600 MW亞臨界機組鍋爐SCR系統(tǒng)優(yōu)化試驗研究

楊焱鑫，鐘建輝

(湛江中粵能源有限公司，廣東 湛江　524000)

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600 MW亞臨界機組鍋爐SCR系統(tǒng)優(yōu)化試驗研究

楊焱鑫，鐘建輝

(湛江中粵能源有限公司，廣東 湛江524000)

針對某亞臨界600 MW機組選擇性催化還原(SCR)系統(tǒng)存在變工況下耗氨量大，脫硝運行困難，氮氧化物波動較大和空預(yù)器堵塞等問題，對不同負荷(550,300 MW)下出口氮氧化物濃度場和流場進行分析研究，通過調(diào)節(jié)噴氨格柵實現(xiàn)了機組在不同負荷下運行的最優(yōu)化，濃度場分布近乎均勻，測點左右偏差降低到15%以下，空預(yù)器阻力壓差最大降幅為26.13%，可為同型號燃煤鍋爐脫硝系統(tǒng)運行提供可靠的數(shù)據(jù)參考。

600 MW機組；亞臨界機組；鍋爐；脫硝；SCR優(yōu)化；NOx濃度場；流場；空氣預(yù)熱器

0　引言

為了積極應(yīng)對世界環(huán)境變化，我國政府頒布了一系列環(huán)保措施,燃煤電廠NOx排放質(zhì)量濃度指標由原來100 mg/m3以下，提升到目前的50 mg/m3以下[1]。燃煤電廠為解決此問題，一般均加裝選擇性催化還原(SCR)脫硝系統(tǒng)。某些電廠在采用SCR脫硝系統(tǒng)之后，對日常維護工作不重視導(dǎo)致了很多問題，如空氣預(yù)熱器(以下簡稱空預(yù)器)堵塞及腐蝕、阻力增大、引風機電流增加、脫硝催化劑壽命縮短、氨逃逸量超標等。這些問題的產(chǎn)生一方面使系統(tǒng)經(jīng)濟性降低，能源耗費量增大，污染環(huán)境；另一方面使設(shè)備的安全性受到威脅。因此，對SCR系統(tǒng)進行優(yōu)化試驗十分重要[2-8]。

1　機組概況及SCR系統(tǒng)優(yōu)化試驗概述

該600 MW機組鍋爐為DG2030/17.5-II8型、亞臨界、一次中間再熱、自然循環(huán)、前后墻對沖燃燒方式、單爐膛、平衡通風、固態(tài)排渣、尾部雙煙道、全鋼構(gòu)架∏型燃煤汽包爐。采用中速磨煤機直吹式制粉系統(tǒng)，每爐配6臺磨煤機(5臺運行，1臺備用)，煤粉細度R90為16%。采用SCR技術(shù)，反應(yīng)器布置在鍋爐省煤器與空預(yù)器之間。每臺機組配置2個SCR反應(yīng)器，采用純度為 99.6%的液氨作為反應(yīng)劑，采用蜂窩式催化劑。

現(xiàn)階段SCR系統(tǒng)優(yōu)化主要采用單一反饋模式，即根據(jù)SCR反應(yīng)器入口NOx質(zhì)量濃度分布調(diào)節(jié)相應(yīng)入口噴氨支管的噴氨量，達到提高脫硝效率并降低氨逃逸率的目的。SCR系統(tǒng)噴氨格柵調(diào)節(jié)閥及出口NOx質(zhì)量濃度測點布置如圖1和圖2所示。SCR 系統(tǒng)A，B反應(yīng)器爐前到爐后每側(cè)均有5個測孔。每個測孔的測點布置情況為：A側(cè)固定端7個測點，擴建端6個測點；B側(cè)固定端6個測點，擴建端7個測點。噴氨調(diào)節(jié)閥布置于反應(yīng)器前墻處，每側(cè)反應(yīng)器共14個調(diào)節(jié)點。

圖1　SCR系統(tǒng)A側(cè)噴氨格柵調(diào)節(jié)閥及出口NOx質(zhì)量濃度測點布置

圖2　SCR系統(tǒng)B側(cè)噴氨格柵調(diào)節(jié)閥及出口NOx質(zhì)量濃度測點布置

采用網(wǎng)格法在SCR反應(yīng)器的進口(噴氨格柵之前)和出口測量NOx和O2在煙氣中的含量，每孔測試3個點。根據(jù)測量結(jié)果計算得到反應(yīng)器出口折算到標準狀態(tài)(6% O2濃度)下氮氧化物(NOx)的分布狀況。對于NOx含量過低的區(qū)域，適當減少噴氨量，對于NOx含量過高的區(qū)域，適當增加噴氨量，最終實現(xiàn)出口NOx的均勻分布[9-11]。

2　SCR優(yōu)化調(diào)整試驗

相關(guān)數(shù)據(jù)顯示，大多數(shù)燃煤電廠在做SCR系統(tǒng)優(yōu)化試驗時僅對滿負荷(或者高負荷)時的SCR系統(tǒng)進行優(yōu)化，誤認為在滿負荷實現(xiàn)了最優(yōu)，則在其他負荷下投運成比例的還原劑也滿足SCR運行的最優(yōu)狀態(tài)。但事實并非如此，因為在不同負荷下鍋爐產(chǎn)生NOx也具有差異性，所以氨水用量具有很大差異，導(dǎo)致調(diào)節(jié)噴氨格柵的方式也不同。本文詳細介紹某亞臨界機組在不同負荷(550,300 MW)下SCR優(yōu)化前、后的運行情況。

2.1550 MW負荷下SCR系統(tǒng)分析

2.1.1550 MW負荷未調(diào)整時反應(yīng)器出口NOx分布情況

在550 MW負荷工況下，反應(yīng)器A，B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布場分別如圖3、圖4(圖中，圖例1～5分別代表從爐前到爐后5個測孔，橫坐標1～13分別代表從固定端到擴建端的13個測點，下同)所示，SCR系統(tǒng)性能參數(shù)見表1。

圖3　SCR系統(tǒng)A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布(550 MW)

圖4　SCR系統(tǒng)B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布(550 MW)

項目A側(cè)B側(cè)入口質(zhì)量濃度(DCS平均)/(mg·m-3)274.4318.2實測入口質(zhì)量濃度(平均)/(mg·m-3)220.8241.4DCS與實測入口偏差/%24.331.8出口質(zhì)量濃度(DCS平均)/(mg·m-3)51.651.6實測出口質(zhì)量濃度(平均)/(mg·m-3)41.420.7DCS與實測出口偏差/%24.6149.0DCS計算脫硝效率/%81.283.1實測脫硝效率/%81.391.4DCS與實測效率偏差/%0.19.1測點左右標準偏差/%15.547.87測點左右相對標準偏差/%77.077.8

由圖3和表1可知：鍋爐550 MW高負荷工況下運行時，實測SCR反應(yīng)器 A側(cè)NOx出口質(zhì)量濃度為41.4 mg/m3,入口質(zhì)量濃度為220.8 mg/m3，實測效率為81.3%，但NOx出口質(zhì)量濃度的測點左右相對標準偏差達到77.0%，可見反應(yīng)器A側(cè)出口質(zhì)量濃度在高負荷情況時的分布也是很不均勻的。由圖3還可以看出，反應(yīng)器A側(cè)550 MW時出口NOx質(zhì)量濃度分布還呈現(xiàn)出爐前質(zhì)量濃度高、爐后質(zhì)量濃度低的情況。

由圖4和表1可知：鍋爐550 MW高負荷工況下運行時，實測SCR反應(yīng)器 B側(cè)NOx出口質(zhì)量濃度為20.7 mg/m3，入口質(zhì)量濃度為241.4 mg/m3，實測效率為91.4%，但NOx出口質(zhì)量濃度的相對標準偏差達到88.8%，可見反應(yīng)器B側(cè)出口質(zhì)量濃度在高負荷時的分布也是很不均勻的。反應(yīng)器A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布在550 MW高負荷時爐前、爐后都較平均，但高負荷情況下B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度和A側(cè)相反，呈現(xiàn)出固定端質(zhì)量濃度高、擴建端質(zhì)量濃度低的現(xiàn)象，但固定端測孔1～6的NOx質(zhì)量濃度分布和擴建端測孔7～13的NOx質(zhì)量濃度分布都比較平均。

2.1.2550 MW負荷時SCR反應(yīng)器入口煙氣流場測量情況

550 MW負荷工況下，實測SCR反應(yīng)器A，B側(cè)入口煙氣流速分布如圖5、圖6所示。

由圖5可知：SCR反應(yīng)器A側(cè)入口煙氣分布情況總體趨勢是爐前流速低，爐后質(zhì)量濃度高，煙氣流速基本為爐前向爐后逐漸增大；而爐左右兩側(cè)煙氣流速情況為總體固定端稍大，擴建端相對較小，但左右相差不大。煙氣流速分布反映了煙氣流量的大小分布情況，同時反加映了煙氣NOx的分布趨勢。結(jié)合圖3實測結(jié)果可知，反應(yīng)器A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度前后分布跟煙氣流速測量結(jié)果是一致的。總體而言，SCR反應(yīng)器A側(cè)的質(zhì)量濃度分布不平衡現(xiàn)象很大程度上是由入口煙氣分布不平均造成的。

圖5　550 MW工況下A側(cè)入口煙氣流速

圖6　550 MW工況下B側(cè)入口煙氣流速

由圖6可知：SCR反應(yīng)器B側(cè)入口煙氣分布情況沒有像反應(yīng)器A側(cè)那樣出現(xiàn)煙氣流速爐前向爐后逐漸增大的現(xiàn)象；而爐左右兩側(cè)煙氣流速情況總體為固定端大，擴建端相對較小。這與圖4反應(yīng)器出口煙氣NOx分布爐前爐后質(zhì)量濃度較為平均，爐左固定端NOx質(zhì)量濃度高，爐右擴建端NOx質(zhì)量濃度低的現(xiàn)象較為吻合。因此，SCR反應(yīng)器B側(cè)的質(zhì)量濃度分布左右不平衡現(xiàn)象很大程度上也是由入口煙氣分布左右不平均造成的。

2.1.3550 MW負荷時SCR反應(yīng)器噴氨格柵調(diào)整試驗

根據(jù)高負荷時測量SCR反應(yīng)器出口NOx分布情況進行了噴氨格柵調(diào)整，由于SCR系統(tǒng)噴氨調(diào)節(jié)手段較為單一，只能通過調(diào)整爐左右方向的噴氨大小來調(diào)整NOx分布。最終A側(cè)噴氨格柵調(diào)整見表2，SCR系統(tǒng)性能參數(shù)見表3，調(diào)整后測量NOx分布如圖7、圖8所示。

由圖7和表3可知，調(diào)整后反應(yīng)器A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度左右相對標準偏差僅為14.6%，因此經(jīng)過調(diào)整后的A側(cè)NOx質(zhì)量濃度出口左右分布基本平均。而且實測A側(cè)NOx脫除效率達到85.4%，可以滿足性能考核要求。

表2　噴氨格柵調(diào)整(550 MW)

表3　調(diào)整后SCR系統(tǒng)性能參數(shù)(550 MW)

圖7　SCR系統(tǒng)A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布(550 MW)

由圖8和表3可知，反應(yīng)器B側(cè)實測脫硝效率為85.1%，雖然效率比調(diào)整前有所降低，但出口氮氧化物排放值依然能達到排放要求，并且反應(yīng)器B側(cè)出口氮氧化物分布更為均勻，相對偏差大幅度降低，綜合考量滿足性能考核要求。

表4　#1機組550 MW運行氨逃逸率測量結(jié)果

表5　調(diào)整前SCR系統(tǒng)性能參數(shù)(300 MW)

圖8　SCR系統(tǒng)B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布(550 MW)

2.1.4氨逃逸測量結(jié)果情況

為了觀察噴氨格柵調(diào)整后SCR系統(tǒng)氨逃逸的情況，在噴氨格柵調(diào)整完、鍋爐穩(wěn)定運行的情況下(負荷穩(wěn)定在550 MW)，進行了氨逃逸的測量，具體測量結(jié)果見表4。

550 MW高負荷工況下,試驗所選取抽氨測點為靠近NOx出口質(zhì)量濃度較低的測孔。從表5可以看出，所測得反應(yīng)器A，B側(cè)氨逃逸率平均值分別為0.333×10-6和0.875×10-6，其中B10測孔測得氨質(zhì)量濃度較其他孔高，即實際擴建端氨逃逸率較高，但各測孔所測得氨逃逸率均低于3×10-6。

2.2300 MW負荷下SCR系統(tǒng)分析

2.2.1300 MW高負荷未調(diào)整時反應(yīng)器出口NOx分布情況

300 MW負荷是該臺鍋爐的常用負荷，在300 MW工況下噴氨格柵調(diào)節(jié)閥與高負荷(550 MW)情況下調(diào)節(jié)閥開度一致，試驗測得A，B側(cè)NOx出口質(zhì)量濃度分布如圖9和圖10所示。

圖9　SCR系統(tǒng)A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布(300 MW)

圖10　SCR系統(tǒng)B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布(300 MW)

由圖 9 和表 5 可知：鍋爐 300 MW 負荷時，SCR系統(tǒng)運行工況下，實測SCR A側(cè)NOx出口質(zhì)量濃度為62.9 mg/m3,入口質(zhì)量濃度為318.5 mg/m3，實測效率為80.3%，與DCS顯示的入口質(zhì)量濃度、出口質(zhì)量濃度、效率偏差均在15%以內(nèi)。但NOx出口質(zhì)量濃度的相對標準偏差達到72.3%，由此可見反應(yīng)器A側(cè)的出口質(zhì)量濃度分布很不均勻，其中鍋爐固定端到擴建端除測點1、測點8和測點13質(zhì)量濃度相對偏高外，其他測點分布相對較均勻；由圖9可見反應(yīng)器A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布還呈現(xiàn)出爐前質(zhì)量濃度高，爐后質(zhì)量濃度低，NOx質(zhì)量濃度由爐前向爐后階梯遞減的現(xiàn)象。

由圖10和表5可知：鍋爐300 MW負荷時，實測SCR B側(cè)NOx出口質(zhì)量濃度為55.8 mg/m3,入口質(zhì)量濃度為317.9 mg/m3，實測效率為82.4%。DCS顯示NOx入口質(zhì)量濃度和出口質(zhì)量濃度偏差在20%～25%之間，但與DCS顯示效率偏差為0.49%。同時，NOx出口質(zhì)量濃度相對標準偏差達到59.4%，說明反應(yīng)器B側(cè)NOx出口質(zhì)量濃度分布還是不太均勻的。與反應(yīng)器A側(cè)對比可以發(fā)現(xiàn)，反應(yīng)器B側(cè)NOx爐前、爐后質(zhì)量濃度分布是比較均勻的，但質(zhì)量濃度左右分布總體鍋爐固定端NOx質(zhì)量濃度較擴建端要大，其中測點2質(zhì)量濃度最高。由圖10還可以看出，反應(yīng)器B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布有個很小的區(qū)域：大致在爐前孔1和孔2處，測點7～11之間，此區(qū)域NOx質(zhì)量濃度明顯小于周邊NOx質(zhì)量濃度。

2.2.2300 MW低負荷時SCR反應(yīng)器入口煙氣流場測量情況

由圖11可知：300 MW工況下SCR反應(yīng)器A側(cè)入口煙氣分布與高負荷時相似，總體趨勢是爐前流速低，爐后質(zhì)量濃度高；而爐左右兩側(cè)煙氣流速情況為總體固定端稍大，擴建端相對較小，但擴建端也出現(xiàn)如測孔9一樣流速較高的點。因此，低負荷情況SCR反應(yīng)器A側(cè)入口煙氣分布很不均勻，沒有很明顯的分布規(guī)律。高、低負荷工況下都出現(xiàn)的這種不規(guī)則、不均勻的煙氣流速，有可能是反應(yīng)器A側(cè)導(dǎo)流板布置或有損壞造成的。

300 MW低負荷工況下，反應(yīng)器B側(cè)入口煙氣分布如圖12所示，在前后和左右方向原本是較為平均的，前后方向沒有像反應(yīng)器A側(cè)一樣明顯出現(xiàn)由爐前向爐后煙氣流速逐漸增大的現(xiàn)象。觀察發(fā)現(xiàn)，在測孔7，9，11的爐后處(測點4和5)出現(xiàn)了一個流速異常的區(qū)域，這個區(qū)域的煙氣流速明顯低于四周煙氣流速，從而使煙氣分布前后方向出現(xiàn)中間流量高，爐前和爐后稍低的現(xiàn)象，使煙氣分布左右方向出現(xiàn)擴建端靠中心處(大概在NOx質(zhì)量濃度測點10,11處)出現(xiàn)流量較低的現(xiàn)象。這個煙氣流速的異常區(qū)域極易造成SCR反應(yīng)器前墻靠擴建端處出現(xiàn)低NOx的區(qū)域，這跟圖10實測數(shù)據(jù)非常吻合。

圖11　300 MW工況下反應(yīng)器A側(cè)入口煙氣流速

圖12　300 MW工況下反應(yīng)器B側(cè)入口煙氣流速

2.2.3300 MW低負荷時SCR反應(yīng)器噴氨格柵調(diào)整試驗

根據(jù)300 MW低負荷時測量SCR反應(yīng)器出口NOx分布情況進行了噴氨格柵調(diào)整，最終A側(cè)、B側(cè)噴氨格柵調(diào)整見表6，調(diào)整后測量NOx分布如圖13和14所示，SCR系統(tǒng)性能參數(shù)見表7。

經(jīng)過調(diào)整后的A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布左右相對標準偏差仍達到29.0%，主要因為固定端測點1處雖然保持噴氨調(diào)節(jié)閥全開，仍不能通過減少其他閥門開度增加相對噴氨量的方法降低其NOx質(zhì)量濃度。單一的噴氨閥門調(diào)整手段不能有效解決此問題，但除去測點1的影響，A反應(yīng)器出口NOx質(zhì)量濃度分布左右相對標準偏差僅為13.3%,可認為調(diào)整后的A側(cè)NOx質(zhì)量濃度出口左右分布相對平均。綜合考慮可以采取表6噴氨格柵調(diào)整開度。B側(cè)反應(yīng)器存在一個低NOx質(zhì)量濃度的危險區(qū)域，因此B側(cè)反應(yīng)器的噴氨格柵閥門調(diào)整除了進行爐左右方向的噴氨大小調(diào)整外，還需兼顧低NOx質(zhì)量濃度危險區(qū)域的NOx質(zhì)量濃度水平。調(diào)整后測量NOx分布如圖14所示。通過反復(fù)試驗調(diào)整，最終將B側(cè)SCR反應(yīng)器的左右相對標準偏差控制在25%以內(nèi)，同時使低質(zhì)量濃度NOx分布區(qū)平均質(zhì)量濃度提高了80%以上。

表6　噴氨格柵調(diào)整(300 MW)

圖13　SCR系統(tǒng)A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布(300 MW)

圖14　SCR系統(tǒng)B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度分布(300 MW)

項目A側(cè)B側(cè)項目A側(cè)B側(cè)入口質(zhì)量濃度(DCS平均)/(mg·m-3)258.2264.3DCS計算脫硝效率/%80.088.9實測入口質(zhì)量濃度(平均)/(mg·m-3)300325實測脫硝效率/%88.785.1DCS與實測入口偏差/%13.918.7DCS與實測效率偏差/%8.04.5出口質(zhì)量濃度(DCS平均)/(mg·m-3)51.544.2測點左右標準偏差/%9.517.73實測出口質(zhì)量濃度(平均)/(mg·m-3)39.148.3測點左右相對標準偏差/%57.241.3DCS與實測出口偏差/%31.78.5測點左右相對標準偏差(去測點1)/%13.3—

2.2.4氨逃逸測量結(jié)果情況

300 MW負荷工況下試驗所選取抽氨測點為靠近NOx出口質(zhì)量濃度較低測孔。所測得反應(yīng)器A，B側(cè)的氨逃逸率平均值分別為0.44×10-6和0.63×10-6，各測孔所測得氨逃逸均低于3×10-6。氨逃逸測量結(jié)果見表8。

3　空預(yù)器堵塞情況調(diào)整前后性能對比

為更好地了解調(diào)整噴氨格柵后SCR系統(tǒng)的運行情況，選取具有代表性的2個工況(550 MW和300 MW)下的空預(yù)器進出口壓差作為性能對比參數(shù)，這是因為當氨逃逸增多時，在空預(yù)器中當煙氣溫度冷卻至177～215 ℃時，SCR反應(yīng)器中未反應(yīng)的NH3與SO3發(fā)生反應(yīng)生成硫酸氫銨。硫酸氫銨是一種黏性很強并具有較強腐蝕性的物質(zhì)，硫酸氫銨的黏性造成大量飛灰沉積在空預(yù)器表面引起空預(yù)器堵塞，增加空預(yù)器的阻力[12-15]。

由表9可以看出，在550 MW負荷下空預(yù)器進出口壓差在SCR未優(yōu)化前平均為A側(cè)2 263 Pa,B側(cè)2 299 Pa?？疹A(yù)器阻力過大，會增加引風機的功率消耗，嚴重時甚至迫使機組停爐以清理空預(yù)器。噴氨格柵優(yōu)化調(diào)整后，空預(yù)器進出口壓差降到A側(cè)1 682 Pa,B側(cè)1 786 Pa，A側(cè)降幅約25.19%，B側(cè)降幅約22.31%。在300 MW負荷下，由表10中的數(shù)據(jù)可以看出，噴氨格柵調(diào)整前空預(yù)器的平均進出口壓差分別為：A側(cè)1 416 Pa，B側(cè)1 346 Pa。經(jīng)過噴氨格柵調(diào)整后空預(yù)器進出口的壓差平均值為：A側(cè)1 046 Pa，B側(cè)1 173 Pa，其中A側(cè)降幅約26.13%，B側(cè)降幅約12.85%。

上述2個工況的空預(yù)器阻力在調(diào)整后均大幅下降，A側(cè)降幅大于B側(cè)，說明A側(cè)效果更明顯，這個結(jié)果也與表5和表7的氨逃逸測量值相對應(yīng)，B側(cè)的氨逃逸相對較多。另外，在優(yōu)化調(diào)整后，吹灰次數(shù)明顯減少，接近以往的一半。同時，引風機的電流約減小22%，減少了廠用電，提高了經(jīng)濟效益。

表8　#1機組300 MW運行氨逃逸率測量結(jié)果

表9　550 MW負荷下空預(yù)器進、出口壓差　Pa

表10　300 MW負荷下空預(yù)器進、出口壓差　Pa

4　結(jié)論及建議

(1)SCR脫硝系統(tǒng)噴氨格柵優(yōu)化調(diào)整結(jié)果。550 MW高負荷下優(yōu)化后，反應(yīng)器A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度相對標準偏差由77.0%降低到55.5%；反應(yīng)器B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度相對標準偏差由77.8%下降至41.2%。300 MW低負荷下優(yōu)化后，反應(yīng)器A側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度相對標準偏差由72.3%降低到57.2%；反應(yīng)器B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度相對標準偏差由59.4%下降至41.3%。結(jié)果表明，SCR脫硝系統(tǒng)噴氨格柵優(yōu)化調(diào)整基本能保證SCR脫硝系統(tǒng)更加平穩(wěn)、均勻地運行，具有普遍的降低出口NOx質(zhì)量濃度相對標準偏差的效果。

(2)SCR脫硝裝置效率試驗結(jié)果。高負荷工況下實測SCR反應(yīng)器A側(cè)和B側(cè)脫硝效率分別達到85.4%和85.1%時，氨逃逸率可以維持在3×10-6以下；低負荷工況下實測SCR 反應(yīng)器A側(cè)和B側(cè)的脫硝效率達到88.7%和85.1%時，氨逃逸率可以維持在3×10-6以下。

(3)550 MW負荷下實測反應(yīng)器A側(cè)和B側(cè)壓力損失分別為475.0 Pa和378.6 Pa，壓力損失較小。

(4)SCR反應(yīng)器A側(cè)與B側(cè)煙氣流場分布特點。A側(cè)煙氣入口流場(噴氨格柵前)呈現(xiàn)爐前流速小、爐后流速大的特征，且入口流場左右分布不均勻；B側(cè)煙氣入口流場(噴氨格柵前)相對較均勻，但爐后靠擴建端處的入口流場有個流速較低的區(qū)域。這是造成SCR反應(yīng)器出口NOx質(zhì)量濃度分布不均的主要原因。建議以后對反應(yīng)器煙氣導(dǎo)流板進行全面檢查和合理布置，使入口煙氣分布更加均勻。

(5)SCR反應(yīng)器只能進行寬度方向的噴氨調(diào)整，不能進行縱度方向的噴氨調(diào)整，這是造成調(diào)整后SCR反應(yīng)器出口NOx質(zhì)量濃度分布仍不夠均勻的另一主要原因。建議對噴氨管路進行改造，使之可以進行縱度方向的噴氨調(diào)整。

(6)試驗中發(fā)現(xiàn)反應(yīng)器B側(cè)DCS氨流量計比實際耗氨量少約10%。建議對反應(yīng)器B側(cè)DCS氨流量計進行重新校核，以防止平時運行期間過多的噴氨造成氨逃逸的增大，從而造成煙氣下游空預(yù)器的堵塞。

(7)SCR反應(yīng)器A側(cè)和B側(cè)的進氨調(diào)節(jié)閥波動較大，調(diào)節(jié)性能不好，建議對其進行完善，以保證反應(yīng)器出口NOx質(zhì)量濃度調(diào)節(jié)的準確和穩(wěn)定。

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(本文責編：白銀雷)

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2016-03-09；

2016-05-02

TK 16

A

1674-1951(2016)06-0063-08

楊焱鑫(1982—)，男，湖北棗陽人，工程師，從事電廠環(huán)保方面的工作(E-mail:yangyanxin@gdyd.com)。