龙吉生，刘 露，袁旗斌，冯淋淋，王加俊
(上海康恒环境股份有限公司，上海 201703)
随着居民生活品质的不断提高，国家对空气质量的要求也日趋严格，各省市已逐渐出台垃圾焚烧烟气排放地方标准，对于氮氧化物的削减要求日益严格，海南省、河北省NOX排放要求为120mg/Nm3，深圳市更是要求NOX排放低于80mg/Nm3，均远远严格于GB18485-2014要求的250mg/Nm3(日均值)。目前垃圾焚烧脱硝主流工艺为选择性非催化还原(SNCR)，脱硝率仅能达到40%～60%[1]，无法满足未来日益严格的NOX排放要求，各种脱硝技术及组合工艺全面发展[2]，垃圾焚烧超净NOX处理工艺目前主要采用“SNCR+SCR”。SCR反应塔普遍采用低温低尘布置，烟气需经过严格的除尘脱硫，并通过蒸汽加热后才能进入SCR系统。SCR催化剂寿命一般为3～4年，且在运行期间需定期再生。因此，投资及运行成本高，经济效益较差。近年来，烟气再循环作为一种从源头控制NOX产生的技术[3]，具有工艺简单、投资运行成本低的特点，逐渐受到重视。
垃圾焚烧NOX中90%以上为NO，Rogaume等[4]在固定床内燃烧模化垃圾的研究表明，过量空气系数在1.1～3.1范围内，NO的产生量与过量空气系数呈正相关。因此，降低过量空气系数，控制炉内氧含量能够有效的抑制NO的产生。传统焚烧工艺中，为保证充分燃烧，炉膛内氧含量控制在6%～12%，过量空气系数较大，NO的产生量较高。烟气再循环技术是将净化之后的洁净烟气再循环至焚烧炉内，代替部分二次风，在炉内部分区域形成还原性气氛，降低炉内氧含量，抑制氮氧化物产生，同时减少烟气热损失，提高锅炉蒸发量[5]。目前，国内烟气再循环技术在垃圾焚烧发电厂的工程应用逐渐增加，但关于该技术对锅炉及烟气净化系统运行的影响评估较为缺乏。为了进一步探索适用于国内垃圾焚烧的烟气再循环技术路线，本研究设计了一套烟气再循环系统并在国内某垃圾焚烧发电厂进行了工程试验，论证了烟气再循环系统的脱硝效果及其对锅炉效率、燃烧稳定性的影响。
1.1 研究材料
烟气再循环技术主要是通过低氧燃烧抑制NOX产生，同时提高锅炉蒸发量，且能够代替部分二次风形成湍流，从而减少CO生成。烟气再循环应用效果的主要影响因素包括以下几点。
1.1.1 烟气再循环比例
烟气再循环比例与焚烧炉的燃烧控制及脱硝效果关系密切[6]。由于烟气中的含氧量较低，因此烟气再循环比例越高，在炉膛内形成的局部低氧燃烧区域中的温度和氧含量越低，对氮氧化物的抑制作用越明显。但是，当烟气再循环比例过大时，炉膛温度和含氧量过低，不利于燃烧控制，还存在达不到“850℃、2S” 的环保风险。因此，适宜的烟气再循环比例至关重要。国内典型项目烟气再循环设计概况调研结果如表1。
表1 国内典型项目烟气再循环设计概况Tab.1 Overview of flue gas recycling design in typical domestic projects
由表1可知，不同回流比例对脱硝效果的影响非常显著，较大的回流比例能够达到更好的脱硝效率。
1.1.2 取风口位置
烟气再循环取风口位置主要分为袋式除尘器出口和引风机出口两种。两种取风口的优缺点总结如表2所示。
表2 不同取风口优缺点对比Tab.2 Comparison of advantages and disadvantages of different extraction position
袋式除尘器出口取风，部分烟气再循环至焚烧炉内，半干反应塔及袋式除尘器烟气量增大，对长流程的烟气净化系统来说(比如下游还设有SCR反应塔、湿法洗涤塔等)，下游烟气净化系统烟气量减少，下游系统负荷降低。但再循环风机需克服除尘器出口负压，再循环系统阻力增大，且控制难度提高。根据以上分析，取风口的位置可根据项目的工艺配置情况进行设计。
1.2 研究方法
1.2.1 设计方案
本研究针对国内某项目进行了烟气再循环方案设计。该项目日处理生活垃圾2 250t/d，设置三台(#1、#2、#3)750t/d的机械炉排炉，烟气净化采用“SNCR+半干法(旋转雾化半干反应塔)+干法(喷射消石灰)+活性炭喷射+袋式除尘器+烟气再循环+SCR”的净化工艺。基于以上设计要点，并结合项目情况，本研究采用的烟气再循环设计方案如下。
1.2.1.1 烟气再循环比例
本研究采用计算流体力学(Computational Fluid Dynamics，CFD)模拟对烟气再循环比例进行了分析。由图1可知，烟气再循环比例15%时，再循环烟气的注入已明显增强了喉口区域的烟气扰动，能够有效的降低烟气温度。综合考虑设计余量及国内典型项目运行情况等因素，本研究在该项目的烟气再循环设计比例为20%，实际运行时可根据燃烧工况调整烟气再循环比例。
图1 炉膛温度分布切面图(烟气再循环比例15%)Fig.1 Cross-section diagram of furnace temperature distribution(Reflux ratio 15%)
1.2.1.2 取风口位置
该项目的烟气净化工艺为六步法，袋式除尘器后设SCR系统，为节约整体能耗，烟气再循环取风口设计为袋式除尘器出口。同时考虑烟气再循环停运时烟气冷凝将造成腐蚀，烟气再循环系统设有空气旁路。
图2为本研究的烟气再循环工艺流程图，从袋式除尘器出口烟道取风，通过再循环风机将烟气回流至焚烧炉前后拱，在二次风附近注入。再循环风机入口设置空气旁路，在再循环系统停运时启用。
图2 烟气再循环工艺流程图Fig.2 Process flow diagram of EGR
1.2.2 工程试验方案
基于上述设计方案，本研究在该项目开展了工程试验。试验选取#1、#3焚烧线作为研究对象，试验时间29天。
工程试验期间，#1、#3两条焚烧线垃圾处理量基本保持一致；
垃圾来源相同，热值相同；
一/二次风配风方式相同，配风量基本一致；
其中，#3焚烧线为试验组，烟气再循环投运比例～15%，再循环风机电机频率30～40 Hz，再循环风量均值21 450 Nm3/h，脱硝工艺为“SNCR+EGR”；
#1焚烧线作为对照组，烟气再循环系统不投运，脱硝工艺为SNCR。#3炉投运EGR，蒸发量略高于#1炉，两条焚烧线具体运行概况见表3。
表3 两条焚烧线运行概况Tab.3 Operation situation of 1# and 3# incinerator
2.1 锅炉效率
锅炉效率的影响因素包括锅炉运行时间、垃圾成分和热值、炉排料层厚度、炉膛温度、一/二次风配风方式、锅炉排烟温度、省煤器出口氧浓度等，难以直观的进行定量分析。因此，本研究采用吨垃圾产汽量(定义为锅炉蒸发量与入炉垃圾量的比值)来反映锅炉效率。两台炉运行的参数如表4及图3～图6所示。
图3 吨垃圾产汽量(日均值)Fig.3 Steam yield of per ton waste (daily average )
图4 入炉垃圾量(日均值)Fig.4 Waste treatment quantity of each incinerator(daily average )
图5 省煤器出口烟气含氧量(日均值)Fig.5 Oxygen content in flue gas of economizer (daily average )
图6 省煤器出口烟气温度(日均值)Fig.6 Flue gas temperature of economizer (daily average)
表4 锅炉运行参数表Tab.4 Boiler operation parameters
由表4及图3～图6可知，#1炉与#3炉入炉垃圾量基本保持一致，#3炉的锅炉排烟温度(均值181℃)比#1炉(均值196℃)低，主要原因为该项目#1炉已连续运行7个月，#3炉刚刚运行2个月，#3炉运行时间短，在烟气量一定时#3炉锅炉效率更高。#3炉的省煤器出口氧量(均值3.4%)比#1炉(均值4.5%)低，主要在于#3炉的再循环烟气代替二次风，降低了炉内含氧量，是烟气再循环和低氧燃烧相结合的耦合作用；
#1炉则未采用烟气再循环，仅通过燃烧控制降低氧含量，为保证充分燃烧，氧含量不宜控制在更低的水平。
但是，若仅采用烟气再循环技术，不结合低空气比燃烧，则余热锅炉总烟气量增大，且再循环烟气温度约150℃而锅炉排烟温度为180～200℃，锅炉出口排烟损失会有所增加；
若仅通过燃烧控制降低锅炉出口氧含量，则产生烟气量更小，烟气带走热量更少。
综合考虑上述影响因素，#3炉比#1炉吨垃圾产汽量增加3.29%，说明烟气再循环结合低空气比燃烧对余热锅炉效率的提高有一定作用。Tomoki等[7]的研究中，采用EGR的锅炉燃烧空气系数为1.39，与常规锅炉相比，其发电量增加5.4%，也印证了烟气再循环结合低空气比燃烧对锅炉效率的正向作用。
2.2 脱硝效果
#1炉未投运烟气再循环，仅采用SNCR脱硝；
#3炉投运烟气再循环，采用“SNCR+EGR”脱硝，两台炉脱硝效果相关参数对比如表5及图7所示。#1炉烟囱出口NOX排放值控制在160 mg/Nm3以下，主要波动区间为120～150 mg/Nm3之间。#3炉烟囱出口NOX排放值控制在100 mg/Nm3(11% O2，干基)以下，且氨水消耗量(2.55 kg/t垃圾)比#1炉(3.35 kg/t垃圾)减少30%。综上所述，烟气再循环结合低空气比燃烧能够有效的抑制NOX的生成，“SNCR+EGR”组合脱硝工艺，能够将NOX控制在较低水平且节约氨水消耗量。Hiroki等[8]以及Kohei等[9]的研究也均表明，SNCR+EGR工艺能够将NOX控制在30 ppm(12% O2)以下，印证了烟气再循环的脱硝作用。但是，从上述数据也可知，通过烟气再循环难以将NOX浓度降低至50mg/Nm3以下，主要原因是炉膛内氧浓度需控制在适宜范围，从而保证炉内燃烧充分，CO浓度稳定达标。
表5 NOX排放浓度相关参数Tab.5 Relevant parameters of NOX emission concentration
注：数据为日均值，11%O2，干基。图7 引风机出口NOX浓度Fig.7 NOX concentration at the outlet of induced draft fan
2.3 脱酸情况
图8为两台炉烟囱出口HCl及SO2浓度对比，图9为两台炉消石灰消耗量对比。由图8可知，#1炉HCl浓度高于#3炉、SO2浓度低于#3炉，#3炉投运烟气再循环后HCl浓度控制较好，SO2浓度存在波动，但均满足排放指标。物料消耗方面，#1炉消石灰平均耗量11.42kg/t垃圾，#3炉平均消石灰耗量10.81kg/t垃圾，#3炉消石灰耗量略低与#1炉，整体的趋势较为平稳。
图8 引风机出口HCl、SO2浓度Fig.8 HCl and SO2 concentration at the outlet of induced draft fan
图9 消石灰消耗量对比Fig.9 Comparison of lime consumption
2.4 燃烧稳定性
图10为两台炉烟囱出口CO浓度对比，图11为两台炉炉膛平均温度对比。由图10可知，#1炉CO浓度低于#3炉且稳定性更好，#3炉投运烟气再循环后炉内含氧量降低，CO浓度略有升高，但仍能够保证稳定燃烧，使CO浓度控制在较低水平(CO均值为3.92mg/Nm3)。由图11可知，#3炉的炉膛平均温度比#1炉约50℃，烟气再循环系统的投运能够明显加强湍流[10]，降低炉膛温，一定程度减少热力型NOX的生成，且能够减少一烟道结焦，延长耐火材料使用寿命，有利于长期稳定运行。
注：数据为日均值，11%O2，干基。图10 引风机出口CO浓度Fig.10 CO concentration at the outlet of induced draft fan
注：数据为日均值。图11 炉膛平均温度Fig.11 Average temperature of furnace
2.5 运行难点分析
2.5.1 烟气倒灌
本研究中烟气再循环系统取风口为袋式除尘器出口烟道，负压为-2～-3kPa，再循环风机从此处吸风需克服较大的阻力。再循环风机出口需达到一定的正压，才能使除尘器出口烟气能够回流至焚烧炉内，否则易导致焚烧炉内高温烟气倒灌至再循环烟道内，从而损坏设备及烟道。本研究工程试验期间，始终保证循环风机出口压力>1kPa，从而避免了烟气倒灌问题。但生活垃圾焚烧运行工况波动大，因此，烟气再循环系统运行调节难度较大，对运行人员操作水平要求较高。
2.5.2 设备及烟道腐蚀
烟气再循环系统烟道长度超过80m，系统停运时，烟气易在烟道内冷凝为酸露，从而导致设备及烟道腐蚀。因此，烟气再循环系统应尽量保持连续运行，避免频繁启停，停运时需采用洁净空气吹扫完全。同时，需在烟道最低点设置疏水口，以便及时将冷凝水排出。通过以上措施，能够有效减少设备及烟道腐蚀。
3.1 采用“SNCR+EGR”工艺可以将NOX控制在100 mg/Nm3(11% O2，干基)以下，相比于“SNCR+SCR”工艺，“SNCR+EGR”具有低投入、高效益的显著特征，符合目前垃圾焚烧行业发展的趋势
3.2 采用EGR工艺时，HCl和SO2均能够稳定达标，对烟气净化脱酸系统无明显影响，但由于炉内氧含量降低，CO浓度略有升高。再循环系统运行时，再循环风量及氧量控制需结合CO浓度综合考虑。
3.3 EGR结合低空气比燃烧能够提高吨垃圾产汽量，且降低炉膛温度，减少一烟道结焦，延长耐火材料使用寿命。
3.4 EGR系统能够从源头抑制氮氧化物产生，脱硝效果显著且对于锅炉及其他烟气净化系统无明显负效应，“SNCR+EGR”、“SNCR+EGR+SCR”等组合脱硝工艺的研究与应用为垃圾焚烧脱硝工艺的选择提供了新的方向。
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