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燃气锅炉脱硝单元工艺优化

文档作者：沈聪12，姜磊3，孙瑞光4，王玉斌12,张永华3，陈卫军3 文档来源： 1.中国石油石油化工研究院兰州化工研究中心 2.石油石化污染物控制与处理国家重点实验室 3.中国石油宁夏石化公司科技和规划发展部 4.中国石油兰州石化公司		更新日期： 2026年05月11日	点击数：
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上一篇：浅谈承压特种设备焊接工艺监督管理

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业技术（377~381)
2023年9月 Petrochemical Technology &amp;amp; Application Sep.2023
石第41卷 第5期 化 技 术 与 应 用 Vol.41 No.5
D0I:10.19909/j.cnki.ISSN1009-0045.2023.05.0377
燃气锅炉脱硝单元工艺优化
沈聪12，姜磊3，孙瑞光4，王玉斌12,张永华3，陈卫军3
（1.中国石油石油化工研究院兰州化工研究中心，甘肃兰州730060;2.石油石化污染物控制与处理国家重点实验室，甘肃兰州
730060；3.中国石油宁夏石化公司科技和规划发展部，宁夏银川753000；4.中国石油兰州石化公司安全环保部，甘肃兰州730060）
摘要：针对某化肥厂130t/h燃气锅炉新增氨气选择性催化还原（NHs-SCR）脱硝单元投运后，烟气条
件波动幅度大、喷氨量及出人口NO.质量浓度频繁波动等问题，结合工艺流程及离线检测数据分析了影响
脱硝稳定性的因素，并优化了工艺。结果表明：通过优化调节前端低氮燃烧条件、喷氨条件，使脱硝段烟气
组分更稳定且条件更加温和，催化剂床层温度提升20℃，人口NO，质量浓度降低110mg/m²，出口NO,质
量浓度降低至约15mg/m²，保证了装置NO，达标（不大于100mg/m²）排放，实现了装置连续稳定运行。
关键词：燃气锅炉；脱硝；浓度场；催化剂；氮氧化物；稳定性
中图分类号：X742;TE992.1 文献标志码：B 文章编号：1009-0045（2023）05-0377-05
燃气锅炉是一类较常见的动力锅炉，相对于
燃煤、燃油锅炉而言，其设备具有空间占用小、操
作简便、工况灵活及运维费用低等优点。燃气锅
炉的燃料一般为天然气、煤气、液化石油气等，燃
料热值高且清洁[1]，在无废渣产生的情况下可作
为稳定的高热值动力源，且炉膛内积灰结焦的概
率大幅降低。
某化肥厂现有燃气锅炉装置规模130t/h，为
前墙燃烧的π型炉。该装置初始设计最大烟气量
为145548m/h，截面尺寸为3346mmx6166mm，
后设选择性催化还原(SCR)烟气脱硝模块，还原
剂为液氨。初始脱硝催化剂设计为2层，2017年
8月投人运行，2020年初，脱硝出口NO质量浓
度逐渐超标，无法达标排放。2021年2月锅炉停
车维护期间，在旧催化剂不拆除的情况下，新增
自主研发新型SCR脱硝催化剂1层，催化剂以模
块形式填装，高度为400mm。2021年3月脱硝单
元投人运行后，发现入口烟气NO.质量浓度波动
幅度较大，导致喷氨量及出口NO.质量浓度波动
频繁。为保证出口烟气NO，达标排放，本工作对
脱硝段烟气组分及工艺条件进行了跟踪监测，结
合工艺流程及运行数据，分析了脱硝稳定性的影
响因素，并对工艺进行了优化，为脱硝单元及脱
硝催化剂的工业应用提供实际依据。
1工业装置
1.1 烟气条件及排放指标
燃气锅炉部分设计条件、烟气组分及排放控
制指标如表1所列。
表1燃气锅炉烟气条件及排放控制指标
项目数值
脱硝入口烟气条件
脱硝温度/℃ 280~420
NO,质量浓度/（mgm) ≤700
SOz质量浓度/(mg·m) ≤950
脱硝出口控制指标
NO,质量浓度（干基3%02)（mgm3） ≤100
氨逃逸（干基3%02)（μL·L-） ≤3.0
床层压降/kPa ≤0.8
1.2 运行检测
脱硝单元正式投运168h，调整工艺条件相
对稳定后，对脱硝单元主要参数进行采集和监
测（维持整体工况不变，每天相同时间采样，连
续采集32组数据）。由图1~图4可见：脱硝单元
收稿日期：2023-05-06；修回日期：2023-07-26
基金项目：中国石油天然气股份有限公司资助项目（项目
编号：2021DJ6901)
作者简介：沈聪（1995一），男，河南信阳人，硕士，助理工程
师。主要从事工业烟气脱硝催化剂及助剂的研发工作。
378 石 化 技 术 与 应 用 第41卷
烟气流量平均为110000m/h，处于设计值（小
于145548m/h）范围内，但波动幅度大，导致脱
硝催化剂床层空速变化大，脱硝效率不稳定；催
化剂床层温度约为330℃，位于SCR脱硝最适反
应温度［（350±20）℃]区间下限，但波动剧烈；床
层压降约为0.50kPa，在设计值范围内；此时，尽
140000
120000 烟气
100000
50
40
30
20
10
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图1 烟气及喷氨流量变化曲线
380
360 脱硝入口
340
320
脱硝出口
300 1
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图2 催化剂床层温度变化曲线
0.70
0.65
0.60
0.55
0.50
0.45
0.40
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图3 催化剂床层压降变化曲线
300
100
900
700
80
60
40
20
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图4 脱硝单元NO.质量浓度变化曲线
管出口NO，质量浓度仍控制在排放限值内，但由
于入口NO.质量浓度超出设计值且其他参数不
稳定，导致喷氨流量的控制需要频繁调整和变
化，且出口NO质量浓度波动幅度较大。
2 工艺优化及效果
SCR脱硝技术因反应效率高、产物清洁等优
点，在工业尾气脱硝领域被广泛应用[2]。但在长期
应用过程中，不同装置的脱硝系统也陆续暴露出
不同的问题，主要集中在床层压降增加幅度大、
流场分布不均、喷氨格栅堵塞、结盐结垢、氨逃逸
大[3]等方面。
2.1 工艺优化
2.1. 1 前端燃烧
低氮燃烧技术是一种通过改变炉膛燃烧条
件从源头上控制NO.产生的手段[4],其研究主要
集中在2个方面：（1)通过空气分级燃烧、燃料分
级燃烧、加湿/无焰燃烧及烟气再循环等[5]方式调
整燃料在炉膛内的燃烧环境来降低NO,的生成；
(2)结合数值模拟等手段[5-6],优化燃烧器喷嘴等
主要部件的结构设计和工艺参数[7],维持燃料高
效放热的同时限制NO.的产生。低氮燃烧技术应
用过程中，对NO，的形成起决定作用的条件是炉
膛内辐射区的温度和空气量[8]。因此，控制燃烧区
域的温度和空气量[9],是提升燃烧效率、降低NO
生成的有效措施。
由图5~图6可见，在保证锅炉高效稳燃的
前提下，通过调整前端燃烧进风量，使得脱硝单
元烟气流量稳定在100000m²/h左右，人口烟气
NO质量浓度均值降低至770.54mg/m²降幅近
100mg/m²；出口烟气NO质量浓度均值降低至
15.43mg/m²降幅约10mg/m²；催化剂床层温度均
值为349.40℃，提升约15℃，实现脱硝人口NOx
900
入口
800
700
80
60
40 出口
20
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图5 脱硝单元NO.质量浓度变化曲线
第5期 沈聪等.燃气锅炉脱硝单元工艺优化 379
365
入360
355
2/晋
350
345
340
出口
335
330
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图6 催化剂床层温度变化曲线
减量调控的同时优化脱硝段反应条件。
2.1.2 烟气流场
燃气锅炉运行过程中，NO.生产方式以热力
型NO为主，主要成分为NO，占比可达90%~
95%10]。由于脱硝系统中存在管路变径及大量换
热设备等，烟气在流经转角和变径处会产生涡流
及端流现象，在设备遮挡部位甚至会形成回流
区。同时，前端负荷的频繁波动也会加剧脱硝段
流场的不均，这往往在速度场、NO,浓度场及温度
场上会有直观的表现[-12]。为了评估脱硝催化剂
人口端面处流场均匀性，在位于脱硝催化剂床层
上方300mm处进行离线检测，具体检测位点分
布如图7所示，离线检测数据如图8~图10所示。
6 166 mm
10 60 110 160 210 260
2 70 120 170 220 270
3福80 130 180 230 280
wu 3 40 90 140 190 240 290
88mm 5T100 150 200 250 300
串串串串串
图7流场离线检测位点分布
烟气流速/m·s)
300 22..020000 2:400
250 2:600 2.800
3.000
200 3.200
3.400 3.600
150 3.800
4.000
100 4.200 4.400
4.600
50 45..800000
5:200
5.400
0 100 200 300 400 500 600
反应器长度/mm
图8 速度场分布
300 No.质量浓度/mgm)
0.000
250 / 96.00
192.0
200 288.0
384.0
150 480.0
100 576.0 672.0
50 768.0 864.0
960.0
0 100 200 300 400 500 600
反应器长度/mm
图91NO.质量浓度场分布
300
温度/℃
230.0
246.0
200 262.0
278.0
294.0
310.0
100 326.0
342.0
358.0
0 100 200 300 400 500 600
反应器长度/mm
图10 温度场分布
由图8~图10可见：烟气平均流速为4.35m/
s，最大相对偏差为9.85%；烟气平均NO.质量浓
度为763.08mg/m²，最大相对偏差为12.08%；人
口端面平均温度为351.63℃，最大相对偏差为
5.2%。人口烟气流速分布偏差和端面温度偏差均
小于10%，说明温度场比较均匀，人口端面温度
差异不大；速度场虽然有偏差，但均匀度仍在可
接受范围内，未出现明显的偏流现象；人口烟气
NO.质量浓度偏差大于10%，表明人口中心区域
NO.质量浓度较四周偏差大，结合流速场情况，说
明烟气人口前端导流板设置仍有待改善。
2.1.3 喷氨条件
NH作为还原剂直接参与NO,还原转化过
程，配套存储设备为液氨储罐，直接喷人液氨不
仅会引起喷头结盐堵塞，同时液氨吸热气化还会
加剧氨场不均和烟气热量损失，影响后端脱硝催
化剂床层温度和浓度场均匀性。因此氨气引人
时，会利用稀释风机鼓入适量热空气将气化后的
液氨稀释到一定比例后再喷人反应器管道。稀释
后氨体积分数一般维持在5%左右。
实际过程中，适当调整稀释风量可以优化喷
380 石 化 技 术 与 应 用 第41卷
氨效果。但稀释风量过大时，不仅会引起烟气温
度波动，过量空气还会稀释烟气，导致烟气中NO
质量浓度下降，氧含量增加，这在环保层面上是
不被允许的。此外，在环境温度低、稀释风含水等
情况下，管道热量损失会造成氨气在输气管道内
液化析出，从而导致喷氨格栅堵塞，引起喷氨不
均等问题。因此，适当调整液氨气化温度，稀释风
温度及流量，一定程度上可以改善喷氨结盐堵塞
问题，优化喷氨效果
2.1.4 氨浓度场
对于SCR脱硝技术而言，喷氨量和氨浓度场
的均匀性（特别是脱硝催化剂前端面）及与NOx
浓度场的匹配度,与脱硝效率密切相关[13-15]。为了
评估脱硝系统氨氮场匹配程度，利用吸收法在位
于脱硝催化剂床层下方300mm处对氨逃逸值进
行离线检测，检测位点分布与图7一致，检测结
果如表2所列。脱硝催化剂床层下方氨逃逸均值
为1.78μL/L，低于协议值（3μL/L），出口端面氨
逃逸低说明氨流经催化剂床层后能有效参与脱
硝反应，表明喷氨量合适且氨氮场匹配度高。
表2 各检测位点氨逃逸值uL/L
检测位号氨逃逸值检测位号氨逃逸值
1 0.92 16 2.80
2 0.95 17 2.41
3 1.88 18 2.41
4 0.86 19 2.80
5 1.52 20 2.29
6 1.92 21 1.89
7 1.79 22 1.72
8 2.24 23 1.95
9 1.00 24 2.90
10 1.23 25 1.39
11 2.11 26 0.78
12 2.04 27 2.27
13 1.18 28 0.93
14 2.77 29 1.31
15 2.06 30 1.22
影响氨浓度场均匀性的因素还包括喷氨方
式、喷氨格栅布置、整流格栅等多方面。实际运行
过程中，仍无法避免喷头结盐，喷氨管束堵塞、腐
蚀泄漏等问题，影响喷氨均匀性。就调控系统而
言，即使采用自动化程度较高的出人口联动喷
氨，系统监测到出人口NO，浓度波动时自动调节
喷氨，但运行工况变化时，氨气制备、供喷系统的
调节仍存在一定的惯性和滞后。同时，在线氨仪表
长期处于高温、高湿且含粉尘的恶劣环境中，很容
易因振动、堵塞等原因导致测量结果失真[16]。此
外，由于烟气脱硝过程中存在非标准SCR反应、
氨氧化、结盐反应等其他副反应。因此，实际操作
过程中无法实现理论上的浓度场均匀及浓度场
的迅速优化，仍需要线上监测、线下检测和手动
调节等多方面共同优化调节，以促使氨浓度场偏
差尽量减小
2.2 优化效果
由图11~图14可知：经调整优化后，脱硝单元
总烟气流量适当减少，稳定在98000m²/h左右，
空速较之前降低，烟气在催化剂层的停留时间延
长，有利于脱硝反应的充分进行[17]，脱硝人口温度
稳定在350℃以上，较之前整体提升近20℃，反
应温度达到（350+20)℃，脱硝催化剂处于适宜温
度区间，维持装置取热稳定，保持脱硝系统温度，
有利于催化剂发挥最佳功效。同时，经前端优化
后，人口NO.质量浓度均值为742.14mg/m²，降幅
约110mg/m²且更加稳定；出口NO质量浓度均
值降至16.18mg/m²，降幅约15mg/m。喷氨优化
后，氨气流量均值为17.40m/h，降幅6m²/h，喷氨
量维持平稳，氨逃逸离线检测结果也表明氨氮场
110000
烟气
100000
(4·W)/鲁
90000
50
40
30 氨气 20
10
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图11 烟气及喷氨流量变化曲线
365
360 脱硝入口
355
350
345 脱硝出口
340
335
330
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图12 催化剂床层温度变化曲线
（下转第394页）
第5期 沈聪等.燃气锅炉脱硝单元工艺优化 381
0.39
0.38
0.37
0.36
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图13 催化剂床层压降变化曲线
900r
800
700
80
60
40
20 出口
0 5 10 15 20 25 30 35
采样次数
图14 脱硝单元NO质量浓度变化曲线
匹配度较高。另外，催化剂床层压降由0.50kPa
降至0.38kPa。
3结论
通过优化调节前端低氮燃烧条件、喷氨条
件，使脱硝段烟气组分更稳定且条件更加温和，
催化剂床层温度提升20℃，人口NO质量浓度降
低110mg/m²，出口NOx质量浓度降低至约15mg/
m²远低于排放标准（不大于100mg/m²）。
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（上接第381页）
394 石 化 技 术 应 用 第41卷
Analysis and countermeasures of catalyst under abnormal operating
conditions in reforming residual oil hydrogenation unit
ZHAN Xue-cheng', HU Xu-zhou², CHEN Ming-lin', GUO Da-jiang', MA Ping', MA Hao-wen'
(1. Lanzhou Petrochemical Research Center, Petrochemical Research Institute, PetroChina, Lanzhou
730060, China; 2.No.2 Department of Ethylene Operation, Lanzhou Petrochemical Company, PetroChina,
Lanzhou 730060, China)
Abstract: The reasons for the emergency shutdown
of a 1.2 Mt/a reforming residual oil hydrogenation
unit were analyzed. The properties of the discharged
catalyst were investigated by analytical
means of H, -temperature -programmed reduction,
X -ray diffraction and N2 -physical adsorption. The
results showed that the unsaturated hydrocarbon
content of the hydrogenation feed exceeded the standard
seriously, which caused the heat release of reaction
to increase sharply. Under high temperature
conditions, the unsaturated hydrocarbon polymerization
and coke formation occurred, resulting in heat
release superposition and then temperature runaway
of catalyst bed. The coke caused the bottom of the
catalyst bed to block and the pressure drop to rise
rapidly. In the process of air passivation before unloading
the catalyst, air bias was caused by catalyst
bed block, massive heat release from excessive oxidation
of reduced nickel under local oxygen -rich
conditions and coke combustion made the catalyst
undergo high temperature oxidation above 700 ℃,
resulting in the catalyst caking and the color change.
The physical and chemical properties of a part of
discharged catalyst which accounted for about 70%
of the initial filling mass of the fresh catalyst were
close to the fresh catalyst, and could be backfilled for
reusing.
Key words: reforming residual oil hydrogenation ;
nickel-based catalyst ; bed temperature runaway; bed
pressure drop;benzene
Process optimization of gas boiler denitration unit
SHEN Cong'2,JIANG Lei',SUN Rui-guang*, WANG Yu-bin'-2,ZHANG Yong-hua', CHEN Wei-jun?
(1. Lanzhou Petrochemical Research Center, Petrochemical Research Institute , PetroChina, Lanzhou 730060,
China;2. State Key Laboratory of Petroleum Pollution Control,Lanzhou 730060, China; 3. Ministry of Science,
Technology, Planning and Development of Ningxia Petrochemical Company, PetroChina, Yinchuan 753000,
China;4. Ministry of Safety and Environmental Protection of Lanzhou Petrochemical Company, PetroChina,
Lanzhou 730060,China)
Abstract: In view of the operation of the new
selective catalytic reduction of ammonia(NH, -
SCR) denitrification catalyst in the 130 t/h gas boiler
in a fertilizer plant, the large fluctuation of flue gas
conditions led to the frequent fluctuation of ammonia
injection and NOx concentration at the entrance and
exit of the denitrification unit. The factors affecting
the stability of the subsequent denitrification were
analyzed in combination with the process and offline
detection data. The process was optimized. The
results showed that by optimizing and adjusting the
low nitrogen combustion conditions and ammonia
injection conditions at the front end, the flue gas
component of the denitration section was more stable
and milder; the temperature of the catalyst bed was
increased by 20 C; the inlet NO, mass concentration
was reduced by 110 mg/m, and the outlet NO, mass
concentration was reduced to about 15 mg/m. It
ensured the NO, emission standard (≤ 100 mg/m’)of
the unit and achieved continuous andstable
operation of the unit.
Key words: gas boiler; denitration;concentration
field ; catalyst;nitrogen oxide; stability

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