中電華創(chuàng)電力技術(shù)研究有限公司 陳小強 俞衛(wèi)新 東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院 單鑫晨 趙伶玲

根據(jù)國家的雙碳目標(biāo)，火電機組將逐漸由發(fā)電主力轉(zhuǎn)變?yōu)檎{(diào)峰調(diào)頻的主力。而在負(fù)荷調(diào)整過程中，如何能滿足國家燃煤電廠超低排放環(huán)保要求將NOx 排放限值控制在50mg/m3以下，與SCR 系統(tǒng)內(nèi)部運行狀況息息相關(guān)，因此有必要對不同負(fù)荷時SCR 內(nèi)部的具體運行情況進行研究。

目前對SCR 的研究有數(shù)值模擬及實驗兩種主要手段。數(shù)值模擬在SCR 流場診斷及流場優(yōu)化方面使用較多，但在負(fù)荷調(diào)整與SCR 反應(yīng)器運行情況的關(guān)系方面應(yīng)用還較少。凌忠錢等人[1]對于不同負(fù)荷下SCR 運行狀況對某300MW 鍋爐的SCR 系統(tǒng)進行研究，分析了導(dǎo)流板布置對SCR 反應(yīng)器內(nèi)流場分布均勻性的影響，研究了不同布置方案下SCR 反應(yīng)器內(nèi)氨氮物質(zhì)的量比（簡稱氨氮比）分布的規(guī)律；朱天宇等人[2]對某600MW 超臨界燃煤機組SCR 系統(tǒng)進行反應(yīng)器內(nèi)煙氣流動均勻性和飛灰沉積的數(shù)值模擬，開展了煙道內(nèi)導(dǎo)流板布置形式和導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)對SCR 反應(yīng)器內(nèi)流場以及飛灰沉積的影響研究。

鄒紅果[3]等人采用數(shù)值模擬對某660MW 機組SCR 系統(tǒng)流場進行全面診斷，并通過數(shù)值模擬提出導(dǎo)流板優(yōu)化方案，優(yōu)化了噴氨性能；牛彩偉等人[4]利用數(shù)值模擬研究了某600MW 燃煤電站鍋爐SCR系統(tǒng)不同工況下內(nèi)部流場和濃度場的變化情況，研究表明低負(fù)荷下流場不均勻度升高導(dǎo)致SCR 脫硝效率降低；郭江源等人[5]采用控制變量的方式對SCR系統(tǒng)進行試驗，分別對5臺火電廠機組在不同負(fù)荷條件下煙氣的溫度、氧含量、污染物含量、脫硝效率以及SO2/SO3轉(zhuǎn)化率等進行測量。

1 研究對象及數(shù)值方法

1.1 研究對象及幾何模型

本文的研究對象為某電廠600MW 超臨界機組SCR 脫硝系統(tǒng)，包括SCR 反應(yīng)器入口煙道和SCR反應(yīng)器。

根據(jù)煙道及SCR 反應(yīng)器設(shè)計圖紙及現(xiàn)場測繪，本文按照1：1比例建立了煙道及SCR 反應(yīng)器含導(dǎo)流板的計算模型（圖1）。該爐SCR 入口煙道及反應(yīng)器內(nèi)共有6處導(dǎo)流板，入口1、2處為直導(dǎo)流板或斜擋板，之后的四處彎道都設(shè)有弧形導(dǎo)流板（3～6號導(dǎo)流板），數(shù)目分別為3、5、9、4塊，其中第三處同時還設(shè)有3塊直擋板。此外在圖中第3處與第4處導(dǎo)流板之間、即垂直上升煙道內(nèi)布置了噴氨格柵和靜態(tài)混合器，靜態(tài)混合器由垂直分布的細管布置而成。試驗所使用的測孔安裝在噴氨前截面和第三層催化劑出口截面，分別有14個，編號分別為A1～A14和B1～B14。但是由于現(xiàn)場實際情況，噴氨前截面有個別測孔被電廠安裝的分析儀表所擋，可測量測孔為11個。

圖1 SCR 反應(yīng)內(nèi)部幾何結(jié)構(gòu)及測點位置圖

1.2 數(shù)理模型與邊界條件

基本方程：SCR 脫硝系統(tǒng)中煙氣進行的是三維湍流流動，本文計算選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε 湍流模型，其中連續(xù)性方程、動量方程和k-ε 方程可統(tǒng)一表達如式(1)，式中：ρ 為氣相密度；Γφ為擴散系數(shù)；Sφ為源項；u、v、w 分別為x、y、z 方向上的速度分量；k、ε 為湍流動能和耗散系數(shù)。計算中φ 取1、u、v、w、k 和ε 時，方程分別代表連續(xù)性方程、各方向的動量方程及湍流動能和耗散率方程。

模型選擇及計算細節(jié)：模型入口采用速度進口條件，煙氣為不可壓縮流體，流速為入口面平均流速13.08m/s。模型出口為壓力出口條件。對于反應(yīng)器的催化劑層，采用多孔介質(zhì)模型來模擬。本文采用二階迎風(fēng)差分格式求解湍流動能、湍流動能耗散率、動量方程、對流擴散方程。壓力和速度耦合采用SIMPLE 算法，時間離散方式選用一階隱式時間迭代，同時近壁區(qū)域求解采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法。計算中可通過適當(dāng)調(diào)節(jié)各參數(shù)的松弛因子來滿足收斂的需要，求解器的收斂標(biāo)準(zhǔn)是標(biāo)準(zhǔn)殘差之和小于給定值δ。

1.3 脫硝性能評價

實際工程中，影響SCR 脫硝效果的兩個性能評價指標(biāo)分別為脫硝效率和氨逃逸率。對于脫硝系統(tǒng)數(shù)值模擬中，煙氣流場和濃度場的均勻程度決定著脫硝效率和是否有過量氨逃逸。為定量研究SCR 脫硝反應(yīng)器煙氣流場和濃度場的均勻程度，本文引入流場不均勻系數(shù)Cv和濃度場不均勻系數(shù)Cρ。

濃度場不均勻系數(shù)：NOx 分布不均可導(dǎo)致SCR反應(yīng)器出口局部氨逃逸量過高，造成脫硝副產(chǎn)物硫酸氫銨的生成，從而產(chǎn)生空預(yù)器硫酸氫氨堵灰，嚴(yán)重危害機組運行的安全穩(wěn)定性。另一方面，NOx 分布不均會導(dǎo)致催化劑各個區(qū)域損耗程度不均。本文基于NOx 的分布來評價脫硝濃度場情況，采用不均勻度(Cρ)分析測點平面NOx 分布差異程度，NOx分布不均勻度的定義為式中：ρi為測點煙氣速度，單位mg/Nm3；ρ 為測點平面平均氣流速度，單位mg/Nm3。

2 結(jié)果與討論

2.1 SCR 脫硝反應(yīng)段流場模擬結(jié)果分析

反應(yīng)器整體流場：圖2所示為省煤器出口至SCR反應(yīng)器入口煙道及SCR 脫硝反應(yīng)器內(nèi)流場的模擬結(jié)果，可看出從煙氣入口到豎直煙道存在流場不均勻現(xiàn)象，經(jīng)過3號導(dǎo)流板后流場得以改善，在3號導(dǎo)流板下方灰斗處存在低速回流區(qū)，到5號導(dǎo)流板下方即SCR 反應(yīng)器時流場分布已基本均勻。本文進一步將450MW、300MW 工況下的模擬結(jié)果與600MW模擬結(jié)果進行對比（圖2），可明顯看出當(dāng)機組功率從600MW 下 降 到450MW 或300MW 時，SCR 反應(yīng)器入口煙速分別從13.08m/s 下降到10.37m/s 及7.58m/s。與高負(fù)荷工況相比，低負(fù)荷工況下整體速度下降，但流場分布規(guī)律并未發(fā)生較大的改變。

圖2 SCR 反應(yīng)器整體流場圖

噴氨前截面流場：噴氨前截面流場計算結(jié)果如圖3。以600MW 負(fù)荷為例，在3號導(dǎo)流板的作用下，煙氣由水平煙道進入豎直煙道，在噴氨前截面呈現(xiàn)中間流速高、兩側(cè)流速低的分布。其中兩側(cè)平均流速均為13.7m/s，中間平均流速為15.35m/s，主要原因是上升煙道導(dǎo)流板（3號導(dǎo)流板）的直板段偏向外側(cè)約5°。3號導(dǎo)流板的導(dǎo)流效果較為明顯，避免了煙氣在較短路程內(nèi)轉(zhuǎn)彎90°后由于離心力的作用貼向上升煙道內(nèi)側(cè)流動，從而引起外側(cè)產(chǎn)生回流區(qū)，流場的不均勻度為8.73%。當(dāng)負(fù)荷降低時，低負(fù)荷工況相比高負(fù)荷工況整體速度下降，流速分布趨勢并無較大差異。而450MW 和300MW 負(fù)荷下的流場不均勻度分別為8.77%和8.84%。

圖3 SCR 反應(yīng)器噴氨前截面流場

催化劑前截面流場：催化劑前截面流場計算結(jié)果示于圖4。可看出600MW 負(fù)荷下的截面速度不均勻度為0.53%，其中該截面左側(cè)區(qū)域速度略低于其他區(qū)域，整體流場較為均勻。450MW 工況下低速區(qū)面積有所增大，截面不均勻度為0.55%。300MW工況低速區(qū)區(qū)域面積進一步增大，截面不均勻度為0.57%?？傮w看來低負(fù)荷條件下低速區(qū)增大，截面不均勻度略有增加。根據(jù)SCR 脫硝反應(yīng)段模擬結(jié)果可得出，隨著負(fù)荷的降低，流速雖有所降低但流場的分布規(guī)律和不均勻度基本相似，同時反應(yīng)段安裝的幾組導(dǎo)流板也使得整體流場也比較均勻。

圖4 SCR 反應(yīng)器催化劑前截面流場

2.2 SCR 測點平面測量結(jié)果

SCR 系統(tǒng)流場模擬結(jié)果與測量結(jié)果對比：本文將現(xiàn)場試驗測得煙速與數(shù)值模擬結(jié)果進行分析，由圖5可看出，噴氨前截面煙氣平均流速測量值為17.08m/s、不均勻度為28.89%，而模擬值為14.46m/s，相對誤差為15.3%。催化劑出口測點截面整體平均流速實測值為6.33m/s、不均勻度為21.79%，模擬值為7.75m/s，相差為1.42m/s。模擬值與現(xiàn)場試驗結(jié)果趨勢一致，相對吻合較好。

圖5 噴氨前截面與催化劑出口截面煙氣流速試驗與數(shù)值模擬結(jié)果對比

NOx 濃度測量結(jié)果：噴氨前和催化劑出口截面NOx 濃度的測量結(jié)果分別示于圖6和圖7。由圖6可看出，噴氨前截面NOx 含量分布較為均勻，各測點NOx 濃度差距不大。進一步進行量化分析，噴氨前截面、催化劑出口截面濃度不均勻度（%）在600MW、450MW、300MW 下分別為10.10/ 34.91、9.05/58.29、11.47/64.14；由圖7可知，SCR 出口截面濃度場的不均勻性大幅度增加。在不同的負(fù)荷下催化劑出口測點截面沿測孔方向，NOx 分布都呈現(xiàn)先增大后降低再增大的趨勢。同時催化劑出口測點截面的NOx 濃度不均勻度會隨負(fù)荷的變小有明顯的增加，450MW 負(fù)荷下和300MW 負(fù)荷下的SCR 出口截面的NOx 濃度不均勻度相比600MW 分別增加了69.0%和83.7%。

圖6 噴氨前截NOx 濃度場測量結(jié)果

圖7 催化劑出口截面NOx 濃度場測量結(jié)果

2.3 DCS 數(shù)據(jù)分析

本文采集了試驗時間段的機組DCS 運行數(shù)據(jù)進行分析。經(jīng)數(shù)據(jù)分析，SCR 反應(yīng)器進、出口氧量與負(fù)荷的關(guān)系如圖8所示，隨著負(fù)荷的增高A 側(cè)入口平均氧量分別降低38.2%和52.5%，出口平均氧量分別降低19.9%和35.6%。B 側(cè)入口平均氧量分別降低33.4%和46.8%，出口平均氧量分別降低41.2%和54.0%。由此可見，該爐在運行時氧含量隨著負(fù)荷增加而降低，當(dāng)負(fù)荷較高時爐膛溫度較高，爐膛內(nèi)著火條件、煤粉與空氣混合條件較好，燃燒穩(wěn)定，最佳過量空氣系數(shù)較低；而當(dāng)鍋爐低負(fù)荷運行時，最佳過量空氣系數(shù)較高。因此高負(fù)荷時的最佳氧含量要低于低負(fù)荷時的最佳氧含量。

圖8 SCR 反應(yīng)器進出口氧量與負(fù)荷的關(guān)系

SCR 反應(yīng)器入口煙氣溫度與負(fù)荷的關(guān)系如圖9?？煽闯?，隨著負(fù)荷的增加，A 側(cè)入口平均溫度分別增加了11.0%和21.8%，B 側(cè)入口平均溫度分別增加了10.2%和19.5%。入口煙氣溫度隨著負(fù)荷的升高而升高。當(dāng)鍋爐負(fù)荷發(fā)生變化時燃料的消耗量也發(fā)生變化。負(fù)荷升高時燃料消耗量增加，煙氣溫度升高。

圖9 SCR 反應(yīng)器入口煙氣溫度與負(fù)荷的關(guān)系

3 結(jié)語

本文以某電廠600MW 機組SCR 脫硝系統(tǒng)為研究對象，應(yīng)用數(shù)值模擬、現(xiàn)場試驗及DCS 數(shù)據(jù)分析相結(jié)合的方法，研究了負(fù)荷調(diào)整對SCR 運行狀況的影響，得出以下結(jié)論：機組負(fù)荷發(fā)生調(diào)整時，由于多組導(dǎo)流板的作用，除流速會隨著負(fù)荷減小而下降外，整體流場的分布規(guī)律和不均勻度基本相似，測點平面的速度場也比較均勻；負(fù)荷變化時，噴氨前截面的NOx 濃度不均勻度變化不大，但催化劑出口截面的NOx 濃度不均勻度會隨著負(fù)荷的增大而增加，可能會導(dǎo)致SCR 反應(yīng)器出口局部的氨逃逸增加；SCR 反應(yīng)器入口和出口氧含量會隨著負(fù)荷增加而降低，而入口煙氣溫度則隨著負(fù)荷的增加而增加。