葛 銘 姚 宣 劉 柱 王 鑫 郭 逍 楊希剛，4 胡 珺 火鴻賓 賁晶晶 王升佳

(1.國(guó)家能源集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，210023 南京；2.國(guó)能龍?jiān)喘h(huán)保有限公司，100039 北京；3.國(guó)能南寧發(fā)電有限公司，530000 南寧；4.東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，210096 南京；5.國(guó)能蚌埠發(fā)電有限公司，233412 安徽蚌埠)

0 引 言

國(guó)內(nèi)電站鍋爐普遍采用選擇性催化還原(SCR)技術(shù)對(duì)煙氣進(jìn)行脫硝處理[1]，根據(jù)氨噴射裝置的不同，將SCR技術(shù)細(xì)分為靜態(tài)渦流混合式氨噴射格柵(AIG)、線性控制式AIG和分區(qū)控制式AIG[2]。隨著環(huán)保壓力加大，電廠凈煙氣NOx排放值逐步降低，靜態(tài)渦流混合式AIG由于噴氨均勻性較差等因素難以適應(yīng)新要求。越來(lái)越多的電廠將靜態(tài)渦流混合式AIG改造成分區(qū)控制式AIG來(lái)提高脫硝效率，降低氨消耗量，減少尾部受熱面的沾污堵塞問(wèn)題[3]。

分區(qū)控制式AIG也簡(jiǎn)稱為精準(zhǔn)噴氨，其將脫硝入口噴氨區(qū)域等分成若干個(gè)獨(dú)立區(qū)域，每個(gè)獨(dú)立區(qū)域由單根噴氨支管控制，噴氨均勻性提高，同時(shí)噴氨格柵后方布置混合器，達(dá)到氨與煙氣混合的目的[4]。為確保SCR脫硝系統(tǒng)高效運(yùn)行，催化劑層入口煙氣流場(chǎng)需要滿足一定條件(一般包括：流速偏差小于15%，入射角小于10°以及氨氮物質(zhì)的量比小于5%等)。因此，分區(qū)控制式噴氨格柵改造必須與流場(chǎng)均勻性改造同步進(jìn)行。學(xué)者們研究了脫硝系統(tǒng)中各種形式流場(chǎng)優(yōu)化部件的作用。楊松等[5]利用模擬手段研究了脫硝系統(tǒng)中導(dǎo)流板不同布置方式對(duì)流場(chǎng)分布的影響，找到了最優(yōu)布置方式。陳蓮芳等[6]對(duì)比研究了四種不同導(dǎo)流板布置方式下的脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)均勻性，從速度分布和壓降損失方面評(píng)估了四種方案。朱天宇等[7]研究了導(dǎo)流板對(duì)SCR反應(yīng)器流場(chǎng)和飛灰沉積的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)弧-直型導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)優(yōu)異。周智鍵等[8]利用模擬手段發(fā)現(xiàn)平板型混合器結(jié)合分區(qū)噴氨策略能夠顯著降低噴氨不均。前人的研究表明，利用導(dǎo)流板等流場(chǎng)優(yōu)化結(jié)構(gòu)可以使SCR流場(chǎng)分布能夠做到相對(duì)均勻。對(duì)于分區(qū)噴氨格柵脫硝系統(tǒng)的探究，湯元強(qiáng)等[9]研究了噴氨直徑和噴氨速度對(duì)催化劑層入口氨分布的影響。梁秀進(jìn)等[10]研究發(fā)現(xiàn)，噴氨格柵后方的流場(chǎng)優(yōu)化結(jié)構(gòu)對(duì)流場(chǎng)均勻性影響明顯，但對(duì)氨氮物質(zhì)的量比影響有限。曹志勇等[11]對(duì)線性控制式、渦流靜態(tài)混合式和分區(qū)控制式脫硝系統(tǒng)進(jìn)行了噴氨優(yōu)化，綜合對(duì)比發(fā)現(xiàn)，調(diào)整效果最為優(yōu)異的是分區(qū)控制式脫硝系統(tǒng)。翁驥等[12]對(duì)分區(qū)控制式噴氨格柵系統(tǒng)進(jìn)行了噴氨優(yōu)化實(shí)驗(yàn)。趙大周等[13]利用模擬手段對(duì)比分析了分區(qū)噴氨和線性噴氨方式下噴氨均勻性的區(qū)別。前人對(duì)流場(chǎng)均勻性和噴氨均勻性的研究普遍側(cè)重于模擬研究，較少與實(shí)驗(yàn)結(jié)合，同時(shí)缺少工程實(shí)際應(yīng)用。

本研究通過(guò)模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的手段，從流場(chǎng)均勻性和噴氨均勻性等角度對(duì)某投運(yùn)的新型分區(qū)控制式噴氨格柵脫硝系統(tǒng)進(jìn)行探究。模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)的均勻性，同時(shí)，分區(qū)噴氨方式能夠顯著改善NOx質(zhì)量濃度分布均勻性，降低氨逃逸。模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了該流場(chǎng)設(shè)計(jì)及分區(qū)噴氨格柵的優(yōu)越性。

1 研究對(duì)象

某電廠脫硝系統(tǒng)原為單排靜態(tài)混合器形式，長(zhǎng)期運(yùn)行中發(fā)現(xiàn)脫硝出口NOx質(zhì)量濃度分布嚴(yán)重不均，且通過(guò)噴氨支管調(diào)節(jié)無(wú)法降低NOx質(zhì)量濃度分布的不均勻度，導(dǎo)致氨逃逸量大，空預(yù)器差壓高。為提高噴氨均勻性，降低氨逃逸，電廠將脫硝系統(tǒng)由渦盤形式改造為分區(qū)控制式噴氨格柵形式。同時(shí)，為得到較為均勻的流場(chǎng)分布，對(duì)原有流場(chǎng)進(jìn)行了配套的均流結(jié)構(gòu)改造。

分區(qū)噴氨格柵位于脫硝上升煙道。煙道A和煙道B側(cè)均被等分成24個(gè)區(qū)。其中，沿?zé)煹缹挾确较虻确殖?2份，沿?zé)煹郎疃确较蚍殖蓛傻确?。每個(gè)分區(qū)對(duì)應(yīng)一根噴氨支管，每側(cè)24根噴氨支管與噴氨母管連接。這種分區(qū)布置形式既能夠進(jìn)行寬度方向調(diào)節(jié)也可以進(jìn)行深度方向調(diào)節(jié)。該機(jī)組省煤器出口NOx質(zhì)量濃度在320 mg/m3～480 mg/m3之間。為達(dá)到超低排放要求，下降煙道布置3層V2O5-WO3/TiO2型催化劑[14]。脫硝出口測(cè)點(diǎn)位于催化劑層下方，每側(cè)等間距布置8個(gè)測(cè)孔(煙道A側(cè)的測(cè)點(diǎn)分別稱為A1～A8，煙道B側(cè)的測(cè)點(diǎn)分別稱為B1～B8)。改造前脫硝出口煙氣在線檢測(cè)系統(tǒng)(CEMS)煙氣取樣為每側(cè)煙道1個(gè)點(diǎn)。改造后，脫硝出口CEMS采用多點(diǎn)取樣，每側(cè)等間距布置4根CEMS取樣口。脫硝出口測(cè)點(diǎn)與CEMS測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)關(guān)系見(jiàn)圖1。

圖1 實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)

2 流場(chǎng)及噴氨均勻性模擬

2.1 流場(chǎng)優(yōu)化結(jié)構(gòu)

改造前脫硝系統(tǒng)省煤器出口垂直導(dǎo)流板數(shù)量不夠，無(wú)法消除省煤器出口大張角擴(kuò)徑段帶來(lái)的流場(chǎng)不均的影響。改造后在省煤器出口水平煙道后增加了垂直導(dǎo)流板數(shù)量。改造前后脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖2。前人研究表明，噴氨格柵前的導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)對(duì)于第一層催化劑入口氨質(zhì)量濃度分布均勻性的影響最大[15]，保持直板-圓弧-直板的導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)不變，有助于引導(dǎo)煙氣向上流動(dòng)[16]。由圖2可知，改造后噴氨格柵上方依次布置格柵后方導(dǎo)流板和格柵后方強(qiáng)制混合器，有利于實(shí)現(xiàn)氨與煙氣均勻混合，在上升煙道頂部布置頂部混合器，在水平煙道與下降煙道連接處增設(shè)了彎頭導(dǎo)流板[17]，下降煙道頂部的擾流鋼管由改造前的3個(gè)增加到4個(gè)，催化劑層上方的整流格柵保持不變，通過(guò)各種形式的導(dǎo)流板、混合器和擾流管等結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)均勻流場(chǎng)及均勻氨質(zhì)量濃度分布場(chǎng)的目的。

圖2 改造前后脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)

2.2 流場(chǎng)及噴氨均勻性模擬

充分考慮導(dǎo)流板、噴氨格柵和強(qiáng)制混合器等結(jié)構(gòu)的影響，利用CFD模擬軟件對(duì)該脫硝系統(tǒng)流場(chǎng)及噴氨均勻性進(jìn)行模擬。湍流模型采用standardk-ε，壁面函數(shù)采用standard wall functions。模型采用混合網(wǎng)格劃分，在導(dǎo)流板、噴氨格柵、駐渦混合器等網(wǎng)格處進(jìn)行加密處理。模型計(jì)算中的基本假設(shè)包括煙道壁面絕熱，模型進(jìn)口煙氣流速和溫度分布均勻，催化劑層和噴氨格柵采用多孔介質(zhì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化[18]。

在630 MW工況下，計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模擬結(jié)果見(jiàn)圖3(其中截面速度分布見(jiàn)圖3a，催化劑層入口速度分布見(jiàn)圖3b，縱斷面煙氣速度矢量見(jiàn)圖3c，第一層催化劑前氨質(zhì)量濃度分布見(jiàn)圖3d，第一層催化劑前的氨氮物質(zhì)的量比見(jiàn)圖3e)。

由圖3a和圖3b可知，在該流場(chǎng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)下，頂層催化劑上游500 mm處截面的流速分布不均勻度為6.75%，遠(yuǎn)低于15%，滿足要求。模擬結(jié)果與前人的研究結(jié)論一致，即通過(guò)導(dǎo)流板等流場(chǎng)優(yōu)化結(jié)構(gòu)能夠?qū)⒘魉俜植疾痪鶆蚪档偷?5%以下[19-20]。由圖3c可知，催化劑層入口的煙氣流速方向基本能與催化劑層保持垂直，煙氣最大入射角度小于10°。由圖3d和圖3e可知，第一層催化劑入口的氨質(zhì)量濃度分布均勻，氨氮物質(zhì)的量比不均勻度小于5%。模擬結(jié)果顯示該分區(qū)控制式噴氨格柵系統(tǒng)能夠保證噴氨的均勻性。

圖3 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模擬結(jié)果

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 測(cè)量方法

利用Testo350型煙氣分析儀(德國(guó)，德圖公司)測(cè)量出口煙氣的NOx質(zhì)量濃度，利用標(biāo)定的靠背管測(cè)量脫硝進(jìn)出口的煙氣流速，利用便攜式激光氨氣分析儀(南京南環(huán)科技公司)測(cè)量出口的氨質(zhì)量濃度。NOx質(zhì)量濃度不均勻度(Cv)定義如下[21-22]：

(1)

(2)

(3)

煙氣中NOx質(zhì)量濃度的修正如下：

(4)

式中：ρO=6%(NOx)為氧量折算到6%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))的NOx排放質(zhì)量濃度，mg/m3；c(NO)測(cè)試組為實(shí)際測(cè)量NO排放濃度，μL/L；φ(O2)測(cè)試組為煙氣中實(shí)際測(cè)量O2的體積分?jǐn)?shù)，%。

3.2 流場(chǎng)均勻性驗(yàn)證

為驗(yàn)證該分區(qū)控制式噴氨格柵脫硝系統(tǒng)的流場(chǎng)均勻性，在630 MW負(fù)荷下，氣體溫度為382 ℃時(shí)，測(cè)量了省煤器出口和脫硝出口的流速分布。省煤器出口測(cè)點(diǎn)位于脫硝上升煙道前的水平煙道且在于省煤器垂直導(dǎo)流板前，脫硝出口位于催化劑層下方，采用網(wǎng)格法取樣。省煤器出口流速分布見(jiàn)圖4，脫硝出口流速分布見(jiàn)圖5。

圖4 在630 MW負(fù)荷下省煤器出口流速分布

圖5 在630 MW負(fù)荷下脫硝出口流速分布

由圖4可知，在630 MW負(fù)荷下，省煤器出口A側(cè)煙道流速分布不均勻度為36.2%，B側(cè)流速分布不均勻度為50.4%。由于省煤器出口水平煙道與SCR豎直煙道之間存在大張角的擴(kuò)徑段，省煤器出口煙道兩側(cè)煙氣流速較低，中間流速高。由圖5可知，脫硝出口A側(cè)流速不均勻度為12.0%，B側(cè)流速不均勻度為11.1%。脫硝出口煙氣流速分布均勻。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，通過(guò)流場(chǎng)優(yōu)化部件后，省煤器出口的煙氣流速偏差逐步降低，脫硝出口的流速分布不均勻度在15%以下。實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3.3 噴氨均勻性驗(yàn)證

在機(jī)組穩(wěn)定負(fù)荷下，保證凈煙氣NOx質(zhì)量濃度排放值為35 mg/m3不變，采用網(wǎng)格法測(cè)量噴氨優(yōu)化調(diào)整前后的脫硝出口的NOx質(zhì)量濃度分布。在630 MW負(fù)荷下，調(diào)整前脫硝出口的NOx質(zhì)量濃度分布見(jiàn)圖6，調(diào)整后脫硝出口的NOx質(zhì)量濃度分布見(jiàn)圖7。470 MW負(fù)荷下，調(diào)整后脫硝出口的NOx質(zhì)量濃度分布見(jiàn)圖8。

圖6 在630 MW負(fù)荷下調(diào)整前脫硝出口的NOx質(zhì)量濃度分布

圖7 在630 MW負(fù)荷下調(diào)整后脫硝出口的NOx質(zhì)量濃度分布

圖8 在470 MW負(fù)荷下調(diào)整后脫硝出口NOx質(zhì)量濃度分布

由圖6可知，在630 MW負(fù)荷下，噴氨優(yōu)化調(diào)整前，脫硝出口A側(cè)NOx濃度分布不均勻度為49.3%，B側(cè)出口NOx濃度分布不均勻度為65.1%。兩側(cè)煙道呈現(xiàn)出一定程度的寬度不均和深度不均，利用該分區(qū)控制式噴氨格柵系統(tǒng)進(jìn)行寬度和深度方向上的噴氨支管流量調(diào)節(jié)。

由圖7可知，630 MW負(fù)荷下，經(jīng)過(guò)噴氨優(yōu)化調(diào)整后，脫硝出口A側(cè)NOx濃度分布不均勻度為24.9%，B側(cè)NOx濃度分布不均勻度為22.2%。

由圖8可知，在機(jī)組470 MW負(fù)荷下，脫硝出口A側(cè)NOx質(zhì)量濃度分布不均勻度為25.2%，B側(cè)NOx質(zhì)量濃度分布不均勻度為23.8%，且NOx質(zhì)量濃度分布趨勢(shì)與630 MW負(fù)荷下基本一致。經(jīng)過(guò)噴氨優(yōu)化調(diào)整后，脫硝出口的NOx質(zhì)量濃度分布較為均勻，不存在明顯的低NOx質(zhì)量濃度區(qū)域。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，脫硝出口NOx質(zhì)量濃度分布不均勻度顯著降低，均能保持在25%以下。

3.4 氨逃逸測(cè)量

采用便攜式激光氨氣分析儀對(duì)改造前后的脫硝系統(tǒng)進(jìn)行氨逃逸測(cè)量。控制凈煙氣排放NOx的質(zhì)量濃度35 mg/m3不變，在630 MW負(fù)荷下，改造前后的氨逃逸結(jié)果見(jiàn)表1。由表1可知，脫硝系統(tǒng)改造前，A側(cè)SCR出口氨逃逸濃度均值為2.79 μL/L，B側(cè)SCR出口氨逃逸濃度均值為2.83 μL/L。改造后A側(cè)SCR出口氨逃逸濃度均值為0.70 μL/L，B側(cè)SCR出口氨逃逸濃度均值為0.74 μL/L。改造后，氨逃逸濃度顯著下降，均在1 μL/L以下。在其余條件一致的情況下，分區(qū)控制式噴氨格柵脫硝系統(tǒng)能夠進(jìn)一步降低脫硝出口的NOx濃度分布不均勻度，降低氨逃逸。

表1 脫硝出口的氨逃逸濃度

4 結(jié) 論

1) 模擬結(jié)果顯示，該脫硝系統(tǒng)的導(dǎo)流板、混合器等結(jié)構(gòu)能夠起到均勻流場(chǎng)的作用，第一層催化劑上方的流速分布不均勻度為6.75%，煙氣最大入射角度小于10°。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過(guò)流場(chǎng)優(yōu)化后，脫硝出口A側(cè)流場(chǎng)不均勻度為12.0%，B側(cè)流場(chǎng)不均勻度為11.1%。

2) 模擬結(jié)果顯示，氨在噴氨格柵以及混合器的作用下能夠?qū)崿F(xiàn)均勻分布，第一層催化劑入口的氨氮物質(zhì)的量比不均勻度小于5%。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過(guò)噴氨優(yōu)化后，該脫硝系統(tǒng)脫硝出口NOx濃度分布不均勻度均在25%以下，脫硝出口氨逃逸濃度在1 μL/L以下。

3) 模擬和試驗(yàn)結(jié)果表明，經(jīng)過(guò)流場(chǎng)優(yōu)化后的該分區(qū)控制式噴氨格柵脫硝系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)較好的流場(chǎng)均勻性和噴氨均勻性，能夠降低氨逃逸，值得推廣應(yīng)用。