張旭

大唐華東電力試驗研究院

1 機組設計參數(shù)

安徽某電廠四臺350MW機組的鍋爐型號為DG1125/17．4-Ⅱ4，鍋爐為亞臨界參數(shù)、四角切圓燃燒方式、自然循環(huán)汽包爐，單爐膛п型布置，設計燃用煙煤，一次再熱，平衡通風、固態(tài)排渣，全懸吊結(jié)構。

鍋爐設計選用SCR脫硝方式，布置南京環(huán)保生產(chǎn)的上中下三層平板式催化劑，脫硝系統(tǒng)設計參數(shù)見表1。

表1 脫硝系統(tǒng)設計參數(shù)

2 機組運行情況及問題

機組自大修后投運以來，運行人員通過DCS畫面發(fā)現(xiàn)3號機組在不同負荷下脫硝系統(tǒng)氨逃逸測點顯示氨逃逸濃度均超設計值，同時空預器的差壓及引風機電流增大，引風機存在失速風險，不利于機組的安全穩(wěn)定運行。經(jīng)現(xiàn)場測量比對，發(fā)現(xiàn)該廠氨逃逸測點未失準，脫硝系統(tǒng)相關運行參數(shù)見表2。

由表2可知，該廠3號機組脫硝入口NOx濃度與設計值接近，出口NOx濃度A側(cè)普遍低于B側(cè)，且兩側(cè)氨逃逸濃度均在10ppm左右，超過設計值2ppm。該機組在350MW、260MW和170MW負荷下排放煙氣中NOx濃度分別為37mg/Nm3、37mg/Nm3、35mg/Nm3，已接近設計限值 40mg/Nm3。通過調(diào)節(jié)噴氨總閥以減少噴氨量降低氨逃逸的調(diào)節(jié)余地有限，因該機組A側(cè)NOx濃度普遍低于B側(cè)，因此運行調(diào)整中適當降低A側(cè)噴氨量、同時調(diào)整B側(cè)噴氨量，DCS顯示氨逃逸濃度有所降低，但仍大于8ppm，氨逃逸問題依然存在。

氨逃逸量超設計值對該機組運行造成的影響主要體現(xiàn)在硫酸氫氨的生成并造成下游空預器設備堵塞。自運行人員發(fā)現(xiàn)氨逃逸超設計值以來，一個月內(nèi)空預器兩側(cè)差壓增加至900Pa以上，引風機電流也相應增大，詳見表3。

表2 各工況下NOx及氨逃逸濃度

表3 滿負荷狀態(tài)下預熱器堵塞前后空預器差壓及引風機電流值

3 噴氨優(yōu)化試驗

為解決3號機組氨逃逸超標、降低空預器堵塞及引風機失速風險，對3號機組進行噴氨優(yōu)化試驗。試驗包括通過對SCR系統(tǒng)進出口煙氣NOx濃度和O2濃度、閥門開度、鍋爐設備運行參數(shù)進行測量記錄及調(diào)整，根據(jù)不同負荷下SCR進出口NOx、O2濃度分布情況，分析各噴氨支管的氨氮比均勻性，建立SCR反應物料平衡表，找到可兼顧不同負荷下各噴氨支管最佳流量及相應閥門開度。

通過該試驗，可改變SCR系統(tǒng)煙道內(nèi)噴氨濃度分布，使SCR系統(tǒng)各處氨氮比接近理想數(shù)值，脫硝系統(tǒng)出口煙道內(nèi)各處NOx濃度均勻性大幅提高，避免出現(xiàn)局部過噴點，在確保排煙中總NOx濃度基本不變的情況下降低噴氨耗量，減少氨逃逸。

3.1 噴氨裝置簡介

鍋爐噴氨格柵布置方式：單側(cè)反應器入口有18根分支管，對應18個手動蝶閥，每3個支管為一組，進入煙道后控制對應區(qū)域不同深度方向的噴氨量。圖1為一組內(nèi)的三個支管，每個支管由一個單獨閥門控制，每個支管分別對應煙道內(nèi)淺、中、深三個不同深度。每側(cè)噴氨格柵由六組支管并排構成，每個支管的噴氨量可由閥門單獨控制。

圖1 SCR脫硝格柵布置方式

每根噴氨分支管獨立控制一片區(qū)域，噴氨優(yōu)化主要根據(jù)SCR出口NOx分布情況調(diào)整每一支路供氨支管上的手動調(diào)節(jié)閥開度實現(xiàn)，調(diào)整原則為：NOx偏高的區(qū)域?qū)y門開大，NOx偏低區(qū)域?qū)y門減小，最終使區(qū)域內(nèi)NOx濃度趨于平均，避免局部氨量過噴現(xiàn)象。

3.2 不同負荷下NOx濃度原始分布情況

噴氨優(yōu)化試驗調(diào)整前，分別對該機組高頻負荷350MW和260MW進行摸底試驗，測量兩個負荷下脫硝出口NOx濃度分布情況，見圖2和圖3。

圖2 350MW負荷A/B側(cè)原始工況

通過數(shù)據(jù)摸底可知，350MW負荷ABCD四磨運行原始工況SCR出口A側(cè)和B側(cè)NOx濃度均值分別為 38．6mg/Nm3、40．9mg/Nm3，相對標準偏差分別為92．69%、104．81%，分布不均勻。

圖3 260MW負荷A/B側(cè)原始工況

通過數(shù)據(jù)摸底可知，260MW負荷ABC三磨運行原始工況SCR出口A、B側(cè)NOx濃度均值分別為38．6mg/Nm3和40．9mg/Nm3，相對標準偏差分別為72．53%和64．97%，分布不均勻，偏差很大。

3.3 噴氨優(yōu)化后不同負荷NOx濃度分布情況

根據(jù)上述測量結(jié)果可知，A、B側(cè)出口NOx濃度不均勻，相對標準偏差值均在60%以上。其中A1、A2中等深處位置及B2深處位置、B3淺中深處位置NOx濃度遠低于平均值，經(jīng)分析得知上述幾處位置噴氨調(diào)節(jié)閥門開度過大，存在過噴現(xiàn)象。此外A3、B1處NOx濃度較大，噴氨調(diào)節(jié)閥門開度較小，需進行相應調(diào)節(jié)。

通過對噴氨調(diào)節(jié)閥門開度進行調(diào)節(jié)試驗及相應位置NOx濃度測量后，得出了可兼顧高、中、低負荷的閥門開度方案，見表4。

表4 各噴氨支管調(diào)節(jié)前后閥門開度

采用表4閥門開度調(diào)整策略后，350MW負荷及260MW負荷下NOx濃度分布見圖4和圖5。

噴氨優(yōu)化調(diào)整后，350MW ABCD磨運行工況下SCR出口A、B側(cè)NOx濃度均值為30．8mg/Nm3、31．6mg/Nm3，與DCS顯示值一致，相對標準偏差由92．69%、104．81%降至47．05%、41．92%，分布均勻性得到明顯改善。

圖4 350MW負荷噴氨優(yōu)化后A/B側(cè)NOx分布

圖5 260MW負荷噴氨優(yōu)化后A/B側(cè)NOx分布

噴氨優(yōu)化調(diào)整后，260MW ABC磨運行時優(yōu)化調(diào)整后工況SCR出口A、B側(cè)NOx濃度均值為29．8mg/Nm3、33．2mg/Nm3，與DCS顯示值一致，相對標準偏差由原始的 92．69%、104．81%降至41．63%、45．31%，分布均勻性得到明顯改善。

3.4 優(yōu)化前后3號爐參數(shù)對比

350MW工況調(diào)整前，總煤量為160t/h,總風量為1 093t/h，此時總尿素溶液使用量為562L/h。350MW工況調(diào)整后，相同負荷下尿素溶液較調(diào)整前少用63L/h，兩側(cè)氨逃逸測量均值由9．7ppm/8．1ppm分別下降至4．9ppm/3．5ppm。

260MW工況調(diào)整前，總煤量為132t/h,總風量為861．8t/h，此時總尿素溶液使用量為523L/h。260MW工況調(diào)整后，相同負荷下尿素溶液較調(diào)整前少用56L/h,兩側(cè)氨逃逸測量均值由8．1ppm/8．5ppm分別下降至4．3ppm/3．9ppm。

噴氨優(yōu)化調(diào)整后一周內(nèi)空預器差壓并無明顯上升趨勢，排煙溫度與調(diào)整前相近，由此說明硫酸氫氨生成量較之前顯著減少，未在空預器尾部繼續(xù)積聚，此現(xiàn)象與調(diào)整后氨逃逸測量結(jié)果趨勢一致，說明噴氨優(yōu)化試驗取得了較好的效果。空預器吹掃兩周后差壓未明顯增長，維持在1．2KPa左右，調(diào)節(jié)效果良好。應指出，調(diào)整后氨逃逸均值在3ppm～4ppm，仍大于設計值2ppm。經(jīng)分析，這一結(jié)果與SCR催化劑活性降低有關。通過向有關方面咨詢得知該廠催化劑已連續(xù)使用3年，在此期間未進行活性檢測，已接近設計使用壽命，建議該廠對催化劑活性進行檢測，若催化劑的活性確實已不符設計要求，應及時更換，避免再次出現(xiàn)氨逃逸超標及空預器堵塞現(xiàn)象。

4 氨逃逸超標導致空預器差壓增加的處理對策

1)建議在脫硝出口處增加NOx測點數(shù)量及脫硝出口氨逃逸測點，安裝時應注意測點的位置選擇是否具有代表性，日常運行中經(jīng)常對測點維護與校正，以便作為運行人員的調(diào)整依據(jù)。

2)運行過程中若發(fā)現(xiàn)氨逃逸超過設計值且空預器有堵塞現(xiàn)象，應適當提高空預器吹灰頻率或延長吹灰時間，并投入再循環(huán)風或暖風器系統(tǒng)，防止硫酸氫氨聚積在空預器尾部而造成空預器嚴重堵塞。

3)對NOx分布不均勻的機組進行噴氨優(yōu)化試驗使脫硝系統(tǒng)出口NOx分布趨于均衡，避免出現(xiàn)局部NOx過低或過高，可有效避免氨量過噴及氨逃逸現(xiàn)象。

4)避免使用高硫煤。當燃燒煤種硫分較高或入口NOx濃度過高時，出口NOx濃度不宜控制在較低值運行，防止因噴氨量過大生成較多硫酸氫氨。

5)建議增加脫硝旁路，在負荷較低時開啟旁路，運行過程中嚴密監(jiān)視SCR入口煙氣溫度，保證催化劑活性，對脫硝效率不滿足要求的脫硝催化劑應及時更換。