孫 虹, 華 偉, 黃治軍, 孫栓柱, 余志健, 段倫博

(1.江蘇方天電力技術(shù)有限公司，南京 211102； 2.東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096)

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基于CFD建模的1 000 MW電站鍋爐SCR脫硝系統(tǒng)噴氨策略優(yōu)化

孫 虹1, 華 偉1, 黃治軍1, 孫栓柱1, 余志健2, 段倫博2

(1.江蘇方天電力技術(shù)有限公司，南京 211102； 2.東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096)

以某1 000 MW電站鍋爐的選擇性催化還原(SCR)脫硝系統(tǒng)為研究對象，入口截面采用現(xiàn)場實測流場和NOx濃度場分布數(shù)據(jù)，對耦合反應(yīng)器內(nèi)的湍流流動、多組分混合及化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行了基于CFD建模的數(shù)值計算研究，并基于氨氮比一致分配理論，利用數(shù)值模擬多次試算獲得最優(yōu)噴氨策略，對該最優(yōu)噴氨策略進(jìn)行現(xiàn)場驗證.結(jié)果表明：實際入口為非均勻流場和濃度場，采用均勻噴氨策略，催化劑上部截面氨氮比及出口附近測點位置氨氣濃度分布極度不均，氨逃逸嚴(yán)重；現(xiàn)場驗證實驗表明，本文方法確實可有效地指導(dǎo)噴氨優(yōu)化調(diào)整，降低調(diào)整盲目性，提高現(xiàn)場工作效率.

SCR脫硝； 噴氨優(yōu)化； NOx濃度場； 化學(xué)反應(yīng)； 數(shù)值模擬

根據(jù)最新國家標(biāo)準(zhǔn)GB 13223—2011 《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》，2012年1月1日起新建火力發(fā)電鍋爐機組NOx排放質(zhì)量濃度不大于100 mg/m3，2014年7月1日起現(xiàn)有機組NOx排放質(zhì)量濃度不大于100 mg/m3.因此，選擇性催化還原(SCR)脫硝系統(tǒng)成了火力發(fā)電機組必不可少的一部分.

煙氣SCR裝置在設(shè)計階段通常會進(jìn)行流場模擬和物理模型實驗，對煙道內(nèi)的流場進(jìn)行優(yōu)化.但由于入口氣流情況復(fù)雜，設(shè)計階段的優(yōu)化往往不能代表真實流場情況，噴氨格柵采用均勻噴氨方式，使得SCR裝置出口截面NOx濃度場分布偏差大，而部分區(qū)域氨逃逸超標(biāo)也會影響系統(tǒng)整體的脫硝效果，增加空氣預(yù)熱器的硫酸氫銨腐蝕和堵塞風(fēng)險，給系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)穩(wěn)定運行帶來極大危害.因此，有必要對SCR裝置進(jìn)行噴氨優(yōu)化調(diào)整，即通過調(diào)節(jié)每根噴氨支管上的閥門開度，改變不同位置的噴氨量，從而改善出口NOx濃度場分布均勻性.但由于實際SCR反應(yīng)器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，若沒有合理的理論指導(dǎo)，僅依靠經(jīng)驗調(diào)整來實現(xiàn)出口NOx濃度場的均勻性耗時長、效率低、難度大.

凌忠錢等[1]數(shù)值計算了某300 MW鍋爐的SCR脫硝系統(tǒng)，針對不同導(dǎo)流板布置方案，計算了其內(nèi)部流場和濃度場分布，最終獲得了符合設(shè)計要求的導(dǎo)流板布置.雷達(dá)等[2]運用數(shù)值模擬方法研究了噴氨格柵處煙氣速度變化對SCR反應(yīng)器導(dǎo)流板和整流格柵作用、還原劑混合及脫硝效率的影響.Zukerman等[3]對SCR裝置進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計，證明了在噴氨格柵后加裝靜態(tài)混合器對改善流場和濃度場分布具有顯著作用.Jin等[4]對燃?xì)廨啓C脫硝系統(tǒng)進(jìn)行了建模分析，通過對AIG進(jìn)行分塊，對比了不同噴氨策略下出口NOx濃度場分布，最終獲得了最優(yōu)噴氨分布方案.

已有很多學(xué)者[5-11]對SCR脫硝系統(tǒng)進(jìn)行了數(shù)值模擬和冷態(tài)實驗研究，但大部分集中在對導(dǎo)流板布置方案進(jìn)行設(shè)計及對系統(tǒng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，以獲得催化劑上部截面更加均勻的流場和濃度場，且絕大多數(shù)SCR脫硝系統(tǒng)模擬入口采用均勻的流場和濃度場，噴氨參數(shù)也為設(shè)計參數(shù).然而，實際SCR脫硝系統(tǒng)的現(xiàn)場測試表明，SCR裝置入口的流場和NOx濃度場往往是不均勻分布的.筆者以現(xiàn)場實測的非均勻流場和濃度場及運行的噴氨參數(shù)作為CFD模擬的輸入條件，將計算的出口參數(shù)與實測值進(jìn)行比較，驗證模型的正確性.對比了不同噴氨策略下出口NOx濃度場分布，最終獲得最優(yōu)噴氨策略，并采用此方法進(jìn)行了現(xiàn)場試驗，與模擬結(jié)果吻合良好.

1 數(shù)學(xué)模型與計算方法

1.1 三維模型及網(wǎng)格劃分

以某1 000 MW電站鍋爐SCR脫硝系統(tǒng)為建模對象，忽略反應(yīng)器內(nèi)各種支撐鋼架結(jié)構(gòu).圖1為該SCR脫硝系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖，煙氣從噴氨格柵上部測點位置平面進(jìn)入，依次通過噴氨格柵、混合器、導(dǎo)流板，分左右兩路進(jìn)入整流格柵、三層催化劑，然后從空氣預(yù)熱器前出口離開，下部測點位置位于出口上部5 m處.對整個系統(tǒng)進(jìn)行分區(qū)劃分網(wǎng)格，噴氨格柵、混合器和導(dǎo)流板采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，噴嘴位置處局部加密，整流格柵進(jìn)行全尺度網(wǎng)格劃分，可以更加真實地反映氣流流過整流格柵的情況，由于催化劑層結(jié)構(gòu)復(fù)雜，故將其設(shè)為多孔介質(zhì)區(qū).其他規(guī)則區(qū)域采用六面體網(wǎng)格.共劃分378萬個網(wǎng)格.

圖1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分

1.2 數(shù)學(xué)模型的建立

1.2.1 湍流流動流場

SCR脫硝系統(tǒng)內(nèi)的煙氣流動是三維湍流流動，實際工程應(yīng)用中對該系統(tǒng)內(nèi)部流場的數(shù)值模擬計算主要是基于求解Reynolds時均化方程及關(guān)聯(lián)量輸運方程的湍流模擬方法，即應(yīng)用湍流模型.選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，三維連續(xù)性方程、動量方程和k-ε方程可統(tǒng)一表達(dá)如下：

(1)

式中：ρ為氣相密度；Γφ為擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為源項；u、v、w為x、y、z方向的速度；k、ε為湍流動能和耗散系數(shù).φ取1、u、v、w、k和ε時，方程分布代表連續(xù)性方程、各方向的動量方程及湍流動能和耗散率方程.

1.2.2 組分傳輸及化學(xué)反應(yīng)

本文模擬涉及NO、H2O、CO2、NH3、O2、N26種組分的混合傳輸，開啟組分傳輸模型進(jìn)行計算.氣流經(jīng)過催化劑層，在多孔V2O5-WO3/TiO2催化劑的作用下NH3將與NO發(fā)生化學(xué)反應(yīng).對該化學(xué)反應(yīng)過程采用有限速率反應(yīng)模型進(jìn)行計算.相應(yīng)反應(yīng)機理方程為

(2)

化學(xué)反應(yīng)速率為

(3)

式中:cNO、cNH3分別為NO和NH3的濃度，mol/L；A為前置因子；Ea為活化能，kJ/(mol·g);R為氣體常數(shù)，kJ/(mol·K);T為溫度，K.

涉及的反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)采用Dumesic等的研究成果[12-13]，其中動力學(xué)參數(shù)如表1所示.

表1 一步反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)

1.3 邊界條件設(shè)定

1.3.1 SCR脫硝系統(tǒng)入口邊界條件設(shè)定

采用速度入口邊界條件，出口為壓力出口.因此在煙氣入口需設(shè)置入口流場速度、水力直徑、湍流強度和入口溫度.由于要考慮不同組分的相互傳輸，需設(shè)置入口煙氣各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù).本文入口流場和NOx濃度場由現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)通過用戶自定義函數(shù)(UDF)編程導(dǎo)入，入口測點位于噴氨格柵上部5 m處，沿爐深方向每個側(cè)面有6個測點，每個測點測3種深度，現(xiàn)場實測的流場和NOx濃度場分布如圖2和圖3所示.

圖2 現(xiàn)場實測入口流場

1.3.2 噴氨格柵入口邊界條件

噴氨格柵為矩陣式噴氨格柵，每側(cè)共有24根支管，同側(cè)一組4根支管分別控制4個不同深度位置，故48根支管各控制一個區(qū)域，互不重疊.噴氨體積流量和壓縮空氣體積流量在電廠分布式控制系統(tǒng)(DCS)運行界面上獲得，噴氨體積流量為248 m3/h，壓縮空氣體積流量為13 830.5 m3/h.噴嘴處采用速度入口，不同噴氨策略下噴嘴速度不同，但各組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)相同.表2為均勻噴氨策略下噴嘴的入口參數(shù).

圖3 現(xiàn)場實測入口NOx質(zhì)量濃度

參數(shù)速度/(m·s-1)溫度/K水力直徑/mm湍流強度/%數(shù)值35．6300204．94

1.3.3 催化劑層邊界條件

催化劑層采用多孔介質(zhì)模型.使用此模型時，規(guī)定了一個多孔介質(zhì)的單元區(qū)域，且流動的壓力損失是由多孔介質(zhì)動量方程中所輸入的內(nèi)容來確定的.

多孔介質(zhì)動量方程中附加的動量源項可表示為

(4)

式中：Si是i方向上(x,y,z)的動量源項；vj為j方向上(x,y,z)的速度；D和C為規(guī)定的矩陣；μ為動力黏性系數(shù).

通過獲得的催化劑層壓降，可由式(4)計算慣性阻力系數(shù)及黏性阻力系數(shù).

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.1 流場計算結(jié)果

圖4為反應(yīng)器z方向中部截面的流場分布圖.從圖4可以看出，入口為非均勻速度氣流，向下碰撞底板后分別進(jìn)入2個煙道，氣流在底部碰撞時卷起了渦流.不均勻氣流經(jīng)導(dǎo)流板導(dǎo)流和整流格柵作用，到達(dá)催化劑上部截面時平均速度為3.57 m/s，催化劑上部截面速度分布云圖見圖5.從圖5可以看出，速度分布整體較為均勻，但內(nèi)側(cè)極小區(qū)域速度相對較大，計算的速度標(biāo)準(zhǔn)偏差為21.5%，造成偏差相對較大的原因是入口為非均勻流場及導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)還有待改進(jìn).

圖4 中部截面流場

(a)L側(cè)(b)R側(cè)

圖5 催化劑上部截面1 m處流場

Fig.5 Velocity distribution on the 1 m plane of upper catalytic layer

2.2 均勻噴氨策略下的計算結(jié)果

在入口非均勻流場的前提下，采用均勻噴氨策略，即每根支管噴氨體積流量一致，每根支管噴入混合氣體積流量為293.3 m3/h.

圖6為該噴氨策略下左、右兩側(cè)(L側(cè)和R側(cè))第一層催化劑上部截面的氨氣濃度分布.從圖6可以看出，氨氣濃度分布極不均勻，濃度最低在煙囪側(cè)，為8×10-7kmol/m3，最高為鍋爐側(cè)，為2.3×10-6kmol/m3，標(biāo)準(zhǔn)偏差L側(cè)為26.8%，R側(cè)高達(dá)31.6%.

(a)L側(cè)(b)R側(cè)

圖6 均勻噴氨策略下催化劑上部截面的氨氣濃度分布

Fig.6 NH3concentration distribution on upper catalytic layer with uniform ammonia injection

圖7為該噴氨策略下中部截面的氨氣濃度分布.從圖7可以看出，氣流經(jīng)過噴氨格柵后氨氣濃度急劇增加至最高值(2×10-6kmol/m3)，在催化劑層NH3與NOx反應(yīng)，氨氣濃度不斷降低，但由于催化劑上部截面氨氣濃度嚴(yán)重不均，經(jīng)過催化劑反應(yīng)后局部地區(qū)仍有大量氨氣剩余，圖8為尾部測點平面氨氣濃度分布.從圖8可以看出，與預(yù)測結(jié)果一樣，尾部測點平面大片區(qū)域有氨逃逸，氨氣最高濃度為1.1×10-6kmol/m3，平均濃度為3×10-7kmol/m3，超過規(guī)定值，氨逃逸嚴(yán)重.尾部測點平面的NOx平均濃度為1.26×10-7kmol/m3，出口NOx濃度偏高. 由圖3和圖4可知，該SCR脫硝系統(tǒng)入口流場極不均勻，爐膛側(cè)流場速度最大，最高為18.26 m/s，沿?zé)焽璺较蛄鲌鏊俣炔粩鄿p小，最低為7.53 m/s；在均勻噴氨策略下，雖然經(jīng)過導(dǎo)流板導(dǎo)流和整流格柵作用，催化劑上部截面流場速度相對均勻，NOx濃度場分布均勻，但氨氣濃度分布極不均勻，這必將導(dǎo)致出口NOx濃度偏高，氨逃逸嚴(yán)重，整體脫硝效率下降.對于絕大多數(shù)SCR脫硝系統(tǒng)來說，入口流場均為非均勻流場，若不進(jìn)行噴氨策略優(yōu)化，勢必會導(dǎo)致系統(tǒng)不能經(jīng)濟(jì)環(huán)保安全運行.

圖7 均勻噴氨策略下中部截面的氨氣濃度分布

(a)L側(cè)(b)R側(cè)

圖8 均勻噴氨策略下尾部測點平面的氨氣濃度分布

Fig.8 NH3concentration distribution at the outlet with uniform ammonia injection

2.3 最優(yōu)噴氨策略下的計算結(jié)果

均勻噴氨策略下的計算結(jié)果已表明了噴氨策略優(yōu)化的重要性，根據(jù)上述結(jié)果，在保證各支管總流量不變的前提下(即噴氨總體積流量不變、運行費用不變)，修正各支管的噴氨體積流量.

采用此方法修正噴氨策略，并對該噴氨策略下的SCR脫硝系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得最優(yōu)噴氨策略，該噴氨策略下各部分噴氨體積流量分布如圖9所示.

圖9 最優(yōu)噴氨策略下各部分噴氨體積流量

該噴氨策略下數(shù)值計算得到的催化劑上部截面氨氣濃度分布見圖10.由圖10可知，優(yōu)化后催化劑上部截面氨氣濃度分布極為均勻，L側(cè)相對標(biāo)準(zhǔn)偏差為4.8%，R側(cè)相對標(biāo)準(zhǔn)偏差為4.9%，相對于未優(yōu)化前，氨氣濃度場分布得到了極大改善.

(a)L側(cè)(b)R側(cè)

圖10 最優(yōu)噴氨策略下催化劑上部截面氨氣濃度分布

Fig.10 NH3concentration distribution on upper catalytic layer with optimized ammonia injection

圖11為最優(yōu)噴氨策略下中部截面的氨氣濃度分布.從圖11可以看出，催化劑上部截面均勻的氨氣濃度場經(jīng)過催化劑層反應(yīng)后，反應(yīng)接近完全.圖12為尾部測點平面氨氣質(zhì)量濃度分布.從圖12可以看出，絕大部分區(qū)域氨氣質(zhì)量濃度維持在極低的水平(1 mg/m3以下)，極少區(qū)域最高值也僅為2.19 mg/m3，截面氨氣質(zhì)量濃度平均值為0.5 mg/m3以下.尾部測點平面的NOx濃度平均值為9.12×10-7kmol/m3.未出現(xiàn)氨逃逸現(xiàn)象，出口NOx濃度得到極大改善.

圖11 最優(yōu)噴氨策略下中部截面氨氣濃度分布

Fig.11 NH3concentration distribution on the middle cross section with optimized ammonia injection

(a)L側(cè)(b)R側(cè)

圖12 最優(yōu)噴氨策略下尾部測點平面氨氣質(zhì)量濃度分布

Fig.12 NH3concentration distribution at the outlet with optimized ammonia injection

優(yōu)化后的噴氨策略不會出現(xiàn)局部區(qū)域因氨氣濃度過高而反應(yīng)未完全，或者氨氣濃度過低出現(xiàn)尾部測點平面NOx濃度過高的問題.

2.4 運用最優(yōu)噴氨策略的現(xiàn)場試驗結(jié)果

在該1 000 MW電站鍋爐SCR脫硝系統(tǒng)噴氨優(yōu)化調(diào)整試驗中應(yīng)用本文的最優(yōu)噴氨策略.測點位于圖1中R測出口測點平面，沿爐深方向每個側(cè)面布置6個測點，單面每個測點測3種深度.現(xiàn)場測得絕大部分尾部測點位置沒有氨逃逸，極少區(qū)域氨氣質(zhì)量濃度在1.31 mg/m3以下.現(xiàn)場實測R側(cè)出口測點截面NOx質(zhì)量濃度分布如表3所示，其平均值為40.9 mg/m3，標(biāo)準(zhǔn)差為0.83 mg/m3，相對標(biāo)準(zhǔn)偏差為2.05%.氨逃逸率和出口NOx質(zhì)量濃度均符合優(yōu)化標(biāo)準(zhǔn)，且與模擬結(jié)果吻合良好，證明利用本文方案，通過數(shù)值模擬獲得最優(yōu)噴氨策略的方法確實可有效地指導(dǎo)現(xiàn)場實際噴氨優(yōu)化調(diào)整試驗.

表3 優(yōu)化后現(xiàn)場實測出口測點截面NOx質(zhì)量濃度分布

Tab.3 On-site measurements of NOx concentration at the outlet after optimization mg/m3

3 結(jié) 論

(1)與常規(guī)均勻入口條件相比，將現(xiàn)場實測入口流場和濃度場數(shù)據(jù)通過UDF引入SCR脫硝系統(tǒng)模擬中能更加真實地反映系統(tǒng)內(nèi)流場和濃度場情況.

(2)若入口流場和濃度場非均勻，采用均勻噴氨策略，勢必導(dǎo)致催化劑上部截面氨氮比分布不均勻，SCR脫硝系統(tǒng)出口NOx濃度分布不均勻，氨逃逸嚴(yán)重.

(3)基于現(xiàn)場實測入口數(shù)據(jù)，通過模擬非均勻噴氨過程，依據(jù)各區(qū)域氨氮濃度通量比一致分配理論得出最優(yōu)噴氨策略，獲得極為均勻的催化劑上層氨氮比分布和出口NOx濃度分布，以及符合運行要求的出口NOx濃度和氨逃逸率.

(4)通過現(xiàn)場實施最優(yōu)噴氨策略，實測結(jié)果與模擬結(jié)果吻合良好，表明該方法可有效指導(dǎo)現(xiàn)場實際噴氨優(yōu)化調(diào)整試驗，降低調(diào)整盲目性，提高現(xiàn)場工作效率.

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CFD-based Numerical Simulations on Optimization of the Ammonia Spraying Strategy in a 1 000 MW SCR Denitrification System

SUNHong1,HUAWei1,HUANGZhijun1,SUNShuanzhu1,YUZhijian2,DUANLunbo2

(1. Jiangsu Frontier Electric Technology Co., Ltd., Nanjing 211102, China;2. School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China)

Based on actual velocity field and NOxconcentration distribution on the inlet cross section of selective catalytic reduction (SCR) system in a 1 000 MW coal-fired boiler, CFD-based numerical simulations were carried out to determine the outlet parameters by integrating the turbulence flow, multiple species transport and chemical reactions in the SCR system. Subsequently, an optimal ammonia injection strategy was acquired through repeated calculations according to the consistent distribution theory of ammonia-nitrogen ratio, which was validated through on-site experiments. Results show that spraying ammonia uniformly under the uneven inlet conditions would bring out prominent deviation of ammonia-nitrogen ratio at the inlet and of ammonia distribution at the outlet, causing serious NH3escape. On-site validation experiments prove the strategy to be effective in optimizing ammonia spraying, which helps to reduce the blindness of ammonia injection adjustment and improve the on-site efficiency of the system.

SCR denitrification; ammonia spraying optimization; NOxdistribution; chemical reaction; numerical simulation

2015-11-25

2016-01-14

孫 虹(1971-)，男，江蘇泰州人，研究員級高級工程師，碩士，主要從事電站鍋爐環(huán)保和污染物排放方面的研究. 段倫博(通信作者)，男，副教授，博士，電話(Tel.):025-83790147；E-mail：duanlunbo@seu.edu.cn.

1674-7607(2016)10-0810-06

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A 學(xué)科分類號：610.30