船用柴油機(jī)SCR噴射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)三維仿真與優(yōu)化

付立東，楊奉陽，徐加偉，吳桂濤

(大連海事大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院，遼寧 大連 116026)

0 引 言

氮氧化物（NOx）作為柴油機(jī)有害排放物之一，其帶來的環(huán)境問題日益受到人們的關(guān)注[1]，針對(duì)其危害，國際海事組織（IMO）通過MARPOL公約附則VI修正案對(duì)船用柴油機(jī)氮氧化物排放值分階段提出了具體要求，其中，第3階段（Tier III）標(biāo)準(zhǔn)已于2016年正式生效。選擇性催化還原（SCR）技術(shù)是滿足第3階段（Tier III）標(biāo)準(zhǔn)最有效的技術(shù)之一[2]。SCR系統(tǒng)仿真分析對(duì)SCR系統(tǒng)設(shè)計(jì)及檢驗(yàn)具有重要意義。本文對(duì)6105AZLD型柴油機(jī)試驗(yàn)臺(tái)SCR系統(tǒng)進(jìn)行建模仿真，從多個(gè)角度對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行分析，并仿真模擬噴射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)SCR系統(tǒng)的影響。

1 SCR系統(tǒng)三維模型的建立

使用FIRE ESE后處理模型完成對(duì)網(wǎng)格的劃分，計(jì)算出75%工況下的排氣參數(shù)及相應(yīng)尿素噴射量，結(jié)合試驗(yàn)臺(tái)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，完成求解器文件的設(shè)置及整個(gè)模型的搭建。

首先，基于SCR系統(tǒng)的實(shí)際尺寸對(duì)SCR系統(tǒng)入口到催化劑入口部分進(jìn)行繪制，建立SCR系統(tǒng)整體三維模型，使用FIRE軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，生成總數(shù)為393 624的全六面體網(wǎng)格。

圖1 SCR計(jì)算網(wǎng)格Fig.1 Computational mesh of SCR

2 參數(shù)設(shè)置

2.1 入口邊界條件

選用間接測(cè)量法，根據(jù)柴油機(jī)功率、柴油機(jī)的燃油消耗率和空燃比等參數(shù)，柴油機(jī)排氣質(zhì)量流量計(jì)算式為

式中：Qm,ext為柴油機(jī)排氣質(zhì)量流量；P為柴油機(jī)功率；g為燃油消耗率；α為過量空氣系數(shù)；A為理論空燃比。

模擬工況選取為1 500 r/min、75%負(fù)荷（柴油機(jī)功率P為86.6 kW）恒定工況，該工況下的燃油消耗率g為215 g/kW·h；對(duì)四沖程柴油機(jī)過量空氣系數(shù)α一般取1.5～2.1，本文取2。

使用三節(jié)爐法對(duì)試驗(yàn)臺(tái)所用燃料-10號(hào)輕柴油進(jìn)行碳?xì)錅y(cè)定，最終獲得的C、H質(zhì)量含量分別為=86.024%和為12.963%，則O含量為1.013%[3]。將計(jì)算結(jié)果代入式（2）：

得理論空燃比A為14.2，進(jìn)而求得柴油機(jī)排氣質(zhì)量流量：

則排氣中CO2、H2O、O2的質(zhì)量流量分別為：

根據(jù)上文所計(jì)算出的理論空燃比可知，空氣的質(zhì)量流量為燃油消耗量的28.4倍；排氣中C，H，O，N的質(zhì)量流量比為0.860 24:0.129 63:6.627 33（0.010 13+28.4×0.233）：21.782 8（28.4×0.767）。

結(jié)合式（3）和式（4）、試驗(yàn)臺(tái)測(cè)得的NOX濃度（=1 250 ppm）參數(shù)即可求得排氣中各氣體組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)；將各組分的氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)除以相應(yīng)的摩爾質(zhì)量，得到摩爾質(zhì)量分?jǐn)?shù)，進(jìn)而得出各排氣組分體積分?jǐn)?shù)。

當(dāng)柴油機(jī)處于75%負(fù)荷（86.6 kW）工況時(shí)，實(shí)驗(yàn)測(cè)得排氣溫度為450 ℃，排氣壓力102 785 Pa（大氣壓101 325 Pa）[4]。根據(jù)已知的各排氣組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)求得混合氣體的摩爾質(zhì)量為=28.954 3 g/mol。引用理想氣體狀態(tài)方程：

排氣流速的求解方程為：

求得排氣流速v=17.4 m/s

動(dòng)力粘度按計(jì)算經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算[5]：

噴嘴入口處雷諾數(shù)為：

式中，Dhyd為水力直徑，Dhyd=0.15 m，代入數(shù)值求得Re=37 998.53＞8 000，排氣為湍流流動(dòng)。

排氣湍流強(qiáng)度為：

代入數(shù)值得I=4.28%。

湍動(dòng)能（Turbulence Kinetic Energy）和湍流長(zhǎng)度尺度（Turbulence Length Scale）分別按以下經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算：

式中，L可定義為水力直徑，代入數(shù)值求得k=0.832 m2/s2，l=0.010 5 m。

已知進(jìn)口平均速度、水力直徑、湍動(dòng)能、湍流長(zhǎng)度尺度，F(xiàn)IRE軟件自動(dòng)求得湍流耗散率（Turbulence Dissipation Rate）=11.874 3 m2/s3，% of mean velocity=4.28，% of hydraulic diameter=7。

2.2 出口邊界及壁面設(shè)置

出口邊界通常設(shè)置靜壓（static pressure）為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓101 325 Pa。壁面速度邊界條件設(shè)置為0；由于柴油機(jī)的排氣管與外界環(huán)境存在著熱交換，因此要選取對(duì)流/輻射換熱形式，環(huán)境溫度設(shè)置為300 K，傳熱系數(shù)設(shè)為 5 W/m2·K。

2.3 噴嘴模型設(shè)置

噴嘴的結(jié)構(gòu)和直徑將直接決定噴霧形態(tài)和液滴粒徑尺寸分布，進(jìn)而決定了SCR系統(tǒng)脫硝性能[6]。其參數(shù)設(shè)置如表1所示。

表1 噴嘴模型參數(shù)設(shè)置Tab.1 Parameters of nozzles model

3 試驗(yàn)臺(tái)SCR系統(tǒng)仿真結(jié)果分析

從壓力場(chǎng)、霧化效果和速度場(chǎng)3個(gè)方面對(duì)試驗(yàn)臺(tái)模型進(jìn)行分析，對(duì)壓力場(chǎng)進(jìn)行分析，確定了催化劑為SCR催化反應(yīng)器的主要壓力損失來源[7]；通過噴霧粒徑分布云圖，分析了液滴霧化過程及規(guī)律；速度分布云圖直觀顯示了SCR催化反應(yīng)器內(nèi)排氣的流速分布，驗(yàn)證了化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力參數(shù)的合理性。

3.1 壓降分析

為分析SCR系統(tǒng)壓力分布，取噴霧開始時(shí)絕對(duì)壓力三維仿真結(jié)果，作中軸線處XY平面的切面，結(jié)果如圖2所示。

由圖2可知，SCR催化反應(yīng)器從入口到出口排氣壓力整體呈降低趨勢(shì)，進(jìn)出口存在明顯的壓差。排氣管入口處壓力與擴(kuò)張段入口處壓力大致相同，無明顯壓差，可見由排氣與管壁摩擦造成的沿程壓力損失很小。在擴(kuò)張段處，由于催化劑入口節(jié)流的原因，擴(kuò)張段壓力沿排氣方向逐漸增加；另一方面，由于擴(kuò)張段在Y方向上的長(zhǎng)度逐漸增加，壓力增加不明顯，因此，在擴(kuò)張段處壓力的增加呈三角形分布。在催化劑前半部分，由于催化劑入口節(jié)流的原因，排氣壓力有最大值；在催化劑后半部分，排氣壓力變化不大；整體來看，排氣壓力沿排氣方向逐漸降低，在催化劑進(jìn)出口存在明顯壓差。

圖2 壓降分析Fig.2 Pressure drop analysis

綜上分析，排氣管造成的沿程壓力損失和擴(kuò)張段、收縮段造成的局部壓力損失很小，造成SCR催化反應(yīng)器壓力損失的主要原因是催化劑部分的局部壓力損失，這與文獻(xiàn)[8]的試驗(yàn)研究結(jié)果基本相符。

3.2 霧化效果分析

圖3為噴霧霧化效果圖。由圖3（a）可知，在0.1 s～0.4 s噴霧期間尿素水溶液液滴索特平均直徑約為35 μm，霧化效果與試驗(yàn)臺(tái)噴嘴標(biāo)定參數(shù)基本相同，霧化效果滿足預(yù)期。由圖3（b）可知，隨著尿素水溶液的持續(xù)噴射，在噴射壓力的作用下，噴束貫穿距離不斷增加；在噴孔附近，尿素液滴直徑約為36 μm，噴霧液滴在排氣的作用下向催化劑方向流動(dòng)，隨著高溫排氣的持續(xù)加熱，液滴直徑不斷減小，直至完全轉(zhuǎn)化為尿素蒸氣；在催化劑入口截面出，噴霧液滴直徑均在40 μm以下，多數(shù)液滴直徑為10～30 μm。

圖3 噴霧霧化效果Fig.3 Spray atomization effect

在排氣方向，隨噴霧貫穿距離的不斷增大，噴霧液滴分布范圍越來越廣，從噴嘴至擴(kuò)張段入口，噴霧液滴整體呈圓錐分布。這主要是液滴在運(yùn)動(dòng)過程中不斷受到隨機(jī)氣動(dòng)干擾力所致[9]：剛離開噴孔的液滴粒徑較大，慣性和動(dòng)量也大，氣動(dòng)力對(duì)液滴運(yùn)動(dòng)的擾動(dòng)相對(duì)較小，液滴可保持其軸線流動(dòng)運(yùn)動(dòng)軌跡。隨著高溫排氣的持續(xù)加熱，大液滴破碎為小液滴，液滴的慣性和動(dòng)量也隨之變小，容易受到隨機(jī)氣動(dòng)干擾力的影響而向四周擴(kuò)散。在催化劑入口處，噴霧液滴分布為橢圓形，擴(kuò)張段左右兩側(cè)出現(xiàn)液滴撞壁現(xiàn)象，粘附在管壁表面的尿素液滴容易形成結(jié)晶，阻塞管路和催化劑，使系統(tǒng)壓降上升。

3.3 速度場(chǎng)分析

圖4和圖5分別為噴霧結(jié)束時(shí)催化反應(yīng)器內(nèi)部X-Y切面及Y-Z切面速度矢量圖。

由圖4可知，當(dāng)排氣進(jìn)入排氣管后，排氣流速在排氣管橫截面分布均勻，排氣方向保持一致。當(dāng)排氣流經(jīng)擴(kuò)張段時(shí)，由于擴(kuò)張段橫截面積逐漸增加，一部分排氣向Y軸方向擴(kuò)散；一部分排氣由于催化劑入口截面阻力在入口截面附近繞流，形成渦流；由于催化劑孔道的原因，排氣在催化劑入口界面流動(dòng)分離，造成排氣在催化劑入口界面出現(xiàn)明顯的流速下降；另一方面，排氣流速沿?cái)U(kuò)張段逐漸下降，在擴(kuò)張段進(jìn)出口處尤為明顯。排氣進(jìn)入催化劑后速度明顯低于排氣管流速，但氣流平穩(wěn)，速度分布均勻。

由圖5可知，在排氣管內(nèi)，由于排氣與壁面流動(dòng)摩擦的原因，在排氣管橫截面處，流速呈環(huán)形分布，速度由中心向四周逐漸降低。

4 噴射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

本節(jié)將使用控制變量法依次對(duì)噴嘴孔數(shù)、擴(kuò)張段長(zhǎng)度、噴嘴距首層催化劑的距離進(jìn)行優(yōu)化，從而獲得一組最優(yōu)的噴射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)。由于計(jì)算時(shí)間有限，本文選取的尿素?zé)峤饣罨茌^低，以期在較短時(shí)間內(nèi)生成大量氨氣，氨氣局部濃度較實(shí)際情況偏高，但氨氣的擴(kuò)散和分布規(guī)律與噴束一致，因此，本節(jié)主要從氨氣的分布范圍和擴(kuò)散過程對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行分析。

4.1 噴嘴孔數(shù)

噴嘴的噴孔數(shù)直接影響著尿素水溶液噴霧霧化效果，以及氨氣與氮氧化物混合的均勻性。由于徑向噴射的尿素初始速度方向與排氣流動(dòng)方向正交，合成速度有利于尿素溶液沿徑向的擴(kuò)散分布，霧化效果優(yōu)于軸向噴射[10–11]，因此，本文僅對(duì)1孔噴嘴采用軸向噴射，2孔、3孔、4孔、6孔、8孔采用徑向布置的噴孔進(jìn)行研究。保持其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，分別對(duì)1孔、2孔、3孔、4孔、6孔、8孔的噴嘴進(jìn)行建模分析。圖6及7分別為0.35 s時(shí)催化劑入口NH3濃度分布和0.6 s時(shí)催化劑出口NO濃度分布。

圖6為SCR反應(yīng)器催化劑入口截面氨氣分布云圖，該圖較直觀地反映了氨氣的分布均勻性。在噴射速率相同的情況下，噴孔數(shù)量越多，目標(biāo)截面處的濃度場(chǎng)分布越均勻，氨氣的擴(kuò)散區(qū)域也越大。

圖8為0.6 s時(shí)不同噴孔數(shù)目對(duì)SCR系統(tǒng)NOx轉(zhuǎn)化率的影響。噴孔數(shù)目為1時(shí)，SCR系統(tǒng)NOx轉(zhuǎn)化率最低，這主要是由于噴霧擴(kuò)散范圍小，氨氣與排氣混合不均勻；噴孔數(shù)在從1孔變?yōu)?孔時(shí)，NOX轉(zhuǎn)化率明顯上升，由15%上升至35%；隨著噴孔數(shù)目的增多，SCR系統(tǒng)NOx轉(zhuǎn)化率不斷上升，但漲幅不斷縮小，8孔時(shí)SCR系統(tǒng)NOx轉(zhuǎn)化率有最大值72%。

原因分析：噴孔的數(shù)目影響噴霧形狀及氨氣分布的均勻性，進(jìn)而影響SCR系統(tǒng)脫硝性能。當(dāng)噴孔數(shù)為1和2時(shí)，氨氣在排氣管截面的分布均勻性差，無法與氮氧化物充分混合，造成系統(tǒng)脫硝性能下降及氨泄漏；隨著噴孔數(shù)量的增加，氨氣沿周向的分布范圍不斷擴(kuò)大，氨氣分布越均勻，SCR系統(tǒng)NOx轉(zhuǎn)化率越高。當(dāng)噴孔數(shù)目為8時(shí)，氨氣分布均勻性達(dá)到較高水平，噴孔數(shù)目再增加，對(duì)SCR系統(tǒng)脫硝性能的改善不再明顯。考慮噴嘴孔數(shù)與加工成本的關(guān)系，本文選用8孔徑向噴嘴。

圖6 噴嘴噴孔數(shù)對(duì)NH3分布均勻性的影響Fig.6 The mole fraction of NH3 at catalyst inlet section with different injector holes

4.2 擴(kuò)張段長(zhǎng)度

擴(kuò)張段長(zhǎng)度的變化對(duì)催化反應(yīng)器內(nèi)部流場(chǎng)的分布有一定影響?；谝陨蟽?yōu)化結(jié)果，本節(jié)對(duì)擴(kuò)張段長(zhǎng)度Le分別為70 mm，100 mm，130 mm，160 mm的4組催化反應(yīng)器建立1:1比例模型并進(jìn)行分析，結(jié)果如圖9所示。

由圖9和圖10可知：擴(kuò)張段長(zhǎng)度對(duì)氨氣在催化劑入口截面的分布、催化反應(yīng)器的脫硝性能影響不大。通過對(duì)排氣的流動(dòng)及NOx轉(zhuǎn)化率的分析，本文選取擴(kuò)張段的長(zhǎng)度為130 mm。

4.3 噴嘴距首層催化劑的距離

噴嘴距首層催化劑入口截面的距離是SCR噴射系統(tǒng)的重要結(jié)構(gòu)參數(shù)之一。在排氣流速一定的情況下，液滴在排氣管內(nèi)的滯留時(shí)間由噴嘴距首層催化劑入口截面的距離決定，距離太短，留給尿素蒸發(fā)、熱解和異氰酸水解反應(yīng)的時(shí)間不足，氨氣生成量偏低，導(dǎo)致SCR催化反應(yīng)器脫硝率降低；另一方面，未熱解的尿素會(huì)附著在排氣管壁和催化劑入口，造成催化劑堵塞，催化反應(yīng)器脫硝性能進(jìn)一步降低，同時(shí)排氣壓力升高，惡化柴油機(jī)燃燒工況。一般來說，距離越長(zhǎng)，催化反應(yīng)器脫硝性能越好，而實(shí)際應(yīng)用中，由于柴油機(jī)裝船空間有限，通常會(huì)限制反應(yīng)器前排氣管長(zhǎng)度以達(dá)到安裝要求。因此，合理的噴嘴位置對(duì)SCR系統(tǒng)尤為重要。

圖7 不同噴嘴在催化劑出口NO濃度分布Fig.7 NO concentration distribution at catalyst outlet section with different injector holes

圖8 噴嘴孔數(shù)對(duì)NOx轉(zhuǎn)化率的影響Fig.8 Effection of injector holes number to NOx conversion

目前試驗(yàn)臺(tái)噴嘴距首層催化劑入口截面的距離約為4D（D為排氣管的直徑，即15 cm）。由相關(guān)文獻(xiàn)可知，噴嘴距首層催化劑入口截面的最佳距離為4D～8D[12]。結(jié)合試驗(yàn)臺(tái)排氣管實(shí)際長(zhǎng)度，移動(dòng)噴嘴位置，依次選取距離為4D，5D，6D，7D時(shí)進(jìn)行建模仿真，分析不同距離對(duì)SCR系統(tǒng)的影響，結(jié)果如圖11所示。

圖9 擴(kuò)張段長(zhǎng)度為70 mm，100 mm，130 mm，160 mm時(shí)目標(biāo)截面處NO濃度分布Fig.9 NO concentration distribution at catalyst inlet section with 70 mm, 100 mm, 130 mm, 160 mm in expanded part

圖10 擴(kuò)張段長(zhǎng)度對(duì)NOX轉(zhuǎn)化率的影響Fig.10 Effect of the expanded part length to the conversion rate of NOX

圖11 噴嘴到首層催化劑入口距離對(duì)噴霧液滴及NH3濃度分布的影響Fig.11 Effection of distance between injector and first catalyst layer inlet section to spray droplet and NH3 concentration distribution on specified section

當(dāng)噴嘴距首層催化劑入口截面的距離為4D時(shí)，氨氣主要集中在排氣管周圍，分布范圍小，向催化劑中心處擴(kuò)散效果差；隨著距離的增加，噴霧液滴與排氣之間的混合空間及混合時(shí)間不斷增大，兩者混合更加充分，尿素?zé)峤飧油耆?，噴霧的擴(kuò)散范圍變廣，氨氣的分布越來越均勻。當(dāng)距離為7D時(shí)，由于擴(kuò)張段部分渦流作用較為強(qiáng)烈，尿素溶液噴霧液滴的熱解過程變差。因此，所以噴射距離L宜選5D或6D。

圖12為噴嘴至催化劑入口距離對(duì)NOx轉(zhuǎn)化率的影響。當(dāng)噴嘴至催化劑入口距離從4D增加到6D的過程中，NOx轉(zhuǎn)化率逐漸增加。這是由于隨著距離的增加，尿素液滴蒸發(fā)熱解越完全，殘余噴霧液滴質(zhì)量越小，生成的氨氣與排氣的混合越均勻，NH3與NOx反應(yīng)越充分。當(dāng)距離由4D增大為5D時(shí)，NOx轉(zhuǎn)化率上升明顯，之后距離的增加對(duì)NOx轉(zhuǎn)化率的影響減弱。當(dāng)距離為6D時(shí)，氨氣濃度場(chǎng)分布較均勻且系統(tǒng)NOx轉(zhuǎn)化率最大，因此，選取6D作為優(yōu)化后的距離。

圖12 噴嘴到首層催化劑入口距離對(duì)NOX轉(zhuǎn)化率的影響Fig.12 Effection of distance between injector and first catalyst layer inlet section to the NOX conversion

5 結(jié) 語

1）對(duì)壓力場(chǎng)進(jìn)行分析，得出SCR系統(tǒng)壓降主要源自催化劑局部壓力損失；通過噴霧粒徑分布云圖，分析了液滴霧化過程及規(guī)律；速度分布云圖則直觀顯示了SCR催化反應(yīng)器內(nèi)排氣的流速分布。

2）本文在柴油機(jī)處于75%負(fù)荷穩(wěn)定工況、排氣溫度450 ℃、氨氮比為1.2的前提下，采用控制變量法，以NOX轉(zhuǎn)化率為優(yōu)化標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)噴射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，得出一組最優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)：噴嘴孔數(shù)為8孔，擴(kuò)張段長(zhǎng)度為130 mm，噴嘴距催化劑入口截面的距離為6D。

3）對(duì)碰壁現(xiàn)象進(jìn)行分析。本文由于條件有限并未考慮噴霧液滴的碰壁現(xiàn)象，后續(xù)仿真可以在現(xiàn)有模型的基礎(chǔ)上添加碰壁模型。