船舶低速柴油機SCR系統設計及試驗驗證

楊智遠　江國和　魏海軍　張旭升　王濤

摘要：

由于船舶機艙空間狹小，船用二沖程柴油機SCR反應器及其管路布置較為困難，利用CFD對柴油機100%負荷工況下SCR反應器前混合段內霧化后的尿素溶液與排煙的混合過程進行模擬。通過模擬得到6S35MEB9船用柴油機SCR系統在混合器葉片角度為15°、導流器擴展角度為75°時可以實現短距離內還原劑與排煙的良好混合，且整套系統壓降控制在1 400 Pa以下。對6S35MEB9船用柴油機全尺寸SCR系統進行100 h臺架試驗，在中國船級社NOx排放指南要求的E3推進工況下，實現原機NOx比排放量由18.15 g/（kW·h）減少至3.17 g/ （kW·h） 。本設計為實船SCR系統的配備提供了理論和應用基礎。

關鍵詞：

船舶低速柴油機； SCR系統； 混合器； 導流器； 優化； 試驗驗證

中圖分類號： U664.121.1； TK421.5

文獻標志碼： A

Abstract：

In view of the fact that the arrangement of the twostroke diesel engine SCR reactor and its pipe is difficult due to the narrow space in a ship engine room， CFD is used to simulate the mixing process of atomized urea solution and exhaust gas in the mixing section before SCR reactor under 100% load condition of diesel engine. The simulation results show that， when the blade angle of the mixer is 15° and the expansion angle of the diffuser is 75°， the SCR system of 6S35MEB9 marine diesel engine can achieve a good mixing of reducing agent and exhaust smoke in short distance， and the pressure drop of the whole system is controlled less than 1 400 Pa. Through 100 h bench scale test for the fullscale SCR system of 6S35MEB9 marine diesel engine under the E3 propulsion condition required by the NOx emission guidelines of China Classification Society， the NOx brake specific emission of the original engine is reduced from 18.15 g / （kW·h） to 3.17 g / （kW·h）. The design provides a theoretical and practical basis for the real ship SCR system.

Key words：

marine slow speed diesel engine； SCR system； mixer； diffuser； optimization； test verification

0引言

為使船用二沖程低速柴油機NOx排放量達到《MARPOL公約》附件VI規定的排放要求（比排放量限值為3.4 g/（kW·h）），目前最有效的機外控制技術之一是尿素選擇性催化還原（urea selective catalytic reduction， UreaSCR）技術[1]。然而，在實際船舶應用中，船舶柴油機SCR系統的初次安裝成本和使用成本遠遠高于其他廢氣處理技術[23]。為節約船舶所有人成本并確保SCR系統在全壽命期內高效運行，國內外學者[47]對SCR反應器中催化劑性能、反應器結構及其控制策略等進行了大量的研究。文獻[810]利用數值模擬結合試驗驗證的方法，研究了SCR系統中尿素溶液的霧化混合性能。文獻[11]在SCR反應器前加裝混合器并對其進行了測試，證明加裝混合器能夠提高SCR系統的NOx轉化效率并減少氨氣泄漏。文獻[3]通過建立SCR系統三維動態數學模型，對SCR系統尿素溶液霧化過程和混合過程進行了模擬，結果表明，高壓噴射加靜態混合器可顯著提高SCR系統的氣液混合均勻度，提高SCR系統脫硝的效率。

本文以6S35MEB9船用二沖程低速柴油機為研究對象，利用CFD對柴油機100%負荷工況下SCR反應器前混合段內霧化后的尿素溶液與排煙的混合過程進行模擬，對混合器、導流器參數進行優化后，搭建SCR反應系統，隨后進行臺架試驗來驗證本設計是否滿足tierⅢ的要求。

1數學模型和評價指標

1.1SCR系統

SCR系統主要包括混合段、擴張段、SCR反應器和收縮段。反應器尺寸為4 770 mm×2 048 mm×2 086 mm。催化劑雙排布置，每排催化劑前布置吹灰管路。仿真模型采用六面體和四面體混合網格，網格節點數為4 046 614，網格單元數為14 757 491。SCR反應器的網格劃分見圖1。

1.2控制方程

UreaSCR系統的物理化學反應包括系統內部的傳熱傳質、尿素水溶液蒸發與分解、催化還原化學反應等，其反應機理十分復雜[12]。該系統數學模型主要包括連續性方程、動量守恒方程、能量守恒方SCR反應器網格劃分示意圖

程和湍流方程。這里，湍流方程采

用kεf湍流模型[13]，其k方程、ε方程、ζ方程和f方程分別為

dkdt=Pk-ε+xk（v+Cμζkts）kxk

dεdt=Cε1Pk-Cε2εT+xkv+Cμζktsσεεxk

dζdt=f-ζkPk+xkv+Cμζktsσζζxk

f-L22f2xk2=C1-1+C′1Pkε2/3-ζts+C2Pkk

式中： k為湍動能；Pk為應力項；ε為湍動能耗散率；v為運動黏度； ζ為黏度尺度比；ts為湍流時間尺度；T為流體溫度；L為湍流長度尺度；f為松弛因子；σε和σζ分別為ε方程和ζ方程所對應的普朗特數；C1、C′1、C2、Cε1、Cε2、Cμ為經驗常數。

1.3催化反應器多孔介質模型

SCR催化劑主要有蜂窩式催化劑和板式催化劑2種。本系統選用蜂窩式催化劑，它屬于多孔介質。對多孔介質的仿真主要設置兩個阻力系數，即黏性阻力系數和慣性阻力系數。這里，組分傳輸方程、連續性方程、在慣性坐標

系i方向上的動量守恒方程[13]分別為

φgρgωm，gt=

φgρgωm，gμgz+φgρgzρgDeffωm，gz+Mm，gl（vl，kl（cm，Ts））

ρt+xi（ρui）=S

t（ρui）+xj（ρuiuj）=-pxi+τijxj+ρgi+Fi

式中：φg為催化劑孔道體積分數；ρg為氣體密度；ωm，g為氣體中組分m的質量分數；μg為氣體平均速度；Deff為氣體的平均擴散速度；Mm，g為氣體中組分m的摩爾質量；l為反應l的反應速率；vl，k為反應l中組分m的當量系數；cm為組分m的濃度；Ts為催化劑溫度；ρ為流體密度；ui和uj分別為流體在i、j方向上的速度分量；S為流體常數；ρ為流體密度；p為流體在i方向上的壓力；τij為應力張量分量；gi為流體在i方向上的重力加速度；Fi為流體在i方向上受的力。

1.4評價標準及目標

尿素溶液與排煙的混合均勻性對SCR系統工作性能的影響較為明顯。為對比各種幾何參數，如混合器葉片角度、導流器擴張角度等因素對流動的影響，須給出流動均勻性的評判準則，以便對不同參數方案的流動均勻性進行比較。

均勻性指數[14]是用于評價流體在各截面上的濃度和速度均勻分布情況的，用γ表示：

γ=1-Ni=1αi-Xi2X

式中：αi為網格i的流體濃度或速度；為截面上的流體平均濃度或平均速度；Xi為網格i的面積；X為截面面積；N為截面上網格總數。γ的取值范圍為0～1，γ值越大，截面處的濃度或速度越均勻。

本設計確保催化劑入口截面處還原劑質量濃度均勻性指數大于0.85，SCR反應器入口截面處尿素溶液與排煙混合組分的速度大小偏差在-10%～10%范圍內。

壓降計算公式為

ΔP=Pin-Pout

式中：ΔP為壓強損失；Pin為進口壓強；Pout為出口壓強。

為降低SCR系統本身對主機工作性能的影響，本設計確保整個SCR系統壓降低于1 500 Pa。

2混合器、導流器設計與優化

2.1邊界條件

對6S35MEB9船用二沖程低速柴油機在100%負荷工況下SCR反應器進行模擬，該工況下的功率為3 250 kW，NOx的比排放量為18.15 g/（kW·h）。排煙的入口流速為21.942 m/s，溫度為225 ℃；質量分數為40%的尿素溶液的質量流量為69 kg/h；尿素噴嘴有6孔，孔徑為1.4 mm；霧化空氣壓力為2.4 bar（1 bar≈1×105 Pa）；催化劑黏性阻力系數為2 000 001 m-2，慣性阻力系數為861 m-1，孔隙率為0.88。

2.2混合器葉片角度優化

混合器安裝在SCR反應器與尿素噴嘴之間的管路內，使混合氣體產生強烈湍流，提高尿素溶液與排煙的混合均勻性。混合器由中間圓轂和8個帶有角度的長方形葉片組成，見圖2。

混合器葉片角度α是葉片截面與軸線的夾角。隨著α增大，由混合器導致的SCR系統壓降會急劇升高，故選擇α為10°、15°、20°、25°進行比較研究。

圖3為計算得到的還原劑質量濃度均勻性指數、尿素溶液與排煙的混合組分速度均勻性指數和壓降隨α的變化曲線。當α為15°時，這3個指標值分別為0.66、0.92和96 Pa。通過對圖3的分析可知，α的增加：一方面可以增大排煙湍流強度，有利于混合；另一方面會引起排煙旋流程度逐漸加劇，徑向速度和切向速度增加，導致速度均勻性降低。因此，綜合考慮均勻性指數和合理的壓降，選擇α為15°的混合器進行下一步優化。

2.3導流器設計及優化

導流器布置在混合器之后，引導混合組分均勻地流向催化劑表面，進一步促進尿素溶液與排煙的混合。導流器三維結構見圖4。導流器擴張角度β（見圖5）是影響混合的關鍵參數之一。由于受臺架空間限制，選擇擴張角度β為70°、75°、80°進行比較研究。

圖6為還原劑質量濃度均勻性指數、尿素溶液與排煙的混合組分速度均勻性指數和壓降隨β變化的曲線。當β為70°或75°時，還原劑質量濃度均勻性

指數和尿素溶液與排煙的混合組分速度均勻性指數相差較小；當β為75°時這2個均勻性指數均比β為80°時的大，同時引起的壓降較β為80°時的低36 Pa。因此，在減少反應器整體尺寸的前提下，為保證尿素溶液與排煙的混合更加均勻并減小擴張段和導流器結構壓降，選擇β為75°。

2.4混合器、導流器和反應器綜合分析

根據流場分析結論和實際安裝條件，選定混合器葉片角度為15°，導流器擴張角度為75°，混合器位于噴嘴前400 mm，尿素溶液噴嘴與反應器入口法蘭之間的距離為3 000 mm，進行系統整體混合均勻性分析。

圖7和8分別為在混合器尿素噴嘴上游催化劑入口截面處還原劑質量濃度分布、尿素溶液與排煙混合組分速度分布的云圖。計算結果表明，在催化劑入口截面處，還原劑質量濃度均勻性指數為0.86，混合組分速度均勻性指數為0.98，混合器和導流器壓降為195 Pa，滿足設計要求。

2.5整體壓降模擬分析

壓降是衡量SCR反應器功率損失的重要指標。由圖9可知，反應器的入口壓強為103 605 Pa，出口壓強為102 160 Pa。含有混合器、導流器、壓縮空氣管路附件的計算模型的進出口壓差為1 445 Pa，小于要求的1 500 Pa的標準，因此整體壓降滿足設計要求。

3試驗驗證

本SCR系統是針對MAN 6S35MEB9船用二沖程低速發動機在100%負荷工況下全尺寸設計的，為進一步驗證SCR系統的反應效果，進行100 h的耐久性試驗，臺架試驗見圖10。

本次試驗選用零號柴油，委托上海滬江柴油機排放檢測科技有限公司進行排放測試，采用美國CAI600測試設備，在E3循環下對MAN 6S35MEB9發動機在25%、50%、75%、100%負荷工況下的SCR系統工作性能分別測試60 min。測試涵蓋了柴油機本身所有的熱工參數，SCR反應器壓降，尿素噴射量，NOx、CO、CO2、CH的排放量，測試結果見圖11和12。結果表明，本SCR系統將原機的比排放量由18.15 g/（kW·h）降至3.17 g/（kW·h），滿足tier Ⅲ的標準。

4結論

（1）隨著混合器葉片角度的增加，催化劑入口截面處還原劑質量濃度均勻性指數逐漸增大，但排煙旋流程度逐漸加劇，使混合器入口截面處尿素溶液與排煙混合組分速度均勻性指數降低，同時造成較大的壓強損失（即壓降）。為合理控制SCR反應器整體壓降，并提高還原劑質量濃度和混合組分速度在催化劑入口截面處的均勻性，選擇混合器葉片角度為15°即可獲得較好效果。

（2）在減少反應器整體尺寸的前提下，為保證尿素溶液與排煙之間的混合更加均勻并減小擴張段和導流器結構壓降，選擇導流器擴張角度為75°。

（3）對MAN 6S35MEB9船用低速發動機全尺寸SCR系統的臺架測試表明，該反應器設計較為合理，反應器的工作效率為75%～85%。在氨逃逸體積分數低于1×10-5的前提下，該設計使原機排放滿足tier Ⅲ的要求，對其他船用柴油機的脫硝研發具有指導意義。

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（編輯趙勉）