陳 笛，常慶明，王澤政

（武漢科技大學 鋼鐵冶金及資源利用省部共建教育部重點實驗室，湖北 武漢 430081）

氮氧化物是煤燃燒過程中釋放的主要污染物之一，包括NO和NO2，其中NO占95%。為保護生態(tài)環(huán)境，我國提高了NO的排放標準，火力發(fā)電燃煤鍋爐需要采取有效措施來降低NO的排放量。選擇性催化還原（Selective catalytic reduction，SCR）煙氣脫硝技術(shù)以其技術(shù)成熟、幾乎無二次污染、脫硝效率高、系統(tǒng)裝置簡單以及運行可靠等優(yōu)點，在大型燃煤發(fā)電行業(yè)獲得廣泛采用[1-2]。

傳統(tǒng)SCR煙氣脫硝系統(tǒng)，煙氣從省煤器煙道進入SCR煙氣脫硝裝置入口煙道，經(jīng)90°轉(zhuǎn)彎上升進入垂直煙道，流經(jīng)噴氨格柵，與噴氨格柵噴射出的氨氣混合，經(jīng)90°轉(zhuǎn)彎向右進入水平煙道，然后經(jīng)90°轉(zhuǎn)彎垂直向下流經(jīng)整流格柵和催化劑層，最終在催化劑層中發(fā)生脫硝反應(yīng)，將煙氣中的NO去除，脫硝后的煙氣從煙氣出口進入空氣預(yù)熱器[3]。傳統(tǒng)SCR煙氣脫硝系統(tǒng)各區(qū)域流程較長，建造和維護成本高。為了降低成本，某環(huán)保公司設(shè)計了一種新型短流程SCR煙氣脫硝系統(tǒng)，該設(shè)計中取消了過渡煙道，并將催化劑層直接設(shè)置在噴氨格柵上方，系統(tǒng)裝置簡單、成本低。然而，新型短流程SCR煙氣脫硝系統(tǒng)并沒有文獻及經(jīng)驗參考，其脫硝效率也未知，因此在工程應(yīng)用前對其進行研究很有必要。脫硝效率和氨逃逸率是衡量SCR煙氣脫硝系統(tǒng)性能的兩個重要指標，而催化劑層入口截面上煙氣速度分布均勻性和NH3與NO混合均勻程度是影響這兩個指標的重要因素[4]。當煙氣流經(jīng)催化劑層時，如果流速分布不夠均勻，容易造成NH3和NO反應(yīng)不充分，催化劑得不到充分利用。此外，高流速煙氣會造成催化劑層的沖蝕和磨損，而低流速煙氣會造成催化劑層的積灰和堵塞，影響催化劑層的脫硝性能和壽命。同時，NH3與NO濃度比分布均勻程度也是影響脫硝效率的重要因素，如一部分NO接觸過量NH3，造成氨逃逸率增大；而另一部分NO接觸NH3不足，脫硝效率達不到設(shè)計要求。

隨著計算流體力學和計算機技術(shù)的發(fā)展，用其對新型短流程SCR煙氣脫硝系統(tǒng)進行數(shù)值模擬，可為系統(tǒng)內(nèi)導(dǎo)流板布置及噴氨格柵優(yōu)化提供重要參考。本文以新型短流程SCR煙氣脫硝系統(tǒng)為研究對象，初步設(shè)計的SCR煙氣脫硝裝置不包括導(dǎo)流板，通過增設(shè)導(dǎo)流板和優(yōu)化噴氨格柵結(jié)構(gòu)，分析導(dǎo)流板和噴氨格柵噴嘴的布置、數(shù)量及直徑對催化劑層入口截面（截面B）上煙氣速度、NH3與NO濃度比分布的影響，使其滿足工程要求，并為新型短流程SCR煙氣脫硝系統(tǒng)的設(shè)計和優(yōu)化提供參考。

1 SCR煙氣脫硝系統(tǒng)的幾何模型

新型短流程SCR煙氣脫硝系統(tǒng)的幾何模型見圖1。如圖1(a)所示，煙氣入口長3.3 m、寬3.2 m，系統(tǒng)高14.5 m，因其對稱性，模擬計算的幾何模型取其一半。煙氣經(jīng)省煤器煙道進入新型短流程SCR煙氣脫硝裝置入口，垂直向上流經(jīng)噴氨格柵后，煙氣中的NO與噴氨格柵中的NH3混合，在上方V2O5-TiO2蜂窩式結(jié)構(gòu)催化劑層發(fā)生脫硝反應(yīng)，煙氣中的NO被NH3還原成N2，經(jīng)90°轉(zhuǎn)彎向右進入水平煙道，然后再經(jīng)90°轉(zhuǎn)彎垂直向下從煙氣出口進入空氣預(yù)熱器。SCR煙氣脫硝系統(tǒng)有3 層催化劑層（兩層使用，1 層備用）。如圖1(b)所示，由于SCR系統(tǒng)整體尺寸較大，噴嘴尺寸較小，為了保證計算精度及運算時間，采用非均勻網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，其中噴嘴部分采用較小的非結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格，其它區(qū)域采用較大的結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格，模型總網(wǎng)格數(shù)為175 萬。

圖1 新型短流程SCR煙氣脫硝系統(tǒng)幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig. 1 Geometric model and gird division of new short process SCR flue gas denitrification system

2 SCR煙氣脫硝系統(tǒng)數(shù)學模型

SCR煙氣脫硝系統(tǒng)內(nèi)氣體流動模型包括連續(xù)性方程、動量守恒方程和湍流控制方程，對催化劑層流動采用多孔介質(zhì)模型，并用組分輸運模型模擬NH3與NO混合。SCR煙氣脫硝過程是集物理和化學變化的復(fù)雜過程，模擬中為了簡化，不考慮催化劑層中的化學反應(yīng)及影響，并作出如下假設(shè)：不考慮煙氣中灰分的影響；整個系統(tǒng)絕熱，且無漏風；流動是定常的；噴嘴均勻出流；所有氣體為理想氣體。

2.1 流動控制方程

SCR煙氣脫硝系統(tǒng)內(nèi)氣體的流動包括入口煙氣和噴氨格柵噴出氨氣的湍流流動，其流動控制方程包括：連續(xù)性方程（式(1)），動量守恒方程（式(2)）和湍動能k和耗散率ε方程（式(3)、式(4)）[5]。

式中，ρ為密度，kg/m3；ui為速度矢量在3 個坐標方向的分量，m/s；xi為位移矢量的分量，m。

式中，p為靜壓，Pa；μ為動力粘度，Pa·s；ρgi、Fi分別為重力體積力、其他體積力，N。

式中，Gk和Gb分別為平均層流速度梯度和浮力引起的湍流動能的產(chǎn)生項；C1ε、C2ε、C3ε為經(jīng)驗常數(shù)，σk、σε分別為湍流動能k與耗散率ε方程對應(yīng)的湍流普朗特數(shù)；μt為湍流粘性系數(shù)。

2.2 組分輸運模型

由于SCR煙氣脫硝系統(tǒng)涉及到多種氣體成分的混合，因此采用組分輸運模型模擬NH3與NO的混合過程[6]，通過第i種物質(zhì)的對流擴散方程預(yù)估該物質(zhì)的質(zhì)量分數(shù)Yi，守恒方程如式(5)、式(6)。

式中，Ji為物質(zhì)i的擴散通量；Sct為湍流施密特數(shù)，表示運動粘性系數(shù)和擴散系數(shù)兩者之間的比值，一般設(shè)置為0.7；Dt為擴散系數(shù)。

2.3 多孔介質(zhì)模型

NH3與NO混合后通過兩層由V2O5-TiO2蜂窩式結(jié)構(gòu)材料組成的催化劑層時，受到一定的阻力，為此，采用多孔介質(zhì)模型來模擬這一過程。多孔介質(zhì)模型以動量源項方式附加于動量守恒方程（式(2)）的右端。源項由兩部分組成，一部分是粘性損失項，另一部分是內(nèi)部損失項[7]，其表達式如式(7)所示。

式中，Si為i方向(X,Y,Z)動量源項，Pa/m；Dij為粘性阻力系數(shù)矩陣系數(shù)，1/m2；Cij為慣性損失系數(shù)矩陣系數(shù)，1/m；vj為j方向催化劑上方截面煙氣平均速度，m/s。

2.4 邊界條件

鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（BMCR）工況下，煙氣體積流量（標況）為456000 m3/h，對應(yīng)的煙氣入口速度為12 m/s，煙氣中各組分的體積分數(shù)見表1。噴氨格柵噴出氣體為NH3和空氣的混合氣體，各組分的體積分數(shù)見表2。壁面設(shè)定為無滑移邊界條件，煙氣出口采用Outflow出口邊界條件。

表1 煙氣組成Table 1 Components of flue gas

表2 噴氨氣體組成Table 2 Components of ammonia injection gas

2.5 不均勻系數(shù)

為了使NH3和NO在催化劑層中完全反應(yīng)，要求催化劑層入口煙氣速度、氨氣速度和NH3與NO濃度比分布均勻。為便于對模擬結(jié)果進行分析，在SCR煙氣脫硝系統(tǒng)模型中選取3 個代表性的截面作為研究對象，見圖2。如圖2 所示，截面A（X= 1.650 m）是位于SCR煙氣脫硝反應(yīng)器垂直于X方向的縱剖面；截面B（Y= 7.005 m）為垂直于煙氣主流方向并靠近第一層催化劑層入口的橫截面；截面C（Z= -1.600 m）是SCR煙氣脫硝反應(yīng)器對稱面。

圖2 SCR煙氣脫硝系統(tǒng)各截面Fig. 2 Sections of SCR flue gas denitration system

通過催化劑層入口截面上參數(shù)的不均勻性可評估反應(yīng)器性能。本文采用相對標準偏差系數(shù)cv來衡量SCR煙氣脫硝系統(tǒng)內(nèi)速度、濃度分布均勻程度[8]，cv定義如式(8)~式(10)。cv值越小，表示催化劑層入口截面上煙氣速度、NH3與NO濃度比的分布越均勻。煙氣進入首層催化劑的速度偏差系數(shù)和NH3與NO濃度比相對標準偏差系數(shù)對脫硝反應(yīng)影響較大。在工程應(yīng)用中，要求催化劑層入口截面前煙氣速度相對標準偏差小于15.00%，NH3與NO濃度比相對標準偏差小于5.00%[9-13]。

式中，xi為每個測點的數(shù)值為平均值，m/s。

3 數(shù)值模擬及結(jié)果分析

3.1 無導(dǎo)流板時速度場模擬

為考察煙氣在原始設(shè)計下SCR煙氣脫硝系統(tǒng)內(nèi)的流動情況，不設(shè)置導(dǎo)流板及噴氨格柵，通過觀察系統(tǒng)內(nèi)流動特征，為系統(tǒng)變截面處導(dǎo)流板的布置提供參考。圖3 為無導(dǎo)流板時SCR煙氣脫硝系統(tǒng)內(nèi)速度分布。其中圖3(a)和圖3(b)分別為煙氣在截面A上的速度云圖和速度矢量分布。由圖3(a)可知，當煙道內(nèi)不設(shè)置任何導(dǎo)流裝置時，煙氣在煙道右側(cè)形成低速區(qū)；對應(yīng)于圖3(b)，可見在該區(qū)域形成了漩渦并導(dǎo)致了煙氣回流，煙道內(nèi)流場分布很不均勻。圖3(c)為截面B速度云圖，從圖中可以觀察到截面B上流場極為不均勻，速度沿X方向分布基本一致，在Z方向上有較大的速度梯度，經(jīng)式(8)計算此時截面B上速度相對標準偏差為27.00%，不能滿足小于15.00%的工程要求。

圖3 無導(dǎo)流板時煙氣速度分布Fig. 3 Velocity distribution of flue gas without deflectors

3.2 導(dǎo)流板對速度場分布的影響

為使煙道流場分布均勻，避免煙道右側(cè)低速回流區(qū)出現(xiàn)，提高上升煙道右側(cè)的速度，在煙道變截面處Z方向等間距布置不同數(shù)量的導(dǎo)流板。如圖4所示的3 種方案，導(dǎo)流板數(shù)量分別為6 塊、12 塊和18 塊，導(dǎo)流板高度為500 mm。同時，在催化劑層入口截面前加裝整流格柵，整流格柵在X、Z和Y方向的間距分別為308 mm、300 mm和200 mm。考察各方案煙氣在截面B上的速度分布。

圖4 Z方向?qū)Я靼宓脑O(shè)置方式Fig. 4 Setting mode of Z direction deflector

圖5為沿Z方向布置12 塊導(dǎo)流板后，截面A上的局部速度云圖。

圖5 煙氣在截面A上局部速度分布（12 塊導(dǎo)流板）Fig. 5 Local velocity distribution of flue gas on Section A (12 deflectors)

由圖5 可知，加裝導(dǎo)流板后，對消除煙道右側(cè)低速區(qū)有很大作用，煙氣在變截面處被分成若干個通道區(qū)域，通過導(dǎo)流板的導(dǎo)流作用，將該區(qū)域下方的煙氣導(dǎo)流到右側(cè)區(qū)域，避免了反應(yīng)器右側(cè)形成速度死區(qū)。

圖6為3 種方案中截面B上的速度云圖。由圖6可知，隨導(dǎo)流板數(shù)量增多，沿Z方向速度分布梯度逐漸減小。沿Z方向?qū)Я靼鍞?shù)量分別為6 塊、12 塊和18 塊時，經(jīng)式(8)計算截面B上煙氣速度相對標準偏差分別為14.90%、13.90%和9.30%。與無導(dǎo)流板時速度相對標準偏差27.00%相比，截面B上煙氣速度不均勻系數(shù)大幅降低，且隨著導(dǎo)流板數(shù)量增多，速度均勻性越好。進一步增加導(dǎo)流板數(shù)量，速度相對標準偏差會進一步降低，但提高了制造和維護成本。本研究采用12 塊導(dǎo)流板，此時截面B上的速度相對標準偏差符合低于15.00%的工程要求。

圖6 煙氣在截面B上速度分布Fig. 6 Velocity distribution of flue gas on Section B

沿Z方向布置12 塊導(dǎo)流板后，加裝噴氨格柵，考慮噴氨格柵對煙道流場的影響，經(jīng)計算截面B上煙氣速度相對標準偏差大于15.00%，不滿足工程要求。沿Z方向設(shè)置12 塊導(dǎo)流板后截面C上的速度分布云圖見圖7。由圖7 可知，SCR煙氣脫硝系統(tǒng)左右兩側(cè)也有較小的截面漸擴，導(dǎo)致沿X方向左右兩側(cè)也有低速區(qū)。為此，在沿Z方向布置12 塊導(dǎo)流板的基礎(chǔ)上，沿X方向增設(shè)6 塊導(dǎo)流板，導(dǎo)流板間距253 mm，見圖8。圖9 為X方向增設(shè)6 塊導(dǎo)流板，煙氣在截面C和截面B上的速度云圖。由圖9(a)可知，左右兩側(cè)低速區(qū)基本消失；由圖9(b)可知，煙氣在截面B上的速度均勻性進一步提高。經(jīng)式(8)計算，截面B上煙氣速度相對標準偏差由13.90%下降到8.20%，催化劑層入口截面上速度均勻性提高。在此方案的基礎(chǔ)上加裝噴氨格柵，考慮到噴氨格柵對流場的影響，截面B上煙氣速度相對標準偏差為13.60%，滿足工程要求。

圖7 煙氣在截面C上速度分布（12 塊導(dǎo)流板）Fig. 7 Velocity distribution of flue gas on Section C (12 deflectors)

圖8 X方向增設(shè)6 塊導(dǎo)流板Fig. 8 6 deflectors added in X direction

圖9 煙氣速度分布（Z方向12 塊導(dǎo)流板、X方向6 塊導(dǎo)流板）Fig. 9 Velocity distribution of flue gas (12 deflectors in Z direction and 6 deflectors in X direction)

3.3 NH3 與NO濃度比模擬

SCR反應(yīng)器中催化劑層入口截面反應(yīng)物（NH3和NO）均勻混合是脫硝系統(tǒng)設(shè)計的關(guān)鍵之一。反應(yīng)物濃度分布不均，使反應(yīng)不能充分進行，從而降低脫硝性能，增加氨的逃逸和消耗[14]。在導(dǎo)流板布置優(yōu)化煙道流場后，研究分析噴氨格柵上噴嘴的布置、數(shù)量及噴嘴直徑對截面B上NH3與NO濃度比分布均勻性的影響，進而優(yōu)化噴氨格柵結(jié)構(gòu)，使截面B上NH3與NO濃度比相對標準偏差控制在5.00%以下。

3.3.1 噴嘴數(shù)量的影響

為分析噴氨格柵噴嘴布置方式及數(shù)量對截面B上NH3與NO濃度比分布均勻性的影響，對不同方案下噴氨格柵噴嘴布置及數(shù)量進行設(shè)置（表3）。為了保證總的NH3與NO濃度比不變，噴入氨氣總量保持不變，所有噴嘴直徑均為35 mm，因而不同方案下對應(yīng)的噴嘴噴氨速度各不相同?？紤]到計算機運算能力的限制，本文利用對稱的邊界條件選取一半煙道空間進行計算。方案I、Ⅱ和Ⅲ中噴氨格柵噴嘴的布置方式分別為沿X方向均勻布置13 根、11 根和11 根噴管，噴管直徑為40 mm，每根支管上沿Z方向均勻排列16 個、16 個和12 個噴嘴，噴嘴總數(shù)分別為208 個、176 個和132 個，對應(yīng)噴氨速度分別為4.46 m/s、5.28 m/s和7.04 m/s。

表3 噴嘴布置方式及數(shù)量Table 3 Arrangement and number of nozzle

圖10為不同方案下截面B上的NH3與NO濃度比云圖。由圖10 可知，隨著噴嘴數(shù)量的增多，截面B上NH3與NO濃度比分布越均勻。經(jīng)式(8)計算，方案I、Ⅱ和Ⅲ下截面B上的NH3與NO濃度比相對標準偏差分別為4.03%、4.56%和5.98%。研究表明，增加噴嘴數(shù)量能夠提高截面B上NH3與NO濃度比分布均勻性，但是隨著噴嘴數(shù)量的增加，該趨勢逐漸變緩。分析其原因，噴嘴數(shù)量越多，噴氨出口處附近垂直于Y軸橫斷面上的初始NH3與NO濃度比分布越均勻，到達截面B上的NH3與NO濃度比分布也越均勻。方案Ⅲ不滿足NH3與NO濃度比相對標準偏差小于5.00%的工程要求。方案I NH3與NO濃度比分布相比最均勻，比方案Ⅱ增加了0.53%，卻提高了制作加工成本。綜合多種因素，方案Ⅱ是目前最好方案。

圖10 截面B上NH3 與NO濃度比分布Fig. 10 NH3 and NO concentration ratio distribution on Section B

3.3.2 噴嘴直徑的影響

為研究噴嘴直徑對截面B上NH3與NO濃度比分布均勻性的影響，在方案Ⅱ下改變噴嘴直徑，如表4 所示。

表4 噴嘴直徑及氨氣噴射速度Table 4 Nozzle diameter and ammonia injection speed

在保持總噴氨量不變的條件下，不同噴嘴直徑對應(yīng)的噴嘴噴氨速度各不相同。不同噴嘴直徑下截面B上的NH3與NO濃度比云圖如圖11 所示。根據(jù)式(8)計算對應(yīng)的NH3與NO濃度比相對標準偏差，其隨噴嘴直徑變化規(guī)律如圖12 所示。由圖11和圖12 可知，噴嘴直徑分別為32 mm、35 mm和38 mm時，對應(yīng)的NH3與NO濃度比相對標準偏差分別為4.97%、4.56%和5.47%，即隨著噴嘴直徑增大，截面B上的NH3與NO濃度比偏差先減小后增大。這是因為截面B上的NH3與NO濃度比偏差受到兩方面因素的影響。一方面，噴嘴越小，噴氨出口處初始NH3與NO濃度比偏差越大，這會導(dǎo)致截面B上的NH3與NO濃度比偏差越大；另一方面，噴嘴越小，噴氨速度越大，NH3的湍流強度更為激烈，使NH3和NO之間的混合更激烈，到達截面B上的NH3與NO濃度比偏差越小。這兩方面因素綜合作用，當噴嘴直徑由32 mm增加為35 mm時，噴嘴直徑增大，導(dǎo)致噴嘴出口處初始NH3與NO濃度比偏差變小起到主導(dǎo)作用，截面B上的NH3與NO濃度比相對標準偏差降低；當噴嘴直徑由35 mm增加為38 mm時，噴嘴速度減小，NH3湍流強度降低，NH3和NO之間的混合減弱占主導(dǎo)作用，截面B上的NH3與NO濃度比相對標準偏差升高。

圖11 截面B上NH3 與NO濃度比分布Fig. 11 NH3 and NO concentration ratio distribution on Section B

圖12 噴嘴直徑對NH3 與NO濃度比相對標準偏差的影響Fig. 12 Effect of nozzle diameter on relative standard deviation of NH3 and NO concentration ratio

綜上，新型短流程SCR煙氣脫硝系統(tǒng)中，沿Z方向布置12 塊導(dǎo)流板、X方向布置6 塊導(dǎo)流板，噴氨格柵設(shè)置176 個噴嘴，噴嘴直徑35 mm，此時截面B上速度相對標準偏差為13.6%，NH3與NO濃度比相對標準偏差為4.56%，滿足工程要求，而且系統(tǒng)結(jié)構(gòu)相對簡單，成本較低。

4 結(jié)論

通過模擬計算新型短流程SCR煙氣脫硝系統(tǒng)內(nèi)催化劑層入口截面B上煙氣速度和NH3與NO濃度比分布，分析了導(dǎo)流板布置對煙道流場分布均勻性的影響，以及噴氨格柵上噴嘴的布置、數(shù)量和直徑對截面B上NH3與NO濃度比均勻性的影響，得到以下主要結(jié)論。

（1）系統(tǒng)內(nèi)無導(dǎo)流板時，截面B上的速度分布不均勻，煙氣在截面B上速度相對標準偏差為27.00%，無法滿足工程要求。

（2）在變截面處設(shè)置導(dǎo)流板，因?qū)Я髯饔?，可消除流場的低速回流現(xiàn)象。采用沿Z方向12 塊導(dǎo)流板、X方向6 塊導(dǎo)流板的布置方案，并考慮噴氨格柵對煙道流場的影響，煙氣在截面B上速度相對標準偏差為13.6%，滿足工程要求，同時又能維持適宜的生產(chǎn)成本。

（3）在保持噴氨量不變的情況下，噴嘴直徑為35 mm，增加噴嘴數(shù)量有利于提高截面B上NH3與NO濃度比分布均勻性，但會增加加工成本。綜合考慮，噴氨格柵布置方式為11 根噴氨支管，每根支管上布置11 個噴嘴。保持噴氨量不變，增加噴嘴直徑，截面B上NH3與NO濃度比相對標準偏差先減小后增大，最佳噴嘴直徑為35 mm，此時截面B上NH3與NO濃度比相對標準偏差為4.56%，滿足工程要求。