某燃煤電廠300MW機組SCR煙氣脫硝裝置結構優化

樊慶鋅，王明軒，關心，邱微，3

（1哈爾濱工業大學市政環境工程學院，黑龍江 哈爾濱 150090；2哈爾濱電站設備成套設計研究所有限公司，黑龍江 哈爾濱 150046；3哈爾濱工業大學城市水資源與水環境國家重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150090）

應用技術

某燃煤電廠300MW機組SCR煙氣脫硝裝置結構優化

樊慶鋅1，王明軒1，關心2，邱微1，3

（1哈爾濱工業大學市政環境工程學院，黑龍江 哈爾濱 150090；2哈爾濱電站設備成套設計研究所有限公司，黑龍江 哈爾濱 150046；3哈爾濱工業大學城市水資源與水環境國家重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150090）

SCR煙氣脫硝裝置中煙氣流場的分布及還原劑（NH3）與NOx的混合效果對脫硝效果起著重要作用，因此，采用數值模擬技術對于初步設計的SCR煙氣脫硝裝置進行結構優化是目前國內外SCR煙氣脫硝裝置設計必不可少的一部分。本研究采用Fluent軟件對某燃煤電廠300MW機組SCR煙氣脫硝裝置內的煙氣流動、第一層催化劑入口NH3與NOx的混合和系統壓降等方面進行模擬，結果表明：BMCR工況下，結構優化后的SCR煙氣脫硝裝置AIG上（下）游、第一層催化劑入口和裝置出口截面煙氣流速相對標準偏差不超過15%；第一層催化劑入口截面NH3/NOx摩爾比相對標準偏差不超過10%；第一層催化劑入口截面煙氣進入最大偏差角度處于±10 °范圍之間；系統壓降低于800Pa。合理的設計導流板能夠起到抑制彎管以及變截面所引起的流場分離現象、消除大旋流的產生使煙氣更加流暢地進入催化劑等作用。

選擇催化還原；煙氣脫硝；數值模擬；導流板

采用成熟有效的NOx燃燒和煙氣脫硝技術控制燃煤電廠NOx排放，是現階段我國電力行業NOx控制的主要手段?，F有的低NOx燃燒技術脫硝效率低于30%，難以滿足嚴格的環保法規要求，必須與煙氣脫硝技術結合使用。選擇性催化還原法（selective catalytic reduction，SCR）煙氣脫硝技術以其技術成熟、脫硝率高、二次污染少等優點在大型燃煤電廠獲得廣泛應用。

SCR煙氣脫硝裝置中煙氣流場的分布及還原劑（NH3）與NOx的混合效果是影響脫硝效果的主要因素之一，它們不但影響最終的脫硝效率和氨逃逸濃度，還對脫硝裝置的長期安全穩定運行產生影響。例如，當煙氣經過催化劑時，如果流速分布不均勻，則高流速煙氣會造成催化劑沖蝕和磨損，低流速煙氣會造成催化劑積灰和堵塞，影響催化劑壽命；如果在催化劑表面NOx與NH3混合不夠均勻，則NOx與過量氨反應造成氨逃逸濃度大，與少量氨反應造成脫硝效率達不到設計要求。因此，在SCR煙氣脫硝裝置內部合理地設計導流板，是保證裝置內煙氣均勻流動以及NH3與NOx均勻混合的關鍵。根據實際工程需要，初步設計的SCR煙氣脫硝裝置是不包括導流板的，所謂SCR煙氣脫硝裝置結構優化，是指通過數值模擬方法模擬煙氣及還原劑（NH3）在裝置內部的實際流動情況，提出合理的導流板安裝方案，即確定在SCR煙氣脫硝裝置中導流板的最佳形式、數量和位置。

國外對于SCR煙氣脫硝裝置數值模擬方面的研究起步早，經驗豐富[1-4]，形成一個比較完整的數據庫可以用來判斷、比較和預測設計的優劣[5]，而國內對于該方面的研究起步晚，目前仍處于發展階段，關于SCR煙氣脫硝裝置內部流場的模擬較為簡單，不夠全面[6-14]，同時，在SCR煙氣脫硝裝置結構優化的過程中缺乏標準。本研究針對某燃煤電廠300MW機組初步設計的SCR煙氣脫硝裝置進行結構優化，使其在實際運行中能夠達到高脫硝效率和低氨逃逸濃度，同時，本文研究方法和研究成果還可為我國SCR煙氣脫硝裝置結構優化提供借鑒。

1 研究對象

某燃煤電廠300MW機組鍋爐配置兩套對稱的SCR煙氣脫硝裝置，本研究以其中一套作為研究對象。煙氣從鍋爐尾部省煤器煙道進入SCR煙氣脫硝裝置入口煙道，經90°轉彎后垂直向上經過噴氨格柵（ammonia injection grid，AIG），與NH3混合后再經90°轉彎進入水平煙道，然后再經90°轉彎垂直向下經過整流格柵和各層催化劑。經過催化劑時，煙氣進行脫硝，脫硝后的煙氣從出口煙道進入空氣預熱器等下游裝置。SCR煙氣脫硝裝置入口煙道進口處布置一組直形導流板，出口處布置一組折形導流板，在AIG上、下游煙道轉彎處各設置一組直弧形導流板，在整流格柵入口處設置一組直弧形導流板，具體情況見圖1。

本研究中SCR煙氣脫硝裝置采用日本三菱公司技術設計，AIG噴出的是NH3與空氣的混合氣體，NH3∶空氣=1∶19（體積比）。SCR煙氣脫硝裝置主要設計參數見表1和圖2。本研究中SCR煙氣脫硝裝置AIG由40根噴管組成（其中20個長噴管、20個短噴管），每根噴管上裝有8個噴嘴，左右各4個，呈90°夾角，具體情況見圖3。

圖1 SCR煙氣脫硝裝置三維模型

表1 SCR煙氣脫硝裝置主要設計參數

圖2 SCR煙氣脫硝裝置主要設計參數

圖3 AIG三維模型

2 研究方法

計算流體動力學（computational fluid dynamics，CFD）是采用數學方法、利用計算機解決流體力學實際問題的方法，是目前國內外SCR煙氣脫硝裝置設計中應用最普遍的數值模擬方法。

首先，利用GAMBIT軟件建立與實際尺寸相同的SCR煙氣脫硝裝置三維模型，采用四面體和六面體網格進行網格劃分，并在AIG和第一層催化劑入口進行適當的網格加密，模型網格計算單元數量約為500萬。然后，采用Fluent軟件對煙氣在SCR煙氣脫硝裝置內的流動、第一層催化劑入口NH3與NOx的混合、第一層催化劑入口煙氣進入角度和系統壓降等方面進行模擬，主要使用k-ε湍流模型、組分輸運模型和多孔介質模型等。

在滿足工程要求條件下，為便于CFD數值模擬計算，作出如下假設和簡化：①將煙氣視為不可壓縮牛頓流體，并且流動屬于定常流；②實際脫硝裝置進出口溫差較小，假設系統絕熱；③實際脫硝裝置的漏風率較小，忽略不計；④在脫硝裝置進口處，煙氣流速分布均勻，同時，各組分不發生化學反應；⑤煙氣中灰分對本研究內容影響較小，因此不考慮灰分的影響；⑥催化劑層產生的流動阻力通過在多孔介質模型中設置一個與實際運行值相當的壓力損失進行模擬；⑦忽略導流板厚度、AIG尺寸和一些對流場影響較小的內部構造（構架、梁等）。

SCR煙氣脫硝裝置結構合理的控制指標包括：①AIG上、下游、第一層催化劑入口和裝置出口截面煙氣流速相對標準偏差不超過15%（BMCR工況下）；②第一層催化劑入口截面NH3/NOx摩爾比相對標準偏差不超過10%（BMCR工況下）；③第一層催化劑入口截面煙氣進入最大偏差角度處于-10°～10°；④系統壓降在設計要求范圍內，本研究要求系統壓降不超過800Pa。分析截面見圖4。

SCR煙氣脫硝裝置結構優化就是根據上述方法，首先針對初步設計的SCR煙氣脫硝裝置（未安裝導流板）進行數值模擬，然后根據模擬結果，借鑒相關工程資料，在保證SCR煙氣脫硝裝置流場特性滿足控制指標的基礎上，盡量減少導流板的數量，以降低整套裝置的荷載和阻力，經過對導流板安裝方案的不斷比較和改進，得到較為合理的結構優化方案。合理的SCR煙氣脫硝裝置結構優化方案，并不是保證裝置內部每個截面上煙氣流速都達到均勻分布的要求，只能在滿足控制指標的情況下，使裝置內部主要截面上的煙氣流速分布均勻。

3 結果和討論

3.1 結構優化前SCR煙氣脫硝裝置數值模擬結果和討論

3.1.1 SCR煙氣脫硝裝置各分析截面煙氣流速分布特性

在BMCR工況下，對結構優化前SCR煙氣脫硝裝置（未安裝導流板）各分析截面的煙氣流速分布特性進行數值模擬，結果見圖5～圖8。

從圖5中可以看出，由于AIG上游截面臨近裝置入口煙道轉彎處，在慣性作用下，大量煙氣集中在煙道右側壁面區域，整個截面煙氣流速呈現左低右高的情況。煙氣流速分布不均勻，影響煙氣與AIG噴入的NH3充分混合，因此需要在AIG上游截面之前設置導流板。

圖4 SCR煙氣脫硝裝置數值模擬分析截面

圖5 優化前AIG上游截面煙氣流速數值模擬圖

圖6 優化前AIG下游截面煙氣流速數值模擬圖

圖7 優化前第一層催化劑入口截面煙氣流速數值模擬圖

圖8 優化前裝置出口截面煙氣流速數值模擬圖

從圖6中可以看出，煙氣由于在進入AIG下游截面前有一段垂直混合距離，因此在該截面上的流速分布要好于AIG上游截面，但由于混合距離較短，煙氣流速分布仍不均勻?？紤]到系統阻力及磨損情況，不適合在AIG上、下游之間設置導流板，因此可以通過調整安裝在AIG上游截面之前的導流板使煙氣流速在AIG下游截面分布均勻。

從圖7中可以看出，未安裝導流板時煙氣流速在第一層催化劑入口截面分布不均勻，這種情況主要是由于煙氣在進入第一層催化劑時橫截面擴大3.6倍流速減小，同時速度角度變化較大造成的。在慣性作用下，煙氣集中在裝置右壁面區域，因此該區域流速較大。裝置出口截面縮小，煙氣在通過出口煙道時流速增加，阻力增大，因此部分區域存在渦流現象。

從圖8中可以看出，煙氣流速在裝置出口截面分布較均勻，主要是由于煙氣由截面較大的反應區匯集到截面較小的出口煙道后，流速增加，同時增強了氣體的擾動及再分配導致的。

CFD數值模擬結果顯示：結構優化前SCR煙氣脫硝裝置，BMCR工況下，AIG上、下游、第一層催化劑入口截面煙氣流速相對標準偏差依次為32.6%、27.0%和30.5%，均超過15%的控制指標，煙氣流速分布不均勻；裝置出口煙道截面煙氣流速相對標準偏差為11.7%，未超過15%的控制指標，因此，在裝置出口煙道處可不設置導流板。

3.1.2 SCR煙氣脫硝裝置第一層催化劑入口截面NH3/NOx分布特性

在BMCR工況下，對結構優化前SCR煙氣脫硝裝置（未安裝導流板）第一層催化劑入口截面NH3/NOx摩爾比分布情況進行數值模擬，結果見圖9。

圖9 優化前第一層催化劑入口截面NH3/NOx摩爾比分布圖

從圖9中可以看出，在第一層催化劑入口截面下部出現了NH3/NOx摩爾比峰值區域，并且從下到上NH3/NOx摩爾比逐漸減小，其原因是從AIG均勻噴入的NH3與煙氣混合后氣體流場的不均勻造成的。CFD數值模擬結果顯示：結構優化前SCR煙氣脫硝裝置在BMCR工況下，第一層催化劑入口截面NH3/NOx摩爾比相對標準偏差為11.3%，超過10%的控制指標，NH3和NOx混合不均勻。因此，需要在第一層催化劑入口設置導流板，使NH3與NOx能夠充分均勻地混合。

3.1.3 SCR煙氣脫硝裝置第一層催化劑入口截面煙氣進入角度

BMCR工況下結構優化前SCR煙氣脫硝裝置（未安裝導流板）第一層催化劑入口截面煙氣進入角度數值模擬結果見圖10。

從圖10可以看出，第一層催化劑入口截面煙氣進入角度偏差較大，且從進入角度可以看出有1/3的區域出現明顯渦流現象。CFD數值模擬結果顯示：最大偏差角度達到68.5°，平均偏差角度為36.7°。煙氣進入第一層催化劑入口截面的角度偏差過大會導致煙氣與催化劑接觸不充分，催化劑利用率低；部分區域脫硝負荷過大，脫硝效率低，且影響催化劑的使用壽命，增加氨逃逸濃度。因此需要在第一層催化劑入口設置導流板，使煙氣與催化劑能夠充分均勻接觸反應。

圖10 優化前第一層催化劑入口截面煙氣流速矢量圖

3.2 SCR煙氣脫硝裝置結構優化方案

SCR煙氣脫硝裝置入口煙道進入上升段之前為變截面結構，水平漸擴煙道為非對稱形式，使煙氣流速在入口煙道橫截面垂直煙氣流動方向上（即Y軸方向）分布不均。本研究在裝置入口煙道進口處布置一組直形導流板，出口處布置一組折形導流板，起到保持導流效果的作用。具體布置方式見圖11。

煙氣在經過SCR煙氣脫硝裝置上升煙道入口和出口處時，均發生了90°的轉彎，在慣性和離心力的作用下被壓向外側，因此，外側煙氣壓強增大，由伯努利方程可知，流速減小，在煙道轉彎處某點以后壓強才逐漸減小直到轉彎結束；與此相對，內側煙氣壓強先減小后增大，流速先增大后減小。內、外兩側煙氣流速的差別，導致流場分離現象的發生。上升煙道沿X軸增大方向，煙氣流速逐漸增大，導致了AIG上、下游截面流速分布不均勻。本研究在AIG上、下游煙道轉彎處各設置一組直弧形導流板，避免煙氣集中在煙道轉彎處外側的現象發生，煙氣在導流板的作用下可均勻流過煙道轉彎處，進而在上升煙道X軸方向分布均勻，消除流向改變對煙氣流速分布的影響。具體布置方式見圖12和圖13。

圖11 裝置入口煙道導流板布置圖（單位：mm）

圖12 AIG上游煙道轉彎處導流板布置圖（單位：mm）

圖13 AIG下游煙道轉彎處導流板布置圖（單位：mm）

煙氣在進入整流格柵前流向發生90°轉彎，并且流動截面擴大流速降低，煙氣在離心力作用下集中在裝置外側。由于彎道內外側存在壓差，會使裝置局部存在渦流現象。原設計雖然設置了整流格柵，但速度分布仍有較大偏差，整流效果不理想。第一層催化劑入口處煙氣流速的不均勻分布也導致了該截面上NH3/NOx分布存在較大偏差。本研究在整流格柵入口處設置一組直弧形導流板，不僅可以改善流體經過彎道時的分離現象，還能減小流體經過彎道時產生的二次流帶來的阻力。具體布置方式見圖14。

3.3 結構優化后SCR煙氣脫硝裝置數值模擬結果和討論

3.3.1 SCR煙氣脫硝裝置各分析截面煙氣流速分布特性

在BMCR工況下，對結構優化后SCR煙氣脫硝裝置各分析截面的煙氣流速分布特性進行數值模擬，結果見圖15～圖18。

從圖15可以看出，AIG上游截面煙氣流速由于受模型AIG的影響雖呈現中間小兩邊偏大的趨勢，但速度梯度變化不大，整體分布較為均勻。SCR煙氣脫硝裝置入口煙道處的兩組導流板對Y軸方向上的流速分布起到了分配作用，AIG上游彎道處的一組弧形導流板對X軸方向上的流速分布起到了導流作用。

圖14 整流格柵入口彎道處導流板布置圖（單位：mm）

圖15 優化后AIG上游截面煙氣流速數值模擬圖

從圖16可以看出，煙氣進入上升段后速度梯度不斷減小，流速分布逐漸均勻。由于混合距離較短，流速分布不能完全均勻，但在導流板及AIG的整流作用下，該截面流場均勻程度有了明顯改善，總體分布趨勢與AIG上游截面相同。

圖16 優化后AIG下游截面煙氣流速數值模擬圖

從圖17可以看出，第一層催化劑入口截面煙氣流速分布較均勻，僅在部分區域流速存在一定差距，這主要是由于煙氣經過催化劑入口彎道處受到的慣性力所致。第一層催化劑入口處設置的一組直弧型導流板使得煙氣沿著導流板布置方向流動，減小慣性力，使催化劑上方高速區的得到了一定程度地減輕，同時消除了大漩渦的產生，降低了煙氣對速度場不均勻性的影響，使煙氣更加流暢地進入催化劑層，導流板尾部對速度場的擾動尚存在一定影響，仍存在小回流區，但考慮到減少系統阻力及載荷，因此在滿足實際工程要求的情況下盡量減少導流板的數量。

從圖18可以看出，裝置出口截面煙氣流速分布均勻。BMCR工況下，數值模擬得到的裝置出口截面煙氣流速相對標準偏差為10.7%，優于優化前。

CFD數值模擬結果顯示：結構優化后SCR煙氣脫硝裝置在BMCR工況下，AIG上、下游、第一層催化劑入口截面煙氣流速相對標準偏差依次為9.2%、9.8%和11.9%，均滿足不超過15%的控制指標，煙氣流速分布均勻。

圖17 優化后第一層催化劑入口截面煙氣流速數值模擬圖

圖18 優化后裝置出口截面煙氣流速數值模擬圖

圖19 優化后第一層催化劑入口截面NH3/NOx分布圖

3.3.2 SCR煙氣脫硝裝置第一層催化劑入口截面NH3/NOx分布特性

在BMCR工況下，對結構優化后SCR煙氣脫硝裝置第一層催化劑入口截面NH3/NOx摩爾比分布情況進行數值模擬，結果見圖19。

由圖19可以看出，結構優化后的SCR煙氣脫硝裝置由于煙氣流速在第一層催化劑入口截面的均勻分布，使得NH3濃度在該截面上的濃度梯度降低，假設煙氣中NOx濃度不變，因此第一層催化劑入口截面NH3/NOx分布均勻。CFD數值模擬結果顯示：結構優化后的SCR煙氣脫硝裝置在BMCR工況下，第一層催化劑入口截面NH3/NOx摩爾比相對標準偏差為3.6%，滿足不超過10%的控制指標，NH3和NOx混合均勻。

3.3.3 SCR煙氣脫硝裝置第一層催化劑入口截面煙氣進入角度

BMCR工況下結構優化后SCR煙氣脫硝裝置第一層催化劑入口截面煙氣進入角度數值模擬結果見圖20。

圖20 優化后第一層催化劑入口截面煙氣流速分布矢量圖

由圖20可知，結構優化后煙氣進入第一層催化劑角度的偏差值小于結構優化前，主要是由于導流板抵消了煙氣經過裝置拐角時所受到的離心力的作用。因此，在裝置拐角位置安裝合適的導流板能夠使氣體流動的方向和裝置煙道基本保持一致，有助于減輕煙氣及其攜帶顆粒對裝置和催化劑的磨損。BMCR工況下，數值模擬得到的煙氣進入角度的最大偏差為8.6°，滿足該截面最大偏差±10°的考核標準。

3.3.4 流動阻力特性

對結構優化后SCR煙氣脫硝裝置的流動阻力進行分析，結果見圖21和表2。

BMCR工況下，數值模擬得到結構優化后SCR煙氣脫硝裝置系統壓降為708Pa，本研究SCR煙氣脫硝裝置設計文件中要求系統壓降在800Pa以內，因此本研究提出的優化方案符合設計要求。在SCR煙氣脫硝裝置中，煙道轉彎處壓力損失較大，主要是由于煙氣在轉彎時大部分集中在煙道外側產生大范圍漩渦區和二次流導致的，在煙道轉彎處安裝導流板，可使煙氣沿著導流板經過轉彎處，避免漩渦區和二次流的產生，但是，過多安裝導流板又會增加整套裝置的荷載和阻力。因此，以安裝最少的導流板使裝置結構合理，是SCR煙氣脫硝裝置結構優化的基本原則[15]。

圖21 SCR煙氣脫硝裝置流動阻力分布圖

表2 SCR煙氣脫硝裝置流動阻力數值模擬數據 單位：Pa

4 結 論

（1）采用CFD數值模擬技術對某燃煤電廠300MW機組初步設計的SCR煙氣脫硝裝置進行結構優化，結果顯示：BMCR工況下，AIG上下游、第一層催化劑入口、裝置出口截面煙氣流速相對標準偏差分別為9.2%、9.8%、11.9%和10.7%，均滿足不超過15%的控制指標，煙氣流速分布均勻；第一層催化劑入口截面NH3/NOx的摩爾比相對標準偏差為3.6%，滿足不超過10%的控制指標，NH3和NOx混合均勻；煙氣進入第一層催化劑入口截面的角度最大偏差為8.6°，滿足最大偏差±10°的控制指標；系統壓降708Pa，滿足不超過800Pa的實際要求。

（2）合理的設計導流板具有以下作用：①使煙氣沿著導流板布置方向流動，降低煙氣對速度場不均勻性的影響；②對彎管以及變截面所引起的流場分離現象有一定抑制作用；③消除大旋流的產生，使煙氣更加流暢地進入催化劑中；④減少流場不均勻對NH3濃度分布的不利影響，提高催化反應效率。

本研究進行數值模擬之后進行了流場模型試驗，數值模擬和流場模型試驗中速度場、濃度場和壓力場結果都較為接近，說明數值模擬結果是可信的。本文研究成果已在實際工程中應用，SCR煙氣脫硝系統已完成連續168h滿負荷運行，在此期間，SCR煙氣脫硝裝置平均脫硝效率大于80%，平均NH3逃逸濃度小于2.5mg/m3（101.325kPa，0℃，干基，過量空氣系數1.4），平均阻力小于0.62kPa，平均SO2/SO3轉化率小于1%。采用網格法，現場實測得到裝置出口截面NOx濃度分布情況，NOx濃度均低于100mg/m3，且相對標準偏差小于10%。因此，本研究針對研究對象提出的結構優化方案是切實可行的。

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Optimal design of a SCR-DeNOxsystem for a 300MW coal-fired power plant

FAN Qingxin1，WANG Mingxuan1，GUAN Xin2，QIU Wei1，3（1Harbin Institute of Technology Municipal and Environmental Engineering，Harbin 150090，Heilongjiang，China；2Harbin Power System Engineering and Research Institute，Harbin 150046，Heilongjiang，China；3Harbin Institute of Technology State Key Laboratory of Urban Water Resources and Environment，Harbin 150090，Heilongjiang，China）

The distribution of flue gas flow field and the effects on mixing the reducing agent （NH3）with NOxin SCR system are important in the denitrification. Therefore，the structure optimization by numerical simulation of newly designed SCR reactors is essential in the SCR reactor design. In this research FLUENT software was used to simulate flue gas flow field，the effects on mixing NH3with NOxat the entrance of the first layer catalyst，and the pressure drop of the system in a 300MW coal-fired power plant. Results showed that the relative standard deviation of flue gas velocity was less than 15% between the above and below section of AIG (ammonia injection grid)，the entrance of the first layer catalyst and the outlet of SCR reactor after structure optimization in the BMCR (boiler maximum continuous rating) conditions；the relative standard deviation of NH3/NOxratio was less than 10% at the entrance of the first layer catalyst；the maximum deviation angle of the flue gas entrance at the entrance of the first layer catalyst was between -10° and 10°；the pressure drop of the system was less than 800Pa. Using well-designed deflectors could inhibit the flow separation phenomenoncaused by bending and variable cross section，eliminate the high swirl，and make it more smoothly for the flue gas entering the catalyst.

SCR；flue gas denitrification；numerical simulation；deflector

X 701

A

1000-6613（2014）10-2806-09

10.3969/j.issn.1000-6613.2014.10.048

2014-02-27；修改稿日期：2014-05-15。

樊慶鋅（1962—），男，博士，副教授，主要從事環境影響評價領域研究。E-mail fanqingxin@hit.edu.cn。聯系人：邱微，博士，副教授，主要從事城市水資源生態承載力領域研究。E-mail qwxnh@ 163. com。。