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(jī)組環(huán)保的燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)組NOx排放也開始受到普遍關(guān)注[1]。與燃煤機(jī)組類似，目前燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)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?xì)廨啓C(jī)SCR脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化。由于燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)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?xì)廨啓C(jī)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?xì)廨啓C(jī)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?xì)廨啓C(jī)的種類很多，此方法很難直接用于其他類型燃?xì)鈾C(jī)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?xì)鈾C(jī)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(jìn)行優(yōu)化改造，為類似燃?xì)鈾C(jī)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。快速型NOx一般是在富燃料燃燒情況下，N2與燃燒產(chǎn)生的碳?xì)渥杂苫虚g體反應(yīng)生成HCN、CN等中間產(chǎn)物，中間產(chǎn)物進(jìn)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(jī)組不同，燃?xì)鈾C(jī)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(jìn)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?xì)廨啓C(jī)尾部布置臥式余熱鍋爐前的脫硝系統(tǒng)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)具有如下特點：

1）燃?xì)廨啓C(jī)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(jī)，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(jìn)口擴(kuò)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?xì)廨啓C(jī)機(jī)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(jī)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(kuò)散段格柵”。

對上述3種形式噴氨格柵的脫硝系統(tǒng)進(jìn)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(yùn)行不理想的情況。通過進(jìn)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(kuò)張段截面面積遠(yuǎn)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(qiáng)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(qiáng)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?xì)廨啓C(jī)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(jìn)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(yuǎn)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(jìn)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(jìn)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?，增加導(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?；诖诵≡嚹Ｐ烷_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(jìn)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?xì)庥酂徨仩t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(rèn)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(yùn)行工況分析

考慮到小試模型與實際運(yùn)行情況仍有一定差異，為了進(jìn)一步驗證優(yōu)化方法的應(yīng)用效果，基于東莞某電廠燃?xì)廨啓C(jī)脫硝系統(tǒng)進(jìn)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?xì)廨啓C(jī)機(jī)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(jìn)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(yùn)行情況對噴氨格柵進(jìn)行精準(zhǔn)優(yōu)化調(diào)節(jié)，可使偏差值進(jìn)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?xì)廨啓C(jī)臥式布置余熱鍋爐脫硝系統(tǒng)運(yùn)行不達(dá)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(jìn)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?xì)廨啓C(jī)余熱鍋爐脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化改造提供參考。