燃煤鍋爐SCR脫硝系統及其流場優化研究

王 軼，樊雄飛，顧 超，何寶晶，李 偉，李 兵，伍力拓，楊 浩，楊祖旺，張 健

（1.青銅峽鋁業發電有限責任公司，陜西 青銅峽 751600；2.西安格瑞電力科技有限公司，西安 710000）

0 引言

近年來，我國經濟快速發展，對一次能源的消費需求不斷增加，雖然核能、風能和太陽能等新能源的占比逐年升高，但煤炭仍占據主導地位[1-3]。煤炭燃燒伴隨著大量的污染物生成，為減緩污染物對生態環境的影響，我國生態環境部在2011年頒布了GB 13223—2011《火電廠大氣污染排放標準》，嚴格要求NOx的日平均排放質量濃度控制在100 mg/m3，超低排放法規要求NOx的日排放質量濃度需低于50 mg/m3[4]。目前，選擇性非催化還原技術（Selective Non-Catalytic Reduction，SNCR）是降低燃煤排放的氮氧化物的主要技術之一[5-6]。我國超過95%的超臨界燃煤電廠采用SNCR 脫硝系統，滿足超低排放標準的煤電機組裝機容量達10.3 億kW，占煤電總裝機量的93%。

選擇性催化還原技術（Selective Catalytic Reduction，SCR）系統的脫硝性能受到眾多因素的影響，如NOx質量濃度[7-8]、NH3質量濃度[8]、煙氣溫度和流速[9]、催化劑性能[10]、鍋爐負荷[11]和NH3與NOx的摩爾比[12]等。其中NH3與NOx摩爾比是影響NOx還原的關鍵因素，如果噴NH3量不足，將導致NOx排放超標并造成大氣污染；相反，如果噴NH3量過多，將造成大量的NH3逃逸，同樣會對大氣環境造成嚴重危害[13]。

間歇性可再生能源在電網中的高滲透率，使得燃煤機組不得不在負荷循環過程中承擔越來越頻繁的調峰任務[14]。這些瞬態過程使NOx的生成速率和SCR系統性能不斷變化。在這些復雜的條件下，煙道中的NH3噴入量很難精確控制，許多燃煤電廠選擇噴入過量的NH3以確保調峰運行期間NOx達到排放標準，但會導致NH3的浪費和NH3逃逸的增加。因此，對燃煤機組調峰、變負荷等瞬態過程中SCR脫硝系統的優化調整對燃煤機組的低污染安全運行具有重要意義[15]。

目前，眾多研究人員針對燃煤電廠SCR 系統優化開展了研究。方俊等人[16]采用數值模擬的方法研究了不同的導流板安裝對SCR系統中噴NH3格柵前流場的影響，發現在高速區安裝導流板對格柵前的流暢具有較好的優化效果，可將其相對標準偏差值CV降至13.62%，有效提升了流場的均勻性。吳宇星等人[17]同樣通過數值模擬的方法優化SCR系統中的流場，發現通過適當增加導流板的數量、改變導流板形狀可以在各運行負荷下實現噴NH3格柵前和反應器首層催化劑前的速度CV值均小于15%。韋振祖等人[18]基于計算流體力學提出了噴NH3系統前置和導流板優化方案，模擬計算表明，該方案可將SCR入口CV值降至13.2%，改造后NOx的CV值均低于20%。所以，對SCR的流場進行優化，同時精準控制噴NH3量是目前燃煤機組SCR高效脫硝的關鍵。

本文對某電廠2號燃煤鍋爐的SCR脫硝系統及其流場進行優化調整，在保證脫硝效率的前提下降低SCR 系統NH3的噴入量，減少NH3逃逸，以保證SCR和空預器的安全穩定運行。

1 改造方法

1.1 SCR系統流場優化方法

在進行SCR 系統優化調整前，首先對原始煙道中A、B兩側的流速和煙氣組分進行測量，基于實際工況建立邊界條件，對SCR系統的初始流場進行計算流體力學仿真（Computational Fluid Dynamics，CFD）計算，然后通過采集原始煙道中的速度場等數據來驗證模型的可靠性，并對模型進行流場修正，得到準確性較高的SCR 進出口煙道流場。在充分考慮和分析SCR煙道實際工況的前提下，對噴NH3、整流和導流設備、煙氣混合設備和反應器出入口煙道結構的設計進行仿真計算，并對CFD計算結果進行分析驗證。

SCR系統的流場優化包括省煤器出口水平煙道導流板優化和SCR 頂部導流板改造，見圖1、圖2。省煤器出口水平段煙道管徑突變，內部流場不均勻，因此對煙道內的導流板進行優化設計，來改善噴NH3格柵入口煙氣流場分布的均勻性。脫硝頂部煙道位置導流板優化改造，可以基本消除催化劑區域的低速流體區，減小催化劑層入口截面速度偏差。脫硝頂部加裝導流板后，SCR 反應器催化劑層的速度分布會更加均勻。

圖1 省煤器出口水平煙道導流板優化示意圖Fig.1 Schematic diagram of optimized horizontal flue deflector at the coal economizer outlet

圖2 SCR頂部導流板改造示意圖Fig.2 Schematic diagram of SCR top deflector modification

1.2 SCR系統精準噴氨優化方法

根據SCR 系統的實際工況建立被控系統的穩態和動態響應模型，利用人工智能算法在線完善模型，并修正預測值。首先，對燃煤機組各燃燒工況下的NOx排放進行精準預估。利用人工智能算法，通過建立動態燃燒模型，對燃煤機組燃燒工況與NOx質量濃度歷史相關性的自學習大數據進行分析，并利用遺傳算法對數據庫進行快速精準定位，實現對環?？偱欧诺腘Ox精準預估。其次，采用鍋爐及反應器模型預估的方式，根據系統優化控制目標，直接計算氨氣噴入量，精確控制的脫硝系統氨氣流量控制原理如圖3所示。

圖3 精確控制的脫硝系統氨氣流量控制原理Fig.3 Precise control principle of ammonia flow control in denitrification system

（1）入口NOx質量濃度預估：鍋爐燃燒產生的NOx量與鍋爐燃燒的各種參量相關，在鍋爐負荷較大時，產生的NOx量較大。根據鍋爐燃燒狀態和出口NOx量的相關性分析，建立鍋爐燃燒與NOx產生量模型，從而預估出口NOx量，同時用NOx實際測量的結果對模型預測結果進行長期修正擬合，減少NOx含量測量延遲對控制系統的影響。

（2）氨氣控制模型中，不僅考慮反應器入口NOx總量（風量×NOx質量濃度），同時計算反應器氨耗率，保證對出口NOx的精確控制。

（3）分析和配比脫硝系統左右側氨氣噴入量，保證脫硝系統兩側氨耗率均衡，降低氨逃逸率。

試驗確保測試期間2號燃煤鍋爐機組負荷穩定在200 MW，最大波動幅度不超過5%；煤質基本不變；燃料配比不變；制粉系統固定運行方式，給粉均勻；甲乙側引風機擋板開度變化不大；煙氣量和煙塵量均勻穩定；鍋爐沒有投油助燃；脫硝系統處于完好狀態，可正常穩定運行；鍋爐控制系統和主要儀表運行均正常。同時對煙氣分析儀、煙氣流量計等檢測設備進行標定?；诖?，測量SCR反應器進出口界面的NO/O2質量濃度場、速度場分布，并統計對比分析噴氨量，以此判斷2 號機組SCR 脫硝系統智能測控及其調平系統技術研究及應用項目在優化改造后，其性能指標是否滿足相關排放標準。

2 評價方法及指標定義

2.1 煙氣流速測量及評價方法

煙道中流速的測量采用等截面網格法。在SCR進口的直煙道選擇測量面，在選定測量面的寬度方向開設若干測孔，在每個測孔深度方向上選取若干測點。采用標準皮托管和微壓計測量界面上各網格點的動壓。根據上述測得的動壓計算該截面的平均動壓，計算公式如式（1）所示：

式中：Pd為流量測量截面處平均動壓，Pa；Pdi為流量測量截面處各個等分面積上的時間平均動壓，Pa；n為測點數量。

采用大氣壓力表測量當地大氣壓力，分別采用鎧裝K形熱電偶和U形管壓力計測量選定截面處的介質溫度和靜壓。

選定截面處介質流量計算公式如式（2）所示：

式中：qv為選定測量截面處流量，m2/s；A為選定測量截面面積，m2；ρ為選定測量截面介質密度，kg/m3，其計算公式如式（3）所示：

式中：ρ0為標準狀態下介質（空氣和煙氣）的密度，kg/m3；Pa為選定測量處大氣壓力，Pa；Ps為選定測量截面處靜壓，Pa；t為選定測量截面處介質溫度，℃。

2.2 NOx排放質量濃度測量及評價方法

在SCR 反應器的進口和出口煙道選定測量截面，利用網格法進行煙氣取樣，煙氣經不銹鋼管引出煙道外，經過冷卻、除塵和除濕等預處理后，進入電化學煙氣分析儀（德國，Testo350，±1%），測量煙氣中NOx的含量，以此獲得選定測量截面的NOx質量濃度分布（本文所提及的NOx質量濃度均為修正至標準狀態、干基和6%標準氧的NOx質量濃度。）。

SCR 反應器進口和出口選定測量截面處的NOx質量濃度計算公式如式（4）—（6）所示：

式中：φNOin,act,O2和φNOout,act,O2為SCR 進口和出口選定測量截面各點的NO 體積分數，10-6；ρO2,act為實測O2質量濃度（干基）；ρNOxin和ρNOxout為SCR 進口和出口選定測量截面NOx質量濃度，mg/m3；為SCR 出口和進口選定測量截面處NOx質量濃度的平均值，mg/m3；0.95為經驗參數，在燃煤產生的NOx中NO占95%，NO2占5%；2.05為NO2體積分數和質量濃度的轉化系數。

煙道中選定測量截面的NOx質量濃度分布相對標準偏差CV值計算公式如式（7）—（9）所示：

式中：ρNOxi為煙道中選定測量截面各點NOx質量濃度，mg/m3；ρ------NOx為選定測量截面處NOx質量濃度平均值，mg/m3；δ為NOx質量濃度分布標準偏差，%。

3 結果與討論

3.1 改造前2號鍋爐測試

3.1.1 改造前SCR入口煙道流場分布

改造前2 號鍋爐200 MW 工況下SCR 入口煙道流場分布如圖4 和圖5 所示。本文圖中H1—H7 測點相對位置均為面向煙道由右至左。由圖4 和圖5可知，SCR入口煙道A側煙氣流速最大值出現在H7測點，為14.8 m/s；煙氣流速最小值出現在H1 測點，為8.0 m/s。SCR入口A側煙道平均值為11.3 m/s，標準偏差值為2.6 m/s，相對標準偏差值高達23.4%。對于SCR入口煙道B側流速最大值出現在H1測點，為14.5 m/s，略低于A 側煙道最高流速；煙氣流速最小值出現在H6 測點，為9.2 m/s，高于A 側煙道最高流速。對比A 側煙道和B 側煙道，B 側煙道流速的平均值高于A 側煙道，為11.6 m/s；但是標準偏差值和相對標準偏差值較低，分別為2.1 m/s 和18.3%。由上述SCR入口A側和B側入口煙道的煙氣流速可知，二者的相對標準偏差（CV）較大，速度分布不均勻，不利于SCR脫硝系統的安全運行。

圖4 SCR入口A、B側煙道風速分布Fig.4 Wind speed distribution in the A and B side flue of SCR inlet

圖5 A、B側煙道風速統計值Fig.5 Statistical values of wind speed in A and B side flues

3.1.2 改造前SCR入口NOx分布

改造前2 號鍋爐200 MW 工況下SCR 入口NOx和O2分布情況見圖6 和圖7。由圖可知，在SCR 入口A側煙道選定測量截面7個測點中，H4的O2質量濃度最高，為3.8 mg/m3；H2 的O2質量濃度最低，為3.0 mg/m3。對于A側7個測點的NOx，H3的NOx質量濃度最高，高達255.6 mg/m3；H1的NOx質量濃度最低，為164.6 mg/m3。SCR 入口A 側煙道選定測量截面的NOx質量濃度平均值為205.9 mg/m3，標準偏差為32.3 mg/m3，相對偏差為16.1%。SCR 入口B 側煙道選定測量截面的7 個測點中，H7 的O2質量濃度最高，為4.8 mg/m3，高于A側煙道；H1的O2質量濃度最低，僅為2.4 mg/m3，低于A側煙道。對于選定截面測點的NOx質量濃度，H2的NOx質量濃度同樣最高，高達250.0 mg/m3，高于A 側煙道；H4 的NOx質量濃度最低，僅為170.3 mg/m3，同樣高于A側煙道。相對于A側，B側煙道選定測量截面的NOx質量濃度平均值較高，為208.6 mg/m3；但標準偏差和相對標準偏差均低于A側煙道，分別為31.9 mg/m3和15.3%。由于改造前2 號機組的流場分布和溫度場分布偏差過大，同時通過分析煙道選定測量截面的NOx實測值發現，SCR 的A、B 兩側煙道NOx分布偏差也較大，不利于SCR系統的有效脫硝，導致機組煙氣排放不達標。

圖6 SCR入口A、B側煙道NOx和O2分布Fig.6 NOx and O2 distribution in the A and B side flues of SCR inlet

圖7 A、B側煙道NOx和O2統計值Fig.7 Statistical values of NOx and O2 in the A and B side flues

3.1.3 改造前SCR出口NOx分布

改造前2 號鍋爐200 MW 工況下SCR 出口NOx和O2分布見圖8和圖9。由圖可知，在SCR出口A側煙道選定測量截面的7個測點中，H7的O2質量濃度最高，為4.7 mg/m3；H5的最低，僅為3.80 mg/m3。在A側煙道選定測量截面的7 個測點中，H4 的NOx質量濃度最高，高達81.4 mg/m3；H7 的NOx質量濃度最低，僅為45.7 mg/m3。SCR出口B側煙道選定截面的7個測點中，H6和H7的O2質量濃度相同且最高，為4.4 mg/m3；H1和H3的O2質量濃度相同且最低，均為3.2 mg/m3。B 側煙道選定測量截面7 個測點中，H7的NOx質量濃度最高，超過80 mg/m3，為81.9 mg/m3；H1的最低，為50.9 mg/m3。相較于A 側煙道，B 側煙道選定測量截面7個測點NOx質量濃度的平均值較低，為63.1 mg/m3；標準偏差和相對標準偏差則高于A側，分別為14.1 mg/m3和21.6%。經分析發現，SCR出口的NOx質量濃度偏差較大，且高于超低排放標準（50 mg/m3）[19]。

圖8 SCR出口A、B側煙道NOx和O2分布Fig.8 NOx and O2 distribution in the A and B side flues of SCR outlet

圖9 A、B側煙道NOx和O2統計值Fig.9 Statistical values of NOx and O2 for A and B side flues

3.2 改造后2號鍋爐測試

3.2.1 改造后SCR入口煙道流場分布

改造后選定的測量截面由改造前的1個截面增加至3 個不同深度的截面，深度由小至大分別記為D1、D2 和D3。對2 號機組改造后，SCR 入口煙道流場分布見圖10和圖11。由圖可知，選定的3個不同深度截面的最高流速均出現在H1，且隨著深度的增加而增大，分別為9.9 m/s、10.1 m/s 和11.0 m/s；3 個不同深度的截面最小流速分別出現在H4、H5 和H5，分別為7.4 m/s，6.9 m/s和8.2 m/s。A側入口3個不同深度截面21 個測點流速的平均值為9.0 m/s。此外，SCR 入口A 側流速的標準偏差和相對標準偏差顯著低于改造前，分別為1.0 m/s 和11.4%。對于SCR 入口B側煙道3個不同選定測量截面的最大值同樣出現在H1，分別為10.3 m/s、11.2 m/s、10.8 m/s，最小值分別出現在H3、H4、H6測點，分別為7.5 m/s、8.5 m/s 和7.8 m/s。B 側煙道3 個不同深度選定測量截面21個測點的流速均值為9.2 m/s，與A側的均值僅相差0.2 m/s。相較于改造前B側煙道的標準偏差值和相對標準偏差顯著降低，分別為1.0 m/s 和10.7%。此外，A 側入口煙道流速的標準偏差值相同，相對標準偏差僅差0.4%，所以改造后SCR 入口煙道A、B 兩側的速度分布均勻，相對標準偏差較小，顯著改善了SCR 入口流道的流場分布，且滿足相對標準偏差≤15%[20]。

圖10 SCR進口A、B側煙道流速分布Fig.10 Velocity distribution in the A and B side flues of SCR inlet

圖11 A、B側煙道風速統計值Fig.11 Statistical values of wind speed in A and B side flues

3.2.2 改造后SCR入口NOx分布

同樣的，改造后SCR 入口的NOx分布選定的測量截面同樣為3個不同深度的截面D1、D2和D3，見圖12—圖14。由圖可知，A 側入口煙道選定的3 個不同深度截面O2質量濃度最大值出現在H3、H2 和H3，分別為3.88 mg/m3、4.23 mg/m3和4.51 mg/m3；O2質量濃度最小值均出現在H6、H5 和H6，分別為3.26 mg/m3、3.23 mg/m3和3.12 mg/m3。根據入口3個不同深度截面的O2質量濃度，計算對應6%標準氧的NOx質量濃度。由圖13可知，D1、D2和D3的NOx質量濃度最大值分別出現在H5、H7 和H1 測點，為256.1 mg/m3、272.2 mg/m3和271.6 mg/m3；最小值出現在H6，為234.6 mg/m3、239.5 mg/m3和223.4 mg/m3。A 側D1、D2 和D3 截面21 個測點的NOx質量濃度平均值為250.7 mg/m3。此外，相較于改造前，改造后的標準偏差和相對標準偏差顯著降低，分別降低了19.6 mg/m3和10.5%。B側入口煙道3個不同深度截面D1、D2 和D3 的O2質量濃度最大值出現在H7、H1和H6，分別為4.62 mg/m3、3.87 mg/m3和3.92 mg/m3。3個不同深度截面的NOx質量濃度最大值分別出現在H7、H3和H6測點，分別為279.8 mg/m3、266.6 mg/m3和279.9 mg/m3；最小值出現在H1、H2 和H1，分別為229.7 mg/m3、240.7 mg/m3和260.9 mg/m3。B 側D1、D2 和D3 截面21 個測點的NOx質量濃度平均值為260.5 mg/m3。相較于改造前B 側煙道，改造后的B側煙道NOx的標準偏差和相對標準偏差分別降低了19.2 mg/m3和10.3%。對比改造前后SCR 入口A、B兩側煙道NOx質量濃度，顯著增加煙道內NOx質量濃度分布的均勻性；對比改造后的A、B 兩側煙道NOx質量濃度，標準偏差和相對標準偏差分別相差0.4 mg/m3和0.2%，表明改造后的SCR入口A、B兩側煙道的NOx分布均勻，且符合改造要求。

圖12 SCR進口A、B側煙道O2分布Fig.12 O2 distribution of SCR inlet A and B side flue

圖13 SCR進口A、B側煙道NOx分布Fig.13 NOx distribution of SCR inlet A and B side flue

圖14 SCR進口A、B側煙道NOx統計Fig.14 NOx statistics of SCR inlet A and B side flue

3.2.3 改造后SCR出口NOx分布

改造后SCR出口的A、B兩側煙道同樣選取3個不同深度（D1、D2 和D3）的截面測試NOx分布，結果如圖15—17所示。由圖可知，A側入口煙道選定的3 個不同深度截面O2質量濃度最大值分別出現在H4、H1和H1，為3.51 mg/m3，4.21 mg/m3和3.95 mg/m3；最小值分別出現在H5、H7和H4，分別為3.11 mg/m3，3.14 mg/m3和2.99 mg/m3。D1、D2和D3的NOx質量濃度最大值分別出現在H1、H1 和H7，為46.8 mg/m3、60.3 mg/m3和57.4 mg/m3；最小值均出現在H5，分別為37.9 mg/m3、38.6 mg/m3和49.9 mg/m3。D1、D2和D3 不同的測量截面上21 個測點NOx質量濃度的均值為47.1 mg/m3，相較于改造前降低了16 mg/m3，符合超低排放要求。相較于改造前，SCR 出口A 側煙道NOx質量濃度的標準偏差和相對標準偏差顯著降低，分別降低了6.5 mg/m3和7.2%。SCR 出口B側煙道3個不同深度的O2質量濃度最大值出現在H7、H7和H2，為4.12 mg/m3、3.76 mg/m3和3.95 mg/m3；最小值分別出現在H1、H3 和H3，分別為3.23 mg/m3、3.23 mg/m3和3.27 mg/m3。D1、D2和D3的NOx質量濃度最大值出現在H7、H5 和H7，分別為56.3 mg/m3、59.0 mg/m3和59.5 mg/m3；最小值出現在H1、H6 和H1，分別為35.9mg/m3、46.5mg/m3和41.1mg/m3。D1、D2和D3 截面21 個測點的NOx質量濃度的平均值為51.6 mg/m3，比改造前顯著降低了13.6 mg/m3。相較于改造前，改造后SCR 出口B 側煙道3 個不同深度截面的21 個測點的標準偏差和相對標準偏差顯著降低，分別降低了7.6 mg/m3和9.15%。SCR 出口A、B兩側的NOx質量濃度均值相差4.5 mg/m3，標準偏差相差0.7 mg/m3，相對標準偏差相差0.2%，所以改造后SCR 出口NOx質量濃度分布均勻，且滿足超低排放要求，達到了改造的目的。

圖15 SCR出口A、B側煙道O2分布Fig.15 O2 distribution of SCR outlet A and B side flues

圖16 SCR出口A、B側煙道NOx分布Fig.16 NOx distribution of SCR outlet A and B side flues

圖17 SCR出口A、B側煙道NOx統計Fig.17 NOx statistics of SCR outlet A and B side flue

3.2.4 精準噴氨改造噴氨量計算對比

調取2 號鍋爐SCR 系統優化改造前后5 天，每天相同6 h 的歷史參數，選取SCR 測量截面A、B 兩側的噴氨量進行對比。根據對比結果分析改造效果，改造前后選定測量截面A、B兩側的噴氨量分別如表1 所示。由表中數據可知，5 天中，SCR 脫硝系統入口NOx平均質量濃度為208 mg/m3，發電量為200 MWh。A 側6 h 累計噴氨量為146～185 kg，B 側6 h累計噴氨量為158～179 kg；單天A、B兩側累計噴氨量304～364 kg；單天每小時噴氨量55.0～60.7 kg；6天內平均每小時噴氨量為55.6 kg。液氮單耗量為0.278 3 kg/MWh。

表1 改造前、后SCR系統噴氨統計Tab.1 Ammonia injection statistics of SCR system before and after renovation

改造后，SCR 脫硝系統入口NOx平均質量濃度為255 mg/m3，發電量為200 MWh。A 側6 h 累計噴氨量介于135～143 kg，B側6 h累計噴氨量介于149～162 kg；單天A、B 兩側累計噴氨量介于292～303 kg；單天每小時噴氨量為48.7～50.5 kg。5 天內平均每小時噴氨量49.5 kg。液氮單耗量0.200 9 kg/MWh，比改造前的液氨單耗降低0.077 kg/MWh，降低了27.8%。一方面，因經過優化后流場和NOx、O2分布均勻，NH3噴入反應器后可更均勻的和NOx混合，并進行NH3-NOx催化還原反應，NH3-NOx可更充分進行反應。其次，流場優化后，煙道A、B 兩側的煙氣分布更均勻，避免了SCR 的溫度因為煙氣流速和NOx組分的不均勻而導致溫度不均勻，使得全部的SCR催化劑均處于NH3-NOx催化還原的最佳反應溫度窗口內。另一方面，在SCR 精準噴氨優化中，建立了動態燃燒模型對燃煤機組燃燒工況與NOx質量濃度歷史相關性的自學習大數據，并利用遺傳算法對數據庫進行快速準確定位，所以在鍋爐變負荷過程中，可快速精準預測NOx排放量，并快速反饋到SCR 噴氨控制閥門，避免過量的氨噴入反應器內。此外，建立了被控系統的自學習和自適應模型，通過對系統模型的實時在線訓練，使其逼近真實控制系統。依據脫硝系統的環保和經濟指標，通過模型實時計算，可以確定在實際運行工況下的最優控制目標。所以，在經過神經網絡控制和專家控制等復雜人工智能算法和控制組態，對各瞬態過程中SCR系統的噴氨量可以實現精準控制。綜上所述，經過對SCR 的流場優化和噴氨精準控制，一方面NH3-NOx可以反應更充分，同時SCR 催化劑表面分布更加均勻，使其全部處在SCR 反應的最佳溫度窗口。同時，在瞬態過程中可以根據不同負荷精準預估NOx生成量，并反饋給噴氨系統，實現了精準噴NH3的目標。

4 結束語

間歇性可再生能源在電網中的高滲透率，使得燃煤機組在瞬態過程中NOx的生成速率和SCR系統性能不斷變化，導致向煙道中的氨噴入量很難精確控制。本文基于數值計算結果對燃煤鍋爐的省煤器出口煙道導板和SCR頂部導流板進行優化，建立被控系統和動態響應模型，利用人工智能算法在線完善模型，實現了SCR系統中流場和NOx分布均勻，達到了精準控制噴氨量的目的。