江婷，胡永鋒，宋洪濤，李建標(biāo)，沈建永，徐靜靜，張愛平

(1．中國華電科工集團(tuán)有限公司，北京 100070;2．國家能源分布式能源技術(shù)研發(fā)中心，北京 100070)

0 引言

隨著我國經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，傳統(tǒng)的能源利用結(jié)構(gòu)不合理問題及生態(tài)環(huán)境問題日益突出，因此，亟待提高能源利用效率和保證能源利用的安全性。天然氣分布式能源利用系統(tǒng)由于具有高效、節(jié)能、環(huán)保［1－3］等特點(diǎn)而被大力推廣應(yīng)用，隨著國家相繼出臺一系列建設(shè)天然氣分布式能源項(xiàng)目利好政策，各地紛紛開展分布式能源站的建設(shè)。目前，天然氣分布式能源系統(tǒng)主要分為區(qū)域型和樓宇型，主機(jī)分別采用燃?xì)廨啓C(jī)和內(nèi)燃機(jī)。樓宇型天然氣分布式能源系統(tǒng)采用內(nèi)燃機(jī)，其燃燒過程中會產(chǎn)生大量氮氧化物［4－5］，以北京市某一樓宇型分布式能源系統(tǒng)為例，其內(nèi)燃機(jī)的氮氧化物排放質(zhì)量濃度通常達(dá)500 mg/m3以上，根據(jù)DB 11/1056—2013《固定式內(nèi)燃機(jī)大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》要求，內(nèi)燃機(jī)氮氧化物排放質(zhì)量濃度應(yīng)低于75mg/m3，如果不進(jìn)行脫硝處理，無法滿足日益嚴(yán)格的環(huán)保排放要求。

與傳統(tǒng)的火電廠脫硝方式不同，樓宇型分布式能源系統(tǒng)結(jié)構(gòu)緊湊，要求脫硝系統(tǒng)的布局和系統(tǒng)流程緊湊，而選擇性催化還原(SCR)脫硝法的脫硝效率與煙氣和還原劑的混合長度、混合均勻性有直接關(guān)聯(lián)，因此需要深入把握樓宇式分布式能源站SCR脫硝裝置內(nèi)部流動規(guī)律，并開展數(shù)值模擬研究。侯建鵬［6］以環(huán)境科學(xué)研究所大氣環(huán)境污染控制實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)有的SCR脫硝中的試驗(yàn)裝置為原形，進(jìn)行煙氣脫硝系統(tǒng)數(shù)值模擬研究，經(jīng)過多組模型調(diào)整，最終確定了多向?qū)Я髌牟贾梅绞?，其流場均布情況可滿足工況要求，但其模擬結(jié)果缺少試驗(yàn)數(shù)據(jù)的驗(yàn)證。韓發(fā)年等［7］研究了SCR煙氣脫硝工藝噴氨混合裝置，指出簡易、高能和穩(wěn)定的靜態(tài)混合結(jié)構(gòu)可降低建設(shè)和運(yùn)行成本，提高操作彈性。Streiff等［8］發(fā)明了一種兼有偏轉(zhuǎn)和旋流的導(dǎo)流板型混合裝置，導(dǎo)流板夾角和扭曲度的優(yōu)化可降低阻降，縮短混合距離。潘伶等［9］對SCR脫硝反應(yīng)器煙道內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值模擬與優(yōu)化，得出導(dǎo)流板可以改善煙道內(nèi)氣流分布，整流器對改善氣流流動、避免渦流具有重要作用且對壓降影響較小的結(jié)論。這些文獻(xiàn)大多數(shù)采用數(shù)值模擬的方式對煙道流場或混合器進(jìn)行了研究，很少根據(jù)工程實(shí)例進(jìn)行模擬，大部分都是基于傳統(tǒng)火電廠脫硝而言的，結(jié)構(gòu)要求較為寬松。而目前針對樓宇型天然氣分布式能源系統(tǒng)脫硝的研究在國內(nèi)少有開展，尚處于摸索嘗試階段，因此，需要開展深入的課題研究。

1 系統(tǒng)概況

本文以北京市某樓宇型分布式能源項(xiàng)目工程為例，針對其結(jié)構(gòu)進(jìn)行SCR脫硝系統(tǒng)布置，并根據(jù)模擬結(jié)果提出改造措施，以滿足環(huán)保要求，達(dá)到理想脫硝效果。擬建的SCR脫硝裝置結(jié)構(gòu)如圖1所示，脫硝裝置自內(nèi)燃機(jī)排煙口位置開始，經(jīng)管道與混合器及反應(yīng)器相連接，最后接入煙氣熱水型溴化鋰吸收式制冷系統(tǒng)。借鑒火電廠脫硝裝置的研究經(jīng)驗(yàn)，需要保證脫硝反應(yīng)器中催化劑入口截面位置氣流流速與反應(yīng)物組分分布的均勻性，這也是煙氣脫硝高效率的保證。因此，本研究不直接模擬氮氧化物與氨氣在催化劑作用下的化學(xué)反應(yīng)，而是將研究重點(diǎn)放在混合器及反應(yīng)器的結(jié)構(gòu)改進(jìn)上，探討引入導(dǎo)流板、整流柵及氣流均布板等后對流場分布的影響規(guī)律。

2 數(shù)值計(jì)算

SCR脫硝系統(tǒng)內(nèi)的流動是復(fù)雜的三維非穩(wěn)態(tài)流動，流動過程涉及氣－液兩相流動、湍流流動、傳熱傳質(zhì)、多組分輸運(yùn)及化學(xué)反應(yīng)等過程。為便于模擬，需對復(fù)雜的流動過程進(jìn)行適當(dāng)簡化并確保本研究中流場基本規(guī)律的真實(shí)性，忽略化學(xué)反應(yīng)過程。本文取反應(yīng)過程中某一準(zhǔn)靜態(tài)瞬間，將系統(tǒng)內(nèi)的流動視為三維黏性不可壓縮定常湍流流動，將煙氣組分視為空氣與氮氧化物的混合物，氨氣入口為一定比例氨氣與空氣組成的混合氣體，將噴氨柵格簡化為9個圓形入口，均勻分布于混合器截面內(nèi)，并保證質(zhì)量流量不變。

2．1 數(shù)學(xué)模型及控制方程

圖1 某分布式能源站SCR脫硝裝置幾何模型Fig．1 Geometric model of a distributed energy station SCR denitration device

簡化后的穩(wěn)態(tài)流動過程可以采用適當(dāng)?shù)臄?shù)學(xué)模型進(jìn)行描述，主要包括連續(xù)方程、動量方程、能量方程以及組分輸運(yùn)方程。由于流動過程為復(fù)雜的湍流流動，采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε雙方程模型封閉雷諾時均(RANS)方程組。

連續(xù)性方程

動量方程

能量方程

組分輸運(yùn)方程

式中:ui，uj為速度張量;xi，xj為坐標(biāo)張量;μ 為動力黏度;ρ為密度;p為壓力;Fi為體積力源項(xiàng);T為溫度;k0為流體傳熱系數(shù);cp為比定壓熱容;ST為流體黏性耗散項(xiàng);Φ為組分質(zhì)量分?jǐn)?shù);ΓΦ為廣義擴(kuò)散系數(shù);SΦ為廣義源項(xiàng)。

標(biāo)準(zhǔn)的k－ε雙方程模型是個半經(jīng)驗(yàn)半理論公式，是在理論推導(dǎo)的基礎(chǔ)上通過總結(jié)試驗(yàn)結(jié)果而得出的，適用范圍廣、計(jì)算量小，精度上能較好地滿足一般工程要求，在許多工業(yè)流場和熱交換模擬中得到了成功的應(yīng)用，其輸運(yùn)方程為

式中:μt為湍流黏度;k為湍動能;ε為湍動能耗散率;其余參數(shù)參考文獻(xiàn)［10］。

2．2 邊界條件

邊界條件及離散格式影響數(shù)值結(jié)果的準(zhǔn)確性及精度，因此，要合理給定邊界條件并選取適當(dāng)?shù)碾x散格式。

(1)采用分離式求解器對時均納維－斯托克斯(N－S)方程組進(jìn)行穩(wěn)態(tài)數(shù)值計(jì)算。采用SIMPLEC算法對壓力和速度進(jìn)行耦合求解，該算法采取對壓力與速度同步修正的方式來提高計(jì)算的收斂速度。

(2)選取標(biāo)準(zhǔn)k－ε出流條件、無滑移壁面條件及絕熱條件。

(3)進(jìn)口邊界條件選取速度進(jìn)口，認(rèn)為速度在進(jìn)口斷面上均勻分布且沿?cái)嗝娣ň€方向指向流體內(nèi)部，速度根據(jù)流量計(jì)算得到，具體數(shù)值見表1;出口給定自由出流;壁面條件給定無滑移邊界條件且絕熱;催化劑層采用多孔跳躍模型，給定厚度及壓降系數(shù)。

表1 進(jìn)口模擬參數(shù)Tab．1 Simulation parameters at inlet

(4)使用壓力插補(bǔ)(PRESTO)格式對壓力項(xiàng)進(jìn)行空間離散，對流項(xiàng)與擴(kuò)散項(xiàng)分別采用二階迎風(fēng)格式。采用二階迎風(fēng)格式對湍動能及湍流耗散率進(jìn)行空間離散。數(shù)值計(jì)算的收斂精度給定為10－4，同時監(jiān)測系統(tǒng)進(jìn)出口斷面質(zhì)量流量與催化劑層速度及組分分布的不均勻度等數(shù)據(jù)，直到其數(shù)值穩(wěn)定方可判斷收斂。

進(jìn)行湍流數(shù)值計(jì)算時還需給定進(jìn)口速度的湍流邊界，選用湍動度與水力直徑模式，其中水力直徑與進(jìn)口管直徑保持一致，而湍動度計(jì)算公式為

式中:I為進(jìn)口位置的湍動度;Re為進(jìn)口斷面的平均雷諾數(shù)。

2．3 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格生成采用Meshing軟件來處理，考慮SCR脫硝系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，全局采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格生成;同時，為滿足標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)對y+的要求，在結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜、流場梯度變化較大的區(qū)域及壁面附近區(qū)域采用網(wǎng)格加密技術(shù)。圖2為脫硝系統(tǒng)裝置的網(wǎng)格劃分圖，網(wǎng)格數(shù)量為1920000，其中A，B，C，D分別代表了管道連接處彎道的導(dǎo)流板、反應(yīng)器進(jìn)口位置突擴(kuò)結(jié)構(gòu)內(nèi)的氣流均布板、方形整流柵與圓形整流柵，整流柵的開孔率為30% ～35%。

3 結(jié)果與討論

對該SCR脫硝裝置內(nèi)流場分布規(guī)律的數(shù)值研究主要包括3個階段:第1階段(方案1):模擬特定工況下煙氣與氨氣在系統(tǒng)內(nèi)的流動規(guī)律，系統(tǒng)中不包括任何導(dǎo)流板、整流柵及氣流均布板等結(jié)構(gòu);第2階段(方案2):通過引入導(dǎo)流板及整流柵結(jié)構(gòu)來改善脫硝裝置內(nèi)的流場分布;第3階段(方案3):引入氣流均布板進(jìn)一步改善反應(yīng)器內(nèi)流場的均勻性。具體模擬方案見表2。

圖2 脫硝系統(tǒng)網(wǎng)格劃分Fig．2 Meshing of a denitration system

表2 數(shù)值模擬方案Tab．2 Numerical simulation scheme

采用相對均方根(RMS)法來評價流場中氣流分布的均勻性，其判定公式為

σ＜0．25時氣流分布為合格，σ ＜0．20時氣流分布為良好，σ＜0．15時氣流分布為優(yōu)秀。

為方便結(jié)果的分析與討論，圖3給出了脫硝裝置中不同截面的位置，其中截面Sx代表進(jìn)氣煙道沿x方向的中間截面，截面Sy代表混合器與反應(yīng)器沿y方向的中間截面，而Sp1截面與Sp2截面則是反應(yīng)器中第1層催化劑與第2層催化劑所在位置。

圖3 不同截面位置示意Fig．3 Positions of different cross sections

3．1 3種方案下內(nèi)流場對比分析

為有效對比改進(jìn)方案下SCR脫硝裝置內(nèi)流場的分布情況，圖4～圖6分別給出了不同改進(jìn)方案下Sy截面內(nèi)速度、NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)及溫度分布的對比云圖。為便于觀察，所有結(jié)果均在同一標(biāo)尺下給定，保證了云圖中顏色的一致性。

圖4 不同方案下Sy截面處速度分布對比Fig．4 Comparison of velocity distribution at cross section Syunder different schemes

圖5 不同方案下Sy截面處NO分布對比Fig．5 Comparison of NO distribution at cross section Syunder different schemes

圖6 不同方案下Sy截面處溫度分布對比Fig．6 Comparison of temperature distribution at cross section Syunder different schemes

從圖中可以看出:相比于方案1，加裝導(dǎo)流板和整流柵可有效改善脫硝裝置內(nèi)的流場分布，流場內(nèi)的速度場變得更加均勻，流體經(jīng)過彎道后的流動分離現(xiàn)象被顯著弱化;同時，混合器與反應(yīng)器內(nèi)整流柵的引入促進(jìn)了煙氣與氨氣的摻混，使得混合器及反應(yīng)器內(nèi)NO分布更加均勻，溫度場分布也更加均勻。相比于方案2，方案3引入了氣流均布板，顯著改善了反應(yīng)器內(nèi)流場分布，經(jīng)過氣流均布板的流體速度變得更加均勻，改善了NO組分分布及溫度分布規(guī)律，使其在反應(yīng)器外側(cè)不均勻分布現(xiàn)象顯著削弱。因此，通過引入導(dǎo)流板與整流柵裝置可有效改善脫硝裝置內(nèi)的流場分布，保證了反應(yīng)器內(nèi)化學(xué)反應(yīng)的有效進(jìn)行。

3．2 不同方案不均勻性統(tǒng)計(jì)分析

對于SCR脫硝系統(tǒng)，真正決定其脫硝效率的是反應(yīng)器內(nèi)氮氧化物與氨氣進(jìn)行化學(xué)反應(yīng)的速率與程度，化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行得越強(qiáng)烈，脫硝越徹底。因而，反應(yīng)器內(nèi)催化劑層的流場分布顯得尤為重要，催化劑層入口處的速度分布、反應(yīng)物組分分布及溫度分布決定了化學(xué)反應(yīng)的速率。圖7～圖9給出了不同方案下第1層催化劑入口截面Sp1處的速度分布及反應(yīng)物的組分分布云圖。

從圖中可以看出，導(dǎo)流板及整流柵的加入改善了Sp1截面處的流場分布，且氣流均布板的引入進(jìn)一步強(qiáng)化了該截面處流場分布的均勻性。從速度分布云圖可以看出，相比于方案1，方案2內(nèi)局部高速流動區(qū)域消失，流場呈現(xiàn)圓環(huán)狀分布，直到方案3出現(xiàn)了較規(guī)則的圓環(huán)形狀，且邊角位置的速度分布更加均勻，平均速度僅為1．63 m/s。從反應(yīng)物的組分分布云圖可以看出，改進(jìn)后的方案中，NO與NH3質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布局部較高與較低區(qū)域都在大幅度減小，且整體上分布較均勻。相同的結(jié)果從表3、表4中可以得到較明顯的反饋:Sp1截面內(nèi)平均速度從3．18 m/s降至1．63m/s，速度不均勻系數(shù)從28．39%減小到20．81%，氣流分布合格。從溫度及組分分布的結(jié)果看，加裝氣流均布板后，溫度、NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)及NH3質(zhì)量分?jǐn)?shù)的不均勻系數(shù)出現(xiàn)明顯下降，方案3中其不均勻分布系數(shù)分別為 1．30%，3．65%，5．25%。類似的規(guī)律從表4的數(shù)據(jù)中亦可得到證實(shí)，雖然本次模擬并不參與化學(xué)反應(yīng)，但Sp2截面內(nèi)流場的不均勻系數(shù)也能一定程度上反映該層內(nèi)化學(xué)反應(yīng)的程度。

圖7 不同方案下Sp1截面處速度分布對比Fig．7 Comparison of velocity distribution at cross section Sp1under different schemes

圖8 不同方案下Sp1截面處NO分布對比Fig．8 Comparison of NO distribution at cross section Sp1under different schemes

圖9 不同方案下Sp1截面處NH3分布對比Fig．9 Comparison of NH3distribution at cross section Sp1under different schemes

表3 Sp1截面不同參數(shù)的不均勻度Tab．3 Nonuniformity of different parameters of cross section Sp1

表4 Sp2截面不同參數(shù)的不均勻度Tab．4 Nonuniformity of different parameters of cross section Sp2

續(xù)表

本研究對燃?xì)夥植际絊CR脫硝裝置進(jìn)行改進(jìn)，引入了導(dǎo)流板、整流器及氣流均布器，雖然改善了系統(tǒng)內(nèi)的流場分布，使得流場內(nèi)尤其是反應(yīng)器催化劑入口截面內(nèi)的速度分布及反應(yīng)物組分分布得到明顯改善，但數(shù)值結(jié)果表明，速度不均勻系數(shù)為合格，距離優(yōu)秀仍有較大的改進(jìn)空間，需要對各裝置進(jìn)行深入優(yōu)化研究，方能保證較高的脫硝效率。

4 結(jié)論

本文針對某樓宇型分布式能源站擬建的SCR脫硝系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究，提出了3種不同的改進(jìn)方案，獲得了合理的脫硝裝置改進(jìn)措施，數(shù)值模擬結(jié)果表明，改進(jìn)后的脫硝裝置內(nèi)的流場分布得到顯著改善。研究中得到以下重要結(jié)論。

(1)導(dǎo)流板及整流柵可有效改善脫硝裝置內(nèi)流場分布，使得速度場、組分及溫度場分布更加均勻;氣流均布板強(qiáng)化了反應(yīng)器內(nèi)流場的均勻性。

(2)對比分析了脫硝裝置內(nèi)速度、NO、NH3及溫度等的分布規(guī)律，相比于原方案，改進(jìn)之后的脫硝裝置在第1層催化劑層速度、NO及NH3分布的均勻度提高明顯，其中速度不均勻系數(shù)為20．81%，氣流分布合格。數(shù)值研究結(jié)果可為燃?xì)夥植际侥茉聪到y(tǒng)脫硝提供參考，同時也可為系統(tǒng)裝置后期深入結(jié)構(gòu)優(yōu)化奠定基礎(chǔ)。