0 引 言

CFB锅炉普遍采用SNCR方式脱除烟气中的NOx，反应温度窗口为850～1 050 ℃[1-2]。近年来，电力需求增速变缓，越来越多的机组需要调峰运行，大量CFB锅炉在低负荷情况下，由于循环灰量少，分离器入口温度低于850 ℃，导致SNCR反应无法进行，采用单一的SNCR脱硝技术无法满足NOx超低排放要求，采用低氮燃烧技术降低原始排放结合SNCR脱硝系统是实现CFB锅炉NOx超低排放的有效途径。

吴剑恒等[3]通过延长还原性气氛的富燃料区反应区间，增强二次风穿透性，提高炉膛中心区域传热强度的方法，使某75 t/h CFB 锅炉NOx原始排放从180 mg/Nm3降至140 mg/Nm3，机械不完全燃烧损失降低1%～1.5%。陈建军等[4]在优化二次风喷口布置的基础上增加FGR系统，使某130 t/h CFB锅炉NOx排放降至50 mg/Nm3以下。清华大学提出的基于流态重构低床压降节能型 CFB 锅炉[5]技术路线，通过增加有效床料浓度，NOx原始排放浓度从192 mg/Nm3降至113 mg/Nm3。Artur[6]在蒸发量为1 296 t/h的CFB锅炉上试验发现，FGR可均衡CFB锅炉炉膛纵向温度分布，加快炉膛下部热通量恢复。本文通过对某130 t/h CFB锅炉进行低氮燃烧改造，分析改造后炉膛参数变化，为同类型机组的改造提供参考。

1 研究对象

某电厂1号炉为济南锅炉厂与中国科学院工程热物理研究所联合开发的YG-130/9.8型高温高压循环流化床锅炉，单炉膛，自然循环，全悬吊结构，全钢架π型布置。炉膛采用膜式水冷壁、汽冷式旋风分离器，尾部竖井烟道布置两级3组对流过热器，过热器下方布置3组省煤器及一、二次风各3组空气预热器。锅炉采用SNCR脱硝方式，改造前锅炉NOx原始排放浓度约300 mg/Nm3，最高排放浓度约350 mg/Nm3。锅炉常用燃料为烟煤，同时掺入5%干污泥，燃料性质分析见表1。

表1 入炉燃料分析
Table 1 Analysis of feedstocks

2 技术方案

2.1 分离器提效改造

Mazyan等[7]以直径190 mm的分离器为模型，经数值模拟发现，在分离器上部增加切向进气室，分离器效率最高可增加50%，压降增加不超过8%;王勇[8]以某410 t/h CFB锅炉为研究对象，经优化中心筒插入深度，延长中心筒长度至入口烟气高度的1/2，提高了分离器效率;李楠[9]采用带偏置的渐缩型中心筒，增加锅炉循环灰量，降低床温30 ℃，脱硝还原剂20%氨水的消耗量由20 t/d降低为4 t/d。

分离器内部的烟气为混合有宽筛分颗粒的气固两相流，在离心力与重力作用下，颗粒经离心分离和沉降分离后被分离器捕捉。基于此原理，Muschelknautz等[10]提出了计算分离器效率的数学模型，采用式(1)计算分离器切割粒径dv。

(1)

其中，μg为气体黏度;Ve为分离器下部锥体体积；ρs为颗粒密度;ρg为气体密度;Hc为中心筒底部至分离器锥体底部距离;μθcs为气体切向速度。切割粒径越小，分离器效率越高，由式(1)可知，切割粒径与气体切向速度成反比，通过提高气体切向速度，可减小切割粒径，提高分离效率。国内工程经验表明，分离入口烟气速度在30 m/s左右可得到较好的分离效果(表2)。本文研究对象改造前分离器入口烟速为18.17 m/s，有较大改造空间，通过重新制作分离器入口烟道浇注料，缩小烟道宽度，烟气速度由18.17 m/s提高至26 m/s。

表2 锅炉分离器参数计算(BMCR工况)
Table 2 Parameters of separators(BMCR condition)

2.2 FGR改造

增设FGR系统，根据锅炉烟气O2体积分数较低的特点，在保证总流化风量的情况下，降低一次风量及密相区氧含量，强化密相区还原性氛围，抑制床温。1号炉额定负荷下，一、二次风量各为62 000 Nm3/h，一、二次风率均为50%，烟气量155 000 Nm3/h，增加FGR系统后，将10%烟气通过FGR管道引入一次风机，一次风流量不变，一次风O2体积分数降至17.75%，折算为21%的空气流量为50 190 Nm3/h，二次风流量从62 000 Nm3/h增加至73 810 Nm3/h，一次风率降低至40%，二次风率提高至60%，可强化空气分级燃烧效果，降低NOx生成量。

2.3 二次风口改造

锅炉原有上、中、下3层二次风，前墙4列，后墙2列，左右侧墙各布置2列。3层二次风口距离布风板高度分别为2 626、1 626和 833 mm。本次改造将前墙和后墙原下二次风口整体上移，具体为将原下层二次风口封堵，在距布风板3 600 mm开孔作为改造后上二次风，锅炉左右侧墙原下二次风口封堵，其余不作改动，如图1所示。改造后的下二次风口距布风板1 626 mm，扩大了密相区还原性范围。

3 改造效果与分析

3.1 氧含量对反应器出口NOx排放的影响

实验与工程实践表明，NOx的排放随锅炉氧含量的增加而增加[11]。从SNCR反应机理上分析，O2既可促使NH3还原NO，也可将NH3氧化成NO，但随着O2提及分数的增加，对NH3的氧化反应更加有利，促使NOx排放增加。1号炉改造后，在130 t/h负荷下，NOx原始排放浓度由改造前的300～350 mg/Nm3降低至245 mg/Nm3。不同负荷下还原剂耗量与氧含量的关系如图2所示，氧含量在3.3%～3.8%时,1号炉20%氨水消耗量为260 kg/h，可以实现NOx排放<50 mg/Nm3，对应氨氮摩尔比NSR=2.9。随着氧含量继续提高，3个负荷试验工况均表现为还原剂用量增加;当氧含量<3.3%且继续降低时，3个试验工况仍表现为还原剂用量增加。低氧含量下还原剂用量与NOx排放如图3所示。130 t/h负荷下，当氧含量低至2.2%后，氨水消耗量增加至400 kg/h(NSR=4.4)，NOx排放量增加至110 mg/Nm3，且此时随着氨水消耗量继续增加，NOx排放无变化。

Fumihiko等[12]、李明磊[13]分别通过搭设试验台与数值模拟方法，发现随着氧含量的增加，脱硝效率逐渐降低，SNCR反应在缺氧环境下几乎不会进行，但未对SNCR反应需氧量进行定量分析。1号炉的3个试验工况表明，随着氧含量的变化,SNCR反应可以分为4个区间:① 0～2.2%为无效区，由于环境缺氧，SNCR反应链不会进行，反应器出口NOx排放取决于锅炉低氮改造后的原始排放;② 2.2%～3.3%为反应低效区，该区间虽然原始排放较低，但由于脱硝效率也较低，致使反应器出口NOx排放依然较高;③ 3.3%～3.8%为高效区，该区间脱硝效率较高，反应器出口NOx排放较低;④ >3.8%为反应低效区，该区间锅炉原始排放增加，脱硝效率降低，反应器出口NOx排放升高。

3.2 FGR对NOx排放的影响

SNCR系统停运的情况下，在不同负荷下对1号炉进行FGR调整试验，如图4所示，各工况下，NOx原始排放浓度均随FGR开度的增加而减小。70 t/h负荷下，NOx原始排放浓度由155 mg/Nm3降为90 mg/Nm3;90 t/h负荷下，由190 mg/Nm3降为125 mg/Nm3;130 t/h负荷下，由245 mg/Nm3降低为140 mg/Nm3。一般认为，FGR降低NOx排放主要有2方面因素:① FGR可降低床层温度，均衡炉内水平与纵向温度分布;② FGR可降低炉内氧含量。图5为不同负荷下，床层温度与炉膛出口温度随FGR开度的变化情况，可见，随着FGR开度的增加，床层温度逐渐降低，且和炉膛出口温差逐渐减小。7 0 t/h负荷下，床层温度降低49 ℃，与炉膛出口温差由75 ℃减小至45 ℃(图5(a));90 t/h负荷下，床层温度降低39 ℃，与炉膛出口温差由85 ℃减小至69 ℃(图5(b));130 t/h负荷下，床层温度降低63 ℃，与炉膛出口温差由38 ℃减小至15 ℃(图5(c))。

维持反应器出口NOx排放浓度在50 mg/Nm3，逐渐开大FGR，中心筒出口烟温逐渐升高，氨水消耗量先降低后升高，如图6所示。70 t/h负荷时，由于炉膛温度降低较多，虽然氨水消耗量增大，但SNCR反应几乎不会进行，反应器出口NOx排放浓度持续超过50 mg/Nm3(后文简称“超标”)，且无法降低;随着FGR开大至60%以上，NOx原始排放浓度降至50 mg/Nm3以下，氨水消耗量降低至0，如图6(a)所示。NOx原始排放量随着FGR开大单调降低，而反应器出口NOx先降低后上升，表明中心筒出口烟温对于反应器脱硝效率存在一个最优值。SNCR反应的最佳温度窗口为850～1 050 ℃，当中心筒出口烟温>800 ℃且继续升高时，炉内SNCR反应有效区间逐渐延长，脱硝效率增加，反应器出口NOx排放量降低;烟气在流经高温过热器后，温度降至700 ℃以下，SNCR反应停止，故中心筒出口烟温的升高而使燃料的后燃性增强时，后燃释放出的NOx量大于因脱硝效率提高而额外脱除的NOx时，反应器出口NOx即表现为开始升高。当燃料的后燃现象增加至一定程度，NOx释放的同时经过高温过热器降温，此时SNCR没有反应区间，表现为反应器出口NOx排放快速上升，且喷入还原剂无效。

3.3 二次风入射高度对NOx排放的影响

提高二次风入射高度，可增加密相区还原气氛范围，抑制NOx生成并还原已生成的NOx[14]，Murat等[15]通过试验研究发现，当二次风量恒定时，二次风入射位置由布风板上方142 cm提高至415 cm后，NOx排放降低20%。但二次风入射位置过高，会导致燃烧延迟，炉内热负荷分布偏离设计工况，锅炉效率降低，如前所述，后燃现象严重会导致SNCR系统喷入NH3无效，NOx排放超标。对于空气分级燃烧技术，二次风入射位置存在一个最佳高度值。在锅炉运行中，维持二次风总量一定，逐渐关闭下层二次风门，可提高二次风核心区域高度，强化空气分级燃烧效果;逐渐关闭上层二次风门，可以降低二次风核心区域高度。

二次风门开度对锅炉的影响如图7所示。

由图7(a)可知，维持锅炉负荷、氧含量、氨水消耗量不变，随下层二次风门逐渐关闭，中心筒出口温度逐渐升高，燃料后燃现象增强，NOx排放量升高。改造后下层二次风位置距布风板1 626 mm，处于较高位置，当下二次风门逐渐至全关时，二次风入射高度提高至2 626 mm以上，燃料燃烧大幅推迟，SNCR反应区间减小，脱硝效率下降;由图7(b)可知，随上层二次风门关闭，二次风核心高度逐渐降低，中心筒出口温度降低，SNCR反应区间增大，NOx排放降低，上层二次风门关至25%，NOx排放量最低达27 mg/Nm3，但随上层二次风门继续关闭，空气分级燃烧优势减弱，NOx排放量开始升高。

4 结 论

1)随着O2含量降低，CFB锅炉NOx原始排放量逐渐降低，但同时O2影响SNCR的反应进程，在CFB锅炉采用低氮燃烧技术后,O2含量过低会导致脱硝反应效率降低，甚至失效，引起反应器后NOx排放超标。

2)FGR系统可降低床温，缩小炉膛上下温差。同时FGR系统可调整中心筒出口烟温，进而影响SNCR高效反应区间大小，调整中心筒出口至合适的温度，可得到较大的SNCR脱硝效率。

3)调整上层、下层二次风门开度，可获得二次风入射最佳高度。通过调整二次风入射位置，可提前或推迟燃料燃烧，进而影响反应器出口NOx排放。

参考文献(References):

[1] 孙献斌,黄中.大型循环流化床锅炉技术与工程应用[M].北京:中国电力出版社,2009:23.

[2] BASU P,FRASER S A.循环流化床锅炉的设计与运行[M].北京:科学出版社,1994:138.

[3] 吴剑恒,俞金树,何宏舟,等.燃烧福建无烟煤之75 t/h中温旋风分离CFB锅炉低氮燃烧改造[J].电力学报，2015,30(6):500-508.

WU Jianheng,YU Jinshu,HE Hongzhou,et al.The low-NOx combustion transformation of Fujian anthracite-fired circulating fluidized bed boiler with medium-temperature cyclone separation[J].Journal of Electric Power,2015,30(6):500-508.

[4] 陈建军，周俊虎，朱占恒,等.130 t/h循环流化床锅炉低氮燃烧改造及调整试验[J].热力发电，2017,46(2):81-93.

CHEN Jianjun,ZHOU Junhu,ZHU Zhanheng,et al.Low-NOx combustion retrofitting and optimal adjustment tests for a 130 t/h CFB boiler[J].Thermal Power Generation,2017,46(2):81-93.

[5] 李竞岌,杨海瑞,吕俊复,等.节能型循环流化床锅炉低氮氧化物排放的分析[J].燃烧科学与技术,2013,19(4):293-298.

LI Jingji,YANG Hairui,LYU Junfu,et al.Low NOx emission characteristic of low energy consumption CFB boilers[J].Journal of Combustion Science and Technology,2013,19(4):293-298.

[6] ARTUR Baszczuk.Effect of flue gas recirculation on heat transfer in a supercritical circulating fluidized bed combustor[J].Archives of Thermodynamics,2015,36(3):61-83.

[7] MAZYAN W I,AHMAD A,BRINKERHOFF J,et al.Enhancement of cyclone solid particle separation performance based on geometrical modification:numerical analysis[J].Separation and Purification Technology,2017,191:276-285.

[8] 王勇.240 t/h循环流化床锅炉低氮燃烧技术应用探讨[D].济南:山东大学,2017:38-43.

[9] 李楠，周小根，施起荣，等.330 MW CFB 锅炉中心筒改造研究与应用[J].工业加热,2017,46(3):58-60.

LI Nan,ZHOU Xiaogen,SHI Qirong,et al.Research and application on the retrofitting of central cylinder of 330 MW CFB boiler[J].Industrial Heating,2017,46(3):58-60.

[10] MUSCHELKNAUTZ U,MUSCHELKNAUTZ E.Special design of inserts and short entrance ducts to recirculating cyclones[C]//Proceedings of the Fourth International Conference on Circulating Fluidized Beds.Ottawa:[s.n.],1993.

[11] 赵鹏勃,孙涛,高洪培,等.CFB 锅炉SNCR脱硝技术常见问题及对策[J].洁净煤技术,2016,22(1):86-89.

ZHAO Pengbo,SUN Tao,GAO Hongpei,et al.Common problems and countermeasures of CFB boiler SNCR denitrification technology[J].Clean Coal Technology,2016,22(1):86-89.

[12] FUMIHIKO K,PETER G,JANE J,et al.The Thermal DeNOx process:Influence of partial pressures and temperature[J].Chemical Engineering Science,1995,50(9):1455-1466.

[13] 李明磊.循环流化床锅炉选择性非催化还原反应脱硝数值模拟与应用[D].北京:华北电力大学,2014:33-56.

[14] 肖琨,高明,乌晓江,等.空气分级低氮燃烧改造技术对锅炉汽温特性影响研究[J].锅炉技术,2012,43(5):62-65.

XIAO Kun,GAO Ming,WU Xiaojiang,et al.Effect of air staging low NOx combustion technology on boiler steam temperature characteristic[J].Boiler Technology,2012,43(5):62-65.

[15] MURAT V,AYSEL T A,HAYATI O.Emission characteristics of co-combustion of a low calorie and high-sulfur-lignite coal and woodchips in a circulating fluidized bed combustor.Part 2:Effect of secondary air and its location[J].Fuel,2014,151:1-9.