Urea-SCR 系统尿素沉积特性及混合器优化

王梦华 ，刘星宇，鲍建军，胡杰

(1.拖拉机动力系统国家重点实验室，河南 洛阳 471039；2.西安交通大学 能源与动力工程学院，陕西 西安 710049；3.武汉理工大学 现代汽车零部件技术湖北省重点实验室，湖北 武汉 430070)

目前，柴油机仍然是NOx和PM 这两种大气污染物的污染源之一[1]，为满足国Ⅵ柴油机排放法规[2]，当前采用先进的机内净化技术＋集成式后处理技术路线来减少污染物的排放.集成式后处理系统由多种单项系统集成设计而成[3-6]，具有结构紧凑方便布局等优点，但其在使用过程中仍然存在一些问题，如氨气和排气混合不均匀、尿素过量喷射导致NH3泄漏和尿素结晶等问题，其中较为严重的问题是尿素结晶，尿素结晶将会堵塞催化器孔道从而降低选择性催化还原(selective catalytic reduction，SCR)的工作效率，还会引发柴油机动力性下降和油耗增加等问题[7-11]，因此，解决尿素结晶问题是提高后处理系统工作效率的关键所在.

为解决尿素结晶所带来的问题，在研究尿素喷雾方面，王军等[12]研究了喷射压力、喷射角度和喷雾锥角等因素对尿素液滴分解的影响，Grout等[13]通过仿真分析了尿素液滴和高温壁面的相互作用.在尿素结晶试验和风险评价方面，朱明健等[14]搭建了静态尿素喷雾结晶试验平台，提出了尿素喷雾最小碰壁量与尿素结晶风险的关系，顿杰等[15]通过控制变量法分别研究了排气温度、尿素喷射量和尿素喷射次数对尿素结晶分布的影响.在仿真分析方面，余俊波等[11]通过分析尿素结晶形成的详细反应网络框架，构建了尿素分解及沉积物生成反应子模型，进行了尿素选择性催化还原系统(Urea-SCR)的仿真计算，得出异氰酸是尿素分解副产物形成所需的最重要反应物.Huang等[16]通过仿真计算得到尿素分解副产物的位置并对混合器结构进行了优化，对比了优化前、后尿素副产物的生成情况，但仅考虑了压力差进行模型的验证.

综上所述，已经有很多研究对Urea-SCR 系统各方面进行了探索，但目前对验证计算流体动力学(computational fluid dynamics，CFD)模型的有效性还缺少一定的方法.因此，笔者采用试验和数值模拟相结合的方法，针对某“一”字型集成式后处理系统搭建了尿素结晶试验平台和CFD 仿真计算模型；通过试验所测得的催化器背压、混合器壁面温度及尿素结晶分布来验证模型的有效性；耦合了尿素详细分解机理，分析了尿素分解时3 种副产物(缩二脲、三聚氰酸和三聚氰酸一酰胺)在混合器上的分布情况，并分析了混合器性能；最后为降低装置尿素结晶风险并提高均匀性，进行了混合器结构和喷射压力的优化.该结果为研究柴油机Urea-SCR 尿素结晶机理及结晶风险预测研究提供了一定的理论基础.

1 试验和集成式后处理装置建模

1.1 试验系统和装置几何模型

图1 为尿素结晶试验系统示意，该试验系统分为热力学台架和集成式后处理系统.热力学台架由天然气供给系统、空气泵、质量流量计和控制系统组成，该台架通过控制系统和质量流量计控制天然气燃烧量并泵入一定量的空气来仿真柴油机的排气温度和排气流量；集成式后处理系统包括尿素喷射系统、尿素泵和集成式后处理装置等.使用5 个压力传感器测量各催化器及混合器前、后端的压力值，催化器和混合器造成的压力差可通过前、后端压力值相减得到.

图1 尿素结晶试验台架示意Fig.1 Schematic of urea deposition experimental system

图2 为集成式后处理装置和混合器结构示意.装置的几何尺寸是：总长为1 219.0 mm，入口直径为38.5 mm，出口直径为49.5 mm，装置外径为287.0 mm.该混合器由内侧套筒、外层套筒和“Z”型挡板组成，挡板将混合器管道分为上、下两部分，使气流只能先经过内层套筒并在此与尿素喷雾进行混合，最后通过位于外层套筒筒壁上的小孔流出进入SCR 部分.壁面温度传感器固定在外层套筒底端的球型壁面上，用于测量尿素喷射时该点的温度值.为保证计算精度，基础网格尺寸默认为8 mm；对混合区域的体网格进行1 级网格加密；在此基础上，对混合器区域、SCR 区域和尿素喷雾区域使用AMR 自适应网格加密，对上述区域的速度、温度和NH3体积分数进行1 级网格加密；最后对混合器壁面进行1 级表面网格加密.

图2 集成式后处理装置模型示意Fig.2 Schematic of integrated after-treatment device

1.2 试验工况及方案

使用型号为6A3R-128.7 kW 的柴油机在台架上进行万有特性试验，采集到各转速下的排气温度和排气流量，所使用的温度与压力传感器型号分别为KLPW-04S 和 KL-YC-100-02，精度分别为 0.1 ℃和0.1 kPa(尿素结晶试验所使用的传感器为同型号).将万有特性曲线进行拟合，得到转速为1 700 r/min、负荷为50%时的排气温度和排气流量作为尿素结晶试验的边界条件，如表1 所示.

表1 柴油机工况Tab.1 Working condition of diesel engine

由研究[14]可知，在壁面温度低于423.15 K时，尿素为熔融状态；高于423.15 K时，熔融尿素中开始发生一系列副反应并生成副产物.因而为方便研究副产物生成情况，选择有着较高排气温度的该工况进行试验和仿真.为了在试验中观察到明显的尿素结晶现象，使尿素过量喷射，喷射的质量流量为1.35 g/s.

该试验分为两部分，第一部分为测量背压试验：调节排气温度和流量为表1 中的值，待温度和流量稳定后记录各传感器的压力值；为获得催化器的渗透率系数，将温度稳定在605.5 K 并改变排气流量，进行3组同一温度不同流量的背压试验，试验结束后，记录各组试验的压力值，试验的具体边界条件如表2 所示.第二部分为尿素结晶试验：同样待温度和流量稳定后开始记录混合器壁面温度，开始喷射尿素，尿素喷射1 h 之后立即停止通入气体，以防气流改变尿素结晶的形状和位置，之后将装置放置于大气环境中自然冷却，待其充分冷却之后，记录尿素结晶情况.

表2 背压试验边界条件Tab.2 Boundary condition of pressure drop experiment

1.3 仿真边界条件与尿素喷射边界条件

在该试验中，使用3 孔尿素喷嘴，喷孔的直径为186µm，喷孔排布圆直径为1.9 mm，喷孔的排布夹角为120°，喷射的溶液是质量分数为32.5%的尿素水溶液，在模型中喷嘴的位置和上述物理参数与实际保持一致.喷嘴的喷射频率为5 Hz(即每0.2 s 喷射一次尿素)，喷射压力保持0.5 MPa 不变，通过CFD 软件Converge 中自带的工具可计算出尿素喷射时长约为0.1 s，喷射的尿素溶液总质量约为270 mg.

选择仿真总时长为0.5 s，在仿真时刻为0.1 s 时开始喷射尿素水溶液，0 至0.1 s 用来观察流体是否可以达到稳态，0.1 s 至0.2 s 喷射尿素，0.2 s 至0.5 s用于观察尿素分解所形成副产物的情况.入口处的排气温度和排气流量与表1 保持一致.

1.4 尿素详细分解机理

尿素溶液通过尿素喷嘴喷射进入后处理系统之后，在高温尾气的作用下发生水解热解反应，Drennan等[17]使用简化机理来描述尿素的水解热解反应见式(1)和式(2)，认为尿素先分解成HNCO 和NH3，之后HNCO 再分解成NH3和CO2，但是实际尿素分解的过程中会伴随着副反应的发生，生成难溶于水并且在高温下才能分解的副产物.有研究[14]指出这些副产物在973 K(700 ℃)才能完全分解.

因此，为了研究尿素分解这一复杂的过程，使用文献[18]所提出的12 步尿素详细分解机理进行尿素分解过程的仿真，如表3 所示.该模型考虑了尿素在固/液两相的分解过程，并且预测尿素分解副产物聚合形成缩二脲(biuret)、三聚氰酸(CYA)和三聚氰酸一酰胺(ammelide)的生成情况.

表3 尿素详细分解机理Tab.3 Detailed decomposition mechanism of urea

1.5 尿素喷雾模型

在该仿真中，通过拉格朗日法来求解气流和液滴的运动轨迹，使用O’Rourke 模型[19]模拟液滴的湍流扩散；选择Rosin-Rammler 模型来仿真液滴粒径变化和分布，并将分布系数设为3.5；不考虑液滴之间相互撞击并假设液滴只发生二次碰撞，选择 Taylor Analogy Breakup 模型；在尿素喷嘴将尿素溶液雾化，形成的尿素液滴经历热解水解并生成氨气这一复杂的过程中，假设每一个液滴中尿素和水溶液都均匀混合，选择使用多组分Frossling 液滴蒸发模型来模拟.

1.6 尿素液滴-壁面相互作用模型

在尿素喷射过程中，尿素液滴会与高温的混合器壁面进行碰撞，与壁面进行热交换并且会在此处发生反弹、破碎、飞溅或者沉积等情况，而混合器壁面温度是液膜形成和尿素分解的重要影响因素.因此，有必要选择合适的模型进行该过程的仿真.

在该仿真中，选择Kuhnke 碰壁模型[20]和Wall film 液膜蒸发模型模拟这一过程.Kuhnke 通过式(3)和式(4)定义的变量决定液滴的状态.

式中：ρ为液滴密度；d 为液滴直径；u 为撞击时的速度；σ为液滴表面张力；μ为液滴黏度；We 为韦伯数，是惯性力和表面张力效应之比；La 为拉普拉斯数，是流体表面张力及流体内动量传播的比值；Twall为壁面温度；Tboil为液滴蒸发临界温度.

文献[21]表明，对于纯水而言，T*＝1.1，随着尿素浓度的提升，T*的值会线性增加，设 T*的值为1.53(与文献[21]保持一致)，此时液滴蒸发临界温度为373 K，使液膜沉积的壁面温度上限为571 K.

Wruck等[22]通过异丙醇液滴撞击NiCr 表面的试验建立了传热模型，液滴和壁面所传递的热量为

式中：Acont为液滴碰撞壁面区域的面积；tdc为碰撞时长；Tw为壁面温度；Td为液滴温度；bw和 bd分别为壁面和液滴的热发散率.

研究[21]指出，需要在式(5)中增加一个系数来减少仿真值和试验值的误差，因为Wruck等[22]是通过异丙醇液滴进行的试验，而在研究尿素结晶的时候使用的是尿素水溶液，不同的液相传热情况均不相同.因此，为了使仿真中的壁面温度和试验过程中的壁面温度误差较小，设定常数 CWruck为0.153[21].

1.7 流动和多孔介质模型

由研究[23-25]得知，在试验柴油机后处理系统流场时，尾气的流动遵循质量、能量和动量守恒，考虑催化器表面反应与否并不影响流场分布结果，因而不考虑相关催化器的表面反应，湍流模型选择k-ε 模型.

设置DOC、DPF 及SCR 催化器安装区域为多孔介质区域来仿真实际催化器对排气背压的影响.渗透率方程为

式中：KI为材料的渗透率；αi和βi为两个系数，其决定了气体流动方向上的材料渗透率；vi为气流速度.

1.8 分布均匀性系数

氨气分布不均匀则会造成不同孔道反应程度不同，会出现部分孔道氨气过剩和氨气不足的现象，造成NH3泄露和NOx排放超标；温度分布不均匀会导致催化器表面受热程度不同，长时间工作之后会出现不同程度的老化现象，减少催化器使用寿命；若流动均匀性较差，则会使流入催化器孔道的气流分布不均匀，同样会影响催化器效率和催化器使用寿命.目前常使用催化器入口前段的截面均匀性系数γ来评价均匀性，均匀性系数为

式中：ai为载体入口截面某一点的NH3的体积分数、温度值和速度值；a 为该截面NH3体积分数、温度和速度的平均值，γ的值越接近1 说明分布的均匀性越好，分布越均匀.

2 模型验证

在模型验证方面，主要通过壁面温度、催化器与混合器压降、NOx的转化效率和尿素结晶分布情况4种方式进行模型的有效性验证[21].在仿真中不考虑催化器的表面反应，所以将通过催化器与混合器压降、壁面温度和尿素结晶分布情况这3 种方式进行模型有效性的验证.

2.1 催化器与混合器背压验证

通过测量催化器背压试验，将所得同一温度不同流量下的催化器背压输入进Converge 的“Porous coefficients calculation tool”里，所拟合出的DOC、DPF 及SCR 催化器的渗透率系数如表4 所示.

使用表4 所示的渗透率系数进行时长为0.1 s 的纯流动仿真，图3 为各传感器位置截面的压力云和压力曲线.将催化器区域设置为多孔介质之后，压力在各区域明显降低，而非多孔介质区域的压力稳定.在纯流动情况下，各截面的压力值约在0.025 s 之后基本不变化，整个计算域的流场稳定.取流场稳定后(试验为流场稳定后的10 min，仿真为0.025 s 至0.100 s这个时间段)，试验与仿真的各催化器和混合器的压力平均值整理如表5 所示.为和试验值单位保持一致，将仿真压力差值单位换算成kPa，试验和仿真压力差值没有误差，说明多孔介质模型搭建成功.

表4 催化器渗透率系数Tab.4 Permeability coefficient of catalyst

图3 压力云与压力曲线Fig.3 Pressure cloud diagrams of each catalyst and the pressure curve

表5 试验和仿真的压力差Tab.5 Pressure drop between simulation and experiment

2.2 混合器壁面温度和尿素结晶分布验证

图4 为尿素喷射时试验和仿真过程中混合器壁面温度曲线，尿素喷射时刻分别为试验过程的第600 s 和仿真过程的第0.1 s.仿真壁面温度和试验壁面温度曲线吻合较好，在试验过程的0～600 s时，混合器壁面温度约稳定在600 K，比入口温度稍低，在尿素喷射之后，混合器壁面温度迅速下降，最终约稳定在535 K；在仿真过程的0～0.1 s时，混合器壁面温度与入口温度一致并稳定在607 K，开始喷射尿素之后混合器壁面温度同样迅速降低，在一个喷射周期(0.1～0.3 s)中壁面温度在535 K 上、下波动.

图4 壁面温度曲线Fig.4 Curve of wall temperature

图5 为试验和仿真的尿素结晶分布示意，仿真中尿素结晶分布和试验分布基本一致，由于气流的作用，大部分尿素液滴会与内层套筒的右侧壁面进行碰撞在此处形成结晶，而在外层套筒球形底部的左侧尿素结晶最多.

图5 试验与仿真尿素结晶位置分布Fig.5 Distribution of urea deposition between experiment and simulation

综上，通过催化器与混合器的背压、尿素喷射时的壁面温度和尿素结晶分布验证了模型的有效性，结果表明背压与壁面温度的误差较小，尿素结晶分布与液膜分布基本一致，所搭建的模型可以仿真实际集成式后处理装置的工作状态.

3 结果与讨论

3.1 混合器结构与喷射压力优化

基于原始混合器结构，对外层套筒和内层套筒进行结构优化，优化后的混合器结构与原始结构对比见图6.原始结构的混合器由于焊接工艺等原因，内层和外层套筒上的小孔分布不均匀，内径为11 mm，优化结构将内层套筒下端的小孔孔径更改为10 mm，一周均布 12 个；同样更改外层套筒的小孔孔径为10 mm，一周可以均布24 个小孔，但只分布3/4 个圆周，即为18 个小孔，这样在一定程度上增加氨气与气体的混合时间，从而提升氨气均匀性.将原始结构混合器的方案编号为T1，优化后的方案编号为T2，使用优化后的混合器并更改喷射压力为0.9 MPa 的方案编号为T3.对比T1 与T2 的仿真结果可分析更改混合器结构对液膜分布、尿素结晶副产物及均匀性的影响，对比T2 与T3 可以分析更改喷射压力的影响.

图6 原始与优化混合器结构对比Fig.6 Original and optimized mixer structure

3.2 流场分析

图7 为各仿真过程中混合区域的流场分布和混合器后端截面的湍动能.T1 外层套筒球形区域的底部，气体的流速较低，形成低流速区域，液膜在此处形成之后不易与气流相互作用并在此形成结晶，更改混合器结构之后，T2 与T3 在该处的气体流速增加，并且从混合器出来的流线更加紊乱，有利于分解出来的NH3与气体进行混合提高均匀性.

由图7d～图7f 可知，T3 的湍流强度最大，T2 次之，T1 最小，说明更改结构并提升喷射压力之后可以使混合区域的湍流强度增大，更有利于尿素液滴与排气的混合，在0.5 s 的仿真时刻时，T1、T2 及T3 的截面平均湍动能分别为9.58、10.55 和11.64 m2/s2.

图7 0.5 s时混合区域的流场和湍动能分布Fig.7 Distribution of flow field and turbulent kinetic energy in mixing region at 0.5 s

3.3 液膜与副产物的生成与分布

图8 为液膜质量随时间变化曲线.各仿真过程中，液膜质量均随着尿素开始喷射后迅速累积，在尿素喷射结束后，液膜会在高温壁面和气流的作用下消散.在尿素喷射持续期，T3 的尿素喷射压力较高，尿素液滴速度较快最先接触壁面，而较厚的液膜不易与壁面和气流进行传热作用，因而T3 的液膜累积最快并且有着最高液膜累积质量.在尿素喷射结束后，T3相较于T1 与T2，液膜有更长的时间与壁面和气流进行传热.因此，在仿真结束时刻T3 的液膜累积质量最低为43.5 mg，T1 与T2 部分液膜累积质量分别为45.8 mg 和45.5 mg.

图8 原始与优化混合器液膜质量曲线Fig.8 Film mass of original and optimized mixer structure

图9 给出了各方案的液膜分布.液膜主要分布在外层套筒球形区域的底部左侧和内层套筒的内壁上.对于内层套筒而言，3 种仿真情况下液膜分布基本一致.对于外层套筒而言，T1 的液膜最为集中，分布面积最小，液膜最厚区域(红色部分)面积较大，并且有少量液膜分布在小孔区域；T2 和T3 的液膜分布较为一致，但T3 的液膜最厚区域最小，说明提升喷射压力之后，有利于液膜的消散减少液膜厚度.

图9 各方案液膜分布Fig.9 Film distribution of each scheme

图10 为尿素固体和3 种副产物质量曲线.与液膜质量变化一致，T3 由于喷射压力较大，尿素喷雾最先接触壁面形成液膜，尿素固体、缩二脲、三聚氰酸与三聚氰酸一酰胺的生成时间相较于T1、T2 要提前，T1 与T2 各组分质量变化趋势较为一致.由图4可知，尿素喷射时壁面温度在535 K 上、下波动，液膜在该温度下水迅速蒸发并析出尿素固体，尿素固体最先生成并迅速累积，随后副产物缩二脲开始生成，并约在0.25 s 时达到最大值(T3 为0.22 s)，在缩二脲开始形成之后，三聚氰酸约在0.15 s 时开始生成，三聚氰酸一酰胺最后生成，约在0.3 s 时质量开始增加.在仿真结束时刻，各仿真情况下的尿素固体和缩二脲质量基本为0，T3 的三聚氰酸质量最少为4.210 mg，T1 与T2 的质量分别为4.700 mg 和4.250 mg；对于三聚氰胺一酰胺而言，T2 的质量最少为0.785 mg，T1 和T3 的质量分别为0.850 mg 和0.912 mg.

图10 尿素固体与副产物质量曲线Fig.10 Curve of mass of urea solid and by-products

图11～图13 分别给出了各仿真情况下缩二脲、三聚氰酸和三聚氰酸一酰胺随时间变化的质量分布.由图11 可知，各仿真情况下缩二脲的质量分布与液膜分布较为一致，集中分布在外层套筒球形区域的左侧和内层套筒内壁的右侧.在0.2 s时，T2 与T3 相较于T1 缩二脲的分布面积较大，T1 缩二脲的分布较为集中.在0.4 s时，T3 的缩二脲已经分解完全，T1与T2 还有少量缩二脲分布在外层套筒上，内层套筒上基本没有缩二脲.在0.5 s时，各仿真的缩二脲基本分解完全，这和缩二脲的质量曲线变化趋势一致.

图11 缩二脲质量分布Fig.11 Mass distribution of biuret

从图12 可以看出，三聚氰酸和缩二脲的质量分布区域一致，但相较于缩二脲的分布面积较广.在0.2 s时，T2 的混合器上基本没有三聚氰酸生成，T1与T3 有少量三聚氰酸.但在0.3 s 至0.5 s时，T3 外层套筒上的三聚氰酸的质量最少，红色区域面积最小，但在内层套筒上能观察到明显红色区域.

图12 三聚氰酸质量分布Fig.12 Mass distribution of CYA

由图13 可知，各仿真的三聚氰酸一酰胺的质量随着时间增加而增大，在0.4 s 时才能观察到明显的三聚氰酸一酰胺分布，这与图10 的质量变化趋势一致.对于内层套筒而言，三聚氰酸一酰胺的分布和另外两种副产物较为一致，集中在内壁的右侧；对于外层套筒而言，三聚氰酸一酰胺分布较为分散，并且相较于其他两种副产物质量较低，质量变化范围仅在0.25～0.50µg 之间.从图7 的流场分布可知，尿素液滴在内层套筒区域时，该区域的流速较大，湍流强度较大，液滴受到较强的拖拽力，使碰壁区域较为有限，而当尿素液滴进入外层套筒球形底部区域时，该处为低流速区域，大部分液滴撞击在右侧形成液膜，而少部分液滴会随着气流碰触到球形底部的其他区域，从而使三聚氰酸一酰胺的分布区域较广.

图13 三聚氰酸一酰胺质量分布Fig.13 Mass distribution of ammelide

3.4 NH3体积分数与均匀性系数

图14 给出了SCR 催化器前端截面通过NH3的总质量与NH3体积分数变化曲线.3 个仿真中，氨气体积分数曲线变化趋势一致，均为先上升，约在0.35 s 时达到最高体积分数，在0.35 s 后氨气体积分数开始下降.对比T1 与T2，更改混合器结构之后，NH3的总质量稍有提升，当提高喷射压力之后，尿素雾化质量越好，更易于蒸发并加快尿素分解，因而T3的NH3的总质量最高为11.5 mg.

图14 SCR前端截面氨气的总质量与体积分数Fig.14 Total mass and concentration of NH3 at SCR front-end section

图15 为SCR 前端截面的NH3、温度与速度的均匀性系数.由图15a 可知，T2 与T3 的NH3均匀性均有不同程度的提高，T2 的混合器结构在一定程度上增加了NH3在混合区域的运动距离，从而与排气混合得更加均匀，在此基础上T3 增加了喷射压力，改善了尿素喷雾质量，因而T3 的NH3均匀性最高.取0.3～0.5 s 的平均值，T1、T2 和T3 的氨气均匀性分别为0.895、0.928 和0.959.

图15 SCR前端截面氨气、温度与速度均匀性系数Fig.15 Uniformity coefficient of NH3，temperature and velocity at SCR front-end section

由图15b 可知，更改结构和提升喷射压力对温度均匀性系数影响不大，3 个仿真下的温度均匀性系数均稳定在0.995 左右，说明SCR 前端截面的温度非常均匀.由速度均匀性曲线可知，改变喷射压力对速度均匀性影响不大，T2 与T3 的速度均匀性曲线变化趋势较为一致，但T2 的结构使速度均匀性稍有降低，速度均匀性均保持在0.96 以上，说明SCR 前端截面速度较为均匀.

3.5 混合器压力差

图16 为整个仿真过程中各方案混合器背压曲线.各方案的混合器背压在尿素开始喷射之后均上升，随后保持稳定.T2 与T3 的混合器压力差较为一致，说明提高尿素喷射压力对混合器压力差没有影响，但T2 与T3 的混合器压力差整体上稍高于T1，这是由于T2 与T3 改变了外层套筒小孔的分布并减少了小孔的数量，一定程度上阻碍了排气的流动.取0.3 s 至0.5 s 的平均值，T1、T2 与T3 的压力差分别为2.105 95、2.202 85 和2.204 30 kPa，T3 的压力差相较于T1 上升了4.67%，在可接受范围内.综上所述，结合液膜累积质量、NH3的质量与体积分数及各均匀性系数，方案T3 的混合器性能整体高于T1，达到了优化的目的.

图16 混合器压力差曲线Fig.16 Pressure drop curve of mixer

4 结论

(1) 搭建了快速尿素结晶试验平台，通过试验测量的催化器背压、尿素喷射时混合器壁面温度及尿素结晶分布验证了模型的有效性.

(2) 对混合器结构和喷射压力进行了优化，仿真结果表明优化后的混合器结构可以提升混合区域的湍流强度，提高喷射压力可以提高尿素喷雾质量从而使液膜累积质量减少，降低装置结晶风险.

(3) 缩二脲和三聚氰酸分布与液膜分布较为一致，多集中在外层套筒球形区域底部的左侧和内层套筒内侧，三聚氰酸一酰胺的分布较为分散；T1 的液膜分布较为集中，部分区域液膜较厚，T2 与T3 的液膜分布区域较大，有利于液膜和气流进行热交换从而使液膜累积质量减少.

(4) 以SCR 前端截面的NH3体积分数、质量、均匀性系数和混合器背压评价了混合器性能；仿真结果表明T2 与T3 的混合器背压相较于T1 稍有上升，但T2 和T3 在不同程度上提升了NH3的体积分数、质量和NH3均匀性系数，T3 使NH3均匀性系数提升了7.15%；更改混合器结构和提升尿素喷射压力对温度均匀性影响不大，但速度均匀性在一定程度上降低.