江西某電廠660MW燃煤機組SCR系統(tǒng)氨逃生嚴重，催化劑層老化快，空預(yù)器運行短時間內(nèi)堵塞。為了改善SCR系統(tǒng)氨逃逸問題和機組運行可靠性，通過數(shù)值模擬的方法，結(jié)合物理模型速度場冷態(tài)實驗及現(xiàn)場NOx濃度測試結(jié)果，建立脫硝系統(tǒng)三維模型，模擬了不同圓盤導(dǎo)流板安裝角度及不同噴氨方案下SCR系統(tǒng)流場分布。

對模擬結(jié)果進行比較和分析，提出適當調(diào)整圓盤導(dǎo)流板傾斜角度和合理差異化調(diào)整各噴嘴噴射參數(shù)的優(yōu)化方案，使第一層催化劑層入口處NH3濃度、NOX濃度和NH3/NOx分布能夠很好地滿足設(shè)計和運行要求，為大型燃煤機組SCR脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化調(diào)整和運行提供參考。

NOx嚴重危害人體健康，還是光化學煙霧和酸雨的主要誘因，大氣氮氧化物污染物的主要來源是電站鍋爐煤炭排放。隨著新標準(GB13223-2011)的實施，國家對火力發(fā)電站NOx排放的要求越來越嚴格。目前，控制NOx排放的主要措施有燃燒控制和煙霧脫硝兩種。非選擇性催化還原法SNCR和選擇性催化還原法SCR是目前主要的煙氣脫硝方法。

SCR脫硝技術(shù)脫硝效率高，運行可靠，在國內(nèi)外大型燃煤機組煙霧脫硝中應(yīng)用最廣泛。但是，由于目前大型燃煤機組噴射氨控制不正確、SCR反應(yīng)器內(nèi)流場分布不均勻、催化劑層入口NH3、NOx混合狀況差等原因，一般存在噴射氨過剩和大量氨逃跑的問題。

氨泄漏一方面直接給電廠帶來經(jīng)濟損失，另一方面催化劑老化，催化劑積灰減少催化面積，導(dǎo)致空氣預(yù)熱器結(jié)渣，給電廠帶來間接經(jīng)濟損失，帶來安全問題。

以江西某電廠660MW燃煤機組SCR脫硝系統(tǒng)為例，針對SCR脫硝系統(tǒng)氨逃逸嚴重和脫硝效率較低的問題，搭建SCR系統(tǒng)物理模型并在其上進行速度場冷態(tài)實驗，并對該機組進行SCR出口和脫硫塔出口NOx濃度分布測試實驗，依據(jù)以上實驗的結(jié)果，運用FLUENT流體計算軟件模擬SCR反應(yīng)器內(nèi)的流場分布，分析不同圓盤導(dǎo)流板傾角和不同噴氨方案下SCR反應(yīng)器內(nèi)NH3和NOx的分布規(guī)律，給出SCR脫硝系統(tǒng)的優(yōu)化建議和方案。

1、冷態(tài)實驗和NOx、濃度分布測試實驗

1.1冷態(tài)實驗

根據(jù)幾何尺寸的相似標準，根據(jù)1:12幾何相似比構(gòu)筑了該單元SCR系統(tǒng)的物理模型，模型主要由進出口煙道、噴氨格柵煙氣/氨靜態(tài)混合器、導(dǎo)流板、反應(yīng)器本體、整流器等構(gòu)成。主體由有機玻璃構(gòu)成，由金屬支架支撐，通過鍍鋅板管道與離心風扇連接，模擬煙氣的空氣由風扇鼓入，二氧化碳作為模擬氨的跟蹤氣體通過，由相互獨立的可調(diào)控制區(qū)域構(gòu)成的格柵噴入，SCR系統(tǒng)的物理模型如圖1所示。

圖1反應(yīng)器物理模型

物理模型速度場冷態(tài)實驗結(jié)果:100%負荷下速度場分布入口偏差Cv為14.%，經(jīng)兩層催化劑層，速度分布均勻，出口速度場分布偏差Cv為9.17%，均為15%良好分布范圍

1.2Ox濃度分布測試實驗

根據(jù)國標GBlet13223-2001《火力發(fā)電廠大氣污染物排放標準》，筆者對該單元進行了SCR出口和脫硫塔出口NOx濃度分布測試實驗，實驗結(jié)果如下:噴射系統(tǒng)投入時，左右SCR反應(yīng)器出口截面NOx濃度分布標準偏差分別為24mg/Nm3和15mg/Nm3，相對標準偏差分別為23.1%和22.7%

這證明了兩側(cè)SCR反應(yīng)器內(nèi)的煙氣流量偏差小，反應(yīng)器內(nèi)的NOx濃度分布不均勻主要是由于噴霧系統(tǒng)的噴霧流量分布不合理。這與物理模型速度場冷態(tài)實驗結(jié)果一致。調(diào)整圓盤導(dǎo)流板的安裝角度和系統(tǒng)噴氨方案可以改善SCR反應(yīng)器內(nèi)NOx、NH3濃度分布和混合狀況.基于以上實驗結(jié)果，對不同導(dǎo)流板安裝角度以及不同噴氨方案下的SCR系統(tǒng)流場進行了數(shù)值模擬，以指導(dǎo)SCR系統(tǒng)優(yōu)化。

2SCR系統(tǒng)三維模型的建立

2.1三維物理模型

按冷態(tài)實物模型尺寸1:1的比例，使用GAMBIT軟件建立SCR系統(tǒng)三維模型，如圖2所示。

圖2SCR系統(tǒng)幾何模型

反應(yīng)器進口煙道煙氣入口截面尺寸為3.2m×10m，噴射段煙道截面尺寸為3.20m×13.95m，其中噴射格柵布置在Z=45.15m和Z=46.971m截面。下層噴氨管的尺寸為D76mm×1.5m。上層噴氨管尺寸為D76mm×2.5m。單層催化尺11.2m×13.95m×0.875m。

2.2數(shù)學模型

2.2.1亂流模型

SCR系統(tǒng)內(nèi)的煙氣流是三維亂流，而且煙氣流的雷諾數(shù)量較大，因此選用K-冷凍旋流修正亂流模型。k-冷凍旋流修正混凝土模型與標準k-冷凍模型相比，可以更準確地預(yù)測平板和圓柱射流的發(fā)散比率。帶旋轉(zhuǎn)流的k-冷凍方程如下:

2.2多孔介質(zhì)模型

為了節(jié)約運算資源和運算時間，將催化劑層簡化為多孔介質(zhì)模型。描述多孔介質(zhì)模型的動量方程增加了動量源。動量來源包括粘性損失項(Darcy)和內(nèi)部損失項:

2.2.3通用有限速度模型

SCR反應(yīng)器內(nèi)的主要流動介質(zhì)為氨和煙，煙由多種組成，介質(zhì)流動涉及多種物質(zhì)混合，本文重點研究SCR脫硝系統(tǒng)的流動分布

通過解決化學物質(zhì)的守恒方程得到部分之間的混合狀況，第一物質(zhì)的質(zhì)量分數(shù)通過相應(yīng)物質(zhì)的對流擴散方程來估計，部分守恒方程采用以下共同形式:

進口煙道入口的物質(zhì)凈運輸量由流量和擴散量構(gòu)成，流量由給定的各部分濃度決定，擴散量必須根據(jù)計算得到各部分濃度的場所解決。

2.3格柵劃分和邊界條件

幾何模型內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，因此采用區(qū)域劃分網(wǎng)格的方式對模型進行網(wǎng)格劃分，對主要計算區(qū)域采用四面體和六面體相結(jié)合的混合網(wǎng)格進行加密處理，網(wǎng)格的計算單元數(shù)為313萬。

邊界條件設(shè)定:

(1)煙氣入口:定義為速度入口邊界，煙氣入口速度為20m/s溫度為657K。

(2)SCR脫硝反應(yīng)器出口:將出口邊界定為定壓邊界條件，出口壓力設(shè)定為-30Pa。

(3)氨噴入口:采用速度入口條件，鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量時氨噴入口速度為15.5m/s溫度為293K。

3模擬結(jié)果和分析

3.1不同圓盤導(dǎo)流板傾角下的數(shù)值模擬結(jié)果

為了減少氨的逃脫，提高脫硝效率，許多運行的火力發(fā)電站SCR系統(tǒng)采用安裝導(dǎo)流板來提高流場的均勻性。對不同圓盤導(dǎo)流板的傾斜角進行數(shù)值計算，圖3分別為傾斜角分別為25度和45度的彎道幾何模型。

圖3彎道幾何模型

為了便于查看結(jié)果和分析，選擇了兩個典型的斷面:典型的斷面1為SCR脫硝反應(yīng)器的中垂直斷面Y=8.055m，典型的斷面2脫硝反應(yīng)器的第一層催化劑層的入口斷面Z=49.4375m。

圓盤導(dǎo)向板的傾角分別為$+o和+o的模擬結(jié)果比較如下:

圖4截面1的速度分布圖

圖5截面2的Z方向速度分布

從圖4和圖5可以看出，圓盤導(dǎo)流板的配置角度對SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的速度均勻性具有優(yōu)化效果，圓盤導(dǎo)流板的45度配置比25度配置，導(dǎo)流板后的速度場干擾強，有利于NH3、NOx'的混合。此外，整個排煙速度場在z方向更均勻，因此當排煙進入SCR反應(yīng)器的第一層催化劑層時，較大份額的排煙可以垂直進入催化劑層，在催化劑的參與下，可以很好地反應(yīng)，從而達到較好的脫硝效果，提高脫硝效率。

因此，通過調(diào)整圓盤導(dǎo)流板的傾斜角，適當增大圓盤導(dǎo)流板的傾斜角，有助于改善SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的速度均勻性。

對比分析圖6-圖9的模擬結(jié)果表明，圓盤導(dǎo)流板的配置對SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的NH3/NOx摩爾比的均勻性有很大影響。圓盤導(dǎo)流板的45度配置比25度配置，SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的NH3/NOx摩爾比的均勻性大幅度改善。

圖6截面1的NH3/NOx摩爾比分布圖

圖7截面1的NH3摩爾濃度分布圖

圖8截面2的NH3/NOx摩爾比分布圖

圖9截面2的NH3摩爾濃度分布圖

SCR反應(yīng)器內(nèi)的第一層催化劑入口截面靠近中間的區(qū)域NH3/NOx摩爾比較小，靠近右下方的區(qū)域NH3/NOx摩爾比較大，可以通過調(diào)整圓盤導(dǎo)流板的傾角來改善。適當增大圓盤導(dǎo)流板的傾斜角，有利于改善SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的NH3/NOx摩爾比的均勻性。

3.2不一樣的噴氨方案數(shù)值模擬結(jié)果和剖析

除開調(diào)節(jié)圓盤導(dǎo)流板的傾角提升SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的速率均勻性和SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的NH3/NOx摩爾比的均勻性，噴氨入口的噴氨速率參數(shù)對SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的速率均勻性和SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的NH3/NOx摩爾比的均勻性也有挺大的影響。

下面介紹幾種噴氨方案，通過對比不同的噴氨方案，最終獲得最佳的噴氨方案，對SCR反應(yīng)器脫硝效率優(yōu)化提出指導(dǎo)意見。

表1顯示不同煙氣入口參數(shù)和噴霧入口速度參數(shù)的3個方案BMCR情況下，煙氣入口溫度與前一致為657K，噴霧入口溫度與前一致為293K。

表13個方案的排煙入口和噴霧入口的速度參數(shù)

3個方案下的數(shù)值模擬結(jié)果和分析如下:

根據(jù)圖10和圖11的模擬結(jié)果，比較方案1、方案2和方案3，SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的速度均勻性變化不大，主要是因為對混合氣體的總量，氨所占比例較小，噴霧總量不變情況下，改變各噴霧器的噴霧速度對第一層催化劑入口截面的速度分布影響不大。

圖10截面2的Z方向速度

圖11截面$8方向速度

如圖12-圖15所示，下一層噴射速度比上一層噴射速度稍大時，SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的NH3/NOx摩爾比的均勻性明顯改善，因為下一層的氨量增大，上一層的氨量減少，下一層的氨和煙混合時間長，NH3和NOx混合更均勻，SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面的NH3/NOx的均勻性明顯改善。

圖12截面1的NH3/NOx摩爾比分布圖

圖13截面1的NH3摩爾濃度分布圖

圖14截面2的NH3/NOx摩爾比分布圖

圖15截面2的NH3摩爾濃度分布圖

方案3是在方案1和方案2的基礎(chǔ)上進行的優(yōu)化，即在下一個噴射速度稍大于上一個噴射速度的基礎(chǔ)上，調(diào)整各層噴射速度，噴射速度為1、2、8、9噴射速度稍小，3、5號噴射速度相對較大，兩端稍大。這是由于SCR反應(yīng)器入口彎道處圓盤導(dǎo)流板的阻擋，圓盤導(dǎo)流板后形成回流區(qū)，加大排煙噪聲，NOx分布不均勻，需要調(diào)節(jié)噴霧參數(shù)，NH3/NOx摩爾比在最佳范圍內(nèi)。

方案3中截面1的NH3/NOx摩爾比和NH3濃度區(qū)在整個截面上分布均勻，明顯優(yōu)于方案1和方案2的方案3中截面2的NH3/NOx摩爾比分布和NH3摩爾濃度分布均勻，方案1和方案2與截面2右后方的高NH3/NOx摩爾比和NH3/NOx濃度區(qū)明顯縮小，幾乎消失。

在SCR反應(yīng)器內(nèi)第一層催化劑入口截面對應(yīng)噴射氨管等距離截取9條與x軸方向平行的線，比較這幾條線的NH3/NOx摩爾比，如圖16所示，方案3的均勻度NH3/NOx摩爾比優(yōu)于方案2。方案3對SCR系統(tǒng)內(nèi)NH3/NOx摩爾發(fā)揮了優(yōu)化作用。

圖16采樣的NH3/NOx摩爾比

4結(jié)論

(1)通過物理模型速度場冷態(tài)實驗和單元現(xiàn)場NOx濃度測試實驗，分析實驗結(jié)果，確定SCR脫硝系統(tǒng)內(nèi)煙氣速度場分布比較均勻，SCR系統(tǒng)的噴霧控制不正確，噴霧系統(tǒng)的流量分布不合理是脫硝效率低和氨脫比較嚴重的主要原因。

(2)通過對不同圓盤導(dǎo)流板安裝角度下SCR系統(tǒng)流場數(shù)值模擬和結(jié)果分析，可以適當調(diào)整圓盤導(dǎo)流板的傾斜角度，加強圓盤導(dǎo)流板后的煙霧干擾，使NH3、NOx氣體在反應(yīng)器內(nèi)更加混合，混合氣體的速度分布在Z方向更加均勻，有利于NH3、NOx在催化劑層的反應(yīng)%

(3)通過比較和分析不同的噴霧效果下的數(shù)值模擬結(jié)果，最終得到有針對性的控制不同區(qū)域的噴霧量，有利于每一層的氨噴霧速度差異化%

(3)