黃 俊，李興磊，阮 斌，羅 圣，盧志民,3,4，姚順春,3,4

(1.廣州珠江電力有限公司，廣東 廣州 511457；2.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510640；3.廣東省能源高效清潔利用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510640；4.廣東省能源高效低污染轉(zhuǎn)化與工程技術(shù)研究中心，廣東 廣州 510640)

0 引 言

NOx是公認(rèn)的三大污染物之一[1]，自2014年浙能嘉興電廠百萬千瓦燃煤機(jī)組煙氣超低排放改造工程示范應(yīng)用大力推廣后，截至2020年底，全國完成超低排放改造裝機(jī)容量達(dá)9.5億kW，約占煤電總裝機(jī)容量的89%，已建成世界最大的清潔高效煤電體系[2]。選擇性催化還原脫硝系統(tǒng)(SCR)以脫硝效率高、運(yùn)行穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)成為電廠脫硝改造的首要選擇[3-5]。但我國SCR技術(shù)起步較晚，GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》實(shí)施前，2012年前煤電機(jī)組裝機(jī)容量僅為14%[6]。大量機(jī)組SCR反應(yīng)器均為加裝改造，缺少足夠的空間，煙道存在普遍特征[7-9]：① 入口煙道寬度方向存在拓寬性；② 反應(yīng)器煙道存在多處90°拐角；③ 氨氣與煙氣混合距離較短，氨氣與NOx無法充分混合。由于以上特征，催化劑前存在流場(chǎng)極不均勻的現(xiàn)象，導(dǎo)致脫硝效率下降、氨逃逸嚴(yán)重、空預(yù)器堵塞[10]及催化劑磨損等問題。

首層催化劑前截面的速度分布和氨氮物質(zhì)的量比分布是決定氨逃逸率和脫硝效率的重要指標(biāo)[11]。學(xué)者對(duì)SCR脫硝系統(tǒng)的速度場(chǎng)和濃度場(chǎng)均勻性進(jìn)行了大量研究。董陳等[12]對(duì)某600 MW機(jī)組SCR系統(tǒng)進(jìn)行模擬，發(fā)現(xiàn)在煙道擴(kuò)口段和轉(zhuǎn)向段加裝導(dǎo)流板葉片，催化劑入口截面處的煙氣速度分布及NH3物質(zhì)的量濃度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差得到明顯改善。李壯揚(yáng)等[13]在SCR入口煙道漸擴(kuò)段增設(shè)導(dǎo)流板,在原有導(dǎo)流板組的基礎(chǔ)上優(yōu)化導(dǎo)流板數(shù)和形狀，發(fā)現(xiàn)首層催化劑前截面的速度分布和NH3體積分?jǐn)?shù)分布相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差系數(shù)均降低，均流裝置部件對(duì)速度分布矯正效果明顯，對(duì)NH3體積分?jǐn)?shù)分布有改善作用。WANG等[14]通過分析脫硝反應(yīng)爐進(jìn)口煙氣流場(chǎng)數(shù)據(jù)，對(duì)比不同形式導(dǎo)流板對(duì)煙氣流場(chǎng)的影響。結(jié)果表明，弧型加直板形式的導(dǎo)流板使煙氣流速分布更加均勻，與催化劑接觸更好，提高了反硝化效率。ZENG等[15]對(duì)彎曲形導(dǎo)流板和非均勻噴氨策略進(jìn)行模擬優(yōu)化，結(jié)果表明在煙道上游采用小型導(dǎo)流板可以提高流場(chǎng)均勻性，控制壓力損失；同時(shí)非均勻噴氨是處理SCR結(jié)構(gòu)空間約束的一種有效方法。流場(chǎng)模擬對(duì)現(xiàn)場(chǎng)流場(chǎng)優(yōu)化具有指導(dǎo)意義。

目前大多采用多次模擬比較導(dǎo)流板安裝數(shù)量、角度優(yōu)化等，即對(duì)不同導(dǎo)流板方案進(jìn)行模擬計(jì)算，得出最佳方案，作為現(xiàn)場(chǎng)優(yōu)化指導(dǎo)依據(jù)。李開拓[16]基于原始結(jié)構(gòu)煙氣速度場(chǎng)、飛灰濃度場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果，綜合考慮導(dǎo)流裝置對(duì)流場(chǎng)的影響，提出了幾種優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，并利用計(jì)算機(jī)仿真技術(shù)對(duì)上述方案進(jìn)行逐一計(jì)算，選出最佳優(yōu)化設(shè)計(jì)方案。呂太等[17]對(duì)比不同圓盤靜態(tài)混合器安裝角度對(duì)流場(chǎng)的影響，以首層催化劑前截面云圖作為判斷依據(jù)，選出最優(yōu)設(shè)計(jì)方案。王海川等[18]通過計(jì)算整流板前截面的相對(duì)速度偏差，分析不同優(yōu)化方案下的SCR反應(yīng)器的速度場(chǎng)，評(píng)估導(dǎo)流板和整流板的導(dǎo)流效果,進(jìn)而確定最佳方案。

筆者對(duì)某臺(tái)300 MW老機(jī)組SCR反應(yīng)器中煙氣流動(dòng)情況進(jìn)行模擬計(jì)算，結(jié)合煙氣流線可視化分析，依據(jù)SCR煙道煙氣速度流線分布情況對(duì)導(dǎo)流板和靜態(tài)混合器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并進(jìn)行流場(chǎng)優(yōu)化，為老機(jī)組SCR流場(chǎng)優(yōu)化改造提供理論參考。

1 SCR脫硝系統(tǒng)Fluent建模

1.1 SCR系統(tǒng)基本概況

廣州某電廠300 MW機(jī)組每臺(tái)鍋爐配置2臺(tái)SCR脫硝反應(yīng)器，該機(jī)組1994年投用，2010年完成SCR煙氣脫硝改造工作，2015年催化劑加層以滿足超低排放要求。由于改造時(shí)空間有限，流場(chǎng)分布均勻性受到限制，故進(jìn)行流場(chǎng)模擬優(yōu)化。該SCR反應(yīng)器以鍋爐中心線鏡像布置，數(shù)值模擬僅以單側(cè)反應(yīng)器作為研究對(duì)象。以省煤器出口至空氣預(yù)熱器入口為計(jì)算區(qū)域，以1∶1的比例在Solidworks上建立了SCR反應(yīng)器的三維幾何模型，如圖1所示。

圖1 SCR煙道結(jié)構(gòu)Fig.1 SCR flue structure diagram

高溫含塵煙氣從省煤器出口進(jìn)入SCR系統(tǒng)入口煙道，經(jīng)過變徑、轉(zhuǎn)彎到達(dá)噴氨區(qū)域，在此與氨氣混合；經(jīng)過2個(gè)90°轉(zhuǎn)彎，煙氣向下進(jìn)入催化劑層；在催化劑作用下，煙氣中NOx與氨氣反應(yīng)生成水和氮?dú)猓撓鹾蟮臒煔庥沙隹跓煹肋M(jìn)入空氣預(yù)熱器。

1.2 網(wǎng)格劃分

SCR脫硝系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，運(yùn)用ANSYS ICEM采用不同網(wǎng)格劃分方法。其中較復(fù)雜的計(jì)算區(qū)域，如靜態(tài)混合器區(qū)域和噴氨格柵區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格；其余結(jié)構(gòu)較簡單的區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，減少計(jì)算工作量。對(duì)噴氨區(qū)域和整流器區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密，以提高CFD模擬合理性。

為保證模擬結(jié)果可靠，對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無關(guān)性驗(yàn)證，以網(wǎng)格收斂指數(shù)為評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)，網(wǎng)格收斂指數(shù)GCI定義為

(1)

其中，F(xiàn)s為安全因子，使用3套及以上網(wǎng)格估算GCI時(shí)，F(xiàn)s取1.25；p為收斂精度，取1.97；r為網(wǎng)格加密比；ε為網(wǎng)格收斂誤差，定義為

(2)

式中，f1、f2分別為細(xì)網(wǎng)格收斂解與粗網(wǎng)格收斂解，可為任何相關(guān)的參數(shù)量，如最大溫度值Tmax。

網(wǎng)格從疏到密設(shè)計(jì)了3套網(wǎng)格，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)分別為460萬、590萬和630萬個(gè)。網(wǎng)格收斂指數(shù)分別為2.54%、1.61%和0.74%，均小于3%，可認(rèn)為3套網(wǎng)格數(shù)值模擬的計(jì)算值與網(wǎng)格數(shù)目無關(guān)[19]，平衡計(jì)算精度與計(jì)算量，最終選擇網(wǎng)格數(shù)量590萬個(gè)。

1.3 數(shù)學(xué)模型與邊界條件

SCR煙氣脫硝技術(shù)涉及湍流流動(dòng)、傳熱傳質(zhì)、多組分輸運(yùn)等過程，整個(gè)流動(dòng)和反應(yīng)遵循質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒。針對(duì)SCR脫硝反應(yīng)器的流場(chǎng)優(yōu)化數(shù)值模擬，在保證計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間的前提下，選擇工程上常用的k-ε模型。

(3)

式中，ρ為氣體密度；u、v和w分別為x、y和z方向的速度分量；Γφ為各變量擴(kuò)散項(xiàng)；Sφ為源項(xiàng)；φ取1、u、v、w、k和ε時(shí)，方程分別表示連續(xù)性方程、各方向的動(dòng)量方程、湍動(dòng)能k方程和耗散率ε方程。

脫硝系統(tǒng)多組分混合過程采用組分輸運(yùn)模型，本模擬研究涉及NO、NH3、H2O、CO2、O2和N2六種組分，不考慮飛灰影響。催化劑層設(shè)為多孔介質(zhì)模型，模擬催化劑層的壓強(qiáng)降落特征。采用速度入口邊界條件，SCR入口平均速度為2.92 m/s；采用-2 000 Pa壓力為出口邊界；本研究只涉及催化劑前濃度和速度分布，與反應(yīng)過程無關(guān)，故假設(shè)流動(dòng)過程不涉及化學(xué)反應(yīng)；噴氨條件為均勻噴氨，采用質(zhì)量流量入口，共168個(gè)噴嘴，經(jīng)計(jì)算每個(gè)噴嘴的噴氨流量為0.040 97 kg/s。

1.4 評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)

為評(píng)價(jià)煙氣在催化劑層前的速度場(chǎng)和濃度場(chǎng)均勻性，常用相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差作為衡量尺度[20-21]。相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差定義為催化劑前截面云圖隨機(jī)截取若干點(diǎn)進(jìn)行數(shù)據(jù)處理獲得樣本點(diǎn)的數(shù)據(jù)值xi(i=0，1，2，…，n)。

(4)

(5)

(6)

安裝導(dǎo)流裝置在一定程度上會(huì)增加系統(tǒng)阻力，造成風(fēng)機(jī)耗能增加，因此，優(yōu)化方案在滿足流場(chǎng)均勻性的同時(shí)也需壓力損失達(dá)到設(shè)計(jì)要求。催化劑按3層計(jì)算，系統(tǒng)阻力評(píng)價(jià)分級(jí)[24]為：A級(jí)，≤600 Pa；B級(jí)，>600 Pa，且≤1 000 Pa；C級(jí)，>1 000 Pa。

2 各方案模擬結(jié)果與討論

2.1 空塔模擬

SCR脫硝系統(tǒng)煙道內(nèi)不加任何導(dǎo)流板和靜態(tài)混合器，空塔布置，煙氣豎直進(jìn)入SCR脫硝反應(yīng)器后經(jīng)90°拐角進(jìn)入水平煙道。后半段水平煙道沿深度方向逐漸擴(kuò)大，隨后煙氣經(jīng)過90°拐角豎直向上流動(dòng)。依次經(jīng)過漸擴(kuò)段煙道和噴氨格柵后到達(dá)頂部，經(jīng)過2個(gè)90°拐角后進(jìn)入催化劑層。煙氣在SCR空塔模型內(nèi)的流線如圖2所示。

由圖2可知，外側(cè)煙氣進(jìn)入SCR煙道后，經(jīng)過第1個(gè)90°轉(zhuǎn)角和第1處漸擴(kuò)煙道時(shí)出現(xiàn)大漩渦和回流現(xiàn)象；隨煙道流動(dòng)后，在第2處漸擴(kuò)煙道結(jié)束后與煙道碰撞，流線出現(xiàn)交叉和錯(cuò)流，大部分煙氣在第2個(gè)90°轉(zhuǎn)角處因碰撞向截面中部聚集；而內(nèi)側(cè)煙道在第1個(gè)90°轉(zhuǎn)角后豎直煙道內(nèi)產(chǎn)生旋流，到達(dá)第2個(gè)90°轉(zhuǎn)角時(shí)煙氣向煙道中部流動(dòng)。催化前截面速度分布如圖3所示，可知煙道中部出現(xiàn)局部高速區(qū)域。

圖3 空塔首層催化劑前速度分布Fig.3 Velocity distribution in front of the first layer of the empty tower catalyst

煙氣進(jìn)入SCR系統(tǒng)煙道后，在慣性作用下，水平煙道下部煙氣速度較大，繼而出現(xiàn)進(jìn)入豎直煙道后后墻煙氣速度較大的情況，煙氣進(jìn)入催化劑區(qū)域同樣受慣性作用，主要集中在后墻。由圖3可知，在煙道左側(cè)煙氣高速帶，催化劑層前的速度分布極不均勻，速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差為26.1%，未達(dá)到工程要求。

濃度分布受速度分布影響。噴氨條件為均勻噴氨，由于受到漸擴(kuò)煙道和轉(zhuǎn)彎煙道的影響，且在噴氨格柵截面煙氣速度分布均勻性較差，故首層催化劑前截面上氨氮物質(zhì)的量比分布不均勻。首層催化劑前截面氨氮物質(zhì)的量比分布云圖如圖4所示，可知催化劑區(qū)域煙道內(nèi)側(cè)出現(xiàn)局部低氨濃度區(qū)域，靠近外部出現(xiàn)局部高氨濃度區(qū)域。可見氨氮物質(zhì)的量比分布極不均勻，經(jīng)計(jì)算氨氮物質(zhì)的量比相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差為24.8%，未達(dá)10%的設(shè)計(jì)要求，存在因氨氮混合效果較差導(dǎo)致脫硝效率低和氨逃逸量大的隱患。

圖4 空塔首層催化劑前氨氮物質(zhì)的量比分布Fig.4 Distribution of ammonia-nitrogen molar ratio in front of first layer catalyst in empty tower

2.2 原方案

基于空塔模擬結(jié)果對(duì)煙道結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，從空塔模型中SCR煙氣流線可以看出，在煙道漸擴(kuò)處和轉(zhuǎn)角處由于煙氣慣性出現(xiàn)大渦流、旋流和回流現(xiàn)象，為減小煙氣在轉(zhuǎn)角處的慣性，使煙氣在轉(zhuǎn)角處沿導(dǎo)流板布置方向流動(dòng)，削弱煙氣因慣性聚集一側(cè)的現(xiàn)象，在煙道轉(zhuǎn)角處布置導(dǎo)流板。原方案中轉(zhuǎn)角處導(dǎo)流板優(yōu)化布置主要采用弧形與直形導(dǎo)流板相結(jié)合的形式(圖5)，在水平煙道轉(zhuǎn)角處布置1塊弧形導(dǎo)流板，在第1處90°轉(zhuǎn)角處布置3塊弧-直形導(dǎo)流板組，在第2處90°轉(zhuǎn)角處布置2塊弧形導(dǎo)流板組。

圖5 原方案導(dǎo)流板布置Fig.5 Layout of the deflector in the original plan

由于漸擴(kuò)煙道的存在，煙氣在慣性作用下向前流動(dòng)，因此煙道漸擴(kuò)一側(cè)煙氣量相對(duì)較少，煙氣速度低，非漸擴(kuò)側(cè)的部分煙氣向漸擴(kuò)側(cè)回流，增加阻力，影響煙氣均勻分布。為了使煙氣在煙道漸擴(kuò)處分配更均勻，在第1處漸擴(kuò)煙道開始段設(shè)置9塊不同形狀的導(dǎo)流板，同理在第2處漸擴(kuò)煙道入口設(shè)置9塊不同形狀的導(dǎo)流板，煙氣充滿擴(kuò)寬煙道，不會(huì)因煙氣慣性使煙氣積聚在煙道一側(cè)。改造加裝SCR脫硝系統(tǒng)時(shí)，為了保證煙氣在催化劑區(qū)域停留時(shí)間足夠長、提高脫硝效率，催化劑區(qū)域截面積大于噴氨區(qū)域豎直煙道截面積，故頂部煙道為漸擴(kuò)煙道。為了減小煙氣在頂部煙道的慣性，避免煙氣聚集在催化劑后墻，在頂部煙道布置2塊直形導(dǎo)流板。

原導(dǎo)流板布置方案中，在導(dǎo)流板的導(dǎo)流作用下SCR煙道流場(chǎng)有所改善。煙氣流線如圖6所示，在3個(gè)煙道轉(zhuǎn)角處布置弧形與弧-直形導(dǎo)流板，基本消除漩渦和回流現(xiàn)象。3處漸擴(kuò)煙道開始段布置導(dǎo)流板，大幅削弱流線的交叉和混亂情況，使煙氣在漸擴(kuò)煙道段流線分布均勻。但流經(jīng)漸擴(kuò)煙道到達(dá)非漸擴(kuò)段時(shí)，漸擴(kuò)一側(cè)的煙氣由于在慣性作用下撞擊外側(cè)煙道，隨后在頂部煙道向內(nèi)側(cè)聚集。因此漸擴(kuò)煙道的導(dǎo)流板布置對(duì)煙氣存在過度矯正的現(xiàn)象。

圖6 原方案煙氣流線Fig.6 Flue gas flow line diagram of the original plan

首層催化劑前截面的速度分布云圖如圖7所示，可知在首層催化劑前截面內(nèi)側(cè)出現(xiàn)局部高速區(qū)域，且高速區(qū)域面積減小，這與圖6分析一致。相比空塔模擬結(jié)果，速度分布得到較大改善，速度相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差為13.9%，達(dá)到小于15%的設(shè)計(jì)要求。

圖7 原方案首層催化劑前速度分布Fig.7 Velocity distribution in front of the first layer catalyst of the original plan

由于導(dǎo)流板的布置對(duì)煙氣流速存在過度矯正，且流速很大程度上會(huì)影響氨氮物質(zhì)的量比分布情況，首層催化劑前截面的氨氮物質(zhì)的量比分布云圖如8所示，可知內(nèi)側(cè)存在高氨濃度區(qū)域，氨氮物質(zhì)的量比相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差為15.3%，不符合小于10%的設(shè)計(jì)要求，因此需對(duì)導(dǎo)流板布置情況進(jìn)行再次優(yōu)化。

圖8 原方案首層催化劑前氨氮物質(zhì)的量比分布Fig.8 Ammonia-nitrogen molar ratio distribution in front of the first-layer catalyst of the original plan

2.3 優(yōu)化方案

導(dǎo)流板對(duì)煙氣流速存在過度矯正行為，雖然煙氣速度分布達(dá)到設(shè)計(jì)要求，但氨氮物質(zhì)的量比標(biāo)準(zhǔn)偏差較大，故針對(duì)原方案SCR流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，此次優(yōu)化布置情況如圖9所示。

圖9 優(yōu)化方案導(dǎo)流板及靜態(tài)混合器布置Fig.9 Arrangement of baffle and static mixer in the optimized plan

本次優(yōu)化改造內(nèi)容包括：① 基于原方案在水平煙道加裝第7組寬度450 mm的直形導(dǎo)流板；② 在第1、2處漸擴(kuò)煙道末尾段分別加裝第8、9組導(dǎo)流板，修正原方案對(duì)煙氣的過度矯正行為，第8、9組導(dǎo)流板參數(shù)如圖10所示；③ 在噴氨格柵上方加裝直徑600 mm，與煙氣方向呈45°布置的14×4個(gè)圓形靜態(tài)混合器，增強(qiáng)氨氣與煙氣的混合。

圖10 第8、9組導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.10 Structure parameters of the 8th and 9th groups of deflectors

考慮到煙氣在水平煙道經(jīng)過轉(zhuǎn)角處后由于慣性作用聚集在水平煙道上部，在水平煙道設(shè)置第7組導(dǎo)流板，一共3塊直形導(dǎo)流板。為糾正漸擴(kuò)煙道開始段導(dǎo)流板組對(duì)煙氣的過度矯正，此次優(yōu)化選擇在2處漸擴(kuò)煙道結(jié)束段分別布置1組弧-直形導(dǎo)流板。此外，噴氨格柵噴氨后氨氣與煙氣混合距離短，氨氣與煙氣無法充分混合。為彌補(bǔ)混合距離短的缺陷，在噴氨格柵下游布置1組圓形靜態(tài)混合器，加強(qiáng)氨氣與煙氣的擾動(dòng)，增強(qiáng)混合效果。

導(dǎo)流板布置優(yōu)化后，消除了煙氣在煙道轉(zhuǎn)角處和漸擴(kuò)處的漩渦、回流現(xiàn)象，使煙氣在煙道內(nèi)均勻分布。同時(shí)安裝圓形靜態(tài)混合器加強(qiáng)了氨氣與煙氣混合，大幅提高氨氮物質(zhì)的量比的均勻性。優(yōu)化方案的煙氣流線如圖11所示，可知經(jīng)過2次優(yōu)化后，未出現(xiàn)大規(guī)模的流線交叉和錯(cuò)亂情況，流線在煙道內(nèi)均勻分布。SCR出口出現(xiàn)較小區(qū)域回流，這是出口煙道轉(zhuǎn)角所致，但不影響催化劑前的流場(chǎng)分布情況?？梢妼?dǎo)流板布置對(duì)煙氣流速分布均勻性起重要作用。

優(yōu)化后首層催化劑前截面速度分布如圖12所示，煙氣速度呈現(xiàn)帶狀分布，分布較均勻，相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差為11.4%，滿足設(shè)計(jì)要求。首層催化劑前截面氨氮物質(zhì)的量比分布如圖13所示，在催化劑區(qū)域，前墻出現(xiàn)較小低氨濃度區(qū)域，但在圓形靜態(tài)混合器的擾動(dòng)下，氨氮物質(zhì)的量比整體均勻性提高，氨氮物質(zhì)的量比相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差為9.4%，滿足濃度偏差小于10%的設(shè)計(jì)要求。

圖13 優(yōu)化方案首層催化劑前氨氮物質(zhì)的量比分布Fig.13 Ammonia-nitrogen molar ratio distribution in front of the first-layer catalyst of the optimized plan

2.4 各方案模擬結(jié)果對(duì)比分析

空塔、原方案和優(yōu)化方案的整體壓力分布云圖如圖14所示。由圖14(a)、14(b)可知，安裝導(dǎo)流板并不一定會(huì)導(dǎo)致壓力損失變大，合理安裝導(dǎo)流板會(huì)減小壓降，這是由于合理安裝導(dǎo)流板會(huì)削弱煙氣在SCR煙道內(nèi)的漩渦、回流現(xiàn)象，使煙氣在煙道內(nèi)順應(yīng)煙道結(jié)構(gòu)變化，從而減小煙道結(jié)構(gòu)造成的壓力損失。由圖14(b)、14(c)可知，靜態(tài)混合器在加強(qiáng)混合、提高氨氮物質(zhì)的量比均勻性的同時(shí)，會(huì)對(duì)煙氣壓力造成直接損失。

圖14 3種方案整體壓力分布云圖Fig.14 Overall pressure distribution cloud diagram of three plans

空塔、原方案和優(yōu)化方案的評(píng)價(jià)結(jié)果見表1。原方案在空塔基礎(chǔ)上加裝了6組導(dǎo)流板，削弱大漩渦和回流的作用，原方案流線減少了交叉和錯(cuò)亂現(xiàn)象。安裝導(dǎo)流板可明顯改善速度場(chǎng)均勻性，同時(shí)速度場(chǎng)會(huì)影響濃度場(chǎng)分布，但原方案中氨氮物質(zhì)的量比均勻性未達(dá)到設(shè)計(jì)要求。此次優(yōu)化針對(duì)原方案中速度場(chǎng)過度矯正的現(xiàn)象進(jìn)行修正，并增強(qiáng)氨煙混合，提高濃度場(chǎng)均勻性。優(yōu)化后，首層催化劑前截面速度標(biāo)準(zhǔn)偏差為11.4%，氨氮物質(zhì)的量比標(biāo)準(zhǔn)偏差為9.4%，滿足設(shè)計(jì)要求。壓力損失為706 Pa，達(dá)到B級(jí)設(shè)計(jì)要求。

表1 各方案模擬結(jié)果Table 1 Simulation results of each plan

3 結(jié) 論

1)以某電廠300 MW機(jī)組SCR脫硝系統(tǒng)為研究對(duì)象，對(duì)比空塔和原方案，修正原方案對(duì)煙氣速度的過度矯正現(xiàn)象，在轉(zhuǎn)角處和漸擴(kuò)處加裝導(dǎo)流板。為增強(qiáng)氨煙混合，在噴氨格柵下游加裝圓形靜態(tài)混合器。通過安裝優(yōu)化導(dǎo)流板和靜態(tài)混合器，大幅提高了SCR流場(chǎng)均勻性。

2)通過分析空塔、原方案和優(yōu)化方案的煙氣流線，掌握煙氣流動(dòng)情況，優(yōu)化后消除大范圍錯(cuò)流和交叉的流線現(xiàn)象，流線在煙道內(nèi)均勻有序分布，速度分布和氨氮物質(zhì)的量比分布均達(dá)到設(shè)計(jì)要求。

3)通過合理布置導(dǎo)流板和靜態(tài)混合器，在極大改善SCR流場(chǎng)的同時(shí)，未引起較大壓力損失，壓力損失達(dá)到B級(jí)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。