返料系統(tǒng)的較好工作狀態(tài)。改造后的返料器風(fēng)室示意圖如圖 3 所示。

1.3.4布風(fēng)板優(yōu)化改造

布風(fēng)板開孔率是流化床鍋爐設(shè)計的一個重要參數(shù)。布風(fēng)板上的壓降與風(fēng)帽的開孔率成反比，開孔率越高則布風(fēng)板阻力越小。布風(fēng)板阻力過小使得氣流通過布風(fēng)板只有很小的壓降，氣流就會大量通過床層上部局部顆粒較疏、阻力小的界面，造成局部床層“吹空”和局部因為較密、阻力較大的床層物料的“壓死”。致使物料流化不夠均勻，局部床溫較高和帶負(fù)荷能力下降，甚至產(chǎn)生風(fēng)室漏渣現(xiàn)象。1 號鍋爐正在使用的風(fēng)帽的開孔率核算結(jié)果見表 1。

從表 1 可以看出，1 # 鍋爐風(fēng)帽小孔開孔率為 4.1%，而主流流化床鍋爐風(fēng)帽小孔開孔率約為3.5%~5.3%，鍋爐布風(fēng)板風(fēng)帽小孔開孔率基本符合要求，但是，由于鍋爐一次風(fēng)從左右側(cè)進(jìn)入流化風(fēng)室，造成中間風(fēng)量偏大，左、右側(cè)風(fēng)量偏小，為了使得每個風(fēng)帽進(jìn)風(fēng)量盡可能均勻，本次改造將布風(fēng)板中間區(qū)域的風(fēng)帽更換為小孔徑的鐘罩式風(fēng)帽，使中間區(qū)域的開孔率為其他區(qū)域的 70%，降低中間風(fēng)通過率，盡可能地使風(fēng)量在各處保持均勻。

1.3.5播煤風(fēng)及給煤口優(yōu)化

給煤口設(shè)計對燃煤的燃盡度、播撒效果、床溫均勻性和給煤口清潔性非常重要。目前鍋爐給煤口距離布風(fēng)板距離約為 1.4 m，但是鍋爐播煤風(fēng)引自低密度二次熱風(fēng)，風(fēng)壓僅為 6 000 Pa，結(jié)構(gòu)設(shè)計欠妥，輸煤風(fēng)的動力和播煤風(fēng)的微弱射流作用效果不佳，本次完善播煤風(fēng)增量、引入部分一次風(fēng)源，提高風(fēng)壓到 10 000 Pa，并對噴口托底播煤風(fēng)優(yōu)化改進(jìn)，達(dá)到給煤均勻播撒的效果，防止煙氣反竄和局部堆煤現(xiàn)象的出現(xiàn)。

1.3.6輸碎煤系統(tǒng)的改造

該鍋爐輸煤系統(tǒng)中的上煤系統(tǒng)只有一級碎煤而沒有篩分裝置，入爐煤顆粒粗大且顆粒非常多。在實際運(yùn)行中，為了提高蒸發(fā)量和避免床溫超限，必須用到很大的一次風(fēng)量，導(dǎo)致煙氣中 NO? 排放濃度大幅增加。實際測試鍋爐爐膛出口氧量約為 10.5%，NO? 排放濃度約為 596 mg/m3，也證明了這一點。因此，本次低氮改造過程中必須對輸碎煤系統(tǒng)進(jìn)行改造。

因皮帶間沒有設(shè)立原煤篩分裝置的足夠空間，須在煤場合適的位置設(shè)立離線式破碎篩分系統(tǒng)，以制備出足量的、粒度合格的入爐煤。改造后，合理的煤即煙煤的入爐煤質(zhì)顆粒粒徑要求如下：

1）該 CFB 鍋爐理想入爐煤平均粒徑 d50為 1.7~1.9 mm，寬篩分粒徑分布為 0~8 mm，通常情況下，要求 5 mm 以上顆粒不超過 5%、200 μm 以下顆粒不超過 20%，2種極端顆粒之和最好不超過 23%；

2）物料顆粒粒徑應(yīng)在 0~8 mm 范圍內(nèi)，平均粒徑 d50需控制在 1.8~2.0 mm，5~8 mm 大顆粒份額 ≤5%，0~200 μm 粒徑份額 ≤25%，其余中間粒徑份額 ≥70%。

按此粒徑測試鍋爐爐膛出口氧量約為 5%~5.5%，NO? 排放濃度可降到 300mg/m3以下。

1.3.7分離器入口煙道優(yōu)化改造

旋風(fēng)分離器是 CFB 鍋爐灰循環(huán)的一個核心部件，其入口煙速和導(dǎo)流特征直接影響著分離器的收塵效率，決定了灰循環(huán)倍率。表 2 是對現(xiàn)有分離器入口煙道煙氣流速的核算。

從表 2 分離器入口煙道煙氣流速可以看出，分離器喉口煙氣流速為 23.1m/s，煙速偏低，需要對分離器入口煙道進(jìn)行優(yōu)化改造。改造方案為：適度提高分離器入口煙氣流速，并控制煙氣流速在24~27 m/s范圍內(nèi)，增速后可以顯著改善分離器灰塵捕集效率，對抑制床溫和提高蒸發(fā)能力產(chǎn)生直接推動作用。

1.3.8熱工測點的優(yōu)化完善

目前，很多電廠熱工測點分布不合理，針對低氮燃燒改造所需的檢測需求，與電廠人員進(jìn)行溝通和協(xié)調(diào)，認(rèn)為電廠現(xiàn)行 NO? 排放濃度測點分布不合理，按照相應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)對有關(guān)熱工測點提出了建議，進(jìn)行了優(yōu)化和完善。

2 工程運(yùn)行效果

2.1改造后 NOx濃度分布及排放量測試

依據(jù)《固定污染源排氣中顆粒物測定與氣態(tài)污染物采樣方法》（GB/T16157-1996），用智能煙氣分析儀在除塵器入口測點處采用斷面網(wǎng)格法測量，同時記錄煙氣中氮氧化物、氧濃度，將氮氧化物濃度折算成空氣過剩系數(shù)為 1.4（6% O₂）時的數(shù)據(jù)，結(jié)合煙氣量計算 NO? 排放量。

2.1.152% BMCR 工況

52% BMCR 工況煙氣 NO? 濃度場分布見圖 4。

如表 3 所示，實驗期間 1 號爐 52% BMCR 工況下實測除塵器入口 NO? 排放濃度最高值為75.92 mg/m3，最低值為 62.07 mg/m3，平均值為 69.34mg/m3（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)干基、6% O 2 ），NO? 分布不均勻度為 6.94%，NO? 排放量為 4.93 kg/h。NO? 平均排放濃度達(dá)到保證值要求，即排放濃度不超過 150 mg/m3。

2.1.2 73%BMCR 工況

73%BMCR 工況煙氣 NO? 濃度場分布見圖 5。

如表 4 所示，實驗期間 1 號爐 73% BMCR 工況下實測除塵器入口 NO? 排放濃度最高值為126.69 mg/m3, 最低值為 97.13 mg/m3，平均值為 115.44 mg/m3（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)干基、6% O₂），NO? 分布不均勻度為 8.02%，NO? 排放量為 8.64 kg/h。NO? 平均排放濃度達(dá)到保證值要求，即排放濃度不超過150 mg/m3。

2.1.3 88%BMCR 工況

88% BMCR 工況煙氣 NO? 濃度場分布見圖 6。

如表 5 所示，實驗期間 1 號爐 88% BMCR 工況下實測除塵器入口 NO? 排放濃度最高值為154.60 mg/m3, 最低值為 106.84 mg/m3，平均值為 127.30 mg/m3（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)干基、6% O₂），NO? 分布不均勻度為 12.05%，NO? 排放量為 10.81 kg/h。NO? 平均排放濃度達(dá)到保證值要求，即排放濃度不超過 150 mg/m3。

2.2脫硝系統(tǒng)實驗結(jié)果

脫硝系統(tǒng)主要性能實驗結(jié)果如表 6 所示。

通過實驗結(jié)果可以看出，在 52% BMCR、73% BMCR、88% BMCR 工況下煙氣中 NO? 分布不均勻度分別達(dá)到 6.94%、8.02%、11.89%，離散值在 15% 以內(nèi)，NO? 排放穩(wěn)定，不高于 150 mg/m3，滿足《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》（GB 13223-2011）規(guī)定的循環(huán)流化床排放限值。

3 結(jié)論

1）目前循環(huán)流化床鍋爐普遍存在爐膛中心區(qū)缺氧、床溫不均勻性、床溫異常、爐膛出口、返料溫度與床溫差值過大、二次風(fēng)配風(fēng)方式、物料顆粒度異常、設(shè)計床溫與一次風(fēng)的配合、爐內(nèi)高效脫硫與低氮燃燒的矛盾、脫硝過程與汽水系統(tǒng)的矛盾等問題，這些問題影響 NO? 的排放濃度。

2）通過二次風(fēng)噴口改造、增設(shè)煙氣再循環(huán)、受熱面增設(shè)水冷屏、受熱面返料系統(tǒng)局部優(yōu)化、布風(fēng)板優(yōu)化、播煤風(fēng)及給煤口優(yōu)化、輸碎煤系統(tǒng)改造等方式，使風(fēng)量在各處保持均勻，有效實現(xiàn)爐內(nèi)物料的流態(tài)化合理構(gòu)建，對抑制床溫和提高蒸發(fā)能力產(chǎn)生直接推動作用，可達(dá)到深度還原降氮的目的，抑制 NO? 的生成。

3）實際運(yùn)行表明，通過上述局部優(yōu)化，NO? 排放得到了顯著的降低，NO? 濃度場分布合理，循環(huán)流化床鍋爐仍能高效、穩(wěn)定運(yùn)行。因此，在改造設(shè)計中必須因地制宜，有針對性地制定改造方案，方可達(dá)到最終的理想排放效果