某600 MW機組SCR脫硝裝置噴氨管道磨損數值模擬分析

王 興 ，蔡新春 ，白 濤

（1.國家能源集團科學技術研究院有限公司，江蘇南京 210023；2.山西國際能源（格盟國際）集團有限公司，山西太原 030002；3.山西大學電力與建筑學院，山西太原 030013）

0 引言

選擇性催化還原法SCR（selective catalytic reduction）脫硝裝置由于其技術成熟、脫硝效率高等優點，在大型燃煤電廠煙氣脫硝工程中廣泛應用。隨著大量脫硝工程的投運，不少機組脫硝裝置由于流場設計不合理，出現了不同程度的磨損問題，制約著機組的安全、可靠運行。

脫硝催化劑是影響燃煤機組脫硝系統運行性能的關鍵因素，不少學者對催化劑磨損問題開展了相關研究。夏力偉等[1]對某600 MW機組脫硝系統上層催化劑在橫梁兩側區域磨損嚴重問題進行了研究。結果表明，催化劑嚴重磨損與其上方流場有直接關系，煙氣在撞擊橫梁后形成兩股不同方向的氣流，其中一股氣流受渦流影響，氣流方向發生偏斜，造成橫梁兩側下方催化劑發生嚴重磨損。安敬學等[2]、王放放等[3]對脫硝系統SCR催化劑出現嚴重磨損進行了數值模擬分析，數值模擬計算的磨損位置與實際吻合，并且得出催化劑磨損的主要原因是由飛灰顆粒場的不均勻分布所導致。仲亞飛等[4]對SCR脫硝裝置噴氨噴嘴和催化劑層嚴重磨損問題進行了研究，通過數值模擬結合冷態試驗驗證，結果表明：SCR脫硝裝置入口煙道存在的上下或者左右傾斜，整流格柵和轉向彎頭處存在高度差，造成煙氣經過整流格柵后進入催化劑層速度不均勻，是造成噴氨噴嘴和催化劑磨損的主要原因。學者們針對脫硝催化劑磨損開展了較多的研究，但對脫硝系統噴氨管道的磨損卻少有研究，而部分案例[5]表明，噴氨管道磨損或者堵塞后，將嚴重影響脫硝裝置噴氨系統的分配功能，影響噴氨的均勻性，甚至影響機組NOx達標排放。本文結合某600 MW燃煤機組SCR脫硝噴氨管道嚴重磨損情況，對造成噴氨管道及煙道支撐嚴重磨損原因進行分析，并給出優化建議。

1 SCR脫硝裝置設備概述

1.1 設備概要

本文研究對象為某600 MW亞臨界燃煤機組，鍋爐為北京巴布科克·威爾科克斯有限公司設計、制造的自然循環、單汽包鍋爐，單爐膛π型布置，一次中間再熱，單爐膛平衡通風，全鋼構架懸吊結構，輕型金屬屋蓋，運轉層（13.7 m）以下緊身封閉，固態連續排渣。2013年脫硝設施建成投運，脫硝工藝采用高塵布置的選擇性催化還原方法，還原劑采用液氨，催化劑層數按照“2+1”布置，初裝2層預留1層，設計脫硝效率大于85%。2016年實施了煙氣超低排放改造，在備用層新增了1層催化劑。

1.2 噴氨管道及煙道支撐磨損情況

本文研究對象2017年5月停機檢修時，發現SCR脫硝裝置垂直煙道內煙道支撐和噴氨管道局部發生了嚴重的磨損。SCR脫硝裝置布置有A、B 2個反應器，每個反應器各有6根噴氨支管。檢查中發現A側反應器有4根噴氨支管發生磨穿現象，B側反應器有3根噴氨支管發生磨穿現象，占噴氨支管總數的58.3%，而其余未磨穿的噴氨管道磨損也較為嚴重，管壁減薄明顯。噴氨管道磨穿后，煙氣中的飛灰進入噴氨管道，使噴氨管道發生板結堵塞，失去氨氣分配功能，導致渦流混合方式失效，氨氣噴射和混合的均勻性無從談起，脫硝裝置脫硝性能大幅下降，甚至影響機組NOx達標排放。

檢修過程中對圓盤靜態混合器后煙道和煙道支撐進行了重點檢查。檢查發現煙道壁面的磨損基本處于正常范圍，而圓盤靜態混合器后部分煙道支撐發生了嚴重的磨損。本工程煙道支撐基管采用d 65 mm×3.5 mm圓管，迎流面焊接角鋼做防磨處理。現場檢查發現，磨損嚴重的區域不但防磨角鋼磨損殆盡，基管的磨損量也超過了一半以上，即將斷裂失效。由于部分支撐即將斷裂，若不及時修復加強，運行中極有可能發生煙道支撐失效的情況，造成煙道嚴重變形，影響機組運行的安全性。

2 數值模擬研究方法

2.1 數值計算模型

本文對噴氨管道磨損的研究基于ANSYS fluent數值模擬計算軟件。為了真實模擬復雜煙氣條件下噴氨管道的磨損特性，三維建模范圍包括全部SCR脫硝裝置，建模范圍從脫硝裝置的進口到出口位置，內部結構件包括煙道內的導流板、圓盤渦流混合器、噴氨管道、整流格柵、三層催化劑等。為了降低建模復雜程度，本文未對煙道支撐進行建模，忽略其對煙氣流場和飛灰濃度場的影響。

飛灰對噴氨管道磨損的定性和定量分析，采用fluen軟件中的DPM沖蝕磨損模型，模擬計算中煙氣流場的計算采用標準k-ε，煙氣入口設為速度入口邊界，假設入口流速均勻分布。飛灰顆粒粒徑分布按照rosin-rammler規律分布，沿脫硝裝置進口均勻分布，速度與煙氣流速相同。脫硝裝置出口設為壓力出口，按照實際運行值設定，SCR反應器出口設為煙塵逃逸，煙塵與煙道壁面及導流板之間的碰撞設為彈性碰撞。

2.2 磨損機理分析

飛灰顆粒對金屬材料的撞擊可分為垂直方向（法線方向）分力和切向方向（切線方向）分力，垂直方向撞擊稱為撞擊磨損，可在金屬表面產生微小的塑性變形或者微小裂紋等；切向撞擊則是飛灰顆粒對材料表面產生微小的切削作用，造成摩擦損失。實際工程中，飛灰對材料的磨損是上述兩種作用的綜合效果。飛灰對材料的磨損受多種因素影響，如煙氣中飛灰的濃度、飛灰的硬度、磨損時間、煙氣流速、飛灰對材料撞擊頻率等。根據文獻介紹，飛灰對材料的磨損可用式（1）進行計算。

其中，T為管壁表面的磨損量，g/m3；C為系數，與灰粒的磨損性能、金屬材料的抗磨性能、受熱面的布置結構等參數有關；η為灰粒撞擊金屬受熱面的撞擊率；μ為煙氣中灰粒的質量濃度，g/m3；ω為灰粒速度，可近視認為等于煙氣流速，m/s；τ為作用時間，h。

本文基于數值模擬主要研究了飛灰對噴氨管道磨損嚴重區域的預測分析，對于實際工程而言，設備和系統的布置、煙氣參數等條件已確定，本文重點研究不同飛灰顆粒粒徑和不同飛灰濃度對噴氨管道磨損的定量分析。

2.3 模擬工況

本文對模擬計算進行了一定程度的簡化，未對煙道內部支撐、催化劑進口處鋼梁進行建模，對煙氣流場會產生一定的影響。邊界條件的設置根據機組實際工況煙氣參數設定，SCR脫硝系統進口煙氣流速為6.33 m/s，煙氣溫度為653 K，飛灰顆粒噴射方式選擇面噴射方式，速度與煙氣流速相同。

由文獻[6]可知，燃煤機組飛灰粒徑一般分布在0～500 μm 之間，本文平均粒徑分別設置為 100 μm、200 μm和400 μm，各工況具體條件如表1所示。

表1 模擬工況

3 結果與分析

3.1 三維流場分析

根據機組實際運行數據，對脫硝系統流場及飛灰流動進行了耦合數值模擬分析計算。數值模擬結果顯示，脫硝裝置進口處煙氣流速和飛灰在均勻設置的情況下，飛灰顆粒在進入水平煙道后由于重力和煙氣轉向慣性分離的作用，在煙道的下部和彎頭的外側出現了飛灰富集現象，沿著上升煙道進入煙道內側。另外，飛灰顆粒在經過下轉角導流板后，在上升煙道中受圓盤靜態混合器的阻擋作用，流動方向再次發生分離，分別向煙道的兩側分散偏離，造成上升煙道內側再次出現飛灰富集現象，而噴氨管道在上升煙道內側進入煙道，預測上述位置噴氨管道和煙道支撐會發生嚴重磨損。

3.2 計算結果與實際磨損對比分析

借助數值計算軟件中磨損（Erosion）分析功能模塊，完成對噴氨管道壁面的沖蝕分析。由模擬結果可知，噴氨管道磨損速率較大的區域與實際工程中噴氨管道磨穿區域基本吻合，說明通過數值模擬分析能夠很好地預測實際工程中的磨損問題。

針對單根噴氨管道，磨損嚴重區域與煙氣垂直沖刷區域并不重合，管道嚴重磨損區域主要分布在管道中心線兩側30°～50°位置區域，并且管道嚴重磨損區域主要集中在距離煙道壁面200 mm之內的區域。

為了進一步定量分析飛灰質量濃度和煙氣流速對磨損的影響，本文分別選擇了煙道中心位置和噴氨管道中心位置下方300 mm標高位置，對上述位置飛灰質量濃度和煙氣流速進行了統計分析。受圓盤混合器結構和安裝傾角的影響，在圓盤混合器之后位置，煙氣中飛灰質量濃度相對較低，而在靠近上升煙道的內側出現飛灰質量濃度直線上升的分布趨勢，飛灰質量濃度的最大值達到平均值的35倍以上，說明圓盤渦流混合器對飛灰流動和分布起到了明顯的分離和富集作用[7]。

另外，對上述位置煙氣流速進行定量分析可知，受圓盤渦流混合器阻擋，在圓盤混合器之后出現煙氣的低流速區，有很大的區域煙氣流速出現了負值，說明在圓盤渦流混合器之后出現了明顯的渦流現象。而在圓盤混合器兩側煙氣流速出現了兩個明顯的峰值，特別是靠近噴氨管道進入煙道的這一側，煙氣流速的最大值接近19 m/s。煙氣流速的不均勻分布會造成煙道內構件局部嚴重磨損。

3.3 飛灰質量濃度對磨損的影響分析

為了分析煙氣飛灰質量濃度和飛灰粒徑對磨損速率的影響規律，本文分別對不同工況下噴氨管道的磨損速率進行了定量分析，文中噴氨管道平均磨損速率和最大磨損速率的計算基于軟件統計計算，主要分析結果如下所示。

文獻[8]顯示，飛灰對材料的沖蝕磨損速率與飛灰質量濃度的一次方成正比。本文分別按照鍋爐設計煤質、校核煤質和實際煤質特性，核算進口截面煙氣飛灰質量流量，計算結果分別為11 kg/s、14 kg/s和18 kg/s。不同飛灰質量流量下，對噴氨管道磨損的定量計算結果顯示，設計煤質條件下，噴氨管道的平均磨損速率為3.17×10-11kg/（m2·s），最大磨損速率為1.51×10-7kg/（m2·s）。通過定量分析可知，噴氨管道的磨損，無論是平均磨損速率還是最大磨損速率都呈現出飛灰質量濃度越大磨損速率越大的分布趨勢。

本文以設計煤質條件為基準工況，工況2和工況3中煙氣飛灰質量濃度分別為工況1的1.27倍和1.64倍，分析飛灰質量濃度增加后對磨損速率增加倍數影響，分析結果如圖1所示。

圖1 磨損速率增加關系圖

由圖1計算結果可知，工況2中煙氣飛灰質量濃度是工況1的1.27倍，工況2中噴氨管道的平均磨損速率和最大磨損速率分別增長到工況1的1.30倍和1.36倍，基本呈正比增長。工況3中煙氣飛灰質量濃度是工況1的1.64倍，而工況3中噴氨管道的平均磨損速率和最大磨損速率分別增長到工況1的2.53倍和2.13倍，并未呈現出標準正比例關系。在以上飛灰質量濃度對磨損速率的影響關系中，部分工況并未體現出嚴格的正比例關系。這是因為對于實際工程而言，煙氣中飛灰質量濃度除了受燃煤灰分含量影響外，也會因煙氣流向轉變、慣性分離等作用，造成局部飛灰質量濃度分布不均[9-10]的情況。

3.4 飛灰粒徑對磨損的影響分析

金屬材料的磨損量與飛灰粒徑的大小有關。當飛灰粒徑很小時，材料所受的沖蝕磨損較小，隨著飛灰粒徑的增加，灰粒質量增加，撞擊的動量也隨之增加，磨損速率隨之增加。但當飛灰顆粒直徑達到某一臨界值后，磨損速率的增加幾乎不變或者變化較小。

選定脫硝裝置進口飛灰質量流量為18 kg/s的情況下，飛灰平均粒徑分別設定為100 μm、200 μm和400 μm，分別考察飛灰粒徑對磨損速率的影響。飛灰粒徑對磨損速率的定量分析如圖2所示。

圖2 飛灰平均粒徑對磨損速率的影響

模擬結果表明，當飛灰質量濃度一定時，飛灰平均粒徑對金屬管道磨損速率的影響呈先上升、后下降的分布趨勢。當飛灰質量流量為18 kg/s、飛灰平均粒徑為200 μm時，磨損速率達到峰值。對于這一現象，分析認為，在相同顆粒濃度下，顆粒直徑越大，單位體積內的顆粒數量就越少，雖然大顆粒沖擊管壁造成的磨損能力強，但由于沖擊管道的顆粒數量降低，材料的磨損量變化就不再增加，甚至發生因撞擊頻率降低磨損速率下降的現象。

3.5 噴氨管道壽命預測分析

上文對不同工況下噴氨管道的磨損速率進行了定量分析，借助磨損速率的定量計算，可對噴氨管道的使用壽命進行預測和估算。

本文對噴氨管道磨損失效時間的分析，以機組實際運行數據為基準，磨損速率選取工況3的計算結果。根據工況3的模擬結果可知，噴氨管道的平均磨損速率為8.02×10-11kg/（m2·s），最大磨損速率為3.22×10-7kg/（m2·s），最大磨損速率是平均磨損速率的4 019倍。但決定管材失效的是最大磨損速率而不是平均磨損速率，因此本文對噴氨管道有效壽命的估算以最大磨損速率為計算基準。本工程噴氨管道規格為d 219 mm×6 mm，經核算管道最小磨穿時間為40 313 h，約為4.6年。本工程脫硝裝置建成投運時間為2013年，2017年5月脫硝噴氨系統改造過程中發現噴氨管道發生磨穿現象，噴氨管道從投運到發生磨穿，實際運行時間不足4年，與本文的預測分析基本相吻合。

4 結論

a）本文對600 MW機組SCR脫硝裝置噴氨管道磨損進行了數值模擬分析。分析結果表明，數值模擬預測的嚴重磨損區域和實際工程嚴重磨損區域吻合較好，計算流體力學數值模擬可用于分析和預測復雜煙氣環境下煙道內構件的磨損問題，對預防管道磨損的優化設計和改造具有重要的指導作用，如針對嚴重磨損區域可適當加強防磨措施，提高其使用壽命。

b)研究表明，噴氨管道的最大磨損速率高達3.22×10-7kg/（m2·s），是平均磨損速率的4 019倍，計算結論可用于分析預測金屬材料管件等的有效使用壽命。