鍋爐SCR 脫硝系統(tǒng)非典型優(yōu)化試驗研究

陳 磊，李德波，周杰聯(lián)，陳 拓，廖宏楷，馮永新，蘇湛清

（廣東電科院能源技術有限責任公司，廣州 510080）

0 引言

近年來，國內(nèi)火電機組陸續(xù)加裝了治理煙氣中氮氧化物排放的SCR（選擇性催化還原）煙氣脫硝裝置，SCR 脫硝系統(tǒng)運行至今，部分催化劑已超過或接近性能保證期。催化劑性能下降，氨逃逸率上升，生成的NH4HSO4沉積物導致空預器堵灰、局部堵塞現(xiàn)象[1]。通過對SCR 脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化調(diào)整來減少NH3逃逸的技術研究逐漸發(fā)展起來[2-7]。李德波[6]等開展了四角切圓鍋爐變CCOFA（緊湊燃盡風）與SOFA（分離燃盡風）配比下燃燒特性數(shù)值模擬，通過改變CCOFA 與SOFA配風比例，從而降低爐膛出口NOX濃度，減輕SCR 脫硝系統(tǒng)脫除的壓力。李德波[7]等進行了SCR脫硝系統(tǒng)噴氨格柵調(diào)整試驗關鍵問題探究，通過現(xiàn)場實際SCR 脫硝系統(tǒng)噴氨格柵調(diào)整試驗，提出了現(xiàn)場噴氨格柵調(diào)整試驗方法。國內(nèi)研究者[6-14]對脫硝系統(tǒng)現(xiàn)場優(yōu)化技術進行了大量研究工作，取得了較好的工程應用效果。李德波[6]等開展了600 MW 電站鍋爐SCR 脫硝系統(tǒng)全負荷投運改造方案研究，通過省煤器分級技術改造，提高了SCR 脫硝系統(tǒng)低負荷下進口煙氣溫度，從而使得脫硝系統(tǒng)滿足投運要求，提高SCR 脫硝系統(tǒng)投運率，具有較好的環(huán)保價值。郭義杰[13]等開展了100 MW 燃煤鍋爐硫酸氫銨堵塞空氣預熱器原因分析及應對措施，提出了現(xiàn)場優(yōu)化運行的方式。王樂樂[15]等進行了SCR 脫硝催化劑低負荷運行評估技術研究。研究者通過分析影響MOT（技術管理）的因素，提出了MOT 的可變性以及根據(jù)SCR脫硝系統(tǒng)實際運行煙氣參數(shù)科學評估MOT 的重要性。于玉真[16]等開展了SCR 脫硝系統(tǒng)流道均流裝置數(shù)值模擬與優(yōu)化技術研究。研究者采用ANSYS FLUENT 軟件對流道情況進行了數(shù)值模擬，研究結果表明：多孔板開孔率對AIG（噴氨格柵）上游速度均勻性影響最大，整流格柵間距對第1 層催化劑入口速度均勻性影響最大。在優(yōu)化方案下，AIG 上游相對標準偏差值為3.94%，第1層催化劑入口相對標準偏差值為4.33%。國內(nèi)研究者在燃煤電廠超低排放技術路線等方面開展了相關的研究工作。

當前SCR 脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化調(diào)整手段的主要技術路線是根據(jù)SCR 脫硝反應器出口NOX質(zhì)量濃度分布調(diào)節(jié)相應入口噴氨支管的噴氨量，達到提高脫硝效率并降低氨逃逸的目的[2-3]。查找國內(nèi)近幾年的研究文獻發(fā)現(xiàn)，機組SCR 脫硝系統(tǒng)多數(shù)優(yōu)化調(diào)整試驗僅在機組滿負荷下進行，多年現(xiàn)場試驗表明，大多數(shù)機組SCR 脫硝系統(tǒng)經(jīng)過高負荷下優(yōu)化調(diào)整后，機組低負荷時的SCR 脫硝系統(tǒng)仍然符合要求。然而并非所有SCR 脫硝系統(tǒng)符合這一規(guī)律。

本文介紹某發(fā)電廠現(xiàn)場脫硝優(yōu)化調(diào)整試驗時，高、低負荷下優(yōu)化調(diào)整測試結果偏差較大的案例，分析了出現(xiàn)異常的原因并總結處理對策。

1 機組及SCR 脫硝優(yōu)化調(diào)整試驗

某發(fā)電廠600 MW 國產(chǎn)超臨界發(fā)電機組，鍋爐為單爐膛Π 型布置，燃燒器采用前后墻對沖布置，共6 組燃燒器，每組布置5 個。脫硝裝置采取SCR 工藝。SCR 反應器布置在鍋爐省煤器與空預器之間。每臺機組配置2 個SCR 反應器，采用純度為99.6%的液氨做為反應劑，催化劑為蜂窩式催化劑。

SCR 系統(tǒng)進出口截面預留的取樣孔，進口每側(cè)有14 個測孔，出口每側(cè)有10 個，入口處每側(cè)反應器共18 個噴氨支管，噴氨支管布置方式為線性控制式噴射格柵噴氨技術[3]。采用網(wǎng)格法，在SCR 反應器的進口（噴氨格柵之前）和出口測量NO和O2，每孔測試3 點，根據(jù)測量結果計算得到反應器出口折算到6% O2濃度下氮氧化物（簡記為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，噴氨優(yōu)化調(diào)整的調(diào)整方法見圖1。

圖1 SCR 脫硝系統(tǒng)噴氨優(yōu)化調(diào)整方法示意

SCR 系統(tǒng)脫硝優(yōu)化調(diào)整驗收標準一般為反應器出口NOX濃度分布相對標準偏差不超過20%，其中相對標準偏差的計算如下：

式中：xi為某一測點值；n 為測點數(shù)。

2 噴氨優(yōu)化調(diào)整過程及結果分析

在600 MW 負荷及鍋爐燃燒穩(wěn)定下，各個噴氨支管的調(diào)節(jié)閥初始開度為80%左右，對SCR系統(tǒng)進行了測試。每側(cè)反應器測孔按照機組固定端到擴建段方向上排序（即A 側(cè)反應器從外向內(nèi)，B 側(cè)反應器從內(nèi)向外），反應器深度方向上由淺至深排序1—3。調(diào)整前SCR 出口NOX分布測試結果見表1（表中NOX濃度已換算為標準狀況下的數(shù)值，以下同）。

表1 調(diào)整前SCR 出口NOX分布測試結果

試驗發(fā)現(xiàn)：

（1）SCR 出口NOX分布非常不均勻，A 側(cè)、B側(cè)反應器出口NOX濃度的平均值分別為50.7 mg/m3和52.5 mg/m3，標準偏差分別為29.0 mg/m3和26.6 mg/m3，相對偏差分別達到了57.1%及50.7%。

（2）分別按照反應器的寬度、深度方向測點的NOX分布進行線性平均的統(tǒng)計分析，得到A反應器寬度方向上相對偏差為59.0%，深度方向上相對偏差1.4%；B 反應器寬度方向上相對偏差為51.5%，深度方向上相對偏差5.9%，主要偏差在反應器寬度方向。

（3）2 臺反應器均為靠外側(cè)NOX濃度偏低，內(nèi)側(cè)NOX偏高。調(diào)整應當關小外側(cè)噴氨支管調(diào)閥，并開大內(nèi)側(cè)噴氨支管調(diào)閥。

經(jīng)過對反應器噴氨支管流量調(diào)節(jié)閥的反復測試及調(diào)整，最終反應器出口NOX濃度見表2。測試發(fā)現(xiàn)：

A 側(cè)、B 側(cè)反應器出口NOX濃度的平均值分別為65.5 mg/m3和68.7 mg/m3，標準偏差分別為10.9 mg/m3和10.4 mg/m3，相對偏差分別達到了16.6%及15.1%；A 反應器寬度方向上相對偏差為16.6%，深度方向上相對偏差1.0%；B 反應器寬度方向上相對偏差為14.3%，深度方向上相對偏差3.9%，偏差均不超過20%?？梢姡?00 MW負荷時精細噴氨格柵調(diào)整試驗取得了較好效果。

表2 調(diào)整后SCR 出口NOX分布測試結果

在300 MW 下的脫硝反應器出口NOX濃度進行了測試驗證，測試結果見表3。經(jīng)過脫硝噴氨優(yōu)化調(diào)整后，反應器SCR 出口NOX濃度分布非常不均勻，A 側(cè)、B 側(cè)NOX分布的平均值分別為61.6 mg/m3和63.1 mg/m3，標準偏差分別為25.0 mg/m3和25.2 mg/m3，相對偏差分別達到了40.6%和40.0%。

表3 調(diào)整后300 MW 負荷下SCR 出口NOX分布測試結果

圖2 為600 MW 下調(diào)整前后以及300 MW 負荷下的驗證試驗工況時，A，B 反應器出口NOX分布趨勢。在600 MW 負荷下，噴氨優(yōu)化調(diào)整前后A，B 反應器出口NOX分布變化。整體來看，調(diào)整前，各噴氨支管開度基本為80%，鍋爐燃燒產(chǎn)生的NOX主要在中間煙氣中，即為爐膛燃燒的中心區(qū)域，而靠近兩側(cè)煙氣中NOX濃度相對較低。調(diào)整反應器出口NOX濃度基本平均。但是在300 MW 時，A、B 反應器出口NOX濃度外側(cè)明顯高于內(nèi)側(cè)。與調(diào)整前600 MW 負荷下的測試結果相比，出口NOX分布恰恰相反。

3 高、低負荷測試偏差原因分析及處理對策

機組在600 MW 及300 MW 負荷下反應器入口的煙氣流場分布見圖3。根據(jù)流速分布可見，300 MW 負荷時，反應器入口靠外側(cè)煙氣流速高于內(nèi)側(cè)，這與600 MW 負荷下反應器入口煙氣流暢分布恰恰相反。按照600 MW 負荷下對AIG 的調(diào)整優(yōu)化方式，造成300 MW 噴氨情況更加惡化。查找國內(nèi)近些年對噴氨調(diào)整優(yōu)化的文獻，并沒有對這種非常規(guī)現(xiàn)象的描述，在現(xiàn)場進行試驗中，極少碰到這種現(xiàn)象。在未經(jīng)SCR 脫硝系統(tǒng)的煙氣中NOX濃度偏差一般低于5%，所以SCR 反應器入口NOX分布的主要偏差來自于煙氣流速分布。

影響SCR 脫硝系統(tǒng)反應器入口煙氣流場分布的因素包括鍋爐燃燒器選用、各燃燒器配風及配粉偏差，煤粉燃燒偏差、煙氣導流板、煙氣擋板以及省煤器旁路擋板等。從以上各因素的影響水平及出現(xiàn)問題的可能性方面綜合考慮，各燃燒器配風及配粉、煙氣導流板是造成反應器入口流場分布偏差最可能的因素。各燃燒器配風及配粉方面，機組在600 MW 負荷下是5 組燃燒器投用，而在300 MW 時常用3 組燃燒器，如其中1 組中的5 臺燃燒器出現(xiàn)左右側(cè)嚴重偏差，對整體爐膛的燃燒中心及熱負荷分布影響明顯。煙氣導流板方面，煙氣導流板的樣式及尾翼的長短都影響到SCR 反應器入口的煙氣速度場分布[4]。

若要從根本上解決SCR 反應器入口煙氣流場分布在高低負荷下的偏差問題，主要可行措施包括燃燒器風量調(diào)平優(yōu)化及反應器入口煙氣導流板的結構優(yōu)化，這些措施需要停機大修或者較長時間試驗調(diào)整。如機組短期內(nèi)無檢修計劃，或者燃燒優(yōu)化調(diào)整試驗暫時無法實施下，可以根據(jù)機組平均負荷率，選擇機組常用出力負荷下進行脫硝優(yōu)化調(diào)整。

4 結論

通過對某發(fā)電廠600 MW 機組SCR 脫硝系統(tǒng)進行優(yōu)化調(diào)整試驗研究，得出主要結論如下：

圖2 300 MW 及600 MW 負荷下SCR 脫硝系統(tǒng)入口煙氣流速分布

圖3 600 MW 調(diào)整前后及300 MW 下SCR 脫硝系統(tǒng)出口NOX分布

（1）根據(jù)SCR 脫硝系統(tǒng)反應器出口NOX質(zhì)量濃度的分布，有針對性地對反應器入口的噴氨支管進行噴氨量優(yōu)化調(diào)整。在600 MW 負荷下對脫硝系統(tǒng)進行優(yōu)化調(diào)整，調(diào)整后A 和B 反應器出口NOX質(zhì)量濃度相對標準偏差分別降為16.6%及15.1%，噴氨優(yōu)化效果良好。

（2）機組SCR 脫硝系統(tǒng)經(jīng)過在600 MW 負荷下的優(yōu)化調(diào)整后，在300 MW 負荷下驗證時，A和B 反應器出口偏差分別達到40.6%及40.0%，出口分布偏差較大，可見SCR 脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化調(diào)整試驗需要在2 個不同高低負荷下進行。

（3）造成機組SCR 脫硝優(yōu)化調(diào)整試驗在高低負荷下出現(xiàn)明顯偏差的主要原因是：SCR 反應器入口煙氣流速分布在高低負荷下的明顯偏差。

（4）SCR 脫硝系統(tǒng)入口煙氣流場在高低負荷下的明顯偏差根本處理措施是對機組燃燒器風量調(diào)平及SCR 反應器入口導流板的優(yōu)化，短時間處理措施可以選擇在機組最常見負荷下進行SCR 脫硝系統(tǒng)優(yōu)化調(diào)整試驗。