張佳佳，葛 銘，胡 珺，王升佳，郭 康，火鴻賓，何陸燦，戴維葆，陳國慶

(1.國電科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，江蘇 南京 210023；2.國電蚌埠發(fā)電有限公司，安徽 蚌埠 233000)

0 引 言

隨著電廠排放政策的日益嚴格，電站鍋爐NOx排放濃度限值降低到50 mg/m3，脫硝系統(tǒng)經(jīng)濟高效運行對于電站鍋爐意義重大。選擇性催化還原脫硝技術(shù)(SCR)是我國電站鍋爐應(yīng)用最廣、技術(shù)最成熟的技術(shù)[1]。目前，根據(jù)NH3噴射混合裝置可以將SCR系統(tǒng)分為主要的3種結(jié)構(gòu)：渦流靜態(tài)混合式AIG、線性控制式AIG、分區(qū)控制式AIG。而渦流混合式AIG由于噴嘴不易堵塞、反應(yīng)速度快、成本低等特點得到廣泛應(yīng)用，但也存在混合不均等缺點[2]。

由于煤種變化、燃燒配風(fēng)方式不同、催化劑失效等原因，SCR脫硝系統(tǒng)出口NOx濃度分布不均，氨逃逸量大，殘留的氨與煙氣中的SO3反應(yīng)，生成易腐蝕和堵塞設(shè)備的硫酸氫銨[3]。對于脫硝系統(tǒng)，一般從低氮燃燒[4]、催化劑壽命[5]、噴氨控制系統(tǒng)[6-7]、流場優(yōu)化[8]、噴氨格柵改造、噴氨手動蝶閥調(diào)節(jié)[9]等角度進行優(yōu)化。對于已投運的脫硝系統(tǒng)，主要調(diào)整手段為噴氨支管手動蝶閥調(diào)節(jié)和噴氨控制系統(tǒng)優(yōu)化。何陸燦等[10]以噴氨支管手動蝶閥的調(diào)節(jié)為手段，針對渦流靜態(tài)混合式脫硝系統(tǒng)，對脫硝出口NOx濃度場“削峰填谷”，降低了NOx濃度的不均勻度。翁驥等[11]對分區(qū)控制式噴氨格柵系統(tǒng)進行優(yōu)化調(diào)整，著重考慮了速度場的影響。武寶會等[12]對比分析了不同的噴氨控制策略，提出了氨逃逸率控制方案，提高了自動控制的投入率。郭凱旋等[13]提出了模糊控制與均衡控制相結(jié)合的前饋串級控制方法，有利于提高出口NOx濃度的分布均勻性。其中，通過“削峰填谷”降低脫硝出口截面NOx濃度的不均勻度是最基礎(chǔ)、最直接的降低氨逃逸手段。

本文以調(diào)節(jié)噴氨支管手動蝶閥為主要手段，對某660 MW機組渦流混合式SCR脫硝系統(tǒng)進行噴氨系統(tǒng)優(yōu)化，降低了脫硝出口NOx濃度不均勻度和氨逃逸量。同時利用SIS數(shù)據(jù)分析，總結(jié)了渦流混合式脫硝控制系統(tǒng)存在的問題以及應(yīng)對措施，為SCR脫硝系統(tǒng)可靠高效運行提供保障。

1 噴氨優(yōu)化

1.1 基本情況

某電廠鍋爐為660 MW超超臨界二次再熱直流鍋爐，采用π型爐，單爐膛；對沖燃燒、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)，尾部三煙道，煙氣調(diào)節(jié)擋板調(diào)溫方式。鍋爐參數(shù)為32.55 MPa/605 ℃/623 ℃/623 ℃。脫硝采用靜態(tài)渦流式噴氨系統(tǒng)，催化劑左右側(cè)設(shè)計為2+2層布置，實際采用2+1布置。每層催化劑層配置聲波吹灰，催化劑設(shè)計化學(xué)壽命應(yīng)不小于24 000 h。脫硝入口設(shè)計NOx濃度為300 mg/Nm3。實際運行中，NOx濃度在280～380 mg/Nm3。在任何工況條件下滿足脫硝效率達到90%以上，氨的逃逸率控制在3×10-6以內(nèi)，SO2氧化生成SO3的轉(zhuǎn)化率控制在1%以內(nèi)。每臺鍋爐配有2臺100%容量的稀釋風(fēng)機，一運一備。氨氣/空氣混合器出口的氨氣濃度不得大于5%(體積比)。

由于環(huán)保壓力，電廠要求機組實際運行時凈煙氣NOx排放濃度在10 mg/m3以下。運行一段時間后，除塵器大面積跳機。停機檢修發(fā)現(xiàn)除塵器電極頭附著大量白色的硫酸氫氨，除塵器荷電能力下降導(dǎo)致跳機。綜合分析，由于脫硝系統(tǒng)的氨逃逸量大，導(dǎo)致生成了大量的硫酸氫氨。機組排煙溫度較高，硫酸氫銨的冷凝推遲至除塵器。附著硫酸氫氨的除塵器電極頭如圖1所示。

圖1 除塵器電極頭附著硫酸氫銨Fig.1 Ammonium bisulfate adhere to insert electrodetip of dust collector

1.2 試驗方法

穩(wěn)定負荷下，控制凈煙氣NOx濃度不變。采用網(wǎng)格法測量脫硝反應(yīng)器入口、出口的NOx濃度分布。入口煙道A、B兩側(cè)各布置17個測孔，由后墻向前墻方向在不同深度位置分別布置3、2、1三個測點。出口煙道A、B兩側(cè)各有17個測孔，每個測孔由后墻向前墻方向在不同深度依次布置4、3、2、1四個測點，每個測點沿深度方向的間距為0.8 m。利用德圖Testo350型煙氣分析儀測量出口煙氣的NO濃度(10-6)。利用便攜式激光氨氣分析儀測量出口的氨濃度(10-6)。不均勻度Cv定義[14]如下：

(3)

(4)

(5)

式中，Cv為NOx不均勻度；%；σ為NOx的標準偏差；x為NOx的平均值，mg/m3。

噴氨支管位于SCR系統(tǒng)的上升煙道內(nèi)側(cè)，出口NOx濃度測點位于下降煙道的外側(cè)，SCR進出口位置布置和測點位置布置如圖2所示。

圖2 脫硝進出口測點布置Fig.2 Measuring points arrangement of imports and exports in denitrification system

機組采用了新型渦流盤結(jié)構(gòu)。噴氨支管位于渦流盤上方，煙氣自下向上流動。利用“駐渦”原理，煙氣經(jīng)過渦流混合器形成穩(wěn)定的渦流或旋流[15]。渦流盤有一定的折角，強化了湍流擴散，便于氨與空氣的混合氣向煙道深度方向擴散，能夠緩解NOx濃度沿?zé)煹郎疃确较蚍植疾痪膯栴}。渦流混合器結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 渦流盤結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure of vortex disk

1.3 摸底工況

在機組660 MW和330 MW穩(wěn)定負荷下，控制凈煙氣NOx排放濃度為25 mg/Nm3，采用網(wǎng)格法測量脫硝反應(yīng)器入口、出口的NOx濃度。摸底工況脫硝出入口NOx濃度分布如圖4所示。

由圖4可知，脫硝入口NOx分布趨勢與脫硝出口NOx濃度分布趨勢沒有明顯的關(guān)聯(lián)性。脫硝入口截面NOx濃度分布呈現(xiàn)煙道外側(cè)高，內(nèi)側(cè)低的趨勢，這與爐內(nèi)的流場、煙道布置相關(guān)。滿負荷下，控制凈煙氣NOx排放濃度為25 mg/Nm3，此時脫硝出口A側(cè)A4～A8測孔區(qū)域NOx濃度高，A9～A14測孔區(qū)域NOx濃度低，NOx不均勻度為48.3%；B側(cè)B5～B7、B13～B17測孔區(qū)域NOx濃度低，B9～B12測孔區(qū)域NOx濃度高，NOx濃度不均勻度為62.7%。

對比660 MW負荷和330 MW負荷下脫硝出口NOx濃度分布發(fā)現(xiàn)，高低負荷下脫硝出口NOx濃度的分布趨勢相同。對于對沖爐，高低負荷都采用偶數(shù)臺磨組運行，2種情況下的流場分布大致相同。在330 MW負荷下，脫硝出口A側(cè)NOx濃度不均勻度為63.6%，脫硝出口B側(cè)NOx濃度不均勻度為75.7%。

由摸底工況可知，得益于新型渦流混合器結(jié)構(gòu)，脫硝出口NOx濃度沿?zé)煹郎疃确较蚍植驾^為均勻，僅在寬度方向呈現(xiàn)一定的不均勻現(xiàn)象，可以通過調(diào)整噴氨支管手動蝶閥的開度降低寬度方向的不均勻度。

1.4 流場分布特性

為了排除流場分布不均對脫硝出口NOx濃度分布的影響，在660和330 MW穩(wěn)定負荷下，對脫硝出口A、B兩側(cè)煙道流場進行測定，分析流場的均勻性。高低負荷下流場均勻性分布如圖5所示。

由圖5可知，660 MW負荷下，A側(cè)脫硝反應(yīng)器出口煙氣流速均值為15.5 m/s，速度不均勻度為17.2%；B側(cè)脫硝反應(yīng)器出口煙氣流速均值為15.1 m/s，不均勻度為17.8%。在330 MW負荷下，A側(cè)脫硝反應(yīng)器出口煙氣流速均值為9.2 m/s，速度不均勻度為17.4%；B側(cè)脫硝反應(yīng)器出口煙氣流速均值為9.1 m/s，不均勻度為17.0%?？紤]到測量誤差，高低負荷下，鍋爐兩側(cè)煙道煙氣流速均值基本一致，流量相同。兩側(cè)煙道內(nèi)的流場分布較為均勻，不存在明顯的渦流區(qū)。脫硝出口NOx濃度分布不均排除了速度場的影響。

圖4 摸底工況脫硝出入口NOx濃度分布Fig.4 NOx concentration distribution of inlets and outlets in denitrification system under mapping conditions

圖5 脫硝出口流場分布Fig.5 Flow distribution of denitrification system outlets

1.5 噴氨支管調(diào)節(jié)過程

在穩(wěn)態(tài)負荷下，根據(jù)SCR反應(yīng)器出口截面NOx濃度分布特征，遵循“削峰填谷”的原則，對每側(cè)反應(yīng)器進口7只噴氨支管手動蝶閥開度進行調(diào)節(jié)。增大高NOx濃度區(qū)對應(yīng)的閥門開度，減小低NOx濃度區(qū)對應(yīng)的閥門開度。為了方便觀察寬度方向NOx濃度的變化，以每個測孔4個深度方向NOx濃度的均值來衡量該測點區(qū)域NOx濃度。NOx濃度沿?zé)煹缹挾确较虻姆植甲兓厔萑鐖D6所示。

圖6 出口各測點NOx濃度變化趨勢Fig.6 Tendency chart of NOx concentration at outlet measuring point

由圖6可知，與摸底工況下各測點NOx濃度均值相比，經(jīng)過噴氨優(yōu)化調(diào)整，A、B兩側(cè)各測點NOx濃度均值分布逐漸趨于平緩。A、B側(cè)不均勻度明顯下降，煙道截面NOx濃度分布趨于一致。

1.6 氨逃逸測量

實際運行中發(fā)現(xiàn)，機組升負荷過程中，除塵器高壓側(cè)電流容易出現(xiàn)較大波動。同時，部分相電流偏小，荷電能力下降。檢修中發(fā)現(xiàn)該相電極頭有附著物，為硫酸氫銨結(jié)晶物，說明升負荷過程中氨逃逸量大。升負荷過程中氨逃逸與穩(wěn)態(tài)負荷下氨逃逸數(shù)據(jù)進行對比如圖7所示。

圖7 升負荷與定態(tài)負荷氨逃逸對比Fig.7 Comparison of ammonia escape between elevated load and fixed load

由圖7可知，機組在升負荷過程中氨逃逸量大于穩(wěn)態(tài)負荷下。升負荷過程中，A側(cè)氨逃逸均值為4.6×10-6，B側(cè)氨逃逸均值為6.2×10-6。定態(tài)負荷下，A側(cè)氨逃逸均值為1.7×10-6，B側(cè)氨逃逸為5.2×10-6。同時，B側(cè)煙道B13～B17測孔區(qū)域的氨逃逸濃度大，說明噴氨過多，這與圖4摸底工況下B13～B17測點區(qū)域NOx濃度低相互印證。實際檢查發(fā)現(xiàn)，原始狀態(tài)下，脫硝出口B13～B17測孔區(qū)域?qū)?yīng)的脫硝入口B6、B7噴氨支管手動蝶閥開度偏大。

噴氨優(yōu)化調(diào)整結(jié)束后，噴氨支管的手動蝶閥開度都處于合理水平，能夠保證脫硝出口截面NOx濃度的均勻性。在穩(wěn)態(tài)負荷下，測量脫硝出口截面的氨逃逸如圖8所示。

圖8 噴氨優(yōu)化后氨逃逸Fig.8 Ammonia escape after optimization of ammonia injection

由圖8可知，噴氨優(yōu)化結(jié)束后，在穩(wěn)態(tài)負荷下，脫硝出口A、B側(cè)的氨逃逸整體都較小，均小于3×10-6。A側(cè)氨逃逸均值為1.5×10-6，與噴氨優(yōu)化試驗前氨逃逸相比下降0.2×10-6；B側(cè)氨逃逸均值為1.0×10-6，與噴氨優(yōu)化試驗前氨逃逸相比下降4.2×10-6，氨逃逸量顯著下降，噴氨優(yōu)化效果顯著。減小B側(cè)B6、B7噴氨支管的手動蝶閥開度以后，B側(cè)B13～N17測孔區(qū)域的高氨逃逸特點也得到解決。

1.7 噴氨效果驗證

噴氨優(yōu)化后，在660和330 MW穩(wěn)定負荷下，控制凈煙氣NOx排放濃度為25 mg/Nm3。測量脫硝出口NOx濃度的不均勻度，并與調(diào)整前對比來驗證調(diào)整效果，結(jié)果如圖9所示。

圖9 驗證負荷下脫硝出口NOx濃度分布Fig.9 NOx concentration distribution of outlet in denitrification system under verification conditions

由圖9可知，在660 MW負荷下，A側(cè)脫硝反應(yīng)器出口NOx濃度分布不均勻度為19.4%，比試驗前降低28.9%；B側(cè)脫硝反應(yīng)器出口NOx濃度分布不均勻度為21.8%，比試驗前降低40.9%。在330 MW負荷下，A側(cè)脫硝反應(yīng)器出口NOx濃度分布不均勻度為21.5%，比試驗前降低42.1%；B側(cè)脫硝反應(yīng)器出口NOx濃度分布不均勻度為23.1%，比試驗前降低52.4%。脫硝出口A、B側(cè)NOx濃度不均勻度較摸底試驗均明顯降低，調(diào)整效果顯著。

2 大數(shù)據(jù)分析

利用電廠SIS數(shù)據(jù)可以協(xié)助分析處理問題。對于脫硝系統(tǒng)，可以做出噴氨量、進出口NOx濃度值隨時間的變化曲線，分析在線采集儀器CEMS值準確性、噴氨邏輯反應(yīng)速率等問題。

2.1 CEMS測點

截取2019-07-25特定時間段內(nèi)，噴氨量、CEMS測點值隨時間變化的SIS數(shù)據(jù)如圖10所示。

圖10 單側(cè)噴氨量與出口NOx濃度的SIS圖Fig.10 SIS diagram of the one-sided ammonia spray and the NOx concentration of outlet

由圖10可知，藍色曲線為脫硝系統(tǒng)A側(cè)噴氨量，紅色曲線為A側(cè)出口NOx濃度表盤值。該機組自動投運時，單側(cè)噴氨量在80～90 kg/h，此時脫硝出口NOx濃度CEMS值為12 mg/m3，遠大于實際測量值2 mg/m3，此時增加噴氨量也無法進一步降低脫硝出口CEMS值。脫硝出口NOx濃度CEMS測點不準確，無法測量低值，導(dǎo)致噴氨量過大。將噴氨控制方式為手動后，單側(cè)噴氨量降到30 kg/h左右，此時脫硝出口CEMS值上升，達到15 mg/m3左右穩(wěn)定，此時NOx表盤濃度與實測值一致。由此可知，脫硝系統(tǒng)中CEMS測量值不準確，CEMS測量系統(tǒng)標定零點存在問題，不能精確測量低NOx濃度，造成實際噴氨量大，容易導(dǎo)致氨逃逸大。

2.2 噴氨控制邏輯

為了分析噴氨控制邏輯的速率，截取2019-07-14特定時間段內(nèi)，A、B側(cè)噴氨量和出口NOx濃度值，結(jié)果如圖11所示。

圖11 噴氨量與出口NOx濃度的SIS圖Fig.11 SIS diagram of the ammonia spray and the NOx concentration of outlet

由圖11可知，B側(cè)脫硝出口NOx濃度(藍色曲線)已經(jīng)上升，而B側(cè)噴氨量(綠色曲線)直到5 min后才開始上升，噴氨量對脫硝出口NOx濃度的敏感性和跟隨性不好，有至少5 min以上的延遲。同時，兩側(cè)的實際噴氨量(紫色曲線和綠色曲線)波動幅度太大，遠多于實際需求值，容易導(dǎo)致噴氨量過多。

3 結(jié)論及建議

1)通過噴氨優(yōu)化調(diào)整，在660 MW負荷下，脫硝出口A側(cè)NOx濃度不均勻度比試驗前降低28.9%，達到19.4%；B側(cè)NOx濃度不均勻度比試驗前降低40.9%，達到21.8%。在330 MW負荷下，脫硝出口A側(cè)NOx濃度不均勻度比試驗前降低42.1%，達到21.5%；B側(cè)NOx濃度不均勻度比試驗前降低52.4%，達到23.1%。

2)經(jīng)過噴氨優(yōu)化調(diào)整，各噴氨支管手動蝶閥的開度都已達到最優(yōu)值。在高低負荷下，兩側(cè)煙道的氨逃逸值都小于3×10-6。

3)該電廠在每側(cè)脫硝出口煙道只布置一個CEMS測點，不具代表性。為了使CEMS值具有代表性，應(yīng)該采用網(wǎng)格法多點取樣混合，同時加強CEMS取樣分析系統(tǒng)的維護和檢測，定期標定。

4)電廠噴氨自動控制邏輯中，推薦的噴氨量值偏大，容易導(dǎo)致氨逃逸過大。同時，噴氨量反應(yīng)速率慢，不能很好地跟隨入口NOx濃度值變化，需要對自動控制邏輯進行優(yōu)化，適當(dāng)增加噴氨量反饋的提前量。

5)國內(nèi)環(huán)保政策要求電站鍋爐凈煙氣NOx排放濃度不得高于50 mg/m3，很多電廠為了爭取環(huán)保電量會競相壓低凈煙氣NOx排放濃度，但容易帶來氨逃逸大，導(dǎo)致空預(yù)器堵塞等問題。電廠在滿足國家排放政策的前提下需要綜合考慮脫硝系統(tǒng)環(huán)保性和經(jīng)濟性，制定切實可行的氮氧化物排放規(guī)定。建議電廠設(shè)置凈煙氣NOx排放濃度在25～35 mg/m3。