660 MW機(jī)組SCR裝置精細(xì)化噴氨改造研究

宋紹偉， 趙虎軍， 丁 先， 孫 哲， 康志忠

(1.國家能源投資集團(tuán)有限責(zé)任公司，北京 100011；2.國電龍?jiān)垂?jié)能技術(shù)有限公司，北京 100039； 3.華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，北京 102206)

0 引 言

近年來，環(huán)境問題成為全球關(guān)注的熱點(diǎn)問題，我國對(duì)大氣污染物排放要求也愈來愈嚴(yán)格了[1-3]。2013年我國NOx排放量達(dá)到2 227.4萬t[4]，燃煤電廠依然是污染物的排放大戶。而國內(nèi)燃煤電廠早期投運(yùn)的SCR系統(tǒng)普遍存在流場(chǎng)不均及氨逃逸現(xiàn)象嚴(yán)重等問題，這嚴(yán)重影響了SCR的脫硝效率和氨逃逸率。

另外，SCR系統(tǒng)正常工作時(shí)，污染物NOx和還原劑NH3在催化劑作用下與NOx反應(yīng)生成N2和H2O[5]。其主要反應(yīng)過程如式(1)～(4)所示：

4NO+4NH3+O2→4N2+6H2O

(1)

6NO2+8NH3→7N2+12H2O

(2)

NO+NO2+2NH3→2N2+3H2O

(3)

2NO2+4NH3+O2→3N2+6H2O

(4)

但同時(shí)在系統(tǒng)內(nèi)也發(fā)生些副反應(yīng)[6]，主要反應(yīng)式如(5)～(6)所示：

SO2+1/2O2→SO3

(5)

NH3+SO3+H2O→NH4HSO4

(6)

副反應(yīng)的發(fā)生一方面消耗了NH3，增加了NH3投入量，另一方面，反應(yīng)生成的NH4HSO4易附著在催化劑表面，從而降低了催化劑的活性。另外，NH4HSO4在146～207 °C溫度段呈液態(tài)，具有強(qiáng)粘性，易在空預(yù)器受熱面附著并捕獲煙氣中的灰塵，造成空預(yù)器堵塞[7]，根據(jù)相關(guān)現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)，空預(yù)器阻力每增加100 Pa，鍋爐排煙溫度會(huì)增加1 °C，而機(jī)組發(fā)電煤耗增加約0.16 kg·(kW·h)-1。

因此，為了提高SCR系統(tǒng)脫硝效率和減少氨逃逸率，有必要對(duì)SCR系統(tǒng)進(jìn)行流場(chǎng)優(yōu)化改造，一般工程上要求首層催化劑入口截面的煙氣速度偏差<15%，流向偏差<10 °，氨氮摩爾比偏差<5%[8,9]。筆者利用FLUENT軟件對(duì)某SCR系統(tǒng)在BMCR負(fù)荷下改造前后的氣流分布進(jìn)行了研究，對(duì)比改造前后系統(tǒng)內(nèi)的速度場(chǎng)和組分場(chǎng)，分析了改造效果和實(shí)用性，可為其他同類型SCR系統(tǒng)改造提供參考。

1 SCR系統(tǒng)概況和改造內(nèi)容

本文以國內(nèi)某660 MW機(jī)組為例，該鍋爐是哈爾濱鍋爐廠股份有限公司制造的HG-1900/25.4-YM4型國產(chǎn)超臨界變壓直流鍋爐。目前該爐脫硝系統(tǒng)存在諸多問題，如導(dǎo)流板積灰嚴(yán)重、噴氨量大、氨逃逸高、空預(yù)器堵塞等。分析其原因，本質(zhì)上是因?yàn)樵摖t目前脫硝系統(tǒng)噴氨方式欠佳和SCR裝置內(nèi)流場(chǎng)不均勻。故需要對(duì)噴氨方式及SCR內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化改造，以提高機(jī)組運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)、安全及環(huán)保性能。

1.1 原SCR系統(tǒng)基本概況

原脫硝系統(tǒng)噴氨裝置技術(shù)為配合渦流式靜態(tài)混合器使用的噴射技術(shù)，單側(cè)煙道設(shè)置18根內(nèi)徑為92 mm的噴氨管，每個(gè)噴射管水平射向一個(gè)直徑1 235 mm，與水平夾角45 °傾斜的靜態(tài)混合器來保證噴入煙道的氨氣和煙氣充分混合。其改造前系統(tǒng)布置如圖1所示。

根據(jù)相關(guān)布置經(jīng)驗(yàn)，該布置方式很難保證SCR反應(yīng)器首層催化劑入口氨氮摩爾比分布偏差小于標(biāo)準(zhǔn)要求(<5%)，圖2是根據(jù)原布置方案結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬出的噴氨點(diǎn)附近流場(chǎng)情況和原脫硝系統(tǒng)中的氨氮摩爾比分布，從圖中可以看出，經(jīng)過傾斜布置的靜態(tài)混合器后，大部分氨氣被煙氣帶到靠近煙道右側(cè)的位置，因此很難保證首層催化劑入口還原劑分布均勻。在SCR反應(yīng)區(qū)深度方向存在較大的氨氮摩爾比差異，這一差異必然導(dǎo)致脫硝效率降低和氨逃逸率增加。所以對(duì)噴氨環(huán)節(jié)進(jìn)行改造是本工程的核心問題。

圖1 原SCR系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖 Fig.1 Schematic diagram of the original SCR system

圖2 原SCR系統(tǒng)噴氨情況 Fig.2 NH3 injection state in original SCR system

1.2 改造內(nèi)容

(1)流場(chǎng)優(yōu)化改造

SCR系統(tǒng)內(nèi)布有各種導(dǎo)流板、擾流板以及起到支撐作用的內(nèi)撐桿和加固肋等，速度的均勻分布尤為重要，其不但影響著脫硝效率、氨逃逸率以及煙氣對(duì)催化劑的磨損情況，還影響著系統(tǒng)內(nèi)各種擋板上的積灰情況，若由于擋板布置不當(dāng)而產(chǎn)生回流區(qū)，該區(qū)域由于灰塵回旋產(chǎn)生積灰的可能性會(huì)增大。

在SCR系統(tǒng)內(nèi)流場(chǎng)分布均勻，首層催化劑入口截面速度分布小于標(biāo)準(zhǔn)要求(<15%)的前提下，為減少改造成本，盡量在原流場(chǎng)布置的基礎(chǔ)上進(jìn)行必要的改動(dòng)，增加了部分擋板，替換了原來部分不合理的擋板，并且在擋板的迎風(fēng)面均敷設(shè)防磨陶瓷，延長使用壽命。其流場(chǎng)改造示意圖如圖3所示。

圖3 流場(chǎng)改造示意圖Fig.3 Schematic diagram of flow field reconstruction說明：1—省煤器出口煙道導(dǎo)流板(原有)；2—煙道變徑導(dǎo)流板(新增)；3—導(dǎo)向板(原有)；4—噴氨格柵和靜態(tài)混合器(新增)；5—擾流板(新增)；6—導(dǎo)向板(替換原有)。

(2)噴氨格柵改造

因?yàn)閺氖∶浩鞒鰜淼臒煔庵蠳Ox分布也存在不均勻性，所以有必要對(duì)煙道內(nèi)各區(qū)域的噴氨量實(shí)行有效地控制。為保證反應(yīng)器首層催化劑入口煙氣NH3/NOx摩爾比分布偏差在標(biāo)準(zhǔn)值以內(nèi)，采用多分區(qū)噴氨格柵形式，根據(jù)SCR入口煙道截面特點(diǎn)，將每側(cè)煙道分為26個(gè)分區(qū)，每個(gè)分區(qū)有一路單獨(dú)的進(jìn)氨管道，各分區(qū)內(nèi)的噴氨量可以單獨(dú)控制，系統(tǒng)運(yùn)行階段，可以根據(jù)實(shí)際煙氣波動(dòng)情況，靈活調(diào)整各分區(qū)閥門開度大小，以匹配變化的流場(chǎng)。在噴氨格柵上部設(shè)有兩層共104個(gè)直徑為400 mm的靜態(tài)混合器進(jìn)行擾流，在進(jìn)入反應(yīng)器前的90 °轉(zhuǎn)角處設(shè)有16個(gè)直徑為1 000 mm的圓片進(jìn)行再次擾流，以保證進(jìn)入反應(yīng)器前煙氣中NH3和NOx混合均勻。噴氨格柵總體及單元布置如圖4所示。

圖4 噴氨格柵總體及單元布置Fig.4 Overall and unit layout of AIG

2 數(shù)學(xué)模型與計(jì)算方法

2.1 物理模型與網(wǎng)格劃分

本模擬的計(jì)算區(qū)域?yàn)槭∶浩鞒隹谥量疹A(yù)器進(jìn)口段，根據(jù)實(shí)際SCR裝置尺寸1∶1建立物理模型。在水平煙道段，煙道的截面由11 060×3 940 mm擴(kuò)展到12 200×3 940 mm，經(jīng)90 °轉(zhuǎn)彎后豎直煙道后，煙道截面再次擴(kuò)展到14 000×3 200 mm，經(jīng)過噴氨點(diǎn)和90 °轉(zhuǎn)彎后進(jìn)入截面為14 000×11 000 mm的反應(yīng)器區(qū)域，反應(yīng)器內(nèi)設(shè)有三層催化劑，每層催化劑厚度為1 200 mm，相鄰催化劑間間距為2 100 mm。

采用ICEM對(duì)物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，由于催化劑之前煙道布有結(jié)構(gòu)復(fù)雜的導(dǎo)流板和擾流板，且噴氨格柵結(jié)構(gòu)復(fù)雜，故在催化劑前煙道區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，并在擋板和噴氨格柵附近進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，催化劑及裝置出口段采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，全局網(wǎng)格共約500萬，改造后網(wǎng)格劃分如圖5所示。

2.2 邊界條件

實(shí)際SCR系統(tǒng)在工作時(shí)是非常復(fù)雜的過程，涉及到傳熱傳質(zhì)、射入的還原劑與煙氣湍流混合和化學(xué)反應(yīng)等過程。根據(jù)文獻(xiàn)[8-11]，引入以下合理假設(shè)：

(1)煙氣為理想氣體；

(2)煙氣流動(dòng)過程為定常流動(dòng)；

(3)由于系統(tǒng)溫度變化較小，假設(shè)SCR系統(tǒng)壁面絕熱；

圖5 改造后SCR裝置網(wǎng)格劃分Fig.5 Meshing of SCR after transformation

(4)由于本研究主要考慮流場(chǎng)分布和NH3與NOx的混合情況，忽略化學(xué)反應(yīng)；

(5)主要通過擋板附近流場(chǎng)分布來判斷積灰可能性，不考慮煙氣中的灰塵顆粒；

(6)對(duì)于復(fù)雜的催化劑層采用多孔介質(zhì)模型處理，并根據(jù)實(shí)際壓降設(shè)置阻力系數(shù)。

本文采用了三種邊界條件，即速度入口、壓力出口和壁面條件。速度入口邊界條件指定了進(jìn)入系統(tǒng)的煙氣和還原劑信息，其中煙氣根據(jù)設(shè)計(jì)煤煤質(zhì)特性(見表1)和BMCR負(fù)荷下SCR系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)(見表2)計(jì)算所得[12]，表3為本模擬所設(shè)省煤器出口煙氣成分，還原劑為NH3體積分?jǐn)?shù)3.05%的稀釋氣體。計(jì)算域出口邊界條件選擇pressure-outlet。

表1 設(shè)計(jì)煤煤質(zhì)特性

表2 BMCR負(fù)荷下SCR運(yùn)行數(shù)據(jù)

表3 省煤器出口煙氣成分

2.3 數(shù)學(xué)模型

本文模擬工作在FLUENT上進(jìn)行，根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)的報(bào)道，煙氣連續(xù)相用雷諾平均Navier-Stokes方程進(jìn)行建模，對(duì)于三維穩(wěn)態(tài)的對(duì)流擴(kuò)散問題，控制方程采用以下形式：

(7)

式中：x、y、z為直角坐標(biāo)系中的三個(gè)方向；u、v、w分別為x、y、z方向的三個(gè)分速度；ρ為氣相的真實(shí)密度；φ為通用變量；Γ為通用系數(shù)；S為源項(xiàng)。

根據(jù)不同物理變量φ，式(7)給出了連續(xù)性、動(dòng)量、能量、湍流動(dòng)能和湍流耗散率的輸運(yùn)方程。為了封閉雷諾平均Naiver-Stokes方程，選擇Realizablek-ε雙方程氣相湍流模型并結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)將壁面與系統(tǒng)內(nèi)湍流核心區(qū)的物理量聯(lián)系起來以對(duì)系統(tǒng)內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算[13]。

考慮到蜂窩式催化劑和整流格柵區(qū)域在結(jié)構(gòu)上的復(fù)雜性，在模擬過程中將該區(qū)域設(shè)置為多孔介質(zhì)區(qū)域，即在連續(xù)相動(dòng)量方程中添加動(dòng)量損失項(xiàng)進(jìn)行處理。其中多孔介質(zhì)附加的動(dòng)量源項(xiàng)包括內(nèi)部損失項(xiàng)和粘性損失項(xiàng)，如式(8)所示[14]：

(8)

式中：Si為i方向(x,y,z)動(dòng)量源項(xiàng)；D和C為規(guī)定矩陣；vj為速度分量。

另外，由于本模擬過程涉及多種氣體的混合過程，選用Species Transport模型進(jìn)行計(jì)算。守恒方程如式(9)所示：

(9)

3 結(jié)果與討論

本文采用相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差來評(píng)價(jià)截面數(shù)據(jù)均勻性，該值越小表示數(shù)據(jù)越均勻，具體表達(dá)如式(10)所示[16]：

(10)

另外，為對(duì)比分析改造前后SCR系統(tǒng)內(nèi)流場(chǎng)(速度、流向)和氨氮摩爾比偏差，在系統(tǒng)內(nèi)具有代表性的位置取分析截面，利用后處理軟件統(tǒng)計(jì)截面上數(shù)據(jù)，分析各位置導(dǎo)流板和擾流板的布置合理性。所取數(shù)據(jù)分析截面示意圖如圖6所示。

圖6 SCR系統(tǒng)分析截面Fig.6 Cross-sections for SCR system analysis

3.1 流場(chǎng)均勻性分析

(1)流場(chǎng)分布情況

圖7為改造后SCR系統(tǒng)流場(chǎng)分布。煙氣經(jīng)省煤器出口，過第一個(gè)90 °轉(zhuǎn)角后，進(jìn)入豎直上升煙道，由圖7中(a)、(b)可知，煙道內(nèi)的速度介于10～15 m/s之間，在壁面和導(dǎo)流板附近存在局部低速區(qū)，但不存在渦流區(qū)，表明導(dǎo)流板和整流格柵的布置位置、尺寸合理，達(dá)到預(yù)期目標(biāo)。在擾流板背面存在局部回流區(qū)域，這有利于還原劑與煙氣的混合。由圖7中(c)、(d)可知，煙氣在經(jīng)過兩個(gè)90 °轉(zhuǎn)角時(shí)，導(dǎo)流板和擾流板均發(fā)揮作用，未出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)角處內(nèi)外側(cè)速度不均現(xiàn)象。在反應(yīng)器本體內(nèi)速度介于3.5～4.5 m/s之間，速度分布均勻。

圖7(e)為噴氨格柵前煙道斷面的煙氣速度分布，該截面煙氣速度平均值值為13.8 m/s，煙氣速度分布相對(duì)均勻，表明導(dǎo)流板對(duì)煙氣的均流效果顯著。而第一層催化劑入口斷面的煙氣速度決定了催化劑的利用率，是影響SCR脫硝系統(tǒng)脫硝效率的重要因素，如圖7(f)所示，該截面的煙氣平均速度為4.09 m/s，未出現(xiàn)明顯的高速或低速區(qū)域。

另外，煙氣經(jīng)過第二個(gè)90 °轉(zhuǎn)角后，需要在進(jìn)入催化劑之前盡量將煙氣流向調(diào)整為豎直向下，因?yàn)榇嬖谌肷淦堑臒煔鈿饬鲗?duì)催化劑入口表面和和內(nèi)壁的沖刷會(huì)降低催化劑的使用壽命[17]。

圖8為改造前后首層催化劑入口截面流向偏角分布散點(diǎn)圖，由圖可知，改造后入射偏角明顯降低，且均勻性較好。改造前煙氣最大入射偏角約15 °，平均入射偏角為10.2 °。通過對(duì)流場(chǎng)中導(dǎo)流板的調(diào)整，首層催化劑入口截面煙氣入射偏角最大約為7.2 °，小于10 °，滿足技術(shù)要求指標(biāo)，平均入射偏角為5.71 °。

圖8 改造前后首層催化劑入口截面流向偏角分布Fig.8 Distribution of flow direction of the first catalyst inlet section before and after transformation

圖9 改造前后SCR系統(tǒng)中速度相對(duì)偏差變化Fig.9 Relative deviation profile of velocity in SCR system before and after transformation

(2)流場(chǎng)相對(duì)偏差分析

圖9為改造前后SCR系統(tǒng)中速度相對(duì)偏差變化?？梢钥闯?，經(jīng)系統(tǒng)流場(chǎng)優(yōu)化改造后，沿程速度相對(duì)偏差水平有所降低。通過新增水平煙道至豎直煙道90 °拐彎處的變徑擋板，分析截面1速度相對(duì)偏差由27.5%降至15.3%，說明增加變徑擋板是非常有必要的。改造前后，在經(jīng)過噴氨點(diǎn)，分析截面2速度相對(duì)偏差均有所上升，但此后改造前的速度相對(duì)偏差開始逐漸下降，而改造后需經(jīng)過擾流片，速度相對(duì)偏差略有上升，但值得注意的是，在分析截面5，即首層催化劑入口截面處，速度相對(duì)偏差由改造前21.4%降至7.2%，滿足設(shè)計(jì)要求。

3.2 氨氮比均勻性分析

(1)氨氮比分布情況

圖10為改造后氨氮摩爾比分布。由于還原劑經(jīng)噴氨格柵噴入煙道，入射點(diǎn)分布較廣，共計(jì)26個(gè)噴氨單元，每個(gè)單元共16個(gè)內(nèi)徑為17 mm的噴嘴，單側(cè)煙道共計(jì)416個(gè)噴嘴，由圖10(a)可知，還原劑經(jīng)靜態(tài)混合器擾流后，與煙氣混合狀況良好，對(duì)比圖2中改造前原系統(tǒng)噴氨情況，改造后不存在由于還原劑入射方式不合理而明顯集中分布區(qū)域。由圖10(b)知首層催化劑入口截面氨氮摩爾比分布均勻一致，不存在明顯氨氮摩爾比過高或過低的區(qū)域，噴氨摻混良好。

圖10 改造后氨氮摩爾比分布Fig.10 NH3/NO molar ratio distribution after transformation

因?yàn)榘钡柋确植贾苯佑绊慡CR系統(tǒng)脫硝效率和氨逃逸率，為進(jìn)一步比較噴氨格柵及流場(chǎng)優(yōu)化改造對(duì)這一關(guān)鍵參數(shù)的影響，筆者統(tǒng)計(jì)了改造前后首層催化劑入口截面氨氮摩爾比分布，結(jié)果如圖11所示?？梢悦黠@看出，改造前，氨氮摩爾比在反應(yīng)器寬度方向上存在較大差異，這是原還原劑噴射裝置帶來的弊端，造成反應(yīng)內(nèi)一側(cè)因NH3過少而NOx排放過多，另一側(cè)因NH3過多而氨逃逸過多，且造成副反應(yīng)比例增加，NH4HSO4生成過多，進(jìn)而帶來一系列經(jīng)濟(jì)上和運(yùn)行上的影響。改造后，氨氮摩爾比基本在0.9～1之間，減少了氨逃逸率和副反應(yīng)的發(fā)生。

圖11 改造前后首層催化劑入口截面氨氮摩爾比分布Fig.11 Distribution of NH3/NO of the inlet section of the first catalyst before and after transformation

(2)氨氮摩爾比相對(duì)偏差分析

圖12為改造前后SCR系統(tǒng)中速度相對(duì)偏差變化?？梢钥闯觯?jīng)系統(tǒng)經(jīng)流場(chǎng)優(yōu)化改造后，沿程氨氮摩爾比相對(duì)偏差水平大幅度降低。由于在本次精細(xì)化噴氨改造后，原噴氨方式被替代，在噴氨點(diǎn)后的分析截面2，氨氮摩爾比相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差由65.4%降至38.6%，較改造前下降比例約為41%，說明用噴氨格柵替代原渦流式噴氨對(duì)氨氮摩爾比的均勻性是有利的。另外，原系統(tǒng)中未配置擾流裝置，所以沿程氨氮摩爾比相對(duì)偏差下降并不明顯，至首層催化劑入口截面的分析截面5，相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差仍有43.1%。改造后，還原劑在經(jīng)過第一次擾流后，氨氮摩爾比相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差降至5.4%，較分析截面2下降比例約為86%，說明在噴氨格柵后布置靜態(tài)混合器是非常有必要的。再經(jīng)過沿程還原劑的自由擴(kuò)散和第二次擾流，至分析截面5，氨氮摩爾比相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差降至2.56%，滿足設(shè)計(jì)要求。

圖12 改造前后SCR系統(tǒng)中氨氮比相對(duì)偏差變化Fig.12 Relative deviation profile of NH3/NO in SCR system before and after transformation

4 結(jié) 論

為了研究某電廠660 MW機(jī)組在本次SCR裝置精細(xì)化噴氨改造后系統(tǒng)內(nèi)氣流分布特性，筆者建立了三維CFD模型，獲得了BMCR負(fù)荷下系統(tǒng)內(nèi)流場(chǎng)和氨氮摩爾比分布，主要結(jié)論如下：

(1)通過流場(chǎng)改造，增設(shè)部分導(dǎo)流板，替換或去除部分不合理的導(dǎo)流板，獲得了均勻的流場(chǎng)，實(shí)現(xiàn)了首層催化劑入口截面煙氣流速相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差7.2%(<15%)，滿足技術(shù)要求；

(2)通過調(diào)整導(dǎo)流板位置、角度，實(shí)現(xiàn)了首層催化劑入口截面煙氣流向偏角最大值7.2 °(<10°)，滿足技術(shù)要求；

(3)通過噴氨格柵替換原有渦流式靜態(tài)混合器，增設(shè)靜態(tài)混合器和擾流板，實(shí)現(xiàn)了首層催化劑入口截面氨氮摩爾比相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差2.56%(<5%)，滿足技術(shù)要求；

(4)通過數(shù)值模擬驗(yàn)證了本次改造方案的效果，相關(guān)經(jīng)驗(yàn)可為同類型SCR系統(tǒng)改造提供參考。