SNCR脱硝系统长喷枪应力有限元模拟分析

高 宁，张向宇，张 波，陆 续，向小凤，徐宏杰



SNCR脱硝系统长喷枪应力有限元模拟分析

高 宁，张向宇，张 波，陆 续，向小凤，徐宏杰

（西安热工研究院有限公司，陕西 西安 710054）

在选择性非催化还原（SNCR）脱硝技术中，还原剂与烟气混合的均匀程度对脱硝效率和氨逃逸量具有重要影响。SNCR脱硝长喷枪喷射还原剂覆盖范围广，适宜布置在锅炉空间较大区域。长喷枪结构自重大，伸入锅炉炉膛内工作时为悬臂梁结构，需要对其应力状态和结构变形程度进行评估。本文通过ANSYS软件有限元方法，分析已加工成型的6 m长喷枪及模拟6~11 m长喷枪在冷态下的结构变形状态和Von Mises等效应力情况，利用传热学计算方法得到长喷枪最外层不锈钢管内外壁温度后，对长喷枪小孔附近热应力进行分析。结果表明，在类似结构设计下，长喷枪的最大加工长度应小于8 m方可保证其在锅炉内安全运行。

脱硝；选择性非催化还原；长喷枪；悬臂梁；有限元分析；应力

煤炭燃烧产生氮氧化物（NO）排放，造成硝酸型酸雨、光化学烟雾等环境污染问题。2018年，多个地方NO排放标准相继出台，山东省[1]要求新建锅炉在核心控制区域，NO排放量小于50 mg/m3，天津市[2]要求新建锅炉NO排放量小于30 mg/m3，现有燃煤锅炉NO排放量小于50 mg/m3。已有研究结果表明[3]，燃烧过程中生成的NO有热力NO、快速NO和燃料NO3种。根据NO的成因，通过燃烧过程控制降低其排放量称为低NO燃烧技术。燃烧后NO脱除技术主要有选择性催化还原（SCR）和选择性非催化还原脱硝（SNCR）技术。与SCR脱硝技术相比，SNCR技术不需要使用费用较高且易于消耗的金属催化剂。

1976年Lyon[4]对NH3-NO-O23组分均相气相反应进行了研究，得到了SNCR脱硝技术的基本原理。在具体的工程应用中[5]，SNCR脱硝技术将含有NH基的还原剂，喷入炉膛温度为800~1 100 ℃的区域，以炉膛为反应器，还原剂与烟气中的NO作用，生成N2和H2O。以氨水为还原剂的主要SNCR化学反应为：

4NH3+4NO+O2→4N2+6H2O

4NH3+2NO+2O2→3N2+6H2O

8NH3+6NO2→7N2+12H2O

在实验研究中，温度窗口、烟气含氧量、添加剂、NH3/NO摩尔比、含硫量、NO初始质量浓度、停留时间、压力及水汽含量等因素对SNCR脱硝过程均有影响，进而影响脱硝效率[3]。在SNCR脱硝技术的工业应用中脱硝效率的影响因素主要有：炉膛温度场分布，喷入炉膛的还原剂与烟气中NO的混合均匀程度，还原剂与NO的作用时间以及NH3/NO摩尔比等。

在实验最优条件下，SNCR脱硝效率能达到90%以上，但在燃煤锅炉实际应用中脱硝效率仅约为40%。有报道指出，SNCR技术脱硝效率随炉膛尺寸的增大而降低[6]，还原剂在反应过程中并未与烟气中的NO均匀混合是致其降低的原因之一。作为SNCR技术的关键设备，脱硝喷枪可分为单喷嘴墙式喷枪和多喷嘴长喷枪，还原剂喷嘴通常为气力式雾化喷嘴，喷嘴设计和选型时需要考虑还原剂喷入炉膛后雾化液滴的粒径分布和穿透距离[7]，以实现还原剂与烟气中NO尽可能均匀混合。图1为SNCR技术中典型的多喷嘴长喷枪和墙式单喷嘴短喷枪布置示意[8]。脱硝喷枪需要在高温高尘的烟气环境下工作，同时还原剂本身还具有一定的腐蚀性，如果喷枪结构设计不合理，安装方式不恰当，会缩短喷枪自身使用寿命并破坏设备附近水冷壁[9-10]。

SNCR脱硝中使用墙式单喷嘴短喷枪时，为实现还原剂与烟气的良好混合，增大烟道的覆盖面，通常需要多组布置，但还原剂喷入锅炉烟道中后很快蒸发，穿透距离有限，造成还原剂浓度场不均匀，进而降低脱硝效率。随国家火电“上大压小”政策的推出[11]，新建电厂锅炉容量增大，SNCR技术温度窗口对应的烟道尺寸相应增大，单纯使用墙式单喷嘴短喷枪已不能满足SNCR技术需要。多喷嘴长喷枪的结构特点能够使脱硝还原剂与含NO烟气更好地混合，提高脱硝效率。考虑到长喷枪为金属结构，并且工作环境恶劣，为保证其在使用过程中的安全运行，本文拟通过有限元方法对其应力状况及理论加工长度进行模拟分析。

图1 SNCR技术长喷枪和短喷枪布置示意

1 长喷枪基本结构

电站锅炉煤种多为贫煤或混合煤，煤粉燃烧形成的高温烟气含有CO2、CO、H2S、SO2、HCl和10%~20%的飞灰。灰分中的高熔点硬质颗粒会产生飞灰冲蚀磨损，烟气中的杂质硫在高温烟气环境条件下形成的复合硫酸盐对锅炉内表面会造成高温腐蚀，同时高温烟气还能产生氧化腐蚀[12]。316L不锈钢（国标牌号：022Cr17Ni12Mo2）在1 600 ℃以下的间断使用和在700 ℃以下的连续使用中，均具有好的耐氧化性能，在800 ℃以下使用，具有良好的耐热性。考虑到SNCR脱硝长喷枪的工作环境，其主体材质选用316L不锈钢。

图2为长喷枪结构。长喷枪主体由4层不同壁厚的316L不锈钢管同心嵌套组成，最内层钢管为冷却水进水管路，次外层钢管和最内层钢管形成空腔为脱硝还原剂管路，第3层钢管与次外层钢管形成空腔为雾化空气管路，最外层钢管和第3层钢管形成空腔为冷却水回水管路。长喷枪侧壁等间距开孔，上下对称，用于安装气力式雾化喷嘴，开孔贯穿第3层钢管和最外层钢管。喷嘴在结构设计加工时留有还原剂和雾化空气进口，尺寸与套管结构相匹配。长喷枪末端与执行机构通过焊接连接，执行机构工作时，将长喷枪伸入或退出炉膛。

图2 长喷枪结构

2 长喷枪ANSYS有限元结构分析

2.1 现有长喷枪结构分析

ANSYS软件是融结构、流体、电场、磁场、声场分析于一体的大型通用有限元分析软件，适用于确定分析对象的变形、应变、应力及反作用力等。有限单元法的基本思想是将连续的求解区域离散为一组有限个按一定方式相互联接在一起的单元的组合体。由于单元能按不同的联接方式进行组合，且单元本身又可以有不同的形状，因此可以将几何形状复杂的求解域模型化。有限单元法的基本步骤包括离散化、单元分析、设置边界条件并求解有限元方程、后处理计算等。

已加工成型的长喷枪总长为6 000 mm，长喷枪与执行机构焊接处（固定端）到长喷枪顶端距离为5 594 mm，侧壁第一开孔圆心距固定端为1 550 mm，各开孔等间距，长喷枪截面为不同壁厚的不锈钢圆管，4层不锈钢管在长喷枪顶端焊接成整体。长喷枪整体结构中，除应力集中情况外，应力最大点应出现在长喷枪与执行机构焊接处，而侧壁开孔造成的应力集中现象，应力最大点为靠近焊接处的第一个开孔位置。因此，在结构建模时，仅考虑第一开孔周围的应力分布情况。同时，模型中也并未考虑喷嘴安装对结构产生的影响。根据长喷枪结构尺寸和上述分析，建立的6 000 mm长喷枪有限元模型如图3所示。对长喷枪进行结构有限元分析时，端部受位移约束，整个枪体受重力作用。

图3 6 000 mm长喷枪结构模型

对6 000 mm长喷枪结构模型进行网格划分，加载约束和重力后进行求解[13]。图4为长喷枪在重力作用下的形变。比较受力前后长喷枪状态，可以看出当长喷枪伸出后，整个枪体有一定程度的变形，长喷枪端部变形程度最大，最大位移量约为0.035 m。

图4 6 000 mm长喷枪形变 (m)

分析计算长喷枪的Von Mises等效应力如图5所示。由图5可以看出，长喷枪固定端具有较高应力，约为70 MPa。由于存在应力集中现象，长喷枪应力最大值出现在其侧壁用于安装喷嘴的开孔附近位置，约为90 MPa。

图5 6 000 mm长喷枪Von Mises等效应力 (Pa)

2.2 不同长度长喷枪结构模拟

在工程应用中，需要根据锅炉脱硝实际情况确定所需的长喷枪结构尺寸。当锅炉烟道尺寸增大时，为保证脱硝过程中还原剂与烟气良好的混合，SNCR还原剂长喷枪结构尺寸同样需要加长。长喷枪作为非标准化的特殊设备，加工制造成本较高，通过生产加工实测得到相同结构不同尺寸的SNCR长喷枪的力学性能，并不可行，会造成人力物力的浪费。本文利用ANSYS软件建模分析，以长喷枪安全运行为前提，快速评估长喷枪在已有结构设计和材料选型下能够加工的长度范围。由于已经加工得到长度为6 000 mm的长喷枪，且通过冷态试验证实其能够正常运行，因此在6 000 mm长度的基础上，以1 000 mm为间隔，对6 000~11 000 mm长度范围内的长喷枪进行模拟。

图6为长度7 000~10 000 mm长喷枪模拟形变。由图6可知，随长喷枪长度的延长，枪体端部最大位移随之增加。在模拟过程中发现，当长喷枪长度为11 000 mm时，由于枪体变形程度过大，枪体套管结构之间的空间距离小于计算产生的形变量，相邻的不锈钢管上所划分的网格结构单元在某一步迭代过程中重叠，计算终止。由此可见，在不改变结构设计和材料选型的情况下，不考虑材料的许用应力，长喷枪的最大加工长度约为10 m。

图6 不同长度长喷枪模拟形变 (m)

对长喷枪在重力作用下的最大位移量作图，结果如图7所示。由图7可以看出，相同长度增量下，随长喷枪长度增加，最大位移量增大，位移变化的增量也越大。长喷枪变形程度越大，成对安装在长喷枪侧壁的喷嘴喷雾角度就会发生变化，还原剂浓度场随之改变，将对SNCR脱硝效率产生影响。长喷枪受自身重力作用产生形变，长喷枪最外层安装还原剂喷嘴所开小孔形状也会发生变化，当安装小孔形变量超出一定范围，会导致与喷嘴不匹配，从而破坏枪体结构的密封性。当长喷枪在运行中发生故障或检修维护时，需要枪体能够安全快速地撤出炉膛，若长喷枪发生弹性形变后结构改变过大，会对其顺利撤出炉膛产生影响。

图7 不同长度长喷枪最大位移量

随长喷枪长度增加，长喷枪自重产生的结构应力随之增大，图8为7 000 mm和10 000 mm长喷枪Von Mises等效应力模拟结果。由图8可见：Von Mises等效应力最大值均出现在长喷枪第一组开孔附近，长喷枪与执行机构的连接点同样有较大应力；长喷枪长度从6 000 mm增加到10 000 mm后，冷态下Von Mises等效应力的最大值由90 MPa增加到317 MPa。

图8 不同长度长喷枪的Von Mises等效应力 (Pa)

2.3 长喷枪热应力分析

SNCR脱硝技术长喷枪运行时锅炉内所处温度约1 000 ℃，需要利用冷却水带走炉膛传递的热量，以降低长喷枪表面温度，保证设备安全运行。长喷枪最外层和次外层钢管间的空腔为冷却水回路，在冷却水作用下，长喷枪最外层不锈钢管（外管）的内壁温度低于外壁温度，由此产生热应力[14]。要计算长喷枪在锅炉内的热应力，需要知道长喷枪外管内外壁的温度。长喷枪外管外壁温度需保持在较低温度条件下，180 ℃以下无缝316L不锈钢管许用应力值基本保持不变[15]，因此以180 ℃为长喷枪最大外壁温度。以20 ℃为间隔，在80~180 ℃范围内，通过传热学计算方法迭代出长喷枪外管内壁温度及冷却水流速，计算结果见表1。

表1 外管壁温及冷却水流速

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

根据表1外管内外壁温度，采用间接热-应力耦合分析方法对长喷枪外管侧壁小孔附近0.4 m结构进行温度场及热应力模拟计算。图9为长喷枪外管外壁温度80 ℃和180 ℃下热应力。图10为长喷枪外管不同位置的热应力随外壁温度变化趋势。

图9 长喷枪外管内外壁不同壁温热应力 (Pa)

图10 长喷枪外管不同位置热应力随外壁温度变化趋势

由图9、图10可知：长喷枪伸入炉膛，处于高温工作环境下，长喷枪外管由内外壁温差引起的热应力（Von Mises等效应力）随内外壁温差的增大而增大，当外壁温度为80、180 ℃时，整体热应力约为19.1、130 MPa；在长喷枪侧壁开孔位置同样存在应力集中现象；外壁为80 ℃时，小孔处热应力最大值约为76.9 MPa，处于长喷枪外管长度方向即ANSYS建模中轴方向，轴方向小孔结构应力最大值处的热应力值约为60.4 MPa，当外壁为180 ℃时，上述两个位置的热应力分别为521 MPa和410 MPa。

3 分析与讨论

长喷枪采用316L不锈钢，属于塑性低碳钢，同时长喷枪应力状态为空间应力，应当采用材料力学强度理论中的形状改变能密度理论[16]，该理论中所需的应力即为ANSYS软件模拟结果中的Von Mises等效应力。316L不锈钢抗拉强度为480 MPa，屈服强度为175 MPa，150 ℃下许用应力为115 MPa[15]。

从材料力学角度考虑，塑性材料存在屈服阶段，当局部的最大应力达到材料的屈服极限时，若继续增大载荷，则其应力不增加，应变可继续增大，而所增加的载荷将由杆件中其余部分的材料来承受，直至整个截面上各点处的应力都达到屈服极限时，结构才因屈服而丧失正常的工作能力。因此，由塑性材料制成的杆件，在静载荷作用下通常可不考虑应力集中的影响。但是，压力容器开孔后由于容器壁被削弱且结构的连续性遭到破坏，在开孔和接管的连接处将产生明显的应力集中，因此该区域是最薄弱、最易发生失效，尤其是疲劳失效[17]。参考压力容器开孔补强设计准则，要求在带有补强结构的接管区，其极限压力应与未开孔时基本相同，按照安定性要求，允许接管区的应力超过材料的屈服强度，但控制最大虚拟弹性应力不超过保持安定的限度（可取材料许用应力的2.25至3倍）[18]。基于上述分析，在评价长喷枪应力状况时，以316L不锈钢在150 ℃下的许用应力为基准，小孔处应力集中的最大值取许用应力的2.25倍即258.8 MPa。

比较长喷枪外管侧壁开孔附近不同温度下的热应力数值（图9）可以看出：当长喷枪外管外壁温度为180 ℃时，小孔附近热应力最大值达521 MPa，远超316L不锈钢的许用应力；当外管外壁温度为80 ℃时，小孔附近热应力最大值为76.9 MPa，小于材料的许用应力。从设备单位时间冷却水耗量的角度去考虑，根据表1中传热学计算结果，长喷枪外管外壁温度从180 ℃降到80 ℃，冷却水流速从0.776 m/s增加到0.832 m/s，水耗量增幅相对较小。因此，长喷枪在炉内运行时，外管外壁温度可取80 ℃，热应力以80 ℃模拟计算结果为准。

对比长喷枪冷态结构应力云图和热应力云图可以发现，结构应力最大值出现在长喷枪模型外壁小孔轴方向，而热应力最大值出现在模型轴方向。比较图9中外管外壁80 ℃情况下，小孔处最大热应力和轴方向热应力数值，二者差别不大，因此计算合应力（结构应力和热应力）最大值时，热应力取模型轴方向数值，约为60.4 MPa。

表2为不同长度长喷枪的合应力最大值。从 表2中可以看出：在当前的结构设计下，长喷枪可加工长度为9 000 mm；当长喷枪需要投入炉内喷射还原剂时，其加工长度需要小于8 000 mm。

表2 不同长度长喷枪合应力最大值

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

4 结 论

本论文通过ANSYS有限元方法对已加工成型的SNCR脱硝长喷枪的力学性能进行了分析，在此基础上，通过结构模拟计算了相同结构设计下，不同长度长喷枪的结构应力和热应力，得出以下结论。

1）受重力影响，SNCR脱硝长喷枪长度越长，结构内各套管变形程度越大，在不改变结构设计的情况下，其理论加工长度在9 000 mm以下。

2）长喷枪在炉内运行时，保证喷枪安全运行的合理外壁温度约为80 ℃，在此温度下，综合考虑结构应力和热应力问题，长喷枪的加工长度应小于8 000 mm。

3）机械结构在长期运行过程中，应力较大的部分最易受到破坏，产生应力腐蚀等问题，长喷枪外壁小孔附近产生的应力集中问题需要采用等面积补强法和压力面积法等方法进行处理。

［1］ 山东省环境保护厅, 山东省质量技术监督局. 锅炉大气污染物排放标准: 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].

［2］ 天津市环境保护局, 天津市市场和质量监督管理委员会. 电站锅炉性能试验规程: DB 12/810—2018[S]. Bureau of Environmental Protection of Tianjing of the People’s Republic of China, Committee of Quality Supervision, Market and Quality Supervision and Management Committee of Tianjing of the People’s Republic of China. Emission standard of air pollutants for thermal power plants: DB 12/810—2018[S].

［3］ JAVED M T, IRFAN N, GIBBS B M. Control of combustion-generated nitrogen oxides by selective non-catalytic reduction[J]. Journal of Environmental Management, 2007, 83(3): 251-289.

［4］ RICHARD K L. The NH3-NO-O2reaction[J]. International Journal of Chemical Kinetics, 1976, 8: 315-318.

［5］ 曾勇, 周俊虎. 循环流化床锅炉SNCR关键因素及工程应用[J]. 工业锅炉, 2016(5): 36-38. ZENG Yong, ZHOU Junhu. Key factor and engineering application of SNCR on circulating fluidized bed boiler[J]. Industrial Boiler, 2016(5): 36-38.

［6］ 王智化, 吕钰, 何沛, 等. 410t/h燃煤锅炉选择性非催化还原气液混合特性的数值研究[J]. 中国电机工程学报, 2008, 29(20): 60-65. WANG Zhihua, LV Yu, HE Pei, et al. Numerical study of mixing characteristic between flue and droplet at 410 t/h coal-fired boiler SNCR system[J]. Proceedings of the CSEE, 2008, 29(20): 60-65.

［7］ 陈镇超, 杨卫娟, 周俊虎, 等. 尿素溶液雾化颗粒在锅炉炉内的运动轨迹[J]. 热力发电, 2010, 39(2): 18-23. CHEN Zhenchao, YANG Weijuan, ZHOU Junhu, et al. The moving locus of urea solution atomizing particles in furnace of boiler[J]. Thermal Power Generation, 2010, 39(2): 18-23.

［8］ DUANE S, KEVIN L. SNCR Lance cuts NO[J]. Power Engineering, 1998, 102(11): 66-73.

［9］ 卢晓斌. 基于SNCR与O3氧化协同脱硝技术的研 究[D]. 广州: 华南理工大学, 2017: 48-50. LU Xiaobin. Study on denitrification technology based on cooperative SNCR and O3oxidation[D]. Guangzhou: South China University of Technology, 2017: 48-50.

［10］ 支卫峰. 以氨水为还原剂的SNCR技术在330 MW CFB锅炉上的应用[J]. 山东工业技术, 2016, 16: 72. ZHI Weifeng. Application of SNCR technology with ammonia as reducer in 330 MW CFB boiler[J]. Shandong Industrial Technology, 2016, 16: 72.

［11］ 由龙. 广西鹿寨“上大压小”热电联产2×300 MW级机组项目可行性研究[D]. 北京: 北京化工大学, 2015: 8.YOU Long. Feasibility research of “Build Large Shut Down Small” engineering in Guangxi Luzhai 2×300 MWlevel cogeneration project[D]. Beijing: Beijing University of Chemical Technology, 2015: 8.

［12］ 王健, 黄亚继, 邹磊, 等. 气固相硫协同作用下水冷壁的高温腐蚀特性[J]. 化工进展, 2018, 37(2): 452-458.WANG Jian, HUANG Yaji, ZOU Lei, et al. Characteristic for high temperature corrosion of water wall tube under gas-solid phase sulfur[J]. Chemical Industry and Engineering Progress, 2018, 37(2): 452-458.

［13］ 吕明, 吉豪杰, 吴从兴, 等. 球罐上、下极开孔结构应力分析[J]. 当代化工, 2018, 47(3): 563-565. LV Ming, JI Haojie, WU Congxing, et al. Stress analysis on the upper and lower opening structures of spherical tank[J]. Contemporary Chemical Industry, 2018, 47(3): 563-565.

［14］ 范旭宸, 陈晔, 郑雄, 等. 600 MW超临界循环流化床锅炉水冷壁热应力分析[J]. 动力工程学报, 2018, 38(4): 253-257. FAN Xuchen, CHEN Ye, ZHENG Xiong, et al. Thermal stress analysis of water wall in a 600 MW supercritical CFB boiler[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2018, 38(4): 253-257.

［15］ 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局, 中华人民共和国国家标准化管理委员会. 压力管道规范工业管道第2部分: 材料: GB/T 20801.2—2006[S]. 北京: 中国标准出版社, 2006: 25.General Administration of Quality Supervision, Inspection and Quarantine of the People’s Republic of China, Standardization Administration of the People’s Republic of China. Pressure piping code-Industrial piping: part 2: materials: GB/T 20801.2—2006[S]. Beijing: Standards Press of China, 2006: 25.

［16］ 孙训方. 材料力学(I)[M]. 4版. 北京: 高等教育出版社, 2002: 229-232. SUN Xunfang. Mechanics of materials(I)[M]. 4th ed. Beijing: Higher Education Press, 2002: 229-232.

［17］ 金建新, 梁利华, 高增梁. 圆柱壳开孔补强的弹性和弹塑性有限元分析[J]. 压力容器, 2007(9): 9-14. JIN Jianxin, LIANG Lihua, GAO Zengliang. Elastic and elastoplastic analysis for pad reinforcement of pressure vessel[J]. Pressure Vessel Technology, 2007(9): 9-14.

［18］ 崔克清. 安全工程大辞典[M]. 北京: 化学工业出版社, 1995: 139. CUI Keqing. Dictionary of safety engineering[M]. Beijing: Chemical industry Press, 1995: 139.

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

高宁, 张向宇, 张波, 等. SNCR脱硝系统长喷枪应力有限元模拟分析[J]. 热力发电, 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

中国华能集团有限公司总部科技项目(ZA-17-HKR02)

高宁(1986—)，男，博士，工程师，主要研究方向为烟气污染物治理技术，gaoning@tpri.com.cn。

（责任编辑 杨嘉蕾）