周英貴　　金保昇

(東南大學能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室, 南京210096)

大型燃煤鍋爐SNCR/SCR混合脫硝數(shù)值模擬及工程驗證

周英貴金保昇

(東南大學能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室, 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，對300 MW燃煤機組SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)進行了數(shù)值模擬，重點分析轉(zhuǎn)向室補氨噴射位置、混合器結(jié)構對煙氣中氨氮組分混合的影響，計算結(jié)果與試驗測量數(shù)據(jù)吻合很好.結(jié)果表明：SNCR反應后，轉(zhuǎn)向室出口還原劑分布極不均勻；轉(zhuǎn)向室側(cè)墻補氨噴槍越靠近轉(zhuǎn)向角位置，越有利于提升煙道內(nèi)還原劑的平均分布；SCR反應器入口煙道設置新型復合X型混合器，進一步強化NH3與煙氣的均勻混合，反應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)化的補氨噴射位置與混合器結(jié)構應用于現(xiàn)場鍋爐，SNCR和SCR脫硝效率分別達到了35%和78.4%，SNCR/SCR聯(lián)合脫硝效率達85.96%，脫硝效果良好.

關鍵詞:補氨;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]．對于大型燃煤機組,SCR技術具有脫硝效率高、氨逃逸量低的優(yōu)點,但需要單獨配套尿素熱解裝置制備氨氣,且催化劑運行維護成本較高[5-8].SNCR投資成本相對較低,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)尿素熱解特性的改進型工藝,不僅利用高溫煙氣熱解尿素,而且利用爐膛SNCR反應降低了SCR反應器入口NOx濃度,減少了催化劑用量,節(jié)省了設備投資和運行維護成本．

大型燃煤鍋爐SNCR/SCR混合脫硝實際應用中因受鍋爐結(jié)構及現(xiàn)場空間條件限制,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,導致SCR效率降低．部分學者研究了還原劑與氮氧化物在SNCR反應區(qū)的混合影響[1,3,5],但對SNCR逃逸氨的均勻分布以及補充尿素溶液的氣液多相流動特性的探討較少．SCR系統(tǒng)可利用專用噴氨裝置和導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SCR相比差異很大．Yang等[10]在鍋爐轉(zhuǎn)向室入口增加擾動蒸汽流以改善省煤器入口NH3濃度分布;Zhou等[11]設計了一種尿素熱解耦合SCR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反應的氨量不易控制,且尿素用量偏高．當尿素溶液噴入到高溫煙氣中,尿素溶液溫度在650～735K時尿素溶液可達到較好的分解效果,超過735K時熱分解基本完成,超過1 100K時產(chǎn)生副反應,尿素有效分解率降低,因而鍋爐轉(zhuǎn)向室位置具有單獨補氨的有利條件[12]．

針對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反應和轉(zhuǎn)向室補氨后還原劑流動特性數(shù)值模擬,對現(xiàn)場鍋爐熱態(tài)試驗進行對比研究,獲得了優(yōu)化的補氨方式和混合措施,為改進SNCR/SCR混合脫硝的有效運行和脫硝效率提供依據(jù)．

1模擬對象及邊界條件

研究對象為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,模型進口的一次風、二次風及煤粉流量見表2．SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)分為爐膛燃燒區(qū)、SNCR反應區(qū)、還原劑補充噴射區(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,且關于鍋爐中線對稱,單獨計量和控制,以補償SCR反應中因SNCR反應逃逸氨的不足．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工況時一次風、二次風及煤粉參數(shù)

1—尿素溶液儲罐;2—輸送泵;3—SNCR調(diào)節(jié)閥;4—SNCR計量裝置;5—爐膛出口;6—SNCR噴槍;7—補氨噴槍;8—轉(zhuǎn)向室出口;9—補氨計量裝置;10—補氨調(diào)節(jié)閥;11—省煤器出口;12—復合X型混合器;13—彎道C導流板;14—圓形擾流桿;15—整流格柵;16—測試孔

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化為一定厚度的板,并適度降低板數(shù)量．對于比較規(guī)則的煙道,盡可能使用六面體網(wǎng)格;對于帶有導流板的彎道、帶有混合器等復雜結(jié)構區(qū)域進行局部網(wǎng)格加密．將整個SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)分為4個部分進行計算:① 燃燒部分;②SNCR部分;③ 補充尿素部分;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)學模型及試驗方法

2.1數(shù)學模型

鍋爐結(jié)構為四角切圓鍋爐,考慮爐膛燃燒旋流的影響,采用RNGk-ε模型預測爐內(nèi)煙氣流動;對于煤粉顆粒運動,采用拉格朗日隨機軌道模型,焦炭熱解利用雙方程競爭模型模擬揮發(fā)分析出,焦炭燃燒采用動力-擴散模型,揮發(fā)分采用混合分數(shù)概率密度函數(shù)方法計算;爐膛內(nèi)溫度較高,輻射換熱量占主導地位,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,對燃燒過程影響很小,煤燃燒生成NOx的預測采用燃燒后處理．因本文主要研究SNCR反應后氨逃逸以及轉(zhuǎn)向室補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]．在模擬計算過程中，認為液滴相的運動符合隨機軌道模型,液滴相與氣相耦合,并同時考慮液滴相的水分蒸發(fā)、尿素分解和HNCO水解等過程,經(jīng)過三步反應生成NH3和CO2,其中NH3與煙氣中的NOx發(fā)生還原反應,其尿素分解和簡化還原反應的動力學參數(shù)見文獻[13-14]．

煙氣中各組分混合和輸運的模擬通過求解各組分對流、擴散和反應物的守恒方程來實現(xiàn)．鍋爐尾部煙道及SCR反應器系統(tǒng)內(nèi)有內(nèi)部構件、換熱組件和X型混合器,故采用RNGk-ε模型計算煙道內(nèi)煙氣流動,催化劑為蜂窩結(jié)構,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試驗方法

本文對300MW鍋爐機組SNCR/SCR混合脫硝系統(tǒng)投運后進行熱態(tài)試驗．試驗包括4個方面:① 不同噴槍高度爐內(nèi)煙氣溫度;② 不同補氨工況時，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型煙氣分析儀測量,爐膛煙氣溫度采用D-T系列火焰紅外測溫儀測量．省煤器A和B側(cè)出口煙道截面測點布置成6×4=24個測點矩陣,SCR反應器首層催化劑入口截面測點布置成6×6=36個測點矩陣．

對于測試截面,為直觀描述不同工況時還原劑的均布性,采用標準偏差系數(shù)進行評價,即

3結(jié)果與討論

3.1溫度場測量與分析

圖2為鍋爐滿負荷工況時不同高度位置的溫度測試值和模擬計算值的對比曲線.可以看出,模擬計算與實際測試值能較好地吻合,表明爐膛燃燒區(qū)域溫度最高,23m處達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)量分數(shù)和NOx體積分數(shù)分別為2.46%和196×10-6,與實際測量值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為鍋爐滿負荷工況時爐膛前墻第2層、第3層和第4層SNCR噴槍開孔位置對應測試的溫度值．SNCR反應的最佳溫度范圍為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,鍋爐機組滿負荷時實際投入運行第3層和第4層SNCR噴槍．

圖3　鍋爐前墻噴槍位置測試溫度值

3.2轉(zhuǎn)向室出口NOx和NH3分布特點

圖4(a)給出了氨氮摩爾比為1.12、鍋爐負荷300MW、同時投運第3層和第4層SNCR噴槍,SNCR反應區(qū)Y向中線切面NH3組分體積分數(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,生成的NH3與NO混合后快速反應,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.這是因為SNCR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,不能到達更深區(qū)域,同時也說明受鍋爐內(nèi)受熱面管排影響,煙氣組分橫向擴散較弱．轉(zhuǎn)向室出口NO體積分數(shù)計算值為214×10-6,NH3體積分數(shù)為56×10-6．

(a) SNCR反應區(qū)Y向中線切面NH3體積分數(shù)

圖4　轉(zhuǎn)向室出口組分體積分數(shù)

3.3補氨模擬計算與試驗測量對比

由SNCR反應區(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一步改善,造成局部區(qū)域氨逃逸量超標．本文選擇鍋爐轉(zhuǎn)向室側(cè)墻作為補氨噴槍開孔位置，根據(jù)轉(zhuǎn)向室側(cè)墻結(jié)構特點,將補氨噴射點布置分為a,b,c,d,e共計5種補氨方案,如圖5(a)所示．每組補氨方案設置4支噴槍,轉(zhuǎn)向室單側(cè)墻安裝2支,并與鍋爐中心面對稱,每組補氨噴槍均單獨計量．

(a) 轉(zhuǎn)向室側(cè)墻面補氨噴槍開孔位置(單位:mm)

(b) 省煤器A,B側(cè)NH3體積分數(shù)標準偏差系數(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間,不同補氨方案投運時，省煤器A和B側(cè)出口的NH3體積分數(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),分別對稱布置．沿A側(cè)出口截面Y向依次布置6個等距測孔,各測孔有3種深度,形成18個網(wǎng)格測點．其a,b,c,d,e補氨方案在省煤器A側(cè)出口NH3體積分數(shù)標準偏差系數(shù)計算值分別為77%,82%,48%,61%,35%,B側(cè)出口標準偏差系數(shù)計算值分別為58%,66%,43%,48%,33%,可以看出補氨噴槍越靠近轉(zhuǎn)向角位置,省煤器出口NH3體積分數(shù)標準偏差系數(shù)越小,說明其氨組分的濃度分布均勻性越好,由此表明e補氨方案為最優(yōu)化補氨噴射點開孔位置方案．

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反應的關鍵,省煤器出口煙道截面NH3濃度分布差異很大,最佳e補氨方案在省煤器出口的NH3體積分數(shù)標準偏差系數(shù)達33%左右,煙氣通過煙道導流至反應器首層催化劑入口截面(E-E截面)時,在煙道內(nèi)的擴散和導流板的導流和混合作用下,NH3體積分數(shù)標準偏差系數(shù)降低至22%．要保證混合脫硝系統(tǒng)中SCR反應達到一定的脫硝效率和氨逃逸達標,需要進一步強化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個渦流板橫向均勻分布,渦流板直徑為1.51m,與水平面呈順時針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．計算結(jié)果表明，煙氣經(jīng)過靜態(tài)混合器后,流場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反應器首層催化劑入口截面NH3體積分數(shù)標準偏差系數(shù)降至15%,管式格柵靜態(tài)混合器方案可使得SCR反應器首層催化劑入口截面NH3體積分數(shù)標準偏差系數(shù)降至19.5%,但并不滿足SCR反應性能要求,因此，需針對省煤器出口煙道截面的NO和NH3分布規(guī)律設計新型的混合器結(jié)構．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合X型混合器,結(jié)構如圖6所示.復合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個小室,直板X型導流板與水平面夾角為35°．

圖6　復合X型渦流混合器結(jié)構圖

當鍋爐滿負荷時,投入第3層和第4層SNCR噴槍,轉(zhuǎn)向室側(cè)墻投入e補氨方案噴槍．省煤器A側(cè)的SCR系統(tǒng)入口煙道加裝復合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,混合器能進一步加強煙氣的混合作用,復合X型混合器將反應器首層催化劑入口截面 (E-E截面)NH3體積分數(shù)標準偏差系數(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反應的氨逃逸量．

圖7　不同混合器時E-E截面NH3體積分數(shù)標準偏差系數(shù)

3.5機組熱態(tài)試驗及結(jié)果

鍋爐熱態(tài)運行工況參數(shù)如表3所示.表中, Q0為濕基實際氧標態(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　鍋爐實際運行工況參數(shù)

本試驗中SNCR/SCR聯(lián)合脫硝運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,各個工況熱態(tài)試驗的脫硝結(jié)果見表4．表中,NOx為標態(tài)、干基、含氧量為6%時折算成NO2的質(zhì)量濃度． C1為反應器入口NOx濃度;C2為反應器出口NOx濃度;η1=(C1/C0)×100%;η2=(C2/C1)×100%; η3=(C2/C0)×100%;R1為單獨SNCR反應時噴入NH3與煙氣中原始NOx摩爾比,R2為補氨與反應器入口NOx摩爾比,PNH3為反應器出口氨逃逸量．

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,補氨量相對隨之減少,反應器出口NOx排放質(zhì)量濃度小于100mg/m3,且反應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行和設計要求．以工況4為例,對SCR反應器進口和出口的NO和NH3進行測量,測點均設置5個,間隔距離1.5m．當補氨噴槍未投運后,SCR入口NOx質(zhì)量濃度和NH3體積分數(shù)測試值分別為292mg/m3和25×10-6,補氨噴槍投運時,SCR入口NOx濃度和NH3體積分數(shù)平均值分別為289mg/m3和112×10-6,SCR出口測量的NOx質(zhì)量濃度和NH3體積分數(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,計算結(jié)果與試驗測量數(shù)據(jù)吻合較好．

2) 轉(zhuǎn)向室側(cè)墻補氨噴槍越靠近轉(zhuǎn)向角位置,越有利于提升SCR入口煙道內(nèi)NH3均勻分布,e補氨方案獲得的省煤器A和B側(cè)出口煙道截面NH3體積分數(shù)標準偏差系數(shù)最優(yōu),但E-E截面NH3體積分數(shù)標準偏差系數(shù)仍達22%,本文提出復合X型混合器強化均混措施,能進一步加強煙氣的混合作用,首層催化劑入口E-E截面還原劑體積分數(shù)標準偏差系數(shù)降低至7.4%,有助于提升SCR脫硝效率和降低SCR反應的氨逃逸量．

3) 參照數(shù)值計算,對鍋爐SNCR/SCR混合脫硝改造后熱態(tài)測試結(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,補氨量相對隨之減少,當R1為1.120,R2為0.720時,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.

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

基金項目:國家自然科學基金資助項目(51276038).

中圖分類號:TK229

文獻標志碼:A

文章編號: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)值模擬及工程驗證[J].東南大學學報(自然科學版),2016,46(2):304-310.DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.013.