張 鑫

(1.煤科院節(jié)能技術(shù)有限公司，北京 100013； 2.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013； 3.國家能源煤炭高效利用與節(jié)能減排技術(shù)裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013)

0 引 言

隨著國家對(duì)煤炭資源清潔利用和環(huán)保要求的不斷提升，燃煤鍋爐實(shí)現(xiàn)超低排放已成為普遍標(biāo)準(zhǔn)，如要求煙塵≤10 mg/Nm3、SO2≤35 mg/Nm3、NOx≤50 mg/Nm3，同時(shí)降低煤炭燃燒利用過程中的污染物初始排放日益成為人們關(guān)注的重點(diǎn)，其中低氮燃燒技術(shù)即為主要研究內(nèi)容之一。資料表明，在理論上NOx生成有3種不同機(jī)理:熱力型NOx由空氣中N2高溫氧化而成；燃料NOx由燃料中的化學(xué)氮轉(zhuǎn)換而成；快速NOx由氮?dú)浠肿拥l(fā)生反應(yīng)以及隨后原子氮又與氫氧基相互作用而形成。一般燃燒裝置中快速型NOx生成量很少，鍋爐燃燒產(chǎn)物中氮氧化物以NO為主，約占90%以上。其中對(duì)于燃煤鍋爐，NOx來源主要有兩類:燃燒初期生成的燃料型NOx與燃燒后期生成的熱力型NOx，前者占比超過70%～80%[1]。燃料型NOx由煤粉中含氮有機(jī)物(揮發(fā)分氮和焦炭氮)與氧氣燃燒反應(yīng)生成，對(duì)其影響最大的是空氣和燃料的混合比，其次是溫度；熱力型NOx來自于高溫條件下氮?dú)獾难趸?，研究表明，溫度超過1 500 ℃時(shí)熱力型NOx大量產(chǎn)生；快速型NOx則由氧氣與煤粉燃燒中間產(chǎn)物(HCN和N)在高溫下快速反應(yīng)生成[2-3]。煤粉燃燒過程中3種NOx類型所占比例見表1[4]。

表1 煤粉爐NOx比例Table1 NOx proportion of pulverized coal furnace

實(shí)踐證明，對(duì)于煤粉燃燒，通過控制燃燒過程中的過量空氣系數(shù)，即把控煤粉與助燃空氣的接觸時(shí)機(jī)，可起到大幅降低氮氧化物的效果，通常采用空氣分級(jí)低氮燃燒技術(shù)即可有效利用該原理。西安交通大學(xué)的劉興等[5]也認(rèn)為，目前熱力型NOx的控制策略主要是控溫；燃料型NOx的控制策略主要采用精準(zhǔn)調(diào)控過量空氣系數(shù)，即保持主燃區(qū)欠氧，使其處于還原性氣氛中燃燒，此為目前降低NOx排放的核心思想。在此基本思想指導(dǎo)下，一些不同方式的低氮燃燒技術(shù)陸續(xù)誕生，如早期日本的高溫空氣燃燒技術(shù)(High Temperature Air Combustion)[6]、德國的無焰氧化(Flameless Combustion)[7]、意大利等國的溫和燃燒(MILD Combustion)[8]等，近期在煤粉燃燒技術(shù)領(lǐng)域，如國電煙臺(tái)龍?jiān)措娏夹g(shù)股份有限公司的雙尺度超低氮燃燒技術(shù)、哈爾濱工業(yè)大學(xué)多次分級(jí)中心給粉旋流煤粉高效低氮氧化物燃燒技術(shù)、德國扎克集團(tuán)CONOX UCC低氮燃燒技術(shù)等均具有一定的代表性，其NOx初始排放普遍在200 mg/Nm3左右。在循環(huán)流化床燃燒技術(shù)領(lǐng)域，由于燃燒溫度較低，一般可達(dá)到(100～200)mg/Nm3的NOx初始排放水平[9]，清華大學(xué)岳光溪、呂俊復(fù)團(tuán)隊(duì)開發(fā)的基于爐內(nèi)脫硫和低氮燃燒的超低排放循環(huán)流化床鍋爐技術(shù)已實(shí)現(xiàn)NOx初始排放低于50 mg/Nm3，中國科學(xué)院工程熱物理研究所研發(fā)的第二代低氧補(bǔ)燃技術(shù)也已達(dá)到100 mg/Nm3以下的初始排放水平。目前煤粉燃燒技術(shù)相較循環(huán)流化床燃燒在污染物初始排放方面研究進(jìn)展滯后，因而對(duì)于煤粉低氮燃燒技術(shù)需進(jìn)行持續(xù)的研究及創(chuàng)新。

張磊等[10]提出，解耦燃燒工藝是有前景的減少NOx排放的工藝之一，劉興等[5]對(duì)煤粉熱解氣化耦合燃燒超低氮燃燒技術(shù)進(jìn)行了系統(tǒng)梳理，其中提到煤科院的中心逆噴強(qiáng)旋流燃燒技術(shù)。斯東波[4]、顏?zhàn)Ｃ鱗11]、劉敦禹等[12]均在深度空氣分級(jí)低氮燃燒方面有所研究，但主要對(duì)象為電站煤粉鍋爐四角切圓燃燒器；韓佳宸等[13]在進(jìn)行無煙煤低氮燃燒實(shí)驗(yàn)中指出，采用深度空氣分級(jí)，主燃區(qū)過量空氣系數(shù)為0.6和0.8，且NOx的還原效率較高；煤科院王鵬濤[14]對(duì)預(yù)燃式煤粉深度空氣分級(jí)燃燒進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，進(jìn)一步證明了深度空氣分級(jí)對(duì)降低氮氧化物生成量有積極的促進(jìn)作用。煤科院自2013年啟動(dòng)煤粉低氮燃燒技術(shù)研究工作，在中心逆噴強(qiáng)旋流煤粉預(yù)燃技術(shù)基礎(chǔ)上采用深度空氣分級(jí)技術(shù)，已在14MWth及以上工業(yè)系統(tǒng)試驗(yàn)中取得階段性成果，可為煤粉低氮燃燒技術(shù)發(fā)展提供借鑒。

1 技術(shù)原理

由于試驗(yàn)采用中心逆噴強(qiáng)旋流煤粉預(yù)燃室，使燃燒系統(tǒng)更易于分級(jí)配風(fēng)技術(shù)的應(yīng)用且較易實(shí)現(xiàn)深度空氣分級(jí)，以達(dá)到創(chuàng)造還原性氣氛?qǐng)?、抑制NOx生成的目的?；诖它c(diǎn)，對(duì)燃燒系統(tǒng)的配風(fēng)策略進(jìn)行優(yōu)化，其深度空氣分級(jí)配風(fēng)示意如圖1所示。

圖1 深度空氣分級(jí)配風(fēng)示意Fig.1 Deep air staged combustion system

一次風(fēng)用于將煤粉送至預(yù)燃室，并在前部著火引燃；二次風(fēng)提供煤粉著火及初步燃燒所需的空氣；三次風(fēng)提供煤粉在爐膛內(nèi)進(jìn)一步燃燒所需的空氣，通過調(diào)節(jié)二次風(fēng)與三次風(fēng)的比例以實(shí)現(xiàn)深度空氣分級(jí)燃燒。

2 試驗(yàn)系統(tǒng)及試驗(yàn)方法

2.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)所選用燃燒器額定熱功率為7 MW，帶有煤粉預(yù)燃室，一次、二次助燃風(fēng)采用常溫冷空氣。燃燒器出口連接φ1 800 mm、長度為9 000 mm的鋼制圓筒作為爐膛，在爐膛前端設(shè)置三次風(fēng)。煤粉低氮燃燒試驗(yàn)系統(tǒng)工藝流程如圖2所示，現(xiàn)場實(shí)物如圖3所示。

圖2 煤粉低氮燃燒試驗(yàn)系統(tǒng)示意Fig.2 Diagram of the experiment system with low nitrogen combustion of pulverized coal

圖3 煤粉低氮燃燒試驗(yàn)現(xiàn)場實(shí)物圖Fig.3 Physical map of the experiment with low nitrogen combustion of pulverized coal

用于助燃的二次風(fēng)和三次風(fēng)分別由獨(dú)立風(fēng)機(jī)提供，采用螺旋式煤粉供料器，供料量調(diào)節(jié)范圍為0～1 200 kg/h，在距離爐膛入口軸線方向0.5 m、2 m、3.5 m、5.0 m、6.5 m和8.0 m的位置分別設(shè)置熱電偶用于測量爐膛內(nèi)溫度分布，在爐膛出口處設(shè)置煙氣取樣管，取樣管連接德圖(testo 350)煙氣分析儀，采集的NOx數(shù)據(jù)按照O2含量9%濃度基準(zhǔn)值折算。

三次風(fēng)的配風(fēng)位置分別選取在爐膛入口側(cè)壁和頂端2個(gè)位置，其中頂端、爐膛側(cè)壁均設(shè)置4個(gè)噴口，頂端配風(fēng)和側(cè)壁配風(fēng)通過蝶閥獨(dú)立控制。其中爐膛頂端的配風(fēng)位置是在距離中心450 mm的圓周上均布4路直徑為65 mm的三次風(fēng)管；爐膛側(cè)壁配風(fēng)位置設(shè)在距爐膛頂端4.5 m的斷面位置，此處射流火焰溫度在1 000 ℃～1 200 ℃，幾乎沒有熱力型NOx產(chǎn)生，此為主燃區(qū)和燃盡區(qū)的邊界，適宜配入三次風(fēng)。在爐膛圓周布置4路直徑為65 mm的三次風(fēng)管，4根風(fēng)管采用對(duì)角對(duì)沖和相鄰對(duì)沖2種布置方式，三次風(fēng)管布置示意如圖4所示，其中圖4(a)和圖4(b)分別表示2種爐膛側(cè)壁配風(fēng)方式，圖4(c)表示爐膛頂端配風(fēng)。

圖4 三次風(fēng)管布置模式Fig.4 The arrangement type of the tertiary air duct

2.2 試驗(yàn)煤種

采用神華神東補(bǔ)連塔礦煙煤作為試驗(yàn)煤種，該煤種揮發(fā)分含量高，著火性能好，采用深度空氣分級(jí)技術(shù)能獲得較好的低NOx初始排放效果。其初步煤質(zhì)分析數(shù)據(jù)見表2，定制采購的煤粉直接送至試驗(yàn)現(xiàn)場的煤粉倉，測得試驗(yàn)煤粉的中位粒徑為:d50=40 μm。

表2 神東補(bǔ)連塔礦煙煤煤質(zhì)分析數(shù)據(jù)Table 2 Coal quality analysis data of the Shenhua bituminous coal

2.3 試驗(yàn)方法

此次熱態(tài)臺(tái)架試驗(yàn)涉及煤粉給料、送風(fēng)、煤粉燃燒、數(shù)據(jù)測量等重要環(huán)節(jié)，各路助燃風(fēng)量由安裝于送風(fēng)管道的孔板流量計(jì)實(shí)測得到，并由電動(dòng)蝶閥調(diào)節(jié)風(fēng)量大小，尾部煙氣分析儀可實(shí)測爐膛出口氧含量，煤粉供料量和熱負(fù)荷以總助燃空氣量和爐膛出口氧氣量為基礎(chǔ)計(jì)算獲得。

燃燒產(chǎn)生的NOx初始排放值由爐膛出口的煙氣分析儀測得，并進(jìn)行相應(yīng)折算。

以相同負(fù)荷未采用分級(jí)配風(fēng)工況下測得的NOx初始排放值為基準(zhǔn)，將其它工況相比基準(zhǔn)工況數(shù)值的減少率定義為脫硝效率，折算后的NOx初始排放值與脫硝效率均可用于評(píng)價(jià)低氮燃燒效果。煙氣中CO的測量濃度值，將其用于判定燃燒是否充分。

對(duì)分級(jí)配風(fēng)比例、爐膛頂端及爐膛側(cè)壁2個(gè)三次風(fēng)配風(fēng)位置對(duì)低氮燃燒效果的影響進(jìn)行試驗(yàn)考察，通過爐膛溫度的輔助判斷，確定了爐膛側(cè)壁配風(fēng)的最佳位置，因此未選取多組爐膛側(cè)壁三次風(fēng)配入位置進(jìn)行試驗(yàn)。

3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 分級(jí)配風(fēng)對(duì)比未分級(jí)配風(fēng)

在供粉量和總風(fēng)量基本保持不變(即負(fù)荷不變)的條件下，工況1未實(shí)施分級(jí)配風(fēng)；工況2和工況3三次風(fēng)由爐膛前端(以下簡稱爐頭)配入，其中工況2、工況3的風(fēng)管出口風(fēng)速分別為28 m/s、62 m/s，配風(fēng)方式如圖4(c)所示；工況4三次風(fēng)由爐膛側(cè)壁配入，三次風(fēng)相鄰對(duì)沖布置，配風(fēng)方式如圖4(a)所示；工況5三次風(fēng)由爐膛側(cè)壁配入，三次風(fēng)對(duì)角對(duì)沖布置，焦點(diǎn)為爐膛中心，配風(fēng)方式如圖4(b)所示。

根據(jù)公開資料，電站煤粉鍋爐燃盡風(fēng)設(shè)計(jì)風(fēng)量一般不超過總風(fēng)量的30%，采用相對(duì)較淺的空氣分級(jí)，主燃區(qū)空氣過量系數(shù)一般控制在0.9～1.0[15]，此次深度空氣分級(jí)試驗(yàn)為了獲得較好的低氮效果，將主燃區(qū)過量空氣系數(shù)控制在0.74～1.0[16]，三次風(fēng)所占比例一般大于總風(fēng)量的28%，配風(fēng)參數(shù)和測試數(shù)據(jù)見表3。

由表3可知，相比未分級(jí)配風(fēng)工況，采用空氣分級(jí)配風(fēng)后的脫硝效率在14.3%～50.7%。對(duì)比工況2與工況3，當(dāng)三次風(fēng)配風(fēng)比例由28.7%提高至31.8%時(shí)，NOx初始排放由671 mg/m3降至578 mg/m3，同時(shí)爐膛出口CO含量顯著降低，燃燒效率提高。分析其原因可能由于爐頭配入的三次風(fēng)風(fēng)速過低時(shí)，三次風(fēng)與主燃區(qū)火焰較早混合且混合不均勻；風(fēng)速提高后，在慣性力作用下，三次風(fēng)與主燃區(qū)混合位置推后，避開了火焰高溫區(qū)，提高了低氮效果，同時(shí)混合更加均勻，利于后續(xù)充分燃燒。對(duì)比工況3與工況4可知，兩工況三次風(fēng)配風(fēng)量相近，但工況4的脫硝效率高于工況3，究其原因可能因?yàn)闋t膛側(cè)壁配風(fēng)在三次風(fēng)與火焰混合方面其控制更精準(zhǔn)，并保證了爐膛前部充足的還原氣氛區(qū)，更加有利于抑制氮氧化物的生成。工況5與工況4的配風(fēng)位置相同，但其三次風(fēng)配風(fēng)量有所提高，因此NOx排放進(jìn)一步降低。對(duì)比工況3、4、5，工況3三次風(fēng)爐內(nèi)停留時(shí)間最長，混合更為充分，因此出口CO濃度較低；工況4與工況5三次風(fēng)爐內(nèi)停留時(shí)間相同，工況5三次風(fēng)速提高，與煤粉接觸時(shí)間增加，NOx初始排放和CO濃度均有所降低。

表3 三次風(fēng)量對(duì)NOx的影響Table 3 The effect of the tertiary air on NOx

3.2 三次風(fēng)比例對(duì)NOx的影響

調(diào)節(jié)三次風(fēng)配風(fēng)比例主要包涵2種方式:①保持總風(fēng)量不變，即爐膛出口氧含量基本不變，調(diào)節(jié)三次風(fēng)量與二次風(fēng)量；②保持三次風(fēng)量不變，調(diào)節(jié)二次風(fēng)量，進(jìn)而爐膛出口氧含量隨之變化。以下針對(duì)上述2種方式分別闡述。

3.2.1維持總風(fēng)量不變

總風(fēng)量基本不變時(shí)，不同二次風(fēng)與三次風(fēng)比例的2種工況對(duì)NOx影響對(duì)比見表4。

表4 三次風(fēng)比例對(duì)NOx影響(總風(fēng)量不變)Table 4 The effect of tertiary air proportion on NOx (keep the total air volume constant)

對(duì)比工況6與工況7，當(dāng)三次風(fēng)配風(fēng)比例由36.8%增至43.5%時(shí)，爐膛出口NOx濃度由322 mg/m3降至228 mg/m3，降幅約30%，但當(dāng)三次風(fēng)比例較大時(shí)，出口CO濃度也逐漸提高，可能原因是三次風(fēng)的風(fēng)量過大而導(dǎo)致火焰溫度先降低后升高，反應(yīng)速率、煤粉燃燒效率均降低。同時(shí)發(fā)現(xiàn)在相同配風(fēng)量下兩工況的氧含量相差較大，分析原因可能由于供料出現(xiàn)波動(dòng)時(shí)兩工況的實(shí)際供料量存在差異，也可能存在取樣斷面氧含量分布不均勻問題。

3.2.2維持三次風(fēng)量不變

保持三次風(fēng)量基本不變，同時(shí)降低二次風(fēng)配風(fēng)量，即三次風(fēng)配風(fēng)比例相應(yīng)提高。三次風(fēng)量不變時(shí)其風(fēng)量比例對(duì)NOx影響如圖5所示。其中，側(cè)壁配風(fēng)方式1、方式2分別如圖4(a)、圖4(b)所示。

圖5 三次風(fēng)比例對(duì)NOx影響(三次風(fēng)量不變)Fig.5 The effect of proportion of tertiary air on NOx (keep the third air volume constant)

在三次風(fēng)配風(fēng)比例低于40%左右時(shí)，三次風(fēng)配風(fēng)比例的提高均有利于抑制NOx生成。3種配風(fēng)方式下，低氮最佳效果均為NOx初始排放200 mg/m3左右。其中側(cè)壁配風(fēng)方式2的低氮效果最佳，最佳工況爐膛出口平均NOx排放值為189 mg/m3。但三次風(fēng)配風(fēng)比例并非越高越好，在2種側(cè)壁配風(fēng)方式試驗(yàn)中，當(dāng)配風(fēng)比例大于42%時(shí)，NOx排放值反而隨三次風(fēng)比例增加而增加。與此類似，Spliethoff H[17]研究表明，當(dāng)主燃區(qū)過量空氣系數(shù)低于0.7時(shí)，繼續(xù)降低主燃區(qū)過量空氣系數(shù)不能降低NOx排放。原因可能是二次風(fēng)量過低時(shí)，爐膛前部火焰(熱煙氣)噴射速度偏低，反應(yīng)進(jìn)程提高，溫度升高，造成熱力型NOx升高。

3.3 不同配風(fēng)位置對(duì)NOx的影響

對(duì)于采用爐頭配風(fēng)和爐膛側(cè)壁配風(fēng)的2種方式，低氮燃燒最優(yōu)工況見表5。爐頭配風(fēng)NOx平均排放量為204 mg/m3，爐膛側(cè)壁配風(fēng)NOx平均排放量為189 mg/m3。分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)，爐膛側(cè)壁配風(fēng)氧含量波動(dòng)較小，其原因可能由于側(cè)壁配風(fēng)速度以徑向速度為主、爐頭配風(fēng)速度以軸向速度為主，在爐膛出口截面上側(cè)壁配風(fēng)新鮮空氣徑向分布更均勻。

表5 不同三次風(fēng)位置對(duì)NOx影響Table 5 The effect of the different tertiary air locations on NOx

爐膛壁面溫度分布對(duì)比如圖6所示。對(duì)于爐頭配風(fēng)方式，由于爐膛前段配風(fēng)充足，局部燃燒所需空氣相對(duì)過量，空氣的冷卻作用大于助燃作用，導(dǎo)致前段爐膛溫度較低。而采用爐膛側(cè)壁配風(fēng)方式時(shí)，三次風(fēng)配入后，過量的助燃空氣冷卻降溫效果顯現(xiàn)，爐膛中后部溫度較低。

圖6 爐膛壁面溫度分布Fig.6 The temperature distribution of the furnace wall

總體而言，采用爐膛側(cè)壁配風(fēng)爐膛溫度分布更均勻。

3.4 爐膛出口氧含量分布

此次試驗(yàn)還對(duì)爐膛出口氧含量分布進(jìn)行初步考察，典型工況的爐膛出口截面氧含量分布詳見表6。

表6 爐膛出口截面O2含量分布Table 6 The cross section O2 distribution of the furnace outlet

采用爐頭配風(fēng)方式時(shí)，爐膛出口截面氧含量呈現(xiàn)中心高、壁面低的特點(diǎn)；而采用爐膛側(cè)壁配風(fēng)方式時(shí)，出口截面氧含量相對(duì)均勻，且中心氧含量低于壁面氧含量。出口截面氧含量分布不同，主要受配風(fēng)方式影響，爐膛側(cè)面配入的橫向三次風(fēng)更易使助燃風(fēng)與高溫?zé)煔饣旌希谔岣呷紵?，使斷面氧氣分布均勻；爐頭配入的平行三次風(fēng)擴(kuò)散及與高溫?zé)煔獾幕旌陷^遲緩。

爐膛側(cè)壁配風(fēng)位置后的結(jié)焦情況也證實(shí)了上述觀點(diǎn)。爐頭配風(fēng)方式爐膛前部結(jié)焦情況較輕，后部結(jié)焦情況較嚴(yán)重；爐膛側(cè)壁配風(fēng)情況與之相反，前部結(jié)焦情況嚴(yán)重，配風(fēng)位置后結(jié)焦較少，且之前所結(jié)焦粒隨燃燒進(jìn)行而消失。同時(shí)，采用爐膛壁面配風(fēng)時(shí)在配風(fēng)位置后1.5 m～3.0 m的位置出現(xiàn)了逆向生長的灰分，表明在該位置壁面處出現(xiàn)了高溫?zé)煔獾幕亓鲄^(qū)。

4 結(jié) 論

(1)對(duì)于帶煤粉預(yù)燃室的深度空氣分級(jí)低氮燃燒技術(shù)，三次風(fēng)占總助燃風(fēng)量比例不高于40%時(shí)，所占比例越高，NOx排放值越低；當(dāng)三次風(fēng)所占比例超過40%后，NOx排放有升高趨勢；實(shí)驗(yàn)過程同時(shí)考察了CO排放濃度，折算值多數(shù)在150 mg/Nm3以內(nèi)，處于較低水平；NOx排放最優(yōu)工況約200 mg/m3，最優(yōu)工況的選擇應(yīng)結(jié)合燃燒效率綜合考慮。

(2)由配風(fēng)位置比較可知，采用爐膛側(cè)壁配風(fēng)方式，其低氮效果優(yōu)于采用爐頭配風(fēng)方式，當(dāng)三次風(fēng)入口速度較低時(shí)尤為明顯；采用爐頭配風(fēng)方式時(shí)，需提高入口風(fēng)速，以保證三次風(fēng)在主燃區(qū)不會(huì)過度混合；采用爐膛側(cè)壁配風(fēng)方式，可實(shí)現(xiàn)較精準(zhǔn)的三次風(fēng)配風(fēng)控制，延長煤粉在還原區(qū)停留時(shí)間。

(3)對(duì)于爐膛側(cè)壁配風(fēng)方式而言，三次風(fēng)管對(duì)角對(duì)沖于爐膛中心布置有利于及時(shí)混合，低氮效果優(yōu)于相鄰三次風(fēng)管對(duì)沖布置。

(4)爐頭配風(fēng)與爐膛側(cè)壁配風(fēng)2種方式會(huì)導(dǎo)致爐膛溫度分布和爐膛內(nèi)氧量分布差異較大。當(dāng)采用爐頭配風(fēng)方式時(shí)，爐膛前段3.5 m內(nèi)的溫度低于爐膛側(cè)壁配風(fēng)時(shí)的情況，爐膛后端3.5 m～8.0 m位置處的溫度相反，爐膛側(cè)壁配風(fēng)時(shí)，爐膛溫度分布更均勻；采用爐頭配風(fēng)方式時(shí)，爐膛出口截面氧氣分布為中心高、四周低；當(dāng)采用爐膛側(cè)墻配風(fēng)時(shí)，出口氧含量分布較均勻。