基于加權磨煤機組合工況的噴氨格柵調整方法研究

陳 臻，陳 彪，鄒正偉，童小忠

（1.浙江浙能技術研究院有限公司，杭州 311121；2.浙江省火力發電高效節能與污染物控制技術研究重點實驗室，杭州 311121）

0 引言

中國一次能源資源稟賦決定了中國將在較長時間內保持以煤電為主的電源結構。燃煤發電廠為社會生產、生活輸出了絕大部分電力，同時也向大氣排放煙塵、二氧化硫、氮氧化物等污染物。近年來，大氣環境問題日趨嚴峻，嚴重的區域性霧霾天氣頻發。為保護大氣環境，國家出臺了GB 13223—2011《火電廠大氣污染排放標準》和《煤電節能減排升級與改造行動計劃（2014—2020）》等一系列法律法規，要求對燃煤發電廠排放的污染物開展深度控制[1]。NOX（氮氧化物）是燃煤火電排放的主要污染物之一，開展NOX深度控制和減排，對于改善發電廠周邊大氣環境質量有重要作用。

燃煤火電企業通常采用低氮燃燒技術并結合煙氣脫硝技術來實現NOX深度控制。燃煤發電廠主流的脫硝工藝包括SCR（選擇性催化還原）法和SNCR（選擇性非催化還原）法，兩者的原理都是利用還原劑，將煙氣中NOX還原為氮氣。比較而言，SCR 技術成熟度好、脫硝效率高、運行穩定可靠，在各大發電廠中應用較廣。然而在機組運行時，SCR 系統經常會存在一些問題，如SCR 出口與煙囪在線監測值相差較大、SCR 進口兩側濃度值相差較大、局部氨逃逸過大等，上述問題根源在于脫硝反應器內氨還原劑分配不均，即反應器內部分區域供氨量與其NOX濃度不匹配[2]。

常見的SCR 脫硝控制系統包括兩種：其一是根據測試的SCR 反應器入口煙氣量、NOX濃度，采用固定的氨氮摩爾比確定氨氣流量；其二是根據SCR 入口和出口的NOX濃度確定所需的氨氣流量[3]。以上兩種方式都需要準確測量入口的速度場和NOX濃度場。燃煤機組脫硝系統在設計階段，通常會借助CFD（計算流體動力學）流場模擬和物理模型試驗對煙道流場進行優化，以保證SCR入口截面的煙氣流速和NOX分布均勻[4-5]。但是在實際安裝和運行過程中，多種因素會導致煙氣流速和NOX分布性不佳，如：調試階段對噴氨格柵的優化調整不夠重視，未能實現良好的流場優化及噴氨量和煙氣中NOX質量流量的良好對應；高塵環境下，導流板磨損導致流場均勻性變化；機組負荷變化、磨煤機組合切換、SOFA（分離燃盡風）風量調整等運行工況變化導致SCR 進口流場改變等[6]。若在上述情況下，噴氨模式不發生對應性改變，則會導致部分工況實際運行過程中SCR 出口截面NOX分布偏差較大，局部氨逃逸超過設計保證值，影響脫硝系統整體效果，且增加下游設備空氣預熱器的硫酸氫銨腐蝕和堵塞風險，嚴重影響機組穩定安全經濟運行[7]。基于此，對SCR 脫硝系統進行定期性的噴氨優化調整十分必要。

1 基于加權磨煤機組合工況的噴氨格柵調整方法

1.1 原理分析

傳統的噴氨格柵調整工作流程見圖1。其基本過程如下：

（1）依據SCR 噴氨格柵布置圖和采樣格柵布置圖，獲得各噴氨支管與SCR 分區對應關系。

（2）記錄各噴氨格柵當前閥門開度（或噴氨量），測試脫硝入口流場分布及NOX濃度分布，測試脫硝出口NOX濃度場分布。

（3）依據格柵與SCR 分區對應關系，根據脫硝出口NOX濃度場分布，計算變異系數Cv 和各噴氨格柵點的供氨比例，調整噴氨格柵閥門開度并記錄，穩定0.5 h 以上，測試脫硝出口NOX濃度場分布。

（4）重復步驟（2）和（3），直至脫硝效率及氨逃逸率均滿足要求，SCR 單側出口NOX變異系數小于規定值（一般為30%）。

圖1 傳統噴氨格柵調整工作流程

變異系數Cv 值反應了SCR 脫硝內部流場各個測試點與截面平均值之間相互接近的程度，Cv值越小，說明測點的測定值越接近，即流場越均勻。其計算模型為：

式中：n 為測點個數；xi為各測點的實測值；為所有測點的平均值；SD 為標準偏差。

傳統噴氨優化調整過程中，SCR 脫硝出口NOX濃度的Cv≤30%時，一般認為濃度基本分布均勻。針對單一工況，通過調整，一般可實現變異系數小于20%。但當負荷、磨煤機組合等工況發生變動時，一種噴氨策略則不能滿足要求。噴氨分區是提升多工況脫硝噴氨系統工作性能的有效手段[8]，其方法是將煙道截面劃分成等面積的不同小區域，各區域進出口加裝NOX測試儀表，同時對各區域內的噴氨支管閥門進行自動化改造。運行中，每個區域分別進行NOX濃度測試和噴氨，實現整個煙道斷面NOX和噴氨量的匹配。由于新增大量儀表和閥門，應用這種方法的投資成本高、維護工作量大，部分發電廠可能沒有資金或條件實施改造。尋找合適的方法，在不大幅增加投入及維護工作量的前提下，實現變動負荷、工況下的脫硝系統有效控制，具有重要意義。

1.2 工作流程

在鍋爐燃燒領域，軟測量技術被廣泛使用。軟測量技術原理是間接測量的思路，利用一些易于實施測量的與被測變量密切相關的二次變量，通過在線分析來估計不可測或難測量變量[9-10]。研究顯示，機組負荷、磨煤機組合與脫硝系統NOX的濃度場及流場顯著相關[11]。低負荷段運行時，為確保爐膛穩定燃燒，往往采用配備了等離子點火設備的下層磨煤機；當機組負荷上升，原有模式的下層磨煤機組合無法滿足給煤量的高需，故需要投入上層磨煤機，引起爐膛火焰中心明顯上移，燃燒器中OFA（燃盡風）和SOFA 風量調整，從而引發脫硝進口煙氣流場、脫硝出口NOX濃度場發生相應改變。結合典型負荷、磨煤機組合數據，可對SCR 進口的流場、NOX濃度場等進行“軟測量”。根據不同負荷、磨煤機組合出現的幾率，可加權計算一種適合多種工況的最優化的噴氨控制策略。圖2 顯示了基于加權磨煤機組合工況的噴氨格柵調整工作流程。

（1）統計各負荷段常用磨煤機組合，并計算各負荷出現的概率。

（2）測試典型負荷、磨煤機組合下的SCR 進口的流場及NOX濃度場。

（3）計算加權了磨煤機組合概率的脫硝出口NOX濃度分布和調整預期值，調整預期值即加權磨煤機組合下各測點濃度的平均值。

（4）結合SCR 進口流場、各噴氨支管流量來調整SCR 出口濃度趨近預期值。

（5）調整完畢后，測試典型磨煤機組合下SCR出口NOX濃度場，計算變異系數，與調整前作對比。若變異系數大于規定值，則反復調整支管開度，在確保脫硝效率達標和單側氨逃逸不超標的情況下，減小變異系數。通過上述過程，可實現全負荷的噴氨系統優化。

圖2 基于加權磨煤機組合工況的噴氨控制技術工作流程

2 基于加權磨煤機組合工況的噴氨格柵調整方法試驗研究

2.1 典型負荷、磨煤機組合運行工況統計

某發電廠一期1 000 MW 機組的1 號鍋爐為東方鍋爐廠提供的超超臨界變壓運行本生直流爐，采用單爐膛、一次中間再熱、前后墻對沖燃燒方式的Ⅱ型鍋爐，共布置A-F6 臺3 層磨煤，其中AD 為下層、BE 為中層、CF 為上層。脫硝系統采用SCR 脫硝工藝，催化劑共3 層，層數按“2+1”模式布置，備用層在下層。脫硝控制系統采用出口濃度控制模式，在BMCR（鍋爐最大出力）工況下，按脫硝裝置進口NOX排放濃度350 mg/m3（已換算為標準狀況下，以下同）計算，確保脫硝效率不小于86%，脫硝出口NOX濃度不高于50 mg/m3。

統計該發電廠運行期間連續6 個月的在線監測數據（有效負荷、各臺磨煤機啟停情況），從中選出其中最典型的磨煤機組合，計算出各種搭配所占的運行時間比。如表1 所示，試驗所在燃煤電廠以中低負荷運行為主，最常用的4 種負荷磨煤機組合方式為：50%～60%BMCR 4 磨ABDE，70%～80% BMCR 4 磨ABDE，95%～100% BMCR 5 磨ABCDE，95%～100% BMCR 5 磨ABDEF，其運行時間占比大致為1∶4∶1∶1。

2.2 各組合下的NOX濃度場摸底

該機組煙氣脫硝裝置布置在鍋爐省煤器和空預器之間，單側SCR 脫硝反應器出口煙道截面尺寸為16.6 m×6.4 m，水平方向布置了16 個測孔，選擇了其中等間隔的8 個測孔。采樣布點規則參照GB 16157—1996《固定污染源排氣中顆粒物測定與氣態污染物采樣方法》中的網格布點法。每個測孔在豎直方向上平均分布了3 個深度的測點，大致將采樣斷面分為深（5.4 m）、中（3.2 m）、淺（1.1 m）3 個深度。采樣儀器采用Testo350 煙氣分析儀，其測量范圍和精度為NO（0～400 mg/m3，±5%），O2（0%～25%，±0.2%）。測試過程中，當儀器完成校準及讀數穩定、取樣槍布置到位后，每隔30 s記錄一次當前測孔某一深度測點的濃度，依次記錄3 次，取其平均值作為該測點的濃度實測值，后續折算至標準工況干煙氣6%氧量下的NOX排放數值。

噴氨格柵調整前，保持各噴氨支管開度一致，測試50%～60%負荷、4 磨ABDE 運行工況下，脫硝SCR 出口NOX濃度場。如表1 所示，出口斷面NOX濃度平均值為42.13 mg/m3，標準偏差10.93 mg/m3，變異系數Cv 值25.95%，小于標準所要求的30%，NOX濃度場呈現爐膛中間高，煙道側低的趨勢，兩側濃度差值最大可達35 mg/m3左右。

表1 調整前50%～60%負荷、4 磨ABDE 工況脫硝出口NOX 濃度分布

表2 顯示調整前95%～100%負荷、5 磨ABCDE 工況脫硝出口NOX的濃度分布。出口斷面NOX濃度平均值為40.18 mg/m3，標準偏差20.32 mg/m3，變異系數Cv 值50.55%。NOX濃度場分布趨勢與50%～60%BMCR 4 磨ABDE 運行工況大致相同，但兩側濃度差值最大達60 mg/m3左右，均勻性較差，煙道側濃度過低，可以判斷局部氨逃逸指標可能超標。其余2 種工況70%～80%BMCR 4 磨ABDE，95%～100%BMCR 5 磨ABDEF煙氣組分分布趨勢也大致相同，不做贅述。

表2 調整前95%～100%負荷、5 磨ABCDE 工況脫硝出口NOX 濃度分布

圖3、圖4 顯示摸底試驗不同負荷、磨煤機組合工況下，SCR 出口NOX濃度場分布情況?？梢姴煌r下，在不改變各支管噴氨比例條件時，脫硝出口斷面NOX濃度差有差異，但趨勢總體相同。部分工況（50%～60%負荷、4 磨ABDE）滿足Cv 值控制目標，其余工況不滿足。若只以均勻性最差的95%～100% BMCR 5 磨ABCDE 工況作為基準，調整噴氨格柵并達到該工況下最優化，可能導致其他變化工況下的Cv 值進一步拉大，不是全局的最佳策略。因此需要建立一種策略，以不同工況的運行時間比重為依據，對脫硝出口濃度場測試數值進行加權處理，理論上可以使調整后各工況都滿足Cv 控制目標。

圖3 調整前脫硝出口濃度場等值線（50%～60%負荷、4 磨ABDE）

圖4 調整前脫硝出口濃度場等值線（95%～100%負荷、5 磨ABCDE）

2.3 計算調整預期值

根據摸底情況，加權計算了NOX調整預期值。令加權后1 號孔深測點NOX濃度為c（A1），1號孔中測點NOX濃度為c（A2），以此類推可以得到c（A1）—c（A24）。c（A1）計算方法為：

式中：A（1），A（2），A（3），A（4）分別為試驗4 種工況下1 號孔深測點對應的NOX濃度，同理可計算得到c（A1）—c（A24）。

式中：n 為加權后數據總個數，根據所選測孔數和深度，此處n=24。

結合SCR 進口流場、各噴氨支管流量、噴氨支管排布圖紙等對加權組合方式NOX濃度場進行調整，使其趨近預期值。

2.4 驗證結果

在噴氨格柵調整結束后，對4 個組合下NOX濃度場進行驗證測試。表3 顯示調整后50%～60%負荷、4 磨ABDE 工況脫硝出口NOX濃度分布。斷面NOX濃度平均值為40.19 mg/m3，標準偏差6.65 mg/m3，變異系數Cv 值16.55%，小于標準所要求的30%。調整后NOX濃度分布較為均勻，兩側濃度差值最大20 mg/m3左右，爐膛中間高煙道側低的現象得到消除，調整效果良好。

表3 調整后50%～60%負荷、四磨ABDE 工況脫硝出口NOX 濃度分布

表4 為調整后90%～100%負荷、5 磨ABCDE工況脫硝出口NOX濃度分布。斷面NOX濃度平均值為37.45 mg/m3，標準偏差11.11 mg/m3，變異系數Cv 值29.66%，小于標準所要求的30%。調整后爐膛靠近中間側局部區域NOX濃度超過超低排放標準（50 mg/m3），濃度分布趨勢沒有大幅改變，但均勻性已經得到較大改善，兩側濃度差值由最大55 mg/m3左右下降至30 mg/m3左右。

表4 調整后90%～100%負荷、5 磨ABCDE 工況脫硝出口NOX 濃度分布

圖5、圖6 顯示調整后不同負荷、磨煤機組合工況下，SCR 出口NOX濃度場分布情況。經過調整試驗，部分工況下NOX濃度場依然存在局部區域偏差較大的現象。盡管以犧牲其他工況均勻性來繼續進行單一工況的噴氨格柵調整試驗，降低該工況下的Cv 值，但不符合噴氨調整的全局最優策略。與調整前相比，4 種工況下變異系數相應減小且都小于規定值30%，濃度場均勻性皆得到了不同程度的改善，達到了預期的調整效果。

圖5 調整后脫硝出口濃度場等值線（50%～60%負荷、4 磨ABDE）

圖6 調整后脫硝出口濃度場等值線（95%～100%負荷、5 磨ABCDE）

3 結語

本文研究了基于加權磨煤機組合工況下的噴氨格柵調整方法，并在某燃煤機組上進行了工程試驗，并取得了較好的效果。試驗結果顯示，相比于傳統噴氨格柵調法，選擇加權磨煤機組合工況的噴氨策略，可在不增加測試儀表、不對噴氨手動閥進行改造的前提下，使脫硝系統濃度場同時在多個磨煤機組合、機組負荷下達到均勻分布的程度且Cv 值均小于30%，實現噴氨量與煙氣中NOX的良好對應。

對于沒有條件或資金實施噴氨分區改造的機組，在滿足國家環保要求的情況下，不應追求單個負荷、工況下過高的脫硝效率，應從全局考慮，建立適應大多數工況的全局最優化噴氨策略，以降低脫硝成本和控制氨逃逸量，提高脫硝工藝的適應性。