某600MW 機(jī)組SCR 脫硝系統(tǒng)煙氣流場的優(yōu)化研究

董娟 余杰

（1、銀川能源學(xué)院電力學(xué)院，寧夏 銀川 750105 2、中建安裝集團(tuán)有限公司華西分公司，陜西 西安 710000）

我國作為以燃煤為主要能源的發(fā)展中國家，火電機(jī)組每年的煤炭的使用量和我國總的燃煤量都位居全球第一[1]?；痣姍C(jī)組雖然在經(jīng)濟(jì)性和安全性上占有優(yōu)勢，但也有缺點(diǎn)和不足。焚燒煤炭生成了大量一氧化碳、二氧化硫、氮氧化物等有害氣體，造成嚴(yán)重的環(huán)境污染[2]。并且隨著火電機(jī)組的增加，對煤炭的需求增大的同時(shí)污染也進(jìn)一步增加。據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，大約67%的NOX來源于燃煤電廠[3]，所以控制NOX排放量必須先從火電廠抓起，火電廠的治理問題是重中之重。目前國內(nèi)機(jī)組在脫硝系統(tǒng)改造方面取得了良好的成效，但部分機(jī)組仍存在脫硝效率低、NOX排放及氨逃逸超標(biāo)等問題。因此有必要對煙氣脫硝系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化研究，實(shí)現(xiàn)燃煤電廠超超低氮排放以及脫硝系統(tǒng)的高效經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。

1 SCR 系統(tǒng)建模

1.1 機(jī)組系統(tǒng)介紹

某國內(nèi)電廠的600MW 超臨界機(jī)組采用SCR 脫硝技術(shù)，且通過煙氣與稀釋后的氨充分混合達(dá)到脫硝效果。經(jīng)對該電廠脫硝裝置的資料收集可知，機(jī)組BMCR 工況下脫硝系統(tǒng)入口處煙氣的NOX含量為550mg·Nm-3。

1.2 幾何模型的建立

該模型長為28.23m，寬為14.14m，高為20.76m。主要組成包括導(dǎo)流板、噴氨格柵及催化劑層。為方便快捷的對該脫硝系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，本文對該機(jī)組的實(shí)際脫硝裝置進(jìn)行了合理簡化，即忽略煙道內(nèi)某些影響作用小的復(fù)雜結(jié)構(gòu)，忽略導(dǎo)流板與均流板厚度的影響等。

1.3 邊界條件的設(shè)定

在本文數(shù)值模擬計(jì)算中采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，壓力- 速度耦合采用SIMPLE 算法，流場計(jì)算的各控制方程按有限體積法進(jìn)行離散求解，且采用二階迎風(fēng)的離散格式，多次迭代進(jìn)行計(jì)算，設(shè)置模擬結(jié)果收斂殘差為10-6。

SCR 系統(tǒng)內(nèi)的主要流動介質(zhì)為煙氣。將煙氣入口設(shè)置為速度入口條件，入口速度為8.35m·s-1，流體湍流參量設(shè)置指定湍流強(qiáng)度為2.55%，水力直徑為12.7m；將煙氣出口設(shè)置為自由出流條件；將SCR 脫硝系統(tǒng)內(nèi)部的全部壁面和導(dǎo)流板設(shè)置為wall，且均設(shè)置為無滑移絕熱邊界條件。

1.4 網(wǎng)格劃分

采用gambit 軟件對本文SCR 系統(tǒng)繪制網(wǎng)格，并為得到較好的網(wǎng)格質(zhì)量在直線段煙道繪制為結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。為了較高的計(jì)算精度和減少計(jì)算誤差，在布置導(dǎo)流板（均流板）及噴氨格柵的區(qū)域進(jìn)行局部加密操作。網(wǎng)格劃分如圖1 所示。繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量，模擬結(jié)果的變化趨勢不大，綜合考慮到計(jì)算機(jī)耗時(shí)與模擬結(jié)果，確定網(wǎng)格數(shù)量為150 萬時(shí)計(jì)算合理。

圖1 原始SCR 系統(tǒng)網(wǎng)格劃分圖

2 Fluent 模擬具體過程

2.1 數(shù)值計(jì)算過程

本文利用Fluent 軟件，對選定的脫硝系統(tǒng)進(jìn)行方案優(yōu)化的步驟如下所述：

2.1.1 根據(jù)600MW 機(jī)組的SCR 系統(tǒng)圖紙及有關(guān)資料進(jìn)行模型建立。

2.1.2 先調(diào)節(jié)優(yōu)化SCR 反應(yīng)器的煙道結(jié)構(gòu)后，對布置的導(dǎo)流板進(jìn)一步優(yōu)化。

2.1.3 對已經(jīng)建立的模型繪制良好的網(wǎng)格，并設(shè)定合理、準(zhǔn)確的邊界條件。

2.1.4 設(shè)計(jì)不同優(yōu)化方案，模擬計(jì)算不同工況，收集有關(guān)數(shù)據(jù)并進(jìn)行處理，依據(jù)評價(jià)指標(biāo)對結(jié)果進(jìn)行評定，選定最優(yōu)的煙道布置方案。

2.1.5 對模擬計(jì)算后的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，最終得出最優(yōu)的脫硝反應(yīng)器的結(jié)構(gòu)。

2.2 模擬結(jié)果評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)

對于SCR 系統(tǒng)的評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)有兩個(gè)：一是對系統(tǒng)內(nèi)流場的分布均勻性進(jìn)行評價(jià)，系統(tǒng)內(nèi)的流場滿足要求；二是對發(fā)生化學(xué)反應(yīng)的均勻性進(jìn)行評價(jià)，即氣體NH3與N2混合均勻，氨氣的濃度場需要滿足要求。本文選擇使用相對均方根法，評價(jià)首層催化劑速度和濃度分布的均勻性[5]，表達(dá)式如下：

式中：CV- 相對標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)；σ- 測量面的標(biāo)準(zhǔn)偏差；x- 測量面的速度或濃度的平均值；xi- 測量面任意點(diǎn)的速度或濃度；n- 測量面選定測點(diǎn)的數(shù)量。

3 原始SCR 系統(tǒng)流場分析

如圖2 所示為煙氣流經(jīng)原始SCR 系統(tǒng)的速度云圖。從圖2（a）的剖面速度場可以看出，當(dāng)煙氣從入口流經(jīng)第二個(gè)彎頭處，因?yàn)闊煔饩哂邢蜃蟮牧鲃討T性，在該豎直煙道靠左側(cè)區(qū)域的煙氣流速較高，且發(fā)生左側(cè)貼壁流動現(xiàn)象，而煙道右側(cè)的煙氣流速較低。這種現(xiàn)象沿?zé)煔饬鲃臃较蛴鷣碛鷩?yán)重，在第三個(gè)彎頭遠(yuǎn)離拐角處區(qū)域的煙氣流速達(dá)到最小值，形成流動死區(qū)。由圖中第二個(gè)彎頭后的豎直煙道與第三個(gè)彎頭處的水平煙道的流場云圖可以看出，豎直煙道處煙氣流場的均勻性顯著影響到進(jìn)入水平煙道的煙氣流場的均勻性，最終影響到催化劑層上方的流場均勻性。為使催化劑層上方1m 處的截面速度偏差系數(shù)低于15%，必須考慮到脫硝系統(tǒng)內(nèi)整體流場的均勻性，為此本文先對入口煙道處的速度場均勻性進(jìn)行研究，即對Y=10.25m 處豎直煙道截面處的流場進(jìn)行分析研究，模擬結(jié)果如圖2（b）所示。

圖2 原始SCR 系統(tǒng)速度云圖

由Y=10.25m 截面處的速度云圖可以看出，煙道內(nèi)的煙氣流場分布顯著不均勻，呈現(xiàn)出左高右低的狀態(tài)。經(jīng)過水平煙道后進(jìn)入布置催化劑層的上方區(qū)域，形成煙氣流速右高左低的狀態(tài)。在右側(cè)的煙氣高速區(qū)，由于煙速較高，使煙氣在該區(qū)域的停留時(shí)間不足，使噴入的氨與煙氣中的氮氧化物無法進(jìn)行充分良好的還原反應(yīng)，脫硝率降低的同時(shí)造成氨逃逸的后果，會對下游空氣預(yù)熱器的正常工作造成一定的危害。速度場的不均勻性也會導(dǎo)致煙氣對催化劑骨架沖刷的效果不同，最終造成高速區(qū)的催化劑層磨損比較嚴(yán)重。

4 煙道結(jié)構(gòu)優(yōu)化的SCR 系統(tǒng)流場分析

根據(jù)上文可知，催化劑上層1m 處速度偏差值不滿足要求的主要影響因素為上游豎直煙道進(jìn)口煙氣流場不均勻。為了對流場進(jìn)行較大幅度的改善，本文首先選擇通過對第二個(gè)彎頭處的煙道結(jié)構(gòu)改造進(jìn)行速度場優(yōu)化，主要設(shè)計(jì)了兩種優(yōu)化方案，具體如下文所述。

4.1 方案一優(yōu)化設(shè)計(jì)及流場分析

方案一將位于下方U 型拐角的第二個(gè)彎頭處的單側(cè)漸擴(kuò)煙道+直角煙道，改造為雙側(cè)漸擴(kuò)煙道，漸擴(kuò)度數(shù)與原系統(tǒng)保持一致為45°。

為了對方案一進(jìn)行更廣范圍的探索，并得出與原SCR 系統(tǒng)更好的流場狀態(tài)，本文對方案一進(jìn)行了導(dǎo)流板一的布置數(shù)量依次為4 塊、5 塊與6 塊的數(shù)值模擬計(jì)算，流場圖如圖3 所示。從圖3（a）、（b）與（c）可以看出，三種不同導(dǎo)流板一數(shù)量下的流場圖變化比較類似，可以導(dǎo)流板一數(shù)量為4 塊為例進(jìn)行分析。由圖3（a）可以看出，與原SCR 系統(tǒng)流場相比，方案一煙氣高速區(qū)明顯減小，各彎頭處流動死區(qū)也減小，流場均勻性顯著提高，但豎直煙道依舊一定程度的存在左高右低的速度分布趨勢。比較圖3（a）、（b）與（c）可以看出，不同導(dǎo)流板一數(shù)量對流場均勻性影響相對較小。

圖3 方案一導(dǎo)流板一不同數(shù)量下的流場圖

4.2 方案二優(yōu)化設(shè)計(jì)及流場分析

方案二將位于下方U 型拐角的第二個(gè)彎頭處的單側(cè)漸擴(kuò)煙道+直角煙道，改造為雙側(cè)對稱直角煙道，對該方案下的模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。

與方案一的優(yōu)化設(shè)計(jì)相對應(yīng)，同樣對方案二中不同數(shù)量的導(dǎo)流板一進(jìn)行了模擬計(jì)算，處理后的各流場圖如圖4（a）、（b）與（c）所示。由圖4 可以發(fā)現(xiàn)，與原SCR 系統(tǒng)相比，方案二布置下第二個(gè)彎頭處的流場均勻性得到顯著改善，進(jìn)入催化劑層的煙氣流速分布均勻性也得到優(yōu)化。與原系統(tǒng)的截面速度云圖相比可以看出，方案二的高速區(qū)減小，等速度區(qū)增大。流場均勻性的提高，減小了流動死區(qū)，可以進(jìn)一步提高脫硝效率，減少氨逃逸，有利于煙道下游設(shè)備的安全運(yùn)行。

4.3 方案一與方案二的結(jié)果對比及分析

由上文分析可知，進(jìn)行優(yōu)化改造后的方案一與方案二與原SCR 系統(tǒng)相比，均達(dá)到了提高速度場均勻性的效果。由圖3 與圖4 的流場圖進(jìn)行對比分析可知，方案二比方案一截面云圖的等速區(qū)域更大，且高速中心有向中部偏移的趨勢，流場均勻程度更好。流場均勻性好的催化劑上層區(qū)域，能保證脫硝反應(yīng)更均勻的進(jìn)行。

圖4 方案二下不同導(dǎo)流板一數(shù)量的流場圖

因入口煙道處的截面比較窄，結(jié)合實(shí)際的導(dǎo)流裝置安裝必需空間與安裝難度，導(dǎo)流板一數(shù)量的合理安裝數(shù)量分別為4 塊、5 塊與6 塊?？梢悦黠@看出，對原SCR 脫硝系統(tǒng)進(jìn)行煙道結(jié)構(gòu)改造后，Y=10.25m 處豎直煙道截面處的速度偏差系數(shù)降低幅值較大，流場均勻性得到顯著改善。方案二較方案一的流場均勻性得到一定程度的改善。在本文研究范圍內(nèi)，方案二的導(dǎo)流板一數(shù)量為6 塊時(shí)為最優(yōu)改造方案，此時(shí)Y=10.25m 截面處的速度偏差系數(shù)為20.4%。

在本文的SCR 系統(tǒng)優(yōu)化過程中，主要優(yōu)化目標(biāo)為煙氣流場。在對方案一與方案二的性能進(jìn)行對比時(shí)，可將速度偏差系數(shù)設(shè)置為主要指標(biāo)。兩個(gè)方案的壓降均低于系統(tǒng)設(shè)計(jì)壓降1000Pa，且兩者壓降差值不超過50Pa，考慮方案二下導(dǎo)流板一數(shù)量為6 塊時(shí)的速度偏差系數(shù)最低，確定其為此時(shí)的優(yōu)化方案。

5 結(jié)論

本文對某600MW 機(jī)組SCR 脫硝系統(tǒng)煙氣流場進(jìn)行優(yōu)化研究，結(jié)果如下：

5.1 對原SCR 系統(tǒng)進(jìn)行結(jié)構(gòu)介紹并進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，由模擬流場結(jié)果可知，煙氣流經(jīng)第二個(gè)彎頭處的豎直煙道存在高速區(qū)與流動死區(qū)，使原系統(tǒng)不滿足催化劑層上方1m 處速度偏差系數(shù)小于15%的要求，需進(jìn)行改造。

5.2 將原SCR 脫硝系統(tǒng)第二個(gè)彎頭處的單側(cè)漸擴(kuò)煙道+直角煙道，改造為雙側(cè)對稱漸擴(kuò)煙道與雙側(cè)對稱直角煙道，并對兩個(gè)改造方案中導(dǎo)流板一的導(dǎo)流板數(shù)量分別為4 塊、5 塊與6塊進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。由模擬得出的流場圖與速度偏差系數(shù)值可知，改造后的流場均勻性均優(yōu)于原系統(tǒng)，相同導(dǎo)流板數(shù)量下方案二的流場均勻性均高于方案一，且在導(dǎo)流板數(shù)量為6 塊時(shí)達(dá)到最高值。