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        燃氣輪機煙氣SCR脫硝系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計與工程應(yīng)用

        2021-07-03 09:24:24黃友華馬善為劉吉武正華
        發(fā)電技術(shù) 2021年3期
        關(guān)鍵詞:燃氣輪機余熱入口

        黃友華,馬善為,劉吉,武正華*

        (1.龍凈科杰環(huán)保技術(shù)(上海)有限公司,上海市 閔行區(qū) 201106;2.生物質(zhì)發(fā)電成套設(shè)備國家工程實驗室(華北電力大學(xué)),北京市 昌平區(qū) 102206)

        0 引言

        隨著國家對氮氧化物(NOx)排放量控制日益嚴(yán)格,相對燃煤機組環(huán)保的燃氣輪機機組NOx排放也開始受到普遍關(guān)注[1]。與燃煤機組類似,目前燃氣輪機機組也主流采用選擇性催化還原(selective catalytic reduction,SCR)脫硝技術(shù)以降低NOx排放[2-5]。該技術(shù)主要通過向煙氣中通入氨(NH3),使其在催化劑作用下與煙氣中的NOx以及氧(O2)反應(yīng)生成無污染的氮(N2)和水(H2O),從而實現(xiàn)降低NOx排放的目的。

        在SCR脫硝系統(tǒng)中,脫硝效果的好壞受諸多因素的影響,如催化劑[6-7]、噴氨系統(tǒng)[8]、煙氣工況及流場分布[9]等。為此,研究者們開展了大量的研究工作,開發(fā)了如流場優(yōu)化[10]、噴氨裝置優(yōu)化[11-12]、控制系統(tǒng)優(yōu)化[13-14]等技術(shù)。然而這些技術(shù)多數(shù)都是基于燃煤電廠SCR脫硝系統(tǒng)而開發(fā),無法用于指導(dǎo)燃氣輪機SCR脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化。由于燃氣輪機機組余熱鍋爐結(jié)構(gòu)的特殊性,NOx濃度場及速度場的不均勻性比燃煤電廠煙氣脫硝更加嚴(yán)重。因此,在燃氣輪機尾氣SCR脫硝系統(tǒng)中,噴氨格柵及導(dǎo)流板的布置就顯得尤為重要。為此,董陳等[15]利用數(shù)值模擬計算提出了一種E級燃氣輪機余熱鍋爐SCR脫硝系統(tǒng)煙氣流場的優(yōu)化方法,有效改善了系統(tǒng)脫硝效果。然而,由于燃氣輪機的種類很多,此方法很難直接用于其他類型燃氣機組余熱鍋爐脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化改造。

        基于此,本文以東莞某電廠F級燃氣機組臥式布置余熱鍋爐脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化改造為例,通過數(shù)值模擬計算、小試模型實驗和工程實踐對相應(yīng)的脫硝系統(tǒng)進行優(yōu)化改造,為類似燃氣機組余熱鍋爐脫硝系統(tǒng)優(yōu)化改造提供參考。

        1 NOx生成及SCR脫硝原理

        火電廠NOx根據(jù)氮的來源和形成途徑,可分為熱力型、快速型和燃料型。熱力型NOx一般是指高溫條件下,空氣中的N2被氧化生成的NOx??焖傩蚇Ox一般是在富燃料燃燒情況下,N2與燃燒產(chǎn)生的碳氫自由基中間體反應(yīng)生成HCN、CN等中間產(chǎn)物,中間產(chǎn)物進一步被氧化為NOx,其生成量一般僅占總量的5%以下。燃料型NOx是指燃料中的氮元素被氧化生成的NOx。與燃煤機組不同,燃氣機組燃料中的氮元素含量低,燃燒溫度高,因此熱力型NOx不可忽視。

        與其他脫硝技術(shù)相比,SCR技術(shù)脫硝效率高,被廣泛用于我國火電廠的超低排放。其主要原理是通過在煙氣中注入還原劑NH3,在催化劑作用下,使其與煙氣中的NOx反應(yīng)生成無污染的N2。上述過程發(fā)生的主要化學(xué)反應(yīng)式如下:

        上述化學(xué)反應(yīng)式中,一般反應(yīng)式(1)進行較快,反應(yīng)式(2)的反應(yīng)速度較慢,反應(yīng)式(3)和(4)的反應(yīng)速度很慢,因此可以看出,一般SCR脫硝反應(yīng)的NH3、NOx摩爾比為1:1。需要指出的是,上述反應(yīng)需要使用催化劑,一般SCR脫硝催化劑的最佳使用溫度為320~425 ℃。此外,NH3注入的好壞會顯著影響脫硝效果,因此在煙氣通過催化劑床層之前,需要保證煙氣與NH3的均勻混合。

        2 脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化改造

        通過對東莞某電廠燃氣輪機尾部布置臥式余熱鍋爐前的脫硝系統(tǒng)進行分析,發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)具有如下特點:

        1)燃氣輪機尾氣NOx濃度較低,NOx質(zhì)量濃度≤50 mg/m3(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài));

        2)排煙系統(tǒng)尾部沒有設(shè)置引風(fēng)機,SCR脫硝系統(tǒng)阻力要求≤350 Pa;

        3)噴氨格柵布置在余熱鍋爐內(nèi)部,氨氣與煙氣混合不均,NH3集中于反應(yīng)器底部;

        4)余熱鍋爐進口擴散段為偏心布置,余熱鍋爐豎直面上氣流極不均勻,上下端煙氣存在較大的速度梯度。

        綜上所述,上述脫硝系統(tǒng)主要存在問題為煙氣流場及NH3濃度分布不均。由于F級燃氣輪機機組余熱鍋爐預(yù)留的可供脫硝系統(tǒng)改造的空間極為有限,系統(tǒng)優(yōu)化難度較大。因此,首先調(diào)研了國內(nèi)類似機組脫硝系統(tǒng)噴氨格柵的布置方案,主要包括如下3類:

        1)靠近催化劑床層前布置充滿整個余熱鍋爐截面的噴氨格柵,簡稱“大格柵”;

        2)入口煙道布置噴槍,簡稱“入口噴槍”;

        3)入口煙道的變徑段布置噴氨格柵,簡稱“擴散段格柵”。

        對上述3種形式噴氨格柵的脫硝系統(tǒng)進一步分析,結(jié)果如表1所示。

        從表1可以看出,上述3種位置布置的噴氨格柵均出現(xiàn)脫硝系統(tǒng)運行不理想的情況。通過進一步分析發(fā)現(xiàn),噴氨格柵布置在余熱鍋爐靠前位置有利于氨氮混合,氨氣與煙氣混合時間長;但此時擴張段截面面積遠小于催化劑床層截面面積,極容易出現(xiàn)煙氣流量分布不均現(xiàn)象,因此需要增強煙氣與氨氣的混合效果,布置導(dǎo)流裝置,使煙氣流場分布均勻。

        表1 不同位置布置噴氨格柵效果對比Tab. 1 Effect comparison of spraying ammonia grilles in different positions

        因此,本方案在入口變徑段布置噴氨裝置的基礎(chǔ)上,增加自主研發(fā)的煙氣混流裝置。通過對傳統(tǒng)導(dǎo)流裝置的優(yōu)化和工藝分區(qū)的特殊設(shè)計,增強了流場均勻性和噴氨可控性,形成一種新的噴氨布置方案,如圖1所示。

        圖1 F級燃氣輪機脫硝系統(tǒng)布置示意圖Fig. 1 Schematic diagram of denitrification system for an F-class gas turbine

        3 脫硝系統(tǒng)流場的數(shù)值模擬

        為了測試本項目對噴氨格柵改造優(yōu)化效果,采用數(shù)值計算方法對改造前后的煙氣流場進行了分析,數(shù)值模擬模型如圖2所示。

        圖2 脫硝系統(tǒng)模型示意圖Fig. 2 Schematic diagram of denitrification system model

        圖3為脫硝系統(tǒng)優(yōu)化前噴氨柵格截面和催化劑入口截面的煙氣流速分布,可以看出,噴氨柵格截面中下側(cè)煙氣流速遠大于上側(cè),催化劑入口截面上下側(cè)煙氣流速存在明顯梯度。通過進一步分析發(fā)現(xiàn),噴氨柵格截面煙氣流速平均偏差值為59.2%,催化劑入口截面煙氣流速平均偏差值為18.1%,這種豎直面上的流速差異會導(dǎo)致嚴(yán)重的氨濃度分布不均勻問題,進而產(chǎn)生大量的氨逃逸。

        圖3 無導(dǎo)流板時不同入口截面的煙氣流速分布Fig. 3 Velocity distributions of flue gas at different inlet sections without guide plate

        根據(jù)上述未優(yōu)化的數(shù)值模擬結(jié)果可知,煙氣流場主要問題表現(xiàn)為下側(cè)煙氣流速大,上側(cè)煙氣流速小,因此將導(dǎo)流板調(diào)整為下大上小的布置方式,此布置方式可以提高下部阻力,使氣流向上偏流,圖4為增加導(dǎo)流板后的煙氣流速分布??梢钥闯觯黾訉?dǎo)流板后,煙氣流速的梯度大幅度下降,噴氨柵格截面煙氣流速偏差降至3.42%,催化劑入口截面煙氣流速偏差降至8.9%,噴氨格柵區(qū)域及催化劑入口速度分布得到了明顯改善,不存在聚集區(qū)域,可有效提高脫硝效率并降低氨逃逸。

        圖4 有導(dǎo)流板時不同入口截面的煙氣流速分布Fig. 4 Velocity distributions of flue gas at different inlet sections with a guide plate

        4 小試模型實驗

        由于數(shù)值模擬無法反映真實的煙氣流場分布和氨濃度分布,基于相似準(zhǔn)則,搭建了按原始SCR脫硝系統(tǒng)比例縮小到1/15的小試模型,如圖5所示。基于此小試模型開展實驗研究,以驗證數(shù)值計算結(jié)果和脫硝系統(tǒng)優(yōu)化效果。

        圖5 SCR脫硝系統(tǒng)小試模型Fig. 5 Small test model of SCR denitrification system

        圖6為催化劑床層入口截面的煙氣流速分布和氨濃度分布云圖??梢钥闯?,增加導(dǎo)流板后煙氣流速整體分布較為均勻,少數(shù)局部位置流速較大,下側(cè)流速略大于上側(cè)流速。氨氣濃度分布均勻,上下側(cè)氨濃度無明顯梯度,通過進一步計算可得催化劑入口截面平均煙氣流速偏差為10.7%,平均氨濃度偏差為6.06%。根據(jù)我國工業(yè)和信息化部發(fā)布的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《燃氣余熱鍋爐煙氣脫硝技術(shù)裝備》(JB/T 11265—2012)[16],催化劑入口煙氣條件一般要求:1)煙氣流速相對標(biāo)準(zhǔn)偏差小于15%;2)煙氣流向相對標(biāo)準(zhǔn)偏差小于10°;3)煙氣溫度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差小于±30 ℃;4)NH3/NOx摩爾比相對標(biāo)準(zhǔn)偏差小于10%。由此基本可認為噴氨格柵的位置、分區(qū)以及導(dǎo)流板設(shè)置合理,脫 硝系統(tǒng)的流場及氨濃度分布均勻,符合設(shè)計要求。

        圖6 催化劑入口截面煙氣流速和氨濃度分布云圖Fig. 6 Distributions of flue gas velocities and ammonia concentrations at inlet section of catalyst-bed

        5 實際運行工況分析

        考慮到小試模型與實際運行情況仍有一定差異,為了進一步驗證優(yōu)化方法的應(yīng)用效果,基于東莞某電廠燃氣輪機脫硝系統(tǒng)進行了實踐研究。測試脫硝系統(tǒng)使用的催化劑為108孔,水平方向每排布置5個催化劑模塊,豎直方向總共布置12排。在催化劑出口截面設(shè)置有采樣口,采用網(wǎng)格法檢測出口NOx濃度。在燃氣輪機機組鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(boiler maximum continue rate,BMCR)工況下,對催化劑出口截面NOx濃度進行測量,測試結(jié)果如圖7所示。

        從圖7可以看出,所有測點處標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下NOx質(zhì)量濃度均小于30 mg/m3,且NOx濃度平均偏差小于15%,表明脫硝系統(tǒng)優(yōu)化后的脫硝效果較好。此外,可以明顯看出水平方向的NOx濃度偏差較小,豎直方向的NOx濃度偏差略大,表明脫硝系統(tǒng)仍有優(yōu)化空間。實際上可根據(jù)運行情況對噴氨格柵進行精準(zhǔn)優(yōu)化調(diào)節(jié),可使偏差值進一步減小。

        圖7 催化劑出口截面NOx濃度的分布Fig. 7 Distributions of NOx concentrations at outlet section of catalyst-bed

        6 結(jié)論

        針對東莞某電廠燃氣輪機臥式布置余熱鍋爐脫硝系統(tǒng)運行不達標(biāo)的問題,采用數(shù)值模擬、小試模型和工程實踐對脫硝系統(tǒng)進行優(yōu)化改造,得到了如下結(jié)論:

        1)脫硝系統(tǒng)布置導(dǎo)流板前,噴氨柵格截面和催化劑入口截面煙氣流速分布極不均勻,上下側(cè)煙氣流速存在較大梯度;布置導(dǎo)流板后,煙氣流速分布大幅改善,噴氨柵格截面煙氣流速平均偏差從59.2%降至3.42%,催化劑入口截面煙氣流速偏差從18.1%降至8.9%。

        2)小試模型實驗表明,增加導(dǎo)流板后,催化劑入口截面煙氣流速以及氨濃度分布較為均勻,平均相對偏差分別為10.7%和6.06%,滿足一般催化劑入口煙氣條件要求。

        3)電廠實踐顯示,優(yōu)化后的脫硝系統(tǒng),標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下出口NOx質(zhì)量濃度均小于30 mg/m3,平均偏差小于15%,滿足排放要求,可為類似燃氣輪機余熱鍋爐脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化改造提供參考。

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