基于CFD的SCR混合器設計與結構優化

王國賢,吳紅靜, ,吳華偉,趙 千,楊小兵

(1. 武漢理工大學 交通與物流工程學院,湖北 武漢 430063;2. 湖北文理學院 汽車與交通工程學院,湖北 襄陽441053;3. 東風佛吉亞(襄陽)排氣系統有限公司,湖北 襄陽 441000)

0 引 言

選擇性催化還原(selective catalytic reduction, SCR)是減少柴油機尾氣中NOx排放的關鍵技術[1]。其機理是在催化劑作用下,通過向排氣管內噴入32.5%的尿素水溶液,使之與尾氣相混合,經過蒸發、熱解及水解后產生還原劑NH3,NH3在催化劑的作用下,最終有選擇性地與尾氣中的NOx發生反應產生,N2和H2O[2-4]。

為促進尿素水溶液與汽車尾氣高效混合,提高氨氣分布均勻性,通常需要在SCR系統中加入混合器。一直以來,加入混合器使排放物得到控制的方法受到了國內外學者的廣泛關注,主要是集中在對氨氣分布均勻性和壓力損失等方面的研究。陳貴升等[5]研究了不同葉片形狀的混合器及整流器結構對SCR系統內氨氣分布及NOx轉化效率的影響;ZHANG Xiaogang等[6]研究了不同的葉片形狀和葉片數量對壓力損失和氨氣分布均勻性的影響;劉軍等[7]研究了一種由半球形和百葉窗組合而成的混合器結構對尿素蒸發性能和氨氣分布均勻性的影響;王謙等[8]對葉片式和擋板式兩種混合器進行了分析,結果表明葉片式在改善均勻性方面和減小壓力損失方面都優于擋板式。

目前混合器的設計方案一般分為扇形混合器和百葉窗型混合器。筆者設計了兩種新型的扇形和百葉窗型結構混合器方案,并采用CFD方法對其進行了優化處理及數值模擬;并針對優化后的混合器,探究了其對氨氣分布均勻性、速度分布均勻性及壓力損失等方面的影響;進一步探究了在不同工況下,排氣溫度和流量對NH3分布均勻性的影響。

1 案例選取與模型建立

1.1 尾氣后處理模型

筆者選取東風佛吉亞排氣技術有限公司某型號的尾氣凈化器作為案例進行分析。該尾氣凈化器為典型的U型結構,后處理總成如圖1。汽車尾氣從入口進入,經過DOC氧化反應凈化尾氣中的HC、CO等;然后與尿素水溶液混合,利用DPF降低尾氣中的顆粒物(particulate matter, PM)排放;進入SCR內,經過氧化還原反應,降低尾氣中的NOx,并在催化作用下將NOx還原為N2和H2O。U型尾氣后處理系統總體尺寸如表1,采用Mesh進行網格劃分。

表1 U型尾氣后處理系統總體尺寸Table 1 Overall size of U-type tail gas post-treatment system

圖1 尾氣后處理系統Fig. 1 Tail gas post-treatment system

1.2 計算模型

1.2.1 噴霧模型

筆者采用離散相模型(discrete phase model, DPM)中的噴霧模型對尿素水溶液噴射進行模擬,DPM模型基于歐拉-拉格朗日(Euler -Lagrange)方法建立,將排氣流體作為連續介質,噴霧顆粒作為離散介質,以此計算流體與顆粒之間的運動軌跡,顆粒和氣流之間相互作用可以用相間耦合法描述[9]。對尿素顆粒追蹤采用粒子隨機軌道模型,能很好反映氣流對粒子速度和運動軌跡的影響。噴霧模型參數如表2。

表2 噴霧模型的參數定義Table 2 Parameter definition of spray model

1.2.2 蒸發模型

排氣尾管中,尿素水溶液的蒸發熱解反應主要分兩步。① 液滴受到加熱后使純水蒸發;② 尿素通過熱解反應產生氨氣和異氰酸(HNCO),HNCO繼續水解,生成還原劑NH3[10]。其具體反應式如式(1)～式(3):

(NH2)2CO→(NH2)2CO+H2O

(1)

(NH2)2CO→NH3+HNCO

(2)

HNCO+H2O→NH3+CO2

(3)

1.2.3 邊界條件

從尾氣進入,經過尿素噴射,再到催化器出口,這一過程涉及到很多物理化學反應,主要包括氣體湍流運動、尿素水溶液蒸發熱解、載體表面化學反應等。在文中的數值模擬中,不考慮載體表面的化學反應,采用Realizablek-ε湍流模型,并開啟組分運輸模型,將所設尿素水溶液的噴孔半徑為0.062 5,分散系數為3.5,噴射量為8.75×10-4kg/s。尿素噴射位置如圖1,采用層流有限速率化學反應模型,載體處為多孔介質模型,其壓力損失按照Darcy定律計算[11]。

入口設定為流量入口條件,流動速率為0.025 kg/s,湍流強度為0.05,入口溫度為400 ℃,DPM邊界類型為逃逸(escape);出口為壓力出口,壓力為1個大氣壓,湍流強度為0.05,DPM邊界類型為逃逸(escape);排氣管壁面函數選擇為標準,DPM邊界類型設定為壁面噴射型(wall-jet),熱傳遞系數為10 W/(m2·K),自由流溫度為-30 ℃,壁厚為0.024 6 mm。

2 評價指標與使用法則

筆者采用典型工況(排氣溫度為400 ℃,排氣流量為0.025 kg/s)下的均勻性指數作為混合器方案設計優化的首要評價指標;以典型工況下的壓力損失值、流場分布情況及非典型工況下的綜合性能表現作為輔助評價指標。這些指標的基本法則是在壓力損失值相差不大的前提下,以均勻性指數最高為最優。具體操作步驟是:用典型工況下NH3的均勻性指數為指標分別對扇形結構和百葉窗結構的混合器主要變型參數進行優化,選出各自最優方案作為該種結構形式的代表方案,然后比較這兩種代表方案在典型工況下的流場分布情況和壓力損失值,最后分析這兩種方案在多工況下的性能表現。

2.1 均勻性指數

均勻性指數用于評價混合器內某種化學組分的分布均勻性程度[12]。均勻程度越高,混合器性能越優。例如:催化劑載體前NH3分布情況直接關系到催化劑性能好壞,并在很大程度上會影響到NH3泄露、NOx轉化效率等;氨氣長期分布不均勻會造成催化器老化程度不均勻,進一步降低催化器使用壽命和性能,氨氣分布不均勻還會導致某部分區域內氨氣過多從而造成氨氣泄露[13-14],從而會降低載體的NOx轉化效率。將氨氣分布均勻程度進行量化便得到了均勻性指數。

NH3均勻性指數UNH3的計算[15]如式(4):

(4)

式中:φi為截面上第i個單元網格上的NH3質量分數;φm為截面上NH3質量分數平均值。

速度分布均勻性指數和還原劑(HNCO)均勻性指數計算與此類似。

2.2 壓力損失

混合器在流場中產生強大的旋流,能改善催化劑和尾氣混合的均勻性,混合器結構設計至關重要,會直接影響到系統壓力損失,也會降低催化器轉化率,故壓力損失必須要作為評價混合器性能的指標之一。后處理系統壓力損失是指進出口之間的壓力差,壓力損失過大會增大系統的排氣背壓,增加排氣過程的推出功,降低輸出的有用功。排氣背壓還會造成廢氣量增加和發動機充量系數減小?？傊畨毫p失增大,會降低發動機的動力性能[16]。因此,筆者以均勻性指數為指標進行混合器性能優化必須保證壓力損失相差不大。

3 兩種混合器設計方案優化

基于U型尾氣后處理整體結構模型,筆者設計了兩種SCR混合器。這兩種混合器長均為59.5 mm,寬均為20 mm,高均為52 mm,結構形狀如圖2。

圖2 混合器結構Fig. 2 Mixer structure

第1種采用扇型結構,由9個厚度為1 mm的向內折彎的扇葉組成,混合器迎風面上設有沿圓周布置的2個扇形漏孔,直徑為3.5 mm,在圓心處也有一扇形漏孔;該混合器設計特點是為了減小氣流阻力,增加氣流旋流,降低整個后處理系統及混合器前后壓力損失,增大尿素溶液與排氣流的混合。第2種采用百葉窗結構,有著不同大小的窗口,最左邊一列折彎方向向下,最右邊一列折彎方向向上,中間幾列靠上的折彎方向向左,中間靠下的折彎方向向右,折彎厚度均為1 mm;通過設計4個不同方向的折彎,能增大尿素與尾氣的混合,其設計特點與扇形混合器一致。

3.1 扇形結構優化

筆者通過對扇形結構的折彎角度進行改變,選出最優方案,如表3。

表3 不同扇形結構方案仿真結果Table 3 Simulation results of different fan-shaped structure schemes

3.2 百葉窗結構優化

筆者通過對百葉窗結構的折彎角和有無隔板等兩個因素進行分析,結果如表4、表5。

表4 不同百葉窗結構方案Table 4 Different louver structure schemes

表5 不同百葉窗結構方案仿真結果Table 5 Simulation results of different louver structure schemes

由表4、表5可知:扇形結構中折彎角度為30°的方案最優, 這時NH3均勻指數為0.943;百葉窗結構中折彎角度為30°、無隔板方案(方案2)最優, 這時NH3均勻指數為0.952。由此可初步確定百葉窗結構優于扇形。

4 兩種混合器綜合性能比較

筆者僅以典型工況下的NH3均勻指數來判定哪種結構的混合器絕對優于另一類型是不夠的,需要結合各種輔助指標進行綜合比較。

4.1 流場分布均勻性與壓力損失

圖3(a)為SCR進氣截面的流場分布情況。速度均勻性指數可用來判斷尾氣進入催化器的進氣截面速度是否達到均勻,只有均勻性滿足一定要求時,才能保證尾氣與催化劑的充分接觸,從而提高催化劑凈化尾氣中有害氣體的效率[17]。將SCR進氣截面設置為監測面,通過計算可知:扇形結構的速度均勻性指數γ=0.967,百葉窗結構為0.970,這說明百葉窗結構優于扇形。

圖3(b)為后處理系統的壓力分布云圖。由圖3(b)可知:百葉窗結構系統壓力損失值為25.2 kPa,扇形結構為26.4 kPa。扇形結構壓力損失值較高的主要原因是:混合器的安裝進一步縮小了氣流的流通面積,氣流經過混合器后速度增大,壓力損失也迅速增加。

4.2 組分濃度分布

還原劑HNCO和NH3主要分布在催化器一側。圖4為催化劑入口截面的HNCO和NH3分布情況。由圖4可知:扇形結構UHNCO=0.940,UNH3=0.946;百葉窗結構UHNCO=0.950,UNH3=0.952。由此可見,百葉窗結構更有利于改善催化劑入口還原劑分布。

圖4 催化劑入口截面分布Fig. 4 Cross section distribution of catalyst inlet

4.3 非典型工況下的性能表現

筆者針對排氣溫度為400 ℃,排氣流量為0.025 kg/s的典型工況,考慮在排氣流量不變的情況下,排氣溫度的階梯變化;排氣溫度不變的情況下,排氣流量的階梯變化,得到了7種不同工況,如表6。得到的混合器NH3質量分數和壓力損失隨排氣流量與排氣溫度變化情況如圖5、圖6。

表6 不同排氣工況Table 6 Different exhaust conditions

圖5 排氣流量對NH3均勻性指數的影響Fig. 5 Influence of exhaust flow on uniformity index of NH3

圖6 排氣溫度對NH3均勻性指數的影響Fig. 6 Influence of exhaust temperature on uniformity index of NH3

圖5顯示了當排氣溫度保持在400 ℃時,排氣流量對氨氣均勻性指數的影響。由圖5可知:隨著排氣流量增加,催化器SCR進口段的氨氣均勻性指數逐漸降低,百葉窗結構的氨氣均勻性指數始終高于扇形。這主要是:百葉窗結構具有4個方向的折彎,能將催化劑與尾氣從4個方向進行充分混合,導流效果比扇形結構的要好,會在氣流中產生較大的渦流。圖6為在排氣流量保持在0.025 kg/s時,排氣溫度對NH3均勻性指數的影響。由圖6可知:隨著排氣溫度增加,催化器SCR進氣截面處的氨氣均勻性指數逐漸增高,百葉窗結構的氨氣均勻性指數總是高于扇形。

5 結 論

1)以氨氣均勻性指數為評價指標,發現扇型結構折彎角度為30°時方案最優;百葉窗結構折彎角度為30°,后無隔板的方案最優。

2)通過對兩種優化后的方案進行進一步仿真分析對比發現:百葉窗結構的SCR進氣截面處的速度均勻性指數、NH3分布均勻性指數和HNCO均勻性指數高于扇型,并且百葉窗結構的壓力損失低于扇形。

3)通過改變排氣溫度和排氣流量值,觀察其氨氣均勻性指數變化。結果表明:隨著排氣流量增加,氨氣均勻性指數隨之降低;隨著排氣溫度增高,氨氣均勻性指數隨之增加,并且百葉窗結構的氨氣均勻性指數均高于扇形。綜合考慮,百葉窗結構的混合器優于扇型。