CCPP余熱鍋爐SCR煙氣與氨氣強化混合特性

中圖分類號：TK223 文獻標志碼：A

Abstract：Enhancingthemixinguniformityoffluegasandammoniaisthekeyfactorforimprovingthedenitrficationefficiency and further decreasing NO x emission in the SCR of the waste heat boiler denitrification system of the CCPP generator set.The computational fluid dynamics （CFD）calculation simulation method was adopted to study the influence laws of the layout mode of the ammonia injection grid and the static mixer on the mixing process of ammonia and NO x . The results show thatthe numberdensityofammonia nozles has agreat impacton the mixing uniformity.Through the analysisofthe variation lawof the NH₃/NO_x ratio distribution uniformityin the cross-section of the catalyst with the densityof the nozzle，it is obtained that the optimal density range of the nozzle arrangement is between 25 nozzles/ m² and 44 nozzles/m2 with the nozzle injectiondirectionperpendiculartothefluegasflowdirection.Thestructureof thenew X-type static mixercansimultaneously enhance the uniformity of ammonia and NO_x mixing and the uniformity of velocity distribution. When the number density is set to 25 nozzles/m2，optimized structural parameters of the mixer with a height of 180-190mm and a width of 200mm were obtained with an installed distance down the nozzle between 55mm and 65mm

Keywords： flue gas deNO_x ; ammonia injection grid; static mixer; CCPP；computational simulation

隨著中國“雙碳”戰(zhàn)略實施，具有高效、清潔和低碳特點的燃氣-蒸汽聯合循環(huán)發(fā)電（CCPP）成為中國電力行業(yè)發(fā)展的重要方向，預計到2025年，中國天然氣發(fā)電裝機量將會超過1.5億 kW ，占總裝機容量比例達 6% [1-4]。通常情況下，燃氣機組采用低氮燃燒技術能夠控制 NO_x 排放質量濃度低于50mg/m³ 。然而，為了滿足更為嚴格的 NO_x 地方排放標準，燃氣發(fā)電機組大多采用選擇性催化技術（SCR）對排放煙氣進行脫硝處理[5-7]，通常采用的方案為在余熱鍋爐換熱模塊之間緊湊空間內布置噴氨格柵（AIG）和催化劑層。目前燃氣機組SCR煙氣脫硝面臨的主要挑戰(zhàn)為余熱鍋爐結構緊湊，噴氨格柵和催化劑之間的距離大都小于 5m ，在進入催化床層前氨氣與煙氣混合均勻性不能滿足要求，造成脫硝裝置脫硝效率降低、氨逃逸率偏高等問題[8-9]噴氨格柵橫截面處煙氣流動均勻性及流動方向、噴氨格柵位置及布置方式、噴口分布、混合長度等是影響氨氣與煙氣均勻混合的主要因素。黃友華等[10]采用數值模擬手段（CFD）優(yōu)化了過渡段導流板布置，雖然增設導流板后進入催化層煙氣流速標準偏差降低至 10.7% ，氨氣濃度偏差降低至約 6% ，氨氣濃度不均勻性仍然偏高，于玉真等[1-13]也開展了相似研究。董陳等[14研究了低位布置燃氣輪機噴氨格柵布置位置對氨氣濃度分布的影響，研究發(fā)現噴氨格柵布置在模塊2之前時，催化劑入口截面上NH₃ 分布均方根偏差可低至 2.05% ；然而，噴氨格柵安裝位置靠前，與之接觸的煙氣溫度較高，對噴氨格柵材料及安裝要求高，而且也容易造成余熱利用效率降低。在有限空間內通過優(yōu)化噴氨格柵噴口布置（布置密度、氨氣噴口方向）和優(yōu)化靜態(tài)混合器結構從而強化氨氣與煙氣混合是提高氨氮混合均勻度的重要方向[15-17]，然而目前文獻中相關研究較少，無法為SCR工程應用提供理論支持。筆者從優(yōu)化噴氨格柵噴口布置和靜態(tài)混合器結構角度出發(fā)，研究二者對 NH₃ 與 NO_x 混合過程的影響規(guī)律，探尋在有限混合空間內實現氨氣均勻分布的最佳噴口布置和靜態(tài)混合器結構。

1計算模型及數值方法

采用CFD對不同噴氨格柵噴口布置和靜態(tài)混合器結構條件下的氨氮混合過程進行研究。

1.1燃氣余熱鍋爐及脫硝系統和計算幾何模型

圖1為某CCPP低位布置余熱鍋爐及脫硝系統示意圖。燃氣輪機出口煙氣經過擴張段進入余熱鍋爐內部，分別流經前端3個換熱模塊、SCR和后端3個換熱模塊后排空。設計工況下的入口和AIG前端煙氣物性參數：燃機排氣流量 2543.4t/h ，余熱鍋爐入口煙氣溫度和壓力分別為 601.5^°C 和3000Pa ，入口煙氣中 NO_x 質量濃度 50mg/m³ ，噴氨格柵處煙氣溫度 348.15^°C 。

圖1余熱鍋爐示意圖及計算幾何模型

Fig.1Illustration of energy-saving boiler and geometrical model

為了改善余熱鍋爐內煙氣流動均勻性，在前期研究中通過在擴張段增設導流板結構（圖1（a））能夠實現噴氨格柵截面處煙氣流速標準差不大于5% ，煙氣流動與水平方向夾角小于 5^° ，煙氣在噴氨格柵截面流動較為均勻。考慮到噴氨格柵幾何結構具有重復性，基于噴氨格柵最小單元（主管道、噴管、靜態(tài)混合器）建立了煙氣與氨氣流動混合幾何模型（圖1（c）），并在四周邊界上施加周期性邊界條件，這樣可大大降低模型計算復雜性

1. 2 流體流動與混合控制方程

在余熱鍋爐內部，煙氣流速不高，視其為不可壓縮流體，并假設煙氣與氨氣流動平均物理量符合穩(wěn)態(tài)流動特征，控制方程如下。

連續(xù)性方程為

abla?u=0.

不可壓縮流體動量守恒方程為

式中， u 為速度雷諾體積或者時間平均， m/s;ρ 為流體密度， kg/m³;p 為流體壓強， Pa;g 為重力加速度，m/s² 。

最后一項為雷諾應力項，基于Boussinesq 渦黏性假設，其分量寫為

湍動能 k 和湍流黏性系數 ν_?t 采用 k-ε 湍流模型進行預測，從而封閉動量方程。

氣體組分 i 的質量分數輸運方程為

式中， Y_i 為組分 i 質量分數； D_i 和 D_ι 分別為組分 i 在流體中的分子擴散系數和由于湍流引起的渦擴散系數， m²/s 。

1.3 數值方法與邊界條件

在求解中動量方程對流項采用二階迎風離散格式，擴散項采用中心差分格式進行離散，采用SIM-PLE算法對速度和壓強進行求解。煙氣入口和氨氣入口采用速度入口邊界條件，入口氮氧化物的質量濃度設置為 50mg/Nm³ ，氨氣入口組分設置為 5% 氨氣和 95% 空氣，出口采用壓力出口邊界條件，固體壁面（氨氣主管道和支管）采用速度無滑移邊界條件。

1.4 混合評價指數

任一物理量 X 相對標準誤差系數 X_RSD 常用來反映它在空間分布均勻性，其定義為

式中， x_i 為樣本 i 中物理量的值； 為所有取樣的平均值; n 為取樣數量。

在一個計算域橫截面上，物理量的平均值可計算為面積加權平均值，定義為

式中， ?_?A_i 為第 i 個橫截面面網格面積。

在氨氣和 NO_x 催化還原反應中， NH₃ 與 NO_x 最佳物質的量比為 1：1 ，物質的量比越均勻，SCR催化效率越高。采用物質的量比值相對標準誤差系數M_RSD 評估SCR中 NH₃ 與 NO_x 空間分布， M_RSD 越小，表明物質的量比場越均勻，當 M_RSD 為0時表明物質的量比完全均勻。

2結果

2.1 模擬結果與工業(yè)數據對比

圖2為燃氣余熱鍋爐內煙氣流動云圖和沿煙道軸向壓力變化。在數值模擬中對換熱模塊1、2和3中的管束采用多孔介質假設，通過引入慣性損失系數考慮換熱管束對煙氣流動的作用。滿負荷運行時，換熱模塊1、2和3的壓降損失測量值分別為352.7、422.1和 570.8Pa ，模擬預測的對應壓降損失分別為 365.1，410.2 和 552.7Pa ，和測量值誤差分別為 3.5%.2.9% 和 3.3% ，模擬誤差精度滿足工業(yè)預測需求。在余熱鍋爐SCR模擬和試驗研究[15]中對氨氣與氮氧化物的組分場進行了測試和計算模擬，二者具有較好的吻合度，證明了CFD方法可較為準確地預測氨氣與氮氧化物組分輸運與混合過程。在后續(xù)研究中筆者將開展SCR組分輸運和混合試驗研究，進一步驗證本文的預測結果。

基于圖1（c）中的幾何模型，通過調節(jié)網格尺寸，探索了網格數量對距離噴口 3m 處橫截面上氨氮物質的量比值相對標準誤差系數 M_RSD 的影響，當網格數分別為41871、91950和141621時，截面上M_RSD 分別為0.122、0.133和0.134。模擬結果表明，當網格數為91959時，繼續(xù)增加網格數目對計算結果的影響微乎其微。

2.2 噴氨布置對混合過程影響

噴氨格柵安裝位置和脫硝催化劑床層的距離一般在 3～4m ，混合距離較短，容易導致到達催化劑床層時氨氮混合不均勻。如表1和圖3所示，考察了AIG噴口布置密度和氨氣噴射方向對 M_RSD 的影響規(guī)律。表1中編號 L300P/V 表示噴口與噴口之間的距離為 300mm P 表示噴口方向與煙氣流動方向同向，V表示噴口方向與煙氣流動方向垂直，噴口與噴口之間的距離越小，單位橫截面面積上的噴口數目越多。隨著噴口密度增大，催化劑橫截面（噴氨格柵下游 3m 橫截面）處的平均氨氮物質的量比值略有提升，氨氮物質的量比的相對標準誤差系數明顯降低，表明氨氮混合均勻度提高。主要原因：隨著噴口密度提高，氨氣與煙氣的特征對流/擴散混合長度減小，因而更有利于氨氮混合

圖2余熱鍋爐煙氣壓力流場云圖及軸向壓力變化

Fig.2Pressure contour of flue gas in energy-saving boiler and variation of pressure along longitudinal direction

表1不同噴口密度及噴氨方向下氨氮MRSD

Table1 M_RSD of NO_x and ammonia at different nozzle densityandjettingdirection

圖3噴口布置示意圖

Fig.3Ilustration of arrangement of ammonia nozzles

圖4、5分別為不同截面處氨氮物質的量比場和速度場（軸向速度）云圖。可以直觀地觀察到噴口密度對氨氮混合過程和截面流速場分布的影響，噴口密度越高，氨氮混合越快，橫截面速度均勻性也越高。此外，圖6為沿軸向 M_RSD 的變化，與圖4、5和表1反映出一樣的變化規(guī)律。

圖4不同噴口密度條件下氨氮混合過程云圖Fig. 4Mixing contour of NO_x and ammonia atdifferent nozzle density

氨氣噴射方向也會對氨氣與煙氣混合過程產生影響。由表1可知，當氨氣噴射方向垂直于煙氣流動方向時， M_RSD 更低，表明混合均勻度提高。這主要是因為，氨氣垂直噴射更容易對來流煙氣造成擾動，有利于組分輸運混合。和氨氣順流噴射規(guī)律一致的是，隨著噴口密度提高，氨氮混合均勻性提高。

當噴口密度太大時，噴氨格柵噴管數目變多，噴管與噴管之間的距離變小，加工難度顯著升高。綜合考慮混合效率和加工難易程度，噴口密度為 25～ 44只/ 并垂直噴射布置較為合理。但是，當噴口密度為25只/ 時，為了進一步提高氨氮混合均勻性，需加裝靜態(tài)混合器，而噴口密度為44只/ 時，氨氮混合均勻性滿足設計要求，無需加裝靜態(tài)混合器。

圖5不同噴口密度條件下軸向速度云圖Fig.5Longitudinal velocity sectional contour at

圖6氨氮物質的量比值相對標準誤差系數沿軸向位置變化 Fig.6Variation of coefficient of relative standard deviation of NH₃/NO_x amount of substance ratio along axial direction

2.3 靜態(tài)混合器強化混合分析

為了進一步提高25只/ 噴口密度布置時氨氮混合效果，考察一種新型X型靜態(tài)混合器結構參數（高度、寬度、噴口到靜態(tài)混合器幾何中心距離）對氨氮混合過程的影響規(guī)律。靜態(tài)混合器的安裝結構和主要幾何參數如圖7所示，其中 D 為噴口到靜態(tài)混合器中心距離， H 為X型靜態(tài)混合器高度， W 為靜態(tài)混合器寬度。

圖8、9分別對比了有無靜態(tài)混合器時，不同流動截面上氨氮物質的量比和軸向速度云圖。可以看出，增設靜態(tài)混合器可同步強化氨氣與煙氣混合速率和截面速度的均勻性。圖10為有無靜態(tài)混合器時 M_RSD 沿軸向變化。由圖10可以看出，增設靜態(tài)混合器可顯著提高氨氣和氮氧化物的混合速率。

圖7X型靜態(tài)混合器的安裝結構和主要幾何參數Fig.7Illustration of X -typestaticmixer and itsgeometricalparameters

圖8有無靜態(tài)混合器氨氮混合過程云圖

Fig.8 NO_x and ammonia mixing contour comparison

圖9有無靜態(tài)混合器時軸向速度云圖

Fig.9 Longitudinal velocity contour with and withoutstaticmixer

圖11為在靜態(tài)混合器作用下氨氣流動跡線。由圖11可以看出，在X型靜態(tài)混合器引導下，部分煙氣沿著板面上行或者沿著板面下行，而后在混合器尾部產生了明顯渦旋運動，從而增強了氨氣與煙氣的混合過程。在下游區(qū)域，煙氣與氨氣實現均勻混合的同時，混合氣流動逐漸均勻，這有利于提高催化床層脫硝效率。

圖10有無靜態(tài)混合器時 M_RSD 沿軸向位置變化Fig.10Variation of M_RSD along axial directionwithandwithoutstaticmixer

圖11靜態(tài)混合器作用下氨氣流線云圖Fig.11 Streamlines contour of ammonia with staticmixerinstallation

表2為X型靜態(tài)混合器高度對氨氮混合效果的影響。可以看到，混合器高度減小，催化劑橫截面（噴氨格柵下游 3m 橫截面）處的 M_RSD 增大，混合效果變差；但是與無混合器相比，安裝混合器對于混合效果的提升作用明顯。圖12中的氨氮物質的量比云圖和圖13中氨氮 M_RSD 沿軸向變化趨勢也直觀驗證了表2中結果。產生這一結果的主要原因是，隨著混合器高度減少，混合器尾端形成的湍流漩渦減弱，進而減弱了氨氣與煙氣的混合。綜合考慮到X型靜態(tài)混合器安裝問題和混合效果，混合器高度為 180～190mm 較為理想

表2不同靜態(tài)混合器高度下氨氮 M_RSD 變化Table 2Variation of NH₃/NO_x M_RSD with differentstaticmixerheight

表3為X型靜態(tài)混合器寬度對氨氮混合效果的影響。在數值試驗中靜態(tài)混合器高度保持180mm不變。由表3可知，隨著混合器寬度減少，混合過程變差。造成這一結果主要原因是，當混合器寬度減小時，混合器之間形成空隙，由于流體流經空隙時壓差最小，造成部分氨氣從混合器之間縫隙向下游流動，從而降低了氨氮混合效果。

圖12不同混合器高度條件下氨氮混合過程云圖

Fig.12Mixing contour variation of NO_x and ammonia

圖13不同混合器高度對 M_RSD 沿軸向變化的影響Fig.13Influence of mixer height on NH₃/NO_x M_RSD along axial direction

表3不同靜態(tài)混合器寬度下氨氮 M_RSD 變化

Table 3Variation of NH₃/NO_xM_RSDwith （2 different staticmixer width

表4為X型靜態(tài)混合器安裝位置對氨氮混合效果的影響。在數值試驗中靜態(tài)混合器高度和寬度分別保持180和 200mm 不變。由表4可知，混合器安裝位置距離氨氣噴口越近，混合效果越好。但是當安裝位置大于 65mm 時，安裝位置對于混合效果的影響不明顯。

上述結果分析表明，靜態(tài)混合器可顯著提高氨氣與煙氣的混合過程，當采用25只/ 噴口密度布置時，X型靜態(tài)混合器的合理結構參數為：高度 180～ 190mm ，寬度 200mm ，安裝位置距離噴口 55～ 65mm 。

表4不同安裝位置下氨氮 M_RSD 變化

Table 4 Variation of NH₃/NO_x M_RSD with different

3結論

（1）噴口密度顯著影響SCR內氨氮混合效果，最佳噴口密度布置區(qū)間為 25～44 只 ，噴口方向垂直煙氣流動方向；當噴口密度為25只 'm² ，為提高氨氮混合均勻性，需加裝靜態(tài)混合器，而噴口密度為44只/ 時，氨氮混合均勻性滿足設計要求，無需加裝靜態(tài)混合器。

（2）提出的新型X型靜態(tài)混合器可同步強化氨氣與 NO_x 的混合均勻性和速度分布均勻性，噴口密度為25只/ 時，X型靜態(tài)混合器的合理結構參數為：高度 180～190mm ，寬度 200mm ，安裝位置距離噴口 55～65mm 。

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