程彥林

（中國華電集團(tuán)發(fā)電運(yùn)營有限公司，北京100031）

630MW超臨界鍋爐脫硝系統(tǒng)優(yōu)化運(yùn)行分析

程彥林

（中國華電集團(tuán)發(fā)電運(yùn)營有限公司，北京100031）

針對(duì)某630MW超臨界鍋爐脫硝系統(tǒng)存在變工況運(yùn)行下耗氨量大，脫硝運(yùn)行困難，氮氧化物波動(dòng)較大和空預(yù)器堵塞等問題。根據(jù)不同負(fù)荷（600MW，330MW）下出口氮氧化物濃度場(chǎng)和流場(chǎng)進(jìn)行分析，通過調(diào)節(jié)噴氨格柵實(shí)現(xiàn)了鍋爐在不同負(fù)荷下運(yùn)行的最優(yōu)化，濃度場(chǎng)分布近乎均勻，測(cè)點(diǎn)左右偏差降低到16%以下；空預(yù)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(chǎng)；流場(chǎng)；空預(yù)器

0 引言

為積極應(yīng)對(duì)環(huán)境問題，我國政府頒布了一系列的環(huán)保標(biāo)準(zhǔn)，要求重點(diǎn)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(dá)環(huán)保排放標(biāo)準(zhǔn)，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(yù)器堵塞及腐蝕，阻力增大，引風(fēng)機(jī)電流增加，脫硝催化劑壽命縮短，氨逃逸量超標(biāo)等。這些問題的產(chǎn)生一方面使經(jīng)濟(jì)性降低，能源耗費(fèi)量增大，污染環(huán)境；另一方面設(shè)備的安全性也受到了威脅。因此，對(duì)脫硝系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化試驗(yàn)十分重要[1-7]。

1 機(jī)組概況及脫硝優(yōu)化試驗(yàn)簡(jiǎn)介

某630MW鍋爐為超臨界、四角切圓燃燒方式、平衡通風(fēng)、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(tái)磨煤機(jī)（5臺(tái)運(yùn)行，1臺(tái)備用），煤粉細(xì)度設(shè)計(jì)R90為19%。采用選擇性催化還原脫硝技術(shù)，每臺(tái)爐配置2個(gè)脫硝反應(yīng)器，采用液氨做為反應(yīng)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(yīng)器入口的NOx質(zhì)量濃度分布調(diào)節(jié)相應(yīng)的入口噴氨支管的噴氨量，達(dá)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(cè)點(diǎn)布置如圖1和圖2所示。脫硝A、B反應(yīng)器爐前到爐后每側(cè)均有5個(gè)測(cè)孔。每個(gè)測(cè)孔的測(cè)點(diǎn)布置情況為A側(cè)固定端7個(gè)測(cè)點(diǎn)，擴(kuò)建端6個(gè)測(cè)點(diǎn)；B側(cè)固定端6個(gè)測(cè)點(diǎn)，擴(kuò)建端7個(gè)測(cè)點(diǎn)。噴氨調(diào)閥布置于反應(yīng)器前墻處，每側(cè)反應(yīng)器共14個(gè)調(diào)節(jié)點(diǎn)。

采用網(wǎng)格法在脫硝反應(yīng)器的進(jìn)口（噴氨格柵之前）和出口測(cè)量NOx和O2在煙氣中的含量，每孔測(cè)試3點(diǎn)。根據(jù)測(cè)量結(jié)果計(jì)算得到反應(yīng)器出口折算到6%（標(biāo)準(zhǔn)工況下的體積濃度）O2濃度下NOx的分布狀況。對(duì)于NOx含量過低的區(qū)域，適當(dāng)減少噴氨量，對(duì)于NOx含量高的區(qū)域，適當(dāng)增加噴氨量，最終實(shí)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(yùn)行

相關(guān)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(yàn)時(shí)僅對(duì)滿負(fù)荷（或高負(fù)荷）時(shí)的脫硝系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化，誤認(rèn)為在滿負(fù)荷實(shí)現(xiàn)了最優(yōu)，則在其他負(fù)荷下也同樣滿足。事實(shí)上，并非如此，因?yàn)樵诓煌呢?fù)荷下鍋爐產(chǎn)生NOx也具有差異性，所以對(duì)于氨水的用量具有很大的差異，導(dǎo)致調(diào)節(jié)噴氨格柵的方式也具有不同的差異。本文詳細(xì)介紹了某超臨界機(jī)組在不同負(fù)荷（600 MW和330 MW）下的優(yōu)化前、后的運(yùn)行情況。

2.1600MW負(fù)荷下脫硝系統(tǒng)分析

2.1.1600MW負(fù)荷調(diào)整前反應(yīng)器出口NOx分布情況

在600MW負(fù)荷工況下，A、B反應(yīng)器出口NOx濃度分布場(chǎng)分別如圖3、圖4（圖中1～5分別代表從爐前到爐后5個(gè)測(cè)孔，1～13分別代表從固定端到擴(kuò)建端的13個(gè)測(cè)點(diǎn)，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(fù)荷運(yùn)行工況下，實(shí)測(cè)脫硝反應(yīng)器A側(cè)NOx出口濃度40.9mg/Nm3，入口濃度219.9mg/Nm3，實(shí)測(cè)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(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差達(dá)到77%，由此看出A側(cè)反應(yīng)器的出口濃度在高負(fù)荷情況時(shí)分布也是很不均勻的。由圖3還可以看出A側(cè)反應(yīng)器的600MW時(shí)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(fù)荷工況運(yùn)行下，實(shí)測(cè)脫硝反應(yīng)器B側(cè)NOx出口濃度20.6mg/Nm3，入口濃度241.2mg/Nm3，實(shí)測(cè)效率91%。NOx出口濃度的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差達(dá)到88.8%，由此看出B側(cè)反應(yīng)器的出口質(zhì)量濃度在高負(fù)荷時(shí)分布也是很不均勻的。A側(cè)反應(yīng)器的出口NOx濃度分布在600MW高負(fù)荷時(shí)爐前爐后質(zhì)量濃度都較平均，但高負(fù)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(kuò)建端濃度低的現(xiàn)象，但固定端測(cè)孔1～6的NOx濃度分布和擴(kuò)建端測(cè)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(shí)脫硝反應(yīng)器入口煙氣流場(chǎng)測(cè)量情況

600MW負(fù)荷工況下，實(shí)測(cè)脫硝反應(yīng)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(yīng)器A側(cè)入口煙氣分布情況總體趨勢(shì)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(kuò)建端相對(duì)較小，但左右相差不大。煙氣流速分布反應(yīng)了煙氣流量的大小分布，同時(shí)反應(yīng)煙氣NOx的分布趨勢(shì)。由圖3實(shí)測(cè)脫硝反應(yīng)器A側(cè)出口NOx濃度分布結(jié)果看出，A側(cè)反應(yīng)器出口NOx濃度前后分布跟煙氣流速測(cè)量結(jié)果是一致的。總體而言，A側(cè)脫硝反應(yīng)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(yīng)器B側(cè)入口煙氣分布情況沒有像A側(cè)反應(yīng)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(kuò)建端相對(duì)較小。這與圖4反應(yīng)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(kuò)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(yīng)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(fù)荷時(shí)脫硝反應(yīng)器噴氨格柵調(diào)整

據(jù)高負(fù)荷時(shí)測(cè)量脫硝反應(yīng)器出口NOx分布情況進(jìn)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(jìn)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(cè)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(yīng)器出口NOx質(zhì)量濃度左右分布左右相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)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(shí)測(cè)A側(cè)NOx脫除效率達(dá)到85.4%，可以滿足性能考核要求。

通過圖8和表3測(cè)量結(jié)果可以看出B側(cè)反應(yīng)器實(shí)測(cè)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(dá)到排放要求，并且B側(cè)反應(yīng)器出口氮氧化物分布更為均勻，相對(duì)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(cè)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(fù)荷情況下，進(jìn)行了氨逃逸測(cè)量，測(cè)量結(jié)果見表4。

600MW高負(fù)荷工況下試驗(yàn)所選取抽氨測(cè)點(diǎn)為靠近NOx出口濃度較低測(cè)孔。從表5試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果可以看出，所測(cè)得反應(yīng)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(cè)孔測(cè)得氨濃度較其它孔高，即實(shí)際擴(kuò)建端氨逃逸較高，但各測(cè)孔所測(cè)得氨逃逸均低于3×10-6。

2.2330MW負(fù)荷下脫硝系統(tǒng)分析

2.2.1330MW調(diào)整前反應(yīng)器出口NOx分布情況

330MW負(fù)荷是該鍋爐的常用負(fù)荷，在330MW工況下，噴氨格柵調(diào)門與高負(fù)荷（600MW）情況下調(diào)節(jié)閥開度一致，試驗(yàn)測(cè)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(fù)荷運(yùn)行工況下氨逃逸率測(cè)量結(jié)果

由圖9和表5可知：330MW運(yùn)行人員習(xí)慣工況下，實(shí)測(cè)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(shí)測(cè)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(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差達(dá)到72.3%，由此可見A側(cè)反應(yīng)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(kuò)建端除測(cè)點(diǎn)1，測(cè)點(diǎn)8和測(cè)點(diǎn)13質(zhì)量濃度相對(duì)偏高外，其它測(cè)點(diǎn)分布相對(duì)較均勻。由圖9還可知A側(cè)反應(yīng)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(shí)，實(shí)測(cè)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(shí)測(cè)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(shí)NOx出口濃度的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差達(dá)到59.4%，說明B側(cè)反應(yīng)器的NOx出口濃度分布還是不太均勻的。與A側(cè)反應(yīng)器對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，B側(cè)反應(yīng)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(kuò)建端要大，其中測(cè)點(diǎn)2濃度最高。由圖10還可知B側(cè)反應(yīng)器的出口NOx濃度分布有個(gè)濃度很小的區(qū)域：大致在爐前孔1和孔2處，測(cè)點(diǎn)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(fù)荷時(shí)脫硝反應(yīng)器入口煙氣流場(chǎng)測(cè)量情況

由圖11可以看出：330MW工況下脫硝反應(yīng)器A側(cè)入口煙氣分布與高負(fù)荷時(shí)相似，總體趨勢(shì)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(kuò)建端相對(duì)較小，但擴(kuò)建端也出現(xiàn)例如測(cè)孔9一樣流速較高的點(diǎn)。因此低負(fù)荷情況脫硝反應(yīng)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(fù)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(yīng)器A側(cè)導(dǎo)流板布置或有損壞造成的。

330MW低負(fù)荷工況下B側(cè)反應(yīng)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(yīng)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(cè)孔7、9、11的爐后處（測(cè)點(diǎn)4和5）出現(xiàn)了一個(gè)流速異常的區(qū)域，這個(gè)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(kuò)建端靠中心處（大概在NOx濃度測(cè)點(diǎn)10、11處）出現(xiàn)流量較低的現(xiàn)象。這個(gè)煙氣流速的異常區(qū)域極容易造成脫硝反應(yīng)器前墻靠擴(kuò)建端處出現(xiàn)低NOx的區(qū)域，這跟圖10實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)非常吻合。

2.2.3330MW低負(fù)荷時(shí)脫硝反應(yīng)器噴氨格柵調(diào)整試驗(yàn)

根據(jù)330MW低負(fù)荷時(shí)測(cè)量脫硝反應(yīng)器出口NOX分布情況進(jìn)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(cè)量NOx分布如圖13和圖14所示。

經(jīng)過調(diào)整后的A反應(yīng)器出口NOx濃度分布左右相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差仍達(dá)到29.0%。主要因?yàn)楣潭ǘ藴y(cè)點(diǎn)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(duì)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(cè)點(diǎn)1的測(cè)點(diǎn)影響，A反應(yīng)器出口NOx濃度左右分布左右相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差僅為13.3%,可認(rèn)為調(diào)整后的A側(cè)NOx濃度出口左右分布相對(duì)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(yīng)器存在一個(gè)低NOx濃度的危險(xiǎn)區(qū)域，因此B側(cè)反應(yīng)器的噴氨格柵閥門調(diào)整除了進(jìn)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(xiǎn)區(qū)域的NOx濃度水平。調(diào)整后測(cè)量NOx分布如圖14所示。通過反復(fù)試驗(yàn)調(diào)整，最終將B側(cè)脫硝反應(yīng)器的左右相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差控制在25%以內(nèi)，同時(shí)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(cè)量結(jié)果情況

330MW負(fù)荷工況下試驗(yàn)所選取抽氨測(cè)點(diǎn)為靠近NOx出口濃度較低測(cè)孔。所測(cè)得反應(yīng)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(cè)孔所測(cè)得氨逃逸均低于3×10-6。氨逃逸測(cè)量結(jié)果見表8。

表6 噴氨格柵調(diào)整（330MW）

3 空預(yù)器堵塞情況調(diào)整前后性能對(duì)比

為更好的了解調(diào)整噴氨格柵后脫硝系統(tǒng)的運(yùn)行情況，選取具有代表性的兩個(gè)工況，即600MW和330MW時(shí)的空預(yù)器進(jìn)出口壓差作為性能對(duì)比的參數(shù)，這是因?yàn)楫?dāng)氨逃逸增多時(shí)，在空預(yù)器中，當(dāng)煙氣溫度冷卻至177～215℃時(shí)，脫硝反應(yīng)器中未反應(yīng)的NH3與SO3發(fā)生反應(yīng)生成硫酸氫銨。硫酸氫銨是一種粘性很強(qiáng)并具有較強(qiáng)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(yù)器表面引起空預(yù)器堵塞，增加空預(yù)器的阻力[11-14]。

由表9可以看出，在600MW的負(fù)荷下空預(yù)器進(jìn)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(yù)器阻力過大，會(huì)增加引風(fēng)機(jī)的功率消耗，嚴(yán)重時(shí)甚至迫使機(jī)組停爐以清理空預(yù)器。噴氨格柵優(yōu)化調(diào)整后空預(yù)器進(jìn)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(fù)荷下，由表10中的數(shù)據(jù)看出，噴氨格柵調(diào)整前空預(yù)器的平均進(jìn)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(yù)器進(jìn)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(gè)工況的空預(yù)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(gè)結(jié)果也與表5和表7兩種工況下的氨逃逸測(cè)量值相對(duì)應(yīng)，B側(cè)的氨逃逸相對(duì)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(shí)，引風(fēng)機(jī)的電流約減小22%，減少廠用電，提高了經(jīng)濟(jì)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(cè)量結(jié)果

表9600MW負(fù)荷下空預(yù)器進(jìn)出口壓差

表10330MW負(fù)荷下空預(yù)器進(jìn)出口壓差

4 結(jié)語

（1）脫硝反應(yīng)器A側(cè)煙氣入口流場(chǎng)呈現(xiàn)爐前流速小，爐后流速大的特征，而且入口流場(chǎng)左右分布也不均勻；B側(cè)煙氣入口流場(chǎng)相對(duì)較為均勻，但入口流場(chǎng)爐后靠擴(kuò)建端處有個(gè)流速較低的區(qū)域。建議利用停機(jī)檢修機(jī)會(huì)對(duì)煙氣導(dǎo)流板進(jìn)行全面檢查和校驗(yàn)，以使入口煙氣均勻分布。

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

（3）在600MW高負(fù)荷下對(duì)脫硝脫硝系統(tǒng)進(jìn)行了噴氨格柵的優(yōu)化，使A側(cè)反應(yīng)器出口NOx濃度左右偏差從31.1%下降至14.6%；B側(cè)反應(yīng)器出口NOx濃度左右偏差從69.5%下降至28.6%；在330MW低負(fù)荷下對(duì)脫硝脫硝系統(tǒng)進(jìn)行了噴氨格柵的優(yōu)化，使A側(cè)反應(yīng)器出口NOx濃度左右偏差從36%下降至13.3%；B側(cè)反應(yīng)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(yīng)器存在高脫硝率（低NOx濃度）的危險(xiǎn)區(qū)域，B側(cè)反應(yīng)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(jí)工程師，從事電力企業(yè)運(yùn)營管理工作。