350 MW機(jī)組鍋爐SCR脫硝系統(tǒng)優(yōu)化

孫雪峰，王 強(qiáng)，顏世劍，李魯明，吳東垠

(1. 新疆東方希望新能源有限公司，新疆 昌吉 831100；2. 西安交通大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，陜西 西安 710049)

0 引 言

準(zhǔn)東煤田位于新疆昌吉回族自治州，是我國目前最大的整裝煤田，但準(zhǔn)東煤在鍋爐燃燒過程中易發(fā)生結(jié)焦問題，一般摻燒高嶺土緩解結(jié)焦。某燃用準(zhǔn)東煤350 MW機(jī)組，鍋爐燃煤摻燒高嶺土后煙氣攜帶灰塵顆粒及灰塵量增大，造成SCR脫硝系統(tǒng)煙道積灰嚴(yán)重和噴氨量明顯偏大，同時在空氣預(yù)熱器(簡稱“空預(yù)器”)內(nèi)形成硫酸氫氨堵塞，機(jī)組無法長周期穩(wěn)定運(yùn)行，有必要進(jìn)行技術(shù)改造。

前人對準(zhǔn)東煤燃燒進(jìn)行了較多研究。陶玉潔[1]研究了5種典型準(zhǔn)東煤的普遍煤質(zhì)特征及燃燒特性，研究發(fā)現(xiàn)準(zhǔn)東煤具有高水分、極低灰分、中高熱值、低氮低硫等特點(diǎn)；灰熔融溫度較高，煤階和燃點(diǎn)均介于褐煤和煙煤之間。王禮鵬等[2]采集了燃用準(zhǔn)東煤比例約為75%的新疆某電廠1號爐各部位灰渣樣，利用微觀分析手段對灰渣樣進(jìn)行系統(tǒng)分析，發(fā)現(xiàn)灰渣的礦物組成包括常見的強(qiáng)沾污性的硫酸鈣，同時還含有鈉長石、鈉鐵硫酸鹽和鈉鈣鋁硅酸鹽。周廣欽等[3]在液態(tài)排渣旋風(fēng)爐上對準(zhǔn)東煤進(jìn)行燃燒試驗(yàn),采用掃描電鏡對灰渣樣的顯微形貌及成分進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)準(zhǔn)東煤在旋風(fēng)爐上燃燒完全，且可通過調(diào)整風(fēng)量和配風(fēng)方式來控制NOx生成，指出低熔點(diǎn)組分的Na、Ca硅鋁酸鹽和硫酸鹽是造成結(jié)渣沾污的重要因素。白楊等[4]利用熱重分析儀研究了30%、50%和80%等不同配比下混煤燃燒特性，并分析了響應(yīng)配比下煤灰特性變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)隨準(zhǔn)東煤配比增加，混煤燃燒特征溫度逐漸降低，最大燃燒速率與綜合燃燒特性指數(shù)先降低后升高，混煤灰熔融溫度逐漸降低。

針對鍋爐運(yùn)行過程中存在的問題，本文通過設(shè)置建模計(jì)算分析，提出對脫硝內(nèi)部各處導(dǎo)流板進(jìn)行優(yōu)化改造，在脫硝系統(tǒng)煙道易產(chǎn)生積灰的部位增加聲波吹灰器，進(jìn)行噴氨格柵噴嘴數(shù)量及氨空混合器的升級改造，同時開展鍋爐SCR脫硝噴氨熱態(tài)優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)工作，取得良好的效果。

1 鍋爐本體及SCR系統(tǒng)設(shè)備

鍋爐由東方鍋爐股份有限公司設(shè)計(jì)制造，鍋爐型號DG-1215/17.4-∏22，燃用煤種為新疆五彩灣準(zhǔn)東煤的亞臨界參數(shù)自然循環(huán)汽包爐，單爐膛π型布置，四角切圓燃燒方式，一次中間再熱，平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣，全鋼架、全懸吊結(jié)構(gòu)，鍋爐緊身封閉；全廠鍋爐的脫硝系統(tǒng)選用液氨作為還原劑，SCR反應(yīng)器采用DCS系統(tǒng)進(jìn)行控制，吹灰方式采用聲波吹灰器或蒸汽吹灰系統(tǒng)，脫硝島工藝包括SCR反應(yīng)器本體，鍋爐省煤器出口至SCR反應(yīng)器入口、SCR反應(yīng)器出口至鍋爐空預(yù)器進(jìn)口的連接煙氣系統(tǒng)。在燃用設(shè)計(jì)煤種時，鍋爐BMCR工況下脫硝保證效率不低于80%，鍋爐在30%～100%BMCR負(fù)荷，氨的逃逸率不大于3×10-6，SO2/SO3轉(zhuǎn)化率小于1%，脫硝裝置出口煙氣中NOx含量小于45 mg/m3。

2 機(jī)組運(yùn)行現(xiàn)狀及存在問題

本文所選350 MW機(jī)組鍋爐燃用煤種為新疆五彩灣準(zhǔn)東煤，日常生產(chǎn)中根據(jù)鍋爐燃燒情況，燃煤摻配高嶺土。煙氣脫硝采用SCR工藝，脫硝系統(tǒng)機(jī)組基建初期就配套開始逐步投運(yùn)，脫硝催化劑由東方凱特瑞公司提供，采用“2+1”布置方式。

從近期運(yùn)行情況看，機(jī)組前期未按超低排放設(shè)計(jì)，機(jī)組噴氨量明顯偏大，使得生產(chǎn)成本升高，同時由于過量氨氣不能和NOx充分反應(yīng)，氨逃逸增大，形成的硫酸氫氨極易在空預(yù)器冷端液化而堵塞，使機(jī)組不能長周期運(yùn)行。1、2號機(jī)組在同負(fù)荷下噴氨量明顯大于其他機(jī)組，300 MW時達(dá)到90 kg/h以上，空預(yù)器也極易堵塞，機(jī)組被迫停運(yùn)進(jìn)行空預(yù)器蓄熱片沖洗治理工作，嚴(yán)重影響機(jī)組運(yùn)行安全。從停爐檢修檢查情況看，脫硝內(nèi)部、催化劑表面及出口煙道積灰、堵塞嚴(yán)重；脫硝煙道流板安裝與設(shè)計(jì)不一致，可推斷從投運(yùn)開始脫硝煙道的流場分布就與設(shè)計(jì)嚴(yán)重不符。針對此現(xiàn)象，分析了多臺機(jī)組鍋爐脫硝系統(tǒng)易產(chǎn)生積灰的脫硝轉(zhuǎn)向室、催化劑上方及空預(yù)器入口斜坡積灰狀況，發(fā)現(xiàn)脫硝煙道轉(zhuǎn)角位置導(dǎo)流板安裝存在嚴(yán)重偏差，最下位置導(dǎo)段分別增加了聲波吹灰器[5]，積灰情況如圖1所示。因此，筆者重新對脫硝流場進(jìn)行模擬計(jì)算，并按照核算后的設(shè)計(jì)結(jié)果對脫硝內(nèi)部導(dǎo)流板進(jìn)行技術(shù)改造。

圖1 SCR系統(tǒng)積灰情況

3 同類型350 MW機(jī)組鍋爐SCR系統(tǒng)對比

不同機(jī)組的系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)對比見表1，噴氨格柵及氨空混合器設(shè)計(jì)參數(shù)見表2，稀釋風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)見表3，吹灰器及煙道設(shè)計(jì)參數(shù)見表4。

表1 不同機(jī)組的系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)對比

表2 不同機(jī)組的噴氨格柵及氨空混合器設(shè)計(jì)參數(shù)

表3 不同機(jī)組的稀釋風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)

表4 不同機(jī)組的吹灰器及煙道設(shè)計(jì)參數(shù)

由表1～4可知，機(jī)組1、2號和機(jī)組9、10號在脫硫脫硝率、噴氨格柵及氨空混合器結(jié)構(gòu)、稀釋風(fēng)機(jī)參數(shù)、吹灰器及煙道結(jié)構(gòu)上的設(shè)計(jì)差別。

4 機(jī)組數(shù)值計(jì)算及改進(jìn)方法

4.1 導(dǎo)流板布置的優(yōu)化設(shè)計(jì)

建立比例1∶1三維幾何模型，模型如圖2所示。考慮到模型復(fù)雜的內(nèi)部結(jié)構(gòu)，計(jì)算區(qū)域需采用結(jié)構(gòu)化和非結(jié)構(gòu)化的混合網(wǎng)格進(jìn)行劃分，模型總網(wǎng)格數(shù)約200萬。

圖2 改造前后鍋爐本體及脫硝島設(shè)計(jì)模型

4.2 CFD流場分布

數(shù)值模擬模型采用湍流模型，脫硝裝置內(nèi)部的流動是一個復(fù)雜的湍流流動，綜合對比參考文獻(xiàn)[6-9]中數(shù)值模擬的湍流模型，并考慮到數(shù)學(xué)模型的可靠性和工程應(yīng)用的可行性，本文選用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε雙方程模型來模擬脫硝裝置內(nèi)部的流動狀況。在直角坐標(biāo)系下，等溫、不可壓流場基本控制微分方程[10]可以表示為

(1)

其中，φ為通用變量；u、v、w為x、y、z方向的速度，m/s；ρ為流體密度，kg/m3；Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為廣義源項(xiàng)。當(dāng)φ=1時為連續(xù)性方程，Sφ為由氣相引起的源項(xiàng)。式(1)中擴(kuò)散系數(shù)和源項(xiàng)的具體形式見表5。

表5 氣相守恒方程中的源項(xiàng)和擴(kuò)散系數(shù)

注：μeff為有效黏性系數(shù)；μ為流體黏性系數(shù)；μt為湍流黏性系數(shù)；P為壓力，Pa;κ為湍動能，kg/(m·s2)；ε為湍動能耗散率，kg/(m·s3)。

對控制方程求解時采用了求解壓力耦合方程的全隱算法SIMPLE算法，其計(jì)算步驟為：① 給定初始速度分布u0、v0、w0，計(jì)算動量方程的各系數(shù)及常數(shù)項(xiàng)；②v給定初始壓力場P*；③ 依次求解動量方程，得到與P*相應(yīng)的速度u*、v*、w*；④ 求解壓力修正方程，得到p′，由p′進(jìn)一步改進(jìn)速度值；⑤ 利用改進(jìn)后的速度場求解通過源項(xiàng)、物性等與速度場藕合的φ變量；⑥ 利用改進(jìn)后的速度場重新計(jì)算動量離散方程的系數(shù)，并用改進(jìn)后的壓力場作為下一層次迭代計(jì)算的初始值；⑦ 重復(fù)第3～6步，直至收斂為止。

初始和邊界條件的設(shè)定,以鍋爐BMCR工況為考查對象(設(shè)計(jì)煤種)，煙氣參數(shù)見表6。

在求解過程中，湍流動能、湍流動能耗散率、動量方程、對流擴(kuò)散方程均采用二階上風(fēng)差分法算，壓力和速度耦合采用SIMPLE算法。

水平煙道截面煙氣流場分布情況及相關(guān)統(tǒng)計(jì)分別如圖3和表7所示。

表6 計(jì)算煙氣參數(shù)

圖3 改造前后水平煙道橫截面煙氣流場

表7 截面煙氣流場分布統(tǒng)計(jì)

由3(a)和表7可知，改造前的安裝結(jié)構(gòu)，速度偏差達(dá)到了15.63%，超過流場均勻性偏差要求。因此，現(xiàn)在運(yùn)行的導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)，水平煙道下部區(qū)域因?qū)Я靼灏惭b的原因，形成了低速區(qū)，易形成飛灰沉積，應(yīng)予以糾正?，F(xiàn)結(jié)構(gòu)水平煙道截面上，因?yàn)?塊導(dǎo)流板幾乎重疊在一起，煙氣只能從前后2個地方流過，前墻的煙氣容易向水平煙道頂部流動，形成上部高速區(qū)。由圖3(b)和表7可知，改造后水平煙道前轉(zhuǎn)角的導(dǎo)流板直段減短，速度平均相對偏差為13.17%，滿足要求。改造后煙道相比原設(shè)計(jì)，導(dǎo)流板直段減小，流場分布仍滿足要求，但屬偏大值，為了避免飛灰沉積在直段造成導(dǎo)流板垮塌或飛灰沉積引起水平煙道甚至反應(yīng)器內(nèi)流場分布惡化，減少直段稍降低均勻性是可取方案。

水平煙道截面煙氣流場分布如圖4所示。

圖4 改造前后水平煙道縱截面煙氣流場

4.3 優(yōu)化SCR系統(tǒng)導(dǎo)流板設(shè)計(jì)

根據(jù)雷鑒琦[11]、石磊[12]和武寶會[13]等對SCR煙氣脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化分析，本文采用上升轉(zhuǎn)角煙道導(dǎo)流板組優(yōu)化，上2個直段恢復(fù)200 mm直段，下一個導(dǎo)流板恢復(fù)400 mm直段，并調(diào)整導(dǎo)流板間距，將原725 mm間距重新設(shè)計(jì)布置。

對出口煙道導(dǎo)流板組(空預(yù)器前)進(jìn)行優(yōu)化，去除導(dǎo)流板的入口直段，優(yōu)化后的上升轉(zhuǎn)角煙道如圖5、6所示。

圖5 上升轉(zhuǎn)角煙道截面剖視圖

圖6 上升轉(zhuǎn)角煙道三維視圖

優(yōu)化后上升轉(zhuǎn)角煙道速度流場分布如圖7所示。由圖7可知，優(yōu)化后，水平煙道原先存在的低速區(qū)消失，水平煙道上部的高速區(qū)明顯減弱，避免了上下流速偏差后引起的氣流漩渦，優(yōu)化效果明顯，統(tǒng)計(jì)得到反應(yīng)器內(nèi)流場均勻性偏差仍在5%以內(nèi)。

圖7 優(yōu)化后上升轉(zhuǎn)角煙道速度流場分布

4.4 聲波與蒸汽吹灰器結(jié)合吹灰

轉(zhuǎn)向室弧形導(dǎo)流板上2層各安裝1臺聲波吹灰器，共計(jì)2臺；轉(zhuǎn)向室出口導(dǎo)流板上2層各安裝1臺聲波吹灰器，共計(jì)2臺；每層催化劑上方前后煙道各布置2臺(交叉均勻布置)，A、B側(cè)各4臺，合計(jì)每層8臺；脫硝系統(tǒng)出口斜坡段煙道安裝2臺/側(cè)，合計(jì)需4臺；A、B空預(yù)器入口導(dǎo)流板處各安裝1臺，合計(jì)2臺。

自主設(shè)計(jì)制造飛灰流化裝置。脫硝系統(tǒng)轉(zhuǎn)向室水平煙道積灰嚴(yán)重，在水平段增加壓縮空氣吹灰系統(tǒng)管路，每天吹灰一次，5 min/次。貼煙道底部垂直氣流方向安裝2根長10 900 mm，φ32 mm×3 mm壓縮空氣噴管，2根噴管間距1 500 mm，噴管的噴口直徑φ5 mm，噴口間隔300 mm，外部用電磁閥控制。

4.5 氨注射柵格優(yōu)化升級

1號爐和2號爐SCR脫硝裝置由于設(shè)計(jì)、供貨、投運(yùn)時間較早，其氨注射柵格(AIG)采用早期的混合葉片結(jié)構(gòu)，未按照高效脫硝方案設(shè)計(jì)，故需要按照“1號和2號爐SCR脫硝裝置提效AIG設(shè)計(jì)方案”[14]進(jìn)行優(yōu)化改造，采用“變徑噴口噴氨柵格+單層花瓣式靜態(tài)混合器”方案，每層布置6×50個混合葉片(單側(cè)6×25個混合葉片)，共計(jì)300個變徑噴口(DN40直管變徑為DN25直管)，設(shè)置78根噴氨支管(DN40)、手動可調(diào)蝶閥(采用DN40，如要利舊可在原(DN50)波紋管補(bǔ)償器后的管道變徑為DN40)。每側(cè)煙道各13組管組，前11組噴氨支管(DN40)每根支管對應(yīng)煙道內(nèi)的4個變徑噴口(DN25)，后2組支管對應(yīng)煙道內(nèi)的3個變徑噴口(DN25)，噴口中心應(yīng)與混合葉片中心對齊，混合葉片按照設(shè)計(jì)安裝，其中，相鄰2個混合葉片一個為順時針旋轉(zhuǎn)，另一個為逆時針旋轉(zhuǎn)。

5 投資及經(jīng)濟(jì)效益分析

對鍋爐SCR脫硝裝置優(yōu)化升級改造和噴氨優(yōu)化調(diào)整，在機(jī)組負(fù)荷300 MW工況下對比，噴氨總量減少35 kg/h，降低45%，改造效果明顯。技術(shù)改造后，解決了脫硝系統(tǒng)轉(zhuǎn)向室及斜坡段積灰等問題，節(jié)省機(jī)組停運(yùn)清理積灰費(fèi)用；技術(shù)改造后，同步開展鍋爐熱態(tài)優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)工作[15-18]，鍋爐脫硝系統(tǒng)出口氨逃逸大幅下降，另外結(jié)合提高空預(yù)器冷端綜合溫度措施，從源頭徹底解決鍋爐空預(yù)器堵塞問題，提高了機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性。

節(jié)省機(jī)組運(yùn)行費(fèi)用包括：每年可節(jié)約液氨費(fèi)用70萬元，節(jié)約風(fēng)機(jī)電耗費(fèi)用100萬元。

節(jié)省機(jī)組檢修費(fèi)用包括：機(jī)組正常運(yùn)行，每年節(jié)省機(jī)組停運(yùn)檢修一次，節(jié)約檢修清理積灰及檢修費(fèi)用80萬元，節(jié)約空預(yù)器沖洗治理費(fèi)用20萬元。

綜合節(jié)約費(fèi)用270萬元/a，達(dá)到預(yù)期效果。

6 結(jié) 論

1)脫硝系統(tǒng)設(shè)計(jì)及安裝偏差造成了水平煙道截面流場不均，超過標(biāo)準(zhǔn)值，運(yùn)行中煙氣低速區(qū)域及回流區(qū)域引起飛灰沉積；機(jī)組長期處于穩(wěn)定負(fù)荷運(yùn)行，煙氣流速長期區(qū)域穩(wěn)定，飛灰更易沉積。飛灰沉積與煙道結(jié)構(gòu)、導(dǎo)流板設(shè)計(jì)及安裝、吹灰裝置選擇調(diào)整、飛灰物理特性、煙氣流場分布等密切相關(guān)，綜合原因造成鍋爐SCR轉(zhuǎn)向室水平煙道及出口斜坡煙道積灰嚴(yán)重。

2)通過開展350 MW機(jī)組鍋爐SCR煙氣脫硝系統(tǒng)數(shù)值模擬方法計(jì)算及現(xiàn)場實(shí)測風(fēng)速動態(tài)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)原系統(tǒng)存在以下問題：脫硝煙道原導(dǎo)流板設(shè)計(jì)不合理及施工安裝偏差；原導(dǎo)流板水平段跨距大，支撐不足，造成導(dǎo)流板壓塌變形，影響煙氣流場分布；鍋爐所燒煤質(zhì)為高鈉煤，為防止鍋爐結(jié)焦摻燒高嶺土后，增加了煙氣飛灰顆粒及灰塵量，飛灰具有很大黏性，易沉積在煙道導(dǎo)流板及煙道壁面上。

3)根據(jù)問題針對性地提出改造措施：煙道導(dǎo)流板升級優(yōu)化、聲波吹灰器及蒸汽耙式吹灰器技改安裝、噴氨格柵噴嘴升級優(yōu)化、氨空混合器的升級優(yōu)化、自行設(shè)計(jì)增加壓縮空氣吹灰裝置，并結(jié)合脫硝系統(tǒng)流場數(shù)值模擬及現(xiàn)場動態(tài)實(shí)測冷態(tài)試驗(yàn)、SCR投運(yùn)后熱態(tài)噴氨優(yōu)化調(diào)整試驗(yàn)工作。

4)優(yōu)化后反應(yīng)器入口煙道兩側(cè)煙氣流速相對標(biāo)準(zhǔn)偏差降低至11%/10%，機(jī)組啟動后脫硝系統(tǒng)出口NOx相對標(biāo)準(zhǔn)偏差降低至10%/8%，達(dá)到優(yōu)秀水平。鍋爐長期運(yùn)行半年后停爐檢查，發(fā)現(xiàn)前期脫硝系統(tǒng)煙道高達(dá)1 m的積灰部位徹底解決，催化劑表面干凈無雜物，解決了脫硝系統(tǒng)積灰問題，改造后液氨單耗下降45%，同時配合提高空預(yù)器冷端綜合溫度的措施，徹底解決鍋爐空預(yù)器堵塞問題，實(shí)現(xiàn)機(jī)組長周期安全經(jīng)濟(jì)穩(wěn)定運(yùn)行。