SCR法煙氣脫硝系統(tǒng)導(dǎo)/混流結(jié)構(gòu)優(yōu)化數(shù)值模擬

李巖，密騰閣，王舫

（1.泰豪科技股份有限公司，南昌 330096；2.南華大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湖南 衡陽 421001）

SCR法煙氣脫硝系統(tǒng)導(dǎo)/混流結(jié)構(gòu)優(yōu)化數(shù)值模擬

李巖1，密騰閣2，王舫2

（1.泰豪科技股份有限公司，南昌 330096；2.南華大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湖南 衡陽 421001）

燃煤發(fā)電在我國造成的環(huán)境壓力日漸凸顯，SCR作為脫硝效率最理想的煙氣脫硝方法而被火電廠普遍采用。利用數(shù)值模擬的方法對某300MW燃煤鍋爐配套的SCR脫硝系統(tǒng)進(jìn)行導(dǎo)/混流結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究。結(jié)果表明，導(dǎo)/混流優(yōu)化后的方案與原始方案相比，能使反應(yīng)器首層催化劑入口的煙氣速率分布、濃度分布的相對標(biāo)準(zhǔn)偏差分別降至8.66%、4.54%，煙氣入射角±7°，均達(dá)到工程要求；可為燃煤鍋爐SCR脫硝系統(tǒng)設(shè)計及優(yōu)化提供參考依據(jù)。

煙氣脫硝；SCR法；數(shù)值模擬；結(jié)構(gòu)優(yōu)化

引言

燃煤是我國的主要電力來源。由于煤電的氮氧化物排放量巨大，電力行業(yè)需要通過脫硝改造等手段適應(yīng)不斷提高的污染物排放標(biāo)準(zhǔn)[1、2]。選擇性催化還原法（SCR）作為目前效率最高的煙氣脫硝方法，是火電廠脫硝改造的主流選擇[3]。在催化劑確定的情況下，裝置內(nèi)氣流分布、NH3與煙氣的摻混情況將對脫硝效率影響很大[4]。本研究對SCR裝置中的導(dǎo)/混流結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬[5]，對其在實(shí)際運(yùn)行中取得理想脫硝效率起到重要借鑒。

本文以SCR裝置氣流分布及NH3與煙氣的混合均勻程度研究為主要內(nèi)容進(jìn)行CFD流場分析，擬定多種整流、導(dǎo)流組合，以找出一種使系統(tǒng)內(nèi)的導(dǎo)流結(jié)果更優(yōu)的方案，提升系統(tǒng)脫硝效率，并作為對其他SCR系統(tǒng)數(shù)值模擬研究[6、7]的一個補(bǔ)充與參考：導(dǎo)流裝置選型對煙氣速率分布的影響；導(dǎo)流、整流裝置對反應(yīng)器壓降的影響；混合器布置位置對氨摻混效果的影響。對此，流場優(yōu)化設(shè)計一般有如下量化目標(biāo)[8]：1）催化劑上游煙氣的流速分布Cv（相對標(biāo)準(zhǔn)偏差）值＜15.0%；2）催化劑上游NH3的濃度分布Cv值＜5.0%；3）催化劑上游煙氣的入射角＜10.0°；4）SCR系統(tǒng)的煙道阻力（不包括催化劑層）不大于500Pa。

1 數(shù)學(xué)模型與網(wǎng)格劃分

1.1 研究對象

某熱力發(fā)電廠300MW燃煤鍋爐，每爐配有兩套SCR脫硝設(shè)施。由于兩套SCR裝置沿鍋爐中心線并列對稱布置，并且反應(yīng)器結(jié)構(gòu)及入口煙氣條件相同，故只對其中一側(cè)的SCR裝置進(jìn)行研究。SCR裝置的三維模型見圖1；BMCR工況下的SCR進(jìn)出口條件見表1。

為方便進(jìn)行模擬，可作出如下假設(shè)與簡化：由于整個系統(tǒng)都處于低溫低流速，認(rèn)為煙氣處于不可壓縮的狀態(tài)，黏性流體并為定常流動；進(jìn)入脫硝系統(tǒng)進(jìn)口的煙氣流屬于完全發(fā)展的湍流，并具有均勻的流動特性；認(rèn)為整個SCR系統(tǒng)密封且絕熱；實(shí)際煙氣所含飛灰與煙道尺寸相比可忽略不計；忽略導(dǎo)流板的厚度；豎直煙道下方灰斗不在主要流動范圍內(nèi)，簡化之。

1.2 SCR裝置的幾何與網(wǎng)格

1.2.1 幾何模型

整個模型可大致分為三段空間：進(jìn)口煙道、反應(yīng)器、出口煙道。進(jìn)口煙道包括進(jìn)氣箱（省煤器下部）、水平煙道、豎直煙道（載有噴氨管和混流裝置）、頂部水平煙道、斜頂?shù)?，進(jìn)氣箱入口截面尺寸4189.9×8000（mm）；反應(yīng)器廂體為5000×8000×10,150（mm），內(nèi)部分開布置三層650mm厚度的催化劑床層；反應(yīng)器出口由尺寸為2478.5×5478.5（mm）的出口煙道與下游空預(yù)器相連。

1.2.2 網(wǎng)格劃分

采用ICEM進(jìn)行流動空間的網(wǎng)格劃分。對于SCR煙氣脫硝裝置的出口煙道與反應(yīng)器本體，由于其幾何比較規(guī)則而優(yōu)先采用六面體網(wǎng)格劃分；對于噴氨系統(tǒng)和靜態(tài)混合器及設(shè)置導(dǎo)流裝置的彎頭煙道，由于其尺寸較小或幾何復(fù)雜，宜采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，并對管道周圍以及噴嘴部分進(jìn)行加密以保障離散準(zhǔn)確。限于計算能力，最終網(wǎng)格數(shù)量約180萬。其中噴氨裝置段煙道用四面體網(wǎng)格加密處理。見圖 2、圖3所示。

圖1 SCR裝置的三維模型

圖2 SCR裝置網(wǎng)格劃分外觀

圖3 噴氨管道與混氨管的網(wǎng)格劃分

表1 SCR裝置進(jìn)出口參數(shù)

1.3 條件輸入與求解設(shè)定

煙道內(nèi)部的煙氣流動為充分發(fā)展的湍流，據(jù)此選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，設(shè)定無滑移的標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型是已廣泛地用于工業(yè)流場的湍流計算的半經(jīng)驗(yàn)公式。

使用基于壓力的SIMPLEC算法以提高收斂效率，對流項(xiàng)的空間離散方案全部使用二階迎風(fēng)（Second-Order Upwind）格式以提高計算穩(wěn)健性、結(jié)果可靠性。

按照100%BMCR實(shí)際工況設(shè)定速度、壓力邊界條件，見表1。催化劑部分開啟Porous Zone與Laminar Zone并設(shè)置適當(dāng)?shù)膽T性阻力系數(shù)以模擬多孔介質(zhì)的阻力。使用Species輸運(yùn)考查氨的摻混程度，對于無反應(yīng)的氨-煙氣摻混模擬進(jìn)行成分簡化，使用空氣替代原有煙氣作為摻混對象。

2 結(jié)果分析與優(yōu)化

2.1 流場優(yōu)化前的模擬結(jié)果

裝有噴氨結(jié)構(gòu)與催化劑床的模擬：

（1）整體流動分布特性

以BMCR工況的煙氣流量作為計算依據(jù)，設(shè)定裝載有噴氨格柵及催化劑層的“方案0”進(jìn)行計算，結(jié)果見圖4。

圖4 速度等值線圖/跡線圖（Z=0截面）

（2）首層催化劑入口流速與入射角度（圖5、圖6）

圖5 速度等值線圖（催化劑床層上游截面，左：首層）

圖6 速度矢量圖（催化劑床層上游截面，右：首層）

圖4、圖5和圖6顯示，由于流體質(zhì)點(diǎn)的運(yùn)動慣性，經(jīng)連續(xù)兩次90°拐角的煙氣在到達(dá)第一層催化劑床層時，不只是煙氣入射角偏斜過大，-126.7°～122.9°，甚至因?yàn)橛谢亓麂鰷u而無法進(jìn)入催化劑床。而催化劑的結(jié)構(gòu)特征本身具有均流作用，因而每經(jīng)過一層催化劑層的煙氣入射角都會有很大改善。表2中計算了首層催化劑上游的流速分布，其相對偏差達(dá)71.8%，同樣驗(yàn)證了上述問題。

（3） 反應(yīng)物摻混的模擬結(jié)果

NH3的輸運(yùn)過程模擬如圖7～圖9所示。

表2 流場優(yōu)化前首層催化劑上游截面速度統(tǒng)計

圖7 NH3濃度分布等值線圖（多個截面）

圖8 NH3濃度分布等值線圖（AIG下游截面Y=12）

圖9 NH3濃度分布等值線圖（催化劑層上游截面）

通過對NH3的輸運(yùn)過程模擬，不均勻的流場將一部分NH3匯集到反應(yīng)器的后墻左側(cè)形成較高濃度區(qū)。其濃度分布Cv值為10.32%，大于技術(shù)規(guī)范所要求的5%。待流場優(yōu)化后再計算是否需要額外加強(qiáng)混合。流場優(yōu)化前首層催化劑上游截面NH3分布見表3。

表3 流場優(yōu)化前首層催化劑上游截面NH3分布

2.2 優(yōu)化方案的擬定

由圖4、圖5、圖6的速度等值線圖可得出，流動總是偏向于彎頭外側(cè)的一邊。因此，在進(jìn)口煙道部分，以平行流向、垂直X-Y面的方向布置導(dǎo)流板。由圖7可看出，NH3濃度分布在X、Z方向上，都不均勻，將在反應(yīng)器頂端布置網(wǎng)孔250mm、高度300mm的整流格柵。布置位置見圖10。

圖10 導(dǎo)流裝置位置示意圖

2.3 導(dǎo)流板的優(yōu)化設(shè)計

反應(yīng)器前的煙氣系統(tǒng)共有四處彎頭。最普遍的方法是在各彎頭處都設(shè)置導(dǎo)流板以在整段煙道內(nèi)都維持流動的均勻性，分別命名為這四組導(dǎo)流板為Group1～4。

經(jīng)過多次模擬計算發(fā)現(xiàn)，對于斜頂?shù)淖兘孛鎻濐^，使導(dǎo)流板具有過大的圓心角（見圖11），并不具備放置足夠數(shù)量導(dǎo)流板的空間[9]。使第四組導(dǎo)流板沿切線的出流方向能夠盡量均勻地指向整流格柵區(qū)域。在此原則上，設(shè)置三種葉形進(jìn)行對比。

圖11 90°弧形導(dǎo)流板的速度分布情況

綜上考慮[6,10～12]對這四組導(dǎo)流板進(jìn)行如下安排：

Group1舍棄，對催化劑截面影響不大；Group2保留，但影響不大，一般性設(shè)計即可（見圖12-左）；Group3保留，經(jīng)技術(shù)比較，選擇直弧形導(dǎo)流板（見圖12-右）；Group4保留，重點(diǎn)設(shè)計，挑選三種葉形（見圖13）進(jìn)行對比。

圖12 Group2（左）、Group3（右）的導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)

圖13 導(dǎo)流板Group4的三種規(guī)格

2.4 導(dǎo)流裝置優(yōu)化方案的結(jié)果

多種導(dǎo)流板組合的模擬結(jié)果：

（1）整體流動分布特性

各葉形對應(yīng)的速度等值線圖見圖14方案1、方案2、方案3。圖15的縱剖面速度云圖色階變化，方案1、方案2、方案3均能使進(jìn)入反應(yīng)器的煙氣流動達(dá)到較小的速度偏差；流體跡線平順光滑、方向均一，沒有出現(xiàn)明顯的回流渦旋。

圖14 各葉形對應(yīng)的速度等值線圖（Z=0.125截面）

圖15 各葉形對應(yīng)的跡線圖（Z=0.125截面）

（2）首層催化劑入口流速與入射角度

各葉形對應(yīng)的速度分布如圖16方案1、方案2、方案3。表4為三種導(dǎo)流板設(shè)計在首層催化劑前的流速分布結(jié)果。根據(jù)方案1～方案3，各葉形對應(yīng)的速度矢量圖見圖17。方案2在催化劑層前的煙氣角度為-96.7°～-83.1°，相對垂直流向的最大偏差小于10°，符合技術(shù)要求。綜上確定方案2為三種導(dǎo)流板方案的最優(yōu)選擇，以此作為混流裝置優(yōu)化的基礎(chǔ)。

2.5 混流裝置優(yōu)化方案的結(jié)果

2.5.1 反應(yīng)物摻混的模擬結(jié)果

以方案2為基礎(chǔ)，分別以無混合管（方案4）、混合管與噴射管錯列（方案5）、混合管在噴射管正后方（方案6）的情況進(jìn)行對比，見圖18。首層催化劑上游截面的NH3分布見表5。

表4 導(dǎo)流板設(shè)計在首層催化劑前的速度統(tǒng)計

表5 首層催化劑上游截面的NH3分布

從速度相對偏差分析，平均圓心角度和板長最小的方案2獲得了最均勻的流場，其有效利用分流后各層煙氣的相互影響，而非劃分長距離的獨(dú)立流道使之均流。

圖18從左到右給出了方案4、方案5、方案6三種方案在首層催化劑前截面的氨摻混結(jié)果。表5顯示方案4的NH3濃度相對偏差達(dá)到9.68%，由于導(dǎo)流板的混流作用弱，相比沒有導(dǎo)流裝置（10.32%）的改善幾乎可以忽略；為此，需要混合器以加強(qiáng)還原劑氨與NOx的混合程度。與格柵型AIG相配的混合系統(tǒng)有氨氣混合管，具有結(jié)構(gòu)簡單、壓降低的優(yōu)點(diǎn)。

方案5混合管的加入使得N H3濃度Cv有較大下降，達(dá)到5.98%，依然大于要求。為了加強(qiáng)對氨射流的擾動，方案6使混合管平移至噴射管正后方，使噴氨直接沖刷混合管；模擬顯示此法使得NH3濃度Cv為4.54%，滿足要求。

由上，初步確定方案6為最終優(yōu)化方案。

2.5.2 最優(yōu)方案的壓力降

對于方案6，列出其各段區(qū)域的壓降并與方案0對比，評估其煙道阻力是否合格。參考位置定義如表6所示，各段壓力降見表7，阻力增加最大的區(qū)段是氨-煙氣混合管所在的2～3段；得益于流場在各急轉(zhuǎn)彎道處的流動改善，SCR系統(tǒng)總壓降（不包括催化劑層）得到了下降，低于400Pa，符合設(shè)計要求。

圖16 各葉形對應(yīng)的速度分布（催化劑層上游截面）

圖17 各葉形對應(yīng)的速度矢量圖（催化劑層上游截面）

圖18 NH3濃度分布等值線圖（催化劑層上游截面）

綜上，方案6可以作為最終的優(yōu)化設(shè)計方案。

表7 優(yōu)化前后的分段壓降

3 結(jié)論

根據(jù)未優(yōu)化前流場的速度與組分濃度分布情況，對導(dǎo)流裝置與混合裝置進(jìn)行了反復(fù)調(diào)整，最終獲得較為合理的流場特性。

（1）原始SCR裝置中不含導(dǎo)流裝置，流體在轉(zhuǎn)向時由于慣性會聚集在彎頭外側(cè)，造成嚴(yán)重的流動不均，不僅使得脫硝設(shè)備利用率低、氨逃逸大，更對催化劑造成大角度沖刷而嚴(yán)重影響壽命。

（2）對于如豎直煙道進(jìn)出口的急轉(zhuǎn)彎頭，使用大角度（90°）的直弧形導(dǎo)流板即可達(dá)到要求；而對斜頂反應(yīng)器進(jìn)口前的變截面彎頭，不具備均勻排列大角度導(dǎo)流板的空間，使用多個漸變弧度的短弧形導(dǎo)流板可解決這個問題。

（3）通過多組對比，在AIG上下游彎道分別布置三片直弧形與四片弧形導(dǎo)流板，混合管正對噴嘴安置，在頂部水平煙道出口布置一組小弧度的弧形導(dǎo)流板，反應(yīng)器頂部布裝整流格柵。

（4）催化劑進(jìn)口的速度分布Cv從原始流場的71.08%降至最優(yōu)方案8.66%，NH3濃度分布Cv從10.32%降至4.54%，煙氣進(jìn)入角度從有回流降至±7°，均流、混流成效顯著，達(dá)到優(yōu)化設(shè)計要求。

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Numerical Simulation of Diversion/Mixed-flow Structure Optimization in Flue Gas Denitration System of SCR

LI Yan1, MI Teng-ge2, WANG Fang2
(1.Tellhow Sci-Tech Co., Ltd, Nanchang Jiangxi 330096;2.School of Mechanical Engineering, University of South China, Hengyang Hunan 421001, China)

By using the numerical simulation method, the paper makes a study on diversion/mixed-flow structure optimization in SCR denitration system formed by a certain 300MW coal- fired boiler. The result shows that in comparison of diversion/mixed-flow optimization program with the original program, the speed distribution of flue gas in the catalyzer inlet of the reactor and the relative standard deviation of concentration distribution reduce respectively 8.66% and 4.54%, and an angle±7°of incidence of flue gas meets the engineering requirement. It can provide references for the design and optimization of SCR denitration system in coal- fired boiler.

flue gas denitration; SCR process; numerical simulation; structure optimization

X701

A

1006-5377（2017）11-0058-07