40 MW鏈條爐SNCR-SCR脫硝技術中還原劑均布性優化研究

賈玉杰，曾亞軍，王 志，王夫美，沈伯雄，胡曉曉

（1.河北工業大學能源與環境工程學院，天津 300401；2.泰安市生態環境保護控制中心，山東 泰安 271000）

0 引言

工業鍋爐廣泛用于多種行業的生產過程中，其排放的氮氧化物（NOx）是我國大氣污染的主要來源之一。2021年5月，《工業鍋爐污染防治可行技術指南》中規定在用工業鍋爐NOx排放限值為40～150 mg/m3[1]。目前，工業鍋爐中NOx的排放控制大多采用SNCR技術。隨著NOx排放標準的提高，采用單一SNCR技術不能滿足工業鍋爐的NOx排放要求。SNCR-SCR（Selective Non-Catalytic Reduction-Selective Catalytic Reduction，SNCR-SCR）聯合脫硝技術因其具有脫硝效率高和占地面積小等優點受到越來越多的關注。

計算流體動力學（Computational Fluid Dynamics，CFD）廣泛用于研究鍋爐內氣固流動、燃燒和傳熱等復雜過程。大部分對SNCR-SCR 聯合脫硝技術的模擬研究主要通過改變煙氣混合程度來提高聯合脫硝效率。Nguyen等[2]建立了一個中試規模的SNCR-SCR聯合脫硝的反應器并測量了脫硝效率；基于SNCR、SCR反應動力學，利用CFD 數值模擬中得到脫硝效率為91%，較SNCR 單獨運行時的脫硝效率提高了10%；CFD模擬結果與實驗結果誤差為13%。周英貴等[3]提出了一種改進型的SNCR-SCR聯合脫硝工藝，通過在轉向室增加一組補氨噴射器，并在SCR入口前設置均流板使進入SCR催化劑的還原劑混合更加均勻，提高系統自動控制穩定性，并采用Fluent 軟件對SNCR 與SCR過程中間段還原劑與煙氣的混合特性與分布特征進行了分析研究，模擬結果顯示改進后的聯合脫硝工藝降低了還原劑消耗量，解決了SCR反應器入口回流問題。薛璐[4]對某300 MW燃煤機組中的SNCR-SCR聯合脫硝過程進行了模擬研究，首先通過加設導流板及整流柵格對進入SCR反應器前的流場進行了優化，其次對不同NSR條件下的SNCR過程進行了分析，脫硝效率隨著NSR 的升高而升高，但氨逃逸也逐漸升高。韋耿等[5]通過對SNCR-SCR 聯合脫硝過程進行數值模擬及冷態實驗，提出增大混合器容量、優化均流器與導流板形狀能夠提高SCR入口處還原劑與NOx的混合程度，提高脫硝效率并減少氨逃逸。方熙娟[6]對500 t/d 的垃圾焚燒爐中的SNCR-SCR 聯合脫硝系統的脫硝效率、經濟成本以及環境效益進行了研究，結果顯示通過對鍋爐內的SNCR過程進行精準噴氨可提高SNCR過程脫硝效率，SNCR-SCR聯合脫硝技術成本為4.42 元/t，其中SCR系統成本約占72%，實際運行證明SNCRSCR聯合脫硝技術的經濟性可控，可以應用在鍋爐脫硝過程中。

SNCR-SCR聯合脫硝技術的研究在國內外發展迅速，研究方向集中在中試實驗以及加設導流板以提高還原劑與煙氣混合程度方面，對補氨噴槍位置及補氨量方面的研究較少。此外SNCR-SCR聯合脫硝技術在電站鍋爐及垃圾焚燒爐中的應用較為廣泛，在國內小容量的工業鍋爐領域中缺乏相關的應用和研究。隨著小容量的工業鍋爐NOx排放成為我國NOx排放控制主要對象，需要對應用于工業鍋爐中的SNCR-SCR聯合脫硝技術的技術性能、環保效益進行綜合研究，根據實際情況優化我國工業鍋爐中的SNCR-SCR聯合脫硝技術。

1 數學模型

1.1 湍流化學反應模型

在對鍋爐內燃燒、SNCR、SCR過程進行數值模擬時需要加入相應的化學反應。渦流耗散概念模型在考慮湍流流動的同時納入了詳細的化學動力學機理，可以準確計算各組分濃度變化[7-9]。EDC模型中假設在某一區域組分完全混合發生反應，這一區域尺寸非常小，其長度可由式（1）進行描述：

式中：Cξ表示體積分數常數，2.14；ε用于描述應力與其梯度變化速度之比，稱為動力黏度。

1.2 輻射模型

P-1輻射模型[10]適用于介質不透明度大的氣相燃燒模擬中。工業鍋爐內多原子氣體組分較多，采用P-1模型可以準確對鍋爐中的輻射傳熱過程進行描述。P-1模型輻射通量可由式（2）表達：

式中：α用于衡量單位介質對輻射的吸收度，稱為吸收系數，m-1；σs稱為散射系數，m-1；G用來描述介質吸收的能量，稱為入射輻射，W/m2。

1.3 多孔介質模型

利用Fluent模擬時，大多使用多孔介質模型來代替催化劑的實體建模[11-13]。在多孔介質模型中，需要對動量方程中增加源項來描述微孔對流體的阻礙作用，其中，源項包括黏性阻力項和慣性阻力項，分別表示流體之間的摩擦阻力和流體通過微孔時克服變速運動產生的慣性力。由于蜂窩狀SCR催化劑是由大量微小的催化劑顆粒組成的，在多孔介質模型中，催化劑壁體的阻力項可由式（3）進行描述：

式中：為壓力總損失，Pa；L為多孔介質的厚度，m；K用來表示流體中內摩擦力的性質，稱為黏滯阻力系數，1/m2；μ表示應力與其梯度變化之比，稱為動力黏度，Pa/s；v為流體的速度，m/s；C2為流體的慣性阻力系數，1/m。式（3）中的K、C2可以使用Ergun半經驗公式進行計算[14]，公式為：

式中：DP為多孔介質中的平均粒徑，m；δ表示多孔介質中空隙體積與介質整體體積之比，稱為孔隙度。通過參考Yao等[15]的測試結果DP取值為1×10-6m，催化劑的孔隙率為0.423。參考式（4）、式（5）計算得到黏滯阻力系數為6.598 1×1014，慣性的黏性阻力系數為2.668 2×107。

1.4 SCR 化學反應模型

SCR過程屬于多相催化反應，其過程較為復雜，主要涉及內、外傳質過程，脫附與吸附過程及表面化學反應過程。釩基催化劑是以V2O5作為活性組分負載在二氧化鈦上而制成的催化劑，該類催化劑抗硫性好，脫硝溫度適宜，應用廣泛，在工業減排應用領域已經得到了廣泛的研究[16-20]。Dumesic等[21]利用釩/鈦催化劑的動力學數據對各種條件下釩/鈦催化劑的反應過程進行了定量描述，提出了一種包含表面催化劑組分的SCR脫硝反應機理，具體的基元反應見表1。

恒生電子，同花順，金證股份等國內的大型軟件廠商在金融類軟件系統領域投入很多資源進行設計和開發，在數據的交互、傳輸、存儲等方面的架構設計和開發上較為周密和嚴格，而架構中的安全性設計，更是設計的重中之重，可見保障金融類軟件系統的網絡通信安全十分重要。

表1 釩/鈦催化劑SCR 脫硝反應機制Tab.1 SCR denitrification mechanism of Vanadium/Titanium catalyst

1.5 脫硝效率計算

本文脫硝效率采用式（6）進行計算：

式中：η為脫硝效率，C(NO)0初始煙氣NO濃度，mg/m3；C(NO)e為脫硝后的NO濃度，mg/m3。

2 模擬對象

研究對象為一臺40 MW的工業鍋爐，在22 MJ/kg的低位熱值燃燒條件下，煤的吞吐量約為7.3 t/h。該鍋爐燃燒過程主要分為兩部分：第1部分固體燃料通過煤斗進入7 m長的水平式爐排進行燃燒并氣化，燃燒過程所產生的煙氣中會生成大量的可燃性氣體；第2 部分進入爐膛中的可燃性氣體會再次燃燒，產生的煙氣進入煙道排出。帶式爐篦下方有7個風箱，用于送風。研究區域包括爐篦上方的爐膛、帶有一個省煤器（Economizer，ECO）的煙道和SNCR-SCR 聯合脫硝系統，如圖1 所示，其中7 個入口區域的邊界條件如表2所示[22]。

圖1 SNCR-SCR 聯合脫硝系統Fig.1 SNCR-SCR combined denitration system

表2 鍋爐入口邊界條件Tab.2 Boiler inlet boundary conditions

使用ANSYS 建模軟件SpeaceClaim 預處理器創建三維幾何圖形。計算區域高9.3 m，寬7 m，深6.77 m。由于鍋爐在Z軸方向上為完全對稱結構，故計算時只對鍋爐整體的一半進行劃分，把Z=3.385 m 處的XY面作為對稱邊界即可，計算域如圖2a）所示。鍋爐中省煤器管組通過多孔介質模型描述煙氣壓力下降及換熱過程。結構化網格在三維物體中由規則的六面體表示，具有網格分布規律、計算易收斂和數據結構簡單等優點。為保證模擬計算準確性，整個鍋爐的網格由結構化網格構成，如圖2b）所示。通過對網格數量為72萬、100萬、150萬、200萬、250萬案例進行網格無關性分析，本文選擇150萬的網格進行SNCR-SCR聯合脫硝過程計算。

圖2 鍋爐計算域及網格劃分Fig.2 Boiler computing domain and grid division

3 模擬結果與分析

3.1 爐膛模擬結果驗證

一個合理且貼近實際的爐膛流場分布是準確預測脫硝過程的前提。從圖3可以看出，采用相同邊界條件，本文對爐膛溫度三維數值模擬得到的結果與Modlinski等[23]得到的結果變化趨勢相同。由于采用的燃燒機理不同導致結果存在一定誤差，但最大誤差控制在7%，在工程實際誤差允許范圍內，可以認為本文對爐膛內流場的溫度數值模擬結果計算準確。

圖3 鍋爐內平均溫度分布Fig.3 Average temperature distribution in the boiler

3.2 爐膛內初始計算結果

鍋爐內部氣體燃燒所產生的溫度場如圖4a）所示。從爐排上方水平位置溫度分布來看，氣相燃燒過程可分為3個階段。第1階段為從煤中揮發的可燃性氣體的預熱階段，為吸熱反應，因此爐排上部的溫度較低。第2階段，煤中揮發的可燃性氣體與空氣中的O2發生反應開始劇烈燃燒，同時放出大量的熱。由模型入口邊界條件可知，在爐排的2、3、4、5 入口處的流量相較于其他區域偏大，其中區域3 可達6.22 kg/s，流量最小的區域5也比其他區域中流量最大的區域6高出1.84 kg/s，同時，這4個入口的可燃性氣體CH4和CO的質量分數也高于其他區域，故揮發出的可燃性氣體最多。因此，2、3、4、5入口上方的溫度高于其他區域，是整個爐膛的主燃燒區域。第3階段即為燃燒殆盡階段，剩余少量的可燃物繼續燃燒。模擬計算得到整個計算域的高溫區域集中在爐排上方1 m且靠近鍋爐前后拱之間的位置，其中最高溫度達1 900 K。高溫煙氣繼續向上流動，爐膛內部空間逐步增大，煙氣與水冷壁接觸面積增大，煙氣溫度開始逐漸降低，到達省煤器上游時煙氣溫度為1 131 K。經過省煤器換熱后，其溫度降低至650 K。SNCR反應溫度窗口在模型高度3.5～8.5 m范圍內。

圖4 鍋爐中心截面燃燒過程Fig.4 Boiler central section combustion process

圖4b）為爐內速度場分布，從圖中可以看出，沿爐排方向速度呈現的趨勢為中間高，兩端低。爐排下方的鼓風機將空氣送進爐膛后由于煤層的阻力，初始速度較小，煙氣的流動狀態為層流。爐內SNCR入口煙氣平均流速為4 m/s，且SNCR區域內煙氣最大流速小于11 m/s，滿足SNCR還原劑對停留時間的要求。

圖4c）為爐膛中心截面NO 濃度分布圖，結果顯示燃料進入爐排后并未立刻燃燒，而是處于吸熱階段，所以1號入口區域的NO生成量并不多。隨著爐排向前滾動，燃料開始燃燒，燃燒區域主要集中在2、3、4、5區域上部，其中3、4號區域上方1.5 m處NO生成量最多，也是煤塊燃燒最為劇烈的區域，濃度最大值達到270×10-6。在煙氣從向上流動轉變到煙道向下流動時由于速度過大，NO沒有很好的向周圍擴散，到達出口處煙氣中NO平均濃度為210×10-6。

3.3 SNCR 噴槍位置優化

在不同因素條件下研究SNCR系統時，燃燒的運行條件是相對穩定的，所以本文不再繼續對燃燒過程進行計算，選擇將SNCR系統與全爐分離計算。計算方法是通過設置一個分割平面，將整個鍋爐分為兩個部分，下鍋爐和上鍋爐[24]。分割平面選擇位置為Y=2.5 m處，在此位置氣體燃料燃燒過程結束，將此剖面的溫度、速度、煙氣組分信息作為上鍋爐模型的入口條件。上鍋爐模型及網格劃分如圖5所示。

圖5 上鍋爐位置及網格劃分Fig.5 Upper boiler position and grid division

圖6給出了進入爐膛煙氣在Y=2.5 m截面處沿X軸方向NO濃度的變化情況。從圖中可以看出氮氧化物濃度隨煙氣流動向四周擴散，在1.8～3.8 m處濃度基本相同。由于在燃燒前期，煤層吸熱并未立刻燃燒，導致在X＜1 m階段煙氣流動到Y=2.5 m位置時NO濃度較低，濃度約為209 mg/m3；在1.0～1.8 m處，NO濃度出現略微下降，主要由于此區域煤層開始不充分燃燒，形成大量可燃性氣體，煙氣體積加大，NO在煙氣中體積分數下降，而且此時形成局部的還原性氣氛，使伴隨燃燒反應產生的NOx被部分還原，導致NO濃度降低；在X=4 m位置時NO濃度突然降低是由于爐排后端燃料消耗過多，氧氣較多，屬于富氧燃燒，生成NO的速率降低。

圖6 NO 入口濃度分布Fig.6 NO inlet concentration distribution

CFD模擬用于驗證尿素噴射位置的選擇，需要合適的溫度窗口以實現最佳SNCR性能。計算域入口到頂部的平均溫度分布如圖7所示，圖中SNCR反應溫度窗口在模型高度1～6 m范圍內，在計算域內注射還原劑的位置為1.2 m處。

該鍋爐是完全對稱結構，故只選取其中二分之一模型進行研究。由于煙氣靠近前墻位置處流速較低，所以前墻固定布置4個噴槍。根據圖6入口NO濃度分布情況，NO濃度較高的區域主要集中在X=1.5～3.5m處，且該區域流速較大，故選定側墻噴槍在X=1.5～3.5 m范圍內分別布置2、3和4個噴槍進行研究，噴槍水平截面位置如圖8。選定還原劑噴射速度為70 m/s，尿素還原劑被水稀釋到4%，氨氮比為2，平均粒徑為60 μm，噴槍噴射角度與壁面完全垂直，噴射高度選擇為上鍋爐區域1.2 m位置。

圖8 噴嘴安裝位置方案Fig.8 Nozzle installation position scheme

噴槍所噴射還原劑液滴的空間特征如圖9所示。從圖中可以看出，在相同噴射速度的情況下，前墻4支噴槍噴射距離較左側墻的遠。這是由于靠近前墻的煙氣流速較低，因而顆粒動量受煙氣影響較少。側墻布置噴槍處煙氣流速在6～9 m/s，進入爐膛的尿素受高速煙氣影響，隨煙氣向上流動導致穿透能力較差。通過對比圖9a）、b）和c） 3個方案可以看出，當左側墻噴槍為2支與3支時，噴槍所噴射還原劑跡線較為稀疏，而左側墻噴槍為4支時，噴槍所噴射還原劑跡線可以覆蓋更廣的區域。

圖9 還原劑顆粒分布Fig.9 Reductant particle distribution

圖10為在Y=2.5 m位置截面時不同方案的NO濃度分布。從圖中可以看出反應區域在左側墻布置2、3支噴槍時比噴槍為4支時較小。此外，通過對比方案1、2、3出口處的NO平均濃度，得到的脫硝效率分別為32.1%、35.4%、42.3%，且側墻布置4支噴槍可使還原劑分布更為均勻。

圖10 NO 濃度分布Fig.10 Distribution of NO concentration

3.4 SNCR-SCR 補氨噴槍位置及補氨量分析

SCR脫硝系統的性能與SCR反應器入口處NO和NH3的分布均勻程度有直接關系。單獨采用SCR系統控制NO時，NH3在SCR催化劑入口處的分布均勻性主要取決于噴氨柵格的流量分配。但由于受SNCR噴氨影響，采用柵格噴槍較難調節每個噴嘴流量使NH3分布均勻。此外，工業鍋爐豎直向下的煙道空間有限，安裝爐內式的柵格噴槍較難實現。故在爐頂位置采用槍式噴槍，對還原劑含量較低位置進行補氨。

由于SNCR系統中使用的氨氮比為2，部分NH3未與煙氣中NO發生反應，計算得出未補氨前SCR催化劑入口NH3質量分數為3×10-5。通過Fluent計算結果可知，在SCR催化劑入口處煙氣的質量流量為13kg/s，NO的質量分數為1.13×10-4，通過計算可以得到氮氧化物的質量流量為1.46×10-3kg/s。SCR脫硝系統中氨氮比選擇為1，由于所選還原劑為尿素，故尿素與氮氧化物的摩爾比為0.5∶1，單位時間內所需尿素總量為1.46×10-3kg/s，扣除SNCR系統中的氨逃逸，還需加入1.07×10-3kg/s的尿素。

圖11顯示了未對SCR 脫硝系統補氨前NH3與NO 的濃度分布圖。結果顯示靠近側墻噴槍位置的NH3濃度較高，同時較高濃度的NH3促進了SNCR反應，導致該區域NO體積分數低于100×10-6。相反，因煙氣流速較大且SNCR噴槍所噴射的還原劑穿透性較差，導致靠近對稱面位置NH3濃度較低，SNCR還原反應不完全導致NO 濃度較高。為解決還原劑分布不均的問題，采取在爐頂靠近對稱面位置布置2支噴槍。

圖11 未補氨前SCR 催化劑入口還原劑與NO 濃度分布Fig.11 Reducing agent and NO concentration distribution before ammonia supplementation

根據圖4b）可知，水平煙道轉彎處流速較大，在圖11b）中紅色區域的正上方加設補氨裝置時還原劑受煙氣影響會向鍋爐后墻位置靠近，從而導致還原劑不能達到NO 濃度較高區域，因此，將噴槍設置在煙道左側偏下位置，如圖12所示。

圖12 補氨位置Fig.12 The ammonia position

圖13為加入補氨噴槍后NH3及NO濃度分布圖。結果顯示補充還原劑后NO 的濃度分布變化不大，仍呈現靠近側墻位置濃度低，靠近對稱面位置濃度高的分布。這是由于補氨位置不在SNCR反應溫度窗口范圍，故還原劑與NO 并不發生反應。對比圖13a）和13b）可以發現補充尿素分解后的NH3所在位置正處于NO濃度高的位置，說明補氨位置合理。圖14為1號補氨位置XY截面處NH3和NO濃度分布情況，結果顯示還原劑擴散位置與NO濃度較高位置大致相同，煙氣經過催化劑發生SCR反應，NH3與NO濃度有明顯降低，出口NO體積分數降低到35×10-6，氨逃逸量為3.1 mg/m3。

圖13 補氨后SCR 催化劑入口還原劑與NO 濃度分布Fig.13 Reducing agent and NO concentration distribution after ammonia supplementation

圖14 1#補氨位置XY 截面NH3、NO 濃度分布Fig.14 Concentration distribution of NH3 and NO on XY section at 1#ammonia replenishment position

采用上述補氨位置，得到了不同氨氮比下的SNCR-SCR聯合脫硝過程中脫硝效率及氨逃逸，如圖15所示。結果顯示NSR 在0.9～1.0 范圍內氨氮比的增加可以有效提高脫硝效率，最高脫硝效率可以達到83.33%，且氨逃逸最高不超過3.10 mg/m3。但NSR 在1.0～1.2 范圍內，脫硝效率的增長率低于2.7%，但氨逃逸卻從3.10 mg/m3增長到12.65 mg/m3，SNCR-SCR聯合脫硝要求出口氨逃逸不超過3.8 mg/m3[1]。此外，增大氨氮比還會增加SCR的運行成本，所以在實際設計中，氨氮比選取為1較為合適。

圖15 不同氨氮比條件下的氨逃逸Fig.15 Ammonia escape under different NSR

4 結論

本文基于Fluent 數值模擬軟件對工業鍋爐中SNCR-SCR聯合脫硝過程進行了模擬優化研究。首先對鏈條爐內部燃燒過程進行數值模擬，得到爐膛內的溫度、速度及煙氣組分分布；然后對鍋爐中SNCR過程進行計算，優化SNCR過程中還原劑噴射位置及噴槍個數；最后通過分析SCR 入口煙氣NO 和NH3分布確定補氨位置，并研究了補氨量對聯合脫硝過程的影響。得到的主要結論如下：

1） 鍋爐燃燒過程中溫度最高為1 900 K，SNCR 反應區內的速度在4～11 m/s 內；NO 體積分數最高為270×10-6，出口NO平均體積分數在210×10-6。

2） SNCR 噴槍高度選擇在計算域上鍋爐區域1.2 m處，在鍋爐側墻上分別布置2、3、4支噴槍進行研究，發現側墻布置4支噴槍可使還原劑分布更為均勻，同工況下脫硝效率較使用2、3支噴槍工況時分別提高了10.2%和6.9%。

3） 通過對未加設補氨噴槍前SCR催化劑入口處NH3與NO濃度分布進行分析，靠近對稱面位置NO濃度較高且NH3濃度較低，獲得在靠近對稱面位置0.23 m及1.04 m位置安裝補氨噴槍，通過SNCR-SCR聯合脫硝模擬，脫硝效率可達83.33%，氨逃逸為3.1 mg/m3。

4） 氨氮比為1時SNCR-SCR聯合脫硝效率較高且氨逃逸量不超過3.8 mg/m3。隨著補氨噴槍氨氮比的增大脫硝效率未出現明顯增長，相反氨逃逸增長量顯著。