盧志民

(華南理工大學電力學院∥廣東省綠色能源技術重點實驗室，廣東廣州510640)

射流混合是燃燒工程領域一個重要而意義深遠的研究課題.實際工程涉及的射流基本都是湍流射流，湍流自由射流在向周圍空間擴散的過程中，必然會產生湍流的物質轉移和熱量交換現(xiàn)象.根據(jù)湍流射流的“熱質”交換相似性質，使用熱平衡方法研究湍流混合過程是一種簡單快速的方法［1］.

在選擇性非催化還原(SNCR)技術中，氮還原劑的射流與煙氣主氣流的混合時間通常和化學反應時間是同一個量級的［2］.也就是說，反應是一個化學/混合控制的過程，混合對反應程度的影響很大.已有研究者利用示蹤氣體、氣泡法定性和定量研究了SNCR技術中的混合問題［3-4］.

文中在一臺1∶10的410t/h六角切圓電站鍋爐?；囼炁_上，利用熱平衡原理研究了高能SNCR射流混合的情況，探討了噴射總流量、速度、噴嘴布置方式等影響因素對混合效果的作用規(guī)律，并進一步結合SNCR的動力學試驗研究結果，引入理想脫硝率的概念，對不同混合方案所能達到的理想脫硝效果進行定量比較.

1 試驗系統(tǒng)

試驗使用的?；囼炁_見圖1(a)所示，該模化鍋爐長寬比為1.5∶1，采用燃燒器六角切向布置方式，爐膛斷面尺寸為1.199 m×0.807 m，高3.01 m，爐頂布置模擬的過熱器.關于?；囼炁_的一些具體參數(shù)可以參見文獻［5］.

試驗中，射流的噴入截面設置在折焰角下150mm，使用7組加熱噴射器(由肋片加熱器、溫度控制器和流量計組成)，每組噴射器包含2個鋼制噴嘴，噴嘴間隔為160～170 mm.噴嘴使用石墨聚四氟乙烯材料作隔熱和密封的套頭，避免有機玻璃壁面燒壞或漏風.7組加熱噴射器從1到7進行編號，冷模爐膛、14股加熱射流和溫度測量截面的結構布置如圖1(b)所示.

根據(jù)對垂直射流影響深度的計算［6］，橫向射流大約在射入點下游100mm處即完全折向主氣流，因此，溫度測量截面設在射流截面上方120 mm處.共設104個截面溫度測點，布置成13×8的測點矩陣(安裝過程中造成了其中一個熱電耦的開路，實際監(jiān)測測點為103個).在射流截面以下300 mm處還設置了3個主氣流測點.使用直徑0.2mm的E型熱電耦裸露測量溫度.

圖1 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experiment system

14個噴嘴的流量經過標定，發(fā)現(xiàn)同一個加熱噴射器出口的兩個噴嘴的流量之間偏差不超過10%.使用K型熱電耦測量射流出口溫度，并通過XTMA型溫度控制器控制電熱肋片加熱器的啟停，將射流出口溫度控制在(523±15)K.采用惠普公司生產的Agilent數(shù)據(jù)采集儀間隔2 s采集103個截面測點的溫度信號、14個射流出口溫度信號和3個爐膛主氣流溫度信號，并利用儀器的軟件冷端補償功能進行熱電偶的冷端溫度補償.

試驗中射流總流量qV為4～28m3/h(標準狀態(tài)下，下同)，對應的原型爐膛射流流量占總煙氣流量的比例β最大達到0.99%.采用了2.2、3.1和4.0mm孔徑的3種圓噴嘴，模型實驗中噴嘴最大的噴射速度接近300m/s，而模擬的爐膛原型的噴嘴噴射速度v達到47～414m/s.所采用的流量和噴射速度覆蓋了實際工程常見的工況范圍.

2 試驗分析方法

以溫度測量截面上的測點為節(jié)點，在該截面建立13×8個矩形微元控制體，微元控制體內氣流符合以下能量和質量守恒方程［1］:

式中:c、qm、T分別代表比熱、質量流量和溫度，下標1、2、3分別代表射流、主流和混合氣流.由于測點處于爐膛上部速度分布比較均勻的地方，因此假設通過每個微元控制體的主流流量與微元截面積成正比，qm2可以根據(jù)微元截面積與總截面積之比進行計算.試驗中，T1≈523 K，T2≈303 K，而T3最大值為308 K，因此，取 c1≈1.951 kJ/(kg·K)，c2、c3取1.044kJ/(kg·K).

根據(jù)能量和質量方程(1)和(2)，可以推出:

由式(3)可知，微元控制體內射流和主氣流的流量比qm1/qm2(即混合分數(shù)w)可以從截面溫差ΔT=T3－T2推出.則根據(jù)試驗中射流前后測量截面各微元的溫度變化情況，可得微元控制體內的混合分數(shù).假設噴入的氨和煙氣中的NOx在射流和主流中均勻分布，則混合分數(shù)w與微元氨氮比一一對應.在建立了截面溫差－混合分數(shù)－氨氮比的對應關系以后，在以下的分析中，就可以直接分析微元控制體的氨氮比分布.

由于熱電耦的制造加工條件的差異，103個溫度測點在靜態(tài)下存在將近1 K的溫度偏差.但單個熱電耦的溫度－時間測量特性穩(wěn)定:試驗前、后進行2～3次基礎工況溫度測量，在10min內103個溫度測點隨時間波動的平均絕對偏差最大值不超過0.14K，90%測點的絕對偏差不超過0.05 K.因此，將溫度測量矩陣與基礎工況的溫度矩陣進行比較，可得出截面溫度的變化情況.同時監(jiān)測爐內主氣流的入流溫度，排除氣溫變化的影響.

SNCR動力學實驗研究表明，在理想條件下(合適的反應溫度、足夠的停留時間、充分的混合)，理想脫硝率能夠達到90%(氨氮摩爾比 NSR= 1.2)［7］.假設微元控制體內混合充分，SNCR反應的效率只和微元控制體內的反應物濃度有關.設微元理想脫硝率為 90%，即當局部的氨過量(NSR≥1.2)時，微元內90%的NO被還原;當局部氨不足(NSR＜1.2)時，氨的利用率為90%，即脫硝率為0.9NSR/1.2×100%.根據(jù)以上假設，將整體混合不均勻的截面分成若干個混合均勻的微元控制體，用微元理想脫硝率計算各個微元控制體內的脫硝反應效率，加權疊加得到整體截面的理想脫硝率.

3 結果分析

3.1 同一尺寸噴嘴下的不同噴射總流量qV

?stberg等［8］的實驗研究表明，沖量比的增加能提高NOx的脫除率.qV的增大，能提高射流的沖量，使射流達到更好的穿透和混合效果.試驗使用2.2mm噴嘴，qV從10.5 m3/h增加到28m3/h，對應原型爐膛的射流/煙氣流量比β為0.37%～0.99%.圖2中記錄了不同流量下的截面氨氮比NSR分布圖.從圖2(a)中可以看出，當qV=14m3/h時，爐膛中心出現(xiàn)大片的NSR接近于0的混合死區(qū).而在3#噴射器出口處，局部NSR=4，表明射流動量太低，在主氣流的作用下，射流容易被主流吹偏而難以達到爐膛的中心區(qū)域.

圖2(b)中，qV升高到21m3/h，噴射器出口對應位置的NSR峰值更高，射流開始深入到爐膛中心位置.

在圖2(c)中，qV=28 m3/h，根據(jù)文獻［6］中的經驗公式計算，此時射流最大影響深度為379 mm.這樣，前墻的射流基本上可以達到爐膛的中心.從氨氮比的分布圖來看，射流的穿透更深，截面混合效果好.在后墻附近存在一片沒有混合的死區(qū)，表明僅在三面爐墻進行噴射，則射流不能到達后墻.

圖2 不同噴射總流量qV時截面氨氮比分布圖Fig.2 NSR distribution at different injection flowrate 14個2.2mm噴嘴

理想脫硝率η隨噴射總流量qV變化趨勢如圖3所示.qV從10.5 m3/h增大到28 m3/h，η隨之從47%升高到58%.當qV增大時，射流可以噴入爐膛的深處，直達到爐膛的中心區(qū)域，達到很好的截面覆蓋率和脫硝效果.但在工程應用中，大的噴射總流量需要大容量、高壓頭的風機或者高參數(shù)的蒸汽來源，也會影響鍋爐運行的穩(wěn)定性和經濟性.因此，噴射總流量與總煙氣流量之比β往往限制在2%以下［3，9］.

圖3 不同噴射總流量下的理想脫硝率Fig.3 Ideal NOxreduction ratio at different injection flowrates

3.2 相同噴射總流量qV下的不同噴射速度v

qV相同，不同的噴射速度v對混合和脫硝效果也有很大影響.圖4表示了η隨v變化的趨勢，從圖4可以看出，v=210m/s時η最高，達到53%.v降低到106和64 m/s時，η分別為48%和45%.使用高速的射流可以將理想脫硝率提高8%左右.此時對應原型鍋爐上的工況為:β=0.74%，v分別為311、157和94m/s(分別使用2.2、3.1和4.0 mm三種孔徑規(guī)格噴嘴).

圖4 不同噴射速度下的理想脫硝率Fig.4 Ideal NOxreduction ratio at different flow velocities

3.3 相同噴射總流量qV下的不同噴嘴數(shù)目N

關于噴嘴數(shù)目N和布置方式對混合和脫硝效果的影響，目前還沒有一套成熟的理論可以解釋.一般根據(jù)實際的爐膛結構和布置方式進行冷態(tài)噴射策略的模擬，結合計算流體力學的模擬來進行評價和優(yōu)化.從文獻［10-12］的模擬優(yōu)化結果來看，對長寬比大的噴射截面，使用8－12個噴嘴進行前墻和側墻的噴射，噴嘴可以相對集中布置在前墻，前墻的噴嘴布置可以進一步地向中心集中，以達到更好的爐膛中心穿透效果.

文中針對410 t/h六角切圓改造鍋爐的冷模臺架，試驗了5種噴嘴布置策略來確定最佳的噴嘴數(shù)目N.首先采用圖2(a)所示工況，在qV相等的情況下，逐步停用2#、6#、3#、5#噴射器.隨著N的減少，單噴嘴的流量增大，噴嘴出口處的射流穿透能力越來越強.而在6個噴嘴的噴射策略下，由于射流都集中在爐膛深處，不能有效覆蓋爐膛前墻和兩側墻的近壁面區(qū)域，因此未必會得到很好的整體混合和脫硝效果.

圖5為不同噴嘴數(shù)目N下理想脫硝率的變化情況.從圖5中可以看出，η隨著N的減少而先上升后降低.N=14時，爐膛的穿透混合差.N減小可以改善壁面區(qū)域的混合狀況，改善脫硝效率.N=10時，理想脫硝率達到了52%.N繼續(xù)減小，壁面附近的混合惡化，爐膛穿透效果的進一步增強并不能彌補壁面區(qū)域混合的惡化，η反而會下降.使用6個噴嘴時，η下降到46%左右.

總的來說，N的取值應該兼顧爐膛的穿透和壁面附近的混合.在試驗條件下，N=10時脫硝效果最好.

圖5 不同噴嘴數(shù)目N下的理想脫硝率Fig.5 Ideal NOxreduction ratio at different nozzle numbers N

3.4 相同噴射總流量qV和噴嘴數(shù)目N下的不同噴嘴布置策略

在qV和N不變的情況下，噴嘴需要根據(jù)爐膛煙氣動力場的實際情況進行針對性布置，才能促進混合和脫硝的效果.試驗保持前墻3個噴射器噴射，通過側墻不同噴射方式的組合來評價不同噴射策略的脫硝效果.

采用1#－5#噴射器噴射時，截面的NSR分布基本上沿對角線分成兩部分，混合只發(fā)生在布置了射流的右側三角形.在右下角2#和3#噴射器出口相交的地方，局部NSR達到最大.由于左上側爐膛留有大片的死區(qū)，因此，這種噴射布置策略的理想脫硝率僅為48%.采用2#－6#噴射器的噴射，噴射的射流只集中在爐膛布置了射流的前半部分，爐膛的后半部分基本沒有射流的混合.這種噴射布置策略的η僅為44%.

因此，最好的噴射策略應該是前墻6個噴嘴、側墻各2個噴嘴布置在靠近后墻的地方，這樣可以達到52%以上的理想脫硝率.

3.5 提高氨氮比NSR對理想脫硝率的影響

在SNCR的實際應用中，可以通過提高NSR的做法來提高η，文中通過理想脫硝率的概念，將化學動力學研究的結果和混合的模擬結合起來.通過簡單地提高總體NSR來考察氨氮比提高對η的作用.

圖6是不同氨氮比下η和NSR＞3.0的微元個數(shù)M的變化情況.從圖6中可以看出，η隨著NSR的增大而升高，NSR=1.0時，η=52%;NSR=5.0時，η上升到78%.在NSR較小時，η隨NSR的增大上升得很快.當NSR＞2.5后，η隨NSR的增大而上升的趨勢變緩.這個結論與王智化等［13］的研究結果相似.

圖6 不同氨氮比下的理想脫硝率Fig.6 Ideal NOxreduction ratio at different NSRs

提高NSR可以提高脫硝率，但同時會引起氨逃逸濃度劇烈上升.可通過分析微元控制體內NSR＞3的微元個數(shù)M來分析氨逃逸隨著氨氮比升高的變化趨勢.從圖6中可以看出，M從NSR=1.0時的7個上升到NSR=5.0時的53個.這些微元內局部積聚的氨很容易導致氨反應不完全，引起氨排放濃度升高，造成操作、安全上的問題.

4 結語

文中介紹了一種快速簡便的熱平衡混合?；囼灧椒ㄔ赟NCR技術中的應用.在一臺1∶10的410 t/h六角切圓電站鍋爐?；囼炁_上，進行了噴射總流量、速度、噴嘴數(shù)目和布置方式等對混合效果影響規(guī)律的研究，并通過引入理想脫硝率的概念，定量比較不同的混合方案所能達到的理想脫硝效果.試驗方法和結果對射流混合的工程研究和SNCR技術的工程應用有很好的指導作用.

［1］ 岑可法.鍋爐燃燒試驗研究方法及測量技術［M］.北京:水利電力出版社，1987.

［2］ Rota R.Chemical kinetic analysis of the thermal DeNOxprocess at high reactant concentration［J］.Chemical Engineering＆Technology，2001，24(5):539-541.

［3］ Muzio L J，Smith R A，Hunt T，et al.Integrated dry NOx/ SO2emissions control system:baseline SNCR test report［R］.Washington DC:［s.n.］，1993.

［4］ Applied Utility Systems.Boiler modeling［EB/OL］.http:∥www.auscorp.com/pdfs/06.pdf，1999-09-09.

［5］ 丁寧.410 t/h高長寬比六角切圓水煤漿、重油兩用電站鍋爐動力、燃燒特性的數(shù)值模擬和試驗研究［D］.杭州:浙江大學機械與能源工程學院，2005.

［6］ 岑可法.煤漿燃燒、流動、傳熱和氣化的理論與應用技術［M］.杭州:浙江大學出版社，1997.

［7］ Lu Zhi-min，Lu Ji-dong.Influences of O2concentration on NO reduction and N2O formation in thermal DeNOxprocess［J］.Combustion and Flame，2009，156(6): 1303-1315.

［8］ ?stberg Martin，Dam-Johansen Kim，Johnsson Jan E.Influence of mixing on the SNCR process［J］.Chemical Engineering Science，1997，52(15):2511-2525.

［9］ Krigmont H，Oehley D，Spokoyny F，et al.SNCR retrofit experience on four gas-and coal-fired boilers in Tchaikovsky，Russia［C］∥Proceedings of Joint EPA/EPRI Mega Symposium.Washington D C:［s.n.］，1997.

［10］ Boo Moon-Chul，Eoe Soo-Hun，Jang Woo-Chang，et al.First installation of selective non-catalytic NOxreduction process on utility boilers in Korea［C］∥Mega Symposium.Chicago:Air＆Waste Management Association，2001.

［11］ William Sun.Selective non-catalytic NOxreduction process for Korean utility and industrial boilers and cement kiln［C］∥Proceeding of ICIPEC.Jeju Korea:ICIPEC，2002:377-388.

［12］ Richard Himes，Greg Quartucy，Marc Cremer，et al.Demonstration of SNCR Trim on a 185 MW tangential design coal-fired utility boiler［C］∥Proceedings of 2002 Conference on Selective Catalytic Reduction(SCR)and Selective Non-Catalytic Reduction(SNCR)for NOxControl.Pittsburgh:［s.n.］，2002.

［13］ 王智化，周俊虎，周昊，等.爐內高溫噴射氨水脫除NOx機理及其影響因素的研究［J］.浙江大學學報:工學版，2004，38(4):495-500.Wang Zhi-hua，Zhou Jun-hu，Zhou Hao，et al.Experimental and modeling study on the mechanism and sensitive parameters of the thermal DeNOxprocess［J］.Journal of Zhejiang University:Engineering Science，2004，38 (4):495-500.