雷鑒琦，王曉波，呂秀川，閆俊剛，嚴(yán)冰清

（1.大唐東北電力試驗(yàn)研究院有限公司，長春 130102；2.中國市政工程東北設(shè)計(jì)研究總院有限公司，長春 130021；3.大唐河北發(fā)電有限公司馬頭熱電分公司，河北邯鄲 056044）

0 引言

中電聯(lián)的統(tǒng)計(jì)結(jié)果顯示［1］，截至2017年底已投運(yùn)火電廠煙氣脫硝機(jī)組容量為10.2億千瓦，占火電機(jī)組容量的98.4%，其中SCR脫硝技術(shù)在燃煤鍋爐脫除NOx過程中得到了最為廣泛的應(yīng)用。但是由于SCR反應(yīng)器處于鍋爐尾部多個(gè)彎頭部件及噴氨格柵之后，煙氣夾帶煙塵形成高雷諾數(shù)的多相多組分流動，在SCR系統(tǒng)內(nèi)會形成復(fù)雜的流場，從而造成較大的阻力損失、對催化劑表面的沖蝕磨損及不均勻的氨氮比，嚴(yán)重影響脫硝系統(tǒng)運(yùn)行的安全性和經(jīng)濟(jì)性。因此，在研究流場均勻性的同時(shí)，對提高氨氮混合、煙塵濃度的均勻性，也是至關(guān)重要的工作。

SCR脫硝技術(shù)多采用導(dǎo)流板、整流格柵、噴氨格柵等常規(guī)構(gòu)件，均勻催化劑入口流場及氨氮比分布。對于上述部件關(guān)于單相流動特性已有較多的研究。安敬學(xué)等［2-3］通過調(diào)整SCR脫硝入口上部水平煙道導(dǎo)流板位置、減少導(dǎo)流板數(shù)量，同時(shí)增加撞擊式混合器，使煙道煙塵質(zhì)量濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差降低了近10%。裴煜坤［4］采用數(shù)值模擬及自模化試驗(yàn)方法對V型混合器的渦系特點(diǎn)、結(jié)構(gòu)參數(shù)、濃度變化規(guī)律進(jìn)行了研究，并得到了混合距離與混合單元數(shù)的二次方程關(guān)系。羅志等［5］利用花瓣布置方式的圓盤混合器對300 MW機(jī)組進(jìn)行了流場改造，使反應(yīng)器出口NOx質(zhì)量濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差降低至15%左右。

目前尚無對SCR脫硝系統(tǒng)內(nèi)不同類型混合器效果對比的研究。本文采用數(shù)值模擬的方法，從兩相流動、組分輸運(yùn)及流阻特性等方面綜合分析對比圓盤、管式、V型、三角翼混合器對多相多組分均勻性能的優(yōu)劣，為SCR脫硝工程實(shí)踐強(qiáng)化氨氮混合、均勻兩相流動提供一定的參考依據(jù)。

1 多種混合器流動特性對比

為了對多種混合器的兩相流動、組分輸運(yùn)及流阻特性等方面進(jìn)行綜合分析，各種混合器采用了迎風(fēng)面積相同的方案作為研究對象。各種混合器的結(jié)構(gòu)及安裝位置如圖1所示，規(guī)格參數(shù)見表1。

圖1 混合器的幾何結(jié)構(gòu)及布置方式

表1 混合器的結(jié)構(gòu)參數(shù)

為了對比各種混合器的流動特性和阻力損失，采用基于有限體積法的離散化方法分別對原型及各種混合器進(jìn)行湍流計(jì)算。由于煙氣流經(jīng)混合器速度梯度較大，對其附近的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，網(wǎng)格總數(shù)為12 470 890～12 671 192。煙氣流動采用Realizable k-ε湍流模型描述，相比于標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型，對強(qiáng)流線彎曲、旋渦等方面具有更高的精度。各模型計(jì)算工況及邊界條件設(shè)置一致，具體如下：二階迎風(fēng)格式，Simple算法，煙氣溫度為633 K，煙氣流速為4.1 m/s，動力黏度為3.02×10-5Pa·s，煙氣密度為0.568 kg/m3。通過數(shù)值計(jì)算，首層催化劑上方截面0.500 m截面流場均勻性及省煤器出口至首層催化劑上方截面0.500 m處流阻的計(jì)算結(jié)果見表2。

表2 各種混合器流場模擬結(jié)果對比

采用工業(yè)性試驗(yàn)方法驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性［7］，分別對反應(yīng)器內(nèi)催化劑上方截面 1，2，3 m等3個(gè)深度位置的煙氣流速、煙塵濃度進(jìn)行現(xiàn)場測試，依據(jù)現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果分別計(jì)算煙氣流速與煙塵濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差（結(jié)果見表3），二者平均誤差分別為5.568 4%，-8.748 5%，均在工程誤差允許范圍之內(nèi)。

表3 數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗(yàn)Cv對比

由表2可知，相比于原型，各類型混合器均引起流阻的增加，主要由于混合器的下游產(chǎn)生一系列連續(xù)分布的渦街，渦的產(chǎn)生及耗散過程消耗了流體的靜壓［6-8］。具有相同迎風(fēng)面積的混合器的流動規(guī)律和流阻特性存在一定差異，其中圓盤混合器具有更大的低速回流區(qū)域，故其引起的流阻增加最大。由圖2流場分布云圖可知，在混合器之間以及混合器與煙道壁面之間會形成高速流核，在豎直煙道內(nèi)，圓盤混合器產(chǎn)生的流核最大，并在豎直煙道內(nèi)近鍋爐側(cè)產(chǎn)生明顯的流動擠壓面?；旌掀鞯募友b削弱了原型豎直煙道內(nèi)近鍋爐側(cè)的高流速區(qū)域，混合器誘導(dǎo)的大渦結(jié)構(gòu)不斷破裂為小渦，速度場逐漸恢復(fù)，使得豎直煙道出口的流場均勻性提高，略微改善了催化劑入口流場的均勻性。

圖2 各種混合器流場模擬結(jié)果云圖

2 多種混合器組分混合特性對比

為對比研究各種混合器的氨氮混合特性，采用Species transport模擬組分輸運(yùn)過程，利用Custom Field Function定義氨氮比變量 ，氨氮比設(shè)定為0.9，氨空比為0.05，噴氨格柵沿?zé)煹缹挾确较?個(gè)分區(qū)，煙道深度2個(gè)子區(qū)布置，計(jì)算過程中采用各噴口均勻噴氨方案，結(jié)果見表4。

計(jì)算結(jié)果如圖3所示，催化劑上方截面的氨氮比均勻性：圓盤＞V型＞管式＞原型＞三角翼。煙氣攜帶噴氨格柵噴入的氨氣，流經(jīng)混合器誘導(dǎo)出的渦街，旋渦通過位置互換、渦流擴(kuò)散進(jìn)行組分傳遞［9-11］。渦向豎直煙道上部運(yùn)動時(shí)不斷卷吸從噴氨口噴出的氣體，促進(jìn)低速區(qū)與高速區(qū)之間動量和NH3/NOx傳遞。

表4 各種混合器氨氮比模擬結(jié)果對比

圖3 各種混合器氨氮比模擬結(jié)果云圖

各混合器單元在其端部會產(chǎn)生成對的反向旋轉(zhuǎn)渦［12-14］，由于單元末端剪切作用導(dǎo)致的旋渦周期性脫落引發(fā)高速脈動，該處湍動能值較高，介觀混合增強(qiáng)。同時(shí)，混合單元產(chǎn)生的渦系結(jié)構(gòu)作用，使煙氣流動過程中高頻脈動成分增多，湍流耗散率明顯增大，加速了微觀混合過程，尤其是混合單元對稱截面末端處，該處湍動能和湍流耗散率最高（如圖4所示），即介觀混合和微觀混合最強(qiáng)。由于圓盤、管式、V型安裝位置均在噴氨格柵下游，噴氨位置更接近高湍動能、湍流耗散率區(qū)域，故均能提升氨氮混合的均勻性。隨著煙氣向豎直煙道出口運(yùn)動，渦流作用顯著減弱，流場逐漸恢復(fù)自然湍流狀態(tài)。

圖4 圓盤混合器的湍動能和湍流耗散率分布

3 多種混合器兩相流動特性對比

在考慮煙氣流動、氨氮混合的基礎(chǔ)上，采用基于歐拉-拉格朗日方法的DPM離散相模型，雙向耦合求解氣固兩相流動。工況煙塵濃度為62 275 mg/m3，相當(dāng)于質(zhì)量流量15.5 kg/s。煙塵粒徑服從Rosin-Rammler分布，最大粒徑200 μm，最小粒徑2.5 μm，平均粒徑127.1 μm，分布指數(shù)1.1180，煙塵真實(shí)密度為2 000 kg/m3。將脫硝出口煙道設(shè)為煙塵完全逃逸，煙塵的軌道計(jì)算到此處終止。顆粒與煙道、導(dǎo)流板及混合器的壁面碰撞，采用JUN等［6］提出的反彈經(jīng)驗(yàn)公式，預(yù)測碰撞過程。

計(jì)算結(jié)果如表5所示，圖5示出原方案煙塵濃度分布云圖，可見在SCR脫硝入口煙道煙塵主要集中在省煤器出口煙道下壁面、豎直煙道中心及遠(yuǎn)鍋爐側(cè)、各導(dǎo)流板內(nèi)弧處。受慣性影響，在經(jīng)歷多次煙道轉(zhuǎn)彎及截面變化后，催化劑上方高煙塵濃度區(qū)域主要集中在反應(yīng)器近鍋爐側(cè)位置。

在煙道內(nèi)布置混合器后，煙氣攜帶煙塵進(jìn)入混合器時(shí)，在混合器內(nèi)加速，離開后呈噴射狀進(jìn)入下游煙道。煙氣在流經(jīng)混合器之間以及混合器與煙道之間形成的狹小通道時(shí)煙塵出現(xiàn)富集現(xiàn)象。同時(shí)混合器的背風(fēng)面產(chǎn)生較大范圍的低濃度區(qū)［7］。由第1節(jié)分析可知，隨著氣流逐漸發(fā)展，由于混合器的作用，下游產(chǎn)生連續(xù)渦街，煙氣煙塵在渦街作用下發(fā)生紊流擾動，使煙塵質(zhì)量濃度分布趨于均勻。由圖6（a）、（b）對比可知，安裝混合器后高煙塵濃度不再集中于反應(yīng)器近鍋爐側(cè)，煙塵逐步向遠(yuǎn)鍋爐側(cè)移動。

表5 各種混合器煙塵分布模擬結(jié)果對比

圖5 原方案煙塵濃度分布云圖

圖6 催化劑上方截面煙塵濃度對比

4 多種混合器綜合性能對比

安裝混合器要達(dá)到最佳效果，需滿足催化劑上方截面煙塵濃度、氨氮比分布不均勻程度最低，并保證脫硝系統(tǒng)壓降最小。為獲得高效低阻的混合器結(jié)構(gòu)，構(gòu)造了煙塵濃度Cv、氨氮比Cv與壓降Δp歸一化處理后的差值為混合器性能的衡量標(biāo)準(zhǔn)，來評價(jià)各混合器性能優(yōu)劣。混合器的性能指標(biāo)用式（3）進(jìn)行定義。

Δp' ——壓損的歸一化值；

Δpmax——壓損的最大值；

Δpmin——壓損的最小值。

各混合器性能指標(biāo)Obj計(jì)算結(jié)果如表6所示，可見圓盤混合器的Obj最大，綜合性能優(yōu)于其他類型混合器。

表6 各種混合器性能指標(biāo)對比

5 結(jié)論

（1）利用數(shù)值模擬詳細(xì)計(jì)算了燃煤機(jī)組SCR煙氣脫硝系統(tǒng)內(nèi)流動特性、煙塵運(yùn)動、氨氮混合，并進(jìn)行了對比分析。在各混合器相同迎風(fēng)面積條件下，圓盤混合器流阻最大，各混合器對催化劑上方截面流場均勻性幾乎不產(chǎn)生影響。

（2）在均勻噴氨條件下，圓盤混合器可使氨氮比均勻性相對提高44.487 9%。對于安裝在噴氨格柵下游的管式、V型混合器同樣可以提高湍動能、湍流耗散率來強(qiáng)化傳質(zhì)。位于下部彎頭煙道出口的三角翼混合器，幾乎不改變氨氮比均勻性。

（3）由于混合器對煙氣、煙塵強(qiáng)烈的摻混作用，煙塵逐步由反應(yīng)器近鍋爐側(cè)向遠(yuǎn)鍋爐側(cè)移動，對煙塵濃度過于集中的現(xiàn)象有一定改善作用。