高 暢 金保昇 張 勇 孟凡冉

(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過(guò)程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)

非均勻入口條件下SCR脫硝系統(tǒng)精準(zhǔn)噴氨策略

高 暢 金保昇 張 勇 孟凡冉

(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過(guò)程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)

采用數(shù)值計(jì)算的方法,根據(jù)全尺度數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果和實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)獲得符合工程實(shí)際情況的SCR非均勻入口邊界條件,模擬了整個(gè)SCR系統(tǒng)的煙氣流動(dòng)過(guò)程.根據(jù)噴氨格柵處速度場(chǎng)和濃度場(chǎng)獲取NO通量,以此為基準(zhǔn)精確分配各噴管噴氨量.研究了不同噴口布置的氨氣與NO的對(duì)流擴(kuò)散混合特性,分析了噴氨格柵中噴口密度N、開(kāi)孔率φ、噴口角度α三個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)SCR反應(yīng)器內(nèi)氨氮混合質(zhì)量、氨氮比分布均勻性的影響.結(jié)果表明:增大噴口密度N可以有效地優(yōu)化氨氮混合效果.當(dāng)N>15.34個(gè)/m2時(shí),增加N對(duì)氨氮混合效果的影響不再顯著;混合指數(shù)β隨著噴口開(kāi)孔率φ的增大會(huì)出現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì);改變噴口角度α可以改善氨氮混合效果,噴口垂直布置時(shí)氨氮混合效果最佳.

數(shù)值模擬;非均勻入口條件;精準(zhǔn)噴氨;噴口布置;混合效果

選擇性催化還原(SCR)脫硝技術(shù)是目前大型燃煤電站應(yīng)用最為廣泛的技術(shù)[1-3].在國(guó)家發(fā)展和改革委員會(huì)、環(huán)境保護(hù)部、國(guó)家能源局聯(lián)合發(fā)布的《煤電節(jié)能減排升級(jí)改造行動(dòng)計(jì)劃(2014—2020年)》中,明確要求新建燃煤發(fā)電機(jī)組大氣污染物排放質(zhì)量濃度東部地區(qū)基本達(dá)到、中部地區(qū)原則上接近或達(dá)到、鼓勵(lì)西部地區(qū)接近或達(dá)到排放限度為基準(zhǔn)氧體積分?jǐn)?shù)6.0%條件下氮氧化物的排放質(zhì)量濃度為50 mg/m3的排放標(biāo)準(zhǔn).隨著國(guó)家環(huán)保政策日趨嚴(yán)格,對(duì)于發(fā)電企業(yè)來(lái)說(shuō),進(jìn)一步提高SCR脫硝效率以滿足排放標(biāo)準(zhǔn)已勢(shì)在必行.目前,NOx的超低排放技術(shù)主要通過(guò)增加催化劑層數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn),但在這種情況下,如果仍采用平均化的噴氨策略,煙氣中的NOx與NH3很難均勻混合,即使增加催化劑層數(shù),也無(wú)法避免出現(xiàn)以下幾種常見(jiàn)問(wèn)題:① 局部氨濃度過(guò)量,造成過(guò)高的氨逃逸,氨氣與被催化劑氧化的SO3反應(yīng)生成NH4HSO4,堵塞空氣預(yù)熱器.而且,未反應(yīng)的氨氣還會(huì)污染環(huán)境.② 局部氨濃度過(guò)低,導(dǎo)致局部區(qū)域NOx排放出現(xiàn)脈動(dòng)性超標(biāo).因此,研究精準(zhǔn)噴氨策略從源頭上控制NOx與NH3合理匹配,真正發(fā)揮第3層催化劑的實(shí)際催化作用,是超低排放技術(shù)的一個(gè)新的方向,對(duì)實(shí)現(xiàn)氮氧化物超低排放具有重要意義.

最近幾年,不少學(xué)者對(duì)SCR脫硝技術(shù)的噴氨方法進(jìn)行過(guò)專題研究,結(jié)果發(fā)現(xiàn),在SCR連接煙道內(nèi),導(dǎo)流板的布置、氨的噴入方式和分布等因素都會(huì)影響系統(tǒng)中氨氣與NOx的混合過(guò)程、混合質(zhì)量,直接影響SCR系統(tǒng)的脫硝效率[4-7].縱觀這些研究成果可以發(fā)現(xiàn),大多數(shù)研究都采用了均勻入口的邊界條件,而關(guān)于非均勻邊界條件的研究則較少.而由于大型燃煤鍋爐內(nèi)燃燒流場(chǎng)組織復(fù)雜,省煤器出口各煙氣參數(shù)會(huì)呈現(xiàn)不均勻分布特性[8].由此可知,深度優(yōu)化SCR脫硝系統(tǒng)必須考慮入口邊界條件的非均勻性.本課題組對(duì)燃煤煙氣SCR脫硝技術(shù)開(kāi)展了長(zhǎng)期的研究,特別是在流場(chǎng)優(yōu)化和噴氨方法方面,做了大量系統(tǒng)工作.雷達(dá)等[9]采用數(shù)值模擬方法研究了噴氨格柵處煙氣速度變化對(duì)SCR系統(tǒng)的均流和還原劑混合性能的影響.潘志越[10]以一段包括開(kāi)設(shè)2個(gè)噴口供氨管的直煙道為依據(jù),研究了噴氨格柵中各參數(shù)對(duì)氨氮混合效果的影響.姚露[11]模擬計(jì)算了鍋爐爐內(nèi)燃燒、水平煙道及尾部豎井煙道的流動(dòng)和傳熱過(guò)程,為SCR系統(tǒng)提供了完整的非均勻入口參數(shù).

本文主要以某電廠2×135 MW燃煤鍋爐SCR反應(yīng)系統(tǒng)為對(duì)象,根據(jù)全尺度數(shù)值計(jì)算結(jié)果和實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù),采用網(wǎng)格化的方法獲得符合工程實(shí)際情況的非均勻入口邊界條件,模擬研究不同噴氨結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)NOx與NH3混合過(guò)程的影響,定量分析不同噴氨策略的優(yōu)劣,為SCR脫硝系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供參考.

1 計(jì)算模型及數(shù)值模擬方案

1.1 計(jì)算模型

某電廠2×135 MW亞臨界燃煤鍋爐SCR反應(yīng)器位于在省煤器和空氣預(yù)熱器之間的高含塵區(qū)域.在SCR反應(yīng)器中,催化劑采用“2+1”的布置方式.SCR裝置內(nèi)沿?zé)煔饬飨蛟跓煹啦煌恢迷O(shè)置導(dǎo)流板和整流器.氨與稀釋風(fēng)混合后經(jīng)過(guò)噴氨格柵(AIG)進(jìn)入SCR煙道,SCR中的初始噴氨格柵由5套渦流板式噴氨混合裝置構(gòu)成,每套裝置包括1塊渦流板和1個(gè)噴氨管,沿?zé)煹郎疃确较蛞来尉鶆虿贾?根據(jù)對(duì)稱性條件,可以只對(duì)1臺(tái)鍋爐的1套SCR裝置進(jìn)行數(shù)值模擬.SCR的幾何模型如圖1所示.SCR設(shè)計(jì)要求達(dá)到:首層催化劑上游截面處氨氮混合系數(shù)β≤5%,氨氮比相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差不大于5%.脫硝效率不小于95%.其中,β在數(shù)值上等于氨氮比標(biāo)準(zhǔn)差δx,氨氮比相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)差Cx的計(jì)算式為

(1)

式中,n為樣本數(shù)量;xi為變量x在取樣點(diǎn)i處的值;x0為平均值.

圖1 SCR幾何模型(單位:m)

1.2 數(shù)理模型

整個(gè)SCR反應(yīng)器的數(shù)值模擬通過(guò)Fluent系列軟件完成,其中在噴氨格柵、煙道導(dǎo)流板入口出口連接段均采用非結(jié)構(gòu)化的四面體網(wǎng)格,其他規(guī)則區(qū)域采用六面體網(wǎng)格.劃分網(wǎng)格后,對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行獨(dú)立性分析,最終網(wǎng)格總數(shù)約為2.1×106.本文選擇多孔介質(zhì)模型取代復(fù)雜的催化劑孔道結(jié)構(gòu),采用組分輸運(yùn)、渦耗散EDC模型計(jì)算SCR反應(yīng),以速度入口和壓力出口為邊界條件,在近壁區(qū)采用壁面函數(shù)法,采用SIMPLE算法求解.氣體流動(dòng)模型包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和k-ε方程,可統(tǒng)一表示為

(2)

式中,當(dāng)φ=1時(shí),方程(2)為連續(xù)性方程;當(dāng)φ=u,v,w時(shí),方程(2)為x,y,z方向的動(dòng)量方程;當(dāng)φ=k和ε時(shí),方程(2)為湍流動(dòng)能k及耗散率ε方程.u,v,w分別為x,y,z方向上的速度分量;ρ為流體密度;Γφ為各方程變量的擴(kuò)散系數(shù);Sφ為氣相引起的源項(xiàng)或匯項(xiàng).在煙氣入口處煙氣的體積流量為1 142 409 m3/h,溫度為623 K,煙氣中各成分體積分?jǐn)?shù)如表1所示,SCR反應(yīng)機(jī)理可以簡(jiǎn)化為[12]

(3)

表1 煙氣中各成分的體積分?jǐn)?shù) %

2 計(jì)算結(jié)果和分析

2.1 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果,進(jìn)行了冷態(tài)試驗(yàn),還原劑采用CO代替NH3.首層催化劑上游橫截面處各測(cè)點(diǎn)速度、還原劑濃度的物理模型試驗(yàn)測(cè)量值與SCR模擬值之間的對(duì)比如圖2所示.其中,橫截面處長(zhǎng)度(x方向)為L(zhǎng),寬度(y方向)為W.圖2為各測(cè)點(diǎn)處物理模型測(cè)量值與數(shù)值模擬值的比較.從圖中可以看出,各測(cè)點(diǎn)處速度的相對(duì)誤差最大不超過(guò)15%,濃度絕對(duì)誤差最大不超過(guò)2.0×10-5,相對(duì)誤差最大不超過(guò)15%,模擬計(jì)算值與物理模型測(cè)量值基本符合,驗(yàn)證了數(shù)學(xué)模型的正確性和實(shí)用性.

(a) y=3W/5

(b) x=3L/5

2.2 非均勻入口條件

非均勻入口條件的獲得是精準(zhǔn)噴氨的前提.本文根據(jù)實(shí)際測(cè)量獲得的點(diǎn)數(shù)據(jù)和全尺度模擬獲得的面域數(shù)據(jù),得到比較符合實(shí)際情況的非均勻入口條件,具體為:① 建立包括鍋爐爐膛、水平煙道、尾部豎井以及相關(guān)受熱面的全過(guò)程物理和數(shù)學(xué)模型,模擬鍋爐煤粉燃燒煙氣流動(dòng)和傳熱過(guò)程,經(jīng)過(guò)與測(cè)量數(shù)據(jù)的校核驗(yàn)證,獲得如圖3(a)、(b)所示的省煤器出口煙氣參數(shù).② 根據(jù)省煤器出口煙氣的速度場(chǎng),以及NO濃度場(chǎng)分布,以相似準(zhǔn)則為依據(jù),將SCR入口截面劃分為如圖3(c)所示的多個(gè)“入口”,結(jié)合1.2節(jié)煙氣的各參數(shù),為每一個(gè)“入口”設(shè)定不同的入口條件,由此建立了本文采用的非均勻入口條件.

(a) 速度(單位：m/s)

(b) NO(單位：10-6)

(c) 入口區(qū)域劃分

2.3 噴氨方法分析

2.3.1 噴氨裝置上游流場(chǎng)分析

圖4為非均勻入口條件下噴氨格柵橫截面處速度和NO濃度分布,可以看出,該截面上速度最大值達(dá)到了22 m/s，而局部區(qū)域速度卻低至8 m/s,速度分布很不均勻；NO濃度分布也不均勻.由于單位時(shí)間通過(guò)單位面積的NO量不僅取決于NO體積分?jǐn)?shù),還取決于單位時(shí)間通過(guò)單位面積的煙氣量,因此引入NO通量來(lái)評(píng)價(jià)NO不均勻性.從圖4(c)噴氨格柵橫截面處NO通量分布可以看出,該截面上不同區(qū)域NO通量差別很大.

(a) 速度(單位：m/s)

(b) NO濃度(單位：10-6)

2.3.2 2種噴氨控制方法的比較

本文對(duì)比了均勻噴氨法和非均勻噴氨法2種控制方法的氨氮混合效果.均勻噴氨法是通過(guò)計(jì)算整個(gè)SCR入口煙道截面上的NO通量,結(jié)合脫硝效率要求,對(duì)各噴口噴氨量進(jìn)行平均分配;非均勻噴氨法則是先把噴氨裝置橫截面劃分為與各噴管相對(duì)應(yīng)的若干分區(qū)截面,以通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算得到各分區(qū)截面上的NO通量為依據(jù),結(jié)合脫硝效率要求,設(shè)定每根噴管的噴氨量.圖5為20個(gè)噴管100個(gè)噴口(即“20×5”的噴氨格柵)分別采用均勻噴氨與非均勻噴氨控制方法后首層催化劑上游氨氮比分布云圖.從圖中可以清楚地看出,圖5(b)中的氨氮混合情況要遠(yuǎn)優(yōu)于圖5(a)中的混合狀況.因此,本文后續(xù)研究中都采用非均勻噴氨的控制方法.

(a) 均勻噴氨

(b) 非均勻噴氨

2.4 不同因素對(duì)混合效果的影響

2.4.1 噴口密度

噴口密度N的計(jì)算式為

(3)

式中,m為噴口數(shù);A為噴氨區(qū)域橫截面面積, m2.本文設(shè)計(jì)了4種不同噴口密度(分別為工況1～4),這4種工況的參數(shù)以及經(jīng)過(guò)計(jì)算后各工況首層催化劑上游氨氮比的Cx值如表2所示.4種工況下混合指數(shù)β沿?zé)煔膺\(yùn)動(dòng)方向的變化如圖6所示.圖中,h為噴氨格柵下游距離.

表2 工況1～4噴氨格柵參數(shù)及Cx值

由表2中的Cx值的變化可以看出,隨著N的增加,首層催化劑上游處氨氮的混合效果逐漸變好.由圖6可知,隨著混合距離的增長(zhǎng),各工況下β

圖6 工況1～4的混合系數(shù)曲線

的發(fā)展趨勢(shì)均相同:在下游1～2 m距離β內(nèi)急劇降低,之后則較為平緩,近似于對(duì)數(shù)分布規(guī)律.在工況1中,當(dāng)混合距離達(dá)到10 m時(shí),β依然高達(dá)14.2%,遠(yuǎn)未到達(dá)設(shè)計(jì)要求,而工況3、工況4在混合距離為9 m時(shí)已接近達(dá)到標(biāo)準(zhǔn).由此可知,增大N可以有效地優(yōu)化煙道中NH3與NO的混合效果,減少充分混合所需的混合距離.然而,當(dāng)N增加到15.34個(gè)/m2時(shí),繼續(xù)增大N對(duì)氨氮混合效率的提升不再顯著.原因在于N增大后,AIG中各分區(qū)截面中的噴點(diǎn)數(shù)目增加,噴管中的還原劑分配更加合理.當(dāng)N=15.34個(gè)/m2時(shí),AIG中各分區(qū)截面的噴點(diǎn)數(shù)目足以滿足非均勻噴氨的要求,故繼續(xù)增大N無(wú)法顯著提升氨氮混合效果.

2.4.2 開(kāi)孔率

定義開(kāi)孔率φ的計(jì)算式為

(4)

式中,A0為噴口的面積和.本文首先設(shè)計(jì)了表3中的3種不同開(kāi)孔率(分別為工況5～7),并對(duì)這3種工況進(jìn)行數(shù)值模擬.這3種工況的混合系數(shù)β沿?zé)煔饬鲃?dòng)方向的變化如圖7所示.

表3 工況5～7噴氨格柵參數(shù)

從圖7可以看出,3種不同開(kāi)孔率的工況混合系數(shù)的差別不是很明顯.總體上來(lái)看,隨著開(kāi)孔率的增大,混合效果先變好后逐漸變差.為了更深入地探尋其中的原因,在工況5和工況7之間選擇了多組不同開(kāi)孔率的工況進(jìn)行模擬,在h=10 m處的β隨著φ的變化規(guī)律如圖8所示.

在圖8中,不同開(kāi)孔率下h=10 m處的β呈現(xiàn)出U形分布的趨勢(shì),在φ達(dá)到0.002 4左右時(shí)混合系數(shù)最低,混合效果最好.原因在于,隨著開(kāi)孔率的增加,射流速度降低,降低了射流對(duì)煙氣的卷吸作用.然而,射流表面積卻隨之增大,使得還原劑更容易與煙氣接觸發(fā)生混合.當(dāng)φ<0.002 4時(shí),射流速度影響要小于射流表面積,因此隨著φ的增大,混合效果增強(qiáng).當(dāng)φ>0.002 4時(shí),射流速度的影響大于射流表面積,故隨著φ的增大,混合效果變差.

圖7 工況5～7的混合系數(shù)曲線

圖8 不同開(kāi)孔率的混合系數(shù)曲線(h=10 m)

2.4.3 噴口與煙氣的夾角

噴口與煙氣夾角α的定義如圖9所示.圖中噴管上單噴嘴擁有2個(gè)噴口,即噴口呈Y形分布.本節(jié)中采用了α=45°,90°兩種工況(工況8，9)進(jìn)行模擬計(jì)算，并選擇工況2作為對(duì)照,如表4所示.

圖10為工況2,8,9中首層催化劑上游處的氨氮比分布云圖.經(jīng)過(guò)計(jì)算,工況2，8，9的Cx分別為3.26%,3.1%,2.9%.結(jié)合圖11可以看出,當(dāng)噴口角度α增大時(shí),混合效果得到改善,β達(dá)到設(shè)計(jì)要求所需的混合距離減小.當(dāng)α增加到90°時(shí)，混合效果最佳.原因在于,在工況2中,當(dāng)還原劑從噴口射入煙氣時(shí),射流煙氣之間會(huì)形成一個(gè)速度不連續(xù)的間斷面,在煙氣干擾下,出現(xiàn)局部波動(dòng),發(fā)展成渦體,卷吸周圍的煙氣進(jìn)入射流,兩者混摻在一起向前流動(dòng).在工況8中,傾斜噴出的射流不僅在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中卷吸周圍煙氣而且還受到縱向煙氣的沖擊作用發(fā)生偏轉(zhuǎn),在射流偏轉(zhuǎn)過(guò)程中,主體橫斷面內(nèi)逐漸形成和發(fā)展出一對(duì)旋轉(zhuǎn)方向相反的渦,即反旋轉(zhuǎn)渦對(duì).反旋轉(zhuǎn)渦對(duì)不僅會(huì)引起射流斷面形狀的變化,而且對(duì)射流與環(huán)境橫流之間的卷吸和混合起著主導(dǎo)作用,并一直維持至下游較遠(yuǎn)距離.在工況9中,噴口方向與煙氣流向垂直,噴嘴布置在噴管的下方,當(dāng)煙氣繞過(guò)非流線型的噴嘴時(shí),煙氣尾流左右兩側(cè)會(huì)產(chǎn)生成對(duì)的、相互交替排列、具有相反旋轉(zhuǎn)方向的反對(duì)稱渦流,有助于煙氣與還原劑的混合.與此同時(shí),煙氣對(duì)射流的沖擊效果比工況8好.

圖9 噴口與煙氣的夾角

表4 工況2,8,9噴氨格柵參數(shù)

工況噴管數(shù)噴口數(shù)噴口角度/(°)22010008202004592020090

(a) 工況2

(b)工況8

(c) 工況9

圖11 工況2,8,9混合系數(shù)曲線

最后,選取了N=15.34個(gè)/m2，φ=0.002 4，α=90°的工況10進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,得到的首層催化劑上游氨氮比分布、混合系數(shù)β隨著h的變化規(guī)律，如圖12和13所示.從圖中可以看出,首層催化劑上游的氨氮混合均勻性良好，當(dāng)h=7 m時(shí)已達(dá)到β≤5%的設(shè)計(jì)要求.經(jīng)過(guò)計(jì)算,首層催化劑上游截面處的Cx=2.6%,完全達(dá)到設(shè)計(jì)要求.

圖12 工況10首層催化劑上游處氨氮比云圖

圖13 工況10混合系數(shù)曲線

3 結(jié)論

1) 增加噴口密度N可以有效地改善SCR系統(tǒng)煙道內(nèi)的氨氮混合效果,然而,當(dāng)N增加到約15.34個(gè)/m2時(shí),繼續(xù)增大N對(duì)反應(yīng)器內(nèi)氨氮混合的改善不再明顯.

2) 隨著開(kāi)孔率φ的增大,氨氮混合效果先變好后變差,混合系數(shù)出現(xiàn)先減小后增大的U形趨勢(shì),當(dāng)φ取值為0.002 4時(shí)，混合效果最好.

3) 改變噴口角度α可以優(yōu)化SCR反應(yīng)器中氨氮混合效果,當(dāng)噴口方向與煙氣方向垂直(即α=90°)時(shí),改變?chǔ)了鶐?lái)的改善效果達(dá)到最佳.

4) 當(dāng)N=15.34個(gè)/m2,φ=0.002 4,α=90°時(shí),NH3與NO的混合效果能夠達(dá)到設(shè)計(jì)要求所需的混合距離最短(h=7 m),首層催化劑上游處Cx=2.6%,為本文所有工況中的最小值,氨氮混合效果最好.

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Precise ammonia injection strategy in SCR denitrification system based on non-uniform inlet parameters

Gao Chang Jin Baosheng Zhang Yong Meng Fanran

(Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China)

Based on full scale numerical simulation results and measured data, numerical simulation was carried out to obtain the realistic non-uniform inlet parameters as the initial condition, the process of flue gas flow in the whole SCR system was simulated. According to the velocity field and concentration field at the ammonia injection grid, NO flux was obtained and the amount of ammonia in every spout was precisely determined by NO flux. The convective diffusion mixing efficiency of NH3and NO with different arrangements of spouts was also simulated to analyze the effects of spout densityN, opening rateφand spout angleαon the mixing efficiency and ammonia-nitrogen ratio uniformity in SCR reactor.Results show that increasingNcan effectively improve the mixing effect, however, whenN>15.34 /m2, this improvement will not be obvious; The mixing indexβfirstly decreases and then increases with the increase ofφ; The mixing effect is elevated whenαchanges from 0° to 90°, and the vertical arrangement works best.

numerical simulation; non-uniform inlet parameters; precise ammonia injection; spouts arrangements; mixing effect

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.02.013

2016-07-20. 作者簡(jiǎn)介: 高暢(1992—),男,碩士生;金保昇(聯(lián)系人),男,教授,博士生導(dǎo)師,bsjin@seu.edu.cn.

國(guó)家國(guó)際科技合作專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2014DFE70150).

高暢，金保昇，張勇，等.非均勻入口條件下SCR脫硝系統(tǒng)精準(zhǔn)噴氨策略[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2017,47(2):271-276.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.02.013.

X701

A

1001-0505(2017)02-0271-06