SCR法煙氣脫硝系統導/混流結構優化數值模擬

李巖，密騰閣，王舫

（1.泰豪科技股份有限公司，南昌 330096；2.南華大學機械工程學院，湖南 衡陽 421001）

SCR法煙氣脫硝系統導/混流結構優化數值模擬

李巖1，密騰閣2，王舫2

（1.泰豪科技股份有限公司，南昌 330096；2.南華大學機械工程學院，湖南 衡陽 421001）

燃煤發電在我國造成的環境壓力日漸凸顯，SCR作為脫硝效率最理想的煙氣脫硝方法而被火電廠普遍采用。利用數值模擬的方法對某300MW燃煤鍋爐配套的SCR脫硝系統進行導/混流結構優化研究。結果表明，導/混流優化后的方案與原始方案相比，能使反應器首層催化劑入口的煙氣速率分布、濃度分布的相對標準偏差分別降至8.66%、4.54%，煙氣入射角±7°，均達到工程要求；可為燃煤鍋爐SCR脫硝系統設計及優化提供參考依據。

煙氣脫硝；SCR法；數值模擬；結構優化

引言

燃煤是我國的主要電力來源。由于煤電的氮氧化物排放量巨大，電力行業需要通過脫硝改造等手段適應不斷提高的污染物排放標準[1、2]。選擇性催化還原法（SCR）作為目前效率最高的煙氣脫硝方法，是火電廠脫硝改造的主流選擇[3]。在催化劑確定的情況下，裝置內氣流分布、NH3與煙氣的摻混情況將對脫硝效率影響很大[4]。本研究對SCR裝置中的導/混流結構進行了數值模擬[5]，對其在實際運行中取得理想脫硝效率起到重要借鑒。

本文以SCR裝置氣流分布及NH3與煙氣的混合均勻程度研究為主要內容進行CFD流場分析，擬定多種整流、導流組合，以找出一種使系統內的導流結果更優的方案，提升系統脫硝效率，并作為對其他SCR系統數值模擬研究[6、7]的一個補充與參考：導流裝置選型對煙氣速率分布的影響；導流、整流裝置對反應器壓降的影響；混合器布置位置對氨摻混效果的影響。對此，流場優化設計一般有如下量化目標[8]：1）催化劑上游煙氣的流速分布Cv（相對標準偏差）值＜15.0%；2）催化劑上游NH3的濃度分布Cv值＜5.0%；3）催化劑上游煙氣的入射角＜10.0°；4）SCR系統的煙道阻力（不包括催化劑層）不大于500Pa。

1 數學模型與網格劃分

1.1 研究對象

某熱力發電廠300MW燃煤鍋爐，每爐配有兩套SCR脫硝設施。由于兩套SCR裝置沿鍋爐中心線并列對稱布置，并且反應器結構及入口煙氣條件相同，故只對其中一側的SCR裝置進行研究。SCR裝置的三維模型見圖1；BMCR工況下的SCR進出口條件見表1。

為方便進行模擬，可作出如下假設與簡化：由于整個系統都處于低溫低流速，認為煙氣處于不可壓縮的狀態，黏性流體并為定常流動；進入脫硝系統進口的煙氣流屬于完全發展的湍流，并具有均勻的流動特性；認為整個SCR系統密封且絕熱；實際煙氣所含飛灰與煙道尺寸相比可忽略不計；忽略導流板的厚度；豎直煙道下方灰斗不在主要流動范圍內，簡化之。

1.2 SCR裝置的幾何與網格

1.2.1 幾何模型

整個模型可大致分為三段空間：進口煙道、反應器、出口煙道。進口煙道包括進氣箱（省煤器下部）、水平煙道、豎直煙道（載有噴氨管和混流裝置）、頂部水平煙道、斜頂等，進氣箱入口截面尺寸4189.9×8000（mm）；反應器廂體為5000×8000×10,150（mm），內部分開布置三層650mm厚度的催化劑床層；反應器出口由尺寸為2478.5×5478.5（mm）的出口煙道與下游空預器相連。

1.2.2 網格劃分

采用ICEM進行流動空間的網格劃分。對于SCR煙氣脫硝裝置的出口煙道與反應器本體，由于其幾何比較規則而優先采用六面體網格劃分；對于噴氨系統和靜態混合器及設置導流裝置的彎頭煙道，由于其尺寸較小或幾何復雜，宜采用四面體網格進行劃分，并對管道周圍以及噴嘴部分進行加密以保障離散準確。限于計算能力，最終網格數量約180萬。其中噴氨裝置段煙道用四面體網格加密處理。見圖 2、圖3所示。

圖1 SCR裝置的三維模型

圖2 SCR裝置網格劃分外觀

圖3 噴氨管道與混氨管的網格劃分

表1 SCR裝置進出口參數

1.3 條件輸入與求解設定

煙道內部的煙氣流動為充分發展的湍流，據此選擇標準k-ε模型，設定無滑移的標準壁面函數。標準k-ε兩方程模型是已廣泛地用于工業流場的湍流計算的半經驗公式。

使用基于壓力的SIMPLEC算法以提高收斂效率，對流項的空間離散方案全部使用二階迎風（Second-Order Upwind）格式以提高計算穩健性、結果可靠性。

按照100%BMCR實際工況設定速度、壓力邊界條件，見表1。催化劑部分開啟Porous Zone與Laminar Zone并設置適當的慣性阻力系數以模擬多孔介質的阻力。使用Species輸運考查氨的摻混程度，對于無反應的氨-煙氣摻混模擬進行成分簡化，使用空氣替代原有煙氣作為摻混對象。

2 結果分析與優化

2.1 流場優化前的模擬結果

裝有噴氨結構與催化劑床的模擬：

（1）整體流動分布特性

以BMCR工況的煙氣流量作為計算依據，設定裝載有噴氨格柵及催化劑層的“方案0”進行計算，結果見圖4。

圖4 速度等值線圖/跡線圖（Z=0截面）

（2）首層催化劑入口流速與入射角度（圖5、圖6）

圖5 速度等值線圖（催化劑床層上游截面，左：首層）

圖6 速度矢量圖（催化劑床層上游截面，右：首層）

圖4、圖5和圖6顯示，由于流體質點的運動慣性，經連續兩次90°拐角的煙氣在到達第一層催化劑床層時，不只是煙氣入射角偏斜過大，-126.7°～122.9°，甚至因為有回流漩渦而無法進入催化劑床。而催化劑的結構特征本身具有均流作用，因而每經過一層催化劑層的煙氣入射角都會有很大改善。表2中計算了首層催化劑上游的流速分布，其相對偏差達71.8%，同樣驗證了上述問題。

（3） 反應物摻混的模擬結果

NH3的輸運過程模擬如圖7～圖9所示。

表2 流場優化前首層催化劑上游截面速度統計

圖7 NH3濃度分布等值線圖（多個截面）

圖8 NH3濃度分布等值線圖（AIG下游截面Y=12）

圖9 NH3濃度分布等值線圖（催化劑層上游截面）

通過對NH3的輸運過程模擬，不均勻的流場將一部分NH3匯集到反應器的后墻左側形成較高濃度區。其濃度分布Cv值為10.32%，大于技術規范所要求的5%。待流場優化后再計算是否需要額外加強混合。流場優化前首層催化劑上游截面NH3分布見表3。

表3 流場優化前首層催化劑上游截面NH3分布

2.2 優化方案的擬定

由圖4、圖5、圖6的速度等值線圖可得出，流動總是偏向于彎頭外側的一邊。因此，在進口煙道部分，以平行流向、垂直X-Y面的方向布置導流板。由圖7可看出，NH3濃度分布在X、Z方向上，都不均勻，將在反應器頂端布置網孔250mm、高度300mm的整流格柵。布置位置見圖10。

圖10 導流裝置位置示意圖

2.3 導流板的優化設計

反應器前的煙氣系統共有四處彎頭。最普遍的方法是在各彎頭處都設置導流板以在整段煙道內都維持流動的均勻性，分別命名為這四組導流板為Group1～4。

經過多次模擬計算發現，對于斜頂的變截面彎頭，使導流板具有過大的圓心角（見圖11），并不具備放置足夠數量導流板的空間[9]。使第四組導流板沿切線的出流方向能夠盡量均勻地指向整流格柵區域。在此原則上，設置三種葉形進行對比。

圖11 90°弧形導流板的速度分布情況

綜上考慮[6,10～12]對這四組導流板進行如下安排：

Group1舍棄，對催化劑截面影響不大；Group2保留，但影響不大，一般性設計即可（見圖12-左）；Group3保留，經技術比較，選擇直弧形導流板（見圖12-右）；Group4保留，重點設計，挑選三種葉形（見圖13）進行對比。

圖12 Group2（左）、Group3（右）的導流板結構

圖13 導流板Group4的三種規格

2.4 導流裝置優化方案的結果

多種導流板組合的模擬結果：

（1）整體流動分布特性

各葉形對應的速度等值線圖見圖14方案1、方案2、方案3。圖15的縱剖面速度云圖色階變化，方案1、方案2、方案3均能使進入反應器的煙氣流動達到較小的速度偏差；流體跡線平順光滑、方向均一，沒有出現明顯的回流渦旋。

圖14 各葉形對應的速度等值線圖（Z=0.125截面）

圖15 各葉形對應的跡線圖（Z=0.125截面）

（2）首層催化劑入口流速與入射角度

各葉形對應的速度分布如圖16方案1、方案2、方案3。表4為三種導流板設計在首層催化劑前的流速分布結果。根據方案1～方案3，各葉形對應的速度矢量圖見圖17。方案2在催化劑層前的煙氣角度為-96.7°～-83.1°，相對垂直流向的最大偏差小于10°，符合技術要求。綜上確定方案2為三種導流板方案的最優選擇，以此作為混流裝置優化的基礎。

2.5 混流裝置優化方案的結果

2.5.1 反應物摻混的模擬結果

以方案2為基礎，分別以無混合管（方案4）、混合管與噴射管錯列（方案5）、混合管在噴射管正后方（方案6）的情況進行對比，見圖18。首層催化劑上游截面的NH3分布見表5。

表4 導流板設計在首層催化劑前的速度統計

表5 首層催化劑上游截面的NH3分布

從速度相對偏差分析，平均圓心角度和板長最小的方案2獲得了最均勻的流場，其有效利用分流后各層煙氣的相互影響，而非劃分長距離的獨立流道使之均流。

圖18從左到右給出了方案4、方案5、方案6三種方案在首層催化劑前截面的氨摻混結果。表5顯示方案4的NH3濃度相對偏差達到9.68%，由于導流板的混流作用弱，相比沒有導流裝置（10.32%）的改善幾乎可以忽略；為此，需要混合器以加強還原劑氨與NOx的混合程度。與格柵型AIG相配的混合系統有氨氣混合管，具有結構簡單、壓降低的優點。

方案5混合管的加入使得N H3濃度Cv有較大下降，達到5.98%，依然大于要求。為了加強對氨射流的擾動，方案6使混合管平移至噴射管正后方，使噴氨直接沖刷混合管；模擬顯示此法使得NH3濃度Cv為4.54%，滿足要求。

由上，初步確定方案6為最終優化方案。

2.5.2 最優方案的壓力降

對于方案6，列出其各段區域的壓降并與方案0對比，評估其煙道阻力是否合格。參考位置定義如表6所示，各段壓力降見表7，阻力增加最大的區段是氨-煙氣混合管所在的2～3段；得益于流場在各急轉彎道處的流動改善，SCR系統總壓降（不包括催化劑層）得到了下降，低于400Pa，符合設計要求。

圖16 各葉形對應的速度分布（催化劑層上游截面）

圖17 各葉形對應的速度矢量圖（催化劑層上游截面）

圖18 NH3濃度分布等值線圖（催化劑層上游截面）

綜上，方案6可以作為最終的優化設計方案。

表7 優化前后的分段壓降

3 結論

根據未優化前流場的速度與組分濃度分布情況，對導流裝置與混合裝置進行了反復調整，最終獲得較為合理的流場特性。

（1）原始SCR裝置中不含導流裝置，流體在轉向時由于慣性會聚集在彎頭外側，造成嚴重的流動不均，不僅使得脫硝設備利用率低、氨逃逸大，更對催化劑造成大角度沖刷而嚴重影響壽命。

（2）對于如豎直煙道進出口的急轉彎頭，使用大角度（90°）的直弧形導流板即可達到要求；而對斜頂反應器進口前的變截面彎頭，不具備均勻排列大角度導流板的空間，使用多個漸變弧度的短弧形導流板可解決這個問題。

（3）通過多組對比，在AIG上下游彎道分別布置三片直弧形與四片弧形導流板，混合管正對噴嘴安置，在頂部水平煙道出口布置一組小弧度的弧形導流板，反應器頂部布裝整流格柵。

（4）催化劑進口的速度分布Cv從原始流場的71.08%降至最優方案8.66%，NH3濃度分布Cv從10.32%降至4.54%，煙氣進入角度從有回流降至±7°，均流、混流成效顯著，達到優化設計要求。

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Numerical Simulation of Diversion/Mixed-flow Structure Optimization in Flue Gas Denitration System of SCR

LI Yan1, MI Teng-ge2, WANG Fang2
(1.Tellhow Sci-Tech Co., Ltd, Nanchang Jiangxi 330096;2.School of Mechanical Engineering, University of South China, Hengyang Hunan 421001, China)

By using the numerical simulation method, the paper makes a study on diversion/mixed-flow structure optimization in SCR denitration system formed by a certain 300MW coal- fired boiler. The result shows that in comparison of diversion/mixed-flow optimization program with the original program, the speed distribution of flue gas in the catalyzer inlet of the reactor and the relative standard deviation of concentration distribution reduce respectively 8.66% and 4.54%, and an angle±7°of incidence of flue gas meets the engineering requirement. It can provide references for the design and optimization of SCR denitration system in coal- fired boiler.

flue gas denitration; SCR process; numerical simulation; structure optimization

X701

A

1006-5377（2017）11-0058-07