非均匀入口条件下SCR脱硝系统精准喷氨策略

高 畅 金保昇 张 勇 孟凡冉

(东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室, 南京 210096)

非均匀入口条件下SCR脱硝系统精准喷氨策略

高 畅 金保昇 张 勇 孟凡冉

(东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室, 南京 210096)

采用数值计算的方法,根据全尺度数值模拟计算结果和实际测量数据获得符合工程实际情况的SCR非均匀入口边界条件,模拟了整个SCR系统的烟气流动过程.根据喷氨格栅处速度场和浓度场获取NO通量,以此为基准精确分配各喷管喷氨量.研究了不同喷口布置的氨气与NO的对流扩散混合特性,分析了喷氨格栅中喷口密度N、开孔率φ、喷口角度α三个结构参数对SCR反应器内氨氮混合质量、氨氮比分布均匀性的影响.结果表明:增大喷口密度N可以有效地优化氨氮混合效果.当N>15.34个/m2时,增加N对氨氮混合效果的影响不再显著;混合指数β随着喷口开孔率φ的增大会出现先减小后增大的趋势;改变喷口角度α可以改善氨氮混合效果,喷口垂直布置时氨氮混合效果最佳.

数值模拟;非均匀入口条件;精准喷氨;喷口布置;混合效果

选择性催化还原(SCR)脱硝技术是目前大型燃煤电站应用最为广泛的技术[1-3].在国家发展和改革委员会、环境保护部、国家能源局联合发布的《煤电节能减排升级改造行动计划(2014—2020年)》中,明确要求新建燃煤发电机组大气污染物排放质量浓度东部地区基本达到、中部地区原则上接近或达到、鼓励西部地区接近或达到排放限度为基准氧体积分数6.0%条件下氮氧化物的排放质量浓度为50 mg/m3的排放标准.随着国家环保政策日趋严格,对于发电企业来说,进一步提高SCR脱硝效率以满足排放标准已势在必行.目前,NOx的超低排放技术主要通过增加催化剂层数来实现,但在这种情况下,如果仍采用平均化的喷氨策略,烟气中的NOx与NH3很难均匀混合,即使增加催化剂层数,也无法避免出现以下几种常见问题:① 局部氨浓度过量,造成过高的氨逃逸,氨气与被催化剂氧化的SO3反应生成NH4HSO4,堵塞空气预热器.而且,未反应的氨气还会污染环境.② 局部氨浓度过低,导致局部区域NOx排放出现脉动性超标.因此,研究精准喷氨策略从源头上控制NOx与NH3合理匹配,真正发挥第3层催化剂的实际催化作用,是超低排放技术的一个新的方向,对实现氮氧化物超低排放具有重要意义.

最近几年,不少学者对SCR脱硝技术的喷氨方法进行过专题研究,结果发现,在SCR连接烟道内,导流板的布置、氨的喷入方式和分布等因素都会影响系统中氨气与NOx的混合过程、混合质量,直接影响SCR系统的脱硝效率[4-7].纵观这些研究成果可以发现,大多数研究都采用了均匀入口的边界条件,而关于非均匀边界条件的研究则较少.而由于大型燃煤锅炉内燃烧流场组织复杂,省煤器出口各烟气参数会呈现不均匀分布特性[8].由此可知,深度优化SCR脱硝系统必须考虑入口边界条件的非均匀性.本课题组对燃煤烟气SCR脱硝技术开展了长期的研究,特别是在流场优化和喷氨方法方面,做了大量系统工作.雷达等[9]采用数值模拟方法研究了喷氨格栅处烟气速度变化对SCR系统的均流和还原剂混合性能的影响.潘志越[10]以一段包括开设2个喷口供氨管的直烟道为依据,研究了喷氨格栅中各参数对氨氮混合效果的影响.姚露[11]模拟计算了锅炉炉内燃烧、水平烟道及尾部竖井烟道的流动和传热过程,为SCR系统提供了完整的非均匀入口参数.

本文主要以某电厂2×135 MW燃煤锅炉SCR反应系统为对象,根据全尺度数值计算结果和实际测量数据,采用网格化的方法获得符合工程实际情况的非均匀入口边界条件,模拟研究不同喷氨结构参数对NOx与NH3混合过程的影响,定量分析不同喷氨策略的优劣,为SCR脱硝系统的设计和优化提供参考.

1 计算模型及数值模拟方案

1.1 计算模型

某电厂2×135 MW亚临界燃煤锅炉SCR反应器位于在省煤器和空气预热器之间的高含尘区域.在SCR反应器中,催化剂采用“2+1”的布置方式.SCR装置内沿烟气流向在烟道不同位置设置导流板和整流器.氨与稀释风混合后经过喷氨格栅(AIG)进入SCR烟道,SCR中的初始喷氨格栅由5套涡流板式喷氨混合装置构成,每套装置包括1块涡流板和1个喷氨管,沿烟道深度方向依次均匀布置.根据对称性条件,可以只对1台锅炉的1套SCR装置进行数值模拟.SCR的几何模型如图1所示.SCR设计要求达到:首层催化剂上游截面处氨氮混合系数β≤5%,氨氮比相对标准差不大于5%.脱硝效率不小于95%.其中,β在数值上等于氨氮比标准差δx,氨氮比相对标准差Cx的计算式为

(1)

式中,n为样本数量;xi为变量x在取样点i处的值;x0为平均值.

图1 SCR几何模型(单位:m)

1.2 数理模型

整个SCR反应器的数值模拟通过Fluent系列软件完成,其中在喷氨格栅、烟道导流板入口出口连接段均采用非结构化的四面体网格,其他规则区域采用六面体网格.划分网格后,对网格进行独立性分析,最终网格总数约为2.1×106.本文选择多孔介质模型取代复杂的催化剂孔道结构,采用组分输运、涡耗散EDC模型计算SCR反应,以速度入口和压力出口为边界条件,在近壁区采用壁面函数法,采用SIMPLE算法求解.气体流动模型包括连续性方程、动量方程和k-ε方程,可统一表示为

(2)

式中,当φ=1时,方程(2)为连续性方程;当φ=u,v,w时,方程(2)为x,y,z方向的动量方程;当φ=k和ε时,方程(2)为湍流动能k及耗散率ε方程.u,v,w分别为x,y,z方向上的速度分量;ρ为流体密度;Γφ为各方程变量的扩散系数;Sφ为气相引起的源项或汇项.在烟气入口处烟气的体积流量为1 142 409 m3/h,温度为623 K,烟气中各成分体积分数如表1所示,SCR反应机理可以简化为[12]

(3)

表1 烟气中各成分的体积分数 %

2 计算结果和分析

2.1 模型验证

为了验证模拟结果,进行了冷态试验,还原剂采用CO代替NH3.首层催化剂上游横截面处各测点速度、还原剂浓度的物理模型试验测量值与SCR模拟值之间的对比如图2所示.其中,横截面处长度(x方向)为L,宽度(y方向)为W.图2为各测点处物理模型测量值与数值模拟值的比较.从图中可以看出,各测点处速度的相对误差最大不超过15%,浓度绝对误差最大不超过2.0×10-5,相对误差最大不超过15%,模拟计算值与物理模型测量值基本符合,验证了数学模型的正确性和实用性.

(a) y=3W/5

(b) x=3L/5

2.2 非均匀入口条件

非均匀入口条件的获得是精准喷氨的前提.本文根据实际测量获得的点数据和全尺度模拟获得的面域数据,得到比较符合实际情况的非均匀入口条件,具体为:① 建立包括锅炉炉膛、水平烟道、尾部竖井以及相关受热面的全过程物理和数学模型,模拟锅炉煤粉燃烧烟气流动和传热过程,经过与测量数据的校核验证,获得如图3(a)、(b)所示的省煤器出口烟气参数.② 根据省煤器出口烟气的速度场,以及NO浓度场分布,以相似准则为依据,将SCR入口截面划分为如图3(c)所示的多个“入口”,结合1.2节烟气的各参数,为每一个“入口”设定不同的入口条件,由此建立了本文采用的非均匀入口条件.

(a) 速度(单位：m/s)

(b) NO(单位：10-6)

(c) 入口区域划分

2.3 喷氨方法分析

2.3.1 喷氨装置上游流场分析

图4为非均匀入口条件下喷氨格栅横截面处速度和NO浓度分布,可以看出,该截面上速度最大值达到了22 m/s，而局部区域速度却低至8 m/s,速度分布很不均匀；NO浓度分布也不均匀.由于单位时间通过单位面积的NO量不仅取决于NO体积分数,还取决于单位时间通过单位面积的烟气量,因此引入NO通量来评价NO不均匀性.从图4(c)喷氨格栅横截面处NO通量分布可以看出,该截面上不同区域NO通量差别很大.

(a) 速度(单位：m/s)

(b) NO浓度(单位：10-6)

2.3.2 2种喷氨控制方法的比较

本文对比了均匀喷氨法和非均匀喷氨法2种控制方法的氨氮混合效果.均匀喷氨法是通过计算整个SCR入口烟道截面上的NO通量,结合脱硝效率要求,对各喷口喷氨量进行平均分配;非均匀喷氨法则是先把喷氨装置横截面划分为与各喷管相对应的若干分区截面,以通过数值模拟计算得到各分区截面上的NO通量为依据,结合脱硝效率要求,设定每根喷管的喷氨量.图5为20个喷管100个喷口(即“20×5”的喷氨格栅)分别采用均匀喷氨与非均匀喷氨控制方法后首层催化剂上游氨氮比分布云图.从图中可以清楚地看出,图5(b)中的氨氮混合情况要远优于图5(a)中的混合状况.因此,本文后续研究中都采用非均匀喷氨的控制方法.

(a) 均匀喷氨

(b) 非均匀喷氨

2.4 不同因素对混合效果的影响

2.4.1 喷口密度

喷口密度N的计算式为

(3)

式中,m为喷口数;A为喷氨区域横截面面积, m2.本文设计了4种不同喷口密度(分别为工况1～4),这4种工况的参数以及经过计算后各工况首层催化剂上游氨氮比的Cx值如表2所示.4种工况下混合指数β沿烟气运动方向的变化如图6所示.图中,h为喷氨格栅下游距离.

表2 工况1～4喷氨格栅参数及Cx值

由表2中的Cx值的变化可以看出,随着N的增加,首层催化剂上游处氨氮的混合效果逐渐变好.由图6可知,随着混合距离的增长,各工况下β

图6 工况1～4的混合系数曲线

的发展趋势均相同:在下游1～2 m距离β内急剧降低,之后则较为平缓,近似于对数分布规律.在工况1中,当混合距离达到10 m时,β依然高达14.2%,远未到达设计要求,而工况3、工况4在混合距离为9 m时已接近达到标准.由此可知,增大N可以有效地优化烟道中NH3与NO的混合效果,减少充分混合所需的混合距离.然而,当N增加到15.34个/m2时,继续增大N对氨氮混合效率的提升不再显著.原因在于N增大后,AIG中各分区截面中的喷点数目增加,喷管中的还原剂分配更加合理.当N=15.34个/m2时,AIG中各分区截面的喷点数目足以满足非均匀喷氨的要求,故继续增大N无法显著提升氨氮混合效果.

2.4.2 开孔率

定义开孔率φ的计算式为

(4)

式中,A0为喷口的面积和.本文首先设计了表3中的3种不同开孔率(分别为工况5～7),并对这3种工况进行数值模拟.这3种工况的混合系数β沿烟气流动方向的变化如图7所示.

表3 工况5～7喷氨格栅参数

从图7可以看出,3种不同开孔率的工况混合系数的差别不是很明显.总体上来看,随着开孔率的增大,混合效果先变好后逐渐变差.为了更深入地探寻其中的原因,在工况5和工况7之间选择了多组不同开孔率的工况进行模拟,在h=10 m处的β随着φ的变化规律如图8所示.

在图8中,不同开孔率下h=10 m处的β呈现出U形分布的趋势,在φ达到0.002 4左右时混合系数最低,混合效果最好.原因在于,随着开孔率的增加,射流速度降低,降低了射流对烟气的卷吸作用.然而,射流表面积却随之增大,使得还原剂更容易与烟气接触发生混合.当φ<0.002 4时,射流速度影响要小于射流表面积,因此随着φ的增大,混合效果增强.当φ>0.002 4时,射流速度的影响大于射流表面积,故随着φ的增大,混合效果变差.

图7 工况5～7的混合系数曲线

图8 不同开孔率的混合系数曲线(h=10 m)

2.4.3 喷口与烟气的夹角

喷口与烟气夹角α的定义如图9所示.图中喷管上单喷嘴拥有2个喷口,即喷口呈Y形分布.本节中采用了α=45°,90°两种工况(工况8，9)进行模拟计算，并选择工况2作为对照,如表4所示.

图10为工况2,8,9中首层催化剂上游处的氨氮比分布云图.经过计算,工况2，8，9的Cx分别为3.26%,3.1%,2.9%.结合图11可以看出,当喷口角度α增大时,混合效果得到改善,β达到设计要求所需的混合距离减小.当α增加到90°时，混合效果最佳.原因在于,在工况2中,当还原剂从喷口射入烟气时,射流烟气之间会形成一个速度不连续的间断面,在烟气干扰下,出现局部波动,发展成涡体,卷吸周围的烟气进入射流,两者混掺在一起向前流动.在工况8中,倾斜喷出的射流不仅在运动过程中卷吸周围烟气而且还受到纵向烟气的冲击作用发生偏转,在射流偏转过程中,主体横断面内逐渐形成和发展出一对旋转方向相反的涡,即反旋转涡对.反旋转涡对不仅会引起射流断面形状的变化,而且对射流与环境横流之间的卷吸和混合起着主导作用,并一直维持至下游较远距离.在工况9中,喷口方向与烟气流向垂直,喷嘴布置在喷管的下方,当烟气绕过非流线型的喷嘴时,烟气尾流左右两侧会产生成对的、相互交替排列、具有相反旋转方向的反对称涡流,有助于烟气与还原剂的混合.与此同时,烟气对射流的冲击效果比工况8好.

图9 喷口与烟气的夹角

表4 工况2,8,9喷氨格栅参数

工况喷管数喷口数喷口角度/(°)22010008202004592020090

(a) 工况2

(b)工况8

(c) 工况9

图11 工况2,8,9混合系数曲线

最后,选取了N=15.34个/m2，φ=0.002 4，α=90°的工况10进行数值模拟计算,得到的首层催化剂上游氨氮比分布、混合系数β随着h的变化规律，如图12和13所示.从图中可以看出,首层催化剂上游的氨氮混合均匀性良好，当h=7 m时已达到β≤5%的设计要求.经过计算,首层催化剂上游截面处的Cx=2.6%,完全达到设计要求.

图12 工况10首层催化剂上游处氨氮比云图

图13 工况10混合系数曲线

3 结论

1) 增加喷口密度N可以有效地改善SCR系统烟道内的氨氮混合效果,然而,当N增加到约15.34个/m2时,继续增大N对反应器内氨氮混合的改善不再明显.

2) 随着开孔率φ的增大,氨氮混合效果先变好后变差,混合系数出现先减小后增大的U形趋势,当φ取值为0.002 4时，混合效果最好.

3) 改变喷口角度α可以优化SCR反应器中氨氮混合效果,当喷口方向与烟气方向垂直(即α=90°)时,改变α所带来的改善效果达到最佳.

4) 当N=15.34个/m2,φ=0.002 4,α=90°时,NH3与NO的混合效果能够达到设计要求所需的混合距离最短(h=7 m),首层催化剂上游处Cx=2.6%,为本文所有工况中的最小值,氨氮混合效果最好.

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Precise ammonia injection strategy in SCR denitrification system based on non-uniform inlet parameters

Gao Chang Jin Baosheng Zhang Yong Meng Fanran

(Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China)

Based on full scale numerical simulation results and measured data, numerical simulation was carried out to obtain the realistic non-uniform inlet parameters as the initial condition, the process of flue gas flow in the whole SCR system was simulated. According to the velocity field and concentration field at the ammonia injection grid, NO flux was obtained and the amount of ammonia in every spout was precisely determined by NO flux. The convective diffusion mixing efficiency of NH3and NO with different arrangements of spouts was also simulated to analyze the effects of spout densityN, opening rateφand spout angleαon the mixing efficiency and ammonia-nitrogen ratio uniformity in SCR reactor.Results show that increasingNcan effectively improve the mixing effect, however, whenN>15.34 /m2, this improvement will not be obvious; The mixing indexβfirstly decreases and then increases with the increase ofφ; The mixing effect is elevated whenαchanges from 0° to 90°, and the vertical arrangement works best.

numerical simulation; non-uniform inlet parameters; precise ammonia injection; spouts arrangements; mixing effect

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.02.013

2016-07-20. 作者简介: 高畅(1992—),男,硕士生;金保昇(联系人),男,教授,博士生导师,bsjin@seu.edu.cn.

国家国际科技合作专项资助项目(2014DFE70150).

高畅，金保昇，张勇，等.非均匀入口条件下SCR脱硝系统精准喷氨策略[J].东南大学学报(自然科学版),2017,47(2):271-276.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.02.013.

X701

A

1001-0505(2017)02-0271-06