于世林，金立梅，譚厚章*，張高雄，任巧麗

（1.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，西安710049；2.西安圣光控制設(shè)備有限責(zé)任公司，西安710021）

0 引言

近幾年來，環(huán)境問題成為人們?nèi)找骊P(guān)注的問題，酸雨、霧霾、沙塵暴等極端惡劣天氣的出現(xiàn)次數(shù)與日俱增，據(jù)有關(guān)部門統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示，氮氧化物（NOx）等一系列大氣污染物是引發(fā)上述惡劣天氣的主要原因［1］。

作為NOx重點排放單位，燃煤電廠減少NOx的排放成為當(dāng)務(wù)之急。國家相關(guān)部門也相繼頒布愈加嚴(yán)苛的NOx排放標(biāo)準(zhǔn)，為達(dá)到國家超低排放標(biāo)準(zhǔn)，減少燃煤電廠NOx排放質(zhì)量濃度，燃煤電廠多采取多種脫硝方式結(jié)合的方法，包括低氮燃燒工藝和煙氣脫硝工藝兩部分［2］。其中選擇性催化還原（SCR）技術(shù)是當(dāng)下應(yīng)用最廣泛、最成熟的脫硝技術(shù)［3］，但也存在著很多技術(shù)性問題亟待解決。

國內(nèi)某電廠330 MW 燃煤汽輪發(fā)電空冷供熱機(jī)組，亞臨界參數(shù)變壓運(yùn)行螺旋管圈直流爐的鍋爐尾部布置了SCR 煙氣脫硝裝置，但長期運(yùn)行過程中發(fā)現(xiàn)催化劑被煙氣中飛灰顆粒局部磨損。高質(zhì)量濃度、大粒徑的飛灰顆粒長時間對催化劑近鍋爐側(cè)進(jìn)行沖刷，導(dǎo)致該部分催化劑穿透形成煙氣走廊，進(jìn)而在催化劑上形成積灰，使得脫硝裝置效率大幅下降。

為解決燃煤電廠尾部煙氣中飛灰顆粒對脫硝催化劑的局部磨損問題和由于局部磨損而導(dǎo)致的積灰、脫硝效率下降等問題，本文針對SCR 脫硝裝置近鍋爐側(cè)催化劑易受到局部磨損問題，研究磨損原理，并對優(yōu)化方案進(jìn)行可行性驗證。

1 SCR催化劑磨損原因分析

脫硝裝置的煙道及反應(yīng)器位于鍋爐省煤器后、空氣預(yù)熱器（以下簡稱空預(yù)器）前。煙氣在鍋爐出口處分成2 路，每路煙氣分別進(jìn)入下游SCR 反應(yīng)器內(nèi)，在反應(yīng)器內(nèi)煙氣通過導(dǎo)流板、催化劑層，隨后進(jìn)入回轉(zhuǎn)式空預(yù)器。

在原設(shè)計省煤器出口煙道轉(zhuǎn)彎處，當(dāng)水平煙道中飛灰顆粒轉(zhuǎn)入上升煙道后，由于慣性作用，質(zhì)量濃度較高及粒徑較大的飛灰顆粒在Π 型煙道內(nèi)壁富集；轉(zhuǎn)彎上升過程中，由于粒徑較大的飛灰顆粒慣性較大，不易在氣流的攜帶下向整個斷面擴(kuò)散，因此到達(dá)上升煙道轉(zhuǎn)彎處經(jīng)內(nèi)側(cè)第1塊導(dǎo)流板導(dǎo)流撞擊后，高質(zhì)量濃度、大粒徑的飛灰顆粒集中在水平煙道底部；當(dāng)水平煙道轉(zhuǎn)為下行煙道時，在內(nèi)側(cè)導(dǎo)流板撞擊導(dǎo)流作用下，高質(zhì)量濃度、大粒徑的飛灰顆粒被帶到催化劑入口斷面的近鍋爐側(cè)，從而造成催化劑近鍋爐側(cè)的磨損，靠前墻催化劑磨損情況，如圖1所示。催化劑層由于長期被沖刷，產(chǎn)生了大面積的脫落、磨損和積灰，煙氣易穿透形成煙氣走廊。

圖1 靠前墻催化劑局部磨損情況Fig.1 Local wear of catalyst by the front wall

2 磨損機(jī)理分析

飛灰顆粒對催化劑的撞擊可分為垂直（法線方向）分力和切向（切線方向）分力。飛灰顆粒垂直撞擊可使催化劑表面產(chǎn)生微小的塑性變形或顯微裂紋，稱為撞擊磨損［4］。飛灰顆粒切向撞擊則對催化劑表面產(chǎn)生微小的切削作用，造成摩擦損失。由于煙氣中大量飛灰顆粒對催化劑的撞擊、切削，造成沖擊角度在30°～50° 范圍內(nèi)的催化劑壁面磨損最為嚴(yán)重［5］。磨損量常用管壁最大磨損厚度Emax來表示，可由下列經(jīng)驗公式估算［4，6］

式中：a 為與煤灰磨損特性及管束結(jié)構(gòu)有關(guān)的磨損系數(shù)；η 為灰粒碰撞管壁的頻率因子；M為管材的抗磨系數(shù)；μ 為管束計算斷面處煙氣的飛灰質(zhì)量濃度，g∕m3；kμ，kω為飛灰質(zhì)量濃度和煙氣速度場不均勻系數(shù)；t為鍋爐運(yùn)行時間，h；w 為管束間最窄截面處煙氣流速，m∕s；kD為鍋爐額定負(fù)荷與實際運(yùn)行負(fù)荷時煙速的比值；R90為飛灰顆粒細(xì)度，%；s1為順列部分橫向節(jié)距，m；d為管道直徑，m。

從上式可以看出，催化劑磨損狀況受很多因素影響，其中包括飛灰特性和鍋爐管束性能。特別的，催化劑磨損狀況與煙氣流速的3.3次方成正比，與飛灰質(zhì)量濃度成正比。由此，在煙氣流速一定的情況下，煙氣中飛灰顆粒質(zhì)量濃度場對催化劑的磨損起主要作用，而影響煙氣飛灰顆粒質(zhì)量濃度場最關(guān)鍵的因素在于催化劑入口處飛灰顆粒質(zhì)量濃度及顆粒粒徑。

3 改造方案簡介

3.1 加裝百葉窗導(dǎo)流板

通過以上理論分析，現(xiàn)有的SCR 脫硝設(shè)備煙道進(jìn)口的煙氣速度場及飛灰顆粒質(zhì)量濃度場分布是不均勻的，通過在噴氨格柵（AIG）前面煙道外側(cè)（導(dǎo)流板2 后面）加裝3 組百葉窗導(dǎo)流板，改變此處飛灰顆粒的運(yùn)動方向，使飛灰顆粒在首層催化劑截面上均勻分布，來消除飛灰顆粒質(zhì)量濃度沿水平煙道的速度偏差。設(shè)計百葉窗導(dǎo)流板的合理間隙結(jié)構(gòu)以盡量不影響上升煙道的同一水平截面的氣流速度分布。SCR裝置內(nèi)Π型煙道水平段和催化劑上部豎直煙道的飛灰顆粒質(zhì)量濃度場和速度場的分布更加均勻，可有效解決SCR 催化劑局部嚴(yán)重磨損的問題。

3.2 加裝氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器

在AIG 之后加裝氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器，可以改善SCR 反應(yīng)器入口處的煙氣速度分布、飛灰顆粒質(zhì)量濃度分布，以及NH3和NOx分布的均勻性，安裝位置如圖2所示。

3.3 流場優(yōu)化設(shè)計

添加百葉窗導(dǎo)流板后，通過改變顆粒的運(yùn)動方向來降低催化劑近爐側(cè)區(qū)域的飛灰顆粒質(zhì)量濃度。為進(jìn)一步減小添加百葉窗導(dǎo)流板對催化劑入口截面氣流速度分布均勻性的影響，在導(dǎo)流板4 之后煙道頂添加1組導(dǎo)流板，如圖3所示。

圖2 百葉窗導(dǎo)流板和氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器加裝位置Fig.2 Installation position of the louver guide plate and the ammonia-smoke mixed vortex generator

圖3 煙道新加導(dǎo)流板示意Fig.3 Schematic of the installed guide plates in flue

4 優(yōu)化改造方案計算分析

4.1 模型建立與網(wǎng)格劃分

本文對上述300 MW 國產(chǎn)亞臨界燃煤空冷凝汽式供熱機(jī)組的煙氣脫硝裝置進(jìn)行優(yōu)化前后的計算流體動力學(xué)（CFD）數(shù)值模擬，對比優(yōu)化改造前后首層催化劑入口區(qū)域質(zhì)量濃度和尾部煙道內(nèi)飛灰顆粒速度場分布，驗證上述方案的可行性。CFD 數(shù)值模擬采用Fluent 14.0 軟件，按照1∶1 的比例建立SCR反應(yīng)器系統(tǒng)的原始模型，始于鍋爐省煤器出口，止于空預(yù)器入口（實際SCR 系統(tǒng)的界定以進(jìn)、出口膨脹節(jié)為限）。因為左、右兩側(cè)SCR 脫硝反應(yīng)器結(jié)構(gòu)及入口煙氣條件相同，且沿鍋爐中心線呈對稱布置，故僅以單側(cè)反應(yīng)器作為研究對象。實際計算中SCR系統(tǒng)的幾何模型如圖4所示。

圖4 SCR反應(yīng)器三維模型Fig.4 3D model of the SCR reactor

對計算模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型網(wǎng)格劃分的優(yōu)劣直接關(guān)系到模擬結(jié)果的合理性。采用分區(qū)劃分網(wǎng)格的方法，將計算區(qū)域分解為多個相對簡單的模型分別進(jìn)行網(wǎng)格劃分。考慮到導(dǎo)流板、整流格柵和煙道等其他部分的尺寸差異較大，對它們進(jìn)行局部網(wǎng)格加密，目前針對330 MW 機(jī)組SCR 脫硝系統(tǒng)進(jìn)行的數(shù)值模擬計算，網(wǎng)格數(shù)量大都在170 萬以上［7-9］。

本次計算模型網(wǎng)格采用4種網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行無關(guān)性檢驗，驗證結(jié)果見表1。由表1 可知，網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響較大，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于200萬時，各檢測項目的模擬結(jié)果變化差異不大。在兼顧計算量和網(wǎng)格合理性的情況下，此次模擬SCR 脫硝系統(tǒng)模型總網(wǎng)格數(shù)約為300 萬，計算模型總體網(wǎng)格劃分情況如圖5所示。

4.2 邊界條件

根據(jù)電廠實際運(yùn)行情況構(gòu)建SCR 反應(yīng)器模型，計算入口采用速度入口邊界條件，計算出口設(shè)置為壓力出口邊界條件；煙道壁面、導(dǎo)流板和整流格柵設(shè)為“壁面”，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面方程、無滑移邊界條件。

4.3 控制方程

對于復(fù)雜的氣相湍流旋轉(zhuǎn)流動，理論上最精確的方法是直接數(shù)值模擬（DNS），但是DNS 求解瞬時的湍流控制方程要求計算網(wǎng)格必須足夠小，因此對計算機(jī)的要求較高，目前無法用于真正意義上的工程計算。目前針對工程實際問題應(yīng)用較多的是非直接數(shù)值模擬的雷諾平均法，該方法有2種模型，即雷諾應(yīng)力模型和渦粘模型。渦粘模型中有零方程模型、一方程模型和兩方程模型，目前工程上應(yīng)用最廣泛的是兩方程模型：標(biāo)準(zhǔn)（Standard）k-ε 模型、重整化群（RNS）k-ε 模型和可實現(xiàn)（Realizable）k-ε模型。Standard k-ε 模型不能準(zhǔn)確地預(yù)報旋轉(zhuǎn)流動中心回流區(qū)的大小和強(qiáng)度，而Realizable k-ε 模型能較好地模擬旋轉(zhuǎn)流動，因此從工程角度看，Realizable k-ε模型比較適合旋流流動。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗結(jié)果Tab.1 Grid independence test results

圖5 SCR脫硝系統(tǒng)網(wǎng)格劃分Fig.5 SCR denitration system grid partition

采用Realizable k-ε 模型進(jìn)行湍流封閉，在直角坐標(biāo)系下，氣相運(yùn)動的控制方程通用形式為

式中：ρ為流體密度；U為流體速度矢量；ГΦ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；Φ 代表流體速度矢量在某一方向上的速度（u，v，w）；SΦ為氣相引起的源相；SPΦ為固體顆粒引起的源相。

各控制方程中Г，Φ，S 均有其特定的表達(dá)式和對應(yīng)的物理意義［10］。

連續(xù)性方程中，顆粒的質(zhì)量變化項是固體顆粒引起的源項；動量方程中，是顆粒與氣體之間相互作用的阻力及顆粒的熱解揮發(fā)而引起的動力源項，在k-ε方程中忽略了該項。Realizable 模型［11-12］考慮到平均流動中的旋轉(zhuǎn)及旋轉(zhuǎn)流動，通過修正后的黏度和大尺度運(yùn)動項體現(xiàn)小尺度運(yùn)動項的影響，從控制方程中將這些小尺度運(yùn)動項系統(tǒng)地去除，使之可以很好地應(yīng)用到有強(qiáng)曲率影響的快速畸形流動中，Realizable k-ε 模型相比Standard k-ε 模型對瞬變流和流線彎曲的影響能做出更好的反應(yīng)。因此本次數(shù)值模擬試驗氣相采用Realizable k-ε 模型，該模型不僅適用于高雷諾數(shù)湍流，對于低高雷諾數(shù)湍流區(qū)域，可以直接積分到壁面，而不必像Standard k-ε 模型那樣在近壁面區(qū)域必須采用相應(yīng)的處理。

Realizable k-ε模型的k和ε方程分別為［13］

其中，

5 結(jié)果分析

5.1 速度場分布分析

圖6為本次優(yōu)化設(shè)計后各區(qū)域煙氣速度標(biāo)量分布，可以看出優(yōu)化后的脫硝系統(tǒng)各層催化劑區(qū)域的煙氣速度分布較為均勻，說明本次設(shè)計不影響煙道內(nèi)速度場的均勻性。

圖7為優(yōu)化后煙氣在首層催化劑入口截面的速度分布，可以看出優(yōu)化后催化劑區(qū)域煙氣分布均勻，催化劑得到充分利用，可保證脫硝效率并降低局部氨逃逸率。

5.2 飛灰顆粒質(zhì)量濃度分布分析

圖6 速度標(biāo)量分布Fig.6 Velocity contour

圖7 首層催化劑入口截面速度分布Fig.7 Velocity contour on the inlet section of the first layer catalyst

優(yōu)化前飛灰顆粒質(zhì)量濃度和飛灰顆粒運(yùn)動軌跡如圖8—9所示，原SCR 脫硝設(shè)備煙道進(jìn)口的飛灰顆粒質(zhì)量濃度場分布是不均勻的，首層催化劑上游飛灰顆粒富集在催化劑近鍋爐側(cè)，長期沖刷催化劑局部。在AIG 前面煙道外側(cè)（導(dǎo)流板2 后面）加裝百葉窗導(dǎo)流板和氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器后，飛灰顆粒質(zhì)量濃度和飛灰顆粒運(yùn)動軌跡如圖10—11 所示。對比優(yōu)化前后飛灰顆粒質(zhì)量濃度和運(yùn)動軌跡，可以看出，優(yōu)化后的脫硝系統(tǒng)首層催化劑入口沿?zé)煹浪浇孛嫔系娘w灰顆粒質(zhì)量濃度趨于均勻，飛灰顆粒運(yùn)動軌跡分布也更加均勻。

圖8 優(yōu)化前飛灰顆粒質(zhì)量濃度Fig.8 Particle mass concentration before the optimization

5.3 混態(tài)擾流發(fā)生器效果分析

圖9 優(yōu)化前飛灰顆粒運(yùn)動軌跡Fig.9 Particle trajectory before the optimization

圖10 優(yōu)化后飛灰顆粒質(zhì)量濃度Fig.10 Particle mass concentration after the optimization

圖11 優(yōu)化后飛灰顆粒運(yùn)動軌跡Fig.11 Particle trajectory after the optimization

現(xiàn)有國內(nèi)SCR 脫硝設(shè)備煙道入口處的煙氣速度場及飛灰顆粒質(zhì)量濃度場分布是不均勻的，一般采用在AIG 前面加裝導(dǎo)流板來消除煙氣的速度偏差［16-23］，但煙氣成分的質(zhì)量濃度偏差（主要指NH3與NOx混合不均勻）難以用該設(shè)備消除，因此AIG 到催化劑之間的煙道長度必須足夠長，才能保證有足夠的煙氣擴(kuò)散、稀釋和混合時間。然而現(xiàn)有系統(tǒng)的煙道都較短，無法使NH3與NOx充分混合，使進(jìn)入催化劑的NH3和NOx的混合均勻性差。因此提出了在AIG 后面加裝氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器，用以改善SCR反應(yīng)器入口處NH3和NOx的混合均勻性。圖12為在噴氨格柵上方加裝氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器后的整體流線圖。通過分析可以看出，煙氣由下至上流動，經(jīng)過氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器后湍流強(qiáng)度增加，合理設(shè)計靜態(tài)氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器的形狀和安裝位置，通過氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器的擾流作用提高氨氣與煙氣強(qiáng)制混合的強(qiáng)度和效果。距氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器1.5 m 左右，煙道水平截面上的速度場重新趨于均勻，靜態(tài)氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器基本不改變煙道內(nèi)的整體流場。

5.4 CFD數(shù)值模擬結(jié)果

優(yōu)化后對首層催化劑上方煙氣速度分布、入射角和阻力增加等情況進(jìn)行了校核模擬計算，結(jié)果見表2，計算結(jié)果滿足相關(guān)的性能指標(biāo)。

圖12 加裝氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器后整體流線情況Fig.12 Overall flow distribution after installing the ammonia-smoke mixed vortex generator

表2 CFD計算結(jié)果與性能指標(biāo)比較Tab.2 Comparison of CFD calculation results and performance indicators

5.5 現(xiàn)場優(yōu)化改造對比

在實際工程實踐中采用上述優(yōu)化改造方案，改造前脫硝系統(tǒng)的首層催化劑磨損嚴(yán)重，導(dǎo)致部分催化劑缺損、脫落，形成了煙氣走廊，脫硝系統(tǒng)的脫硝效率大幅下降；在改造后，催化劑沒有發(fā)生大面積磨損、脫落的情況，保證了催化劑的完整，確保催化劑能夠在SCR 脫硝過程中發(fā)揮作用。改造前后催化劑對比如圖13所示。

圖13 改造前后催化劑對比Fig.13 Comparison of catalyst status before and after the modification

6 結(jié)論

針對SCR 脫硝系統(tǒng)普遍存在的催化劑局部磨損問題，通過分析引起催化劑磨損的原因和機(jī)理，總結(jié)設(shè)計了優(yōu)化改造方案并結(jié)合實際改造效果進(jìn)行了可行性檢驗。

（1）由于慣性作用而富集在近鍋爐側(cè)的飛灰顆粒對SCR 入口斷面催化劑不斷沖刷造成磨損，磨損情況與煙氣流速和煙氣中飛灰顆粒質(zhì)量濃度成正比。

（2）對脫硝系統(tǒng)催化劑磨損的狀況和磨損原因、機(jī)理進(jìn)行分析，提出改造方案：在煙道內(nèi)安裝百葉窗導(dǎo)流板優(yōu)化煙道內(nèi)流場并加裝氨-煙混態(tài)擾流發(fā)生器。CFD 數(shù)值模擬證明，該方案能夠優(yōu)化SCR擾流器內(nèi)飛灰顆粒和NH3和NOx的混合均勻性，形成均勻的飛灰顆粒質(zhì)量濃度場和速度場，從而減少飛灰對催化劑的磨損。

（3）實際工程實踐過程中，首層催化劑上游近鍋爐側(cè)富集的飛灰顆粒在優(yōu)化改造后分布重新趨于均勻，催化劑大面積磨損、脫落的問題得以解決。