烟气脱硝SCR氨喷射系统调整效果评估.docx

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1、烟气脱硝SCR氨喷射系统调整效果评估以某火电厂氨喷射系统(A1G)改造为例，通过数值模拟计算，对A1G调整方案的效果开展了评估.结果说明将AIG改为具备双向调节功能后，有利于氨的均匀分配，对于烟气流速不均具有更好的适应性.脱硝反应器出口截面NOx分布相对标准偏差由40%降低至15%以内.可改善脱硝装置喷氨合理性，一定程度上延长催化剂使用寿命，消除反应器出口氨逃逸浓度局部过高的现象，降低了下游空气预热器硫酸氢铁(ABS)腐蚀的风险，对火电厂实现NOx超低排放具有一定奉献.SCR脱硝技术的核心是催化剂和氨喷射混合系统.氨喷射混合系统设计的优劣和实际运行中喷氨的合理性对脱硝装置的运行效果影响明显。催

2、化剂入口截面的NH3/N0摩尔比及其分布.决定了反应器出口的NOx和氨逃逸浓度分布，并影响到整体脱硝效率和下游设备的硫酸氢铁堵塞程度。NOx与NH3在顶层催化剂入口的分布均匀性，取决于喷氨格栅上游的NOx分布、烟气流速分布、喷氨流量分配、静态混合器的烟气扰动强度及混合距离等。常见的氨喷射系统(A1G)氨喷射与混合装置主要有3类：格栅式AIG,混合型AIG及涡流型AIG,这3类氨喷射系统各具优势和适应范围。对于脱硝工程中氨/烟气混合距离足够长时，几种氨喷射技术均能满足要求。SCR装置在设计阶段通过CFD数值模拟,对反应器入口烟道、导流板、喷氨格栅、静态混合器及整流装置等开展整体优化设计，最终使进

3、入顶层催化剂的烟气流场到达均匀分布的要求。由于CFD数值模拟的边界条件是假设进入AIG上游脱硝入口烟气参数分布均匀.而脱硝装置实际运行中AIG上游烟气参数分布受锅炉运行方式及烟道走向等因素影响.与实际运行时的烟气分布存在偏差.需在运行过程中通过氨喷射系统支管上手动阀调整，开展喷氨流量分配的优化调节.但前提是氨喷射系统本身需具有良好的设计性能.满足分区双向调节功能。1设备概况某火电厂IOOOMW机组的烟气脱硝SCR装置随锅炉同期建设，现有氨喷射系统采用混合型AIG,每个反应器的AIG在入口竖直段烟道内沿炉宽方向设19只喷氨支管.每根支管上设置4个喷嘴,相应支管设有手动蝶阀以调节氨喷射流量,实现整

4、个烟道截面上宽度方向的氨喷射流量分配，如图1。图1调整前的A1G构造但此A1G设计局限性在于不具有烟道深度方向的调节功能，调节功能单一.当SCR反应器入口NOx分配不均或喷氨不合理时，仅能通过前端AIG支管调门开度调整来实现反应器出口截面宽度方向的NOx均匀分布，无法改善反应器深度方向的喷氨流量调节。根据现场喷氨优化试验结果，AIG调整前。在满负荷下SCR反应器入口截面NoX分布相对均匀的情况下，A、B反应器出口截面的NOX分布相对标准偏差分别为40.8%和42.1%.出口截面上的NOX浓度分布呈现出由后墙向前墙方向的阶梯形分布。如图2所示。图2：SCR出口截面NOx分布反应器出口截面NOX分

5、布偏差过大由上游A1G喷氨不合理所致.此与现有A1G构造的单向调节局限性有关.即通过喷氨优化调整试验只能改善反应器宽度方向的NOX分布均匀性,无法实现深度方向的喷氨量调节。因此有必要对现有氨喷射系统开展改造.以提高SCR装置的脱硝效果。2调整方案模拟研究根据前述试验测得的SCR反应器出口NOx分布结果.分析现有混合型AIG的设计局限性（如图3所示），电厂委托原SCR厂家对现有AIG构造开展了调整。新的A1G喷氨支管设计除了横向分区外.将横向中的每一区域在纵向设置为两组（如图4所示）。到达反应器深度方向可调节的目的.改造后氨喷射系统可实现喷氨流量在整个SCR入口截面的双向调节功能。图3调整前单组

6、喷氨管路构造图4调整后单组喷氨管路构造针对SCR脱硝厂家提出的A1G调整方案，借助CFD数值模拟手段对设计方案开展评估.通过对调整前后单个喷氨管路中氨压力分布、流线分布，AIG下游入口烟道截面及首层催化剂入口截面的NH3浓度分布及流线分布比照分析,对AIG调整结果开展数值模拟计算，评估调整方案的可行性及效果。2.1数值模拟研究2. 1.1数值模拟边界条件IOOOMW机组SCR装置的2个反应器关于锅炉中心线对称.数值模拟阶段按照两侧烟气参数一样考虑，以其中一侧为研究对象。100%BMCR工况下，单侧反应器入口设计烟气量为1394845m3h（标态、湿基、实际氧），脱硝反应温度为377.单侧反应器

7、A1G总喷氨质量流量为61.9kgh,对应稀释风体积流量为1549m3h2.1. 2调整前后单组AIG喷氨管路模拟结果比照以反应器内单组AIG喷氨管路为研究对象.分析改造前后管路中NH3空气混合气体的压力分布情况（如图5所示）。图5调整前后单组喷氨管路的压力分布改造前的AIG布置形式在深度方向上不具备调节功能，单组喷氨管路由1个阀门控制流量，CFD计算结果显示，管路上的4个喷嘴流量经自然分配，远端的喷嘴流量要依次高于近端，该构造直接导致深度方向喷氨量的不均匀性；改造后的AiG布置形式在深度方向分为2组，使得喷氨系统在深度方向上具备了一定的调节性能.且单组喷氨管路所分出的4个小喷嘴在几何构造具有

8、对称性，模拟计算结果显示，4个喷嘴的流量趋向均匀.这与改造前后单组A1G各喷嘴的气体体积流量统计结果吻合.统计结果见表Io表1调整前后单组喷氨管路喷嘴出口体积流量进一步对改造前后单组A1G喷氨管路流线开展模拟分析（如图6所示），流线显示规律与管路中压力分布和各喷嘴氨流量分配规律一致.说明改造后的喷嘴布置构造利于NH3的均匀分配。图6调整前后单组AIG喷氨管路的流线图2.2. 3调整前后的AIG局部喷氨模拟结果比照将调整前后的AIG系统置入SCR反应器入口竖直上升烟道，对A1G上游附近至首层催化剂入口截面之间的构造开展模拟计算，模型中包含导流板和整流格栅以及催化剂层.调整前后的几何构造分别如图7

9、和图8所示。图7调整前后SCR装置局部模型图8调整前后AIG区域局部放大图根据数值模拟计算结果,AIG调整前首层催化剂上游NH3浓度分布相对标准偏差为24.2%,改造后为15.9%,均匀性提高8.3%,改造前后A1G下游截面和首层催化剂入口截面的NH3浓度分布如图9和图10所示，喷氨流线分布如图11所不O图9调整前后AIG下游截面NH3质量浓度公布图10调整前后首层催化剂上游截面NH3浓度分布图11调整前后的喷氨流线公布2. 1.4数值模拟结论数值模拟计算结果说明.根据SCR装置厂家提出的改造方案对A1G构造开展调整优化,调整后的催化剂上游截面NH3分布均匀性要优于调整前，因数值模拟的边界条件

10、是假设AIG入口烟气流速绝对均匀，脱硝装置实际运行中AIG上游的流速在深度与宽度方向均存在一定的不均匀性，调整前的氨喷射系统仅能在宽度方向开展调节，调整后的AIG构造则在深度与宽度方向具备双向调节功能，从这一点来分析.调整后的AIG构造对于烟气流速不均将具有更好的适应性。2.2调整方案实施调整前的AIG系统在每个反应器入口竖直段烟道上沿锅炉宽度方向设19只喷氨支管，每根支管上布置4个直径为50mm的喷嘴，每根支管设有手动蝶阀调节氨喷射流量，喷嘴下游设2层X形静态混合器。为减少改造工作量.降低优化调整费用.缩短锅炉停机时间，此次改造保存了现有A1G下游X形静态混合器.根据以上CFD数值模拟结果.

11、将原单个阀门控制1（宽度方向）X4（深度方向）个喷嘴，改造为单个阀门控制2（宽度方向）X2（深度方向）个喷嘴，即把沿宽度方向的2列2x4个喷嘴分为2组.靠近反应器前墙的4个喷嘴设置为一组，靠近后墙的4个喷嘴为一组，以实现氨喷射系统沿烟道深度方向和宽度方向上可调节的要求.调整后的AIG喷嘴构造如图12所示。图12调整后的A1G构造3调整效果现场评估根据前述CFD数值模拟计算评估结果.将现有AIG调整为可实现反应器宽度和深度方向调节喷氨量的新型构造.对调整后的实际效果开展了现场测试.并在此根底上分析氨喷射系统优化调整对延长催化剂使用寿命.降低空气预热器硫酸氢钱（ABS）堵塞风险的影响。3. 1反应

12、器出口NOx分布均匀性测试根据AIG调整后喷氨优化试验结果.机组在900MW负荷下,SCR反应器入口NOx质量浓度约260mgm3时,控制脱硝效率接近原设计值60%,反应器出口NOX质量浓度为98mgm3,测试结果如图13所示。图13：AIG调整后反应器出口NOX浓度分布经A1G优化调整后，SCR反应器出口NOx分布的均匀性得到提高，基本消除了NOx分布纵向偏差过大的现象，SCR反应器两侧出口的NOx浓度标准偏差分别降低到5.6%和6.4%,与调整前相比，AIG喷氨合理性明显改善。AIG优化调整后，为进一步实现锅炉NOX超低排放要求，控制最终NoX排放浓度在50mg3以内，2号锅炉SCR装置开

13、展了提高脱硝效率的改造，除了通过增加备用层催化剂使整体脱硝效率到达80%以上，对现役两层旧催化剂开展了再生以恢复部分活性。SCR提效改造后，根据现场测试结果（如图14所示），在机组负荷IooOMW,SCR反应器入口NOx浓度约271mgm3时。控制脱硝效率为90.4%。反应器出口NoX浓度为26mgm3时，A、B侧反应器出口NOx分布相对标准偏差均接近15%.亦优于改造前。图14：SCR反应器提效改造后出口的NoX分布3.2延长催化剂使用寿命SCR反应器出口的NOx浓度分布均匀性直接反映上游AIG喷氨合理性，NOx分布偏差过大时，反应器出口截面部分区域的NH3逃逸浓度会偏高，影响脱硝装置的脱硝

14、效果，不同脱硝效率下反应器出口的NOX浓度分布偏差对催化剂寿命影响率如图15所示，氨喷射系统改造前后，在接近设计脱硝效率60%时,反应器出口的NOx浓度相对标准偏差由40%降低至15%以内，AIG改造提高SCR氨喷射系统氨流量分配的合理性可有效延长催化剂的使用寿命。图15不同脱硝效率下反应器出口NOx浓度分布偏差对催化剂寿命的影响3.3减少空气预热器腐蚀与堵塞烟气脱硝利用氨气与烟气中的NOx反应脱除氮氧化物.脱硝过程中的氨与烟气中的S03反应易生成硫酸氢镇(ABS),硫酸氢核的生成量与NH3和S03含量乘积成正比。硫酸氢铁具有黏性，通常情况下熔点温度为147.以液态形式在物体表面聚集或以液滴形

15、式分散于烟气中，在烟气中会粘附飞灰。电厂锅炉空气预热器冷端运行温度一般低于ABS的露点温度，当SCR反应器喷氨不均匀或催化剂失活严重造成氨逃逸过大时,下游空气预热器的ABS腐蚀风险会加大。以下根据AIG调整前后的3次测试结果(如图16所示)，分析A1G改造对锅炉空气预热器ABS的影响。图16调整前后反应器出口截面氨逃逸取样分布AIG改造前，机组负荷IOOOMW,反应器入口平均NOX为261mgm3,实测脱硝效率59.4%时，反应器出口截面氨逃逸平均值5.9811,局部氨逃逸最高值16.1u1/1,最低值2.211,氨逃逸浓度分布偏差较大；AIG改造后，机组负荷900MWo反应器入口NOx为26

16、0mgm3,平均脱硝效率62.1%时，反应器出口截面氨逃逸平均值515u11,与改造前相比，脱硝效率提高约2个百分点，但平均氨逃逸浓度降低0.8311,反应器出口截面上局部氨逃逸最高值6.0u11,最低值4.4u11(注：此阶段氨逃逸浓度整体偏高，与催化剂进一步失活有关)，喷氨合理性明显改善；经添加备用层催化剂及旧催化剂再生完成脱硝装置提效改造后.在机组负荷IooOMW,反应器入口NOx为271mg3,实测脱硝效率为90.4%时，平均氨逃逸浓度1811,局部氨逃逸最高值2.3u11,最低值14u11,同时反应器出口NOx降低到26mgm3,到达了超低排放的要求。氨喷射系统优化调整后.在保证较高脱硝效率同时，反应器出口氨逃逸浓度局部过高的现象消失，降低了下游空气预热器AB