大型燃煤锅炉SNCR/SCR混合脱硝数值模拟及工程验证

周英贵　　金保昇

(东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室, 南京210096)

大型燃煤锅炉SNCR/SCR混合脱硝数值模拟及工程验证

周英贵金保昇

(东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室, 南京210096)

摘要:为了提高选择性非催化还原/选择性催化还原(SNCR/SCR)混合脱硝中的还原剂在锅炉尾部烟道内的分布均匀性，基于FLUENT平台，对300 MW燃煤机组SNCR/SCR混合脱硝系统进行了数值模拟，重点分析转向室补氨喷射位置、混合器结构对烟气中氨氮组分混合的影响，计算结果与试验测量数据吻合很好.结果表明：SNCR反应后，转向室出口还原剂分布极不均匀；转向室侧墙补氨喷枪越靠近转向角位置，越有利于提升烟道内还原剂的平均分布；SCR反应器入口烟道设置新型复合X型混合器，进一步强化NH3与烟气的均匀混合，反应器首层催化剂入口截面还原剂浓度分布偏差从22%降低至7.4%；将优化的补氨喷射位置与混合器结构应用于现场锅炉，SNCR和SCR脱硝效率分别达到了35%和78.4%，SNCR/SCR联合脱硝效率达85.96%，脱硝效果良好.

关键词:补氨;还原剂;均匀性;偏差系数

目前,燃煤锅炉基于尿素作还原剂的烟气脱硝技术主要有选择性催化还原法(selectivecatalyticreduction,SCR)、选择性非催化还原法(selectivenon-catalyticreduction,SNCR)和SNCR/SCR混合脱硝3种工艺[1-4]．对于大型燃煤机组,SCR技术具有脱硝效率高、氨逃逸量低的优点,但需要单独配套尿素热解装置制备氨气,且催化剂运行维护成本较高[5-8].SNCR投资成本相对较低,但脱硝效率较低,氨耗量多且氨逃逸量不易控制．SNCR/SCR混合脱硝是一种耦合了烟道内尿素热解特性的改进型工艺,不仅利用高温烟气热解尿素,而且利用炉膛SNCR反应降低了SCR反应器入口NOx浓度,减少了催化剂用量,节省了设备投资和运行维护成本．

大型燃煤锅炉SNCR/SCR混合脱硝实际应用中因受锅炉结构及现场空间条件限制,以及炉膛内换热屏组件的影响,大部分SNCR喷枪集中布置于锅炉前墙,而SNCR反应的氨逃逸大部分聚集在尾部烟道后墙,因而还原剂分布均匀性较差,导致SCR效率降低．部分学者研究了还原剂与氮氧化物在SNCR反应区的混合影响[1,3,5],但对SNCR逃逸氨的均匀分布以及补充尿素溶液的气液多相流动特性的探讨较少．SCR系统可利用专用喷氨装置和导流板改善还原剂均布问题[9],但SNCR/SCR混合脱硝的还原剂均匀分布与单独SCR相比差异很大．Yang等[10]在锅炉转向室入口增加扰动蒸汽流以改善省煤器入口NH3浓度分布;Zhou等[11]设计了一种尿素热解耦合SCR脱硝方案,提高了催化剂入口氨氮摩尔比的均匀性,但尿素全部从炉膛前墙喷入,SCR反应的氨量不易控制,且尿素用量偏高．当尿素溶液喷入到高温烟气中,尿素溶液温度在650～735K时尿素溶液可达到较好的分解效果,超过735K时热分解基本完成,超过1 100K时产生副反应,尿素有效分解率降低,因而锅炉转向室位置具有单独补氨的有利条件[12]．

针对SNCR/SCR混合脱硝系统中SCR所需氨逃逸量不足和还原剂混合不均等问题．本文基于燃煤锅炉SNCR反应和转向室补氨后还原剂流动特性数值模拟,对现场锅炉热态试验进行对比研究,获得了优化的补氨方式和混合措施,为改进SNCR/SCR混合脱硝的有效运行和脱硝效率提供依据．

1模拟对象及边界条件

研究对象为300MW四角切圆燃煤锅炉,锅炉宽12.468m,深14.048m,高52.6m,燃料参数见表1．锅炉BMCR工况时,模型进口的一次风、二次风及煤粉流量见表2．SNCR/SCR混合脱硝系统分为炉膛燃烧区、SNCR反应区、还原剂补充喷射区及尾部烟道、SCR系统4部分(见图1)．炉膛出口SNCR喷枪分4层布置,第1层共21支喷枪(前墙11支,间距1.204m;左、右侧墙各5支,间距1.63m,标高为35.8m处);第2,3,4层分别布置9支喷枪(根据前屏过热器位置间隔布置,标高分别为43.192,46.592,49.092m处)．转向室两侧墙分别布置2支喷枪,且关于锅炉中线对称,单独计量和控制,以补偿SCR反应中因SNCR反应逃逸氨的不足．尿素溶液雾化采用solid-cone模型,锥形角20°,粒径分布符合rosin-rammler分布,最小粒径为0.15mm,最大粒径为0.8mm,平均粒径为0.4mm．

表1　燃料的元素分析　%

表2　BMCR工况时一次风、二次风及煤粉参数

1—尿素溶液储罐;2—输送泵;3—SNCR调节阀;4—SNCR计量装置;5—炉膛出口;6—SNCR喷枪;7—补氨喷枪;8—转向室出口;9—补氨计量装置;10—补氨调节阀;11—省煤器出口;12—复合X型混合器;13—弯道C导流板;14—圆形扰流杆;15—整流格栅;16—测试孔

锅炉水平烟道和尾部烟道有大量过热器、再热器、省煤器等,按实际尺寸建立模型网格数量巨大．本文将过热器、再热器和省煤器管群简化为一定厚度的板,并适度降低板数量．对于比较规则的烟道,尽可能使用六面体网格;对于带有导流板的弯道、带有混合器等复杂结构区域进行局部网格加密．将整个SNCR/SCR混合脱硝系统分为4个部分进行计算:① 燃烧部分;②SNCR部分;③ 补充尿素部分;④SCR部分．炉膛出口的边界条件作为SNCR入口的边界条件．

2数学模型及试验方法

2.1数学模型

锅炉结构为四角切圆锅炉,考虑炉膛燃烧旋流的影响,采用RNGk-ε模型预测炉内烟气流动;对于煤粉颗粒运动,采用拉格朗日随机轨道模型,焦炭热解利用双方程竞争模型模拟挥发分析出,焦炭燃烧采用动力-扩散模型,挥发分采用混合分数概率密度函数方法计算;炉膛内温度较高,辐射换热量占主导地位,锅炉内的辐射传热,采用P-1模型;因煤粉燃烧产生的烟气中氮氧化物浓度非常低,对燃烧过程影响很小,煤燃烧生成NOx的预测采用燃烧后处理．因本文主要研究SNCR反应后氨逃逸以及转向室补氨后还原剂组分的分布特性,且煤燃烧过程中快速型NOx生成量较少,所以仅考虑燃料型和热力型NOx的生成[13]．

采用DSMC模型直接模拟尿素雾化液滴[9-11]．在模拟计算过程中，认为液滴相的运动符合随机轨道模型,液滴相与气相耦合,并同时考虑液滴相的水分蒸发、尿素分解和HNCO水解等过程,经过三步反应生成NH3和CO2,其中NH3与烟气中的NOx发生还原反应,其尿素分解和简化还原反应的动力学参数见文献[13-14]．

烟气中各组分混合和输运的模拟通过求解各组分对流、扩散和反应物的守恒方程来实现．锅炉尾部烟道及SCR反应器系统内有内部构件、换热组件和X型混合器,故采用RNGk-ε模型计算烟道内烟气流动,催化剂为蜂窝结构,采用多孔介质模型确定流质流经多孔介质所产生的压力损失．

2.2试验方法

本文对300MW锅炉机组SNCR/SCR混合脱硝系统投运后进行热态试验．试验包括4个方面:① 不同喷枪高度炉内烟气温度;② 不同补氨工况时，省煤器A和B侧出口还原剂分布;③ 安装X型混合器后SCR反应器首层催化剂入口还原剂分布．

烟气成分采用3012H型烟气分析仪测量,炉膛烟气温度采用D-T系列火焰红外测温仪测量．省煤器A和B侧出口烟道截面测点布置成6×4=24个测点矩阵,SCR反应器首层催化剂入口截面测点布置成6×6=36个测点矩阵．

对于测试截面,为直观描述不同工况时还原剂的均布性,采用标准偏差系数进行评价,即

3结果与讨论

3.1温度场测量与分析

图2为锅炉满负荷工况时不同高度位置的温度测试值和模拟计算值的对比曲线.可以看出,模拟计算与实际测试值能较好地吻合,表明炉膛燃烧区域温度最高,23m处达1 870K左右,在锅炉转向角区域,因水冷壁和屏式换热器组件辐射换热形成较大的温度梯度,此外炉膛出口O2质量分数和NOx体积分数分别为2.46%和196×10-6,与实际测量值2.51%和219×10-6较吻合．

图2　沿炉膛高度各截面平均温度分布曲线

图3为锅炉满负荷工况时炉膛前墙第2层、第3层和第4层SNCR喷枪开孔位置对应测试的温度值．SNCR反应的最佳温度范围为850～1 150 ℃,可以看出,第2层喷枪开孔位置的大部分温度测试值超过SNCR温度窗口区间的上限值,喷入尿素还原剂易被氧化,利用率较低;第3层和第4层喷枪开孔位置的温度符合SNCR温度窗口范围,锅炉机组满负荷时实际投入运行第3层和第4层SNCR喷枪．

图3　锅炉前墙喷枪位置测试温度值

3.2转向室出口NOx和NH3分布特点

图4(a)给出了氨氮摩尔比为1.12、锅炉负荷300MW、同时投运第3层和第4层SNCR喷枪,SNCR反应区Y向中线切面NH3组分体积分数分布．可以看出,尿素液滴喷入炉膛后,迅速蒸发，发生热分解和水解反应,生成的NH3与NO混合后快速反应,逃逸氨在出口偏尾部烟道外墙侧分布．

由图4(b)、(c)可以看出,在转向室出口截面处NO,NH3分布均布性较差,右侧NO浓度低,NH3浓度高,而左侧NO浓度高,NH3浓度低.这是因为SNCR喷枪集中在炉膛前墙布置,且压缩空气雾化液滴穿透刚性不足,不能到达更深区域,同时也说明受锅炉内受热面管排影响,烟气组分横向扩散较弱．转向室出口NO体积分数计算值为214×10-6,NH3体积分数为56×10-6．

(a) SNCR反应区Y向中线切面NH3体积分数

图4　转向室出口组分体积分数

3.3补氨模拟计算与试验测量对比

由SNCR反应区逃逸出的NO和NH3在转向室出口分布均匀性很差,若仅增加炉膛SNCR喷枪尿素喷射量,SNCR脱硝效率提高有限,尿素利用率不高,且转向室出口氨氮比分布均匀性无法进一步改善,造成局部区域氨逃逸量超标．本文选择锅炉转向室侧墙作为补氨喷枪开孔位置，根据转向室侧墙结构特点,将补氨喷射点布置分为a,b,c,d,e共计5种补氨方案,如图5(a)所示．每组补氨方案设置4支喷枪,转向室单侧墙安装2支,并与锅炉中心面对称,每组补氨喷枪均单独计量．

(a) 转向室侧墙面补氨喷枪开孔位置(单位:mm)

(b) 省煤器A,B侧NH3体积分数标准偏差系数

尿素溶液在转向室喷入后蒸发、混合与热分解需要一定的时间,不同补氨方案投运时，省煤器A和B侧出口的NH3体积分数分布特性如图5(b)所示．省煤器出口分为A侧和B侧,分别对称布置．沿A侧出口截面Y向依次布置6个等距测孔,各测孔有3种深度,形成18个网格测点．其a,b,c,d,e补氨方案在省煤器A侧出口NH3体积分数标准偏差系数计算值分别为77%,82%,48%,61%,35%,B侧出口标准偏差系数计算值分别为58%,66%,43%,48%,33%,可以看出补氨喷枪越靠近转向角位置,省煤器出口NH3体积分数标准偏差系数越小,说明其氨组分的浓度分布均匀性越好,由此表明e补氨方案为最优化补氨喷射点开孔位置方案．

3.4SCR系统入口烟道内混合优化

在SNCR/SCR混合脱硝系统中NH3均匀混合是SCR反应的关键,省煤器出口烟道截面NH3浓度分布差异很大,最佳e补氨方案在省煤器出口的NH3体积分数标准偏差系数达33%左右,烟气通过烟道导流至反应器首层催化剂入口截面(E-E截面)时,在烟道内的扩散和导流板的导流和混合作用下,NH3体积分数标准偏差系数降低至22%．要保证混合脱硝系统中SCR反应达到一定的脱硝效率和氨逃逸达标,需要进一步强化NH3的混合．传统SCR系统氨喷射混合方式主要通过涡流板和管式格栅,SCR入口垂直烟道截面尺寸为9.73m×2.3m,5个涡流板横向均匀分布,涡流板直径为1.51m,与水平面呈顺时针35°布置;管式格栅静态混合器为直径0.2m的圆管,管间距为0.4m．计算结果表明，烟气经过静态混合器后,流场的分布均匀性有一定提高,但NH3及NO的浓度均布性变化不明显,涡流混合器方案可使得SCR反应器首层催化剂入口截面NH3体积分数标准偏差系数降至15%,管式格栅静态混合器方案可使得SCR反应器首层催化剂入口截面NH3体积分数标准偏差系数降至19.5%,但并不满足SCR反应性能要求,因此，需针对省煤器出口烟道截面的NO和NH3分布规律设计新型的混合器结构．本文提出SNCR/SCR混合脱硝系统中一种烟道混合新方法[15],即在SCR入口垂直烟道加装复合X型混合器,结构如图6所示.复合X型混合器包括圆弧形X混合器、直板型X混合器及分隔板,圆弧板中心夹角为55°,分隔板将烟道分割成5个小室,直板X型导流板与水平面夹角为35°．

图6　复合X型涡流混合器结构图

当锅炉满负荷时,投入第3层和第4层SNCR喷枪,转向室侧墙投入e补氨方案喷枪．省煤器A侧的SCR系统入口烟道加装复合X型混合器前后烟气中还原剂NH3的混合效果如图7所示．由图可知，SCR系统入口垂直烟道无混合器NH3均布性最差,混合器能进一步加强烟气的混合作用,复合X型混合器将反应器首层催化剂入口截面 (E-E截面)NH3体积分数标准偏差系数降低至7.4%,提高了烟道内NH3均匀分布,有助于提高SCR脱硝效率和降低SCR反应的氨逃逸量．

图7　不同混合器时E-E截面NH3体积分数标准偏差系数

3.5机组热态试验及结果

锅炉热态运行工况参数如表3所示.表中, Q0为湿基实际氧标态流量,d为烟气湿度,MO为烟气含氧量,t为省煤器出口烟气温度,C0为炉膛出口烟气NOx原始浓度．

表3　锅炉实际运行工况参数

本试验中SNCR/SCR联合脱硝运行采用的还原剂为尿素,将尿素与除盐水配置成质量浓度为10%的尿素溶液,各个工况热态试验的脱硝结果见表4．表中,NOx为标态、干基、含氧量为6%时折算成NO2的质量浓度． C1为反应器入口NOx浓度;C2为反应器出口NOx浓度;η1=(C1/C0)×100%;η2=(C2/C1)×100%; η3=(C2/C0)×100%;R1为单独SNCR反应时喷入NH3与烟气中原始NOx摩尔比,R2为补氨与反应器入口NOx摩尔比,PNH3为反应器出口氨逃逸量．

表4　各工况下SNCR/SCR混合脱硝效果

由表4可以看出,随着喷入炉膛尿素量的增加,SNCR脱硝效率随之增大,补氨量相对随之减少,反应器出口NOx排放质量浓度小于100mg/m3,且反应器出口氨逃逸量均小于3×10-6,系统中NH3的混合均匀性和催化剂活性保证了多工况下均能满足运行和设计要求．以工况4为例,对SCR反应器进口和出口的NO和NH3进行测量,测点均设置5个,间隔距离1.5m．当补氨喷枪未投运后,SCR入口NOx质量浓度和NH3体积分数测试值分别为292mg/m3和25×10-6,补氨喷枪投运时,SCR入口NOx浓度和NH3体积分数平均值分别为289mg/m3和112×10-6,SCR出口测量的NOx质量浓度和NH3体积分数平均值分别为63mg/m3和2.2×10-6,SNCR脱硝效率接近35%,SCR脱硝效率接近78.4%,SNCR/SCR混合脱硝总效率接近85.96%,NOx排放质量浓度满足低于100mg/m3的要求．

4结论

1)SNCR反应后,转向室出口NO和NH3浓度分布呈现极不均匀分布和氨逃逸量不足,转向室右侧NO浓度低,NH3浓度高,而转向室左侧NO浓度高,NH3浓度低,计算结果与试验测量数据吻合较好．

2) 转向室侧墙补氨喷枪越靠近转向角位置,越有利于提升SCR入口烟道内NH3均匀分布,e补氨方案获得的省煤器A和B侧出口烟道截面NH3体积分数标准偏差系数最优,但E-E截面NH3体积分数标准偏差系数仍达22%,本文提出复合X型混合器强化均混措施,能进一步加强烟气的混合作用,首层催化剂入口E-E截面还原剂体积分数标准偏差系数降低至7.4%,有助于提升SCR脱硝效率和降低SCR反应的氨逃逸量．

3) 参照数值计算,对锅炉SNCR/SCR混合脱硝改造后热态测试结果表明:随着喷入炉膛的尿素量增加,SNCR脱硝效率随之增大,补氨量相对随之减少,当R1为1.120,R2为0.720时,SNCR脱硝效率为35%,SCR脱硝效率为78.4%,而SNCR/SCR混合脱硝效率为85.96%,脱硝效果良好．

参考文献 (References)

[1]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, 2009, 29(20):60-65.

WangZhihua,LüYu,HePei,etal.Numericalstudyofmixingcharacteristicbetweenflueanddropletat410t/hCoal-firedboilerSNCRsystem[J]. Proceeding of the CSEE, 2009, 29(20):60-65.(inChinese)

[2]李晓芸, 蔡小峰. 混合SNCR-SCR烟气脱硝工艺及其应用[J]. 华电技术, 2008, 30(3):22-25.DOI:10.3969/j.issn.1674-1951.2008.03.005.

LiXiaoyun,CaiXiaofeng.ApplicationandintroductionofhybridSNCR-SCRdenitrificationtechnique[J].Huadian Technology,2008,30(3):22-25.DOI:10.3969/j.issn.1674-1951.2008.03.005.(inChinese)

[3]沈伯雄, 赵宁, 刘亭, 等. 烟气脱硝选择性催化还原催化剂反应模拟研究[J]. 中国电机工程学报,2011,31(8):31-37.

ShenBoxiong,ZhaoNing,LiuTing,etal.Mathematicalsimulationoffluegasdenitrationbasedonselectivecatalyticreductioncatalyst[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(8):31-37. (inChinese)

[4]顾卫荣, 周明吉, 马薇. 燃煤烟气脱硝技术的研究进展 [J]. 化工进展, 2012,31(9):2084-2092.

GuWeirong,ZhouMingji,MaWei.Technologystatusandanalysisoncoal-firedfluegasdenitrification[J]. Chemical Industry and Engineering Progress,2012, 31(9):2084-2092. (inChinese)

[5]BirkholdF,MeingastU,WassermannP,etal.Modelingandsimulationoftheinjectionofurea-water-solutionforautomotiveSCRdeNOx-systems[J]. Applied Catalysis B Environmental, 2007, 70(1/2/3/4):119-127.DOI:10.1016/j.apcatb.2005.12.035.

[6]NguyenTDB,LimYI,EomWH,etal.ExperimentandCFDsimulationofhybridSNCR-SCRusingureasolutioninapilot-scalereactor[J]. Computers and Chemical Engineering, 2010,34(10):1580-1589.

[7]JavedMT,IrfanN,GibbsBM.Controlofcombustion-generatednitrogenoxidesbyselectivenon-catalyticreduction[J]. Journal of Environmental Management,2007,83(3):251-289.DOI:10.1016/j.jenvman.2006.03.006.

[8]陈慧, 陈德珍, 王娜. 中温条件下烟气De-NOx技术的研究现状与发展[J]. 中国电机工程学报,2013,33(20):17-27.

ChenHui,ChenDezhen,WangNa.Thestate-of-artanddevelopmentofmoderate-temperature-basedfluegasDe-NOxtechnology[J]. Proceedings of the CSEE, 2013, 33(20):17-27. (inChinese)

[9]姚杰.SCR燃煤烟气脱硝催化剂制备及脱硝系统的数值模拟[D]. 南京: 东南大学能源与环境学院, 2014.

[10]YangW,ChenZC,ZhouZ,etal.Cost-efficientnitrogenoxidescontrolbyahybridselectivenoncatalyticreductionandselectivecatalyticreductionsystemonautilityboiler[J]. Environmental Engineering Science, 2011, 28(5):341-348.

[11]ZhouH,HuS,MoG,etal.Highlyefficientandeconomicalnitrogenoxidescontrolledbyanin-furnaceureasolutionpyrolysiscoupledwithSCRsystemforacoal-firedutilityboiler[J]. Asia-Pacific Journal of Chemical Engineering, 2013, 8(4):593-606.

[12]周英贵, 金保昇. 尿素水溶液雾化热分解特性的建模及模拟研究[J]. 中国电机工程学报, 2012, 32(26):37-42.

ZhouYinggui,JinBaosheng.Simulationandmodelingonthermaldecompositioncharacteristicsofurea-water-solutionatomization[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(26):37-42. (inChinese)

[13]张秀霞. 焦炭燃烧过程中氮转化机理与低NOx燃烧技术的开发[D]. 杭州:浙江大学能源工程学院, 2012.

[14]周英贵, 金宝昇. 改进型(SNCR+SCR)混合脱硝工艺气液多组分混合特性的数值模拟[J]. 燃烧科学与技术, 2012, 18(4):359-366.

ZhouYinggui,JinBaosheng.Simulationstudyofmulticomponentmixingcharacteristicsbetweenfluegasanddropletforimproved(SNCR+SCR)De-NOxtechnology[J]. Journal of Combustion Science and Technology, 2012, 18(4):359-366. (inChinese)

[15]周英贵，王生公，李仁刚.SNCR/SCR联合脱硝系统中的SCR入口前烟气均混装置:中国,ZL201120051345.1[P]. 2011-03-01.

Numericalsimulationandengineeringconfirmationofhybird

SNCR/SCRprocessincommercialcoal-firedboiler

ZhouYingguiJinBaosheng

(KeyLaboratoryofEnergyThermalConversionandControlofMinistryofEducation,SoutheastUniversity,Nanjing210096,China)

Abstract:To improve the uniform distribution of the reducing agent in the tail flue of the hybrid selective non-catalytic reducing and selective catalytic reducing (SNCR/SCR) process, numerical simulation was performed for the hybrid SNCR/SCR process in a 300 MW pulverized-coal boiler by using the FLUENT software. The influence of ammonia supplementary position and mixture structure on the distribution of ammonia nitrogen in flue gas was emphatically analyzed. The calculation results agree well with the experimental data. the results reveal that after the SNCR reaction, the concentrations of the reducing agent distribute quite unevenly at the outlet of the reversing chamber. However, with the ammonia supplementary position approaching the reversing angle, the uniform distribution of the reducing agent is improved. Additionally, the distribution can be further optimized by arranging the new hybrid X-mixer device at the inlet of the SCR system. The standard deviation factor for the concentration of the reducing agent in the inlet section of the first layer catalyst of the reactor decreases from 22% to 7.4%. With the combination of the optimized ammonia supplementary position and the new hybrid X-mixer device applied to the industrial boiler, the De-NOx efficiencies of SNCR and SCR process can achieve 35% and 78.4%, respectively, and the total combined De-NOx efficiency of the SNCR/SCR is up to 85.96%, showing a satisfactory denitration performance.

Key words:ammonia complement; reducing agent; uniformity; deviation coefficient

doi:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.013

收稿日期:2015-11-05.

作者简介:周英贵(1977—),男,博士生;金保昇(联系人),男,教授,博士生导师,bsjin@seu.edu.cn.

基金项目:国家自然科学基金资助项目(51276038).

中图分类号:TK229

文献标志码:A

文章编号:1001-0505(2016)02-0304-07

引用本文: 周英贵,金保昇.大型燃煤锅炉SNCR/SCR混合脱硝数值模拟及工程验证[J].东南大学学报(自然科学版),2016,46(2):304-310.DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.013.