高溫除塵脫硝一體化技術開發及流場模擬研究

王 為，朱召平，張楚城，陳 牧，蘇寅彪，鄭曉盼

(1.中南電力設計院，湖北 武漢 430000；2.福建龍凈環保股份有限公司，福建 龍巖 364000)

0 引 言

2014年，國家發展改革委、環境保護部、國家能源局聯合印發了《煤電節能減排升級與改造行動計劃(2014—2020)》，要求燃煤電廠實現超低排放，NOx排放濃度低于50 mg/m3。選擇性催化還原法(SCR)脫硝技術由于脫硝效率高、技術成熟、可靠性強成為大多數燃煤電站鍋爐煙氣脫硝的配套設施[1]。大型工業鍋爐的SCR工藝根據工作環境不同有3種不同的工藝流程，主要有高溫高塵、高溫低塵以及低溫低塵3種布置方式。我國火電機組的SCR煙氣脫硝裝置通常布置在省煤器與空氣預熱器(空預器)之間，位于除塵器上游，屬于高溫高塵布置。

研究表明[2-4]，飛灰顆粒對SCR脫硝催化劑的磨損是導致催化劑使用壽命降低的主要因素之一，傳統高溫高塵布置的SCR脫硝裝置處理的煙氣中夾帶有大量粉塵，對催化劑磨損嚴重，活性成分流失較快，且粉塵中含有堿金屬(Na、K等)、堿土金屬元素(Ca、Mg等)、磷和砷等催化劑毒性物質，會引起催化劑化學中毒，導致其失活。李二欣[5]指出相對于高塵區SCR布置，高溫低塵布置方式在保護催化劑和空預器方面具有明顯優勢。美國、日本等國家的高溫低塵SCR脫硝裝置運行實踐表明[6-8]，將電除塵器放在省煤器下游，SCR裝置布置在高溫電除塵器和空預器之間，煙氣中粉塵被脫除后，幾乎不存在催化劑的機械磨損，催化劑的孔徑設計可以更小，催化劑及SCR反應器的體積明顯減少，且對催化劑化學中毒的有害物質濃度大大降低，催化劑的壽命得到延長。

目前，國內鮮有關于高溫低塵布置SCR脫硝系統的報道，鑒于該布置形式的技術優勢，本文介紹了一種高溫煙氣除塵脫硝一體化裝置，并以某電廠350 MW機組高溫煙氣除塵脫硝一體化裝置為研究對象，利用Fluent軟件對其流場進行模擬研究。

1 高溫除塵脫硝一體化裝置

1.1 工藝流程

本文提出的高溫除塵脫硝一體化裝置的工藝流程如圖1所示，煙氣依次流經鍋爐→高溫除塵脫硝一體化裝置(包括電袋復合除塵器和SCR脫硝反應器)→空預器→脫硫裝置→煙囪。高溫除塵脫硝一體化技術和常規技術(圖2)的“高溫高塵SCR脫硝→空預器→除塵器”相比，技術優勢明顯，主要特點有：

1)占地面積小。SCR脫硝反應器布置在已有煙道內，無需額外占用場地。而常規技術中，一般需增加數百平方米的占地面積。

2)有效保證催化劑性能和使用壽命。SCR反應器布置在除塵器后，煙氣中飛灰濃度低、粒徑小，催化劑在低塵環境工作，避免了催化劑“中毒”、沖刷磨損和孔道堵塞問題。

3)濃度場分布均勻。由于在除塵器前噴氨，有充足的氨氮混合距離，可達50 m以上，而常規技術中氨氮混合距離在20 m左右。

4)系統阻力小。相比常規SCR脫硝布置，一方面，由于SCR反應器布置在已有煙道內，減少了多個轉彎或變徑煙道的設計；另一方面，由于氨氮混合距離長，可取消靜態混合器的設計。

圖1 高溫除塵脫硝一體化裝置工藝流程Fig.1 Process flow of integrated system of dedusting and SCR-DeNOx at high temperature

圖2 常規技術的工藝流程Fig.2 Process flow of conventional technology

1.2 布置形式

根據煙氣流過SCR反應器的方向，可將高溫除塵脫硝一體化裝置分為“下進上出”、“側近側出”和“上進下出”3種布置形式，如圖3所示。可知側進側出布置形式，催化劑模塊安裝沿高度方向堆積，催化劑機械強度要求高、安裝難度大；上進下出布置形式，在電袋復合除塵器出口煙道上額外增加了一個大風箱，增加了耗材量，同時，SCR反應器上游區域是變徑煙道，流場優化難度較大，導流板耗材多；而下進上出布置形式，SCR反應器布置在電袋復合除塵器正上方，兩者可以共用一個鋼支架，結構簡單、經濟性高，是高溫除塵脫硝一體化裝置的優選結構形式。

圖3 高溫除塵脫硝一體化技術的布置形式Fig.3 Arrangement form of integrated system of dedusting and SCR-DeNOx at high temperature

2 模擬對象及方法

2.1 工程設計條件

以某350 MW機組為研究對象，設計了高溫除塵一體化裝置，如圖4所示。該工程的主要設計參數見表1。

圖4 某350 MW機組高溫除塵脫硝一體化裝置幾何模型Fig.4 Geometric model of integrated system of dedusting and SCR-DeNOx at high temperature for a 350 MW unit

2.2 流場技術要求

參照JB/T 12131—2015《燃煤煙氣凈化SCR脫硝流場模擬試驗技術規范》、DLT 1418—2015《燃煤電廠SCR煙氣脫硝流場模擬技術規范》和JB/T 12114—2015《電袋復合除塵器氣流分布模擬試驗方法》等，除塵脫硝一體化裝置的流場分布應滿足以下技術要求：① 第一電場入口流速變異系數小于30%；② 首層催化劑前流速變異系數小于15%；③ 首層催化劑前濃度(氨氮摩爾比)變異系數小于5%；④ 煙氣入射催化劑角度小于±10°；⑤ 空預器前流速變異系數小于20%。其中，變異系數Cv也稱為相對標準偏差值，是標準差和算數平均值的比值，計算公式為

表1 某350 MW機組高溫除塵脫硝一體化裝置主要設計參數Table 1 Main design parameters of integrated system of dedusting and SCR-DeNOx at high temperature for a 350 MW unit

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2.3 模擬方法

煙氣流動遵循質量守恒、動量守恒、能量守恒、組分守恒方程，本文采用Fluent軟件，選取標準k-ε雙方程湍流模型、壓力-速度耦合SIMPLE算法、組分輸運模型和多孔介質模型來模擬高溫除塵脫硝一體化裝置內的煙氣流動、混合過程。假設煙氣為不可壓縮理想氣體，流動過程處于穩態，入口邊界采用速度入口邊界，按工況煙氣流量設置；出口邊界采用壓力出口邊界；氨氮混合過程采用組分輸運模型；孔板、濾袋和催化劑層采用多孔介質模型，按實際運行阻力設置阻力系數；導流板、陽極板和噴氨管等壁面均采用無滑移絕熱固體壁面邊界。

3 模擬結果及分析

3.1 初步設計方案模擬分析

3.1.1初步方案結構模型

初步設計方案的高溫除塵脫硝一體化裝置幾何結構模型在除塵器進口喇叭沿氣流流動方向設置開孔率分別為50%、40%和30%的3層孔板，在孔板上設置有導流葉片，在煙道內未布置導流裝置。網格劃分如圖5所示，在噴氨格柵區域的網格做了適當的加密處理，網格總數量約為2 021萬。

3.1.2初步方案速度分布

圖6和表2給出初步方案關鍵截面的速度分布情況，關鍵截面位置如圖7所示。由圖6(a)可知，由于噴氨上游是連續2個轉彎結構，即省煤器出口90°豎直轉彎和水平煙道段55°轉彎，氣流受慣性作用，使噴氨入口截面速度分布呈現“左上角小、右下角大”趨勢，速度變異系數為27.1%，均勻性差。相關模擬和試驗研究表明[9-11]，噴氨格柵處的速度分布不均，導致催化劑前的濃度分布不均，且兩者有一定相似性。因此，需對噴氨入口處的流場進行優化。

圖5 初步方案模型網格劃分Fig.5 Model meshing of preliminary plan

圖6 初步方案關鍵截面的速度分布情況Fig.6 Velocity distribution of critical sections under preliminary plan

表2 初步方案關鍵截面速度統計結果

圖7 關鍵截面的位置Fig.7 Location of critical section

由圖6(b)可知，第一電場入口截面的速度分布不均勻，速度變異系數為38.8%，不能滿足小于30%的技術要求。存在明顯的高、低速區，在電場區域的速度為0.3～3.0 m/s(平均風速為1.25 m/s)，這是由于孔板及其導流葉片的設計不合理導致。同時灰斗內的流速達4.8 m/s以上，極易產生二次揚塵。因此，需對第一電場入口處的流場進行優化。

由圖6(c)可知，由于催化劑上游是一個直角縮口結構，氣流收縮擠壓后，使催化劑入口截面四周的速度較大，速度變異系數為17.6%，不能滿足小于15%的技術要求。同時，直角縮口結構還造成了煙氣入射催化劑角度偏大問題(圖8)，最大偏角為172°，說明四周區域存在回流，不能滿足煙氣入射催化劑角度小于±10°的技術要求。因此，需對催化劑入口處的流場進行優化。

圖8 初步方案煙氣入射催化劑角度Fig.8 Incidence catalyst angle of flue gas under preliminary plan

由圖6(d)可知，由于空預器上游是擴徑和轉彎結構，使得氣流處于混亂狀態，進而空預器入口截面的速度分布不均勻，速度變異系數為22.4%，不能滿足小于20%的技術要求，存在明顯的高、低速區，對換熱作用產生不利影響。因此，需對空預器入口處的流場進行優化。

3.1.3初步方案濃度分布

初步方案首層催化劑入口截面的濃度分布情況如圖9所示。可知截面的濃度分布大致呈現出“左下角小、右上角大”的趨勢，與噴氨入口速度分布基本對應，即流速高的區域濃度低、流速低的區域濃度高。首層催化劑入口截面的氨氮摩爾比分布范圍大，為0.787～1.249，最大偏差為+24.9%，均勻性很差，統計得到截面的濃度變異系數為15.0%，不能滿足小于5%的技術要求。因此，需對催化劑入口處的濃度場進行優化。

圖9 初步方案首層催化劑入口的濃度分布Fig.9 Concentration distribution before the first layer of catalyst inlet under preliminary plan

3.1.4初步方案壓力分布

模擬得到初步方案高溫除塵脫硝一體化裝置的壓力分布情況，除塵器阻力為455 Pa，催化劑層阻力為360 Pa，煙道阻力為190 Pa，系統總阻力為1 005 Pa。

3.2 優化設計方案模擬分析

3.2.1優化方案結構模型

模擬結果表明，初步方案的高溫除塵脫硝一體化裝置內部流場分布均勻性差。因此，需要在煙道內設計相應的導流措施以優化流場[12]。有學者[13-14]提出通過調整孔板開孔率和設計灰斗阻流板可以很好地優化電袋復合除塵器內的氣流分布。本文經過多次調整煙道結構、導流板、孔板及阻流板，得到優化設計方案，幾何結構模型如圖10所示。

圖10 優化方案幾何模型Fig.10 Geometric model of optimization plan

具體措施為：① 重新設計除塵器入口煙道，將煙道水平段的轉彎角度從55°減小至40°，增加噴氨格柵區域的煙道直段，并在轉彎處設置導流板，以優化噴氨入口處的流場分布；② 將SCR反應器及其下游煙道整體抬高2.5 m，SCR反應器與除塵器的接口改為縮口喇叭形式，縮口高度為1.2 m；在縮口下游設置間距400 mm×400 mm、高400 mm的整流格柵，以優化首層催化劑入口處的流場分布。③ 重新設計孔板及其導流葉片，調整第3層孔板的開孔率，在除塵器的首、末灰斗內設置阻流板，以優化第一電場入口處流場分布；④ 在出口煙道的轉彎處、變徑處設置導流板，以優化空預器入口處流場分布。

3.2.2優化方案速度分布

圖11和表3給出了優化方案關鍵截面的速度分布情況。由圖11(a)、(d)可知，優化方案下噴氨入口截面的速度變異系數由初步方案的27.1%減小為12.1%，有利于濃度場的均勻分布。空預器入口截面的速度變異系數由初步方案的22.4%減小為11.3%，滿足小于20%的技術要求。因此通過改進除塵器入口煙道結構，以及在進出口煙道內布置導流板，使煙氣在煙道內的流動更為順暢，大幅改善了噴氨入口和空預器入口的速度分布均勻性，高、低速區域范圍大幅縮小。說明合理的設計煙道結構和導流板，有利于煙道流場的均勻分布。

由圖11(b)可知，優化方案下第一電場入口截面的速度分布均勻，電場區域的速度為0.9～1.5 m/s(平均風速1.25 m/s)，速度變異系數由初步方案的38.8%減小至22.3%，滿足小于30%的技術要求，灰斗內最大流速也由4.8 m/s降低至2.0 m/s，有利于減輕二次揚塵。由此可見，合理設計除塵器進口喇叭內的孔板及其導流葉片和灰斗內的阻流板，有利于除塵器內部流場的均勻分布，增強除塵器的除塵作用。

由圖11(c)可知，優化方案下，首層催化劑入口截面的速度分布均勻，截面最大速度由初步方案的5.67 m/s減至4.40 m/s(平均風速4.01 m/s)，速度變異系數由初步方案的17.6%減至5.5%，遠小于15%的技術要求。同時，在整流格柵的強制整流作用下，煙氣垂直流經催化劑，煙氣入射催化劑的最大角度由初步方案的172°減小至5.3°(圖12)，滿足小于±10°的技術要求。因此合理設計SCR反應器與除塵器的接口形式和布置整流格柵，有利于SCR反應器內部流場的均勻分布。

圖11 優化方案關鍵截面的速度分布情況Fig.11 Velocity distribution of critical sections under optimization plan

表3 優化方案關鍵截面速度

3.2.3優化方案濃度分布

優化方案首層催化劑入口截面的濃度分布情況如圖13所示。可知首層催化劑入口截面的氨氮摩爾比分布范圍減小，為0.939～1.124，最大偏差為+12.4%，均勻性良好。截面的濃度變異系數由初步方案的15.0%減小至3.8%，滿足小于5%的技術要求。由此可見，噴氨區域的速度分布均勻性改善，提高了濃度分布均勻性。

初步方案和優化方案沿程2個關鍵截面位置的濃度變異系數如圖14所示。可知由于除塵脫硝一體化裝置內未布置靜態混合器，初步方案和優化方案的濃度變異系數下降幅度相近。這表明改善噴氨區域速度分布均勻性的作用是改善噴氨區域的初始濃度分布均勻性，可預見的是，初始濃度分布均勻性越好，達到相同濃度變異系數大小所需的混合距離越短。

圖12 優化方案煙氣入射催化劑角度Fig.12 Incidence catalyst angle of flue gas under optimization plan

圖13 優化方案首層催化劑入口的濃度分布Fig.13 Concentration distribution before the first layer of catalystinlet under optimization plan

圖14 初步方案和優化方案的沿程濃度變異系數Fig.14 Variation coefficient of concentration along path of preliminary plan and optimization plan

3.2.4優化方案壓力分布

初步方案和優化方案的壓力分情況如圖15所示。對比發現，兩者的阻力大小相近，阻力的來源主要是除塵器和催化劑，煙道阻力占比較小。可見，對于結構比較緊湊的高溫除塵脫硝一體化裝置來說，系統減阻的優化空間小。

圖15 初步方案和優化方案的壓力分布情況Fig.15 Pressure distribution of preliminary plan and optimization plan

4 結 論

1)對比分析了下進上出、側進側出和上進下出3種布置形式的高溫除塵脫硝一體化裝置，下進上出布置形式結構簡單、經濟性高，為優選結構形式。

2)模擬研究表明，噴氨區域的速度分布均勻性直接影響催化劑前氨濃度分布的均勻性；對于結構比較緊湊的高溫除塵脫硝一體化裝置，系統阻力的減阻空間小。

3)利用數值模擬方法，通過改進煙道結構和設計導流措施(煙道導流板、整流格柵、孔板開孔率、灰斗阻流板等)可以改善高溫除塵一體化裝置內的流場分布，使其滿足相關的流場技術要求，為工程設計提供指導依據。