國六柴油機雙旋流SCR混合器試驗研究

張曉麗，王霞，榮超，石代龍，安邦，王東升，楊永春

(濰柴動力股份有限公司發動機研究院，山東 濰坊 261205)

目前，在國Ⅵ排放階段，SCR依然是解決柴油機NOx排放的主流技術路線[1-2]。但尿素結晶一直是制約尿素-SCR技術發展的瓶頸問題[3-6]。尿素結晶最直接的危害就是堵塞混合器，使后處理系統背壓急劇升高，最終導致發動機燃油經濟性降低；另外，尿素結晶還會影響SCR催化劑使用壽命[7-10]。

針對目前國Ⅵ柴油機SCR后處理系統中存在的尿素結晶問題，以某重型國Ⅵ柴油機箱式后處理SCR混合器為研究對象，設計一種雙旋流混合器結構。采用CFD手段[11-14]分析SCR載體前端NH3分布均勻性、混合器壁面液膜厚度分布及流場分布。最后進行測試NOx轉化效率的單點轉化效率試驗、測試NOx排放的WHTC瞬態循環試驗以及用于驗證結晶情況的10 h發動機臺架尿素結晶驗證試驗。

1 SCR混合器結構優化設計

1.1 單旋流混合器結構原理及缺陷

某重型國Ⅵ柴油機SCR混合器為單旋流混合器(因為該混合器只有一級旋流片，因此稱單旋流混合器)，其結構見圖1。該混合器由旋流片、擋流板、

多孔管組成，其中旋流片接近噴嘴的一端有一小段條形孔管。廢氣進入混合器，一部分進入條形孔管，一部分進入旋流片，在旋流片的擾流作用下形成旋轉氣流，與噴嘴垂直噴入的尿素溶液混合，隨后一部分氣體從旋流片流出，經擋流板上的小孔流出，另一部分氣體直接從管內流出。由于廢氣進入混合器時一部分進入條形孔管，一部分進入旋流片，未能充分利用旋流片的旋流作用，產生的旋轉氣流很微弱，不能使滴落在旋流片壁面上的尿素液滴剝離、蒸發熱解，從而產生大量尿素沉積，形成尿素結晶[15-19](見圖2)。

圖1 國Ⅵ柴油機后處理系統整體結構

圖2 單旋流混合器結晶

1.2 雙旋流混合器結構優化設計

為解決上述問題，本研究提出了一種雙旋流混合器結構(該混合器有兩級旋流片，因此稱雙旋流混合器)(見圖3)。該混合器由一級旋流片、擋流板、錐形多孔管和二級旋流片組成，其中一級旋流片整段為旋流片，擋流板上沿圓周分布一圈小葉片，錐形多孔管出口為多孔板結構。

圖3 雙旋流混合器

廢氣進入混合器全部吹向一級旋流片，充分利用旋流片的擾流作用形成高速旋轉氣體，與噴嘴垂直噴入的尿素溶液混合，并包裹尿素液滴隨其旋轉流動，使尿素液滴在有限的混合時間里充分蒸發熱解。隨后一部分氣體直接從管內旋轉流出多孔管，一部分氣體流出一級旋流片后通過擋流板上的開孔流出，在小葉片的導流作用下吹向多孔管，使沉積在多孔管背面的少量液滴剝離、蒸發分解。最后氣體流經二級旋流片，在其擾流作用下旋轉流出，不僅極大程度降低混合器壁面的尿素結晶風險，還促進離開混合器后仍未完全分解的部分尿素溶液蒸發分解，進而提高SCR轉化效率。

本研究將封裝單旋流混合器和封裝雙旋流混合器的國Ⅵ后處理DOC_DPF_SCR總成分別稱為單旋流結構和雙旋流結構。

2 兩種結構的CFD對比分析

2.1 CFD模型設置

模型處理(包括流體域抽腔、幾何處理、面網格劃分)采用Hypermesh2017.1，求解軟件采用西門子STAR-CCM+11.04。體網格采用多面體網格Polyhedral，網格目標尺寸為8 mm，最小尺寸為0.5 mm。為保證載體部分計算精度，其體網格采用拉伸網格Extruder。

影響尿素溶液蒸發分解快慢的主要因素有廢氣流速和溫度，且成正相關關系。因此，關于尿素液滴的蒸發分解、NH3分布均勻性以及結晶風險預測的CFD計算，結合WHSC試驗循環(圖4)選擇廢氣溫度較低、負荷較低的工況(見表1)。

圖4 WHSC試驗循環

表1 計算工況條件

國Ⅵ后處理系統的排氣壓力損失主要取決于封裝結構、載體規格、廢氣溫度和廢氣流量，而對于確定的后處理結構，其排氣壓力損失主要由廢氣溫度和廢氣流量決定，且與廢氣溫度和廢氣流量成正相關，因此，關于后處理系統背壓的CFD計算選擇標定工況。

2.2 網格獨立性及模型有效性驗證

2.2.1網格獨立性驗證

圖5示出最小網格分別為1 mm和2 mm時載體前端面NH3的質量流量對比。從圖中可以看出，兩曲線基本重合，說明本模型基本上消除了網格尺寸大小對結果的影響，證明了網格的無關性，從而增強了結果的可信性。

圖5 SCR載體前端面NH3質量流量隨時間的變化

2.2.2模型有效性驗證

圖6示出模型模擬計算得到的單旋流混合器壁面液膜厚度分布與瞬態結晶驗證試驗中結晶位置分布對比情況。從圖中可以看出，仿真計算得到的混合器壁面液膜厚度分布與結晶試驗得到的混合器結晶位置基本一致，證明了計算模型的準確性和有效性。

圖6 混合器壁面液膜(仿真)與結晶(試驗)分布對比

2.3 模擬結果及分析

2.3.1液膜厚度

在低負荷工況下，單旋流混合器和雙旋流混合器壁面液膜厚度對比情況見圖7。從圖中可以看出，與單旋流混合器相比，雙旋流混合器的壁面液膜厚度要小很多。這是因為廢氣進入單旋流混合器時，一部分進入條形孔管，一部分進入旋流片，未能充分利用旋流片的旋流作用，產生的旋轉氣流很微弱，不能使滴落在旋流片壁面上的尿素液滴剝離、蒸發熱解，從而形成液膜。而在雙旋流混合器中，廢氣全部吹向一級旋流片，充分利用旋流片的擾流作用，形成高速旋轉氣流(見圖8)，包裹尿素液滴隨其旋轉流動，使尿素液滴在有限的混合時間里充分蒸發熱解，同時，從一級旋流片流出后通過擋流板開孔流出的氣體，在小葉片的導流作用下吹向多孔管，使沉積在多孔管背面的少量液滴剝離，進而降低了混合器壁面液膜的厚度，從而減小了結晶風險。

圖7 液膜厚度對比

圖8 速度流線

2.3.2分布均勻性

在低排溫、低負荷工況下，封裝單旋流混合器和雙旋流混合器的SCR載體前端面尿素質量分數對比見圖9。由圖9可知，封裝單旋流混合器和雙旋流混合器的后處理系統尿素熱解率分別為81%和90%，與封裝單旋流混合器相比，封裝雙旋流混合器尿素熱解效率提高了11.1%，尿素溶液的蒸發熱解效果大幅度增強。

圖9 SCR載體前端面 N2H4CO質量分數分布對比

低排溫、低負荷工況下SCR載體前端面NH3質量分數分布對比見圖10。單旋流結構SCR載體前端面的NH3分布均勻指數為0.79，雙旋流結構為0.91，雙旋流結構SCR載體前端面NH3分布均勻指數相對于單旋流結構提高了15.19%。表2示出兩種結構SCR載體前端面NH3分布情況，包括NH3濃度分布的最大值Amax，最小值Amin及平均值Aave,Amax/Aave和Amin/Aave分別為濃度最大值、最小值與平均值的比值，這兩個值越接近于1，表示分布均勻性越好。從表中可以看出，封裝雙旋流混合器的后處理系統相對于單旋流結構后處理系統的Amax/Aave和Amin/Aave更接近于1。因此，封裝雙旋流混合器的后處理系統SCR載體前端面NH3分布均勻性優于封裝單旋流混合器的后處理系統。

圖10 SCR載體前端面NH3質量分數分布對比

表2 SCR載體前端面NH3分布

單旋流結構和雙旋流結構在低負荷工況下SCR載體前端面的速度分布對比情況見圖11。單旋流結構SCR載體前端面的流動均勻指數為0.90，雙旋流結構為0.89，雙旋流結構SCR載體前端面流動均勻指數相對于單旋流結構提高了1.12%。表3示出兩種結構SCR載體前端面速度分布情況，包括速度的最大值Vmax，最小值Vmin及平均值Vave,Vmax/Vave和Vmin/Vave分別為速度最大值、最小值與平均值的比值，這兩個值越接近于1，表示分布均勻性越好。從表中可以看出，封裝雙旋流混合器的后處理系統相對于封裝單旋流混合器的后處理系統的Vmax/Vave和Vmin/Vave都更接近于1。因此，雙旋流結構SCR載體前端面的速度分布均勻性優于單旋流結構。

圖11 SCR載體前端面速度均勻性對比

表3 SCR載體前端面速度分布

2.3.3背壓

圖12示出單旋流結構和雙旋流結構在標定工況下的壓力分布對比情況，兩種結構在標定工況下的系統背壓分別為29.6 kPa和31.1 kPa。雙旋流結構的后處理系統壓力損失相對于單旋流結構升高了5.08%，但仍滿足工程限值要求。雙旋流結構壓力損失略微升高，是因為雙旋流混合器中錐形多孔管出口增加了多孔擋板，對氣流形成阻力，產生壓力損失。

圖12 兩種結構壓力分布對比

3 試驗驗證

3.1 單點轉化效率試驗

選取結晶風險較大的穩態工況點(轉速1 599 r/min，扭矩510 N·m)進行NOx單點轉化效率試驗。試驗臺架后處理系統管路布置見圖13。

圖13 試驗臺架后處理系統管路布置示意

試驗所用的測試設備、儀器、儀表已校驗合格，并且在有效期內，包括Horiba 7500DEGR氣體排放設備和LDS6氨泄漏測量分析儀，前者用于測量NOx排放，后者用于測量氨泄漏。

柴油機運行工況穩定后開始測量，測量項目包括臺架上游NOx排放和臺架下游NOx排放。尿素噴射量按照氨氮比ANR為0.7，0.9和1.2的比例手動控制。

圖14示出NOx單點轉化效率試驗中測得的兩種結構的NOx轉化效率。兩種結構的NOx平均轉化效率對比見表4。從表4可看出，雙旋流結構在氨氮比為0.7，0.9和1.2時的NOx轉化率相對于單旋流結構均有所提高，尤其在氨氮比為0.9時提高幅度最大，提高了1.78%。

圖14 兩種結構NOx轉化效率

表4 兩種結構NOx平均轉化效率對比

3.2 瞬態WHTC循環排放試驗

對封裝兩種結構的后處理系統進行WHTC循環排放試驗，對比分析兩種混合器對NOx排放的影響。

試驗采用某重型柴油機，廢氣測試所用設備為MEXA-7100DEGR廢氣分析儀，測功機為AVL INDYS56。

對兩種結構的WHTC循環排放試驗結果進行對比，如何保證對比結果有效是本試驗的關鍵。首先必須保證試驗所用發動機完全相同，其次要保證發動機的原機狀態相同，即保證原機的NOx排放、尿素噴射量和SCR上游排氣溫度相同。

圖15示出兩種結構熱態WHTC循環排放試驗的原機NOx排放體積分數、尿素噴射量以及SCR上游排氣溫度的對比情況。從圖中可見，兩結構對應的NOx排放、尿素噴射量和SCR上游溫度曲線基本兩兩重合，即兩種結構所用的發動機原機狀態一致，說明本試驗接下來的排放結果對比是有效的。

圖15 兩種結構原機狀態對比

圖16示出封裝單旋流混合器和封裝雙旋流混合器的后處理系統在WHTC瞬態循環下柴油機尾氣中NOx排放對比情況。從圖中可以看出，與封裝單旋流混合器的后處理系統相比，封裝雙旋流混合器的后處理系統NOx排放更低。原因是封裝雙旋流混合器的后處理系統中，雙旋流混合器的兩級旋流片可以有效促進尿素噴束的蒸發分解，錐形多孔管可以提高SCR載體前端面的NH3分布均勻性，載體利用率大幅提升，即雙旋流混合器可以促進尿素溶液的蒸發分解，又可以提高NH3均勻性，故封裝雙旋流混合器的后處理系統能使NOx轉化效率提高，從而減小NOx排放。

圖16 兩種結構NOx排放試驗結果對比

3.3 發動機臺架尿素結晶驗證試驗

為驗證雙旋流混合器結晶性能，在發動機臺架上對封裝單旋流混合器和雙旋流混合器的后處理系統進行同等條件下的結晶驗證試驗，試驗循環采用WHTC前1 200 s+600 s怠速循環。循環進行10 h后拆下尿素噴嘴，通過尿素噴嘴座孔檢查混合器結晶情況，結果見圖17。由圖可見，單旋流混合器在多孔管上產生大量尿素結晶，而雙旋流混合器壁面未產生尿素結晶。試驗結果驗證了雙旋流混合器可以促進尿素蒸發、分解，從而避免混合器壁面產生尿素結晶。

圖17 尿素結晶驗證

4 結論

a) CFD計算結果表明，與封裝單旋流混合器的后處理系統相比，雙旋流混合器可以有效促進尿素噴霧的混合、蒸發和分解，大幅度提高尿素噴霧與廢氣的混合均勻程度，從而降低尿素結晶風險；

b) NOx單點轉化效率測試試驗結果表明，雙旋流結構后處理系統在氨氮比ANR分別為0.7，0.9和1.2時的NOx轉化率相較于單旋流結構分別提高1.58%，1.78%和0.38%；WHTC排放測試試驗結果表明，與封裝單旋流混合器的后處理系統相比，封裝雙旋流混合器的后處理系統NOx排放明顯降低；

c) 10 h發動機臺架尿素結晶驗證試驗結果表明，雙旋流混合器壁面未出現尿素結晶；雙旋流混合器可以加強尿素液滴與尾氣混合，充分促進液滴的蒸發和分解，從而有效避免尿素結晶。