陳蓮芳,周慎杰,王 偉

(1.山東大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,濟(jì)南250061;2.山東大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院,濟(jì)南250061)

煤燃燒過程生成的NOx是造成大氣氮氧化物污染的主要來源.據(jù)統(tǒng)計,電站鍋爐排放的NOx約占煤燃燒NOx排放總量的40%以上,煤燃燒產(chǎn)生的NOx中90%以上為NO,而NO2、N2O 等氣體含量不到總量的10%[1-2].迄今為止,世界各國已開發(fā)了多種燃煤煙氣NOx治理技術(shù),其中,選擇性催化還原法(SCR)以其技術(shù)成熟、脫硝效率高、幾乎無二次污染等優(yōu)點在大型燃煤電廠獲得了廣泛應(yīng)用.隨著環(huán)保排放標(biāo)準(zhǔn)的日益嚴(yán)格,對反應(yīng)器的性能要求也日益提高.脫硝設(shè)備內(nèi)部煙氣流場對反應(yīng)器性能具有顯著影響,因此深入研究入口煙道及反應(yīng)器內(nèi)部煙氣流場對反應(yīng)器運行性能的影響規(guī)律,探索改善流場、提高反應(yīng)器性能的措施具有重要的現(xiàn)實意義.

1 SCR 脫硝機(jī)理

選擇性催化還原脫硝過程如圖1所示,作為還原劑的NH3從催化劑上游通過噴氨格柵(AIG)噴射進(jìn)入含有NOx的煙氣中,在催化劑作用下,與NOx反應(yīng)生成無污染的N2和H2O,從而避免NOx對環(huán)境的危害.這一過程包括以下主要反應(yīng):

圖1 SCR 脫硝反應(yīng)機(jī)理Fig.1 Reaction m echanism of SCR denitrification process

2 流場對反應(yīng)器性能影響的分析

SC R 反應(yīng)器的主要性能指標(biāo)有兩個:一是脫硝效率;二是N H3逃逸率.一個性能優(yōu)良的脫硝反應(yīng)器不僅應(yīng)有較高的脫硝效率,而且應(yīng)保證NH 3 逃逸率盡可能低,避免腐蝕和堵塞,保證下游設(shè)備和系統(tǒng)的安全運行.二者之間存在如下關(guān)系:

式中:s 為N H3逃逸率為反應(yīng)器入口煙氣NOx的濃度;r 為設(shè)備采用的氨/氮摩爾比;η為脫硝效率.

從式(5)可以看出,這兩個指標(biāo)存在相互依存、相互制約的關(guān)系.一方面,在同樣反應(yīng)條件下提高氨/氮摩爾比,意味著提高反應(yīng)物的濃度,這樣必然會提高脫硝效率,但會使未參加反應(yīng)的NH 3 量增加,導(dǎo)致N H3逃逸率提高;另一方面,在入口氨/氮摩爾比一定的條件下,脫硝效率的提高必然會降低NH3逃逸率.因此,優(yōu)化SCR 脫硝反應(yīng)器性能的思路和總體目標(biāo)非常明確,一方面,應(yīng)在滿足反應(yīng)要求的前提下盡可能采用小的氨/氮摩爾比,另一方面,在氨/氮摩爾比一定的條件下,應(yīng)從設(shè)備結(jié)構(gòu)和運行兩方面創(chuàng)造條件,使脫硝催化還原反應(yīng)充分進(jìn)行,也就是必須滿足適宜的反應(yīng)條件和足夠的反應(yīng)時間.具體要求如下:

(1)進(jìn)入反應(yīng)器催化劑層的煙氣,其流速分布應(yīng)均勻[3].當(dāng)氣體速度分布不均時,一方面,在速度過高處會造成催化劑沖蝕和磨損,在速度過低處造成催化劑積灰和堵塞,影響催化劑的壽命和脫硝性能;另一方面,也使煙氣通過催化劑的行程時間各不相同,反應(yīng)時間不充足,導(dǎo)致反應(yīng)程度不均衡.工程上一般要求第1 層催化劑前流場速度標(biāo)準(zhǔn)偏差≤15%.

(2)反應(yīng)物濃度分布均勻.均勻的氨/氮摩爾比,也就是均勻的反應(yīng)物濃度,需要通過煙氣速度場和氨噴射速度場的協(xié)調(diào)配合實現(xiàn).一般煙氣中NOx的濃度是均勻的,因此要求N H3噴射濃度均勻,在二者濃度都均勻的前提下,控制速度均勻即可實現(xiàn)濃度的均勻分布.氨噴射格柵前煙氣流場分布對下游催化劑中氨/氮的均勻混合有重要作用,一般要求AIG 截面煙氣流速偏差≤15%.

(3)反應(yīng)溫度適宜,使反應(yīng)溫度滿足催化劑的最佳反應(yīng)溫度范圍條件,保證反應(yīng)速度最快.

(4)沿?zé)煔饬鞒滩贾米銐虻拇呋瘎﹣肀ＷC反應(yīng)時間充足.

適宜的反應(yīng)溫度可以通過適當(dāng)選擇SCR 反應(yīng)器在鍋爐煙氣流程中的布置位置來實現(xiàn),一般SC R反應(yīng)器布置于省煤器和空氣預(yù)熱器之間,即可滿足要求.而為了滿足反應(yīng)時間的要求,可采用催化劑多層布置來實現(xiàn),但由于SCR 催化劑比較昂貴,且布置空間有限,為減少催化劑投資成本、節(jié)省空間、減少壓損,要求催化劑入口處的煙氣速度均勻分布,才能使反應(yīng)物與催化劑均衡接觸,充分反應(yīng),以提高催化效率,降低成本.

總之,反應(yīng)器內(nèi)速度場的分布是影響其運行性能的關(guān)鍵因素.但由于受空間限制,從省煤器出口至SCR 反應(yīng)器入口這段煙道的設(shè)計與布置一般都非常緊湊,且煙道截面變化大,急轉(zhuǎn)彎多,流動速度分布很不均勻,難以保證煙氣與氨氣的均勻混合,也難以保證煙氣進(jìn)入第1 層催化劑的速度分布均勻.加裝導(dǎo)流板以改善彎道內(nèi)的速度場是SCR 系統(tǒng)設(shè)計中比較成功的方法.不同的工程系統(tǒng),其結(jié)構(gòu)布置不同,導(dǎo)流板的布置方案也不同.科學(xué)合理地布置導(dǎo)流板,不僅可以減少流體流經(jīng)彎道時的分離現(xiàn)象,還能減小二次流帶來的阻力.因此,可通過數(shù)值模擬方法對SCR 反應(yīng)器入口煙道及其內(nèi)部導(dǎo)流、整流部件布置進(jìn)行模擬優(yōu)化,改善系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)布置,以優(yōu)化流場、提高性能.

3 反應(yīng)器結(jié)構(gòu)及流場模擬優(yōu)化

3.1 簡化條件

根據(jù)實際運行工況,煙氣進(jìn)入SC R 反應(yīng)器后溫度、密度均變化不大,為便于模擬計算,對該SCR 系統(tǒng)內(nèi)煙氣狀況進(jìn)行如下假設(shè)和簡化:

(1)假設(shè)煙氣為單相氣體,不考慮粉塵對流場的影響;

(2)將煙氣視為不可壓縮牛頓流體,流動為定常流動;

(3)忽略重力對流動的影響,并假設(shè)省煤器出口處煙氣速度分布均勻.

3.2 數(shù)學(xué)模型

整個流動和反應(yīng)過程遵循質(zhì)量守衡、動量守衡及能量守恒方程.為了便于求解,需要對上述守恒方程進(jìn)行雷諾平均,雷諾平均后的方程稱為平均流控制方程.

連續(xù)方程:

動量方程:

能量方程:

以上基本方程并沒有構(gòu)成封閉的方程組.雷諾平均過程中引入了未知關(guān)聯(lián)量,該項為動量輸運項,稱為紊流應(yīng)力或雷諾應(yīng)力.在動量方程中,把雷諾應(yīng)力項作為分子熱運動引起的牛頓應(yīng)力的附加項.在大多數(shù)紊流流動中,雷諾應(yīng)力遠(yuǎn)大于牛頓應(yīng)力.對于這些關(guān)聯(lián)項應(yīng)處理成紊流模型,本文數(shù)值模擬選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型,即紊流模型.

連續(xù)性方程:

動量方程:

式中:i 分別取x 、y、z 向.

k 方程:

3.3 結(jié)構(gòu)及流場模擬優(yōu)化[ 4-6]

以山東某電廠660 M W 機(jī)組為工程實例,借助Fluent 軟件,通過對不同布置方案的模擬計算,對其SCR 反應(yīng)器入口煙道及其導(dǎo)流、整流部件進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計,得到合理的設(shè)計方案,模擬范圍從省煤器出口到空氣預(yù)熱器入口.

在模擬中,采用速度進(jìn)口和壓力出口邊界條件,利用GAM BIT2.3 對SC R 反應(yīng)器進(jìn)口煙道進(jìn)行三維建摸,采用四面體和六面體網(wǎng)格對三維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分.

該660 MW 機(jī)組配用鍋爐為超臨界變壓直流爐,額定蒸發(fā)量為2 102.8 t/h.燃用煤質(zhì)分析見表1.

表1 鍋爐燃用煤質(zhì)分析Tab.1 Quality analysis of coal

省煤器出口過量空氣系數(shù)α=1.20,出口煙氣流量為4 726 878 m3/h,溫度為374 ℃,煙氣組分示于表2.

表2 省煤器出口煙氣組分Tab.2 Flue gas composition at economizer outlet vol.%

根據(jù)以上數(shù)據(jù)計算得出,省煤器出口煙氣密度ρ=0.60 kg/m3,粘度μ=5.98×10-5m2/s.

為合理利用空間,采用雙塔結(jié)構(gòu),兩塔對稱布置,單塔處理總煙氣量的50%,設(shè)定主體部分流速為4 ～6 m/s,布置總體結(jié)構(gòu),反應(yīng)塔與省煤器和空氣預(yù)熱器的位置關(guān)系示于圖2.

反應(yīng)器結(jié)構(gòu)及尺寸如下:SC R 反應(yīng)器主體部分長、寬、高分別為11.60 m、11.65 m 和11.20 m ,垂直煙道高14.2 m,橫截面尺寸為3.70 m ×11.65 m,下部彎道曲率半徑為3.00 m,省煤器至SCR 反應(yīng)器的水平煙道截面面積為11.65 m ×3.80 m,上部采用大斜角,計算得到入口速度為14.82 m/s.

采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型為計算模型,沿?zé)煔饬鲃臃较蛞来尾贾脤?dǎo)流部件以進(jìn)行流場優(yōu)化.在模擬中,采用速度進(jìn)口和壓力出口邊界條件,進(jìn)口速度為14.82 m/s,反應(yīng)器進(jìn)口介質(zhì)為煙氣,物性參數(shù)取前述計算值.

圖2 反應(yīng)器在煙氣流程中的位置Fig.2 Location of SC R reactor in the flow path of flue gas

3.3.1 方案1

煙道內(nèi)不加任何導(dǎo)流部件,空塔布置.圖3為在方案1 下進(jìn)行模擬計算得到的煙氣沿寬度方向中心位置(z=5.825 m)的速度云圖.圖4為A IG 截面上不同位置(z =1 m、5.825 m 、10.65 m)的速度分布情況.

由圖3和圖4可知,未加導(dǎo)流板時煙道內(nèi)速度分布很不均勻,主要表現(xiàn)為:

(1)上升煙道右側(cè)的上部煙道至拐角處上方速度偏高,AIG 位置最大速度達(dá)21.9 m/s;

(2)上升煙道左側(cè)部分沒有得到充分利用,速度偏低,最低為1 ～2 m/s,且左上部直角拐彎處存在一個三角形的低速區(qū);

(3)SC R 反應(yīng)器入口處流場很不均勻,左半部分和右側(cè)小范圍為低速區(qū),右側(cè)大部分為高速區(qū),入口截面下1 m(第1 層催化劑入口位置)最大速度接近16.3 m/s,最低為1.0 m/s;

圖3 空塔布置時z=5.825 m 截面的速度云圖Fig.3 Velocity contour at z=5.825 m cross section without any guide plates in the reactor

(4)從圖4可以看出,壁面對流速影響很小,流速沿寬度方向變化不大,壁面效應(yīng)可忽略.采用同樣方法分析,發(fā)現(xiàn)第1 層催化劑截面的速度沿寬度變化也不大.

圖4 空塔布置時AIG 截面的煙氣速度分布Fig.4 Velocity distribution at AIG section without any guide plates in the reactor

3.3.2 方案2

為提高煙道左側(cè)速度,在下部彎管處設(shè)置不同形狀和不同數(shù)量的導(dǎo)流板,經(jīng)多次模擬比較,發(fā)現(xiàn)在水平段分別距彎管內(nèi)壁約1/3、3/5、4/5 處,在垂直段分別距彎管內(nèi)壁約1/5、2/5、7/10 處加弧度板與適量直板組合的導(dǎo)流板效果最好.圖5為在方案2下z=5.825 m 處的速度云圖.與空塔情況比較:

(1)垂直煙道內(nèi)流速分布趨于均勻;

(2)三角低速區(qū)減小,但未完全消失;

(3)煙氣在經(jīng)過彎道之后,速度場變得很不均勻,最大速度達(dá)25 m/s.這種不均勻性主要表現(xiàn)在:經(jīng)過彎道后,煙道外側(cè)為高速區(qū),內(nèi)側(cè)為低速區(qū),速度差非常大;在大斜角后部彎道處,由于尺寸變化很大,內(nèi)外兩側(cè)均出現(xiàn)了低速區(qū).

圖5 方案2 下z=5.825 m 的速度云圖Fig.5 Velocity contour at z=5.825 m cross section in scheme 2

產(chǎn)生這種不均勻性的主要原因是:煙氣經(jīng)過彎道時,其流線將發(fā)生彎曲,由于慣性作用,流體會壓向外側(cè),從而導(dǎo)致彎管外側(cè)流體的壓強(qiáng)升高,根據(jù)伯努利方程,外側(cè)流體的速度相應(yīng)降低,然后在彎道中部某點以后,壓強(qiáng)才逐漸降低,直到彎道處終止.與此相對應(yīng)的是彎管內(nèi)側(cè)出現(xiàn)壓強(qiáng)先降低再升高,以及速度先快后慢的現(xiàn)象.

3.3.3 方案3

為消除低速三角區(qū),將直角拐彎煙道改為半徑為3.0 m 的彎管,并在距內(nèi)外壁1/3 處各加設(shè)1 塊75°圓弧導(dǎo)流板,在垂直寬度方向加設(shè)9 塊等距、厚度為4 mm 、高度為400 mm 的整流板.圖6為在方案3 下z=5.825 m 截面處的速度云圖.

圖6 方案3 下z=5.825 m 截面的速度云圖Fig.6 Velocity contour at z=5.825 m cross section in schem e 3

從圖6可以看出:

(1)拐彎處的三角低速區(qū)基本消失,彎管區(qū)速度分布趨于均勻;

(2)整流板后部區(qū)域,即第1 層催化劑前區(qū)域,速度分布改善,左側(cè)低速區(qū)明顯減小,右側(cè)速度也趨于均勻,但整個區(qū)域明顯分為高、低2 個速度分區(qū).

3.3.4 方案4

圖7 方案4 下加2 片導(dǎo)流板時z=5.825 m 的速度云圖Fig.7 Velocity contour at z=5.825 m cross section in scheme 4(2 guide plates added)

圖8 方案4 下加5 片導(dǎo)流板時z=5.825 m 的速度云圖Fig.8 Velocity contour at z=5.825 m cross section in scheme 4(5 guide plates added)

為了進(jìn)一步優(yōu)化流場,需要改善整流板入口速度分布.因此在水平到大斜角的過渡段加設(shè)直板導(dǎo)流板,并調(diào)整各自傾斜角度來進(jìn)行優(yōu)化.圖7、圖8分別為加2 片、5 片導(dǎo)流板并調(diào)整優(yōu)化后的速度云圖.從圖中可看出,加設(shè)導(dǎo)流板后效果明顯,與方案3 比較,SCR 反應(yīng)器左側(cè)低速區(qū)域明顯減小,且右側(cè)大部分流速分布均勻.比較圖7和圖8可以看出,增加導(dǎo)流板數(shù)量,效果更好,但壓損會相應(yīng)增加.

從圖7和圖8的速度云圖可以看出:

(1)過渡段導(dǎo)流板的添加對流場的改善具有十分關(guān)鍵的作用,圖7中低速區(qū)域比圖6明顯減小,圖8中的低速區(qū)域比圖7又有明顯減小.

(2)比較圖6、圖7和圖8可以發(fā)現(xiàn),導(dǎo)流板的添加不僅影響下游流場,對上游流場也有一定影響.

在壓損小幅增加的條件下,適當(dāng)增加整流板數(shù)量,對流場進(jìn)一步優(yōu)化,并調(diào)整上游導(dǎo)流板傾角,得到最后的優(yōu)化布置方案,圖9為優(yōu)化后z =5.825 m處的速度云圖.

圖9 優(yōu)化后z=5.825 m 的速度云圖Fig.9 Velocity contour at z=5.825 m cross section after optimization

從圖9可以看出:

(1)流場進(jìn)一步優(yōu)化后,高速區(qū)域和低速區(qū)域顯著減小,整個流場速度分布更加均勻.

(2)整流板后速度方向偏差很小,速度方向基本平行于y 方向,統(tǒng)計方向偏差平均為1.55°.

(3)通過對流場壓力分布的分析,優(yōu)化后壓損比空塔布置時增加了103.82 Pa.

對優(yōu)化前后速度分布進(jìn)行比較,分別取空塔布置和優(yōu)化后AIG 截面即上升煙道中部z =5.825 m直線上50 個點的速度值,結(jié)果示于圖10.

圖10 空塔布置與優(yōu)化后AIG 截面上的速度比較Fig.10 Velocity comparison at AIG section before and after optimization

從圖10可以看出,與空塔方案相比,優(yōu)化后除左右壁面處少數(shù)點速度偏低以外,整體速度均勻.優(yōu)化后統(tǒng)計得到的速度標(biāo)準(zhǔn)偏差為2.24%.

比較空塔布置和優(yōu)化后整流板后1 m 截面上z=5.825 m 處100 個點的速度值,結(jié)果示于圖11.

圖11 優(yōu)化前后整流板下游1.0 m 截面速度Fig.11 Velocity comparison at 1.0 m dow nstream of diffusion baffle before and after optimization

從圖11可以看出,與空塔情況相比,優(yōu)化后除左側(cè)壁面處少數(shù)點速度偏低、右側(cè)壁面處少數(shù)點速度偏高外,整體速度均勻.優(yōu)化后統(tǒng)計得到的速度標(biāo)準(zhǔn)偏差為1.10%.

4 結(jié) 論

(1)入口煙道和反應(yīng)器內(nèi)流場分布是影響SC R脫硝反應(yīng)器性能的關(guān)鍵因素,改善流場的重點是提高AIG 截面和催化劑入口截面煙氣速度分布的均勻性.

(2)從模擬結(jié)果可以看出,導(dǎo)流板對流道方向改變所引起的流場分離現(xiàn)象有明顯的抑制作用;直角彎道轉(zhuǎn)化為1/4 圓弧型彎道有利于消除低速區(qū);導(dǎo)流板和整流板的協(xié)調(diào)布置能顯著改善速度場分布的均勻性.

(3)添加導(dǎo)流、整流部件會增加系統(tǒng)的壓力損失.利用數(shù)值模擬方法對SCR 反應(yīng)器設(shè)計進(jìn)行優(yōu)化,達(dá)到優(yōu)化設(shè)計、改善性能的目的,同時可以預(yù)測系統(tǒng)的壓力損失大小,為引風(fēng)機(jī)出力校核或設(shè)備選型提供依據(jù).

(4)流道內(nèi)導(dǎo)流板的設(shè)置不僅影響下游流場,對上游流場也有不同程度的影響,故應(yīng)對優(yōu)化方案反復(fù)驗證.

(5)模擬計算模型未考慮加裝AIG 的影響.AIG 往往為單層或多層安裝氨噴嘴的管網(wǎng),安裝后會對流場造成擾動,一般會使AIG 后的流場進(jìn)一步優(yōu)化,使催化劑截面的速度分布更加均勻,但系統(tǒng)阻力會增加40 ～60 Pa.

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