余熱鍋爐氨水直噴脫硝技術研究與應用

韋 耿，李 健，蒲學森，項 紅，高春圃，金 黃

（1.清潔燃燒與煙氣凈化四川省重點實驗室，成都 611731；2.東方電氣集團東方鍋爐股份有限公司，四川 自貢 643001）

0 引言

NOX與碳氫化合物在強光下易造成光化學污染，同時NOX還是酸雨、臭氧、灰霾等污染形成的主要因素，嚴重影響人類健康和生存環境[1-3]。根據我國2011 年頒布的火電廠污染物控制標準GB 13223-2011：2003 年12 月31 日后建成投產的煤粉鍋爐NOX排放濃度低于100 mg/m3（標況值，以下同）[4-5]，以天然氣為燃料的燃氣-蒸汽聯合循環發電機組的NOX排放濃度低于50 mg/m3。隨著環保要求的持續提高， 《煤電節能減排升級與改造行動計劃（2014—2020 年）》對于燃煤鍋爐排放進一步提高了要求，NOX不高于50 mg/m3，即超低排放[6]，個別城市如北京等將新建燃氣鍋爐的排放標準提高到30 mg/m3。

燃氣-蒸汽聯合循環通過能源梯級利用，提高了聯合循環發電機組的效率，與常規燃煤機組相比聯合循環機組燃料清潔，污染排放控制技術先進，因此近10 年來得到大規模應用[7-9]。但是面對嚴格的環保標準，目前燃機的NOX排放很多達不到30 mg/m3甚至50 mg/m3的要求，必須裝設脫硝裝置。

目前業內普遍采用余熱鍋爐中布置SCR（選擇性催化還原）技術的脫硝方案，研究也基本以傳統技術方案為目標。任洪運、楊承等用ASPEN PLUS的化工模擬功能研究了燃氣-蒸汽聯合循環余熱鍋爐脫硝中的效率影響因素[10]，王五清、王旭等人分析了大型燃氣輪機發電機組的發展現狀，并對燃機低氮燃燒機理和余熱鍋爐SCR 煙氣脫硝工藝進行研究[11]，王艷麗、趙丹、馬偉偉等對燃氣電廠余熱鍋爐SCR 尿素熱解脫硝系統的優化方案進行了研究[12]，還對余熱鍋爐尾部煙道SCR 和SNCR（選擇性非催化還原）的脫硝方案進行數值模擬的對比[13]，但是以上研究均針對傳統的SCR技術路線，對于氨水直噴技術沒有涉及，本文基于實際工程項目，對氨水直噴技術的特點及設計關鍵進行了闡述，通過數值模擬計算分析，得到項目最佳布置方案。

1 燃氣余熱鍋爐脫硝技術路線選擇

燃氣輪機燃燒后脫硝技術一般選擇SCR 方法，煙氣中基本不含塵，也不存在導致催化劑堵灰中毒的物質，同時因為余熱鍋爐的煙道內存在多級受熱面，客觀上起到均勻流場的作用，所以余熱鍋爐的脫硝效率高于燃煤鍋爐[14-15]。燃氣輪機出口溫度一般達到500 ℃以上，低負荷設計工況也高于300 ℃，可以滿足SCR 催化劑的工作要求。常規余熱鍋爐的SCR 工藝布置流程如圖1 所示，噴氨柵格布置在高壓蒸發器受熱面和高壓省煤器受熱面之間，氨水由槽車運送到現場，經氨水儲罐及蒸發混合裝置，與余熱鍋爐的高溫煙氣混合后經噴氨柵格噴入煙道脫硝。

圖1 余熱鍋爐常規SCR 脫硝工藝

該工藝路線主要有幾點不足：

（1）系統復雜。需要配置氨水和煙氣的蒸發混合裝置，以及配套的循環熱煙氣系統如管道和稀釋風機等。

（2）噴氨柵格噴嘴布滿整個鍋爐煙道截面，運行中易發生各個噴嘴流量不均，導致煙道中氨氮比不能達到最理想狀態，影響系統脫硝效率，如果采用分組控制，則會大量增加控制系統成本。

（3）總體建造運維成本較高。

經過工程實踐和科學設計，提出在燃氣輪機出口煙道（余熱鍋爐進口之前）中布置氨噴射系統的氨水直噴脫硝工藝（如圖2 所示）。該工藝的主要特點是：

（1）結構簡單。氨水經儲罐稀釋到設計濃度后，直接進入噴槍系統霧化，與煙氣充分混合，節省大量工藝流程。

（2）混合效果可以保證。燃氣輪機出口煙道相比余熱鍋爐煙道截面要小很多，霧化的氨水在小截面中更易于跟煙氣充分混合，同時噴槍布置位置距離催化劑布置層距離增大，中間還有幾級受熱面，可以充分的保證氨氮混合效果。

該工藝的難點在于噴槍的布置位置以及工作參數的選取，需進行詳細的數值模擬計算。

圖2 余熱鍋爐氨水直噴SCR 脫硝工藝

2 項目參數及模擬理論

2.1 項目參數

某項目為天然氣電廠擴建熱電聯產工程，包括3×460 MW 級（F 級改進型）燃氣-蒸汽聯合循環熱電聯產機組。余熱鍋爐入口直段煙道為圓形煙道，采用高位布置方式，煙道中心標高與余熱鍋爐本體中心標高相差約2～3 m。煙道內空直徑6 200 mm，長度約12 000 mm。煙道與余熱鍋爐本體的連接采用的是擴口煙道，擴口煙道基本呈上下、左右對稱布置，相對較為規則。從結構上分析，對氨水直噴系統設計較為有利，項目指標見表1。

表1 性能保證值

2.2 模擬理論

在FLUENT 中采用Euler-Lagrange 方法計算噴霧模型，將主氣流作為連續相，將液滴作為離散相在拉格朗日體系下進行計算。考慮到氨水實際上是氨與水的混合物，離散相的傳熱和傳質遵從multi-component（Law7）模型，在煙道中風速和溫度較高，認為液滴的蒸發受對流/擴散聯合控制。在噴嘴模型的選取上，考慮到FLUENT 中的氣助霧化噴嘴模型與工程實際所采用的氣助霧化噴嘴在結構上有較大的差異（模型為中心供氣，實際多用中心供液的方式），因此在計算中采用直射式噴嘴模型，并考慮液滴的碰撞和破碎，煙氣參數見表2。

表2 煙氣成分表

對燃氣輪機出口煙道及余熱爐煙道進行建模，并取圓形出口煙道出口以及催化劑前100 mm截面作為主要考察面，考察氨水直噴的還原劑混合均勻性，以此判斷脫硝效果，模型如圖3 所示。

圖3 煙道模型圖

3 結果分析

3.1 布置形式

噴入煙道為圓形截面，根據實踐經驗選擇噴槍環形布置，基于噴槍性能參數及大量模擬結果，最后確定采用16 只噴槍圓周布置加1 只中心噴槍的布置方式，如圖4 所示。

圖4 噴槍布置方式示意圖

取16 只噴槍R1=R2=2.3 m 為方案1，12 只R1=2.5 m 加4 只R2=1.6 m 為方案2 進行對比，流場分布取燃機出口煙道的出口截面及催化劑前100 mm 截面考察，BMCR（鍋爐最大連續蒸發量）工況下結果如圖5 所示。脫硝效率要達標，催化劑前氨濃度分布偏差要求在±10%以內，在BMCR工況下兩個方案催化劑前考察面都可以滿足要求。

圖5 2 個方案氨濃度±10%偏差分布

考慮到運行期間改變負荷要停運其中4 只噴槍，對2 個方案分別計算整理，方案1 停運圖4中水平軸線附近R1上的4 只噴槍，方案2 停運圖4 中R2上的4 只噴槍，每個方案均投運13只。結果如圖6 所示，方案2 有更好的負荷適應能力，在停運其中部分噴槍的情況下依然能保證催化劑前氨分布濃度滿足偏差要求。

圖6 變工況下2 個方案氨濃度±10%偏差分布

3.2 粒徑分析

對不同噴槍霧化粒徑下的氨分布均勻性做了對比，以上述方案2 作為實施方案，分別對霧化平均粒徑45 μm，35 μm 和20 μm 下的氨濃度分布做計算分析，考察面結果如圖7 所示。計算結果顯示平均霧化粒徑減小后氨摩爾濃度分布更加均勻，催化劑前氨濃度分布偏差均在±10%偏差內。霧化粒徑的選擇跟脫硝效果有直接聯系，同時也跟制造運行成本相關，因此霧化粒徑的選擇需要通過計算和分析確定。

圖7 不同粒徑下氨濃度±10%偏差分布

3.3 位置影響

燃氣輪機出口圓形煙道有一定長度，噴槍布置靠前還是靠后效果更好，需要進行詳細的設計，以方案2 為實施方案，對噴槍組距離燃機出口0.5 m，1.5 m 和2.5 m 3 種布置位置作了計算模擬分析，結果如圖8 所示。結果顯示0.5 m 情況下出口煙道截面氨分布均勻性要好于1.5 m 和2.5 m，說明噴槍布置距離催化劑越遠，就能有更長的混合行程。但是3 個布置位置下催化劑進口考察面氨分布濃度顯示偏差均達到±10%以內，說明管組對煙氣的均勻效果影響更明顯。

圖8 不同布置位置下氨濃度±10%偏差分布

3.4 投運效果

項目性能試驗表明， 脫硝系統在滿負荷下SCR 反 應器 入口NOX濃 度為33.5 mg/m3， 出 口NOX濃度為9.0 mg/m3，脫硝效率經溫度修正后達到80.5%，同時氨逃逸為0.76 mg/m3，滿足性能考核要求。

對比傳統柵格式脫硝技術，直噴技術工藝減少了循環熱煙氣和稀釋風機系統，以及柵格噴射系統，工藝簡單，建設運行成本節省20%以上，同時煙道阻力的降低帶來了機組效率的提升。

4 結論

針對燃氣-蒸汽聯合循環的脫硝系統，本文提出了氨水直噴的新方案，通過數值模擬進行方案詳細設計，運行考核結果顯示氮氧化物排放滿足協議要求。主要結論如下：

（1）余熱鍋爐氨水直噴方案可以滿足燃氣-蒸汽聯合循環的脫硝需求， 脫硝效率達到80%以上，氨逃逸控制在0.76 mg/m3。

（2）氨水直噴技術工藝結構簡單，控制簡潔，相比傳統技術減少了柵格、熱煙氣循環、稀釋風機等系統，投資運行成本減少20%以上。

（3）噴槍布置形式以及霧化粒徑、布置位置等是影響氨濃度分布的重要因素。