燃煤鍋爐脫硝改造中的優化設計*

王柏森

(北京巴布科克·威爾科克斯有限公司， 北京 100043)

隨著GB 13223—2011 《火電廠大氣污染物排放標準》和《全面實施燃煤電廠超低排放和節能改造工作方案(2015.12)》的正式頒布實施，我國現有火力發電機組的脫硝改造工作進入爆發期。為適應市場需求，筆者結合某脫硝改造項目中的部分設計問題進行分析，為以后類似項目提供技術參考。

1 機組概況

某電廠2臺325 MW機組分別于2005年11月、2006年7月投運。后期加裝的選擇性催化還原(SCR)法脫硝裝置分別于2013年9月、10月順利投運，其脫硝裝置總體布置見圖1。

由于機組建設時環保法規對鍋爐煙氣氮氧化物排放要求較低，故未預留脫硝場地空間和載荷，導致后期加裝脫硝裝置時布置方案比較復雜。

圖1 脫硝裝置總體布置圖

受鍋爐尾部空間和載荷限制，脫硝反應器只能布置在爐后送風機房上方，造成反應器進出口煙道水平距離過長，可能會產生比較嚴重的積灰，增加了設置灰斗的必要性。

受原鍋爐鋼柱影響，若采用常規設計，反應器出口煙道走向極其復雜，會造成空氣預熱器入口煙氣流場非常不均勻，嚴重影響空氣預熱器的換熱性能，同時增加投資和運行成本。

2 積灰情況

根據以往的設計和工程經驗，脫硝裝置煙道積灰主要發生在水平煙道和上升彎頭處。鑒于相似性，筆者只對脫硝裝置入口煙道及彎頭處的積灰情況進行分析。

2.1 設計條件

該項目在加裝脫硝裝置時進行了鍋爐低氮燃燒改造，改造前脫硝裝置入口煙氣參數見表1(濕基，實際氧氣體積分數)，其中：BMCR為鍋爐最大連續蒸發量；THA為鍋爐額定出力。灰分成分分析見表2。

表1 脫硝裝置入口煙氣參數

表2 灰分成分分析 %

2.2 建立模型

為便于分析煙氣中塵粒的沉降，進行如下假設：

(1) 塵粒粒徑分布見表3。

表3 煤粉爐塵粒分布

(2) 塵粒為微球體。

(3) 煙氣中d≥149 μm的塵粒全被省煤器灰斗收集。

(4) 塵粒在脫硝裝置入口煙道截面均勻分布。

2.3 定性分析

假設彎頭處的積灰堆積角為α，為便于描述流線及塵粒運動的規律，煙道截面采用簡化處理，不考慮爐寬方向變化。基于上述假設和分析，常規方案和優化方案的流線分析見圖2和圖3，其中常規方案只有一個直角彎，優化方案采用2個45°小彎頭加傾斜煙道。

圖2 常規方案流線分析

圖3 優化方案流線分析

由于重力作用，塵粒在運動過程中會發生沉降；水平距離越長，塵粒沉降越多；塵粒沉降率主要與煙速、塵粒沉降速度和沉降距離有關。考慮到前段沉降的部分塵粒會被攜帶到后部，彎頭區域積灰將更嚴重。

在特定負荷下，彎頭處積灰量會隨時間的增加而增加；當積灰增加到一定程度后，會使煙道通流截面變小，造成煙氣速度增加；由于擾動作用，煙氣攜帶積灰處上部飛灰的能力增強；最終，煙氣攜帶的飛灰量與積灰量達到一種平衡。

粒徑較小的塵粒沉降速度較低，運動方向與煙氣流線方向基本一致；粒徑較大的塵粒沉降速度稍大，運動方向與煙氣流線方向有一定的角度，故較大粒徑的塵粒會部分沉降在水平段及彎頭處。常規方案中水平段長度較優化方案長約30%，故會有更多的塵粒沉降。由于常規方案中的積灰空間在優化方案中被切角代替，故在同樣的積灰角下，優化方案中的積灰遠低于常規方案。結合煙氣流線和塵粒沉降分析，優化方案中第一個45°彎頭可能發生較嚴重的積灰，第二個45°彎頭則不太可能積灰。

在實際項目中，脫硝裝置入口煙道采用了提高煙速和變截面煙道設計，在很大程度上增強了煙氣攜帶飛灰的能力。煙速的特殊設計，一方面降低了煙塵的沉降，另一方面減少了彎頭處動態平衡時的積灰量。

2.4 定量分析

目前，脫硝項目的飛灰沉降主要利用物理模擬試驗研究，很少用計算機流場模擬研究，但物理模擬研究的時效性相對較差。鑒于積灰對脫硝裝置布置的巨大影響，筆者結合流體力學基本理論對優化方案的飛灰沉積情況進行初步定量分析。

2.4.1 沉降速度

塵粒受力分析見圖4。

圖4 塵粒受力分析

結合斯托克斯公式和受力平衡[1]，可得理想狀態下塵粒沉降速度us：

(1)

式中：d為塵粒直徑，m；ρp為塵粒密度，kg/m3；ρg為氣體密度，kg/m3；μ為氣體動力黏度，Pa·s；g為重力加速度，m/s2，取9.81 m/s2。

塵粒密度按2 200 kg/m3、粒徑按平均粒徑、煙氣動力黏度[2]按熱空氣考慮，則煙氣的動力黏度和密度見表4。

表4 煙氣的動力黏度和密度

根據式(1)和第2.2節的假設，可得塵粒沉降速度，見表5。

表5 塵粒沉降速度 m/s

煙氣自F點至C2點各段煙道的煙速和流經時間見表6。

表6 煙氣自F點至C2點各段煙道的煙速和流經時間

2.4.2 沉降分析

塵粒沉降高度與沉降速度和沉降時間有關。結合表5，在理想狀態下，F斷面處最大高度H的塵粒能在C2點前沉降(見表7)。

表7 F斷面處最大高度H m

從表7可以看出：粒徑為44 μm以下的塵粒基本上不會沉降在第一個45°彎頭處及其之前。粒徑為44～<74 μm的塵粒：75%THA及以上負荷時，沉降在第一個45°彎頭及其之前的量很少；35%BMCR負荷時，F斷面處塵粒在C2點前所能沉降的最大高度僅為0.101 m，假設該高度范圍內塵粒能完全沉降，則在彎頭C2點前自然沉降的塵粒約占該粒徑范圍的4%，占總塵量的0.52%。同理可得粒徑在74～<149 μm的塵粒在彎頭C2點前自然沉降數據(見表8)。

表8 粒徑為74～<149 μm的塵粒自然沉降數據

考慮到內撐結構對氣流和塵粒的擾動作用，塵粒不能按理想狀態自然沉降；當鍋爐負荷升高時，煙速增大，擾流作用也會加強，煙氣會把沉降的部分塵粒帶走，故彎頭C2點前的實際積灰量比上述分析低很多。

根據第2.3節定性分析，優化方案C2B2長度遠小于常規方案C1B1，F斷面高度H沉積在C2B2段的塵粒也比較少，故彎頭C2B2處積灰量也會遠低于C1B1。結合積灰平衡結論和機組運行情況，可知優化方案中彎頭及其之前水平煙道的積灰量比較小。

2.5 方案分析

綜上分析，若采用常規方案，則需要加裝灰斗和輸灰系統。在采取提高水平段煙速、煙道多次變徑和傾斜煙道等優化設計措施后，可使水平煙道及彎頭處的積灰量遠低于常規方案，故不設置灰斗。

脫硝裝置投運一年后，經檢查發現彎頭區域和水平煙道上只有一層薄灰。筆者分析，其中有相當一部分積灰是鍋爐停機降負荷時沉降下來的，機組運行中煙道內實際積灰量少，符合設計預期。

3 穿鋼柱方案分析

3.1 煙道穿鋼柱方案

由于單側脫硝反應器出口與空氣預熱器之間恰好有2根原鍋爐鋼柱，導致反應器出口煙道與鍋爐后部鋼架產生干涉。通過創新設計，反應器出口采用煙道穿鋼柱方案(見圖5、圖6)。

圖5 煙道穿鋼柱方案1

圖6 煙道穿鋼柱方案2

考慮到煙氣流沖刷和積灰因素，在迎風面設置了防磨引流板，內外護板之間依次設置100 mm厚的硅酸鋁耐火纖維氈、2層50 mm厚的高溫玻璃棉氈，外護板與鋼柱的最小間隙為200 mm(見圖7)。

圖7 煙道穿鋼柱方案

3.2 傳熱分析

煙道內高溫煙氣流動是持續的，故高溫煙氣與內護板、內護板與外護板(包括保溫層)、外護板與鋼柱之間的傳熱過程是一個穩態過程(見圖8)。

圖8 煙氣與鋼柱之間的傳熱過程

由于內護板與高溫煙氣直接接觸，且鋼材是熱的良導體，故內護板溫度可等效為煙氣溫度(380 ℃)。

3.2.1 內外護板之間的傳熱分析

假設各層之間接觸良好，無須考慮接觸熱阻，內護板、保溫層、外部板之間傳熱可按多層平壁建立導熱模型(見圖9)。

根據DL/T 5072—2007 《火力發電廠保溫油漆設計規程》，可分別計算出保溫分界面溫度(t2=267.2 ℃)、外護板溫度(t4=64.1 ℃)和外護板散熱的熱流密度(q=120.37 W/m2)。

圖9 多層平壁傳熱模型

3.2.2 外護板與鋼柱及鋼柱與環境之間的傳熱分析

建立熱量傳遞模型(見圖10)。

圖10 外護板、鋼柱、環境之間的傳熱模型

考慮到方案的直觀性，對模型做出如下簡化和假設：將鋼柱簡化為空心方鋼，假設方鋼截面處溫度均勻。方鋼邊長為200 mm(厚度為12.5 mm)，方鋼截面積等于鋼柱截面積(0.02 m2)。

夾層中鋼柱與外護板之間的傳熱包括：外護板與夾層的對流傳熱、外護板對鋼柱的熱輻射、鋼柱對夾層的對流傳熱、鋼柱沿高度方向的導熱。

鋼柱與環境間的傳熱包括：鋼柱與環境的對流傳熱、鋼柱對環境的熱輻射和鋼柱自身導熱。

因未設置泵、風機等外部推動裝置，煙道穿鋼柱處的對流傳熱為自然對流傳熱。煙道穿鋼柱處上下均有開口，且開口寬度/高度為0.078>0.01，故此處對流傳熱可按大空間自然對流傳熱處理[3]，鋼柱和外護板的對流傳熱相互之間不干擾，各自獨立計算。

平板對流傳熱量為：

Φ1=Ah(tw-t∞)

(2)

式中：Φ1為對流傳熱量，W；A為對流傳熱面積，m2；h為表面傳熱系數，W/(m2·K)；tw為壁面溫度，℃；t∞為大空間溫度，℃。

煙道穿鋼柱為平面結構形式，其輻射傳熱量為：

(3)

式中：Φ1,2為外護板的輻射傳熱量，W；εs為系統黑度；A1為外護板面積，m2；T4為外護板熱力學溫度，K；T5為鋼柱熱力學溫度(按照平均溫度考慮)，K。

斷面B-B與C-C之間的鋼柱處于環境空氣中，其溫度相對變化幅度較大。鋼柱微元傳熱模型見圖11。

圖11 鋼柱微元傳熱模型

對溫度變化進行微元分析，可得：

(4)

式中：Δt為鋼柱溫度變化，K；t為傳熱模型中的鋼柱溫度，℃；ΔΦ為截面熱流量變化，W；Φ為鋼柱截面熱流量，W；S為鋼柱截面積，m2；λ為鋼柱導熱系數，W/(m·K)；C為鋼柱截面周長，m；ta為環境溫度，℃；ha為金屬結構表面傳熱系數，W/(m2·K)。

當Φ>0時，可得出通過鋼柱的截面熱流量：

Φ=(λShaC)0.5(t-ta)

(5)

根據上述傳熱的分析結果，可得出如下兩個傳熱平衡：

(1) 外護板散熱量等于外護板對夾層的對流傳熱與外護板對鋼柱的熱輻射量之和。

Φs=Φ1s+Φ1,2

(6)

式中：Φs為通過保溫計算的外護板散熱量，W；Φ1s為外護板對夾層對流傳熱量，W。

(2) 鋼柱截面B-B處熱流量等于外護板對鋼柱的輻射傳熱量減去鋼柱對空氣夾層的對流傳熱量。

Φb,B-B=Φ1,2-Φ1b

(7)

式中：Φb,B-B為鋼柱截面B-B處的熱流量，W；Φ1b為鋼柱對空氣夾層的對流傳熱量，W。

在鋼柱截面B-B(見圖10)，鋼柱吸收的輻射傳熱量大于其對夾層的對流傳熱量。由此往下，鋼柱溫度逐漸上升，鋼柱吸收的輻射傳熱量逐漸減少，對流傳熱量逐漸增加；當對流傳熱量等于輻射傳熱量時，鋼柱的溫度到達最大；鋼柱將保持該溫度一段長度后再逐漸降低，直至穿過下端出口，和環境溫度達到平衡。

結合項目情況，按如下工況對鋼柱溫度進行分析：

(1) 當保溫結構完全發揮作用時，外護板壁溫為64.1 ℃。

(2) 當只有內層保溫結構發揮作用時，外護板壁溫為82.1 ℃。

(3) 當煙道內外護板密封完好，外護板和內護板之間無保溫材料，即保溫處于完全留置狀態；通過傳熱計算，外護板壁溫為128 ℃。

(4) 當煙道內護板密封完好，且不設置保溫結構和外護板時，按內護板與鋼柱距離和內護板壁溫為380 ℃考慮。

根據上述分析進行迭代計算，得到不同工況時的溫度(見表9)。

表9 不同工況時的溫度

3.3 鋼柱強度補強

該項目鋼柱補強設計方案按照因溫度升高引起的原鋼柱設計強度衰減進行加固，補強方案按鋼柱溫度升高至130 ℃進行。

3.4 結果分析

根據上述分析，煙道穿鋼柱處必須按照設計保溫，并按照規范要求施工。當鋼柱溫升明顯時，需特別關注鋼柱溫升情況，及時發現問題，采取強制通風等適當措施。

筆者得到3組溫度數據見表10。2013年10月，緊身封閉未完成，環境溫度較低，鋼柱溫升相對較低；2014年11月和2016年1月，環境溫度分別較設計溫度(40 ℃)高14 K和12 K，鋼柱溫升明顯，且鋼柱溫度范圍比較穩定。

表10 溫度數據 ℃

從表10可以看出：2014年11月、2016年1月環境溫度分別比2013年10月高出23 K、21 K，鋼柱B-B截面溫度和鋼柱最高溫度也比2013年10月高出20～30 K，直接說明了自生通風的作用；雖然表10中的溫度與表9中的工況3比較接近，但現場保溫結構和外護板的安裝情況與其有本質區別。盡管技術人員特別考慮了煙道穿鋼柱處保溫結構及護板的安裝順序，并在施工前向相關單位進行了重點強調，但實際安裝時不同耐受溫度的保溫材料隨意塞裝造成保溫性能嚴重減弱，且外護板與鋼柱的安裝距離較設計值近很多。最終，造成了鋼柱溫升超過理想設計值，但這也從側面印證了理論計算的正確。

鑒于鋼柱升溫超過理想設計值，電廠運行人員需經常監測鋼柱溫度，當溫度過高時需采取強制通風措施，并盡快整改此處的煙道保溫結構和護板，同時采取措施降低緊身封閉內的環境溫度。

最后需要強調的是類似項目施工時必須采取加強施工監理和停工待檢等措施，確保施工措施符合設計要求，遇到問題及時與設計單位溝通。同時，盡可能減少此處鋼柱的表面粗糙度和降低緊身封閉內環境溫度，增強自生通風能力；亦可在此處采取強制通風措施。

4 結語

該脫硝項目采取提高水平段煙速、多次變徑和傾斜煙道等優化設計措施，不設灰斗及輸灰系統。通過實際觀察，水平煙道和彎頭處輕微積灰，符合設計預期。

經傳熱計算分析，反應器出口煙道采用穿鋼柱方案。通過優化設計，保證了空氣預熱器入口的煙氣流場，降低了系統壓損；雖然鋼柱溫度超出理想設計值，但鋼柱溫升仍在許可范圍內，并結合現狀提出了更深入的對策。

通過設計創新，保證了該脫硝裝置的良好運行，達到了預期目的，節約了投資和運行成本。