船用柴油機SCR系統混合器仿真與試驗研究

陳悅，呂林

(武漢理工大學高性能船舶技術教育部重點實驗室，湖北武漢430063)

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船用柴油機SCR系統混合器仿真與試驗研究

陳悅，呂林

(武漢理工大學高性能船舶技術教育部重點實驗室，湖北武漢430063)

摘要:為了提高船用柴油機SCR的尿素蒸發分解速率以及與排氣的混合均勻性，運用CFD手段對船機SCR系統的混合器進行優化設計，對比分析不同結構混合器對NH3分布均勻性、NOx轉化效率、NH3泄漏及壓力損失的影響。模擬結果表明:混合器有利于液滴的破碎，可促進尿素的蒸發及熱解，同時能夠提高噴霧與排氣的混合均勻性;8葉片錐形混合器的混合效果最好，可使NOx轉化率提高14.3％，氨泄漏降低25 ppm。對優化設計后的船機SCR系統進行柴油機D2循環排放試驗，試驗結果表明:在相同的催化劑體積和尿素噴射量下，安裝8葉片錐形混合器后各工況點的NOx轉化效率均上升約8％，NOx加權比排放從0.56 g/(kW·h)下降到0.37 g/(kW·h)。

關鍵詞:柴油機;船機SCR;氮氧化物;排放試驗;混合器;計算流體力學

選擇性催化還原(SCR)技術憑借NOx轉化效率高、燃油經濟性好及適用范圍廣等優勢成為國外實現IMO Tier3標準的主要方案。相比車用SCR系統，船用SCR系統的排溫較低，尿素得不到充分的蒸發和分解;排氣流場的不均勻性使得局部氨不足或氨過量，進而造成NOx轉化效率下降和NH3泄漏升高。在催化劑、反應溫度、空速及氨過量系數確定的情況下，可對船機SCR排氣管流場進行優化設計，以提高催化劑入口的還原劑濃度以及還原劑與排氣的混合程度［1－3］。

針對SCR系統，國內外學者已經開展了關于混合器的研究。天納克公司［4］通過數值模擬和試驗研究了混合器SCR系統性能的影響，結果表明混合器不僅可以促進尿素和排氣混合，優化尿素的分布，還能減小沉積物的生成和氨泄漏。Zhan Reggie等［5］設計了一種安裝在催化器前端的混合器，并通過試驗證明能提高SCR系統的NOx轉化效率和減少氨泄漏。朱元清等［6］的研究結果表明，高壓噴射加靜態混合器的組合可以明顯提高大型Urea－SCR系統的氣液混合均勻度，有利于催化轉換效率的提高。

本文以某船機SCR系統為研究對象，運用CFD手段對船機SCR系統的混合器進行優化設計，對比分析不同結構混合器對NH3分布均勻性、NOx轉化效率、NH3泄漏及壓力損失的影響，最后通過試驗驗證混合器的效果。

1　SCR流場優化設計

1.1混合器設計

衡量混合器性能的標準主要包括混合均勻性和NOx轉化效率，除此之外，還需要滿足壓力損失小、結構緊湊、機械強度高和避免尿素沉積等要求。一般來說，混合器與尿素噴霧相互配合才能使混合效果達到最佳。本文結合上述技術要求，將混合器、排氣管及催化器作為一個系統進行綜合考慮，設計了兩種不同結構形式的混合器，包括錐形混合器和蝶形混合器。

對于錐形混合器結構，葉片的數量對噴霧運動及混合效果有較大的影響。因此，設計方案中葉片數量取4葉片、6葉片和8葉片，如圖1所示。蝶形混合器的4個葉片沿著中心軸對稱分布，在葉片結構一致的情況下，葉片長度可以取L=200 mm、L=300 mm和L=400 mm進行對比，如圖2所示。

圖1　錐形混合器示意圖Fig.1 Cone mixer configuration

圖2　蝶形混合器示意圖Fig.2 Butterfly mixer configuration

1.2網格劃分及邊界條件

本文模擬的對象是由排氣管路、混合器及催化器3個部分組成的船機SCR系統。其中，排氣管的管徑為400 mm，彎管的彎曲角度為90°;SCR催化器的尺寸結構通過設計選型確定，擴張角為60°，收縮角為80°。噴嘴距離催化劑入口4倍排氣管直徑，混合器安裝在噴嘴下游300 mm，如圖3所示。催化劑共兩層，具體參數見表1。

表1　催化劑結構參數Table 1 Specifications of the catalyst

圖3　SCR系統結構示意圖Fig.3 SCR system configuration

采用PROE軟件建立船機SCR系統的三維實體模型，并將其轉換成通用格式的面網格，然后采用分塊建立、局部加密以及任意網格連接面的方法完成三維網格的劃分。其中，催化劑部分采用拓撲方式生成結構化的六面體網格;混合器采用Hypermesh進行自動劃分，并對尿素水溶液的噴射區域進行了局部細化。各分塊的網格通過任意連接命令進行連接，網格數量為50萬，如圖4所示。

圖4　SCR系統計算網格Fig.4 Computational mesh for SCR system

柴油機的排氣是與空氣性質近似的可壓流體，采用給定質量流量和溫度的方式來定義流動進口邊界。此外，由于排氣系統中存在背壓，因此采用靜壓出口來定義出口邊界;壁面主要考慮對流換熱，速度分量均設為零。計算選取的工況為100％負荷點:排氣流量13 966 kg/h，排氣溫度400℃，排氣背壓5 kPa。

1.3數值模型

Urea－SCR系統內部包含十分復雜的流體流動過程、尿素水溶液的噴射及分解反應過程、氣固催化反應過程，為了掌握船機SCR系統內部排氣流場的分布規律，需要對這些物理化學過程進行全面、準確的數值模擬。湍流模型采用k－z－f模型，離散方程組采用SIMPLE PISO算法，動量方程采用MINIMOD Relaxed格式，而連續方程和湍流方程均采用中心差分格式求解。

1.3.1催化器模型

蜂窩式催化劑由成百上千條獨立的通道組成，可將其簡化為多孔介質。盡管SCR反應的詳細機理尚未得到證實，但相關研究表明，SCR催化反應過程主要包括標準SCR反應(式(1))和快速SCR反應(式(2))［7］:

根據Eley－Rideal機理，SCR反應速率方程表示如下

式中:K1、E1分別為反應(1)對應的頻率因子和活化能，K2、E2分別為反應(2)對應的頻率因子和活化能，Ts為催化劑溫度，cNO、cNO2分別為NO和NO2物質的量濃度，θNH3為NH3表面覆蓋度。

根據Langmuir等溫方程，θNH3表達式為

尿素分解產生的異氰酸，在催化劑的作用下會迅速水解生成氨氣，該反應為二級反應，根據質量作用定律，異氰酸水解反應速率方程表示為

式中:Khydro、Ehydro分別為催化條件下異氰酸水解反應的頻率因子和活化能，cH2O為水蒸氣物質的量濃度。

氨氣的氧化反應為一級反應，反應速率方程可表示為

式中:K3、E3為分別為氨氧化反應的頻率因子和活化能。

1.3.2噴霧模型

尿素水溶液的噴射過程包括液滴的霧化，破碎，蒸發，液滴與氣體的混合，粒子與壁面的碰撞等，在這一系列過程中包含有多相流動現象，即尿素液滴、排氣組成的兩相混合物。因此，需對氣液兩相的守恒方程同時進行數值求解。目前，工程應用中對噴霧的模擬均采用一種基于統計方法的離散液滴模型(DDM)［8］。對于單個尿素液滴，其軌跡和速度的微分方程如下

式中:Fidr是拖曳力;Fig是重力和浮力的矢量和;Fip是壓力;Fib表示其他外界作用力，如虛擬質量力、靜電力或磁力等。氣流對液滴的拖曳力和重力決定了液滴的運動狀態，液滴的加速度方程為

式中:ui，d代表液滴的速度矢量，ρd代表液滴的密度，Dd代表液滴的直徑，ρg代表氣體的密度，ui，g代表氣體的速度矢量，gi為重力加速度。拖曳力系數CD為液滴雷諾數Red的函數:

液滴的雷諾數可通過式(11)計算:

式中:μg代表氣體的動力粘度，μrel代表液滴相對于氣流的速度。

對式(9)進行積分可得到液滴的速度。液滴瞬時位置可表示為

1.4流場評價指標

為了定量研究不同結構參數對混合器性能的影響，需確定合理的評判標準，從而為流場的優化提供指導［9－11］。本文對排氣流場的評價指標主要有:還原劑分布均勻性、壓力損失和SCR性能參數。

1.4.1還原劑分布均勻性

在均勻性指數的公式中，加入了表征計算網格單元大小的面積，不僅能夠反映幾何模型的結構特征，同時也降低了對網格規整性的要求，從而可對整個截面上濃度分布均勻性的程度進行精確的描述。因此，該指數適合于評價具有不同結構型式的SCR系統內部濃度分布的均勻性。

式中:γ為均勻性指數，γ越大說明濃度越均勻，γ=1表示分布完全均勻。wi為網格i的組分濃度，為整個截面上的平均濃度，Ai為網格i的面積，A為整個截面的面積，N為截面的網格總數。

1.4.2壓力損失

混合器可以在流場中產生強烈的旋流，從而改善還原劑與排氣混合的均勻性。若混合器的結構設計得不好，不僅會造成極大的壓力損失，同時也無法保證催化器轉化效率的提升。與此同時，排氣背壓過高會導致燃油燃燒效率下降、經濟性變差，進而影響柴油機的動力性。因此，壓力損失必須作為流場優化裝置的一個評價指標。

1.4.3SCR性能參數

為分析流動均勻性及還原劑濃度均勻性對SCR性能的影響，文中采用NOx轉化率和氨泄漏兩個指標來進行表征。NOx轉化率為催化劑進出口的NOx濃度差與催化進口的NOx濃度值之比，表示為

式中:cNOx，in、cNOx，out分別表示催化劑進、出口的NOx;平均濃度。氨泄漏為催化劑出口的NH3平均濃度值。

2　計算結果與分析

2.1不同混合器的NOx轉化效率

圖5為SCR系統加裝不同結構混合器后的NOx轉化效率和NH3泄漏。沒有混合器時，NOx轉化效率只有72％，NH3氨泄漏高達34 ppm;錐形混合器的葉片數量越多，NOx轉化效率越高，NH3氨泄漏越低;在蝶形混合器中，L=300 mm的混合效果最好。混合效果最好的8葉片錐形混合器，可以在原來的基礎上提高14.3％的轉化效率，同時氨泄漏下降到10 ppm以下。

圖5　不同混合器的NOx轉化效率和NH3泄漏Fig.5 Comparison of NOxconversion and ammonia slip

圖6為不同混合器結構下催化劑進口還原劑的平均濃度對比。加裝混合器后，催化劑進口的NH3和HNCO濃度均有所上升;其中，8葉片錐形混合器的還原劑濃度(NH3+HNCO)升高了10％。由此可見，尿素液滴與混合器葉片發生碰撞后發生了二次破碎，使得液滴的蒸發量大大增加，因此進入催化劑的還原劑濃度升高。雖然尿素的水解大部分發生在進入催化劑之后，但是在催化劑體積一定的情況下，提高催化劑前還原劑的生成量可以增加催化劑入口的氨過量系數，從而在一定程度上提高轉化效率［12］。

通過分析混合器對流場分布的影響來進一步解釋上述現象。圖7為不同混合器結構的液滴分布及湍動能分布，其中圓截面為混合器下游100 mm處，方形截面為催化劑入口。8葉片錐形混合器的排氣下游的湍動能分布較均勻，液滴被切割成更小的微團，在進入催化劑之前尿素液滴已蒸發完全;而安裝其余混合器時，進入催化劑后仍有部分尿素液滴存在。另一方面，葉片數越少或葉片長度越短，混合器下游100 mm處形成的湍動能越強烈，這意味著壓力損失的增加。

圖6　不同混合器的催化劑進口還原劑濃度Fig.6 Comparison of reducing agent concentration infront of catalyst

圖7　不同結構混合器下的液滴分布及湍動能分布Fig.7 Comparison of spray droplets and turbulent kinetic energy distribution

2.2不同混合器對還原劑與排氣混合均勻性的影響

表2比較了不同混合器對各橫截面上NH3濃度分布的影響。在混合器下游100 mm處(截面1)，不同混合器結構的NH3濃度均勻性指數相差較大;均勻性與湍動能成正比關系(見圖7)，說明此時湍動能的大小對NH3與排氣的混合起著決定性作用。排氣到達催化劑入口(截面2)，各混合器的NH3分布均勻性基本持平，8葉片錐形混合器的混合效果最好。加裝混合器可以在擴壓管4個邊角形成了較大尺度的漩渦，使得中間區域的氣流可以沿著排氣管壁方向流動;在進入催化劑的前端后，這些漩渦耗散為多個渦流團，加強了氣流向四周的擴散，因此NH3在催化劑入口的分布更為均勻(圖8)。

表2　不同混合器在各橫截面上的NH3濃度分布均勻性Table 2 Homogeneity of ammonia concentration distribution

圖8　不同混合器下催化劑入口的NH3分布Fig.8 Sectional view of ammonia concentration distribution

2.3不同混合器對壓力損失的影響

錐形、蝶形混合器都是通過葉片單元使排氣產生徑向速度脈沖，形成主體對流和渦旋運動，在此過程中尿素液滴被分散切割，從而達到排氣與還原劑均勻混合的目的。由于流動方向的變化，排氣不斷產生分流與合流，不可避免地造成排氣壓力損失。

表3給出了SCR系統加裝不同結構混合器后的壓力損失。可以看出，對于錐形混合器，壓力損失隨著葉片數量的增加而遞減;這是由于葉片數量越多，混合器的總流通面積越大，節流作用越弱。對于蝶形混合器，葉片越短氣流流動方向的變化越劇烈，因此壓力損失隨著葉片長度的減小而遞增。綜上所述，8葉片錐形混合器的混合效果較好，且壓力損失在可接受范圍內，將對其進行進一步的試驗研究。

表3　不同混合器的壓力損失Table 3 Pressure loss of different mixers

3　試驗驗證

3.1試驗設計

試驗對象為一臺16缸、4沖程V型船用柴油機，原機排放可以滿足Tier2排放標準。主要試驗設備和儀器見表4。不同用途和運轉特性的船舶柴油機適用的試驗循環和加權系數不同，本文研究的柴油機為船用發電機組，適用于“恒速輔發動機”測試循環。試驗按照D2循環的測試方法和規程進行，采用格蘭富尿素噴射系統對加裝混合器的SCR催化器與原結構SCR催化器的NOx排放性能進行試驗對比［13］。

表4　主要試驗設備和儀器Table 4 Specifications of test equipment and instrument

3.2試驗結果與分析

D2循環下5個工況的NOx轉化效率對比結果如圖8所示?？梢钥闯觯惭b混合器后各工況點的NOx轉化效率均大幅上升，表明混合器促進尿素的充分分解和混合的作用非常明顯。在100％負荷工況下，試驗得到的NOx轉化效率和混合器壓力損失分別為90.5％和3.17 kPa，與計算值非常接近，驗證了數值模型的可靠性。

船舶柴油機NOx排放值是按照《NOx技術規則2008》規定的程序測量和計算出的NOx總加權排放量。該柴油機D2循環的原機比排放為5.58 g/(kW·h);尿素噴射系統保持工作狀態時，不帶混合器催化器和帶混合器催化器的NOx加權比排放分別為0.56 g/(kW·h)和0.37 g/(kW·h)(表5)。雖然不帶混合器也可以滿足Tier3標準(2.1 g/(kW·h))，但加裝混合器后可以在相同的尿素消耗量下獲得更高的NOx轉化效率和較低的NH3泄露，節約尿素成本的同時有效避免了二次污染。

圖9　D2循環各工況的轉化效率Fig.9 NOxconversion under various operating modes of D2 cycel

表5　D2循環結果Table 5 Test results of D2 driving cycle

4　結論

1)以某船機SCR系統為研究對象，提出錐形混合器和蝶形混合器的設計方案，利用AVL－FIRE建立排氣管路、混合器和催化器的計算模型。模擬結果表明，混合器有利于液滴的二次破碎，可促進尿素的蒸發及熱解，同時能夠提高噴霧與排氣的混合強度。

2)通過分析混合器對NH3分布均勻性、NOx轉化效率、NH3泄漏及系統壓降的影響，對比不同葉片數量、葉片長度的錐形混合器和蝶形混合器;當混合距離為4d時，安裝8葉片錐形混合器可使NOx轉化率提高14.3％，氨泄漏降低25 ppm，而壓降僅為3.43 kPa，綜合效果較好。

3)船用柴油機D2測試循環結果表明:在相同的催化劑體積和尿素噴射量下，安裝8葉片錐形混合器后各工況點的NOx轉化效率均上升約8％，NOx加權比排放從0.56 g/(kW·h)下降到0.37 g/(kW·h)。

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Numerical simulation and experimental study of static mixers for a marine SCR system

CHEN Yue，LYU Lin
(Key Laboratory of High Performance Ship of Ministry of Education，Wuhan University of Technology，Wuhan 430063，China)

Abstract:To improve the decomposition rate of urea and the mixing uniformity of NH3，a computational fluid dynamics(CFD)method was used to optimize the design of a static mixer in a marine selective catalytic reduction system(SCR).The effect of different mixer structures on the ammonia concentration distribution，NOxconversion，NH3slip，and pressure loss were analyzed.The simulation results showed that the mixer plays a role in the breakup of spray droplets，urea decomposition，and mixing of the spray with the exhaust，as well as the mixing uniformity of the spray and exhaust.It was established that a cone mixer with eight blades achieved better mixing than other mixers.An increase in NOxconversion of 14.3％ and a decrease in ammonia slip of 25 ppm were achieved compared with the original SCR system.An emission test was conducted of the D2 driving cycle of the optimized SCR system.The results showed that when using the same volume of catalyst and urea dosing，the NOxconversion increased by approximately 8％ after installing the cone mixer with eight blades under most of the operating conditions investigated，and the brake－specific emission of NOxin the D2 driving cycle was decreased from 0.56 g/(kW·h)to 0.37 g/(kW·h).

Keywords:diesel engine;marine SCR;NOx;emission test;mixer;CFD

通信作者:陳悅，E－mail:chenyuedadi@ 126.com.

作者簡介:陳悅(1987－)，男，研究生，博士研究生;呂林(1961－)，男，教授，博士生導師.

基金項目:國家自然科學基金資助項目(51379165);湖北省自然科學基金資助項目(20520005).

收稿日期:2014－10－07.網絡出版時間:2015－12－21.

中圖分類號:TK421.5

文獻標志碼:A

文章編號:1006－7043(2016)01－0024－06

doi:10.11990/jheu.201410007

網絡出版地址:http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20151221.1603.038.html