萬立明，李德波，周杰聯(lián)，馮永新，陳 拓

（1.廣東粵電靖海發(fā)電有限公司，廣東 惠來 515223；2.廣東電科院能源技術(shù)有限責(zé)任公司，廣州 510080）

0 引言

目前大型燃煤電廠脫硝系統(tǒng)多數(shù)采用SCR（選擇性催化還原法）。 通過現(xiàn)場(chǎng)大量的工程應(yīng)用實(shí)踐發(fā)現(xiàn)，SCR 脫硝系統(tǒng)存在脫硝系統(tǒng)出口NOX濃度分布不均勻、氨逃逸量高等問題，造成空氣預(yù)熱器硫酸氫氨沉積，導(dǎo)致空氣預(yù)熱器堵塞被迫停機(jī)，嚴(yán)重影響機(jī)組安全穩(wěn)定運(yùn)行。 因此，開展SCR 脫硝系統(tǒng)現(xiàn)場(chǎng)流場(chǎng)優(yōu)化、噴氨格柵調(diào)整和CEMS（煙氣在線監(jiān)測(cè)系統(tǒng)）在線測(cè)量儀表完善等綜合技術(shù)手段是保障脫硝系統(tǒng)安全、穩(wěn)定運(yùn)行的關(guān)鍵技術(shù)。

國內(nèi)一些研究者開展了相關(guān)的研究工作。 陳磊[1]等開展了燃煤電廠SCR 脫硝系統(tǒng)運(yùn)行存在關(guān)鍵技術(shù)問題研究與技術(shù)展望，針對(duì)40 臺(tái)燃煤電廠SCR 脫硝系統(tǒng)運(yùn)行情況進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研，提出建議：定期開展噴氨格柵調(diào)整試驗(yàn)，以降低反應(yīng)器出口NOX濃度不均勻性；開展給予計(jì)算流體力學(xué)SCR 系統(tǒng)流場(chǎng)優(yōu)化數(shù)值模擬，解決流場(chǎng)不均勻的問題；加強(qiáng)SCR 脫硝系統(tǒng)熱工控制算法研究，提高變負(fù)荷過程的控制能力，避免反應(yīng)器出口NOX濃度過低。 李德波[2]等開展了四角切圓鍋爐變CCOFA（緊湊燃盡風(fēng)）與SOFA（分離式燃盡風(fēng)）配比下燃燒特性數(shù)值模擬，通過改變CCOFA與SOFA 配風(fēng)比例，降低爐膛出口NOX濃度，減輕SCR 脫硝系統(tǒng)脫除的壓力。 廖永進(jìn)[4]等進(jìn)行了SCR 脫硝系統(tǒng)催化劑性能預(yù)測(cè)方法研究，研究者根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際脫硝系統(tǒng)運(yùn)行數(shù)據(jù)，結(jié)合試驗(yàn)室催化劑活性測(cè)量，提出了SCR 脫硝系統(tǒng)催化劑性能預(yù)測(cè)，相比傳統(tǒng)僅依靠試驗(yàn)室催化劑預(yù)測(cè)數(shù)據(jù)，預(yù)測(cè)結(jié)果更加反映現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況。 李德波[5]等進(jìn)行了SCR 脫硝系統(tǒng)噴氨格柵調(diào)整試驗(yàn)關(guān)鍵問題探究，通過現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際SCR 脫硝系統(tǒng)噴氨格柵調(diào)整試驗(yàn)，提出了現(xiàn)場(chǎng)噴氨格柵調(diào)整試驗(yàn)方法。 國內(nèi)研究者[6-14]對(duì)脫硝系統(tǒng)現(xiàn)場(chǎng)優(yōu)化技術(shù)進(jìn)行了大量研究工作，取得了較好的工程應(yīng)用效果。李德波[6]等開展了600 MW 電站鍋爐SCR 脫硝系統(tǒng)全負(fù)荷投運(yùn)改造方案研究，通過省煤器分級(jí)技術(shù)改造，提高了SCR 脫硝系統(tǒng)低負(fù)荷下進(jìn)口煙氣溫度，從而使得脫硝系統(tǒng)滿足投運(yùn)要求，提高SCR 脫硝系統(tǒng)投運(yùn)率，具有較好的環(huán)保價(jià)值。郭義杰[13]等開展了100 MW 燃煤鍋爐硫酸氫銨堵塞空氣預(yù)熱器原因分析及應(yīng)對(duì)措施，提出了現(xiàn)場(chǎng)優(yōu)化運(yùn)行的方式。 王樂樂[15]等進(jìn)行了SCR 脫硝催化劑低負(fù)荷運(yùn)行評(píng)估技術(shù)研究。 研究者通過分析影響MOT（最低運(yùn)行溫度）的因素，提出了MOT的可變性以及根據(jù)SCR 脫硝系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行煙氣參數(shù)科學(xué)評(píng)估MOT 的重要性。 于玉真[16]等開展了SCR 脫硝系統(tǒng)流道均流裝置數(shù)值模擬與優(yōu)化技術(shù)研究。 研究者采用ANSYS FLUENT 軟件對(duì)流道情況進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究結(jié)果表明：多孔板開孔率對(duì)AIG（噴氨格柵）上游速度均勻性影響最大，整流格柵間距對(duì)第1 層催化劑入口速度均勻性影響最大。 在優(yōu)化方案下，AIG 上游相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差值為3.94%，第1 層催化劑入口相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差值為4.33%。 國內(nèi)研究者在燃煤電廠超低排放技術(shù)等方面開展了相關(guān)的研究工作。

某發(fā)電廠1 號(hào)鍋爐SCR 脫硝系統(tǒng)出口NOX濃度分布嚴(yán)重不均勻，氨逃逸高導(dǎo)致空氣預(yù)熱器硫酸氫氨沉積和堵塞，影響機(jī)組安全穩(wěn)定運(yùn)行。本文針對(duì)脫硝入口流場(chǎng)分布不均勻的情況，開展了脫硝入口流場(chǎng)優(yōu)化技術(shù)改造，主要目的是提高脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)均勻性。 在流場(chǎng)優(yōu)化改造前后分別進(jìn)行了脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)測(cè)量，同時(shí)開展了改造后脫硝系統(tǒng)進(jìn)出口NOX濃度和氨逃逸量測(cè)量，為準(zhǔn)確評(píng)估流場(chǎng)優(yōu)化改造技術(shù)效果提供了重要的依據(jù)。

1 鍋爐及脫硝系統(tǒng)設(shè)備

某發(fā)電廠1 號(hào)鍋爐是超臨界參數(shù)變壓直流爐，為東方鍋爐廠生產(chǎn)的單爐膛、一次再熱、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、懸吊結(jié)構(gòu)Π 型鍋爐。 機(jī)組額定發(fā)電量為600 MW，鍋爐主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

表1 鍋爐主要性能參數(shù)

為滿足新煙氣脫硝環(huán)保標(biāo)準(zhǔn)要求，機(jī)組進(jìn)行了脫硝改造，采用高灰型SCR 工藝，催化劑層數(shù)按“2＋1”模式布置（初裝2 層預(yù)留1 層，在設(shè)計(jì)工況），處理100%煙氣量。

SCR 系統(tǒng)包括催化劑、反應(yīng)器殼體、殼體內(nèi)部的支撐結(jié)構(gòu)、煙氣整流裝置、吹灰系統(tǒng)、煙氣成分分析設(shè)備、相關(guān)管道和閥門、SCR 反應(yīng)器進(jìn)、出口設(shè)置檢測(cè)平臺(tái)、儀表維護(hù)平臺(tái)、性能試驗(yàn)的測(cè)點(diǎn)平臺(tái)等。 入口煙氣參數(shù)設(shè)計(jì)值如表2 所示。

2 SCR 存在的技術(shù)問題

脫硝系統(tǒng)投運(yùn)后，一直存在反應(yīng)器出口NOX濃度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差較大，氨逃逸量較高導(dǎo)致空氣預(yù)熱器頻繁堵塞的問題，為了找出脫硝系統(tǒng)反應(yīng)器出口NOX濃度分布不均勻的根本原因，開展了脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)測(cè)量。 圖1 所示為A 反應(yīng)器進(jìn)口（AIG 前上升煙道）的流場(chǎng)分布。 本次反應(yīng)器進(jìn)口流場(chǎng)在2 處位置進(jìn)行了測(cè)量：一處為導(dǎo)向室前的上升煙道（AIG 前）；另一處為導(dǎo)向室后、催化劑上方的下降煙道。 其中煙氣在經(jīng)過導(dǎo)向室后流向變轉(zhuǎn)，因此上升煙道與下降煙道的煙氣有鏡面對(duì)應(yīng)的關(guān)系，即上升煙道的爐前側(cè)煙氣對(duì)應(yīng)下降煙道的爐后側(cè)煙氣，上升煙道的爐后側(cè)煙氣對(duì)應(yīng)下降煙道的爐前側(cè)煙氣。 對(duì)于下降煙道的流場(chǎng)測(cè)量，由于反應(yīng)器尺寸較大（寬度為11.7 m）及測(cè)孔位置的局限，實(shí)際可測(cè)量的區(qū)域?yàn)锳 反應(yīng)器固定端約30%的區(qū)域和B 反應(yīng)器擴(kuò)建端約30%的區(qū)域，且由于該處的煙氣流速很低，測(cè)量難度很大，測(cè)量數(shù)據(jù)僅供參考。

表2 SCR 設(shè)計(jì)入口煙氣參數(shù)（BMCR 工況）

圖1 A 側(cè)反應(yīng)器進(jìn)口（上升煙道）煙氣流場(chǎng)分布

上升煙道的流速分布十分不均勻，A 側(cè)、B側(cè)的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為34%和31%。 A，B 反應(yīng)器均呈現(xiàn)明顯的規(guī)律性，即爐前區(qū)域流量低，爐后區(qū)域流量高。

A 反應(yīng)器入口煙氣流場(chǎng)（下降煙道）在爐前往爐后方向變化不明顯，爐前區(qū)域平均值為4.23 m/s，爐中區(qū)域平均值為4.28 m/s，爐后區(qū)域?yàn)?.39 m/s，總平均值為4.29 m/s。

B 反應(yīng)器入口煙氣流場(chǎng)在爐前往爐后方向遞減規(guī)律較為明顯，爐前區(qū)域平均值為5.39 m/s，爐中區(qū)域平均值為4.8 m/s，爐后區(qū)域?yàn)?.35 m/s，總平均值為4.88 m/s。

3 SCR 流場(chǎng)優(yōu)化技術(shù)改造

SCR 系統(tǒng)出口NOX均勻性是由SCR 進(jìn)口煙氣流場(chǎng)、進(jìn)口煙氣NOX分布以及AIG 三者之間在各個(gè)負(fù)荷下的匹配性決定的。 由于該脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)均勻性很差，造成反應(yīng)器出口NOX濃度嚴(yán)重分布不均勻。 不均勻的流場(chǎng)影響了脫硝效率，造成噴氨量增大，氨逃逸嚴(yán)重，加劇了空預(yù)器蓄熱元件的堵塞。 因此開展了脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)優(yōu)化技術(shù)改造，如圖2 所示，現(xiàn)場(chǎng)流場(chǎng)改造方案為：在底部煙道和第一直彎增設(shè)三角形擋灰條和4 片導(dǎo)流板，其目標(biāo)是調(diào)理AIG 入口的煙氣速度分布均勻度、提高飛灰顆粒分布均勻度，同時(shí)，在不改變現(xiàn)有煙道導(dǎo)流板的前提下使進(jìn)入催化劑層的煙氣速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差合格。

（1）擋灰板的安裝

煙氣中的飛灰顆粒經(jīng)過第一直彎進(jìn)入豎直上升煙道之后有向右側(cè)煙道壁（遠(yuǎn)離鍋爐側(cè)壁面）富集的趨勢(shì)，故在底部傾斜煙道設(shè)置飛灰顆粒反聚并擋灰條，擋灰條截面呈三角形，見圖2（a）中的加粗線條（焊縫位于下煙道壁）。 擋灰條迎風(fēng)面與傾斜煙道底邊的夾角約為30°，迎風(fēng)面擋灰條長260 mm，背風(fēng)面長150 mm，所構(gòu)成的三角形底邊長300 mm。飛灰顆粒反聚并擋灰條前后（主視）貫通安裝。

（2）底部傾斜煙道導(dǎo)流板的安裝

在底部傾斜煙道設(shè)置1 片導(dǎo)流板，直板與傾斜煙道底邊的夾角約為30°，目的是調(diào)控上升煙道煙氣左右方向的均勻度。 該導(dǎo)流板前后貫通安裝，導(dǎo)流板安裝位置見圖2（b）。

（3）第一直彎設(shè)置導(dǎo)流板的安裝

在第一直彎設(shè)置3 片導(dǎo)流板，導(dǎo)流板尺寸完全一致，即主體是半徑為800 mm 的60°圓弧，迎風(fēng)面接長度為100 mm 的直板，尾翼接長度為400 mm 的豎板，前后（主視）貫通安裝。 導(dǎo)流板（加粗線條）安裝位置見圖2（c）。

圖2 脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)優(yōu)化改造內(nèi)容

4 系統(tǒng)改造后現(xiàn)場(chǎng)優(yōu)化試驗(yàn)

為了驗(yàn)證脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)改造的技術(shù)效果，改造后進(jìn)行了脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)測(cè)量和反應(yīng)器進(jìn)出口NOX濃度的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量工作。

4.1 SCR 入口流速

分別在高、中、低負(fù)荷下，進(jìn)行了SCR 入口流速分布測(cè)量，SCR 入口流速分布如圖3—5 所示。550 MW 負(fù)荷下，速度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差B 側(cè)為13.11%，A 側(cè)為16.33%；450 MW 負(fù)荷下，速度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差B 側(cè)為15.79%，A 側(cè)為18.87%；300 MW 負(fù)荷下，速度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差B 側(cè)為21.39%，A 側(cè)為23.63%。

從現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際測(cè)量結(jié)果可以看出，脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)分布均勻性得到很大程度的改善，尤其是在3 個(gè)不同負(fù)荷下，反應(yīng)器入口流速均勻性都比較好，充分說明流場(chǎng)均勻性改造是成功的，對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)AIG 優(yōu)化調(diào)整以及保證反應(yīng)器出口NOX濃度較低偏差，具有十分重要的意義。

圖3 550 MW 下SCR 入口煙氣速度分布（CDEAF 磨）

圖4 450 MW 下SCR 入口煙氣速度分布（CDAF 磨）

圖5 300 MW 下SCR 入口煙氣速度分布（CAF 磨）

550 MW 負(fù)荷下，兩側(cè)反應(yīng)器的SCR 入口煙氣速度在寬度方向上呈現(xiàn)內(nèi)側(cè)高外側(cè)低的分布趨勢(shì)。 450 MW 負(fù)荷下，SCR 入口煙氣速度在寬度方向上也呈現(xiàn)內(nèi)側(cè)高外側(cè)低的分布趨勢(shì)，但B 反應(yīng)器入口煙氣速度分布在深度方向上呈現(xiàn)明顯的分層，靠后墻區(qū)域速度分布比較均勻。 300 MW負(fù)荷下，SCR 入口煙氣速度在寬度方向上也呈現(xiàn)外側(cè)高內(nèi)側(cè)低的分布趨勢(shì)。

4.2 SCR 入口NOX分布

在高、中、低負(fù)荷下，SCR 入口NOX分布如圖6—8 所示，均勻性良好，分布CV（相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差）均小于5%。

4.3 SCR 出口NOX分布

圖6 550 MW 負(fù)荷下SCR 入口NOX分布（CDEAF 磨）

圖7 450 MW 負(fù)荷下SCR 入口NOX分布（CDAF 磨）

圖8 300 MW 負(fù)荷下SCR 入口NOX分布（CAF 磨）

噴氨優(yōu)化調(diào)整過程如圖9 所示，可以看出不同負(fù)荷下，進(jìn)行AIG 優(yōu)化調(diào)整之后，反應(yīng)器出口NOX濃度分布均勻性的變化規(guī)律。 經(jīng)過5 輪優(yōu)化高負(fù)荷下（CDAFB 磨），出口NOX分布CV 為A 反應(yīng)器降低到19.34%，B 反應(yīng)器降低到32.25%。

4.4 SCR 出口氨逃逸

550 MW 負(fù)荷（CDEAF 磨）下，噴氨優(yōu)化前的氨逃逸如圖10 所示。 優(yōu)化前，A 反應(yīng)器出口NOX平均37 mg/m3（效率約86.4%），平均氨逃逸0.58 μL/L，最大氨逃逸0.88 μL/L。 B 反應(yīng)器出口NOX平均25 mg/m3（效率約90.5%），平均氨逃逸2.36 μL/L，最大氨逃逸6.01 μL/L。

噴氨優(yōu)化后，550 MW 負(fù)荷（CDEAF 磨）下，氨逃逸如圖11 所示。 A 反應(yīng)器出口NOX平均43 mg/m3（效率約82.9%），平均氨逃逸0.49 μL/L，最大氨逃逸0.60 μL/L。 B 反應(yīng)器出口NOX平均23 mg/m3（效率約90.1%），平均氨逃逸0.98 μL/L，最大氨逃逸1.41 μL/L。

圖9 噴氨優(yōu)化調(diào)整中反應(yīng)器出口NOX分布均勻性

圖10 優(yōu)化前高負(fù)荷下氨逃逸（550 MW，CDEAF 磨）

5 結(jié)論

脫硝入口流場(chǎng)優(yōu)化技術(shù)改造的主要目的是提高脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)均勻性，從而保證反應(yīng)器出口NOX濃度分布均勻性。 在流場(chǎng)優(yōu)化改造前后分別進(jìn)行了脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)測(cè)量，同時(shí)開展了改造后脫硝系統(tǒng)進(jìn)出口NOX濃度和氨逃逸量測(cè)量。主要結(jié)論如下：

圖11 優(yōu)化后高負(fù)荷CDEAF 磨組下氨逃逸（550 MW，CDEAF 磨）

（1）流場(chǎng)優(yōu)化改造前A 側(cè)、B 側(cè)的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為34%和31%，說明流場(chǎng)分布很不均勻。

（2）流場(chǎng)優(yōu)化改造后脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)分布均勻性得到很大程度的改善，尤其是在3 個(gè)不同負(fù)荷下，反應(yīng)器入口流速均勻性都比較好，充分說明流場(chǎng)均勻性改造是成功的。

（3）550 MW 負(fù)荷時(shí)，A 反應(yīng)器出口NOX平均43 mg/m3（效率約82.9%），平均氨逃逸0.49 μL/L，最大氨逃逸0.60 μL/L。 B 反應(yīng)器出口NOX平均23 mg/m3（效率約90.1%），平均氨逃逸0.98 μL/L，最大氨逃逸1.41 μL/L。

本研究成果為同類型脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)優(yōu)化技術(shù)改造提供了重要參考，具有十分重要的理論價(jià)值和工程應(yīng)用效果。