基于垃圾焚烧锅炉低氮燃烧优化耦合SNCR 条件下NOx 排放控制研究

陈国志，刘实，张爱民，邓先洪，麻文军，康锦锋，刘晓敏，雷嗣远

（1.贵州新源环境科技有限责任公司，贵州六盘水，553000；2.新源〈中国〉环境科技有限责任公司，福建厦门，361000；3.苏州西热节能环保技术有限公司，江苏苏州，215000）

0 引言

当前，我国的垃圾焚烧电厂数目已有600 余座，垃圾焚烧过程的氮氧化物（NOx）排放问题不容忽视［1，2］。低氮燃烧调整耦合选择性非催化还原（SNCR）脱硝工艺已在常规燃煤锅炉中成熟运用，而垃圾焚烧炉由于燃烧温度低、燃料成分复杂、运行调整参数较多等原因，仍存在尿素耗量和氨逃逸水平较高的问题，且该技术工艺下的NOx生成和排放浓度的影响规律尚不明晰［3-5］。

王匡等［6］针对垃圾焚烧炉进行了低氮燃烧技术优化和数值模拟研究，发现以低氮燃烧技术为基础，可显著降低NOx生成，并减少SNCR 的还原剂消耗。Anichkov、李可夫、王智化等［7-9］在小型电加热炉中模拟燃煤锅炉研究了SNCR 不同运行参数如反应温度和还原剂类型等对NOx脱除的规律，获得了有价值的基础研究成果。戴晓云等［10］以垃圾焚烧炉排放参数为例，研究了初始烟气 NOx浓度为 331.83 mg/m3时，SNCR 运行条件下NOx排放浓度小于 200 mg/m3，NOx的脱除效率可在35%以上。工艺操作参数对炉膛中SNCR 运行效果影响较大，姜金东等［11］以流化床锅炉为对象，利用Chemkin-Pro 研究了反应温度、添加剂浓度、NOx初始浓度、氧气浓度等对脱硝的影响规律，但以上规律在垃圾焚烧炉中是否适用尚未可知。Carlo等［12］、Thanh 等［13］、Hossain 等［14］利用计算流体软件在垃圾焚烧炉中建立了三维湍流模型，发现SNCR还原剂的喷射角度、溶液颗粒尺寸和均匀性分布可促进NOx的脱除。朱传强［15，16］等在浙江某500 t/d 垃圾焚烧炉中研究了SNCR 氨水喷射运行参数如温度窗口、喷射压力、烟气水蒸气含量等对NOx脱除效率的影响，发现氨水喷射最佳温度窗口为830℃~870℃，降低反应温度可促使氨逃逸，而提高反应温度至900℃以上则会使烟气中NOx的转化率随之升高。然而，以尿素为还原剂的垃圾焚烧炉，其SNCR 的最佳运行参数亦需获悉，且关于低氮燃烧调整耦合SNCR 脱硝技术的研究工作在大型垃圾焚烧锅炉中仍未大规模开展。

本文以六盘水某2×600 t/d 垃圾焚烧炉为例，研究了燃烧方式优化调整对炉内NOx生成浓度的影响和SNCR 系统对NOx脱除的耦合规律。在此基础上，通过对喷枪位置及组合策略优化调整，获得炉内低氮燃烧与SNCR 的整体最佳协同脱氮效果，为降低炉膛出口NOx浓度和尿素用量提供更加灵活的运行条件和技术参考。

1 垃圾焚烧炉低氮燃烧调整和SNCR 系统介绍

六盘水某2×600 t/d 垃圾焚烧炉采用光大环保有限公司自主研发的多级机械式炉排炉，驱动方式为液压驱动，其关键部件的给料炉排、焚烧炉排、液压系统、燃烧器和供风系统均由光大环保有限公司设计制造，主要技术参数如表1 所示。

该垃圾焚烧电厂生活垃圾的元素分析和工业分析数据见表2。研究发现，我国生活垃圾干燥无灰基含氮量为0.5%~4%［17］，而该厂所用生活垃圾含氮量相对较高。对比我国主要城市生活垃圾分析数据，该厂所用生活垃圾灰分含量较低，水分和挥发分则相对较高。

表2 六盘水2×600 t/d 垃圾焚烧炉燃料元素分析和工业分析

该垃圾焚烧电厂采用SNCR 技术进行炉内脱硝，设备技术参数如表3 所示。在测试烟气中NO 和O2浓度前，在锅炉（省煤器）出口烟道截面采用等截面网格法布置烟气取样点，在反应器区域布置一套PG350型烟气分析仪，烟气经不锈钢管引出至烟道外，经过除尘、冷却除湿等处理后，最后接入烟气分析仪进行分析。利用烟气分析仪，分别在停、投SNCR 还原剂时的锅炉出口逐点采集烟气样品，分析烟气中的NO与O2含量，获得烟道截面的NOx浓度分布。

表3 SNCR 系统设备参数

SNCR 脱硝装置截面各测点处的NOx浓度根据式（1）和（2）计算，然后根据式（3）计算截面NOx浓度平均值，进而根据式（4）计算脱硝效率。

式中：

CNO,in,actO2：SNCR 锅炉出口烟道截面各点NO 浓度（μL/L）；

CNOx,in：SNCR 锅炉出口烟道截面NOx浓度（11%O2）（mg/m3）；

CNO,out,actO2：SNCR 锅炉出口烟道截面各点NO 浓度（μL/L）；

CNOx,out：SNCR 锅炉出口烟道截面NOx浓度（11%O2）（mg/m3）；

CO2,act：实测O2浓度，干基（%）；

η：SNCR 脱硝效率（%）。

按照代表点NOx平均值与截面烟道NOx平均值相等的原则，选取3 个代表点进行NH3取样测试氨逃逸浓度。氨逃逸样品采用美国EPA 的CTM-027 标准以化学溶液法采集，并记录所采集样品的干烟气流量、O2及NOx浓度。通过分析样品溶液中的氨浓度，根据所采集的烟气流量和O2浓度计算各采集点处烟气中的干基氨逃逸浓度。

计算氨逃逸浓度时，先将各点值折算至11%O2以下，再计算其平均值，具体见公式（5）。

式中：

CNH3：氨逃逸浓度（干基、11%O2）mg/m3

CNH3,actO2：实测氨逃逸浓度（干基）μL/L

炉渣分析方法根据《生活垃圾焚烧污染控制标准》（GB 18485—2001）执行。

2 试验结果与分析

2.1 垃圾焚烧炉燃烧过程优化

2.1.1 烟气氧含量对NOx生成浓度的影响

在机组常用负荷条件下（主蒸汽流量在40t/h 左右），调整进入锅炉的总风量，从而改变炉膛出口过剩空气系数（烟气含氧量），考察烟气含氧量的变化对锅炉炉膛温度、排烟温度及NOx生成浓度等参数的影响。研究结果如表4 所示，试验期间，省煤器出口实测氧量由7.86%调整至6.48%，省煤器出口CO 浓度变化不大。受实际条件所限，在省煤器出口进行烟气取样和测试的NO 含量水平受SNCR 脱硝效果的影响，因此NO 浓度代表垃圾焚烧炉原烟气经过SNCR 处理后的含量水平。NO 浓度由125μL/L 升高至155μL/L，NOx排放小时均值由172mg/m3变化至231mg/m3，如图1所示。

图1 省煤器出口氧含量对NOx 排放的影响

表4 烟气中氧含量调整试验工况

相比于煤粉燃烧，生活垃圾成分更加复杂，燃烧温度偏低，其NOx生成过程与垃圾的成分、水分、含氮量和燃烧温度等参数密切相关。烟气中氧含量变化所导致的其他参数的改变会进一步影响到NOx的生成［21］。由表4 可知，烟气中含氧量在7.39%时，飞灰可燃物含量和炉渣热酌减率最低，这与炉膛温度高于其他两个工况有一定关系。因此，建议将省煤器出口实际烟气中含氧量控制在7%最佳。

2.1.2 一次风量调整对NOx生成浓度的影响

维持锅炉蒸发量在40t/h 左右，并保持其他参数基本不变，通过改变一次风机开度，考察一次风量变化对NOx生成浓度和锅炉主要运行参数的影响，结果如表5 所示。一次风机调整试验是分别在1~5单元炉排对应的不同一次风机开度下进行。由表5数据可知，一次风机开度在43%/43%/43%/43%/10%时，省煤器出口NO 浓度最低，为78μL/L；一次风机开度在40%/40%/43%/43%/10%时，炉渣热灼减率和飞灰可燃物含量为最低。但综合省煤器出口NO浓度、NOx排放小时均值（图2）、尿素用量等参数可知，一次风机开度在40%/40%/40%/40%/10%时较为合适。

图2 一次风机开度对NOx 排放的影响

表5 一次风分配调整试验结果

由于入炉垃圾成分复杂，尤其是水分含量不同的垃圾，在干燥段、燃烧段、燃尽段所需的风量比例是不同的［22］。因此，基于本厂垃圾特点，参考上述一次风配比调整试验结果，建议适当提高3、4 段一次风机的开度运行，降低飞灰可燃物含量和炉渣热酌减率，以提高焚烧炉运行的经济性。

2.1.3 二次风量调整对NOx生成浓度的影响

在锅炉常用负荷条件下，通过调整不同的二次风机开度，考察二次风量变化对NOx生成浓度和锅炉各性能参数的影响。如表6 所示，随二次风机开度由30%关至0%，省煤器出口CO 和NO 以及NOx排放小时均值变化不大，如图3 所示。二次风机开度在30%时，飞灰可燃物含量和炉渣热酌减率综合最佳。

图3 二次风机开度对NOx 排放的影响

表6 二次风量调整试验结果

2.2 炉排翻动调整的影响

在锅炉常用出力条件下，蒸发量在40t/h 左右，尽量保持其他参数不变，考察不同炉排翻动次数对NOx生成浓度和锅炉运行性能的影响，结果如表7 所示。炉排翻动试验分别在6/6/6/6/6、5/5/5/5/5、6/6/6/6/5 进行，省煤器出口NO 浓度、NOx排放小时均值等变化不大，如图4 所示。在炉排翻动次数为6/6/6/6/6 工况时，炉膛平均温度高于其他工况；而当炉排翻动次数为6/6/6/6/5 工况时，飞灰可燃物含量和炉渣热酌减率综合效果最好。排放小时均值、飞灰可燃物含量和炉渣热酌减率，给料炉排/焚烧炉排速度为1.0/0.8mm/s 时最佳。

图4 炉排翻动次数对NOx 排放的影响

表7 炉排翻动调整试验结果

2.3 给料炉排速度和焚烧炉排速度的影响

在锅炉常用出力条件下，保持其他运行参数基本不变，通过改变给料炉排和焚烧炉排的速度比率，考察其对锅炉出口NO 生成浓度及炉膛出口烟温的变化的影响，同时判断各级受热面的积灰结渣情况，试验结果如表8 所示。

表8 给料炉排速度和焚烧炉排速度调整试验结果

在给料炉排/焚烧炉排速度分别为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 时进行测试试验，由表8 可知，不同的给料炉排/焚烧炉排速度对炉膛平均温度影响不大，在给料炉排/焚烧炉排速度为0.8/1.0mm/s、0.8/1.2mm/s、1.0/0.8mm/s 时，NOx生成浓度较低于其他工况，如图5 所示。综合NOx

图5 炉排速度对NOx 排放的影响

炉排的运动频率直接影响着垃圾在炉排上的停留时间，理想状态下，通过炉排速率调整，能使垃圾均匀地布置在炉排上，当炉排上的燃烧区域占炉排长度的2/3 以上，垃圾物料有规律的分布式燃烧效果最佳。

2.4 锅炉SNCR 脱硝过程优化初始NOx 浓度

在2 号机组常用负荷和110%高负荷工况下，将SNCR 系统退出运行，测试锅炉初始NOx排放浓度，具体结果如表9 所示。实测机组主气流量40t/h、45t/h 负荷下，锅炉出口氧量分别为6.1%、6.7%，NOx浓度分别为303mg/m3、291mg/m3。

表9 锅炉初始NOx 浓度

2.5 脱硝效率及氨逃逸

在2 号机组常用负荷和110%高负荷工况下正常投运SNCR，还原剂为喷射尿素，在锅炉出口测量NO和O2浓度，并同步采集氨样品，用于计算脱硝效率和氨逃逸浓度，试验结果如表10 所示。

表10 SNCR 脱硝效率及氨逃逸浓度

在锅炉常用负荷时（主汽流量40t/h 左右），实测锅炉初始NOx浓度为303mg/m3，SCNR 投运后，脱硝效率为26.7%时，氨逃逸为12.7mg/m3；在锅炉高负荷时（主汽流量45t/h 左右），实测锅炉初始NOx浓度为291mg/m3，SCNR 投运后，脱硝效率为30.7%时，氨逃逸为15.3mg/m3。

2.6 SNCR 脱硝系统优化调整试验

在2 号机组常用负荷和高负荷工况下（主气流量分别为40t/h 和45t/h），对2 号锅炉SNCR 喷枪插入口温度进行测量，测量结果如图6 所示。研究表明，SNCR 系统中尿素利用率最高时的烟气温度约为930℃，利用率较高的温度区间为870℃~970℃。在锅炉常用负荷下（主汽流量40t/h 左右），#1 喷枪处温度偏低，#2、#3、#6 喷枪处温度偏高。在锅炉高负荷下（主汽流量45t/h 左右），各喷射点整体温度偏高，有喷入的还原剂氧化生成NOx的风险，由于仅有一层喷枪，因此可调整策略较少。若机组负荷进一步提升，已有喷枪区域烟温整体偏高，则需要在上层加设喷枪层以满足调整要求。

图6 SNCR 喷枪插入口温度

试验期间，经过多轮优化调整，在主汽流量接近的前提下，2 号机组尿素耗量低于1 号机组15%~20%。

3 结论

垃圾焚烧锅炉低氮燃烧耦合SNCR 优化调整过程中各因素相互关联、制约和影响。本文基于六盘水某2×600 t/d 垃圾焚烧炉研究了燃烧方式优化调整对炉内NOx生成浓度的影响规律和SNCR 系统对NOx脱除的效果，获得的主要结论如下：

（1）炉排靠近左右侧墙的火焰温度接近，炉膛中部火焰的温度略高于左右两侧，炉排上方的火焰温度在900℃~1050℃。在常用负荷下进行了氧量调整试验，飞灰可燃物含量、炉渣热酌减率及炉膛温度与运行氧量相关，省煤器出口实际运行氧量控制在7%最佳。

（2） 由省煤器出口NO 浓度、NOx排放小时均值、尿素用量等参数综合推荐一次风机开度在40%/40%/40%/40%/10%较为合适，并根据入炉垃圾水分含量和料层厚度合理设置和调整一次风机开度。

（3）二次风量调整试验结果表明，二次风机开度由0%开大至30%，省煤器出口CO 和NO 以及NOx排放小时均值变化不大；二次风机开度在30%时，飞灰可燃物含量和炉渣热酌减率综合最佳。

（4）炉排翻动次数调整对省煤器出口NO 浓度、NOx排放小时均值影响不大，炉排翻动次数为6/6/6/6/5工况时，飞灰可燃物含量和炉渣热酌减率综合效果最佳。给料炉排/焚烧炉排速度为1.0/0.8mm/s 时对降低飞灰可燃物含量和炉渣热酌减率较为有利。

（5）锅炉常用负荷时初始NOx浓度为303mg/m3，SCNR 投运后，脱硝效率为26.7%时，氨逃逸为12.7mg/m3；在锅炉高负荷时，锅炉初始NOx浓度为291mg/m3，SCNR投运后，脱硝效率为30.7%时，氨逃逸为15.3mg/m3。