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向下滑動
脫硝系統運行中, 由于噴氨量不均, 會引起脫硝系統局部氨逃逸增加, 氨氣與煙氣中SO2反應產生硫酸氫銨容易附著在空預器受熱面, 造成空預器堵塞, 從而使系統阻力增加, 引風機出力受限, 影響機組帶負荷, 嚴重時還會引起引風機搶風, 造成設備損壞事故。因此, 解決好脫硝系統氨逃逸問題, 是解決空預器堵塞的重點。
某熱電有限公司2×300 MW機組鍋爐。鍋爐為亞臨界參數、四角切圓燃燒方式、自然循環汽包鍋爐, 單爐膛∏型布置, 燃用煙煤, 一次中間再熱, 平衡通風、固態排渣, 全鋼架懸吊結構, 爐頂帶金屬防雨罩。選擇性催化還原技術SCR (selective catalytic reduction) 脫硝裝置, 催化劑采用兩用一備模式。除塵器采用一電兩袋,。鍋爐以最大連續負荷BMCR (boiler maximum continuous rate) 為設計參數, 鍋爐的最大連續蒸發量為1060t/h;機組電負荷為300 MW (即額定工況) 時, 鍋爐的額定蒸發量為1009 t/h。
目前2臺鍋爐噴氨量差別較大, 2號機組存在空預器B側運行易堵塞、噴氨管道及噴口設計不合理、氨與煙氣混合不均勻等問題。
通過試驗前數據分析, 鍋爐負荷穩定, 在SCR反應器的入口煙道截面, 利用網格法進行測試各點的流速, SCR入口煙道流場分布見表1。
由表1可以看出, SCR入口煙道A側靠近鍋爐中心線區域, 煙氣平均流速為13.3 m/s, 大于煙道外側區域煙氣平均流速11.7 m/s；SCR入口煙道B側靠近鍋爐中心線區域煙氣平均流速為13.8 m/s, 大于煙道外側區域煙氣平均流速11.2 m/s。因此, SCR入口流場分布為:靠近鍋爐中心線區域煙氣流速大, 煙道外側區域煙氣流速小。
由表1可以看出, SCR入口煙道A側靠近鍋爐中心線區域煙氣平均流速為13.3 m/s, 大于煙道外側區域煙氣平均流速11.7 m/s；SCR入口煙道B側靠近鍋爐中心線區域煙氣平均流速為13.8 m/s, 大于煙道外側區域煙氣平均流速11.2 m/s。因此, SCR入口流場分布為:靠近鍋爐中心線區域煙氣流速大, 煙道外側區域煙氣流速小。
表1 SCR入口煙道流場及脫硝裝置出口NOx及NH3逃逸濃度分布
由于噴氨量不均, 導致氨在脫硝反應器存在局部反應不良, 氨逃逸量增加, 使過量氨與煙氣中的硫化物反應, 生成硫酸氫銨, 沉積在下游設備上, 使煙道阻力增加, 影響機組帶負荷, 對設備安全運行帶來較大影響。
SCR反應器出口NOx分布均勻性較差的主要原因是煙道流場分布不均勻, 而噴氨格柵AIG (ammonia injection grid) 各閥門開度沒有一定的指導原則, 噴氨流量分布不能適應煙氣量分布狀況。為了減少NOx濃度分布偏差, 避免局部氨逃逸超標, 須對AIG各閥門開度進行優化調整。
機組大修前, 空預器差壓嚴重偏離設計值, 造成引風機電流偏高, 影響機組帶負荷需要, 機組檢修過程中, 對空預器進行了高壓水沖洗, 并對部分損壞換熱原件進行更換后, 空預器差壓有了明顯下降, 但在運行中氨逃逸造成空預器堵塞問題仍是影響機組長周期安全運行的主要問題。
在機組230MW工況下, 鍋爐蒸發量為700t/h左右工況下進行優化前的摸底試驗, 試驗過程中, 在每臺反應器進出口同時測試了NOx濃度, 并在反應器出口測試了NH3逃逸濃度, 初步評估脫硝裝置的效率和按氨噴射流量分配狀況。詳細測試結果見表4。
兩側SCR反應器出口煙道截面上NOx和NH3逃逸濃度分布測試結果見表2。
表2 試驗工況脫硝裝置出口NOx及NH3逃逸濃度分布
兩側出口NOx濃度分布均呈現出外側偏低, 內側偏高的狀況。A側SCR出口NOx最大值為58.5mg/m3, 最小值為6.0mg/m3, 相對標準偏差為51.6%；B側SCR出口NOx最大值為37.7mg/m3, 最小值為8.9mg/m3, 相對標準偏差為54.13%。SCR反應器出口NOx分布均勻性較差。
同時, 氨逃逸濃度試驗結果發現A、B兩側均呈現出NOx濃度低的測孔氨逃逸濃度明顯較高, 煙道外側區域氨逃逸濃度較高而鍋爐中心線位置則相對較小。A側最大氨逃逸濃度達到4.50μL/L, 最小為1.64μL/L, B側最大氨逃逸濃度達到5.01μL/L, 最小為1.93μL/L。
SCR反應器出口NOx分布均勻性較差的主要原因是煙道流場分布不均勻, 而AIG噴氨格柵各閥門開度沒有一定的指導原則, 噴氨流量分布不能適應煙氣量分布狀況。為了減少NOx濃度分布偏差, 避免局部氨逃逸超標, 須對AIG噴氨格柵各閥門開度進行優化調整。
根據兩側煙道煙氣流場NOx濃度及氨逃逸情況分布, 由于噴氨隔柵流場分布不均問題是造成氨逃逸的大的主要問題, 因此必須進行噴氨均勻性調整試驗。
在鍋爐230MW, 鍋爐蒸發量為700t/h工況下, 根據摸底測試測得SCR反應器出口截面NOx濃度和NH3逃逸濃度分布結果, 對反應器入口煙道上AIG噴氨格柵不同支管的手動蝶閥開度進行了調節, 經過反復調整, 兩側反應器出口截面的NOx分布均勻性有所改善。調整前后各支管手動蝶閥開度見表3, 主要結果匯總如見表4。
表3 優化調整試驗前后AIG噴氨支管手動蝶閥開度對比
表4 噴氨優化調整后SCR反應器出口NOx及NH3逃逸濃度分布
A側SCR出口NOx最大值為35.0mg/m3, 最小值為13.3mg/m3, 相對標準偏差為32.6%;B側SCR出口NOx最大值為27.9mg/m3, 最小值為17.3 mg/m3, 相對標準偏差為19.3%。SCR反應器兩側出口NOx分布均勻性得到改善, 其中B側均勻性得到改善, A側由于經各種調整方法最外側測點處NOx濃度并無明顯變化, 造成A側出口NOx相對標準偏差仍然較大。
同時, 氨逃逸濃度試驗結果表明, A側最大氨逃逸濃度達到3.89μL/L, 最小為1.55μL/L, 平均為2.38μL/L;B側最大氨逃逸濃度達到2.57μL/L, 最小為2.11μL/L, 平均為2.34μL/L。可以看出經過噴氨優化后, A、B反應器出口NOx濃度分布偏差和局部氨逃逸較大的問題有所改善。
a) SCR入口速度場測量發現：SCR入口A、B兩側靠近鍋爐中心線側煙氣流速大于煙道外側, 流場分布不均。
b) 噴氨優化調整前, 鍋爐蒸發量為700t/h工況下, A、B反應器入口NOx濃度分布均勻性較好;A、B反應器出口NOx濃度分布相對標準偏差為51.6%、54.13%, NH3逃逸濃度存在顯著的局部超標現象, A、B兩側最大氨逃逸濃度達到4.5μL/L、5.01μL/L。
c) 通過噴氨優化調整, SCR反應器出口NOx濃度分布偏差較大和氨逃逸局部超標情況有所改善。鍋爐蒸發量為700t/h工況下的驗證工況表明, A、B反應器出口NOx分布相對標準偏差分別為32.6%和19.3%, 氨逃逸濃度最大值分別為3.89μL/L和2.57μL/L。
4.2.1 SCR入口煙道流場優化
SCR入口速度場分布不均勻, 建議對SCR入口煙道進行流場模擬, 對煙道流場進行優化改造。
4.2.2 噴氨支管及噴氨格柵改造
由于A側反應器出口煙道最外側測孔處NOx濃度偏小, 經過一系列調整方法此處NOx濃度并無明顯變化, 造成A側反應器出口NOx濃度相對標準偏差依然較大, 但優化調整過后A側反應器出口NOx濃度總體均勻性有所改善。針對此問題分析主要是入口噴氨不均勻, 反應器出口NOx濃度與該區域AIG噴氨支管手動蝶閥開度并無直接對應關系;且據了解目前電廠氨/煙氣混合技術單一采用噴氨格柵, 混合調節手段單一, 噴氨均勻性不好, 建議在噴氨格柵上方加裝混流裝置, 使氨/煙氣混合更加均勻, 改善脫硝出口NOx均勻性差及局部氨逃逸嚴重的問題。
通過脫硝系統噴氨流場優化試驗, 可有效控制系統加氨量, 防止因加氨量過多, 氨逃逸量大引起的空預器等下游設備堵塞, 確保主機設備的安全運行;另外, 通過噴氨量優化, 用氨量減少, 能有效降低火電企業生產經營成本, 為同類型火電機組提供了良好的實踐經驗。
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