大型燃煤鍋爐SNCR脫硝的數(shù)值模擬

曹慶喜，劉沛奇，張雨謙，鄔文燕，劉 輝，楊春暉，吳少華

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)，黑龍江 哈爾濱150001)

0 前言

在各種低NOx控制技術(shù)中，選擇性非催化還原(SNCR)法具有改造容易、投資小以及易于與其它低NOx控制技術(shù)聯(lián)合應(yīng)用等特點(diǎn)［1］，因而引起廣泛的重視。SNCR技術(shù)把含有氨基的還原劑(氨、尿素等)噴入到燃燒后具有合適溫度的煙氣中，在沒有貴金屬催化劑參與的情況下，還原劑選擇性地將煙氣中的NOx還原為氮?dú)?。反?yīng)溫度對SNCR脫硝技術(shù)影響巨大，合適的脫硝溫度一般在900～1 100℃。溫度過低，SNCR脫硝反應(yīng)速率太低使脫硝效率下降，未反應(yīng)完全的NH3會隨煙氣排出，引起二次污染;溫度過高，還原劑可能會被氧化生成NOx，脫硝效率也會下降［2］。

目前，SNCR脫硝方面的研究大多在中小型試驗(yàn)臺上進(jìn)行［1－3］，大型燃煤鍋爐上SNCR脫硝的研究報(bào)道十分少見。另一方面，在大型燃煤鍋爐上對SNCR脫硝進(jìn)行工業(yè)試驗(yàn)的成本非常高，而數(shù)值模擬是一種經(jīng)濟(jì)有效的研究方法。一些研究者［4－6］對中小型裝置上的SNCR脫硝進(jìn)行了數(shù)值模擬。王智化等［7］通過數(shù)值計(jì)算對一臺410 t/h燃煤鍋爐上SNCR脫硝過程進(jìn)行了詳細(xì)的研究。這些研究為SNCR技術(shù)在大型燃煤鍋爐上的應(yīng)用提供了有益的參考，但其研究對象的尺寸要遠(yuǎn)小于我國主力發(fā)電機(jī)組(600 MW及以上機(jī)組)鍋爐。有報(bào)道指出，SNCR技術(shù)的脫硝效果隨爐膛尺寸的增大而惡化［4，7］。

在已有研究的基礎(chǔ)上，對我國主力電站鍋爐上SNCR技術(shù)的應(yīng)用效果進(jìn)行數(shù)值研究，對促進(jìn)SNCR脫硝技術(shù)在大型燃煤鍋爐的推廣應(yīng)用，具有重要的指導(dǎo)意義。本文借助計(jì)算流體力學(xué)軟件平臺Fluent，對一臺600 MW燃煤鍋爐上的SNCR脫硝進(jìn)行模擬，并初步考察脫硝添加劑CO在大型燃煤鍋爐上的應(yīng)用效果。

1 研究對象簡介

研究對象是一臺600 MW燃煤鍋爐，詳見文獻(xiàn)［8］。根據(jù)燃燒過程計(jì)算得出的爐內(nèi)溫度分布，適合SNCR脫硝的爐膛空間在高50 m以上［8］。因此，本文SNCR脫硝計(jì)算取高50 m至頂棚(73.2 m)的爐內(nèi)區(qū)域(圖1)。該爐膛左右墻之間分別均勻布置有8片分隔屏過熱器、32片屏式過熱器以及51片末級過熱器。

圖1 上爐膛及還原劑噴射點(diǎn)示意圖Fig.1 Schematic illustration of the upper furnace and the reducing regent injection position

如圖1所示，爐內(nèi)SNCR脫硝還原劑噴射位置分為6個(gè)區(qū)，其中1區(qū)、2區(qū)、3區(qū)為垂直于水冷壁壁面布置的墻式噴嘴，1區(qū)噴槍的高度為52.25 m，四面爐墻各有4支，合計(jì)16支;2區(qū)、3區(qū)噴槍分別布置在高58.8 m、63.05 m處，每區(qū)僅在前墻布置了7支噴槍。4區(qū)、5區(qū)、6區(qū)為深入爐膛的水冷長噴槍，每個(gè)區(qū)域在兩側(cè)墻各安裝有一支長噴槍，每支長噴槍長約7 m，上下各有12個(gè)噴孔。4區(qū)、5區(qū)、6區(qū)噴槍分別位于爐高59.55 m、64 m、67.1 m處，其中4區(qū)、5區(qū)噴槍距前墻約11.62 m，6區(qū)噴槍距離前墻大約9.97 m。

燃燒過程計(jì)算見文獻(xiàn)［8］，將其得到的50 m高的水平截面的溫度分布、速度分布、煙氣組分分布導(dǎo)入，作為SNCR脫硝計(jì)算的入口條件，入口的主要煙氣成分和溫度的平均值見表1。在熱邊界條件中指定壁面溫度，根據(jù)工質(zhì)溫度及管壁熱阻，水冷壁壁面溫度近似取為363～478℃的線性變化，分隔屏過熱器和屏式過熱器的壁面溫度分別取為535.5℃和587.5℃。參考相關(guān)文獻(xiàn)［9］，假定霧化噴嘴噴出的還原劑液滴粒徑范圍為50～300 μm，服從Rosin－Rammler分布，平均粒徑為200 μm。

表1 SNCR脫硝入口煙氣成分和溫度的平均值Tab.1 The average value of flue gas composition and temperature at the inlet of SNCR process

為了能夠?qū)γ撓踹€原劑與煙氣的流動混合進(jìn)行較為準(zhǔn)確的計(jì)算，SNCR脫硝區(qū)域網(wǎng)格劃分較為細(xì)密，并根據(jù)各級過熱器的節(jié)距的不同分別進(jìn)行了局部加密(見圖2)，網(wǎng)格總數(shù)為140萬左右。

圖2 網(wǎng)格劃分俯視圖Fig.2 Grid structure planform

2 SNCR脫硝模擬的數(shù)學(xué)模型

還原劑液滴在煙氣中的運(yùn)動采用隨機(jī)軌道模型計(jì)算，輻射傳熱采用P－1模型，氣相湍流模型采用可實(shí)現(xiàn)的k－ε雙方程模型［10］。湍流中SNCR化學(xué)反應(yīng)的計(jì)算采用漩渦耗散概念模型(EDC)進(jìn)行模擬。EDC模型能在湍流反應(yīng)流動中合并詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，其基本思想是假定反應(yīng)發(fā)生在小的湍流結(jié)構(gòu)中，此結(jié)構(gòu)稱為良好尺度［11］。良好尺度的容積比率按式(1)計(jì)算

式中Cξ——容積比率常數(shù)，取2.1377;

ν——運(yùn)動粘度/m2·s－1。

此模型認(rèn)為物質(zhì)在小的結(jié)構(gòu)中，經(jīng)過一個(gè)時(shí)間尺度τ*=Cτ(ν/ε)1/2后開始反應(yīng)。其中Cτ為時(shí)間尺度常數(shù)，為0.4082。反應(yīng)經(jīng)過時(shí)間尺度τ*后開始進(jìn)行，反應(yīng)速率受Arrhenius方程控制，反應(yīng)的速率常數(shù)可以通過Arrhenius公式(2)計(jì)算得到

式中Ar——指數(shù)前因子;

Er——反應(yīng)活化能;

R——?dú)怏w常數(shù);

T——熱力學(xué)溫度。

SNCR脫硝工程中采用10%的尿素溶液作為還原劑。尿素溶液液滴噴入爐膛后受熱很快揮發(fā)蒸發(fā)并分解。在有水存在的條件，尿素的分解反應(yīng)一般可歸總為［12］

由于326.85℃時(shí)尿素接近完全分解［7，13］，為了簡化計(jì)算，本文近似認(rèn)為尿素在揮發(fā)的瞬間就轉(zhuǎn)化為NH3。根據(jù)文獻(xiàn)研究，一般認(rèn)為SNCR脫硝可用以下兩個(gè)總包反應(yīng)描述［14］。

反應(yīng)(4)和反應(yīng)(5)的速率計(jì)算如下。

式中kr和kox為反應(yīng)速率常數(shù)，［NO］、［NH3］和［O2］分別為NO、NH3和O2的濃度。

本文還計(jì)算了添加CO的SNCR反應(yīng)，根據(jù)文獻(xiàn)中的研究結(jié)果［14－15］，CO對SNCR反應(yīng)的影響采用文獻(xiàn)［14］對公式(2)中反應(yīng)溫度T進(jìn)行修正的方法來考慮，即式(6)和式(7)中的kr和kox計(jì)算如下:

式中，ar、aox、Er、Eox的數(shù)值取自文獻(xiàn)［14］，詳見表2。

表2 SNCR總包反應(yīng)模型的動力學(xué)參數(shù)Table2 Kinetic parameters of overall reaction model for SNCR process

其中x為添加劑CO的濃度。

CO氧化反應(yīng)方程式如下。

該反應(yīng)的反應(yīng)速率按文獻(xiàn)［16］，計(jì)算如下。

式中［CO］和［H2O］分別為CO和H2O的濃度，kco為反應(yīng)速率常數(shù)，按式(13)計(jì)算。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 爐內(nèi)溫度分布

從圖3可以看出，高為52.25 m的爐內(nèi)大部分區(qū)域溫度水平在1 300℃以上，遠(yuǎn)高于SNCR脫硝的溫度窗口，說明滿負(fù)荷運(yùn)行工況下布置在該爐膛高度的還原劑噴射1區(qū)的噴槍不宜采用。高58.8 m前墻附近的區(qū)域溫度水平在1 100～1 200℃之間，也高于SNCR脫硝對溫度的要求，所以此處的2區(qū)還原劑噴槍也不宜采用。3區(qū)、4區(qū)噴槍附近區(qū)域的溫度大致在1 000～1 100℃，適合SNCR脫硝反應(yīng)。5區(qū)噴槍附近的溫度在900℃左右，該溫度下SNCR反應(yīng)仍然能夠進(jìn)行，但是由于反應(yīng)速率較慢，有可能引起NH3漏失。6區(qū)噴槍附近的溫度在900℃以下，也不適合SNCR脫硝。根據(jù)以上分析，投用3區(qū)、4區(qū)、5區(qū)的還原劑噴槍?？偘钡柋葹?.1。由于5區(qū)附近溫度水平較低，容易引起NH3漏失，只噴入15%的還原劑。3區(qū)和4區(qū)附近爐內(nèi)溫度相對較高，分別噴入納入40%和45%的還原劑。

圖3 爐膛中心縱截面溫度分布(℃)Fig.3 Temperature in furnace center vertical section(℃)

3.2 NH3和NO分布

圖4給出了爐膛水平截面上NH3濃度分布，在高為60 m的水平截面附近，由于只有還原劑噴射4區(qū)投運(yùn)，因此NH3只分布在屏式過熱器區(qū)域。在高為64 m的水平截面附近，布置有還原劑噴射3區(qū)和5區(qū)，其中3區(qū)墻式噴槍噴入的還原劑主要分布在距離前墻5 m以內(nèi)的區(qū)域，5區(qū)長噴槍噴射的還原劑主要分布在屏式過熱器區(qū)域，可見各區(qū)噴射的還原劑均不能達(dá)到距離前墻5～10 m的空間內(nèi)?？梢姡笮腿济哄仩t的爐膛體積較大，噴入到爐內(nèi)的還原劑難以到達(dá)爐膛中心，其與煙氣的混合情況較差，這會限制SNCR脫硝的作用效果。

圖4 爐膛水平截面NH3濃度分布(μL/L)Fig.4 NH3concentration in furnace horizontal section(μL/L)

圖5給出了64 m的爐膛水平截面NO濃度分布，可見采用SNCR脫硝前NO濃度大致在200～220 μL/L之間，采用SNCR脫硝后NO濃度顯著降低，局部最低降到100 μL/L左右。

圖5 64 m水平截面NO濃度分布(μL/L)Fig.5 NO concentrationin furnace horizontal section at the height of 64 m(μL/L)

計(jì)算得到SNCR脫硝效率為27%，NH3漏失較高，為23 μL/L。

3.3 添加CO的SNCR脫硝

為了降低NH3漏失，根據(jù)以上分析，對各組噴槍還原劑噴射量作了調(diào)整，并把添加劑CO氣體從還原劑噴槍的霧化介質(zhì)通道噴入爐內(nèi)。對采用CO的SNCR脫硝工況，SNCR系統(tǒng)的運(yùn)行參數(shù)如下，氨氮摩爾比1.1，3區(qū)和4區(qū)分別噴入40%和50%的還原劑，由于5區(qū)和6區(qū)噴槍附近的溫度水平較低，所以各噴入5%的還原劑。CO全部從6區(qū)噴入，其與煙氣中NO總量的摩爾比為5。

由圖6(a)可以看出，該截面前墻附近有一定量的NH3，局部最高濃度達(dá)到60 μL/L，分析表明這是3區(qū)噴入的還原劑被煙氣攜帶上來的。在屏式過熱器區(qū)域，由于6區(qū)噴入了添加劑CO(見圖6(b))，加速了SNCR反應(yīng)對NH3的消耗，NH3濃度低于20 μL/L，所以NH3漏失不會很嚴(yán)重。

圖6 高為68 m的水平截面NH3和CO濃度分布(μL/L)Fig.6 NH3 and CO concentration in furnace horizontal section at the height of 68 m(μL/L)

從圖6看，屏式過熱器區(qū)域的NH3濃度比前墻附近的低，但是圖7表明屏式過熱器區(qū)域的NH3和NO的反應(yīng)速率(絕對值)均比前墻附近大，這說明添加劑CO提高了SNCR反應(yīng)速率，促進(jìn)了低溫下NH3和NO的反應(yīng)，降低了NH3漏失。計(jì)算結(jié)果表明NH3漏失為10 μL/L，CO漏失也比較低，為42 μL/L，但是脫硝效率略有降低，為26%。

圖7 68 m水平截面NH3和NO的反應(yīng)速率(mg/(m3·s))Fig.7 Net reactioin rate of NH3 and NO in furnace horizontal section at the height of 68 m(mg/(m3·s))

4 結(jié)論

(1)大型燃煤鍋爐上溫降梯度大，溫度適宜進(jìn)行SNCR脫硝反應(yīng)的爐內(nèi)空間小;根據(jù)溫度分布，鍋爐滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，SNCR脫硝系統(tǒng)投用還原劑噴射3區(qū)、4區(qū)和5區(qū)的噴槍比較合適。

(2)計(jì)算結(jié)果表明，在氨氮摩爾比為1.1的條件下，該600 MW燃煤鍋爐上SNCR脫硝效率在27%左右。

(3)向爐內(nèi)噴入少量的添加劑CO可加快SNCR反應(yīng)的速率，使NH3漏失從23 μL/L降低到10 μL/L。

［1］葛健，李靜婷，劉輝，等.熱態(tài)燃燒裝置爐內(nèi)溫度和組分分布及SNCR脫硝實(shí)驗(yàn)研究［J］.節(jié)能技術(shù)，2012，30(1):11－14.

［2］高攀，路春美，韓奎華，等.添加劑協(xié)同選擇性非催化還原NO的過程研究［J］.燃燒科學(xué)與技術(shù)，2008，14(4):333－337.

［3］呂洪坤，楊衛(wèi)娟，周俊虎，等.燃煤輕質(zhì)揮發(fā)分對選擇性非催化還原反應(yīng)的影響［J］.煤炭學(xué)報(bào)，2010，35(4):661－665.

［4］李維成，李振山，蔡寧生.選擇性非催化還原化學(xué)機(jī)制簡化與沉降爐內(nèi)反應(yīng)流動的數(shù)值模擬［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2010，30(14):68－76.

［5］梁秀進(jìn)，仲兆平.基于FLUENT軟件的有限速率模型對選擇性非催化還原工藝的模擬［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2009，29(35):96－101.

［6］李芳芳，吳少華，曹慶喜，等.湍流混合限制下選擇性非催化還原過程的數(shù)值模擬［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28(23):46－52.

［7］王智化，呂鈺，何沛，等.410 t/h燃煤鍋爐選擇性非催化還原氣液混合特性的數(shù)值研究［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，29(20):60－65.

［8］曹慶喜，吳少華，劉輝，等.采用選擇性非催化還原脫硝技術(shù)的600 MW超超臨界鍋爐爐內(nèi)過程的數(shù)值模擬［J］.動力工程，2008，26(3):349－354.

［9］盧志民.SNCR反應(yīng)機(jī)理及混合特性研究［D］.杭州:浙江大學(xué)，2006.

［10］陶文銓.數(shù)值傳熱學(xué)［M］.西安:西安交通大學(xué)出版社，2001:374－376.

［11］Magnussen B F.On the structure of turbulence and a generalized eddy dissipation concept for chemical reaction in turbulent flow［C］.19th AIAA Meeting，St.Louis，1981.

［12］Rota R，Antos D，Zanoelo E F，et al.Experimental and modeling analysis of the NOxOUT process［J］.Chemical Engineering Science，2002，57(1):27－38.

［13］Koebel M，Strutz E.Thermal and hydrolytic decomposition of urea for automotive selective catalytic reduction systems:thermochemical and practical aspects［J］.Industrial and Engineering Chemistry Research，2003，42(10):2093－2100.

［14］曹慶喜.氣體添加劑對選擇性非催化還原脫硝反應(yīng)過程影響的研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2009.

［15］Brouwer J，Heap M P.A model for prediction of selective noncatalytic reduction of nitrogen oxides by ammonia，urea，and cyanuric acid with mixing limitations in the presence of CO［C］.Twenty－sixth Symposium(International)on Combustion/the Combustion Institute，Pittsburgh，Pennsylvania，USA，1996.

［16］Zhou H，Jensen A D，Glarborg P，et al.Numerical modeling of straw combustion in a fixed bed［J］.Fuel，2005，84(4):389－403.