盧志民

(華南理工大學(xué)電力學(xué)院∥廣東省綠色能源技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東廣州510640)

射流混合是燃燒工程領(lǐng)域一個(gè)重要而意義深遠(yuǎn)的研究課題.實(shí)際工程涉及的射流基本都是湍流射流，湍流自由射流在向周圍空間擴(kuò)散的過程中，必然會(huì)產(chǎn)生湍流的物質(zhì)轉(zhuǎn)移和熱量交換現(xiàn)象.根據(jù)湍流射流的“熱質(zhì)”交換相似性質(zhì)，使用熱平衡方法研究湍流混合過程是一種簡(jiǎn)單快速的方法［1］.

在選擇性非催化還原(SNCR)技術(shù)中，氮還原劑的射流與煙氣主氣流的混合時(shí)間通常和化學(xué)反應(yīng)時(shí)間是同一個(gè)量級(jí)的［2］.也就是說，反應(yīng)是一個(gè)化學(xué)/混合控制的過程，混合對(duì)反應(yīng)程度的影響很大.已有研究者利用示蹤氣體、氣泡法定性和定量研究了SNCR技術(shù)中的混合問題［3-4］.

文中在一臺(tái)1∶10的410t/h六角切圓電站鍋爐?；囼?yàn)臺(tái)上，利用熱平衡原理研究了高能SNCR射流混合的情況，探討了噴射總流量、速度、噴嘴布置方式等影響因素對(duì)混合效果的作用規(guī)律，并進(jìn)一步結(jié)合SNCR的動(dòng)力學(xué)試驗(yàn)研究結(jié)果，引入理想脫硝率的概念，對(duì)不同混合方案所能達(dá)到的理想脫硝效果進(jìn)行定量比較.

1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)使用的?；囼?yàn)臺(tái)見圖1(a)所示，該模化鍋爐長(zhǎng)寬比為1.5∶1，采用燃燒器六角切向布置方式，爐膛斷面尺寸為1.199 m×0.807 m，高3.01 m，爐頂布置模擬的過熱器.關(guān)于?；囼?yàn)臺(tái)的一些具體參數(shù)可以參見文獻(xiàn)［5］.

試驗(yàn)中，射流的噴入截面設(shè)置在折焰角下150mm，使用7組加熱噴射器(由肋片加熱器、溫度控制器和流量計(jì)組成)，每組噴射器包含2個(gè)鋼制噴嘴，噴嘴間隔為160～170 mm.噴嘴使用石墨聚四氟乙烯材料作隔熱和密封的套頭，避免有機(jī)玻璃壁面燒壞或漏風(fēng).7組加熱噴射器從1到7進(jìn)行編號(hào)，冷模爐膛、14股加熱射流和溫度測(cè)量截面的結(jié)構(gòu)布置如圖1(b)所示.

根據(jù)對(duì)垂直射流影響深度的計(jì)算［6］，橫向射流大約在射入點(diǎn)下游100mm處即完全折向主氣流，因此，溫度測(cè)量截面設(shè)在射流截面上方120 mm處.共設(shè)104個(gè)截面溫度測(cè)點(diǎn)，布置成13×8的測(cè)點(diǎn)矩陣(安裝過程中造成了其中一個(gè)熱電耦的開路，實(shí)際監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)為103個(gè)).在射流截面以下300 mm處還設(shè)置了3個(gè)主氣流測(cè)點(diǎn).使用直徑0.2mm的E型熱電耦裸露測(cè)量溫度.

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experiment system

14個(gè)噴嘴的流量經(jīng)過標(biāo)定，發(fā)現(xiàn)同一個(gè)加熱噴射器出口的兩個(gè)噴嘴的流量之間偏差不超過10%.使用K型熱電耦測(cè)量射流出口溫度，并通過XTMA型溫度控制器控制電熱肋片加熱器的啟停，將射流出口溫度控制在(523±15)K.采用惠普公司生產(chǎn)的Agilent數(shù)據(jù)采集儀間隔2 s采集103個(gè)截面測(cè)點(diǎn)的溫度信號(hào)、14個(gè)射流出口溫度信號(hào)和3個(gè)爐膛主氣流溫度信號(hào)，并利用儀器的軟件冷端補(bǔ)償功能進(jìn)行熱電偶的冷端溫度補(bǔ)償.

試驗(yàn)中射流總流量qV為4～28m3/h(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下，下同)，對(duì)應(yīng)的原型爐膛射流流量占總煙氣流量的比例β最大達(dá)到0.99%.采用了2.2、3.1和4.0mm孔徑的3種圓噴嘴，模型實(shí)驗(yàn)中噴嘴最大的噴射速度接近300m/s，而模擬的爐膛原型的噴嘴噴射速度v達(dá)到47～414m/s.所采用的流量和噴射速度覆蓋了實(shí)際工程常見的工況范圍.

2 試驗(yàn)分析方法

以溫度測(cè)量截面上的測(cè)點(diǎn)為節(jié)點(diǎn)，在該截面建立13×8個(gè)矩形微元控制體，微元控制體內(nèi)氣流符合以下能量和質(zhì)量守恒方程［1］:

式中:c、qm、T分別代表比熱、質(zhì)量流量和溫度，下標(biāo)1、2、3分別代表射流、主流和混合氣流.由于測(cè)點(diǎn)處于爐膛上部速度分布比較均勻的地方，因此假設(shè)通過每個(gè)微元控制體的主流流量與微元截面積成正比，qm2可以根據(jù)微元截面積與總截面積之比進(jìn)行計(jì)算.試驗(yàn)中，T1≈523 K，T2≈303 K，而T3最大值為308 K，因此，取 c1≈1.951 kJ/(kg·K)，c2、c3取1.044kJ/(kg·K).

根據(jù)能量和質(zhì)量方程(1)和(2)，可以推出:

由式(3)可知，微元控制體內(nèi)射流和主氣流的流量比qm1/qm2(即混合分?jǐn)?shù)w)可以從截面溫差ΔT=T3－T2推出.則根據(jù)試驗(yàn)中射流前后測(cè)量截面各微元的溫度變化情況，可得微元控制體內(nèi)的混合分?jǐn)?shù).假設(shè)噴入的氨和煙氣中的NOx在射流和主流中均勻分布，則混合分?jǐn)?shù)w與微元氨氮比一一對(duì)應(yīng).在建立了截面溫差－混合分?jǐn)?shù)－氨氮比的對(duì)應(yīng)關(guān)系以后，在以下的分析中，就可以直接分析微元控制體的氨氮比分布.

由于熱電耦的制造加工條件的差異，103個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)在靜態(tài)下存在將近1 K的溫度偏差.但單個(gè)熱電耦的溫度－時(shí)間測(cè)量特性穩(wěn)定:試驗(yàn)前、后進(jìn)行2～3次基礎(chǔ)工況溫度測(cè)量，在10min內(nèi)103個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)隨時(shí)間波動(dòng)的平均絕對(duì)偏差最大值不超過0.14K，90%測(cè)點(diǎn)的絕對(duì)偏差不超過0.05 K.因此，將溫度測(cè)量矩陣與基礎(chǔ)工況的溫度矩陣進(jìn)行比較，可得出截面溫度的變化情況.同時(shí)監(jiān)測(cè)爐內(nèi)主氣流的入流溫度，排除氣溫變化的影響.

SNCR動(dòng)力學(xué)實(shí)驗(yàn)研究表明，在理想條件下(合適的反應(yīng)溫度、足夠的停留時(shí)間、充分的混合)，理想脫硝率能夠達(dá)到90%(氨氮摩爾比 NSR= 1.2)［7］.假設(shè)微元控制體內(nèi)混合充分，SNCR反應(yīng)的效率只和微元控制體內(nèi)的反應(yīng)物濃度有關(guān).設(shè)微元理想脫硝率為 90%，即當(dāng)局部的氨過量(NSR≥1.2)時(shí)，微元內(nèi)90%的NO被還原;當(dāng)局部氨不足(NSR＜1.2)時(shí)，氨的利用率為90%，即脫硝率為0.9NSR/1.2×100%.根據(jù)以上假設(shè)，將整體混合不均勻的截面分成若干個(gè)混合均勻的微元控制體，用微元理想脫硝率計(jì)算各個(gè)微元控制體內(nèi)的脫硝反應(yīng)效率，加權(quán)疊加得到整體截面的理想脫硝率.

3 結(jié)果分析

3.1 同一尺寸噴嘴下的不同噴射總流量qV

?stberg等［8］的實(shí)驗(yàn)研究表明，沖量比的增加能提高NOx的脫除率.qV的增大，能提高射流的沖量，使射流達(dá)到更好的穿透和混合效果.試驗(yàn)使用2.2mm噴嘴，qV從10.5 m3/h增加到28m3/h，對(duì)應(yīng)原型爐膛的射流/煙氣流量比β為0.37%～0.99%.圖2中記錄了不同流量下的截面氨氮比NSR分布圖.從圖2(a)中可以看出，當(dāng)qV=14m3/h時(shí)，爐膛中心出現(xiàn)大片的NSR接近于0的混合死區(qū).而在3#噴射器出口處，局部NSR=4，表明射流動(dòng)量太低，在主氣流的作用下，射流容易被主流吹偏而難以達(dá)到爐膛的中心區(qū)域.

圖2(b)中，qV升高到21m3/h，噴射器出口對(duì)應(yīng)位置的NSR峰值更高，射流開始深入到爐膛中心位置.

在圖2(c)中，qV=28 m3/h，根據(jù)文獻(xiàn)［6］中的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算，此時(shí)射流最大影響深度為379 mm.這樣，前墻的射流基本上可以達(dá)到爐膛的中心.從氨氮比的分布圖來看，射流的穿透更深，截面混合效果好.在后墻附近存在一片沒有混合的死區(qū)，表明僅在三面爐墻進(jìn)行噴射，則射流不能到達(dá)后墻.

圖2 不同噴射總流量qV時(shí)截面氨氮比分布圖Fig.2 NSR distribution at different injection flowrate 14個(gè)2.2mm噴嘴

理想脫硝率η隨噴射總流量qV變化趨勢(shì)如圖3所示.qV從10.5 m3/h增大到28 m3/h，η隨之從47%升高到58%.當(dāng)qV增大時(shí)，射流可以噴入爐膛的深處，直達(dá)到爐膛的中心區(qū)域，達(dá)到很好的截面覆蓋率和脫硝效果.但在工程應(yīng)用中，大的噴射總流量需要大容量、高壓頭的風(fēng)機(jī)或者高參數(shù)的蒸汽來源，也會(huì)影響鍋爐運(yùn)行的穩(wěn)定性和經(jīng)濟(jì)性.因此，噴射總流量與總煙氣流量之比β往往限制在2%以下［3，9］.

圖3 不同噴射總流量下的理想脫硝率Fig.3 Ideal NOxreduction ratio at different injection flowrates

3.2 相同噴射總流量qV下的不同噴射速度v

qV相同，不同的噴射速度v對(duì)混合和脫硝效果也有很大影響.圖4表示了η隨v變化的趨勢(shì)，從圖4可以看出，v=210m/s時(shí)η最高，達(dá)到53%.v降低到106和64 m/s時(shí)，η分別為48%和45%.使用高速的射流可以將理想脫硝率提高8%左右.此時(shí)對(duì)應(yīng)原型鍋爐上的工況為:β=0.74%，v分別為311、157和94m/s(分別使用2.2、3.1和4.0 mm三種孔徑規(guī)格噴嘴).

圖4 不同噴射速度下的理想脫硝率Fig.4 Ideal NOxreduction ratio at different flow velocities

3.3 相同噴射總流量qV下的不同噴嘴數(shù)目N

關(guān)于噴嘴數(shù)目N和布置方式對(duì)混合和脫硝效果的影響，目前還沒有一套成熟的理論可以解釋.一般根據(jù)實(shí)際的爐膛結(jié)構(gòu)和布置方式進(jìn)行冷態(tài)噴射策略的模擬，結(jié)合計(jì)算流體力學(xué)的模擬來進(jìn)行評(píng)價(jià)和優(yōu)化.從文獻(xiàn)［10-12］的模擬優(yōu)化結(jié)果來看，對(duì)長(zhǎng)寬比大的噴射截面，使用8－12個(gè)噴嘴進(jìn)行前墻和側(cè)墻的噴射，噴嘴可以相對(duì)集中布置在前墻，前墻的噴嘴布置可以進(jìn)一步地向中心集中，以達(dá)到更好的爐膛中心穿透效果.

文中針對(duì)410 t/h六角切圓改造鍋爐的冷模臺(tái)架，試驗(yàn)了5種噴嘴布置策略來確定最佳的噴嘴數(shù)目N.首先采用圖2(a)所示工況，在qV相等的情況下，逐步停用2#、6#、3#、5#噴射器.隨著N的減少，單噴嘴的流量增大，噴嘴出口處的射流穿透能力越來越強(qiáng).而在6個(gè)噴嘴的噴射策略下，由于射流都集中在爐膛深處，不能有效覆蓋爐膛前墻和兩側(cè)墻的近壁面區(qū)域，因此未必會(huì)得到很好的整體混合和脫硝效果.

圖5為不同噴嘴數(shù)目N下理想脫硝率的變化情況.從圖5中可以看出，η隨著N的減少而先上升后降低.N=14時(shí)，爐膛的穿透混合差.N減小可以改善壁面區(qū)域的混合狀況，改善脫硝效率.N=10時(shí)，理想脫硝率達(dá)到了52%.N繼續(xù)減小，壁面附近的混合惡化，爐膛穿透效果的進(jìn)一步增強(qiáng)并不能彌補(bǔ)壁面區(qū)域混合的惡化，η反而會(huì)下降.使用6個(gè)噴嘴時(shí)，η下降到46%左右.

總的來說，N的取值應(yīng)該兼顧爐膛的穿透和壁面附近的混合.在試驗(yàn)條件下，N=10時(shí)脫硝效果最好.

圖5 不同噴嘴數(shù)目N下的理想脫硝率Fig.5 Ideal NOxreduction ratio at different nozzle numbers N

3.4 相同噴射總流量qV和噴嘴數(shù)目N下的不同噴嘴布置策略

在qV和N不變的情況下，噴嘴需要根據(jù)爐膛煙氣動(dòng)力場(chǎng)的實(shí)際情況進(jìn)行針對(duì)性布置，才能促進(jìn)混合和脫硝的效果.試驗(yàn)保持前墻3個(gè)噴射器噴射，通過側(cè)墻不同噴射方式的組合來評(píng)價(jià)不同噴射策略的脫硝效果.

采用1#－5#噴射器噴射時(shí)，截面的NSR分布基本上沿對(duì)角線分成兩部分，混合只發(fā)生在布置了射流的右側(cè)三角形.在右下角2#和3#噴射器出口相交的地方，局部NSR達(dá)到最大.由于左上側(cè)爐膛留有大片的死區(qū)，因此，這種噴射布置策略的理想脫硝率僅為48%.采用2#－6#噴射器的噴射，噴射的射流只集中在爐膛布置了射流的前半部分，爐膛的后半部分基本沒有射流的混合.這種噴射布置策略的η僅為44%.

因此，最好的噴射策略應(yīng)該是前墻6個(gè)噴嘴、側(cè)墻各2個(gè)噴嘴布置在靠近后墻的地方，這樣可以達(dá)到52%以上的理想脫硝率.

3.5 提高氨氮比NSR對(duì)理想脫硝率的影響

在SNCR的實(shí)際應(yīng)用中，可以通過提高NSR的做法來提高η，文中通過理想脫硝率的概念，將化學(xué)動(dòng)力學(xué)研究的結(jié)果和混合的模擬結(jié)合起來.通過簡(jiǎn)單地提高總體NSR來考察氨氮比提高對(duì)η的作用.

圖6是不同氨氮比下η和NSR＞3.0的微元個(gè)數(shù)M的變化情況.從圖6中可以看出，η隨著NSR的增大而升高，NSR=1.0時(shí)，η=52%;NSR=5.0時(shí)，η上升到78%.在NSR較小時(shí)，η隨NSR的增大上升得很快.當(dāng)NSR＞2.5后，η隨NSR的增大而上升的趨勢(shì)變緩.這個(gè)結(jié)論與王智化等［13］的研究結(jié)果相似.

圖6 不同氨氮比下的理想脫硝率Fig.6 Ideal NOxreduction ratio at different NSRs

提高NSR可以提高脫硝率，但同時(shí)會(huì)引起氨逃逸濃度劇烈上升.可通過分析微元控制體內(nèi)NSR＞3的微元個(gè)數(shù)M來分析氨逃逸隨著氨氮比升高的變化趨勢(shì).從圖6中可以看出，M從NSR=1.0時(shí)的7個(gè)上升到NSR=5.0時(shí)的53個(gè).這些微元內(nèi)局部積聚的氨很容易導(dǎo)致氨反應(yīng)不完全，引起氨排放濃度升高，造成操作、安全上的問題.

4 結(jié)語

文中介紹了一種快速簡(jiǎn)便的熱平衡混合?；囼?yàn)方法在SNCR技術(shù)中的應(yīng)用.在一臺(tái)1∶10的410 t/h六角切圓電站鍋爐?；囼?yàn)臺(tái)上，進(jìn)行了噴射總流量、速度、噴嘴數(shù)目和布置方式等對(duì)混合效果影響規(guī)律的研究，并通過引入理想脫硝率的概念，定量比較不同的混合方案所能達(dá)到的理想脫硝效果.試驗(yàn)方法和結(jié)果對(duì)射流混合的工程研究和SNCR技術(shù)的工程應(yīng)用有很好的指導(dǎo)作用.

［1］ 岑可法.鍋爐燃燒試驗(yàn)研究方法及測(cè)量技術(shù)［M］.北京:水利電力出版社，1987.

［2］ Rota R.Chemical kinetic analysis of the thermal DeNOxprocess at high reactant concentration［J］.Chemical Engineering＆Technology，2001，24(5):539-541.

［3］ Muzio L J，Smith R A，Hunt T，et al.Integrated dry NOx/ SO2emissions control system:baseline SNCR test report［R］.Washington DC:［s.n.］，1993.

［4］ Applied Utility Systems.Boiler modeling［EB/OL］.http:∥www.auscorp.com/pdfs/06.pdf，1999-09-09.

［5］ 丁寧.410 t/h高長(zhǎng)寬比六角切圓水煤漿、重油兩用電站鍋爐動(dòng)力、燃燒特性的數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究［D］.杭州:浙江大學(xué)機(jī)械與能源工程學(xué)院，2005.

［6］ 岑可法.煤漿燃燒、流動(dòng)、傳熱和氣化的理論與應(yīng)用技術(shù)［M］.杭州:浙江大學(xué)出版社，1997.

［7］ Lu Zhi-min，Lu Ji-dong.Influences of O2concentration on NO reduction and N2O formation in thermal DeNOxprocess［J］.Combustion and Flame，2009，156(6): 1303-1315.

［8］ ?stberg Martin，Dam-Johansen Kim，Johnsson Jan E.Influence of mixing on the SNCR process［J］.Chemical Engineering Science，1997，52(15):2511-2525.

［9］ Krigmont H，Oehley D，Spokoyny F，et al.SNCR retrofit experience on four gas-and coal-fired boilers in Tchaikovsky，Russia［C］∥Proceedings of Joint EPA/EPRI Mega Symposium.Washington D C:［s.n.］，1997.

［10］ Boo Moon-Chul，Eoe Soo-Hun，Jang Woo-Chang，et al.First installation of selective non-catalytic NOxreduction process on utility boilers in Korea［C］∥Mega Symposium.Chicago:Air＆Waste Management Association，2001.

［11］ William Sun.Selective non-catalytic NOxreduction process for Korean utility and industrial boilers and cement kiln［C］∥Proceeding of ICIPEC.Jeju Korea:ICIPEC，2002:377-388.

［12］ Richard Himes，Greg Quartucy，Marc Cremer，et al.Demonstration of SNCR Trim on a 185 MW tangential design coal-fired utility boiler［C］∥Proceedings of 2002 Conference on Selective Catalytic Reduction(SCR)and Selective Non-Catalytic Reduction(SNCR)for NOxControl.Pittsburgh:［s.n.］，2002.

［13］ 王智化，周俊虎，周昊，等.爐內(nèi)高溫噴射氨水脫除NOx機(jī)理及其影響因素的研究［J］.浙江大學(xué)學(xué)報(bào):工學(xué)版，2004，38(4):495-500.Wang Zhi-hua，Zhou Jun-hu，Zhou Hao，et al.Experimental and modeling study on the mechanism and sensitive parameters of the thermal DeNOxprocess［J］.Journal of Zhejiang University:Engineering Science，2004，38 (4):495-500.