楊福成

（神華國華（北京）燃氣熱電有限責任公司，北京 100024）

0 引言

目前，SCR脫硝技術是火電廠燃煤鍋爐脫除NOx的主要技術手段。在實際運行過程中，普遍存在煙氣流場紊亂、NOx分布不均、測量不準的問題，進而造成NOx排放波動大、NH3逃逸超標等一系列問題，降低了環(huán)保設備的運行質量，影響了機組的經(jīng)濟性和安全性。過量的逃逸NH3會影響飛灰質量，降低其可用性，污染環(huán)境；與煙氣中的SO3和水蒸氣反應形成硫酸氫銨，堵塞、腐蝕空氣預熱器冷端換熱元件及下游設備［1-5］。

近些年，各地在GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標準》的基礎上，出臺了更加嚴格的地方污染物排放標準，例如河北省頒布的DB 13／2209—2015《燃煤電廠大氣污染物排放標準》規(guī)定，現(xiàn)有及新建單臺出力 65 t／h以上（除層燃爐、拋煤機爐外）燃煤發(fā)電鍋爐氮氧化物排放限值調整為50 mg／m3。各發(fā)電公司陸續(xù)進行了超低排放環(huán)保改造，主要是采用低氮燃燒器改造或脫硝系統(tǒng)改造的方法，但上述問題并未得到徹底解決。

本文以某電廠燃煤鍋爐為研究對象，介紹了一種新的技術路線及工程應用實例，通過對SCR脫硝系統(tǒng)進行優(yōu)化，實現(xiàn)了穩(wěn)定控制NOx排放、降低NH3逃逸的目標。

1 設備概況和運行現(xiàn)狀

1.1 設備概況

某電廠燃煤鍋爐于2014年完成低氮燃燒器改造，并加裝SCR脫硝系統(tǒng)。該機組脫硝系統(tǒng)為高塵布置，煙道布置在省煤器之后、空氣預熱器之前。煙氣流經(jīng)省煤器后分兩路進入SCR系統(tǒng)A側和B側反應器，還原劑NH3由噴氨格柵注入煙道，與煙氣混合后進入反應器催化劑區(qū)域，將NOx還原為N2和H2O，經(jīng)過處理后的煙氣進入回轉式空氣預熱器、靜電除塵器、引風機和脫硫系統(tǒng)，最后經(jīng)煙塔排入大氣。

1.2 運行現(xiàn)狀

在機組運行負荷300 MW工況下，利用網(wǎng)格法對脫硝系統(tǒng)運行情況進行測試，出入口測點位置如圖1所示。

圖1 SCR脫硝系統(tǒng)及測點布置示意圖

SCR反應器入口A側和B側測點流速分布如圖2所示，A側與B側的試驗煙氣平均流速相同，均為11.8 m／s，但其分布情況略有不同，A側流速最大值為16.3 m／s，最小值為6.8 m／s；B側流速最大值為14.1 m／s，最小值為 7.2 m／s，兩側流速相對標準偏差分別為19.99%和14.21%。

SCR反應器入口A側和B側的NOx濃度分布如圖 3所示，其平均濃度分別為 129.9 mg／m3與106.2 mg／m3，相對標準偏差分別為58.84%與66.24%，濃度偏差均較大。A側和B側NOx濃度具有相近的分布規(guī)律，近爐側NOx濃度均大于遠爐側。

圖2 A側和B側入口速度分布

圖3 A側和B側入口NOx濃度分布

SCR反應器出口A側和B側的NOx平均濃度分別為 48.7 mg／m3與 17.8 mg／m3， 兩側出口平均濃度相差較大。A側和B側NOx濃度的相對標準偏差分別為23.36%與47.33%，其具體分布如圖4所示。

圖4 A側和B側出口NOx濃度分布

2 原因分析

通過測試可知，煙道流場存在較大的不均勻性。目前SCR系統(tǒng)出入口布置的CEMS儀表均為單點測量，試驗期間NOx表盤值A側入口為215.22 mg／m3，B側入口為245.52 mg／m3，與實測值存在較大的偏差?？梢?，單點取樣測量無法準確反映煙氣中NOx含量及其分布情況。

實際運行數(shù)據(jù)顯示，脫硝出口NOx波動大，尤其是在機組負荷變動及啟停磨煤機時，容易出現(xiàn)瞬時值超標。運行人員需通過加大噴氨量降低NOx均值，造成了NH3逃逸的增加。

因閥門本身的線性不好或日常缺少手動閥門的開關和線性檢查，使得閥門的靈敏性降低或閥門堵塞，影響噴氨系統(tǒng)的穩(wěn)定運行。

根據(jù)SCR反應器出入口NOx及含氧量的試驗數(shù)據(jù)，計算A側與B側的理論氨耗量分別為20.05 Nm3／h與 22.80 Nm3／h； 表盤顯示 A 側與 B 側的氨耗量分別為 28.28 Nm3／h與 37.11 Nm3／h，分別超過理論氨耗量的41%和62%，系統(tǒng)運行時存在明顯的過量噴氨現(xiàn)象。氨逃逸儀表未反映出實際的氨逃逸數(shù)值。

3 優(yōu)化措施

針對現(xiàn)有SCR脫硝系統(tǒng)運行中存在的問題，除采取對脫硝催化劑進行活性檢測及磨損情況檢測等常規(guī)監(jiān)督措施外，提出如下解決方案：

1）對現(xiàn)有SCR脫硝反應器入口煙道流場進行模擬分析，并根據(jù)分析結果對入口煙道前的導流裝置進行改造，提高反應器入口流場和NOx濃度分布的均勻性。

2）對噴氨格柵調節(jié)閥進行自動化改造。

3）對SCR反應器出口NOx分區(qū)噴氨控制進行優(yōu)化改造，實現(xiàn)多點測量、分區(qū)控制。4）在SCR反應器出口加裝新型氨逃逸測量裝置。5）對噴氨控制系統(tǒng)進行優(yōu)化，實現(xiàn)總量控制和分區(qū)精細化控制。

3.1 煙道流場模擬分析及優(yōu)化

3.1.1 原模型結構

原模型 CFD （Computational Fluid Dynamics，簡稱CFD）結構示意圖如圖5所示。除整流格柵外原脫硝系統(tǒng)共有5組導流板，參考測試報告的數(shù)據(jù)，系統(tǒng)入口設置20個分區(qū)以表征入口濃度不均勻分布。

圖5 原模型CFD結構示意圖

3.1.2 原模型CFD模擬結果

圖6 原模型模擬系統(tǒng)流線示意圖

圖6為原模型模擬系統(tǒng)流線示意圖。圖7（a）為系統(tǒng)入口、噴氨格柵前和催化劑入口前NOx分布云圖，原脫硝系統(tǒng)的導流裝置對NOx無明顯混流作用，導致催化劑表面NOx分布仍有明顯偏差。圖7（b）為催化劑入口前NH3濃度分布云圖，催化劑表面NH3分布均勻性較差。圖7（c）為催化劑截面上氨氮比分布云圖，氨氮比可以反映脫硝反應的進行程度，該值大于1說明NH3比NOx多，反應器對應出口處會有逃逸氨。催化劑上游入口共3個分區(qū)，從內側向外側依次分別記為分區(qū)1、分區(qū)2和分區(qū)3，表1匯總了上述各流場參數(shù)指標在這3個分區(qū)內的統(tǒng)計結果。

圖7 原模型系統(tǒng)氨氮分布云圖

表1 原模型CFD模擬系統(tǒng)各流場參數(shù)指標匯總結果

3.1.3 流場優(yōu)化方案

結合脫硝系統(tǒng)煙道布置特點，將整個脫硝系統(tǒng)煙道沿深度方向分為3個區(qū)域，通過一系列混合措施，保證NOx和NH3在催化劑入口前各區(qū)域是均勻的且各區(qū)域的氨氮比接近。具體方案：將原擴口出口處導流板的水平段縮短加密，后面布置第一組混合器，實現(xiàn)各分區(qū)內的氣體混合擾動；將噴氨格柵向下平移4.2 m，后面布置第二組混合器；調整豎直段上部彎頭原導流板的直段角度；將反應器上部原第5組導流板布置完善。流場優(yōu)化后系統(tǒng)結構如圖8所示。

圖8 流場優(yōu)化后系統(tǒng)結構示意圖

圖9、圖 10（a）（b）和（c）分別為優(yōu)化后系統(tǒng)流線、NOx、NH3和氨氮比分布云圖，較原系統(tǒng)而言，各項指標的均勻性大幅提高。流場優(yōu)化后上述各指標的結果如表2所示。

3.2 增設NOx分區(qū)同步測量系統(tǒng)

排放量快速準確的測量是實現(xiàn)NOx排放量精準控制的前提，因此需實時測得SCR出口各分區(qū)的NOx分布，利用分區(qū)調節(jié)閥調整噴氨量。新型的測量系統(tǒng)利用同步測量、分時輪測的原理實現(xiàn)分區(qū)同步測量。同時，根據(jù)流場模擬整定的結果，將煙道截面進行合理分區(qū)，為分區(qū)控制奠定基礎。

圖9 優(yōu)化后系統(tǒng)流線示意圖

圖10 優(yōu)化后系統(tǒng)氨氮分布云圖

表2 流場優(yōu)化后系統(tǒng)各流場參數(shù)指標匯總結果

3.3 改造噴氨格柵調節(jié)閥門

針對噴氨格柵入口的噴氨手動調節(jié)閥門線性差的問題，將手動閥門全部更換為調節(jié)線性好的自動調節(jié)閥門，既解決了閥門線性差的問題，也實現(xiàn)了噴氨格柵單路支管噴氨量的實時調節(jié)。結合SCR反應器出口NOx測量系統(tǒng)的分區(qū)，重新調整噴氨格柵的布置，實現(xiàn)閥門分區(qū)與測量分區(qū)一一對應，使每一支管的噴氨量與分區(qū)測量的NOx相對應，便于后續(xù)進行分區(qū)控制。

3.4 加裝新型氨逃逸測量裝置

目前常規(guī)煙氣系統(tǒng)氨逃逸儀表有原位對穿式、傳統(tǒng)抽取式、滲透管式等，但普遍存在測量精度低、取樣易失真、取樣管易堵塞等問題。對運行數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)，目前燃煤鍋爐氨逃逸數(shù)值與噴氨量的對應關系存在不合理性，說明現(xiàn)有儀表不能準確測量氨逃逸的真實數(shù)值。因此，將原氨逃逸儀表更換為新型原位取樣式測量儀表。該儀表基于TDLAS理論和吸收式光譜理論，具有精度高、防吸附和自動校準的優(yōu)點，測量的絕對誤差小于0.076 mg／Nm3，相對誤差小于2%。

3.5 增設精細噴氨控制系統(tǒng)

SCR出口NOx波動大的主要原因是入口NOx頻繁大幅波動，而控制系統(tǒng)反饋和前饋測量滯后嚴重，NOx噴氨反應慢，常規(guī)的PID控制無法很好地解決該問題，因此采用了入口NOx軟測量+總量控制+分區(qū)均衡控制的方案，控制原理如圖11所示。

入口NOx的軟測量是通過大量的實測數(shù)據(jù)間接獲得，克服NOx儀表測量反應遲緩的問題。依據(jù)NOx產生的工藝流程，分析其與鍋爐中輸入的燃料量、風量以及各種燃燒工況等之間的因果關系，采取人工神經(jīng)網(wǎng)絡和較易泛化的多元線性回歸模型進行預測。入口NOx的測量結果對軟測量的修正擬合是長期的，需要連續(xù)24 h采樣的硬測量結果進行印證和修正，以遞歸出一個較及時準確的軟測量結果，將該結果作為噴氨控制的前饋，可以大幅提高噴氨控制的調節(jié)品質。

圖11 噴氨總量控制原理圖

針對SCR脫硝催化劑不同區(qū)域老化磨損情況不同、入口NOx分布不均、噴氨量不均等原因造成的SCR反應器出口NOx分布不均問題，利用NOx分區(qū)同步測量系統(tǒng)測得的分區(qū)NOx數(shù)據(jù)，微調各噴氨支管的噴氨量，可實現(xiàn)各分區(qū)出口NOx的分布均勻性。

4 優(yōu)化前后結果對比

4.1 流場優(yōu)化效果測試

燃煤鍋爐流場優(yōu)化后，在機組負荷為350 MW、175 MW和280 MW時的T-01、T-02和T-03工況下進行了測試，各工況下分別測試SCR進口、出口NOx及O2濃度。同時，在每臺SCR反應器出口煙道截面沿寬度方向選取代表點進行氨逃逸濃度采樣。各考核工況下的試驗結果如表3所示。

表3 試驗結果匯總表

在T-01、T-02和T-03工況下，SCR脫硝裝置A側和B側反應器進口NOx濃度相對標準偏差、反應器出口NOx濃度相對標準偏差較原型均有大幅下降，SCR進口和出口NOx濃度分布均勻性較改造前明顯改善。

4.2 NOx總量控制與分區(qū)均衡控制系統(tǒng)運行效果

圖12 脫硝系統(tǒng)運行變化趨勢圖

脫硝出口NOx波動如圖12所示，在精細噴氨系統(tǒng)尚未調試投運前，A側、B側及總排出口NOx濃度波動明顯，平均值控制在25 mg／m3情況下，最高達到 60 mg／m3，最低至 0 mg／m3附近，存在氨量過噴現(xiàn)象。

NOx總量控制優(yōu)化投運后，A側、B側及總排出口NOx濃度波動迅速減弱，波動范圍控制在±5 mg／m3附近，但此時A側、B側出口測量值與煙囪總排口NOx測量值差值約為10mg／m3。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因為SCR出口NOx分布不均勻，而總排口CEMS測點均為單點測量，其代表性較差，導致測量值與實際排放值存在差距。當A側和B側NOx濃度控制在25 mg／m3時，總排出口僅為15 mg／m3，遠低于環(huán)保要求值。

分區(qū)均衡控制調試后，A側、B側的NOx測點數(shù)據(jù)與總排出口測點值迅速靠近，說明SCR區(qū)域NOx濃度分布的均勻性得到明顯改善，使得A側、B側CEMS儀表值能夠表征實際NOx濃度；A側、B側與總排出口NOx濃度均能夠控制在25 mg／m3左右，且運行時無需根據(jù)總排出口值反復調節(jié)A側、B側出口NOx濃度設定值，NOx波動范圍進一步下降至±3 mg／m3左右。

5 結語

CFD模擬煙道流場優(yōu)化技術可以有效解決脫硝系統(tǒng)入口NOx分布不均的問題，為精準噴氨奠定控制基礎；采用NOx軟測量作為前饋的噴氨總量控制可以大幅降低NOx的波動，有效降低NOx超標和氨逃逸；分區(qū)噴氨均衡控制可以有效消除脫硝系統(tǒng)出口NOx分布不均問題。工程實踐證明，通過采用煙道流場優(yōu)化、噴氨總量控制、分區(qū)同步測量、分區(qū)控制的技術路線，可以解決NOx排放波動大、氨逃逸超標等問題。同時，由于NOx排放得到穩(wěn)定精準控制，可以在原有催化劑條件下，進一步降低NOx排放總量，減少環(huán)境污染。