超超临界scr脱硝装置关键设备液氨蒸发器的设计

超超临界scr脱硝装置关键设备液氨蒸发器的设计

据统计，通过煤燃烧燃烧释放的nox占中国nox总排放量的67%，导致严重的环境和生态破坏。SCR脱硝法以其成熟的技术和良好的脱硝效果而在发达国家普遍采用。某电厂一期超超临界2×1036MW机组配套SCR脱硝装置于2009年9月与机组同步通过168h试运行。SCR脱硝装置的设计难点主要在于氨站设计,而氨站设计的关键是液氨蒸发器(下称氨蒸发器)。本文就超超临界机组SCR脱硝装置氨蒸发器的设计进行探讨。1蒸发时间及方式的确定国内某电厂一期1号和2号超超临界机组(2×1036MW)SCR脱硝还原剂采用液氨,外购液氨自槽车卸载到液氨储罐内。由于液氨储罐与氨蒸发器间存在压差,一般在环境温度高于0℃时(按缓冲罐工作压力0.2MPa考虑)液氨可自流到氨蒸发器并在氨蒸发器内吸热蒸发为气氨,气氨经减压到缓冲罐(工作压力一般在0.2MPa)后输送至SCR脱硝系统与空气混和,最后进入脱硝反应器,在催化剂条件下与烟气反应(图1)。氨蒸发器的工作负荷(容量)决定了系统供氨能力的大小及供氨的稳定性,按1运1备考虑,共设置2台。为减小厂用电负荷及充分利用电厂蒸汽,采用饱和蒸汽作为液氨加热源。液氨因自然压差而流入蒸发器,若采用蒸汽直接加热液氨,饱和蒸汽冷凝瞬时放热量过大过快,将导致蒸发器内压力异常升高,流程中断。因此,需采用工业水作为加热媒介,由蒸汽加热工业水浴至适当温度,工业水浴作为热媒再对液氨进行加热蒸发。蒸发器内气氨与液氨进行气液分离后向后续单元输出氨气。根据上述分析,选择蒸汽水浴式液氨蒸发器(图2)对液氨进行加热蒸发。氨蒸发器完成蒸汽一次加热水浴(热媒)、水浴二次加热液氨、液氨气化及气液分离等。应注意的是,在环境温度低于0℃的地区,可在热媒水中加入少量防冻剂(如乙二醇)以防止氨蒸发器停运时热媒水的冻结。2储罐液氨温度的确定液氨储罐一般不设置保温层,储罐工作温度和罐内液氨温度应按环境温度考虑。氨蒸发器内的液氨来源于储罐,忽略管道的热损失,过程中无换热,则氨蒸发器的液氨温度应为储罐液氨温度即当地环境温度,其可由当地气象资料查到。加热蒸汽的压力与温度由用户提供,液氨、气氨、水及水蒸气的相关物性数据可由文献查得,所设计的氨蒸发器具体参数见表1。应特别注意的是,加热蒸汽避免使用过热蒸汽,如使用过热蒸汽,蒸汽过热度不应超过10℃。这是因为过热蒸汽必须先冷却为饱和蒸汽才能释放出蒸发焓,冷却过程中所放出的热量与蒸发焓相比很小;蒸汽过热度大,在加热器中不仅冷却时间长且放出热量少,换热效率很低,而饱和蒸汽直接发生相变释放出蒸发焓,换热效率极高。3蛇管及气液分离筒材料选用在纯液氨环境下,碳钢和18-8型奥氏体不锈钢均具有良好的抗腐蚀性能,腐蚀速率均不大于0.05mm/a,但碳钢在液氨环境下有应力腐蚀破坏的可能。由于加工制做造成蛇管内存在弯曲拉伸应力,为避免液氨环境下的应力腐蚀破坏,本例蛇管材料选用18-8型奥氏体不锈钢(304)。气液分离筒虽与氨接触,但由于无加工制作的残余应力,可选用碳钢材料。其余与水或水蒸气接触的零部件,材料选用碳钢即可。蒸发器筒体应有足够的空间安装液氨受热蛇管、气液分离筒、蒸汽加热器,筒体尺寸由其内部工作部件的大小决定。4气液分离筒的设计来自储罐的饱和态液氨在蛇管内流动时通过蛇管管壁与热媒水进行热交换,液氨吸收足够热量(液氨的蒸发焓)后在蛇管内产生汽泡沸腾,进入大空间的气液分离筒后沸腾态的液氨瞬时汽化。汽化的氨蒸汽不可避免地夹带有较多液滴,由于液滴密度远大于气体密度,在汽化空间可通过自然重力作用将大直径的液滴进行分离,因此气液分离筒须具有足够的气液分离空间。气液分离筒的大小可参考文献进行计算确定,在本例中如以不小于350μm的液滴为分离对象,计算出气液分离筒直径约在250mm左右,选用d273mm×8mm的碳钢管即可。分离出的液滴沉降到分离筒底部再次吸收热媒水的热量后汽化为气氨。其余少量小直径的液滴随气氨进入蒸发器出口管道,经减压后会再次汽化。在结构设计时,沸腾液氨应切向进入分离筒,即利用旋风离心分离作用加强液氨的去除,在分离筒内或蒸发器气氨出口管道加装丝网除沫器以进一步分离液滴,为便于检修,建议在气氨出口管道上加装丝网除沫器。5蛇管传热面积计算蛇管换热器虽然传热效率较低,但结构简单,造价低廉,操作管理方便,并可适应不同的容器形状,特别适合于传热负荷不大,传热面需要量较小和较清洁流体的场合。蛇管管径一般在25～76mm范围内,直径过大加工制造困难。除考虑制作、安装难度外,蛇管直径取决于管内流体速度,为取得液氨良好的吸热效果,液氨应在湍流态下受热,故液氨流速控制在0.3～0.6m/s间。本例选取d32mm×3mm的奥氏体不锈钢管。蛇管换热面积的确定是关键。液氨在蛇管内为湍流态,是单相流体的强制对流传热,故液氨与蛇管内壁间的传热系数大,热阻较小;蛇管外蒸发器筒体容积很大,热媒水几乎无流动,热媒水与蛇管外壁间的传热可视为自然对流传热,按沉浸的垂直大平板传热模型计算,传热系数较小,热阻大。故蛇管外壁与热媒水间的传热阻力是主要的限制因素。由于液氨在不同温度下的蒸发焓不同,温度越低,蒸发焓越大,交换的热量必然越大,所需求的蛇管换热面积也大,但传热过程中,热媒水保持恒温,液氨温度低时,温差大,传热推动力也相应更大,所要求的换热面积反而更小。故计算蛇管换热面积时,应按液氨最低工作温度和最高工作温度分别计算蛇管的换热面积,取大者作为蛇管所需的传热面积。在本例中按液氨工作温度10℃和40℃分别计算,得到所需的蛇管传热面积分别约为6.5m2和16.3m2。可见,液氨工作温度高时所需面积大(因为热推动力小),影响蛇管换热面积的主要因素是传热推动力,具体的传热计算可参照文献。考虑到蛇管的检修与清洗,蛇管应固定在可拆卸的蒸发器槽盖上,可在槽盖上焊接固定4根槽钢支架,在槽钢上开螺栓孔,通过U型螺栓将蛇管与槽钢紧固联结。6u型管与热媒水间的换热面积采用蒸汽通入U型管对热媒水进行加热,其换热面积的计算按液氨最低工作温度所需的最大热量(饱和蒸汽量)进行计算,由于热媒水几乎无流动,U型管与热媒水间的换热面积可根据沉浸的大平板原理进行计算,与蛇管不同的是大平板为水平放置型式。参照文献计算出所需的U型管换热面积约为8m2,本例U型管采用d19mm×2mm的碳钢管。蒸汽加热器的管板、封头等具体结构及强度校核可参考文献,为便于检修和清洗U型管束,在蒸发器槽底用角钢设置滑轨以拖拽管束。7温度场增加了热媒水循环流动由于蒸发器槽容积较大,热媒水几乎不流动,为强制热媒水在槽体内流动,加大热媒水与蛇管、热媒水与U型管束间的传热系数,改善换热效果,增设了热媒水循环泵(电机功率0.75kW)。循环泵将热媒水从蒸发器槽体底部抽出,回流到蒸发器槽体上部,强制热媒水在蒸发器内封闭循环流动。当然,也可以对蒸发器增设侧向搅拌器来强制热媒水流动,但会增大槽体直径与高度,这将受到场地条件的限制。在场地条件允许的情况下,建议增设侧向搅拌器。8scr脱硝系统设计特点根据