周 帥， 韋紅旗， 伍 豪， 趙傳輝

(東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院， 南京 210096)

燃煤電廠作為氮氧化物(NOx)的主要排放源，對大氣造成了嚴(yán)重的污染；2014年，國家要求絕大多數(shù)燃煤電廠在基準(zhǔn)氧氣體積分?jǐn)?shù)為6%的條件下實(shí)現(xiàn)NOx排放質(zhì)量濃度低于50 mg/m3[1]。為實(shí)現(xiàn)這一目標(biāo)，各電廠也在積極進(jìn)行脫硝優(yōu)化改造。選擇性催化還原(SCR)脫硝作為一種高效、成熟的脫硝技術(shù)被國內(nèi)外電廠廣泛采用[2]。對于電廠脫硝系統(tǒng)而言，改善反應(yīng)器內(nèi)流場的均勻性是提高脫硝效率、減輕磨損的有效方法[3]。

某電廠600 MW機(jī)組SCR脫硝裝置采用高溫高塵布置方式，催化劑采用兩用一備，并選用波紋板式催化劑。在省煤器出口水平擴(kuò)張段設(shè)置脫硝灰斗，渦流靜態(tài)混合式噴氨裝置放置于豎井煙道內(nèi)。脫硝灰斗的存在造成水平擴(kuò)張段煙道的多變截面。多變截面對流場的均勻性造成了很大的影響[4]，流場不均勻使得煙氣與氨氣的混合效果變差，造成首層催化劑入口氨氮摩爾比(n(NH3)/n(NOx))分布不均，脫硝效率降低、氨逃逸率增加[5]。脫硝反應(yīng)器出口到空氣預(yù)熱器入口由于沒有導(dǎo)流裝置，使得空氣預(yù)熱器入口速度分布不均，導(dǎo)致空氣預(yù)熱器磨損嚴(yán)重。筆者采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)數(shù)值模擬對該SCR脫硝裝置內(nèi)流場不均勻處進(jìn)行了分析，并結(jié)合冷態(tài)試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模擬的可靠性，之后對該SCR脫硝裝置進(jìn)行了優(yōu)化改造。

1 模型建立

1.1 幾何模型

三維模型按照電廠施工圖實(shí)際尺寸1∶1建立，模型自省煤器出口至空氣預(yù)熱器。忽略對流場影響較小的內(nèi)部支撐結(jié)構(gòu)，其幾何模型見圖1。

圖1 原結(jié)構(gòu)脫硝裝置幾何模型圖

采用ICEM軟件對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為了提高網(wǎng)格質(zhì)量而采用混合網(wǎng)格。形狀規(guī)則的煙道采用結(jié)構(gòu)六面體網(wǎng)格，在噴氨處采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格，并在壁面、導(dǎo)流板附近設(shè)置了邊界層，以適應(yīng)該處速度劇烈變化。由于該鍋爐SCR脫硝裝置采用雙塔對稱布置方式，所以只對一個(gè)反應(yīng)器進(jìn)行研究分析。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證后，考慮到過大的網(wǎng)格數(shù)量使計(jì)算機(jī)計(jì)算耗時(shí)太長，最終采用700萬的網(wǎng)格數(shù)量。

1.2 數(shù)學(xué)模型和邊界條件

煙氣流動模擬采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，速度與壓力耦合的SIMPLE算法。采用組分輸運(yùn)模型模擬氨氣在SCR脫硝裝置內(nèi)的混合和擴(kuò)散，但不涉及化學(xué)反應(yīng)[6]。筆者所模擬工況為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)工況，SCR脫硝系統(tǒng)進(jìn)出口煙氣參數(shù)見表1，煙氣各組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)見表2。

表1 反應(yīng)器邊界條件

表2 煙氣各組分質(zhì)量分?jǐn)?shù) %

在進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)做了以下假設(shè)：(1)煙氣為不可壓縮牛頓流體，在反應(yīng)器內(nèi)定常流動；(2)模型進(jìn)口為速度進(jìn)口，進(jìn)口流速分布均勻，進(jìn)口NOx分布均勻；(3)模型出口為壓力出口，設(shè)定出口相對壓力為0 Pa；(4)壁面絕熱，不與外界有熱量交換；(5)催化劑層、空氣預(yù)熱器為多孔介質(zhì)模型，分別按實(shí)際壓降為160 Pa、1 150 Pa設(shè)置阻力。

2 評價(jià)指標(biāo)

對于脫硝系統(tǒng)中流場均勻性的評價(jià)指標(biāo)，常采用相對標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)[7]。相對標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)是指特征截面上速度或濃度的標(biāo)準(zhǔn)偏差占該截面平均速度或平均濃度的百分比。相對標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)越小表示該截面的速度或濃度越接近該截面速度或濃度的平均值，即特征截面的均勻性越好，相對標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)計(jì)算方法為：

(1)

SCR脫硝系統(tǒng)的相關(guān)截面指標(biāo)要求為：(1)噴氨上游截面(圖1中截面1)Cv小于15%；(2)首層催化劑入口截面(圖1中截面2)Cv小于15%；(3)首層催化劑入口截面Cn小于5%；(4)空氣預(yù)熱器入口截面(圖1中截面3)Cv小于20%。

3 模擬結(jié)果分析與驗(yàn)證

3.1 數(shù)值模擬

建立模型并確定邊界條件后，對原結(jié)構(gòu)SCR脫硝系統(tǒng)在BMCR工況下利用求解器(FLUENT軟件)進(jìn)行數(shù)值模擬。

圖2、圖3為SCR脫硝系統(tǒng)原結(jié)構(gòu)內(nèi)部及縱剖截面(正視圖)流速分布圖。從圖2、圖3可以看出：原結(jié)構(gòu)SCR脫硝系統(tǒng)流場分布均勻性差。在省煤器出口水平擴(kuò)張段存在多處渦流區(qū)和局部高速區(qū)，使得水平擴(kuò)張段煙氣流動阻力較大。煙氣在進(jìn)入豎井煙道時(shí)沖向后墻，使得后墻煙氣局部流速過高，造成噴氨格柵上游流速分布不均，進(jìn)而影響氨氣與NOx的混合效果；SCR脫硝反應(yīng)器進(jìn)口靠前墻側(cè)存在低速區(qū)，造成前墻側(cè)催化劑積灰嚴(yán)重；SCR脫硝反應(yīng)器出口至空氣預(yù)熱器進(jìn)口段由于缺少導(dǎo)流裝置，導(dǎo)致在兩個(gè)轉(zhuǎn)角處存在渦流區(qū)；上游空氣預(yù)熱器靠前墻側(cè)形成高速區(qū)，使得下游空氣預(yù)熱器磨損嚴(yán)重。

圖2 原結(jié)構(gòu)內(nèi)部流速分布

圖3 原結(jié)構(gòu)縱剖截面Z=-3 m流速分布

圖4為原結(jié)構(gòu)水平煙道擴(kuò)張段截面流速分布。

圖4 原結(jié)構(gòu)水平煙道擴(kuò)張段截面Y=2 m流速分布

從圖4可以看出：原結(jié)構(gòu)省煤器出口水平擴(kuò)張段存在三處變化截面且擴(kuò)張幅度較大，由于導(dǎo)流板數(shù)量少、傾角大(與水平方向所成角度為β)，造成導(dǎo)流板之間煙氣流速偏高且在背風(fēng)側(cè)形成渦流低速區(qū)，使得水平擴(kuò)張段阻力較大。

原結(jié)構(gòu)SCR脫硝系統(tǒng)相關(guān)截面的流場均勻性差，見圖5(均為俯視圖)。具體表現(xiàn)為：(1)噴氨上游截面靠后墻流速高、前墻流速低；(2)催化劑入口截面靠前墻、后墻側(cè)流速低，中間區(qū)域均勻性相對較好；(3)空氣預(yù)熱器入口截面靠前墻、A側(cè)流速高，靠后墻流速低。計(jì)算得到噴氨上游截面Cv=31.4%，首層催化劑入口截面Cv=15.7%，空氣預(yù)熱器入口截面Cv=45.8%，各相關(guān)截面的Cv均不符合SCR脫硝系統(tǒng)的指標(biāo)要求。

圖5 原結(jié)構(gòu)各截面流場分布

原結(jié)構(gòu)首層催化劑入口截面的氨氮摩爾比分布見圖6，該截面氨氮摩爾比分布的均勻性很差，Cn為21.9%，遠(yuǎn)大于規(guī)定值(5%)。

圖6 原結(jié)構(gòu)催化劑入口截面氨氮摩爾比分布

原結(jié)構(gòu)氨氣流速見圖7，噴氨裝置為渦流靜態(tài)混合式。造成首層催化劑入口截面的氨氮摩爾比分布不均勻的原因是噴氨口數(shù)量少且噴氨上游煙氣流速分布不均勻。

圖7 原結(jié)構(gòu)噴氨處氨氣流速分布

3.2 模擬驗(yàn)證

為了檢驗(yàn)數(shù)值模擬的可靠性，在冷態(tài)條件下對首層催化劑入口截面流速分布進(jìn)行了現(xiàn)場測試。

冷態(tài)測試時(shí)，流場已達(dá)到自模化，即氣體流動狀態(tài)滿足熱態(tài)流動模擬要求[8]，測試截面位于首層催化劑入口上方0.2 m處。首層催化劑單側(cè)共有8×11個(gè)模塊，每個(gè)模塊測試點(diǎn)為2個(gè)，單側(cè)反應(yīng)器共有176個(gè)測試點(diǎn)，測試點(diǎn)示意見圖8。

圖8 首層催化劑入口上游截面測點(diǎn)示意圖

由于冷態(tài)試驗(yàn)催化劑層入口截面平均流速小于BMCR工況下催化劑層上截面標(biāo)準(zhǔn)流速，為了方便對比，保證測試截面平均流速一致，利用比例關(guān)系將冷態(tài)測試結(jié)果轉(zhuǎn)換為BMCR工況下的運(yùn)行結(jié)果[9]，測試結(jié)果見圖9(俯視圖)。

圖9 冷態(tài)試驗(yàn)催化劑上游流速分布

對比圖5(模擬結(jié)果)和圖9(冷態(tài)試驗(yàn)測試結(jié)果)可以看出：冷態(tài)試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果基本吻合，具體表現(xiàn)為靠前墻、后墻流速偏低，中間區(qū)域流速較為均勻。由于冷態(tài)試驗(yàn)本身存在誤差，而且內(nèi)部存在支撐結(jié)構(gòu)，數(shù)值模擬是在理想狀況下設(shè)定的，所以冷態(tài)測試結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果有一定偏差，但大體趨勢相似。對于該數(shù)值模擬結(jié)果，可以認(rèn)為能夠正確反映SCR脫硝裝置內(nèi)部流動，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的可靠性[10]。

4 優(yōu)化改造方案與分析

根據(jù)原結(jié)構(gòu)SCR脫硝系統(tǒng)流場存在的問題，采用以下優(yōu)化改造措施：(1)在省煤器出口拐角處新增1組導(dǎo)流板；(2)對原結(jié)構(gòu)省煤器出口的導(dǎo)流板1重新進(jìn)行設(shè)計(jì)，由3塊增加至4塊并減小直板傾斜角度(見圖10)；(3)對原結(jié)構(gòu)水平擴(kuò)張段導(dǎo)流板2重新進(jìn)行設(shè)計(jì)(見圖11)，由4塊增加至7塊，β由35°～55°漸變優(yōu)化為25°～40°漸變，直板水平寬度由980 mm減小至800 mm；(4)對原結(jié)構(gòu)水平擴(kuò)張段導(dǎo)流板3、4重新進(jìn)行設(shè)計(jì)(見圖11)，將原結(jié)構(gòu)的導(dǎo)流板3與導(dǎo)流板4相連接，由5塊增加至8塊，β由35°～75°漸變優(yōu)化為5°～60°漸變；(5)對比渦流靜態(tài)混合式噴氨、線性噴氨和分區(qū)噴氨首層催化劑入口氨氮摩爾比分布的均勻性，最終決定采用30區(qū)噴氨格柵(見圖12)加圓形混合器的方式。采用與原結(jié)構(gòu)相同的參數(shù)對改造后的SCR脫硝系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬。

圖10 優(yōu)化后脫硝裝置幾何模型圖

圖11 水平煙道擴(kuò)張段優(yōu)化前后對比圖

圖12 30區(qū)噴氨格柵圖

圖13、圖14(正視圖)為優(yōu)化后SCR脫硝系統(tǒng)流速分布。從圖13、圖14可以看出：合理設(shè)置導(dǎo)流板使得煙氣在SCR脫硝系統(tǒng)內(nèi)流動的均勻性明顯改善，消除了大部分渦流低速區(qū)和局部高速區(qū)。

圖13 優(yōu)化后脫硝裝置內(nèi)部流線圖

圖14 優(yōu)化后縱剖截面Z=-3 m流場分布

優(yōu)化后省煤器出口水平煙道擴(kuò)張段截面的流速分布見圖15。從圖15可以看出：截面流速的均勻性得到了顯著改善，說明采用小角度、多片數(shù)的方法設(shè)計(jì)導(dǎo)流板消除了水平擴(kuò)張段中的渦流區(qū)和局部高速區(qū)，提高了煙道充滿度，進(jìn)而使得噴氨上游截面流速分布均勻，促使氨氣與煙氣更好地混合，有利于提高脫硝效率。

圖15 優(yōu)化后水平煙道擴(kuò)張段截面Y=2 m流速分布

優(yōu)化后SCR脫硝系統(tǒng)的相關(guān)截面流速分布有了明顯改善，見圖16(均為俯視圖)。計(jì)算得到噴氨上游截面Cv由原結(jié)構(gòu)的31.4%減小至13.3%，首層催化劑入口截面Cv由原結(jié)構(gòu)的15.7%減小至2.29%，空氣預(yù)熱器入口截面Cv由原來的45.8%減小至17.5%，各相關(guān)截面Cv均達(dá)到SCR脫硝系統(tǒng)的指標(biāo)要求。

圖16 優(yōu)化后各截面流速分布

表3為SCR脫硝系統(tǒng)優(yōu)化前后煙氣流動壓降。優(yōu)化后阻力降低明顯，SCR脫硝系統(tǒng)流動阻力共降低283 Pa。阻力降低最為明顯的是省煤器出口水平擴(kuò)張段，由原結(jié)構(gòu)的262 Pa降低到75 Pa，說明采用小角度、多片數(shù)的方法設(shè)計(jì)導(dǎo)流板不僅可以改善流場的均勻性，還能夠降低流動阻力。

表3 100%BMCR工況SCR脫硝系統(tǒng)壓降匯總表 Pa

采用小角度、多片數(shù)的方法設(shè)計(jì)導(dǎo)流板能夠明顯改善煙氣流場，其主要原因?yàn)椋?1)小角度的導(dǎo)流板使得煙氣避免因急速轉(zhuǎn)向而導(dǎo)致流動損失；(2)多片數(shù)的導(dǎo)流板可以加強(qiáng)引導(dǎo)煙氣流動的效果。兩者結(jié)合使得煙氣能夠在擴(kuò)張和轉(zhuǎn)彎處平緩過渡。

圖17為線性噴氨調(diào)整各支管噴氨量的效果。將原結(jié)構(gòu)的渦流靜態(tài)混合式噴氨裝置改為線性噴氨格柵使得首層催化劑入口截面氨氮摩爾比的均勻性有了較大的改善。計(jì)算得到線性噴氨首層催化劑入口Cn=10.8%，仍無法滿足小于5%的要求，分析其原因?yàn)榫€性噴氨只能沿寬度(A側(cè)到B側(cè))方向調(diào)節(jié)噴氨量，無法沿深度(前墻到后墻)方向調(diào)節(jié)噴氨。

圖17 線性噴氨調(diào)整各支管噴氨量的效果

圖18為分區(qū)噴氨調(diào)整各支管噴氨量的效果。

圖18 分區(qū)噴氨調(diào)整各支管噴氨量的效果

將原結(jié)構(gòu)的渦流靜態(tài)混合式噴氨裝置改為分區(qū)噴氨格柵使得首層催化劑入口截面氨氮摩爾比的均勻性明顯改善。計(jì)算分區(qū)噴氨首層催化劑入口Cn=4.15%，滿足SCR脫硝系統(tǒng)要求，整個(gè)截面氨氮摩爾比分布均勻。與線性噴氨相比，分區(qū)噴氨更有利于提高脫硝效率，減少氨逃逸。計(jì)算30區(qū)噴氨格柵各組支管氨空混合物的質(zhì)量流量百分比見圖19，可為電廠現(xiàn)場調(diào)節(jié)各支管噴氨量提供參考。

圖19 各噴氨支管質(zhì)量流量百分比示意圖

分析對比三種噴氨調(diào)節(jié)方式可以得到：采用渦流靜態(tài)混合式噴氨裝置時(shí)，氨氣與煙氣混合效果差，無法做到精準(zhǔn)噴氨，但噴口直徑大，不易堵塞，適用于灰分含量較大且無多變截面煙道的脫硝系統(tǒng)；線性噴氨格柵噴嘴數(shù)量多、噴嘴直徑小，煙氣與氨氣的混合效果好，但單維度的調(diào)節(jié)方式難以滿足首層催化劑入口Cn小于5%的要求；分區(qū)噴氨格柵將噴氨區(qū)域分為若干子區(qū)域，通過調(diào)節(jié)各子區(qū)域的噴氨量使其與該區(qū)域通過的煙氣量相適應(yīng)，提高了脫硝效率，減少了氨逃逸，適用于有多變截面煙道的脫硝系統(tǒng)。

5 結(jié)語

筆者通過CFD數(shù)值模擬分析了某600 MW燃煤機(jī)組SCR脫硝系統(tǒng)在運(yùn)行過程出現(xiàn)的脫硝效率低以及空氣預(yù)熱器磨損嚴(yán)重的原因，并通過現(xiàn)場冷態(tài)試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，之后對SCR脫硝系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化改造。結(jié)論如下：

(1) 原結(jié)構(gòu)省煤器出口水平擴(kuò)張段導(dǎo)流板設(shè)計(jì)不合理，使得擴(kuò)張段存在多處渦流區(qū)和局部高速區(qū)，造成噴氨上游流速嚴(yán)重不均勻，減弱了氨氣與煙氣的混合，降低了脫硝效率。

(2) 采用小角度、多片數(shù)的方法設(shè)計(jì)導(dǎo)流板可以消除水平擴(kuò)張段的渦流區(qū)和高速區(qū)，不僅提高了流場的均勻性，還降低了流動阻力；在脫硝反應(yīng)器出口至空氣預(yù)熱器入口段設(shè)置導(dǎo)流板可以使空氣預(yù)熱器入口流速分布均勻，減輕了空氣預(yù)熱器的磨損。

(3) 渦流靜態(tài)混合式噴氨由于噴氨口數(shù)量少、混合差造成噴氨處氨氣分布不均勻；線性噴氨雖然在噴氨處氨氣流線分布均勻，但是調(diào)節(jié)方向只能沿寬度方向，無法沿深度方向調(diào)節(jié)噴氨量；分區(qū)噴氨可以沿兩個(gè)維度方向進(jìn)行調(diào)節(jié)，適應(yīng)有多變截面的SCR脫硝系統(tǒng)，使得首層催化劑入口氨氮摩爾比分布均勻，提高了脫硝效率，減少了氨逃逸。