660 MW機組脫硝系統性能綜合優化分析研究

王加勇，何布朗，卞振江，鄔　平

(1.上海理工大學能源與動力工程學院，上?！?00093；2.蘇州熱工研究有限公司，江蘇 蘇州　215004)

隨著環保標準的進一步提高，火電廠現有環保裝置的超低排放改造也在全國范圍內迅速展開，目前國內已有大量機組通過了超低排放改造的環保驗收[1-2]。在實際運行過程中，電站難以達到超低要求，為提高脫硝效率，不得不增加噴氨量，勢必造成氨逃逸增加。逃逸氨超標以及由此引發的空氣預熱器堵塞加劇、低溫省煤器發生堵塞甚至靜電除塵器除塵效率下降等問題時有發生，嚴重影響機組滿負荷運行，降低了機組運行的經濟性和安全性[3-5]。

目前電廠通過采取噴氨優化調整試驗解決此類問題，主要通過對脫硝系統進行調整，提高脫硝效率，減小氨逃逸率[6-8]。結合現場試驗，對脫硝系統性能評價不僅考慮脫硝系統脫硝效率、SO2/SO3轉化率、氨逃逸濃度，優化噴氨量，以免造成二次污染，降低空氣預熱器的換熱效率；充分考慮NOx分布的相對標準偏差，調整溫度分布均勻，保證催化劑的使用時間；考慮脫硝系統出口仍需關注選擇性催化還原(SCR)系統阻力，確保煙氣有序流動，減少系統阻力，防止飛灰堆積等綜合指標，考慮更多因素對脫硝系統優化性能優化，對脫硝系統的優化和經濟運行給出合理建議。

1　機組系統簡介

660 MW燃煤機組鍋爐為超臨界參數變壓運行螺旋管圈直流爐，單爐膛、一次中間再熱、采用中速磨直吹式制粉系統、四角切圓燃燒方式、平衡通風、固態排渣、全鋼懸吊結構π型露天布置燃煤鍋爐，其超低排放脫硝系統布置圖見圖1。

圖1　超低排放脫硝系統布置示意圖

2　脫硝系統性能指標計算

2.1　脫硝效率

根據試驗期間測量和分析的SCR反應器入口和出口煙道NOx和O2的濃度，按如下公式計算：

(1)

式中CNOXI——折算到標準狀態、6%O2下的SCR入口煙氣中NOx濃度；CNOXO——折算到標準狀態、6%O2下的SCR出口煙氣中NOx濃度。

2.2　煙道截面NOx分布

煙道截面NOx分布的相對標準偏差由式(2)至式(4)進行計算。

(2)

(3)

(4)

式中NOi——截面各點NO濃度值，(mg/m3)；NO——截面處NO濃度平均值，(mg/m3)，干基，6%O2；δ——NOx濃度分布標準偏差，(mg/m3)；CV——相對標準偏差，%。

2.3　NH3逃逸濃度

根據反應器出口截面的NOx濃度分布，選取反應器代表點作為NH3取樣點。氨逃逸樣品采用美國EPA的CTM-027標準以化學溶液法采集，并記錄所采集的干煙氣流量和O2濃度。通過分析樣品溶液中的氨濃度，根據所采集的煙氣流量和O2，計算各采集點處煙氣中干基NH3濃度。煙氣中的NH3取樣系統如圖2所示。

圖2　煙氣中的NH3取樣系統

2.4　SO2/SO3轉換率

煙氣經過催化劑后，部分SO2被氧化成SO3。在低于220℃下，SO3會與NH3反應生成硫酸氫銨，造成空預器冷段受熱面的堵塞和腐蝕，控制SO2/SO3轉化率勢在必行。依據EPA method 6和ASTM-3226-73T標準，同時在反應器進出口測量SO2/SO3濃度，利用化學滴定法分析樣品中的硫酸根離子濃度，結合干煙氣流量和O2濃度計算煙氣中的干基SO2、SO3濃度，進而計算通過催化劑層的SO2/SO3轉換率。

2.5　系統阻力、溫降、還原劑消耗量

優化試驗調整過程中，密切關注系統阻力的變化、溫度的分布及其還原劑的消耗。在脫硝系統進出口測量壓力、溫度分布，監視脫硝系統阻力變化和溫度場變化。

3　摸底試驗

3.1　冷態流場狀態分布摸底

在冷態條件下，在脫硝煙道截面處用手持式熱敏風速計網格法測量速度場分布，掌握各層催化劑進口流場分布偏差，為隨后熱態條件下的氨噴優化調整提供基礎數據和指導。冷態測試結果見表1。

表1　冷態流場分布相對標準偏差

3.2　SCR運行現狀摸底

在90%負荷以上對SCR的入口速度分布、入口和出口的NOx分布、各噴氨支管的噴氨量分布進行了摸底測試。圖3、圖4為測得的A、B側入口各噴氨支管噴氨量分布圖示；圖5、圖6為A、B側入口NOx分布圖示，A側入口NOx分布的相對標準偏差為3.39%，B側入口NOx分布的相對標準偏差為2.60%；圖7、圖8為A、B側入口速度場分布圖示，A側入口速度分布的相對標準偏差為23.85%，B側入口速度分布的相對標準偏差為32.20%；圖9、圖10為A、B側出口NOx分布圖示，A側出口NOx分布的相對標準偏差為46.09%，B側出口NOx分布的相對標準偏差為45.13%。由此可知，A、B側出口NOx分布的相對標準偏差遠大于15%的期望值，需要通過噴氨優化調整，將出口過大的NOx分布相對標準偏差降下來。

圖3　A側SCR噴氨量分布

圖4　B側SCR噴氨量分布

圖5　A側SCR入口NOx分布(單位μL/L，相對標準偏差3.39%)

圖6　B側SCR入口NOx分布(單位μL/L，相對標準偏差2.60%)

圖7　A側入口速度場(單位m/s，相對標準偏差23.85%)

圖8　B側入口速度場(單位m/s，相對標準偏差32.20%)

圖9　A側SCR出口NOx分布(單位μL/L，相對標準偏差46.09%)

圖10　B側SCR出口NOx分布(單位μL/L，相對標準偏差45.13%)

對SCR進口噴氨閥門的開度進行有針對性調整，降低SCR出口NOx濃度相對標準偏差，SCR反應器整體的噴氨量和SCR出口的NH3逃逸濃度都會隨之線性降低，這對空預器及下游設備乃至整個機組的正常長期運行，都非常有利。為此，進行噴氨優化調整試驗十分必要。

4　調整試驗

4.1　理論計算

根據摸底試驗數據，確定各截面NOx摩爾流量分布，再按設計的最佳氨氮摩爾比進行AIG噴氨格柵各支管摩爾流量計算，并結合截面各處的NOx濃度分布場和NH3逃逸濃度分布場，對各AIG噴氨摩爾流量矩陣進行摩爾理論修正。其次，對各AIG噴氨支管的標準孔板進行流量復核計算，確定該孔板的目標壓差。最后，將其與摸底試驗結果進行比對，確定最大偏差噴氨支管位置。

4.2　優化調整

在機組帶500 MW及出口NOx濃度給定運行方式下，對理論計算與實測流量偏差較大的噴氨支管優先調整，并測量截面各處的NOx濃度分布場，與摸底測量數據進行比對。根據催化反應響應狀況，進行再次、重復調整，直至反應器出口NOx分布相對標準偏差控制在15%左右。

根據摸底測試得到的SCR入口、出口的NOx分布、速度場分布，噴氨支管的噴氨量分布，對相應噴氨支管開度進行了若干調整，最后得到噴氨優化后的出口NOx分布如圖11～圖12所示。

圖11　優化后A側SCR出口NOx分布(單位：μL/L，相對標準偏差14.53%)

圖12　優化后B側SCR出口NOx分布(單位：μL/L，相對標準偏差15.31%)

由圖11、圖12可知，經對相關噴氨支管開度做有針對性調整后，A側出口NOx分布的相對標準偏差由46.09%降為14.53%，B側出口NOx分布的相對標準偏差由45.13%降為15.31%。

4.3　變負荷精細驗證

調整完畢后，分別在機組帶100%、380 MW工況下，于截面各處測量NOx濃度分布場和NH3逃逸率情況，并與對應摸底工況進行比較，評價調整效果。

在機組帶100%、80%、380 MW工況下，在同一截面處測量NOx濃度分布場并與對應摸底工況進行比較后，對SCR入口噴氨系統作了進一步的精細調整。最后得到的各負荷下噴氨優化后的出口NOx分布如圖13～圖18所示。

由圖13～圖14可知，660 MW噴氨優化精細調整后，A、B側出口NOx分布的相對標準偏差為14.74%、13.90%；由圖15～圖16可知，500 MW噴氨優化精細調整后，A、B側出口NOx分布的相對標準偏差為15.32%、14.64%；由圖17～圖18可知，380 MW噴氨優化精細調整后，A、B側出口NOx分布的相對標準偏差為15.45%、14.98%。

圖13　660 MW精細調整后A側出口NOx分布(單位mg/Nm3,6%O2，相對標準偏差14.74%)

圖14　660 MW精細調整后B側出口NOx分布(單位mg/Nm3,6%O2，相對標準偏差13.90%)

圖15　500 MW精細調整后A側出口NOx分布(單位mg/Nm3,6%O2，相對標準偏差15.32%)

圖16　500 MW精細調整后B側出口NOx分布(單位mg/Nm3,6%O2，相對標準偏差14.64%)

圖17　380 MW精細調整后A側出口NOx分布(單位mg/Nm3,6%O2，相對標準偏差15.45%)

圖18　380 MW精細調整后B側出口NOx分布(單位mg/Nm3,6%O2，相對標準偏差14.98%)

4.4　脫硝效率與氨逃逸率優化

在機組試驗負荷點下，同步在每臺反應器進、出口測量NOx濃度，并在反應器出口采集氨逃逸樣品，用于計算脫硝效率與氨逃逸率，具體優化結果見表2。

由表2可知，660 MW負荷下，SCR反應器A進、出口NOx濃度為270.17 mg/Nm3、45.12 mg/Nm3，SCR反應器A的脫硝效率為83.30%；SCR反應器B進、出口NOx濃度為270.80 mg/Nm3、40.69 mg/Nm3，SCR反應器B的脫硝效率為84.97%，平均的脫硝效率為84.14%，出口NOx濃度為42.91 mg/Nm3，出口氨逃逸濃度為0.28 μL/L。

表2　脫硝效率和氨逃逸率計算

500 MW負荷下，SCR反應器A進、出口NOx濃度為275.72 mg/Nm3、42.34 mg/Nm3，SCR反應器A的脫硝效率為84.64%；SCR反應器B進、出口NOx濃度為253.35 mg/Nm3、38.58 mg/Nm3，SCR反應器B的脫硝效率為84.77%，平均的脫硝效率為84.71%，NOx濃度為40.46 mg/Nm3，出口氨逃逸濃度為0.15 μL/L。

380 MW負荷下，SCR反應器A進、出口NOx濃度為125.83 mg/Nm3、27.71 mg/Nm3，SCR反應器A的脫硝效率為77.97%；SCR反應器B進、出口NOx濃度為127.43 mg/Nm3、35.68 mg/Nm3， SCR反應器B的脫硝效率為72.00%，平均的脫硝效率為74.99%，出口NOx濃度為31.70 mg/Nm3，出口氨逃逸濃度為0.17 μL/L。

4.5　氨耗量

根據SCR入口煙氣量、入口NOx濃度、脫硝效率和氨逃逸，計算得出系統氨耗量，見表3。試驗結果顯示，600 MW下平均氨耗量約為147.57 kg/h，500 MW下平均氨耗量約為129.95 kg/h，380 MW下平均氨耗量約為39.35 kg/h。

表3　氨耗量計算

5　脫硝系統綜合性能優化

5.1　優化前、后噴氨量和氨逃逸濃度等比較分析

通過試驗結果表明，本次噴氨優化調整試驗效果顯著，同樣的工況條件下調整后比調整前噴氨量降低20%，解決了脫硝裝置出口NOx濃度偏差較大、氨耗量較高、氨逃逸濃度較大的問題，消除了局部氨逃逸濃度超標現象，達到了既定調整目標。

5.2　系統阻力

通過電子微壓計的全壓示差，測量脫硝系統阻力，其入口布置于上升煙道噴氨格柵前，出口布置于反應器出口煙道，優化調整后試驗測試結果見表4。

表4　優化調整后各負荷下系統阻力

5.3　系統溫降

利用熱電偶網格法實測SCR入口、出口煙溫，優化結果見表5。機組滿負荷下，SCR裝置的煙溫降幅為5.71℃；500 MW負荷下下煙溫降幅為5.33℃；380 MW負荷下煙溫降幅為7.42℃。

5.4　SO2/SO3轉化率

機組在不同負荷下，確保滿足“SO2/SO3轉化率≤1.0%”的投產性能保證值，以減少對催化劑的危害。

表5　系統優化后溫降

6　結語

(1) 通過試驗結果表明，本次噴氨優化調整試驗效果顯著。解決了脫硝裝置出口NOx濃度偏差較大、氨耗量較高、氨逃逸濃度較大的問題，消除了局部氨逃逸濃度超標現象，有效減少硫酸氫銨的生成，空氣預熱器快速堵灰情況有明顯好轉，達到了既定調整目標。

(2)考慮了更多因素對脫硝系統性能進行優化，在保證脫硝效率的同時，考慮氨耗量、系統阻力、溫降及其SO2/SO3等綜合因素。通過調整控制煙溫偏差，確保煙氣溫度在催化劑最佳作用的溫度范圍；優化吹灰系統，最大程度低減少流動阻力，防止飛灰堆積，減少催化劑的磨損.在滿足環保要求，兼顧經濟指標和延長設備壽命。

(3)設備運行一段時間后，脫硝系統性能下降，以脫硝系統性能考核試驗結果為目標，進行優化調整試驗，應考慮多種因素綜合優化脫硝系統性能更為科學、合理，建議同行交流采納。

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