趙軍陽，張 磊，林 特，王世云，夏仁杰，陳 松

（浙江浙能樂清發(fā)電有限責(zé)任公司，浙江 樂清 325600）

0 引言

近年來，國內(nèi)燃煤電廠超低排放改造越來越普及，并且各地域機(jī)組環(huán)保要求不斷提高。為了降低NOx的排放，機(jī)組運(yùn)行人員不斷將噴氨量增大，一定程度導(dǎo)致了氨逃逸上升，加快了空預(yù)器堵塞及電除塵的積灰板結(jié)。根據(jù)2022年下半年對32臺600MW及以上超低排放燃煤機(jī)組的調(diào)查結(jié)果，空預(yù)器與電除塵堵塞及板結(jié)問題較為普遍。其中，過量噴氨導(dǎo)致的氨逃逸量上升是主要原因之一。在燃煤機(jī)組中，由于燃燒器的二次風(fēng)配風(fēng)不合理和不合理的導(dǎo)流板設(shè)計(jì)，導(dǎo)致大量生成的熱力型NOx發(fā)生湍流流動(dòng)導(dǎo)致流場分布不均[1]。SCR反應(yīng)器出口在線連續(xù)監(jiān)測系統(tǒng)（CEMS）單測點(diǎn)方式代表性差，局部氨逃逸超標(biāo)無法實(shí)施檢測，并且催化器的堵塞、磨損、中毒以及就地噴氨支管的堵塞，造成第三層催化劑背風(fēng)面局部氨逃逸超標(biāo)[2]。

目前，國內(nèi)針對燃燒機(jī)組氨逃逸含量導(dǎo)致機(jī)組設(shè)備堵塞的解決方法，主要有定期清理噴氨管路并更換催化劑，精細(xì)化噴氨調(diào)整和燃燒優(yōu)化調(diào)整等方案[3]。其中，精細(xì)化噴氨調(diào)整因緩解堵塞問題效果顯著，運(yùn)行控制方便，經(jīng)濟(jì)效益明顯等原因成為了主流解決方案。

本文以浙江某電廠1000MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組為研究對象，研究了精細(xì)化噴氨調(diào)整設(shè)計(jì)過程中CFD模擬分析方法、設(shè)備實(shí)施手段、出口NOx測量試驗(yàn)過程，改善了煙道入口流場均勻性，減少出口各處氨逃逸量過高現(xiàn)象，從而能緩解空預(yù)器及下游設(shè)備的堵塞與腐蝕，并提高催化劑的使用壽命[4]與機(jī)組效率，提高機(jī)組安全運(yùn)行的可靠性。

1 CFD模擬研究過程及改造后情況說明

1.1 CFD模擬研究過程

基于計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamic, CFD)數(shù)值模擬技術(shù)[5]，針對該機(jī)組特有數(shù)量、形狀導(dǎo)流裝置的SCR脫硝系統(tǒng)模型進(jìn)行模擬與優(yōu)化，研究了SCR脫硝系統(tǒng)噴氨方式對首層催化劑入口截面內(nèi)NOx速度/濃度分布特性的影響規(guī)律，對初步設(shè)計(jì)的SCR煙氣脫硝裝置內(nèi)部流場的模擬結(jié)果進(jìn)行分析，并以此為依據(jù)提出合理的導(dǎo)流板布置方案，為下一步的工程改造提供理論依據(jù)和基礎(chǔ)。最終，采用新增煙道導(dǎo)流裝置優(yōu)化方案[6]可顯著改善首層催化劑入口截面內(nèi)的NOx濃度分布均勻性[7]，并減小催化器第一層催化劑入口的速度分布相對標(biāo)準(zhǔn)偏差及NH3/NOx摩爾比分布[8,9]相對標(biāo)準(zhǔn)偏差。

1.2 流場優(yōu)化前后效果對比

1.2.1 優(yōu)化前機(jī)組結(jié)構(gòu)說明及流場特性

根據(jù)機(jī)組圖紙資料及設(shè)計(jì)參數(shù)建立脫硝系統(tǒng)模型，在模擬中忽略裝置漏風(fēng)的影響。煙氣中各組分進(jìn)行擴(kuò)散，不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，忽略灰分對流場的影響，將煙氣視為不可壓縮流體，定常流動(dòng)，選擇標(biāo)準(zhǔn)k- ε方程，設(shè)置其中催化劑層為多孔介質(zhì)模型。并且，導(dǎo)流板的厚度相對煙道尺寸較小，模擬時(shí)假設(shè)其厚度為零。標(biāo)準(zhǔn)k- ε方程，如式（1）、式（2）所示：

其中，k是湍動(dòng)能；ε是湍動(dòng)耗散率；μt是湍動(dòng)粘度；Gk是平均速度梯度引起的湍動(dòng)能；Gb是浮力引起的湍動(dòng)能；YM是可壓縮湍流脈動(dòng)膨脹對總的耗散率的影響；C1ε、C2ε、C3ε是經(jīng)驗(yàn)常數(shù) ；σk、σε是湍動(dòng)能和湍動(dòng)耗散率對應(yīng)的普朗特?cái)?shù)；Sk和Sε是自定義源項(xiàng)。

如圖1所示，入口煙道噴氨格柵前布置有3組導(dǎo)流板(1)(2)(3)，噴氨格柵后一組混合器(4)、一組導(dǎo)流板(5)，反應(yīng)器入口有整流格柵(6)，出口煙道布置兩組導(dǎo)流板(7)(8)。導(dǎo)流板分別位于煙道變徑及折彎處。

圖1 原SCR系統(tǒng)煙道模型圖Fig.1 Model diagram of the original SCR system flue

原系統(tǒng)流動(dòng)特性在BMCR工況下，煙道內(nèi)流線在入口由水平至垂直的折彎煙道前段存在局部渦流，垂直煙道受混合器影響，煙氣旋渦向上流動(dòng)。

首層催化劑前端面流速為煙道截面靠近鍋爐一側(cè)的前墻位置流速較低，后墻靠近壁面處存在高速流域，相對標(biāo)準(zhǔn)偏差為22.81%。

首層催化劑前斷面濃度場分布靠近鍋爐中心線一側(cè)，明顯低于另一側(cè)，相對標(biāo)準(zhǔn)偏差為10.66%。

1.2.2 優(yōu)化后機(jī)組結(jié)構(gòu)說明及流場特性

根據(jù)原機(jī)組流場結(jié)構(gòu)特性及模擬結(jié)果提出流場優(yōu)化方案，并通過驗(yàn)證滿足一般流場改造性能指標(biāo)，其三維模型如圖2所示。除圖2中標(biāo)記導(dǎo)流板外，其余導(dǎo)流板保留不動(dòng)。

圖2 流場優(yōu)化方案示意圖Fig.2 Schematic diagram of flow field optimization scheme

優(yōu)化后煙道內(nèi)首層催化劑前斷面流速相對標(biāo)準(zhǔn)偏差為12.49%，且煙氣最大入射角為9.07°。氨氮摩爾比相對標(biāo)準(zhǔn)偏差為4.35%，通過數(shù)據(jù)可以看出：通過CFD模擬后流場優(yōu)化能夠較好地消除了催化劑入口流場的高速區(qū)，使回流區(qū)的面積顯著減少，煙氣的整體分布較為理想，大幅度提高了流場指標(biāo)。

1.3 流場對應(yīng)性分析

該發(fā)電廠機(jī)組鍋爐為東方鍋爐股份有限公司制造的1000MW超超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行直流爐，采用選擇性催化還原（Selective Catalytic Reduction，SCR）工藝[14]，煙氣SCR系統(tǒng)布置在省煤器出口，催化劑按“2+1”層布置，目前3層催化劑運(yùn)行。SCR系統(tǒng)進(jìn)口NOx的質(zhì)量濃度低于320 mg/m3（干基，6% O2）時(shí)，出口NOx質(zhì)量濃度保證值小于35 mg/m3（干基，6% O2）。每臺SCR反應(yīng)器在入口煙道前墻位置沿寬度方向布置8組噴氨管，每組3根支管深入煙道內(nèi)不同深度，每根噴氨支管上安裝了一個(gè)手動(dòng)調(diào)閥。通過CFD模擬，對流場對應(yīng)性進(jìn)行分析，得出各組噴氨管與出口8個(gè)試驗(yàn)測點(diǎn)的對應(yīng)關(guān)聯(lián)性。

根據(jù)上述SCR脫硝系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，通過CFD模擬技術(shù)將各分區(qū)氨空混合氣在煙道中的走向分析出來，可知各分區(qū)流線基本順流至出口位置對應(yīng)處，且各相鄰分區(qū)之間流線無明顯干擾，說明對應(yīng)性良好。

2 測試驗(yàn)證及調(diào)整策略

根據(jù)CFD模擬并優(yōu)化流場后的結(jié)果，展開下一步SCR精細(xì)化噴氨調(diào)整試驗(yàn)，主要分為流場摸底、手動(dòng)閥調(diào)整、精細(xì)化系統(tǒng)自動(dòng)調(diào)整3部分。首先進(jìn)行摸底試驗(yàn)，在900MW、550MW負(fù)荷下進(jìn)行SCR反應(yīng)器進(jìn)、出口煙氣NOx濃度分布測試，對不同負(fù)荷下脫硝裝置的NOx分布進(jìn)行評估，進(jìn)而根據(jù)摸底試驗(yàn)結(jié)果在900MW下進(jìn)行深度方向上的手閥優(yōu)化調(diào)整，最大限度地提高反應(yīng)器出口深度方向上濃度分布的均勻性，最后進(jìn)行精細(xì)化系統(tǒng)自動(dòng)投運(yùn)，根據(jù)在線測量儀表進(jìn)行效果核驗(yàn)。其中，優(yōu)化調(diào)整指標(biāo)為出口NOx質(zhì)量濃度相對標(biāo)準(zhǔn)偏差≤20%，整體調(diào)試試驗(yàn)流程如圖3所示。

圖3 SCR脫硝系統(tǒng)精細(xì)化噴氨調(diào)整試驗(yàn)流程圖Fig.3 Flow chart of fine ammonia injection adjustment test for SCR denitration system

圖中試驗(yàn)判斷指標(biāo)NOx均勻性為相對標(biāo)準(zhǔn)偏差Cv計(jì)算公式為：

上式中：Cv為煙道截面的NOx質(zhì)量濃度的相對標(biāo)準(zhǔn)偏差；為NOx質(zhì)量濃度的平均值（mg/m3）；xi為某一測點(diǎn)對應(yīng)的NOx質(zhì)量濃度的平均值（mg/m3）；n為測點(diǎn)數(shù)量。

2.1 摸底試驗(yàn)

在選取機(jī)組高（900MW）、中（550MW）兩個(gè)穩(wěn)定負(fù)荷段，在滿足總排口NOx濃度不超標(biāo)的條件下，進(jìn)行摸底試驗(yàn)。

摸底試驗(yàn)采用網(wǎng)格法測量，出口測點(diǎn)布置在兩個(gè)反應(yīng)器出口的垂直煙道上，沿每個(gè)煙道兩側(cè)東西方向各有8個(gè)測孔，每個(gè)測孔沿深度方向設(shè)3個(gè)測點(diǎn)，兩側(cè)共布置48個(gè)測點(diǎn)。

在900MW、550MW負(fù)荷工況下，SCR反應(yīng)器出口NOx濃度調(diào)整前測量濃度分布如圖4、圖5所示。從圖上可以看出，A側(cè)煙道出口：反應(yīng)器外墻的區(qū)域NOx濃度偏低，靠近鍋爐中心線的區(qū)域NOx濃度存在偏高或偏低情況，整體濃度呈U型（中部低兩側(cè)高）分布。B側(cè)煙道出口：反應(yīng)器外墻的區(qū)域NOx濃度偏低，靠近鍋爐中心線的區(qū)域NOx濃度偏高，整體濃度呈正態(tài)分布（中部高、兩側(cè)低或者高）。

圖4 摸底試驗(yàn)SCR反應(yīng)器出口NOx 濃度分布（900MW）Fig.4 NOx Concentration distribution at SCR reactor outlet in bottom test (900MW)

圖5 摸底試驗(yàn)SCR反應(yīng)器出口NOx 濃度分布（550MW）Fig.5 NOx concentration distribution at SCR reactor outlet during bottom test (550MW)

2.2 手動(dòng)閥門調(diào)整試驗(yàn)及效果

根據(jù)摸底試驗(yàn)的反應(yīng)器出口不同深度方向上NOx測量數(shù)據(jù)基礎(chǔ)，開展手動(dòng)閥門調(diào)整試驗(yàn)，通過反復(fù)實(shí)測并調(diào)整各噴氨支管手動(dòng)調(diào)閥開度，直至反應(yīng)器出口NOx濃度及深度方向上均勻性達(dá)到均衡并且適當(dāng)降低整體截面上的相對標(biāo)準(zhǔn)偏差。調(diào)整后，整體A、B兩側(cè)反應(yīng)器出口NOx濃度在深度方向上快速收攏，各深度方向NOx濃度偏差≤±5mg/Nm3，整體截面上相對標(biāo)準(zhǔn)偏差從摸底試驗(yàn)的A側(cè)37.4%下降至31.4%，B側(cè)42.9%下降至33.9%,證明手動(dòng)閥門調(diào)整試驗(yàn)有效解決了反應(yīng)器出口NOx濃度在深度方向上的偏差，并一定程度上降低了截面上相對標(biāo)準(zhǔn)偏差。

2.3 優(yōu)化調(diào)整策略及投運(yùn)效果

考慮到機(jī)組手動(dòng)調(diào)整噴氨支管調(diào)節(jié)閥效果與原控制系統(tǒng)以單一噴氨調(diào)閥為主的分布式格柵的設(shè)備狀況，無法針對流場特性進(jìn)行精細(xì)化噴氨，故設(shè)計(jì)在SCR出口兩側(cè)煙道，單側(cè)煙道被劃分為8個(gè)網(wǎng)格區(qū)域，兩側(cè)分16個(gè)區(qū)，每個(gè)網(wǎng)格區(qū)布置一個(gè)測點(diǎn)，16個(gè)網(wǎng)格區(qū)域抽取的煙氣送入測量儀表。

網(wǎng)格區(qū)域劃分時(shí)，綜合考慮SCR流場模擬的結(jié)果和現(xiàn)有噴氨裝置的配置情況。煙道兩側(cè)的速度梯度較大，所以分區(qū)較小；煙道中間部位的速度梯度較小，分區(qū)可以相對較大。總體SCR出口測點(diǎn)布置位置與上游現(xiàn)有的噴氨格柵物理位置對應(yīng)，各個(gè)分區(qū)與相鄰區(qū)域因噴氨流場擴(kuò)散存在一定的交錯(cuò)重疊區(qū)域。在分區(qū)控制邏輯設(shè)計(jì)時(shí)，根據(jù)動(dòng)態(tài)調(diào)試試驗(yàn)的結(jié)果確定各分區(qū)噴氨格柵開度對下游各個(gè)對應(yīng)測點(diǎn)和相鄰測點(diǎn)的影響因子。

各個(gè)測點(diǎn)位于分區(qū)的幾何中心，各測量值能最大限度地反映出煙道內(nèi)的實(shí)際NOx分布情況，如圖6所示。

圖6 分區(qū)精細(xì)化噴氨系統(tǒng)管路模塊Fig.6 Pipeline module of zoned refined ammonia injection system

分區(qū)控制模塊為獨(dú)立運(yùn)行的精細(xì)化噴氨控制系統(tǒng)，其作用在于協(xié)調(diào)NOx輪測模塊與分區(qū)噴氨管路模塊，實(shí)現(xiàn)分區(qū)精確噴氨。當(dāng)NOx輪測模塊通過一段時(shí)間的數(shù)據(jù)累計(jì)，發(fā)現(xiàn)某分區(qū)NOx濃度與時(shí)均值存在偏差時(shí)，精細(xì)化控制系統(tǒng)通過算法提供調(diào)平閥開度值并將其傳送至就地各對應(yīng)調(diào)節(jié)閥，從而調(diào)節(jié)分區(qū)噴氨流量和改變分區(qū)NOx濃度值，降低NOx在空間上的波動(dòng)性。投運(yùn)后，各分區(qū)濃度變化趨勢如圖7所示。

圖7 精細(xì)化系統(tǒng)投運(yùn)前后A、B側(cè)各分區(qū)濃度變化圖Fig.7 Concentration changes in various zones on the AB side before and after the operation of the refinement system

分區(qū)由圖7可以看出，精細(xì)化噴氨控制系統(tǒng)投運(yùn)前A、B兩側(cè)煙道在截面深度方向上仍然存在不均勻的情況，NOx濃度平均為29.1mg/m3、32.3mg/m3，分布相對標(biāo)準(zhǔn)偏差為38.5%、33.5%，通過精細(xì)化噴氨控制系統(tǒng)的自動(dòng)調(diào)整后，兩側(cè)煙道整體分布相對標(biāo)準(zhǔn)偏差下降至9.8%、10.7%，整體反應(yīng)器出口CEMS表計(jì)測量NOx濃度與分區(qū)截面出口濃度偏差≤±5mg/Nm3，進(jìn)而能夠采用適當(dāng)?shù)膰姲绷浚鸬綔p輕設(shè)備腐蝕的目的，使在相同NOx排放標(biāo)準(zhǔn)下，氨逃逸最小，提高催化劑的使用壽命，減少空預(yù)器檢修成本。

3 結(jié)論及建議

1）通過CFD對SCR系統(tǒng)進(jìn)行模擬計(jì)算并網(wǎng)格劃分，能了解反應(yīng)器中氣體湍流流動(dòng)情況，一定程度上指導(dǎo)該機(jī)組進(jìn)行流場改造，可以看出通過增減導(dǎo)流設(shè)備并且合理劃分區(qū)域后，整體流場能夠較好地消除催化劑入口流場的高速區(qū)，使回流區(qū)的面積顯著減少，煙氣的整體分布較為理想，大幅度提高了流場內(nèi)煙氣的均勻性。

2）對于物理結(jié)構(gòu)錯(cuò)綜復(fù)雜的SCR反應(yīng)器，一般情況下難以找到各出口截面區(qū)域與噴氨支管的一一對應(yīng)關(guān)系。本文在流場優(yōu)化改造的基礎(chǔ)上，通過CFD模擬煙氣流向，驗(yàn)證對應(yīng)性試驗(yàn)。

3）通過摸底試驗(yàn)、手動(dòng)閥門調(diào)整、精細(xì)化系統(tǒng)自動(dòng)投入調(diào)整三方面，對現(xiàn)場噴氨進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整，可以觀察到SCR出口NOx濃度的均勻性逐步發(fā)生明顯提升。在相同NOx排放標(biāo)準(zhǔn)下，降低局部氨逃逸率和空預(yù)器及后端設(shè)備堵塞結(jié)塊風(fēng)險(xiǎn)的同時(shí)，也能夠提高催化劑使用率，經(jīng)濟(jì)效益與環(huán)境效益明顯。

4）適當(dāng)降低機(jī)組燃煤的硫分含量，減少硫酸氫氨的生成，從源頭上消除或者減少脫硝系統(tǒng)引起空預(yù)器堵塞的可能性。

5）通過現(xiàn)場了解，該廠脫硝SCR反應(yīng)器出口NOx濃度CEMS表計(jì)測量為單點(diǎn)取樣方式。在濃度分布不均的情況下，單點(diǎn)代表性不強(qiáng)，建議改為多點(diǎn)或混合取樣方式，同時(shí)加強(qiáng)在線表計(jì)的儀器設(shè)置與日常維護(hù)管理。