燃煤机组SCR烟气脱硝系统流场均布一体化建模与性能优化.pdf

第 52 卷 第 8 期 Vol.52 No.8 2023 年 8 月 THERMAL POWER GENERATION Aug.2023 修 回 日 期：2022-12-12 基 金 项 目：国家重点研发计划项目（2020YFB0606203）Supported by：National Key Research and Development Program(2020YFB0606203)第一作者简介：张媛媛（1985），女，博士研究生，工程师，主要研究方向污染物控制技术，。DOI:10.19666/j.rlfd.202212216 燃煤机组 SCR 烟气脱硝系统流场均布 一体化建模与性能优化 张媛媛1,2，曲江源2，张 锴2（1.华北电力大学新能源学院，北京 102206；2.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）摘要选择性催化还原（SCR）烟气脱硝效率与其内部烟气和还原剂流动的均匀性密切相关。在建立 SCR 烟气脱硝反应数学模型基础上，采用用户自定义子程序耦合了多组分烟气流动与反应过程；通过比较不同负荷下 330 MW 等级燃煤机组脱硝性能的实测与模拟数据验证了模型的可靠性和有效性，基于对反应器内烟气和还原剂流动及其反应特性的数值模拟分析，提出了喷氨格栅上游导流板结构优化方案，进而考察了操作条件对 NO 和 NH3排放质量浓度的影响。结果表明：喷氨格栅来流烟气速度分布的非均匀性是导致烟气与还原剂混合效果较差的主要原因，进而通过调整喷氨格栅上游导流板结构并在烟道壁面增设挡板可将脱硝效率提高约 3.37%；为满足 NOx质量浓度为 50 mg/m3及 NH3质量浓度为 2.5 mg/m3的排放限值需选取适宜喷氨量，以所选取 SCR 烟气脱硝装置为例，当烟气初始 NO 质量浓度为 650 mg/m3，SCR 烟气脱硝系统适宜氨氮摩尔比应约为 0.94。关键词燃煤机组；烟气脱硝；SCR；流场优化；数值模拟 引用本文格式张媛媛,曲江源,张锴.燃煤机组 SCR 烟气脱硝系统流场均布一体化建模与性能优化J.热力发电,2023,52(8):146-155.ZHANG Yuanyuan,QU Jiangyuan,ZHANG Kai.Integrated modeling and performance optimization of flow field homogenization in SCR denitrification system of coal-fired unitJ.Thermal Power Generation,2023,52(8):146-155.Integrated modeling and performance optimization of flow field homogenization in SCR denitrification system of coal-fired unit ZHANG Yuanyuan1,2,QU Jiangyuan2,ZHANG Kai2(1.School of New Energy,North China Electric Power University,Beijing 102206,China;2.Beijing Key Laboratory of Emission Surveillance and Control for Thermal Power Generation,North China Electric Power University,Beijing 102206,China)Abstract:The denitration efficiency is closely related to the uniformity of flue gas and reductant agent within the selective catalytic reduction(SCR)reactor for the coal-fired unit.Based on the established mathematical model for SCR denitration reaction,a user-defined subprogram is used to couple the multi-component flue gas flow with reaction process.The reliability and effectiveness of the CFD model are verified by comparing the measured and simulated data of the SCR performance of 330 MW level coal-fired units at different loads.According to the hydrodynamics of flue gas and reductant agent together with the chemical reaction process in SCR reactor,a new intensification scheme is proposed by optimizing the structure of deflectors in front of the ammonia injection grids.Furthermore,the effects of operational conditions on emission mass concentration of NO and NH3 are investigated.The results indicates that,the maldistribution of the incoming flue gas to the ammonia injection grids leads to the poor mixing behavior of flue gas and reducing reagent.However,the denitration efficiency of the SCR reactor can be improved by about 3.37%through adjusting the upstream guiding plate structure and installing the baffle around the flue duct wall.Taking the SCR denitration device in this work as an example，the appropriate molar ratio of NH3 to NO is 0.94 when the initial NO mass concentration is 650 mg/m3,which could meet with the emission limit 第 8 期 张媛媛 等 燃煤机组 SCR 烟气脱硝系统流场均布一体化建模与性能优化 147 http:/ for air pollutions of 50 mg/m3 for NOx and 2.5 mg/m3 for NH3,respectively.Key words:coal-fired unit;flue gas denitration;SCR;flow field optimization;numerical simulation NOx是主要大气污染物之一，其中燃煤锅炉是我国 NOx主要排放源1。为此煤电节能减排升级与改造行动（20142020 年）（发改能源20142093号文）对燃煤机组锅炉烟气提出超低排放要求，其中 NOx排放质量浓度限制为 50 mg/m3（基准氧体积分数 6%，标况，下同）2。NO 是燃煤电厂烟气中 NOx主要组分，目前通常采用选择性非催化还原（selective non-catalyst reduction，SNCR）与选择性催化还原（selective catalyst reduction，SCR）方法将 NO 还原为 N2实现NOx脱除。SCR 方法具有脱硝率高、结构简单以及二次污染低等优点，因此该技术在燃煤电厂 NOx控制过程中得到了广泛应用3-4。为实现“双碳”战略目标，风、光等间歇性可再生能源对火电机组的深度调峰等灵活性改造提出了更高要求5。火电机组低负荷运行时，由于烟温降低导致 SCR 烟气脱硝效率降低甚至存在停运风险，因此控制火电机组在变负荷工况下 NOx排放量已成为关注的焦点6。对于实际火电机组，脱硝效率与氨逃逸量是 SCR 系统的关键性能指标，主要受催化剂决定的反应动力学特性、烟气-还原剂流体动力学特性及操作条件等因素影响7。目前，SCR 技术工业应用通常采用基于 V2O5/TiO2或 V2O5-WO3/TiO2的钒基催化剂，该系催化剂具有脱硝效率高、选择性较强的优点8-9。对于采用钒基催化剂的 SCR 烟气脱硝过程，一般基于 2 种反应机理描述其反应动力学特性10-11：其一为Langmuir-Hinshelwood 反应机理，该机理认为反应发生条件为NH3与NO同时吸附于催化剂表面相邻活性 中心；其二为 Eley-Rideal 反应机理，该机理认为还原剂NH3吸附于催化剂表面后与NO分子发生反应，共包括 NH3吸附、SCR 反应和活性位再生共 3 个过程。Willi12与 Odenbrand13等对比了不同反应机理对钒基催化脱硝过程描述的适用性，结果表明Langmuir-Hinshelwood机理可以较好地描述烟 温低于 473 K 条件下反应过程，而高于 473 K 时Eley-Rideal 反应机理更符合实验结果。随后众多研究者10,14-17基于 Eley-Rideal 机理建立 SCR 烟气脱硝催化反应动力学模型，考察了诸如催化剂孔道内空速、反应物浓度、氨氮摩尔比（normalized stoichiometric ratio，NSR）和反应温度等条件对脱硝反应特性的影响。气体流动特性与反应物质量浓度分布是影响 脱硝性能的另一重要影响因素，为此Sadeghi3与李晗天7等基于计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）方法建立了单孔道催化剂内气体流动与脱硝反应模型。其中，Sadeghi 等人3对比了催化剂孔道形状对脱硝效率与烟气压降的影响，李晗天等7考察了催化剂入口速度分布特性对SCR脱硝反应过程的影响。上述研究表明不均匀的气速分布增大了 NO 与 NH3排放质量浓度。对于工业规模SCR 烟气脱硝系统，烟气处于非理想流动且还原剂难以与烟气主流均匀混合，局部高速气流导致 NSR分布不均、脱硝效率降低且氨逃逸量增大，同时可能加重催化剂磨损。基于 CFD 数值模拟方法，樊庆锌等18考察了直弧形导流板以及导流板数量对SCR 烟气脱硝反应器内烟气流动特性的影响，经优化后催化剂上层截面烟气流速偏差降低至 6.68%。Shang 等人19详细分析了 SCR 烟气脱硝反应器内烟气流动结构，结果表明 SCR 烟气脱硝系统结构复杂导致流场内存在多处烟气回流，无导流板时催化剂层内存在流动死区。王海川20和 Xu21等通过优化 SCR 烟气脱硝系统烟道转折处弧形导流板结构改善了烟气流速与 NSR 分布均匀性，并发现合理设计导流板结构可缓解导流装置引起的流动分离从而降低能耗。通过耦合烟气流动与 SCR 烟气脱硝反应动力学模型，凌忠钱等22通过优化 SCR 烟气脱硝系统烟道转折处导流板，将 NSR 分布偏差降低至 5%以下，同时脱硝效率由 72.5%提高至 83%。周智健等23通过优化静态混合器与导流板结构将NO 质量浓度偏差系数降低至 8%以下，同时脱硝效率提高约 7%。周英贵24与李壮扬25等研究发现通过优化分区喷氨方式可有效提高还原剂利用率，且调整喷氨方式对烟气主流速度分布影响可忽略。前述文献主要集中于SCR催化剂反应动力学特性11-17、SCR 系统内烟气流动与反应特性研 究3,5,18-25，而对于变负荷工况下 SCR 反应器脱硝性能以及 NSR 对脱硝效率、氨逃逸量影响规律涉及较少。本文以 330 MW 等级燃煤机组 SCR 烟气脱硝系统为研究对象，建立了包括多组分烟气流动与催化反应过程的 CFD 模型，提出了喷氨格栅来流烟气均布的优化方案，考察了运行负荷、NO 质148 2023 年 http:/ 量浓度与喷氨量等运行条件对NO与NH3排放特性的影响。1 SCR 系统烟道内流动特性模拟方法 1.1 模拟对象 以某 330 MW 燃煤机组 SCR 烟气脱硝系统为研究对象，该系统主要由对称布置的 SCR 烟气脱硝反应器、喷氨格栅（ammonia injection grid，AIG）、静态混合器、烟道及导流板等组件构成。选取其中一侧 SCR 烟气脱硝系统为考察对象建立物理模型（图 1）。SCR 烟气脱硝系统入口烟道截面尺寸为11.72.8 m2，SCR 脱硝反应器内包含 3 层蜂窝式催化剂，催化剂截面尺寸为 11.77.9 m2，单层高度为 1.4 m，相邻催化剂层间隔为 1.8 m，设计工况下SCR 烟气脱硝系统操作条件见表 1。本文重点分析SCR 烟气脱硝系统中烟气流动、还原剂 NH3与烟气混合特性以及反应器内进行的脱硝反应一体化模型。图 1 SCR 系统几何结构示意 Fig.1 Schematic diagram of geometric structure of the SCR system 表 1 烟气组分构成与 SCR 系统运行参数 Tab.1 The flue gas composition and SCR system operation parameters 参数 数值 总烟气流量 GT/(m3h1)1.25 106 单侧烟气流量 G/(m3h1)6.25 105 烟气温度 T/K 623.00 O2体积分数/%3.99 H2O 体积分数/%6.98 CO2体积分数/%13.57 N2体积分数/%75.45 NO 质量浓度 CNO,in/(mg m3)800 NSR 0.96 1.2 数学模型 将 SCR 烟气脱硝系统内烟气视为多组分混合的理想气体，采用欧拉方法描述其流体动力学特性。由于 SCR 反应器烟气来流中 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摩尔浓度为基准折算为 NO 质量浓度。原烟气组分主要包括 N2、CO2、H2O、O2与 NO，而还原剂组分主要包括 N2、O2与 NH3。SCR 烟气脱硝过程中烟气湍流模拟采用基于雷诺数均的纳维-斯托克斯方程，并采用 Realizable k-湍流模型封闭方程组。烟气所遵循的总体质量、动量、能量守恒以及各气体组分质量守恒方程为：()0tu (1)()()pt uuug (2)()()()keeptTh kuuuJ (3)()()kkkkYYStuJ (4)式中：为烟气密度，kg/m3；u 为烟气流速，m/s；p 为压力，Pa；为剪切应力张量，kg/(ms2)；g 为重力加速度，取 9.8 m/s2；T 为烟气温度，K；为导热系数，W/(mK)；e 为比内能，kJ/kg；hk为烟气中组分 k 焓值，kJ/kg；Jk为烟气中组分 k 扩散通量，kg/(m2s)；Yk为气相组分 k 质量分数；Sk为控制体内因脱硝反应产生的源项，由反应动力学特性决定。在 SCR 催化剂层内完成脱硝反应，其中主反应为 NO 由 NH3还原转化为 N2（式(5)），同时伴随还原剂 NH3的自身氧化（式(6)）。32224NH+4NO+O4N+6H O (5)32224NH+3O2N+6H O (6)SCR 反应器内为气固非均相催化反应，由于本文研究对象运行温度布置于省煤器后，烟温通常高于 473 K，SCR 催化反应遵循 Eley-Rideal 机理，并广泛应用于工业规模反应器内化学反应模型7,9-10。基于此机理的 NO 与 NH3反应速率为：*NHNH333/*NONONONH(1e)RkC (7)33333NHNHNHNHNH1kCkC (8)NHNH33NH333/*NONONHOXNH(1e)RkCkC (9)式中：RNO与NH3R分别为 NO 与 NH3消耗速率，kmol/(m3s)；CNO与NH3R分别为烟气中 NO 与 NH3摩尔浓度，kmol/m3；3NH为 NH3在催化剂表面覆第 8 期 张媛媛 等 燃煤机组 SCR 烟气脱硝系统流场均布一体化建模与性能优化 149 http:/ 盖率，3*NH为 NH3覆盖率临界值；kNO与 kOX分别为 NO 还原反应与 NH3自身氧化反应速率常数，s1；3NHk为 NH3吸附常数，s1。化学反应模拟采用有限速率模型，其中反应模型涉及的动力学参数详见表 29,24,26。反应速率遵循阿累尼乌斯定率，其表达式为：/eiE RTiikA (10)表 2 基于 V2O5-WO3/TiO2催化剂 SCR 反应动力学参数 Tab.2 The SCR reaction kinetics parameters based on V2O5-WO3/TiO2 catalyst 项目 数值 ANO/s1 7.19 105 3NHA/(m3mol1s1)8.20 104 AOX/s1 3.25 ENO/(Jmol1)5.94 104 3NHE/(Jmol1)7.63 104 EOX/(Jmol1)2.87 104 3*NH 0.12 1.3 边界条件与数值求解 对于计算域边界条件，烟气入口及喷氨格栅 喷口设置为质量入口，烟道及 SCR 反应器壁面设 置为无滑移边界，烟气出口视为压力出口，设计工况下各边界数值条件详见表 1。数值计算过程中基于有限体积法实现控制方程式(1)式(4)的离散。离散方程组求解采用 SIMPLE 算法，其中对流项离散采用二阶迎风格式。通过加载用户自定义程序（user defined functions，UDF）计算各组分消耗速率，实现 SCR 烟气脱硝过程多组分流动与化学反应过程的耦合。采用横截面上气速的相对标准偏 差（relative standard deviation，RSD）评价烟气分布的均匀性及其对 SCR 脱硝性能的影响程度，其定义为：2mRSDm()1iuuRuN (11)式中：ui为特征截面样本点处烟气流速；um为特征截面内烟气平均流速；N 为截面内样本点总数，本文取值为 5 000。计算域的空间离散方面，采用 ICEM CFD 将图1所示烟道及 SCR 反应器划分为四面体网格，并在喷氨格栅及导流板等复杂结构附近进行网格局部加密。通过调整最大网格尺寸因子获得了数量范围为207 万628 万共 5 种网格进行无关性验证，对应最大网格尺寸为 384224 mm。以催化剂上方 0.5 m 横截面为例，网格数量对烟气流动均匀性和 SCR 整体脱硝性能的影响如图 2 所示。由图 2 可见：当网格尺寸减小、四面体网格数量由 207 万增至 408 万时，SCR烟气脱硝反应器整体脱硝效率仅从91.52%降至 91.01%，但烟气流速分布 RRSD值却由 17.90%快速降至 13.82%；随网格尺寸进一步减小、网格数量由 408 万增至 628 万时，整体脱硝效率变化率小于0.15 百分点，且烟气流速分布 RRSD变化率小于 0.05百分点。因此，选取网格总数为 408 万作为计算网格，对应最大网格尺寸为 288 mm。图 2 网格数量对 SCR 系统脱硝性能与流动特性的影响 Fig.2 Effect of grid numbers on denitration performance and hydrodynamics of the SCR denitration system 2 结果与讨论 2.1 脱硝性能与模型验证 对于实际运行的燃煤机组，负荷变化会同时引起烟气流量与温度变化，负荷降低对 SCR 烟气脱硝系统的影响主要体现在 2 个方面：一方面为烟气量随负荷降低而减小，SCR 反应器内烟气表观气速降低，因此 NO 与 NH3在催化剂层内反应停留时间增加；另一方面反应温度随负荷降低而减小，催化剂内反应活性降低导致 NO 催化还原反应速率降低，不利于脱硝反应的进行。为明确 2 种机制对 SCR烟气脱硝反应过程的影响规律，考察了不同负荷条件下 SCR 反应器脱硝性能，各负荷工况下运行参数见表 3。表 3 不同负荷 SCR 烟气脱硝系统运行参数 Tab.3 Operating parameters of the SCR denitration system under various load conditions 项目 负荷/MW G/(mh1)CNO,in/(mgm3)NSR T/K 设计工况 330 6.2 105 800.0 0.96 623 测试工况 1 300 5.1 105 561.9 0.93 620 测试工况 2 250 3.7 105 582.5 0.96 613 测试工况 3 127.5 2.4 105 743.6 0.97 579 注：G 为单侧烟气流量；CNO,in为 SCR 脱硝入口 NO 质量浓度；NSR为氨氮摩尔比；T 为烟气温度。150 2023 年 http:/ 表 4 和表 5 给出了不同运行负荷工况下 SCR 烟气脱硝系统烟气压降 p 与 NO 脱除效率的模拟值与实测值。对比可知，基于 CFD 模型的 p 和预测值与实测数据吻合较好，其中 p 最大相对误差为9.5%，最大相对误差为 1.4 百分点。可见，本文所建 CFD 模型可合理预测 SCR 烟气脱硝系统内多组分烟气流动特性与催化剂层内化学反应过程。表 4 SCR 烟气脱硝系统压强实测值与模拟值对比 Tab.4 The measured and simulated pressure of the SCR denitration system 项目 压降 p 实测值/Pa 模拟值/Pa 相对误差/%设计工况 877.5 测试工况 1 658.8 706.8 7.3 测试工况 2 487.6 516.9 6.0 测试工况 3 150.2 148.8 9.5 表 5 NO 脱除效率实测值与模拟值对比 单位：%Tab.5 The measured and simulated values of NO removal efficiency 项目 NO 脱除效率 实测值/%模拟值/%相对误差/百分点 设计工况 91.0 测试工况 1 89.7 90.5 0.8 测试工况 2 94.8 93.4 1.4 测试工况 3 88.1 88.6 0.5 表 4、表 5 的结果表明，当机组负荷由 330 MW降至 127.5 MW 时，SCR 烟气脱硝系统内烟气流 速减小，因此进、出口烟气压降由 877.5 Pa 降至148.8 Pa。对于 SCR 反应器脱硝性能，设计工况下（负荷 330 MW）脱硝效率模拟值为 91.0%，当氨氮摩尔比（NSR）不变，负荷降至 250 MW 时 NO脱除效率升至 93.4%，其原因为该工况条件下尽管烟气温度由 623 K 降至约 613 K，烟气量减小使得SCR 反应器内表观气速由 4.24 m/s 降至 2.52 m/s，因烟气在催化剂层停留时间增加，从而整体脱硝效率有所提高；随负荷进一步降低至 127.5 MW，尽管SCR 反应器内表观气速降至约 1.65 m/s，烟气温度降至 579 K，使得 NO 还原反应速率显著下降，此时脱硝效率降至约 88.6%。周智健等23对 660 MW燃煤机组 SCR 烟气脱硝系统不同负荷下脱硝性能测试结果也得到类似规律。图 3 为烟气温度对脱硝效率与氨逃逸量的影响。由图 3 可见，各工况 NO 初始质量浓度均为 800 mg/m3，NSR 为 0.96，反应温度为 623 K，可知随温度由 633 K 降至 573 K，SCR 反应器出口 NO质量浓度由 62.18 mg/m3升至 269.81 mg/m3，同时NH3质量浓度由 10.97 mg/m3升至 127.21 mg/m3。这是由于随温度降低 NO 还原反应（式(5)）与 NH3自身氧化反应（式(6)）速率下降，2 种组分在 SCR反应器内消耗量下降，因此在燃煤机组变负荷，尤其在低负荷运行工况下，脱硝效率显著降低，且NH3逃逸量增加。图 3 烟气温度对脱硝效率与氨逃逸量的影响 Fig.3 Effect of flue gas temperature on denitration efficiency and ammonia escape amount 2.2 SCR 烟气脱硝系统性能分析 分别选取 3 层催化剂上方 0.5 m 截面考察烟气流速分布特性，计算结果如图 4 所示。由图 4 可见：催化剂上方 0.5 m 处截面气流方向均为主流方向，轴向速度分量与合速度差别极小；催化剂层 1 上方0.5 m 处 xy 截面内上下两侧均出现高速带，同时下侧高于上侧流速，最高可达约 5.0 m/s，该截面烟气流速分布相对标准偏差约为 14%；因催化剂层 1 对烟气流动的调控作用，使得气速分布更为均匀，催化剂层 2 与催化剂层 3 来流烟气流速相对标准偏差均在 10%以下。图 4 SCR 反应器内催化剂层上方烟气流动特性 Fig.4 The characteristics of flue gas flow over catalyst layer in the SCR reactor 第 8 期 张媛媛 等 燃煤机组 SCR 烟气脱硝系统流场均布一体化建模与性能优化 151 http:/ 在 NO 初始质量浓度 800 mg/m3，NSR 为 0.96，反应温度 623 K 条件下，SCR 烟气脱硝系统 zx 截面以及经过催化剂层后 xy 截面 NO 质量浓度分布如图 5 所示。由图 5 可知：烟气经过催化剂层后 NO质量浓度下降，其中烟气经过催化剂层1 后NO 质量浓度下降最为显著，由800 mg/m3降至约318 mg/m3，其原因为催化剂反应过程反应物质量浓度较高；经过催化剂层 3 后 NO 质量浓度降至约 74 mg/m3；由xy截面NO质量浓度分布特性可知，近壁面区域NO质量浓度较高而中心区域较低，其原因为近壁区域烟气与还原剂混合不充分，导致 SCR 烟气脱硝反应过程反应物质量浓度较低。图 5 SCR 反应器内 NO 质量浓度分布特性 Fig.5 Distribution of NO mass concentration in the SCR reactor 图 6 给出了 SCR 烟气脱硝系统 zx 截面以及 3 层催化剂层来流截面 NH3质量浓度分布。图 6 SCR 反应器内 NH3质量浓度分布特性 Fig.6 Distribution characteristics of NH3 mass concentration in the SCR reactor 由图 6 可知，近壁区域 NH3质量浓度较低，中心区域质量浓度较高。该分布特性与图 5 所示 NO质量浓度分布相对应，催化剂层内 SCR 烟气脱硝过程 NO 与 NH3质量浓度匹配性较差。这是由于喷氨格栅来流烟气速度分布不均导致烟气与还原剂混合效果较差，因此需调控烟气流动特性，强化烟气与还原剂混合，以提高 SCR 反应器脱硝性能。2.3 喷氨格栅烟气来流均布优化 通过 SCR 烟气脱硝系统烟气流动特性以及 NO和 NH3质量浓度分布特性，发现 SCR 烟气脱硝过程反应物混合不均主要由烟气-还原剂混合不均引起。为强化烟气与 NH3混合，本文针对近壁区 NH3质量浓度偏低，喷氨格栅烟气来流速度分布不均现象提出如图 7 所示优化方案。该方案通过在喷氨格栅 AIG 喷嘴上方近壁区域设置导流构件（AIG 挡板），缓解局部烟气逃逸，并将导流板 I 调整为 1 组弧形导流板，其中原设计方案下 AIG 上游转折烟道内为竖直导流板，转折烟道倒角曲率半径 R0为500 mm。图 7 导流板 I 结构与 NH3均布优化方案示意 Fig.7 The structure of deflector I and the optimization scheme for NH3 distribution 以原设计方案为基准工况，通过对比工况A-1（设置AIG 挡板）、A-2（设置 AIG 挡板及R=800 mm 弧形导流板）、A-3（设置 AIG 挡板及 R=500 mm 弧形导流板）与 A-4（设置 AIG 挡板及 R=300 mm 弧形导流板），考察导流构件对 SCR 反应器脱硝效率的影响，并寻找适宜结构参数。图 8 为原设计方案及不同优化方案下催化剂 来流截面内 NSR 分布特性。选取首层催化剂上方 0.5 m 为特征截面，计算条件为 NO 初始质量浓度 800 mg/m3，NSR 为 0.96，反应温度 623 K。由图 8可见：增设 AIG 挡板后（工况 A-1）有利于提高近壁区域 NH3质量浓度，但烟道中心区域 NSR 较高，152 2023 年 http:/ 其原因是 AIG 上游烟道转折处流速不均导致烟 气与还原剂混合效果较差；当竖直导流板（原始方案）调整为弧形导流板（工况 A-2工况 A-4）后可有效提高 NH3质量浓度在烟道截面的整体分布 均匀性。图 8 不同优化方案下催化剂 1 上方 xy 截面 NSR 分布特性 Fig.8 The distribution characteristics of NSR in plane xy above the catalyst 1 in different optimization schemes 为定量考察不同导流构件对 NH3与烟气混合效果以及 SCR 反应器脱硝性能影响，图 9 给出了不同优化方案下 NO 脱除效率与催化剂上方 0.5 m 截面内 NSR 相对标准偏差。由图 9 可见：增设 AIG挡板后（工况 A-1）RRSD-NSR 由原设计方案对应的10.31%降至 7.70%，NH3分布均匀性提高将 NO 脱除效率由 91.01%升至 91.75%；当导流板 I 调整为弧形导流板后，工况 A-2（R=800 mm）对应 NSR 分布 RRSD值进一步下降至 3.82%、同时脱硝效率升至 93.26%，随弧形导流板曲率半径 R 减小，NSR 分布均匀性与 NO 脱硝效率变化较小；对比发现工况A-3（R=500 mm）条件下，烟气与还原剂混合效果较好，对应脱硝效率为 93.38%。图 9 不同优化方案下脱硝效率与 NSR 分布特性 Fig.9 The denitration efficiency and distribution characteristics of NSR in different optimization schemes 图 10 为不同优化方案下 NO 排放质量浓度与SCR 脱硝系统进出口烟气压降。由图 10 可知：增设 AIG 挡板后（工况 A-1）NO 排放质量浓度由 71.93 mg/m3降至 65.99 mg/m3；而将导流板 I 调整为 R=500 mm 弧形导流板（工况 A-3）后 NO 排放质量浓度进一步降至 52.95 mg/m3。烟气压降影响 是SCR脱硝系统运行能耗的重要指标之一。增设AIG挡板后（工况 A-1）使得近壁面区域局部扰动增强，烟气压降略有上升；而调整为弧形导流板（工况 A-2至A-4）后，烟气压降由887.5 Pa 降至约840 Pa。这是因为相比于原设计方案，弧形导流板具有更好的流型调控能力。图 10 不同优化方案下 NO 出口质量浓度与烟气压降 Fig.10 The NO mass concentration at gas outlet and the pressure drop of flue gas in different optimization schemes 以工况 A-3 为例，图 11 给出了优化前后导流板 I 处气速。图 11 原设计方案与 A-3 优化方案下导流板 I 处对烟气 流动特性 Fig.11 The hydrodynamics of flue gas around the Vane-I in the original and A-3 schemes 由图 11 可见：原设计方案采用的导流板布置，可在一定程度提高来流均匀性，但导流板背风侧形成规模较大的旋涡同时烟气的有效同流截面积减小形成高速区，这一现象明显提高了烟气的压力损第 8 期 张媛媛 等 燃煤机组 SCR 烟气脱硝系统流场均布一体化建模与性能优化 153 http:/ 失；导流板直段迎风侧均存在明显高速区，其中流速最高点出现于最右侧导流板，优化方案下流场内流速最高点均低于 20 m/s，导流板处未出现明显高速冲刷。Shang 等人19在对带有弧形导流板 SCR 反应器模拟中也得到类似结论。2.4 NO 质量浓度及 NSR 的影响 图12为原设计方案与优化方案A-3工况下NO初始质量浓度对 NO 和 NH3排放质量浓度的影响。由图 12 可见：各计算工况 NSR 均为 0.96，可知 NO和NH3排放质量浓度均随初始NO质量浓度增大而提高；采用 A-3 优化方案后还原剂利用率提高，可将原设计方案 NO 排放质量浓度 3871 mg/m3降至2553 mg/m3，同时可将 NH3排放质量浓度由9.116.1 mg/m3降至 4.36.1 mg/m3。超低排放标准下 NOx排放限制为 50 mg/m3，原设计方案下达到该标准需要 NO 初始质量浓度低于 550 mg/m3，而优化方案可将其提高至约 700 mg/m3，提高了 SCR 脱硝系统对负荷与煤种的适应性。图 12 NO 初始质量浓度对脱硝效率与氨逃逸质量浓度影响 Fig.12 Effect of initial NO mass concentration on denitration efficiency and ammonia escape mass concentration HJ 562201027中规定氨逃逸质量浓度宜小于2.5 mg/m3，而由图 12 可见不同工况下模拟结果均存在较多未反应的还原剂，导致难以满足氨逃逸标准。因此，需进一步考察 NSR 对脱硝效率与 NH3逃逸量的影响。图 13 与图 14 分别给出了在优化方案 A-3 工况，初始 NO 质量浓度 450700 mg/m3条件下 NSR对 NO 与 NH3排放质量浓度的影响。由图 13 可知，随 NSR 增大 NO 排放质量浓度逐渐降低，然而随还原剂喷射量增大 SCR 反应器整体脱硝效率提升效果逐渐减弱。以 NO 排放质量浓度 50 mg/m3为限制，NO 初始质量浓度为 700 mg/m3时 NSR 不应低于 0.95；对于 NH3排放特性，氨逃逸量随 NSR 提高而快速增大，当 NSR 低于 0.95 时不同 NO 质量浓度条件下氨逃逸量差异较小。以 HJ 562201027中所规定氨逃逸量 2.5 mg/m3为限制，通过模拟结果分析得到 SCR 烟气脱硝系统设计工况下 NSR 不应高于 0.94。综合考虑 SCR 烟气脱硝系统脱硝性能与氨逃逸量，应控制 SCR 烟气脱硝系统来流烟气中NO 质量浓度同时合理调整喷氨量，针对本文所选取 SCR 烟气脱硝装置，设计工况下入口烟气中 NO质量浓度应控制在 650 mg/m3以下，且 NSR 约为0.94 时可以提高还原剂利用率。图 13 NO 初始质量浓度与 NSR 对 NO 排放质量浓度的影响 Fig.13 Effect of initial NO mass concentration and NSR on NO emission