热力发电

项目	设计煤种	校核煤种
全水分w_t(M)/%	24.81	25.13
空气干燥基水分w_ad(M)/%	14.80	19.89
收到基灰分w_ar(A)/%	10.39	9.12
干燥无灰基挥发分w_daf(V)/%	37.22	39.68
收到基碳w_ar(C)/%	52.20	50.90
收到基氢w_ar(H)/%	2.47	2.70
收到基氧w_ar(O)/%	8.42	10.83
收到基氮w_ar(N)/%	0.98	0.50
收到基全硫w_t,ar(S)/%	0.73	0.82
收到基低位发热量Q_net,ar/(MJ·kg^–1)	18.852	16.160

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掺烧氢/氨对煤粉锅炉NO_x排放的影响

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张波 ¹ , 张国军 ² , 贾子秀 ¹ , 王志超 ¹ , 李宗泰 ¹ , 晋中华 ¹ , 房凡 ¹

热力发电 | 碳中性燃料耦合燃烧与排放控制 2025,54(8): 124-130

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热力发电 | 碳中性燃料耦合燃烧与排放控制 2025, 54(8): 124-130

掺烧氢/氨对煤粉锅炉NO_x排放的影响

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张波¹, 张国军², 贾子秀¹, 王志超¹, 李宗泰¹, 晋中华¹, 房凡¹

作者信息

^1.西安热工研究院有限公司，陕西　西安　710054

^2.北京中润汉泰科技有限公司，北京　102206

张波（1977），男，博士，正高级工程师，主要研究方向为燃烧过程反应动力学及流体动力学分析，zhangbo@tpri.com.cn。

Effect of co-firing hydrogen/ammonia on nitrogen oxides emissions from boilers

Bo ZHANG¹, Guojun ZHANG², Zixiu JIA¹, Zhichao WANG¹, Zongtai LI¹, Zhonghua JIN¹, Fan FANG¹

Affiliations

^1.Xi’an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi’an 710054, China

^2.SinoFlow Engine Technology Co., Ltd., Beijing 102206, China

出版时间: 2025-08-25 doi: 10.19666/j.rlfd.202505075

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摘要

收起

分析某600 MW燃煤机组掺烧氢/氨对NOx排放的影响。根据煤质分析及试验结果修正反应动力学文件，根据流体动力学（CFD）模拟结果构建完全搅拌全混流反应器（perfectly stirred reactor，psr）反应器网络，结合采用化学反应动力学分析方法，对锅炉在一次风、周界风、二次风、二次风后4个位置的5个方案，分别掺烧氢/氨后的NO_x排放进行分析，结果表明：对于所研究的锅炉，氢气掺烧位置位于二次风方案，掺氢20%工况，NO降低32.4%、未燃尽碳排放量与纯煤工况相当；氨气掺烧位置位于二次风后方案，NO排放量略高于纯煤工况，未燃尽碳排放量显著减小。上述2个方案是该锅炉以NO_x排放作为评价指标的掺氢/氨燃烧的推荐方案。该方法和结论可为掺烧氢/氨技术的工程实施提供设计依据。

关键词

掺氢燃烧 / 掺氨燃烧 / NO_x

Abstract

收起

The effect of co-firing hydrogen/ammonia on nitrogen oxides emissions from boilers is investigated. The reaction kinetics file is modified based on coal quality analysis and experimental results. A psr reactor network based on CFD simulation results is constructed according to the fluid dynamics (CFD) simulation results. Combing with the chemical reaction kinetics analysis method, the NO_x emissions after burning hydrogen/ ammonia at four positions of primary air, peripheral air, secondary air and post secondary air in five schemes are analyzed. The results show that, for the researched boiler, when the hydrogen co-firing position is located in the secondary air scheme, and the hydrogen mixing ratio is 20%, the NO emission reduces by 32.4%, and the emission concentration of unburned carbon does not change much compared to the pure coal condition. When the ammonia co-firing position is located behind the secondary air, the NO emission mass concentration is slightly higher than that under the pure coal condition, and the emission mass concentration of unburned carbon reduces significantly. The above two schemes are recommended for co-firing hydrogen/ammonia in the coal-fired boiler, with nitrogen oxide emissions as the evaluation index. This method and conclusion provides a theoretical basis for the engineering implementation of hydrogen/ammonia co-firing technology.

Key words

hydrogen co-firing / ammonia co-firing / NO_x

引用本文

张波, 张国军, 贾子秀, 王志超, 李宗泰, 晋中华, 房凡. 掺烧氢/氨对煤粉锅炉NO_x排放的影响. 热力发电, 2025 , 54 (8) : 124 -130 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202505075

Bo ZHANG, Guojun ZHANG, Zixiu JIA, Zhichao WANG, Zongtai LI, Zhonghua JIN, Fan FANG. Effect of co-firing hydrogen/ammonia on nitrogen oxides emissions from boilers[J]. Thermal Power Generation, 2025 , 54 (8) : 124 -130 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202505075

正文

收起

“双碳”战略目标背景下，煤粉锅炉掺烧氢/氨技术已经成为行业内研究热点^[1-7]。杨澜等^[8]在一台50 kW燃烧试验炉上进行了煤粉掺氢试验研究，结果表明：掺氢降碳的同时，并不会引起NO_x排放增加；高燃尽风率条件下，NO_x排放降幅高达30%。田舒嫚等^[9]通过试验发现氨燃烧过程中NO_x的生成显著高于传统碳氢燃料，合理设计氨气喷嘴和选择适当的氨气注入位置可显著降低NO_x生成。Wang等人^[10]通过试验发现：煤/氨混合给料，NO_x排放高；为氨气设置独立喷口，并通过控制氧量及分级风比例，可以使NO_x排放保持在较低水平。刘鑫等^[11]通过数值模拟研究了燃煤锅炉一次风掺混氢/氨对炉膛温度的影响，结果表明：掺烧氢/氨，火焰温度有所提高，可以改善低负荷燃烧的不稳定性；随着掺烧比例的增加，烟气中水分比例增高，炉膛截面平均温度逐步降低。

基于此，本文对一台煤粉切圆燃烧锅炉掺烧氢/氨后的NO_x排放进行研究，确定该锅炉以NO_x为评价指标的氢/氨掺烧方案。

1　研究对象

收起

某电厂600 MW燃煤机组，采用亚临界压力一次中间再热控制循环汽包炉，单炉膛Π型布置，一次风正压直吹式制粉系统，四角切向燃烧、固态排渣、平衡通风。锅炉设计煤种和校核煤种均为内蒙古东胜万利川煤田烟煤，煤质特性见表1。

锅炉燃烧系统经过低氮改造后，采用翼型导流浓淡+偏置周界风+偏置部分二次风（CFS）+分级风（SOFA）燃烧技术，图1为燃烧系统结构。

2　研究过程

收起

2.1　反应动力学文件

将煤粉燃烧模型hashemi、氢气反应模型Gri3.0、氨气反应模型stagni 3个反应动力学计算模型合并，生成一个能够满足煤、氢、氨3种燃料混合燃烧反应动力学分析的计算模型；根据煤质分析、CPD计算模型、元素及能量守恒，确定煤粉在炉内快速加热过程中的生成物成份及比例。

该动力学模型中，燃料N可分为：1）挥发分中的燃料N以HCN的形式释放；2）焦炭CHAR中的燃料N以式(1)的反应形式释放。

CHAR+ 208.5 O 2 ⇒ 412 CO + 5 NO

(1)

碳黑SOOT及焦炭还原NO的反应分别为：

SOOT+MO ⇒ 0.993 975 9 SOOT + 0.5 N 2 + 0.5 CO

(2)

CHAR + NO ⇒ CHAR + 0.5 N 2 + 0.5 O 2

(3)

最终的反应动力学文件包含113种物质、841个反应。其准确性通过柱塞流反应器及一维炉试验进行验证，验证过程参考文献[12]。

2.2　生成psr分析网络

对600 MW燃煤锅炉采用流体动力学（CFD）软件进行模拟，该锅炉燃烧器a、b、c层与e、d、f层分别组成2组燃烧器组。气流流线及停留时间模拟结果如图2所示。由图2可见：下组a、b、c层流线先向下充满灰斗再由旋涡中心向上流动；上组e、d、f层流线直接旋转向上经由旋涡外围流动。不同的流动路径，气流及固体颗粒的停留时间不同。

根据温度、停留时间、反应过程，将炉内空间划分为不同区域，获得全搅拌全混流反应器（perfectly stirred reactor，psr）分析网络，如图3所示。

2.3　掺氢/氨燃烧反应动力学分析

利用上述反应机理文件及psr分析网络，计算氢/氨掺烧位置分别在一次风、周界风、二次风、二次风后（二次风与分级风之间）、二次风后+调风5种方案对锅炉排放NO_x的影响。图4为4个掺氢/氨位置示意，其中红色为氢/氨布置位置。根据锅炉满负荷下，各磨煤机实际负荷分配情况，对来自各投运层煤粉及气流的反应动力学分析结果加权平均，获得锅炉满负荷下的分析结果。

2.3.1　掺氢燃烧反应动力学分析

图5为掺氢热量比分别为0（全煤）、5%、10%、15%、20%工况，各方案的NO排放体积分数。由图5可见：掺氢位置位于一次风、二次风后2个方案时，各掺氢比例下的NO排放量均大于全煤工况；掺氢位置位于周界风、二次风、二次风后+调风方案，NO排放量均小于全煤工况，且随掺氢比例的增加，NO排放体积分数逐渐减小。掺氢20%工况下，掺氢位置位于二次风，NO排放体积分数由全煤工况的262 μL/L降为177 μL/L；掺氢位置位于周界风，NO排放体积分数为167 μL/L；掺氢位置位于二次风后+调风方案，NO排放体积分数为133 μL/L。3种方案NO排放降幅分别为32.4%、36.3%、49.2%，均大于燃料替代造成的NO下降幅度（约20%）。因此合理的掺氢方案可以抑制炉内NO的生成，降低NO_x的排放。

图6为不同掺氢位置方案下，掺氢20%时炉内不同区域的NO体积分数。

由图6可见：1）掺氢位置位于一次风方案，锅炉设计一次风率28%，掺氢后，一次风量不能满足燃料燃烧初期的助燃需求，烟气呈还原性气氛，烟气中NH₃、HCN、NO体积分数分别为571、1 017、56 μL/L（标示1）。虽然NO体积分数低，但NH₃、HCN体积分数高，后续二次风混入后，部分NH₃及HCN转化为NO，使后续流程中，NO含量始终高于纯煤工况。

2）对于掺氢位置位于周界风的方案，锅炉设计周界风率8.7%，掺氢后，烟气中局部H₂体积分数为12.3%，NH₃、HCN、NO体积分数分别为0.20、0.21、23.70 μL/L（标示2）。NO、NH₃、HCN体积分数均极低，后续二次风及分级风混入后，NO体积分数始终大幅度低于纯煤工况。

3）对于掺氢位置位于二次风的方案，锅炉设计二次风率42.3%，掺氢后，氢气先与二次风充分反应，生成的产物气再参与焦炭的燃烧过程。烟气局部H₂、NH₃、HCN、NO体积分数分别为551、0、0、234 μL/L（标示3），低于纯煤工况。后续分级风混入后，NO含量始终大幅度低于纯煤工况。

4）对于掺氢位置位于二次风后的方案，纯煤工况下，锅炉设计主燃烧器区域过量空气系数0.95。将热值20%的燃料替换成氢气，并在二次风后喷入炉膛，主燃烧器区的过量空气系数变为1.2，NO体积分数局部高达1 000 μL/L。喷入氢气后，总过量空气系数又成为0.95，还原性气氛下，NO体积分数降为295 μL/L（标示4），仍大于纯煤工况。后续分级风混入后，NO得到稀释，最终NO排放体积分数与纯煤工况接近。

5）对于掺氢位置位于二次风后+调风的方案（标示5），将20%热值的燃料替换为氢气，并在二次风后喷入炉膛。主燃烧器区同步减少助燃风量20%，使主燃烧器区的过量空气系数保持在0.95。喷入氢气后，总过量空气系数成为0.76，H₂、CO体积分数降为2.48%、5.55%，NO、NH₃、HCN体积分数分别降为31.5、1.41、0.03 μL/L。后续分级风混入后（主燃烧器区减少的20%助燃风量并入分级风），总过量空气系数变为1.2，CO及H₂继续燃尽，此时烟气温度低，NO生成量不高。最终NO排放体积分数为133 μL/L，在各掺氢方案中NO排放量最低。

图7为各方案的未燃尽碳排放质量浓度。掺氢位置位于二次风后方案，由于主燃烧器区燃料减少，氧量相对增大，未燃尽碳燃烧充分，排放量减小；掺氢位置位于二次风后+调风方案，由于主燃烧器区燃料减少的同时，助燃空气也同比例减少，氢燃料及大比例的分级风在焦炭燃烧后期加入，使未燃尽碳排放质量浓度增大；其他各方案，未燃尽碳排放质量浓度与纯煤方案相差不大。

图8为各方案的H₂（未燃尽氢）排放体积分数。掺氢位置位于二次风后、二次风后+调风方案，由于掺氢位置靠近炉膛出口、氢气燃烧区温度及反应停留时间均不利于其燃尽，因此排烟中氢气体积分数高于其他方案。由于氢气的反应活性高，在后续的烟气流动过程中，未燃尽的氢气会在温度大于700 ℃的区域内继续反应，因此实际设备中氢气的燃尽率不是制约因素。

综上所述：氢气掺烧位置位于周界风、二次风、二次风后+调风3个方案的NO排放体积分数较低。

相对于周界风的狭缝结构，油二次风喷口中心的油路结构更适合氢气喷嘴的布置。因此推荐将氢气掺烧位置布置在油二次风处，根据掺氢比例，仅改造油二次风喷口结构，对原锅炉设备改动最小。掺氢20%时，NO排的相较全煤工况下降32.4%；掺氢前后，未燃尽碳变化不大。

锅炉目前SOFA风喷口速度已经很高，实行二次风后+调风方案需要继续增加分级风比例，需要进行SOFA风改造，增大喷口面积。改造工程量大，但掺氢降氮效果最好，掺氢20%，NO排放降幅达49.20%，但未燃尽碳会有小幅增加。

2.3.2　掺氨燃烧反应动力学分析

图9为掺氨热量比分别为0（全煤）、5%、10%、15%、20%工况，各方案的NO排放体积分数。由图9可见，掺氨位置位于二次风后、二次风后+调风2个方案，各掺氨比例下的NO排放量与全煤工况排放水平相当。二次风后+调风方案相比于二次风后方案，NO排放更低。掺氨位置位于一次风、周界风、二次风的方案，NO排放体积分数均远大于全煤工况，且随掺氨比例的增加，NO排放逐渐增大；掺氨20%工况下，3个方案NO排放体积分数均大于1 000 μL/L。

图10为不同掺氨位置方案下，掺氨20%炉内不同区域NO体积分数。由图10可见，1）掺氨位置位于一次风方案，锅炉设计一次风率28%，掺氨后，一次风量不能满足燃料燃烧初期助燃需求，烟气呈还原性气氛，烟气中NH₃体积分数3.02%，HCN体积分数4 955 μL/L、NO体积分数194 μL/L（标示a）。虽然NO体积分数不高，但NH₃、HCN体积分数极高，后续二次风混入后，部分NH₃及HCN转化为NO，使NO体积分数最高达到2 053 μL/L。随着分级风的加入及炉内停留时间的增加，NO体积分数逐渐降低，最终排放体积分数为1 420 μL/L。

2）掺氨位置位于周界风的方案，锅炉设计周界风率8.7%，掺氨后，烟气局部H₂体积分数9.26%，NH₃体积分数4.2%、HCN体积分数124 μL/L、NO体积分数488 μL/L（标示b）。二次风混入后，部分NH₃及HCN转化为NO，使NO体积分数升至1 910 μL/L。随着分级风的加入及炉内停留时间的增加，NO体积分数逐渐降低，最终排放NO体积分数为1 319 μL/L。

3）掺氨位置位于二次风的方案，锅炉设计二次风率42.3%，掺氨后，氨气先与二次风在富氧条件下充分反应，生成的产物气再参与焦炭的燃烧过程。烟气局部NO体积分数高达2 841 μL/L（标示c）、NH₃体积分数4.44 μL/L，HCN体积分数为0，后续随着烟气炉内停留时间的延长及分级风混入，NO体积分数降至1 995 μL/L排出炉膛。

4）掺氨位置位于二次风后的方案，纯煤工况下，锅炉设计主燃烧器区域，过量空气系数0.95。将20%热值的燃料替换为氨气，并在二次风后喷入炉膛，主燃烧器区的过量空气系数变为1.2，局部NO体积分数达到1 036 μL/L。喷入氨气后，总过量空气系数又成为0.95，还原性气氛下，NO体积分数降为347 μL/L（标示d），仍大于纯煤工况。后续分级风混入后，NO体积分数继续降低，最终排放NO体积分数与纯煤工况接近。

5）掺氨位置位于二次风后+调风的方案，将20%热值的燃料替换成氨气，并在二次风后喷入炉膛。主燃烧器区同步减少助燃风量20%。使主燃烧器区的过量空气系数保持在0.95。喷入氨气后，总过量空气系数约为0.76，NO体积分数降低为39.5 μL/L（标示e）、CO体积分数2.75%、NH₃体积分数3.39%、HCN体积分数254 μL/L、后续分级风混入后（主燃烧器区减少的20%助燃风量并入分级风），总过量空气系数变为1.2，NH₃及CO继续燃尽，部分NH₃及HCN向NO转化。最终NO排放体积分数与纯煤工况相当。

图11为不同掺氨位置方案下未燃尽碳排放质量浓度。由图11可见：掺氨位置位于二次风后方案，由于主燃烧器区燃料减少，氧量相对增大，焦碳燃烧充分，排放质量浓度非常小；其他各方案，未燃尽碳排放质量浓度均略大于纯煤方案。

图12为不同掺氨位置方案下NH₃（未燃尽氨）排放体积分数。由图12可见，对于掺氨位置位于二次风后+调风方案，由于掺氨位置靠近炉膛出口、氨气燃烧区温度、反应停留时间均不利于其燃尽，因此排烟中有未燃尽氨，且随掺氨比例的增大而增大。其他掺氨方案，氨排放体积分数均较低。

综上所述：氨气掺烧位置位于二次风后、二次风后+调风2个方案的NO排放量略高于纯煤工况。其中掺氨位置位于二次风后方案，未燃尽碳排放质量浓度显著减小；掺氨位置位于二次风后+调风方案，相较于位于二次风后方案，NO排放体积分数没有任何优势，且排烟中有未燃尽氨。因此，推荐将氨气掺烧位置布置在二次风后的方案。

3　结论

收起

1）适当的掺氢位置方案可以降低锅炉NO排放。从减少改造成本的角度考虑，推荐将氢气掺烧位置布置在二次风处的方案。仅改造油二次风喷口结构，对原锅炉设备改动最小。掺氢20%，NO排放降幅32.4%；从最大幅度的降低NO排放量的角度考虑，推荐将氢气掺烧位置布置在二次风后+调风方案，完成SOFA风改造后，掺氢20%，NO排放降幅49.2%，未燃尽碳略有增加。

2）适当的掺氨方案可以使锅炉NO排放保持与纯煤工况接近。推荐掺氨掺烧位置布置于二次风后方案，NO排放略高于纯煤工况，未燃尽碳低于纯煤工况，排烟中未燃尽氨含量低。

3）上述结论仅适用于本文研究的锅炉，对于其它锅炉，由于煤质变化及燃烧设备的具体尺寸不同，燃料的反应动力学特性及设备的流体动力学过程均与本文研究对象有所不同，掺烧方案需另做分析。

基金

收起

国家重点研发计划项目(2023YFB4005704)

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文献

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2025年第54卷第8期

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136

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doi: 10.19666/j.rlfd.202505075

接收时间：2025-05-16
首发时间：2026-03-05
出版时间：2025-08-25

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收稿日期：2025-05-16

基金

National Key Research and Development Program(2023YFB4005704)

国家重点研发计划项目(2023YFB4005704)

作者信息

^1.西安热工研究院有限公司，陕西　西安　710054

^2.北京中润汉泰科技有限公司，北京　102206

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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