大唐寶雞第二發(fā)電有限責(zé)任公司 陳小強(qiáng)

某發(fā)電公司安裝兩臺(tái)超臨界間接空冷純凝發(fā)電機(jī)組，采用了低氮燃燒器+三層SCR氨法脫硝技術(shù)，實(shí)現(xiàn)超凈排放的環(huán)保目標(biāo)，一定程度上實(shí)現(xiàn)了脫硝裝置降低效率運(yùn)行、減少單位電量噴氨量、有效控制氨逃逸和防止空預(yù)器堵塞的效果。但是，近年來隨著電網(wǎng)新能源消納任務(wù)加劇、火電機(jī)組平均負(fù)荷率降低、調(diào)峰深度和調(diào)峰時(shí)間不斷增加、入廠煤標(biāo)煤單價(jià)居高不下造成入爐煤質(zhì)嚴(yán)重偏離設(shè)計(jì)值，給脫硝系統(tǒng)和空預(yù)器安全運(yùn)行增加了難度，需要做進(jìn)一步改造才能完全適應(yīng)新發(fā)展形勢(shì)的需求。

1 鍋爐及脫硝系統(tǒng)概況

1.1 鍋爐概況

該公司660MW超臨界空冷燃煤機(jī)組配置鍋爐為上海鍋爐廠有限公司生產(chǎn)的SG-2066/25.4 -M977型超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行螺旋管圈直流爐，單爐膛、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、Π型露天布置、固態(tài)干排渣、全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)。爐后尾部布置兩臺(tái)預(yù)熱器型號(hào)為2-32.5VI(60)-（94”）96”的三分倉容克式空氣預(yù)熱器。制粉系統(tǒng)采用6套ZGM113G型中速磨煤機(jī)、直吹式冷一次風(fēng)機(jī)（正壓）系統(tǒng)，同期建成SCR脫硝裝置等環(huán)保設(shè)施。2016年實(shí)施超凈排放改造時(shí)，選擇低氮燃燒器+SCR脫硝裝置加裝第三層備用催化劑方案。

1.2 低氮燃燒器

原鍋爐廠單爐膛四角布置的擺動(dòng)式直流燃燒器切圓燃燒方式采用的引進(jìn)型低NOx同軸燃燒系統(tǒng)（LNCFS）。改造思路為保持鍋爐較高的燃燒效率情況下，防止結(jié)渣，NOx得到較大幅度的削減。在主燃燒器增加貼壁風(fēng)組件，一次風(fēng)噴口采用上下濃淡組合方式，二次風(fēng)噴口面積也相應(yīng)調(diào)整。主燃燒器由下至上依次采用二次風(fēng)口和一次風(fēng)口間隔布置。在主燃燒器上方增加兩層高位燃盡風(fēng)，原有四層燃盡風(fēng)保留擋板風(fēng)門及風(fēng)箱風(fēng)道，更換雙層噴口、水平擺動(dòng)機(jī)構(gòu)，共計(jì)六層可水平就地?cái)[動(dòng)的SOFA燃盡風(fēng)，高位燃盡風(fēng)量在25%左右。為進(jìn)一步加大燃盡風(fēng)量和燃盡風(fēng)的爐膛穿透性，燃盡風(fēng)噴口采取多噴口布置形式。

近乎全部的熱力型氮氧化物和部分燃料型氮氧化物的消除，使?fàn)t膛出口氮氧化物濃度由350～400mg/Nm3下降到200mg/Nm3以下。

1.3 脫硝裝置

該鍋爐采用選擇性催化還原全煙氣脫硝裝置，反應(yīng)器布置于鍋爐省煤器出口與空預(yù)器之間，為高溫高粉塵布置。不設(shè)煙氣旁路，脫硝裝置采用氨作為還原劑，蜂窩式TiO2+V2O5催化劑。配有兩個(gè)反應(yīng)器，煙氣在省煤器出口處被分為兩路，每路煙氣并行進(jìn)入一個(gè)垂直布置的SCR反應(yīng)器里，在反應(yīng)器里煙氣向下流過均流器、催化劑層，隨后進(jìn)入回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器、靜電除塵器、引風(fēng)機(jī)和FGD，最后通過煙囪排入大氣，催化劑數(shù)按“2＋1”布置，兩層運(yùn)行，一層備用，超凈排放改造時(shí)已投入備用層。

噴氨系統(tǒng)采用較為簡單的渦流盤擾流方案，存在煙氣速度場(chǎng)均勻性不足的隱患。由于以低氮燃燒器為基礎(chǔ)，SCR脫硝裝置效率達(dá)到75%～60%即可完成不高于50mg/Nm3的環(huán)保排放目標(biāo)。

2 存在問題分析

一是延煙道橫向調(diào)整能力不足。對(duì)于原本按設(shè)計(jì)工況設(shè)計(jì)的渦流盤，擾動(dòng)能力大幅下降，而且單側(cè)入口煙道寬度13940mm布置6個(gè)渦流盤各對(duì)應(yīng)一個(gè)手動(dòng)支門進(jìn)行粗略調(diào)整的方案，調(diào)整能力不足，對(duì)應(yīng)負(fù)荷率大幅度變化更是無法滿足。

二是延煙道縱向沒有調(diào)整能力。脫硝裝置入口煙道縱深方向深度3600mm，采用單排渦流盤對(duì)應(yīng)單排噴氨支管方案，煙道縱深方向均勻性差且無法調(diào)整。

三是深度調(diào)峰造成脫硝系統(tǒng)調(diào)整要求提高。近三年來，深度調(diào)峰至40%THA年累計(jì)時(shí)長逐步由700h、1050h、1200h提升。深度調(diào)峰階段鍋爐氧量偏大、低氮燃燒器效果下降，要求SCR脫硝裝置的效率提升，小時(shí)噴氨量不降反升，不均勻性造成的氨逃逸概率大幅上升，硫酸氫銨堵塞空預(yù)器問題逐步嚴(yán)重。

3 改造方案

3.1 改造前試驗(yàn)分析

為了精確制定兼具經(jīng)濟(jì)性和技術(shù)性的方案，保證改造效果，利用網(wǎng)格法對(duì)下述目標(biāo)進(jìn)行不同負(fù)荷段試驗(yàn)測(cè)試：SCR入口煙氣速度場(chǎng)、SCR入口煙氣溫度場(chǎng)、SCR入口煙氣NO和O2濃度場(chǎng)、SCR出口煙氣NO和O2濃度場(chǎng)、SCR出口氨逃逸濃度，相關(guān)數(shù)據(jù)見表1。

脫硝入口氮氧化物濃度數(shù)據(jù)特征：反應(yīng)器邊緣至兩側(cè)反應(yīng)器中心線NOx濃度由低到高分布。

脫硝入口速度場(chǎng)數(shù)據(jù)特征：兩側(cè)速度場(chǎng)不等率均超過20%。

脫硝入口溫度分布特征：反應(yīng)器邊緣至兩側(cè)反應(yīng)器中心線煙氣溫度由低到高分布。

脫硝出口氮氧化物濃度數(shù)據(jù)特征：脫硝出口均勻性較差，兩側(cè)濃度不等率均超過20%，主要特點(diǎn)是A側(cè)3、4和5分區(qū)偏低，8和9分區(qū)偏高；B側(cè)1和2分區(qū)偏低，8和9分區(qū)偏高，即每側(cè)反應(yīng)器外邊緣NOx濃度偏低，靠近兩側(cè)反應(yīng)器中心線NOx濃度偏高。

脫硝出口氨逃逸濃度數(shù)據(jù)特征：B側(cè)氨逃逸超標(biāo)，大于2.5ppm。

表1 SCR入口煙氣速度場(chǎng)

表2 SCR入口煙氣溫度場(chǎng)

表3 SCR入口煙氣NO、O2濃度場(chǎng)

表4 SCR出口煙氣NO、O2濃度場(chǎng)

表5 SCR出口氨逃逸濃度

3.2 改造方案分析

3.2.1 渦流盤噴氨方案優(yōu)化[1]

渦流盤噴氨方案較柵格法噴氨和多噴嘴等噴氨方案在混合均勻性上存在劣勢(shì)，需要通過優(yōu)化，保證SCR系統(tǒng)進(jìn)出口煙氣流場(chǎng)均勻，從而使NOx與NH3充分混合均勻，防止過度、盲目噴氨現(xiàn)象的發(fā)生。根據(jù)其他渦流盤噴氨實(shí)例運(yùn)行情況，增加大量柵格可能造成煙道阻力大幅上升，引風(fēng)機(jī)出力受限，可能需要進(jìn)行引風(fēng)機(jī)改造。

3.2.2 流場(chǎng)優(yōu)化

對(duì)脫硝SCR系統(tǒng)流場(chǎng)進(jìn)行深度優(yōu)化，從省煤器換熱面末端開始（不含換熱面）至空預(yù)器入口結(jié)束的完整的SCR脫硝系統(tǒng)的三維模型（含省煤器煙氣旁路煙道）。利用CFD模擬技術(shù)，對(duì)整個(gè)流動(dòng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬計(jì)算，直至最優(yōu)。根據(jù)模擬結(jié)果對(duì)煙道進(jìn)行合理分區(qū)，使每個(gè)分區(qū)內(nèi)NOx濃度與NH3濃度充分混合均勻。

3.2.3 噴氨調(diào)節(jié)系統(tǒng)優(yōu)化[2]

鍋爐SCR噴氨系統(tǒng)優(yōu)化的原理是以對(duì)影響SCR正常運(yùn)行的因素如入口NOx濃度、入口煙溫、氨逃逸和流場(chǎng)的分析診斷為基礎(chǔ)，結(jié)合大數(shù)據(jù)分析技術(shù)，通過對(duì)還原劑噴射總調(diào)節(jié)閥、兩個(gè)噴氨調(diào)節(jié)分閥及AIG支管關(guān)鍵閥的自適應(yīng)控制保證變負(fù)荷工況下SCR系統(tǒng)噴氨控制特性與系統(tǒng)運(yùn)行特性的實(shí)時(shí)良好匹配，使得還原劑NH3與煙氣中的NOx在進(jìn)入催化劑層時(shí)達(dá)到理想當(dāng)量比，從而有效提高氨利用效率，減少噴氨量，降低氨逃逸量，減小空預(yù)器硫酸氫銨堵塞概率。

3.3 CFD效果模擬分析

計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamic, CFD）使用數(shù)值方法在計(jì)算機(jī)中對(duì)流體力學(xué)的控制方程進(jìn)行求解，從而可預(yù)測(cè)流場(chǎng)的流動(dòng)。數(shù)值模擬技術(shù)計(jì)算空間離散點(diǎn)上的參數(shù)分布代替連續(xù)介質(zhì)參數(shù)，將微元體守恒方程轉(zhuǎn)化為離散點(diǎn)上的代數(shù)方程進(jìn)行求解，以獲得逼近真實(shí)解的數(shù)值解。

模擬優(yōu)化方案。一是在入口煙道第一個(gè)向上彎頭處優(yōu)化煙道變徑連接、內(nèi)部加裝2列導(dǎo)流板避免渦流、整理向上煙氣速度場(chǎng)初步均勻化。二是增加一排渦流盤和對(duì)應(yīng)噴氨口，達(dá)到在高低負(fù)荷下均能實(shí)現(xiàn)渦流區(qū)都能相互干擾的目標(biāo)。三是在反應(yīng)器頂部阻流板的后面加裝擾流桿，顯著改善首層催化劑入口氨氣分布以及煙氣流速分布不均現(xiàn)象，提高噴氨控制調(diào)節(jié)性，強(qiáng)化氨氣與煙氣的混合，提高對(duì)來流煙氣的調(diào)節(jié)能力，提高催化劑入口還原劑的均勻性，進(jìn)而顯著減少反應(yīng)器左右側(cè)的氨分布偏差。

圖1

圖2

依據(jù)CFD模擬計(jì)算結(jié)果，SCR脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案可實(shí)現(xiàn)流場(chǎng)分布和NH3/NOx混合分布均勻的要求，即反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口斷面煙氣氣流速度不均勻性小于15%；煙氣到達(dá)第一催化劑層的入射角小于10°；反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口斷面NH3/NOx混合不均勻性小于10%，因此經(jīng)過優(yōu)化設(shè)計(jì)后的SCR脫硝系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)和布置方式能夠滿足工程要求，該優(yōu)化設(shè)計(jì)方案切實(shí)可行。

4 改造效果驗(yàn)證

4.1 脫硝SCR裝置性能試驗(yàn)結(jié)果

50%ECR工況下，SCR入口NOx濃度239.52mg /Nm3情況下，出口NOx濃度17.97/ 14.00mg/Nm3，平均值15.99mg/Nm3。按逃逸率1.55/1.36ppm，均值1.46ppm。100%ECR工況下，SCR入口NOx濃度232.81mg/Nm3情況下，出口NOx濃度15.61/11.46mg/Nm3，平均值13.53mg/Nm3。按逃逸率1.02/1.07ppm，均值1.05ppm。

4.2 脫硝SCR出口NOx均勻性試驗(yàn)結(jié)果

50%ECR工 況 下，A側(cè) 最 大 值23.6mg/Nm3，最小值13.4mg/Nm3，平均值15.99mg/Nm3，不均勻度10.18%；B側(cè)最大值17.97mg/Nm3，最小值10.3mg/Nm3，平 均 值14.00mg/Nm3，不均勻度7.43%。平均不均勻度8.81%。100%ECR工況下，A側(cè) 最 大 值22.9mg/Nm3，最 小 值13.5mg/Nm3，平均值15.61mg/Nm3，不均勻度18.58%；B側(cè)最大值16.4mg/Nm3，最小值6.9mg/Nm3，平均值11.46mg/Nm3，不均勻度18.94%。平均不均勻度18.76%。

4.3 脫硝SCR還原劑耗量試驗(yàn)結(jié)果

50%ECR工況下，改造后A側(cè)耗量47.6kg/h，B側(cè)耗量49.2kg/h，總耗量96.8kg/h，較改造前總耗量109.2kg/h下降11.3kg/h。100%ECR工況下，改造后A側(cè)耗量49.7kg/h，B側(cè)耗量50.3kg/h，總耗量100kg/h，較改造前總耗量113.4kg/h下降11.7kg/h。

5 結(jié)論

本次改造實(shí)現(xiàn)了流場(chǎng)均勻、負(fù)荷適應(yīng)性提升、煙道橫向和縱向不均勻度調(diào)整措施增加的目標(biāo)，并且實(shí)現(xiàn)渦流不同負(fù)荷節(jié)約11.55kg/h左右的氨耗量下降，按年度平均負(fù)荷率60%、運(yùn)行小時(shí)數(shù)6000h計(jì)算，單機(jī)可節(jié)約液氨69.30t，直接經(jīng)濟(jì)價(jià)值約為27.72萬元/年，同時(shí)具有電網(wǎng)兩個(gè)細(xì)則盈利能力提升等間接經(jīng)濟(jì)效益和空預(yù)器可靠性提升的安全效益。