W火焰鍋爐脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)CFD優(yōu)化

耿 宣，汪 洋，王凱亮

(中國(guó)華電科工集團(tuán)有限公司，北京 100160)

0 引 言

中國(guó)燃煤電廠煤炭耗量約占全國(guó)煤炭年消費(fèi)量的50%，其中無(wú)煙煤和貧煤占40%以上。無(wú)煙煤和貧煤具有煤化程度高、揮發(fā)分低、反應(yīng)活性小等特點(diǎn)，因此在燃燒過(guò)程中著火溫度和燃盡溫度較高、燃盡時(shí)間較長(zhǎng)。W火焰鍋爐能增加煤粉顆粒在爐膛內(nèi)的停留時(shí)間，廣泛應(yīng)用于低揮發(fā)分煤的燃燒，國(guó)內(nèi)已投運(yùn)及在建的W火焰鍋爐有150余臺(tái)[1-2]。為保證低揮發(fā)分煤種著火及燃盡，W火焰鍋爐爐膛設(shè)計(jì)熱負(fù)荷通常較高，爐膛火焰中心區(qū)域溫度可達(dá)1 800 ℃ 以上，大幅增加了熱力型NOx的生成，爐膛出口NOx質(zhì)量濃度高達(dá)1 100～1 700 mg/m3(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)，下同)，遠(yuǎn)高于其他煤粉鍋爐，而我國(guó)部分地區(qū)環(huán)保要求NOx排放質(zhì)量濃度必須低于50 mg/m3，這對(duì)鍋爐后部脫硝系統(tǒng)提出了很高要求。

潘棟等[3]分析了W火焰鍋爐低氮燃燒改造后引起的機(jī)組運(yùn)行成本變化，發(fā)現(xiàn)W火焰鍋爐低氮燃燒改造后，增加了鍋爐效率、供電煤耗、飛灰含碳量，須合理制定NOx控制目標(biāo)，提高脫硝改造經(jīng)濟(jì)效益。KUANG等[4]論述了W火焰鍋爐內(nèi)氣體/顆粒流動(dòng)、燃燒和NOx排放特性的研究進(jìn)展，發(fā)現(xiàn)該型鍋爐同樣存在煤著火晚、燃燒穩(wěn)定性差、燃盡率低、結(jié)渣重、NOx排放高等問(wèn)題，并從組織燃燒方面提出了一系列改造建議。陳海杰等[5]采用CFD數(shù)值模擬輔以實(shí)測(cè)驗(yàn)證方法研究了鍋爐負(fù)荷、尿素噴射層流場(chǎng)、氨氮物質(zhì)的量比等因素對(duì)選擇性催化還原(SCR)脫硝系統(tǒng)入口流場(chǎng)分布的影響，發(fā)現(xiàn)脫硝系統(tǒng)入口截面溫度、流速及NOx濃度分布不均勻，不同負(fù)荷時(shí)SCR系統(tǒng)入口截面NOx相對(duì)偏差達(dá)35%～53%，導(dǎo)致脫硝系統(tǒng)氨逃逸濃度嚴(yán)重超標(biāo)。李紅智等[6]針對(duì)FW型W火焰鍋爐NOx排放濃度高等問(wèn)題，以某FW型W火焰鍋爐為模型進(jìn)行了CFD數(shù)值模擬計(jì)算，分析了低氮燃燒系統(tǒng)改造前后爐膛空氣動(dòng)力場(chǎng)、溫度場(chǎng)、煤粉顆粒軌跡及NOx分布特點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)改造后爐膛出口NOx質(zhì)量濃度及溫度均降低。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)W鍋爐的研究主要集中在空氣分級(jí)燃燒技術(shù)、低氮燃燒器、風(fēng)量配比技術(shù)等方面，對(duì)與W火焰鍋爐相配套的脫硝系統(tǒng)的匹配及優(yōu)化研究較少，而經(jīng)過(guò)低氮改造的W型火焰鍋爐普遍存在NOx達(dá)標(biāo)困難等問(wèn)題，相關(guān)研究有待深入。

目前國(guó)內(nèi)外SCR系統(tǒng)內(nèi)流場(chǎng)相關(guān)數(shù)值模擬研究主要針對(duì)均勻來(lái)流條件，而實(shí)際情況下，燃煤電廠普遍存在脫硝入口流場(chǎng)分布不均現(xiàn)象，尤其W火焰鍋爐脫硝入口流場(chǎng)橫向分布極不均勻。筆者以某電廠660 MW機(jī)組W火焰鍋爐脫硝系統(tǒng)為研究對(duì)象，以實(shí)際測(cè)量鍋爐滿負(fù)荷下出口煙氣參數(shù)摸底試驗(yàn)數(shù)據(jù)作為邊界條件，設(shè)定本文脫硝系統(tǒng)模型入口的NOx濃度邊界條件，利用數(shù)值模擬方法研究非均勻來(lái)流濃度場(chǎng)條件下SCR系統(tǒng)內(nèi)流場(chǎng)分布特征，并針對(duì)性提出了一種新型三角翼形旋流混合器，提升SCR系統(tǒng)內(nèi)的濃度場(chǎng)均勻性。通過(guò)流場(chǎng)優(yōu)化、加裝靜態(tài)混合器等技術(shù)手段，提高系統(tǒng)速度場(chǎng)及濃度場(chǎng)的均勻性，對(duì)類(lèi)似W火焰鍋爐脫硝流場(chǎng)優(yōu)化具有工程指導(dǎo)意義。

1 設(shè)計(jì)參數(shù)

某電廠660 MW機(jī)組鍋爐為超臨界參數(shù)變壓直流爐、單爐膛、W型火焰燃燒、一次再熱、尾部雙煙道結(jié)構(gòu)，采用擋板調(diào)節(jié)再熱汽溫、平衡通風(fēng)、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)、Π型布置。原機(jī)組脫硝系統(tǒng)采用SCR工藝，催化劑層數(shù)按3+1模式布置，初裝3層預(yù)留1層。脫硝效率為88%，NOx質(zhì)量濃度小于200 mg/m3。為滿足國(guó)家及地方環(huán)保政策要求，該機(jī)組實(shí)施脫硝裝置超低排放改造，要求SCR系統(tǒng)設(shè)計(jì)進(jìn)口NOx質(zhì)量濃度不大于850 mg/m3、出口NOx質(zhì)量濃度小于50 mg/m3，脫硝效率大于94.2%，氨逃逸量小于3 μL/L。BMCR工況SCR入口煙氣參數(shù)(標(biāo)態(tài)、濕基、實(shí)際氧)見(jiàn)表1。

表1 BMCR工況SCR入口煙氣參數(shù)Table 1 NOx inlet boundary condition of SCR at BMCR

實(shí)際運(yùn)行中發(fā)現(xiàn)，W火焰鍋爐SCR系統(tǒng)進(jìn)口NOx濃度較高且斷面不同區(qū)域偏差較大。為達(dá)到超低排放要求，改善上層催化劑截面處的氨氮物質(zhì)的量比分布、控制氨逃逸、減輕空預(yù)器堵塞風(fēng)險(xiǎn)，需重新優(yōu)化原脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)、濃度場(chǎng)，實(shí)施分區(qū)噴氨改造。

流場(chǎng)指標(biāo)方面，常規(guī)情況下SCR脫硝系統(tǒng)對(duì)流場(chǎng)的要求為速度分布標(biāo)準(zhǔn)偏差小于15%，濃度場(chǎng)分布標(biāo)準(zhǔn)偏差小于5%；超低排放情況下，原有SCR脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)指標(biāo)已無(wú)法滿足超低排放要求。李晗天等[7]研究了SCR反應(yīng)器入口速度與濃度場(chǎng)不均勻性對(duì)脫硝性能的影響，指出實(shí)現(xiàn)超低排放主要是控制濃度分布的相對(duì)偏差，若速度分布相對(duì)偏差維持原限值15%不變，則濃度分布相對(duì)偏差限值須在2.0%以內(nèi)，若將速度分布相對(duì)偏差控制在10%，則濃度分布相對(duì)偏差限值在2.3%以內(nèi)，這對(duì)流動(dòng)中還原劑和主氣流的混合能力要求較高。因此，本文將速度、濃度場(chǎng)相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差指標(biāo)分別規(guī)定為小于10%、2%，優(yōu)化前后脫硝系統(tǒng)相關(guān)指標(biāo)見(jiàn)表2。

表2 優(yōu)化前后脫硝系統(tǒng)相關(guān)指標(biāo)參數(shù)Table 2 Related indexes of SCR before and after optimized

2 計(jì)算模型及邊界條件

2.1 計(jì)算區(qū)域

脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)模擬的計(jì)算區(qū)域是從鍋爐省煤器出口至空氣預(yù)熱器入口煙道系統(tǒng)的部分，包括氨噴射裝置、煙道內(nèi)導(dǎo)流板、脫硝反應(yīng)器、出口煙道及其他內(nèi)部件等，催化劑層數(shù)按3+1模式布置，流場(chǎng)優(yōu)化的計(jì)算區(qū)域如圖1所示。

圖1 計(jì)算區(qū)域示意Fig.1 Structure diagram of SCR

SCR系統(tǒng)的CFD模擬及優(yōu)化基于系統(tǒng)壓力損失較小、導(dǎo)流板數(shù)目較少原則設(shè)計(jì)煙道內(nèi)整流、混合部件，在滿足設(shè)計(jì)要求的前提下力求減少改造工程量。通過(guò)對(duì)SCR系統(tǒng)阻力、流場(chǎng)分布均勻性、NH3/NOx分布均勻性等模擬結(jié)果對(duì)比分析，最終形成優(yōu)化方案。

2.2 網(wǎng)格劃分

SCR系統(tǒng)的物理模型和內(nèi)部結(jié)構(gòu)相對(duì)復(fù)雜，計(jì)算區(qū)域包括入口導(dǎo)流板區(qū)域、噴氨區(qū)域、反應(yīng)器入口煙道區(qū)域、催化劑層區(qū)域、出口煙道區(qū)域，針對(duì)不同區(qū)域復(fù)雜的幾何形狀特點(diǎn)和網(wǎng)格適應(yīng)性采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。由于噴氨格柵是SCR系統(tǒng)的重要氨噴射裝備，對(duì)NH3/NOx分布均勻性至關(guān)重要。建立噴氨格柵，并對(duì)局部進(jìn)行網(wǎng)格加密。由于煙道、反應(yīng)器拐角處會(huì)形成渦流，應(yīng)對(duì)拐角處的導(dǎo)流板、混合器網(wǎng)格適當(dāng)加密。

為保證脫硝系統(tǒng)數(shù)值模擬結(jié)果可靠，進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，引入網(wǎng)格收斂指數(shù)GCI作為評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)[8-9]，網(wǎng)格收斂指數(shù)的定義如下：

(1)

其中，F(xiàn)s為安全因子，使用2套網(wǎng)格估算GCI時(shí)，F(xiàn)s取3，使用3套及以上網(wǎng)格估算GCI時(shí)，F(xiàn)s取1.25；p為收斂精度，取1.97；r為網(wǎng)格加密比；ε為網(wǎng)格收斂誤差，具體為

(2)

式中，f1、f2分別為細(xì)網(wǎng)格收斂解與粗網(wǎng)格收斂解，f為任何量，如最大溫度Tmax。

從疏至密共設(shè)計(jì)4套網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)分別為700萬(wàn)、1 100萬(wàn)、1 400、1 700萬(wàn)個(gè)，計(jì)算得到網(wǎng)格收斂指數(shù)分別為3.45%、2.36%、2.20%，可知網(wǎng)格數(shù)大于1 100萬(wàn)后，GCI指數(shù)小于3%，認(rèn)為該網(wǎng)格數(shù)值模擬的計(jì)算值與網(wǎng)格數(shù)目無(wú)關(guān)，為兼顧數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性和快速性，選擇網(wǎng)格數(shù)量為1 400萬(wàn)個(gè)。

2.3 計(jì)算模型

計(jì)算模擬采用的湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，壁面處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理，邊界上的湍流尺寸通過(guò)當(dāng)量直徑和湍流強(qiáng)度指定。計(jì)算模型邊界條件依據(jù)機(jī)組運(yùn)行參數(shù)設(shè)置：煙氣入口邊界條件為速度入口，氨氣入口邊界條件為質(zhì)量入口，煙氣出口邊界條件為壓力出口，出口壓力取101.325 kPa。催化劑層作多孔介質(zhì)處理，阻力系數(shù)按設(shè)計(jì)工況設(shè)定，單層催化劑阻力設(shè)為150 Pa。根據(jù)脫硝系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行環(huán)境，滿足工程要求條件下，為便于模擬計(jì)算，對(duì)該裝置進(jìn)行如下假設(shè)和簡(jiǎn)化：① 結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化；導(dǎo)流板厚度對(duì)流場(chǎng)影響較小，忽略導(dǎo)流板及孔板厚度；忽略結(jié)構(gòu)件(內(nèi)撐桿、支撐梁等)對(duì)流場(chǎng)的影響。② 物理問(wèn)題簡(jiǎn)化；實(shí)際系統(tǒng)漏風(fēng)較小，因此不考慮系統(tǒng)漏風(fēng)；煙氣中灰濃度很低，在煙氣中占比很小，因此忽略顆粒作用；流動(dòng)為定常流動(dòng)，將煙氣視為不可壓縮的牛頓流體；流體物性參數(shù)為常數(shù)；煙氣為理想氣體[10-12]。

為使模擬結(jié)果更接近脫硝反應(yīng)器的真實(shí)運(yùn)行情況，采用鍋爐滿負(fù)荷下出口煙氣參數(shù)摸底試驗(yàn)數(shù)據(jù)作為邊界條件，設(shè)定本文脫硝系統(tǒng)模型入口NOx濃度邊界條件，入口NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布見(jiàn)表3，NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布云圖如圖2所示。可知入口截面NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布存在較大偏差，最高約335×10-6，最低約262×10-6，偏差約30%；存在中間區(qū)域較高、周邊區(qū)域較低的分布趨勢(shì)。

表3 BMCR工況SCR入口截面NOx邊界條件Table 3 NOx inlet boundary condition of SCR at BMCR

圖2 BMCR工況SCR入口截面NOx分布Fig.2 NOx inlet mole fraction distribution at BMCR

3 流場(chǎng)模擬結(jié)果與討論

3.1 原流場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果

燃煤電廠SCR煙氣脫硝流場(chǎng)模擬一般采用BMCR工況下的設(shè)計(jì)條件進(jìn)行輸入設(shè)置，入口條件采用均勻入口，這與W火焰鍋爐實(shí)際運(yùn)行時(shí)脫硝系統(tǒng)入口濃度場(chǎng)不均勻現(xiàn)象存在較大偏差。因此，本文首先采用實(shí)際邊界條件重新計(jì)算原設(shè)計(jì)條件下脫硝系統(tǒng)的流場(chǎng)分布，分析流場(chǎng)及濃度場(chǎng)的分布特性，針對(duì)流場(chǎng)、濃度場(chǎng)的不均勻現(xiàn)象提出改進(jìn)措施。

原流場(chǎng)設(shè)計(jì)了3組導(dǎo)流板：第1、2組導(dǎo)流板布置在噴氨格柵豎直煙道上、下部彎頭處；第3組導(dǎo)流板設(shè)置在SCR反應(yīng)器入口處，與整流格柵協(xié)同優(yōu)化進(jìn)入催化劑層煙氣流速分布，并依靠整流格柵控制煙氣進(jìn)入催化劑層的入射角；噴氨格柵設(shè)置在豎直煙道中部。

原設(shè)計(jì)流場(chǎng)的煙氣流線分布如圖3所示，可知煙氣在反應(yīng)器頂部入射到催化劑表面時(shí)，氣流較紊亂；流速分布方面，反應(yīng)器遠(yuǎn)離鍋爐側(cè)存在較明顯的煙氣高流速區(qū)；由于第3組導(dǎo)流板對(duì)煙氣流線的矯直作用較弱，導(dǎo)致部分煙氣流經(jīng)整流格柵后仍存在偏流現(xiàn)象，一部分流線與豎直方向夾角大于10°。

圖3 原始流場(chǎng)的流線分布Fig.3 Streamline distribution of original design

催化劑入口流場(chǎng)直接影響脫硝反應(yīng)效率，催化劑入口定義為首層催化劑上游0.5 m處橫截面，原流場(chǎng)首層催化劑入口截面速度分布云圖如圖4所示。可知整個(gè)截面靠近鍋爐側(cè)速度比較均勻，但遠(yuǎn)離鍋爐側(cè)有明顯高速區(qū)，整體呈前低后高的分布。

圖4 原流場(chǎng)催化劑入口截面速度分布云圖Fig.4 Velocity distribution of original design on the first catalyst

SCR脫硝系統(tǒng)數(shù)值模擬關(guān)鍵截面的均勻性指標(biāo)采用相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差RSD：

RSD=S/X0×100%，

(3)

(4)

式中，S為標(biāo)準(zhǔn)偏差；X0為所有測(cè)點(diǎn)的算術(shù)平均值；Xi為單點(diǎn)測(cè)量值；N為測(cè)點(diǎn)數(shù)量。

經(jīng)計(jì)算，第1層催化劑入口截面速度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差為20.86%，難以滿足超低排放要求，速度均勻度指標(biāo)難以滿足設(shè)計(jì)要求。

首層催化劑入口氨氮物質(zhì)的量比的均勻程度是影響脫硝反應(yīng)的另一主要因素，而催化劑入口NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布直接影響氨氮物質(zhì)的量比的均勻程度。為準(zhǔn)確統(tǒng)計(jì)，將催化劑層入口截面平均劃分為4個(gè)子區(qū)域(圖5)。第1層催化劑入口NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布如圖6所示。4個(gè)子區(qū)域內(nèi)NOx摩爾分?jǐn)?shù)平均相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為1.52%、2.24%、4.68%和4.64%。計(jì)算得到此截面上氨氮物質(zhì)的量比平均相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為8.67%、6.01%、6.06%和10.72%，極易造成氨逃逸超標(biāo)，引起空預(yù)器堵塞。

圖5 催化劑入口截面子區(qū)域劃分示意Fig.5 Schematic diagram of sub-regions at catalyst entrance

圖6 原流場(chǎng)第1層催化劑入口NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.6 NOx distribution of original design on the first catalyst

3.2 優(yōu)化后流場(chǎng)模擬結(jié)果

3.2.1 優(yōu)化方案

噴氨格柵分區(qū)調(diào)控及靜態(tài)混合器的開(kāi)發(fā)與利用是提高混氨效果的關(guān)鍵，可有效提高首層催化劑入口氨氮物質(zhì)的量比的均勻度，從而提高脫硝效率，減少系統(tǒng)氨逃逸[13-15]。

根據(jù)原流場(chǎng)模擬計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)原流場(chǎng)主要存在以下問(wèn)題：① 首層催化劑入口速度場(chǎng)分布不均勻，遠(yuǎn)離鍋爐側(cè)有明顯高速區(qū)；② 濃度場(chǎng)分布不均勻，首層催化劑入口NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布空間差異較大；③ 部分煙氣流經(jīng)整流格柵后仍存在偏流現(xiàn)象，一部分流線與豎直方向夾角大于10°。

針對(duì)速度場(chǎng)問(wèn)題，考慮優(yōu)化反應(yīng)器入口導(dǎo)流板，配合整流格柵，達(dá)到速度場(chǎng)均勻、流線豎直。對(duì)于系統(tǒng)進(jìn)口NOx濃度較高且斷面不同區(qū)域存在較大偏差的問(wèn)題，為改善催化劑入口截面處的氨氮物質(zhì)的量比的分布均勻性，考慮采用大范圍混合作用的靜態(tài)混合器，摻混煙氣中NOx與NH3，實(shí)現(xiàn)首層催化劑入口氨氮物質(zhì)的量比均勻。優(yōu)化方案如下：省煤器出口水平煙道增加第1組導(dǎo)流板；將噴氨格柵移至第1組導(dǎo)流板后水平煙道；噴氨格柵后布置第1組混合器；在豎直煙道布置第2組混合器；在豎直煙道頂部彎頭布置第2組導(dǎo)流板，其后布置第3組導(dǎo)流板，反應(yīng)器頂蓋布置第4組導(dǎo)流板，局部改造原有煙道，消除局部渦流區(qū)，優(yōu)化改造方案如圖7所示。

圖7 優(yōu)化方案模型示意Fig.7 Structure diagram of optimization design

3.2.2 靜態(tài)混合器

靜態(tài)混合器是促進(jìn)氨與煙氣充分混合的裝置，型式多樣，煙氣流經(jīng)混合器時(shí)產(chǎn)生渦流擾動(dòng)從而增強(qiáng)混合效果。國(guó)外研究發(fā)現(xiàn)加裝靜態(tài)混合器雖可增強(qiáng)濃度場(chǎng)混合，但不能促進(jìn)煙氣流動(dòng)均勻化，其下游的煙氣流動(dòng)均勻性反而變差[16-18]。因此，有必要研究SCR脫硝裝置中加裝靜態(tài)混合器對(duì)流場(chǎng)的影響。

目前，SCR脫硝系統(tǒng)中常用圓盤(pán)形旋流混合器，混合效果較好，但存在積灰、影響下游流場(chǎng)等問(wèn)題。為此，本文提出一種新型三角翼形靜態(tài)混合器(圖8)，并與圓盤(pán)形旋流混合器對(duì)比，分析其流場(chǎng)分布情況。三角翼形混合器主要由幾何尺寸完全相同的2種三角形拼接而成，制作簡(jiǎn)單；三角形斜面與水平面角度均大于60°，可避免積灰現(xiàn)象。

圖8 三角翼形混合器Fig.8 Triangular wing mixer

為對(duì)比混合效果，建立尺寸相同的煙道混合器計(jì)算模型，入口條件相同時(shí)，對(duì)比煙道出口的速度場(chǎng)、濃度場(chǎng)偏差及阻力情況，如圖9所示。可知圓盤(pán)混合器和三角翼混合器出口處速度偏差分別為15.5%、11.1%；濃度偏差為4.6%、3.86%；圓盤(pán)混合氣和三角翼混合器阻力分別為147、120 Pa。采用三角翼形混合器對(duì)原流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化。

圖9 混合效果模擬對(duì)比示意Fig.9 Schematic diagram of mixing effect

靜態(tài)混合器與噴氨格柵流場(chǎng)配合方面，水平煙道處、噴氨格柵后布置第1組混合器，增強(qiáng)煙氣交叉混合及局部混合，使煙氣在左右方向上交叉混合，實(shí)現(xiàn)煙氣大范圍交叉混合，從而降低實(shí)際非均勻來(lái)流條件下脫硝入口NOx濃度場(chǎng)的分布偏差。在豎直煙道內(nèi)設(shè)計(jì)了第2組混合器，通過(guò)混合器單元的不同旋轉(zhuǎn)方向，將豎直煙道分成4個(gè)分區(qū)。單個(gè)分區(qū)內(nèi)，煙氣流過(guò)靜態(tài)混合器后在短距離內(nèi)形成旋流，保證分區(qū)內(nèi)煙氣混合均勻。通過(guò)布置分區(qū)混合器可使各分區(qū)間煙氣基本不相互混合，保證分區(qū)前后良好對(duì)應(yīng)。因此，分區(qū)混合器提高了各分區(qū)內(nèi)流場(chǎng)分布均勻性，有利于實(shí)現(xiàn)分區(qū)噴氨控制[19-21]。

3.2.3 優(yōu)化方案流場(chǎng)模擬結(jié)果

流場(chǎng)優(yōu)化方案中BMCR工況時(shí)系統(tǒng)流線分布如圖10所示。可知增加靜態(tài)混合器后，豎直煙道處煙氣出現(xiàn)明顯旋流現(xiàn)象，促進(jìn)NOx及NH3混合。流線方面，系統(tǒng)流線分布均勻，煙氣填充度較好；第1層催化劑前的流線分布均勻，第1層催化劑來(lái)流速度與豎直方向夾角小于10°，滿足催化劑使用要求。

圖10 系統(tǒng)流線分布示意Fig.10 Streamline distribution of optimization design

速度場(chǎng)分布方面，BMCR工況下，第1層催化劑入口處的速度分布云圖如圖11所示。可知與原流場(chǎng)相比，通過(guò)流場(chǎng)組織，遠(yuǎn)離鍋爐側(cè)的煙氣流速高速區(qū)域消失。催化劑入口截面速度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差為3.80%，速度分布均勻度明顯提高，遠(yuǎn)高于普通脫硝系統(tǒng)速度場(chǎng)偏差15%的指標(biāo)要求。

圖11 優(yōu)化方案BMCR工況催化劑入口速度分布云圖Fig.11 Velocity distribution of optimization design on the first catalyst at BMCR

BMCR工況下第1層催化劑入口NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布如圖12所示。經(jīng)計(jì)算，4個(gè)分區(qū)內(nèi)NOx摩爾分?jǐn)?shù)平均相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為0.68%、1.39%、1.81%和0.62%。NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布證明優(yōu)化方案設(shè)置的靜態(tài)混合器具有良好的混合作用，催化劑入口處NOx分布較均勻，為進(jìn)一步脫硝反應(yīng)提供有利條件。

圖12 優(yōu)化方案BMCR工況催化劑入口NOx摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.12 NOx distribution of optimization design on the first catalyst at BMCR

BMCR工況下，第1層催化劑入口截面氨氮物質(zhì)的量比分布見(jiàn)表4。該截面上氨氮物質(zhì)的量比平均為0.933，4個(gè)分區(qū)內(nèi)的氨氮物質(zhì)的量比平均相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差分別為0.62%、1.36%、1.78%和0.41%。

表4 優(yōu)化方案滿負(fù)荷催化劑入口氨氮物質(zhì)的量比分布Table 4 NH3/NOx distribution of optimization design on the first catalyst under BMCR

假設(shè)催化劑活性滿足設(shè)計(jì)要求，噴入煙道所有NH3可完全參加還原反應(yīng)，根據(jù)催化劑入口截面NH3/NOx分布情況，推算SCR出口斷面上NOx質(zhì)量濃度平均值為39 mg/m3(標(biāo)況)。根據(jù)改造后性能測(cè)試結(jié)果，BMCR工況下，SCR出口斷面上NOx質(zhì)量濃度分別為34、42、44 mg/m3，平均40 mg/m3，與模擬結(jié)果基本一致，證明模擬結(jié)果可靠。優(yōu)化方案設(shè)置的導(dǎo)流板、靜態(tài)混合器與原系統(tǒng)相比阻力僅增加約185 Pa，滿足小于200 Pa的設(shè)計(jì)要求，系統(tǒng)NOx質(zhì)量濃度長(zhǎng)期穩(wěn)定在約45 mg/m3，氨逃逸量1.46 μL/L，達(dá)到超低排放指標(biāo)要求。

4 結(jié) 論

1)針對(duì)W火焰鍋爐SCR系統(tǒng)進(jìn)口NOx濃度較高，且斷面不同區(qū)域存在較大偏差等問(wèn)題，為改善上層催化劑截面處氨氮物質(zhì)的量比分布，通過(guò)設(shè)置2層三角翼形靜態(tài)混合器，增強(qiáng)煙氣擾動(dòng)，湍流混合作用加強(qiáng)，有利于NOx及NH3在煙道中擴(kuò)散。經(jīng)模擬計(jì)算，催化劑入口截面分區(qū)最大氨氮物質(zhì)的量比平均相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差由10.72%降至1.78%。

2)通過(guò)增加反應(yīng)器頂部導(dǎo)流板數(shù)量，消除催化劑入口速度較高的條狀區(qū)域，有效降低催化劑入口速度場(chǎng)的不均勻性，速度分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差由20.86% 降至3.80%。

3)改造后的性能測(cè)試結(jié)果顯示，SCR系統(tǒng)出口NOx質(zhì)量濃度穩(wěn)定在45 mg/m3左右，氨逃逸量1.46 μL/L，與模擬結(jié)果估算的NOx質(zhì)量濃度基本一致，相關(guān)指標(biāo)均滿足超低排放指標(biāo)要求。