船用高壓SCR反應器結構設計與流場分析

周士龍，劉 洋，陳祖睿，朱良兵

(1.揚州中遠海運重工有限公司，江蘇 揚州 225211；2.中國船舶集團有限公司第七一一研究所環裝部，上海 200090)

1 引言

氮氧化物 (NOx) 是大氣污染物中主要污染物之一, 也是柴油機排放主要污染物[1]。目前，隨著船舶數量的急劇增加，船舶柴油機煙氣排放污染物也越來越多，有數據統計顯示，煙氣中僅氮氧化物NOx的排放量年排放量可達1275萬t[2]。船舶柴油機煙氣污染物導致的環境問題越來越嚴重。為防止船舶柴油機煙氣污染物繼續污染海洋、河流及大氣環境，國際海事組織(International Maritime Organization, IMO)頒布的《MARPOL公約》中對船舶柴油機煙氣污染物中NOx濃度限制做出了明確規定：2016年后在指定的排放控制區內(Emission Control Areas, ECA)，柴油機轉速n<130 r/min的排放限值為3.4 g/(kW·h)[3,4]。

根據現有的控制技術水平，僅僅通過柴油機內部凈化措施，已經很難滿足如此嚴苛的法規要求，必須采取煙氣排放后處理技術才能有效降低煙氣中NOx的排放水平。目前最常用的控制煙氣中NOx的技術為煙氣再循環洗滌技術(Exhaust Gas Recirculation, EGR)和選擇性催化還原技術(Selective Catalytic Reduction, SCR)[5～7]。SCR技術是以催化劑為核心，將柴油機尾氣中的NOx與尾氣中添加的還原劑進行氧化還原反應，促使NOx轉化為N2和H2O，其中還原劑主要是以尿素熱解產生的NH3[8]。相較于EGR技術而言，初期投資相對較少，而且脫硝效率更高，NOx排放控制效果更好。SCR技術是目前國內外研究重點，歐美發達國家率先建立船舶排放區，控制船舶排放，在船用柴油機氫氧化氫后處理的理論和實踐上處于世界領先地位。其中，荷蘭、瑞士、德國和美國是造船業最發達的國家，是最早開發船用柴油機SCR系統的國家[9～12], Johnson等[13]在船用SCR系統中對尿素噴射系統進行設計和測試以實現噴射的單獨控制,該系統可以達到Tier Ⅲ階段的標準。Wataru等[14]研究NO的形成機理并降低其排放,進行了試驗和化學動力學模擬研究。結果表明,與NH3和NO有關的反應在氧化催化劑中產生NO,并且其峰值出現在200 ℃的排氣溫度附近。同時優化催化量和尿素注入量以減少NH3泄漏。唐小亮等[15]通過對比SCR還原劑制備方法得到催化水解法和高溫煙氣旁路直噴熱解法綜合性能最優。肖麗琴等[16]對SCR催化劑結構研究，得到催化劑長度、橫截面積、孔密度等參數對NOx轉化效率的影響。

根據SCR反應器安裝位置的不同，SCR反應器主要分為低壓SCR反應器(安裝在增壓器后)和高壓SCR反應器(安裝在增壓器前)。常規低速二沖程柴油機在正常工況下，增壓器后的排氣溫度為250 ℃左右，而SCR反應器的最佳工作溫度范圍為340 ℃左右。故對于低壓SCR反應器，需要增加額外的預熱裝置來升高柴油機煙氣的溫度。正常情況下，增壓器前柴油機煙氣的溫度比增壓器后的煙氣溫度高50～175 ℃，滿足SCR反應器的工作溫度要求。

本文擬在某型船增壓器前設置一套高壓SCR系統，設計一臺高壓SCR反應器，并對該反應器進行內部流場仿真分析，計算反應器內部催化劑入口截面尿素與煙氣的混合均勻度，以及反應器內部結構造成的壓力損失。

2 高壓SCR脫硝反應器設計

2.1 設計參數

某型船高壓SCR設計輸入參數如表1所示。

表1 高壓SCR反應器設計輸入參數

2.2 高壓SCR反應器設計

本文涉及的SCR反應器工況溫度為429 ℃，排氣壓力4.29 bar，廢氣風量67320 kg/h。根據型譜設計確定反應器長度5200 mm，直徑為2000 mm。根據理想氣體方程(如式(1)所示)得到當前工況下煙氣密度為2.13 kg/m3

(1)

式(1)中,P為絕對壓力(pa)，M為摩爾質量(g/mol)，R為通用氣體常數，T為溫度(K)。

反應器中催化劑截面流速均勻性直接影響到催化劑的催化效率，為提高催化劑截面流速均勻性，需要控制反應器入口處的流速在23 m/s，結合煙氣工況密度及推薦流速，得到入口處管徑推薦值為700 mm，反應器外形示意如圖1所示。由于反應器進口變徑的存在，會導致催化劑截面前的流速均勻性較低，本文反應器在入口變徑處添加三環導流器，將常規導流器的導流板逆時針旋轉45°，使導流板分割區域與催化劑布置區域保持一致；且在內環與外環之間增加一個中間導流環(以下簡稱中環)，使一部分流體繼續向中環與外環之間分流，導流器剖面示意如圖2所示。

圖1 高壓SCR反應器示意

圖2 高壓SCR反應器導流器剖面示意

根據催化劑尺寸和使用要求，現將4塊催化劑封裝成一組，封裝結構如圖3所示。

圖3 催化劑封裝結構尺寸示意(mm)

由于催化劑數量較大，單層擺放過流截面積較大，氣流難以均勻流過整個截面，容易造成流場不均，因此，在反應器中將催化劑布置為前中后3層。

3 流場分析

為分析該高壓SCR反應器內部流場以及壓力損失情況，本文采用CFD數值模擬的方法，對反應器內部流場進行計算。抽取的反應器內部流體域如圖4所示。計算采用標準k-ε模型，考慮溫度的作用，進口為massflow-inlet，進口23.25 kg/s，出口為pressure-outlet；煙氣各組分質量百分比：CO2為7.66%；N2為72.76%；O2為14.25%; H2O為5.32%。

微量氣體忽略，平均分子量28.46。煙氣平均密度2.125 kg/m3，定壓比熱容1.151 kJ/(kg·K)，導熱系數5.70E-2W/(m·k)，粘性系數33.25E-6Pa·s；以多孔介質模型模擬催化劑區域阻力損失。

圖4 反應器內部流體域模型

4 計算結果與分析

4.1 反應器內部流場分析

該高壓SCR反應器內部流場計算結果如圖5、圖6所示。

圖5 催化劑入口截面速度分布

圖6 反應器跡線分布

由圖5和圖6所見，SCR反應器內加裝導流器時反應器內無高速流體區域，其催化劑入口截面無高速面域，速度分布較為均勻。

以第一層催化劑入口截面流速均方根偏差系數表示截面速度的均勻度，其計算公式如下：

σ1=[∑(vi-v0)2/(n-1)]0.5/v0=[2110.7

/(4783-1) ]0.5/4.55 =14.62%

(2)

式(2)中：vi為截面上各樣本點流速(m/s)；v0為截面實際平均流速(m/s)；n為樣本點數; ∑(vi-v0)2為各點流速方差求和，即高壓SCR反應器內加裝導流器時，催化劑截面的速度分布區域趨于一致，第一層催化劑進口截面流速均方根偏差系數為14.62%，小于15%，滿足船級社要求。

4.2 反應器壓降分析

由于反應器進口變徑和導流器等結構的存在，導致反應器內氣體流動會產生一定擾動，存在一定的阻力損失；反應器內各壓力截面分布如圖7所示。

圖7 反應器內各壓力截面分布示意

由圖7所示，根據中心線所對應的X軸位置，得到加裝導流器后反應器內各截面的壓力變化趨勢，如圖8所示。

圖8 加裝導流器后反應器內各截面的壓力變化趨勢

由圖8所示，從X=-2.2 m(反應器入口)到X=5.2 m(反應器出口)截面，壓力降低1828 Pa，即為整個反應裝置的阻力損失；從X=0 m(變徑入口)到X=1 m(變徑出口后)截面，壓力降低605 Pa，即為反應器入口變徑和導流器總的阻力損失；從X=2.15 m(第一層催化劑入口)到X=4.15 m(第三層催化劑出口)截面，壓力降低1700 Pa，即為三層催化劑的總壓降，每層催化劑的壓降為567 Pa。從X=4.4 m(反應器出口變徑口)到X=5.2 m(反應器出口)截面，壓力降低480 Pa，即為反應器出口變徑的阻力損失；綜上，除去催化劑阻力損失外反應器其他部位阻力總阻力損失為1132 Pa，因此高壓SCR反應器的總壓損為2832 Pa，小于36 mbar，滿足壓降要求。

5 結論與討論

根據主機廠提供的柴油機參數，本文設計了一臺包括煙氣導流裝置的高壓SCR反應器。經過CFD仿真計算，本設計在反應器入口處添加三層導流器有效提高了反應器內速度流暢分布均勻性，第一層催化劑入口截面流速均方根偏差系數為14.62%，小于15%，滿足船級社要求。同時考慮增加導流裝置對反應器壓降的影響，模擬結果表明此設計總壓損為2832 pa，滿足高壓反應器壓力損失的設計要求。本設計對船用SCR反應器內部流場改善具有指導意義。