NOx排放值需要滿足超低排放要求，許多燃煤機組選擇性催化還原（SCR）脫硝系統存在還原劑加入過量的現象，因此不僅會導致氨逃逸量超標，從而增加運行成本，還會間接的影響到空氣預熱器等其余污水處理設備的運行效果。本文將結合流體動力學數值，并從混合角度出發，帶您一起探究加裝氨空混合器、優化母管聯箱尺寸及采用流場分區混合對機組SCR脫硝系統氨耗量影響。在某300MW機組采用上述技術進行改造后，機組氨耗量降低約37.8%，每年節省液氨采購成本68.79萬元，經濟效果顯著。

首先，介紹下選擇性催化還原（SCR）技術：這一技術的主要原理是在催化劑的作用下，NOx與還原劑發生氧化還原反應，生成氮氣和水，達到脫除NOx的作用。該技術已經被廣泛應用于燃煤機組煙氣脫硝處理工作中。

為了減少因為過量噴入還原劑而帶來的負面影響，那么，在實際生產過程中，優化還原劑噴入過程，在保證正常排放標準的前提下盡可能減少還原劑噴入量，更具有較高的應用意義。過去，我們對于優化噴氨量的研究多是從自動控制方面入手，本文將結合實際出現的各類問題，從從噴氨混合系統和流場優化兩方面對噴氨量進行優化。

一、理論理論氨耗量計算

所謂的理論氨耗量其實是根據脫硝系統設計邊界條件所計算出來的氨耗量。我們將液氨作為一種還原劑來設計，當液氨蒸發后，會通過供氨管道注入稀釋風管，同稀釋風混合后送至母管聯箱，再經噴氨支管由噴嘴進入煙道。因此可以根據理論煙氣量和進、出口的NOx質量濃度計算出理論液氨耗量：

二、加裝氨空混合器對氨耗量的影響

從安全方面去考慮的話，一般要求純氨氣進入稀釋風管道后稀釋到5%體積分數以下。并且，要求各支管氨量盡可能一致，以此來保證各支管的噴氨調節性能一致。常見的設計是將氨管道直接插入到稀釋風管道內，且稀釋風管道內無氨空混合器。此過程仍需借助相關設備完成，比如混合設備等。本文將通過數值模擬的方法，比較安裝某公司生產的氨空混合器前后稀釋風管道內氨組分的分布特性。

該CFD模型計算范圍為自注入口上游1m到氨空混合器下游9m間的管道。

為分析氨的分布情況，管道每間隔0.5m設置1處監測面，共計18處。

CFD模型計算采用壓力基求解器、Standardk-雙方程、壓力-速度耦合、SIMPLE算法、質量入口邊界條件，選用組分運輸模型來模擬NH3等組分的混合。

該模型網格數為3.2萬，最大扭曲度小于0.85。計算結果與網格數分別為6.5萬和9.2萬的模型計算結果一致。

模擬計算得到加裝氨空混合器及其混合距離對氨質量濃度分布的影響如圖1所示。由圖1可知：加裝氨空混合器時，隨著混合距離的增加，管道內氨分布均勻性會逐漸提高；未加裝氨空混合器的管道在距注入口9m處氨質量濃度相對標準偏差高達58.5%，而加裝了氨空混合器的管道在距注入口5m處氨質量濃度相對標準偏差已降至4.0%。

圖1配置氨空混合器及其混合距離對氨質量濃度分布的影響

圖2距注入口5m處氨體積分數分布云圖

由圖2可見，加裝混合器后整個斷面內氨質量濃度分布均勻，而未加裝氨空混合器斷面內氨質量濃度主要集中在靠近注入口一側的區域，這就意味著遠端側支管內氨質量濃度必然過低。

如果噴氨格柵前NOx質量濃度沿聯箱內氨空混合氣流動方向呈近端低遠端高分布，則遠端側噴氨支管內氨質量濃度過低，即便噴氨支管手動閥門全開，也會導致該區域NOx脫除量有限。為了保證出口NOx質量濃度達標，只能加大噴氨量。

從節約氨耗量和實現氨質量濃度分布均勻角度考慮，加裝氨空混合器非常必要。氨氣和空氣經氨空混合器后進入聯箱，再通過若干組并聯的噴氨格柵支管進入SCR反應器。

三、聯箱直徑對噴氨支管流量的影響

通常噴氨格柵外各支管的尺寸和布置形式一致，因此各支管的沿程阻力系數接近。氨空混合氣體從聯箱進入各支管屬于大流通域突變到小流通域，局部阻力系數與支管截面面積和聯箱截面面積的比值成正比。

以300MW機組為例，建立了從母管聯箱到噴嘴之間的CFD模型。每個聯箱上引出10只噴氨支管，每只支管中部設置1個流量監測面。模型網格數分別為11萬、14萬和17萬時計算結果一致，通過網格無關性驗證。模擬計算得到3種不同直徑的聯箱對噴氨格柵支管流速的影響，結果如圖3所示。其中，A聯箱直徑為406mm，B聯箱直徑為273mm，C聯箱直徑為219mm。

圖3聯箱尺寸對噴氨格柵支管流量的影響

由圖3可知，聯箱的直徑越大，氨空混合系統的全壓差越小，各個支管出口的流速和壓力分布越均勻，噴氨格柵適應不同負荷不同NOx分布的能力也就越強。如果聯箱直徑偏小，會造成近端支管氨流量偏低，若該支管對應煙道內該區域NOx質量濃度過高，且調小其余噴氨支管蝶閥開度后氨流量仍無法滿足，則只能增大總噴氨量。但聯箱直徑也不宜過大，否則經濟性會降低，因此需綜合現場實際布置空間選擇合適的聯箱直徑。

四、流場分區混合對氨耗量的影響

超低排放標準執行后，許多燃煤機組存在氨逃逸過量等多個負面影響，究其原因是SCR脫硝系統入口NOx分布偏差過大，脫硝系統流場設計的均勻性差，噴氨系統不具備適應多負荷變工況能力所致。對此，可采用流場分區混合技術來控制噴氨量優化混合過程，最大化降低氨逃逸量，提高SCR脫硝系統的脫硝效率。

1、分區混合技術原理：首先在入口煙道內加裝大范圍混合器，降低入口NOx質量濃度分布偏差；然后根據煙道尺寸截面，將噴氨格柵及其后續煙道分成2~4個區，每個分區內加裝分區混合器對煙氣進行強烈混合。相鄰分區的混合器旋向按反向設置，這樣可以實現分區內煙氣獨立旋轉而分區間無煙氣互串。分區混合器作用下煙氣旋轉流線如圖4所示。

圖4分區混合器作用下煙氣旋轉流線示意

此外，還應在催化劑后各煙氣分區出口加裝巡測煙氣連續排放檢測系統（CEMS），根據分區出口的NOx質量濃度調整各分區的噴氨量，以實現各分區內氨氮摩爾比均勻且接近理論值，NOx在高效脫除的同時所用氨量最低。

2、分區混合技術應用案例：以某300MW機組超低排放改造為例。改造后該機組SCR脫硝系統存在催化劑磨損嚴重、煙氣流速分布不均、氨耗量大、空預器堵塞等問題。

為便于比較分區混合優化前后NOx質量濃度分布情況，引入考核指標S，即首層催化劑入口NOx濃度（體積分數或質量濃度，下同）與氨濃度的差值。該值定義為SCR脫硝系統理論出口NOx排放質量濃度，可以直接反應NOx脫除的完善程度及還原劑是否過量。

圖5為原始結構滿負荷工況下首層催化劑前截面S分布云圖，表1為該截面S折算值。由圖5和表1可見，S折算平均值為30mg/m3時，S脫硝最大值為113.3mg/m3，最小值為–120.0mg/m3，此時模擬的氨空混合氣體流量為0.79kg/s（氨體積分數為5%，下同）。

圖5原始結構滿負荷首層催化劑入口S分布云圖

表1原始結構滿負荷下首層催化劑入口S折算值

對該300MW機組脫硝系統進行CFD數值建模及分區混合優化設計，模型范圍從省煤器出口到空預器入口間煙道。除噴氨格柵、混合器采用非結構網格外，其余區域均采用結構化網格，并對關鍵部位加密處理。該模型網格數量為709萬。

表2為分區優化后滿負荷下首層催化劑入口S折算值，該工況下S分布云圖如圖6所示。結果顯示，S折算平均值為30mg/m3時，S脫硝最大值為41.7mg/m3，最小值為–0.3mg/m3�？梢姺謪^混合優化后，NOx分布均勻性較原結構提升效果顯著，另外氨空混合氣流量降為0.56kg/s，理論上分區混合優化后可節約32.9%的液氨耗量。

表2分區優化后滿負荷下首層催化劑入口S折算值

圖6分區優化后滿負荷首層催化劑入口S分布云圖

五、改造效果：

1、本文從加裝氨空混合器、優化聯箱母管尺寸及分區混合優化等氨空混合技術入手，通過提高噴氨均勻性，有效避免了局部NOx脫除效率過低，氨逃逸量增大的情況發生，從而降低機組的氨耗量。對某300MW機組進行分區優化改造后，在滿足深度減排標準的同時氨耗量較改造前明顯下降，單機平均氨耗量由66.75kg/h降至41.5kg/h，可節約37.8%，每年單臺機組可節約液氨209t，節約液氨采購費68.97萬元。

2、加裝氨空混合器并保證一定混合距離，保證了氨與稀釋風的均勻混合，避免因氨組分混合不均造成的還原劑過噴。

3、優化聯箱母管尺寸，可在兼顧經濟性的同時提高各噴氨支管流量的均勻性，避免因氨空混合氣流量不均造成的還原劑過噴。

4、NOx采用分區混合優化技術，在各分內實現氨氮摩爾比均勻分布且接近理論值，保證NOx在高效脫除的同時所用氨量最低，避免因入口NOx分布偏差過大造成的還原劑過噴。

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