李 凱，孟志浩，吳 斌，周熠旻，談 群

（1.嘉興新嘉愛斯熱電有限公司，浙江 嘉興 314016；2.浙江大學(xué) 能源工程學(xué)院，浙江 杭州 310027）

0 引 言

氮氧化物（NOx）是大氣主要污染物之一，各國對NOx排放都作出了嚴(yán)格的限制[1]。選擇性催化還原（SCR）技術(shù)因成熟高效的特點被廣泛應(yīng)用于鍋爐煙氣脫硝[2-4]。為配合脫硝反應(yīng)的最佳溫區(qū)，催化劑床層通常采用高塵布置。該布置方案中，煙氣尚未進(jìn)行除塵處理，煙氣中的飛灰會對催化劑產(chǎn)生磨損與堵塞[5，6]。催化劑的磨損與堵塞將引起脫硝系統(tǒng)氨逃逸率升高，從而加重下游設(shè)備的積灰與堵塞。同時，催化劑通道堵塞后，煙氣在催化劑床層前后的壓差顯著上升，引風(fēng)機(jī)電耗因此大幅增加[7-9]。

區(qū)別于煤粉鍋爐，生物質(zhì)直燃的循環(huán)流化床鍋爐在設(shè)計時將脫硝催化劑層直接布置于省煤器下方。由于缺少省煤器出口煙道轉(zhuǎn)彎的設(shè)計，生物質(zhì)直燃循環(huán)流化床鍋爐中煙氣未經(jīng)慣性分離就流入脫硝反應(yīng)器，因此飛灰顆粒在催化劑層的堵塞尤為嚴(yán)重。為減輕煙氣飛灰對催化劑的磨損與堵塞，設(shè)計了SCR外置煙道，利用慣性分離作用對煙氣中的飛灰顆粒進(jìn)行捕集。但在實際運行中，SCR外置煙道使煙氣的流程改變，導(dǎo)致脫硝反應(yīng)器入口流場均勻性的惡化。為改善脫硝反應(yīng)器入口流場，計劃增設(shè)折彎導(dǎo)流板。然而，折彎導(dǎo)流板的布置方式對流場改善效果存在較大影響，需要進(jìn)行良好的設(shè)計。為此，本文將開展SCR外置煙道折彎導(dǎo)流板設(shè)計的仿真研究，通過SCR外置煙道流場分析確定折彎導(dǎo)流板布置方式，并比較不同導(dǎo)流板數(shù)量對流場均勻性的改善效果，為SCR外置煙氣流場優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。

1 模型描述與數(shù)值方案

1.1 物理模型

原設(shè)計方案中，SCR催化劑床層布置于豎井煙道中，煙氣經(jīng)省煤器后豎直流過SCR催化劑，布置方案如圖1所示。

圖1 原SCR催化劑布置示意圖

為減輕飛灰顆粒對SCR催化劑的磨損與堵塞，設(shè)計了SCR外置煙道，煙道結(jié)構(gòu)如圖2所示。煙氣首先從豎井煙道引出，經(jīng)慣性分離折角后進(jìn)入水平段外置煙道。隨后含塵煙氣流經(jīng)慣性分離彎頭改變煙氣流向，進(jìn)入上行段外置煙道。在慣性的作用下，部分煙氣中的飛灰未能跟隨煙氣改變流向而被分離，分離出的飛灰通過彎頭處的排灰口排出。除塵后的煙氣經(jīng)第二個折彎進(jìn)入布置有脫硝反應(yīng)器的下行煙道，脫硝后的煙氣將返回原煙道與空預(yù)器進(jìn)行熱交換。為改善脫硝反應(yīng)器入口流場，設(shè)計了折彎導(dǎo)流板，見圖1煙道折彎處。其中，導(dǎo)流板為等分布置的兩塊弧形導(dǎo)流板。根據(jù)實際運行數(shù)據(jù)，SCR外置煙道出口煙氣溫度約300℃，其物理性質(zhì)按標(biāo)準(zhǔn)煙氣進(jìn)行計算，煙氣參數(shù)見表1。

圖2 SCR外置煙道及其導(dǎo)流板示意圖

表1 煙氣參數(shù)與導(dǎo)流板數(shù)量

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 流體流動的控制方程

煙氣流動過程需求解的控制方程包括：

（1）質(zhì)量守恒方程

（2）動量守恒方程

式中：x，y和z為笛卡爾坐標(biāo)分量，m；u，v和w為相對應(yīng)的速度分量，m/s；為速度矢量，m/s；gx，gy和gz為相對應(yīng)的重力加速度分量，m/s2；p流體壓力，Pa；ρ為流體密度，kg/m3；μ為動力粘度，kg/（m·s）；SU，SV和SW為相對應(yīng)動量分量方程的源項，N/m3。

（3）湍流輸運方程

標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型是目前應(yīng)用最為廣泛的湍流模型之一。模型中湍動能k和能量耗散率ε的輸運方程分別為：

式中：xi和xj為笛卡爾坐標(biāo)分量，m；ui為相對應(yīng)的速度分量，m/s；μ為動力粘度，kg/（m·s）；ρ為流體密度，kg/m3；Gk為由平均速度梯度引起的湍動能生成量，J；Gb為由浮升力引起的湍動能生成量，J；σk和σε分別為湍動能及其耗散率的湍流普朗特數(shù)。

1.3 數(shù)值模型與計算方法

煙氣在SCR外置煙道內(nèi)的流動過程采用ANSYS FLUENT 17.2進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬。采用GAMBIT軟件對圖2所示的計算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，通過分塊法劃分了六面體網(wǎng)格。結(jié)合壁面函數(shù)與網(wǎng)格無關(guān)性驗證，確定計算域網(wǎng)格數(shù)。

選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型與標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，計算湍流流動。忽略煙氣流動過程中的熱交換，煙氣密度為0.617 kg/m3，煙氣的粘度為2.82×10-5Pa·s。煙氣入口采用速度入口邊界條件，入口處的煙氣流速為7 m/s；出口采用壓力出口邊界條件。壓力—速度耦合采用SIMPLE算法。除了k-ε湍流方程采用一階迎風(fēng)格式，其余控制方程的空間離散均采用二階迎風(fēng)格式。所選模型對湍流流動預(yù)測的準(zhǔn)確性已在文獻(xiàn)[10]中得以驗證。

2 計算結(jié)果與分析

2.1 初始設(shè)計狀態(tài)流場分析

截取SCR外置煙道的中心截面以及脫硝反應(yīng)器入口截面進(jìn)行流場分析，其速度分布如圖3所示。由圖3可知，煙氣在經(jīng)煙道折彎時，在慣性作用下向煙道外側(cè)偏斜。大量煙氣在煙道外側(cè)聚集，使得煙氣在脫硝反應(yīng)器入口呈現(xiàn)出明顯的“外高內(nèi)低”的速度分區(qū)現(xiàn)象。采用反應(yīng)器入口截面中心線上速度分布來進(jìn)一步說明速度偏差現(xiàn)象，具體分布見圖4。由圖4可知，煙道外側(cè)煙氣流速極高，最高速達(dá)9 m/s以上；而煙道內(nèi)側(cè)煙氣流速極低，流速普遍在2 m/s以下，脫硝反應(yīng)器入口流場表現(xiàn)出極度的不均勻性。

圖3 初始設(shè)計煙道截面及脫硝反應(yīng)器入口速度云圖

圖4 初始設(shè)計反應(yīng)器入口截面中心線速度分布

采用速度不均勻系數(shù)Cv來表征流場分布的均勻程度，其定義方式如下[11]：

根據(jù)速度不均勻系數(shù)的定義，初始設(shè)計狀態(tài)下脫硝反應(yīng)器入口的速度不均勻系數(shù)高達(dá)93.7%，遠(yuǎn)超工程上15%的限值要求[5]，亟需進(jìn)行改造優(yōu)化。

2.2 優(yōu)化設(shè)計

由圖3可知，脫硝反應(yīng)器速度分布不均主要由煙氣在折彎處的偏斜引起。因此計劃在煙道折彎處延長弧形導(dǎo)流板至下行煙道入口，增加煙氣的導(dǎo)流長度，限制煙氣的偏斜程度。具體設(shè)計方案如圖5所示。

圖5 SCR外置煙道及導(dǎo)流板優(yōu)化方案1示意圖

圖6為導(dǎo)流板優(yōu)化方案1的煙道截面及脫硝反應(yīng)器入口速度分布云圖。從圖6可知，部分煙氣受延長的導(dǎo)流板限制，削弱了煙氣向煙道外側(cè)區(qū)域的聚集。這樣一來，脫硝反應(yīng)器入口截面外側(cè)的煙氣流速得以降低，最高流速從初始設(shè)計的9 m/s以上下降到7 m/s以下。同時，內(nèi)側(cè)近壁面區(qū)域的流速得以提高，從最高流速不足2 m/s升高到接近4 m/s。圖7所示的優(yōu)化方案1反應(yīng)器入口截面中心線速度分布展示了上述變化結(jié)果。然而，入口截面上中間區(qū)域的流速顯著低于截面兩側(cè)，其速度不均勻系數(shù)為56.0%，速度偏差現(xiàn)象仍較為明顯。

圖6 優(yōu)化方案1煙道截面及脫硝反應(yīng)器入口速度云圖

圖7 優(yōu)化方案1反應(yīng)器入口截面中心線速度分布

結(jié)合導(dǎo)流板優(yōu)化方案1的數(shù)值結(jié)果，煙道外側(cè)的煙氣仍存在一定的聚集，始終為流速最高的區(qū)域。因此，在煙道折彎斜角增加一塊斜導(dǎo)流板，以此限制煙氣向煙道外側(cè)的偏斜。導(dǎo)流板優(yōu)化方案2見圖8。

圖8 SCR外置煙道及導(dǎo)流板優(yōu)化方案2示意圖

對優(yōu)化方案2進(jìn)行數(shù)值仿真，計算所得的煙道截面及脫硝反應(yīng)器入口速度分布云圖如圖9所示?？梢钥吹?，在經(jīng)過整流格柵后，煙道外側(cè)的煙氣分布變得均勻。與圖6相比，反應(yīng)器入口截面外側(cè)煙氣流速有明顯的降低。受新增導(dǎo)流板的阻擋作用，中間區(qū)域煙氣流速亦有所增加。在圖10展示的優(yōu)化方案2反應(yīng)器入口截面中心線速度分布中，入口截面外側(cè)煙氣最高流速進(jìn)一步下降至4.5 m/s以下。加之中間區(qū)域流速的增大，脫硝反應(yīng)器入口的速度分布趨于均勻，其速度不均勻系數(shù)從優(yōu)化方案1的56.0%降低至34.8%。

圖9 優(yōu)化方案2煙道截面及脫硝反應(yīng)器入口速度云圖

圖10 優(yōu)化方案2反應(yīng)器入口截面中心線速度分布

但優(yōu)化方案2還是不能滿足速度偏差15%的工程要求，故在優(yōu)化方案2的基礎(chǔ)上對導(dǎo)流板布置進(jìn)行了再一次的優(yōu)化。優(yōu)化后的導(dǎo)流板布置方案如圖11所示，煙道折彎的圓弧導(dǎo)流板由2塊增加至3塊，并保持均勻分布。同時，將圓弧導(dǎo)流板沿著煙道折彎走向延長至下行煙道入口。

圖11 SCR外置煙道及導(dǎo)流板優(yōu)化方案3示意圖

對導(dǎo)流板優(yōu)化后的SCR外置煙道流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，并根據(jù)數(shù)值結(jié)果不斷調(diào)整各導(dǎo)流板末端在下行煙道入口的位置，最終確定了最佳的導(dǎo)流板優(yōu)化方案，計算結(jié)果如圖12所示。由圖12可知，導(dǎo)流板有效限制了煙氣的偏斜，同時合理的導(dǎo)流板末端傾斜程度使煙氣在下行煙道入口處的分布更加均勻。在脫硝反應(yīng)器入口截面上，內(nèi)外側(cè)流速偏差明顯減小，初始設(shè)計中的“內(nèi)低外高”速度分區(qū)現(xiàn)象基本消除。僅在內(nèi)側(cè)近壁面處，由于拐角突擴(kuò)作用，煙氣較難到達(dá)而導(dǎo)致低流速區(qū)域。結(jié)合圖13所示的優(yōu)化方案3反應(yīng)器入口截面中心線速度分布，煙氣流速基本控制在2～3 m/s范圍內(nèi)，呈現(xiàn)出良好的均勻性，其速度不均勻系數(shù)僅為14.7%，入口流場均勻性得到顯著改善。此外，導(dǎo)流板優(yōu)化后，SCR外置煙道的阻力為69.4 Pa，同樣滿足工程上小于100 Pa的要求[5]。

圖12 優(yōu)化方案3煙道截面及脫硝反應(yīng)器入口速度云圖

圖13 優(yōu)化方案3反應(yīng)器入口截面中心線速度分布

3 結(jié) 論為減輕煙氣飛灰對催化劑的磨損與堵塞，設(shè)計了SCR外置煙道，利用數(shù)值模擬對SCR外置煙道內(nèi)的煙氣流場進(jìn)行了分析。計算結(jié)果表明，初始設(shè)計方案下脫硝反應(yīng)器入口煙氣流速分布呈現(xiàn)“外高內(nèi)低”的速度分區(qū)現(xiàn)象，速度不均勻系數(shù)高達(dá)93.7%?；跀?shù)值仿真結(jié)果，開展了導(dǎo)流板設(shè)計的仿真研究。經(jīng)過不斷的分析與優(yōu)化改進(jìn)，確定了合理的導(dǎo)流板布置方案。該方案下，脫硝反應(yīng)器入口煙氣流速分布趨于均勻，速度不均勻系數(shù)下降至14.7%；同時，優(yōu)化后的SCR外置煙道阻力仍保持較低水平，為69.4 Pa。本研究不僅給出了SCR外置煙道的導(dǎo)流板優(yōu)化方案，而且可為流場優(yōu)化的工程設(shè)計提供技術(shù)指導(dǎo)。