循环流化床掺烧煤泥的低NOx排放试验研究

循环流化床掺烧煤泥的低NOx排放试验研究

宝青李先李威郭俊李关应

(内蒙古京泰发电有限责任公司内蒙古鄂尔多斯010300)

摘要：在循环流化床中试试验台上开展了两种比例煤泥掺混燃料的燃烧试验，研究了改变炉膛过量空气系数和旋风分离器出口补燃风量对燃烧及NOx排放特性的影响，通过炉内低氧燃烧结合旋风分离器出口后补燃，试验台的NOx原始排放浓度由190mg/m3降至98mg/m3。

关键词：循环流化床；低氧燃烧；补燃；氮氧化物排放；

0引言

循环流化床燃烧技术以其燃料适应面广、燃烧效率高、污染物排放少，在我国火力发电领域得到了快速发展。在控制氮氧化物（NOx）排放方面，循环流化床锅炉比煤粉锅炉具有很强的优势，大部分循环流化床锅炉NOx排放浓度低于200mg/m3（按O2=6%折算，以NO2计）。随着我国环保政策的日益严格，燃煤电厂需满足超低排放要求，即限制NOx排放浓度不高于50mg/Nm3。近两年来，通过全面低NOx燃烧设计的新建循环流化床锅炉，已经可以实现在燃用特定的煤质条件下，NOx原始排放浓度低于50mg/Nm3。对于现有的循环流化床锅炉，则是采用低NOx燃烧改造并结合SNCR脱硝的技术路线，来实现NOx超低排放，而通过低NOx燃烧改造大幅度降低锅炉原始NOx排放浓度是其中的关键。

通过采用循环流化床炉内低氧燃烧，并结合旋风分离器出口补燃的技术手段，可实现控制NOx排放并保证燃烧效率的效果，同时该技术方案对现有锅炉的改动量很小。本文研究基于以上原理，通过循环流化床中试装置开展煤泥掺混燃料的低氧补燃技术的燃烧试验研究。

1中试装置试验研究

1.1试验原理

通过控制炉膛内的过量空气系数，使炉膛和旋风分离器内呈低氧燃烧状态（即过量空气系数低于正常的1.2，略大于1），利用烟气中焦炭和CO抑制NOx的生成，或使已生成的NOx转化为N2，从而使旋风分离器出口的NOx原始排放浓度大幅度降低；同时在旋风分离器出口烟道加入补燃空气，充分燃尽尾部烟气中的未燃尽组分，保证了燃烧效率。

1.2试验燃料

中试装置热态试验使用的两种煤泥混煤燃料（燃料A和燃料B）取自电厂循环流化床锅炉的入炉燃料，由当地煤矿的原煤与晾干的煤泥掺混而成，燃料A中原煤与煤泥的比例约为50:50（重量百分比，下同），燃料B中原煤与煤泥的比例约为40:60。试验燃料经处理后的粒度为0~4mm。燃料A和燃料B的工业、元素分析及热值参见表1。

表1燃料工业、元素分析及热值

1.3试验系统

本文研究基于循环流化床燃烧中试装置开展热态试验，中试装置设计输入热功率为0.5MW，由循环流化床燃烧系统、烟气冷却系统、测控系统及辅助系统等部分组成。图1为循环流化床燃烧中试装置系统流程图。

循环流化床燃烧系统由炉膛、旋风分离器、返料器组成。炉膛横截面为圆形，密相区直径为280mm，稀相区直径为420mm，炉膛净高15m，炉膛上部布置一根冷却管，炉膛侧壁由耐火材料、保温材料分层敷设。在炉膛下部设置有两个给料口，用于燃料和其他物料给入。中试装置配有二台罗茨风机、一台高压风机和一台引风机，两台罗茨风机分别用于供一次风空气和二次风空气，高压风机提供返料器流化风，其中一路二次风被引出通入旋风分离器出口烟道，用于开展补燃对于燃烧、NOx排放特性的影响。

图1中试装置的烟风系统流程图

2中试装置试验工况

中试装置热态试验主要研究在炉膛过量空气系数以及补燃风量对燃烧特性及NOx排放特性的影响。表2为试验的工况设置。其中，炉膛下部（二次风喷入位置以下）的过量空气系数为λ1，炉膛上部（二次风喷入位置以上）的过量空气系数为λ2，尾部烟道内的过量空气系数为λ3。λ1、λ2和λ3定义如下：

工况A组为试验燃用燃料A的工况，工况B组为试验燃用燃料B的工况。工况A-1和工况B-1为常规燃烧工况，即炉内过量空气系数为1.2，没有补燃风的工况。工况A-2和A-3为改变不同的炉内过量空气系数和补燃风量的工况；工况B-2和B-3也改变为不同的炉内过量空气系数和补燃风量的工况。

3中试装置试验结果

（1）炉膛温度分布

图2为燃料A常规燃烧和补燃工况下炉膛温度分布曲线。从图中可以看出，在试验的三个工况中，炉膛温度的分布趋势基本一致，最高温度点出现在距离布风板6000mm处，三个工况依次为946,948和951℃，密相区温度差别很小。炉膛稀相区的温度逐渐下降，主要原因是由于炉膛顶部布置的冷却管所致。炉膛出口温度则随着补燃风量的增加而减少，主要是由于炉内燃烧份额的降低，以及炉内空气量的减少引起带入稀相区的热量减少。

旋风分离器及尾部烟道的温度分布曲线中，在常规燃烧工况A-1中炉膛顶部温度T12为最高，但由于后续没有补燃，烟气温度一直呈降低趋势。在补燃工况A-2和A-3中，旋风分离器出口温度反而较炉膛顶部温度略微升高，这说明在补燃工况下，发生了微弱的燃烧，随后烟气温度由于冷却迅速降低，两个工况中补燃温升小于15℃，对于尾部烟道没有明显的影响。

图2燃料A常规燃烧和补燃工况下炉膛及烟道温度分布

图3为燃料B常规燃烧和补燃工况下炉膛温度分布曲线。从图中可以看出，炉膛内温度分布规律基本与燃料A相同，但在提高补燃风量时，补燃风从旋风分离器出口喷入，炉膛内温度较低，说明炉膛内燃烧份额降低。在补燃工况中，旋风分离器温度相对炉膛顶部温度略微升高，这说明在补燃工况下，旋风分离器出口发生了微弱的燃烧，其温度分布趋势与燃料A接近。

图3燃料B常规燃烧和补燃工况下炉膛及烟道温度分布

（2）燃烧特性

图4为燃料A常规燃烧和补燃工况下CO排放和飞灰含碳量。从图中可以看出，补燃工况烟气中的CO和飞灰含碳量比常规燃烧工况略有升高，工况A-2和A-3相比工况A-1的CO浓度分别升高了14ppm和22ppm，飞灰含碳量升高了1.3%和1.9%。通过测量补燃前烟气中CO浓度为1023ppm，飞灰含碳量为18%，因此由于补燃风的喷入，绝大多数的可燃物被燃烧干净。根据计算常规燃烧工况燃烧效率为98.67%，补燃工况的燃烧效率为98.48%。由于中试装置散热量大，且旋风分离器出口温度较低，因此补燃对于降低CO浓度和飞灰含碳量的效果不如实际的锅炉。

图4燃料A常规燃烧和补燃工况下烟气中CO浓度及飞灰含碳量

图5为燃料B常规燃烧和补燃工况下CO排放和飞灰含碳量。从图中可以看出，补燃工况烟气中的CO和飞灰含碳量比常规燃烧工况略有升高，工况B-2和B-3相比工况B-1的CO浓度分别升高了4ppm和9ppm，飞灰含碳量升高了0.3%和0.5%。这主要是燃用燃料B时，炉膛的上部的温度要更高一点。

图5燃料B常规燃烧和补燃工况下烟气中CO浓度及飞灰含碳量

（3）NOx排放特性

图6为燃料A和B常规燃烧和补燃工况下NOx和N2O排放浓度。从图中可以看出，在燃料A常规循环流化床燃烧工况中，NOx原始排放为190mg/m3；燃料B常规燃烧NOx原始排放浓度为175mg/m3。在补燃工况中，两种燃料在补燃风量为80m3/h时，NOx原始排放浓度分别降到了98mg/m3和114mg/m3，NOx的排放浓度削减35%~45%。

（a）燃料A（b）燃料B

图6燃料A和B常规燃烧和补燃工况下NOx和N2O排放浓度

通过试验研究结果表明，循环流化床炉内低氧补燃技术可将NOx原始排放浓度削减35~45%，对燃烧效率的影响也较小，同时锅炉的改造量很小。采用该技术对现有循环流化床锅炉的低NOx排放改造，可将NOx原始排放浓度降低至100mg/m3，再结合低成本SNCR脱硝系统实现NOx的超低排放。

6结论

循环流化床炉内低氧燃烧结合旋风分离器出口补燃技术，可在保证燃烧效率的前提下，有效的降低燃烧过程中NOx原始排放浓度。对于现有循环流化床锅炉的改动量小，结合低成本SNCR技术可满足NOx超低排放要求。

通过中试装置热态试验研究，采用炉内低氧燃烧结合旋风分离器补燃，试验台的NOx原始排放浓度由190mg/m3降至98mg/m3，相比于常规燃烧可削减40%，CO浓度和飞灰含碳量没有明显的上升，炉膛及尾部烟道温度分布趋势没有变化。

参考文献：

[1]蒋敏华，黄斌.燃煤发电技术发展展望[J].中国电机工程学报，2012，32(29)：1-8．

[2]徐飞，骆仲泱，王鹏，等.440t/h循环流化床电站颗粒物排放特性的实验研究[J]．中国电机工程学报，2007，27(29)：7-11．

[3]蒋敏华，孙献斌.大型循环流化床锅炉的开发研制[J].中国电机工程学报,2007,27(23)：1-6．

[4]张瑞卿，杨海瑞，吕俊复.应用于循环流化床锅炉气固流动和燃烧的CPFD数值模拟[J]．中国电机工程学报，2013，33(23)：75-83．