300MW機組鍋爐濕法煙氣脫硫GGH防堵優化

黃權浩，吳運凱，江紫薇，蘇 勝，向 軍

（1.廣東電力發展股份有限公司沙角A 電廠，廣東 東莞 525000；2.華中科技大學煤燃燒國家重點實驗室，湖北 武漢 430074）

煙氣-煙氣換熱器（GGH）具有占地面積小、換熱效率高、檢修方便等優點[1-2]，被廣泛用于電廠濕法煙氣脫硫工藝中。但在實際運行過程中，GGH經常發生堵塞，使得GGH 兩側壓降增大，降低煙氣換熱效率，凈煙氣排放溫度低于設計值，對下游設施造成腐蝕；另外，還會增大系統阻力，嚴重時會造成脫硫增壓風機喘振，致使脫硫系統無法正常運行，影響脫硫效率及脫硫系統投運率，甚至威脅到機組安全運行[3-4]。

GGH 結垢組分一般為CaSO4、Al2O3、SiO2、CaO、Fe2O3、SO3、CaCO3等，主要來源于原煙氣攜帶的飛灰和凈煙氣中的漿液成分[3,5]。谷俊杰[5]對結垢成分進行電鏡分析，發現除霧器和GGH 結垢物以粒狀硫酸鈣晶體為主，片狀亞硫酸鈣晶體較少，并發現煙氣流速對除霧器性能影響明顯。楊勇平等[6]在電鏡下對GGH 結垢物的觀察結果表明，片狀亞硫酸鈣晶體主要分布在底層，且GGH 清洗方式對GGH 堵塞有明顯的影響。張千[7]對燃用不同煤質時的GGH 垢樣進行電鏡和X-衍射分析，也發現結垢物主要成分源于飛灰和石膏，并提出改變除霧器入口導流板布置從而優化煙氣流場的GGH 防結垢優化措施。目前，針對電廠GGH 防結垢堵塞的研究主要集中在GGH 結垢的來源及原因分析[8-9]，部分學者也提出了一些GGH 防結垢優化方案[10-11]，但防堵塞效果均不理想。由于電廠實際運行情況較為復雜[12]，因此有必要結合實際濕法脫硫系統的特點，系統分析GGH 堵塞原因，提出切實可行的GGH防堵塞方案。

1 研究對象及方法

1.1 脫硫系統及GGH 簡介

某300 MW 燃煤機組鍋爐濕法煙氣脫硫過程示意如圖1所示。鍋爐原煙氣經脫硝、除塵后進入GGH，放熱后溫度降低，進入脫硫塔與塔內噴淋漿液霧滴反應脫除SO2；脫硫凈煙氣從脫硫塔出來前先經過除霧器除去漿液和水分，經煙道進入GGH，吸熱后溫度升高通過煙囪排放。濕法煙氣脫硫系統GGH 采用回轉式結構，由外殼、轉子、換熱元件、驅動系統、吹灰裝置和管道系統等組成。轉子分為原煙氣區和凈煙氣區2 部分。轉子被劃分為許多個扇形隔倉，用于盛放換熱元件。原煙氣熱量傳遞給換熱元件后，換熱元件轉到凈煙氣側將熱量釋放給凈煙氣。

圖1 電廠濕法煙氣脫硫過程示意Fig.1 Schematic diagram of flue gas desulfurization process in power plant

1.2 GGH 垢樣采樣分析

根據對該300 MW 機組鍋爐脫硫系統為期1年的跟蹤試驗和研究，發現脫硫系統GGH 的堵塞情況頻繁，且較為嚴重，影響脫硫系統效率和投運率。該電廠在研究期間曾更換GGH 波紋板，但是更換不足2 個月后，GGH 又出現了嚴重堵塞，堵塞情況如圖2、圖3所示。由圖2、圖3可見：該機組GGH波紋板更換后運行2 個月后表面結垢情況嚴重，阻礙了煙氣通過GGH。

圖2 更換后GGH 波紋板Fig.2 The newly replaced GGH corrugated board

圖3 GGH 波紋板更換2 個月后堵塞現狀Fig.3 The blockage situation of the GGH corrugated plate after two months’service

機組停運檢修期間，對該機組GGH 波紋板上的積垢進行了取樣分析。將垢樣破碎后制成1 mm的樣品，使用EAGLE III 聚焦型掃描X-射線熒光能譜儀（XRF，美國伊達克斯有限公司EDAX Inc 生產，檢測極限為10-6級）對垢樣成分進行分析。

1.3 數值模擬

采用FLUENT 軟件對脫硫系統內的煙氣流動情況進行數值模擬研究[13-16]。選取重整化k-ε湍流模型和離散相模型模擬GGH 內流場（氣體為連續相，液滴為離散相），采用SIMPLE 算法求解，離散格式選用二階迎風格式，精度為10?6。根據壁面條件和進出口實際參數設置邊界條件。

2 GGH 結垢樣品分析

對該機組脫硫系統石灰石漿液成分、原煙氣中灰成分和GGH 垢樣成分等進行X 射線熒光光譜（XRF）分析，結果見表1。

分析結果顯示，GGH 垢樣主要含Al、Si、S、Ca、Fe 等元素，其中Ca 和S 元素質量分數明顯高于原煙氣中灰分的Ca 和S 元素質量分數。這表明垢樣中的CaO 和SO3（主要以CaSO4及其水合物的形態存在）大部分由凈煙氣攜帶而來，可見脫硫過程除霧器性能不佳，且吹灰器清掃能力不足。此外，垢樣中還含有較高比例的SiO2、Al2O3以及Fe2O3，這些成分與原煙氣中飛灰的元素組成一致，表明由于原煙氣攜帶的飛灰質量分數較高，進一步加重了GGH 結垢和堵塞。

表1 漿液、飛灰、垢樣成分Tab.1 The component analysis results of the slurry,fly ash and fouling products w%

3 脫硫系統GGH 堵塞影響因素分析

現場試驗和垢樣來源分析表明，脫硫系統運行情況對GGH 結垢影響較大。

3.1 除霧器性能影響

圖4為該機組脫硫系統除霧器結構示意。除霧器布置在脫硫塔出口，主要作用是脫除凈煙氣中漿液和水分，防止GGH 堵塞。但是該電廠的燃用煤質偏離設計煤質，導致脫硫系統除霧器入口的實際煙氣流速嚴重偏離其設計值（4.25 m/s），煙氣中攜帶的液滴不能被有效除去，從而出現除霧器的堵塞與結垢（圖5）。除霧器堵塞后，除霧器內的通流面積大幅減少，煙氣流速加快，高速煙氣更易將含有固體的液滴帶到GGH，形成惡性循環，最終造成GGH 快速堵塞。

圖4 除霧器結構示意Fig.4 Schematic diagram of the demister

圖5 除霧器堵塞情況Fig.5 The blockage situation of the demister

3.2 煙氣特性影響

煙氣中攜帶的漿液、飛灰等成分和煙氣溫度、流速等對GGH 堵塞有較大的影響。該廠GGH 運行設計要求脫硫塔出口液滴平均粒徑不超過17 μm。但是由于煙氣總量大、運行時間長，煙氣攜帶的石膏漿液總量很大，在除霧效果不佳時會導致更多的漿液和水分黏附在GGH 換熱元件上。GGH 回轉到原煙氣側，漿液和水分在原煙氣高溫作用下蒸發，留下的溶質或固形物黏結在換熱元件表面，并逐漸增厚形成硬垢造成堵塞。此外，原煙氣溫度由入口的130 ℃降至出口溫度80 ℃，在GGH 原煙氣側出口端（冷端）表面產生大量黏稠的濃酸液，這些黏液會吸附飛灰而加速堵塞和結垢。飛灰具有水硬性，可與煙氣中的SO3以塔內漿液等反應形成類似水泥的硅酸鹽，造成嚴重腐蝕和堵塞。

3.3 煙道結構影響

煙道結構會影響凈煙氣中的漿液、水分含量以及脫硫塔出口的煙氣流場分布。數值模擬發現該機組的煙道設計不合理，由于脫硫塔出口凈煙氣經較短的水平煙道進入GGH，故凈煙氣攜帶的漿液和水分無法回流至脫硫塔內，而是隨凈煙氣進入GGH，這極易導致GGH 結垢。另外，除霧器入口煙氣流場分布很不均勻，導致除霧效果欠佳。

3.4 GGH 吹灰裝置性能影響

當GGH 表面有灰塵、漿液及軟垢時，吹灰裝置及時吹掃能減少垢的累積，防止軟垢硬化而難以清理。現場試驗和模擬發現，吹灰槍最小行程為4 909 mm，小于轉子半徑（5 130 mm），無法覆蓋GGH 轉子范圍。另外，吹灰介質壓力和速度存在嚴重衰減。因此，該機組吹灰裝置無法對GGH 表面的積垢進行有效清掃，軟垢迅速積累并硬化，加速了GGH 的堵塞。

4 GGH 防堵塞優化方案

4.1 除霧器結構及參數優化

該機組脫硫系統除霧器設計煙氣流速為4.25 m/s，設計葉片間距L為38 mm。對不同尺寸液滴的捕集能力是反映除霧器除霧能力的重要指標之一[17-19]。該脫硫系統運行設計要求脫硫塔出口平均液滴粒徑d不超過17 μm。然而，在實際運行中，除霧器煙氣流速v0約為3.50 m/s，導致除霧效率偏低。不同煙氣流速下，除霧器性能模擬結果如圖6所示。由圖6可見，煙氣速度偏離設計值時，除霧性能降低，粒徑20 μm 的液滴有一部分不能被除霧器有效捕集。實際煙氣流速下，該除霧器性能大幅度下降，必須對除霧器結構進行調整以改善除霧效果。

圖7模擬了改變葉片間距除霧器內液滴速度分布，表2為根據模擬結果計算得到除霧器對液滴的捕集效率。

圖6 除霧器內液滴速度分布及軌跡（L=38 mm，d=20 m）Fig.6 The velocity distribution and trajectories of the droplets in the demister

圖7 改變葉片間距除霧器內液滴速度分布（v0=3.50 m/s,d=20 μm）Fig.7 The velocity distribution of the droplets in the demister when changing the blade spacing

表2 改變葉片間距對除霧器液滴捕集效率的影響Tab.2 The droplet collection efficiencies at different blade pitches

從圖7可以看出，對于相同的液滴粒徑，將除霧器葉片間距減小為26 mm 后除霧器對液滴的捕集能力明顯提高。

4.2 煙道結構優化

該電廠脫硫系統為改造工程，結構較為緊湊，脫硫塔出口連接的水平煙道較短。如果除霧器除霧效果不佳，凈煙氣攜帶的漿液和水分大部分都會經水平煙道流入GGH。

圖8為水平煙道和除霧器的煙氣流場分布。從圖8模擬結果可以看出：脫硫塔出口煙氣氣流動力場分布嚴重不均，在脫硫塔出口的水平煙道截面，煙氣流速呈現兩邊高中間低，頂部流速低，底部流速高的特點，這與現場試驗測量得到的結果一致；除霧器中的煙氣流速分布也不均勻，大部分煙氣的流速分布在除霧器高效區之外，從而導致除霧性能惡化和除霧器出口煙氣流場分布不均。為此，考慮適當增加脫硫塔出口水平煙道的傾斜角度，以改善脫硫塔出口煙氣氣流動力場的分布，促使凈煙氣攜帶的漿液和水分回流至脫硫塔內，從而達到降低GGH 入口漿液濃度，緩解GGH 結垢及堵塞的目的。但是受現場安裝條件限制，脫硫塔出口煙道與水平方向的傾角最大為15°。

圖9模擬了煙道傾角為10°、15°時煙道及除霧器內煙氣速度分布情況。模擬計算結果表明，隨著煙道傾角增大，脫硫塔出口煙氣氣流動力場分布不均情況明顯改善，并且除霧器出口的煙氣流場分布也更加均勻，除霧器內的煙氣流速分布更加合理。考慮安裝條件和模擬結果，將煙道向上傾斜15°較為合適。

圖8 原煙道、除霧器煙氣速度分布Fig.8 The flue gas velocity distribution of the original flue and the demister

圖9 不同煙道傾角下，煙道、除霧器煙氣速度分布Fig.9 The flue gas velocity distribution in the flue and the demister at different flue tilting angles

4.3 GGH 吹灰參數優化

該機組GGH 吹灰常用方式為壓縮空氣吹灰，輔助方式為高壓水吹灰。該吹灰器進口處壓力偏低，常吹方式下為0.6 MPa，輔助吹灰方式下為9 MPa，均低于設計值（0.7 MPa 和11.1 MPa）。圖10給出了GGH 壓縮空氣吹灰壓力和速度的模擬結果。

圖10 GGH 壓縮空氣吹掃壓力和速度Fig.10 The blowing pressure and speed of the compressed air in the GGH

由圖10可見，吹灰器吹灰壓力和速度衰減較快，在波紋板中部，壓縮空氣的動壓和速度就分別衰減為出口動壓的38%和60%。吹灰器進口壓力偏低和壓力衰減，導致吹灰能力迅速減弱。

擬對該電廠脫硫系統GGH吹灰進行如下優化：1）調整吹灰槍行程參數，使其與實際轉子半徑相匹配；2）提高壓縮空氣吹灰壓力，保證壓縮空氣干燥，在保護換熱元件不受損壞前提下，提升脫硫空壓機的壓力參數，使吹灰器噴嘴出口壓力最好能達到 1 MPa 左右；3）適當減小吹灰器噴嘴出口與換熱元件之間的距離，以保證較好的吹灰效果。

4.4 優化效果

該電廠按本文方案優化后運行1年運行效果：緩解、防止GGH 堵塞效果良好；除霧器的性能顯著提升，結垢和堵塞現象得到明顯改善；煙道流場分布更加均勻，脫硫塔出口凈煙氣攜帶的漿液和水分含量明顯減少，原來流入GGH 的漿液經煙道回流脫硫塔，煙道各部分的腐蝕、結垢現象也有明顯的減少；GGH 吹灰能力有較大的提高，轉子外圍得到清掃，GGH 結垢和堵塞現象明顯改善。

運行期間，脫硫系統煙氣的壓降和溫度變化均在設計范圍內，脫硫效率和機組運行安全得到了保證。

5 結 論

1）以某300 MW 發電機組為研究對象，對GGH的結垢取樣進行XRF 表征，GGH 結垢樣品的主要成分為CaSO4，且含有較高比例的SiO2、Al2O3以及Fe2O3等成分，結垢成分主要來源于原煙氣攜帶飛灰和凈煙氣攜帶的漿液成分。

2）脫硫系統運行時，除霧器性能、煙氣特性、煙道結構和吹灰裝置等因素對GGH 結垢具有較大的影響。

3）將該電廠的除霧器葉片間距由原來的38 mm改為26 mm 后，可以有效提高除霧效率；將電廠脫硫塔出口的水平煙道向上傾斜15°，促使脫硫漿液回流脫硫塔內的同時，改善了脫硫系統的煙氣流場分布情況；調整吹灰槍行程參數，提高壓縮空氣吹灰壓力并縮減吹灰槍與波紋板距離，可以對GGH換熱元件表面進行有效清掃，防止堵塞。