600 MW亞臨界機組鍋爐SCR系統優化試驗研究

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系統優化試驗研究

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，通過調節噴氨格柵實現了機組在不同負荷下運行的最優化，濃度場分布近乎均勻，測點左右偏差降低到15%以下，空預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運行提供可靠的數據參考。

600 MW機組；亞臨界機組；鍋爐；脫硝；SCR優化；NOx濃度場；流場；空氣預熱器

0　引言

為了積極應對世界環境變化，我國政府頒布了一系列環保措施,燃煤電廠NOx排放質量濃度指標由原來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。某些電廠在采用SCR脫硝系統之后，對日常維護工作不重視導致了很多問題，如空氣預熱器(以下簡稱空預器)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。這些問題的產生一方面使系統經濟性降低，能源耗費量增大，污染環境；另一方面使設備的安全性受到威脅。因此，對SCR系統進行優化試驗十分重要[2-8]。

1　機組概況及SCR系統優化試驗概述

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、前后墻對沖燃燒方式、單爐膛、平衡通風、固態排渣、尾部雙煙道、全鋼構架∏型燃煤汽包爐。采用中速磨煤機直吹式制粉系統，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，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%的液氨作為反應劑，采用蜂窩式催化劑。

現階段SCR系統優化主要采用單一反饋模式，即根據SCR反應器入口NOx質量濃度分布調節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率的目的。SCR系統噴氨格柵調節閥及出口NOx質量濃度測點布置如圖1和圖2所示。SCR 系統A，B反應器爐前到爐后每側均有5個測孔。每個測孔的測點布置情況為：A側固定端7個測點，擴建端6個測點；B側固定端6個測點，擴建端7個測點。噴氨調節閥布置于反應器前墻處，每側反應器共14個調節點。

圖1　SCR系統A側噴氨格柵調節閥及出口NOx質量濃度測點布置

圖2　SCR系統B側噴氨格柵調節閥及出口NOx質量濃度測點布置

采用網格法在SCR反應器的進口(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。根據測量結果計算得到反應器出口折算到標準狀態(6% O2濃度)下氮氧化物(NOx)的分布狀況。對于NOx含量過低的區域，適當減少噴氨量，對于NOx含量過高的區域，適當增加噴氨量，最終實現出口NOx的均勻分布[9-11]。

2　SCR優化調整試驗

相關數據顯示，大多數燃煤電廠在做SCR系統優化試驗時僅對滿負荷(或者高負荷)時的SCR系統進行優化，誤認為在滿負荷實現了最優，則在其他負荷下投運成比例的還原劑也滿足SCR運行的最優狀態。但事實并非如此，因為在不同負荷下鍋爐產生NOx也具有差異性，所以氨水用量具有很大差異，導致調節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優化前、后的運行情況。

2.1550 MW負荷下SCR系統分析

2.1.1550 MW負荷未調整時反應器出口NOx分布情況

在550 MW負荷工況下，反應器A，B側出口NOx質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系統性能參數見表1。

圖3　SCR系統A側出口NOx質量濃度分布(550 MW)

圖4　SCR系統B側出口NOx質量濃度分布(550 MW)

項目A側B側入口質量濃度(DCS平均)/(mg·m-3)274.4318.2實測入口質量濃度(平均)/(mg·m-3)220.8241.4DCS與實測入口偏差/%24.331.8出口質量濃度(DCS平均)/(mg·m-3)51.651.6實測出口質量濃度(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反應器 A側NOx出口質量濃度為41.4 mg/m3,入口質量濃度為220.8 mg/m3，實測效率為81.3%，但NOx出口質量濃度的測點左右相對標準偏差達到77.0%，可見反應器A側出口質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，反應器A側550 MW時出口NOx質量濃度分布還呈現出爐前質量濃度高、爐后質量濃度低的情況。

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

2.1.2550 MW負荷時SCR反應器入口煙氣流場測量情況

550 MW負荷工況下，實測SCR反應器A，B側入口煙氣流速分布如圖5、圖6所示。

由圖5可知：SCR反應器A側入口煙氣分布情況總體趨勢是爐前流速低，爐后質量濃度高，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。結合圖3實測結果可知，反應器A側出口NOx質量濃度前后分布跟煙氣流速測量結果是一致的。總體而言，SCR反應器A側的質量濃度分布不平衡現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側入口煙氣流速

圖6　550 MW工況下B側入口煙氣流速

由圖6可知：SCR反應器B側入口煙氣分布情況沒有像反應器A側那樣出現煙氣流速爐前向爐后逐漸增大的現象；而爐左右兩側煙氣流速情況總體為固定端大，擴建端相對較小。這與圖4反應器出口煙氣NOx分布爐前爐后質量濃度較為平均，爐左固定端NOx質量濃度高，爐右擴建端NOx質量濃度低的現象較為吻合。因此，SCR反應器B側的質量濃度分布左右不平衡現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反應器噴氨格柵調整試驗

根據高負荷時測量SCR反應器出口NOx分布情況進行了噴氨格柵調整，由于SCR系統噴氨調節手段較為單一，只能通過調整爐左右方向的噴氨大小來調整NOx分布。最終A側噴氨格柵調整見表2，SCR系統性能參數見表3，調整后測量NOx分布如圖7、圖8所示。

由圖7和表3可知，調整后反應器A側出口NOx質量濃度左右相對標準偏差僅為14.6%，因此經過調整后的A側NOx質量濃度出口左右分布基本平均。而且實測A側NOx脫除效率達到85.4%，可以滿足性能考核要求。

表2　噴氨格柵調整(550 MW)

表3　調整后SCR系統性能參數(550 MW)

圖7　SCR系統A側出口NOx質量濃度分布(550 MW)

由圖8和表3可知，反應器B側實測脫硝效率為85.1%，雖然效率比調整前有所降低，但出口氮氧化物排放值依然能達到排放要求，并且反應器B側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果

表5　調整前SCR系統性能參數(300 MW)

圖8　SCR系統B側出口NOx質量濃度分布(550 MW)

2.1.4氨逃逸測量結果情況

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

550 MW高負荷工況下,試驗所選取抽氨測點為靠近NOx出口質量濃度較低的測孔。從表5可以看出，所測得反應器A，B側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系統分析

2.2.1300 MW高負荷未調整時反應器出口NOx分布情況

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

圖9　SCR系統A側出口NOx質量濃度分布(300 MW)

圖10　SCR系統B側出口NOx質量濃度分布(300 MW)

由圖 9 和表 5 可知：鍋爐 300 MW 負荷時，SCR系統運行工況下，實測SCR A側NOx出口質量濃度為62.9 mg/m3,入口質量濃度為318.5 mg/m3，實測效率為80.3%，與DCS顯示的入口質量濃度、出口質量濃度、效率偏差均在15%以內。但NOx出口質量濃度的相對標準偏差達到72.3%，由此可見反應器A側的出口質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可見反應器A側出口NOx質量濃度分布還呈現出爐前質量濃度高，爐后質量濃度低，NOx質量濃度由爐前向爐后階梯遞減的現象。

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

2.2.2300 MW低負荷時SCR反應器入口煙氣流場測量情況

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

300 MW低負荷工況下，反應器B側入口煙氣分布如圖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器A側一樣明顯出現由爐前向爐后煙氣流速逐漸增大的現象。觀察發現，在測孔7，9，11的爐后處(測點4和5)出現了一個流速異常的區域，這個區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中間流量高，爐前和爐后稍低的現象，使煙氣分布左右方向出現擴建端靠中心處(大概在NOx質量濃度測點10,11處)出現流量較低的現象。這個煙氣流速的異常區域極易造成SCR反應器前墻靠擴建端處出現低NOx的區域，這跟圖10實測數據非常吻合。

圖11　300 MW工況下反應器A側入口煙氣流速

圖12　300 MW工況下反應器B側入口煙氣流速

2.2.3300 MW低負荷時SCR反應器噴氨格柵調整試驗

根據300 MW低負荷時測量SCR反應器出口NOx分布情況進行了噴氨格柵調整，最終A側、B側噴氨格柵調整見表6，調整后測量NOx分布如圖13和14所示，SCR系統性能參數見表7。

經過調整后的A側出口NOx質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處雖然保持噴氨調節閥全開，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質量濃度。單一的噴氨閥門調整手段不能有效解決此問題，但除去測點1的影響，A反應器出口NOx質量濃度分布左右相對標準偏差僅為13.3%,可認為調整后的A側NOx質量濃度出口左右分布相對平均。綜合考慮可以采取表6噴氨格柵調整開度。B側反應器存在一個低NOx質量濃度的危險區域，因此B側反應器的噴氨格柵閥門調整除了進行爐左右方向的噴氨大小調整外，還需兼顧低NOx質量濃度危險區域的NOx質量濃度水平。調整后測量NOx分布如圖14所示。通過反復試驗調整，最終將B側SCR反應器的左右相對標準偏差控制在25%以內，同時使低質量濃度NOx分布區平均質量濃度提高了80%以上。

表6　噴氨格柵調整(300 MW)

圖13　SCR系統A側出口NOx質量濃度分布(300 MW)

圖14　SCR系統B側出口NOx質量濃度分布(300 MW)

項目A側B側項目A側B側入口質量濃度(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出口質量濃度較低測孔。所測得反應器A，B側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。氨逃逸測量結果見表8。

3　空預器堵塞情況調整前后性能對比

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

由表9可以看出，在550 MW負荷下空預器進出口壓差在SCR未優化前平均為A側2 263 Pa,B側2 299 Pa。空預器阻力過大，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器。噴氨格柵優化調整后，空預器進出口壓差降到A側1 682 Pa,B側1 786 Pa，A側降幅約25.19%，B側降幅約22.31%。在300 MW負荷下，由表10中的數據可以看出，噴氨格柵調整前空預器的平均進出口壓差分別為：A側1 416 Pa，B側1 346 Pa。經過噴氨格柵調整后空預器進出口的壓差平均值為：A側1 046 Pa，B側1 173 Pa，其中A側降幅約26.13%，B側降幅約12.85%。

上述2個工況的空預器阻力在調整后均大幅下降，A側降幅大于B側，說明A側效果更明顯，這個結果也與表5和表7的氨逃逸測量值相對應，B側的氨逃逸相對較多。另外，在優化調整后，吹灰次數明顯減少，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，提高了經濟效益。

表8　#1機組300 MW運行氨逃逸率測量結果

表9　550 MW負荷下空預器進、出口壓差　Pa

表10　300 MW負荷下空預器進、出口壓差　Pa

4　結論及建議

(1)SCR脫硝系統噴氨格柵優化調整結果。550 MW高負荷下優化后，反應器A側出口NOx質量濃度相對標準偏差由77.0%降低到55.5%；反應器B側出口NOx質量濃度相對標準偏差由77.8%下降至41.2%。300 MW低負荷下優化后，反應器A側出口NOx質量濃度相對標準偏差由72.3%降低到57.2%；反應器B側出口NOx質量濃度相對標準偏差由59.4%下降至41.3%。結果表明，SCR脫硝系統噴氨格柵優化調整基本能保證SCR脫硝系統更加平穩、均勻地運行，具有普遍的降低出口NOx質量濃度相對標準偏差的效果。

(2)SCR脫硝裝置效率試驗結果。高負荷工況下實測SCR反應器A側和B側脫硝效率分別達到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 反應器A側和B側的脫硝效率達到88.7%和85.1%時，氨逃逸率可以維持在3×10-6以下。

(3)550 MW負荷下實測反應器A側和B側壓力損失分別為475.0 Pa和378.6 Pa，壓力損失較小。

(4)SCR反應器A側與B側煙氣流場分布特點。A側煙氣入口流場(噴氨格柵前)呈現爐前流速小、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域。這是造成SCR反應器出口NOx質量濃度分布不均的主要原因。建議以后對反應器煙氣導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反應器只能進行寬度方向的噴氨調整，不能進行縱度方向的噴氨調整，這是造成調整后SCR反應器出口NOx質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整。

(6)試驗中發現反應器B側DCS氨流量計比實際耗氨量少約10%。建議對反應器B側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器的堵塞。

(7)SCR反應器A側和B側的進氨調節閥波動較大，調節性能不好，建議對其進行完善，以保證反應器出口NOx質量濃度調節的準確和穩定。

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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，從事電廠環保方面的工作(E-mail:yangyanxin@gdyd.com)。