船用柴油機SCR噴射系統結構參數三維仿真與優化

付立東，楊奉陽，徐加偉，吳桂濤

(大連海事大學 輪機工程學院，遼寧 大連 116026)

0 引 言

氮氧化物（NOx）作為柴油機有害排放物之一，其帶來的環境問題日益受到人們的關注[1]，針對其危害，國際海事組織（IMO）通過MARPOL公約附則VI修正案對船用柴油機氮氧化物排放值分階段提出了具體要求，其中，第3階段（Tier III）標準已于2016年正式生效。選擇性催化還原（SCR）技術是滿足第3階段（Tier III）標準最有效的技術之一[2]。SCR系統仿真分析對SCR系統設計及檢驗具有重要意義。本文對6105AZLD型柴油機試驗臺SCR系統進行建模仿真，從多個角度對仿真結果進行分析，并仿真模擬噴射系統結構參數對SCR系統的影響。

1 SCR系統三維模型的建立

使用FIRE ESE后處理模型完成對網格的劃分，計算出75%工況下的排氣參數及相應尿素噴射量，結合試驗臺實驗結果，完成求解器文件的設置及整個模型的搭建。

首先，基于SCR系統的實際尺寸對SCR系統入口到催化劑入口部分進行繪制，建立SCR系統整體三維模型，使用FIRE軟件進行網格劃分，生成總數為393 624的全六面體網格。

圖1 SCR計算網格Fig.1 Computational mesh of SCR

2 參數設置

2.1 入口邊界條件

選用間接測量法，根據柴油機功率、柴油機的燃油消耗率和空燃比等參數，柴油機排氣質量流量計算式為

式中：Qm,ext為柴油機排氣質量流量；P為柴油機功率；g為燃油消耗率；α為過量空氣系數；A為理論空燃比。

模擬工況選取為1 500 r/min、75%負荷（柴油機功率P為86.6 kW）恒定工況，該工況下的燃油消耗率g為215 g/kW·h；對四沖程柴油機過量空氣系數α一般取1.5～2.1，本文取2。

使用三節爐法對試驗臺所用燃料-10號輕柴油進行碳氫測定，最終獲得的C、H質量含量分別為=86.024%和為12.963%，則O含量為1.013%[3]。將計算結果代入式（2）：

得理論空燃比A為14.2，進而求得柴油機排氣質量流量：

則排氣中CO2、H2O、O2的質量流量分別為：

根據上文所計算出的理論空燃比可知，空氣的質量流量為燃油消耗量的28.4倍；排氣中C，H，O，N的質量流量比為0.860 24:0.129 63:6.627 33（0.010 13+28.4×0.233）：21.782 8（28.4×0.767）。

結合式（3）和式（4）、試驗臺測得的NOX濃度（=1 250 ppm）參數即可求得排氣中各氣體組分質量分數；將各組分的氣體質量分數除以相應的摩爾質量，得到摩爾質量分數，進而得出各排氣組分體積分數。

當柴油機處于75%負荷（86.6 kW）工況時，實驗測得排氣溫度為450 ℃，排氣壓力102 785 Pa（大氣壓101 325 Pa）[4]。根據已知的各排氣組分質量分數求得混合氣體的摩爾質量為=28.954 3 g/mol。引用理想氣體狀態方程：

排氣流速的求解方程為：

求得排氣流速v=17.4 m/s

動力粘度按計算經驗公式計算[5]：

噴嘴入口處雷諾數為：

式中，Dhyd為水力直徑，Dhyd=0.15 m，代入數值求得Re=37 998.53＞8 000，排氣為湍流流動。

排氣湍流強度為：

代入數值得I=4.28%。

湍動能（Turbulence Kinetic Energy）和湍流長度尺度（Turbulence Length Scale）分別按以下經驗公式計算：

式中，L可定義為水力直徑，代入數值求得k=0.832 m2/s2，l=0.010 5 m。

已知進口平均速度、水力直徑、湍動能、湍流長度尺度，FIRE軟件自動求得湍流耗散率（Turbulence Dissipation Rate）=11.874 3 m2/s3，% of mean velocity=4.28，% of hydraulic diameter=7。

2.2 出口邊界及壁面設置

出口邊界通常設置靜壓（static pressure）為標準大氣壓101 325 Pa。壁面速度邊界條件設置為0；由于柴油機的排氣管與外界環境存在著熱交換，因此要選取對流/輻射換熱形式，環境溫度設置為300 K，傳熱系數設為 5 W/m2·K。

2.3 噴嘴模型設置

噴嘴的結構和直徑將直接決定噴霧形態和液滴粒徑尺寸分布，進而決定了SCR系統脫硝性能[6]。其參數設置如表1所示。

表1 噴嘴模型參數設置Tab.1 Parameters of nozzles model

3 試驗臺SCR系統仿真結果分析

從壓力場、霧化效果和速度場3個方面對試驗臺模型進行分析，對壓力場進行分析，確定了催化劑為SCR催化反應器的主要壓力損失來源[7]；通過噴霧粒徑分布云圖，分析了液滴霧化過程及規律；速度分布云圖直觀顯示了SCR催化反應器內排氣的流速分布，驗證了化學反應動力參數的合理性。

3.1 壓降分析

為分析SCR系統壓力分布，取噴霧開始時絕對壓力三維仿真結果，作中軸線處XY平面的切面，結果如圖2所示。

由圖2可知，SCR催化反應器從入口到出口排氣壓力整體呈降低趨勢，進出口存在明顯的壓差。排氣管入口處壓力與擴張段入口處壓力大致相同，無明顯壓差，可見由排氣與管壁摩擦造成的沿程壓力損失很小。在擴張段處，由于催化劑入口節流的原因，擴張段壓力沿排氣方向逐漸增加；另一方面，由于擴張段在Y方向上的長度逐漸增加，壓力增加不明顯，因此，在擴張段處壓力的增加呈三角形分布。在催化劑前半部分，由于催化劑入口節流的原因，排氣壓力有最大值；在催化劑后半部分，排氣壓力變化不大；整體來看，排氣壓力沿排氣方向逐漸降低，在催化劑進出口存在明顯壓差。

圖2 壓降分析Fig.2 Pressure drop analysis

綜上分析，排氣管造成的沿程壓力損失和擴張段、收縮段造成的局部壓力損失很小，造成SCR催化反應器壓力損失的主要原因是催化劑部分的局部壓力損失，這與文獻[8]的試驗研究結果基本相符。

3.2 霧化效果分析

圖3為噴霧霧化效果圖。由圖3（a）可知，在0.1 s～0.4 s噴霧期間尿素水溶液液滴索特平均直徑約為35 μm，霧化效果與試驗臺噴嘴標定參數基本相同，霧化效果滿足預期。由圖3（b）可知，隨著尿素水溶液的持續噴射，在噴射壓力的作用下，噴束貫穿距離不斷增加；在噴孔附近，尿素液滴直徑約為36 μm，噴霧液滴在排氣的作用下向催化劑方向流動，隨著高溫排氣的持續加熱，液滴直徑不斷減小，直至完全轉化為尿素蒸氣；在催化劑入口截面出，噴霧液滴直徑均在40 μm以下，多數液滴直徑為10～30 μm。

圖3 噴霧霧化效果Fig.3 Spray atomization effect

在排氣方向，隨噴霧貫穿距離的不斷增大，噴霧液滴分布范圍越來越廣，從噴嘴至擴張段入口，噴霧液滴整體呈圓錐分布。這主要是液滴在運動過程中不斷受到隨機氣動干擾力所致[9]：剛離開噴孔的液滴粒徑較大，慣性和動量也大，氣動力對液滴運動的擾動相對較小，液滴可保持其軸線流動運動軌跡。隨著高溫排氣的持續加熱，大液滴破碎為小液滴，液滴的慣性和動量也隨之變小，容易受到隨機氣動干擾力的影響而向四周擴散。在催化劑入口處，噴霧液滴分布為橢圓形，擴張段左右兩側出現液滴撞壁現象，粘附在管壁表面的尿素液滴容易形成結晶，阻塞管路和催化劑，使系統壓降上升。

3.3 速度場分析

圖4和圖5分別為噴霧結束時催化反應器內部X-Y切面及Y-Z切面速度矢量圖。

由圖4可知，當排氣進入排氣管后，排氣流速在排氣管橫截面分布均勻，排氣方向保持一致。當排氣流經擴張段時，由于擴張段橫截面積逐漸增加，一部分排氣向Y軸方向擴散；一部分排氣由于催化劑入口截面阻力在入口截面附近繞流，形成渦流；由于催化劑孔道的原因，排氣在催化劑入口界面流動分離，造成排氣在催化劑入口界面出現明顯的流速下降；另一方面，排氣流速沿擴張段逐漸下降，在擴張段進出口處尤為明顯。排氣進入催化劑后速度明顯低于排氣管流速，但氣流平穩，速度分布均勻。

由圖5可知，在排氣管內，由于排氣與壁面流動摩擦的原因，在排氣管橫截面處，流速呈環形分布，速度由中心向四周逐漸降低。

4 噴射系統結構參數優化

本節將使用控制變量法依次對噴嘴孔數、擴張段長度、噴嘴距首層催化劑的距離進行優化，從而獲得一組最優的噴射系統結構參數。由于計算時間有限，本文選取的尿素熱解活化能較低，以期在較短時間內生成大量氨氣，氨氣局部濃度較實際情況偏高，但氨氣的擴散和分布規律與噴束一致，因此，本節主要從氨氣的分布范圍和擴散過程對仿真結果進行分析。

4.1 噴嘴孔數

噴嘴的噴孔數直接影響著尿素水溶液噴霧霧化效果，以及氨氣與氮氧化物混合的均勻性。由于徑向噴射的尿素初始速度方向與排氣流動方向正交，合成速度有利于尿素溶液沿徑向的擴散分布，霧化效果優于軸向噴射[10–11]，因此，本文僅對1孔噴嘴采用軸向噴射，2孔、3孔、4孔、6孔、8孔采用徑向布置的噴孔進行研究。保持其他結構參數不變，分別對1孔、2孔、3孔、4孔、6孔、8孔的噴嘴進行建模分析。圖6及7分別為0.35 s時催化劑入口NH3濃度分布和0.6 s時催化劑出口NO濃度分布。

圖6為SCR反應器催化劑入口截面氨氣分布云圖，該圖較直觀地反映了氨氣的分布均勻性。在噴射速率相同的情況下，噴孔數量越多，目標截面處的濃度場分布越均勻，氨氣的擴散區域也越大。

圖8為0.6 s時不同噴孔數目對SCR系統NOx轉化率的影響。噴孔數目為1時，SCR系統NOx轉化率最低，這主要是由于噴霧擴散范圍小，氨氣與排氣混合不均勻；噴孔數在從1孔變為2孔時，NOX轉化率明顯上升，由15%上升至35%；隨著噴孔數目的增多，SCR系統NOx轉化率不斷上升，但漲幅不斷縮小，8孔時SCR系統NOx轉化率有最大值72%。

原因分析：噴孔的數目影響噴霧形狀及氨氣分布的均勻性，進而影響SCR系統脫硝性能。當噴孔數為1和2時，氨氣在排氣管截面的分布均勻性差，無法與氮氧化物充分混合，造成系統脫硝性能下降及氨泄漏；隨著噴孔數量的增加，氨氣沿周向的分布范圍不斷擴大，氨氣分布越均勻，SCR系統NOx轉化率越高。當噴孔數目為8時，氨氣分布均勻性達到較高水平，噴孔數目再增加，對SCR系統脫硝性能的改善不再明顯。考慮噴嘴孔數與加工成本的關系，本文選用8孔徑向噴嘴。

圖6 噴嘴噴孔數對NH3分布均勻性的影響Fig.6 The mole fraction of NH3 at catalyst inlet section with different injector holes

4.2 擴張段長度

擴張段長度的變化對催化反應器內部流場的分布有一定影響?；谝陨蟽灮Y果，本節對擴張段長度Le分別為70 mm，100 mm，130 mm，160 mm的4組催化反應器建立1:1比例模型并進行分析，結果如圖9所示。

由圖9和圖10可知：擴張段長度對氨氣在催化劑入口截面的分布、催化反應器的脫硝性能影響不大。通過對排氣的流動及NOx轉化率的分析，本文選取擴張段的長度為130 mm。

4.3 噴嘴距首層催化劑的距離

噴嘴距首層催化劑入口截面的距離是SCR噴射系統的重要結構參數之一。在排氣流速一定的情況下，液滴在排氣管內的滯留時間由噴嘴距首層催化劑入口截面的距離決定，距離太短，留給尿素蒸發、熱解和異氰酸水解反應的時間不足，氨氣生成量偏低，導致SCR催化反應器脫硝率降低；另一方面，未熱解的尿素會附著在排氣管壁和催化劑入口，造成催化劑堵塞，催化反應器脫硝性能進一步降低，同時排氣壓力升高，惡化柴油機燃燒工況。一般來說，距離越長，催化反應器脫硝性能越好，而實際應用中，由于柴油機裝船空間有限，通常會限制反應器前排氣管長度以達到安裝要求。因此，合理的噴嘴位置對SCR系統尤為重要。

圖7 不同噴嘴在催化劑出口NO濃度分布Fig.7 NO concentration distribution at catalyst outlet section with different injector holes

圖8 噴嘴孔數對NOx轉化率的影響Fig.8 Effection of injector holes number to NOx conversion

目前試驗臺噴嘴距首層催化劑入口截面的距離約為4D（D為排氣管的直徑，即15 cm）。由相關文獻可知，噴嘴距首層催化劑入口截面的最佳距離為4D～8D[12]。結合試驗臺排氣管實際長度，移動噴嘴位置，依次選取距離為4D，5D，6D，7D時進行建模仿真，分析不同距離對SCR系統的影響，結果如圖11所示。

圖9 擴張段長度為70 mm，100 mm，130 mm，160 mm時目標截面處NO濃度分布Fig.9 NO concentration distribution at catalyst inlet section with 70 mm, 100 mm, 130 mm, 160 mm in expanded part

圖10 擴張段長度對NOX轉化率的影響Fig.10 Effect of the expanded part length to the conversion rate of NOX

圖11 噴嘴到首層催化劑入口距離對噴霧液滴及NH3濃度分布的影響Fig.11 Effection of distance between injector and first catalyst layer inlet section to spray droplet and NH3 concentration distribution on specified section

當噴嘴距首層催化劑入口截面的距離為4D時，氨氣主要集中在排氣管周圍，分布范圍小，向催化劑中心處擴散效果差；隨著距離的增加，噴霧液滴與排氣之間的混合空間及混合時間不斷增大，兩者混合更加充分，尿素熱解更加完全，噴霧的擴散范圍變廣，氨氣的分布越來越均勻。當距離為7D時，由于擴張段部分渦流作用較為強烈，尿素溶液噴霧液滴的熱解過程變差。因此，所以噴射距離L宜選5D或6D。

圖12為噴嘴至催化劑入口距離對NOx轉化率的影響。當噴嘴至催化劑入口距離從4D增加到6D的過程中，NOx轉化率逐漸增加。這是由于隨著距離的增加，尿素液滴蒸發熱解越完全，殘余噴霧液滴質量越小，生成的氨氣與排氣的混合越均勻，NH3與NOx反應越充分。當距離由4D增大為5D時，NOx轉化率上升明顯，之后距離的增加對NOx轉化率的影響減弱。當距離為6D時，氨氣濃度場分布較均勻且系統NOx轉化率最大，因此，選取6D作為優化后的距離。

圖12 噴嘴到首層催化劑入口距離對NOX轉化率的影響Fig.12 Effection of distance between injector and first catalyst layer inlet section to the NOX conversion

5 結 語

1）對壓力場進行分析，得出SCR系統壓降主要源自催化劑局部壓力損失；通過噴霧粒徑分布云圖，分析了液滴霧化過程及規律；速度分布云圖則直觀顯示了SCR催化反應器內排氣的流速分布。

2）本文在柴油機處于75%負荷穩定工況、排氣溫度450 ℃、氨氮比為1.2的前提下，采用控制變量法，以NOX轉化率為優化標準，對噴射系統結構參數進行優化，得出一組最優的結構參數：噴嘴孔數為8孔，擴張段長度為130 mm，噴嘴距催化劑入口截面的距離為6D。

3）對碰壁現象進行分析。本文由于條件有限并未考慮噴霧液滴的碰壁現象，后續仿真可以在現有模型的基礎上添加碰壁模型。