煙道導流板和彎頭結構對SCR流場影響的模擬分析

季明彬， 程智海， 秦 歡， 時光輝， 趙玉偉

(1. 神華四川能源有限公司， 成都 610021； 2. 上海電力學院 能源與機械工程學院， 上海 200090)

為了降低鍋爐出口NOx排放濃度，電站鍋爐大多進行了選擇性催化還原(SCR)脫硝系統改造工程。對已投運鍋爐改造過程中，受原有系統布置結構的影響，絕大部分SCR脫硝系統結構上都有多次轉彎，有些系統由于SCR脫硝系統設計煙氣流速和原有煙道設計煙氣流速不同，還需要對煙道截面積進行改變。因此，煙氣極易在系統中產生流場偏差，造成氨氣的噴射量和煙氣中對應區域的NOx濃度匹配出現偏差[1]，造成氨逃逸濃度增加、氨氣的利用效率下降、系統堵塞加重等問題。筆者通過數值模擬的方法對某600 MW鍋爐SCR脫硝系統煙道導流板和彎頭結構變化對流場偏差影響的模擬分析，提出SCR系統煙道結構優化的建議，為相關的改造項目提供參考。

1 機組概況

筆者的研究對象為某600 MW超臨界燃煤機組SCR脫硝系統，系統采用雙塔式對稱布置，每個脫硝反應器處理50%的煙氣量，布置在省煤器與空氣預熱器之間(見圖1)。

圖1 脫硝反應器布置位置

在項目設計階段，為保證SCR脫硝系統流場的均勻性，在設計過程中對SCR脫硝系統進行了詳細的數值模擬計算分析。經過反復的模擬和調整，得到優化的導葉布置方式。優化后催化劑入口截面煙氣速度分布的相對標準差為6.0%，遠小于15%的設計技術指標要求。計算結果見表1。

表1 催化劑入口截面煙氣速度 m/s

設計過程中，還進行了積灰工況下第一層催化劑表面速度分布的模擬。模擬結果顯示在導流板發生積灰后，速度會向煙道后部偏斜，但是總體偏差水平依然能夠滿足設計指標中對速度偏差的要求。圖2為積灰工況下第一層催化劑表面的速度圖。

圖2 積灰工況下第一層催化劑表面速度圖

現場勘查發現，實際SCR脫硝系統中的部分彎頭并未按照設計采用圓弧彎頭，而是采用了直角彎頭。部分導流板的安裝形式也未按照優化后的結構進行施工。為了分析現場實際結構形式對SCR系統積灰及催化劑磨損的影響，筆者按現場實際施工的結構重新進行了數值模擬分析。由于該系統是雙塔對稱布置，所以只選取一個反應器進行研究。

2 數值模擬

數值模擬計算過程中采用了現場日常使用的煤種作為計算燃料，其參數見表2。

表2 煤質分析

2.1 模型簡化

(1) 假設煙氣為不可壓縮牛頓流體，在反應器內為定常流動狀態。

(2) 以省煤器出口水平煙道作為SCR反應器入口和計算起始邊界。

③ that 常用于比較級結構中，代替前面提到的可數名詞或者不可數名詞名詞，以避免重復。當名詞是可數名詞復數時用those代替that。

(3) 計算過程不考慮化學反應，只對流動狀態進行模擬。

(4) 忽略煙道和反應器內支撐鋼梁，以及噴氨格柵對流場干擾的影響。

2.2 幾何模型

采用Gambit2.4.6按照1∶1建立三維幾何模型。SCR反應器進口寬和高分別為10.30 m、4.50 m；豎直煙道高為11.26 m，截面尺寸為4.50 m×13.40 m，豎直煙道與頂部水平煙道采用圓弧板連接；反應器主體部分高為14.65 m，截面尺寸為10.64 m×13.40 m，頂部采用平頂設計；網格劃分采用結構化六面體網格。

2.3 計算模型和評價指標

2.3.1 標準k-ε模型

選取標準k-ε雙方程模型來模擬煙氣在系統中的流動過程[2]。

連續性方程：

(1)

式中：u、v、w分別為x、y、z方向上的速度。

動量方程：

(2)

式中：ρ為密度；uj為方向上的速度；μ為動力黏度；p為壓力；xj為j方向上的長度；sj為j方向上的其他黏性力。

采用速度邊界作為入口邊界，以湍流強度和水力直徑計算湍流程度，出口邊界定義為自由流動出口，采用壁面函數法對近壁面區域進行處理[3]。采用SimpleC算法模擬速度場和壓力場耦合，采用變松弛因子法進行迭代。

2.3.2 評價指標

采用標準偏差系數Cv作為流場均勻性的評價指標，計算公式為：

(3)

2.4 網格劃分和計算參數

為提高計算效率，劃分模型網格過程中采用了不同區域分塊劃分的方法。在噴氨格柵區域、催化劑層入口區域等關鍵區域采用小尺度非結構網格(四面體網格)進行加密劃分，同時在催化劑層進出口區域設計過渡區，以改善網格劃分質量；其他區域采用結構化網格(六面體網格)進行劃分。彎頭處和導流板布置區域由于結構復雜，所以對這些區域網格結構進行了進一步細化。優化前劃分網格總數約為4.10×106，優化后劃分網格總數約為4.23×106，現場實際的系統安裝布置方式和計算網格劃分見圖3。

圖3 現場系統結構和網格劃分

現場實際系統安裝結構為：第2彎頭和第3彎頭采用了直角彎頭。煙道內布置3組導流板，分別為：在第1彎頭出口處布置3塊彎折平板；在第2彎頭處等距布置4塊90°圓弧板，圓弧半徑為500 mm；在第3彎頭處布置33塊直板。

在BMCR工況下，SCR脫硝系統入口邊界煙氣參數如下：過量空氣系數為1.2，省煤器出口煙氣質量流量為657.5 kg/s，溫度為378 ℃，煙氣密度為0.606 kg/m3，動力黏度為5.89×10-5Pa·s，煙氣速度為11.8 m/s，湍動強度為3.2%，水力直徑為2.56 m。煙氣組分見表3。

表3 SCR系統入口煙氣組分 %

2.5 計算結果

2.5.1 速度場分布

圖4為根據現場實際安裝結構模擬計算得到的流線分布圖。

圖4 實際安裝結構內部流場分布模擬結果

由圖4(a)和圖4(b)可知：假設省煤器出口煙氣由水平煙道均勻進入反應器，流場分布均勻，在經過第1彎頭時由于慣性力會產生非常明顯的偏斜。在第1彎頭處現場雖然安裝了三塊導流板，但是計算結果顯示均流效果并不明顯，導致在垂直煙道中形成較大范圍的低速三角區，區域內的最低煙氣速度只有2 m/s。通過第2個彎頭后，在水平煙道頂部形成高煙氣速度區域，最高煙氣速度達26 m/s。SCR催化劑區域受到再次轉彎的影響，造成催化劑區域煙道外壁側速度升高，內壁側區域煙氣速度降低，在煙道內形成了回流區，回流區中心最低速度為2 m/s，而最高流速達到了15 m/s。速度場分布偏差較大，催化劑內停留時間偏差增加，脫硝效率降低[4]。從現場停機檢查的情況看，SCR系統水平煙道頂部鋼梁出現了明顯的磨損情況。靠近后墻區域的催化劑磨損嚴重，靠近前墻區域催化劑上部存在大量的積灰。積灰和磨損的情況與數值模擬的計算結果一致。

由圖4(c)可知：速度分布呈現前低后高的特點，煙氣最高速度19 m/s，而最低速度僅為2 m/s。標準速度偏差Cv達到57%，遠大于15%的設計標準。隨著噴氨區域流場偏差增加，氨氣和煙氣中NOx混合均勻性變差，反應效率降低，氨逃逸濃度增高。圖5為噴氨格柵位置積灰的現場照片，可以看出同噴氨格柵位置隨著流場速度偏差的變化，積灰呈現明顯的前墻小、后墻大的分布特征。

圖5 噴氨格柵積灰情況

2.5.2 壓力分布

圖6為SCR脫硝系統壓力分布圖。假設系統進出口壓力分布均勻，入口截面壓力為100 Pa。計算結果顯示：煙氣流經彎頭時產生了明顯的偏離，彎頭外側壓力增高，內側壓力降低，彎頭處的壓力場存在明顯的不均勻現象，反映出目前的導流板結構減少系統流場偏差的作用未達到設計要求。一方面壓力偏差增加會引起系統阻力增加、電耗升高[5]；另一方面壓力分布不均會引起系統中灰顆粒濃度和煙氣量偏差的增加。在局部區域可能出現流動不良或者煙氣渦流，引起積灰概率增加、反應效率下降、氨逃逸濃度增加等問題[6]。

圖6 SCR系統壓力分布

3 結語

根據數值模擬計算結果，對導流板的結構形式按照原設計方案重新進行了優化調整；同時，在脫硝系統入口增加了煙氣混合器，將直角彎頭調整為斜角彎頭。系統改造后，積灰現象顯著改善，氨耗量明顯降低。實踐表明：

(1) 導流板作為緩解流場偏差的重要技術手段，其形式和結構對減少流場偏差具有重要作用，在施工過程中不能隨意進行改動或簡化。

(2) 脫硝系統增加煙氣混合器對減小系統入口煙氣偏差、提高入口煙氣流場的均勻性有一定的作用。