SNCR脫硝系統(tǒng)長噴槍應(yīng)力有限元模擬分析

高 寧，張向宇，張 波，陸 續(xù)，向小鳳，徐宏杰

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SNCR脫硝系統(tǒng)長噴槍應(yīng)力有限元模擬分析

高 寧，張向宇，張 波，陸 續(xù)，向小鳳，徐宏杰

（西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054）

在選擇性非催化還原（SNCR）脫硝技術(shù)中，還原劑與煙氣混合的均勻程度對脫硝效率和氨逃逸量具有重要影響。SNCR脫硝長噴槍噴射還原劑覆蓋范圍廣，適宜布置在鍋爐空間較大區(qū)域。長噴槍結(jié)構(gòu)自重大，伸入鍋爐爐膛內(nèi)工作時為懸臂梁結(jié)構(gòu)，需要對其應(yīng)力狀態(tài)和結(jié)構(gòu)變形程度進(jìn)行評估。本文通過ANSYS軟件有限元方法，分析已加工成型的6 m長噴槍及模擬6~11 m長噴槍在冷態(tài)下的結(jié)構(gòu)變形狀態(tài)和Von Mises等效應(yīng)力情況，利用傳熱學(xué)計算方法得到長噴槍最外層不銹鋼管內(nèi)外壁溫度后，對長噴槍小孔附近熱應(yīng)力進(jìn)行分析。結(jié)果表明，在類似結(jié)構(gòu)設(shè)計下，長噴槍的最大加工長度應(yīng)小于8 m方可保證其在鍋爐內(nèi)安全運行。

脫硝；選擇性非催化還原；長噴槍；懸臂梁；有限元分析；應(yīng)力

煤炭燃燒產(chǎn)生氮氧化物（NO）排放，造成硝酸型酸雨、光化學(xué)煙霧等環(huán)境污染問題。2018年，多個地方NO排放標(biāo)準(zhǔn)相繼出臺，山東省[1]要求新建鍋爐在核心控制區(qū)域，NO排放量小于50 mg/m3，天津市[2]要求新建鍋爐NO排放量小于30 mg/m3，現(xiàn)有燃煤鍋爐NO排放量小于50 mg/m3。已有研究結(jié)果表明[3]，燃燒過程中生成的NO有熱力NO、快速NO和燃料NO3種。根據(jù)NO的成因，通過燃燒過程控制降低其排放量稱為低NO燃燒技術(shù)。燃燒后NO脫除技術(shù)主要有選擇性催化還原（SCR）和選擇性非催化還原脫硝（SNCR）技術(shù)。與SCR脫硝技術(shù)相比，SNCR技術(shù)不需要使用費用較高且易于消耗的金屬催化劑。

1976年Lyon[4]對NH3-NO-O23組分均相氣相反應(yīng)進(jìn)行了研究，得到了SNCR脫硝技術(shù)的基本原理。在具體的工程應(yīng)用中[5]，SNCR脫硝技術(shù)將含有NH基的還原劑，噴入爐膛溫度為800~1 100 ℃的區(qū)域，以爐膛為反應(yīng)器，還原劑與煙氣中的NO作用，生成N2和H2O。以氨水為還原劑的主要SNCR化學(xué)反應(yīng)為：

4NH3+4NO+O2→4N2+6H2O

4NH3+2NO+2O2→3N2+6H2O

8NH3+6NO2→7N2+12H2O

在實驗研究中，溫度窗口、煙氣含氧量、添加劑、NH3/NO摩爾比、含硫量、NO初始質(zhì)量濃度、停留時間、壓力及水汽含量等因素對SNCR脫硝過程均有影響，進(jìn)而影響脫硝效率[3]。在SNCR脫硝技術(shù)的工業(yè)應(yīng)用中脫硝效率的影響因素主要有：爐膛溫度場分布，噴入爐膛的還原劑與煙氣中NO的混合均勻程度，還原劑與NO的作用時間以及NH3/NO摩爾比等。

在實驗最優(yōu)條件下，SNCR脫硝效率能達(dá)到90%以上，但在燃煤鍋爐實際應(yīng)用中脫硝效率僅約為40%。有報道指出，SNCR技術(shù)脫硝效率隨爐膛尺寸的增大而降低[6]，還原劑在反應(yīng)過程中并未與煙氣中的NO均勻混合是致其降低的原因之一。作為SNCR技術(shù)的關(guān)鍵設(shè)備，脫硝噴槍可分為單噴嘴墻式噴槍和多噴嘴長噴槍，還原劑噴嘴通常為氣力式霧化噴嘴，噴嘴設(shè)計和選型時需要考慮還原劑噴入爐膛后霧化液滴的粒徑分布和穿透距離[7]，以實現(xiàn)還原劑與煙氣中NO盡可能均勻混合。圖1為SNCR技術(shù)中典型的多噴嘴長噴槍和墻式單噴嘴短噴槍布置示意[8]。脫硝噴槍需要在高溫高塵的煙氣環(huán)境下工作，同時還原劑本身還具有一定的腐蝕性，如果噴槍結(jié)構(gòu)設(shè)計不合理，安裝方式不恰當(dāng)，會縮短噴槍自身使用壽命并破壞設(shè)備附近水冷壁[9-10]。

SNCR脫硝中使用墻式單噴嘴短噴槍時，為實現(xiàn)還原劑與煙氣的良好混合，增大煙道的覆蓋面，通常需要多組布置，但還原劑噴入鍋爐煙道中后很快蒸發(fā)，穿透距離有限，造成還原劑濃度場不均勻，進(jìn)而降低脫硝效率。隨國家火電“上大壓小”政策的推出[11]，新建電廠鍋爐容量增大，SNCR技術(shù)溫度窗口對應(yīng)的煙道尺寸相應(yīng)增大，單純使用墻式單噴嘴短噴槍已不能滿足SNCR技術(shù)需要。多噴嘴長噴槍的結(jié)構(gòu)特點能夠使脫硝還原劑與含NO煙氣更好地混合，提高脫硝效率?？紤]到長噴槍為金屬結(jié)構(gòu)，并且工作環(huán)境惡劣，為保證其在使用過程中的安全運行，本文擬通過有限元方法對其應(yīng)力狀況及理論加工長度進(jìn)行模擬分析。

圖1 SNCR技術(shù)長噴槍和短噴槍布置示意

1 長噴槍基本結(jié)構(gòu)

電站鍋爐煤種多為貧煤或混合煤，煤粉燃燒形成的高溫?zé)煔夂蠧O2、CO、H2S、SO2、HCl和10%~20%的飛灰?；曳种械母呷埸c硬質(zhì)顆粒會產(chǎn)生飛灰沖蝕磨損，煙氣中的雜質(zhì)硫在高溫?zé)煔猸h(huán)境條件下形成的復(fù)合硫酸鹽對鍋爐內(nèi)表面會造成高溫腐蝕，同時高溫?zé)煔膺€能產(chǎn)生氧化腐蝕[12]。316L不銹鋼（國標(biāo)牌號：022Cr17Ni12Mo2）在1 600 ℃以下的間斷使用和在700 ℃以下的連續(xù)使用中，均具有好的耐氧化性能，在800 ℃以下使用，具有良好的耐熱性?？紤]到SNCR脫硝長噴槍的工作環(huán)境，其主體材質(zhì)選用316L不銹鋼。

圖2為長噴槍結(jié)構(gòu)。長噴槍主體由4層不同壁厚的316L不銹鋼管同心嵌套組成，最內(nèi)層鋼管為冷卻水進(jìn)水管路，次外層鋼管和最內(nèi)層鋼管形成空腔為脫硝還原劑管路，第3層鋼管與次外層鋼管形成空腔為霧化空氣管路，最外層鋼管和第3層鋼管形成空腔為冷卻水回水管路。長噴槍側(cè)壁等間距開孔，上下對稱，用于安裝氣力式霧化噴嘴，開孔貫穿第3層鋼管和最外層鋼管。噴嘴在結(jié)構(gòu)設(shè)計加工時留有還原劑和霧化空氣進(jìn)口，尺寸與套管結(jié)構(gòu)相匹配。長噴槍末端與執(zhí)行機(jī)構(gòu)通過焊接連接，執(zhí)行機(jī)構(gòu)工作時，將長噴槍伸入或退出爐膛。

圖2 長噴槍結(jié)構(gòu)

2 長噴槍ANSYS有限元結(jié)構(gòu)分析

2.1 現(xiàn)有長噴槍結(jié)構(gòu)分析

ANSYS軟件是融結(jié)構(gòu)、流體、電場、磁場、聲場分析于一體的大型通用有限元分析軟件，適用于確定分析對象的變形、應(yīng)變、應(yīng)力及反作用力等。有限單元法的基本思想是將連續(xù)的求解區(qū)域離散為一組有限個按一定方式相互聯(lián)接在一起的單元的組合體。由于單元能按不同的聯(lián)接方式進(jìn)行組合，且單元本身又可以有不同的形狀，因此可以將幾何形狀復(fù)雜的求解域模型化。有限單元法的基本步驟包括離散化、單元分析、設(shè)置邊界條件并求解有限元方程、后處理計算等。

已加工成型的長噴槍總長為6 000 mm，長噴槍與執(zhí)行機(jī)構(gòu)焊接處（固定端）到長噴槍頂端距離為5 594 mm，側(cè)壁第一開孔圓心距固定端為1 550 mm，各開孔等間距，長噴槍截面為不同壁厚的不銹鋼圓管，4層不銹鋼管在長噴槍頂端焊接成整體。長噴槍整體結(jié)構(gòu)中，除應(yīng)力集中情況外，應(yīng)力最大點應(yīng)出現(xiàn)在長噴槍與執(zhí)行機(jī)構(gòu)焊接處，而側(cè)壁開孔造成的應(yīng)力集中現(xiàn)象，應(yīng)力最大點為靠近焊接處的第一個開孔位置。因此，在結(jié)構(gòu)建模時，僅考慮第一開孔周圍的應(yīng)力分布情況。同時，模型中也并未考慮噴嘴安裝對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的影響。根據(jù)長噴槍結(jié)構(gòu)尺寸和上述分析，建立的6 000 mm長噴槍有限元模型如圖3所示。對長噴槍進(jìn)行結(jié)構(gòu)有限元分析時，端部受位移約束，整個槍體受重力作用。

圖3 6 000 mm長噴槍結(jié)構(gòu)模型

對6 000 mm長噴槍結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，加載約束和重力后進(jìn)行求解[13]。圖4為長噴槍在重力作用下的形變。比較受力前后長噴槍狀態(tài)，可以看出當(dāng)長噴槍伸出后，整個槍體有一定程度的變形，長噴槍端部變形程度最大，最大位移量約為0.035 m。

圖4 6 000 mm長噴槍形變 (m)

分析計算長噴槍的Von Mises等效應(yīng)力如圖5所示。由圖5可以看出，長噴槍固定端具有較高應(yīng)力，約為70 MPa。由于存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，長噴槍應(yīng)力最大值出現(xiàn)在其側(cè)壁用于安裝噴嘴的開孔附近位置，約為90 MPa。

圖5 6 000 mm長噴槍Von Mises等效應(yīng)力 (Pa)

2.2 不同長度長噴槍結(jié)構(gòu)模擬

在工程應(yīng)用中，需要根據(jù)鍋爐脫硝實際情況確定所需的長噴槍結(jié)構(gòu)尺寸。當(dāng)鍋爐煙道尺寸增大時，為保證脫硝過程中還原劑與煙氣良好的混合，SNCR還原劑長噴槍結(jié)構(gòu)尺寸同樣需要加長。長噴槍作為非標(biāo)準(zhǔn)化的特殊設(shè)備，加工制造成本較高，通過生產(chǎn)加工實測得到相同結(jié)構(gòu)不同尺寸的SNCR長噴槍的力學(xué)性能，并不可行，會造成人力物力的浪費。本文利用ANSYS軟件建模分析，以長噴槍安全運行為前提，快速評估長噴槍在已有結(jié)構(gòu)設(shè)計和材料選型下能夠加工的長度范圍。由于已經(jīng)加工得到長度為6 000 mm的長噴槍，且通過冷態(tài)試驗證實其能夠正常運行，因此在6 000 mm長度的基礎(chǔ)上，以1 000 mm為間隔，對6 000~11 000 mm長度范圍內(nèi)的長噴槍進(jìn)行模擬。

圖6為長度7 000~10 000 mm長噴槍模擬形變。由圖6可知，隨長噴槍長度的延長，槍體端部最大位移隨之增加。在模擬過程中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)長噴槍長度為11 000 mm時，由于槍體變形程度過大，槍體套管結(jié)構(gòu)之間的空間距離小于計算產(chǎn)生的形變量，相鄰的不銹鋼管上所劃分的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)單元在某一步迭代過程中重疊，計算終止。由此可見，在不改變結(jié)構(gòu)設(shè)計和材料選型的情況下，不考慮材料的許用應(yīng)力，長噴槍的最大加工長度約為10 m。

圖6 不同長度長噴槍模擬形變 (m)

對長噴槍在重力作用下的最大位移量作圖，結(jié)果如圖7所示。由圖7可以看出，相同長度增量下，隨長噴槍長度增加，最大位移量增大，位移變化的增量也越大。長噴槍變形程度越大，成對安裝在長噴槍側(cè)壁的噴嘴噴霧角度就會發(fā)生變化，還原劑濃度場隨之改變，將對SNCR脫硝效率產(chǎn)生影響。長噴槍受自身重力作用產(chǎn)生形變，長噴槍最外層安裝還原劑噴嘴所開小孔形狀也會發(fā)生變化，當(dāng)安裝小孔形變量超出一定范圍，會導(dǎo)致與噴嘴不匹配，從而破壞槍體結(jié)構(gòu)的密封性。當(dāng)長噴槍在運行中發(fā)生故障或檢修維護(hù)時，需要槍體能夠安全快速地撤出爐膛，若長噴槍發(fā)生彈性形變后結(jié)構(gòu)改變過大，會對其順利撤出爐膛產(chǎn)生影響。

圖7 不同長度長噴槍最大位移量

隨長噴槍長度增加，長噴槍自重產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)應(yīng)力隨之增大，圖8為7 000 mm和10 000 mm長噴槍Von Mises等效應(yīng)力模擬結(jié)果。由圖8可見：Von Mises等效應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在長噴槍第一組開孔附近，長噴槍與執(zhí)行機(jī)構(gòu)的連接點同樣有較大應(yīng)力；長噴槍長度從6 000 mm增加到10 000 mm后，冷態(tài)下Von Mises等效應(yīng)力的最大值由90 MPa增加到317 MPa。

圖8 不同長度長噴槍的Von Mises等效應(yīng)力 (Pa)

2.3 長噴槍熱應(yīng)力分析

SNCR脫硝技術(shù)長噴槍運行時鍋爐內(nèi)所處溫度約1 000 ℃，需要利用冷卻水帶走爐膛傳遞的熱量，以降低長噴槍表面溫度，保證設(shè)備安全運行。長噴槍最外層和次外層鋼管間的空腔為冷卻水回路，在冷卻水作用下，長噴槍最外層不銹鋼管（外管）的內(nèi)壁溫度低于外壁溫度，由此產(chǎn)生熱應(yīng)力[14]。要計算長噴槍在鍋爐內(nèi)的熱應(yīng)力，需要知道長噴槍外管內(nèi)外壁的溫度。長噴槍外管外壁溫度需保持在較低溫度條件下，180 ℃以下無縫316L不銹鋼管許用應(yīng)力值基本保持不變[15]，因此以180 ℃為長噴槍最大外壁溫度。以20 ℃為間隔，在80~180 ℃范圍內(nèi)，通過傳熱學(xué)計算方法迭代出長噴槍外管內(nèi)壁溫度及冷卻水流速，計算結(jié)果見表1。

表1 外管壁溫及冷卻水流速

Tab.1 The wall temperature of out shell of the spraying gun and the cooling water flow rate

根據(jù)表1外管內(nèi)外壁溫度，采用間接熱-應(yīng)力耦合分析方法對長噴槍外管側(cè)壁小孔附近0.4 m結(jié)構(gòu)進(jìn)行溫度場及熱應(yīng)力模擬計算。圖9為長噴槍外管外壁溫度80 ℃和180 ℃下熱應(yīng)力。圖10為長噴槍外管不同位置的熱應(yīng)力隨外壁溫度變化趨勢。

圖9 長噴槍外管內(nèi)外壁不同壁溫?zé)釕?yīng)力 (Pa)

圖10 長噴槍外管不同位置熱應(yīng)力隨外壁溫度變化趨勢

由圖9、圖10可知：長噴槍伸入爐膛，處于高溫工作環(huán)境下，長噴槍外管由內(nèi)外壁溫差引起的熱應(yīng)力（Von Mises等效應(yīng)力）隨內(nèi)外壁溫差的增大而增大，當(dāng)外壁溫度為80、180 ℃時，整體熱應(yīng)力約為19.1、130 MPa；在長噴槍側(cè)壁開孔位置同樣存在應(yīng)力集中現(xiàn)象；外壁為80 ℃時，小孔處熱應(yīng)力最大值約為76.9 MPa，處于長噴槍外管長度方向即ANSYS建模中軸方向，軸方向小孔結(jié)構(gòu)應(yīng)力最大值處的熱應(yīng)力值約為60.4 MPa，當(dāng)外壁為180 ℃時，上述兩個位置的熱應(yīng)力分別為521 MPa和410 MPa。

3 分析與討論

長噴槍采用316L不銹鋼，屬于塑性低碳鋼，同時長噴槍應(yīng)力狀態(tài)為空間應(yīng)力，應(yīng)當(dāng)采用材料力學(xué)強(qiáng)度理論中的形狀改變能密度理論[16]，該理論中所需的應(yīng)力即為ANSYS軟件模擬結(jié)果中的Von Mises等效應(yīng)力。316L不銹鋼抗拉強(qiáng)度為480 MPa，屈服強(qiáng)度為175 MPa，150 ℃下許用應(yīng)力為115 MPa[15]。

從材料力學(xué)角度考慮，塑性材料存在屈服階段，當(dāng)局部的最大應(yīng)力達(dá)到材料的屈服極限時，若繼續(xù)增大載荷，則其應(yīng)力不增加，應(yīng)變可繼續(xù)增大，而所增加的載荷將由桿件中其余部分的材料來承受，直至整個截面上各點處的應(yīng)力都達(dá)到屈服極限時，結(jié)構(gòu)才因屈服而喪失正常的工作能力。因此，由塑性材料制成的桿件，在靜載荷作用下通?？刹豢紤]應(yīng)力集中的影響。但是，壓力容器開孔后由于容器壁被削弱且結(jié)構(gòu)的連續(xù)性遭到破壞，在開孔和接管的連接處將產(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中，因此該區(qū)域是最薄弱、最易發(fā)生失效，尤其是疲勞失效[17]。參考壓力容器開孔補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計準(zhǔn)則，要求在帶有補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的接管區(qū)，其極限壓力應(yīng)與未開孔時基本相同，按照安定性要求，允許接管區(qū)的應(yīng)力超過材料的屈服強(qiáng)度，但控制最大虛擬彈性應(yīng)力不超過保持安定的限度（可取材料許用應(yīng)力的2.25至3倍）[18]?；谏鲜龇治?，在評價長噴槍應(yīng)力狀況時，以316L不銹鋼在150 ℃下的許用應(yīng)力為基準(zhǔn)，小孔處應(yīng)力集中的最大值取許用應(yīng)力的2.25倍即258.8 MPa。

比較長噴槍外管側(cè)壁開孔附近不同溫度下的熱應(yīng)力數(shù)值（圖9）可以看出：當(dāng)長噴槍外管外壁溫度為180 ℃時，小孔附近熱應(yīng)力最大值達(dá)521 MPa，遠(yuǎn)超316L不銹鋼的許用應(yīng)力；當(dāng)外管外壁溫度為80 ℃時，小孔附近熱應(yīng)力最大值為76.9 MPa，小于材料的許用應(yīng)力。從設(shè)備單位時間冷卻水耗量的角度去考慮，根據(jù)表1中傳熱學(xué)計算結(jié)果，長噴槍外管外壁溫度從180 ℃降到80 ℃，冷卻水流速從0.776 m/s增加到0.832 m/s，水耗量增幅相對較小。因此，長噴槍在爐內(nèi)運行時，外管外壁溫度可取80 ℃，熱應(yīng)力以80 ℃模擬計算結(jié)果為準(zhǔn)。

對比長噴槍冷態(tài)結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖和熱應(yīng)力云圖可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)應(yīng)力最大值出現(xiàn)在長噴槍模型外壁小孔軸方向，而熱應(yīng)力最大值出現(xiàn)在模型軸方向。比較圖9中外管外壁80 ℃情況下，小孔處最大熱應(yīng)力和軸方向熱應(yīng)力數(shù)值，二者差別不大，因此計算合應(yīng)力（結(jié)構(gòu)應(yīng)力和熱應(yīng)力）最大值時，熱應(yīng)力取模型軸方向數(shù)值，約為60.4 MPa。

表2為不同長度長噴槍的合應(yīng)力最大值。從 表2中可以看出：在當(dāng)前的結(jié)構(gòu)設(shè)計下，長噴槍可加工長度為9 000 mm；當(dāng)長噴槍需要投入爐內(nèi)噴射還原劑時，其加工長度需要小于8 000 mm。

表2 不同長度長噴槍合應(yīng)力最大值

Tab.2 The maximum resultant stress of the spraying guns with different lengths

4 結(jié) 論

本論文通過ANSYS有限元方法對已加工成型的SNCR脫硝長噴槍的力學(xué)性能進(jìn)行了分析，在此基礎(chǔ)上，通過結(jié)構(gòu)模擬計算了相同結(jié)構(gòu)設(shè)計下，不同長度長噴槍的結(jié)構(gòu)應(yīng)力和熱應(yīng)力，得出以下結(jié)論。

1）受重力影響，SNCR脫硝長噴槍長度越長，結(jié)構(gòu)內(nèi)各套管變形程度越大，在不改變結(jié)構(gòu)設(shè)計的情況下，其理論加工長度在9 000 mm以下。

2）長噴槍在爐內(nèi)運行時，保證噴槍安全運行的合理外壁溫度約為80 ℃，在此溫度下，綜合考慮結(jié)構(gòu)應(yīng)力和熱應(yīng)力問題，長噴槍的加工長度應(yīng)小于8 000 mm。

3）機(jī)械結(jié)構(gòu)在長期運行過程中，應(yīng)力較大的部分最易受到破壞，產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕等問題，長噴槍外壁小孔附近產(chǎn)生的應(yīng)力集中問題需要采用等面積補(bǔ)強(qiáng)法和壓力面積法等方法進(jìn)行處理。

［1］ 山東省環(huán)境保護(hù)廳, 山東省質(zhì)量技術(shù)監(jiān)督局. 鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn): DB 37/2374—2018[S]. Department of Environmental Protection of Shandong Province of the People’s Republic of China, Quality Technical Supervising Bureau of Shandong Province of the People’s Republic of China. Emission standard of air pollutants for boilers: DB 37/ 2374—2018[S].

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Finite element numerical simulation of stress on long spraying gun of SNCR flue gas denitration system

GAO Ning, ZHANG Xiangyu, ZHANG Bo, LU Xu, XIANG Xiaofeng, XU Hongjie

(Xi’an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi’an 710054, China)

The mixing homogeneity of reductant and flue gas has significant influence on denitration efficiency and amount of ammonia slip in selective non-catalytic reduction (SNCR) denitration technology. The long spraying gun of the SNCR denitration system has a wide spray coverage and is suitable for application in large zone of the boiler. The long spraying gun shows a cantilever beam structure when working in the furnace of boiler, so it is necessary to evaluate the stress and deformation for its heavy weight. By the finite element method (ANSYS), the structural deformation and Von Mises equivalent stress of 6~11 m spraying gun at cold state are analyzed. The heat transfer method is used to obtain the inner and outer wall temperatures of the outmost shell of the long spraying gun, then the thermal stress around the small hole of the long spraying gun is investigated. The result shows that, the length of the long spraying gun should be shorter than 8 m to ensure its safe operation in the boiler.

denitration, selective non-catalytic reduction, long spraying gun, over hanging beam, finite element analysis, stress

Science and Technology Project of China Huaneng Group Co., Ltd. (ZA-17-HKR02)

X701.7

A

10.19666/j.rlfd.201809173

高寧, 張向宇, 張波, 等. SNCR脫硝系統(tǒng)長噴槍應(yīng)力有限元模擬分析[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(4): 48-54. GAO Ning, ZHANG Xiangyu, ZHANG Bo, et al. Finite element numerical simulation of stress on long spraying gun of SNCR flue gas denitration system[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(4): 48-54.

2018-09-27

中國華能集團(tuán)有限公司總部科技項目(ZA-17-HKR02)

高寧(1986—)，男，博士，工程師，主要研究方向為煙氣污染物治理技術(shù)，gaoning@tpri.com.cn。

（責(zé)任編輯 楊嘉蕾）