SCR脫硝系統導流板優化設置的數值模擬

王漢青，易檢長，李端茹，李 燦，寇廣孝，劉暢榮，葉明強，李 軍，劉 華

（1. 湖南工業大學 土木工程學院，湖南 株洲 412007；2. 湖南凱天環保科技股份有限公司，湖南 長沙 410000）

SCR脫硝系統導流板優化設置的數值模擬

王漢青1，易檢長1，李端茹1，李 燦1，寇廣孝1，劉暢榮1，葉明強2，李 軍2，劉 華2

（1. 湖南工業大學 土木工程學院，湖南 株洲 412007；2. 湖南凱天環保科技股份有限公司，湖南 長沙 410000）

根據某電廠SCR脫硝裝置氣流均勻性的設計要求，按1:1比例建立三維模型，劃分網格后進行CFD仿真模擬，并根據模擬結果對比分析了速度相對標準偏差、最大煙氣入射角度、溫度最大絕對偏差、氨氮物質的量之比、系統壓損5個參數，研究了關鍵位置導流板的優化設置規律。結果表明，在整個SCR脫硝裝置煙道系統中，煙道入口處宜設置等間距導流板，以使氣流均勻進入后部管道；煙道系統中任何有變徑或變向的煙道均宜設置導流板，以防止氣流偏向某一方；距離反應器最近處的煙道外形、導流板尺寸對氣流均勻性影響最大；在反應器頂部加設干擾氣流的小圓管，對改善局部區域氣流均勻性有一定作用。

脫硝；仿真模擬；導流板；選擇性催化還原法

0 引言

隨著我國電力行業的飛速發展和人們對周邊環境要求的不斷提高，燃煤電廠所產生的尾氣中的氮氧化物的處理成為各環保部門討論的熱點問題[1]。在現有的多種燃煤煙氣氮氧化物治理技術中，選擇性催化還原法（selective catalytic reduction，SCR）脫硝技術以其脫硝效率高、技術成熟等特點而在大型燃煤電廠獲得了廣泛的應用。為了提高系統脫硝效率，可以在系統中設置導流板、靜態混合器及整流格柵等設備，這些設備能促使煙氣與氨混合均勻。其中，導流板的形狀與布置方式對于調節脫硝系統內流場分布具有重要作用。

計算流體動力學（computational fluid dynamics，CFD），是預測流體流動、傳熱傳質、化學反應及其他相關物理現象的一門學科。由于CFD方法具有減少成本昂貴的實驗工作量，成本低且能模擬較復雜或較理想的過程等優點，因而在概念設計、產品設計、改進設計等中具有廣泛的應用，現已成為物理試驗的補充，但更節省費用和人力。因此，本文擬使用CFD仿真方法，分析廣州某電廠300 MW機組脫硝裝置的設計優化問題。該電廠的脫硝工程至少滿足以下5個基本要求：

a）入口煙氣流速偏差，即指第一層（首層）催化劑入口煙氣速度分布的相對標準偏差，應小于±15%；

b）入口煙氣流向偏差，即指第一層催化劑入口煙氣流向與催化劑橫截面垂直方向的夾角，應小于±10°；

c）入口煙氣溫度偏差，即指第一層催化劑入口煙氣溫度分布的絕對偏差，應小于±10℃；

d）NH3與NOx的物質的量之比偏差，即指第一層催化劑入口處NH3與NOx物質的量之比分布的相對標準偏差，應小于5%；

e）系統壓損，即從脫硝裝置入口處到出口處之間的系統壓力損失，在性能考核試驗時不大于500 Pa（不考慮催化劑阻力）。

為了達到上述設計要求，本研究通過改變導流板的設置處理，模擬了4種脫硝系統內流場分布方案，通過對比分析，得出了導流板的設置規律，并找到了符合要求的設計方案。

1 物理模型及網格劃分

在進行SCR脫硝系統CFD仿真模擬前，通過AutoCAD按照1:1比例建立其三維物理模型，并用Gambit 2.4進行布爾處理。所建立模型的長寬高尺寸為16.0 m×10.2 m×21.8 m，從煙道入口至出口最多設置9處導流板組，氨管上設置3排共36個噴氨嘴，整流器采用底為方形150 mm×150 mm，高為300 mm的規格。反應器內采用3個催化層，規格為4.1 m× 4.0 m。其中，靜態混合器與反應器頂端混合圓管根據模擬結果進行調整設置。具體的脫硝系統三維模型如圖1所示。

圖1 脫硝系統三維模型Fig.1 3D model of the SCR denitration system

對于脫硝系統模型的網格劃分，采用ANSYS14.0中ICEM進行，整個模型網格由結構化網格和非結構化網格組成，網格數量達到2 100萬，如圖2所示。其中，反應器以前部分和反應器之后部分采用非結構化網格，反應器內采用結構化網格。

圖2 脫硝系統網格模型Fig.2 Mesh model of the SCR denitration system

2 數學模型

模擬SCR煙氣脫硝過程比較復雜，不僅涉及反應器復雜的幾何形狀、多種導流板、靜態混合器、整流器及反應器內的復雜氣流分布等因素的影響，還受到煙氣與氨氣在煙道和反應器里面的湍流流動、重力、以及各流體介質之間傳熱傳質和多組分輸運等因素的影響。故在CFD仿真模擬時，系統內湍流流動模擬選取標準k-ε湍流模型，并考慮浮升力的影響，煙氣與氨氣混合的模擬選取多組分輸運模型，催化劑的結構模擬選取多孔介質模型。

2.1 化學反應基本原理

SCR的反應機理比較復雜，主要是NH3在催化劑的作用下與煙氣中的NO進行反應，從而達到脫除NOx的目的。一般情況下，煙氣中的NOx主要為NO和NO2，但煙氣中NO2的成分僅約為混合氣體體積總量的5%，工程上一般可忽略不計，因此，本文采用的主要反應方程式為式（1）[2]：

2.2 控制方程

根據質量守恒定律，假設在脫硝過程中，氣體密度不變時，可以推導出連續性方程，如式（2）[3]：

式中：ui為i方向的速度;

xi為i方向的坐標x。

動量方程如式（3）：

uj為j方向的速度；

P為單位體積內流體的總實際動量；

Fi為由熱源引起的源項；

除雷諾方程之外，根據能量守恒條件及對流、傳導及內熱源放（吸）熱情況，可以得到溫度T的能量守恒方程，如式（4）：

式中：為時間；

u為速度；

T為溫度；

Kc為溫度擴散系數；

qT為流體內部熱源的單位體積發熱量；

Cp為定壓比熱容。

2.3 湍流模型

選用標準k-湍流模型，其表達式如式（5）和式（6）所示[3]：

式（5）和（6）中：k為紊流能量；

t 為紊流；

Gk為由層流速度梯度而產生的湍流動能；

2.4 多孔介質模型

催化劑是SCR的核心，蜂窩式和板式是其常用結構。對于蜂窩形狀的催化劑床層，如果在數值模擬中如實構造蜂窩形狀的催化劑床，則當進行網格劃分時，將達到上千萬的網格體，因而會受到計算機條件的制約。因此，本研究中將催化劑床建模為多孔介質區域[4]。

多孔介質的動量方程具有附加的動量源項，該源項由兩部分組成：一部分模型阻力公式為黏性損失項，另一部分是內部損失項[5]。

對于簡單的均勻多孔介質，其表達式如式（7）：

C2為壓力跳躍系數；

v為y方向上的分速度；

Δm為氣流分布板厚度。

2.5 組分輸運方程

由于選擇性催化還原的流動介質有煙氣和氨氣，而且煙氣中也有多種物質，涉及到要考慮流動中物質的混合情況，因此，采用混合物的物質輸運模型來模擬，其能量守恒方程采用式（8）：

J為某量通過控制容積面流通面的流通量密度。

2.6 邊界條件設置

在上面建立的模型中，煙道入口、噴嘴設置為速度入口（velocity-inlet），煙道出口設置為壓力出流（pressure-outlet），所有的Wall采用無滑移邊界條件，具體參數如表1所示[6]。

表1 邊界條件設置Table 1 Boundary conditions setting

表1中，煙道入口煙氣中包括H2O, O2, NO, CO2，噴嘴氣體包括O2, NH3。

3 模擬結果及數據分析

3.1 模擬方案設置

通過調整導流板組和靜態混合器等內部構件和煙道外形，完成了對脫硝過程中氣流組織的規律研究。按照脫硝工程的4個基本要求，以下對其中4種仿真方案結果進行對比分析。

在不同的方案中，脫硝系統煙道外形、導流板的設置組數、不同位置導流板的尺寸、反應器頂端圓管設置及靜態混合器設置均不同，具體見表2。

表2 各方案內部構件設置表Table 2 The setting table for each project internal component

在模擬過程中發現，反應器處煙道外形尺寸、導流板尺寸、是否設置干擾圓管均會直接影響模擬結果，各方案中，反應器上端處煙道外形尺寸及導流板、圓管設置詳見圖3。

圖3 反應器處煙道外形尺寸、導流板、圓管設置Fig.3 Reactor flue dimensions, guide plate and tube set

圖3中：方案1未對煙道外形作變化，僅在反應器上部加一處導流板，分別為8塊直板加4塊弧形板，且不設置圓管，尺寸如圖3a所示（圖中尺寸單位均為mm）；方案2中反應器處煙道由原來的弧形變成直板形，反應器上部加一處導流板，分別為4塊直板，整流格柵距離反應器橫向煙道下邊300 mm，具體尺寸如圖3b所示，也不設置圓管；方案3中煙道外形尺寸及導流板布置與方案2相同，只是對導流板角度進行適當調整，具體尺寸如圖3c所示，但在頂管煙道處加設干擾圓管。

3.2 各方案模擬結果與分析

1）首層催化劑表面的煙氣速度。模擬所得各方案首層催化劑表面煙氣速度大小分布云圖如圖4所示。

圖4 各方案下首層催化劑表面煙氣速度大小分布云圖Fig.4 The surface air velocity contour of the first layer catalyst for each scheme

由圖4可知：原始方案中首層催化劑表面的煙氣速度分布極不均勻，呈中間大兩邊小的分布狀態，且變化幅度較大；方案1中首層催化劑表面煙氣速度從左至右由4.5 m/s變大到6.5 m/s再變小到4.5 m/s，且變化幅度較原始方案小；方案2中首層催化劑表面煙氣速度從左至右逐漸變大，變化幅度與方案1基本一致；方案3中首層催化劑表面速度分布相對較均勻，偏差小于5%，達到了設計要求。

2）首層催化劑表面的煙氣入射角。模擬所得各方案首層催化劑表面煙氣入射角分布云圖如圖5所示。

圖5 各方案下首層催化劑表面煙氣入射角分布云圖Fig.5 The surface air incident angle contour of the first layer catalyst for each scheme

從圖5中可以看出：原始方案的反應器內首層催化劑表面煙氣入射角度最大，達到45°，并且極其不均勻；方案1在入口處未設置導流板，導致煙氣較為集中地進入反應器，因而出現了兩極分化，左邊極小部分煙氣入射角度控制在16°以內，右邊大部分煙氣入射角度分布非常均勻；方案2不僅加設了導流板1，并且改變了催化劑層上部煙道外形尺寸以及導流板5的尺寸設計，導致氣流進行了重新分布，但是仍有極小部分超出入射角的誤差要求；方案3在變徑處加設了導流板2，并且對導流板5進行了微調，從而實現了將右邊氣流分流到左邊，同時加設了干擾圓管，使得氣流分布更加均勻，首層催化劑表面的煙氣入射角度基本滿足設計要求。

3） 首層催化劑表面的煙氣溫度。模擬所得4種方案下的首層催化劑表面煙氣溫度分布云圖如圖6所示。

從圖6中可以看出，各模擬方案中反應器內首層催化劑表面的煙氣溫度變化都不太明顯，表面煙氣最高溫度與最低溫度之差均不超過5℃，顯然達到了設計要求。

圖6 各方案下首層催化劑表面溫度分布Fig.6 The surface temperature distribution of the first layer catalyst for each scheme

4）首層催化劑表面NH3與NO物質的量之比。各方案中首層催化劑表面的NH3與NO物質的量之比如圖7所示。

圖7 3個方案首層催化劑表面NH3/NO物質的量之比Fig.7 The NH3/NO ratios of the first layer catalyst for three schemes

從圖7中可以看出，方案1、方案2和方案3中首層催化劑表面NH3與NOx物質的量之比均呈現出逐漸均勻的變化趨勢，且以方案3最優。

3.3 變量統計分析

根據以上4個方面的模擬數據，對各方案中首層催化劑前煙氣速度分布CV值、最大煙氣入射角、煙氣溫度最大絕對偏差、氨氮摩爾比率CV值分布及整個系統壓力損失進行統計分析，所得結果如圖8～10所示。圖中橫坐標1～5分別表示原始方案、方案1～方案3和工程標準，并且圖中速度相對標準偏差CV值、煙氣最大入射角、溫度最大絕對偏差、NH3與NOx比率CV值均為首層催化劑前截面上的數值，系統壓損不考慮催化劑層阻力。

圖8 速度CV值與NH3/NOx比率CV值Fig.8 The velocity CV and theNH3/NOxratio of CV

由圖8 可知，原始方案的速度相對標準偏差CV值為36%，超出工程標準15%的要求，方案1～3均達到工程要求，均不超過15%，相較而言，方案1和3較好；就NH3/NOx比率CV值而言，原始方案為9%、方案1為7%、方案2為6%，均超出工程標準5%的要求，方案3小于5%，符合設計要求。

圖9 最大煙氣入射角度與溫度最大絕對偏差Fig.9 The max incident angle and the maximum temperature absolute deviation

由圖9 可知，所有方案的溫度最大絕對偏差均滿足工程標準要求（10℃以內）；但原始方案的最大煙氣入射角為45°、方案1的最大煙氣入射角為13°，方案2的最大煙氣入射角為15°，均超出工程標準（10°）要求，僅方案3的最大煙氣入射角小于10°，符合設計要求。

圖10 系統壓損Fig.10 Pressure loss of the system

由圖10可知，方案1和方案2的系統壓損分別為1 300 Pa和1 250 Pa，均超出工程標準要求（500 Pa），而方案3的系統壓損為220 Pa左右，達到工程設計標準要求。

以上分析表明，方案3中首層催化劑前速度分布CV值、最大煙氣入射角、溫度最大絕對偏差、氨氮摩爾比率CV值分布及系統壓力損失等5項參數均符合工程設計要求。模擬過程中發現，在整個煙道系統中，煙道入口處和任何有變徑或變向的煙道位置均宜設置導流板，特別是距離反應器最近處的導流板，對結果的影響最大。同時，在反應器頂部加設干擾氣流的小圓管，也可以起到一定效果。

4 結論

通過本文分析對比，為了實現SCR反應器氣流均勻性條件，必須合理設置導流板及其它輔助構件，并發現以下規律：

1）在整個煙道系統中，煙道入口處宜設置等間距導流板，以使氣流均勻進入后部流域；

2）在整個煙道系統中，任何有變徑或變向的煙道均宜設置導流板，以防止氣流偏向一方；

3）距離反應器最近處的煙道外形、導流板尺寸對均勻性影響最大；

4）在反應器頂部加設干擾氣流的小圓管，能夠明顯改善局部氣流的均勻性。

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（責任編輯：廖友媛）

Numerical Simulation of Guide Plate Optimization Setting of Selective Catalytic Reduction Denitrification System

Wang Hanqing1，Yi Jianchang1，Li Duanru1，Li Can1，Kou Guangxiao1，Liu Changrong1，Ye Mingqiang2，Li Jun2，Liu Hua2
（1. School of Civil Engineering，Hunan University of Technology，Zhuzhou Hunan 412007，China；2. Hunan Kaitian Environmental Protection Technology Co., Ltd.，Changsha 410000，China）

According to the design requirement of airflow uniformity of SCR denitration device in a power plant, established a three-dimensional model with a ratio of 1:1 and simulatedwith CFD after meshing. On the basis of the simulation result, contrasted and analyzed five parameters of speed relative standard deviation, the max flue gas incident angle, the temperaturemaximum absolute deviation, the molar ratio of NH3/NO and the systempressure loss, and investigated the guide plate optimal setting rule in the key positions. The results showed that in the SCR denitration system, it is necessary to set the equidistant guide plate at the flue entrance for uniform airflow into rear pipe, and the guide plates should also be set at the appropriate positions with reducing and changing direction to prevent the gas flow to one side. The guide plate size and the flue pipe shape nearest to the reactor have the most impact on the airflow uniformity. Installing the little pipe on the reactor top would improve local position air uniformity.

denitration；numerical simulation；guide plate；SCR

X701

A

1673-9833(2015)02-0001-07

10.3969/j.issn.1673-9833.2015.02.001

2015-01-02

湖南省自然科學-株洲聯合基金資助項目（12JJ8019），湖南省研究生科研創新基金資助項目（CX2013B411）

王漢青（1963-），男，湖南益陽人，湖南工業大學教授，博士生導師，主要從事室內空氣品質計算機仿真與建筑環境與設備節能技術方面的研究，E-mail：hqwang2011@126.com