SCR 脫硝系統流場優化改造關鍵技術研究

萬立明，李德波，周杰聯，馮永新，陳 拓

（1.廣東粵電靖海發電有限公司，廣東 惠來 515223；2.廣東電科院能源技術有限責任公司，廣州 510080）

0 引言

目前大型燃煤電廠脫硝系統多數采用SCR（選擇性催化還原法）。 通過現場大量的工程應用實踐發現，SCR 脫硝系統存在脫硝系統出口NOX濃度分布不均勻、氨逃逸量高等問題，造成空氣預熱器硫酸氫氨沉積，導致空氣預熱器堵塞被迫停機，嚴重影響機組安全穩定運行。 因此，開展SCR 脫硝系統現場流場優化、噴氨格柵調整和CEMS（煙氣在線監測系統）在線測量儀表完善等綜合技術手段是保障脫硝系統安全、穩定運行的關鍵技術。

國內一些研究者開展了相關的研究工作。 陳磊[1]等開展了燃煤電廠SCR 脫硝系統運行存在關鍵技術問題研究與技術展望，針對40 臺燃煤電廠SCR 脫硝系統運行情況進行現場調研，提出建議：定期開展噴氨格柵調整試驗，以降低反應器出口NOX濃度不均勻性；開展給予計算流體力學SCR 系統流場優化數值模擬，解決流場不均勻的問題；加強SCR 脫硝系統熱工控制算法研究，提高變負荷過程的控制能力，避免反應器出口NOX濃度過低。 李德波[2]等開展了四角切圓鍋爐變CCOFA（緊湊燃盡風）與SOFA（分離式燃盡風）配比下燃燒特性數值模擬，通過改變CCOFA與SOFA 配風比例，降低爐膛出口NOX濃度，減輕SCR 脫硝系統脫除的壓力。 廖永進[4]等進行了SCR 脫硝系統催化劑性能預測方法研究，研究者根據現場實際脫硝系統運行數據，結合試驗室催化劑活性測量，提出了SCR 脫硝系統催化劑性能預測，相比傳統僅依靠試驗室催化劑預測數據，預測結果更加反映現場實際情況。 李德波[5]等進行了SCR 脫硝系統噴氨格柵調整試驗關鍵問題探究，通過現場實際SCR 脫硝系統噴氨格柵調整試驗，提出了現場噴氨格柵調整試驗方法。 國內研究者[6-14]對脫硝系統現場優化技術進行了大量研究工作，取得了較好的工程應用效果。李德波[6]等開展了600 MW 電站鍋爐SCR 脫硝系統全負荷投運改造方案研究，通過省煤器分級技術改造，提高了SCR 脫硝系統低負荷下進口煙氣溫度，從而使得脫硝系統滿足投運要求，提高SCR 脫硝系統投運率，具有較好的環保價值。郭義杰[13]等開展了100 MW 燃煤鍋爐硫酸氫銨堵塞空氣預熱器原因分析及應對措施，提出了現場優化運行的方式。 王樂樂[15]等進行了SCR 脫硝催化劑低負荷運行評估技術研究。 研究者通過分析影響MOT（最低運行溫度）的因素，提出了MOT的可變性以及根據SCR 脫硝系統實際運行煙氣參數科學評估MOT 的重要性。 于玉真[16]等開展了SCR 脫硝系統流道均流裝置數值模擬與優化技術研究。 研究者采用ANSYS FLUENT 軟件對流道情況進行了數值模擬，研究結果表明：多孔板開孔率對AIG（噴氨格柵）上游速度均勻性影響最大，整流格柵間距對第1 層催化劑入口速度均勻性影響最大。 在優化方案下，AIG 上游相對標準偏差值為3.94%，第1 層催化劑入口相對標準偏差值為4.33%。 國內研究者在燃煤電廠超低排放技術等方面開展了相關的研究工作。

某發電廠1 號鍋爐SCR 脫硝系統出口NOX濃度分布嚴重不均勻，氨逃逸高導致空氣預熱器硫酸氫氨沉積和堵塞，影響機組安全穩定運行。本文針對脫硝入口流場分布不均勻的情況，開展了脫硝入口流場優化技術改造，主要目的是提高脫硝系統入口流場均勻性。 在流場優化改造前后分別進行了脫硝系統入口流場測量，同時開展了改造后脫硝系統進出口NOX濃度和氨逃逸量測量，為準確評估流場優化改造技術效果提供了重要的依據。

1 鍋爐及脫硝系統設備

某發電廠1 號鍋爐是超臨界參數變壓直流爐，為東方鍋爐廠生產的單爐膛、一次再熱、平衡通風、露天布置、固態排渣、全鋼構架、懸吊結構Π 型鍋爐。 機組額定發電量為600 MW，鍋爐主要設計參數見表1。

表1 鍋爐主要性能參數

為滿足新煙氣脫硝環保標準要求，機組進行了脫硝改造，采用高灰型SCR 工藝，催化劑層數按“2＋1”模式布置（初裝2 層預留1 層，在設計工況），處理100%煙氣量。

SCR 系統包括催化劑、反應器殼體、殼體內部的支撐結構、煙氣整流裝置、吹灰系統、煙氣成分分析設備、相關管道和閥門、SCR 反應器進、出口設置檢測平臺、儀表維護平臺、性能試驗的測點平臺等。 入口煙氣參數設計值如表2 所示。

2 SCR 存在的技術問題

脫硝系統投運后，一直存在反應器出口NOX濃度相對標準偏差較大，氨逃逸量較高導致空氣預熱器頻繁堵塞的問題，為了找出脫硝系統反應器出口NOX濃度分布不均勻的根本原因，開展了脫硝系統入口流場測量。 圖1 所示為A 反應器進口（AIG 前上升煙道）的流場分布。 本次反應器進口流場在2 處位置進行了測量：一處為導向室前的上升煙道（AIG 前）；另一處為導向室后、催化劑上方的下降煙道。 其中煙氣在經過導向室后流向變轉，因此上升煙道與下降煙道的煙氣有鏡面對應的關系，即上升煙道的爐前側煙氣對應下降煙道的爐后側煙氣，上升煙道的爐后側煙氣對應下降煙道的爐前側煙氣。 對于下降煙道的流場測量，由于反應器尺寸較大（寬度為11.7 m）及測孔位置的局限，實際可測量的區域為A 反應器固定端約30%的區域和B 反應器擴建端約30%的區域，且由于該處的煙氣流速很低，測量難度很大，測量數據僅供參考。

表2 SCR 設計入口煙氣參數（BMCR 工況）

圖1 A 側反應器進口（上升煙道）煙氣流場分布

上升煙道的流速分布十分不均勻，A 側、B側的相對標準偏差分別為34%和31%。 A，B 反應器均呈現明顯的規律性，即爐前區域流量低，爐后區域流量高。

A 反應器入口煙氣流場（下降煙道）在爐前往爐后方向變化不明顯，爐前區域平均值為4.23 m/s，爐中區域平均值為4.28 m/s，爐后區域為4.39 m/s，總平均值為4.29 m/s。

B 反應器入口煙氣流場在爐前往爐后方向遞減規律較為明顯，爐前區域平均值為5.39 m/s，爐中區域平均值為4.8 m/s，爐后區域為4.35 m/s，總平均值為4.88 m/s。

3 SCR 流場優化技術改造

SCR 系統出口NOX均勻性是由SCR 進口煙氣流場、進口煙氣NOX分布以及AIG 三者之間在各個負荷下的匹配性決定的。 由于該脫硝系統入口流場均勻性很差，造成反應器出口NOX濃度嚴重分布不均勻。 不均勻的流場影響了脫硝效率，造成噴氨量增大，氨逃逸嚴重，加劇了空預器蓄熱元件的堵塞。 因此開展了脫硝系統流場優化技術改造，如圖2 所示，現場流場改造方案為：在底部煙道和第一直彎增設三角形擋灰條和4 片導流板，其目標是調理AIG 入口的煙氣速度分布均勻度、提高飛灰顆粒分布均勻度，同時，在不改變現有煙道導流板的前提下使進入催化劑層的煙氣速度相對標準差合格。

（1）擋灰板的安裝

煙氣中的飛灰顆粒經過第一直彎進入豎直上升煙道之后有向右側煙道壁（遠離鍋爐側壁面）富集的趨勢，故在底部傾斜煙道設置飛灰顆粒反聚并擋灰條，擋灰條截面呈三角形，見圖2（a）中的加粗線條（焊縫位于下煙道壁）。 擋灰條迎風面與傾斜煙道底邊的夾角約為30°，迎風面擋灰條長260 mm，背風面長150 mm，所構成的三角形底邊長300 mm。飛灰顆粒反聚并擋灰條前后（主視）貫通安裝。

（2）底部傾斜煙道導流板的安裝

在底部傾斜煙道設置1 片導流板，直板與傾斜煙道底邊的夾角約為30°，目的是調控上升煙道煙氣左右方向的均勻度。 該導流板前后貫通安裝，導流板安裝位置見圖2（b）。

（3）第一直彎設置導流板的安裝

在第一直彎設置3 片導流板，導流板尺寸完全一致，即主體是半徑為800 mm 的60°圓弧，迎風面接長度為100 mm 的直板，尾翼接長度為400 mm 的豎板，前后（主視）貫通安裝。 導流板（加粗線條）安裝位置見圖2（c）。

圖2 脫硝系統入口流場優化改造內容

4 系統改造后現場優化試驗

為了驗證脫硝系統入口流場改造的技術效果，改造后進行了脫硝系統入口流場測量和反應器進出口NOX濃度的現場測量工作。

4.1 SCR 入口流速

分別在高、中、低負荷下，進行了SCR 入口流速分布測量，SCR 入口流速分布如圖3—5 所示。550 MW 負荷下，速度分布相對標準偏差B 側為13.11%，A 側為16.33%；450 MW 負荷下，速度分布相對標準偏差B 側為15.79%，A 側為18.87%；300 MW 負荷下，速度分布相對標準偏差B 側為21.39%，A 側為23.63%。

從現場實際測量結果可以看出，脫硝系統入口流場分布均勻性得到很大程度的改善，尤其是在3 個不同負荷下，反應器入口流速均勻性都比較好，充分說明流場均勻性改造是成功的，對于現場AIG 優化調整以及保證反應器出口NOX濃度較低偏差，具有十分重要的意義。

圖3 550 MW 下SCR 入口煙氣速度分布（CDEAF 磨）

圖4 450 MW 下SCR 入口煙氣速度分布（CDAF 磨）

圖5 300 MW 下SCR 入口煙氣速度分布（CAF 磨）

550 MW 負荷下，兩側反應器的SCR 入口煙氣速度在寬度方向上呈現內側高外側低的分布趨勢。 450 MW 負荷下，SCR 入口煙氣速度在寬度方向上也呈現內側高外側低的分布趨勢，但B 反應器入口煙氣速度分布在深度方向上呈現明顯的分層，靠后墻區域速度分布比較均勻。 300 MW負荷下，SCR 入口煙氣速度在寬度方向上也呈現外側高內側低的分布趨勢。

4.2 SCR 入口NOX分布

在高、中、低負荷下，SCR 入口NOX分布如圖6—8 所示，均勻性良好，分布CV（相對標準偏差）均小于5%。

4.3 SCR 出口NOX分布

圖6 550 MW 負荷下SCR 入口NOX分布（CDEAF 磨）

圖7 450 MW 負荷下SCR 入口NOX分布（CDAF 磨）

圖8 300 MW 負荷下SCR 入口NOX分布（CAF 磨）

噴氨優化調整過程如圖9 所示，可以看出不同負荷下，進行AIG 優化調整之后，反應器出口NOX濃度分布均勻性的變化規律。 經過5 輪優化高負荷下（CDAFB 磨），出口NOX分布CV 為A 反應器降低到19.34%，B 反應器降低到32.25%。

4.4 SCR 出口氨逃逸

550 MW 負荷（CDEAF 磨）下，噴氨優化前的氨逃逸如圖10 所示。 優化前，A 反應器出口NOX平均37 mg/m3（效率約86.4%），平均氨逃逸0.58 μL/L，最大氨逃逸0.88 μL/L。 B 反應器出口NOX平均25 mg/m3（效率約90.5%），平均氨逃逸2.36 μL/L，最大氨逃逸6.01 μL/L。

噴氨優化后，550 MW 負荷（CDEAF 磨）下，氨逃逸如圖11 所示。 A 反應器出口NOX平均43 mg/m3（效率約82.9%），平均氨逃逸0.49 μL/L，最大氨逃逸0.60 μL/L。 B 反應器出口NOX平均23 mg/m3（效率約90.1%），平均氨逃逸0.98 μL/L，最大氨逃逸1.41 μL/L。

圖9 噴氨優化調整中反應器出口NOX分布均勻性

圖10 優化前高負荷下氨逃逸（550 MW，CDEAF 磨）

5 結論

脫硝入口流場優化技術改造的主要目的是提高脫硝系統入口流場均勻性，從而保證反應器出口NOX濃度分布均勻性。 在流場優化改造前后分別進行了脫硝系統入口流場測量，同時開展了改造后脫硝系統進出口NOX濃度和氨逃逸量測量。主要結論如下：

圖11 優化后高負荷CDEAF 磨組下氨逃逸（550 MW，CDEAF 磨）

（1）流場優化改造前A 側、B 側的相對標準偏差分別為34%和31%，說明流場分布很不均勻。

（2）流場優化改造后脫硝系統入口流場分布均勻性得到很大程度的改善，尤其是在3 個不同負荷下，反應器入口流速均勻性都比較好，充分說明流場均勻性改造是成功的。

（3）550 MW 負荷時，A 反應器出口NOX平均43 mg/m3（效率約82.9%），平均氨逃逸0.49 μL/L，最大氨逃逸0.60 μL/L。 B 反應器出口NOX平均23 mg/m3（效率約90.1%），平均氨逃逸0.98 μL/L，最大氨逃逸1.41 μL/L。

本研究成果為同類型脫硝系統流場優化技術改造提供了重要參考，具有十分重要的理論價值和工程應用效果。