基于垃圾焚燒鍋爐低氮燃燒優化耦合SNCR 條件下NOx 排放控制研究

陳國志，劉實，張愛民，鄧先洪，麻文軍，康錦鋒，劉曉敏，雷嗣遠

（1.貴州新源環境科技有限責任公司，貴州六盤水，553000；2.新源〈中國〉環境科技有限責任公司，福建廈門，361000；3.蘇州西熱節能環保技術有限公司，江蘇蘇州，215000）

0 引言

當前，我國的垃圾焚燒電廠數目已有600 余座，垃圾焚燒過程的氮氧化物（NOx）排放問題不容忽視［1，2］。低氮燃燒調整耦合選擇性非催化還原（SNCR）脫硝工藝已在常規燃煤鍋爐中成熟運用，而垃圾焚燒爐由于燃燒溫度低、燃料成分復雜、運行調整參數較多等原因，仍存在尿素耗量和氨逃逸水平較高的問題，且該技術工藝下的NOx生成和排放濃度的影響規律尚不明晰［3-5］。

王匡等［6］針對垃圾焚燒爐進行了低氮燃燒技術優化和數值模擬研究，發現以低氮燃燒技術為基礎，可顯著降低NOx生成，并減少SNCR 的還原劑消耗。Anichkov、李可夫、王智化等［7-9］在小型電加熱爐中模擬燃煤鍋爐研究了SNCR 不同運行參數如反應溫度和還原劑類型等對NOx脫除的規律，獲得了有價值的基礎研究成果。戴曉云等［10］以垃圾焚燒爐排放參數為例，研究了初始煙氣 NOx濃度為 331.83 mg/m3時，SNCR 運行條件下NOx排放濃度小于 200 mg/m3，NOx的脫除效率可在35%以上。工藝操作參數對爐膛中SNCR 運行效果影響較大，姜金東等［11］以流化床鍋爐為對象，利用Chemkin-Pro 研究了反應溫度、添加劑濃度、NOx初始濃度、氧氣濃度等對脫硝的影響規律，但以上規律在垃圾焚燒爐中是否適用尚未可知。Carlo等［12］、Thanh 等［13］、Hossain 等［14］利用計算流體軟件在垃圾焚燒爐中建立了三維湍流模型，發現SNCR還原劑的噴射角度、溶液顆粒尺寸和均勻性分布可促進NOx的脫除。朱傳強［15，16］等在浙江某500 t/d 垃圾焚燒爐中研究了SNCR 氨水噴射運行參數如溫度窗口、噴射壓力、煙氣水蒸氣含量等對NOx脫除效率的影響，發現氨水噴射最佳溫度窗口為830℃~870℃，降低反應溫度可促使氨逃逸，而提高反應溫度至900℃以上則會使煙氣中NOx的轉化率隨之升高。然而，以尿素為還原劑的垃圾焚燒爐，其SNCR 的最佳運行參數亦需獲悉，且關于低氮燃燒調整耦合SNCR 脫硝技術的研究工作在大型垃圾焚燒鍋爐中仍未大規模開展。

本文以六盤水某2×600 t/d 垃圾焚燒爐為例，研究了燃燒方式優化調整對爐內NOx生成濃度的影響和SNCR 系統對NOx脫除的耦合規律。在此基礎上，通過對噴槍位置及組合策略優化調整，獲得爐內低氮燃燒與SNCR 的整體最佳協同脫氮效果，為降低爐膛出口NOx濃度和尿素用量提供更加靈活的運行條件和技術參考。

1 垃圾焚燒爐低氮燃燒調整和SNCR 系統介紹

六盤水某2×600 t/d 垃圾焚燒爐采用光大環保有限公司自主研發的多級機械式爐排爐，驅動方式為液壓驅動，其關鍵部件的給料爐排、焚燒爐排、液壓系統、燃燒器和供風系統均由光大環保有限公司設計制造，主要技術參數如表1 所示。

該垃圾焚燒電廠生活垃圾的元素分析和工業分析數據見表2。研究發現，我國生活垃圾干燥無灰基含氮量為0.5%~4%［17］，而該廠所用生活垃圾含氮量相對較高。對比我國主要城市生活垃圾分析數據，該廠所用生活垃圾灰分含量較低，水分和揮發分則相對較高。

表2 六盤水2×600 t/d 垃圾焚燒爐燃料元素分析和工業分析

該垃圾焚燒電廠采用SNCR 技術進行爐內脫硝，設備技術參數如表3 所示。在測試煙氣中NO 和O2濃度前，在鍋爐（省煤器）出口煙道截面采用等截面網格法布置煙氣取樣點，在反應器區域布置一套PG350型煙氣分析儀，煙氣經不銹鋼管引出至煙道外，經過除塵、冷卻除濕等處理后，最后接入煙氣分析儀進行分析。利用煙氣分析儀，分別在停、投SNCR 還原劑時的鍋爐出口逐點采集煙氣樣品，分析煙氣中的NO與O2含量，獲得煙道截面的NOx濃度分布。

表3 SNCR 系統設備參數

SNCR 脫硝裝置截面各測點處的NOx濃度根據式（1）和（2）計算，然后根據式（3）計算截面NOx濃度平均值，進而根據式（4）計算脫硝效率。

式中：

CNO,in,actO2：SNCR 鍋爐出口煙道截面各點NO 濃度（μL/L）；

CNOx,in：SNCR 鍋爐出口煙道截面NOx濃度（11%O2）（mg/m3）；

CNO,out,actO2：SNCR 鍋爐出口煙道截面各點NO 濃度（μL/L）；

CNOx,out：SNCR 鍋爐出口煙道截面NOx濃度（11%O2）（mg/m3）；

CO2,act：實測O2濃度，干基（%）；

η：SNCR 脫硝效率（%）。

按照代表點NOx平均值與截面煙道NOx平均值相等的原則，選取3 個代表點進行NH3取樣測試氨逃逸濃度。氨逃逸樣品采用美國EPA 的CTM-027 標準以化學溶液法采集，并記錄所采集樣品的干煙氣流量、O2及NOx濃度。通過分析樣品溶液中的氨濃度，根據所采集的煙氣流量和O2濃度計算各采集點處煙氣中的干基氨逃逸濃度。

計算氨逃逸濃度時，先將各點值折算至11%O2以下，再計算其平均值，具體見公式（5）。

式中：

CNH3：氨逃逸濃度（干基、11%O2）mg/m3

CNH3,actO2：實測氨逃逸濃度（干基）μL/L

爐渣分析方法根據《生活垃圾焚燒污染控制標準》（GB 18485—2001）執行。

2 試驗結果與分析

2.1 垃圾焚燒爐燃燒過程優化

2.1.1 煙氣氧含量對NOx生成濃度的影響

在機組常用負荷條件下（主蒸汽流量在40t/h 左右），調整進入鍋爐的總風量，從而改變爐膛出口過?？諝庀禂担煔夂趿浚?，考察煙氣含氧量的變化對鍋爐爐膛溫度、排煙溫度及NOx生成濃度等參數的影響。研究結果如表4 所示，試驗期間，省煤器出口實測氧量由7.86%調整至6.48%，省煤器出口CO 濃度變化不大。受實際條件所限，在省煤器出口進行煙氣取樣和測試的NO 含量水平受SNCR 脫硝效果的影響，因此NO 濃度代表垃圾焚燒爐原煙氣經過SNCR 處理后的含量水平。NO 濃度由125μL/L 升高至155μL/L，NOx排放小時均值由172mg/m3變化至231mg/m3，如圖1所示。

圖1 省煤器出口氧含量對NOx 排放的影響

表4 煙氣中氧含量調整試驗工況

相比于煤粉燃燒，生活垃圾成分更加復雜，燃燒溫度偏低，其NOx生成過程與垃圾的成分、水分、含氮量和燃燒溫度等參數密切相關。煙氣中氧含量變化所導致的其他參數的改變會進一步影響到NOx的生成［21］。由表4 可知，煙氣中含氧量在7.39%時，飛灰可燃物含量和爐渣熱酌減率最低，這與爐膛溫度高于其他兩個工況有一定關系。因此，建議將省煤器出口實際煙氣中含氧量控制在7%最佳。

2.1.2 一次風量調整對NOx生成濃度的影響

維持鍋爐蒸發量在40t/h 左右，并保持其他參數基本不變，通過改變一次風機開度，考察一次風量變化對NOx生成濃度和鍋爐主要運行參數的影響，結果如表5 所示。一次風機調整試驗是分別在1~5單元爐排對應的不同一次風機開度下進行。由表5數據可知，一次風機開度在43%/43%/43%/43%/10%時，省煤器出口NO 濃度最低，為78μL/L；一次風機開度在40%/40%/43%/43%/10%時，爐渣熱灼減率和飛灰可燃物含量為最低。但綜合省煤器出口NO濃度、NOx排放小時均值（圖2）、尿素用量等參數可知，一次風機開度在40%/40%/40%/40%/10%時較為合適。

圖2 一次風機開度對NOx 排放的影響

表5 一次風分配調整試驗結果

由于入爐垃圾成分復雜，尤其是水分含量不同的垃圾，在干燥段、燃燒段、燃盡段所需的風量比例是不同的［22］。因此，基于本廠垃圾特點，參考上述一次風配比調整試驗結果，建議適當提高3、4 段一次風機的開度運行，降低飛灰可燃物含量和爐渣熱酌減率，以提高焚燒爐運行的經濟性。

2.1.3 二次風量調整對NOx生成濃度的影響

在鍋爐常用負荷條件下，通過調整不同的二次風機開度，考察二次風量變化對NOx生成濃度和鍋爐各性能參數的影響。如表6 所示，隨二次風機開度由30%關至0%，省煤器出口CO 和NO 以及NOx排放小時均值變化不大，如圖3 所示。二次風機開度在30%時，飛灰可燃物含量和爐渣熱酌減率綜合最佳。

圖3 二次風機開度對NOx 排放的影響

表6 二次風量調整試驗結果

2.2 爐排翻動調整的影響

在鍋爐常用出力條件下，蒸發量在40t/h 左右，盡量保持其他參數不變，考察不同爐排翻動次數對NOx生成濃度和鍋爐運行性能的影響，結果如表7 所示。爐排翻動試驗分別在6/6/6/6/6、5/5/5/5/5、6/6/6/6/5 進行，省煤器出口NO 濃度、NOx排放小時均值等變化不大，如圖4 所示。在爐排翻動次數為6/6/6/6/6 工況時，爐膛平均溫度高于其他工況；而當爐排翻動次數為6/6/6/6/5 工況時，飛灰可燃物含量和爐渣熱酌減率綜合效果最好。排放小時均值、飛灰可燃物含量和爐渣熱酌減率，給料爐排/焚燒爐排速度為1.0/0.8mm/s 時最佳。

圖4 爐排翻動次數對NOx 排放的影響

表7 爐排翻動調整試驗結果

2.3 給料爐排速度和焚燒爐排速度的影響

在鍋爐常用出力條件下，保持其他運行參數基本不變，通過改變給料爐排和焚燒爐排的速度比率，考察其對鍋爐出口NO 生成濃度及爐膛出口煙溫的變化的影響，同時判斷各級受熱面的積灰結渣情況，試驗結果如表8 所示。

表8 給料爐排速度和焚燒爐排速度調整試驗結果

在給料爐排/焚燒爐排速度分別為0.4/1.0mm/s、0.6/1.0mm/s、0.8/1.0mm/s、0.8/1.2mm/s、1.0/0.8mm/s 時進行測試試驗，由表8 可知，不同的給料爐排/焚燒爐排速度對爐膛平均溫度影響不大，在給料爐排/焚燒爐排速度為0.8/1.0mm/s、0.8/1.2mm/s、1.0/0.8mm/s 時，NOx生成濃度較低于其他工況，如圖5 所示。綜合NOx

圖5 爐排速度對NOx 排放的影響

爐排的運動頻率直接影響著垃圾在爐排上的停留時間，理想狀態下，通過爐排速率調整，能使垃圾均勻地布置在爐排上，當爐排上的燃燒區域占爐排長度的2/3 以上，垃圾物料有規律的分布式燃燒效果最佳。

2.4 鍋爐SNCR 脫硝過程優化初始NOx 濃度

在2 號機組常用負荷和110%高負荷工況下，將SNCR 系統退出運行，測試鍋爐初始NOx排放濃度，具體結果如表9 所示。實測機組主氣流量40t/h、45t/h 負荷下，鍋爐出口氧量分別為6.1%、6.7%，NOx濃度分別為303mg/m3、291mg/m3。

表9 鍋爐初始NOx 濃度

2.5 脫硝效率及氨逃逸

在2 號機組常用負荷和110%高負荷工況下正常投運SNCR，還原劑為噴射尿素，在鍋爐出口測量NO和O2濃度，并同步采集氨樣品，用于計算脫硝效率和氨逃逸濃度，試驗結果如表10 所示。

表10 SNCR 脫硝效率及氨逃逸濃度

在鍋爐常用負荷時（主汽流量40t/h 左右），實測鍋爐初始NOx濃度為303mg/m3，SCNR 投運后，脫硝效率為26.7%時，氨逃逸為12.7mg/m3；在鍋爐高負荷時（主汽流量45t/h 左右），實測鍋爐初始NOx濃度為291mg/m3，SCNR 投運后，脫硝效率為30.7%時，氨逃逸為15.3mg/m3。

2.6 SNCR 脫硝系統優化調整試驗

在2 號機組常用負荷和高負荷工況下（主氣流量分別為40t/h 和45t/h），對2 號鍋爐SNCR 噴槍插入口溫度進行測量，測量結果如圖6 所示。研究表明，SNCR 系統中尿素利用率最高時的煙氣溫度約為930℃，利用率較高的溫度區間為870℃~970℃。在鍋爐常用負荷下（主汽流量40t/h 左右），#1 噴槍處溫度偏低，#2、#3、#6 噴槍處溫度偏高。在鍋爐高負荷下（主汽流量45t/h 左右），各噴射點整體溫度偏高，有噴入的還原劑氧化生成NOx的風險，由于僅有一層噴槍，因此可調整策略較少。若機組負荷進一步提升，已有噴槍區域煙溫整體偏高，則需要在上層加設噴槍層以滿足調整要求。

圖6 SNCR 噴槍插入口溫度

試驗期間，經過多輪優化調整，在主汽流量接近的前提下，2 號機組尿素耗量低于1 號機組15%~20%。

3 結論

垃圾焚燒鍋爐低氮燃燒耦合SNCR 優化調整過程中各因素相互關聯、制約和影響。本文基于六盤水某2×600 t/d 垃圾焚燒爐研究了燃燒方式優化調整對爐內NOx生成濃度的影響規律和SNCR 系統對NOx脫除的效果，獲得的主要結論如下：

（1）爐排靠近左右側墻的火焰溫度接近，爐膛中部火焰的溫度略高于左右兩側，爐排上方的火焰溫度在900℃~1050℃。在常用負荷下進行了氧量調整試驗，飛灰可燃物含量、爐渣熱酌減率及爐膛溫度與運行氧量相關，省煤器出口實際運行氧量控制在7%最佳。

（2） 由省煤器出口NO 濃度、NOx排放小時均值、尿素用量等參數綜合推薦一次風機開度在40%/40%/40%/40%/10%較為合適，并根據入爐垃圾水分含量和料層厚度合理設置和調整一次風機開度。

（3）二次風量調整試驗結果表明，二次風機開度由0%開大至30%，省煤器出口CO 和NO 以及NOx排放小時均值變化不大；二次風機開度在30%時，飛灰可燃物含量和爐渣熱酌減率綜合最佳。

（4）爐排翻動次數調整對省煤器出口NO 濃度、NOx排放小時均值影響不大，爐排翻動次數為6/6/6/6/5工況時，飛灰可燃物含量和爐渣熱酌減率綜合效果最佳。給料爐排/焚燒爐排速度為1.0/0.8mm/s 時對降低飛灰可燃物含量和爐渣熱酌減率較為有利。

（5）鍋爐常用負荷時初始NOx濃度為303mg/m3，SCNR 投運后，脫硝效率為26.7%時，氨逃逸為12.7mg/m3；在鍋爐高負荷時，鍋爐初始NOx濃度為291mg/m3，SCNR投運后，脫硝效率為30.7%時，氨逃逸為15.3mg/m3。