基于綜合性能評價的SCR靜態(tài)混合器優(yōu)化研究

李興磊, 盧志民,2,3, 李德波, 李博航, 郭松杰, 姚順春,2,3

(1．華南理工大學 電力學院,廣州 510640; 2．廣東省能源高效清潔利用重點實驗室,廣州 510640;3．廣東省能源高效低污染轉化與工程技術研究中心,廣州 510640; 4．南方電網電力科技股份有限公司,廣州 510030)

目前,煤電仍是我國能源結構的主要組成部分,截至2022年底,全國發(fā)電裝機容量為256 405萬kW,其中火電裝機容量為133 239萬kW,占總裝機容量的51.96%[1]。NOx減排是火電廠煙氣污染控制的主要方向,選擇性催化還原(SCR)脫硝技術以工作溫度低、脫硝效率高等優(yōu)點,成為脫硝工藝的主流技術[2-3]。而還原劑氨和煙氣不均勻混合會造成脫硝效率下降、氨逃逸和空氣預熱器堵塞等問題。因此,脫硝系統(tǒng)濃度場均勻性對設備運行的經濟性和安全性至關重要[4]。

SCR噴氨混合強化是提升氨氮比均勻性的重要方式,包括動態(tài)混合、分區(qū)噴氨和靜態(tài)混合等技術。動態(tài)混合運行中存在較大安全隱患,目前還處于試驗驗證階段,現(xiàn)場運用較少;分區(qū)噴氨對噴氨調節(jié)技術有較高要求,且氨量調節(jié)會存在一定的滯后性;靜態(tài)混合是電廠運用最廣泛的氨氮混合技術,其在管道中放置一系列結構相似、按一定規(guī)則排列的靜止元件,通過這些元件和流體自身的動能,實現(xiàn)流體的不斷分割、變形、位移和匯合,達到流體的充分混合[5-6]。根據(jù)混合單元對流體的作用原理,將靜態(tài)混合器分為以下三類。

(1) 渦流型混合器

渦流型混合器的混合單元一般為單個大葉片。混合器單元對流經的介質不斷切割、阻擋,使邊緣和背面氣體形成速度差,從而在元件背部形成渦流,渦流卷吸周圍流體,增強擾動。渦流型混合器在電廠脫硝中應用廣泛,國內外對該類型混合器的研究也較多。如Canpolat等[7]實驗研究了德國巴克-杜爾公司的三角翼式混合器的攻角和偏角對流動特性的影響。丹麥TOPSOE公司[8]設計了星型混合器,可在混合器背面形成渦流擾動促進混合,提高下游流場均勻性。Chen[9]基于計算流體動力學(CFD)對Vortex渦流型混合器進行優(yōu)化研究,并取得了較好的混合效果。裴煜坤等[10]以濃度標準偏差系數(shù)為指標設計了V形混合器并對其進行優(yōu)化。蘇寅彪等[11]研究表明,在噴氨格柵前加裝圓盤形混合器可以提高催化劑入口濃度的均勻性,濃度標準偏差達4.1%,且工程效果顯著。

(2) 渦流-剪切型混合器

渦流-剪切型混合器的混合單元由2個及以上的葉片組合而成。混合器葉片能對流體產生剪切作用,造成混合單元范圍內各剪切流之間的速度差和壓力差,從而產生旋流或渦流。如奧地利ENVIRGY公司的花瓣形混合裝置[12]。國內設計旋流片式混合器[13]和方形渦流式混合器[14]的混合單元均由4個葉片組成,可以在截面深度和寬度2個方向上形成剪切流,從而大面積實現(xiàn)氨氮混合均勻。有些該類型混合器與上述案例不同,混合單元的2個葉片只在一個方向上對流體造成剪切,既而改變氣體流向形成旋流,實現(xiàn)混合。如美國B&W公司設計的板式混合器可以實現(xiàn)SCR系統(tǒng)內氨氮高效混合[15-16]。意大利TKC公司[17]以實現(xiàn)氨氮混合均勻為目標設計了新型板式混合器。Harris等[18]設計的X形混合器可以較好地混合煙氣和氨氣,提高催化劑入口的氨氮比均勻性。

(3) 剪切型混合器

混合器利用大量葉片相互連接將煙道分割成眾多子煙道,對煙氣剪切-偏轉-再匯合,從而實現(xiàn)均勻分布。如瑞士Sulzer公司設計的SMV混合器[19]是典型的剪切型混合器。裴凱凱[20]利用數(shù)值模擬與試驗方法對SMV混合器進行了流場研究和均勻性優(yōu)化。煙氣進入混合器后被葉片剪切,并沿著菱形板進入各子煙道,經子煙道偏轉作用后在下游匯合。流出混合器各子煙道的煙氣經碰撞、匯合后產生大規(guī)模的湍流擴散,促進了煙氣中NH3與NOx的充分擴散和混合,提高了流場的均勻性。

SCR靜態(tài)混合器種類繁多,性能表現(xiàn)差異大,在現(xiàn)場安裝及混合性能驗證過程較為繁瑣。此外,現(xiàn)有的針對靜態(tài)混合器性能優(yōu)化通常只考慮流場均勻性指標,而忽略混合器造成的煙道壓力損失,壓降過大會導致引風機出力加大和積灰等問題。因此,筆者提出了一種新的結合流場均勻性和阻力特性的綜合性能評價指標——無量綱混合效率η,采用CFD方法,基于該指標初步評估了三類混合器的典型工藝在某300 MW機組高灰型SCR系統(tǒng)上的性能。在此基礎上,選擇綜合性能最優(yōu)的花瓣形混合器對排列方式、布局方式和覆蓋率作進一步優(yōu)化。以便為電廠SCR系統(tǒng)混合器選型和優(yōu)化提供一種新思路,為現(xiàn)場試驗驗證提供理論參考。

1 SCR系統(tǒng)建模及求解方法

1.1 幾何建模與網格劃分

老舊機組的SCR系統(tǒng)具有結構狹小、改造難度大和流場均勻性差等問題,結合現(xiàn)場應用需求,選擇某300 MW機組SCR系統(tǒng)作為研究對象。該機組鍋爐采用亞臨界中間再熱自然循環(huán)汽包爐,采用低NOx燃燒技術,SCR裝置采用高灰型工藝。由于SCR系統(tǒng)兩側關于鍋爐中心對稱,所以只建立了單側SCR反應器三維模型,如圖1所示。可以看出,煙道內部導流板、噴氨格柵和整流器的布置方案是經過流場優(yōu)化研究的結果[21]。以此布置方案為參照,對混合器進行綜合性能分析和優(yōu)化研究。

圖1 SCR裝置幾何模型

考慮模型整體,網格劃分采用結構化與非結構化網格相結合的方式,并對噴氨區(qū)域和整流器區(qū)域網格進行了適當加密,以提高模擬結果的精確度。

采用參照方案模型進行網格無關性驗證,計算首層催化劑入口處的濃度標準偏差系數(shù)。選取網格節(jié)點數(shù)為596萬、620萬和643萬3套網格系統(tǒng),其氨氮比(即NH3和NOx物質的量比)標準偏差系數(shù)的計算結果比較接近。與643萬網格數(shù)相比,596萬網格、620萬網格數(shù)下的濃度偏差系數(shù)最大誤差分別為1.65%和0.74%,3種網格數(shù)下其計算結果相對偏差小于2.00%。結果表明,當網格數(shù)大于596萬時其對計算結果影響并不大。為了提高計算精度,并考慮計算的經濟性,選取620萬網格數(shù)進行計算。

1.2 數(shù)學模型與邊界條件

SCR脫硝系統(tǒng)的煙氣流動湍流模型采用Realizablek-ε兩方程模型;煙氣流動的控制方程采用Reynolds時均化方程形式,包括連續(xù)性方程和動量守恒方程;煙氣和氨氣的混合過程采用組分輸運模型。模型不考慮飛灰的影響,不考慮化學反應,共涉及NO、NH3、H2O、CO2、O2和N26種煙氣成分。煙氣流動的數(shù)學模型描述如下:

(1)

式中:ρ為氣體密度;u、v和w分別為x、y和z方向的速度分量;Γφ為各變量擴散項;Sφ為源項。當φ取1、u、v、w、k和ε時,方程分別表示連續(xù)性方程、各方向的動量方程、湍動能k方程和耗散率ε方程。

由于機組集中在80%最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)負荷左右運行,選擇該負荷SCR實際運行數(shù)據(jù)作為依據(jù)設置邊界條件,對混合效果進行研究。在現(xiàn)場性能試驗中,該負荷下SCR入口測點NOx濃度相對標準偏差為7.92%,整體上絕對值相差不大,數(shù)據(jù)波動比較穩(wěn)定。為保證脫硝效率和氨逃逸率,通常設置氨氮比為1.0～1.2[22],筆者設置氨氮比為1.05。為了簡化計算,系統(tǒng)入口設置為均勻入口邊界條件,煙氣流速為4.02 m/s;噴氨格柵噴嘴采用質量流量入口邊界條件,一共168個噴嘴,經計算每個噴嘴的氨氣和空氣的混合氣體質量流量為0.032 97 kg/s;出口設置為壓力出口條件,壓力設為-1 300 Pa;壁面為無滑移邊界條件。模擬采用Simple算法,迭代求解停止時各方程的殘差值應小于10-4。

1.3 模擬結果可靠性驗證

在機組運行到80%BMCR負荷時,對電廠進行脫硝性能試驗,測點位置如圖1所示。圖2為SCR出口測點截面上的測點分布情況,每側SCR布置8個測孔,每個測孔由淺入深布置3個測點,共24個測點。將入口和出口測量截面分為8×3個區(qū)域,測點取樣可以獲得SCR煙氣溫度、NOx濃度的分布情況。電廠原裝混合器為圓形混合器,在SCR幾何模型中安裝圓形混合器與實際布置情況一致,對比試驗結果和模擬結果,可驗證模擬流動情況與實際的偏差。

圖2 性能試驗測點分布

模擬計算中未涉及化學反應,因此選擇SCR出口的溫度分布進行對比驗證。圖3給出了80%BMCR工況下的的溫度分布情況。試驗結果和模擬結果的溫度分布偏差分別為13.48%和 15.36%,兩者相差1.88個百分點。從圖3可以看出,在出口測點截面,局部高溫區(qū)域與低溫區(qū)域大致相同。因此,可認為模擬結果可以反映真實的流場情況,模擬結果是可靠的。

(a) 模擬結果

1.4 評價指標

評價SCR流場的優(yōu)劣有速度標準偏差和濃度標準偏差2個主要指標。導流板和整流格柵對速度流場有較大的影響,而混合器及噴氨格柵主要影響混合均勻性[23]。之前的研究中通常以濃度標準偏差評價流場均勻特性[2-4,24-25]。為了更好地反映混合器安裝對氣體混合的效果,筆者采用均勻系數(shù)φ來評價濃度場均勻性[26]:

(2)

其中,σ0、σ1分別為未安裝混合器和安裝混合器后催化劑入口的氨氮比相對標準偏差,σ0為15.1%。

此外,混合器在促進流體湍流混合的同時會對系統(tǒng)造成壓力損失,煙道壓降過大會產生加大引風機出力和積灰等問題。混合器引起的壓力損失以阻力損失系數(shù)ξ進行評價,計算式[27]如下:

(3)

式中:Δp為混合器造成的壓降;vy為管道內煙氣平均速度。

目前的研究多采用均勻性指標來評價混合器的混合性能,但是卻忽略了混合器造成的壓力損失[28-30]。筆者綜合考量了均勻性和阻力特性,以無量綱混合效率η作為新指標,對混合器綜合性能進行分析研究。無量綱混合效率表達式如下:

(4)

2 混合器綜合性能研究

以80%BMCR負荷時的運行數(shù)據(jù)作為邊界條件,結合電廠現(xiàn)場需求,基于無量綱混合效率綜合性能指標,以三類混合器的典型工藝(圓形混合器、花瓣形混合器和SMV混合器)為例進行性能分析,以面向現(xiàn)場運用為目的選出一種綜合性能優(yōu)異的混合器。通過控制相同的混合器葉片安裝角度、覆蓋率和排列方式等變量,研究混合器結構對混合效果的影響,各混合器參數(shù)見表1。

表1 混合器結構參數(shù)

2.1 圓形混合器

圓形混合器由多個圓盤形混合單元排列構成,其混合單元為直徑600 mm的圓形平板,單塊圓形平板葉片較大,相對于主流方向以45°傾斜布置。該類型混合單元也可被開發(fā)成橢圓形、三角形、拋物線形或菱形等其他基本形狀。

流經圓形混合器的煙氣速度流線圖如圖4(a)所示。煙氣在混合元件前緣和側緣形成2個反向旋轉的渦流,并在下游形成穩(wěn)定的前緣渦流系統(tǒng)。渦流沿煙氣流動方向向下游發(fā)展、擴散并形成離散的渦流系統(tǒng),在煙氣主流方向上卷吸周圍流體呈錐形擴大,在較短混合區(qū)域內促進流體混合。催化劑入口截面氨氮比云圖如圖4(b)所示,均勻系數(shù)φ為37.88%,可以看出,煙道前墻氨氮比偏低,存在一條低濃度帶,截面x方向中部氨氮比相對較高。此時系統(tǒng)的阻力損失系數(shù)ξ為2.34,無量綱混合效率η為16.18%,綜合性能水平較低。

圖4 圓形混合器模擬結果

2.2 花瓣形混合器

花瓣形混合器單元由4個葉片沿不同方向傾斜共軸布置,采用交替策略,從而在橫截面內2個方向上(深度和寬度)同時對流體形成剪切。圖5為花瓣形混合單元結構圖,該系統(tǒng)的多個混合單元按照一定規(guī)則排列。

圖5 花瓣形混合單元

花瓣形混合器對煙氣和氨氣的擾動造成螺旋剪切氣流之間相互摻混,可以較高效地混合氣體。流經花瓣形混合器的煙氣速度流線圖如圖6(a)所示,剪切流方向與主流方向不一致且存在壓力差,分別沿不同方向傾斜產生旋流或渦流。道內相鄰單元間誘導形成的渦流相互作用,強化擴散。圖6(b)為該截面氨氮比云圖,首層催化劑入口截面整體氨氮比相對均勻,均勻系數(shù)φ為52.91%。花瓣形混合器對系統(tǒng)造成壓力損失較小,ξ為1.97,無量綱混合效率η為26.88%。該混合器實現(xiàn)了煙氣和氨氣的高效混合,綜合性能良好。

圖6 花瓣形混合器模擬結果

2.3 SMV混合器

SMV混合器根據(jù)煙道橫截面尺寸大的特點,采用若干斜置的菱形葉片按照一定方式排列,將整體煙道分割為多個子煙道。各煙氣分流在子煙道內發(fā)生剪切,流經混合器后匯合。圖7為SMV混合裝置,該混合器最初被稱為SME型,后根據(jù)其通道的V形結構特點改稱為SMV型[31]。

圖7 SMV混合器

與花瓣形混合器和圓形混合器不同,SMV混合器主要以剪切流之間的碰撞來強化擴散。圖8(a)為流經SMV混合器的煙氣速度流線圖,煙氣主要經過混合裝置的剪切-偏轉-再匯合過程,經各子煙道偏轉擾動后,在下游相互碰撞、匯合。首層催化劑層入口截面的氨氮比云圖如圖8(b)所示。可以看出,截面左下角局部區(qū)域氨氮比偏低,整體氨氮比分布較為均勻,均勻系數(shù)φ為61.66%。混合器阻力損失系數(shù)ξ為2.74,得到混合效率η為22.50%。

圖8 SMV混合器模擬結果

2.4 混合器性能對比

基于新提出的無量綱混合效率對3種混合器進行綜合性能分析,結果見表2。從表2可以看出,圓形混合器綜合均勻性和阻力特性均較差,故綜合性能最差;SMV混合器均勻性最好,同時造成阻力最大;花瓣形混合器均勻性和阻力特性都相對較好,在3種混合器中綜合性能最佳。同時證明無量綱混合效率是更為科學和全面的混合器性能評價指標。

表2 混合器性能參數(shù)對比

研究表明,鍋爐負荷的波動基本不會對截面內流場分布均勻性造成改變,SCR系統(tǒng)自身結構及內部部件的布置才是影響流場的關鍵[30,32-33]。在不同負荷下,結構對流場的作用方式相同,即結構布置不合理的混合器在不同負荷下對系統(tǒng)造成的壓降也相對較大,因此該定性結論在全負荷范圍內適用。

3 面向現(xiàn)場的花瓣形混合器優(yōu)化研究

覆蓋率、混合單元空間布局方式、排列方式及混合器種類等是影響流體混合性能的主要因素。SCR系統(tǒng)現(xiàn)場運行過程中,靜態(tài)混合器的結構和布置還有很大的優(yōu)化空間。因此,以現(xiàn)場實際運用為目的,對綜合性能最優(yōu)的花瓣形混合器的單元排列方式、空間布局方式和覆蓋率等結構參數(shù)作進一步優(yōu)化,以更好地實現(xiàn)對氨-煙氣體的混合,提高混合效率。

3.1 排列方式

混合單元的排列方式對混合效果有一定影響。筆者設計了順序排列和交叉排列2種空間排列方式:順序排列即混合單元在截面深度方向和寬度方向相互垂直排列,如圖9(a)所示;交叉排列為混合單元在縱橫方向上相互交錯分布,如圖9(b)所示。在相同布局方式和覆蓋率條件下,混合器的排列方式決定了各單元出口氣體間的相互影響方式,從而影響其混合效果。經計算,混合單元順序排列的η為26.88%,而交叉排列的η為24.09%,故順序排列混合性能略優(yōu)于交叉排列。

(a) 順序排列

3.2 布局方式

筆者設計了同向和異向2種混合器布局方式:同向布局即相鄰混合單元的葉片旋轉方向一致,如圖10(a)所示;異向布局中相鄰混合單元的葉片旋轉方向相反,如圖10(b)所示。當混合器單元排列方式和覆蓋率等其他條件相同時,同向布局的混合器單元出口旋流方向相同,可以增強煙道內的混合強度;而異向布局的相鄰混合器單元出口各氣流的旋流方向相反,會存在部分旋流被抵消補償,從而在一定程度上削弱混合強度。經計算,混合單元同向布局的η為26.88%,異向布局的η為23.88%。因此,同向布局混合效率更高,混合效果更好。

(a) 同向布局

3.3 覆蓋率

覆蓋率定義為混合器在煙道橫截面上投影面積與煙道橫截面積的比值。綜上,混合器葉片采用順序排列、同向布局的方式,對比分析改變混合器覆蓋率時的流體混合效果。

圖11給出了30%、37%、40%、43%、46%和50% 6組覆蓋率下花瓣形混合器混合性能的變化規(guī)律。從圖11可以看出,阻力損失系數(shù)隨著覆蓋率的增大而增大;均勻系數(shù)隨覆蓋率的增大先增大后減小,在覆蓋率為40%時最大;由于混合效率不僅考慮到濃度標準偏差,同時結合了出口和入口壓降值,因此混合效率在覆蓋率為37%處得到最優(yōu)值,為28.60%,較覆蓋率為40%時相對提高了6.40%。因為混合效率綜合考量了均勻性和阻力特性,是平衡2個指標得到的綜合性指標,因此混合效率和均勻系數(shù)最優(yōu)值出現(xiàn)異位。

圖11 覆蓋率對混合器混合性能的影響

4 結 論

(1) 提出一種綜合考量流場均勻性和阻力特性的綜合性能評價指標——無量綱混合效率η。并基于無量綱混合效率η,以圓形、花瓣形和SMV混合器為例,對混合器進行綜合性能分析。3種混合器中圓形混合器的η為16.18%;SMV混合器的η為22.50%;花瓣形混合器的η為26.88%,綜合性能最佳。

(2) 對綜合性能最優(yōu)的花瓣形混合器作進一步優(yōu)化研究。優(yōu)化后發(fā)現(xiàn),花瓣形混合器在順序排列、同向布局、覆蓋率為37%時混合效率最高,為28.60%,較優(yōu)化之前提高6.40%。研究可為電廠SCR系統(tǒng)的混合器選型和優(yōu)化提供理論指導。

致謝:感謝廣州珠江電廠給予的技術支持。