王爭榮，汪洋，夏懷鵬，孫路長，王云，郝正

(中國華電科工集團有限公司，北京 100070)

0 引言

我國以煤炭為主的能源結(jié)構(gòu)，使得燃煤電廠成為主要的NOx排放源，隨著經(jīng)濟的增長，NOx排放量急劇增加，隨之出現(xiàn)了眾多脫硝技術(shù)，其中選擇性催化還原(SCR)煙氣脫硝技術(shù)由于其脫硝效率高、經(jīng)濟性好、運行可靠和二次污染低等優(yōu)點，成為目前應(yīng)用最廣泛的煙氣脫硝技術(shù)［1］。脫硝效率和氨逃逸率是SCR脫硝系統(tǒng)的2個重要性能指標(biāo)，受煙氣流場、煙氣與氨氣的混合效果等因素影響。因此，噴氨系統(tǒng)、SCR反應(yīng)器入口煙道及其內(nèi)導(dǎo)流板的布置是脫硝系統(tǒng)設(shè)計的關(guān)鍵［2］。

目前，SCR脫硝裝置普遍存在反應(yīng)器出口NOx質(zhì)量濃度偏差大、局部氨逃逸率高和空氣預(yù)熱器(以下簡稱空預(yù)器)壓差高等問題，隨著國家節(jié)能環(huán)保要求的不斷提高，SCR脫硝裝置的高效穩(wěn)定運行受到普遍重視。依據(jù)超低排放標(biāo)準(zhǔn)，NOx排放質(zhì)量濃度必須嚴(yán)格控制在50 mg/m3(標(biāo)態(tài)，6%O2)以下，而較低的NOx排放質(zhì)量濃度常伴隨著較高的氨逃逸率，逃逸的氨與煙氣中的SO3反應(yīng)生成硫酸氫銨，易造成空預(yù)器堵塞，甚至?xí)ο掠纬龎m設(shè)備、低溫省煤器等造成不利影響［3－5］。為此，很多學(xué)者和工程人員相繼提出了若干優(yōu)化方案：最普遍的是通過調(diào)整煙道和反應(yīng)器入口的導(dǎo)流板［6］或增設(shè)混合器［7－8］來改善流場或氨氮混合的均勻性;其次是對噴氨系統(tǒng)的控制策略進行調(diào)整［9－10］，改善噴氨總量受其他因素(如燃燒煤種、磨煤機組合方式)的干擾，目前已有學(xué)者提出分區(qū)手動調(diào)節(jié)噴氨或增加多點取樣等優(yōu)化手段［11－14］，但只適合某個特定負(fù)荷工況，不能滿足變負(fù)荷的要求。

本文以某發(fā)電公司1 000 MW機組SCR煙氣脫硝系統(tǒng)作為研究對象，對不同負(fù)荷下的進、出口NOx分布，氨逃逸率，溫度分布以及氧含量進行試驗并對SCR煙道流場進行數(shù)值模擬;通過分析SCR入口煙道導(dǎo)流板的流場和氨氮混合效果，依據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果進行流場優(yōu)化和分區(qū)噴氨控制優(yōu)化調(diào)整，使SCR反應(yīng)器出口NOx質(zhì)量濃度趨于一致，減少局部氨逃逸量，保證電廠安全、穩(wěn)定運行。

1 研究對象和試驗方法

1.1 研究對象

某發(fā)電公司一期2×1000 MW機組鍋爐為東方鍋爐廠生產(chǎn)的超超臨界變壓運行本生直流爐，為DG 3024/28.35－Ⅱ1型單爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、全懸吊Π形結(jié)構(gòu)、前后墻對沖燃燒方式、半露天布置燃煤鍋爐。煙氣脫硝裝置安裝于鍋爐省煤器與空預(yù)器之間，每臺鍋爐設(shè)2臺SCR反應(yīng)器，SCR反應(yīng)器進口煙道設(shè)有灰斗，采用蒸汽吹灰器吹灰。脫硝裝置采用混合型氨注射系統(tǒng)(AIG)，布置于SCR入口豎直煙道上;采用蜂窩式催化劑，以“2+1”模式布置;脫硝系統(tǒng)采用液氨制備還原劑;入口煙氣中NOx質(zhì)量濃度為300 mg/m3(標(biāo)態(tài))，脫硝效率為82%。

機組負(fù)荷、燃燒方式(如燃燒煤種、磨煤機組合方式、運行氧量、一次風(fēng)率、燃盡風(fēng)比率)等變化均會導(dǎo)致SCR入口NOx質(zhì)量濃度場發(fā)生變化［9］，而當(dāng)前噴氨為手動調(diào)節(jié)［15］，不具備在線自動調(diào)節(jié)能力，當(dāng)NOx質(zhì)量濃度場分布與手動閥噴淋密度差異較大時，極易導(dǎo)致局部氨逃逸率超標(biāo)或局部脫硝效率不達(dá)標(biāo)等問題。該公司#2機組已進行了超低排放改造，運行一段時間后空預(yù)器出現(xiàn)堵塞，導(dǎo)致爐膛負(fù)壓波動、三大風(fēng)機電耗上升、排煙溫度上升，對機組的安全和經(jīng)濟運行造成不良影響。因此，增加在線自動噴氨調(diào)節(jié)功能對減少氨逃逸率、提高脫硝效率至關(guān)重要。

1.2 試驗方法

該機組SCR噴氨系統(tǒng)目前僅配備了在線噴氨總閥，不具備分區(qū)噴氨自動調(diào)節(jié)功能。SCR噴氨截面長度與寬度的比為3～5，根據(jù)氣體擴散原理，氨分子做無規(guī)則運動，每個分區(qū)按近似方形進行劃分，可改善動態(tài)氨氮摩爾比的均勻性。

對#2機組SCR脫硝系統(tǒng)現(xiàn)有的噴氨母管進行改造：鍋爐SCR脫硝裝置A，B側(cè)各有20根噴氨管道，與1根氨氣母管相連，現(xiàn)將相鄰的4根噴氨管道分為1組管道單元，A，B側(cè)最終各形成5組噴氨管道單元，與之連接的原母管也被劃分為5個獨立單元;同時，在脫硝裝置A，B側(cè)各新增1根較粗的氨氣母管，原母管形成的5個獨立單元與新增母管設(shè)置分區(qū)支管，形成5組供氨支管，每根支管上設(shè)置分區(qū)調(diào)節(jié)閥和流量計，每個支管均設(shè)有旁路管道和旁路閥。

該工程在鍋爐兩側(cè)SCR出口煙道各設(shè)置1組煙氣取樣檢測裝置和10根煙氣采樣管，10根煙氣采樣管的出口匯集至煙氣取樣檢測裝置，每根取樣管上設(shè)置有氣動閥，運行時可交替打開采樣，分析SCR反應(yīng)器出口NOx質(zhì)量濃度分布。分析系統(tǒng)將所分析的質(zhì)量濃度分布信號反饋至控制系統(tǒng)，控制系統(tǒng)通過分區(qū)調(diào)節(jié)閥對10組噴氨分區(qū)單元進行精細(xì)化噴氨控制。

2 SCR裝置優(yōu)化

2.1 摸底試驗和流場優(yōu)化

對機組1000 MW工況下的SCR脫硝反應(yīng)器入口NOx質(zhì)量濃度場、溫度場、速度場進行摸底測試，并利用計算流體力學(xué)(CFD)軟件進行數(shù)值模擬，根據(jù)模擬結(jié)果對現(xiàn)有導(dǎo)流板進行優(yōu)化，增加了SCR入口煙道擴張段的導(dǎo)流板數(shù)量，對豎井段導(dǎo)流板長度和角度進行了調(diào)整。圖1—4為擴張段和豎井彎道導(dǎo)流板優(yōu)化前、后的結(jié)構(gòu)模型，圖5—7為優(yōu)化前、后的流場效果圖。

通過圖5—7可以看出，對擴張段導(dǎo)流板和豎井彎道導(dǎo)流板進行優(yōu)化后，煙道截面流場得到了很好的改善，煙道阻力降低，噴氨下游煙道截面和首層催化劑上游截面流場都得到進一步優(yōu)化，速度場更加均勻。

2.2 分區(qū)布置方案

此次SCR精細(xì)化噴氨改造測量層采用“5分區(qū)、10點測量”設(shè)計方案，每側(cè)SCR出口煙道沿長度方向布置10個測點，2個測點為1個取樣分區(qū)，2個測點的平均值代表1個分區(qū)的噴氨情況，每個測孔有3個測量深度，布置情況如圖8所示。

圖1 原結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Original structural model

圖2 優(yōu)化后結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Optimized structural model

圖3 優(yōu)化前、后擴張段導(dǎo)流板模型Fig.3 Deflector model in expansion section before and after optimization

圖4 優(yōu)化前、后豎井彎道導(dǎo)流板模型Fig.4 Deflector model in elbows of vertical flue ducts before and after optimization

圖5 優(yōu)化前、后反應(yīng)器中心截面縱剖面流場Fig.5 Flow field of the longitudinal section of reactor center before and after optimization

圖6 優(yōu)化前、后噴氨下游截面流場Fig.6 Flow field in downstream cross section of ammonia injection before and after optimization

圖7 優(yōu)化前、后首層催化劑上游截面流場Fig.7 Flow field in upstream cross section on the first catalyst layer before and after optimization

執(zhí)行層根據(jù)對應(yīng)的測量分區(qū)所得NOx質(zhì)量濃度分布情況，通過總量控制閥、分區(qū)調(diào)平閥、支管調(diào)節(jié)閥三級閥門的串聯(lián)控制來進行分區(qū)調(diào)節(jié)，使NOx質(zhì)量濃度分布更加均勻。

圖8 噴氨分區(qū)及試驗測孔布置Fig.8 Ammonia injection area partition and arrangement of the testing holes

3 工程改造

3.1 測量層

原機組SCR出口煙道NOx質(zhì)量濃度測量時只有出口煙道中部布置的3個測點，所測數(shù)據(jù)不能代表整個出口煙道NOx質(zhì)量濃度的平均值。此次改造增設(shè)測量層，實現(xiàn)SCR出口NOx/O2質(zhì)量濃度的分布式巡測和混合采樣測量，為執(zhí)行層和控制層提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，具體布置如圖9所示。測量層主要包括多點取樣槍、取樣管路與控制閥、NOx/O2在線分析儀以及管路吹掃子系統(tǒng)。多點取樣槍均勻布置在SCR出口煙道截面，抽取煙氣的管路需進行保溫，避免管內(nèi)產(chǎn)生冷凝液。測量層采用10點測量設(shè)計，與上游噴氨閥組一一對應(yīng)，在SCR出口至空預(yù)器出口段布置抽氣取樣管，利用系統(tǒng)負(fù)壓進行大流量取樣。抽氣管均呈較大傾角或垂直布置，無積灰傾向，輔以熱一次風(fēng)反吹，避免堵灰，測量完成后煙氣回至空預(yù)器出口煙道。

3.2 執(zhí)行層

原機組噴氨格柵的噴氨量僅由噴氨總閥在線調(diào)節(jié)，噴氨總閥可改變由負(fù)荷變化引起的總需氨量，但不能在線調(diào)節(jié)煙道截面各區(qū)域噴氨量。執(zhí)行層是在噴氨總管和噴氨支管之間增設(shè)分區(qū)噴氨調(diào)平閥和分區(qū)噴氨次母管，實現(xiàn)虛擬分區(qū)。根據(jù)測量層和控制層分析結(jié)果，對總閥和分區(qū)閥進行串聯(lián)控制和調(diào)節(jié)，總量控制閥實時自動控制噴氨總量，分區(qū)調(diào)平閥根據(jù)SCR出口質(zhì)量濃度場定時自動調(diào)節(jié)每個分區(qū)的噴氨量，具體布置如圖10所示。同時，噴氨分區(qū)調(diào)平閥還進行了冗余設(shè)計，設(shè)有旁路分區(qū)調(diào)平閥(比主分區(qū)調(diào)平閥小且與主閥并聯(lián))，在分區(qū)調(diào)平閥的上游支管裝設(shè)氨流量計，以校驗分區(qū)調(diào)平閥的調(diào)節(jié)效果。

3.3 控制層

新增精細(xì)化噴氨系統(tǒng)控制層與機組分散控制系統(tǒng)(DCS)通信，實時獲取SCR系統(tǒng)相關(guān)性能參數(shù)，結(jié)合測量層和執(zhí)行層的工作參數(shù)，自成一套完整的SCR噴氨控制系統(tǒng)。總量控制閥的控制可由新增的控制系統(tǒng)獨立完成，也允許原DCS單獨控制，可實現(xiàn)無擾切換，此次改造不改變原DCS對硬件系統(tǒng)的適應(yīng)性。分區(qū)調(diào)平閥則由新增的控制系統(tǒng)獨立控制，與總量控制閥的控制解耦設(shè)計，根據(jù)測量層反饋的NOx/O2質(zhì)量濃度巡測分布值，對分區(qū)調(diào)平閥進行定期調(diào)整，分區(qū)調(diào)節(jié)閥設(shè)定上、下限，在設(shè)定范圍內(nèi)調(diào)節(jié)，避免對噴氨總量控制閥造成擾動。

總量控制閥的控制采用“前饋+反饋+自學(xué)習(xí)”的系統(tǒng)設(shè)計方式：“前饋”依賴機組負(fù)荷和燃燒方式相關(guān)的參數(shù);“反饋”依賴所測平均NOx質(zhì)量濃度，包括原煙氣在線監(jiān)測系統(tǒng)(CEMS)所測SCR出口NOx質(zhì)量濃度、新增測量層所測SCR出口NOx質(zhì)量濃度以及煙囪處環(huán)保監(jiān)測點NOx質(zhì)量濃度;“自學(xué)習(xí)”是根據(jù)穩(wěn)定工況下積累的特征數(shù)據(jù)實現(xiàn)精確前饋，減少對反饋的依賴，提高系統(tǒng)控制的時效性和可靠性。同時，將溫度場信號引入控制系統(tǒng)，實現(xiàn)各分區(qū)溫度檢測優(yōu)化控制，提高SCR系統(tǒng)運行的安全性。

圖9 測量系統(tǒng)布置Fig.9 Measurement system layout

圖10 執(zhí)行層布置Fig.10 Arrangement of the execution layer

4 優(yōu)化后測試試驗

4.1 不同工況下SCR入口煙氣NO x質(zhì)量濃度

改造后，對A，B側(cè)SCR入口煙氣NOx質(zhì)量濃度進行網(wǎng)格化測量，測量結(jié)果見表1。

4.2 不同工況下SCR出口NO x質(zhì)量濃度及相對標(biāo)準(zhǔn)偏差

在符合試驗要求和條件的時段內(nèi)，采用煙氣分析儀對SCR出口NOx質(zhì)量濃度進行網(wǎng)格化測試(見表2)，按照以下公式計算出口NOx質(zhì)量濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差Cv，計算結(jié)果見表3。

表1 不同工況下SCR入口NO x質(zhì)量濃度分布Tab.1 Average mass concentration of NO x at SCR inlets under different working conditions mg/m3

表2 不同工況下SCR出口NO x質(zhì)量濃度分布Tab.Average mass concentration of NO x at SCR outlets under different working conditions mg/m3

式中：ρ0為平均質(zhì)量濃度;ρi為某測點質(zhì)量濃度;n為測點數(shù)量;σ為標(biāo)準(zhǔn)偏差。

表3 不同工況下SCR出口煙道NO x質(zhì)量濃度C v值Tab.3 The C v of NO x mass concentration at SCR outlets under different working conditions %

4.3 氨氮摩爾比和氨逃逸率計算

在符合試驗要求的時段內(nèi)，根據(jù)試驗測得的NOx質(zhì)量濃度，計算系統(tǒng)的脫硝效率、氨氮摩爾比及氨逃逸率，見表4—5。

由表5可知：通過精細(xì)化噴氨改造之后，煙道截面的氨氮摩爾比分布比較均勻，很好地實現(xiàn)了氨氮的均勻混合;在保證系統(tǒng)各工況脫硝效率滿足設(shè)計要求的情況下，可控制整個界面的氨逃逸率小于2.28 mg/m3。

表5 氨氮摩爾比及氨逃逸率Tab.5 Ammonia-nitrogen molar ratio and ammonia-escape rate

4.4 煙氣溫度分布測試

SCR反應(yīng)器的催化劑對工作溫度有所要求，高于400℃時，催化劑即會燒結(jié)。溫度太低，則影響催化劑活性，造成NH3與SO3反應(yīng)形成硫酸氫氨，引起空預(yù)器堵塞或下游設(shè)備腐蝕。因此同樣需要測量SCR出、入口煙道截面溫度，測量均值見表6。

表4 脫硝效率Tab.4 Denitration efficiency

表6 SCR出、入口溫度平均值Tab.6 Average temperature at SCR outlets and inlets ℃

由表6可知，截面所有溫度測量值均在310～380℃之間，滿足催化劑的工作溫度范圍，可以保證催化劑的正?；钚?，避免催化劑中毒。各工況下溫度場分布Cv值均小于1.5。

5 結(jié)論

(1)對機組1 000 MW工況進行SCR脫硝反應(yīng)器入口NOx質(zhì)量濃度場、溫度場、速度場進行摸底測試，并利用CFD軟件進行數(shù)值模擬，根據(jù)模擬數(shù)據(jù)對現(xiàn)有導(dǎo)流板進行了優(yōu)化，使得煙氣流場進一步均勻。

(2)對SCR反應(yīng)器進行了精細(xì)化噴氨改造，對SCR進、出口煙道進行同時分區(qū)，根據(jù)氣體運動擴散規(guī)則，測量層采用5分區(qū)、10點測量設(shè)計方案。噴氨側(cè)新增一級母管，將原母管作為次級母管，原母管分割成5個控制單元，每個分區(qū)管上布置有分區(qū)調(diào)平閥和流量計，對改善SCR出口NOx質(zhì)量濃度分布均勻性、控制氨逃逸率效果顯著。

(3)對機組改造后不同工況SCR脫硝反應(yīng)器出、入口NOx質(zhì)量濃度場和溫度場進行測試，結(jié)果顯示：100%負(fù)荷率工況下，A，B側(cè)SCR出口截面的NOx質(zhì)量濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為19.1%和19.7%;75%負(fù)荷率工況下，A，B側(cè)SCR出口截面的NOx質(zhì)量濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為14.4%和18.5%;50%負(fù)荷率工況下，A，B側(cè)SCR出口截面的NOx質(zhì)量濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為12.1%和13.7%。各工況下溫度場分布Cv值均小于1.5，溫度在310～380℃之間，催化劑活性得以保證，同時將溫度場信號引入控制系統(tǒng)，提高了SCR系統(tǒng)運行的安全性。