貝捷環(huán)保：提供最優(yōu)質(zhì)的粉塵、廢氣處理設(shè)備，一家專注于工業(yè)粉塵處理設(shè)備的環(huán)保設(shè)備制造廠商

貝捷環(huán)保：SCR煙氣脫硝系統(tǒng)運(yùn)行全過程數(shù)據(jù)分析

據(jù)的匯總分析，指出不同燃燒方式以及運(yùn)行控制方式下，脫硫系統(tǒng)出口氨逃逸存在差異，導(dǎo)致空氣預(yù)熱器等下游設(shè)備硫酸氫銨（ABS）堵塞情況存在明顯差異，說明從鍋爐燃燒、脫硝設(shè)備、煙氣流動(dòng)與混合等方面進(jìn)行全過程優(yōu)化管理的必要性及重要性。針對脫硝系統(tǒng)超低排放改造后集中出現(xiàn)的空氣預(yù)熱器ABS堵塞等次生問題，建議采用全過程管理理念，從源頭控制氨逃逸，提高脫硝系統(tǒng)運(yùn)行水平。

機(jī)組經(jīng)過超低排放改造后，普遍出現(xiàn)空氣預(yù)熱器（空預(yù)器）硫酸氫銨（ABS）堵塞和電除塵設(shè)備飛灰黏附，嚴(yán)重者甚至出現(xiàn)機(jī)組帶負(fù)荷能力受限、NOx及煙塵排放難以達(dá)標(biāo)等問題，且ABS具有一定的腐蝕性會(huì)造成設(shè)備腐蝕，影響機(jī)組安全運(yùn)行。

本文通過匯總分析國內(nèi)多臺(tái)機(jī)組脫硝運(yùn)行情況，對影響選擇性催化還原（SCR）煙氣脫硝系統(tǒng)性能的主要因素，如脫硝還原劑與煙氣的混合程度及分布、氨氮摩爾比、NOx質(zhì)量濃度、煙氣溫度等進(jìn)行分析，結(jié)合實(shí)際案例提出相應(yīng)優(yōu)化措施，為解決機(jī)組超低排放改造后脫硝系統(tǒng)運(yùn)行次生問題提供參考。

1脫硝系統(tǒng)全過程分析

1.1NOx質(zhì)量濃度分布

鍋爐不同燃燒方式下（切圓、旋流、拱式燃燒等），省煤器出口NOx質(zhì)量濃度及分布差異較大，為此采用統(tǒng)計(jì)學(xué)方法中的四分位距（IQR）描述其分布情形。

對于切圓燃燒鍋爐，SCR脫硝系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度分布較為集中，其IQR在8~41mg/m3之間；對于旋流燃燒鍋爐，NOx質(zhì)量濃度分布相對集中，IQR在27~79mg/m3之間，部分機(jī)組達(dá)到119mg/m3；對于拱式燃燒鍋爐，NOx質(zhì)量濃度分布比較分散，IQR最小為84mg/m3，最大達(dá)到387mg/m3。不同鍋爐燃燒方式下的NOx質(zhì)量濃度分布如圖1所示。NOx質(zhì)量濃度四分位距和均值之比（IQR/Mean）與NOx質(zhì)量濃度分布相對標(biāo)準(zhǔn)偏差（CV）存在相關(guān)關(guān)系，具體如圖2所示。圖中O表示切圓燃燒，H表示旋流燃燒，W表示拱式燃燒

圖1不同燃燒方式下SCR脫硝系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度分布

圖2NOx質(zhì)量濃度分布偏差分析

1.2NOx平衡質(zhì)量濃度

NOx平衡質(zhì)量濃度應(yīng)結(jié)合鍋爐燃燒及脫硝裝置綜合確定，以防止低氮運(yùn)行方式下出現(xiàn)鍋爐高溫腐蝕、可燃物含量高、CO質(zhì)量濃度上升等問題。表1為某630MW機(jī)組不同工況運(yùn)行參數(shù)。由表1可以看出：隨著SCR脫硝系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度降低，鍋爐效率也隨之降低，這主要是由于低氧量運(yùn)行方式下鍋爐未燃碳及CO熱損失升高；增加風(fēng)量后，上述熱損失明顯降低，鍋爐效率增加，但SCR脫硝系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度也隨之升高，導(dǎo)致脫硝噴氨量增加，同時(shí)氨逃逸量也隨之增加（圖3）；當(dāng)脫硝系統(tǒng)氨逃逸量超出一定限值時(shí)，會(huì)造成空預(yù)器設(shè)備堵塞，此時(shí)空預(yù)器差壓會(huì)快速上升，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)電耗增加。

表1某630MW機(jī)組不同工況運(yùn)行參數(shù)

圖3不同NOx質(zhì)量濃度下鍋爐效率、噴氨量及氨逃逸量關(guān)系

NOx平衡質(zhì)量濃度可按照以下步驟確定：

1）評估經(jīng)噴氨優(yōu)化調(diào)整后的脫硝裝置潛能，據(jù)此可計(jì)算不同NOx質(zhì)量濃度對應(yīng)的氨逃逸量；

2）結(jié)合煙氣條件，評估不同氨逃逸量對空預(yù)器堵塞的影響，定性評價(jià)空預(yù)器阻力變化情況；

3）將鍋爐效率及風(fēng)機(jī)電耗轉(zhuǎn)換為煤耗數(shù)據(jù)；

4）按氨耗及煤耗之和最省原則確定NOx平衡質(zhì)量濃度。

在NOx平衡質(zhì)量濃度確定過程中，并非所有因素均能轉(zhuǎn)化為經(jīng)濟(jì)效益進(jìn)行比對，在具體項(xiàng)目中應(yīng)根據(jù)實(shí)際情況確定各項(xiàng)因素的權(quán)重，對關(guān)鍵因素有所側(cè)重。

1.3空預(yù)器ABS堵塞

SCR脫硝系統(tǒng)運(yùn)行產(chǎn)生的氨逃逸量與SO3質(zhì)量濃度增加是造成下游空預(yù)器ABS堵塞、引風(fēng)機(jī)電耗增加的主要因素。ABS沉積程度可由式(1)評估。

圖4為2層催化劑條件下，脫硝裝置運(yùn)行3個(gè)月內(nèi)空預(yù)器煙氣側(cè)阻力情況，其與氨逃逸量及煤中折算含硫量相關(guān)性明顯。由圖4可見，空預(yù)器阻力高值多分布于高硫煤、高氨逃逸量區(qū)域。燃用低硫煤種時(shí)，空預(yù)器阻力較易控制，氨逃逸限值可適當(dāng)放寬，而高硫煤種空預(yù)器阻力上升明顯，需嚴(yán)格控制氨逃逸量。

圖4空預(yù)器阻力與氨逃逸量及含硫量關(guān)系

圖5為不同催化劑層數(shù)下空預(yù)器煙氣側(cè)阻力情況（運(yùn)行3個(gè)月內(nèi)）。針對不同的排放標(biāo)準(zhǔn)分別采用2層或3層催化劑時(shí)，空預(yù)器煙氣側(cè)阻力均值約為1400Pa；但高NOx質(zhì)量濃度機(jī)組超低排放布置4層催化劑時(shí)，空預(yù)器阻力增加明顯，統(tǒng)計(jì)均值達(dá)到1740Pa。這一方面是由于高脫硝效率下氨逃逸量控制難度加大，另一方面4層催化劑下SO2/SO3轉(zhuǎn)化率也相應(yīng)升高，ρ(NH3)×ρ(SO3)增大導(dǎo)致空預(yù)器ABS堵塞情況相對嚴(yán)重。

圖5空預(yù)器阻力與催化劑層數(shù)關(guān)系

圖6為不同燃燒方式下空預(yù)器煙氣側(cè)阻力情況（運(yùn)行3個(gè)月內(nèi)）。由圖6可見：旋流與切圓燃燒鍋爐相比，前者空預(yù)器差壓平均偏高約180Pa；旋流燃燒鍋爐SCR脫硝系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度分布均勻性較差，且不同工況分布趨勢不同，使得噴氨格柵適應(yīng)性較差，導(dǎo)致局部氨逃逸量峰值增加、空預(yù)器阻力升高；對于拱式燃燒鍋爐，上述影響尤甚，且在燃用無煙煤/貧煤時(shí)NOx質(zhì)量濃度偏高，高脫硝效率導(dǎo)致氨逃逸量較大，使得空預(yù)器阻力明顯偏高。通過實(shí)例分析可以看出，降低SCR脫硝系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度，同時(shí)提高其分布均勻性，可以減少氨逃逸量，是預(yù)防空預(yù)器ABS堵塞的有效手段。

圖6空預(yù)器煙氣側(cè)差壓與鍋爐燃燒方式的關(guān)系

1.4氨氮摩爾比分布

NOx質(zhì)量濃度分布偏差越大的機(jī)組，空預(yù)器發(fā)生ABS堵塞的概率越大。根據(jù)相關(guān)研究，當(dāng)脫硝效率要求達(dá)到93%時(shí)，即使氨氮摩爾比均勻性達(dá)到2%，氨逃逸量也僅能控制在2μL/L；如果脫硝效率降至85%，當(dāng)氨氮摩爾比均勻性系數(shù)分別為2%及8%時(shí)，氨逃逸量均小于1μL/L，且后者僅偏高0.5μL/L?？梢?，脫硝效率低時(shí)氨逃逸量更容易控制。

正常運(yùn)行中，對噴氨格柵進(jìn)行定期優(yōu)化調(diào)整是提高氨氮摩爾比分布均勻性的常用手段。對于本文統(tǒng)計(jì)的不同燃燒方式的機(jī)組，脫硝噴氨優(yōu)化效果不同，噴氨優(yōu)化前后氨逃逸量峰值如圖7所示。

圖7不同燃燒方式下鍋爐噴氨優(yōu)化前后氨逃逸量峰值

由圖7可見：切圓燃燒鍋爐脫硝噴氨優(yōu)化調(diào)整后，局部氨逃逸量峰值均可控制到3μL/L以下；旋流燃燒及倉儲(chǔ)制粉機(jī)組局部氨逃逸量峰值可控制到7μL/L以下；而拱式燃燒鍋爐氨逃逸量最難控制，案例中局部峰值可達(dá)21.3μL/L。這也是不同燃燒方式下鍋爐空預(yù)器阻力存在差異的主要原因。

常見的氨噴射裝置（AIG）主要有格柵式、混合型及渦流型3類，這3類氨噴射系統(tǒng)的優(yōu)勢和適應(yīng)范圍各異。執(zhí)行NOx超低排放標(biāo)準(zhǔn)后，SCR脫硝系統(tǒng)脫硝效率進(jìn)一步提高，國內(nèi)部分采用混合型及渦流型AIG的脫硝系統(tǒng)無法滿足相應(yīng)的氨氮摩爾比分布均勻性的要求。目前，已有電廠對脫硝系統(tǒng)AIG進(jìn)行了優(yōu)化改造，可明顯改善氨氮摩爾比分布均勻性，但對拱式燃燒、部分旋流燃燒鍋爐，還需采取提高省煤器來流煙氣分布均勻性的措施。

某W型火焰鍋爐，設(shè)計(jì)燃用無煙煤和貧煤的混煤，滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)NOx質(zhì)量濃度約1000mg/m3，最高達(dá)1300mg/m3，采用SNCR+SCR脫硝系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)超低排放。受磨煤機(jī)組合及SNCR投運(yùn)影響，脫硝反應(yīng)器截面最高及最低NOx質(zhì)量濃度差值達(dá)600mg/m3。高NOx質(zhì)量濃度區(qū)域易超出催化劑設(shè)計(jì)脫硝能力；而低NOx質(zhì)量濃度區(qū)域催化劑無法充分發(fā)揮性能，制約脫硝效率的提升，且該區(qū)域氨逃逸量過大。為改善來流煙氣中NOx質(zhì)量濃度分布均勻性，該廠在省煤器出口至脫硝系統(tǒng)AIG入口之間煙道內(nèi)增設(shè)煙氣混合裝置，以提高煙氣分布均勻性。改造前后SCR脫硝系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度分布對比如圖8所示。

圖8改造前后SCR脫硝系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度分布

由圖8可見，改造后SCR脫硝系統(tǒng)入口NOx質(zhì)量濃度分布均勻性明顯提高，AIG適應(yīng)性得以改善，空預(yù)器沖洗間隔延長3~6個(gè)月。

1.5噴氨量控制

根據(jù)某機(jī)組脫硝系統(tǒng)超低排放改造前后測試數(shù)據(jù)，分別計(jì)算脫硝系統(tǒng)潛能P，據(jù)此分析不同NOx排放質(zhì)量濃度下氨逃逸量的變化情況，結(jié)果見表2。由表2可見：使用2層催化劑時(shí)，脫硝潛能為2.95，當(dāng)NOx排放質(zhì)量濃度分別控制在80、60mg/m3時(shí)，對應(yīng)氨逃逸量分別為0.9、1.4μL/L；增加備用催化劑層后，脫硝潛能提升至3.12，在入口NOx質(zhì)量濃度相同情況下，NOx排放質(zhì)量濃度控制在40、20mg/m3時(shí)，對應(yīng)氨逃逸量分別為1.6、3.6μL/L。可見，滿足超低排放控制標(biāo)準(zhǔn)時(shí)氨逃逸量增幅較大，即當(dāng)氨氮摩爾比超過一定值后，繼續(xù)增加噴氨量，脫硝效率提高趨緩，而氨逃逸量會(huì)快速升高。如果以氨逃逸量≤3μL/L作為基準(zhǔn)，那么超低排放背景下該機(jī)組脫硝系統(tǒng)出口NOx質(zhì)量濃度應(yīng)控制在23~50mg/m3，隨著催化劑性能的衰減，NOx排放質(zhì)量濃度下限將逐漸提高，因此超低排放對噴氨控制水平要求更高?？梢?，超低排放要求下脫硝系統(tǒng)精細(xì)化管理非常有必要。

表2脫硝系統(tǒng)出口NOx質(zhì)量濃度對氨逃逸量的影響

目前，對脫硝噴氨量的控制多采用前饋+反饋的控制思路。對機(jī)組負(fù)荷變動(dòng)過程中的NOx質(zhì)量濃度進(jìn)行預(yù)估，提前調(diào)節(jié)噴氨量。除了對脫硝側(cè)噴氨控制進(jìn)行優(yōu)化外，也可對燃燒側(cè)進(jìn)行優(yōu)化，在兼顧燃燒、主蒸汽溫度等因素的同時(shí)，從源頭減小NOx質(zhì)量濃度波動(dòng)，尤其在當(dāng)前燃煤機(jī)組深度調(diào)峰、負(fù)荷快速響應(yīng)背景下，燃燒動(dòng)態(tài)優(yōu)化調(diào)整顯得尤為必要。某機(jī)組通過對燃燒器擺角控制邏輯、過熱度設(shè)定值、總風(fēng)量前饋量、風(fēng)門開度等進(jìn)行優(yōu)化，以改善機(jī)組動(dòng)態(tài)特性，優(yōu)化后在機(jī)組升降負(fù)荷過程中省煤器出口NOx質(zhì)量濃度波動(dòng)幅度明顯減小，有利于脫硝系統(tǒng)的穩(wěn)定控制。動(dòng)態(tài)特性優(yōu)化前后NOx質(zhì)量濃度波動(dòng)情況對比如圖9所示。燃燒調(diào)整可以同時(shí)降低NOx質(zhì)量濃度及其波動(dòng)幅度，是氨逃逸源頭治理的必要措施。

圖9動(dòng)態(tài)特性優(yōu)化前后NOx質(zhì)量濃度波動(dòng)對比

1.6低負(fù)荷運(yùn)行

SCR脫硝催化劑運(yùn)行溫度區(qū)間與煙氣條件有關(guān)，為達(dá)到相同的脫硝效率，不同空間速度對應(yīng)的適宜溫度不同，空間速度高對應(yīng)溫度要求較高，而空間速度低的溫度相應(yīng)較低，其適宜的反應(yīng)溫度窗口為315~400℃。煙氣溫度越高，脫硝效率也越高，但同時(shí)SO2/SO3轉(zhuǎn)化率也會(huì)相應(yīng)升高。

表3為某機(jī)組高中低負(fù)荷下的脫硝性能數(shù)據(jù)。由表3可見，雖然低負(fù)荷下煙氣溫度低導(dǎo)致脫硝反應(yīng)活性降低，但煙氣流速的降低彌補(bǔ)了催化劑活性降低的影響，低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)氨逃逸量往往低于高負(fù)荷。

表3不同負(fù)荷下機(jī)組脫硝性能

對脫硝系統(tǒng)運(yùn)行溫度下限的控制主要考慮催化劑微孔中ABS結(jié)露堵塞的影響。結(jié)露是ABS隨溫度變化的一種化學(xué)特性，與催化劑成分無關(guān)。制定低負(fù)荷運(yùn)行方案時(shí)，首先應(yīng)根據(jù)煙氣條件確定催化劑最低連續(xù)運(yùn)行溫度（MOT），該溫度與煙氣條件有關(guān)。MOT與煙氣NH3和SO3體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系如圖10所示。當(dāng)催化劑在MOT和ABS結(jié)露溫度

之間短時(shí)間（數(shù)小時(shí)）運(yùn)行后，催化劑可以通過在MOT條件下運(yùn)行恢復(fù)活性；如果低于ABS結(jié)露溫度運(yùn)行，催化劑則無法在MOT下恢復(fù)活性，催化劑恢復(fù)活性則需更高的溫度及更長的運(yùn)行時(shí)間；如果長時(shí)間在ABS結(jié)露溫度以下運(yùn)行，催化劑有可能出現(xiàn)不可逆失活。

圖10MOT與煙氣NH3和SO3體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系

當(dāng)煙氣溫度低于MOT較多（超過20℃）時(shí)，需通過現(xiàn)場設(shè)備改造提高SCR脫硝系統(tǒng)入口煙氣溫度。一般采用省煤器煙氣調(diào)溫旁路方案（圖11），該方案投資較低，提溫幅度大于30℃，但需注意旁路煙氣與主路煙氣的均勻混合，防止出現(xiàn)煙氣混合后溫度分層問題。某額定容量為393MW的亞臨界機(jī)組，采用省煤器煙氣旁路提升SCR脫硝系統(tǒng)入口煙溫。改造后，在機(jī)組并網(wǎng)時(shí)，煙道截面平均煙溫可由改造前的285℃提高至324℃，但煙氣溫度分布均勻性較差，截面最高煙溫為392℃，最低為277℃，溫度偏差在–47～68℃。

圖11調(diào)溫旁路開啟后SCR脫硝系統(tǒng)入口煙溫分布

2結(jié)論與建議

1）SCR脫硝裝置布置于省煤器與空預(yù)器之間，其性能狀況受來流煙氣條件影響明顯；超低排放背景下，因氨逃逸造成的ABS等次生問題愈加突出。

2）不同燃燒方式下，省煤器出口NOx質(zhì)量濃度和氨逃逸量分布差異較大，導(dǎo)致空預(yù)器阻力情況不同，同時(shí)噴氨優(yōu)化對氨逃逸改善效果也存在差異。

3）NOx平衡質(zhì)量濃度應(yīng)結(jié)合鍋爐燃燒、風(fēng)機(jī)電耗、氨耗等綜合確定，以整體提高脫硝設(shè)備及鍋爐運(yùn)行水平。

4）建議將鍋爐燃燒、脫硝設(shè)備、煙氣流動(dòng)與混合以及催化劑作為整體，對脫硝設(shè)備進(jìn)行全過程優(yōu)化管理，從根源上控制氨逃逸，緩解空預(yù)器ABS堵塞。

5）制定脫硝低負(fù)荷方案時(shí)，應(yīng)首先確定MOT，根據(jù)煙溫差值選擇相應(yīng)的運(yùn)行或改造方案。

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來源：《熱力發(fā)電》