周英貴　　金保昇

(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京210096)

大型燃煤鍋爐SNCR/SCR混合脫硝數(shù)值模擬及工程驗(yàn)證

周英貴金保昇

(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京210096)

摘要:為了提高選擇性非催化還原/選擇性催化還原(SNCR/SCR)混合脫硝中的還原劑在鍋爐尾部煙道內(nèi)的分布均勻性，基于FLUENT平臺(tái)，對(duì)300 MW燃煤機(jī)組SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，重點(diǎn)分析轉(zhuǎn)向室補(bǔ)氨噴射位置、混合器結(jié)構(gòu)對(duì)煙氣中氨氮組分混合的影響，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)吻合很好.結(jié)果表明：SNCR反應(yīng)后，轉(zhuǎn)向室出口還原劑分布極不均勻；轉(zhuǎn)向室側(cè)墻補(bǔ)氨噴槍越靠近轉(zhuǎn)向角位置，越有利于提升煙道內(nèi)還原劑的平均分布；SCR反應(yīng)器入口煙道設(shè)置新型復(fù)合X型混合器，進(jìn)一步強(qiáng)化NH3與煙氣的均勻混合，反應(yīng)器首層催化劑入口截面還原劑濃度分布偏差從22%降低至7.4%；將優(yōu)化的補(bǔ)氨噴射位置與混合器結(jié)構(gòu)應(yīng)用于現(xiàn)場(chǎng)鍋爐，SNCR和SCR脫硝效率分別達(dá)到了35%和78.4%，SNCR/SCR聯(lián)合脫硝效率達(dá)85.96%，脫硝效果良好.

關(guān)鍵詞:補(bǔ)氨;還原劑;均勻性;偏差系數(shù)

目前,燃煤鍋爐基于尿素作還原劑的煙氣脫硝技術(shù)主要有選擇性催化還原法(selectivecatalyticreduction,SCR)、選擇性非催化還原法(selectivenon-catalyticreduction,SNCR)和SNCR/SCR混合脫硝3種工藝[1-4]．對(duì)于大型燃煤機(jī)組,SCR技術(shù)具有脫硝效率高、氨逃逸量低的優(yōu)點(diǎn),但需要單獨(dú)配套尿素?zé)峤庋b置制備氨氣,且催化劑運(yùn)行維護(hù)成本較高[5-8].SNCR投資成本相對(duì)較低,但脫硝效率較低,氨耗量多且氨逃逸量不易控制．SNCR/SCR混合脫硝是一種耦合了煙道內(nèi)尿素?zé)峤馓匦缘母倪M(jìn)型工藝,不僅利用高溫?zé)煔鉄峤饽蛩?而且利用爐膛SNCR反應(yīng)降低了SCR反應(yīng)器入口NOx濃度,減少了催化劑用量,節(jié)省了設(shè)備投資和運(yùn)行維護(hù)成本．

大型燃煤鍋爐SNCR/SCR混合脫硝實(shí)際應(yīng)用中因受鍋爐結(jié)構(gòu)及現(xiàn)場(chǎng)空間條件限制,以及爐膛內(nèi)換熱屏組件的影響,大部分SNCR噴槍集中布置于鍋爐前墻,而SNCR反應(yīng)的氨逃逸大部分聚集在尾部煙道后墻,因而還原劑分布均勻性較差,導(dǎo)致SCR效率降低．部分學(xué)者研究了還原劑與氮氧化物在SNCR反應(yīng)區(qū)的混合影響[1,3,5],但對(duì)SNCR逃逸氨的均勻分布以及補(bǔ)充尿素溶液的氣液多相流動(dòng)特性的探討較少．SCR系統(tǒng)可利用專用噴氨裝置和導(dǎo)流板改善還原劑均布問題[9],但SNCR/SCR混合脫硝的還原劑均勻分布與單獨(dú)SCR相比差異很大．Yang等[10]在鍋爐轉(zhuǎn)向室入口增加擾動(dòng)蒸汽流以改善省煤器入口NH3濃度分布;Zhou等[11]設(shè)計(jì)了一種尿素?zé)峤怦詈蟂CR脫硝方案,提高了催化劑入口氨氮摩爾比的均勻性,但尿素全部從爐膛前墻噴入,SCR反應(yīng)的氨量不易控制,且尿素用量偏高．當(dāng)尿素溶液噴入到高溫?zé)煔庵?尿素溶液溫度在650～735K時(shí)尿素溶液可達(dá)到較好的分解效果,超過735K時(shí)熱分解基本完成,超過1 100K時(shí)產(chǎn)生副反應(yīng),尿素有效分解率降低,因而鍋爐轉(zhuǎn)向室位置具有單獨(dú)補(bǔ)氨的有利條件[12]．

針對(duì)SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)中SCR所需氨逃逸量不足和還原劑混合不均等問題．本文基于燃煤鍋爐SNCR反應(yīng)和轉(zhuǎn)向室補(bǔ)氨后還原劑流動(dòng)特性數(shù)值模擬,對(duì)現(xiàn)場(chǎng)鍋爐熱態(tài)試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比研究,獲得了優(yōu)化的補(bǔ)氨方式和混合措施,為改進(jìn)SNCR/SCR混合脫硝的有效運(yùn)行和脫硝效率提供依據(jù)．

1模擬對(duì)象及邊界條件

研究對(duì)象為300MW四角切圓燃煤鍋爐,鍋爐寬12.468m,深14.048m,高52.6m,燃料參數(shù)見表1．鍋爐BMCR工況時(shí),模型進(jìn)口的一次風(fēng)、二次風(fēng)及煤粉流量見表2．SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)分為爐膛燃燒區(qū)、SNCR反應(yīng)區(qū)、還原劑補(bǔ)充噴射區(qū)及尾部煙道、SCR系統(tǒng)4部分(見圖1)．爐膛出口SNCR噴槍分4層布置,第1層共21支噴槍(前墻11支,間距1.204m;左、右側(cè)墻各5支,間距1.63m,標(biāo)高為35.8m處);第2,3,4層分別布置9支噴槍(根據(jù)前屏過熱器位置間隔布置,標(biāo)高分別為43.192,46.592,49.092m處)．轉(zhuǎn)向室兩側(cè)墻分別布置2支噴槍,且關(guān)于鍋爐中線對(duì)稱,單獨(dú)計(jì)量和控制,以補(bǔ)償SCR反應(yīng)中因SNCR反應(yīng)逃逸氨的不足．尿素溶液霧化采用solid-cone模型,錐形角20°,粒徑分布符合rosin-rammler分布,最小粒徑為0.15mm,最大粒徑為0.8mm,平均粒徑為0.4mm．

表1　燃料的元素分析　%

表2　BMCR工況時(shí)一次風(fēng)、二次風(fēng)及煤粉參數(shù)

1—尿素溶液儲(chǔ)罐;2—輸送泵;3—SNCR調(diào)節(jié)閥;4—SNCR計(jì)量裝置;5—爐膛出口;6—SNCR噴槍;7—補(bǔ)氨噴槍;8—轉(zhuǎn)向室出口;9—補(bǔ)氨計(jì)量裝置;10—補(bǔ)氨調(diào)節(jié)閥;11—省煤器出口;12—復(fù)合X型混合器;13—彎道C導(dǎo)流板;14—圓形擾流桿;15—整流格柵;16—測(cè)試孔

鍋爐水平煙道和尾部煙道有大量過熱器、再熱器、省煤器等,按實(shí)際尺寸建立模型網(wǎng)格數(shù)量巨大．本文將過熱器、再熱器和省煤器管群簡(jiǎn)化為一定厚度的板,并適度降低板數(shù)量．對(duì)于比較規(guī)則的煙道,盡可能使用六面體網(wǎng)格;對(duì)于帶有導(dǎo)流板的彎道、帶有混合器等復(fù)雜結(jié)構(gòu)區(qū)域進(jìn)行局部網(wǎng)格加密．將整個(gè)SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)分為4個(gè)部分進(jìn)行計(jì)算:① 燃燒部分;②SNCR部分;③ 補(bǔ)充尿素部分;④SCR部分．爐膛出口的邊界條件作為SNCR入口的邊界條件．

2數(shù)學(xué)模型及試驗(yàn)方法

2.1數(shù)學(xué)模型

鍋爐結(jié)構(gòu)為四角切圓鍋爐,考慮爐膛燃燒旋流的影響,采用RNGk-ε模型預(yù)測(cè)爐內(nèi)煙氣流動(dòng);對(duì)于煤粉顆粒運(yùn)動(dòng),采用拉格朗日隨機(jī)軌道模型,焦炭熱解利用雙方程競(jìng)爭(zhēng)模型模擬揮發(fā)分析出,焦炭燃燒采用動(dòng)力-擴(kuò)散模型,揮發(fā)分采用混合分?jǐn)?shù)概率密度函數(shù)方法計(jì)算;爐膛內(nèi)溫度較高,輻射換熱量占主導(dǎo)地位,鍋爐內(nèi)的輻射傳熱,采用P-1模型;因煤粉燃燒產(chǎn)生的煙氣中氮氧化物濃度非常低,對(duì)燃燒過程影響很小,煤燃燒生成NOx的預(yù)測(cè)采用燃燒后處理．因本文主要研究SNCR反應(yīng)后氨逃逸以及轉(zhuǎn)向室補(bǔ)氨后還原劑組分的分布特性,且煤燃燒過程中快速型NOx生成量較少,所以僅考慮燃料型和熱力型NOx的生成[13]．

采用DSMC模型直接模擬尿素霧化液滴[9-11]．在模擬計(jì)算過程中，認(rèn)為液滴相的運(yùn)動(dòng)符合隨機(jī)軌道模型,液滴相與氣相耦合,并同時(shí)考慮液滴相的水分蒸發(fā)、尿素分解和HNCO水解等過程,經(jīng)過三步反應(yīng)生成NH3和CO2,其中NH3與煙氣中的NOx發(fā)生還原反應(yīng),其尿素分解和簡(jiǎn)化還原反應(yīng)的動(dòng)力學(xué)參數(shù)見文獻(xiàn)[13-14]．

煙氣中各組分混合和輸運(yùn)的模擬通過求解各組分對(duì)流、擴(kuò)散和反應(yīng)物的守恒方程來實(shí)現(xiàn)．鍋爐尾部煙道及SCR反應(yīng)器系統(tǒng)內(nèi)有內(nèi)部構(gòu)件、換熱組件和X型混合器,故采用RNGk-ε模型計(jì)算煙道內(nèi)煙氣流動(dòng),催化劑為蜂窩結(jié)構(gòu),采用多孔介質(zhì)模型確定流質(zhì)流經(jīng)多孔介質(zhì)所產(chǎn)生的壓力損失．

2.2試驗(yàn)方法

本文對(duì)300MW鍋爐機(jī)組SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)投運(yùn)后進(jìn)行熱態(tài)試驗(yàn)．試驗(yàn)包括4個(gè)方面:① 不同噴槍高度爐內(nèi)煙氣溫度;② 不同補(bǔ)氨工況時(shí)，省煤器A和B側(cè)出口還原劑分布;③ 安裝X型混合器后SCR反應(yīng)器首層催化劑入口還原劑分布．

煙氣成分采用3012H型煙氣分析儀測(cè)量,爐膛煙氣溫度采用D-T系列火焰紅外測(cè)溫儀測(cè)量．省煤器A和B側(cè)出口煙道截面測(cè)點(diǎn)布置成6×4=24個(gè)測(cè)點(diǎn)矩陣,SCR反應(yīng)器首層催化劑入口截面測(cè)點(diǎn)布置成6×6=36個(gè)測(cè)點(diǎn)矩陣．

對(duì)于測(cè)試截面,為直觀描述不同工況時(shí)還原劑的均布性,采用標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)進(jìn)行評(píng)價(jià),即

3結(jié)果與討論

3.1溫度場(chǎng)測(cè)量與分析

圖2為鍋爐滿負(fù)荷工況時(shí)不同高度位置的溫度測(cè)試值和模擬計(jì)算值的對(duì)比曲線.可以看出,模擬計(jì)算與實(shí)際測(cè)試值能較好地吻合,表明爐膛燃燒區(qū)域溫度最高,23m處達(dá)1 870K左右,在鍋爐轉(zhuǎn)向角區(qū)域,因水冷壁和屏式換熱器組件輻射換熱形成較大的溫度梯度,此外爐膛出口O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)和NOx體積分?jǐn)?shù)分別為2.46%和196×10-6,與實(shí)際測(cè)量值2.51%和219×10-6較吻合．

圖2　沿爐膛高度各截面平均溫度分布曲線

圖3為鍋爐滿負(fù)荷工況時(shí)爐膛前墻第2層、第3層和第4層SNCR噴槍開孔位置對(duì)應(yīng)測(cè)試的溫度值．SNCR反應(yīng)的最佳溫度范圍為850～1 150 ℃,可以看出,第2層噴槍開孔位置的大部分溫度測(cè)試值超過SNCR溫度窗口區(qū)間的上限值,噴入尿素還原劑易被氧化,利用率較低;第3層和第4層噴槍開孔位置的溫度符合SNCR溫度窗口范圍,鍋爐機(jī)組滿負(fù)荷時(shí)實(shí)際投入運(yùn)行第3層和第4層SNCR噴槍．

圖3　鍋爐前墻噴槍位置測(cè)試溫度值

3.2轉(zhuǎn)向室出口NOx和NH3分布特點(diǎn)

圖4(a)給出了氨氮摩爾比為1.12、鍋爐負(fù)荷300MW、同時(shí)投運(yùn)第3層和第4層SNCR噴槍,SNCR反應(yīng)區(qū)Y向中線切面NH3組分體積分?jǐn)?shù)分布．可以看出,尿素液滴噴入爐膛后,迅速蒸發(fā)，發(fā)生熱分解和水解反應(yīng),生成的NH3與NO混合后快速反應(yīng),逃逸氨在出口偏尾部煙道外墻側(cè)分布．

由圖4(b)、(c)可以看出,在轉(zhuǎn)向室出口截面處NO,NH3分布均布性較差,右側(cè)NO濃度低,NH3濃度高,而左側(cè)NO濃度高,NH3濃度低.這是因?yàn)镾NCR噴槍集中在爐膛前墻布置,且壓縮空氣霧化液滴穿透剛性不足,不能到達(dá)更深區(qū)域,同時(shí)也說明受鍋爐內(nèi)受熱面管排影響,煙氣組分橫向擴(kuò)散較弱．轉(zhuǎn)向室出口NO體積分?jǐn)?shù)計(jì)算值為214×10-6,NH3體積分?jǐn)?shù)為56×10-6．

(a) SNCR反應(yīng)區(qū)Y向中線切面NH3體積分?jǐn)?shù)

圖4　轉(zhuǎn)向室出口組分體積分?jǐn)?shù)

3.3補(bǔ)氨模擬計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)量對(duì)比

由SNCR反應(yīng)區(qū)逃逸出的NO和NH3在轉(zhuǎn)向室出口分布均勻性很差,若僅增加爐膛SNCR噴槍尿素噴射量,SNCR脫硝效率提高有限,尿素利用率不高,且轉(zhuǎn)向室出口氨氮比分布均勻性無法進(jìn)一步改善,造成局部區(qū)域氨逃逸量超標(biāo)．本文選擇鍋爐轉(zhuǎn)向室側(cè)墻作為補(bǔ)氨噴槍開孔位置，根據(jù)轉(zhuǎn)向室側(cè)墻結(jié)構(gòu)特點(diǎn),將補(bǔ)氨噴射點(diǎn)布置分為a,b,c,d,e共計(jì)5種補(bǔ)氨方案,如圖5(a)所示．每組補(bǔ)氨方案設(shè)置4支噴槍,轉(zhuǎn)向室單側(cè)墻安裝2支,并與鍋爐中心面對(duì)稱,每組補(bǔ)氨噴槍均單獨(dú)計(jì)量．

(a) 轉(zhuǎn)向室側(cè)墻面補(bǔ)氨噴槍開孔位置(單位:mm)

(b) 省煤器A,B側(cè)NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)

尿素溶液在轉(zhuǎn)向室噴入后蒸發(fā)、混合與熱分解需要一定的時(shí)間,不同補(bǔ)氨方案投運(yùn)時(shí)，省煤器A和B側(cè)出口的NH3體積分?jǐn)?shù)分布特性如圖5(b)所示．省煤器出口分為A側(cè)和B側(cè),分別對(duì)稱布置．沿A側(cè)出口截面Y向依次布置6個(gè)等距測(cè)孔,各測(cè)孔有3種深度,形成18個(gè)網(wǎng)格測(cè)點(diǎn)．其a,b,c,d,e補(bǔ)氨方案在省煤器A側(cè)出口NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)計(jì)算值分別為77%,82%,48%,61%,35%,B側(cè)出口標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)計(jì)算值分別為58%,66%,43%,48%,33%,可以看出補(bǔ)氨噴槍越靠近轉(zhuǎn)向角位置,省煤器出口NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)越小,說明其氨組分的濃度分布均勻性越好,由此表明e補(bǔ)氨方案為最優(yōu)化補(bǔ)氨噴射點(diǎn)開孔位置方案．

3.4SCR系統(tǒng)入口煙道內(nèi)混合優(yōu)化

在SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)中NH3均勻混合是SCR反應(yīng)的關(guān)鍵,省煤器出口煙道截面NH3濃度分布差異很大,最佳e補(bǔ)氨方案在省煤器出口的NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)達(dá)33%左右,煙氣通過煙道導(dǎo)流至反應(yīng)器首層催化劑入口截面(E-E截面)時(shí),在煙道內(nèi)的擴(kuò)散和導(dǎo)流板的導(dǎo)流和混合作用下,NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)降低至22%．要保證混合脫硝系統(tǒng)中SCR反應(yīng)達(dá)到一定的脫硝效率和氨逃逸達(dá)標(biāo),需要進(jìn)一步強(qiáng)化NH3的混合．傳統(tǒng)SCR系統(tǒng)氨噴射混合方式主要通過渦流板和管式格柵,SCR入口垂直煙道截面尺寸為9.73m×2.3m,5個(gè)渦流板橫向均勻分布,渦流板直徑為1.51m,與水平面呈順時(shí)針35°布置;管式格柵靜態(tài)混合器為直徑0.2m的圓管,管間距為0.4m．計(jì)算結(jié)果表明，煙氣經(jīng)過靜態(tài)混合器后,流場(chǎng)的分布均勻性有一定提高,但NH3及NO的濃度均布性變化不明顯,渦流混合器方案可使得SCR反應(yīng)器首層催化劑入口截面NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)降至15%,管式格柵靜態(tài)混合器方案可使得SCR反應(yīng)器首層催化劑入口截面NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)降至19.5%,但并不滿足SCR反應(yīng)性能要求,因此，需針對(duì)省煤器出口煙道截面的NO和NH3分布規(guī)律設(shè)計(jì)新型的混合器結(jié)構(gòu)．本文提出SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)中一種煙道混合新方法[15],即在SCR入口垂直煙道加裝復(fù)合X型混合器,結(jié)構(gòu)如圖6所示.復(fù)合X型混合器包括圓弧形X混合器、直板型X混合器及分隔板,圓弧板中心夾角為55°,分隔板將煙道分割成5個(gè)小室,直板X型導(dǎo)流板與水平面夾角為35°．

圖6　復(fù)合X型渦流混合器結(jié)構(gòu)圖

當(dāng)鍋爐滿負(fù)荷時(shí),投入第3層和第4層SNCR噴槍,轉(zhuǎn)向室側(cè)墻投入e補(bǔ)氨方案噴槍．省煤器A側(cè)的SCR系統(tǒng)入口煙道加裝復(fù)合X型混合器前后煙氣中還原劑NH3的混合效果如圖7所示．由圖可知，SCR系統(tǒng)入口垂直煙道無混合器NH3均布性最差,混合器能進(jìn)一步加強(qiáng)煙氣的混合作用,復(fù)合X型混合器將反應(yīng)器首層催化劑入口截面 (E-E截面)NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)降低至7.4%,提高了煙道內(nèi)NH3均勻分布,有助于提高SCR脫硝效率和降低SCR反應(yīng)的氨逃逸量．

圖7　不同混合器時(shí)E-E截面NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)

3.5機(jī)組熱態(tài)試驗(yàn)及結(jié)果

鍋爐熱態(tài)運(yùn)行工況參數(shù)如表3所示.表中, Q0為濕基實(shí)際氧標(biāo)態(tài)流量,d為煙氣濕度,MO為煙氣含氧量,t為省煤器出口煙氣溫度,C0為爐膛出口煙氣NOx原始濃度．

表3　鍋爐實(shí)際運(yùn)行工況參數(shù)

本試驗(yàn)中SNCR/SCR聯(lián)合脫硝運(yùn)行采用的還原劑為尿素,將尿素與除鹽水配置成質(zhì)量濃度為10%的尿素溶液,各個(gè)工況熱態(tài)試驗(yàn)的脫硝結(jié)果見表4．表中,NOx為標(biāo)態(tài)、干基、含氧量為6%時(shí)折算成NO2的質(zhì)量濃度． C1為反應(yīng)器入口NOx濃度;C2為反應(yīng)器出口NOx濃度;η1=(C1/C0)×100%;η2=(C2/C1)×100%; η3=(C2/C0)×100%;R1為單獨(dú)SNCR反應(yīng)時(shí)噴入NH3與煙氣中原始NOx摩爾比,R2為補(bǔ)氨與反應(yīng)器入口NOx摩爾比,PNH3為反應(yīng)器出口氨逃逸量．

表4　各工況下SNCR/SCR混合脫硝效果

由表4可以看出,隨著噴入爐膛尿素量的增加,SNCR脫硝效率隨之增大,補(bǔ)氨量相對(duì)隨之減少,反應(yīng)器出口NOx排放質(zhì)量濃度小于100mg/m3,且反應(yīng)器出口氨逃逸量均小于3×10-6,系統(tǒng)中NH3的混合均勻性和催化劑活性保證了多工況下均能滿足運(yùn)行和設(shè)計(jì)要求．以工況4為例,對(duì)SCR反應(yīng)器進(jìn)口和出口的NO和NH3進(jìn)行測(cè)量,測(cè)點(diǎn)均設(shè)置5個(gè),間隔距離1.5m．當(dāng)補(bǔ)氨噴槍未投運(yùn)后,SCR入口NOx質(zhì)量濃度和NH3體積分?jǐn)?shù)測(cè)試值分別為292mg/m3和25×10-6,補(bǔ)氨噴槍投運(yùn)時(shí),SCR入口NOx濃度和NH3體積分?jǐn)?shù)平均值分別為289mg/m3和112×10-6,SCR出口測(cè)量的NOx質(zhì)量濃度和NH3體積分?jǐn)?shù)平均值分別為63mg/m3和2.2×10-6,SNCR脫硝效率接近35%,SCR脫硝效率接近78.4%,SNCR/SCR混合脫硝總效率接近85.96%,NOx排放質(zhì)量濃度滿足低于100mg/m3的要求．

4結(jié)論

1)SNCR反應(yīng)后,轉(zhuǎn)向室出口NO和NH3濃度分布呈現(xiàn)極不均勻分布和氨逃逸量不足,轉(zhuǎn)向室右側(cè)NO濃度低,NH3濃度高,而轉(zhuǎn)向室左側(cè)NO濃度高,NH3濃度低,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)吻合較好．

2) 轉(zhuǎn)向室側(cè)墻補(bǔ)氨噴槍越靠近轉(zhuǎn)向角位置,越有利于提升SCR入口煙道內(nèi)NH3均勻分布,e補(bǔ)氨方案獲得的省煤器A和B側(cè)出口煙道截面NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)最優(yōu),但E-E截面NH3體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)仍達(dá)22%,本文提出復(fù)合X型混合器強(qiáng)化均混措施,能進(jìn)一步加強(qiáng)煙氣的混合作用,首層催化劑入口E-E截面還原劑體積分?jǐn)?shù)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)降低至7.4%,有助于提升SCR脫硝效率和降低SCR反應(yīng)的氨逃逸量．

3) 參照數(shù)值計(jì)算,對(duì)鍋爐SNCR/SCR混合脫硝改造后熱態(tài)測(cè)試結(jié)果表明:隨著噴入爐膛的尿素量增加,SNCR脫硝效率隨之增大,補(bǔ)氨量相對(duì)隨之減少,當(dāng)R1為1.120,R2為0.720時(shí),SNCR脫硝效率為35%,SCR脫硝效率為78.4%,而SNCR/SCR混合脫硝效率為85.96%,脫硝效果良好．

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Numericalsimulationandengineeringconfirmationofhybird

SNCR/SCRprocessincommercialcoal-firedboiler

ZhouYingguiJinBaosheng

(KeyLaboratoryofEnergyThermalConversionandControlofMinistryofEducation,SoutheastUniversity,Nanjing210096,China)

Abstract:To improve the uniform distribution of the reducing agent in the tail flue of the hybrid selective non-catalytic reducing and selective catalytic reducing (SNCR/SCR) process, numerical simulation was performed for the hybrid SNCR/SCR process in a 300 MW pulverized-coal boiler by using the FLUENT software. The influence of ammonia supplementary position and mixture structure on the distribution of ammonia nitrogen in flue gas was emphatically analyzed. The calculation results agree well with the experimental data. the results reveal that after the SNCR reaction, the concentrations of the reducing agent distribute quite unevenly at the outlet of the reversing chamber. However, with the ammonia supplementary position approaching the reversing angle, the uniform distribution of the reducing agent is improved. Additionally, the distribution can be further optimized by arranging the new hybrid X-mixer device at the inlet of the SCR system. The standard deviation factor for the concentration of the reducing agent in the inlet section of the first layer catalyst of the reactor decreases from 22% to 7.4%. With the combination of the optimized ammonia supplementary position and the new hybrid X-mixer device applied to the industrial boiler, the De-NOx efficiencies of SNCR and SCR process can achieve 35% and 78.4%, respectively, and the total combined De-NOx efficiency of the SNCR/SCR is up to 85.96%, showing a satisfactory denitration performance.

Key words:ammonia complement; reducing agent; uniformity; deviation coefficient

doi:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.013

收稿日期:2015-11-05.

作者簡(jiǎn)介:周英貴(1977—),男,博士生;金保昇(聯(lián)系人),男,教授,博士生導(dǎo)師,bsjin@seu.edu.cn.

基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51276038).

中圖分類號(hào):TK229

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):1001-0505(2016)02-0304-07

引用本文: 周英貴,金保昇.大型燃煤鍋爐SNCR/SCR混合脫硝數(shù)值模擬及工程驗(yàn)證[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,46(2):304-310.DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.013.