葛 銘，胡 珺，楊希剛,3，李昌松，劉 柱，賁晶晶

(1.國家能源集團科學技術研究院有限公司，江蘇 南京 210023；2.國能蚌埠發(fā)電有限公司，安徽 蚌埠 233511；3.東南大學，江蘇 南京 210096；4.國家能源集團廣西電力有限公司，廣西 南寧 530007；5.國電南寧發(fā)電有限責任公司，廣西 南寧 530000)

0 引言

電站鍋爐SCR煙氣脫硝技術根據(jù)氨噴射方式主要分為兩大種類：渦盤式脫硝系統(tǒng)和格柵式脫硝系統(tǒng)。渦盤式脫硝系統(tǒng)由于結構簡單、運行可靠、不易堵塞等優(yōu)點得到廣泛使用[1]。

渦流靜態(tài)混合器利用空氣動力學中的“駐渦”原理，在煙道直管段部分，布置渦流盤，在渦流盤上游位置安裝氨氣噴嘴，在煙氣流動的作用下，會在渦流盤背面形成渦流區(qū)，在渦流的強制混合下，煙氣與氨氣混合均勻[2]。國內(nèi)電站鍋爐應用的渦盤式靜態(tài)混合器主要為單排圓盤傾斜結構，但在實際運行中發(fā)現(xiàn)單排圓盤傾斜結構存在著噴氨不均、氨逃逸量大等問題[3-4]。

為了解決電站鍋爐渦盤式脫硝系統(tǒng)的噴氨不均問題，學者們進行了深入全面的研究。具體包括導流板優(yōu)化設計[5-7]、流場優(yōu)化[8-11]、靜態(tài)混合器結構優(yōu)化[12-16]、噴氨優(yōu)化調(diào)整[17-20]、控制策略[21-24]等。針對單排圓盤傾斜結構的渦流盤改造方案之一就是改為雙排結構。

目前，在碳達峰碳中和的大背景下，電站鍋爐的環(huán)保壓力進一步加大，各地紛紛出臺政策，要求電廠進一步降低NOx排放，單排渦流盤系統(tǒng)難以適應新要求。很多電廠發(fā)現(xiàn)，單排渦流盤SCR脫硝系統(tǒng)在噴氨混合均勻性上效果較差，在進一步壓低凈煙氣NOx排放值時會導致氨逃逸加大，尾部煙道硫酸氫銨結晶嚴重。目前國內(nèi)主流渦流盤結構有三種，單排傾斜式布置、雙排傾斜式布置和圓盤對折式布置。雙排渦流盤結構在原來單排傾斜式結構基礎上在深度方向上多增加了一排渦流盤，同時改動少，成本低，是最經(jīng)濟實惠的一種改造方案。

學者們對于單排渦流盤改造為雙排渦流盤的研究成果較少。田原潤等[25]利用數(shù)值模擬手段對比研究了單、雙排渦流混合裝置，結果發(fā)現(xiàn)雙排結構更有助于改善氨氣分布不均現(xiàn)象。鄭妍[26]等通過模擬手段分析了單、雙排渦流盤噴氨均勻性、第一層催化劑前煙氣流速偏差等問題，結果驗證了雙渦流盤結構優(yōu)于單排結構。關于雙排渦流盤改造效果的試驗研究還未見報道。

某350MW機組為了解決脫硝系統(tǒng)NOx濃度分布嚴重不均的問題進行了噴氨改造。噴氨渦流盤由單排結構改為雙排結構。本文對改造前后脫硝出口NOx濃度分布、氨逃逸量進行對比研究，驗證了雙排渦流盤結構均勻噴氨的優(yōu)越性，對電廠脫硝系統(tǒng)改造提供了參考思路。

1 研究方法

1.1 研究對象

某電廠鍋爐為前后墻對沖燃燒方式。脫硝系統(tǒng)采用選擇性催化還原脫硝(SCR)工藝，每臺爐布置2臺SCR反應器，采用高灰型SCR布置方式。脫硝裝置不設煙氣旁路，處理100%煙氣量。

入口NOx濃度設計值400mg/m3，出口NOx濃度不大于50mg/m3。催化劑按三層布置，氨逃逸不大于3μL/L，脫硝系統(tǒng)阻力不大于1000Pa。最高噴氨煙氣溫度420℃，最低噴氨煙氣溫度306℃。

1.2 優(yōu)化改造方案

脫硝系統(tǒng)改造前，每側煙道布置6根噴氨支管，對應6個渦流靜態(tài)混合器，其直徑為1900mm。渦流靜態(tài)混合器以一定角度傾斜固定在橫肋上。改造前單排結構噴氨支管布置如圖1(a)所示。

為了從根本上解決SCR脫硝系統(tǒng)噴氨不均導致的NOx分布不均問題，該機組進行了脫硝系統(tǒng)改造，將原單排渦流盤結構改為雙排渦流盤結構，同時增加了寬度方向的渦流盤數(shù)量。

改造后，噴氨支管由原來的單側6根增加到12根。每6根為一個深度，總共布置兩個深度。每根噴氨支管分出左右兩個噴氨小支路，分別對應一個渦流靜態(tài)混合器。渦流盤個數(shù)由原來的6個增加到24個。改造后渦流盤尺寸變小，直徑為1000mm。改造后的噴氨系統(tǒng)既增加了噴氨點，還保留了大口徑噴管防堵的優(yōu)勢。同時為避免在煙道外噴氨支管數(shù)目過多，調(diào)試難度大的問題，將2根小噴氨支管合并為1根大支管后布置在煙道外。改造后雙排結構噴氨支管布置如圖1(b)所示。

圖1 改造前后噴氨支管分布示意

1.3 試驗儀器與方法

試驗儀器與標準如表1所示。

表1 試驗儀器及標準

利用德圖Testo350型煙氣分析儀測量出口煙氣的NOx濃度；利用便攜式激光氨氣分析儀測量出口的氨濃度。不均勻度Cv定義如下[25]：

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：NOx(O2=6%)為氧量折算到6%的NOx排放濃度，mg/m3；(NO)測試值為實際測量NO排放濃度，μL/L；(O2)測試值為煙氣中實際測量O2濃度，%。

2 結果與討論

2.1 改造前脫硝出口NOx濃度分布及氨逃逸

在脫硝系統(tǒng)改造之前，對該機組進行噴氨優(yōu)化調(diào)整試驗，摸清脫硝系統(tǒng)存在的問題，將脫硝出口NOx濃度不均勻度調(diào)整到最優(yōu)狀態(tài)。穩(wěn)定工況下，通過噴氨支管手動蝶閥的調(diào)節(jié)，對脫硝出口NOx濃度進行“削峰填谷”。脫硝出口NOx濃度值如表2所示。脫硝入口NOx濃度分布如圖2所示。

表2 改造前脫硝出口NOx濃度值

圖2 脫硝入口NOx濃度分布圖

從圖2可知，A側脫硝入口NOx濃度分布不均勻度為8.2%，B側不均勻度為5.4%。脫硝入口NOx濃度場分布均勻，不存在明顯的深度方向分布不均問題。經(jīng)過噴氨優(yōu)化試驗后，脫硝出口NOx濃度分布如圖3所示，出口煙氣流速分布如圖4所示。

從圖3可知，經(jīng)過噴氨優(yōu)化調(diào)整后，脫硝出口A側NOx濃度均值18.1mg/m3，NOx濃度分布不均勻度64.1%。噴氨優(yōu)化調(diào)整后，脫硝出口B側NOx濃度均值32.7mg/m3，NOx濃度分布不均勻度達到63.0%。A、B兩側出口都存在著一定程度的深度方向不均問題。根據(jù)出口截面NOx濃度的最大值和最小值可以算出最大偏差。改造前A側深度方向NOx濃度值最大偏差達到17.2倍，B側深度方向NOx濃度最大偏差達到10.5倍。同時由于噴氨支管數(shù)量少，缺少寬度方向調(diào)節(jié)的裕度。

圖3 脫硝出口NOx濃度分布圖

從圖4可知，A側煙道煙氣流速均值8.9m/s，流速不均勻度23.0%；B側煙氣流速均值9.2m/s，流速不均勻度為24.9%。對比脫硝進出口NOx濃度分布圖可知脫硝出口NOx濃度沿深度方向分布不均與NOx濃度場分布、流速偏差等因素關系不大，主要原因是單排渦流盤結構限制導致的噴氨不均。單排渦流盤的駐渦效應在煙道深度方向影響較小，缺少深度方向的調(diào)整手段。

圖4 脫硝出口流速分布圖

利用LDAS-3000便攜式氨逃逸分析儀對脫硝出口氨逃逸進行測量，測量深度為1.5m，氨逃逸數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 改造前氨逃逸數(shù)據(jù) μL/L

脫硝系統(tǒng)為單排渦流盤結構時，經(jīng)過噴氨優(yōu)化調(diào)整降低脫硝出口NOx濃度分布不均勻度后，脫硝出口氨逃逸量仍較大。該機組采用單排渦流盤結構時，盡管經(jīng)過噴氨優(yōu)化調(diào)整，但由于結構限制無法進一步降低脫硝出口NOx濃度分布不均勻度，氨逃逸量也較大，空預器存在硫酸氫銨堵塞風險。

2.2 改造后脫硝出口NOx濃度分布及氨逃逸

在穩(wěn)定負荷下，對單排渦盤結構改為雙排渦盤結構后的脫硝系統(tǒng)進行噴氨優(yōu)化，降低脫硝出口NOx分布不均勻度，優(yōu)化后脫硝出口NOx濃度如表4所示，分布如圖5所示。改造前后各測點NOx濃度均值變化如圖6所示。

表4 改造后脫硝出口NOx濃度值

圖5 改造后脫硝出口NOx濃度分布

圖6 改造前后各測孔NOx濃度均值變化

改造前后脫硝出口NOx濃度分布對比時，保證凈煙氣NOx排放值相同。從圖5可知，噴氨優(yōu)化調(diào)整后，脫硝出口A側NOx濃度均值12.2mg/m3，NOx分布不均勻度35.8%，與改造前相比下降了28.3個百分點；B側NOx濃度均值38.7mg/m3，NOx分布不均勻度37%，與改造前相比下降了26個百分點。由改造前后脫硝出口NOx分布圖對比可知，將單排渦流盤結構改為雙排渦流盤結構，可以有效提高噴氨均勻性，降低脫硝出口NOx分布不均勻度。從圖6可知，雙渦流盤改造后，脫硝系統(tǒng)雖然仍存在著一定的深度方向分布不均問題，但改造后A側深度方向NOx濃度值最大偏差為2.5倍，B側深度方向NOx濃度值最大偏差為3.1倍，相比于改造前，NOx深度方向分布的最大偏差已經(jīng)大大降低。此時的NOx濃度分布不均勻度基本滿足了脫硝系統(tǒng)的設計要求，氨逃逸量下降明顯，硫酸氫銨堵塞風險大大降低。從圖6可知，改造前A、B兩側各測孔均值變化幅度遠大于改造后的均值，表明雙渦流盤改造能夠顯著降低NOx濃度的不均勻度，效果顯著。改造后該機組穩(wěn)定負荷下脫硝出口氨逃逸數(shù)據(jù)如表5所示。

從表5可知，雙渦流盤改造后，脫硝出口氨逃逸量明顯下降，氨逃逸普遍小于1μL/L，較改造前下降約3μL/L，雙渦流盤改造效果明顯。

表5 改造后氨逃逸數(shù)據(jù) μL/L

2.3 小結

(1)單排渦流靜態(tài)混合器脫硝系統(tǒng)由于結構的限制，存在噴氨的深度方向不均問題，導致脫硝出口NOx濃度分布不均勻度大，局部區(qū)域氨逃逸量大。噴氨優(yōu)化試驗不能從根本上解決噴氨不均帶來的氨逃逸量大的問題。

(2)單排渦流盤結構改造為雙排渦流盤結構可以緩解深度方向噴氨不均問題，有助于降低脫硝出口NOx濃度分布不均勻度，降低氨逃逸量。

(3)雙排結構不能完全解決噴氨深度不均問題，必須結合導流板、整流器、催化劑等因素綜合考慮，才能徹底解決噴氨不均問題。

3 結語

在煤電機組排放政策日益嚴格的趨勢下，電廠的凈煙氣NOx排放值越來越低，給SCR脫硝系統(tǒng)帶來嚴峻的考驗。眾多電廠原有的單排渦流盤結構不能適應新形勢，容易帶來空預器堵塞等問題。雙排渦流盤結構相較于單排渦流盤結構能夠有助于緩解深度方向噴氨不均問題，有助于降低脫硝出口NOx濃度分布不均勻度，有助于降低氨逃逸量。雙排渦流盤結構為新形勢下煤電機組的超低排放改造提供了思路。