隨著火電廠最新大氣污染排放標準的頒布及煤電節能減排升級與改造行動計劃的實施，燃煤電廠必須更加嚴格地控制煙氣中 NOx的排放量。選擇性催化還原( SCR)脫硝技術因脫硝效率高且運行穩定可靠，而被廣泛應用于燃煤電廠。脫硝效率、噴氨量大小和氨氣逃逸率是衡量 SCR 脫硝系統運行是否良好的重要依據。電廠在實際運行過程中，由于負荷、鍋爐燃燒工況、煤種、噴氨格柵閥門開度、煙道流場均勻性、吹掃間隔時間等因素均會影響 SCR 脫硝效率和氨逃逸率。逃逸氨在空預器中會生成黏性的硫酸銨或硫酸氫銨，減小空預器流通截面，造成空預器堵灰?？疹A器堵灰不僅影響鍋爐運行的經濟性而且顯著降低鍋爐安全性，嚴重影響脫硝機組的安全穩定運行。

　　目前燃煤電廠可以選擇新型的 SCR 脫硝系統噴氨格柵類型、布置方式及改造噴氨管 ，調整噴氨量和噴復均勻性，改進催化劑入口氨氮比，優化煙氣導流板布置、煙氣流速的均布性，或研發與應用煙氣脫硝系統自動控制技術。通過提升自控系統穩定性和可靠性等措施，可提高 SCR 脫硝系統出口NOx分布均勻性，防止局部氨選逸超標，減輕空預器堵灰、腐蝕、運行阻力等問題。

　　某廠由于投產時間早，投產時由于國家環保要求不高，脫硝系統按出口氮氧化物排污濃度 200mg/m3設計。隨著國家環保要求的提升，為滿足發改能源〔2014〕2093 號文件《煤電節能減排升級與改造行動計劃(2014—2020 年)》的要求，該廠將氮氧化物排放濃度穩定的控制到 50 mg/ m3以下，該廠進行了 SCR 煙氣脫硝提效改造，主要是加裝 5 號爐第三層及 6 號爐第二層催化劑來達到 NOx濃度超低排放。通過上述改造措施，能夠將氮氧化物濃度控制到 50 mg/ m3以下，但運行過程中存在局部氨逃逸偏大，自動跟蹤系統滿足不了運行要求等問題，導致還原劑耗量高、空預器阻力上升較快等問題。因脫銷系統投產時 SCR 煙氣脫硝系統采用傳統的線性控制式噴氨格柵技術。而目前脫硝系統新型結構改造經濟成本高、周期長，在現有 SCR 脫硝系統中開展噴氨優化調整試驗，是目前提高氨利用率、減少 NOx污染物排放的主要手段，調節 SCR 脫硝系統噴氨量，改善 SCR 脫硝系統出口 NOx分布均勻性和氨利用率。

　　1 試驗對象及參數

　　該廠 700 MW 超臨界燃煤 5、6 號機組的煙氣脫硝系統采用選擇性催化還原法(SCR)脫硝工藝和板式催化劑，催化劑按“2 +1"模式布置，選用二氧化鈦、釩化合物作為催化劑，采用液氨制備脫硝還原劑。

　　SCR 煙氣脫硝系統采用線性控制式噴氨格柵技術。噴氨格柵中各組噴嘴之間的氣氨噴射具有較強的獨立性。SCR 脫硝系統入口每側布置 3 層上下交錯的噴氨格柵，21 支控制噴氨量分配的噴氨手動門。每個手動門控制3根支管。每組3個手動門分別對應煙道截面前后部分噴氨。

　　1.1 試驗儀器及調整方法

　　SCR 脫 硝 系 統 噴 氨 優 化 試 驗 是 根 據 GB/T16157—1996《 固定污染源排氣中顆粒物測定 與氣態污染物采樣方法》，DL/T 335— 2010《火電廠煙氣脫硝(SCR)裝置運行技術規范》開展的。根據測定的 SCR 脫硝系統出口 NOx 濃度分布情況，調整手動閥門開度，對應調節噴氨流量[1]。試驗時要保證煤質負荷及配風方式等條件的穩定。由于鍋爐爐型、燃燒方式、燃用煤種的限制，目前的設備狀況決定了該廠 5、6 號鍋爐爐膛出口氮氧化物已經沒有明顯改進空間，故在設備不進行改造的情況下無法通過燃燒調整顯著降低 SCR 入口的 NOx產生濃度。同時，由于 5、6 號鍋爐爐膛較寬，爐膛出口氮氧化物濃度分布均勻性偏差較大。根據投運磨組合方式、機組運行負荷、煤質等的不同，鍋爐爐膛出口 NOx濃度分布均勻性偏差較大。目前爐膛出口 NOx濃度大小相差約±50 mg/m3，環保政策超低排放限制要求煙囪入口 NOx濃度低于 50 mg/m3，為保證 NOx濃度不超標，實際運行時一般都要求控制 NOx濃度低于 40mg/m3，此種情況下，容易出現局部位置的入口 NH3/NOx 摩爾比超過 1.0，造成局部氨逃逸過大，進而引發局部氨逃逸過大導致的空預器阻力快速上升問題[5]。為此，通過進行噴氨調整試驗來評估現有流場和氨混合系統能夠滿足超低排放需要，并決定是否需要進一步改造。

　　1.2 測試內容和方法

　　SCR 脫硝裝置的噴氨優化調整試驗主要在機組常規高負荷(100%負荷)進行，并在高、中、低負荷(100%、75%、50%)下進行驗證和微調。根據現場條件和測試要求，試驗過程如下：

　　預備與摸底試驗：在100%負荷下實測反應器進、出口 NOx濃度、氨逃逸等，分別與在線 CEMS 分析儀表的 DCS 顯示值進行比較，為正式試驗做準備。機組運行穩定，鍋爐運行氧量、磨投運組合方式等情況下，減少脫硝裝置入口NOx的波動。噴氨優化調整：在機組100%(負荷穩定)負荷下，根據SCR反應器出口截面的NOx濃度分布，對反應器入口水平煙道上的AIG 噴氨格柵的手動閥門開度進行調節，最大限度提高反應器出口的 NOx分布均勻性。

　　AIG 優化校核試驗：在機組 100%、75%、50%負荷下，在設計脫硝效率下測量反應器進出口的NOx濃度分布和氨逃逸，評估優化結果，并根據結果對 AIG手動調閥進行微調。在 SCR 反應器的進口和出口煙道截面，分別采用等截面網格法布置煙氣取樣點。在反應器平臺布置一套TESTO350型煙氣分析儀，煙氣經不銹鋼管引出至煙道外，再經過除塵、除濕、冷卻等處理后，最后接入煙氣分析儀進行分析。利用煙氣分析儀，在反應器的進出口逐點切換采集煙氣樣品，分析煙氣中的 NO 與 O2含量，可獲得煙道截面的NOx濃度分布。取反應器進、出口的NOx濃度的算術平均值計算脫硝效率。根據反應器出口截面的NO濃度分布，每臺反應器選取6個代表點作為NH3取樣點。

　　1.3 摸底試驗

　　根據測試，5、6號機組在負荷穩定時目前脫硝裝置入口 NOx濃度在約 300 mg/m3左右，此入口 NOx濃度低于原設計的NOx。

　　5 號機組負荷 680 MW A、B、C、D、E、F 磨煤機投運，SCR 投入自動控制前提下，進行摸底測試，作為噴氨優化調整前基準工況。6 號機組負荷 620MW A、B、C、D、E、F 磨煤機投運，SCR 投入手動控制前提下，進行對比測試。試驗過程中，同步在每臺反應器進、出口測量 NOx濃度，同時在反應器出口采集氨逃逸樣品，用于計算脫硝效率與氨逃逸，初步評估脫硝裝置的效率和氨噴射流量分配狀況。測試結果(表1)表明，噴氨優化調整試驗前，5號爐脫硝裝置A、B兩側脫硝效率分別為69.6%、87.2%，A、B 兩側煙道截面平均氨逃逸濃度分別為 1.7 μL/L、5.2 μL/L，A、B 側單點最大氨逃逸分別為 2.4 μL/L、12.7 μL/L;6 號爐脫硝裝置 A、B 兩側脫硝效率分別為 76.2%、84.7%，A、B 兩側煙道截面平均氨逃逸濃度分別為 1.2 μL/L、0.9 μL/L，A、B 側單點最大氨逃逸分別為2.3 μL/L、1.6 μL/L。

　　表1 優化調整前的脫硝效率、氨逃逸分析

　　對比 5 號機組脫硝反應器出口 NOx分布結果見圖1、2。

　　摸底試驗工況下 A、B 側脫硝反應器入口 NOx分布相對偏差在 10%以內，說明入口 NOx分布相對較為均勻。A 側噴氨量 65 kg/h，B 側噴氨量 75.18kg/h。實測 A 側入口 NOx濃度 263.8 mg/m3，B 側入口 NOx濃度 274.5 mg/m3;DCS 顯示 A 側入口 NOx濃度 263.1 mg/m3，B 側入口 NOx濃度 296.5 mg/m3。實測 A 側出口 NOx濃度 80.3 mg/m3，NOx濃度最大值為134.0 mg/m3，最小值為 47.8 mg/m3。B 側出口 NOx濃度35mg/m3，NOx濃度最大值為67.2 mg/m3，最小值為16.7 mg/m3;DCS顯示A側出口NOx濃度87.8 mg/m3，B側出口NOx濃度68.3 mg/m3。

　　A 側反應器出口截面 NOx濃度分布相對標準偏差為 27.0%，初步計算第一層催化劑入口 NH3/NO 摩爾比偏差為 8.2%;B 側反應器出口截面 NOx 濃度分布相對標準偏差為 39.0%，初步計算第一層催化劑入口 NH3/NO 摩爾比偏差為 5.0% 。從圖 2 可以看出，摸底試驗表現出 A 側靠近中心線位置處存在單點過大的情況，但整體 NOx濃度分布無明顯規律。根據實測值與表盤氨氣用量，B 側由于噴氨量高于A 側，導致 B 側的氮氧化物較 A 側低，且 B 側由于噴氨不均，出現了氨逃逸超過 3 μL/L 的點，意味著 B側空預器堵塞的風險較 A 側高，煙風系統也顯示 B側空預器阻力高于 A 側約 300 Pa，反映出現場實測數據無誤。

　　對比 6 號機組脫硝反應器出口 NOx分布結果(圖 3 和圖 4)：摸底試驗工況下 A、B 側脫硝反應器入口 NOx分布相對偏差在 10%以內，說明入口NOx 分布相對較為均勻。A 側噴氨量 75.6 kg/h，B側 噴 氨 量 78.1 kg/h。實 測 A 側 入 口 NOx 濃 度291.5 mg/m3，B側入口NOx濃度261.5 mg/ m3;DCS顯示A側入口NOx濃度342.5 mg/ m3，B側入口NOx濃度310.6 mg/ m3。實測 A 側出口 NOx濃度 69.4 mg/ m3，NOx濃度最大值為143.3 mg/ m3，最小值為15.1 mg/ m3。B 側出口 NOx濃度 40 mg/ m3，NOx濃度最大值為114.5 mg/ m3，最 小 值 為 15.5 mg/ m3;DCS 顯 示 A側 出 口 NOx濃 度 51.1 mg/ m3，B 側 出 口 NOx濃度42.7 mg/ m3。

　　A 側反應器出口截面 NOx濃度分布相對標準偏差為 44.7%，初步計算第一層催化劑入口 NH3/NO 摩爾比偏差為 10.6%;B 側反應器出口截面 NOx濃度分布相對標準偏差為 63.1%，初步計算第一層催化劑入口NH3/NO摩爾比偏差為9.6%。從圖3可以看出，摸底試驗中反應器出口整體 NOx濃度分布無明顯規律。

　　對比摸底試驗 5、6 號機組的測試數據，6 號機NOx濃度分布相對偏差較小，由于兩臺爐導流板、噴氨系統設計均相同，主要在于鍋爐燃燒和噴氨支管閥門開度不一致。因此，6 號機只需對部分噴氨支管閥門開度進行微調。由于 5 號機 NOx濃度分布相 對 偏 差 較 大 ，此 次 試 驗 重 點 是 對 5 號 機 進 行調整。

　　1.4 驗證試驗

　　在5號機組 600~680 MW穩定負荷條件下，根據摸底測試測得 SCR 反應器出口截面的 NOx濃度分布結果，對反應器入口豎直煙道上噴氨格柵不同支管的手動閥開度進行調節，經過多次調整格柵開度，兩個反應器出口截面的NOx分布均勻性均有一定改善。為防止個別閥門開度過小導致流過此噴氨支管的稀釋風量過低，噴氨優化調整過程需要兼顧NOx均勻性和

　　稀釋風量的平衡，防止一味追求NOx均勻性而導致噴氨支管閥門開度較小導致的噴嘴堵塞積灰問題。

　　在調整后的閥門開度下，進行了5號爐噴氨優化調整后的驗證試驗。試驗結果見表2所示。

　　2 結語

　　1)三個負荷下 5 號爐 A、B 側脫硝反應器入口NOx濃度實測值基本一致，總體來說與A側的CEMS儀表指示值基本接近。但高負荷 B 側儀表顯示偏高較多。

　　2) 中 低 負 荷 下 5 號 爐 實 測 值 較 煙 囪 入 口CEMS 儀表顯示偏高 10~20 mg/m3，由于 NO 部分被氧化為了 NO2，導致煙囪入口偏低 ，基本可以接受。但高負荷下兩者相差較大，根據用氨量計算，則出口濃度基本接近脫硝反應器出口實測值，懷疑煙囪位置表計不準，熱工專業對該表進行校準后正常。

　　3)脫硝出口 CEMS 系統只有兩個采樣探頭，且均安裝在反應器的中心線位置處，不能較好反映各位置的NOx濃度，已建議熱工專業每臺反應器新增加兩臺采樣探頭，分別安裝在反應器的外側和內側，與現有兩臺探頭采集的煙氣混合后送入 CEMS 系統進行分析，目前已列入明年檢修計劃。

　　4)根據噴氨調整，5 號爐高中低負荷下的 NOx濃度分布偏差能維持到 20%以內，從 NH3/NO 摩爾分布來看現有流場能滿足超低排放需要;但目前存在催化劑磨損現象，流速場可能不均勻，后續還需委托第三方對現有脫硝流場和氨混合系統進行CFD 模擬，考察能否優化導流板布置等改善磨損情況。

　　5)5、6 號爐目前噴氨調門自動調節品質差，為更好的指導運行，熱工專業計劃對現有脫硝自動控制系統進行優化，完善控制策略，改善調節品質。

　　6)通過對比摸底和驗證試驗，通過調整，消除了氨逃逸過大的點，降低了空預器堵塞的風險。7)根據試驗結果，當前機組 SCR 裝置的流場基本能夠滿足超低排放運行要求，高、中、低三個負荷下的 SCR 反應器出口 NOx濃度分布相對標準偏差均能控制到 20%以內，基本能夠滿足 50 mg/m3的運行要求方式。但是，停爐檢查發現催化劑存在磨損等現象，故針對現有流場是否需要改造，仍需要鍋爐專業根據催化劑磨損程度綜合判斷，并加強停爐時的檢查。