彭志福

(中國大唐集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究總院有限公司華東電力試驗(yàn)研究院, 安徽 合肥 230001)

燃煤發(fā)電機(jī)組大多采用選擇性催化還原法(SCR)脫硝工藝降低氮氧化物排放。脫硝系統(tǒng)一般布置在鍋爐省煤器與空預(yù)器之間的煙道中，或兩級省煤器之間[1]。燃煤發(fā)電機(jī)組在實(shí)際運(yùn)行過程中，會(huì)因負(fù)荷、煤質(zhì)和控制方式等因素的變動(dòng)造成爐內(nèi)煙氣流場變化，導(dǎo)致脫硝系統(tǒng)入口流場和氮氧化物分布趨勢發(fā)生變化。為滿足鍋爐總排放參數(shù)不超標(biāo)的要求，運(yùn)行人員往往采用過量噴氨的方法控制氮氧化物在一個(gè)較低的水平，SCR出口煙氣中氨逃逸濃度會(huì)明顯增大，造成空預(yù)器出現(xiàn)堵塞和冷段腐蝕等問題。為避免這些問題，燃煤發(fā)電機(jī)組通過定期開展噴氨裝置優(yōu)化調(diào)整，提升機(jī)組在不同負(fù)荷的噴氨均勻性，降低氨逃逸濃度，減少噴氨量，或采用精準(zhǔn)分區(qū)噴氨來實(shí)現(xiàn)全負(fù)荷、全時(shí)段智能噴氨[2-4]。

然而在機(jī)組實(shí)際運(yùn)行中發(fā)現(xiàn)，機(jī)組在不同負(fù)荷、不同運(yùn)行方式下，SCR系統(tǒng)入口煙氣速度流場和NOx濃度分布趨勢并不完全一致，甚至在不同負(fù)荷段其分布趨勢差別很大。此時(shí)進(jìn)行各噴氨支管手動(dòng)門開度優(yōu)化，往往出現(xiàn)“顧此失彼”的問題，無法實(shí)現(xiàn)機(jī)組在全負(fù)荷段的噴氨優(yōu)化調(diào)整。大量研究人員采用包括數(shù)值模擬、重復(fù)試驗(yàn)等對噴氨優(yōu)化調(diào)整進(jìn)行分析[5-14]。謝新華等[15]提出以不同磨組組合下的出口NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)的平均值為依據(jù)，綜合平衡調(diào)整噴氨裝置。成明濤等[16]對流場多變的SCR系統(tǒng)進(jìn)行了噴氨調(diào)整試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)調(diào)整負(fù)荷適應(yīng)性不佳。本文以某600 MW機(jī)組對沖燃燒鍋爐脫硝系統(tǒng)為研究對象，針對該鍋爐脫硝系統(tǒng)脫硝出口NOx濃度分布在不同負(fù)荷工況下偏差大的問題，提出了基于負(fù)荷系數(shù)全時(shí)段噴氨調(diào)整方法，取得了一定的效果。

1 設(shè)備概況及現(xiàn)狀

1.1 鍋爐概況

鍋爐制粉系統(tǒng)為中速磨正壓直吹系統(tǒng)，配置6臺(tái)HP 1003型中速磨煤機(jī)，燃燒設(shè)計(jì)煤種時(shí)，BMCR工況下5臺(tái)運(yùn)行，一臺(tái)備用。燃燒方式為前后墻對沖燃燒，前后墻分三層分別對稱布置15只低NOx軸向旋流燃燒器(LNASB)。燃燒器布置情況如圖1所示，其中EDF層燃燒器為前墻布置，BAC層燃燒器為后墻布置。

圖1 燃燒器布置情況示意圖

1.2 脫硝系統(tǒng)概況

SCR反應(yīng)器安裝了三層催化劑，分左、右兩側(cè)布置在鍋爐省煤器出口和空氣預(yù)熱器進(jìn)口之間。每側(cè)按等截面法設(shè)置了10個(gè)噴氨支管，每個(gè)噴氨支管均由一個(gè)手動(dòng)調(diào)節(jié)門控制噴氨量，單側(cè)脫硝出口設(shè)置10個(gè)測量孔與噴氨支管區(qū)域一一對應(yīng)，噴氨支管編號(hào)及測孔編號(hào)順序均為從固定端往擴(kuò)建端方向。

表1 脫硝系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)

近期該鍋爐脫硝系統(tǒng)噴氨量同比增加約20%，出口煙氣中氨逃逸濃度上升40%，氨逃逸濃度上升造成硫酸氫氨類物質(zhì)的生成和粘結(jié)，從而導(dǎo)致空預(yù)器發(fā)生堵塞，空預(yù)器差壓在2個(gè)月內(nèi)上漲了0.8 kPa。機(jī)組運(yùn)行的安全性與經(jīng)濟(jì)性受到嚴(yán)重影響。

2 脫硝系統(tǒng)現(xiàn)狀分析

在600 MW、450 MW、300 MW工況下對該鍋爐脫硝系統(tǒng)進(jìn)、出口煙氣中NOx濃度、脫硝進(jìn)口煙氣速度和脫硝出口煙氣中氨逃逸濃度進(jìn)行測量。測量結(jié)果如圖2至圖5所示。

(a)左側(cè)測孔 (b)右側(cè)測孔圖2 脫硝出口NOx濃度分布情況

(a)左側(cè)測孔 (b)右側(cè)測孔圖3 脫硝出口氨逃逸濃度分布情況

(a)左側(cè)測孔 (b)右側(cè)測孔圖4 脫硝進(jìn)口NOx濃度分布情況

(a)左側(cè)測孔 (b)右側(cè)測孔圖5 脫硝進(jìn)口流速分布情況

各負(fù)荷下脫硝系統(tǒng)進(jìn)口煙氣NOx濃度分布偏差不大，但脫硝出口煙氣NOx濃度、脫硝進(jìn)口煙氣速度和脫硝出口氨逃逸濃度分布偏差較大。且脫硝進(jìn)口煙氣速度同脫硝出口煙氣NOx濃度趨勢基本一致，與脫硝出口氨逃逸濃度分布基本相反。

不同負(fù)荷工況下燃燒器組合方式不同。600 MW、450 MW、300 MW工況分別投用了5層、4層、3層燃燒器，無法保持各負(fù)荷段前后墻投用燃燒器數(shù)量完全相同，并且各層燃燒器的煤粉濃度、流場情況都有差別，導(dǎo)致了在不同負(fù)荷工況下，脫硝區(qū)域流場分布偏差大。脫硝出口煙氣NOx濃度分布在不同負(fù)荷下出現(xiàn)完全相反的情況，此時(shí)無法確定噴氨支管手動(dòng)門的調(diào)整方向和調(diào)整幅度。

3 基于負(fù)荷系數(shù)的全時(shí)段噴氨調(diào)整

針對不同負(fù)荷段流場分布趨勢不一致，甚至出現(xiàn)相反的分布趨勢，導(dǎo)致無法確定手動(dòng)門調(diào)整方向和調(diào)整幅度的問題，提出了基于負(fù)荷系數(shù)全時(shí)段的噴氨調(diào)整方法。計(jì)算各噴氨支管所對應(yīng)的實(shí)際噴氨量與理論噴氨量，并推導(dǎo)出全負(fù)荷段的實(shí)際噴氨量與理論噴氨量加權(quán)方差與閥門開度變化之間的關(guān)系。然后求解加權(quán)方差的最小解對應(yīng)的閥門開度變化系數(shù)，最后對應(yīng)閥門流量特性曲線調(diào)整各支管的噴氨手動(dòng)門。

脫硝系統(tǒng)中，催化劑區(qū)域氨氣與NOx進(jìn)行氧化還原反應(yīng)，反應(yīng)式如式(1)。

4XNH3+6NOx=(2X+3)N2+6XH2O

(1)

其中：X為NOx的氧氮摩爾比。

NO參與反應(yīng)時(shí)，參與反應(yīng)的NH3與NOx的摩爾比為4∶6；NO2參與反應(yīng)時(shí)，參與反應(yīng)的NH3與NOx的摩爾比為8∶6。燃煤發(fā)電機(jī)組煤燃燒產(chǎn)生的NOx中NO與NO2占比分別為95%和5%。計(jì)算可得催化劑區(qū)域參與反應(yīng)的NH3與NOx的摩爾比為7∶10。

以脫硝區(qū)域單位截面積單位時(shí)間流過的煙氣為研究對象，單位截面積單位時(shí)間流過的煙氣中參與反應(yīng)的NOx所耗氨量如式(2)所示。

Q1-NH3=0.7(Cin-NOx-Cout-NOx)×S

(2)

其中：Q1-NH3為單位截面積內(nèi)單位時(shí)間流過煙氣反應(yīng)所耗氨量，mL·m-2·s-1；Cin-NOx為脫硝區(qū)域進(jìn)口NOx濃度，mL·m-3；Cout-NOx為脫硝區(qū)域出口NOx濃度，mL·m-3；S為煙氣流速，m·s-1。

脫硝區(qū)域耗氨量由參與反應(yīng)的氨和氨逃逸兩部分組成，單位截面積單位時(shí)間流過的煙氣中所含氨逃逸量如式(3)所示。

Q2-NH3=CNH3×S

(3)

其中：Q2-NH3為單位截面積內(nèi)單位時(shí)間流過煙氣中所含氨量，mL·m-2·s-1；CNH3為脫硝區(qū)域出口NH3濃度，mL·m-3。

脫硝區(qū)域單位截面積單位時(shí)間內(nèi)實(shí)際噴氨量如式(4)所示。

QNH3=Q1-NH3+Q2-NH3=[0.7(Cin-NOx-Cout-NOx)+CNH3]×S

(4)

SCR系統(tǒng)運(yùn)行目標(biāo)是出口NOx濃度分布均勻，氨逃逸濃度在設(shè)計(jì)值以下?，F(xiàn)在設(shè)置一個(gè)目標(biāo)工況，目標(biāo)工況出口NOx濃度設(shè)置為現(xiàn)有工況平均值，氨逃逸濃度設(shè)置為D mL·m-3。則目標(biāo)工況下脫硝區(qū)域單位截面積單位時(shí)間內(nèi)理論噴氨量QL-NH3，如式(5)所示。

(5)

單位截面積單位時(shí)間內(nèi)實(shí)際噴氨量與理論噴氨量的差值為QM-NH3，如式(6)所示。

(6)

脫硝系統(tǒng)空間可劃分為m個(gè)區(qū)域，對應(yīng)m個(gè)噴氨噴口。為方便計(jì)算，以下計(jì)算均忽略各區(qū)域?qū)嶋H面積，均由單位截面積進(jìn)行計(jì)算。在噴氨調(diào)整過程中要求保證各個(gè)區(qū)域?qū)嶋H噴氨量接近理論噴氨量，采用實(shí)際噴氨量與理論噴氨量的方差β來表征偏差的大小，如式(7)所示。

(7)

其中：i表示區(qū)域劃分編號(hào)。

實(shí)際鍋爐運(yùn)行是由多個(gè)負(fù)荷工況組成，全負(fù)荷段的實(shí)際噴氨量與理論噴氨量加權(quán)方差δ，如式(8)所示。

(8)

其中：n表示負(fù)荷分為n段；k上標(biāo)代表負(fù)荷編號(hào)；α代表負(fù)荷系數(shù)，即該負(fù)荷的時(shí)間占比，%。

δ充分考慮了各個(gè)負(fù)荷所占的時(shí)間權(quán)重，能夠科學(xué)全面地表示該鍋爐脫硝系統(tǒng)在全過程中的實(shí)際噴氨量與目標(biāo)噴氨量的偏差情況，在噴氨優(yōu)化調(diào)整過程中應(yīng)保證δ盡量小。

脫硝區(qū)域的噴氨量總量由噴氨電動(dòng)總門控制，根據(jù)脫硝出口NOx濃度進(jìn)行控制。各個(gè)噴氨區(qū)域的噴氨量由各個(gè)區(qū)域的手動(dòng)閥門控制，手動(dòng)閥門為固定開度無法隨著負(fù)荷變化而實(shí)時(shí)調(diào)整。噴氨手動(dòng)門開度變化與噴氨量變化對應(yīng)關(guān)系如式(9)所示。

ΔQNH3=Δλ×QNH3

(9)

其中：ΔQNH3為噴氨量變化量，mL·m-2·s-1；Δλ為閥門開度變化系數(shù)，由閥門流量特性決定。

綜合式(7)、(8)、(9)，當(dāng)閥門開度發(fā)生變化時(shí)，輔以負(fù)荷系數(shù)的實(shí)際噴氨量與目標(biāo)噴氨量加權(quán)方差δ如式(10)所示。

(10)

式(10)中涉及m個(gè)閥門開度變化系數(shù)的求解，因各個(gè)閥門之間是獨(dú)立的，將每個(gè)區(qū)域分別單獨(dú)考慮，單個(gè)區(qū)域方差η如式(11)所示。

(11)

依次對各個(gè)區(qū)域η求最小值，m個(gè)區(qū)域的η之和也為最小值，因此可以求得各個(gè)手動(dòng)門的閥門開度變化系數(shù)，根據(jù)閥門現(xiàn)有開度和閥門流量特性曲線確定閥門開度。

4 某600 MW鍋爐噴氨優(yōu)化調(diào)整

采用總閥門控制總排放濃度，各噴氨支管手動(dòng)調(diào)節(jié)門控制氮氧化物和氨逃逸分布均勻性的原則。以磨煤機(jī)投運(yùn)臺(tái)數(shù)對負(fù)荷段進(jìn)行劃分，其中5磨運(yùn)行、4磨運(yùn)行、3磨運(yùn)行的工況分別按照600 MW、450 MW、300 MW工況摸底數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算。統(tǒng)計(jì)該機(jī)組的近一年的負(fù)荷分布情況如表2所示。

表2 某600 MW鍋爐負(fù)荷分布情況

目標(biāo)工況脫硝出口氨逃逸濃度設(shè)置為2.5 mL·m-3,將摸底試驗(yàn)數(shù)據(jù)及負(fù)荷分布數(shù)據(jù)帶入式(11)計(jì)算，求解出20個(gè)手動(dòng)門的閥門開度變化系數(shù)如表3所示。

表3 噴氨調(diào)整閥門開度變化系數(shù)Δλ

依據(jù)各閥門開度變化系數(shù)以及閥門流量特性曲線調(diào)整各支管手動(dòng)調(diào)門開度，根據(jù)出口NOx濃度平均值調(diào)整噴氨電動(dòng)總門。調(diào)整后測量結(jié)果如圖6和圖7。

(a)左側(cè)測孔 (b)右側(cè)測孔圖6 調(diào)整后脫硝出口NOx濃度分布情況

(a)左側(cè)測孔 (b)右側(cè)測孔圖7 調(diào)整后脫硝出口氨逃逸濃度分布情況

脫硝出口NOx濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差可以表征NOx濃度分布偏差情況，是噴氨優(yōu)化調(diào)整的重要指標(biāo)[11]。調(diào)整前后試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表4。

表4 某600 MW鍋爐脫硝系統(tǒng)調(diào)整前后脫硝系統(tǒng)數(shù)據(jù)對比

調(diào)整后兩側(cè)脫硝出口NOx濃度平均值均略低于調(diào)整前，因調(diào)整過程中脫硝進(jìn)口NOx濃度保持不變，則調(diào)整后脫硝效率略高于調(diào)整前。調(diào)整后脫硝出口NOx濃度加權(quán)相對標(biāo)準(zhǔn)偏差、加權(quán)氨逃逸濃度平均值和加權(quán)噴氨量均較調(diào)整前明顯降低，脫硝系統(tǒng)整體運(yùn)行情況較調(diào)整前有明顯改善。

5 結(jié)論

提出了一種基于負(fù)荷系數(shù)的全時(shí)段噴氨調(diào)整方法，該方法通過求解輔以負(fù)荷系數(shù)的實(shí)際噴氨量與目標(biāo)噴氨量加權(quán)方差δ最小值，得出各噴氨支管閥門調(diào)整開度變化系數(shù)。該方法適合于鍋爐在不同工況SCR進(jìn)口、出口煙氣流場變化大，NOx濃度分布無明顯規(guī)律的情況。以某600 MW對沖燃燒鍋爐為對象開展優(yōu)化后，左、右側(cè)脫硝出口加權(quán)NOx濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差、加權(quán)氨逃逸濃度平均值及加權(quán)噴氨量較調(diào)整前明顯降低，脫硝系統(tǒng)整體情況較調(diào)整前有明顯改善。氨逃逸濃度降低將減少空預(yù)器硫酸氫氨的生成，降低空預(yù)器堵塞的風(fēng)險(xiǎn)。脫硝系統(tǒng)經(jīng)過調(diào)整后，空預(yù)器阻力保持穩(wěn)定，在經(jīng)過在線水沖洗后，空預(yù)器差壓在運(yùn)行1個(gè)月內(nèi)僅上漲0.1 kPa，空預(yù)器阻力上漲趨勢明顯低于調(diào)整前。