CCPP余熱鍋爐SCR煙氣與氨氣強(qiáng)化混合特性

中圖分類號(hào)：TK223 文獻(xiàn)標(biāo)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(shí)施，具有高效、清潔和低碳特點(diǎn)的燃?xì)?蒸汽聯(lián)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(yù)計(jì)到2025年，中國天然氣發(fā)電裝機(jī)量將會(huì)超過1.5億 kW ，占總裝機(jī)容量比例達(dá) 6% [1-4]。通常情況下，燃?xì)鈾C(jī)組采用低氮燃燒技術(shù)能夠控制 NO_x 排放質(zhì)量濃度低于50mg/m³ 。然而，為了滿足更為嚴(yán)格的 NO_x 地方排放標(biāo)準(zhǔn)，燃?xì)獍l(fā)電機(jī)組大多采用選擇性催化技術(shù)（SCR）對(duì)排放煙氣進(jìn)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(nèi)布置噴氨格柵（AIG）和催化劑層。目前燃?xì)鈾C(jī)組SCR煙氣脫硝面臨的主要挑戰(zhàn)為余熱鍋爐結(jié)構(gòu)緊湊，噴氨格柵和催化劑之間的距離大都小于 5m ，在進(jìn)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(dòng)均勻性及流動(dòng)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(shù)值模擬手段（CFD）優(yōu)化了過渡段導(dǎo)流板布置，雖然增設(shè)導(dǎo)流板后進(jìn)入催化層煙氣流速標(biāo)準(zhǔn)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?xì)廨啓C(jī)噴氨格柵布置位置對(duì)氨氣濃度分布的影響，研究發(fā)現(xiàn)噴氨格柵布置在模塊2之前時(shí)，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(duì)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(nèi)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(jié)構(gòu)從而強(qiáng)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(xiàn)中相關(guān)研究較少，無法為SCR工程應(yīng)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(jié)構(gòu)角度出發(fā)，研究二者對(duì) NH₃ 與 NO_x 混合過程的影響規(guī)律，探尋在有限混合空間內(nèi)實(shí)現(xiàn)氨氣均勻分布的最佳噴口布置和靜態(tài)混合器結(jié)構(gòu)。

1計(jì)算模型及數(shù)值方法

采用CFD對(duì)不同噴氨格柵噴口布置和靜態(tài)混合器結(jié)構(gòu)條件下的氨氮混合過程進(jìn)行研究。

1.1燃?xì)庥酂徨仩t及脫硝系統(tǒng)和計(jì)算幾何模型

圖1為某CCPP低位布置余熱鍋爐及脫硝系統(tǒng)示意圖。燃?xì)廨啓C(jī)出口煙氣經(jīng)過擴(kuò)張段進(jìn)入余熱鍋爐內(nèi)部，分別流經(jīng)前端3個(gè)換熱模塊、SCR和后端3個(gè)換熱模塊后排空。設(shè)計(jì)工況下的入口和AIG前端煙氣物性參數(shù)：燃機(jī)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(zhì)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(jì)算幾何模型

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

為了改善余熱鍋爐內(nèi)煙氣流動(dòng)均勻性，在前期研究中通過在擴(kuò)張段增設(shè)導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)（圖1（a））能夠?qū)崿F(xiàn)噴氨格柵截面處煙氣流速標(biāo)準(zhǔn)差不大于5% ，煙氣流動(dòng)與水平方向夾角小于 5^° ，煙氣在噴氨格柵截面流動(dòng)較為均勻。考慮到噴氨格柵幾何結(jié)構(gòu)具有重復(fù)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(dòng)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(jì)算復(fù)雜性

1. 2 流體流動(dòng)與混合控制方程

在余熱鍋爐內(nèi)部，煙氣流速不高，視其為不可壓縮流體，并假設(shè)煙氣與氨氣流動(dòng)平均物理量符合穩(wěn)態(tài)流動(dòng)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(dòng)量守恒方程為

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

最后一項(xiàng)為雷諾應(yīng)力項(xiàng)，基于Boussinesq 渦黏性假設(shè)，其分量寫為

湍動(dòng)能 k 和湍流黏性系數(shù) ν_?t 采用 k-ε 湍流模型進(jìn)行預(yù)測，從而封閉動(dòng)量方程。

氣體組分 i 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)輸運(yùn)方程為

式中， Y_i 為組分 i 質(zhì)量分?jǐn)?shù)； D_i 和 D_ι 分別為組分 i 在流體中的分子擴(kuò)散系數(shù)和由于湍流引起的渦擴(kuò)散系數(shù)， m²/s 。

1.3 數(shù)值方法與邊界條件

在求解中動(dòng)量方程對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)離散格式，擴(kuò)散項(xiàng)采用中心差分格式進(jìn)行離散，采用SIM-PLE算法對(duì)速度和壓強(qiáng)進(jìn)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(zhì)量濃度設(shè)置為 50mg/Nm³ ，氨氣入口組分設(shè)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(píng)價(jià)指數(shù)

任一物理量 X 相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)誤差系數(shù) 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(shù)量。

在一個(gè)計(jì)算域橫截面上，物理量的平均值可計(jì)算為面積加權(quán)平均值，定義為

式中， ?_?A_i 為第 i 個(gè)橫截面面網(wǎng)格面積。

在氨氣和 NO_x 催化還原反應(yīng)中， NH₃ 與 NO_x 最佳物質(zhì)的量比為 1：1 ，物質(zhì)的量比越均勻，SCR催化效率越高。采用物質(zhì)的量比值相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)誤差系數(shù)M_RSD 評(píng)估SCR中 NH₃ 與 NO_x 空間分布， M_RSD 越小，表明物質(zhì)的量比場越均勻，當(dāng) M_RSD 為0時(shí)表明物質(zhì)的量比完全均勻。

2結(jié)果

2.1 模擬結(jié)果與工業(yè)數(shù)據(jù)對(duì)比

圖2為燃?xì)庥酂徨仩t內(nèi)煙氣流動(dòng)云圖和沿?zé)煹垒S向壓力變化。在數(shù)值模擬中對(duì)換熱模塊1、2和3中的管束采用多孔介質(zhì)假設(shè)，通過引入慣性損失系數(shù)考慮換熱管束對(duì)煙氣流動(dòng)的作用。滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，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(yù)測的對(duì)應(yīng)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(yù)測需求。在余熱鍋爐SCR模擬和試驗(yàn)研究[15]中對(duì)氨氣與氮氧化物的組分場進(jìn)行了測試和計(jì)算模擬，二者具有較好的吻合度，證明了CFD方法可較為準(zhǔn)確地預(yù)測氨氣與氮氧化物組分輸運(yùn)與混合過程。在后續(xù)研究中筆者將開展SCR組分輸運(yùn)和混合試驗(yàn)研究，進(jìn)一步驗(yàn)證本文的預(yù)測結(jié)果。

基于圖1（c）中的幾何模型，通過調(diào)節(jié)網(wǎng)格尺寸，探索了網(wǎng)格數(shù)量對(duì)距離噴口 3m 處橫截面上氨氮物質(zhì)的量比值相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)誤差系數(shù) M_RSD 的影響，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)分別為41871、91950和141621時(shí)，截面上M_RSD 分別為0.122、0.133和0.134。模擬結(jié)果表明，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為91959時(shí)，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)目對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響微乎其微。

2.2 噴氨布置對(duì)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(dǎo)致到達(dá)催化劑床層時(shí)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?qū)?M_RSD 的影響規(guī)律。表1中編號(hào) 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(dòng)方向同向，V表示噴口方向與煙氣流動(dòng)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(shù)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(zhì)的量比值略有提升，氨氮物質(zhì)的量比的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)誤差系數(shù)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(duì)流/擴(kuò)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(zhì)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(duì)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(huì)對(duì)氨氣與煙氣混合過程產(chǎn)生影響。由表1可知，當(dāng)氨氣噴射方向垂直于煙氣流動(dòng)方向時(shí)， M_RSD 更低，表明混合均勻度提高。這主要是因?yàn)椋睔獯怪眹娚涓菀讓?duì)來流煙氣造成擾動(dòng)，有利于組分輸運(yùn)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(dāng)噴口密度太大時(shí)，噴氨格柵噴管數(shù)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(dāng)噴口密度為25只/ 時(shí)，為了進(jìn)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(shí)，氨氮混合均勻性滿足設(shè)計(jì)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(zhì)的量比值相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)誤差系數(shù)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(qiáng)化混合分析

為了進(jìn)一步提高25只/ 噴口密度布置時(shí)氨氮混合效果，考察一種新型X型靜態(tài)混合器結(jié)構(gòu)參數(shù)（高度、寬度、噴口到靜態(tài)混合器幾何中心距離）對(duì)氨氮混合過程的影響規(guī)律。靜態(tài)混合器的安裝結(jié)構(gòu)和主要幾何參數(shù)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(duì)比了有無靜態(tài)混合器時(shí)，不同流動(dòng)截面上氨氮物質(zhì)的量比和軸向速度云圖。可以看出，增設(shè)靜態(tài)混合器可同步強(qiáng)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(shí) M_RSD 沿軸向變化。由圖10可以看出，增設(shè)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(jié)構(gòu)和主要幾何參數(shù)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(shí)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(dòng)跡線。由圖11可以看出，在X型靜態(tài)混合器引導(dǎo)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(chǎn)生了明顯渦旋運(yùn)動(dòng)，從而增強(qiáng)了氨氣與煙氣的混合過程。在下游區(qū)域，煙氣與氨氣實(shí)現(xiàn)均勻混合的同時(shí)，混合氣流動(dòng)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(shí) 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(duì)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(duì)于混合效果的提升作用明顯。圖12中的氨氮物質(zhì)的量比云圖和圖13中氨氮 M_RSD 沿軸向變化趨勢(shì)也直觀驗(yàn)證了表2中結(jié)果。產(chǎn)生這一結(jié)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(jìn)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(duì)氨氮混合效果的影響。在數(shù)值試驗(yàn)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(jié)果主要原因是，當(dāng)混合器寬度減小時(shí)，混合器之間形成空隙，由于流體流經(jīng)空隙時(shí)壓差最小，造成部分氨氣從混合器之間縫隙向下游流動(dòng)，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(duì) 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(duì)氨氮混合效果的影響。在數(shù)值試驗(yàn)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(dāng)安裝位置大于 65mm 時(shí)，安裝位置對(duì)于混合效果的影響不明顯。

上述結(jié)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(dāng)采用25只/ 噴口密度布置時(shí)，X型靜態(tài)混合器的合理結(jié)構(gòu)參數(shù)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(jié)論

（1）噴口密度顯著影響SCR內(nèi)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(dòng)方向；當(dāng)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(shí)，氨氮混合均勻性滿足設(shè)計(jì)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(qiáng)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(shí)，X型靜態(tài)混合器的合理結(jié)構(gòu)參數(shù)為：高度 180～190mm ，寬度 200mm ，安裝位置距離噴口 55～65mm 。

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