350MW超臨界直流鍋爐脫硝技術(shù)改造及降低氨耗量優(yōu)化調(diào)整

賈文飛，王曉峰，李中堯，霍英海，谷明亮

（內(nèi)蒙古京能康巴什熱電有限公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017010 ）

SCR法即所謂的選擇性催化還原技術(shù)，SCR是最成熟的煙氣脫硝技術(shù)，它是一種爐后脫硝方法,是利用還原劑(NH3, 尿素)在金屬催化劑作用下，選擇性地與 NOx反應(yīng)生成N2和H2O，而不是被O2氧化，故稱為“選擇性”[1]。康巴什熱電采用的還原劑即NH3，通過SCR反應(yīng)器的噴氨格柵作為催化劑，與NOx反應(yīng)生成N2和H2O降低污染物的排放，該法脫硝效率高，價格相對低廉，是電站煙氣脫硝的主流技術(shù)。

在2018年至2020年間，在經(jīng)歷了一系列探索之后，康巴什熱電通過燃燒調(diào)整及優(yōu)化噴氨控制將噴氨耗量由2018年的3.26kg/mwh降至2019年的2.7kg/mwh，2020年在過去的幾月中平均耗量也在2.6kg/mwh以下。

1 設(shè)備改造

1.1 全負荷脫硝改造

內(nèi)蒙古京能康巴什熱電有限公司2×350MW機組鍋爐設(shè)計時采用了SCR脫硝技術(shù)，為確保脫硝效率以及設(shè)備的安全運行，脫硝裝置的投運對SCR入口煙溫有一定的要求，通常要求其進口煙溫在300℃～405℃范圍內(nèi)，而鍋爐在設(shè)計時為降低排煙溫度，為提高鍋爐熱效率，設(shè)置了足夠的省煤器受熱面積，以盡可能降低省煤器的出口煙溫[2]。但在低負荷運行下，因省煤器出口煙溫較低，不能滿足SCR脫硝裝置的投運要求。省煤器出口煙溫實際運行數(shù)據(jù)及設(shè)計運行數(shù)據(jù)如下表所示。

從表1、表2數(shù)據(jù)可以看出，省煤器出口煙溫設(shè)計值與實際運行值十分接近，暫以設(shè)計的運行煙溫數(shù)據(jù)作為原始輸入數(shù)據(jù)?，F(xiàn)場運行數(shù)據(jù)和設(shè)計計算數(shù)據(jù)均為50%THA負荷以下，SCR脫硝裝置入口處煙氣溫度達不到要求，無法投運SCR脫硝裝置。脫硝裝置廠家要求脫硝入口煙溫不得低于310℃，而投產(chǎn)以來1號機組脫硝入口煙溫低于310℃累計時長1658小時，機組運行總時長6503小時，煙溫低于310℃運行時間占機組運行時間的25.49%；2號機組脫硝入口煙溫低于310℃累計時長1350小時，機組運行總時長4109小時，煙溫低于310℃運行時間占機組運行時間的32.85%。脫硝入口煙溫長期低于310℃時，由于催化劑效率低，導致氨逃逸率高，產(chǎn)生硫酸氫氨，進而導致空預(yù)器堵塞等不良后果。

針對上述問題，康巴什熱電經(jīng)過改造增加省煤器進口到脫硝入口的旁路煙道，在低負荷期間，開啟其旁路煙道使部分煙氣不經(jīng)過省煤器，減少熱量傳遞，保證進入SCR反應(yīng)器時能夠有足夠的溫度。

抽煙口選取位置位于后煙井后墻低溫再熱器與省煤器之間的空擋處。后煙井后墻置一個煙氣抽口，高溫煙氣經(jīng)抽口進入?yún)R合煙道。匯合煙道后設(shè)置兩路旁路煙道，分別進入省煤器出口煙道，高、低溫煙氣在此處混合，流向SCR入口煙道。同時，在原有的煙氣主路上設(shè)置一個煙風調(diào)節(jié)擋板，進行煙氣的節(jié)流調(diào)節(jié)，經(jīng)過試驗，在50%BMCR負荷下，主路煙氣節(jié)流調(diào)節(jié)擋板在旁路全開的情況下關(guān)至13%對機組風煙調(diào)節(jié)無影響，30%BMCR負荷時SCR入口處煙氣溫度仍達到300℃以上。

表1 省煤器出口實際運行煙溫

表2 省煤器出口設(shè)計運行煙溫

圖1 低氮燃燒器改造情況及爐膛一二次風射流角度圖

1.2 低氮燃燒器改造

康巴什熱電燃燒方式采用擺動式四角切圓燃燒技術(shù)，原有的燃燒器布置為20只直流式燃燒器分5層布置于爐膛下部四角，煤粉和空氣從四角送入，在爐膛中呈切圓方式燃燒。在主燃燒器和爐膛出口之間布置有1組SOFA燃燒器噴嘴（共5層）。由于機組設(shè)計施工時國家污染物排放標準NOx排放濃度＜100mg/m3，但隨著超低排放要求的降低，原有的燃燒器設(shè)計結(jié)構(gòu)不能夠滿足相關(guān)的運行要求，為此該電廠針對燃燒器進行了低氮燃燒器改造項目。此次改造現(xiàn)有燃燒器風箱殼體不動，一次風標高不動，一次風組件、緊鄰燃燒器的煤粉彎頭及二次風噴口重新設(shè)計。一次風噴口采用上下濃淡中間帶穩(wěn)燃鈍體的燃燒器；采用新的二次風噴口，適當減小端部風室、油風室及中間空氣風室的面積；二次風噴口采用預(yù)偏置噴口設(shè)計，二次風噴口與一次風噴口形成4°夾角（改造前夾角為17°）。端部二次風及一次風設(shè)計為順時針方向旋轉(zhuǎn)，一次風切圓調(diào)整變?yōu)棣?93mm（改造前直徑為1193mm）；中間二次風改為與一次風小角度偏置，反向切入，形成橫向空氣分級。風量重新合理分配，并調(diào)整主燃燒器區(qū)一、二次風噴口面積，使一次風速滿足入爐煤種的燃燒特性要求，主燃燒器區(qū)的二次風量適當減小，形成縱向空氣分級。保留原SOFA燃盡風噴口，在原SOFA燃燒器與主燃燒器之間（標高32.715m）布置新的兩層SOFA噴口。原最上層燃盡風噴口設(shè)計時不考慮運行，改造過程中保留此層噴口，作為備用調(diào)整手段。總SOFA燃盡風風率按照35%設(shè)計（改造前為28%），新增燃盡風取自鍋爐二次風大風道。

燃燒器改造后，爐膛空間尺度和煤粉燃燒過程尺度有了更大的調(diào)整余度，將爐內(nèi)大空間整體作為對象，通過爐內(nèi)射流合理組合及噴口合理布置，爐膛內(nèi)中心區(qū)形成具有較高溫度、較高煤粉濃度和較高氧氣區(qū)域。同時爐膛近壁區(qū)形成較低溫度、較低CO和較低顆粒濃度的區(qū)域，使在空間尺度上中心區(qū)和近壁區(qū)三場(溫度場、速度場及顆粒濃度場)特性差異化。

2 SCR裝置噴氨優(yōu)化及燃燒調(diào)整方式優(yōu)化降低噴氨耗量

經(jīng)過設(shè)備的改造之后，兩臺機組均具備了超低排放的條件，NOx排放能夠控制在50mg/Nm3以下，滿足了環(huán)保對其相關(guān)參數(shù)的要求，但在改造投入使用后第一年的參數(shù)調(diào)整中發(fā)現(xiàn)，耗氨量偏大，2017年為3.10kg/mwh,2018年達到了3.26kg/mwh。

通過分析可知，設(shè)備容量滿足調(diào)整要求的前提下，調(diào)整方法是影響液氨耗量的主要因素，而在整個NOx從生成到排放的流程當中，降低初始NOx生成濃度，提高SCR反應(yīng)器內(nèi)轉(zhuǎn)化效率是調(diào)整過程中的重點控制方向。針對上述問題，康巴什熱電對SCR裝置噴氨進行了優(yōu)化，并對燃燒調(diào)整方式進行了試驗優(yōu)化，將液氨耗量大幅降低[3]。

2.1 噴氨格柵支管調(diào)節(jié)

在鍋爐180MW負荷條件下，脫硝裝置按常規(guī)方式運行，測試反應(yīng)器進出口的NOx濃度和反應(yīng)器出口氨逃逸，根據(jù)SCR反應(yīng)器出口截面的NOx濃度分布，對反應(yīng)器入口豎直煙道上的AIG噴氨格柵的手動閥門開度進行多次調(diào)節(jié)，最大限度提高反應(yīng)器出口的NOx分布均勻性[4]。

經(jīng)過多次調(diào)整后，噴氨格柵各方閥門開度如下。

表3 調(diào)整后各閥門開度表

經(jīng)過調(diào)整后，在上述所示閥門開度下，340MW負荷下A側(cè)反應(yīng)器出口NOx分布相對標準偏差為10.9%，B側(cè)反應(yīng)器出口NOx分布相對標準偏差為8.7%，NOx濃度分布相對標準偏差大幅縮減，整個反應(yīng)器內(nèi)的NOx均勻性得以提高。

2.2 燃燒調(diào)整方式優(yōu)化

1號機組污染物超低排放改造低氮燃燒器改造后，整體的二次風門及爐膛火焰中心情況有了很大的改變，這就對爐膛的燃燒調(diào)整方式及配風方式有了新的要求。設(shè)備改造為降低NOx生成濃度提供了先提條件，但若要降低NOx生成濃度就要保證風量不要過剩的前提下，讓爐膛出口的空氣流場變的更平穩(wěn)。通過以往數(shù)據(jù)統(tǒng)計機組滿負荷（350MW）運行工況下，爐膛出口NOx濃度值約230～310 mg/Nm3，總的噴氨量約90kg/h，SCR出口煙氣NOx濃度值約65 mg/Nm3；50%BMCR（175MW）運行工況下，爐膛出口NOx濃度值約260～330 mg/Nm3，總的噴氨量約75kg/h，SCR出口煙氣NOx濃度值約60 mg/Nm3。而在新改造后燃燒器布置改變的情況下，又通過實驗對二次風進行了重新配比，整體對燃燒方式進行了改變，通過歸納總結(jié)出二次風配比時開大SOFA-1、SOFA-I可以有效地降低NOx生成濃度，使爐膛出口空氣動力場更平穩(wěn)，同時優(yōu)先開大周界風關(guān)小輔助風可以在防止結(jié)焦的同時滿足燃燒要求。

1號機組鍋爐低氮燃燒器改造和修改配風方式之后，根據(jù)現(xiàn)場運行數(shù)據(jù)，在330MW工況下，爐膛出口NOx排放約180-190mg/Nm3，低于200mg/Nm3，總的噴氨量約80kg/h，SCR出口煙氣NOx濃度值約20 mg/Nm3；在50%BMCR負荷的工況下，爐膛出口NOx排放控制＜250mg/Nm3，有效的控制了爐膛出口NOx的生成濃度。

2.3 優(yōu)化脫硝噴氨控制調(diào)門特性

原有的PID控制是根據(jù)以前的被調(diào)量偏差來進行調(diào)節(jié)，屬于“事后”調(diào)節(jié)，無法提前調(diào)節(jié)，它只能依靠“過量”調(diào)節(jié)使噴氨盡可能跟上NOx生成濃度擺動。若噴氨的“過量”量小，噴氨控制跟不上NOx波動；“過量”量大，則系統(tǒng)不穩(wěn)定，NOx參數(shù)容易振蕩。模型預(yù)測控制器（MPC）將噴氨的“過量調(diào)節(jié)”變?yōu)椤安贿^量或少過量的提前調(diào)節(jié)”，這樣不僅可以使噴氨跟上煙囪入口的NOx變化，而且可以有效減緩過調(diào)引起的振蕩[5]。

3 結(jié)論總結(jié)

通過上述方式的綜合調(diào)整之后該電廠的液氨耗量有了明顯的降低。

2019年2月液氨耗量在3.55kg/mwh，其他月份的液氨耗量均在3kg/mwh以下，2019年2月，公司為降低燃煤成本摻燒了大量高硫煤，因摻燒高硫煤防止硫化物生成濃度超標，整體調(diào)整風量要求比平時偏高，導致NOx濃度生成高，液氨耗量大幅增加。除2019年2月的個體數(shù)據(jù)偏高以外，其他月份的耗氨量均在控制范圍以內(nèi)，并且每年的氨耗量減少幅度較大。

經(jīng)過四年的試驗觀察可以看出，在降低NOx濃度生成物方面，主要是通過設(shè)備改造能夠滿足調(diào)整前提后，通過二次風的配比來降低其生成濃度，在二次風配比的時候還要兼顧好爐膛結(jié)焦情況及空氣動力場的分布情況，同時煤種不要選用例如高硫煤等其他影響因素的煤種。當爐膛出口NOx濃度降的較低，空氣動力場較為平穩(wěn)的進入SCR反應(yīng)器后，提高SCR反應(yīng)器的效率便成了另外一個關(guān)鍵因素，調(diào)整每一個噴氨格柵的噴氨情況，使其混合均勻的進行反應(yīng)，盡量維持SCR反應(yīng)器內(nèi)的溫度在催化劑活性較高的區(qū)域，同時對噴氨調(diào)門進行優(yōu)化，保證整個反應(yīng)的過程平穩(wěn)。當上述調(diào)整都滿足后，液氨耗量即可平穩(wěn)的降低。