選擇性催化還原煙氣脫硝反應器流場的模擬優化

陳蓮芳,周慎杰,王 偉

(1.山東大學 機械工程學院,濟南250061;2.山東大學 能源與動力工程學院,濟南250061)

煤燃燒過程生成的NOx是造成大氣氮氧化物污染的主要來源.據統計,電站鍋爐排放的NOx約占煤燃燒NOx排放總量的40%以上,煤燃燒產生的NOx中90%以上為NO,而NO2、N2O 等氣體含量不到總量的10%[1-2].迄今為止,世界各國已開發了多種燃煤煙氣NOx治理技術,其中,選擇性催化還原法(SCR)以其技術成熟、脫硝效率高、幾乎無二次污染等優點在大型燃煤電廠獲得了廣泛應用.隨著環保排放標準的日益嚴格,對反應器的性能要求也日益提高.脫硝設備內部煙氣流場對反應器性能具有顯著影響,因此深入研究入口煙道及反應器內部煙氣流場對反應器運行性能的影響規律,探索改善流場、提高反應器性能的措施具有重要的現實意義.

1 SCR 脫硝機理

選擇性催化還原脫硝過程如圖1所示,作為還原劑的NH3從催化劑上游通過噴氨格柵(AIG)噴射進入含有NOx的煙氣中,在催化劑作用下,與NOx反應生成無污染的N2和H2O,從而避免NOx對環境的危害.這一過程包括以下主要反應:

圖1 SCR 脫硝反應機理Fig.1 Reaction m echanism of SCR denitrification process

2 流場對反應器性能影響的分析

SC R 反應器的主要性能指標有兩個:一是脫硝效率;二是N H3逃逸率.一個性能優良的脫硝反應器不僅應有較高的脫硝效率,而且應保證NH 3 逃逸率盡可能低,避免腐蝕和堵塞,保證下游設備和系統的安全運行.二者之間存在如下關系:

式中:s 為N H3逃逸率為反應器入口煙氣NOx的濃度;r 為設備采用的氨/氮摩爾比;η為脫硝效率.

從式(5)可以看出,這兩個指標存在相互依存、相互制約的關系.一方面,在同樣反應條件下提高氨/氮摩爾比,意味著提高反應物的濃度,這樣必然會提高脫硝效率,但會使未參加反應的NH 3 量增加,導致N H3逃逸率提高;另一方面,在入口氨/氮摩爾比一定的條件下,脫硝效率的提高必然會降低NH3逃逸率.因此,優化SCR 脫硝反應器性能的思路和總體目標非常明確,一方面,應在滿足反應要求的前提下盡可能采用小的氨/氮摩爾比,另一方面,在氨/氮摩爾比一定的條件下,應從設備結構和運行兩方面創造條件,使脫硝催化還原反應充分進行,也就是必須滿足適宜的反應條件和足夠的反應時間.具體要求如下:

(1)進入反應器催化劑層的煙氣,其流速分布應均勻[3].當氣體速度分布不均時,一方面,在速度過高處會造成催化劑沖蝕和磨損,在速度過低處造成催化劑積灰和堵塞,影響催化劑的壽命和脫硝性能;另一方面,也使煙氣通過催化劑的行程時間各不相同,反應時間不充足,導致反應程度不均衡.工程上一般要求第1 層催化劑前流場速度標準偏差≤15%.

(2)反應物濃度分布均勻.均勻的氨/氮摩爾比,也就是均勻的反應物濃度,需要通過煙氣速度場和氨噴射速度場的協調配合實現.一般煙氣中NOx的濃度是均勻的,因此要求N H3噴射濃度均勻,在二者濃度都均勻的前提下,控制速度均勻即可實現濃度的均勻分布.氨噴射格柵前煙氣流場分布對下游催化劑中氨/氮的均勻混合有重要作用,一般要求AIG 截面煙氣流速偏差≤15%.

(3)反應溫度適宜,使反應溫度滿足催化劑的最佳反應溫度范圍條件,保證反應速度最快.

(4)沿煙氣流程布置足夠的催化劑來保證反應時間充足.

適宜的反應溫度可以通過適當選擇SCR 反應器在鍋爐煙氣流程中的布置位置來實現,一般SC R反應器布置于省煤器和空氣預熱器之間,即可滿足要求.而為了滿足反應時間的要求,可采用催化劑多層布置來實現,但由于SCR 催化劑比較昂貴,且布置空間有限,為減少催化劑投資成本、節省空間、減少壓損,要求催化劑入口處的煙氣速度均勻分布,才能使反應物與催化劑均衡接觸,充分反應,以提高催化效率,降低成本.

總之,反應器內速度場的分布是影響其運行性能的關鍵因素.但由于受空間限制,從省煤器出口至SCR 反應器入口這段煙道的設計與布置一般都非常緊湊,且煙道截面變化大,急轉彎多,流動速度分布很不均勻,難以保證煙氣與氨氣的均勻混合,也難以保證煙氣進入第1 層催化劑的速度分布均勻.加裝導流板以改善彎道內的速度場是SCR 系統設計中比較成功的方法.不同的工程系統,其結構布置不同,導流板的布置方案也不同.科學合理地布置導流板,不僅可以減少流體流經彎道時的分離現象,還能減小二次流帶來的阻力.因此,可通過數值模擬方法對SCR 反應器入口煙道及其內部導流、整流部件布置進行模擬優化,改善系統的結構布置,以優化流場、提高性能.

3 反應器結構及流場模擬優化

3.1 簡化條件

根據實際運行工況,煙氣進入SC R 反應器后溫度、密度均變化不大,為便于模擬計算,對該SCR 系統內煙氣狀況進行如下假設和簡化:

(1)假設煙氣為單相氣體,不考慮粉塵對流場的影響;

(2)將煙氣視為不可壓縮牛頓流體,流動為定常流動;

(3)忽略重力對流動的影響,并假設省煤器出口處煙氣速度分布均勻.

3.2 數學模型

整個流動和反應過程遵循質量守衡、動量守衡及能量守恒方程.為了便于求解,需要對上述守恒方程進行雷諾平均,雷諾平均后的方程稱為平均流控制方程.

連續方程:

動量方程:

能量方程:

以上基本方程并沒有構成封閉的方程組.雷諾平均過程中引入了未知關聯量,該項為動量輸運項,稱為紊流應力或雷諾應力.在動量方程中,把雷諾應力項作為分子熱運動引起的牛頓應力的附加項.在大多數紊流流動中,雷諾應力遠大于牛頓應力.對于這些關聯項應處理成紊流模型,本文數值模擬選擇標準k-ε模型,即紊流模型.

連續性方程:

動量方程:

式中:i 分別取x 、y、z 向.

k 方程:

3.3 結構及流場模擬優化[ 4-6]

以山東某電廠660 M W 機組為工程實例,借助Fluent 軟件,通過對不同布置方案的模擬計算,對其SCR 反應器入口煙道及其導流、整流部件進行了優化設計,得到合理的設計方案,模擬范圍從省煤器出口到空氣預熱器入口.

在模擬中,采用速度進口和壓力出口邊界條件,利用GAM BIT2.3 對SC R 反應器進口煙道進行三維建摸,采用四面體和六面體網格對三維模型進行網格劃分.

該660 MW 機組配用鍋爐為超臨界變壓直流爐,額定蒸發量為2 102.8 t/h.燃用煤質分析見表1.

表1 鍋爐燃用煤質分析Tab.1 Quality analysis of coal

省煤器出口過量空氣系數α=1.20,出口煙氣流量為4 726 878 m3/h,溫度為374 ℃,煙氣組分示于表2.

表2 省煤器出口煙氣組分Tab.2 Flue gas composition at economizer outlet vol.%

根據以上數據計算得出,省煤器出口煙氣密度ρ=0.60 kg/m3,粘度μ=5.98×10-5m2/s.

為合理利用空間,采用雙塔結構,兩塔對稱布置,單塔處理總煙氣量的50%,設定主體部分流速為4 ～6 m/s,布置總體結構,反應塔與省煤器和空氣預熱器的位置關系示于圖2.

反應器結構及尺寸如下:SC R 反應器主體部分長、寬、高分別為11.60 m、11.65 m 和11.20 m ,垂直煙道高14.2 m,橫截面尺寸為3.70 m ×11.65 m,下部彎道曲率半徑為3.00 m,省煤器至SCR 反應器的水平煙道截面面積為11.65 m ×3.80 m,上部采用大斜角,計算得到入口速度為14.82 m/s.

采用標準k-ε模型為計算模型,沿煙氣流動方向依次布置導流部件以進行流場優化.在模擬中,采用速度進口和壓力出口邊界條件,進口速度為14.82 m/s,反應器進口介質為煙氣,物性參數取前述計算值.

圖2 反應器在煙氣流程中的位置Fig.2 Location of SC R reactor in the flow path of flue gas

3.3.1 方案1

煙道內不加任何導流部件,空塔布置.圖3為在方案1 下進行模擬計算得到的煙氣沿寬度方向中心位置(z=5.825 m)的速度云圖.圖4為A IG 截面上不同位置(z =1 m、5.825 m 、10.65 m)的速度分布情況.

由圖3和圖4可知,未加導流板時煙道內速度分布很不均勻,主要表現為:

(1)上升煙道右側的上部煙道至拐角處上方速度偏高,AIG 位置最大速度達21.9 m/s;

(2)上升煙道左側部分沒有得到充分利用,速度偏低,最低為1 ～2 m/s,且左上部直角拐彎處存在一個三角形的低速區;

(3)SC R 反應器入口處流場很不均勻,左半部分和右側小范圍為低速區,右側大部分為高速區,入口截面下1 m(第1 層催化劑入口位置)最大速度接近16.3 m/s,最低為1.0 m/s;

圖3 空塔布置時z=5.825 m 截面的速度云圖Fig.3 Velocity contour at z=5.825 m cross section without any guide plates in the reactor

(4)從圖4可以看出,壁面對流速影響很小,流速沿寬度方向變化不大,壁面效應可忽略.采用同樣方法分析,發現第1 層催化劑截面的速度沿寬度變化也不大.

圖4 空塔布置時AIG 截面的煙氣速度分布Fig.4 Velocity distribution at AIG section without any guide plates in the reactor

3.3.2 方案2

為提高煙道左側速度,在下部彎管處設置不同形狀和不同數量的導流板,經多次模擬比較,發現在水平段分別距彎管內壁約1/3、3/5、4/5 處,在垂直段分別距彎管內壁約1/5、2/5、7/10 處加弧度板與適量直板組合的導流板效果最好.圖5為在方案2下z=5.825 m 處的速度云圖.與空塔情況比較:

(1)垂直煙道內流速分布趨于均勻;

(2)三角低速區減小,但未完全消失;

(3)煙氣在經過彎道之后,速度場變得很不均勻,最大速度達25 m/s.這種不均勻性主要表現在:經過彎道后,煙道外側為高速區,內側為低速區,速度差非常大;在大斜角后部彎道處,由于尺寸變化很大,內外兩側均出現了低速區.

圖5 方案2 下z=5.825 m 的速度云圖Fig.5 Velocity contour at z=5.825 m cross section in scheme 2

產生這種不均勻性的主要原因是:煙氣經過彎道時,其流線將發生彎曲,由于慣性作用,流體會壓向外側,從而導致彎管外側流體的壓強升高,根據伯努利方程,外側流體的速度相應降低,然后在彎道中部某點以后,壓強才逐漸降低,直到彎道處終止.與此相對應的是彎管內側出現壓強先降低再升高,以及速度先快后慢的現象.

3.3.3 方案3

為消除低速三角區,將直角拐彎煙道改為半徑為3.0 m 的彎管,并在距內外壁1/3 處各加設1 塊75°圓弧導流板,在垂直寬度方向加設9 塊等距、厚度為4 mm 、高度為400 mm 的整流板.圖6為在方案3 下z=5.825 m 截面處的速度云圖.

圖6 方案3 下z=5.825 m 截面的速度云圖Fig.6 Velocity contour at z=5.825 m cross section in schem e 3

從圖6可以看出:

(1)拐彎處的三角低速區基本消失,彎管區速度分布趨于均勻;

(2)整流板后部區域,即第1 層催化劑前區域,速度分布改善,左側低速區明顯減小,右側速度也趨于均勻,但整個區域明顯分為高、低2 個速度分區.

3.3.4 方案4

圖7 方案4 下加2 片導流板時z=5.825 m 的速度云圖Fig.7 Velocity contour at z=5.825 m cross section in scheme 4(2 guide plates added)

圖8 方案4 下加5 片導流板時z=5.825 m 的速度云圖Fig.8 Velocity contour at z=5.825 m cross section in scheme 4(5 guide plates added)

為了進一步優化流場,需要改善整流板入口速度分布.因此在水平到大斜角的過渡段加設直板導流板,并調整各自傾斜角度來進行優化.圖7、圖8分別為加2 片、5 片導流板并調整優化后的速度云圖.從圖中可看出,加設導流板后效果明顯,與方案3 比較,SCR 反應器左側低速區域明顯減小,且右側大部分流速分布均勻.比較圖7和圖8可以看出,增加導流板數量,效果更好,但壓損會相應增加.

從圖7和圖8的速度云圖可以看出:

(1)過渡段導流板的添加對流場的改善具有十分關鍵的作用,圖7中低速區域比圖6明顯減小,圖8中的低速區域比圖7又有明顯減小.

(2)比較圖6、圖7和圖8可以發現,導流板的添加不僅影響下游流場,對上游流場也有一定影響.

在壓損小幅增加的條件下,適當增加整流板數量,對流場進一步優化,并調整上游導流板傾角,得到最后的優化布置方案,圖9為優化后z =5.825 m處的速度云圖.

圖9 優化后z=5.825 m 的速度云圖Fig.9 Velocity contour at z=5.825 m cross section after optimization

從圖9可以看出:

(1)流場進一步優化后,高速區域和低速區域顯著減小,整個流場速度分布更加均勻.

(2)整流板后速度方向偏差很小,速度方向基本平行于y 方向,統計方向偏差平均為1.55°.

(3)通過對流場壓力分布的分析,優化后壓損比空塔布置時增加了103.82 Pa.

對優化前后速度分布進行比較,分別取空塔布置和優化后AIG 截面即上升煙道中部z =5.825 m直線上50 個點的速度值,結果示于圖10.

圖10 空塔布置與優化后AIG 截面上的速度比較Fig.10 Velocity comparison at AIG section before and after optimization

從圖10可以看出,與空塔方案相比,優化后除左右壁面處少數點速度偏低以外,整體速度均勻.優化后統計得到的速度標準偏差為2.24%.

比較空塔布置和優化后整流板后1 m 截面上z=5.825 m 處100 個點的速度值,結果示于圖11.

圖11 優化前后整流板下游1.0 m 截面速度Fig.11 Velocity comparison at 1.0 m dow nstream of diffusion baffle before and after optimization

從圖11可以看出,與空塔情況相比,優化后除左側壁面處少數點速度偏低、右側壁面處少數點速度偏高外,整體速度均勻.優化后統計得到的速度標準偏差為1.10%.

4 結 論

(1)入口煙道和反應器內流場分布是影響SC R脫硝反應器性能的關鍵因素,改善流場的重點是提高AIG 截面和催化劑入口截面煙氣速度分布的均勻性.

(2)從模擬結果可以看出,導流板對流道方向改變所引起的流場分離現象有明顯的抑制作用;直角彎道轉化為1/4 圓弧型彎道有利于消除低速區;導流板和整流板的協調布置能顯著改善速度場分布的均勻性.

(3)添加導流、整流部件會增加系統的壓力損失.利用數值模擬方法對SCR 反應器設計進行優化,達到優化設計、改善性能的目的,同時可以預測系統的壓力損失大小,為引風機出力校核或設備選型提供依據.

(4)流道內導流板的設置不僅影響下游流場,對上游流場也有不同程度的影響,故應對優化方案反復驗證.

(5)模擬計算模型未考慮加裝AIG 的影響.AIG 往往為單層或多層安裝氨噴嘴的管網,安裝后會對流場造成擾動,一般會使AIG 后的流場進一步優化,使催化劑截面的速度分布更加均勻,但系統阻力會增加40 ～60 Pa.

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