楊福成

（神華國華（北京）燃?xì)鉄犭娪邢挢?zé)任公司，北京 100024）

0 引言

目前，SCR脫硝技術(shù)是火電廠燃煤鍋爐脫除NOx的主要技術(shù)手段。在實(shí)際運(yùn)行過程中，普遍存在煙氣流場紊亂、NOx分布不均、測(cè)量不準(zhǔn)的問題，進(jìn)而造成NOx排放波動(dòng)大、NH3逃逸超標(biāo)等一系列問題，降低了環(huán)保設(shè)備的運(yùn)行質(zhì)量，影響了機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性和安全性。過量的逃逸NH3會(huì)影響飛灰質(zhì)量，降低其可用性，污染環(huán)境；與煙氣中的SO3和水蒸氣反應(yīng)形成硫酸氫銨，堵塞、腐蝕空氣預(yù)熱器冷端換熱元件及下游設(shè)備［1-5］。

近些年，各地在GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》的基礎(chǔ)上，出臺(tái)了更加嚴(yán)格的地方污染物排放標(biāo)準(zhǔn)，例如河北省頒布的DB 13／2209—2015《燃煤電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》規(guī)定，現(xiàn)有及新建單臺(tái)出力 65 t／h以上（除層燃爐、拋煤機(jī)爐外）燃煤發(fā)電鍋爐氮氧化物排放限值調(diào)整為50 mg／m3。各發(fā)電公司陸續(xù)進(jìn)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(duì)象，介紹了一種新的技術(shù)路線及工程應(yīng)用實(shí)例，通過對(duì)SCR脫硝系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)了穩(wěn)定控制NOx排放、降低NH3逃逸的目標(biāo)。

1 設(shè)備概況和運(yùn)行現(xiàn)狀

1.1 設(shè)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(jī)組脫硝系統(tǒng)為高塵布置，煙道布置在省煤器之后、空氣預(yù)熱器之前。煙氣流經(jīng)省煤器后分兩路進(jìn)入SCR系統(tǒng)A側(cè)和B側(cè)反應(yīng)器，還原劑NH3由噴氨格柵注入煙道，與煙氣混合后進(jìn)入反應(yīng)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(jìn)入回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器、靜電除塵器、引風(fēng)機(jī)和脫硫系統(tǒng)，最后經(jīng)煙塔排入大氣。

1.2 運(yùn)行現(xiàn)狀

在機(jī)組運(yùn)行負(fù)荷300 MW工況下，利用網(wǎng)格法對(duì)脫硝系統(tǒng)運(yùn)行情況進(jìn)行測(cè)試，出入口測(cè)點(diǎn)位置如圖1所示。

圖1 SCR脫硝系統(tǒng)及測(cè)點(diǎn)布置示意圖

SCR反應(yīng)器入口A側(cè)和B側(cè)測(cè)點(diǎn)流速分布如圖2所示，A側(cè)與B側(cè)的試驗(yàn)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(cè)流速最大值為16.3 m／s，最小值為6.8 m／s；B側(cè)流速最大值為14.1 m／s，最小值為 7.2 m／s，兩側(cè)流速相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為19.99%和14.21%。

SCR反應(yīng)器入口A側(cè)和B側(cè)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(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為58.84%與66.24%，濃度偏差均較大。A側(cè)和B側(cè)NOx濃度具有相近的分布規(guī)律，近爐側(cè)NOx濃度均大于遠(yuǎn)爐側(cè)。

圖2 A側(cè)和B側(cè)入口速度分布

圖3 A側(cè)和B側(cè)入口NOx濃度分布

SCR反應(yīng)器出口A側(cè)和B側(cè)的NOx平均濃度分別為 48.7 mg／m3與 17.8 mg／m3， 兩側(cè)出口平均濃度相差較大。A側(cè)和B側(cè)NOx濃度的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為23.36%與47.33%，其具體分布如圖4所示。

圖4 A側(cè)和B側(cè)出口NOx濃度分布

2 原因分析

通過測(cè)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(diǎn)測(cè)量，試驗(yàn)期間NOx表盤值A(chǔ)側(cè)入口為215.22 mg／m3，B側(cè)入口為245.52 mg／m3，與實(shí)測(cè)值存在較大的偏差?？梢?，單點(diǎn)取樣測(cè)量無法準(zhǔn)確反映煙氣中NOx含量及其分布情況。

實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)顯示，脫硝出口NOx波動(dòng)大，尤其是在機(jī)組負(fù)荷變動(dòng)及啟停磨煤機(jī)時(shí)，容易出現(xiàn)瞬時(shí)值超標(biāo)。運(yùn)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(dòng)閥門的開關(guān)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(yùn)行。

根據(jù)SCR反應(yīng)器出入口NOx及含氧量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，計(jì)算A側(cè)與B側(cè)的理論氨耗量分別為20.05 Nm3／h與 22.80 Nm3／h； 表盤顯示 A 側(cè)與 B 側(cè)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(yùn)行時(shí)存在明顯的過量噴氨現(xiàn)象。氨逃逸儀表未反映出實(shí)際的氨逃逸數(shù)值。

3 優(yōu)化措施

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

1）對(duì)現(xiàn)有SCR脫硝反應(yīng)器入口煙道流場進(jìn)行模擬分析，并根據(jù)分析結(jié)果對(duì)入口煙道前的導(dǎo)流裝置進(jìn)行改造，提高反應(yīng)器入口流場和NOx濃度分布的均勻性。

2）對(duì)噴氨格柵調(diào)節(jié)閥進(jìn)行自動(dòng)化改造。

3）對(duì)SCR反應(yīng)器出口NOx分區(qū)噴氨控制進(jìn)行優(yōu)化改造，實(shí)現(xiàn)多點(diǎn)測(cè)量、分區(qū)控制。4）在SCR反應(yīng)器出口加裝新型氨逃逸測(cè)量裝置。5）對(duì)噴氨控制系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)總量控制和分區(qū)精細(xì)化控制。

3.1 煙道流場模擬分析及優(yōu)化

3.1.1 原模型結(jié)構(gòu)

原模型 CFD （Computational Fluid Dynamics，簡稱CFD）結(jié)構(gòu)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(dǎo)流板，參考測(cè)試報(bào)告的數(shù)據(jù)，系統(tǒng)入口設(shè)置20個(gè)分區(qū)以表征入口濃度不均勻分布。

圖5 原模型CFD結(jié)構(gòu)示意圖

3.1.2 原模型CFD模擬結(jié)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(dǎo)流裝置對(duì)NOx無明顯混流作用，導(dǎo)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(yīng)的進(jìn)行程度，該值大于1說明NH3比NOx多，反應(yīng)器對(duì)應(yīng)出口處會(huì)有逃逸氨。催化劑上游入口共3個(gè)分區(qū)，從內(nèi)側(cè)向外側(cè)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(biāo)在這3個(gè)分區(qū)內(nèi)的統(tǒng)計(jì)結(jié)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(biāo)匯總結(jié)果

3.1.3 流場優(yōu)化方案

結(jié)合脫硝系統(tǒng)煙道布置特點(diǎn)，將整個(gè)脫硝系統(tǒng)煙道沿深度方向分為3個(gè)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(kuò)口出口處導(dǎo)流板的水平段縮短加密，后面布置第一組混合器，實(shí)現(xiàn)各分區(qū)內(nèi)的氣體混合擾動(dòng)；將噴氨格柵向下平移4.2 m，后面布置第二組混合器；調(diào)整豎直段上部彎頭原導(dǎo)流板的直段角度；將反應(yīng)器上部原第5組導(dǎo)流板布置完善。流場優(yōu)化后系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖8所示。

圖8 流場優(yōu)化后系統(tǒng)結(jié)構(gòu)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(xiàng)指標(biāo)的均勻性大幅提高。流場優(yōu)化后上述各指標(biāo)的結(jié)果如表2所示。

3.2 增設(shè)NOx分區(qū)同步測(cè)量系統(tǒng)

排放量快速準(zhǔn)確的測(cè)量是實(shí)現(xiàn)NOx排放量精準(zhǔn)控制的前提，因此需實(shí)時(shí)測(cè)得SCR出口各分區(qū)的NOx分布，利用分區(qū)調(diào)節(jié)閥調(diào)整噴氨量。新型的測(cè)量系統(tǒng)利用同步測(cè)量、分時(shí)輪測(cè)的原理實(shí)現(xiàn)分區(qū)同步測(cè)量。同時(shí)，根據(jù)流場模擬整定的結(jié)果，將煙道截面進(jìn)行合理分區(qū)，為分區(qū)控制奠定基礎(chǔ)。

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(biāo)匯總結(jié)果

3.3 改造噴氨格柵調(diào)節(jié)閥門

針對(duì)噴氨格柵入口的噴氨手動(dòng)調(diào)節(jié)閥門線性差的問題，將手動(dòng)閥門全部更換為調(diào)節(jié)線性好的自動(dòng)調(diào)節(jié)閥門，既解決了閥門線性差的問題，也實(shí)現(xiàn)了噴氨格柵單路支管噴氨量的實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)。結(jié)合SCR反應(yīng)器出口NOx測(cè)量系統(tǒng)的分區(qū)，重新調(diào)整噴氨格柵的布置，實(shí)現(xiàn)閥門分區(qū)與測(cè)量分區(qū)一一對(duì)應(yīng)，使每一支管的噴氨量與分區(qū)測(cè)量的NOx相對(duì)應(yīng)，便于后續(xù)進(jìn)行分區(qū)控制。

3.4 加裝新型氨逃逸測(cè)量裝置

目前常規(guī)煙氣系統(tǒng)氨逃逸儀表有原位對(duì)穿式、傳統(tǒng)抽取式、滲透管式等，但普遍存在測(cè)量精度低、取樣易失真、取樣管易堵塞等問題。對(duì)運(yùn)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(duì)應(yīng)關(guān)系存在不合理性，說明現(xiàn)有儀表不能準(zhǔn)確測(cè)量氨逃逸的真實(shí)數(shù)值。因此，將原氨逃逸儀表更換為新型原位取樣式測(cè)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(dòng)校準(zhǔn)的優(yōu)點(diǎn)，測(cè)量的絕對(duì)誤差小于0.076 mg／Nm3，相對(duì)誤差小于2%。

3.5 增設(shè)精細(xì)噴氨控制系統(tǒng)

SCR出口NOx波動(dòng)大的主要原因是入口NOx頻繁大幅波動(dòng)，而控制系統(tǒng)反饋和前饋測(cè)量滯后嚴(yán)重，NOx噴氨反應(yīng)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(cè)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(cè)量是通過大量的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)間接獲得，克服NOx儀表測(cè)量反應(yīng)遲緩的問題。依據(jù)NOx產(chǎn)生的工藝流程，分析其與鍋爐中輸入的燃料量、風(fēng)量以及各種燃燒工況等之間的因果關(guān)系，采取人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和較易泛化的多元線性回歸模型進(jìn)行預(yù)測(cè)。入口NOx的測(cè)量結(jié)果對(duì)軟測(cè)量的修正擬合是長期的，需要連續(xù)24 h采樣的硬測(cè)量結(jié)果進(jìn)行印證和修正，以遞歸出一個(gè)較及時(shí)準(zhǔn)確的軟測(cè)量結(jié)果，將該結(jié)果作為噴氨控制的前饋，可以大幅提高噴氨控制的調(diào)節(jié)品質(zhì)。

圖11 噴氨總量控制原理圖

針對(duì)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(yīng)器出口NOx分布不均問題，利用NOx分區(qū)同步測(cè)量系統(tǒng)測(cè)得的分區(qū)NOx數(shù)據(jù)，微調(diào)各噴氨支管的噴氨量，可實(shí)現(xiàn)各分區(qū)出口NOx的分布均勻性。

4 優(yōu)化前后結(jié)果對(duì)比

4.1 流場優(yōu)化效果測(cè)試

燃煤鍋爐流場優(yōu)化后，在機(jī)組負(fù)荷為350 MW、175 MW和280 MW時(shí)的T-01、T-02和T-03工況下進(jìn)行了測(cè)試，各工況下分別測(cè)試SCR進(jìn)口、出口NOx及O2濃度。同時(shí)，在每臺(tái)SCR反應(yīng)器出口煙道截面沿寬度方向選取代表點(diǎn)進(jìn)行氨逃逸濃度采樣。各考核工況下的試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

表3 試驗(yàn)結(jié)果匯總表

在T-01、T-02和T-03工況下，SCR脫硝裝置A側(cè)和B側(cè)反應(yīng)器進(jìn)口NOx濃度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差、反應(yīng)器出口NOx濃度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差較原型均有大幅下降，SCR進(jìn)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(yùn)行效果

圖12 脫硝系統(tǒng)運(yùn)行變化趨勢(shì)圖

脫硝出口NOx波動(dòng)如圖12所示，在精細(xì)噴氨系統(tǒng)尚未調(diào)試投運(yùn)前，A側(cè)、B側(cè)及總排出口NOx濃度波動(dòng)明顯，平均值控制在25 mg／m3情況下，最高達(dá)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(yùn)后，A側(cè)、B側(cè)及總排出口NOx濃度波動(dòng)迅速減弱，波動(dòng)范圍控制在±5 mg／m3附近，但此時(shí)A側(cè)、B側(cè)出口測(cè)量值與煙囪總排口NOx測(cè)量值差值約為10mg／m3。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因?yàn)镾CR出口NOx分布不均勻，而總排口CEMS測(cè)點(diǎn)均為單點(diǎn)測(cè)量，其代表性較差，導(dǎo)致測(cè)量值與實(shí)際排放值存在差距。當(dāng)A側(cè)和B側(cè)NOx濃度控制在25 mg／m3時(shí)，總排出口僅為15 mg／m3，遠(yuǎn)低于環(huán)保要求值。

分區(qū)均衡控制調(diào)試后，A側(cè)、B側(cè)的NOx測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)與總排出口測(cè)點(diǎn)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(cè)、B側(cè)CEMS儀表值能夠表征實(shí)際NOx濃度；A側(cè)、B側(cè)與總排出口NOx濃度均能夠控制在25 mg／m3左右，且運(yùn)行時(shí)無需根據(jù)總排出口值反復(fù)調(diào)節(jié)A側(cè)、B側(cè)出口NOx濃度設(shè)定值，NOx波動(dòng)范圍進(jìn)一步下降至±3 mg／m3左右。

5 結(jié)語

CFD模擬煙道流場優(yōu)化技術(shù)可以有效解決脫硝系統(tǒng)入口NOx分布不均的問題，為精準(zhǔn)噴氨奠定控制基礎(chǔ)；采用NOx軟測(cè)量作為前饋的噴氨總量控制可以大幅降低NOx的波動(dòng)，有效降低NOx超標(biāo)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(shí)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(cè)量、分區(qū)控制的技術(shù)路線，可以解決NOx排放波動(dòng)大、氨逃逸超標(biāo)等問題。同時(shí)，由于NOx排放得到穩(wěn)定精準(zhǔn)控制，可以在原有催化劑條件下，進(jìn)一步降低NOx排放總量，減少環(huán)境污染。