船用柴油机SCR系统混合器仿真与试验研究

陈悦，吕林

(武汉理工大学高性能船舶技术教育部重点实验室，湖北武汉430063)



船用柴油机SCR系统混合器仿真与试验研究

陈悦，吕林

(武汉理工大学高性能船舶技术教育部重点实验室，湖北武汉430063)

摘要:为了提高船用柴油机SCR的尿素蒸发分解速率以及与排气的混合均匀性，运用CFD手段对船机SCR系统的混合器进行优化设计，对比分析不同结构混合器对NH3分布均匀性、NOx转化效率、NH3泄漏及压力损失的影响。模拟结果表明:混合器有利于液滴的破碎，可促进尿素的蒸发及热解，同时能够提高喷雾与排气的混合均匀性;8叶片锥形混合器的混合效果最好，可使NOx转化率提高14.3％，氨泄漏降低25 ppm。对优化设计后的船机SCR系统进行柴油机D2循环排放试验，试验结果表明:在相同的催化剂体积和尿素喷射量下，安装8叶片锥形混合器后各工况点的NOx转化效率均上升约8％，NOx加权比排放从0.56 g/(kW·h)下降到0.37 g/(kW·h)。

关键词:柴油机;船机SCR;氮氧化物;排放试验;混合器;计算流体力学

选择性催化还原(SCR)技术凭借NOx转化效率高、燃油经济性好及适用范围广等优势成为国外实现IMO Tier3标准的主要方案。相比车用SCR系统，船用SCR系统的排温较低，尿素得不到充分的蒸发和分解;排气流场的不均匀性使得局部氨不足或氨过量，进而造成NOx转化效率下降和NH3泄漏升高。在催化剂、反应温度、空速及氨过量系数确定的情况下，可对船机SCR排气管流场进行优化设计，以提高催化剂入口的还原剂浓度以及还原剂与排气的混合程度［1－3］。

针对SCR系统，国内外学者已经开展了关于混合器的研究。天纳克公司［4］通过数值模拟和试验研究了混合器SCR系统性能的影响，结果表明混合器不仅可以促进尿素和排气混合，优化尿素的分布，还能减小沉积物的生成和氨泄漏。Zhan Reggie等［5］设计了一种安装在催化器前端的混合器，并通过试验证明能提高SCR系统的NOx转化效率和减少氨泄漏。朱元清等［6］的研究结果表明，高压喷射加静态混合器的组合可以明显提高大型Urea－SCR系统的气液混合均匀度，有利于催化转换效率的提高。

本文以某船机SCR系统为研究对象，运用CFD手段对船机SCR系统的混合器进行优化设计，对比分析不同结构混合器对NH3分布均匀性、NOx转化效率、NH3泄漏及压力损失的影响，最后通过试验验证混合器的效果。

1　SCR流场优化设计

1.1混合器设计

衡量混合器性能的标准主要包括混合均匀性和NOx转化效率，除此之外，还需要满足压力损失小、结构紧凑、机械强度高和避免尿素沉积等要求。一般来说，混合器与尿素喷雾相互配合才能使混合效果达到最佳。本文结合上述技术要求，将混合器、排气管及催化器作为一个系统进行综合考虑，设计了两种不同结构形式的混合器，包括锥形混合器和蝶形混合器。

对于锥形混合器结构，叶片的数量对喷雾运动及混合效果有较大的影响。因此，设计方案中叶片数量取4叶片、6叶片和8叶片，如图1所示。蝶形混合器的4个叶片沿着中心轴对称分布，在叶片结构一致的情况下，叶片长度可以取L=200 mm、L=300 mm和L=400 mm进行对比，如图2所示。

图1　锥形混合器示意图Fig.1 Cone mixer configuration

图2　蝶形混合器示意图Fig.2 Butterfly mixer configuration

1.2网格划分及边界条件

本文模拟的对象是由排气管路、混合器及催化器3个部分组成的船机SCR系统。其中，排气管的管径为400 mm，弯管的弯曲角度为90°;SCR催化器的尺寸结构通过设计选型确定，扩张角为60°，收缩角为80°。喷嘴距离催化剂入口4倍排气管直径，混合器安装在喷嘴下游300 mm，如图3所示。催化剂共两层，具体参数见表1。

表1　催化剂结构参数Table 1 Specifications of the catalyst

图3　SCR系统结构示意图Fig.3 SCR system configuration

采用PROE软件建立船机SCR系统的三维实体模型，并将其转换成通用格式的面网格，然后采用分块建立、局部加密以及任意网格连接面的方法完成三维网格的划分。其中，催化剂部分采用拓扑方式生成结构化的六面体网格;混合器采用Hypermesh进行自动划分，并对尿素水溶液的喷射区域进行了局部细化。各分块的网格通过任意连接命令进行连接，网格数量为50万，如图4所示。

图4　SCR系统计算网格Fig.4 Computational mesh for SCR system

柴油机的排气是与空气性质近似的可压流体，采用给定质量流量和温度的方式来定义流动进口边界。此外，由于排气系统中存在背压，因此采用静压出口来定义出口边界;壁面主要考虑对流换热，速度分量均设为零。计算选取的工况为100％负荷点:排气流量13 966 kg/h，排气温度400℃，排气背压5 kPa。

1.3数值模型

Urea－SCR系统内部包含十分复杂的流体流动过程、尿素水溶液的喷射及分解反应过程、气固催化反应过程，为了掌握船机SCR系统内部排气流场的分布规律，需要对这些物理化学过程进行全面、准确的数值模拟。湍流模型采用k－z－f模型，离散方程组采用SIMPLE PISO算法，动量方程采用MINIMOD Relaxed格式，而连续方程和湍流方程均采用中心差分格式求解。

1.3.1催化器模型

蜂窝式催化剂由成百上千条独立的通道组成，可将其简化为多孔介质。尽管SCR反应的详细机理尚未得到证实，但相关研究表明，SCR催化反应过程主要包括标准SCR反应(式(1))和快速SCR反应(式(2))［7］:

根据Eley－Rideal机理，SCR反应速率方程表示如下

式中:K1、E1分别为反应(1)对应的频率因子和活化能，K2、E2分别为反应(2)对应的频率因子和活化能，Ts为催化剂温度，cNO、cNO2分别为NO和NO2物质的量浓度，θNH3为NH3表面覆盖度。

根据Langmuir等温方程，θNH3表达式为

尿素分解产生的异氰酸，在催化剂的作用下会迅速水解生成氨气，该反应为二级反应，根据质量作用定律，异氰酸水解反应速率方程表示为

式中:Khydro、Ehydro分别为催化条件下异氰酸水解反应的频率因子和活化能，cH2O为水蒸气物质的量浓度。

氨气的氧化反应为一级反应，反应速率方程可表示为

式中:K3、E3为分别为氨氧化反应的频率因子和活化能。

1.3.2喷雾模型

尿素水溶液的喷射过程包括液滴的雾化，破碎，蒸发，液滴与气体的混合，粒子与壁面的碰撞等，在这一系列过程中包含有多相流动现象，即尿素液滴、排气组成的两相混合物。因此，需对气液两相的守恒方程同时进行数值求解。目前，工程应用中对喷雾的模拟均采用一种基于统计方法的离散液滴模型(DDM)［8］。对于单个尿素液滴，其轨迹和速度的微分方程如下

式中:Fidr是拖曳力;Fig是重力和浮力的矢量和;Fip是压力;Fib表示其他外界作用力，如虚拟质量力、静电力或磁力等。气流对液滴的拖曳力和重力决定了液滴的运动状态，液滴的加速度方程为

式中:ui，d代表液滴的速度矢量，ρd代表液滴的密度，Dd代表液滴的直径，ρg代表气体的密度，ui，g代表气体的速度矢量，gi为重力加速度。拖曳力系数CD为液滴雷诺数Red的函数:

液滴的雷诺数可通过式(11)计算:

式中:μg代表气体的动力粘度，μrel代表液滴相对于气流的速度。

对式(9)进行积分可得到液滴的速度。液滴瞬时位置可表示为

1.4流场评价指标

为了定量研究不同结构参数对混合器性能的影响，需确定合理的评判标准，从而为流场的优化提供指导［9－11］。本文对排气流场的评价指标主要有:还原剂分布均匀性、压力损失和SCR性能参数。

1.4.1还原剂分布均匀性

在均匀性指数的公式中，加入了表征计算网格单元大小的面积，不仅能够反映几何模型的结构特征，同时也降低了对网格规整性的要求，从而可对整个截面上浓度分布均匀性的程度进行精确的描述。因此，该指数适合于评价具有不同结构型式的SCR系统内部浓度分布的均匀性。

式中:γ为均匀性指数，γ越大说明浓度越均匀，γ=1表示分布完全均匀。wi为网格i的组分浓度，为整个截面上的平均浓度，Ai为网格i的面积，A为整个截面的面积，N为截面的网格总数。

1.4.2压力损失

混合器可以在流场中产生强烈的旋流，从而改善还原剂与排气混合的均匀性。若混合器的结构设计得不好，不仅会造成极大的压力损失，同时也无法保证催化器转化效率的提升。与此同时，排气背压过高会导致燃油燃烧效率下降、经济性变差，进而影响柴油机的动力性。因此，压力损失必须作为流场优化装置的一个评价指标。

1.4.3SCR性能参数

为分析流动均匀性及还原剂浓度均匀性对SCR性能的影响，文中采用NOx转化率和氨泄漏两个指标来进行表征。NOx转化率为催化剂进出口的NOx浓度差与催化进口的NOx浓度值之比，表示为

式中:cNOx，in、cNOx，out分别表示催化剂进、出口的NOx;平均浓度。氨泄漏为催化剂出口的NH3平均浓度值。

2　计算结果与分析

2.1不同混合器的NOx转化效率

图5为SCR系统加装不同结构混合器后的NOx转化效率和NH3泄漏。没有混合器时，NOx转化效率只有72％，NH3氨泄漏高达34 ppm;锥形混合器的叶片数量越多，NOx转化效率越高，NH3氨泄漏越低;在蝶形混合器中，L=300 mm的混合效果最好。混合效果最好的8叶片锥形混合器，可以在原来的基础上提高14.3％的转化效率，同时氨泄漏下降到10 ppm以下。

图5　不同混合器的NOx转化效率和NH3泄漏Fig.5 Comparison of NOxconversion and ammonia slip

图6为不同混合器结构下催化剂进口还原剂的平均浓度对比。加装混合器后，催化剂进口的NH3和HNCO浓度均有所上升;其中，8叶片锥形混合器的还原剂浓度(NH3+HNCO)升高了10％。由此可见，尿素液滴与混合器叶片发生碰撞后发生了二次破碎，使得液滴的蒸发量大大增加，因此进入催化剂的还原剂浓度升高。虽然尿素的水解大部分发生在进入催化剂之后，但是在催化剂体积一定的情况下，提高催化剂前还原剂的生成量可以增加催化剂入口的氨过量系数，从而在一定程度上提高转化效率［12］。

通过分析混合器对流场分布的影响来进一步解释上述现象。图7为不同混合器结构的液滴分布及湍动能分布，其中圆截面为混合器下游100 mm处，方形截面为催化剂入口。8叶片锥形混合器的排气下游的湍动能分布较均匀，液滴被切割成更小的微团，在进入催化剂之前尿素液滴已蒸发完全;而安装其余混合器时，进入催化剂后仍有部分尿素液滴存在。另一方面，叶片数越少或叶片长度越短，混合器下游100 mm处形成的湍动能越强烈，这意味着压力损失的增加。

图6　不同混合器的催化剂进口还原剂浓度Fig.6 Comparison of reducing agent concentration infront of catalyst

图7　不同结构混合器下的液滴分布及湍动能分布Fig.7 Comparison of spray droplets and turbulent kinetic energy distribution

2.2不同混合器对还原剂与排气混合均匀性的影响

表2比较了不同混合器对各横截面上NH3浓度分布的影响。在混合器下游100 mm处(截面1)，不同混合器结构的NH3浓度均匀性指数相差较大;均匀性与湍动能成正比关系(见图7)，说明此时湍动能的大小对NH3与排气的混合起着决定性作用。排气到达催化剂入口(截面2)，各混合器的NH3分布均匀性基本持平，8叶片锥形混合器的混合效果最好。加装混合器可以在扩压管4个边角形成了较大尺度的漩涡，使得中间区域的气流可以沿着排气管壁方向流动;在进入催化剂的前端后，这些漩涡耗散为多个涡流团，加强了气流向四周的扩散，因此NH3在催化剂入口的分布更为均匀(图8)。

表2　不同混合器在各横截面上的NH3浓度分布均匀性Table 2 Homogeneity of ammonia concentration distribution

图8　不同混合器下催化剂入口的NH3分布Fig.8 Sectional view of ammonia concentration distribution

2.3不同混合器对压力损失的影响

锥形、蝶形混合器都是通过叶片单元使排气产生径向速度脉冲，形成主体对流和涡旋运动，在此过程中尿素液滴被分散切割，从而达到排气与还原剂均匀混合的目的。由于流动方向的变化，排气不断产生分流与合流，不可避免地造成排气压力损失。

表3给出了SCR系统加装不同结构混合器后的压力损失。可以看出，对于锥形混合器，压力损失随着叶片数量的增加而递减;这是由于叶片数量越多，混合器的总流通面积越大，节流作用越弱。对于蝶形混合器，叶片越短气流流动方向的变化越剧烈，因此压力损失随着叶片长度的减小而递增。综上所述，8叶片锥形混合器的混合效果较好，且压力损失在可接受范围内，将对其进行进一步的试验研究。

表3　不同混合器的压力损失Table 3 Pressure loss of different mixers

3　试验验证

3.1试验设计

试验对象为一台16缸、4冲程V型船用柴油机，原机排放可以满足Tier2排放标准。主要试验设备和仪器见表4。不同用途和运转特性的船舶柴油机适用的试验循环和加权系数不同，本文研究的柴油机为船用发电机组，适用于“恒速辅发动机”测试循环。试验按照D2循环的测试方法和规程进行，采用格兰富尿素喷射系统对加装混合器的SCR催化器与原结构SCR催化器的NOx排放性能进行试验对比［13］。

表4　主要试验设备和仪器Table 4 Specifications of test equipment and instrument

3.2试验结果与分析

D2循环下5个工况的NOx转化效率对比结果如图8所示。可以看出，安装混合器后各工况点的NOx转化效率均大幅上升，表明混合器促进尿素的充分分解和混合的作用非常明显。在100％负荷工况下，试验得到的NOx转化效率和混合器压力损失分别为90.5％和3.17 kPa，与计算值非常接近，验证了数值模型的可靠性。

船舶柴油机NOx排放值是按照《NOx技术规则2008》规定的程序测量和计算出的NOx总加权排放量。该柴油机D2循环的原机比排放为5.58 g/(kW·h);尿素喷射系统保持工作状态时，不带混合器催化器和带混合器催化器的NOx加权比排放分别为0.56 g/(kW·h)和0.37 g/(kW·h)(表5)。虽然不带混合器也可以满足Tier3标准(2.1 g/(kW·h))，但加装混合器后可以在相同的尿素消耗量下获得更高的NOx转化效率和较低的NH3泄露，节约尿素成本的同时有效避免了二次污染。

图9　D2循环各工况的转化效率Fig.9 NOxconversion under various operating modes of D2 cycel

表5　D2循环结果Table 5 Test results of D2 driving cycle

4　结论

1)以某船机SCR系统为研究对象，提出锥形混合器和蝶形混合器的设计方案，利用AVL－FIRE建立排气管路、混合器和催化器的计算模型。模拟结果表明，混合器有利于液滴的二次破碎，可促进尿素的蒸发及热解，同时能够提高喷雾与排气的混合强度。

2)通过分析混合器对NH3分布均匀性、NOx转化效率、NH3泄漏及系统压降的影响，对比不同叶片数量、叶片长度的锥形混合器和蝶形混合器;当混合距离为4d时，安装8叶片锥形混合器可使NOx转化率提高14.3％，氨泄漏降低25 ppm，而压降仅为3.43 kPa，综合效果较好。

3)船用柴油机D2测试循环结果表明:在相同的催化剂体积和尿素喷射量下，安装8叶片锥形混合器后各工况点的NOx转化效率均上升约8％，NOx加权比排放从0.56 g/(kW·h)下降到0.37 g/(kW·h)。

参考文献:

［1］ZHENG Guanyu，PALMER G，SALANTA G，et al.Mixer development for urea SCR applications.SAE Technical Paper 2009－01－2879［R］.New York:SAE，2009.

［2］RAJADURAI S.Improved NOxreduction using wire mesh thermolysis mixer in urea SCR system.SAE Technical Paper 2008－01－2636［R］.New York:SAE，2008.

［3］ZHANG Xiaogang，ROMZEK M，MORGAN C.3－D numerical study of mixing characteristics of NH in front of SCR.SAE Technical Paper 2006－01－3444［R］.New York:SAE，2006.

［4］ZHENG Guanyu，PALMER G，SALANTA G，et al.Mixer development for urea SCR applications.SAE Technical Paper 2009－01－2879［R］.New York:SAE，2009.

［5］ZHAN R，LI Wei，EAKLE S T，et al.Development of a novel device to improve urea evaporation，mixing and distribution to enhance SCR performance.SAE Paper 2010－01－1185 ［R］.New York:SAE，2010.

［6］朱元清，周松，王金玉，等.船舶柴油机Urea－SCR系统工作过程计算研究［J］.中南大学学报:自然科学版，2013，44(5):2093－2100.ZHU Yuanqing，ZHOU Song，WANG Jinyu，et al.Calculation of working process in a marine diesel Urea－SCR system ［J］.Journal of central south university:science and technology，2013，44(5):2093－2100.

［7］DHANUSHKODI S R，MAHINPEY N，WILSON M.Kinetic and 2－D reactor modeling for simulation of the catalytic reduction of NOxin the monolith honeycomb reactor［J］.Process safety and environmental protection，2008，86(4):303－309.

［8］STRÖM H，LUNDSTRÖM A，ANDERSSON B.Choice of urea－spray models in CFD simulations of urea－SCR systems ［J］.Chemical engineering journal，2009，150(1):69－82.

［9］周细玲.船机SCR系统排气流场CFD分析与优化［D］.武汉:武汉理工大学，2012.

［10］OESTERLE J J，CALVO S，DAMSON B，et al.SCR Technology with focus to stringent emissions legislation.SAE Technical Paper 2008－01－2640［R］.New York:SAE，2008.

［11］CHOI C，SUNG Y，CHOI G M，et al.Numerical analysis of urea decomposition with static mixers in marine SCR system［J］.Journal of Clean Energy Technologies，2015，3(1):39－42.

［12］OH J，LEE K.Spray characteristics of a urea solution injector and optimal mixer location to improve droplet uniformity and NOxconversion efficiency for selective catalytic reduction［J］.Fuel，2014，119:90－97.

［13］张纪元，李国祥，孙少军，等.车用柴油机Urea－SCR催化器优化设计及试验研究［J］.内燃机工程，2013，34(1):57－61.ZHANG Jiyuan，LI Guoxiang，SUN Shaojun，et al.Design and experiment of Urea－SCR converter for heavy－duty diesel engine［J］.Chinese internal combustion engine engineering，2013，34(1):57－61.

Numerical simulation and experimental study of static mixers for a marine SCR system

CHEN Yue，LYU Lin
(Key Laboratory of High Performance Ship of Ministry of Education，Wuhan University of Technology，Wuhan 430063，China)

Abstract:To improve the decomposition rate of urea and the mixing uniformity of NH3，a computational fluid dynamics(CFD)method was used to optimize the design of a static mixer in a marine selective catalytic reduction system(SCR).The effect of different mixer structures on the ammonia concentration distribution，NOxconversion，NH3slip，and pressure loss were analyzed.The simulation results showed that the mixer plays a role in the breakup of spray droplets，urea decomposition，and mixing of the spray with the exhaust，as well as the mixing uniformity of the spray and exhaust.It was established that a cone mixer with eight blades achieved better mixing than other mixers.An increase in NOxconversion of 14.3％ and a decrease in ammonia slip of 25 ppm were achieved compared with the original SCR system.An emission test was conducted of the D2 driving cycle of the optimized SCR system.The results showed that when using the same volume of catalyst and urea dosing，the NOxconversion increased by approximately 8％ after installing the cone mixer with eight blades under most of the operating conditions investigated，and the brake－specific emission of NOxin the D2 driving cycle was decreased from 0.56 g/(kW·h)to 0.37 g/(kW·h).

Keywords:diesel engine;marine SCR;NOx;emission test;mixer;CFD

通信作者:陈悦，E－mail:chenyuedadi@ 126.com.

作者简介:陈悦(1987－)，男，研究生，博士研究生;吕林(1961－)，男，教授，博士生导师.

基金项目:国家自然科学基金资助项目(51379165);湖北省自然科学基金资助项目(20520005).

收稿日期:2014－10－07.网络出版时间:2015－12－21.

中图分类号:TK421.5

文献标志码:A

文章编号:1006－7043(2016)01－0024－06

doi:10.11990/jheu.201410007

网络出版地址:http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20151221.1603.038.html