热力发电

管径/mm	数量/根
40	0.39	0.36	0.49	0.60
60	0.29	1.03	2.05	2.89
80	0.98	2.50	5.03	8.14
100	1.54	5.54	11.06	16.61

管径/mm

数量/根

0.39

0.36

0.49

0.60

0.29

1.03

2.05

2.89

0.98

2.50

5.03

8.14

100

1.54

5.54

11.06

16.61

管径/mm	数量/根
40	0.39	0.36	0.49	0.60
60	0.29	1.03	2.05	2.89
80	0.98	2.50	5.03	8.14
100	1.54	5.54	11.06	16.61

管径/mm

数量/根

0.39

0.36

0.49

0.60

0.29

1.03

2.05

2.89

0.98

2.50

5.03

8.14

100

1.54

5.54

11.06

16.61

内径/mm	数量/个
12	2.78	2.76	2.88	2.47
18	1.60	3.07	4.37	6.98
24	4.38	8.77	15.48	22.81
30	11.00	22.24	34.37	48.33
36	23.91	42.36	60.21	73.23
42	41.12	63.37	80.88	93.25

内径/mm

数量/个

2.78

2.76

2.88

2.47

1.60

3.07

4.37

6.98

4.38

8.77

15.48

22.81

11.00

22.24

34.37

48.33

23.91

42.36

60.21

73.23

41.12

63.37

80.88

93.25

内径/mm	数量/个
12	2.78	2.76	2.88	2.47
18	1.60	3.07	4.37	6.98
24	4.38	8.77	15.48	22.81
30	11.00	22.24	34.37	48.33
36	23.91	42.36	60.21	73.23
42	41.12	63.37	80.88	93.25

内径/mm

数量/个

2.78

2.76

2.88

2.47

1.60

3.07

4.37

6.98

4.38

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15.48

22.81

11.00

22.24

34.37

48.33

23.91

42.36

60.21

73.23

41.12

63.37

80.88

93.25

项目	机组负荷/ MW	$入口 ρ (NO x) /$ (mg·m^–3)	$出口 ρ (NO x) /$ (mg·m^–3)	氨逃逸量/ (µL·L^–1)	出口NO_x 分布CV/%
A 反应器	580	250	47	1.22	14
560	269	43	1.67	11
480	249	51	1.19	8
360	319	40	2.51	15
B 反应器	580	274	44	1.55	13
560	297	40	2.28	8
480	261	32	2.47	12
360	320	37	2.77	19

项目

机组负荷/
MW

入 口 ρ (NO x) /

(mg·m^–3)

出 口 ρ (NO x) /

(mg·m^–3)

氨逃逸量/
(µL·L^–1)

出口NO_x
分布CV/%

A
反应器

580

250

1.22

560

269

1.67

480

249

1.19

360

319

2.51

B
反应器

580

274

1.55

560

297

2.28

480

261

2.47

360

320

2.77

项目	机组负荷/ MW	$入口 ρ (NO x) /$ (mg·m^–3)	$出口 ρ (NO x) /$ (mg·m^–3)	氨逃逸量/ (µL·L^–1)	出口NO_x 分布CV/%
A 反应器	580	250	47	1.22	14
560	269	43	1.67	11
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B 反应器	580	274	44	1.55	13
560	297	40	2.28	8
480	261	32	2.47	12
360	320	37	2.77	19

项目

机组负荷/
MW

入 口 ρ (NO x) /

(mg·m^–3)

出 口 ρ (NO x) /

(mg·m^–3)

氨逃逸量/
(µL·L^–1)

出口NO_x
分布CV/%

A
反应器

580

250

1.22

560

269

1.67

480

249

1.19

360

319

2.51

B
反应器

580

274

1.55

560

297

2.28

480

261

2.47

360

320

2.77

高性能SCR喷氨混合技术研究与应用

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严晓勇 ¹ , 谢新华 ² , 周健 ² , 李明磊 ²

热力发电 | 热能科学研究 2024,53(7): 129-134

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热力发电 | 热能科学研究 2024, 53(7): 129-134

高性能SCR喷氨混合技术研究与应用

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严晓勇¹, 谢新华², 周健², 李明磊²

作者信息

^1.国能（福州）热电有限公司，福建　福清　350309

^2.苏州西热节能环保技术有限公司，江苏　苏州　215153

严晓勇（1973），男，高级工程师，主要从事锅炉、环保技术管理和研究，jyfpc@163.com。

通讯作者:

谢新华（1986），男，博士，高级工程师，主要研究方向为SCR烟气脱硝及高性能混流技术，xiexinhua_0214@163.com。

Research and application of high performance SCR ammonia injection and mixing technology

Xiaoyong YAN¹, Xinhua XIE², Jian ZHOU², Minglei LI²

Affiliations

^1.CHN Energy (Fuzhou) Thermal Power Ltd., Fuqing 350309, China

^2.Suzhou TPRI Energy & Environment Technology Co., Ltd., Suzhou 215153, China

出版时间: 2024-07-25 doi: 10.19666/j.rlfd.202404076

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摘要

收起

随着火电机组利用小时数不断下降，调峰日益频繁，现有喷氨混合技术已不能满足燃煤电厂新常态的需求，超低排放对SCR反应器入口NH₃/NO_x摩尔比分布均匀性提出了更高的要求。通过CFD数值模拟和物理模型试验，对格栅型AIG和静态混合器进行了优化研究，提出了保证喷氨格栅布氨均匀、调节灵活、抗堵灰的设计方法和防堵型AIG喷嘴，并研发出了一种三角形大范围烟气自混合装置，提高了SCR反应器入口NO_x质量浓度场的均匀性，从根源上提升了SCR脱硝装置的负荷适应性。某2×600 MW机组的SCR脱硝装置采用本技术改造后，高中低负荷下SCR反应器出口NO_x分布相对标准偏差达到了8%~19%，高负荷下氨逃逸下降了51%。

关键词

燃煤电厂 / 脱硝 / 喷氨格栅 / 静态混合器 / 负荷适应性

Abstract

收起

The utilization hours of thermal power units continue to decline, and peak shavings become more frequent. Under this background, the existing ammonia injection mixing technology can no longer meet the new normal needs of coal-fired power plants, and ultra-low emissions put forward higher requirements for uniformity of the NH₃/NO_x molar ratio distribution at the SCR reactor inlet. The grid-type ammonia injection grid (AIG) and static mixer are optimized through CFD numerical simulation and physical model test. The design method and an anti-blocking nozzle are proposed to ensure the uniformity of ammonia distribution, adjustment flexibility, and anti-blocking performance of the ammonia injection grid. Moreover, a triangular large-scale flue gas self-mixing device is developed to improve the uniformity of the NO_x concentration field at inlet of the SCR reactor and enhance the load adaptability of the SCR denitrification device from the root. The relative standard deviation of NO_x distribution at the SCR outlet of a 600 MW unit under high, medium and low loads reached 8%~19% by using this technology, and the ammonia escape at full load decreased by 51%.

Key words

coal-fired power plant / denitrification / ammonia injection grid / static mixer / load adaptability

引用本文

严晓勇, 谢新华, 周健, 李明磊. 高性能SCR喷氨混合技术研究与应用. 热力发电, 2024 , 53 (7) : 129 -134 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202404076

Xiaoyong YAN, Xinhua XIE, Jian ZHOU, Minglei LI. Research and application of high performance SCR ammonia injection and mixing technology[J]. Thermal Power Generation, 2024 , 53 (7) : 129 -134 . DOI: 10.19666/j.rlfd.202404076

正文

收起

由于NO_x排放标准日趋严格，燃煤电厂普遍安装了SCR烟气脱硝装置。在原有SCR脱硝系统的基础上通过提高脱硝效率实现NO_x超低排放时，脱硝效率通常由原来的60%~80%提高到85%~95%^[1]。SCR反应器在高效率下运行时，不仅需要增加催化剂用量，同时对NH₃/NO_x混合均匀性要求也大幅提高。脱硝效率超过85%时，通过增加催化剂体积提升SCR脱硝效率实现NO_x超低排放十分不经济^[2]。增加催化剂还会造成SO₂/SO₃转化率升高，加剧空气预热器（空预器）硫酸氢铵堵塞的风险。近年来新能源装机容量快速发展，火电机组利用小时数不断下降，调峰日益频繁，SCR脱硝装置变工况适应性问题凸显。在燃煤电厂新常态下，传统的喷氨格栅（AIG）技术工况适应性不足，喷嘴容易堵塞，造成SCR氨喷射不均匀，氨逃逸率增加，导致下游空预器堵塞严重^[3]。因此，亟需研发高性能SCR喷氨混合技术，提升变工况适应性，解决喷嘴堵塞问题，减小NH₃/NO_x摩尔比分布偏差，降低局部氨逃逸峰值，缓解下游设备硫酸氢铵沾污堵塞风险。

孙克勤等^[4]指出NH₃/NO_x的混合效果是SCR装置设计和运行中的重点和难点，当装置设计脱硝效率较高时，其难度更大。在工程设计时，有限的可用空间和确定的烟道结构进一步增加了研发难度。韩发年等^[5]、徐波等^[3]总结分析了国内外主要的喷氨混合技术，并指出现有喷氨格栅及分区控制喷氨格栅技术已不能满足燃煤电厂新常态的需求，未来应研发高效低阻的静态混合器，以降低SCR脱硝装置的运行管理成本，提高操作弹性。宋玉宝等^[6]通过SCR脱硝不均匀反应宏观模型研究发现，超低排放下SCR反应器入口烟气参数分布偏差会降低催化剂性能8%~10%。影响脱硝性能，尤其是局部氨逃逸的主要因素是NH₃/NO_x摩尔比分布不均和催化剂活性局部劣化。黄庆华等^[7]通过CFD数值模拟研究发现，将直圆管AIG喷嘴改成四周出气可以提高催化剂入口氨浓度分布均匀性。周英贵等^[8]采用用CFD数值模拟方法，对比了涡流混合板和多喷嘴格栅的喷氨混合效果，揭示了非均匀入口条件下多喷嘴格栅的优越性。周健等^[9]采用双向分区多喷嘴AIG改造，解决了某电厂SCR反应器出口局部氨逃逸浓度大，空预器硫酸氢铵堵塞严重的问题。许剑等^[10]通过加装氨空混合器，优化母管联箱尺寸，采用流场分区混合对机组SCR脱硝系统进行了改造，降低了氨耗量。

综上所述，现有SCR喷氨混合技术已不能满足燃煤电厂新常态的需求，导致国内燃煤发电机组普遍存在比较严重的空气预热器等下游设备硫酸氢铵沾污堵塞问题。高校和科研院所采用CFD数值模拟方法，针对某个具体案例进行了分析和改进，取得了不错的效果。理论和实践证明采用双向分区AIG和静态混合器可以获得更高的NH₃/NO_x混合效率。但如何进一步对格栅型AIG和静态混合器进行优化，解决喷嘴堵塞问题，减小NH₃/NO_x摩尔比分布偏差，提升SCR脱硝装置变工况适应性，仍需继续进行研究。鉴于此，本文采用CFD数值模拟和物理模型试验，研发了一套高性能SCR喷氨混合技术，并在工程应用取得了良好的改造效果，促进了燃煤电厂新常态下的SCR喷氨混合技术发展。

1　研究对象与方法

收起

1.1　研究对象

本文以最常见的П型锅炉SCR脱硝装置为研究对象，典型SCR脱硝装置三维模型如图1所示。省煤器出口的烟气经过水平烟道进入SCR反应器入口上升烟道，与喷氨格栅喷出的NH₃混合。混合气体经过顶部2个90°转向，通过整流格栅后进入SCR反应器。在SCR催化剂的作用下，NH₃与烟气中的NO_x在280~420 ℃范围内反应，生成无污染的N₂和H₂O。

1.2　试验方法

本文采用CFD数值模拟试验和物理模型试验相结合的研究方法。数值模拟试验利用商用CFD软件，采用可实现的κ-ε模型，模拟分析喷氨格栅和SCR脱硝装置内的气流运动轨迹和混合效果，再现SCR脱硝装置内的烟气流场，比较各种喷氨混合技术方案。

物理模型试验基于相似理论开展，试验系统包括风迹显示器、SCR物理模型和引风机等。本文的SCR脱硝装置冷态物理模型按照1:15的比例制作，物理模型试验系统如图2所示。试验中，逐步增大引风机流量，使SCR物理模型内的流场进入第二自模化区（雷诺数大于120 000，欧拉数约为0.66），上升烟道内的气流速度达到设计值，开始正式试验。风迹显示器放置在SCR脱硝装置物理模型入口左侧，通过模型上的窗口观察气流经过静态混合器时的流线。

2　结果与分析

收起

2.1　AIG支管流量均匀性

格栅型AIG通过设置双向分区提升喷氨格栅的调节灵活性（图3）。每个分区由一根格栅支管与母管相连。支管上设置流量调节阀，用于调整各分区的还原剂流量，去匹配SCR反应器入口NO_x不均匀的质量浓度场和速度场。这种类型的喷氨格栅结构简单，存在明显的联箱效应。许剑等^[10]发现，如果母管直径偏小，会造成近端支管氨流量偏低，若该支管对应烟道内该区域NO_x质量浓度过高，且调小其余喷氨支管阀门开度后氨流量仍无法满足，则只能增大总喷氨量。

本文以一根内径400 mm，长14 m的AIG母管为例，采用CFD数值模拟方法研究了内径和数量对支管流量均匀性的影响。母管入口流速8 m/s，静压4 000 Pa，温度25 ℃。支管内径40~100 mm，支管数量10~40根。模拟结果见表1。由表1可见，随着支管内径和数量的增加，支管间的流量偏差逐步增大。

AIG支管流量相对标准偏差与支管/母管流通截面比的关系曲线如图4所示。由图4可知，随着支管总流通截面的增大，支管流量相对标准偏差快速增加。为保证各支管的流量相对标准偏差<5%，支管/母管流通截面比宜<1.2。

2.2　AIG喷嘴流量均匀性

AIG喷嘴安装在烟道内的喷氨管上。进行SCR喷氨混合装置设计时，均忽略了联箱效应，假设各分区内的喷氨流量相同^[7-10]。本文以1根内径60 mm的喷氨管为例，采用CFD数值模拟方法研究了喷嘴内径和数量对其流量偏差的影响。喷氨管入口流速8 m/s，静压2 000 Pa，温度25 ℃。喷嘴内径12~42 mm，数量4~10个。模拟结果见表2。由表2可见，随着喷嘴内径和数量的增加，喷嘴间的流量偏差逐步增大。

AIG喷嘴流量相对标准偏差与喷嘴/喷氨管流通截面比的关系曲线如图5所示。由图5可知，随着喷嘴总流通截面的增大，喷嘴流量相对标准偏差急剧增加。为保证各喷嘴的流量相对标准偏差<5%，喷嘴/喷氨管流通截面比宜≤0.7。

2.3　AIG喷嘴布置方式

喷氨格栅的调节灵活性不仅受分区数量影响，研究发现AIG喷嘴的布置方式也对格栅的调节灵活性有很大影响。格栅型AIG的喷嘴布置方式通常有V形布置和竖直布置2种。某330 MW机组，单侧SCR反应器在竖直烟道的宽度方向上布置7组喷氨管，4根喷氨管共用一个联箱。原喷氨格栅采用长短2种类型的喷氨管在竖直烟道深度方向上形成了2个分区，具体如图6所示。

CFD模拟结果显示，将烟道外联箱一分为二，使宽度方向分区增加一倍后，平衡喷氨下顶层催化剂入口NH₃分布相对标准偏差CV仅从7.5%下降到了6.3%。将V形布置喷嘴改成竖直布置时，平衡喷氨下顶层催化剂入口NH₃分布CV可下降到4.3%。研究结果表明，V形布置喷嘴适合早期宽度方向上分区较少的AIG。为增加AIG调节灵活性，宜竖直布置喷嘴。

2.4　AIG喷嘴防堵设计

飞灰堵塞AIG喷嘴的方式主要有AIG喷氨背风侧积灰埋没堵塞喷嘴、上方积灰坍塌堵塞喷嘴、喷嘴边缘积灰搭桥堵塞喷嘴3种。为了解决AIG喷嘴堵塞问题，需对这3种堵塞形式进行针对性设计。本课题提出的SCR脱硝防堵型AIG喷嘴（CN 2020010074028.5）由喷氨管、迎风面防磨角钢、喷嘴管座、喷嘴本体构成。

为减少喷氨管背风面积灰高度，喷氨管采用不锈钢无缝钢管制作，迎风面安装的防磨角钢的水平宽度与喷氨管外径同宽。喷嘴管座的长度大于喷氨管背风面积灰极限高度，通常为300~350 mm，以防止喷氨管背风侧积灰埋没堵塞喷嘴。

为预防AIG上方积灰坍塌堵塞喷嘴，喷嘴本体设计为宝塔形螺旋线喷嘴。喷嘴本体的前视图和俯视图如图7所示。从俯视图看，管座中心的气流通道被喷嘴出口的宝塔形螺旋线覆盖。上方坍塌的积灰下落至宝塔形喷嘴顶端时，被喷嘴尖端破碎，向四周散落，从而避免了喷嘴出口堵塞。

为预防喷嘴边缘积灰搭桥堵塞喷嘴，宝塔形螺旋线喷嘴的螺旋线截面设计成菱形。菱形顶角为45°~60°，上表面向下倾斜，减少飞灰沉积。菱形螺旋线之间的气流通道也向下倾斜。在喷嘴出口气流的吹扫下，可有效避免喷嘴边缘积灰现象的发生。

2.5　全烟道混流技术与装置

机组负荷、磨煤机组合变化和燃烧调整均会导致SCR反应器入口NO_x质量浓度分布发生明显改变，催化剂入口NH₃/NO_x混合均匀性变差。燃煤电厂新常态下，调峰日益频繁，SCR脱硝装置变工况适应性问题凸显。常规的SCR静态混合器掺混范围较小（≤3 m）。当SCR反应器入口NO_x质量浓度分布变化较大时，传统的喷氨混合装置保证稳定的NH₃/NO_x混合均匀性变差。

为了解决SCR脱硝装置的变工况适应性问题，亟待研发新型静态混合器，以较低的阻力实现SCR反应器入口10~20 m宽烟道全截面的烟气相互掺混。本文采用CFD数值模拟和物理模型试验，研发了一种三角形大范围烟气自混合装置，提高了SCR反应器入口NO_x质量浓度场和催化剂入口NH₃/NO_x摩尔比分布的均匀性。加装三角形大范围烟气自混合器前后的烟气流线如图8所示。由图8可知，常规SCR脱硝装置内烟气以柱塞流形式沿烟道流动，不利于烟道截面上不同位置的烟气大范围混合（图8a)）。加装三角形大范围烟气自混合装置后，烟气经过混合器后发生了大幅度偏转，从一侧向整个宽度烟道截面分散，从而实现了烟道两侧宽度方向上烟气的大范围转移与混合（图8b)）。

加装三角形大范围烟气自混合装置前后的物理模型烟花示踪试验结果如图9所示，风迹显示器放置在SCR物理模型入口左侧。无混合器时，烟花主要集中在物理模型左侧；加装混合器后，烟气从一侧向整个宽度烟道截面分散，烟花在SCR反应器内充满度良好，在整个宽度方向上分布比较均匀。

工程验证在1台600 MW的П型露天布置的W火焰炉上进行。混合器布置在省煤器出口一段长8 m的矩形截面（16.2 m×3.2 m）水平烟道中，AIG布置在下游截面尺寸为15.5 m ×3.0 m的竖直烟道中。CFD模拟结果显示，加装三角形大范围烟气自混合装置后，高负荷下AIG入口的NO_x质量浓度分布相对标准偏差从17.5%降低到了6.6%，下降幅度62%。

改造前后AIG入口NO_x质量浓度分布网格法测试结果如图10所示，图中绿、红、蓝分别为取样枪沿反应器深度方向从后向前3个不同深度下的测量数据。加装三角形大范围烟气自混合装置后，高负荷下A、B反应器AIG入口的NO_x质量浓度分布相对标准偏差分别下降了53%、50%。工程验证表明，本文研发的三角形大范围烟气自混合装置突破了传统SCR静态混合器烟气混合范围小（≤3 m）的局限，提高了SCR反应器入口NO_x质量浓度场的均匀性，从根源上提升了SCR脱硝装置的负荷适应性。

3　SCR全负荷自适应喷氨改造

收起

2018年，某2×600 MW机组前后墙对冲燃烧锅炉采用本文研发的高性能喷氨混合技术，进行了SCR全负荷自适应喷氨改造。在SCR反应器入口竖直烟道中布置了一组12×2分区的格栅型AIG，单侧反应器设置88个喷嘴。在格栅下游1.5 m处布置了1个三角形大范围烟气自混合装置（15.2 m×3.1 m× 6.2 m）。CFD优化设计结果表明，在实测入口烟气条件下，保持喷氨格栅流量分配相同，高中低负荷下顶层催化剂入口NH₃/NO_x摩尔比分布相对标准偏差达到了1.6%~3.2%，均<4%。

改造完成后，脱硝出口与烟囱处的NO_x质量浓度偏差从18 mg/m³降到了5 mg/m³左右，在常规PID控制逻辑下实现了全负荷脱硝自动喷氨运行。现场性能试验结果（表3）显示，改造后SCR脱硝装置出口NO_x质量浓度分布均匀性大幅提高，高中低负荷下A、B反应器出口NO_x分布相对标准偏差为8%~19%，变工况适应性良好。高负荷下，A反应器出口氨逃逸量从改造前的3.57 µL/L下降到1.55 µL/L，B反应器出口氨逃逸量从改造前的3.35 µL/L下降到2.28 µL/L，高负荷下氨逃逸量下降了51%。现场实测满负荷下三角形大范围烟气自混合装置的阻力为189 Pa，比CFD模拟结果高1/3。这主要是因为混合器现场安装时需要增加支撑和防磨结构。

4　结论

收起

针对传统SCR喷氨混合技术在燃煤电厂新常态下存在的问题，本文对格栅型AIG和静态混合器进行了优化研究，以解决喷嘴堵塞问题，减小NH₃/NO_x摩尔比分布偏差，提升SCR脱硝装置变工况适应性。

1）为保证格栅型AIG的布氨均匀性、调节灵活性和长期运行可靠性，支管/母管流通截面比宜小于1.2，喷嘴/喷氨管流通截面比宜≤0.7，并采用竖直布置的防堵型AIG喷嘴。

2）通过大范围烟气自混合装置，可以大幅提高SCR反应器入口NO_x质量浓度场的均匀性和不同工况下分布规律的一致性，从根源上提升了SCR脱硝装置的负荷适应性。

3）某2×600 MW机组的SCR脱硝装置采用本技术改造后，高中低负荷下SCR反应器出口NO_x分布相对标准偏差达到了8%~19%，高负荷下氨逃逸下降了51%。

参考文献

收起

文献

收起

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2024年第53卷第7期

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doi: 10.19666/j.rlfd.202404076

接收时间：2024-04-17
首发时间：2026-01-07
出版时间：2024-07-25

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收稿日期：2024-04-17

基金

作者信息

^1.国能（福州）热电有限公司，福建　福清　350309

^2.苏州西热节能环保技术有限公司，江苏　苏州　215153

通讯作者:

谢新华（1986），男，博士，高级工程师，主要研究方向为SCR烟气脱硝及高性能混流技术，xiexinhua_0214@163.com。

参考文献

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https://castjournals.cast.org.cn/joweb/rlfd/CN/10.19666/j.rlfd.202404076

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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TxT

管径/mm	数量/根
40	0.39	0.36	0.49	0.60
60	0.29	1.03	2.05	2.89
80	0.98	2.50	5.03	8.14
100	1.54	5.54	11.06	16.61

管径/mm

数量/根

0.39

0.36

0.49

0.60

0.29

1.03

2.05

2.89

0.98

2.50

5.03

8.14

100

1.54

5.54

11.06

16.61

内径/mm	数量/个
12	2.78	2.76	2.88	2.47
18	1.60	3.07	4.37	6.98
24	4.38	8.77	15.48	22.81
30	11.00	22.24	34.37	48.33
36	23.91	42.36	60.21	73.23
42	41.12	63.37	80.88	93.25

内径/mm

数量/个

2.78

2.76

2.88

2.47

1.60

3.07

4.37

6.98

4.38

8.77

15.48

22.81

11.00

22.24

34.37

48.33

23.91

42.36

60.21

73.23

41.12

63.37

80.88

93.25

项目	机组负荷/ MW	$入口 ρ (NO x) /$ (mg·m^–3)	$出口 ρ (NO x) /$ (mg·m^–3)	氨逃逸量/ (µL·L^–1)	出口NO_x 分布CV/%
A 反应器	580	250	47	1.22	14
560	269	43	1.67	11
480	249	51	1.19	8
360	319	40	2.51	15
B 反应器	580	274	44	1.55	13
560	297	40	2.28	8
480	261	32	2.47	12
360	320	37	2.77	19

项目

机组负荷/
MW

入 口 ρ (NO x) /

(mg·m^–3)

出 口 ρ (NO x) /

(mg·m^–3)

氨逃逸量/
(µL·L^–1)

出口NO_x
分布CV/%

A
反应器

580

250

1.22

560

269

1.67

480

249

1.19

360

319

2.51

B
反应器

580

274

1.55

560

297

2.28

480

261

2.47

360

320

2.77