W火焰鍋爐脫硝系統流場CFD優化

耿 宣，汪 洋，王凱亮

(中國華電科工集團有限公司，北京 100160)

0 引 言

中國燃煤電廠煤炭耗量約占全國煤炭年消費量的50%，其中無煙煤和貧煤占40%以上。無煙煤和貧煤具有煤化程度高、揮發分低、反應活性小等特點，因此在燃燒過程中著火溫度和燃盡溫度較高、燃盡時間較長。W火焰鍋爐能增加煤粉顆粒在爐膛內的停留時間，廣泛應用于低揮發分煤的燃燒，國內已投運及在建的W火焰鍋爐有150余臺[1-2]。為保證低揮發分煤種著火及燃盡，W火焰鍋爐爐膛設計熱負荷通常較高，爐膛火焰中心區域溫度可達1 800 ℃ 以上，大幅增加了熱力型NOx的生成，爐膛出口NOx質量濃度高達1 100～1 700 mg/m3(標準狀態，下同)，遠高于其他煤粉鍋爐，而我國部分地區環保要求NOx排放質量濃度必須低于50 mg/m3，這對鍋爐后部脫硝系統提出了很高要求。

潘棟等[3]分析了W火焰鍋爐低氮燃燒改造后引起的機組運行成本變化，發現W火焰鍋爐低氮燃燒改造后，增加了鍋爐效率、供電煤耗、飛灰含碳量，須合理制定NOx控制目標，提高脫硝改造經濟效益。KUANG等[4]論述了W火焰鍋爐內氣體/顆粒流動、燃燒和NOx排放特性的研究進展，發現該型鍋爐同樣存在煤著火晚、燃燒穩定性差、燃盡率低、結渣重、NOx排放高等問題，并從組織燃燒方面提出了一系列改造建議。陳海杰等[5]采用CFD數值模擬輔以實測驗證方法研究了鍋爐負荷、尿素噴射層流場、氨氮物質的量比等因素對選擇性催化還原(SCR)脫硝系統入口流場分布的影響，發現脫硝系統入口截面溫度、流速及NOx濃度分布不均勻，不同負荷時SCR系統入口截面NOx相對偏差達35%～53%，導致脫硝系統氨逃逸濃度嚴重超標。李紅智等[6]針對FW型W火焰鍋爐NOx排放濃度高等問題，以某FW型W火焰鍋爐為模型進行了CFD數值模擬計算，分析了低氮燃燒系統改造前后爐膛空氣動力場、溫度場、煤粉顆粒軌跡及NOx分布特點，發現改造后爐膛出口NOx質量濃度及溫度均降低。目前國內外學者對W鍋爐的研究主要集中在空氣分級燃燒技術、低氮燃燒器、風量配比技術等方面，對與W火焰鍋爐相配套的脫硝系統的匹配及優化研究較少，而經過低氮改造的W型火焰鍋爐普遍存在NOx達標困難等問題，相關研究有待深入。

目前國內外SCR系統內流場相關數值模擬研究主要針對均勻來流條件，而實際情況下，燃煤電廠普遍存在脫硝入口流場分布不均現象，尤其W火焰鍋爐脫硝入口流場橫向分布極不均勻。筆者以某電廠660 MW機組W火焰鍋爐脫硝系統為研究對象，以實際測量鍋爐滿負荷下出口煙氣參數摸底試驗數據作為邊界條件，設定本文脫硝系統模型入口的NOx濃度邊界條件，利用數值模擬方法研究非均勻來流濃度場條件下SCR系統內流場分布特征，并針對性提出了一種新型三角翼形旋流混合器，提升SCR系統內的濃度場均勻性。通過流場優化、加裝靜態混合器等技術手段，提高系統速度場及濃度場的均勻性，對類似W火焰鍋爐脫硝流場優化具有工程指導意義。

1 設計參數

某電廠660 MW機組鍋爐為超臨界參數變壓直流爐、單爐膛、W型火焰燃燒、一次再熱、尾部雙煙道結構，采用擋板調節再熱汽溫、平衡通風、露天布置、固態排渣、全鋼構架、全懸吊結構、Π型布置。原機組脫硝系統采用SCR工藝，催化劑層數按3+1模式布置，初裝3層預留1層。脫硝效率為88%，NOx質量濃度小于200 mg/m3。為滿足國家及地方環保政策要求，該機組實施脫硝裝置超低排放改造，要求SCR系統設計進口NOx質量濃度不大于850 mg/m3、出口NOx質量濃度小于50 mg/m3，脫硝效率大于94.2%，氨逃逸量小于3 μL/L。BMCR工況SCR入口煙氣參數(標態、濕基、實際氧)見表1。

表1 BMCR工況SCR入口煙氣參數Table 1 NOx inlet boundary condition of SCR at BMCR

實際運行中發現，W火焰鍋爐SCR系統進口NOx濃度較高且斷面不同區域偏差較大。為達到超低排放要求，改善上層催化劑截面處的氨氮物質的量比分布、控制氨逃逸、減輕空預器堵塞風險，需重新優化原脫硝系統流場、濃度場，實施分區噴氨改造。

流場指標方面，常規情況下SCR脫硝系統對流場的要求為速度分布標準偏差小于15%，濃度場分布標準偏差小于5%；超低排放情況下，原有SCR脫硝系統流場指標已無法滿足超低排放要求。李晗天等[7]研究了SCR反應器入口速度與濃度場不均勻性對脫硝性能的影響，指出實現超低排放主要是控制濃度分布的相對偏差，若速度分布相對偏差維持原限值15%不變，則濃度分布相對偏差限值須在2.0%以內，若將速度分布相對偏差控制在10%，則濃度分布相對偏差限值在2.3%以內，這對流動中還原劑和主氣流的混合能力要求較高。因此，本文將速度、濃度場相對標準偏差指標分別規定為小于10%、2%，優化前后脫硝系統相關指標見表2。

表2 優化前后脫硝系統相關指標參數Table 2 Related indexes of SCR before and after optimized

2 計算模型及邊界條件

2.1 計算區域

脫硝系統流場模擬的計算區域是從鍋爐省煤器出口至空氣預熱器入口煙道系統的部分，包括氨噴射裝置、煙道內導流板、脫硝反應器、出口煙道及其他內部件等，催化劑層數按3+1模式布置，流場優化的計算區域如圖1所示。

圖1 計算區域示意Fig.1 Structure diagram of SCR

SCR系統的CFD模擬及優化基于系統壓力損失較小、導流板數目較少原則設計煙道內整流、混合部件，在滿足設計要求的前提下力求減少改造工程量。通過對SCR系統阻力、流場分布均勻性、NH3/NOx分布均勻性等模擬結果對比分析，最終形成優化方案。

2.2 網格劃分

SCR系統的物理模型和內部結構相對復雜，計算區域包括入口導流板區域、噴氨區域、反應器入口煙道區域、催化劑層區域、出口煙道區域，針對不同區域復雜的幾何形狀特點和網格適應性采用四面體非結構化網格。由于噴氨格柵是SCR系統的重要氨噴射裝備，對NH3/NOx分布均勻性至關重要。建立噴氨格柵，并對局部進行網格加密。由于煙道、反應器拐角處會形成渦流，應對拐角處的導流板、混合器網格適當加密。

為保證脫硝系統數值模擬結果可靠，進行無關性驗證，引入網格收斂指數GCI作為評判標準[8-9]，網格收斂指數的定義如下：

(1)

其中，Fs為安全因子，使用2套網格估算GCI時，Fs取3，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，具體為

(2)

式中，f1、f2分別為細網格收斂解與粗網格收斂解，f為任何量，如最大溫度Tmax。

從疏至密共設計4套網格，網格數分別為700萬、1 100萬、1 400、1 700萬個，計算得到網格收斂指數分別為3.45%、2.36%、2.20%，可知網格數大于1 100萬后，GCI指數小于3%，認為該網格數值模擬的計算值與網格數目無關，為兼顧數值計算的準確性和快速性，選擇網格數量為1 400萬個。

2.3 計算模型

計算模擬采用的湍流模型為標準k-ε模型，壁面處采用標準壁面函數處理，邊界上的湍流尺寸通過當量直徑和湍流強度指定。計算模型邊界條件依據機組運行參數設置：煙氣入口邊界條件為速度入口，氨氣入口邊界條件為質量入口，煙氣出口邊界條件為壓力出口，出口壓力取101.325 kPa。催化劑層作多孔介質處理，阻力系數按設計工況設定，單層催化劑阻力設為150 Pa。根據脫硝系統實際運行環境，滿足工程要求條件下，為便于模擬計算，對該裝置進行如下假設和簡化：① 結構簡化；導流板厚度對流場影響較小，忽略導流板及孔板厚度；忽略結構件(內撐桿、支撐梁等)對流場的影響。② 物理問題簡化；實際系統漏風較小，因此不考慮系統漏風；煙氣中灰濃度很低，在煙氣中占比很小，因此忽略顆粒作用；流動為定常流動，將煙氣視為不可壓縮的牛頓流體；流體物性參數為常數；煙氣為理想氣體[10-12]。

為使模擬結果更接近脫硝反應器的真實運行情況，采用鍋爐滿負荷下出口煙氣參數摸底試驗數據作為邊界條件，設定本文脫硝系統模型入口NOx濃度邊界條件，入口NOx摩爾分數分布見表3，NOx摩爾分數分布云圖如圖2所示。可知入口截面NOx摩爾分數分布存在較大偏差，最高約335×10-6，最低約262×10-6，偏差約30%；存在中間區域較高、周邊區域較低的分布趨勢。

表3 BMCR工況SCR入口截面NOx邊界條件Table 3 NOx inlet boundary condition of SCR at BMCR

圖2 BMCR工況SCR入口截面NOx分布Fig.2 NOx inlet mole fraction distribution at BMCR

3 流場模擬結果與討論

3.1 原流場數值模擬結果

燃煤電廠SCR煙氣脫硝流場模擬一般采用BMCR工況下的設計條件進行輸入設置，入口條件采用均勻入口，這與W火焰鍋爐實際運行時脫硝系統入口濃度場不均勻現象存在較大偏差。因此，本文首先采用實際邊界條件重新計算原設計條件下脫硝系統的流場分布，分析流場及濃度場的分布特性，針對流場、濃度場的不均勻現象提出改進措施。

原流場設計了3組導流板：第1、2組導流板布置在噴氨格柵豎直煙道上、下部彎頭處；第3組導流板設置在SCR反應器入口處，與整流格柵協同優化進入催化劑層煙氣流速分布，并依靠整流格柵控制煙氣進入催化劑層的入射角；噴氨格柵設置在豎直煙道中部。

原設計流場的煙氣流線分布如圖3所示，可知煙氣在反應器頂部入射到催化劑表面時，氣流較紊亂；流速分布方面，反應器遠離鍋爐側存在較明顯的煙氣高流速區；由于第3組導流板對煙氣流線的矯直作用較弱，導致部分煙氣流經整流格柵后仍存在偏流現象，一部分流線與豎直方向夾角大于10°。

圖3 原始流場的流線分布Fig.3 Streamline distribution of original design

催化劑入口流場直接影響脫硝反應效率，催化劑入口定義為首層催化劑上游0.5 m處橫截面，原流場首層催化劑入口截面速度分布云圖如圖4所示?？芍麄€截面靠近鍋爐側速度比較均勻，但遠離鍋爐側有明顯高速區，整體呈前低后高的分布。

圖4 原流場催化劑入口截面速度分布云圖Fig.4 Velocity distribution of original design on the first catalyst

SCR脫硝系統數值模擬關鍵截面的均勻性指標采用相對標準偏差RSD：

RSD=S/X0×100%，

(3)

(4)

式中，S為標準偏差；X0為所有測點的算術平均值；Xi為單點測量值；N為測點數量。

經計算，第1層催化劑入口截面速度分布相對標準偏差為20.86%，難以滿足超低排放要求，速度均勻度指標難以滿足設計要求。

首層催化劑入口氨氮物質的量比的均勻程度是影響脫硝反應的另一主要因素，而催化劑入口NOx摩爾分數分布直接影響氨氮物質的量比的均勻程度。為準確統計，將催化劑層入口截面平均劃分為4個子區域(圖5)。第1層催化劑入口NOx摩爾分數分布如圖6所示。4個子區域內NOx摩爾分數平均相對標準偏差分別為1.52%、2.24%、4.68%和4.64%。計算得到此截面上氨氮物質的量比平均相對標準偏差分別為8.67%、6.01%、6.06%和10.72%，極易造成氨逃逸超標，引起空預器堵塞。

圖5 催化劑入口截面子區域劃分示意Fig.5 Schematic diagram of sub-regions at catalyst entrance

圖6 原流場第1層催化劑入口NOx摩爾分數分布Fig.6 NOx distribution of original design on the first catalyst

3.2 優化后流場模擬結果

3.2.1 優化方案

噴氨格柵分區調控及靜態混合器的開發與利用是提高混氨效果的關鍵，可有效提高首層催化劑入口氨氮物質的量比的均勻度，從而提高脫硝效率，減少系統氨逃逸[13-15]。

根據原流場模擬計算結果，發現原流場主要存在以下問題：① 首層催化劑入口速度場分布不均勻，遠離鍋爐側有明顯高速區；② 濃度場分布不均勻，首層催化劑入口NOx摩爾分數分布空間差異較大；③ 部分煙氣流經整流格柵后仍存在偏流現象，一部分流線與豎直方向夾角大于10°。

針對速度場問題，考慮優化反應器入口導流板，配合整流格柵，達到速度場均勻、流線豎直。對于系統進口NOx濃度較高且斷面不同區域存在較大偏差的問題，為改善催化劑入口截面處的氨氮物質的量比的分布均勻性，考慮采用大范圍混合作用的靜態混合器，摻混煙氣中NOx與NH3，實現首層催化劑入口氨氮物質的量比均勻。優化方案如下：省煤器出口水平煙道增加第1組導流板；將噴氨格柵移至第1組導流板后水平煙道；噴氨格柵后布置第1組混合器；在豎直煙道布置第2組混合器；在豎直煙道頂部彎頭布置第2組導流板，其后布置第3組導流板，反應器頂蓋布置第4組導流板，局部改造原有煙道，消除局部渦流區，優化改造方案如圖7所示。

圖7 優化方案模型示意Fig.7 Structure diagram of optimization design

3.2.2 靜態混合器

靜態混合器是促進氨與煙氣充分混合的裝置，型式多樣，煙氣流經混合器時產生渦流擾動從而增強混合效果。國外研究發現加裝靜態混合器雖可增強濃度場混合，但不能促進煙氣流動均勻化，其下游的煙氣流動均勻性反而變差[16-18]。因此，有必要研究SCR脫硝裝置中加裝靜態混合器對流場的影響。

目前，SCR脫硝系統中常用圓盤形旋流混合器，混合效果較好，但存在積灰、影響下游流場等問題。為此，本文提出一種新型三角翼形靜態混合器(圖8)，并與圓盤形旋流混合器對比，分析其流場分布情況。三角翼形混合器主要由幾何尺寸完全相同的2種三角形拼接而成，制作簡單；三角形斜面與水平面角度均大于60°，可避免積灰現象。

圖8 三角翼形混合器Fig.8 Triangular wing mixer

為對比混合效果，建立尺寸相同的煙道混合器計算模型，入口條件相同時，對比煙道出口的速度場、濃度場偏差及阻力情況，如圖9所示?？芍獔A盤混合器和三角翼混合器出口處速度偏差分別為15.5%、11.1%；濃度偏差為4.6%、3.86%；圓盤混合氣和三角翼混合器阻力分別為147、120 Pa。采用三角翼形混合器對原流場進行優化。

圖9 混合效果模擬對比示意Fig.9 Schematic diagram of mixing effect

靜態混合器與噴氨格柵流場配合方面，水平煙道處、噴氨格柵后布置第1組混合器，增強煙氣交叉混合及局部混合，使煙氣在左右方向上交叉混合，實現煙氣大范圍交叉混合，從而降低實際非均勻來流條件下脫硝入口NOx濃度場的分布偏差。在豎直煙道內設計了第2組混合器，通過混合器單元的不同旋轉方向，將豎直煙道分成4個分區。單個分區內，煙氣流過靜態混合器后在短距離內形成旋流，保證分區內煙氣混合均勻。通過布置分區混合器可使各分區間煙氣基本不相互混合，保證分區前后良好對應。因此，分區混合器提高了各分區內流場分布均勻性，有利于實現分區噴氨控制[19-21]。

3.2.3 優化方案流場模擬結果

流場優化方案中BMCR工況時系統流線分布如圖10所示。可知增加靜態混合器后，豎直煙道處煙氣出現明顯旋流現象，促進NOx及NH3混合。流線方面，系統流線分布均勻，煙氣填充度較好；第1層催化劑前的流線分布均勻，第1層催化劑來流速度與豎直方向夾角小于10°，滿足催化劑使用要求。

圖10 系統流線分布示意Fig.10 Streamline distribution of optimization design

速度場分布方面，BMCR工況下，第1層催化劑入口處的速度分布云圖如圖11所示?？芍c原流場相比，通過流場組織，遠離鍋爐側的煙氣流速高速區域消失。催化劑入口截面速度分布相對標準偏差為3.80%，速度分布均勻度明顯提高，遠高于普通脫硝系統速度場偏差15%的指標要求。

圖11 優化方案BMCR工況催化劑入口速度分布云圖Fig.11 Velocity distribution of optimization design on the first catalyst at BMCR

BMCR工況下第1層催化劑入口NOx摩爾分數分布如圖12所示。經計算，4個分區內NOx摩爾分數平均相對標準偏差分別為0.68%、1.39%、1.81%和0.62%。NOx摩爾分數分布證明優化方案設置的靜態混合器具有良好的混合作用，催化劑入口處NOx分布較均勻，為進一步脫硝反應提供有利條件。

圖12 優化方案BMCR工況催化劑入口NOx摩爾分數分布Fig.12 NOx distribution of optimization design on the first catalyst at BMCR

BMCR工況下，第1層催化劑入口截面氨氮物質的量比分布見表4。該截面上氨氮物質的量比平均為0.933，4個分區內的氨氮物質的量比平均相對標準偏差分別為0.62%、1.36%、1.78%和0.41%。

表4 優化方案滿負荷催化劑入口氨氮物質的量比分布Table 4 NH3/NOx distribution of optimization design on the first catalyst under BMCR

假設催化劑活性滿足設計要求，噴入煙道所有NH3可完全參加還原反應，根據催化劑入口截面NH3/NOx分布情況，推算SCR出口斷面上NOx質量濃度平均值為39 mg/m3(標況)。根據改造后性能測試結果，BMCR工況下，SCR出口斷面上NOx質量濃度分別為34、42、44 mg/m3，平均40 mg/m3，與模擬結果基本一致，證明模擬結果可靠。優化方案設置的導流板、靜態混合器與原系統相比阻力僅增加約185 Pa，滿足小于200 Pa的設計要求，系統NOx質量濃度長期穩定在約45 mg/m3，氨逃逸量1.46 μL/L，達到超低排放指標要求。

4 結 論

1)針對W火焰鍋爐SCR系統進口NOx濃度較高，且斷面不同區域存在較大偏差等問題，為改善上層催化劑截面處氨氮物質的量比分布，通過設置2層三角翼形靜態混合器，增強煙氣擾動，湍流混合作用加強，有利于NOx及NH3在煙道中擴散。經模擬計算，催化劑入口截面分區最大氨氮物質的量比平均相對標準偏差由10.72%降至1.78%。

2)通過增加反應器頂部導流板數量，消除催化劑入口速度較高的條狀區域，有效降低催化劑入口速度場的不均勻性，速度分布相對標準偏差由20.86% 降至3.80%。

3)改造后的性能測試結果顯示，SCR系統出口NOx質量濃度穩定在45 mg/m3左右，氨逃逸量1.46 μL/L，與模擬結果估算的NOx質量濃度基本一致，相關指標均滿足超低排放指標要求。