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图8改造前后SCR脱硝系统入口NOx质量浓度分布
由图8可见,改造后SCR脱硝系统入口NOx质量浓度分布均匀性明显提高,AIG适应性得以改善,空预器冲洗间隔延长3~6个月。
1.5喷氨量控制
根据某机组脱硝系统超低排放改造前后测试数据,分别计算脱硝系统潜能P,据此分析不同NOx排放质量浓度下氨逃逸量的变化情况,结果见表2。由表2可见:使用2层催化剂时,脱硝潜能为2.95,当NOx排放质量浓度分别控制在80、60mg/m3时,对应氨逃逸量分别为0.9、1.4µL/L;增加备用催化剂层后,脱硝潜能提升至3.12,在入口NOx质量浓度相同情况下,NOx排放质量浓度控制在40、20mg/m3时,对应氨逃逸量分别为1.6、3.6µL/L。可见,满足超低排放控制标准时氨逃逸量增幅较大,即当氨氮摩尔比超过一定值后,继续增加喷氨量,脱硝效率提高趋缓,而氨逃逸量会快速升高。如果以氨逃逸量≤3µL/L作为基准,那么超低排放背景下该机组脱硝系统出口NOx质量浓度应控制在23~50mg/m3,随着催化剂性能的衰减,NOx排放质量浓度下限将逐渐提高,因此超低排放对喷氨控制水平要求更高。可见,超低排放要求下脱硝系统精细化管理非常有必要。
表2脱硝系统出口NOx质量浓度对氨逃逸量的影响
目前,对脱硝喷氨量的控制多采用前馈+反馈的控制思路。对机组负荷变动过程中的NOx质量浓度进行预估,提前调节喷氨量。除了对脱硝侧喷氨控制进行优化外,也可对燃烧侧进行优化,在兼顾燃烧、主蒸汽温度等因素的同时,从源头减小NOx质量浓度波动,尤其在当前燃煤机组深度调峰、负荷快速响应背景下,燃烧动态优化调整显得尤为必要。某机组通过对燃烧器摆角控制逻辑、过热度设定值、总风量前馈量、风门开度等进行优化,以改善机组动态特性,优化后在机组升降负荷过程中省煤器出口NOx质量浓度波动幅度明显减小,有利于脱硝系统的稳定控制。动态特性优化前后NOx质量浓度波动情况对比如图9所示。燃烧调整可以同时降低NOx质量浓度及其波动幅度,是氨逃逸源头治理的必要措施。
图9动态特性优化前后NOx质量浓度波动对比
1.6低负荷运行
SCR脱硝催化剂运行温度区间与烟气条件有关,为达到相同的脱硝效率,不同空间速度对应的适宜温度不同,空间速度高对应温度要求较高,而空间速度低的温度相应较低,其适宜的反应温度窗口为315~400℃。烟气温度越高,脱硝效率也越高,但同时SO2/SO3转化率也会相应升高。
表3为某机组高中低负荷下的脱硝性能数据。由表3可见,虽然低负荷下烟气温度低导致脱硝反应活性降低,但烟气流速的降低弥补了催化剂活性降低的影响,低负荷运行时氨逃逸量往往低于高负荷。
表3不同负荷下机组脱硝性能
对脱硝系统运行温度下限的控制主要考虑催化剂微孔中ABS结露堵塞的影响。结露是ABS随温度变化的一种化学特性,与催化剂成分无关。制定低负荷运行方案时,首先应根据烟气条件确定催化剂最低连续运行温度(MOT),该温度与烟气条件有关。MOT与烟气NH3和SO3体积分数的关系如图10所示。当催化剂在MOT和ABS结露温度
之间短时间(数小时)运行后,催化剂可以通过在MOT条件下运行恢复活性;如果低于ABS结露温度运行,催化剂则无法在MOT下恢复活性,催化剂恢复活性则需更高的温度及更长的运行时间;如果长时间在ABS结露温度以下运行,催化剂有可能出现不可逆失活。
图10MOT与烟气NH3和SO3体积分数的关系
当烟气温度低于MOT较多(超过20℃)时,需通过现场设备改造提高SCR脱硝系统入口烟气温度。一般采用省煤器烟气调温旁路方案(图11),该方案投资较低,提温幅度大于30℃,但需注意旁路烟气与主路烟气的均匀混合,防止出现烟气混合后温度分层问题。某额定容量为393MW的亚临界机组,采用省煤器烟气旁路提升SCR脱硝系统入口烟温。改造后,在机组并网时,烟道截面平均烟温可由改造前的285℃提高至324℃,但烟气温度分布均匀性较差,截面最高烟温为392℃,最低为277℃,温度偏差在–47~68℃。
图11调温旁路开启后SCR脱硝系统入口烟温分布
2结论与建议
1)SCR脱硝装置布置于省煤器与空预器之间,其性能状况受来流烟气条件影响明显;超低排放背景下,因氨逃逸造成的ABS等次生问题愈加突出。
2)不同燃烧方式下,省煤器出口NOx质量浓度和氨逃逸量分布差异较大,导致空预器阻力情况不同,同时喷氨优化对氨逃逸改善效果也存在差异。
3)NOx平衡质量浓度应结合锅炉燃烧、风机电耗、氨耗等综合确定,以整体提高脱硝设备及锅炉运行水平。
4)建议将锅炉燃烧、脱硝设备、烟气流动与混合以及催化剂作为整体,对脱硝设备进行全过程优化管理,从根源上控制氨逃逸,缓解空预器ABS堵塞。
5)制定脱硝低负荷方案时,应首先确定MOT,根据烟温差值选择相应的运行或改造方案。
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