300 MW燃煤電站SCR脫硝系統流場優化

黃 俊，李興磊，阮 斌，羅 圣，盧志民,3,4，姚順春,3,4

(1.廣州珠江電力有限公司，廣東 廣州 511457；2.華南理工大學 電力學院，廣東 廣州 510640；3.廣東省能源高效清潔利用重點實驗室，廣東 廣州 510640；4.廣東省能源高效低污染轉化與工程技術研究中心，廣東 廣州 510640)

0 引 言

NOx是公認的三大污染物之一[1]，自2014年浙能嘉興電廠百萬千瓦燃煤機組煙氣超低排放改造工程示范應用大力推廣后，截至2020年底，全國完成超低排放改造裝機容量達9.5億kW，約占煤電總裝機容量的89%，已建成世界最大的清潔高效煤電體系[2]。選擇性催化還原脫硝系統(SCR)以脫硝效率高、運行穩定等優點成為電廠脫硝改造的首要選擇[3-5]。但我國SCR技術起步較晚，GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標準》實施前，2012年前煤電機組裝機容量僅為14%[6]。大量機組SCR反應器均為加裝改造，缺少足夠的空間，煙道存在普遍特征[7-9]：① 入口煙道寬度方向存在拓寬性；② 反應器煙道存在多處90°拐角；③ 氨氣與煙氣混合距離較短，氨氣與NOx無法充分混合。由于以上特征，催化劑前存在流場極不均勻的現象，導致脫硝效率下降、氨逃逸嚴重、空預器堵塞[10]及催化劑磨損等問題。

首層催化劑前截面的速度分布和氨氮物質的量比分布是決定氨逃逸率和脫硝效率的重要指標[11]。學者對SCR脫硝系統的速度場和濃度場均勻性進行了大量研究。董陳等[12]對某600 MW機組SCR系統進行模擬，發現在煙道擴口段和轉向段加裝導流板葉片，催化劑入口截面處的煙氣速度分布及NH3物質的量濃度相對標準偏差得到明顯改善。李壯揚等[13]在SCR入口煙道漸擴段增設導流板,在原有導流板組的基礎上優化導流板數和形狀，發現首層催化劑前截面的速度分布和NH3體積分數分布相對標準偏差系數均降低，均流裝置部件對速度分布矯正效果明顯，對NH3體積分數分布有改善作用。WANG等[14]通過分析脫硝反應爐進口煙氣流場數據，對比不同形式導流板對煙氣流場的影響。結果表明，弧型加直板形式的導流板使煙氣流速分布更加均勻，與催化劑接觸更好，提高了反硝化效率。ZENG等[15]對彎曲形導流板和非均勻噴氨策略進行模擬優化，結果表明在煙道上游采用小型導流板可以提高流場均勻性，控制壓力損失；同時非均勻噴氨是處理SCR結構空間約束的一種有效方法。流場模擬對現場流場優化具有指導意義。

目前大多采用多次模擬比較導流板安裝數量、角度優化等，即對不同導流板方案進行模擬計算，得出最佳方案，作為現場優化指導依據。李開拓[16]基于原始結構煙氣速度場、飛灰濃度場數值模擬結果，綜合考慮導流裝置對流場的影響，提出了幾種優化設計方案，并利用計算機仿真技術對上述方案進行逐一計算，選出最佳優化設計方案。呂太等[17]對比不同圓盤靜態混合器安裝角度對流場的影響，以首層催化劑前截面云圖作為判斷依據，選出最優設計方案。王海川等[18]通過計算整流板前截面的相對速度偏差，分析不同優化方案下的SCR反應器的速度場，評估導流板和整流板的導流效果,進而確定最佳方案。

筆者對某臺300 MW老機組SCR反應器中煙氣流動情況進行模擬計算，結合煙氣流線可視化分析，依據SCR煙道煙氣速度流線分布情況對導流板和靜態混合器進行優化設計，并進行流場優化，為老機組SCR流場優化改造提供理論參考。

1 SCR脫硝系統Fluent建模

1.1 SCR系統基本概況

廣州某電廠300 MW機組每臺鍋爐配置2臺SCR脫硝反應器，該機組1994年投用，2010年完成SCR煙氣脫硝改造工作，2015年催化劑加層以滿足超低排放要求。由于改造時空間有限，流場分布均勻性受到限制，故進行流場模擬優化。該SCR反應器以鍋爐中心線鏡像布置，數值模擬僅以單側反應器作為研究對象。以省煤器出口至空氣預熱器入口為計算區域，以1∶1的比例在Solidworks上建立了SCR反應器的三維幾何模型，如圖1所示。

圖1 SCR煙道結構Fig.1 SCR flue structure diagram

高溫含塵煙氣從省煤器出口進入SCR系統入口煙道，經過變徑、轉彎到達噴氨區域，在此與氨氣混合；經過2個90°轉彎，煙氣向下進入催化劑層；在催化劑作用下，煙氣中NOx與氨氣反應生成水和氮氣，脫硝后的煙氣由出口煙道進入空氣預熱器。

1.2 網格劃分

SCR脫硝系統結構復雜，運用ANSYS ICEM采用不同網格劃分方法。其中較復雜的計算區域，如靜態混合器區域和噴氨格柵區域采用非結構化網格；其余結構較簡單的區域采用結構化網格，減少計算工作量。對噴氨區域和整流器區域網格進行適當加密，以提高CFD模擬合理性。

為保證模擬結果可靠，對網格進行無關性驗證，以網格收斂指數為評判標準，網格收斂指數GCI定義為

(1)

其中，Fs為安全因子，使用3套及以上網格估算GCI時，Fs取1.25；p為收斂精度，取1.97；r為網格加密比；ε為網格收斂誤差，定義為

(2)

式中，f1、f2分別為細網格收斂解與粗網格收斂解，可為任何相關的參數量，如最大溫度值Tmax。

網格從疏到密設計了3套網格，網格節點數分別為460萬、590萬和630萬個。網格收斂指數分別為2.54%、1.61%和0.74%，均小于3%，可認為3套網格數值模擬的計算值與網格數目無關[19]，平衡計算精度與計算量，最終選擇網格數量590萬個。

1.3 數學模型與邊界條件

SCR煙氣脫硝技術涉及湍流流動、傳熱傳質、多組分輸運等過程，整個流動和反應遵循質量守恒、動量守恒和能量守恒。針對SCR脫硝反應器的流場優化數值模擬，在保證計算精度和計算時間的前提下，選擇工程上常用的k-ε模型。

(3)

式中，ρ為氣體密度；u、v和w分別為x、y和z方向的速度分量；Γφ為各變量擴散項；Sφ為源項；φ取1、u、v、w、k和ε時，方程分別表示連續性方程、各方向的動量方程、湍動能k方程和耗散率ε方程。

脫硝系統多組分混合過程采用組分輸運模型，本模擬研究涉及NO、NH3、H2O、CO2、O2和N2六種組分，不考慮飛灰影響。催化劑層設為多孔介質模型，模擬催化劑層的壓強降落特征。采用速度入口邊界條件，SCR入口平均速度為2.92 m/s；采用-2 000 Pa壓力為出口邊界；本研究只涉及催化劑前濃度和速度分布，與反應過程無關，故假設流動過程不涉及化學反應；噴氨條件為均勻噴氨，采用質量流量入口，共168個噴嘴，經計算每個噴嘴的噴氨流量為0.040 97 kg/s。

1.4 評價標準

為評價煙氣在催化劑層前的速度場和濃度場均勻性，常用相對標準偏差作為衡量尺度[20-21]。相對標準偏差定義為催化劑前截面云圖隨機截取若干點進行數據處理獲得樣本點的數據值xi(i=0，1，2，…，n)。

(4)

(5)

(6)

安裝導流裝置在一定程度上會增加系統阻力，造成風機耗能增加，因此，優化方案在滿足流場均勻性的同時也需壓力損失達到設計要求。催化劑按3層計算，系統阻力評價分級[24]為：A級，≤600 Pa；B級，>600 Pa，且≤1 000 Pa；C級，>1 000 Pa。

2 各方案模擬結果與討論

2.1 空塔模擬

SCR脫硝系統煙道內不加任何導流板和靜態混合器，空塔布置，煙氣豎直進入SCR脫硝反應器后經90°拐角進入水平煙道。后半段水平煙道沿深度方向逐漸擴大，隨后煙氣經過90°拐角豎直向上流動。依次經過漸擴段煙道和噴氨格柵后到達頂部，經過2個90°拐角后進入催化劑層。煙氣在SCR空塔模型內的流線如圖2所示。

由圖2可知，外側煙氣進入SCR煙道后，經過第1個90°轉角和第1處漸擴煙道時出現大漩渦和回流現象；隨煙道流動后，在第2處漸擴煙道結束后與煙道碰撞，流線出現交叉和錯流，大部分煙氣在第2個90°轉角處因碰撞向截面中部聚集；而內側煙道在第1個90°轉角后豎直煙道內產生旋流，到達第2個90°轉角時煙氣向煙道中部流動。催化前截面速度分布如圖3所示，可知煙道中部出現局部高速區域。

圖3 空塔首層催化劑前速度分布Fig.3 Velocity distribution in front of the first layer of the empty tower catalyst

煙氣進入SCR系統煙道后，在慣性作用下，水平煙道下部煙氣速度較大，繼而出現進入豎直煙道后后墻煙氣速度較大的情況，煙氣進入催化劑區域同樣受慣性作用，主要集中在后墻。由圖3可知，在煙道左側煙氣高速帶，催化劑層前的速度分布極不均勻，速度相對標準偏差為26.1%，未達到工程要求。

濃度分布受速度分布影響。噴氨條件為均勻噴氨，由于受到漸擴煙道和轉彎煙道的影響，且在噴氨格柵截面煙氣速度分布均勻性較差，故首層催化劑前截面上氨氮物質的量比分布不均勻。首層催化劑前截面氨氮物質的量比分布云圖如圖4所示，可知催化劑區域煙道內側出現局部低氨濃度區域，靠近外部出現局部高氨濃度區域。可見氨氮物質的量比分布極不均勻，經計算氨氮物質的量比相對標準偏差為24.8%，未達10%的設計要求，存在因氨氮混合效果較差導致脫硝效率低和氨逃逸量大的隱患。

圖4 空塔首層催化劑前氨氮物質的量比分布Fig.4 Distribution of ammonia-nitrogen molar ratio in front of first layer catalyst in empty tower

2.2 原方案

基于空塔模擬結果對煙道結構進行優化，從空塔模型中SCR煙氣流線可以看出，在煙道漸擴處和轉角處由于煙氣慣性出現大渦流、旋流和回流現象，為減小煙氣在轉角處的慣性，使煙氣在轉角處沿導流板布置方向流動，削弱煙氣因慣性聚集一側的現象，在煙道轉角處布置導流板。原方案中轉角處導流板優化布置主要采用弧形與直形導流板相結合的形式(圖5)，在水平煙道轉角處布置1塊弧形導流板，在第1處90°轉角處布置3塊弧-直形導流板組，在第2處90°轉角處布置2塊弧形導流板組。

圖5 原方案導流板布置Fig.5 Layout of the deflector in the original plan

由于漸擴煙道的存在，煙氣在慣性作用下向前流動，因此煙道漸擴一側煙氣量相對較少，煙氣速度低，非漸擴側的部分煙氣向漸擴側回流，增加阻力，影響煙氣均勻分布。為了使煙氣在煙道漸擴處分配更均勻，在第1處漸擴煙道開始段設置9塊不同形狀的導流板，同理在第2處漸擴煙道入口設置9塊不同形狀的導流板，煙氣充滿擴寬煙道，不會因煙氣慣性使煙氣積聚在煙道一側。改造加裝SCR脫硝系統時，為了保證煙氣在催化劑區域停留時間足夠長、提高脫硝效率，催化劑區域截面積大于噴氨區域豎直煙道截面積，故頂部煙道為漸擴煙道。為了減小煙氣在頂部煙道的慣性，避免煙氣聚集在催化劑后墻，在頂部煙道布置2塊直形導流板。

原導流板布置方案中，在導流板的導流作用下SCR煙道流場有所改善。煙氣流線如圖6所示，在3個煙道轉角處布置弧形與弧-直形導流板，基本消除漩渦和回流現象。3處漸擴煙道開始段布置導流板，大幅削弱流線的交叉和混亂情況，使煙氣在漸擴煙道段流線分布均勻。但流經漸擴煙道到達非漸擴段時，漸擴一側的煙氣由于在慣性作用下撞擊外側煙道，隨后在頂部煙道向內側聚集。因此漸擴煙道的導流板布置對煙氣存在過度矯正的現象。

圖6 原方案煙氣流線Fig.6 Flue gas flow line diagram of the original plan

首層催化劑前截面的速度分布云圖如圖7所示，可知在首層催化劑前截面內側出現局部高速區域，且高速區域面積減小，這與圖6分析一致。相比空塔模擬結果，速度分布得到較大改善，速度相對標準偏差為13.9%，達到小于15%的設計要求。

圖7 原方案首層催化劑前速度分布Fig.7 Velocity distribution in front of the first layer catalyst of the original plan

由于導流板的布置對煙氣流速存在過度矯正，且流速很大程度上會影響氨氮物質的量比分布情況，首層催化劑前截面的氨氮物質的量比分布云圖如8所示，可知內側存在高氨濃度區域，氨氮物質的量比相對標準偏差為15.3%，不符合小于10%的設計要求，因此需對導流板布置情況進行再次優化。

圖8 原方案首層催化劑前氨氮物質的量比分布Fig.8 Ammonia-nitrogen molar ratio distribution in front of the first-layer catalyst of the original plan

2.3 優化方案

導流板對煙氣流速存在過度矯正行為，雖然煙氣速度分布達到設計要求，但氨氮物質的量比標準偏差較大，故針對原方案SCR流場進行優化設計，此次優化布置情況如圖9所示。

圖9 優化方案導流板及靜態混合器布置Fig.9 Arrangement of baffle and static mixer in the optimized plan

本次優化改造內容包括：① 基于原方案在水平煙道加裝第7組寬度450 mm的直形導流板；② 在第1、2處漸擴煙道末尾段分別加裝第8、9組導流板，修正原方案對煙氣的過度矯正行為，第8、9組導流板參數如圖10所示；③ 在噴氨格柵上方加裝直徑600 mm，與煙氣方向呈45°布置的14×4個圓形靜態混合器，增強氨氣與煙氣的混合。

圖10 第8、9組導流板結構參數Fig.10 Structure parameters of the 8th and 9th groups of deflectors

考慮到煙氣在水平煙道經過轉角處后由于慣性作用聚集在水平煙道上部，在水平煙道設置第7組導流板，一共3塊直形導流板。為糾正漸擴煙道開始段導流板組對煙氣的過度矯正，此次優化選擇在2處漸擴煙道結束段分別布置1組弧-直形導流板。此外，噴氨格柵噴氨后氨氣與煙氣混合距離短，氨氣與煙氣無法充分混合。為彌補混合距離短的缺陷，在噴氨格柵下游布置1組圓形靜態混合器，加強氨氣與煙氣的擾動，增強混合效果。

導流板布置優化后，消除了煙氣在煙道轉角處和漸擴處的漩渦、回流現象，使煙氣在煙道內均勻分布。同時安裝圓形靜態混合器加強了氨氣與煙氣混合，大幅提高氨氮物質的量比的均勻性。優化方案的煙氣流線如圖11所示，可知經過2次優化后，未出現大規模的流線交叉和錯亂情況，流線在煙道內均勻分布。SCR出口出現較小區域回流，這是出口煙道轉角所致，但不影響催化劑前的流場分布情況。可見導流板布置對煙氣流速分布均勻性起重要作用。

優化后首層催化劑前截面速度分布如圖12所示，煙氣速度呈現帶狀分布，分布較均勻，相對標準偏差為11.4%，滿足設計要求。首層催化劑前截面氨氮物質的量比分布如圖13所示，在催化劑區域，前墻出現較小低氨濃度區域，但在圓形靜態混合器的擾動下，氨氮物質的量比整體均勻性提高，氨氮物質的量比相對標準偏差為9.4%，滿足濃度偏差小于10%的設計要求。

圖13 優化方案首層催化劑前氨氮物質的量比分布Fig.13 Ammonia-nitrogen molar ratio distribution in front of the first-layer catalyst of the optimized plan

2.4 各方案模擬結果對比分析

空塔、原方案和優化方案的整體壓力分布云圖如圖14所示。由圖14(a)、14(b)可知，安裝導流板并不一定會導致壓力損失變大，合理安裝導流板會減小壓降，這是由于合理安裝導流板會削弱煙氣在SCR煙道內的漩渦、回流現象，使煙氣在煙道內順應煙道結構變化，從而減小煙道結構造成的壓力損失。由圖14(b)、14(c)可知，靜態混合器在加強混合、提高氨氮物質的量比均勻性的同時，會對煙氣壓力造成直接損失。

圖14 3種方案整體壓力分布云圖Fig.14 Overall pressure distribution cloud diagram of three plans

空塔、原方案和優化方案的評價結果見表1。原方案在空塔基礎上加裝了6組導流板，削弱大漩渦和回流的作用，原方案流線減少了交叉和錯亂現象。安裝導流板可明顯改善速度場均勻性，同時速度場會影響濃度場分布，但原方案中氨氮物質的量比均勻性未達到設計要求。此次優化針對原方案中速度場過度矯正的現象進行修正，并增強氨煙混合，提高濃度場均勻性。優化后，首層催化劑前截面速度標準偏差為11.4%，氨氮物質的量比標準偏差為9.4%，滿足設計要求。壓力損失為706 Pa，達到B級設計要求。

表1 各方案模擬結果Table 1 Simulation results of each plan

3 結 論

1)以某電廠300 MW機組SCR脫硝系統為研究對象，對比空塔和原方案，修正原方案對煙氣速度的過度矯正現象，在轉角處和漸擴處加裝導流板。為增強氨煙混合，在噴氨格柵下游加裝圓形靜態混合器。通過安裝優化導流板和靜態混合器，大幅提高了SCR流場均勻性。

2)通過分析空塔、原方案和優化方案的煙氣流線，掌握煙氣流動情況，優化后消除大范圍錯流和交叉的流線現象，流線在煙道內均勻有序分布，速度分布和氨氮物質的量比分布均達到設計要求。

3)通過合理布置導流板和靜態混合器，在極大改善SCR流場的同時，未引起較大壓力損失，壓力損失達到B級設計標準。