Urea-SCR 系統(tǒng)尿素沉積特性及混合器優(yōu)化

王夢(mèng)華 ，劉星宇，鮑建軍，胡杰

(1.拖拉機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河南 洛陽(yáng) 471039；2.西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西 西安 710049；3.武漢理工大學(xué) 現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430070)

目前，柴油機(jī)仍然是NOx和PM 這兩種大氣污染物的污染源之一[1]，為滿足國(guó)Ⅵ柴油機(jī)排放法規(guī)[2]，當(dāng)前采用先進(jìn)的機(jī)內(nèi)凈化技術(shù)＋集成式后處理技術(shù)路線來(lái)減少污染物的排放.集成式后處理系統(tǒng)由多種單項(xiàng)系統(tǒng)集成設(shè)計(jì)而成[3-6]，具有結(jié)構(gòu)緊湊方便布局等優(yōu)點(diǎn)，但其在使用過(guò)程中仍然存在一些問(wèn)題，如氨氣和排氣混合不均勻、尿素過(guò)量噴射導(dǎo)致NH3泄漏和尿素結(jié)晶等問(wèn)題，其中較為嚴(yán)重的問(wèn)題是尿素結(jié)晶，尿素結(jié)晶將會(huì)堵塞催化器孔道從而降低選擇性催化還原(selective catalytic reduction，SCR)的工作效率，還會(huì)引發(fā)柴油機(jī)動(dòng)力性下降和油耗增加等問(wèn)題[7-11]，因此，解決尿素結(jié)晶問(wèn)題是提高后處理系統(tǒng)工作效率的關(guān)鍵所在.

為解決尿素結(jié)晶所帶來(lái)的問(wèn)題，在研究尿素噴霧方面，王軍等[12]研究了噴射壓力、噴射角度和噴霧錐角等因素對(duì)尿素液滴分解的影響，Grout等[13]通過(guò)仿真分析了尿素液滴和高溫壁面的相互作用.在尿素結(jié)晶試驗(yàn)和風(fēng)險(xiǎn)評(píng)價(jià)方面，朱明健等[14]搭建了靜態(tài)尿素噴霧結(jié)晶試驗(yàn)平臺(tái)，提出了尿素噴霧最小碰壁量與尿素結(jié)晶風(fēng)險(xiǎn)的關(guān)系，頓杰等[15]通過(guò)控制變量法分別研究了排氣溫度、尿素噴射量和尿素噴射次數(shù)對(duì)尿素結(jié)晶分布的影響.在仿真分析方面，余俊波等[11]通過(guò)分析尿素結(jié)晶形成的詳細(xì)反應(yīng)網(wǎng)絡(luò)框架，構(gòu)建了尿素分解及沉積物生成反應(yīng)子模型，進(jìn)行了尿素選擇性催化還原系統(tǒng)(Urea-SCR)的仿真計(jì)算，得出異氰酸是尿素分解副產(chǎn)物形成所需的最重要反應(yīng)物.Huang等[16]通過(guò)仿真計(jì)算得到尿素分解副產(chǎn)物的位置并對(duì)混合器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化，對(duì)比了優(yōu)化前、后尿素副產(chǎn)物的生成情況，但僅考慮了壓力差進(jìn)行模型的驗(yàn)證.

綜上所述，已經(jīng)有很多研究對(duì)Urea-SCR 系統(tǒng)各方面進(jìn)行了探索，但目前對(duì)驗(yàn)證計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(computational fluid dynamics，CFD)模型的有效性還缺少一定的方法.因此，筆者采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，針對(duì)某“一”字型集成式后處理系統(tǒng)搭建了尿素結(jié)晶試驗(yàn)平臺(tái)和CFD 仿真計(jì)算模型；通過(guò)試驗(yàn)所測(cè)得的催化器背壓、混合器壁面溫度及尿素結(jié)晶分布來(lái)驗(yàn)證模型的有效性；耦合了尿素詳細(xì)分解機(jī)理，分析了尿素分解時(shí)3 種副產(chǎn)物(縮二脲、三聚氰酸和三聚氰酸一酰胺)在混合器上的分布情況，并分析了混合器性能；最后為降低裝置尿素結(jié)晶風(fēng)險(xiǎn)并提高均勻性，進(jìn)行了混合器結(jié)構(gòu)和噴射壓力的優(yōu)化.該結(jié)果為研究柴油機(jī)Urea-SCR 尿素結(jié)晶機(jī)理及結(jié)晶風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)研究提供了一定的理論基礎(chǔ).

1 試驗(yàn)和集成式后處理裝置建模

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)和裝置幾何模型

圖1 為尿素結(jié)晶試驗(yàn)系統(tǒng)示意，該試驗(yàn)系統(tǒng)分為熱力學(xué)臺(tái)架和集成式后處理系統(tǒng).熱力學(xué)臺(tái)架由天然氣供給系統(tǒng)、空氣泵、質(zhì)量流量計(jì)和控制系統(tǒng)組成，該臺(tái)架通過(guò)控制系統(tǒng)和質(zhì)量流量計(jì)控制天然氣燃燒量并泵入一定量的空氣來(lái)仿真柴油機(jī)的排氣溫度和排氣流量；集成式后處理系統(tǒng)包括尿素噴射系統(tǒng)、尿素泵和集成式后處理裝置等.使用5 個(gè)壓力傳感器測(cè)量各催化器及混合器前、后端的壓力值，催化器和混合器造成的壓力差可通過(guò)前、后端壓力值相減得到.

圖1 尿素結(jié)晶試驗(yàn)臺(tái)架示意Fig.1 Schematic of urea deposition experimental system

圖2 為集成式后處理裝置和混合器結(jié)構(gòu)示意.裝置的幾何尺寸是：總長(zhǎng)為1 219.0 mm，入口直徑為38.5 mm，出口直徑為49.5 mm，裝置外徑為287.0 mm.該混合器由內(nèi)側(cè)套筒、外層套筒和“Z”型擋板組成，擋板將混合器管道分為上、下兩部分，使氣流只能先經(jīng)過(guò)內(nèi)層套筒并在此與尿素噴霧進(jìn)行混合，最后通過(guò)位于外層套筒筒壁上的小孔流出進(jìn)入SCR 部分.壁面溫度傳感器固定在外層套筒底端的球型壁面上，用于測(cè)量尿素噴射時(shí)該點(diǎn)的溫度值.為保證計(jì)算精度，基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸默認(rèn)為8 mm；對(duì)混合區(qū)域的體網(wǎng)格進(jìn)行1 級(jí)網(wǎng)格加密；在此基礎(chǔ)上，對(duì)混合器區(qū)域、SCR 區(qū)域和尿素噴霧區(qū)域使用AMR 自適應(yīng)網(wǎng)格加密，對(duì)上述區(qū)域的速度、溫度和NH3體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行1 級(jí)網(wǎng)格加密；最后對(duì)混合器壁面進(jìn)行1 級(jí)表面網(wǎng)格加密.

圖2 集成式后處理裝置模型示意Fig.2 Schematic of integrated after-treatment device

1.2 試驗(yàn)工況及方案

使用型號(hào)為6A3R-128.7 kW 的柴油機(jī)在臺(tái)架上進(jìn)行萬(wàn)有特性試驗(yàn)，采集到各轉(zhuǎn)速下的排氣溫度和排氣流量，所使用的溫度與壓力傳感器型號(hào)分別為KLPW-04S 和 KL-YC-100-02，精度分別為 0.1 ℃和0.1 kPa(尿素結(jié)晶試驗(yàn)所使用的傳感器為同型號(hào)).將萬(wàn)有特性曲線進(jìn)行擬合，得到轉(zhuǎn)速為1 700 r/min、負(fù)荷為50%時(shí)的排氣溫度和排氣流量作為尿素結(jié)晶試驗(yàn)的邊界條件，如表1 所示.

表1 柴油機(jī)工況Tab.1 Working condition of diesel engine

由研究[14]可知，在壁面溫度低于423.15 K時(shí)，尿素為熔融狀態(tài)；高于423.15 K時(shí)，熔融尿素中開始發(fā)生一系列副反應(yīng)并生成副產(chǎn)物.因而為方便研究副產(chǎn)物生成情況，選擇有著較高排氣溫度的該工況進(jìn)行試驗(yàn)和仿真.為了在試驗(yàn)中觀察到明顯的尿素結(jié)晶現(xiàn)象，使尿素過(guò)量噴射，噴射的質(zhì)量流量為1.35 g/s.

該試驗(yàn)分為兩部分，第一部分為測(cè)量背壓試驗(yàn)：調(diào)節(jié)排氣溫度和流量為表1 中的值，待溫度和流量穩(wěn)定后記錄各傳感器的壓力值；為獲得催化器的滲透率系數(shù)，將溫度穩(wěn)定在605.5 K 并改變排氣流量，進(jìn)行3組同一溫度不同流量的背壓試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)束后，記錄各組試驗(yàn)的壓力值，試驗(yàn)的具體邊界條件如表2 所示.第二部分為尿素結(jié)晶試驗(yàn)：同樣待溫度和流量穩(wěn)定后開始記錄混合器壁面溫度，開始噴射尿素，尿素噴射1 h 之后立即停止通入氣體，以防氣流改變尿素結(jié)晶的形狀和位置，之后將裝置放置于大氣環(huán)境中自然冷卻，待其充分冷卻之后，記錄尿素結(jié)晶情況.

表2 背壓試驗(yàn)邊界條件Tab.2 Boundary condition of pressure drop experiment

1.3 仿真邊界條件與尿素噴射邊界條件

在該試驗(yàn)中，使用3 孔尿素噴嘴，噴孔的直徑為186μm，噴孔排布圓直徑為1.9 mm，噴孔的排布夾角為120°，噴射的溶液是質(zhì)量分?jǐn)?shù)為32.5%的尿素水溶液，在模型中噴嘴的位置和上述物理參數(shù)與實(shí)際保持一致.噴嘴的噴射頻率為5 Hz(即每0.2 s 噴射一次尿素)，噴射壓力保持0.5 MPa 不變，通過(guò)CFD 軟件Converge 中自帶的工具可計(jì)算出尿素噴射時(shí)長(zhǎng)約為0.1 s，噴射的尿素溶液總質(zhì)量約為270 mg.

選擇仿真總時(shí)長(zhǎng)為0.5 s，在仿真時(shí)刻為0.1 s 時(shí)開始噴射尿素水溶液，0 至0.1 s 用來(lái)觀察流體是否可以達(dá)到穩(wěn)態(tài)，0.1 s 至0.2 s 噴射尿素，0.2 s 至0.5 s用于觀察尿素分解所形成副產(chǎn)物的情況.入口處的排氣溫度和排氣流量與表1 保持一致.

1.4 尿素詳細(xì)分解機(jī)理

尿素溶液通過(guò)尿素噴嘴噴射進(jìn)入后處理系統(tǒng)之后，在高溫尾氣的作用下發(fā)生水解熱解反應(yīng)，Drennan等[17]使用簡(jiǎn)化機(jī)理來(lái)描述尿素的水解熱解反應(yīng)見式(1)和式(2)，認(rèn)為尿素先分解成HNCO 和NH3，之后HNCO 再分解成NH3和CO2，但是實(shí)際尿素分解的過(guò)程中會(huì)伴隨著副反應(yīng)的發(fā)生，生成難溶于水并且在高溫下才能分解的副產(chǎn)物.有研究[14]指出這些副產(chǎn)物在973 K(700 ℃)才能完全分解.

因此，為了研究尿素分解這一復(fù)雜的過(guò)程，使用文獻(xiàn)[18]所提出的12 步尿素詳細(xì)分解機(jī)理進(jìn)行尿素分解過(guò)程的仿真，如表3 所示.該模型考慮了尿素在固/液兩相的分解過(guò)程，并且預(yù)測(cè)尿素分解副產(chǎn)物聚合形成縮二脲(biuret)、三聚氰酸(CYA)和三聚氰酸一酰胺(ammelide)的生成情況.

表3 尿素詳細(xì)分解機(jī)理Tab.3 Detailed decomposition mechanism of urea

1.5 尿素噴霧模型

在該仿真中，通過(guò)拉格朗日法來(lái)求解氣流和液滴的運(yùn)動(dòng)軌跡，使用O’Rourke 模型[19]模擬液滴的湍流擴(kuò)散；選擇Rosin-Rammler 模型來(lái)仿真液滴粒徑變化和分布，并將分布系數(shù)設(shè)為3.5；不考慮液滴之間相互撞擊并假設(shè)液滴只發(fā)生二次碰撞，選擇 Taylor Analogy Breakup 模型；在尿素噴嘴將尿素溶液霧化，形成的尿素液滴經(jīng)歷熱解水解并生成氨氣這一復(fù)雜的過(guò)程中，假設(shè)每一個(gè)液滴中尿素和水溶液都均勻混合，選擇使用多組分Frossling 液滴蒸發(fā)模型來(lái)模擬.

1.6 尿素液滴-壁面相互作用模型

在尿素噴射過(guò)程中，尿素液滴會(huì)與高溫的混合器壁面進(jìn)行碰撞，與壁面進(jìn)行熱交換并且會(huì)在此處發(fā)生反彈、破碎、飛濺或者沉積等情況，而混合器壁面溫度是液膜形成和尿素分解的重要影響因素.因此，有必要選擇合適的模型進(jìn)行該過(guò)程的仿真.

在該仿真中，選擇Kuhnke 碰壁模型[20]和Wall film 液膜蒸發(fā)模型模擬這一過(guò)程.Kuhnke 通過(guò)式(3)和式(4)定義的變量決定液滴的狀態(tài).

式中：ρ為液滴密度；d 為液滴直徑；u 為撞擊時(shí)的速度；σ為液滴表面張力；μ為液滴黏度；We 為韋伯?dāng)?shù)，是慣性力和表面張力效應(yīng)之比；La 為拉普拉斯數(shù)，是流體表面張力及流體內(nèi)動(dòng)量傳播的比值；Twall為壁面溫度；Tboil為液滴蒸發(fā)臨界溫度.

文獻(xiàn)[21]表明，對(duì)于純水而言，T*＝1.1，隨著尿素濃度的提升，T*的值會(huì)線性增加，設(shè) T*的值為1.53(與文獻(xiàn)[21]保持一致)，此時(shí)液滴蒸發(fā)臨界溫度為373 K，使液膜沉積的壁面溫度上限為571 K.

Wruck等[22]通過(guò)異丙醇液滴撞擊NiCr 表面的試驗(yàn)建立了傳熱模型，液滴和壁面所傳遞的熱量為

式中：Acont為液滴碰撞壁面區(qū)域的面積；tdc為碰撞時(shí)長(zhǎng)；Tw為壁面溫度；Td為液滴溫度；bw和 bd分別為壁面和液滴的熱發(fā)散率.

研究[21]指出，需要在式(5)中增加一個(gè)系數(shù)來(lái)減少仿真值和試驗(yàn)值的誤差，因?yàn)閃ruck等[22]是通過(guò)異丙醇液滴進(jìn)行的試驗(yàn)，而在研究尿素結(jié)晶的時(shí)候使用的是尿素水溶液，不同的液相傳熱情況均不相同.因此，為了使仿真中的壁面溫度和試驗(yàn)過(guò)程中的壁面溫度誤差較小，設(shè)定常數(shù) CWruck為0.153[21].

1.7 流動(dòng)和多孔介質(zhì)模型

由研究[23-25]得知，在試驗(yàn)柴油機(jī)后處理系統(tǒng)流場(chǎng)時(shí)，尾氣的流動(dòng)遵循質(zhì)量、能量和動(dòng)量守恒，考慮催化器表面反應(yīng)與否并不影響流場(chǎng)分布結(jié)果，因而不考慮相關(guān)催化器的表面反應(yīng)，湍流模型選擇k-ε 模型.

設(shè)置DOC、DPF 及SCR 催化器安裝區(qū)域?yàn)槎嗫捉橘|(zhì)區(qū)域來(lái)仿真實(shí)際催化器對(duì)排氣背壓的影響.滲透率方程為

式中：KI為材料的滲透率；αi和βi為兩個(gè)系數(shù)，其決定了氣體流動(dòng)方向上的材料滲透率；vi為氣流速度.

1.8 分布均勻性系數(shù)

氨氣分布不均勻則會(huì)造成不同孔道反應(yīng)程度不同，會(huì)出現(xiàn)部分孔道氨氣過(guò)剩和氨氣不足的現(xiàn)象，造成NH3泄露和NOx排放超標(biāo)；溫度分布不均勻會(huì)導(dǎo)致催化器表面受熱程度不同，長(zhǎng)時(shí)間工作之后會(huì)出現(xiàn)不同程度的老化現(xiàn)象，減少催化器使用壽命；若流動(dòng)均勻性較差，則會(huì)使流入催化器孔道的氣流分布不均勻，同樣會(huì)影響催化器效率和催化器使用壽命.目前常使用催化器入口前段的截面均勻性系數(shù)γ來(lái)評(píng)價(jià)均勻性，均勻性系數(shù)為

式中：ai為載體入口截面某一點(diǎn)的NH3的體積分?jǐn)?shù)、溫度值和速度值；a 為該截面NH3體積分?jǐn)?shù)、溫度和速度的平均值，γ的值越接近1 說(shuō)明分布的均勻性越好，分布越均勻.

2 模型驗(yàn)證

在模型驗(yàn)證方面，主要通過(guò)壁面溫度、催化器與混合器壓降、NOx的轉(zhuǎn)化效率和尿素結(jié)晶分布情況4種方式進(jìn)行模型的有效性驗(yàn)證[21].在仿真中不考慮催化器的表面反應(yīng)，所以將通過(guò)催化器與混合器壓降、壁面溫度和尿素結(jié)晶分布情況這3 種方式進(jìn)行模型有效性的驗(yàn)證.

2.1 催化器與混合器背壓驗(yàn)證

通過(guò)測(cè)量催化器背壓試驗(yàn)，將所得同一溫度不同流量下的催化器背壓輸入進(jìn)Converge 的“Porous coefficients calculation tool”里，所擬合出的DOC、DPF 及SCR 催化器的滲透率系數(shù)如表4 所示.

使用表4 所示的滲透率系數(shù)進(jìn)行時(shí)長(zhǎng)為0.1 s 的純流動(dòng)仿真，圖3 為各傳感器位置截面的壓力云和壓力曲線.將催化器區(qū)域設(shè)置為多孔介質(zhì)之后，壓力在各區(qū)域明顯降低，而非多孔介質(zhì)區(qū)域的壓力穩(wěn)定.在純流動(dòng)情況下，各截面的壓力值約在0.025 s 之后基本不變化，整個(gè)計(jì)算域的流場(chǎng)穩(wěn)定.取流場(chǎng)穩(wěn)定后(試驗(yàn)為流場(chǎng)穩(wěn)定后的10 min，仿真為0.025 s 至0.100 s這個(gè)時(shí)間段)，試驗(yàn)與仿真的各催化器和混合器的壓力平均值整理如表5 所示.為和試驗(yàn)值單位保持一致，將仿真壓力差值單位換算成kPa，試驗(yàn)和仿真壓力差值沒有誤差，說(shuō)明多孔介質(zhì)模型搭建成功.

表4 催化器滲透率系數(shù)Tab.4 Permeability coefficient of catalyst

圖3 壓力云與壓力曲線Fig.3 Pressure cloud diagrams of each catalyst and the pressure curve

表5 試驗(yàn)和仿真的壓力差Tab.5 Pressure drop between simulation and experiment

2.2 混合器壁面溫度和尿素結(jié)晶分布驗(yàn)證

圖4 為尿素噴射時(shí)試驗(yàn)和仿真過(guò)程中混合器壁面溫度曲線，尿素噴射時(shí)刻分別為試驗(yàn)過(guò)程的第600 s 和仿真過(guò)程的第0.1 s.仿真壁面溫度和試驗(yàn)壁面溫度曲線吻合較好，在試驗(yàn)過(guò)程的0～600 s時(shí)，混合器壁面溫度約穩(wěn)定在600 K，比入口溫度稍低，在尿素噴射之后，混合器壁面溫度迅速下降，最終約穩(wěn)定在535 K；在仿真過(guò)程的0～0.1 s時(shí)，混合器壁面溫度與入口溫度一致并穩(wěn)定在607 K，開始噴射尿素之后混合器壁面溫度同樣迅速降低，在一個(gè)噴射周期(0.1～0.3 s)中壁面溫度在535 K 上、下波動(dòng).

圖4 壁面溫度曲線Fig.4 Curve of wall temperature

圖5 為試驗(yàn)和仿真的尿素結(jié)晶分布示意，仿真中尿素結(jié)晶分布和試驗(yàn)分布基本一致，由于氣流的作用，大部分尿素液滴會(huì)與內(nèi)層套筒的右側(cè)壁面進(jìn)行碰撞在此處形成結(jié)晶，而在外層套筒球形底部的左側(cè)尿素結(jié)晶最多.

圖5 試驗(yàn)與仿真尿素結(jié)晶位置分布Fig.5 Distribution of urea deposition between experiment and simulation

綜上，通過(guò)催化器與混合器的背壓、尿素噴射時(shí)的壁面溫度和尿素結(jié)晶分布驗(yàn)證了模型的有效性，結(jié)果表明背壓與壁面溫度的誤差較小，尿素結(jié)晶分布與液膜分布基本一致，所搭建的模型可以仿真實(shí)際集成式后處理裝置的工作狀態(tài).

3 結(jié)果與討論

3.1 混合器結(jié)構(gòu)與噴射壓力優(yōu)化

基于原始混合器結(jié)構(gòu)，對(duì)外層套筒和內(nèi)層套筒進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，優(yōu)化后的混合器結(jié)構(gòu)與原始結(jié)構(gòu)對(duì)比見圖6.原始結(jié)構(gòu)的混合器由于焊接工藝等原因，內(nèi)層和外層套筒上的小孔分布不均勻，內(nèi)徑為11 mm，優(yōu)化結(jié)構(gòu)將內(nèi)層套筒下端的小孔孔徑更改為10 mm，一周均布 12 個(gè)；同樣更改外層套筒的小孔孔徑為10 mm，一周可以均布24 個(gè)小孔，但只分布3/4 個(gè)圓周，即為18 個(gè)小孔，這樣在一定程度上增加氨氣與氣體的混合時(shí)間，從而提升氨氣均勻性.將原始結(jié)構(gòu)混合器的方案編號(hào)為T1，優(yōu)化后的方案編號(hào)為T2，使用優(yōu)化后的混合器并更改噴射壓力為0.9 MPa 的方案編號(hào)為T3.對(duì)比T1 與T2 的仿真結(jié)果可分析更改混合器結(jié)構(gòu)對(duì)液膜分布、尿素結(jié)晶副產(chǎn)物及均勻性的影響，對(duì)比T2 與T3 可以分析更改噴射壓力的影響.

圖6 原始與優(yōu)化混合器結(jié)構(gòu)對(duì)比Fig.6 Original and optimized mixer structure

3.2 流場(chǎng)分析

圖7 為各仿真過(guò)程中混合區(qū)域的流場(chǎng)分布和混合器后端截面的湍動(dòng)能.T1 外層套筒球形區(qū)域的底部，氣體的流速較低，形成低流速區(qū)域，液膜在此處形成之后不易與氣流相互作用并在此形成結(jié)晶，更改混合器結(jié)構(gòu)之后，T2 與T3 在該處的氣體流速增加，并且從混合器出來(lái)的流線更加紊亂，有利于分解出來(lái)的NH3與氣體進(jìn)行混合提高均勻性.

由圖7d～圖7f 可知，T3 的湍流強(qiáng)度最大，T2 次之，T1 最小，說(shuō)明更改結(jié)構(gòu)并提升噴射壓力之后可以使混合區(qū)域的湍流強(qiáng)度增大，更有利于尿素液滴與排氣的混合，在0.5 s 的仿真時(shí)刻時(shí)，T1、T2 及T3 的截面平均湍動(dòng)能分別為9.58、10.55 和11.64 m2/s2.

圖7 0.5 s時(shí)混合區(qū)域的流場(chǎng)和湍動(dòng)能分布Fig.7 Distribution of flow field and turbulent kinetic energy in mixing region at 0.5 s

3.3 液膜與副產(chǎn)物的生成與分布

圖8 為液膜質(zhì)量隨時(shí)間變化曲線.各仿真過(guò)程中，液膜質(zhì)量均隨著尿素開始噴射后迅速累積，在尿素噴射結(jié)束后，液膜會(huì)在高溫壁面和氣流的作用下消散.在尿素噴射持續(xù)期，T3 的尿素噴射壓力較高，尿素液滴速度較快最先接觸壁面，而較厚的液膜不易與壁面和氣流進(jìn)行傳熱作用，因而T3 的液膜累積最快并且有著最高液膜累積質(zhì)量.在尿素噴射結(jié)束后，T3相較于T1 與T2，液膜有更長(zhǎng)的時(shí)間與壁面和氣流進(jìn)行傳熱.因此，在仿真結(jié)束時(shí)刻T3 的液膜累積質(zhì)量最低為43.5 mg，T1 與T2 部分液膜累積質(zhì)量分別為45.8 mg 和45.5 mg.

圖8 原始與優(yōu)化混合器液膜質(zhì)量曲線Fig.8 Film mass of original and optimized mixer structure

圖9 給出了各方案的液膜分布.液膜主要分布在外層套筒球形區(qū)域的底部左側(cè)和內(nèi)層套筒的內(nèi)壁上.對(duì)于內(nèi)層套筒而言，3 種仿真情況下液膜分布基本一致.對(duì)于外層套筒而言，T1 的液膜最為集中，分布面積最小，液膜最厚區(qū)域(紅色部分)面積較大，并且有少量液膜分布在小孔區(qū)域；T2 和T3 的液膜分布較為一致，但T3 的液膜最厚區(qū)域最小，說(shuō)明提升噴射壓力之后，有利于液膜的消散減少液膜厚度.

圖9 各方案液膜分布Fig.9 Film distribution of each scheme

圖10 為尿素固體和3 種副產(chǎn)物質(zhì)量曲線.與液膜質(zhì)量變化一致，T3 由于噴射壓力較大，尿素噴霧最先接觸壁面形成液膜，尿素固體、縮二脲、三聚氰酸與三聚氰酸一酰胺的生成時(shí)間相較于T1、T2 要提前，T1 與T2 各組分質(zhì)量變化趨勢(shì)較為一致.由圖4可知，尿素噴射時(shí)壁面溫度在535 K 上、下波動(dòng)，液膜在該溫度下水迅速蒸發(fā)并析出尿素固體，尿素固體最先生成并迅速累積，隨后副產(chǎn)物縮二脲開始生成，并約在0.25 s 時(shí)達(dá)到最大值(T3 為0.22 s)，在縮二脲開始形成之后，三聚氰酸約在0.15 s 時(shí)開始生成，三聚氰酸一酰胺最后生成，約在0.3 s 時(shí)質(zhì)量開始增加.在仿真結(jié)束時(shí)刻，各仿真情況下的尿素固體和縮二脲質(zhì)量基本為0，T3 的三聚氰酸質(zhì)量最少為4.210 mg，T1 與T2 的質(zhì)量分別為4.700 mg 和4.250 mg；對(duì)于三聚氰胺一酰胺而言，T2 的質(zhì)量最少為0.785 mg，T1 和T3 的質(zhì)量分別為0.850 mg 和0.912 mg.

圖10 尿素固體與副產(chǎn)物質(zhì)量曲線Fig.10 Curve of mass of urea solid and by-products

圖11～圖13 分別給出了各仿真情況下縮二脲、三聚氰酸和三聚氰酸一酰胺隨時(shí)間變化的質(zhì)量分布.由圖11 可知，各仿真情況下縮二脲的質(zhì)量分布與液膜分布較為一致，集中分布在外層套筒球形區(qū)域的左側(cè)和內(nèi)層套筒內(nèi)壁的右側(cè).在0.2 s時(shí)，T2 與T3 相較于T1 縮二脲的分布面積較大，T1 縮二脲的分布較為集中.在0.4 s時(shí)，T3 的縮二脲已經(jīng)分解完全，T1與T2 還有少量縮二脲分布在外層套筒上，內(nèi)層套筒上基本沒有縮二脲.在0.5 s時(shí)，各仿真的縮二脲基本分解完全，這和縮二脲的質(zhì)量曲線變化趨勢(shì)一致.

圖11 縮二脲質(zhì)量分布Fig.11 Mass distribution of biuret

從圖12 可以看出，三聚氰酸和縮二脲的質(zhì)量分布區(qū)域一致，但相較于縮二脲的分布面積較廣.在0.2 s時(shí)，T2 的混合器上基本沒有三聚氰酸生成，T1與T3 有少量三聚氰酸.但在0.3 s 至0.5 s時(shí)，T3 外層套筒上的三聚氰酸的質(zhì)量最少，紅色區(qū)域面積最小，但在內(nèi)層套筒上能觀察到明顯紅色區(qū)域.

圖12 三聚氰酸質(zhì)量分布Fig.12 Mass distribution of CYA

由圖13 可知，各仿真的三聚氰酸一酰胺的質(zhì)量隨著時(shí)間增加而增大，在0.4 s 時(shí)才能觀察到明顯的三聚氰酸一酰胺分布，這與圖10 的質(zhì)量變化趨勢(shì)一致.對(duì)于內(nèi)層套筒而言，三聚氰酸一酰胺的分布和另外兩種副產(chǎn)物較為一致，集中在內(nèi)壁的右側(cè)；對(duì)于外層套筒而言，三聚氰酸一酰胺分布較為分散，并且相較于其他兩種副產(chǎn)物質(zhì)量較低，質(zhì)量變化范圍僅在0.25～0.50μg 之間.從圖7 的流場(chǎng)分布可知，尿素液滴在內(nèi)層套筒區(qū)域時(shí)，該區(qū)域的流速較大，湍流強(qiáng)度較大，液滴受到較強(qiáng)的拖拽力，使碰壁區(qū)域較為有限，而當(dāng)尿素液滴進(jìn)入外層套筒球形底部區(qū)域時(shí)，該處為低流速區(qū)域，大部分液滴撞擊在右側(cè)形成液膜，而少部分液滴會(huì)隨著氣流碰觸到球形底部的其他區(qū)域，從而使三聚氰酸一酰胺的分布區(qū)域較廣.

圖13 三聚氰酸一酰胺質(zhì)量分布Fig.13 Mass distribution of ammelide

3.4 NH3體積分?jǐn)?shù)與均勻性系數(shù)

圖14 給出了SCR 催化器前端截面通過(guò)NH3的總質(zhì)量與NH3體積分?jǐn)?shù)變化曲線.3 個(gè)仿真中，氨氣體積分?jǐn)?shù)曲線變化趨勢(shì)一致，均為先上升，約在0.35 s 時(shí)達(dá)到最高體積分?jǐn)?shù)，在0.35 s 后氨氣體積分?jǐn)?shù)開始下降.對(duì)比T1 與T2，更改混合器結(jié)構(gòu)之后，NH3的總質(zhì)量稍有提升，當(dāng)提高噴射壓力之后，尿素霧化質(zhì)量越好，更易于蒸發(fā)并加快尿素分解，因而T3的NH3的總質(zhì)量最高為11.5 mg.

圖14 SCR前端截面氨氣的總質(zhì)量與體積分?jǐn)?shù)Fig.14 Total mass and concentration of NH3 at SCR front-end section

圖15 為SCR 前端截面的NH3、溫度與速度的均勻性系數(shù).由圖15a 可知，T2 與T3 的NH3均勻性均有不同程度的提高，T2 的混合器結(jié)構(gòu)在一定程度上增加了NH3在混合區(qū)域的運(yùn)動(dòng)距離，從而與排氣混合得更加均勻，在此基礎(chǔ)上T3 增加了噴射壓力，改善了尿素噴霧質(zhì)量，因而T3 的NH3均勻性最高.取0.3～0.5 s 的平均值，T1、T2 和T3 的氨氣均勻性分別為0.895、0.928 和0.959.

圖15 SCR前端截面氨氣、溫度與速度均勻性系數(shù)Fig.15 Uniformity coefficient of NH3，temperature and velocity at SCR front-end section

由圖15b 可知，更改結(jié)構(gòu)和提升噴射壓力對(duì)溫度均勻性系數(shù)影響不大，3 個(gè)仿真下的溫度均勻性系數(shù)均穩(wěn)定在0.995 左右，說(shuō)明SCR 前端截面的溫度非常均勻.由速度均勻性曲線可知，改變噴射壓力對(duì)速度均勻性影響不大，T2 與T3 的速度均勻性曲線變化趨勢(shì)較為一致，但T2 的結(jié)構(gòu)使速度均勻性稍有降低，速度均勻性均保持在0.96 以上，說(shuō)明SCR 前端截面速度較為均勻.

3.5 混合器壓力差

圖16 為整個(gè)仿真過(guò)程中各方案混合器背壓曲線.各方案的混合器背壓在尿素開始噴射之后均上升，隨后保持穩(wěn)定.T2 與T3 的混合器壓力差較為一致，說(shuō)明提高尿素噴射壓力對(duì)混合器壓力差沒有影響，但T2 與T3 的混合器壓力差整體上稍高于T1，這是由于T2 與T3 改變了外層套筒小孔的分布并減少了小孔的數(shù)量，一定程度上阻礙了排氣的流動(dòng).取0.3 s 至0.5 s 的平均值，T1、T2 與T3 的壓力差分別為2.105 95、2.202 85 和2.204 30 kPa，T3 的壓力差相較于T1 上升了4.67%，在可接受范圍內(nèi).綜上所述，結(jié)合液膜累積質(zhì)量、NH3的質(zhì)量與體積分?jǐn)?shù)及各均勻性系數(shù)，方案T3 的混合器性能整體高于T1，達(dá)到了優(yōu)化的目的.

圖16 混合器壓力差曲線Fig.16 Pressure drop curve of mixer

4 結(jié)論

(1) 搭建了快速尿素結(jié)晶試驗(yàn)平臺(tái)，通過(guò)試驗(yàn)測(cè)量的催化器背壓、尿素噴射時(shí)混合器壁面溫度及尿素結(jié)晶分布驗(yàn)證了模型的有效性.

(2) 對(duì)混合器結(jié)構(gòu)和噴射壓力進(jìn)行了優(yōu)化，仿真結(jié)果表明優(yōu)化后的混合器結(jié)構(gòu)可以提升混合區(qū)域的湍流強(qiáng)度，提高噴射壓力可以提高尿素噴霧質(zhì)量從而使液膜累積質(zhì)量減少，降低裝置結(jié)晶風(fēng)險(xiǎn).

(3) 縮二脲和三聚氰酸分布與液膜分布較為一致，多集中在外層套筒球形區(qū)域底部的左側(cè)和內(nèi)層套筒內(nèi)側(cè)，三聚氰酸一酰胺的分布較為分散；T1 的液膜分布較為集中，部分區(qū)域液膜較厚，T2 與T3 的液膜分布區(qū)域較大，有利于液膜和氣流進(jìn)行熱交換從而使液膜累積質(zhì)量減少.

(4) 以SCR 前端截面的NH3體積分?jǐn)?shù)、質(zhì)量、均勻性系數(shù)和混合器背壓評(píng)價(jià)了混合器性能；仿真結(jié)果表明T2 與T3 的混合器背壓相較于T1 稍有上升，但T2 和T3 在不同程度上提升了NH3的體積分?jǐn)?shù)、質(zhì)量和NH3均勻性系數(shù)，T3 使NH3均勻性系數(shù)提升了7.15%；更改混合器結(jié)構(gòu)和提升尿素噴射壓力對(duì)溫度均勻性影響不大，但速度均勻性在一定程度上降低.