俞 尧

（上海市上海泰欣环境工程有限公司，上海 200125）

0 引言

环保焚烧电厂的锅炉出口烟气，经过了半干法脱硫→布袋除尘→湿法脱酸→SCR (Selective Catalytic Reduction）脱硝→引风机→排放烟囱等系统，整个系统烟气阻力较大，到达SCR 脱硝系统时设计压力通常为-12000～-6000 Pa，烟气温度达180 ℃。各系统的运行工况变化及受力均较复杂，设计难度较大[1]。为避免设计时余量过大，系统布置和设计参数的选取不能采取统一的模式[2]。本文将以某烟气净化项目为例，从调整结构体系和整体布置方式入手，按照实际情况进行多个方案的比较，最终选取最优方案。在保证系统运行稳定的前提下，消除以往设计中存在的不足，从而降低SCR 系统的用钢量，最终达到优化的目的。

1 结构及布置的优化

1.1 原方案

某项目SCR 系统设计主要参数。

主要荷载：

压力荷载：-7000 Pa 温度荷载：200 ℃

风荷载：室内布置不考虑 雪荷载：室内布置不考虑

设备自重：1300 kN 地震烈度：7°（0.1g）

设备主要几何参数：

平面尺寸：4.1 m × 4.0 m 高度：10 m（共3层催化剂托架层）

转角处烟道截面：1.5 m × 4 m

结构标高：7.6 m

原SCR 系统是布置在整个反应器支撑在钢结构框架之上，在底部设置了多组耳式支座，通过耳式支座将整个设备的上部重力载荷传递给钢结构框架梁，在设备顶部位置设置限位支座，用来抵抗设备倾覆力矩和水平位移。反应器内部设置三层催化剂托架梁，托架梁采用“井”型布置并与外部壳体刚性连接，在外部壳体上设置相应的催化剂装载门和检修门，反应器安装检修平台及扶梯设置在钢结构框架上，由钢结构专业一并考虑。

原设计存在以下问题：

（1）顶部设置限位组，需钢框架整体抬高至限位标高处，钢框架利用率较低。

（2）设备运行时，催化剂托架梁轴向变形较大。

（3）设备的立柱和加强劲的数量及规格计算偏于保守。

1.2 优化方案

由于设计负压值大，原有设计中，反应器顶部X、Y方向在轴中心处各设一组限位支座，用来限制反应器的水平位移和抵消顶部烟道转角截面处形成的水平推力。钢框架顶部受设备水平力影响，结构稳定性低、变形量大。因此，以往通过增大钢框架立柱规格和增加斜撑，来提高整体结构稳定性。采取的优化方案如下：

图1 SCR 系统布置图优化前后对比

（1）取消SCR 反应器顶部限位支座

优化方案：取消限位支座和安装检修平台扶梯，将钢结构标高降低至反应器底部（标高7.6 m），需要校核反应器以下参数：

①高宽比。经计算，X向：2.44；Y向：2.5。高宽比均较小，且设备为室内布置，不考虑风荷载的影响，满足条件。

②倾覆力矩与抗倾覆力矩比较。地震作用下设备产生的水平力104 kN，顶部负压产生的水平推力42 kN。最大倾覆力矩940 kN·m，抗倾覆力矩2665 kN·m。940 kN·m < 2665 kN·m，结构整体稳定。

③变形量。通过有限元软件SAP2000 模拟结果得出，设备整体变形量约为5 mm，满足变形量5/10000 <1/300，支座处未出现拉应力。满足条件。

（2）调整反应器底部支座形式

原多组耳式支座存在以下问题：

①耳式支座的制作和安装中，现场焊接工作量较大，焊缝质量很难得到保证。

②反应器与钢支架平面间距较大（≥1m）时，由于耳式支座的悬臂长度限制，需要钢结构配合设备增加支撑钢梁。

③耳式支座组数较多，或长度过长时，设备散热量增加，系统末端温度可能会低于设备预期，满足不了工艺要求且容易在低温处结露腐蚀设备。为防止热桥产生，需要对支座也进行保温，现场安装工作量较大

④反应器角柱、催化剂托架梁外框、支座交汇于设备四角处，导致局部应力过大，为满足设备强度符合规范要求，迫使角柱的规格选型较大。

⑤多组耳座会出现内力重分配情况，钢梁跨中变形较大，两端较小，故中间的支座由于钢梁变形较大且上部反应器本体刚度较大，存在与钢支撑梁脱开的情况，这样内力会向四角处支座分配导致支座受力较大。

优化方案：取消原来的耳式支座形式，催化剂托架层与支座做成一体，将原有催化剂托架层延长作为主梁，设备作用力通过壁板、边柱整体传递给底层催化剂托架层，最后传递至钢梁，如图2 所示。这样使底部支座与催化剂托架层横梁部分作用力连贯。反应器与钢梁的接触点降低为8 个，反应器立柱原有的耳座形成的弯矩取消，没有了局部应力，规格降低。

（3）催化剂托架层的调整

原催化剂层托架是由规格为H200 × 100 × 5.5 ×8 的H 型钢梁组成的井字形构件组。由于设备水平方向的高负压和催化剂的重力载荷作用，水平托架梁即受到较大的轴向压力，同时又受到较大的弯矩作用，梁在压弯状态下容易失稳，且托架梁的变形较大。当催化剂采用底部密封形式时，由于下部的托架梁变形过大，会导致密封条因变形过大而漏风，影响SCR 系统的脱硝效率。从结构稳定性研究，原设计外部框架使用H200 × 100 × 5.5 × 8（20 kg/m）、内部框架使用H150 × 75 × 5 × 7（14.01 kg/m）的情况下，仍然有部分框架应力比(大于1）超限，框架处于失稳状态，变形量大。为了防止这种情况，一般会增大型钢规格来增加截面模量。但规格增大，翼缘也随之增大，流通截面减小，使催化剂有效使用面积减小，影响了运行效果。

优化方案：在托架层梁中部位置增加水平斜撑组。斜撑组采用60 × 4 钢管（5.5 kg/m），水平斜撑与立柱支座等传力构件的轴中心线对齐，利用水平支撑传递轴向力从而减小托架梁的轴向力，且整个托架层形成了刚度较大的平面桁架体系保证了整个结构的抗扭刚度[3]。优化后框架使用H200 × 100 × 5.5 × 8、内部框架使用工字钢10（11.2 kg/m），配合斜撑组，框架应力比值均小于1，满足设计条件，达到降低重量增大流通截面的目的，如图3 所示。

图3 催化剂托架层框架应力比数值的对比图

（4）立柱和加强劲的数量、规格及位置的调整

原结构设计参考《六道技规》关于烟道加强劲的设计方法[4]，采用横向加强劲承受水平载荷的模式，分项考虑内压对反应器横向加强劲失稳。延烟气的纵向方向，耳式支座位置对应的垂直方向，为防止连接处弯矩过大导致设备整体变形，设置多组立柱与支座位置对应，主要考虑立柱传力而忽略壁板对作用力的影响。实际上，每层催化剂托架层外框选用规格均为H200 × 100 × 5.5 × 8，即每隔一段距离设置较大横向加强劲作为框架，设备刚度很大。原有加强劲选型数量过多过大。

优化方案：采用手算与有限元软件SAP2000 模拟结合的方法，考虑到横向加强劲主要是用来抵抗水平力，因此将间距由1 m 调整为1.5 m，并取消部分环向加强劲。在高负压工况下，受压立柱与薄壁板连接，共同承担水平力和轴向力，则需要校核板的临界应力，设置合理的纵向加强劲间距。参考四边简支板单向受压时的临界应力计算公式σcr= 4π2ED/tb2=4π2E/（12（1 - ν2））*（t/b）2，将壁板、环向加强劲和立柱作为整体进行受力研究，由于支座形式优化，将原有的立柱的几个点的受力调整为纵向筋、壁板的均布受力的形式。除保留中轴线对应位置处立柱型钢H150 × 75 × 5 × 7（14.01 kg/m）的规格，其他立柱均采用工字钢10（11.2 kg/m）。需要提出的是，立柱分段高度基本为3 ～4 m，因为取消部分横向加强劲，为防止立柱受压失稳，立柱腹板两侧沿柱的纵向间隔500 mm 需设置焊接加强板与壁板连接。

2 优化前后对比

优化方案主要体现在结构性能提高及系统总重量降低两个方面，见表1 和表2。

表1 优化前后性能对比

表2 优化前后重量对比

3 结语

与常规燃煤发电厂相比，常规燃煤发电厂SCR系统设计运行压力通常为-1500 Pa，环保焚烧电厂则是-6000 ～-12000 Pa。在这种高负压工况下，则需要避免运行状态下设备出现变形大、失稳等状况。SCR反应器的结构优化，不仅要考虑上述的因数，在详细设计时还要综合工艺、设备、结构等各专业的建议，适时调整布置思路，通过结构和设备的整体建模分析，改变设备的传力方式、调整平台的设置，力争获得最优方案。由此可见，设备结构的优化，不仅只在某一个专业，需要各专业的相互配合，这样才能得到更优的方案，为提高系统运行稳定性、减低成本提供有效的技术依据。