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催化裂化裝置煙氣脫硫脫硝運行問題及對策

文檔作者：顏軍文文檔來源：中國石化鎮海分公司		更新日期： 2026年05月23日	點擊數：
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上一篇：廢舊聚對苯二甲酸乙二醇酯化學回收技術進展

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齊魯石油化工,2022,50(2) ：121 -125
QILU PETROCHEMICAL TECHNOLOGY
工業技術
催化裂化裝置煙氣脫硫脫硝運行問題及對策
顏軍文
（中國石化鎮海分公司，浙江寧波315207）
摘要:針對某企業催化裂化聯合裝置煙氣脫硫脫硝單元運行中出現的鍋爐結垢外排煙氣NO,指標波動外排水 COD超標綜合塔塔壁腐蝕穿孔泄漏等問題，進行了原因分析,并提出了相應的解決措施措施實施后，鍋爐壓降下 降0.7 kPa,排煙溫度降低23 ，氨逃逸量下降63. 6%，外排水COD穩定控制在20 mg/L左右，綜合塔腐蝕問題也得到 了有效地解決，保證了裝置長周期安全運行
關鍵詞:脫硫脫硝#化學需氧量;氨逃逸
中圖分類號：X742 文獻標識碼：B 文章編號：1009 -9159（2022）02-0121 -05
某企業3 Mt/年催化裂化聯合裝置主要由催 化裂化、產品精制、氣體分?等3部分構成，并配 置有空壓站、凝結水回收及污水預處理等輔助系 統。裝置于1999年11月建成投產,2007年3月 實施了 MIP（多產異構烷桂催化裂化技術）-CGP （生產清潔汽油并多產丙烯催化裂化技術）技術 改造。為了執行“十二五”期間國家對氮氧化物 （NO*）、硫氧化物（SO*）等污染物的排放控制政 策,裝置于2014年12月完成了煙氣脫硫脫硝單 元的建設、投用，再生煙氣經過脫硝、脫硫、除塵處 理后,達到了 GB 31570—2015《石油煉制工業污 染物排放標準》的要求。但隨著運行時間的延 長，煙氣脫硫脫硝單元相繼出現了鍋爐結垢、外排 煙氣NO*指標波動、綜合塔塔壁腐蝕穿孔、外排 水COD（化學需氧量）超標等問題。經檢查和分 析,采取了相應的措施,保證了催化裂化聯合裝置 的長周期安全運行。
1催化脫硫脫硝工藝簡介
1.1脫硝技術
煙氣脫硝采用選擇性催化還原法（SCR）脫硝 技術⑴。SCR脫硝技術是指在催化劑的作用下， 作為還原劑的（氣態）氨通過噴氨格柵噴入SCR 反應器上游的煙氣中，充分混合后在SCR反應器 中催化劑的作用下發生反應，大部分的NO*被脫 除。選擇性是指還原劑中NH3和煙氣中的NO* 發生還原反應，而不與煙氣中的氧氣發生反應。
化學反應原理如下：
4NO +4NH3 +^i4N +6HO （1） 2NO, +4NH3 + O213N2 +6HO （2）
1.2脫硫除塵洗滌技術
脫硫反應機理是NaOH （質量分數為20% ） 與SO溶于水生成的亞硫酸溶液進行酸堿中和反 應。煙氣中的so與水接觸，生成hso,hso 與NaOH反應生成Na2SO，Na2SO氧化后作為無 害的Na,SO水溶液排放⑵o
脫硫除塵采用雙循環湍沖文丘里洗滌工藝技 術⑶，即氣體或氣液一一顆粒或滴粒兩相沿著同 軸相向流動撞沖接觸，充分分散、乳化，產生顆粒 捕集、反應吸收和氣體急冷等作用,達到氣體凈化 和處理的目的。
1.
3脫硫廢水處理技術
洗滌塔漿液首先與絮凝劑混合，然后送入脹 鼓式過濾器,顆粒物在脹鼓過濾器內經膜分離，上 清液進入氧化罐用空氣氧化，降低其中的COD, 氧化處理后廢水達標外排。
1.4煙氣處理工藝流程
煙氣脫硫脫硝單元依次由脫硝反應、急冷、綜 合塔洗滌除塵、工藝水處理等部分組成。具體流 程見圖1o
收稿日期：2022 - 02 - 24；修回日期:2022-04 -11
作者簡介:顏軍文（1961—）,男，高級工程師o 1991年畢業 于撫順石油學院石油加工專業,現在中國石化鎮海分公司煉 油一部從事煉油生產技術管理工作。電話：0574 - 16445177 ； E - mail: yanjw. zhlh@ sinopec. com。
齊魯石油化工
?122? QILUPETROCHEMICAL TECHNOLOGY 2022,50(2)
■■ 」
高溫煙氣
脹鼓過濾器
圖1煙氣脫硫脫硝單元工藝流程示意
2裝置運行情況 日6：00至9月24日6：00進行72 h標定。煙氣
煙氣脫硫脫硝單元投用后,2015年9月21 脫硫脫硝單元的主要參數，見表1?3。
表1脫硝反應主要操作參數
項目設計值標定值
濕基煙氣流量（標準態）/（m3?h"） 271 000 231 983
煙氣入口 NO*濃度（標準態）/（mg - mN） 300 256
反應溫度/t 350 343
SCR反應器壓降/kPa W1.40 0. 47
綜合塔出口煙氣NO*濃度（標準態）/（mg - mT） r100 51
脫硝效率,％ 70. 0 80.0
氨逃逸量（標準態）/（mg "mY） r2.5 2. 1
表2 脫硫除塵系統主要操作參數
項目設計值標定值
入口煙氣SO濃度（標準態）/（mg -m3） 800 ?1 500 612
入口煙氣粉塵濃度（標準態）/（mg -m-3） 200 ?600 106
NaOH（質量分數為20%）補入量/（t -h-'） 1.99 1.03
綜合塔循環漿液密度/（kg -mN） 1 000 ~ 1 120 1 010
綜合塔出口 SO濃度（標準態）/（mg - mN） < 100. 0 4. 1
煙氣出口粉塵濃度（標準態）/（mg -mT） <30.0 7.7
脫硫效率,％ 99.3
除塵效率,％ 92. 8
表3外排廢水分析
項目設計值標定值
懸浮物濃度/（mg -L"） r70 22
COD/(mg -L_') r60 57
pH 6.0 ?9.0 7.6
Cl-濃度/(mg -L") 23.9
氨氮濃度/( mg -L-') r15.0 0. 1
從表1 ~3主要運行操作參數可以看出：標定
外排煙氣SO*濃度（標準態）為4. 1 mg/m',N0*
濃度（標準態）為51 m//m3,粉塵濃度（標準態）
為7. 7 mg/m3,均達到了設計值，并滿足GB
31570—2015（石油煉制工業污染物排放標準》的
要求，脫硫和脫硝效率分別為99. 3%、80. 0%，外
2022,50(2) 顏軍文.催化裂化裝置煙氣脫硫脫硝運行問題及對策-123 -
排煙氣除塵效率達到92. 8%
3裝置運行中存在問題及措施
煙氣脫硫脫硝單元投用后,經過標定達到較
好的脫硫脫硝除塵效果,但是經過一段時間的運
行，問題逐漸顯現。
3.1鍋爐結垢及外排煙氣NO”指標波動
煙氣脫硝采用NH與NO*進行還原反應,
NH注入量根據煙氣入鍋爐的NO*在線檢測濃
度進行控制。實際生產中煙氣NO*濃度變化較
大,注氨量配比少了，NO*可能超標,為確保達標,
操作中注氨量總體處于過剩狀態,造成氨逃逸量
經常超過2.5 mg/L以上,過量的NH與煙氣中
的SO反應生成NH4HSO,造成余熱鍋爐省煤器
結垢,煙氣壓降上升，發氣效率下降，外排煙氣
NO*指標波動較大。
改進措施:首先進行了清垢處理，采用催化裂
化裝置自身產生的三旋廢劑作為清垢顆粒物,通
過煙氣水封罐大排凝接口，將廢劑打入煙道，由煙
氣帶入鍋爐,對鍋爐各段進行在線清垢。其次，優
化注氨控制系統。2019年5月21日，在煙氣鍋
爐入口采用快速NO*檢測儀檢測濃度，減少檢測
滯后時間，同時采用新型噴氨控制方式。
措施實施后，煙氣排煙溫度下降23 T,發氣
量增加1. 5 t/h以上，鍋爐總壓降下降0. 7 kPa,煙
機發電量每小時增加70 kW ? h。氨逃逸量由平
均2.2 m/L降至0. 8 m/L,降幅為63.6%（見圖
2）。外排煙氣NO*濃度（標準態）下降23 mg/
m3,波動幅度也明顯降低（見圖3）。鍋爐清垢前
后工藝操作參數見表4。
表4 鍋爐清垢前、后工藝操作參數
項目清垢前清垢后
煙氣排煙溫度/弋193 170
鍋爐總壓降/kPa 3. 2 2. 5
圖2煙氣氨逃逸量變化情況（2019年）
(-E
3
3
(
董) 蚩O N
IIKX
圖3外排煙氣NO*變化情況（2019年）
3.2綜合塔腐蝕
煙氣脫硫脫硝單元投用后第2年，綜合塔上
部塔壁先后發現5處腐蝕穿孔（見圖4a）。停工
檢修時打開綜合塔,發現內件腐蝕也較為嚴重,噴
淋管出現斷裂,316L材質的支撐梁出現腐蝕減薄
的情況（見圖4b） o
a塔壁腐蝕穿孔
b噴淋管斷裂和支撐梁腐蝕減薄
圖4綜合塔腐蝕情況
經檢測分析,綜合塔腐蝕泄漏處冷凝水的pH
值在1. 2-2.0,說明塔壁腐蝕穿孔為強酸腐蝕形
成。這是因為靜電除霧器將水霧凝結后形成高酸
度水,酸性水沿塔壁流下,最終造成塔壁304L材
齊魯石油化工
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質復合層筒體腐蝕,酸性水進入綜合塔夾套層后
導致外壁碳鋼層腐蝕、穿孔。
為了確保裝置的安全運行，采取了相應的改
進措施:①在綜合塔壁電除霧下增加環形集液槽,
槽內水用PP管直接引至消泡水抽出層;②在第3
層除沫器上側塔壁增加溢流槽，溢流槽上方塔壁
增設噴淋設施,連續噴入新鮮水并補充堿液，控制
噴淋水量不小于14 t/h,確保噴淋水沿塔壁注入
溢流槽;③塔內壁加襯2507雙相不銹鋼板;④綜
合塔內部3層工字鋼梁的材質升級為2507雙相
不銹鋼。
改造后,綜合塔穩定運行至今,塔壁未出現腐
蝕穿孔，塔內件也未出現腐蝕情況，較好地解決了
綜合塔腐蝕問題。
3. 3外排廢水COD超標
煙氣脫硫脫硝水處理系統投用初期，外排水
COD維持在50 m/L左右,雖然達到了公司內小
于60mg/L的內控指標，但是仍處偏高水平，分析
原因是氧化罐無進風分布設施,造成風走短路，未
能與水進行充分接觸發生氧化反應⑷。經過對
氧化罐底部進行增設風分布器改造后，外排水
COD平均值可降至29 mg/L以下,實現了直接外
排。
但是，到2011年3月開始，外排水頻繁出現
COD超標情況，COD最高達到268 mg/L(見圖
5)，并伴隨水質發黑、發臭、濾芯粘結大量黑色淤
泥等現象。
5(m)
5(m)
5()
(-□?
=00
0
*
^
京
03-23 04-01 04-10 04-19 <)4-28 (15-07 05-16
H期
圖5外排水COD數據(2018年)
經檢測分析,釋放的氣體為HS,且濃度達到
30m//L以上。由于催化煙氣經脫硫后本身不含
HS,推斷可能是細菌分解而來。由文獻⑸可知:
硫酸鹽還原菌在適宜的pH值(6.5 -7.5),溫度
(30 -60 ^)及硫酸鹽質量分數(1% ~4%)下會
呈現出爆發性繁殖。硫酸鹽還原菌將硫酸鹽還原
成S-，^-與H +結合生成HS,導致水發臭，與
Fe»結合生成FeS,導致水發黑。
進一步分析細菌來源,發現由于前期脹鼓過
濾器上部出水持續出現混濁，因此加大了絮凝劑
的注入量,造成了過量的絮凝劑、泥漿附著在脹鼓
過濾器濾芯，長時間未及時排出,進而引發細菌爆
發式繁殖。
改進措施:①調整絮凝劑加入量和加入方法。
新濾芯投用時初期絮凝劑加入量約為500 mLd,
當濾芯壓差上升至30 kPa后停止加入絮凝劑；②
消除泥漿、絮凝劑返混。絮凝劑加入量下降后脹
鼓過濾器壓差上升速度變慢，脹鼓過濾器反沖洗
間隔由2 h/次調整為8 h/次。
措施實施后,渣漿罐不再溢流,徹底消除泥漿
返混問題。調整后外排水COD明顯下降,平均可
控制在20 mg/L左右，且穩定運行(見圖6)o脹
鼓過濾器濾芯更換頻率由不到2月/次降為4月/
次,節約濾芯費用90萬/a。
10-05 10-15 10-25 11-04 11-14 11-24 12-04
圖6改進后的外排水COD數據(2018年)
4結論
(1) 氨逃逸量大會造成鍋爐結垢壓降上升,
通過采取在線清垢，鍋爐壓降下降0.7 kPa,排煙
溫度降低23 °C；優化注氨控制方式，氨逃逸量降
至1.0 mg/L以下，降幅達到63. 6%,有效提高了
煙氣NO*排放質量。
(2) 綜合塔增加環形集液槽以及溢流槽,并
增設水噴淋設施，保持噴水量不小于14 t/h,同時
塔內件設備材質升級為2507雙相不銹鋼,可較好
地解決綜合塔腐蝕問題，保證了裝置長周期安全
運行。
(3) 過量的絮凝劑與泥漿在脹鼓過濾器中停
留，是造成細菌繁殖、外排水發臭、COD超標的主
要原因。通過調整絮凝劑加入方案，減少泥漿返
混,外排水COD可穩定控制在20 m//L左右,節
2022,50(2)
顏軍文?催化裂化裝置煙氣脫硫脫硝運行問題及對策
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約濾芯費用90萬元/a。
參考文獻
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OPERATION PROBLEMS AND COUNTERMEASURES OF FLUE GAS DESULFURIZATION &amp;amp; DENITRATION IN CATALYTIC CRACKING UNIT Yan Junwen
(Zhenhai Branch Co. , SINOPEC, Ningbo Zhejiang 315207)
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Key wordt: desulfuriation &amp;amp; denitration unit ； COD ； ammonio escape amount ..................................................................................................................................................................................
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