循环流化床燃煤机组SNCR脱硝过程气液传质和反应特性.pdf

化工学报 2023年 第74卷 第6期|,2023,74(6):2404-2415 CIESC Journal循环流化床燃煤机组SNCR脱硝过程气液传质和反应特性张媛媛1，2，曲江源1，苏欣欣3，杨静3，张锴1（1 华北电力大学热电生产过程污染物监测与控制北京市重点实验室，北京 102206；2 华北电力大学新能源学院，北京102206；3 中国石油大港油田电力公司，天津300280）摘要：采用CFD模拟方法预测了300 MW循环流化床机组SNCR脱硝过程中的还原剂液滴蒸发、烟气混合和反应特性。结果表明烟气在旋风分离器内贴壁旋转流动并形成外旋流为准自由涡和内旋流为刚性涡的双涡结构，使液滴与烟气接触约0.01 s后开始恒温蒸发，并强化了烟气与气态还原剂的混合效果。氨水为还原剂时，NH3主要分布于旋风分离器锥体上方；尿素为还原剂时，蒸发后快速分解的HNCO消耗速率高于NH3，其中NH3浓度分布与氨水为还原剂相似，相同烟气温度和氨氮摩尔比时氨水和尿素溶液对应脱硝效率分别约为79.5%和76.5%。温度对脱硝效率的影响表现为先上升后下降趋势，当温度由1023 K提高至1173 K时NH3与NO反应速率提高，脱硝效率由19.7%提高至81.0%；而当温度由1173 K进一步提高至1323 K时，NH3由于自身氧化速率显著提高而导致脱硝效率降低至17.4%。脱硝效率随氨氮摩尔比（NSR）增大而升高，但还原剂利用率的降低致使氨逃逸率增大，综合考虑本台CFB锅炉SNCR脱硝效率和氨逃逸率，NSR选取1.251.50可以满足NOx排放低于50 mg/m3的超低排放标准。关键词：循环流化床机组；SNCR脱硝；蒸发；气液传质；数值模拟中图分类号：X 701 文献标志码：A文章编号：0438-1157（2023）06-2404-12Gas-liquid mass transfer and reaction characteristics of SNCR denitration in CFB coal-fired unitZHANG Yuanyuan1,2,QU Jiangyuan1,SU Xinxin3,YANG Jing3,ZHANG Kai1(1 Beijing Key Laboratory of Emission Surveillance and Control for Thermal Power Generation,North China Electric Power University,Beijing 102206,China;2 School of New Energy,North China Electric Power University,Beijing 102206,China;3Dagang Oilfield Electric Power Company,Tianjin 300280,China)Abstract:The CFD simulation method was used to predict the reductant droplet evaporation,flue gas mixing and reaction characteristics in the SNCR denitrification process of a 300 MW circulating fluidized bed unit.The numerical results show that the flue gas is attached to the wall of the cyclone separator and forms a double-vortex structure including a quasi-free vortex and a quasi-forced vortex,which makes the droplets start to evaporate at a constant temperature after contacting the flue gas for about 0.01 s and enhances the mixing behavior between flue gas and gaseous reducing agent.NH3 is mainly distributed above the cone of cyclone separator when aqueous ammonia is used as the reductant,whilst both HNCO and NH3 are produced with the consumption rate of HNCO higher than that of NH3 when aqueous urea is as the reductant.Although the concentration distribution of NH3 is DOI：10.11949/0438-1157.20230084收稿日期：2023-02-08 修回日期：2023-05-11通信作者：张锴（1968），男，博士，教授，第一作者：张媛媛（1985），女，博士研究生，高级实验师，基金项目：国家重点研发计划项目（2020YFB0606203）引用本文：张媛媛,曲江源,苏欣欣,杨静,张锴.循环流化床燃煤机组SNCR脱硝过程气液传质和反应特性J.化工学报,2023,74(6):2404-2415Citation：ZHANG Yuanyuan,QU Jiangyuan,SU Xinxin,YANG Jing,ZHANG Kai.Gas-liquid mass transfer and reaction characteristics of SNCR denitration in CFB coal-fired unitJ.CIESC Journal,2023,74(6):2404-2415研究论文第6期similar,the denitration efficiency is about 79.5%for aqueous ammonia compared to about 76.5%for aqueous urea under both the same flue gas temperature and ammonia nitrogen molar ratio.The reaction rate of NH3 and NO is increased and the denitration efficiency increases from 19.7%to 81.0%when the temperature is increased from 1023 K to 1173 K.However,the oxidation rate of NH3 itself is increased significantly resulting in a reduction of denitration efficiency to 17.4%when the temperature is further increased from 1173 K to 1323 K.The denitration efficiency is increased with the increase of NH3/NO mole ratio(NSR),but the utilization efficiency of reductant is decreased which leads to the increase of ammonia slip.Considering the SNCR denitration efficiency together with ammonia escape rate of the CFB boiler unit used in this study,the NSR of 1.251.50 can meet the ultra-low emission standard of NOx emission not higher than 50 mg/m3.Key words:circulating fluidized bed unit;SNCR denitrification;evaporation;gas-liquid mass transfer;numerical simulation引言煤炭是中国的主要能源，燃煤发电是我国电力供应的压舱石1，但煤炭燃烧过程中产生大量NOx等烟气污染物。为控制热电生产过程中污染物排放，煤 电 节 能 减 排 升 级 与 改 造 行 动 计 划（20142020年）2及HJ 20532018 燃煤电厂超低排放烟气治理工程技术规范3对电力行业烟气NOx排放提出50 mg/m3限值（基准氧含量6%）。目前工业上应用最为广泛的燃煤机组烟气脱硝技术是选择性催化还原（selective catalytic reduction，SCR）和选择性非催化还原（selective non-catalytic reduction，SNCR）4-10。与SCR相比较，SNCR脱硝技术因其投资与运行成本低、改造方便、设备占地小、二次污染小等优势，尤其适合循环流化床锅炉（circulating fluidized bed，CFB）11-16。SNCR 脱硝原理是将还原剂喷射进入烟气主流后将 NOx（NO90%）还原为N2，其中氨水、液氨和尿素溶液为常用的还原剂4。前人已系统地研究了SNCR反应机理，例如，Rota等7提出173步基元反应描述SNCR反应过程的详细机理；Farcy等8-9认为采用氨水的SNCR过程主要与NH3-NO反应和NH3自身氧化两个反应有关，因此可采用两步总包反应表征其反应路径；针对尿素溶液脱硝过程，Brouwer等10提出7步基元反应描述NH3和HNCO参与的脱硝过程。仅从化学反应过程来看，NOx脱除效率的控制因素是温度、氨氮摩尔比（normalized stoichiometric ratio，NSR）和停留时间。理论上，SNCR适宜的温度窗口为8001100；受限于气相反应组分混合效果与还原剂自身氧化能力等因素，NSR通常大于1.0，但过量还原剂加入会引起氨逃逸等二次污染问题17-19；足够的停留时间是保证SNCR脱硝性能的关键因素。Duo等20认为理想混合及适宜温度下NH3与NO气相反应可以在0.2 s内完成，Liang等21的研究结果表明在900下停留时间大于0.5 s时NO脱除效率基本不变，而韩奎华等22对于中试规模锅炉炉膛内SNCR脱硝性能的研究表明，实际过程受氨水喷射、蒸发与气相扩散影响致使SNCR脱硝过程适宜反应时间为1.2 s。在 SNCR 实际运行中，除了还原剂与 NOx的反应动力学特征外，烟气与还原剂混合效果也是影响脱硝性能的重要因素。随着数值计算方法和计算机 软 硬 件 技 术 的 不 断 发 展，计 算 流 体 动 力 学（computational fluid dynamics，CFD）模拟方法已广泛应用于复杂传递和反应条件下SNCR装置设计和运行优化，并取得了显著成效9-10,18,23-26。Farcy等9探索了中试规模SNCR反应器内雾化液滴的时空分布特性，基于两步总包反应考察了湍流特性对气相反应速率分布的影响行为；Baleta等23模拟了尿素溶液蒸发与还原剂分解过程，考察了运行条件对速度场和主要气相组分的分布特性；杨栩聪等24基于Brouwer等10的7步简化机理建立了炉膛内SNCR脱硝过程CFD模型，分析了反应条件对SNCR性能的影响并提出相应优化方案。通常CFB炉膛尾部旋风分离器可为SNCR脱硝反应提供适宜的温度和停留时间。王华山等25模拟了一台15 t/h CFB锅炉的旋风分离器内流场，重点考察了速度分布特征；李穹等26以100 t/h CFB锅炉旋风分离器为研究对象，分析了温度和氨氮摩尔比等因素对SNCR脱硝效率及氨泄漏的影响。上述文献研究，主要针对一般SNCR脱硝过程，而对于超临界循环流化床 SNCR 脱硝模拟研究较少，本文拟通过耦合计算流体动力学（CFD）和反应2405第74卷化 工 学 报动力学模拟方法考察300 MW规模CFB锅炉旋风分离器内SNCR脱硝过程中还原剂液滴蒸发、烟气混合和反应特性，剖析复杂气液流动条件下的传质特性及NO和NH3分布特性，研究烟气温度和氨氮摩尔比等对NO和NH3排放的影响，提出可用于工业装置SNCR过程优化的操作条件。1 SNCR系统流动特性模拟方法1.1 模拟对象以某低热值煤电厂300 MW规模CFB锅炉旋风分离器为例，该机组两侧烟气系统分别对称布置结构参数相同的两台旋风分离器，选取其中一台为研究对象，该旋风分离器的物理模型及主要尺寸如图1所示。1.2 SNCR脱硝过程CFD模型1.2.1 气液两相守恒方程 由于旋风分离器内液滴体积分数远低于10%，SNCR脱硝过程中气-液两相间质量、动量与能量传递和反应过程模拟采用欧拉-拉格朗日方法。其中，烟气为连续相，采用欧拉方法；液滴为离散相，采用拉格朗日方法。烟气为N2、H2O、O2、CO2和NO以及还原剂蒸发、分解产物组成的理想混合气体，其质量、动量、能量和组分质量的守恒（或平衡）方程为：t+xi(ui)=Sm(1)t(ui)+xj(uiuj)=-pxj+ijxj+gi+Smom,i(2)t(e)+xj(euj)=-pujxj+xj()Txj+ijuij-khkJkj+Sen(3)t(k)+xj(kuj)=xj(Dkkxj)+Sk,m(4)式中，为烟气密度；ui为i方向速度分量；p为气相压力；gi为重力加速度；ij为应力张量；e为单位质量流体内能；为有效热导率；k为k组分在混合气体中的质量分数；Dk为组分扩散系数；Sm、Smom、Sen分别为质量、动量、能量守恒方程源项，由气液两相传递行为决定，其表达式在1.2.2节给出。动量守恒方程式（2）中应力张量ij表达式为：ij=()uixj+ujxi-23ijulxl(5)式中，ij为Kronecker积；为气体动力黏度。旋风分离器内湍流模拟采用基于雷诺时均N-S（Reynolds average N-S，RANS）方程组，针对旋风分离器内显著的涡旋效应，气相湍流各向异性特征明显，选 用 雷 诺 应 力 输 运 模 型（Reynolds stress transport model，RSTM）封闭RANS方程组，通过建立雷诺应力的输运方程并直接求解各应力分量。对于离散相，将SNCR喷射系统供给的雾化液滴视为多组分均匀混合流体，其中氨水为 NH3与H2O的混合物，尿素溶液为 CO(NH2)2与 H2O的混合物，离散相轨迹与物理参数求解采用离散相方法（discrete phase model，DPM），单一液滴质量、动量与能量守恒方程为：dmddt=k=1nSi,k,m(6)mdduddt=Si,mon+mdug()1-d(7)mdcddTddt=Si,en(8)式中，md为液滴质量；ug、ud分别为连续相与离散相流动速度；d为液滴密度；cd为液滴比热容；Td为液滴温度；Si,m、Si,mom、Si,en分别为单一液滴的质量、动量、能量守恒方程源项，与连续相控制方程式(1)式(3)中源项Sm、Smom、Sen的关系满足式(9)式(11)，取值由1.2.2节气液相间质量、动量和能量传递速率表达式确定。Smass=-1ViSi,m(9)Smom=-1ViFi-1ViSi,mud,i(10)Sen=-1ViFiud,i-1ViSi,en(11)图1 旋风分离器物理模型示意图Fig.1 Schematic diagram of physical model for cyclone 第6期式中，V为控制体的体积；Fi为烟气与液滴间相互作用力，由1.2.2节相间动量传递特性决定；i表示控制体内第i个液滴。1.2.2 气液相间传递模型 旋风分离器内SNCR脱硝过程中，烟气与雾化液滴间存在质量、动量与能量传递现象，本节主要关注相间传递特性并用于封闭1.2.1节两相控制方程。对于动量交换过程，雾化液滴在流场中运动主要受烟气的曳力影响8-9,27，因此液滴运动方程中考虑气液相间曳力、重力与浮力就可以满足工程应用要求，故单一液滴运动方程为：duddt=18gdd2pCDRep24(ug-ud)+g(d-)d(12)式中，dp为液滴粒径，m；CD为曳力系数，选取Morsi-Alexander关联式；Rep为颗粒Reynolds数。CD与Rep表达式分别为：CD=a1+a2Rep+a3Re2p(13)Rep=gdp|ug-udg(14)对于能量交换过程，烟气与还原剂溶液接触后伴随的能量转换主要包括水、还原剂（液氨或尿素）蒸发引起的潜热交换及温差驱动的显热交换，液滴能量守恒方程为：mdcddTddt=h(T-Td)Ad+LSi,k,m(15)式中，L为汽化潜热；h为对流传热系数。通过Ranz-Marshall关联式计算Nu确定h取值，其表达式为28：Nu=hdp=2+0.6Re12pPr13(16)式中，Pr为Prandtl数，其值为连续相运动黏度与热扩散系数a比值，即Pr=/a。对于质量交换过程，分别考虑氨水和尿素溶液两种还原剂的脱除效果，其中氨水为溶解态NH3与H2O 混合物，尿素溶液为 CO(NH2)2与 H2O 混合物，质量传递现象由组分在相界面分压力与对应气相主体分压力差驱动，由于气液两相呈现温差较大的湍流特征，传质过程包括扩散和对流两种方式并受 Stefan 宏观质量流的影响，总传质速率表达式为9,29：Si,k,m=kcAdln(1+Bm)(17)式中，kc为对流传质系数；Bm为 Spalding 传质系数。通过 Ranz-Marshall关联式计算 Sherwood数 Sh确定kc取值，kc和Bm表达式分别为28-29：Sh=kcdpRTDk,g=2+0.6Re12pSc13(18)Bm=Yk,s-Yk,1-Yk,s(19)式中，Sc为Schmidt数，其值为连续相运动黏度与扩散系数D比值，即Sc=/D；R为通用气体常数；Yk,s、Yk,分别为组分 k 在相界面与气相主体质量分数，其中Yk,s为：Yk,s=pk,sp0WkWs(20)式中，Pk,s、P0分别为组分k分压力与对应气相主体压力，相界面处气相分压力 Pk,s由拉乌尔定律确定，P0由气相组分输运方程式（4）确定；Wk、Ws分别为组分k与液滴表面气体分子量。1.2.3 化学反应模型 SNCR脱硝反应模拟分别考察了氨水与尿素溶液两种还原剂。当氨水为还原剂时液滴蒸发后形成气态NH3和H2O，其中气态NH3与烟气中NO反应；当尿素溶液为还原剂时，液滴蒸发后CO(NH2)2经热分解生成气态NH3、HNCO与CO2，其中NH3、HNCO与NO反应。基于SNCR脱硝过程复杂反应路径的敏感性分析，获得了表1中以氨水和尿素溶液为还原剂分别对应的简化反应机理（A1、A2和U1U7），以及尿素热分解反应式（U8、U9）。反应式U3和U7中M为三体反应物（general third-body），其作用为促使反应发生，在反应过程中既为反应物又为生成物。旋风分离器内化学反应模拟采用有限速率模型，反应动力学参数根据文献7,9-10确定，化学反应速率常数kr根据Arrhenius公式计算：kr=ATe-EaRT(21)式中，A为指前因子，反应级数为13级对应量纲分别为 s-1、cm3/(mols)、cm6/(mol2s)；为温度指数；Ea为活化能，J/mol；T为反应温度，K。1.3 边界条件与数值求解对于连续相烟气，入口为质量流动入口边界，来流方向垂直于入口截面，100%锅炉最大连续蒸发量（boiler maximum continuous rating，BMCR）工况下烟气量为2.4105 m3/h，入口烟气温度选择1123 K，NO初始质量浓度为200 mg/m3；烟气出口为自由出口（Outflow）边界；旋风分离器壁面、排灰口及排气管表面均为绝热、无滑移壁面边界。对于离散相液滴，通过在流场内布置如图1所示的设计工况下垂直于烟气主流入口处等距排布的5个喷枪，还原剂为氨水或尿素水溶液，其质量分2407第74卷化 工 学 报数由NSR确定，雾化液滴初始温度298 K，计算液滴运动轨迹模拟实际雾化液滴的流体动力学行为。为考察复杂气-液流动中反应条件对SNCR脱硝过程的影响，各模拟工况烟气温度范围为 10231323 K、NSR范围为1.002.00。数值求解过程中，旋风分离器内烟气流动离散方程组建立中采用有限体积法（finite volume method，FVM），对流项空间域离散格式为二阶迎风差分格式，离散后代数方程组计算采用压力耦合方程组的半隐式 方 法（semi-implicit method for pressure-linked equations，SIMPLE）。通过耦合计算流体动力学和化学反应动力学模拟软件预测旋风分离器内气-液相间复杂质量、动量与能量传递行为和反应特性。1.4 网格无关性验证如图2所示采用六面体网格实现计算域离散，并在近壁面区域局部加密。网格无关性验证中比较了加密区域相同的7种网格，该区域网格尺寸沿壁面边界法向递增率相同，通过改变全局网格尺寸因子调整总体网格数量，其数量范围为 42万261万个。图3所示为网格数量对排气口处NO与NH3质量浓度影响，各计算工况中入口烟气量为 2.4105 m3/h，NO 初始质量浓度为 200 mg/m3，烟气温度为1173 K，NSR为1.50，可知NO排放浓度随网格数量增加呈上升趋势，而NH3呈现波动趋势，以数量最多的261.39万个网格计算工况为基准，NO和NH3排放浓度分别为 41.14和 58.64 mg/m3，当网格数量增加到187万个时NO和NH3平均排放浓度变化分别小于 0.1 和 0.2 mg/m3。基于 NO 和 NH3排放浓度是SNCR脱硝效率与氨逃逸率的重要性能指标18-19，本文采用脱硝效率NO与氨逃逸率NH3为SNCR系统性能评价指标，其计算公式为：NO=()1-QNO,outQNO,in 100%(22)NH3=()1-QNH3,outQNH3,in 100%(23)式中，Qin、Qout分别为NO或NH3初始质量流量、烟气出口处质量流量，kg/m3。当网格数量大于187万个时对应的SNCR性能指标变化均小于0.2%，因此以六面体网格数量187万个的网格作为计算网格，NO排放浓度0.1 mg/m3以及NH3排放浓度0.2 mg/m3为允许偏差，并以此判断计算收敛。表1SNCR化学反应机理与动力学参数7，9-10Table 1Simplified mechanism and kinetic parameters of chemical reactions for SNCR process7，9-10No.A1A2U1U2U3U4U5U6U7U8U9Reaction4NH3+4NO+O2 4N2+6H2O4NH3+5O2 4NO+6H2ONH3+NO N2+H2O+HNH3+O2 NO+H2O+HHNCO+M H+NCO+MNCO+NO N2O+CONCO+OH NO+CO+HN2O+OH N2+O2+HN2O+M N2+O+MCO(NH2)2 NH3+HNCOCO(NH2)2+H2O 2NH3+CO2A3.11082.41054.21083.51052.410141.010131.010132.010126.910231.31046.110105.307.415.307.700.85000-2.5000Ea/（J/mol）3.31054.91053.51055.21052.8105-1.610304.21042.71056.51048.8104Order32222222212 注：反应级数为 13 时，A的量纲分别为 s-1、cm3/(mol s)、cm6/(mol2 s)。408012016020024028040.040.240.440.640.841.041.241.4 NO排放浓度 NH3排放浓度计算网格NO排放浓度/(mg/m3)网格数量/104个 0.1 mg/m3 0.2 mg/m358606264NH3排放浓度/(mg/m3)图3 网格数量对NO和NH3排放浓度的影响Fig.3 Emission concentration of NO and NH3 depending on grid number图2 旋风分离器网格划分示意图Fig.2 Schematic of geometry discretization for cyclone 第6期2 结果与讨论2.1 气液两相流动与液滴蒸发特性基于1.3节所述设计工况并选择氨水为还原剂考察气液两相流动及液滴蒸发特性。以图4所示的旋风分离器内烟气流线、xy截面矢量图和zx截面烟气流速分布为例，由烟气流线图可知，烟气进入旋风分离器后气流贴壁旋转流动并在分离器内形成双涡分布，旋转气流是由外旋流（准自由涡）以加速的方式流向内旋流（刚性涡）构成30-31。由xy截面烟气流速矢量图可以观察到分离器内部准自由涡与刚性涡旋转方向相同。由烟气流速分布可知，烟气进入旋风分离器时初始平均流速约为24 m/s，随后烟气形成外旋流，此时流动空间减小使得气速提高至 3050 m/s，而外旋转驱动的内旋转区域烟气流动空间进一步缩小，烟气流速可提高至5080 m/s；此外，分离器中心为内部刚性旋转中心，烟气流速较低。对于液滴离散相，喷枪供给的雾化液滴蒸发过程中气液两相之间存在温差驱动，为此考察了不同烟气温度下液滴空间分布和蒸发特性。模拟过程中压力雾化还原剂喷枪初始喷射速度设置为20 m/s，液滴粒径为100 m，方向垂直于烟气来流方向。由图5给出的不同烟气温度下雾化液滴粒径分布可知，当烟气温度升高时加速了液滴粒径减小，因此液滴全部蒸发用时缩短，当烟气温度由1073 K提高至1223 K时最大停留时间由0.095 s降低至约0.08 s。由烟气温度对雾化液滴温度分布影响可知（图6），随着停留时间延长，液滴温度整体均呈上升趋势，当停留时间小于0.01 s处于初始传热阶段，此时液滴进入流场后在温差驱动下发生明显的显热交换，液滴被高温烟气加热，其温度由初始温度(298 K)快速提高至约368 K并进入近似恒温蒸发阶段，此处温度略低于水蒸气饱和温度，其原因是NH3挥发性较强，氨水中NH3使溶液沸点降低；当停留时图5 不同烟气温度工况雾化液滴粒径分布Fig.5 Distribution of droplet size depending on flue gas temperature图6 不同烟气温度工况雾化液滴温度分布Fig.6 Distribution of droplet temperature depending on flue gas temperature图4 旋风分离器内烟气流线、xy截面矢量图和zx截面速度分布Fig.4 Streamline for flue gas in cyclone separator,vector field in xy cross section and velocity magnitude in zx cross section2409第74卷化 工 学 报间大于0.01 s时，液滴温度变化较小，在蒸发过程结束前该阶段温升为510 K；在不同烟气温度下气液换热的初始阶段温度分布相似，但达到饱和温度后蒸发阶段气液相间温差增大可提高液滴过热温度，且温度上升速率略有提高。进而，统计液滴样本后可发现当烟气温度由1073 K提高至1223 K时，雾化液滴最终温度由363 K提高至约370 K。2.2 NO与NH3浓度分布特性本节分别以氨水和尿素为还原剂考察旋风分离器内烟气和液滴流动特性，并通过考察NO和NH3的浓度分布特性以获得SNCR脱硝过程化学反应特性。具体传递与化学反应特性计算工况为：入口烟气量 2.4105 m3/h，入口烟气温度 1123 K，NSR 为1.50，烟气中NO质量浓度为200 mg/m3，且喷枪喷射速度、液体喷射量相同。当氨水作为还原剂时，图7所示为NO与NH3整体摩尔分数分布，图中变量数值由小至大对应色标透明度由1至0线性变化，可知烟气进入旋风分离器后在入口烟道内仍维持初始浓度（约200 mg/m3），氨水喷射进入旋风分离器后快速蒸发，此时气态NH3与烟气混合，该区域内较高浓度的NO和NH3可为SNCR脱硝提供充足反应物，因此NO浓度在旋风分离器入口烟道局部区域显著下降。随后烟气携带气态还原剂进入旋风分离器主体，随后形成外旋后强化了烟气中各组分混合，且沿烟气旋流方向NO与NH3浓度随脱硝反应进行逐渐降低。当尿素为还原剂时，尿素溶液中溶质组分先蒸发为气态CO(NH2)2后进入烟气，如表1中方程式U8、U9 所示，因高温作用发生分解反应产生 NH3与HNCO两种脱硝还原剂组分。由图8与图9给出的SNCR脱硝反应的主要烟气组分摩尔分数分布可知，气态CO(NH2)2在分离器形成旋流后快速分解，而其分解产物中HNCO生成量低于NH3并迅速消耗；烟气与HNCO、NH3两种气态还原剂接触后NO浓度即可迅速降低，这与氨水为还原剂时NO浓度分布相似。对比采用两种还原剂的 SNCR 性能（图 10）可知，当氨水为还原剂时，脱硝效率与氨逃逸率计算结果分别为 79.5%和 34.3%；当尿素溶液为还原剂时，两者分别为76.5%和39.9%，表明氨水与尿素溶液两种还原剂对SNCR性能的影响较小。为此，2.3节与2.4节选取氨水作为还原剂进一步考察CFB机组运行条件对SNCR性能的影响行为。2.3 烟气温度对SNCR性能的影响为考察烟气温度对SNCR性能的影响，选取入口烟气量为 2.4105 m3/h，烟气中 NO 质量浓度为200 mg/m3和 NSR 为 1.50，模拟了烟气温度范围为10231323 K七种工况。由图 11与图 12所示的烟气温度1023、1173和1323 K工况下NO与NH3摩尔分数分布可知，随着烟气温度升高，旋风分离器内NO浓度整体分布呈先下降后上升特征，而NH3整体浓度呈下降趋势。对比分离器内不同温度下 NO 浓度分布特征（图11）可知，当入口烟气温度为1023 K时，入口烟道内烟气与气态还原剂接触后NO浓度并未出现明显下降，而随烟气旋流方向NO浓度缓慢下降，表明气态还原剂进入烟气主体后与 NO 的反应速率较低；当入口烟气温度为1173 K时，NO浓度在入口烟图7以氨水为还原剂时旋风分离器内NO与NH3摩尔分数分布Fig.7Distribution of NO and NH3 molar fractions in cyclone separator using ammonia as reducing 第6期道和旋风分离器主体内均有显著降低，表明该工况下不同区域内均有较高的SNCR脱硝反应速率；当入口烟气温度为1323 K时，入口烟道内烟气与还原剂接触时NO浓度显著降低，但分离器主体内NO浓度降低幅度有限，表明该工况下脱硝反应主要发生于入口烟道及旋风分离器入口附近。对于还原剂NH3分布（图12），当入口烟气温度为1023 K时NH3浓度变化幅度较小，分离器锥体上部流动空间内浓度仍可达到150 mg/m3；随着烟气温度升高，烟气中NH3消耗速率明显提高，当入口烟气温度为1323 K时，烟气中NH3仅存在于入口烟道以及分离器锥体的小范围区域。尽管反应温度升高后流场内气态还原剂消耗速率增大，但其反应路径存在差异，当温度由1023 K提高至1173 K时NO浓度显著下降，因此引起NH3消耗的主要反应路径为4NH3+4NO+O2 4N2+6H2O（表1中反应式A1），而温度由1173 K提高至1323 K时NO浓度变化幅度较小，因此NH3主要因其自身氧化消耗，该反应路径为4NH3+5O2 4NO+6H2O（表1中反应式A2）。图13所示为7种温度工况下SNCR性能变化特性，基于2步总包反应模型得到的计算结果表明，温度对脱硝效率的影响表现为先上升后下降趋势，适图8旋风分离器内CO(NH2)2与HNCO摩尔分数分布Fig.8Distribution of CO(NH2)2 and HNCO molar fractions in cyclone separator图9以尿素为还原剂时旋风分离器内NO与NH3摩尔分数分布Fig.9Distribution of NO and NH3 molar fractions in cyclone separator using urea as reducing agent2411第74卷化 工 学 报宜温度为1173 K，即900；当温度升至1173 K时，因NH3自身氧化消耗（4NH3+5O2 4NO+6H2O）速率显著提高，氨逃逸率减小，但难以为NO脱除提供充足的还原剂。2.4 NSR对SNCR性能的影响为考察NSR对SNCR性能的影响，选取入口烟气量为2.4105 m3/h，烟气中NO质量浓度为200 mg/m3和烟气温度为 1123 K，模拟了 NSR 为 1.00、1.25、1.50、1.75和2.00五种工况。由以图14与图15所示的NSR为1.00、1.50和2.00三种工况zx截面内NO与NH3摩尔分数分布，可以发现，NSR为1.00时排气管内NO和NH3浓度径向分布差异较小，其原因为还原剂浓度偏低导致NO无法充分反应；随着NSR增加，NO和NH3在分离器内径向差异逐渐显著，即排气管壁面附近NO和NH3浓度较高，其原因是受外旋流影响在排气管局部形成烟气短路。上述现象表明尽管旋风分离器可为SNCR脱硝过程提供足够反应停留时间，但在高NSR工况下烟气短路造成的NO和NH3逃逸现象成为限制脱硝效率的主要因素。图11 不同烟气温度工况NO摩尔分数分布Fig.11 Distribution of NO molar fraction depending on flue gas temperature氨水尿素020406080/%10079.5%76.5%34.3%39.9%脱硝效率 氨逃逸率还原剂类型图10 还原剂类型对SNCR性能的影响Fig.10 Effect of reducing agent on performance of SNCR system图12 不同烟气温度工况NH3摩尔分数分布Fig.12 Distribution of NH3 molar fraction depending on flue gas 第6期图 16 为 NSR 对 SNCR 性能的影响。随着 NSR的增大，脱硝效率逐渐提高，但还原剂喷射量增加对SNCR脱除性能的提升效果逐渐减弱，而还原剂利用率的降低致使氨逃逸率增加，NSR由1.00增加至2.00时氨逃逸率由16.6%增加至56.9%。当入口浓度为200 mg/m3，NSR约为1.25时可满足50 mg/m3的超低排放要求。氨逃逸可导致还原剂利用率降低、SNCR 运行成本提高、尾部设备潜在腐蚀及氨泄漏二次污染等系列问题。由于烟气来流中 NO为NOx主要组分，其质量分数一般高于90%7,10,23，因此本文以相同NOx摩尔分数为基准折算为NO质量浓度。综合考虑脱硝效率与氨逃逸率两个指标，以 SNCR 满足燃煤烟气中 NOx排放浓度不高于50 mg/m3的超低排放标准为前提，NSR的适宜取值范围为1.251.50。3 结论采用CFD模拟方法研究了300 MW规模CFB锅炉旋风分离器内气液相间传质特性、烟气与还原剂混合和化学反应特性，分析了烟气量、烟气温度、氨氮摩尔比（NSR）与还原剂类型对SNCR脱硝效率与氨逃逸率的影响规律，主要结论如下。（1）烟气进入旋风分离器后流速提高，气流贴壁旋转流动并在分离器内形成双涡分布，