循環(huán)流化床鍋爐SNCR脫硝模擬優(yōu)化研究

＊步兆彬 江廣旭 肖宗新 曾陽 秦明臣 崔琳*

（1.兗煤菏澤能化有限公司趙樓綜合利用電廠 山東 274705 2.燃煤污染物減排國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室（山東大學(xué)）山東 250061）

循環(huán)流化床（Circulating Fluidized Bed，CFB）鍋爐具有燃料適用范圍廣、運(yùn)行效率高、負(fù)荷調(diào)節(jié)能力強(qiáng)、污染物控制成本低等優(yōu)勢(shì)，契合當(dāng)前的低成本超低排放和火電深度調(diào)峰的需求，近年來在我國(guó)得到了廣泛的應(yīng)用[1]。雖然CFB鍋爐原始NOx生成濃度比較低，對(duì)控制煙氣中NOx的排放具有先天優(yōu)勢(shì)，但是為了實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的NOx超低排放，大多數(shù)CFB鍋爐仍安裝了煙氣脫硝系統(tǒng)[2-3]。

與煤粉爐普遍采用SCR脫硝不同，CFB鍋爐由于其爐內(nèi)溫度分布特性及爐外物料循環(huán)結(jié)構(gòu)，普遍采用投資少、運(yùn)行成本低的選擇性非催化還原（Selective Non-catalytic Reduction，SNCR）脫硝[4-5]。SNCR脫硝是在不使用催化劑的條件下，通過將氨氣、氨水、尿素等還原劑噴入煙氣，與煙氣中的NOx反應(yīng)生成N2實(shí)現(xiàn)煙氣中NOx的脫除[6]。

SNCR脫硝系統(tǒng)是CFB鍋爐控制NOx達(dá)標(biāo)排放的重要部分。然而，在實(shí)際運(yùn)行中，受流動(dòng)不均勻、混合不充分等因素影響，部分SNCR脫硝存在NOx排放濃度波動(dòng)較大，還原劑用量過多、噴氨不均和氨逃逸等嚴(yán)重問題[7]，不僅會(huì)增加電廠運(yùn)行成本，還會(huì)導(dǎo)致NOx與氨排放超標(biāo)，引發(fā)環(huán)境問題。因此，對(duì)SNCR脫硝系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化研究以提高煙氣流動(dòng)與噴氨混合的均勻性，對(duì)于降低電廠運(yùn)行成本、減少氨逃逸、實(shí)現(xiàn)NOx穩(wěn)定達(dá)標(biāo)排放具有重要的意義[8-9]。

本文以某電廠300MWCFB鍋爐的SNCR脫硝系統(tǒng)為模擬優(yōu)化對(duì)象，采用流體計(jì)算軟件（Computational Fluid Dynamics，CFD），對(duì)SNCR脫硝過程中涉及的煙氣流動(dòng)、液滴霧化蒸發(fā)、不同噴槍布置方案下NH3-煙氣的混合、煙氣-顆粒多相耦合等進(jìn)行了多參數(shù)模擬與對(duì)比分析，以確定合適的噴槍布置形式，為SNCR脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化改造提供參考。

1.SNCR脫硝系統(tǒng)的CFD分析

(1)幾何模型及簡(jiǎn)化假設(shè)

圖1為某電廠300MW機(jī)組循環(huán)流化床鍋爐SNCR脫硝全尺寸幾何模型及關(guān)鍵尺寸。整個(gè)模型由鍋爐爐膛、旋風(fēng)分離器和尾部煙道組成。該鍋爐采用三臺(tái)旋風(fēng)分離器實(shí)現(xiàn)氣固分離。每臺(tái)旋風(fēng)分離器的入口處分別設(shè)置有4支氨水溶液噴槍，單只噴槍的質(zhì)量流量約為0.125t/h。氨水噴槍的平均霧化粒徑為60～100μm，霧化角度為90°，噴嘴類型為空心錐形。原煙氣中飛灰顆粒濃度為21g/Nm3。

圖1 幾何模型及關(guān)鍵尺寸

SNCR脫硝過程復(fù)雜，為便于參數(shù)的設(shè)置與流場(chǎng)的計(jì)算，參考相關(guān)研究[10]做出如下假設(shè)：①將熱煙氣視為不可壓縮理想氣體；②實(shí)際系統(tǒng)漏風(fēng)較小，不考慮系統(tǒng)的漏風(fēng)；③流動(dòng)是定常流動(dòng)。

(2)網(wǎng)格劃分及邊界條件

網(wǎng)格質(zhì)量對(duì)CFD計(jì)算精度和計(jì)算效率有重要的影響。SNCR系統(tǒng)模型的整體網(wǎng)格最大尺度設(shè)定為210mm，最小尺寸為60mm，旋風(fēng)分離器出口葉片位置處進(jìn)行局部加密，通過網(wǎng)格無關(guān)性分析后，確定網(wǎng)格總數(shù)量約為850萬。

邊界條件設(shè)置為速度入口、壓力出口，設(shè)定出口壓力為負(fù)壓2000Pa。對(duì)于連續(xù)相，壁面邊界條件為壁面無滑移。對(duì)于離散相，灰分觸碰壁面后發(fā)生反彈，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，設(shè)定法向動(dòng)能減半，切向動(dòng)能變?yōu)樵瓉淼?.9。在旋風(fēng)分離器底部灰斗，設(shè)定顆粒邊界類型為逃逸，顆粒觸碰灰斗后停止計(jì)算。

2.數(shù)值方法及方案設(shè)計(jì)

(1)數(shù)值計(jì)算的理論模型

根據(jù)不同裝置內(nèi)的流體流動(dòng)特性，需選用不同的湍流計(jì)算模型。

對(duì)于SNCR裝置，由于氨水混合主要發(fā)生在旋風(fēng)分離器內(nèi)部，因此主流區(qū)域?yàn)樾L(fēng)分離器[11-12]。而旋風(fēng)分離器內(nèi)部為強(qiáng)旋流流體，需采用RNG k-ε湍流模型加旋流修正對(duì)煙氣流場(chǎng)進(jìn)行模擬[13]。該模型考慮了旋流效應(yīng)，在計(jì)算速度梯度較大的流場(chǎng)時(shí)精度提高，可以更加準(zhǔn)確的處理應(yīng)變率較高與流線曲率較大的流動(dòng)[14]。對(duì)輻射換熱的計(jì)算采用P-1輻射模型，壓力—速度的耦合采用SIMPLE算法求解[15]。采用離?相DPM跟蹤還原劑液滴軌跡及飛灰顆粒，考慮慣性加熱、蒸發(fā)、沸騰和擴(kuò)散等效應(yīng)[16]；采用隨機(jī)軌道模型，考慮湍流對(duì)液滴顆粒運(yùn)動(dòng)的影響[17]。數(shù)值計(jì)算時(shí)，根據(jù)鍋爐煙氣設(shè)計(jì)運(yùn)行參數(shù)確定滿負(fù)荷下爐膛出口煙氣溫度為887℃。對(duì)于尾部煙道高溫過熱器，省煤器等部分，采用多孔介質(zhì)模型對(duì)其系統(tǒng)壓降進(jìn)行簡(jiǎn)化計(jì)算。

(2)偏差系數(shù)的定義和計(jì)算

偏差系數(shù)即SNCR反應(yīng)器內(nèi)各截面處速度或濃度的標(biāo)準(zhǔn)偏差占該截面速度或濃度平均值的百分量，偏差系數(shù)計(jì)算方法如下：

其中：

式中，Cv-標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)；σ-標(biāo)準(zhǔn)偏差；-平均值。

(3)方案設(shè)計(jì)及優(yōu)化

通過對(duì)SNCR脫硝系統(tǒng)的分析及對(duì)SNCR脫硝系統(tǒng)初步的數(shù)值模擬，確定了3種噴槍布置的優(yōu)化方案，分別是：①改動(dòng)其中一個(gè)噴槍位置；②改動(dòng)其中兩個(gè)噴槍布置位置，增大噴槍布置的相對(duì)間距；③改動(dòng)其中兩個(gè)噴槍布置位置，調(diào)整噴槍布置的相對(duì)間距，同時(shí)增加噴槍深度。噴槍布置位置如圖2。

圖2 噴槍設(shè)計(jì)位置

3.結(jié)果及討論

(1)SNCR脫硝系統(tǒng)煙氣流動(dòng)特性分析

由于鍋爐采用三臺(tái)旋風(fēng)分離器實(shí)現(xiàn)氣固分離，而旋風(fēng)分離器入口煙氣流量分配與內(nèi)部煙氣流動(dòng)對(duì)SNCR脫硝系統(tǒng)性能影響非常大，也是進(jìn)行SNCR脫硝系統(tǒng)優(yōu)化的前提[18]，因此首先模擬分析各旋風(fēng)分離器入口流量分配的均勻性與流速的分布情況，結(jié)果如圖3、圖4所示。由圖可知，各分離器內(nèi)煙氣流動(dòng)呈現(xiàn)中心速度高周圍速度低的趨勢(shì)，分離器出口導(dǎo)葉強(qiáng)化了煙氣的擾動(dòng)，對(duì)煙氣和氨氣的混合效果有一定的改善作用，整個(gè)流場(chǎng)分布狀況比較合理，表明分離器本身尺寸設(shè)計(jì)基本正常；滿負(fù)荷情況下3個(gè)旋風(fēng)分離器入口煙氣質(zhì)量流量分別為119.4kg/s、122.8kg/s和126.2kg/s，煙氣質(zhì)量流量偏差小于±3%，表明3臺(tái)分離器風(fēng)量分配比較均勻。

圖3 SNCR脫硝系統(tǒng)煙氣流動(dòng)跡線分布

圖4 旋風(fēng)分離器截面煙氣速度分布

(2)SNCR脫硝系統(tǒng)內(nèi)溫度分布

煙氣溫度是影響SNCR脫硝效率的關(guān)鍵因素之一，圖5為SNCR脫硝系統(tǒng)內(nèi)的溫度分布圖[9]。由圖可知，爐膛出口煙氣溫度在900℃左右，進(jìn)入分離器后，煙氣因蒸發(fā)霧化的氨水溶液而有所降溫，但最低溫度保持在800℃以上，保證了SNCR脫硝所需的溫度范圍。煙氣經(jīng)分離器后進(jìn)入尾部煙道內(nèi)的換熱面換熱而迅速降溫，煙氣溫度逐漸低于SNCR脫硝所需的溫度區(qū)間，因此，對(duì)于SNCR脫硝系統(tǒng)，脫硝反應(yīng)主要在分離器內(nèi)進(jìn)行。

圖5 SNCR脫硝系統(tǒng)溫度分布

(3)SNCR脫硝系統(tǒng)飛灰顆粒濃度分布

煙氣中飛灰顆粒對(duì)氨有一定的吸附作用[18-19]，SNCR脫硝系統(tǒng)內(nèi)飛灰的顆粒濃度分布，如圖6所示。由圖可知，在進(jìn)入旋風(fēng)分離器前，飛灰顆粒在煙氣中的分布比較均勻，進(jìn)入旋風(fēng)分離器后，大顆粒飛灰受離心力作用被甩到壁面上，導(dǎo)致旋風(fēng)分離器壁面飛灰濃度增加，中心區(qū)域飛灰濃度降低。由于分離器出口導(dǎo)葉強(qiáng)化了煙氣的擾動(dòng)與混合，在分離器后煙氣中的飛灰顆粒濃度分布再次趨于均勻。

圖6 SNCR脫硝系統(tǒng)灰分顆粒濃度分布

(4)分離器內(nèi)氨混合效果及優(yōu)化分析

在上述模擬研究的基礎(chǔ)上，對(duì)采用不同噴槍布置方案時(shí)SNCR脫硝分離器內(nèi)氨混合效果進(jìn)行了比較，并對(duì)分離器出口截面的氨濃度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差進(jìn)行了分析，如圖7、圖8所示。

圖7 不同噴槍布置方案對(duì)分離器內(nèi)氨混合效果的影響

圖8 分離器出口截面氨濃度分布

由圖可知，在分離器內(nèi)部，原噴槍布置方案下各截面的氨濃度分布均勻性相對(duì)較差，其三個(gè)分離器出口截面的氨濃度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差在6.6%～12.1%之間，表明原噴槍布置方案下氨與煙氣的混合效果相對(duì)較差。

優(yōu)化方案1由于僅改動(dòng)了其中1個(gè)噴槍位置，改善效果不明顯，經(jīng)過旋風(fēng)分離器后，3個(gè)分離器出口截面的氨濃度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差在3.6%～5.2%之間，氨與煙氣的混合仍然不均勻；優(yōu)化方案2改動(dòng)了其中兩個(gè)噴槍布置位置，并且增大了噴槍布置的相對(duì)間距，因此改善效果較大，3個(gè)分離器出口截面的氨濃度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差在1%～2.4%之間，氨與煙氣的混合均勻性有了非常明顯的改善；優(yōu)化方案3在優(yōu)化方案2的基礎(chǔ)上，調(diào)整不同間距的同時(shí)增加噴槍深度，氨與煙氣的混合均勻性也獲得了明顯改善，但相比優(yōu)化方案2的效果要略差。因此，建議在后續(xù)改造中采用優(yōu)化方案2進(jìn)行噴槍的布置調(diào)整。而且由于方案2中氨與煙氣的混合均勻性相對(duì)更好，因此對(duì)氨的有效利用率更高，能夠有效減少噴氨量，降低運(yùn)行成本。

(5)尾部煙道流場(chǎng)與氨濃度分布

為監(jiān)測(cè)SNCR脫硝后的氨逃逸，通常在省煤器后安裝氨逃逸在線測(cè)量?jī)x，而監(jiān)測(cè)點(diǎn)的選擇對(duì)實(shí)現(xiàn)氨逃逸的及時(shí)準(zhǔn)確測(cè)量至關(guān)重要[20-21]。因此，對(duì)尾部煙道特別是省煤器后的煙氣流動(dòng)與氨濃度分布進(jìn)行了模擬分析，如圖9、圖10所示。由圖可知，省煤器后的速度分布比較均勻，省煤器后氨氣在煙氣中的濃度分布相對(duì)偏差很小，優(yōu)化方案2在省煤器后氨濃度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差在0.2%以內(nèi)，表明省煤器后氨與煙氣的混合均勻性非常好，因此，從模擬結(jié)果看，省煤器后空預(yù)器前測(cè)點(diǎn)的選擇對(duì)氨逃逸測(cè)量基本無影響。

圖9 尾部煙道各截面速度分布

圖10 尾部煙道各截面氨濃度分布

4.結(jié)論

本文針對(duì)某電廠300MWCFB鍋爐的SCNR脫硝系統(tǒng)進(jìn)行了CFD模擬優(yōu)化研究，主要研究結(jié)果表明：

（1）滿負(fù)荷情況下三個(gè)旋風(fēng)分離器入口煙氣質(zhì)量流量分別為119.4kg/s、122.8kg/s與126.2kg/s，煙氣質(zhì)量流量偏差小于±3%，3臺(tái)分離器風(fēng)量分配比較均勻。

（2）旋風(fēng)分離器內(nèi)最低溫度保持在800℃以上，但煙氣經(jīng)分離器進(jìn)入尾部煙道后因換熱而迅速降溫，煙氣溫度逐漸低于SNCR脫硝所需的溫度區(qū)間，因此脫硝反應(yīng)主要在分離器內(nèi)進(jìn)行。

（3）受離心力作用，旋風(fēng)分離器壁面飛灰濃度高、中心區(qū)域飛灰濃度低。但由于分離器出口導(dǎo)葉強(qiáng)化了煙氣的擾動(dòng)與混合，分離器后煙氣中飛灰顆粒濃度分布趨于均勻。

（4）優(yōu)化方案2通過改動(dòng)兩個(gè)噴槍布置位置并增大噴槍布置的相對(duì)間距，使得3個(gè)分離器出口截面的氨濃度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差控制在1%～2.4%之間，氨與煙氣的混合均勻性獲得非常明顯的改善，建議在后續(xù)改造中采用此方案。

（5）省煤器后煙氣速度分布均勻，且省煤器后氨氣在煙氣中的濃度分布相對(duì)偏差很小，從模擬結(jié)果看，測(cè)點(diǎn)的選擇對(duì)氨逃逸測(cè)量沒有影響。