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脱硝装置的模拟优化


SCR 脱硝系统的模拟优化
1 引言
SCR 脱硝装置优化设计与运行的关键在于如何尽可能保证反应器内烟气的 流动场、温度场及反应物的浓度场(NH3/NOx)均匀分布,以保证较高的脱硝效 率并降低氨逃逸[68]。 通常从省煤器出口到 SCR 反应器入口的烟道设计与布置十分 紧凑、急转弯多且烟道截面变化大,致使烟气速度和温度分部不均,难以保证烟 气与氨气的均匀混合

。在 SCR 装置中加装导流板能够有效的改善弯道内的流场, 导流板的布置方案与工程系统结构有关。由于 SCR 装置设备庞大且系统复杂,若 采用常规的试验台研究方法或对已投运装置进行试验,是即不经济也不现实的
[68]

。 近些年来,随着计算流体力学的快速发展,人们可以对复杂的换热、流动、

混合和化学反应过程的进行数值预测, 国内外众多研究学者都开始利用计算流体 力学软件工具对流体力学问题进行深入的研究[69]。 采用计算流体力学软件来模拟 分析 SCR 脱硝系统,可以得到烟气流动特性、混合特性及化学反应特性,来优化 改进 SCR 脱硝设备结构, 使反应器内部流场更均匀, 使烟气与还原剂混合更均匀, 从而提高烟气脱硝效率。 本章主要阐述流场和反应物混合数值模拟分析原理并建立模拟计算烟气脱 硝反应器流场和反应器中 NH3 与烟气混合效果的方法,并结合 FLUENT 软件及本 文所研究 SCR 脱硝机组, SCR 脱硝反应器的几何模型、软件的设置方法和步骤 对 进行了较详细的分析讨论。

3.2 流场数值模拟方法
计算流体力学(Computational Fluid Dynamics,CFD)是对流体流动基本方程 控制下流动问题的数值模拟, 通过数值模拟,可以分析显示出流场内各个位置上 的某些基本物理量的分布现象,能够在较短时间内预测流场。其基本过程:首先 在空间上用有限体积法将计算域离散成若干小的体积单元, 然后再在每个体积单 元上求解离散后的控制方程。SCR 脱硝反应器的流场计算包括控制方程的建立、 控制方程的离散和控制方程的求解三个步骤。

3.2.1 模型的假设
SCR 烟气脱硝过程涉及到湍流流动、传热传质、化学反应、多组分输运等过 程,混合气体流动必须要遵守质量守恒定律、动量守恒定律、能量守恒定律。另 外, 由于流动处于湍流状态且包含着不同成分的混合, 则遵守湍流输运方程和组 分守恒定律[70,73]。对实际工况模型进行如下假设: ① SCR 脱硝系统烟气进出口温度差别很小,假设系统为绝热系统;

② 烟气流动为定常流动; ③ 延期流动中物性参数为定值; ④ 由于烟气中灰分很少,因此烟气中的灰分的影响不加以考虑; ⑤ 在上游烟道中发生的化学反应量非常少,可以不加考虑; ⑥ 烟气个组分与还原剂气体为理想气体; ⑦ 烟气在催化剂层中的流动只考虑层流流动[74],其湍流的生成与影响不考虑; ⑧ 实际系统漏风较小,因此不考虑系统的漏风; 3.2.2 控制方程的建立 ① 湍流模型 SCR 脱硝系统内的烟气流动是三维的湍流流动, 实际工程应用中对 SCR 内部 流场的数值模拟计算,主要是基于求解 Reynolds 时均化方程及关联量的输运方 程的湍流模拟方法,即应用湍流模型。本章选用标准的 k ? ? 微分模型:
? ? ? ? ? ?? ? ? ? ? vx? ? ? ? ? v y? ? ? ? ? vz? ? ? ?t ?x ?y ?z ? ? ?? ? ? ? ?? ? ? ? ?? ? ? ? ? ?? ? ?? ? ? ? ?? ? ? S? ?x ? ?x ? ?y ? ?y ? ?z ? ?z ?
采用散度表达出通用形式:

? ? ?? ? ? div ? ??? ? ? div(? ? grad? ) ? S? ?t
其中,

? 为动力粘度系数;S? 和 ? 分别广义源项和通变量; ? 为混合气体密度;u 为

速度矢量; k ? ? 模型控制方程所对应的 ? 、 ? 和 S? 的表达式见下表:

② 物质输运模型 SCR 反应器中流动介质成分含有烟气和氨气等不同组分,烟气为多种物质组 成, 因此流动过程涉及到物质混合情况研究。 常常采用混合物的物质输运模型来 模拟计算多种气体成分同时发生的化学反应的过程。根据化学物质的守恒方程, 得到第 i 种物质的对流扩散方程来计算每种物质的质量分数 Yi 的通用方程,如下 表达:
? ?? ? ? ( ?Yi) ? ?( ? vYi ) ? ?? J i ? Ri ? Si ?t ?? ? 其中, Ri 为化学反应速率; J i 是物质 i 的扩散通量;

湍流中计算质量扩散量如下形式:
?? ? ? ? ? J i ? ? ? ? Dt ,m ? t ? ?Yi Sct ? ?

其中 Sct 是湍流施密特数,缺省设置值为 0.7。 ③ 多孔介质模型 蜂窝式和板式催化剂结构是最常见的,一般单块尺寸约为 1×1×2m3。多孔 介质就是固体物质形成的骨架与由骨架分隔而形成的大量密集成群的微小空隙 所构成的结构。当使用此模型时,就规定了一个多孔介质的单元区域,且流动的 压力损失是由多孔介质的动量方程中所输入的内容来确定。 因为多孔介质模型结 合模型区域所具有的阻力的经验公式被定义为“多孔” 。事实上就是在动量方程

中附加的动量损失而已,因此,模型就会有很多的限制[78]: (l)流体通过介质时不会加速, 因为实际上出现的体积阻塞并没有在模型中出 现。这对于过渡流具有很大的影响,因为它意味着 FLUENT 不能正确的描述通过 介质的过渡时间。 (2)多孔介质对于湍流的影响只是近似的,在多孔介质中,默认的情况下 FLUENT 会解湍流量的标准守恒方程。 多孔介质的动量方程中附加的动量源项表示为:
3 3 1 Si ? ? Dij ? v j ? ? Cij ? v j v j j ?1 j ?1 2

其中 Si 是 i 方向上(x,y,z)的动量源项,D 和 C 为规定的矩阵。

3.2.3 控制方程的离散及求解
网格的划分是离散的基础, 即离散化物理量的存储位置,在离散过程起着关 键的作用,网格的形式和密度对数值计算的结果有重要的影响。SCR 脱硝反应器 模型为三维模型,首先将计算区域划分为网格,并使每个网格点周围具有一个互 不重复的控制体积,然后按要求求解的控制方程对每一个控制体积进行积分,而 得出离散方程组。本文采用一阶迎风格式对控制方程离散。 对离散后的控制方程进行求解可分为耦合式解法和分离式解法, 工程最常用 的为压力耦合方程组半隐式方法(SIMPLE 算法):采用“猜测—修正”算法,在交 错网格基础上计算压力场,求解离散动量方程,若计算不收敛,则重新修正压力 场的给定值,进行下一次的计算,直到得到收敛解为止[]。本文控制方程的求解 采用 SIMPLE 算法。

3. 3 600MW 机组的 SCR 脱硝系统模拟分析
本文以某电厂 600MW 超临界燃煤机组的 SCR 脱硝系统作为研究对象。 该机组 锅炉为超临界变压直流、一次中间再热、单炉膛、四角切圆燃烧、固态排渣的燃 煤锅炉, 煤种采用山东某地区混合煤。机组安装的 SCR 脱硝系统主要脱硝的反应 器、氨储存罐、氨喷射器、导流板、吹灰器和整流系统等组成,其中氨喷射器布 置在反应器的入口烟道内。 每台机组安装两个 SCR 脱硝反应器,每个反应器处理 锅炉烟气总量的 50%,反应器安装在省煤器与空气预热器之间的烟道上,属于 高温高尘布置, 工作温度能够满足反应所需温度,且脱硝装置没有设置烟气旁路 系统。SCR 烟气脱硝系统设计的脱硝效率为 85%,氨逃逸量控制在 5ppm 以内,超 过报警。由于每台机组的两个 SCR 脱硝反应器的几何结构和工作条件完全相同, 催化剂采用模块化设计的蜂窝式结构的 V2O5-TiO2,规格统一,具有互换性。所以 本文仅对其中一个反应器进行模拟优化分析。

3.3.1SCR 模型结构参数

计算区域选取 SCR 系统烟气入口到反应器出口烟道之间的区域, 根据已知系 统的实际尺寸, 利用 FLUENT 前处理软件 GAMBIT 绘制的此反应区域模型。系统的 几何模型如图 3-1 所示。 脱硝反应器入口烟道的截面尺寸为 3.5Om×11.65m, SCR 喷氨段烟道的截面尺寸为 3.70m×ll.65m,喷氨格栅布置在距离入口处的上壁面 Y=5m 处;每层催化剂尺寸为:11.60m×1.062m×11.65m,每相邻两层催化剂间净 距离为 2.75m。催化剂部分与喷氨段烟道的间距为 1.50m,整个反应器的宽度(沿 Z 轴方向)为 11.65m。

3-1.SCR 脱硝反应器儿何结构

3.3.2 网格及边界条件的设定
本文的网格由 FLUENT 软件的前处理软件 GAMBIT 生成, 其中三维单元网格主 要有四面体、六面体、金字塔和楔形单元等形式。在选择网格的时候,依赖具体 的问题,必须考虑初始化的时间、计算的花费和数值的耗散情况,在保证网格质 量符合要求的前提下,依据计算机的运算能力和计算精度来确定最终网格的数 量。 本文对 SCR 脱硝反应器模型进行了分区划分,在结构规则的直线段烟道区域 内采用六面体网格划分, 在烟道拐角处、喷氨段的烟道与催化剂部分的连接烟道 处等结构相对复杂且流场变化大的区域, 采用非结构化网格或混合网格划分, SCR 烟气脱硝反应器和烟道的网格模型如图 3-2 所示。

考虑到计算精度和计算机的运算能力,在烟道拐角处、喷射格栅的烟道部分 和催化剂模型上,要适当的进行了网格加密与简化。由于 AIG 的具体结构复杂, 为了方便划分网格,对其进行了一定的简化,对计算结果也没有大的影响。喷氨 格栅可以看做是一排带有喷嘴的横管,因喷嘴尺寸相对较小,将喷嘴段的烟道的 网格进行了加密,便于考察喷嘴喷射情况,如图 3-3 所示。同理,在模拟导流板 烟道区域内时, 也需要对相关区域进行网格加密。在入口烟道及出口烟道等区域 采用粗的正六面体网格或正六面体与楔形混合的 Cooper 网格。考虑到蜂窝状的 催化剂划分网格上的困难,对其设置为简单的多孔介质模型,故划分网格时采用 正六面体结构网格即可。由上所述的方法对 SCR 脱硝反应器的模型进行网格划 分,网格数约为 417 万,节点数约为 163 万。

当网格划分完成以后, 再设定相应的边界区域及边界类型。烟气入口设置为 速度入口边界条件,烟气出口为严厉出口边界条件,其余的烟道壁面为无滑移、 无热传导的壁面条件。最后输出 mesh 文件,导入到 FLUENT 求解器中。

3.3.3 CFD 模拟方法
1)求解器及运行环境的确定 FLUENT6.3 两种求解器:压力基求解器(Pressure-based Solver)和密度 基求解器(Density-based Solver) 。这两种求解器所求解的对象是相同的,求 解的控制方程均为描述质量守恒、动量守恒和能量守恒的连续方程、动量方程和 能量方程。两种求解器对大多数流动求解都适用,但密度基求解器的计算量大, 而且对计算机内存的要求偏高[80,81,82]。 因此本文在计算过程中选用了压力基求解 器,流动状态选用稳态流动,速度按绝对速度处理。在计算过程中不考虑重力对 流动过程的影响, 运行环境中的参考压力为标准大气压 1.01325×105Pa。设定方 法为:单击 Define/operating conditions 命令,进行相关的设定。 2)设置计算模型 计算模型选择就是预先确定 FLUENT 在计算过程中是否考虑传热现象, 流动按 无粘、层流还是湍流考虑,是否有相变发生,是否按多相流考虑以及是否存在化 学组分的变化和化学反应发生等。 本文在流场的计算过程中, 不考虑传热的影响, 对化学组分变化及化学反应也不考虑。经判断湍流的标准计算,很显然反应装置 烟道内烟气流动处于湍流状态,因此选用可信度和精度更高的重整化 RNG k-ε 模 型来模拟烟道流场。设定方法为:Define/Models/Viscous Model 命令,进行相 关设置 在烟气与还原剂氨气混合效果的数值模拟中,不考虑二者之间的化学反应, 除了选用重整化 RNG k-ε 模型来模拟湍流流动以外,还应选择组分输运模型。组 分模型输是用来对化学组分输运和燃烧等化学反应过程的模拟计算。FLUENT 中 组分输运模型包括: 通用有限速率模型、预混燃烧模型、非预混燃烧模型、部分 预混合燃烧模型和组分 PDF 输运模型。 本文对 SCR 脱硝反应器内烟气与还原剂氨 气的混合模拟选择通用有限速率模型。设定方法为:在 Define/Models/species 命令,进行相关设置。 3)定义材料 烟气是流经省煤器之后再进入 SCR 脱硝反应装置, 烟气的组分和各组分的体积 分数详见表 3-4,在不同工况下烟气入口的流量及温度见表 3-5。 省煤器出口烟气成分和锅炉不同负荷下 SCR 脱硝系统入口的烟气参数:

由表中数据计算可知,在 BMCR 工况下,进入 SCR 脱硝反应器的烟气的主要参 数: 温度 T=647K; 速度为 u=14.83m/s; 密度为 ρ=0.6074kg/m3; 动力粘度为 μ=5.91 ×10-5 Pa·s。设置方法是,单击 Define/Materials 命令,进行相关设置。 氨气与空气等的相关物性参数直接使用 FLUENT 自带的材料数据。 由喷射格栅 (AIG)喷入烟道的还原剂是氨气与空气的混合气体,氨气的体积分数为 5%。 4)设定边界条件 边界条件与初始条件是控制方程有确定节的前提。边界条件就是指在求解区 域边界上,来求解的变量或导数随时间和地点变的规律。对边界条件的处理,将 直接影响到计算结果的精度。在所研究区域物理边界上,对于速度与温度边界条 件一般可设置为固体边界上取无滑移速度边界条件, 即固定边界上流体的速度等 于固体表面的速度,当固体静止时,则有 u=v=w=0。 假设 SCR 脱硝反应器中烟气流场为稳态流场,边界条件设置如下: (1)入口:采用速度进口边界条件 在 BMCR 工况下,烟气进口 inlet1: T=647K;u=14.83m/s,v=0,w=0;烟道 进口水力直径:D=5.73m,入口湍流强度:I=0.02554。 (2)出口:采用压力出口边界条件 T=647K;Pout=0Pa;出口水力直径为 D=5.73m,湍流强度 I=0.02554。 (3)对于催化剂床层选用多孔质模型,流动方式选用层流,流动方向的粘性阻 力系数为 1.65e+061/m,孔隙率为 0.65。 (4)固体壁面和导流板均设为无滑移、无热传导的 wall 边界条件。 5)求解控制参数的设置 为了更好的控制模拟求解过程,需要在求解器中进行相关的设置。控制方程 的离散采用一阶迎风格式,而欠松弛因子保持相应的默认值。设定方法为:在 Sovle/Controls/Solution 命令,进行相关设置。 在对流场进行求解之前,需要向 FLUENT 提供流场解的初始猜测值,即流场 初始化。 流场的初始化主要采用两种方法: 一种方法是采用相同的场变量值来初 始化整个流场中的所有单元, 另一种方法则是在选定的单元区域内给选择的流场 变量覆盖一个值或一个函数。本文选择第二种方法,即从入口处进行初始化。设 定方法为:在 Solve/Initialize/ Initialize 命令,进行相关设置。

在求解过程中,通过检查变量残差值、力、面积分、统计值和体积分等量, 可以动态监视计算的收敛性和当前的计算结果,可以显示或打印阻力、升力、力 矩系数、表面积分和多个变量的残差值。同时,对连续性及速度在 x、y、z 三个 方向的速度分量的残差值分别设置为 10-5,且 k 和ε 的残差设为 10-5。设定方法 为:在 Solve/monitors/residual 命令,进行相关设置。 6)流场迭代计算 前面各项设置完成后, 就可以进行流场的迭代计算了。本文求解的问题属于 稳态问题的计算, 可以直接启动计算进程。 设定方法为: Solve/Iterate 命令, 在 进行相关设置。

3.3.4 流场与浓度场的评价指标
SCR 脱硝系统的性能评价指标,主要是指 NOx 的高脱出率和氨的低逃逸率, 这就要求结构设计能够保证流动场和反应物浓度场相应的均匀程度, 因此系统内 气流速度分布的均匀性和 NH3/NOX 的均匀分布是系统流场优化两个重要评价指 标。 1. 气流速度分布的均匀性的评价标准 国内外有关气流速度分布均匀性的评判标准主要有:美国 RMS 标准、美国 IGCI 标准、瑞士 ELEX 标准、前苏联 M 标准、日本海重工业株式会社标准及武汉 冶金安全技术研究所 K 标准 [83]。目前最常用的是美国的 RMS 标准,即相对均方 根法,速度分部偏差系数 Cv,其判定公式为:
Cv = 1 n ? vi ? v ?? n i ?1 ? v ? ? ? 100% ?

式中,vi—测点的气流速度;n—速度测定断面的测点数,m/s; v —测定断 面平均气流速度,m/s; 根据设计要求规定,当气流速度分布 Cv ? 25% 时,为合格;当气流速度分 布 Cv ? 20% 时,为良好;当气流速度分布 Cv ? 15% 时,为优秀;该标准对速度 场的不均匀性反应比较灵敏, 便于评定气流速度均匀性质量的好坏。本文采用该 标准评价 SCR 系统流速分布的均匀性,一般而言, 高效的 SCR 系统要求 AIG 上游 及第一层催化剂入口截面要求 Cv ? 15% 。 2.NH3/NOX 的均匀分布的评价标准 国际上对喷氨混合效果中 NH3/NOX 均匀分布性仍没有一个统一的衡量标准, 但有很多的文献都把氨质量浓度的不均匀程度的作为评估脱硝反应器的性能[90], 本文以此标准作为评价标准。 氨浓度在烟道某测点上的值用 ? i 表示, 烟道某截面 所有测点 ? i 的平均值用 ? 表示,烟道某截面所有测点 ? i 的均方差用 ? 表示,喷 氨浓度的不均匀度用标准偏差系数 C ? 表示,故有:

C? ?

? ?100% ?
1 n ? ?i ? ? n i ?1

式中: n 为测定断面的测点数; ? ?

?

?

2

,测定断面 ? i 值的均方

差; ? ?

1 n ? ?i ,测定断面浓度的平均值; n i ?1

3.4 SCR 入口烟道流场的模拟优化
烟气在反应器中的停留时间是提高脱硝效率效率的关键之一。随着烟气在反 应器内停留时间的增大,能够使得烟气在催化剂微孔内进行充分的反应,从而提 高 NOx 的脱除效率。然而,若烟气停留时间过长,容易产生 NH3 的氧化反应,且 容易造成烟道的积灰,从而降低了脱硝效率,影响整个系统的运行。所以,SCR 系统要合理设计的烟气流速,系统设计要求烟气通过催化剂的速度在 4~6m/s 之间[38]。 加装导流板对 SCR 脱硝反应器流场的优化作用是比较成功的方法,且有研究 表明弧度直边导流板是一种比较合理有效的导流板形式[34,山硕 35]。不同的 SCR 脱 硝系统,由于其结构布置不同,导流板的布置方案也不同。 科学合理地布置导流板, 能够有效的减少流体流经弯道时的分离现象,同时也减小二次流带来的阻力。因 此,应用数值模拟方法对 SCR 反应器入口烟道及其内部导流、整流格栅布置进行 模拟优化,改善系统的结构布置,优化流场提高脱硝性能。 3.4.1 不加导流板烟道流场分布 图 3 为烟道内不加任何导流装置的空塔布置,烟气沿宽度方向中心位置 (z=5.825 m)的速度云图;图 4 为烟道内安装催化剂层后的速度云图;图 5 为烟 道内布置了 AIG(布置在入口烟道 y=9.3m)和催化剂层后的速度云图。

图 3-5.空塔布置时 z=5.825m 截面速度云图(加上速度等值线) 烟道内不任何加导流装置时由图 3 和图 4 可知,烟道内速度分布很不均匀, 难以满足流场的设计均匀性。 由图 3 中可以看出, 上升烟道左侧部分没有得到充 分利用,速度偏低,最低速度只有 1~2 左右,而右侧的上部烟道至拐角处速度

偏高,在 AIG 位置最大速度高达 21.9 m/s,而且 SCR 反应器入口处流场极其不均 匀,左半部多数为低速区,右侧大部分为高速区, 中间有漩涡存在,在第 1 层催 化剂入口位置最大速度接近 16.3 m/s,最低为 1.0 m/s; 图 4 与图 3 相比,烟道 的速度分部基本没有发生变化,提取各节点相应数据计算,空塔系统总流动阻力 为 171.98Pa,烟道入口 y=8.8 处速度偏差系数为 38.93%,而装有催化剂后总阻 力变为 475.2Pa,催化剂入口处速度偏差达 43.2%;图 5 安装催化剂和 AIG 后, 经计算的系统总阻力变为 527.96Pa, AIG 上游的烟道入口 y=8.8 处速度偏差系 数为 23.93%,速度的均匀性有了较大的改善,但仍不能满足设计要求的 AIG 上 游截面速度偏差系数小于 15%,必须进一步采取措施进行优化。 3.4.2 加装导流板后烟道流场分布 入口烟道方向变化是导致流场不均匀的重要原因,烟气从入口到烟道的 AIG 段,气流方向发生了 90°的变化,流体在流动方向变化的过程中被挤向外侧, 从而导致上升烟道外侧流体的压强升高,由伯努利方程可知,当外侧流体速度相 应减小时, 相对应弯道内侧的流体压强是先降低后升高,速度出现先快后慢的现 象,流体在惯性和离心力的作用下甩向外侧,容易导致流场分离。 因此为了提高烟道左侧的速度,使得烟道流场分布均匀,在烟道的拐角处处 设置不同形状和不同数量的导流板。在烟道拐角处布置布置 1~4 块非均匀导流 板,经过多次模拟比较,在烟气入口的第一个拐角处距内壁约 1/3、3/5、4/5 设 置圆弧直角导流板,能够使烟气在 AIG 前得到较好的流场效果,如图 5 所示;图 中可以看出,在第二个拐角处,由于流场的方向和尺寸变化比较大,烟气的流速 又变得不均匀,最大流速达 25m/s,烟道的内侧为低速区,外侧为高速区,速度 偏差非常大, 为了消除这一现象经过反复多次试验,在烟道第二个拐角距内壁约 1/5、2/5、7/10 处安装圆弧直角导流板,能够得到满意的导流效果。图 6 为在 装有 AIG 和催化剂层的脱硝装置下,装有导流板的 Z=5.825 m 处的速度云图。

(加一个速度分部图)

由上图 5,6 可以看出,采用最佳的导流板布置时,垂直烟道内的流速分布用 已趋于均匀,速度偏差大幅减低,同时也降低了能量损耗导致的系统流动阻力, 有效的减少了磨损的可能性。在 Y=8.8m 面上,速度分布偏差仅有 5.55%,比未 装导流板前有了较大的提高。

从图 7 可以看出, 反应器入口处的速度流场不均匀,从左到右流速逐渐增加, 计算流速偏差系数为 31.21%, 远远不能满足速度偏差系数 Cr≤15%的要求,需要 进一步优化流场。 3.4.3 加装整流格栅后烟道流场分布 为了消除反应器入口处流场的不均匀性,在入口处加装整流格栅,可以有效 的改善流体的流向,调整流速的分布。整流格栅是等间距相互平行的格板如图 7 所示,经过多次反复试验确定合适的格板间距为 d=400mm,格板高度取 h=600mm 能够得到较好的优化效果, 8 为整流后的 Y=12.5m 反应装置入口处烟气流速分 图 布。

从上图可以看出,经过整流格栅流场的左侧的低速区域和右侧的告诉区域显 著减小,Y=12.5m 反应装置的截面上,速度偏差系数为 Cr=8.75%,与未装整流格 栅相比,流速均匀性有了很大的改善,速度偏差很小,速度的方向也基本平行与 Y 轴,经计算系统阻力增加了 103.2Pa。

3.5 SCR 脱硝反应物的混合模拟优化
SCR 烟气脱硝系统内烟气和喷入还原剂 NH3 混合效果的均匀程度, 直接影响催 化剂层内的化学反应, 从而决定了脱硝率高低和 NH3 逃逸量的大小。 如果 NH3/NOx 混合不均匀,即使输入 NH3 量增大,氨气与氮氧化物也不能充分反应,不仅难以 得到脱硝较高的脱硝效率, 同时也增加了氨气的逃逸量,使脱硝系统未能经济运 行。因此,在上一节反应器入口烟道流场优化的基础上,只有合理的设置喷氨格 栅(AIG) ,使得烟气的速度分布均匀和反应物混合均匀,才能够保证脱销效率、 氨气的逃逸率及催化剂的寿命。 合理的布置喷嘴格栅, 并为反应物提供足够长的混合烟道,是改善烟气与氨均 匀混合的有效措施 [30 重大]。因此,对 SCR 脱硝系统中的 AIG 和喷嘴系统的设计需 要满足下列两方面的要求: 一方面为氨气喷嘴喷出的 NH3 在一定的长度的烟道内 要与烟气实现均匀混合;另一方面喷入的氨气量和烟气中的 NOx 配比量要合适, 即合理喷入氨气量得到合理的氨氮摩尔比分布。 常用的 AIG 喷氨格栅主要分为三大型[96]: (1) 涡流静态混合式喷射格栅,该方式 AIG 上的喷嘴个数与静态混合器上的片数

一致,一般来说喷嘴直径都较大,数量只有几个,在喷嘴初始阶段的烟道混 合特性很差,因此配备了静态混合器才能够使用。 (2) 线性控制式的喷射隔栅,该方式沿着烟道两个相互垂直的方向或其中一个方 向布置若干个喷管,每根管子设置了若干喷嘴,可以对每个管子的流量进行 单独调节来匹配烟道个部位中的 NOx 的含量。 (3) 分区控制式喷射隔栅,该方式通常会把烟道的截面分成 20~30 个大小相同的 区域,在各个域内布置若干个喷射孔,各个分区内的氨气流量单独可调,以 便匹配烟气中 NOx 的分布。 在上述的三种 AIG 技术类型中,第一种技术在还原剂氨喷入的初始阶段,NH3 与烟气的混合效果最差, 氨氮摩尔比的分布也最差, 因此该技术须和静态混合器 配合使用;而后两种技术在还原剂氨喷入的初始阶段,NH3 与烟气混合相对较均 匀,可以不配用静态混合器。喷氨隔栅上的喷嘴通常为圆形,从管子上开孔或在 管子上安装喷嘴。 具体的尺寸是依据安装喷射隔栅的技术类型脱硝系统的具体的 设计参数来决定。本文选取线性控制的喷氨格栅,喷射格栅由圆形喷管组成,喷 管直径为 140mm,在每根喷管上加装直径为 60mm 的喷嘴,喷射方向与烟气流向 一致,根据设计脱硝效率大于 85%,氨气逃逸量小于 5ppm,运行中根据氨逃逸量 可以实施调节氨氮摩尔比,此处模拟按照最大的氨氮摩尔比 1.05。图 9,10 为简 化后的几何模型和网格模型。

3.5.1 边界条件的设定
烟气与氨气混合的数值模拟分为了两个速度入口边界条件和一个压力出口条 件: 1. SCR 系统烟气入口边界条件 inlet1: BMCR 工况下, T=647K; u=14.83m/s, v=0, w=0; 烟道进口水力直径:D=5.73m, 入口湍流强度:I=0.02554。 2. 喷氨格栅上的氨气入口 inlet2: BMCR 工况下,T=293K;u=0m/s,v=13.18m/s(具体该颠倒下),w=0;氨气进 口水力直径:D=0.06m,入口湍流强度:I=0.04196。 3. 压力出口条件: Pout=0Pa; T=645K; 烟气出口水力直径为: D3.77m, 出口湍流强度: I=0.0263。

3.5.2 喷氨格栅的模拟及结果分析
方案 l:喷嘴速度一致的单层喷管布置方式 文献[]研究已经表明, 同等喷嘴数量的前提下,采用单层喷射方式时优于双层 布置的混合效果。此方案采用喷射格栅已设计好的的单层喷管布置方式,喷管轴 向平行与 y 轴,喷管共有 8 根,且每根喷管上设置喷嘴 8 个,则喷嘴总数为 64 个;喷嘴的喷氨气流速度全部计算设定 V=14.53m/s。由数值模拟计算可以得到, 出口截面处 NH3 的摩尔浓度分布图 4-3。

(加装一个反应截面图)

从模拟结果图中可以看出, 当喷嘴以统一速度喷出时,出口处氨气的摩尔分布 相当不均匀,图 1 明显可以看出在靠近烟道壁面出的氨气浓度明显高于中间部 分,且偏差很大,中间浓度分布相对较均匀;图 2 表明,催化剂入口截面氨气浓 度分布的不均匀性,提取本截面上数据计算,得到浓度标准偏差为 11.57%。产 生上述原因主要是由于靠近烟道壁面处烟气受到的扰动较小, 因此氨气的浓度偏 高。氨气浓度的分布不均匀也就是烟气与还原剂没有得到充分的混合,将 SCR 脱硝系统的脱硝效率。因此,必须对喷射格栅喷嘴的速度进行合理的调节,用以 改善氨气的浓度分布,来提高脱硝效率。(基于数值模拟的 SCR 烟气脱硝技术) 方案 2 喷嘴速度不同的单层喷管布置方式 根据方案 1 可知,当各个喷嘴喷氨速度相同时,烟道中氨浓度分布不均匀,对 此此方案对喷嘴进行简单分为两个区, 靠近烟道壁面处Ⅰ区, 中间的区域为Ⅱ区; 根据方案 1 分析结果,来提高Ⅰ区的喷射速度,降低Ⅱ区的喷氨速度。经过多次 模拟求解对喷氨速度的调整,最后选取 I 区的喷氨速度为 15.s/m,Ⅱ区的喷氨 速度为 13.5m/s。

(加装一个反应截面图)

从以上氨气浓度分布图可以看出,与未作喷氨速度调节的 AIG 相比,经调节 后氨气进入催化剂入口处的浓度得到了很好的改善,浓度标准偏差为 4.56%,满 足了实际工程应用中反应器入口氨气浓度分布要求。

3.6 SCR 脱硝装置变工况下模拟分析
当前,由于电力生产与电力消费的负荷从在一定的差异,同时为保证电力系统 的可靠性、安全性和经济性,火力发电机组要随时接受电网负荷调度来改变机组 负荷满足整个系统的要求。机组通过协调控制锅炉与汽机之间的能量平衡,因此 锅炉蒸汽量的变化,必然影响消耗的燃料量、产生的烟气量变化。经过 SCR 脱硝 系统的烟气量会随着锅炉负荷的波动而变化,同时煤种的变化,理论空气量也会 发生改变,烟气中氮氧化物含量发生变化。本节所分析的变工况模拟,即对 SCR 脱硝反应器在入口烟气参数变化情况下的对烟道内流场的变化和氨气浓度均匀 性的模拟分析,分别对 75%THA、40%THA 工况下入口烟道、SCR 反应器流场的均 匀性进行了分析。 3.6.1 机组变工况下的参数

根据上述表格计算可得在 75%THA、40%THA 工况时 SCR 系统入口烟气的密度分 别为: 3.6.1 烟道流场模拟结果分析

上图可以看出,从三种工况的对比情况来看,随着负荷的降低,入口烟道出口 截面和 SCR 反应器催化剂入口截面平均速度均有所降低, 但在 AIG 上游和催化剂 入口处两截面的速度分布偏差系数均变化都不大,分别见表三所示,表中可以看 出尽管负荷出现了较大的改变,但仍然能够满足设计要求。

3.6.2 烟气与 NH3 混合模拟结果分析

由上图和上表说明随着负荷的降低,SCR 反应器催化剂入口截面的氨气的浓度 均匀性变化不大,依旧能够很好的满足设计要求。

3.7 本章小结
本章建立了模拟计算烟气脱硝反应器流场和反应器中 NH:与烟气混合效果的方法, 确定了脱 硝反应器网格的划分及流场数值模拟的设置方法,说明了流场均匀性和 NH3 与烟气混合效 果的评价指标及控制标准。 网格划分应尽量采用结构化网格单元, 同时对 SCR 脱硝反应器模型中结构相对复杂、 流场变 化大的位置需适当加大网格密度, 以获取更准确的计算结果。 SCR 脱硝反应器流场的模拟 对 采用标准 k 一:模型, 对反应器中 NH:与烟气的混合效果模拟采用物质输运模型, 而对催化剂 结构处理则采用多孔介质模型。并对 SCR 脱硝反应器流场模拟计算时的有关设置进行了说 明。 流场均匀性评价指标采用速度分布偏差系数, 控制标准为 AIG 上游截面和第一层催化剂 上游截面烟气速度分布偏差系数 C;夕 5%。 NH3 与烟气混合效果评价指标采用 NH3 质量浓度 分布偏差系数,控制标准为 Cp 三 5%。 本章采用数值模拟方法研究了 BMCR 工况下催化剂、AIG 的安装对 SCR 系统入口烟道流场的 影响,探讨了如何通过布置非均布导流板优化入口烟道流场,并防止系统局部磨损,提高 AIG 截面速度分布均匀性。安装催化剂使系统总阻力有较大增加,但对上游入口烟道 Y 向速 度分布均匀性没有改善。 AIG 安装对入口烟道内 Y 向速度分布有有利的影响,有利于 AIG 上游流速均匀性的提高,但 也使系统阻力有一定的增加。采用安装导流板可以优化流场,导流板一方面可以优化流场, 但同时增加系统阻力, 适当布置非均布导流板可以在阻力增加不多的情况下使 AIG 上游截面 Y 向速度偏差系数 Cr 引 5%,满足 NH3、NOx 混合均匀的需要。减少流体流经弯道二次流带 来的阻力。系统局部转向引起的高速冲刷可以通过安装防磨导流板实现。 本章分析研究了采用放射排列直板导流板结合整流器优化脱硝反应器流场方案的可行性和 有效性。安装整流格栅对流场均匀性有不同程度的改善,改善程度与格栅和高度关系密切, 间距需要适中,在格栅间距一定的条件下,随着格栅高度的增加,流场均匀性提高,但增加 系统阻力。 在安装整流格栅的基础上, 在其上游布置放射排列能进一步消除由于离心力导致的 SCR 反应 器入口速度左低右高的现象, 放射排列直板导流板安装不需要特别的工艺, 工艺上可行并可 进一步提高速度分布均匀性,满足 SCR 反应器要求的速度分布偏差系数 c。且 5%的要求。 放射排列直板导流板结合整流器优化脱硝反应器流场的方案是可行的,也是非常有效的。 本章对 SCR 脱硝系统入口烟道内烟气与还原剂的混合进行了数值模拟, 比较了单层喷管和双 层喷管的喷射格栅的喷射效果,根据模拟结果总结如下: l)当喷射格栅中各喷嘴的喷氨速度一致时,氨气的分布极不均匀,这对烟气与氨气的混合极 为不利,会严重影响脱硝效率,这样的设置是不合理的。通过对喷嘴进行分区划分,并调节 各分区内喷嘴的喷氨速度, 结果氨气的分布较均匀, 说明通过分区调节喷氨速度的方法可改 善还原剂的分布,有利于烟气与还原剂的混合。

2)双层喷管的喷射格栅中喷管分布相对较稀疏,容易产生喷射死角,使得出口截面的氨气分 布不均匀,个别区域氨气浓度偏低。与单层喷管的喷射格栅相比,双层喷管的喷射格栅的喷 射效果稍差点,这个可以从出口截面处氨气的浓度分布看出。因此,单层喷管的喷射格栅更 有利于烟气和还原剂的混合。SCR 系统的结构布置是基于 BMCR 工况参数进行优化设计的。 本章利用数值模拟方法研究了 THA、75%THA、40%THA 工况的 SCR 系统流场分布性能和使 用校核煤种的 VWO 和 TRL 工况下 NH:、NOx 混合性能。 通过模拟结果分析可知: 负荷变化时, 入口烟道出口截面和 SCR 反应器催化剂入口截面平均速度均变化, 系统的流动 阻力也随之变化, AIG 后截面和催化剂入口截面的速度分布偏差系数均变化不大, 但 且均三 15%,说明按 BMCR 工况设计的 SCR 系统结构布置在机组负荷变化时能够很好地满足系统对 流场速度分布均匀性的要求。 当煤种变化时,理论燃烧空气量变化,过量空气系数也发生变化,烟气中的 NOx 也发生变 化,按设计喷氨量喷氨,NH3 在烟气中的质量浓度分布偏差系数基本不变,与 BMCR 工况基 本相同,且均幼%,说明按 BMCR 工况设计的 AIG 系统布置方案在机组负荷变化时能够满足 系统对 NH3 闪 Ox 均匀性的要求。


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