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        630MW超臨界鍋爐脫硝系統(tǒng)優(yōu)化運行分析

        2016-05-15 03:16:56程彥林
        發(fā)電技術 2016年4期
        關鍵詞:預器入口反應器

        程彥林

        (中國華電集團發(fā)電運營有限公司,北京100031)

        630MW超臨界鍋爐脫硝系統(tǒng)優(yōu)化運行分析

        程彥林

        (中國華電集團發(fā)電運營有限公司,北京100031)

        針對某630MW超臨界鍋爐脫硝系統(tǒng)存在變工況運行下耗氨量大,脫硝運行困難,氮氧化物波動較大和空預器堵塞等問題。根據(jù)不同負荷(600MW,330MW)下出口氮氧化物濃度場和流場進行分析,通過調(diào)節(jié)噴氨格柵實現(xiàn)了鍋爐在不同負荷下運行的最優(yōu)化,濃度場分布近乎均勻,測點左右偏差降低到16%以下;空預器阻力壓差最大降幅為26.13%。可為同類型的鍋爐提供參考。

        630MW超臨界鍋爐;脫硝系統(tǒng)優(yōu)化;NOx濃度場;流場;空預器

        0 引言

        為積極應對環(huán)境問題,我國政府頒布了一系列的環(huán)保標準,要求重點區(qū)域的燃煤電廠NOx排放值由100mg/m3以下降低到50mg/m3以下。燃煤電廠為到達環(huán)保排放標準,一般均加裝脫硝系統(tǒng),甚至要求更加高效的脫硝系統(tǒng)。某電廠在加裝了脫硝系統(tǒng)之后,出現(xiàn)了較多的問題,如空預器堵塞及腐蝕,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(chǎn)生一方面使經(jīng)濟性降低,能源耗費量增大,污染環(huán)境;另一方面設備的安全性也受到了威脅。因此,對脫硝系統(tǒng)進行優(yōu)化試驗十分重要[1-7]。

        1 機組概況及脫硝優(yōu)化試驗簡介

        某630MW鍋爐為超臨界、四角切圓燃燒方式、平衡通風、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架的∏型燃煤鍋爐。采用中速磨直吹式制粉系統(tǒng),每爐配6臺磨煤機(5臺運行,1臺備用),煤粉細度設計R90為19%。采用選擇性催化還原脫硝技術,每臺爐配置2個脫硝反應器,采用液氨做為反應劑,采用蜂窩式催化劑。

        現(xiàn)階段脫硝系統(tǒng)優(yōu)化手段主要采用單一反饋模式,即根據(jù)脫硝反應器入口的NOx質(zhì)量濃度分布調(diào)節(jié)相應的入口噴氨支管的噴氨量,達到提高脫硝效率并降低氨逃逸的目的。脫硝系統(tǒng)噴氨格柵調(diào)閥及出口NOx濃度測點布置如圖1和圖2所示。脫硝A、B反應器爐前到爐后每側(cè)均有5個測孔。每個測孔的測點布置情況為A側(cè)固定端7個測點,擴建端6個測點;B側(cè)固定端6個測點,擴建端7個測點。噴氨調(diào)閥布置于反應器前墻處,每側(cè)反應器共14個調(diào)節(jié)點。

        采用網(wǎng)格法在脫硝反應器的進口(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點。根據(jù)測量結(jié)果計算得到反應器出口折算到6%(標準工況下的體積濃度)O2濃度下NOx的分布狀況。對于NOx含量過低的區(qū)域,適當減少噴氨量,對于NOx含量高的區(qū)域,適當增加噴氨量,最終實現(xiàn)出口NOx的均勻分布[8-10]。

        2 多工況下的脫硝優(yōu)化調(diào)整運行

        相關數(shù)據(jù)顯示,大多數(shù)的燃煤電廠在做脫硝系統(tǒng)優(yōu)化試驗時僅對滿負荷(或高負荷)時的脫硝系統(tǒng)進行優(yōu)化,誤認為在滿負荷實現(xiàn)了最優(yōu),則在其他負荷下也同樣滿足。事實上,并非如此,因為在不同的負荷下鍋爐產(chǎn)生NOx也具有差異性,所以對于氨水的用量具有很大的差異,導致調(diào)節(jié)噴氨格柵的方式也具有不同的差異。本文詳細介紹了某超臨界機組在不同負荷(600 MW和330 MW)下的優(yōu)化前、后的運行情況。

        2.1600MW負荷下脫硝系統(tǒng)分析

        2.1.1600MW負荷調(diào)整前反應器出口NOx分布情況

        在600MW負荷工況下,A、B反應器出口NOx濃度分布場分別如圖3、圖4(圖中1~5分別代表從爐前到爐后5個測孔,1~13分別代表從固定端到擴建端的13個測點,下同)所示,脫硝系統(tǒng)性能參數(shù)見表1。

        由圖3和表1可以看出:在600MW高負荷運行工況下,實測脫硝反應器A側(cè)NOx出口濃度40.9mg/Nm3,入口濃度219.9mg/Nm3,實測效率81%,DCS顯示NOx入口濃度和出口濃度偏差大約25%,但與DCS顯示效率基本相同。但NOx出口濃度的相對標準偏差達到77%,由此看出A側(cè)反應器的出口濃度在高負荷情況時分布也是很不均勻的。由圖3還可以看出A側(cè)反應器的600MW時出口NOx質(zhì)量濃度分布還呈現(xiàn)出爐前質(zhì)量濃度高、爐后質(zhì)量濃度低的情況。

        由圖4和表1可以看出:600MW高負荷工況運行下,實測脫硝反應器B側(cè)NOx出口濃度20.6mg/Nm3,入口濃度241.2mg/Nm3,實測效率91%。NOx出口濃度的相對標準偏差達到88.8%,由此看出B側(cè)反應器的出口質(zhì)量濃度在高負荷時分布也是很不均勻的。A側(cè)反應器的出口NOx濃度分布在600MW高負荷時爐前爐后質(zhì)量濃度都較平均,但高負荷情況下B側(cè)出口NOx質(zhì)量濃度和A側(cè)相反,呈現(xiàn)出固定端濃度高,擴建端濃度低的現(xiàn)象,但固定端測孔1~6的NOx濃度分布和擴建端測孔7~13的質(zhì)量NOx濃度分布都比較平均。

        表1 調(diào)整前脫硝系統(tǒng)性能參數(shù)(600MW)

        2.1.2600MW時脫硝反應器入口煙氣流場測量情況

        600MW負荷工況下,實測脫硝反應器A、B側(cè)入口煙氣流速分布如圖5和圖6所示。由圖5可以看出脫硝反應器A側(cè)入口煙氣分布情況總體趨勢是爐前流速低,爐后濃度高,煙氣流速基本為爐前向爐后逐漸增大;而爐左右兩側(cè)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。煙氣流速分布反應了煙氣流量的大小分布,同時反應煙氣NOx的分布趨勢。由圖3實測脫硝反應器A側(cè)出口NOx濃度分布結(jié)果看出,A側(cè)反應器出口NOx濃度前后分布跟煙氣流速測量結(jié)果是一致的。總體而言,A側(cè)脫硝反應器的濃度分布不平衡現(xiàn)象很大原因是由于入口煙氣分布不平均造成的。

        由圖6以看出:脫硝反應器B側(cè)入口煙氣分布情況沒有像A側(cè)反應器出現(xiàn)煙氣流速爐前向爐后逐漸增大的現(xiàn)象;而爐左右兩側(cè)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質(zhì)量分布爐前爐后濃度較為平均,爐左固定端NOx質(zhì)量濃度高,爐右擴建端NOx質(zhì)量濃度低的現(xiàn)象是較為吻合的。因此B側(cè)脫硝反應器的質(zhì)量濃度分布左右不平衡現(xiàn)象很大原因也是由于入口煙氣分布左右不平均造成的。

        2.1.3600MW負荷時脫硝反應器噴氨格柵調(diào)整

        據(jù)高負荷時測量脫硝反應器出口NOx分布情況進行了噴氨格柵調(diào)整,由于脫硝系統(tǒng)噴氨調(diào)節(jié)手段較單一,只能進行爐左右方向的噴氨大小調(diào)整NOx分布。最終A側(cè)噴氨格柵調(diào)整見表2,調(diào)整后測量NOx分布如圖7、圖8所示,脫硝系統(tǒng)參數(shù)見表3。

        由圖7和表3可以看出,調(diào)整后側(cè)A反應器出口NOx質(zhì)量濃度左右分布左右相對標準偏差僅為14.6%,因此經(jīng)過調(diào)整后的A側(cè)NOx濃度出口左右分布基本平均。而且實測A側(cè)NOx脫除效率達到85.4%,可以滿足性能考核要求。

        通過圖8和表3測量結(jié)果可以看出B側(cè)反應器實測脫硝效率85.1%,雖然效率比調(diào)整前有所降低,但是出口的氮氧化物排放值依然很低,達到排放要求,并且B側(cè)反應器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2 噴氨格柵調(diào)整(600MW)

        表3 調(diào)整后SCR系統(tǒng)性能參數(shù)(600MW)

        2.1.4 氨逃逸測量結(jié)果情況

        為了觀察在噴氨格柵調(diào)整后脫硝系統(tǒng)氨逃逸的情況,在噴氨格柵調(diào)整完,鍋爐穩(wěn)定在600MW負荷情況下,進行了氨逃逸測量,測量結(jié)果見表4。

        600MW高負荷工況下試驗所選取抽氨測點為靠近NOx出口濃度較低測孔。從表5試驗數(shù)據(jù)結(jié)果可以看出,所測得反應器A、B的氨逃逸率平均值分別為0.33×10-6和0.87×10-6,其中B10測孔測得氨濃度較其它孔高,即實際擴建端氨逃逸較高,但各測孔所測得氨逃逸均低于3×10-6。

        2.2330MW負荷下脫硝系統(tǒng)分析

        2.2.1330MW調(diào)整前反應器出口NOx分布情況

        330MW負荷是該鍋爐的常用負荷,在330MW工況下,噴氨格柵調(diào)門與高負荷(600MW)情況下調(diào)節(jié)閥開度一致,試驗測得A、B側(cè)NOx出口質(zhì)量濃度分布如圖9和圖10所示。

        表4600MW負荷運行工況下氨逃逸率測量結(jié)果

        由圖9和表5可知:330MW運行人員習慣工況下,實測脫硝系統(tǒng)A側(cè)NOx出口質(zhì)量濃度62.9mg/Nm3,入口質(zhì)量濃度318.5mg/Nm3,實測效率80.3%,與DCS顯示的入口質(zhì)量濃度、出口質(zhì)量濃度、效率偏差均在15%以內(nèi)。但NOx出口質(zhì)量濃度的相對標準偏差達到72.3%,由此可見A側(cè)反應器的出口質(zhì)量濃度分布是很不均勻的,其中鍋爐固定端到擴建端除測點1,測點8和測點13質(zhì)量濃度相對偏高外,其它測點分布相對較均勻。由圖9還可知A側(cè)反應器的出口NOx質(zhì)量濃度分布呈現(xiàn)出爐前質(zhì)量濃度高,爐后質(zhì)量濃度低,NOx質(zhì)量濃度由爐前向爐后階梯遞減的現(xiàn)象。

        由圖10和表5可知:330MW時,實測脫硝B側(cè)NOx出口質(zhì)量濃度為55.8mg/Nm3,入口質(zhì)量濃度317.9mg/Nm3,實測效率82.4%。DCS顯示NOx入口濃度和出口濃度偏差在20%~25%之間,但與DCS顯示效率偏差為0.49%。同時NOx出口濃度的相對標準偏差達到59.4%,說明B側(cè)反應器的NOx出口濃度分布還是不太均勻的。與A側(cè)反應器對比可以發(fā)現(xiàn),B側(cè)反應器NOx爐前爐后濃度分布是比較均勻的,但濃度左右分布總體鍋爐固定端NOx濃度較擴建端要大,其中測點2濃度最高。由圖10還可知B側(cè)反應器的出口NOx濃度分布有個濃度很小的區(qū)域:大致在爐前孔1和孔2處,測點7~11之間,此區(qū)域NOx濃度明顯小于周邊NOx濃度。

        表5 調(diào)整前脫硝系統(tǒng)性能參數(shù)(330MW)

        2.2.2330MW低負荷時脫硝反應器入口煙氣流場測量情況

        由圖11可以看出:330MW工況下脫硝反應器A側(cè)入口煙氣分布與高負荷時相似,總體趨勢是爐前流速低,爐后濃度高;而爐左右兩側(cè)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(xiàn)例如測孔9一樣流速較高的點。因此低負荷情況脫硝反應器A側(cè)入口煙氣分布很不均勻,沒有很明顯的分布規(guī)律。高低負荷工況下都出現(xiàn)的這種不規(guī)則、不均勻的煙氣流速有可能是反應器A側(cè)導流板布置或有損壞造成的。

        330MW低負荷工況下B側(cè)反應器入口煙氣分布如圖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A側(cè)反應器一明顯樣出現(xiàn)由爐前向爐后煙氣流速逐漸增大的現(xiàn)象。觀察發(fā)現(xiàn)在測孔7、9、11的爐后處(測點4和5)出現(xiàn)了一個流速異常的區(qū)域,這個區(qū)域的煙氣流速明顯低于四周煙氣流速,從而使得煙氣分布前后方向出現(xiàn)中間流量高,爐前和爐后稍微低的現(xiàn)象;使得煙氣分布左右方向出現(xiàn)擴建端靠中心處(大概在NOx濃度測點10、11處)出現(xiàn)流量較低的現(xiàn)象。這個煙氣流速的異常區(qū)域極容易造成脫硝反應器前墻靠擴建端處出現(xiàn)低NOx的區(qū)域,這跟圖10實測數(shù)據(jù)非常吻合。

        2.2.3330MW低負荷時脫硝反應器噴氨格柵調(diào)整試驗

        根據(jù)330MW低負荷時測量脫硝反應器出口NOX分布情況進行了噴氨格柵調(diào)整,最終A側(cè)、B側(cè)噴氨格柵調(diào)整見表6,調(diào)整后測量NOx分布如圖13和圖14所示。

        經(jīng)過調(diào)整后的A反應器出口NOx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(diào)閥全開,仍不能通過減少其它閥門開度增加相對噴氨量的方法降低其NOx濃度。單一的噴氨閥門調(diào)整手段不能有效解決此問題,但除去測點1的測點影響,A反應器出口NOx濃度左右分布左右相對標準偏差僅為13.3%,可認為調(diào)整后的A側(cè)NOx濃度出口左右分布相對平均。綜合考慮可以采取表10噴氨格柵調(diào)整開度。B側(cè)反應器存在一個低NOx濃度的危險區(qū)域,因此B側(cè)反應器的噴氨格柵閥門調(diào)整除了進行爐左右方向的噴氨大小調(diào)整外,還需要兼顧低NOx濃度的危險區(qū)域的NOx濃度水平。調(diào)整后測量NOx分布如圖14所示。通過反復試驗調(diào)整,最終將B側(cè)脫硝反應器的左右相對標準偏差控制在25%以內(nèi),同時使低濃度NOx分布區(qū)平均濃度提高了80%以上。2.2.4氨逃逸測量結(jié)果情況

        330MW負荷工況下試驗所選取抽氨測點為靠近NOx出口濃度較低測孔。所測得反應器A、B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(jié)果見表8。

        表6 噴氨格柵調(diào)整(330MW)

        3 空預器堵塞情況調(diào)整前后性能對比

        為更好的了解調(diào)整噴氨格柵后脫硝系統(tǒng)的運行情況,選取具有代表性的兩個工況,即600MW和330MW時的空預器進出口壓差作為性能對比的參數(shù),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,脫硝反應器中未反應的NH3與SO3發(fā)生反應生成硫酸氫銨。硫酸氫銨是一種粘性很強并具有較強腐蝕性的物質(zhì),硫酸氫銨的粘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[11-14]。

        由表9可以看出,在600MW的負荷下空預器進出口壓差在脫硝未優(yōu)化前平均在A側(cè)2263Pa、B側(cè)2299Pa??疹A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(yōu)化調(diào)整后空預器進出口壓差降到A側(cè)1682Pa、B側(cè) 1786Pa,A側(cè)降幅約25.19%,B側(cè)降幅約22.31%;在330MW負荷下,由表10中的數(shù)據(jù)看出,噴氨格柵調(diào)整前空預器的平均進出口壓差分別為:A側(cè)1416Pa、B側(cè)1346Pa。經(jīng)過噴氨格柵調(diào)整后空預器進出口的壓差平均值為:A側(cè)1046Pa、B側(cè)1173Pa,其中A側(cè)降幅約26.13%,B側(cè)降幅約12.85%.上述兩個工況的空預器阻力在調(diào)整后均大幅下降,A側(cè)的降幅大于B側(cè),說明A側(cè)的效果更明顯,這個結(jié)果也與表5和表7兩種工況下的氨逃逸測量值相對應,B側(cè)的氨逃逸相對較多。另外,在優(yōu)化調(diào)整后,吹灰次數(shù)明顯減少,近乎以往的一半。同時,引風機的電流約減小22%,減少廠用電,提高了經(jīng)濟效益。

        表7 調(diào)整后脫硝系統(tǒng)性能參數(shù)(330MW)

        表8330MW氨逃逸率測量結(jié)果

        表9600MW負荷下空預器進出口壓差

        表10330MW負荷下空預器進出口壓差

        4 結(jié)語

        (1)脫硝反應器A側(cè)煙氣入口流場呈現(xiàn)爐前流速小,爐后流速大的特征,而且入口流場左右分布也不均勻;B側(cè)煙氣入口流場相對較為均勻,但入口流場爐后靠擴建端處有個流速較低的區(qū)域。建議利用停機檢修機會對煙氣導流板進行全面檢查和校驗,以使入口煙氣均勻分布。

        (2)無論是低負荷還是高負荷,實測脫硝的A側(cè)和B側(cè)反應器的脫硝率都在80%以上,而且實測各負荷情況下氨逃逸濃度均在3×10-6以下。脫硝B側(cè)反應器平時運行時運行人員容易多噴氨,造成B側(cè)反應器有相對耗氨量過多的現(xiàn)象,實測高負荷和低負荷情況下B側(cè)反應器氨逃逸濃度要大于A側(cè)反應器氨逃逸濃度。

        (3)在600MW高負荷下對脫硝脫硝系統(tǒng)進行了噴氨格柵的優(yōu)化,使A側(cè)反應器出口NOx濃度左右偏差從31.1%下降至14.6%;B側(cè)反應器出口NOx濃度左右偏差從69.5%下降至28.6%;在330MW低負荷下對脫硝脫硝系統(tǒng)進行了噴氨格柵的優(yōu)化,使A側(cè)反應器出口NOx濃度左右偏差從36%下降至13.3%;B側(cè)反應器出口NOx濃度左右偏差從26.5%下降至24.8%??紤]到B側(cè)反應器存在高脫硝率(低NOx濃度)的危險區(qū)域,B側(cè)反應器出口NOx濃度左右偏差未調(diào)整到15%以下。

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        Study of Optimization Operation for Selective Catalytic Reduction System of a Supercritical 630MW Boiler

        CHENG Yan-lin

        (China Huadian Power Generation Technology Center,Beijing 100031,China)

        Due to selective catalytic reduction device of a supercritical unit,onsuming of a large amount of ammonia, denitrification operation difficult,NOx instability and Air preheater clogging and other issues when this boiler run under different loads.In the paper,it use the exit NOx concentration field and flow field to analyzed under different loads(such as 600MW,330MW),by adjusting the ammonia injection grid to achieve a unit operating under different load optimization,nearly uniform concentrate on distribution was measured point deviation is reduced to about 16%or less,Air preheatr pressure dragof the largest decline was 26%.At the same time,it provides reliable data reference for the same type of boiler.

        supercritical 600MW boiler;selective catalytic reduction optimization;NOx concentration field;flow field;air preheater

        10.3969/J.ISSN.2095-3429.2016.04.004

        X773

        B

        2095-3429(2016)04-0014-07

        2016-06-13

        修回日期:2016-08-01

        程彥林(1966-),男,江西人,碩士研究生,高級工程師,從事電力企業(yè)運營管理工作。

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