220 t燃煤鍋爐脫硝超凈排放調(diào)試問題分析與改造實(shí)踐

陳 健，黃志偉，吳 銘

（馬鞍山鋼鐵股份有限公司熱電總廠，安徽馬鞍山 243000）

1 概述

某電廠鍋爐是上海鍋爐廠生產(chǎn)的220 t/h 單汽包自然循環(huán)煤粉爐，鋼制構(gòu)架，呈倒U 形布置。其NOx 排放濃度為350～850 mg/m3，平均排放濃度為600 mg/m3，經(jīng)低氮燃燒改造后為450 mg/m3（6%O2），爐膛出口NOx濃度經(jīng)低氮燃燒器可控制在450 mg/m3（6%O2）以下，再經(jīng)SCR 脫硝后，NOx 濃度可降至100 mg/m3（6%O2）以下達(dá)標(biāo)排放。

此次脫硝超凈排改造在原脫硝設(shè)施基礎(chǔ)上進(jìn)行改造，原有脫硝系統(tǒng)采用一爐一個(gè)反應(yīng)器，每爐分別設(shè)置尿素?zé)峤庀到y(tǒng)、尿素溶液計(jì)量分配系統(tǒng)、氨噴射系統(tǒng)、煙道、催化劑、吹灰系統(tǒng)等，公用系統(tǒng)主要包括還原劑儲(chǔ)存及制備系統(tǒng)及氣源、水源等引接系統(tǒng)。由于原SCR 反應(yīng)器采用2 層布置，未設(shè)置備用層，因此此次改造仍沿用2層布置，對(duì)反應(yīng)器尺寸進(jìn)行擴(kuò)容，增加催化劑面積，降低煙氣流速，同時(shí)對(duì)噴氨格柵進(jìn)行優(yōu)化。

2 SCR脫硝基本原理

選擇性催化還原法脫硝技術(shù)，簡(jiǎn)稱SCR 脫硝技術(shù)，廣泛應(yīng)用于工業(yè)鍋爐和電站鍋爐煙氣脫硝的工藝，是能夠達(dá)到嚴(yán)格氮氧化物指標(biāo)排放標(biāo)準(zhǔn)的高效可行的實(shí)用脫硝技術(shù)，也是目前國(guó)際上應(yīng)用最廣、成效最大的脫硝技術(shù)之一。其主要化學(xué)反應(yīng)如下：

4NH3+4NO+O2→4N2+6H2O

4NH3+2NO2+O2→3N2+6H2O

其反應(yīng)產(chǎn)物為對(duì)環(huán)境無害的水和氮?dú)?，但只有?00 ℃以上的條件下才具備足夠的反應(yīng)速度，工業(yè)應(yīng)用時(shí)須安裝相關(guān)反應(yīng)的催化劑，在催化劑的作用下其反應(yīng)溫度降至400 ℃左右，鍋爐省煤器后溫度正好處于這一范圍內(nèi)，這為鍋爐脫硝提供了有利條件。

SCR（脫硝系統(tǒng)）催化劑的工作溫度是有一定范圍的，溫度過高（＞450 ℃）時(shí)催化劑會(huì)加速老化；當(dāng)溫度在300 ℃左右時(shí)，在同一催化劑的作用下，另一副反應(yīng)也會(huì)發(fā)生。

2SO2+O2→2SO3

NH3+H2O+SO3→NH4HSO4

即生成氨鹽，該物質(zhì)粘性大，易粘結(jié)在催化劑和鍋爐尾部的受熱面上，影響鍋爐運(yùn)行。因此，只有在催化劑環(huán)境的煙氣溫度在305～425 ℃之間時(shí)方允許噴射氨氣進(jìn)行脫硝。

3 運(yùn)行調(diào)試與分析

2019 年年初，電廠3 臺(tái)220 t/h 摻燒煤氣燃煤鍋爐完成脫硝超凈排放改造后，相繼投入調(diào)試運(yùn)行，現(xiàn)對(duì)調(diào)試運(yùn)行情況進(jìn)行分析：

3.1 鍋爐負(fù)荷與氧量控制

在保證其他工況基本不變的前提下，進(jìn)行負(fù)荷與氧量調(diào)整，分析氮氧化物指標(biāo)變化情況,如表1。

表1 不同負(fù)荷下氧量控制與氮氧化物指標(biāo)

根據(jù)表1的數(shù)據(jù)分析可以看出，同等負(fù)荷下，氧量越高，入口NOx 濃度越大；同等氧量下，負(fù)荷越低，入口NOx濃度越大。100%負(fù)荷及90%～100%負(fù)荷工況下，脫硝效率最高的氧量控制為2%～3%，其次是3%～4%，結(jié)合鍋爐經(jīng)濟(jì)運(yùn)行指標(biāo)控制要求，最佳脫硝氧量控制點(diǎn)不一定是鍋爐運(yùn)行氧量最佳控制點(diǎn)，例如氧量過低造成飛灰含碳量過高，能耗增加。

鍋爐最佳氧量控制點(diǎn)即要保證脫硝不超標(biāo)，又要保證其它經(jīng)濟(jì)指標(biāo)的正常，因此綜合考慮后選擇3%～4%作為鍋爐運(yùn)行最佳氧量控制點(diǎn)。注：表1數(shù)據(jù)來源于無煤氣摻燒的工況。

3.2 煤氣摻燒

該電廠燃煤鍋爐具備摻燒20%煤氣，因此煤氣是否摻燒對(duì)鍋爐負(fù)荷、氧量以及脫硝效率皆有影響，具體如表2。

表2 不同負(fù)荷下煤氣摻燒、氧量控制與氮氧化物指標(biāo)

從表2可以看出，在同等煤氣摻燒量工況下，負(fù)荷越低，入口NOx 濃度越高；同等負(fù)荷工況下，煤氣摻燒量越多，入口NOx 濃度越低。在100%負(fù)荷工況下，脫硝最佳氧量控制點(diǎn)為2%～3%；在90%～100%負(fù)荷工況下，脫硝最佳氧量控制點(diǎn)在摻燒煤氣1～2 萬m3/h 時(shí)為2%～3%，在2～3 萬m3/h 時(shí)為3%～4%；在80%～90%負(fù)荷工況下，脫硝最佳氧量控制點(diǎn)在摻燒煤氣1～2萬m3/h時(shí)為3%～4%。

從表1 與表2 對(duì)比可以看出，對(duì)于同等負(fù)荷工況下，隨著煤氣的摻燒，入口NOx 濃度呈下降趨勢(shì)，因此摻燒煤氣有助于降低入口氮氧化物指標(biāo)。

從表3可以看出，隨著煤氣摻燒的增加，爐膛溫度下降，這是由于煤粉爐摻燒的煤氣未經(jīng)過預(yù)熱，煤氣溫度較低（約45 ℃），進(jìn)入鍋爐爐膛后吸收部分熱量進(jìn)行加熱燃燒，降低了爐膛溫度，從而降低氮氧化物的生成量。

表3 負(fù)荷、煤氣摻燒與爐膛溫度

綜上，最佳脫硝氧量控制點(diǎn)隨鍋爐負(fù)荷降低而提高，隨煤氣摻燒量增加而提高（如圖1），且脫硝最佳煤氣摻燒量為2～3萬m3/h。

圖1 煤氣摻燒下脫硝最佳氧量控制

3.3 制粉系統(tǒng)啟停

由于脫硝超凈排指標(biāo)要求控制在50 mg/m3以內(nèi)，可調(diào)控范圍小，因此鍋爐運(yùn)行工況的變化對(duì)脫硝變化影響較大。在調(diào)試過程中，我們發(fā)現(xiàn)制粉系統(tǒng)停運(yùn)對(duì)氮氧化物指標(biāo)有較大影響（如圖2）。

從圖1中可以明顯看出，在制粉系統(tǒng)停運(yùn)（甲磨停運(yùn)）一直到啟動(dòng)過程中，氮氧化物指標(biāo)明顯大幅度增加。針對(duì)此種現(xiàn)象，我們通過分析氧量、負(fù)荷、一次風(fēng)速等參數(shù)后發(fā)現(xiàn)，負(fù)荷無明顯變化，氧量提高0.5%，一次風(fēng)速由27 m/s 增加至30 m/s，其它工況無變化。因此，我們判斷制粉系統(tǒng)停運(yùn)后一次風(fēng)阻力消失，一次風(fēng)速增加，造成氧量提高，煙氣擾動(dòng)大，從而影響脫硝效率。

圖2 制粉停運(yùn)對(duì)氮氧化物指標(biāo)影響

對(duì)此判斷，我們進(jìn)行了驗(yàn)證：在其它參數(shù)不變情況下，停運(yùn)制粉系統(tǒng)過程中，緩慢減少給煤量至零，緩慢進(jìn)行制粉系統(tǒng)風(fēng)門調(diào)整，期間控制一次風(fēng)速穩(wěn)定在25 m/s。在此操作下，使得氮氧化物指標(biāo)得到有效控制（如圖3）。

圖3 制粉停運(yùn)對(duì)氮氧化物指標(biāo)影響（控制一次風(fēng)速）

因此，我們得出結(jié)論：停運(yùn)制粉系統(tǒng)要控制一次風(fēng)速穩(wěn)定，降低風(fēng)速至25 m/s，減少風(fēng)速變化對(duì)煙氣的擾動(dòng)，從而影響脫硝氮氧化物指標(biāo)超標(biāo)。

4 問題與處理

在調(diào)試運(yùn)行中，我們發(fā)現(xiàn)了幾個(gè)脫硝超凈排放改造過程中存在的問題，如下：

4.1 脫硝出口CEMS數(shù)據(jù)異常

在脫硝超凈排運(yùn)行一段時(shí)間后，我們發(fā)現(xiàn)脫硝出口氮氧化物指標(biāo)數(shù)據(jù)異常偏小，如圖4所示。

圖4 脫硝出口數(shù)據(jù)異常

從圖4 中可以看出，氮氧化物指標(biāo)最大不超過11 mg/m3，與前期調(diào)試運(yùn)行數(shù)據(jù)存在較大偏差，且基本不隨尿素溶液流量變化而變化。

針對(duì)此問題，經(jīng)過分析與討論后判斷為脫硝出口CEMS取樣口堵塞引起，立即安排吹灰，吹灰后數(shù)據(jù)恢復(fù)正常，但過段時(shí)間又頻繁發(fā)生此問題。對(duì)此，我們安排將取樣管件拆解后發(fā)現(xiàn)，造成CMES出口頻繁堵塞的原因系取樣管件方向裝反，原安裝方向?yàn)槿涌谛笨诔?，正?duì)煙氣流動(dòng)方向，煙氣中大量飛灰堵塞取樣口，現(xiàn)將取樣管件旋轉(zhuǎn)180°角后，取樣口斜口朝下，順著煙氣流向，僅靠CEMS 系統(tǒng)抽取部分煙氣，取樣口不再頻繁被煙氣中飛灰堵塞（見圖5），此問題得到解決。

圖5 CEMS取樣管安裝方向

4.2 脫硝熱解爐結(jié)晶堵塞

在脫硝超凈排調(diào)試過程中，發(fā)現(xiàn)1#爐熱解爐爐內(nèi)溫度由440 ℃逐漸降至400 ℃，熱解爐出口溫度降至350 ℃以下，熱解爐內(nèi)外壓差由1.2 kPa 增加至4.2 kPa，判斷為熱解爐堵塞，申請(qǐng)停爐處理后恢復(fù)正常。

后1#爐、3#爐又相繼出現(xiàn)熱解爐堵塞現(xiàn)象，僅2#爐熱解爐未出現(xiàn)堵塞現(xiàn)象。針對(duì)此異常狀況，我們通過分析后發(fā)現(xiàn)，1#、2#、3#爐公用一套尿素制備系統(tǒng)，尿素溶液成份基本一致，熱解爐電加熱器開度基本維持在90%負(fù)荷，而現(xiàn)場(chǎng)熱解爐因脫硝超凈排改造需要進(jìn)行過管道移位，因此判斷此是要因。通過現(xiàn)場(chǎng)查看，發(fā)現(xiàn)1#、3#爐熱風(fēng)進(jìn)入熱解爐的管道存在多道彎頭，而2#爐則基本垂直。

對(duì)此我們通過查閱相關(guān)文獻(xiàn)并分析后發(fā)現(xiàn)，熱風(fēng)經(jīng)過彎頭后壓力、流速發(fā)生變化，彎管內(nèi)壁流速增加外壁流速降低，出彎頭前在二次流作用下內(nèi)壁流速開始降低而外壁流速開始增加，在彎頭出口處內(nèi)壁出現(xiàn)渦流，外壁存在高速流體，從而形成快慢分離區(qū)，當(dāng)彎頭后直管長(zhǎng)度U 與管徑d之比達(dá)到U/d=10 時(shí)[1]，二次流消失，管道內(nèi)流速恢復(fù)均勻。而現(xiàn)場(chǎng)彎頭后連接熱解爐的直管長(zhǎng)度僅500 mm，U/d=2.5，此時(shí)二次流雖然減弱，但仍存在快慢分離區(qū)，因此進(jìn)入熱解爐的熱風(fēng)仍處于流速分布不均狀態(tài)，從而影響尿素溶液熱解效果，造成局部尿素未及時(shí)分解，引起熱解爐結(jié)晶,見圖6。因此我們從兩個(gè)方向進(jìn)行調(diào)整：

圖6 氣體彎頭內(nèi)部流速變化

(1)進(jìn)行熱解爐移位改造，減少進(jìn)熱解爐熱風(fēng)管道彎頭，使得其最近一個(gè)彎頭距離熱解爐距離超3 m，消除彎頭影響；

(2)對(duì)脫硝指標(biāo)控制進(jìn)行調(diào)整，將熱解爐出口風(fēng)溫控制由原先的350 ℃提高至360 ℃以上，并要求增加尿素溶液前優(yōu)先提高熱解爐出口管道溫度。

5 結(jié)論

通過調(diào)試分析與實(shí)踐后，得出以下結(jié)論：

(1)在鍋爐運(yùn)行煙氣含氧量精準(zhǔn)控制在3%～4%。

(2)脫硝最佳煤氣配合摻燒量為2～3萬m3/h。

(3)制粉系統(tǒng)啟停優(yōu)化：停運(yùn)制粉系統(tǒng)要控制一次風(fēng)速穩(wěn)定，降低風(fēng)速至25 m/s。

(4)將熱解爐出口風(fēng)溫控制由原先的350 ℃提高至360 ℃以上，增加尿素溶液前優(yōu)先提高熱解爐出口管道溫度。

(5)減少進(jìn)熱解爐熱風(fēng)管道彎頭數(shù)量，消除彎頭對(duì)熱風(fēng)分布影響。

通過上述操作，3 臺(tái)燃煤鍋爐皆完成脫硝超凈排放調(diào)試運(yùn)行，氮氧化物排放指標(biāo)達(dá)到國(guó)家規(guī)定的50 mg/m3以內(nèi)。