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随着中国“双碳”战略实施，具有高效、清洁和低碳特点的燃气-蒸汽联合循环发电（CCPP）成为中国电力行业发展的重要方向，预计到2025年，中国天然气发电装机量将会超过1.5亿kW，占总装机容量比例达6% [1-4]。通常情况下，燃气机组采用低氮燃烧技术能够控制NOx排放质量浓度低于50 mg/m3。然而，为了满足更为严格的NOx地方排放标准，燃气发电机组大多采用选择性催化技术（SCR）对排放烟气进行脱硝处理[5-7]，通常采用的方案为在余热锅炉换热模块之间紧凑空间内布置喷氨格栅（AIG）和催化剂层。目前燃气机组SCR烟气脱硝面临的主要挑战为余热锅炉结构紧凑，喷氨格栅和催化剂之间的距离大都小于5 m，在进入催化床层前氨气与烟气混合均匀性不能满足要求，造成脱硝装置脱硝效率降低、氨逃逸率偏高等问题[8-9]。喷氨格栅横截面处烟气流动均匀性及流动方向、喷氨格栅位置及布置方式、喷口分布、混合长度等是影响氨气与烟气均匀混合的主要因素。黄友华等[10]采用数值模拟手段（CFD）优化了过渡段导流板布置，虽然增设导流板后进入催化层烟气流速标准偏差降低至10.7%，氨气浓度偏差降低至约6%，氨气浓度不均匀性仍然偏高，于玉真等[11-13]也开展了相似研究。董陈等 [14]研究了低位布置燃气轮机喷氨格栅布置位置对氨气浓度分布的影响，研究发现喷氨格栅布置在模块2之前时，催化剂入口截面上NH3分布均方根偏差可低至2.05%；然而，喷氨格栅安装位置靠前，与之接触的烟气温度较高，对喷氨格栅材料及安装要求高，而且也容易造成余热利用效率降低。在有限空间内通过优化喷氨格栅喷口布置（布置密度、氨气喷口方向）和优化静态混合器结构从而强化氨气与烟气混合是提高氨氮混合均匀度的重要方向[15-17]，然而目前文献中相关研究较少，无法为SCR工程应用提供理论支持。笔者从优化喷氨格栅喷口布置和静态混合器结构角度出发，研究二者对NH3与NOx混合过程的影响规律，探寻在有限混合空间内实现氨气均匀分布的最佳喷口布置和静态混合器结构。
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1 计算模型及数值方法
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采用CFD对不同喷氨格栅喷口布置和静态混合器结构条件下的氨氮混合过程进行研究。
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1.1 燃气余热锅炉及脱硝系统和计算几何模型
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图1为某CCPP低位布置余热锅炉及脱硝系统示意图。燃气轮机出口烟气经过扩张段进入余热锅炉内部，分别流经前端3个换热模块、SCR和后端3个换热模块后排空。设计工况下的入口和AIG前端烟气物性参数：燃机排气流量2543.4 t/h，余热锅炉入口烟气温度和压力分别为601.5℃和3000 Pa，入口烟气中NOx质量浓度50 mg/m3，喷氨格栅处烟气温度 348.15℃。
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图1 余热锅炉示意图及计算几何模型
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Fig.1 Illustration of energy-saving boiler and geometrical model
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为了改善余热锅炉内烟气流动均匀性，在前期研究中通过在扩张段增设导流板结构（图1（a））能够实现喷氨格栅截面处烟气流速标准差不大于5%，烟气流动与水平方向夹角小于5°，烟气在喷氨格栅截面流动较为均匀。考虑到喷氨格栅几何结构具有重复性，基于喷氨格栅最小单元（主管道、喷管、静态混合器）建立了烟气与氨气流动混合几何模型（图1（c）），并在四周边界上施加周期性边界条件，这样可大大降低模型计算复杂性。
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1.2 流体流动与混合控制方程
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在余热锅炉内部，烟气流速不高，视其为不可压缩流体，并假设烟气与氨气流动平均物理量符合稳态流动特征，控制方程如下。
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连续性方程为
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不可压缩流体动量守恒方程为
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式中，u为速度雷诺体积或者时间平均，m/s；ρ为流体密度，kg/m3；p为流体压强，Pa；g为重力加速度，m/s2。
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最后一项为雷诺应力项，基于Boussinesq涡黏性假设，其分量写为
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湍动能k和湍流黏性系数υt采用k-ε湍流模型进行预测，从而封闭动量方程。
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气体组分i的质量分数输运方程为
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式中，Yi为组分i质量分数；Di和Dt分别为组分i在流体中的分子扩散系数和由于湍流引起的涡扩散系数， m2/s。
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1.3 数值方法与边界条件
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在求解中动量方程对流项采用二阶迎风离散格式，扩散项采用中心差分格式进行离散，采用SIMPLE算法对速度和压强进行求解。烟气入口和氨气入口采用速度入口边界条件，入口氮氧化物的质量浓度设置为50 mg/Nm3，氨气入口组分设置为5%氨气和95%空气，出口采用压力出口边界条件，固体壁面（氨气主管道和支管）采用速度无滑移边界条件。
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1.4 混合评价指数
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任一物理量X相对标准误差系数XRSD常用来反映它在空间分布均匀性，其定义为
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式中，xi为样本i中物理量的值；为所有取样的平均值；n为取样数量。
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在一个计算域横截面上，物理量的平均值可计算为面积加权平均值，定义为
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式中，Ai为第i个横截面面网格面积。
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在氨气和NOx催化还原反应中，NH3与NOx最佳物质的量比为1∶1，物质的量比越均匀，SCR催化效率越高。采用物质的量比值相对标准误差系数MRSD评估SCR中 NH3与NOx空间分布，MRSD越小，表明物质的量比场越均匀，当MRSD为0时表明物质的量比完全均匀。
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2 结果
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2.1 模拟结果与工业数据对比
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图2为燃气余热锅炉内烟气流动云图和沿烟道轴向压力变化。在数值模拟中对换热模块1、2和3中的管束采用多孔介质假设，通过引入惯性损失系数考虑换热管束对烟气流动的作用。满负荷运行时，换热模块1、2和3的压降损失测量值分别为352.7、422.1和570.8 Pa，模拟预测的对应压降损失分别为 365.1、410.2和552.7 Pa，和测量值误差分别为3.5%、2.9%和3.3%，模拟误差精度满足工业预测需求。在余热锅炉SCR模拟和试验研究[15]中对氨气与氮氧化物的组分场进行了测试和计算模拟，二者具有较好的吻合度，证明了CFD方法可较为准确地预测氨气与氮氧化物组分输运与混合过程。在后续研究中笔者将开展SCR组分输运和混合试验研究，进一步验证本文的预测结果。
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基于图1（c）中的几何模型，通过调节网格尺寸，探索了网格数量对距离喷口3 m处横截面上氨氮物质的量比值相对标准误差系数MRSD的影响，当网格数分别为 41871、91950和141621时，截面上MRSD分别为0.122、0.133和0.134。模拟结果表明，当网格数为91959时，继续增加网格数目对计算结果的影响微乎其微。
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2.2 喷氨布置对混合过程影响
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喷氨格栅安装位置和脱硝催化剂床层的距离一般在3~4 m，混合距离较短，容易导致到达催化剂床层时氨氮混合不均匀。如表1和图3所示，考察了AIG喷口布置密度和氨气喷射方向对MRSD的影响规律。表1中编号L300P/V表示喷口与喷口之间的距离为300 mm，P表示喷口方向与烟气流动方向同向，V表示喷口方向与烟气流动方向垂直，喷口与喷口之间的距离越小，单位横截面面积上的喷口数目越多。随着喷口密度增大，催化剂横截面（喷氨格栅下游3 m横截面）处的平均氨氮物质的量比值略有提升，氨氮物质的量比的相对标准误差系数明显降低，表明氨氮混合均匀度提高。主要原因：随着喷口密度提高，氨气与烟气的特征对流/扩散混合长度减小，因而更有利于氨氮混合。
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图2 余热锅炉烟气压力流场云图及轴向压力变化
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Fig.2 Pressure contour of flue gas in energy-saving boiler and variation of pressure along longitudinal direction
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图3 喷口布置示意图
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Fig.3 Illustration of arrangement of ammonia nozzles
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图4、5分别为不同截面处氨氮物质的量比场和速度场（轴向速度）云图。可以直观地观察到喷口密度对氨氮混合过程和截面流速场分布的影响，喷口密度越高，氨氮混合越快，横截面速度均匀性也越高。此外，图6为沿轴向MRSD的变化，与图4、5和表1反映出一样的变化规律。
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图4 不同喷口密度条件下氨氮混合过程云图
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Fig.4 Mixing contour of NOx and ammonia at different nozzle density
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氨气喷射方向也会对氨气与烟气混合过程产生影响。由表1可知，当氨气喷射方向垂直于烟气流动方向时，MRSD更低，表明混合均匀度提高。这主要是因为，氨气垂直喷射更容易对来流烟气造成扰动，有利于组分输运混合。和氨气顺流喷射规律一致的是，随着喷口密度提高，氨氮混合均匀性提高。
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当喷口密度太大时，喷氨格栅喷管数目变多，喷管与喷管之间的距离变小，加工难度显著升高。综合考虑混合效率和加工难易程度，喷口密度为25~44只/m2并垂直喷射布置较为合理。但是，当喷口密度为25只/m2时，为了进一步提高氨氮混合均匀性，需加装静态混合器，而喷口密度为44只/m2时，氨氮混合均匀性满足设计要求，无需加装静态混合器。
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图5 不同喷口密度条件下轴向速度云图
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Fig.5 Longitudinal velocity sectional contour at different nozzle density
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图6 氨氮物质的量比值相对标准误差系数沿轴向位置变化
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Fig.6 Variation of coefficient of relative standard deviation of NH3/NOx amount of substance ratio along axial direction
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2.3 静态混合器强化混合分析
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为了进一步提高25只/m2喷口密度布置时氨氮混合效果，考察一种新型X型静态混合器结构参数（高度、宽度、喷口到静态混合器几何中心距离）对氨氮混合过程的影响规律。静态混合器的安装结构和主要几何参数如图7所示，其中D为喷口到静态混合器中心距离，H为X型静态混合器高度，W为静态混合器宽度。
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图8、9分别对比了有无静态混合器时，不同流动截面上氨氮物质的量比和轴向速度云图。可以看出，增设静态混合器可同步强化氨气与烟气混合速率和截面速度的均匀性。图10为有无静态混合器时MRSD沿轴向变化。由图10可以看出，增设静态混合器可显著提高氨气和氮氧化物的混合速率。
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图7 X型静态混合器的安装结构和主要几何参数
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Fig.7 Illustration of X-type static mixer and its geometrical parameters
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图8 有无静态混合器氨氮混合过程云图
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Fig.8 NOx and ammonia mixing contour comparison with and without static mixer
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图9 有无静态混合器时轴向速度云图
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Fig.9 Longitudinal velocity contour with and without static mixer
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图11为在静态混合器作用下氨气流动迹线。由图11可以看出，在X型静态混合器引导下，部分烟气沿着板面上行或者沿着板面下行，而后在混合器尾部产生了明显涡旋运动，从而增强了氨气与烟气的混合过程。在下游区域，烟气与氨气实现均匀混合的同时，混合气流动逐渐均匀，这有利于提高催化床层脱硝效率。
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图10 有无静态混合器时MRSD沿轴向位置变化
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Fig.10 Variation of MRSD along axial direction with and without static mixer
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图11 静态混合器作用下氨气流线云图
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Fig.11 Streamlines contour of ammonia with static mixer installation
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表2为X型静态混合器高度对氨氮混合效果的影响。可以看到，混合器高度减小，催化剂横截面（喷氨格栅下游3 m横截面）处的MRSD增大，混合效果变差；但是与无混合器相比，安装混合器对于混合效果的提升作用明显。图12中的氨氮物质的量比云图和图13中氨氮MRSD沿轴向变化趋势也直观验证了表2中结果。产生这一结果的主要原因是，随着混合器高度减少，混合器尾端形成的湍流漩涡减弱，进而减弱了氨气与烟气的混合。综合考虑到X型静态混合器安装问题和混合效果，混合器高度为180~190 mm较为理想。
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表3为X型静态混合器宽度对氨氮混合效果的影响。在数值试验中静态混合器高度保持180 mm不变。由表3可知，随着混合器宽度减少，混合过程变差。造成这一结果主要原因是，当混合器宽度减小时，混合器之间形成空隙，由于流体流经空隙时压差最小，造成部分氨气从混合器之间缝隙向下游流动，从而降低了氨氮混合效果。
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图12 不同混合器高度条件下氨氮混合过程云图
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Fig.12 Mixing contour variation of NOx and ammonia with different mixer height
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图13 不同混合器高度对MRSD沿轴向变化的影响
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Fig.13 Influence of mixer height on NH3/NOx MRSD along axial direction
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表4为X型静态混合器安装位置对氨氮混合效果的影响。在数值试验中静态混合器高度和宽度分别保持180和200 mm不变。由表4可知，混合器安装位置距离氨气喷口越近，混合效果越好。但是当安装位置大于65 mm时，安装位置对于混合效果的影响不明显。
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上述结果分析表明，静态混合器可显著提高氨气与烟气的混合过程，当采用25只/m2喷口密度布置时，X型静态混合器的合理结构参数为：高度180~190 mm，宽度200 mm，安装位置距离喷口55~65 mm。
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3 结论
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（1）喷口密度显著影响SCR内氨氮混合效果，最佳喷口密度布置区间为25~44只/m2，喷口方向垂直烟气流动方向; 当喷口密度为25只/m2，为提高氨氮混合均匀性，需加装静态混合器，而喷口密度为44只/m2时，氨氮混合均匀性满足设计要求，无需加装静态混合器。
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（2）提出的新型X型静态混合器可同步强化氨气与NOx的混合均匀性和速度分布均匀性，喷口密度为25只/m2时，X型静态混合器的合理结构参数为：高度180~190 mm，宽度200 mm，安装位置距离喷口55~65 mm。
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摘要
强化燃气-蒸汽联合循环发电机组（CCPP）余热锅炉脱硝系统SCR中烟气与氨气混合均匀性是提高NOx催化效率和进一步降低NOx排放的关键，通过采用CFD计算模拟方法进行喷氨格栅布置方式、静态混合器对氨气与NOx混合过程影响规律的研究。结果表明：喷口密度显著影响氨氮混合均匀度，通过催化剂横截面NH3/NOx物质的量比值分布均匀度随喷口密度的变化规律分析得到最佳喷口密度布置区间为25~44只/m2，喷口方向垂直烟气流动方向；新型X型静态混合器结构可同步强化氨气与NOx混合均匀性和速度分布均匀性，喷口密度为25只/m2时，优化的混合器结构参数为高度180~190 mm, 宽度200 mm，安装位置距离喷口55~65 mm。
Abstract
Enhancing the mixing uniformity of flue gas and ammonia is the key factor for improving the denitrification efficiency and further decreasing NOx 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 NOx. The results show that the number density of ammonia nozzles has a great impact on the mixing uniformity. Through the analysis of the variation law of the NH3/NOx ratio distribution uniformity in the cross-section of the catalyst with the density of 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 injection direction perpendicular to the flue gas flow direction. The structure of the new X-type static mixer can simultaneously enhance the uniformity of ammonia and NOx 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 200 mm were obtained with an installed distance down the nozzle between 55 mm and 65 mm.
关键词
烟气脱硝 ； 喷氨格栅 ； 静态混合器 ； 燃气-蒸汽联合循环发电机组 ； 计算模拟
Keywords
flue gas deNOx ； ammonia injection grid ； static mixer ； CCPP ； computational simulation
