許小偉，王 瀟，錢 楓，胡 蝶，張廣智，許利芝，曲 洋

(1.武漢科技大學汽車與交通工程學院，湖北 武漢，430065；2.濟南汽車檢測中心有限公司，山東 濟南，250102；3.中國重汽集團汽車研究總院，山東 濟南，250002；4.煙臺市環(huán)境監(jiān)控中心，山東 煙臺，264003)

選擇性催化還原(SCR)技術(shù)是當今減少柴油車NOx排放的主流技術(shù)，具有NOx轉(zhuǎn)化效率高、抗硫中毒能力強等特點[1-2]，但由于滿足歐VI排放標準的柴油機排氣溫度相對較低，而低溫下SCR系統(tǒng)的NOx轉(zhuǎn)化效率不高，因此，如何提高低溫下NOx的轉(zhuǎn)化效率是當前SCR技術(shù)研究者重點關(guān)注的熱點問題[3-7]。已有研究表明，在Urea-SCR系統(tǒng)中添加混合器可提高催化劑入口處NH3的均勻性，并降低生成沉積物的風險，從而提升SCR系統(tǒng)的低溫性能[8-9]。在SCR系統(tǒng)中，噴嘴和混合器之間的管道為分解區(qū)域，混合器與SCR系統(tǒng)之間的管道為混合區(qū)域。SCR系統(tǒng)的低溫性能(<200 ℃)主要受尿素蒸發(fā)及水解時間限制，添加高性能混合器能縮短分解/混合區(qū)域的長度，減少尿素消耗，使SCR系統(tǒng)低溫性能得到有效提升。Zhan等[10]設(shè)計的新型混合器實現(xiàn)了尿素的低溫噴射(180℃)，與無混合器系統(tǒng)相比，添加該新型混合器的柴油機在冷態(tài)全球統(tǒng)一瞬態(tài)試驗循環(huán)(WHTC)時的NOx排放量明顯降低。在Alano等[11]設(shè)計的緊湊型混合器中，分解/混合區(qū)域長度僅75 mm，遠小于大多數(shù)商用SCR系統(tǒng)的尿素混合區(qū)域長度(350 mm)，使得SCR催化劑更靠近發(fā)動機，有助于提高SCR反應(yīng)溫度并增大NOx轉(zhuǎn)化效率。Floyd等[12]研究發(fā)現(xiàn)，優(yōu)化混合器后的SCR系統(tǒng)在更少的尿素噴射量條件下就能獲得與其優(yōu)化之前相同的NOx轉(zhuǎn)化效率。從化學角度來看，優(yōu)化混合器并沒有造成NH3生成量明顯增加，其促進SCR系統(tǒng)中NOx轉(zhuǎn)化的關(guān)鍵在于催化劑入口處排氣流速和NH3均勻性得到大幅提高。此外，F(xiàn)loyd等的研究還證實，葉片式混合器中葉片角度的增大能提高催化劑入口處NH3的均勻性，同時也會增加混合器的壓降，這表明，對于SCR系統(tǒng)混合器而言，其混合效率與壓降之間存在權(quán)衡關(guān)系，高混合效率會加劇混合區(qū)域的湍流運動，導致系統(tǒng)背壓升高。鑒于目前一些歐VI柴油機SCR系統(tǒng)混合器仍存在NH3均勻性較低、尿素熱解不徹底等實際問題，為了充分發(fā)揮SCR系統(tǒng)混合器的效能，本文擬以某歐VI柴油機SCR系統(tǒng)混合器為研究對象，建立相應(yīng)的計算流體動力學(CFD)仿真模型，對SCR系統(tǒng)混合器結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，確定最佳優(yōu)化方案，并借助臺架試驗對優(yōu)化方案進行驗證，以期為實際生產(chǎn)中歐VI柴油機SCR系統(tǒng)混合器的優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 混合器的CFD仿真模擬

1.1 CFD仿真模型的構(gòu)建

以某歐Ⅵ柴油機SCR系統(tǒng)混合器為研究對象，其在WHTC及全球統(tǒng)一穩(wěn)態(tài)測試循環(huán)(WHSC)中的歐Ⅵ排放指標測試結(jié)果如表1所示。由表1可知，該混合器的NOx排放量和NH3平均泄漏量較大，且經(jīng)過計算，其催化劑入口平面處的NH3濃度分布均勻性指數(shù)γ[13]平均值僅為0.6，處于較低水平，NOx還原率接近80%，表明該柴油機SCR系統(tǒng)性能并未得到充分發(fā)揮。為此，利用AVL-Fire軟件采用A、B兩種方案對該柴油機SCR系統(tǒng)混合器導流板及穿孔板結(jié)構(gòu)進行CFD優(yōu)化，通過調(diào)整導流板的位置和數(shù)量、葉片的角度來優(yōu)化尿素液滴的分解，借助改變穿孔板結(jié)構(gòu)和孔數(shù)量以改善SCR系統(tǒng)入口處NH3的濃度分布均勻性。其中方案A主要措施為：將混合器外側(cè)導流板位置向下移動，縮小穿孔板小孔孔徑，移除湍流處的板塊；方案B主要措施為：將混合器外側(cè)導流板位置向下移動，并在最外側(cè)增加一塊導流板，設(shè)計同一孔徑小孔，增加穿孔板小孔的數(shù)量，移除湍流處的板塊。原始混合器模型及方案A、方案B優(yōu)化模型如圖1所示。考慮模型的仿真精度以及仿真計算速度，使用立方體對混合器流體區(qū)域進行網(wǎng)格劃分，設(shè)置立方體邊長為3 mm，邊界層厚度為3層，邊界層增長率為1.1，混合器入口為模型速度入口，混合器出口為模型壓力出口，圖2所示為原始混合器的有限元網(wǎng)格模型。

(a)原始混合器 (b)方案A (c)方案B

圖2 原始混合器的有限元網(wǎng)格模型

表1 排放指標

在仿真模擬過程中，基于歐拉和拉格朗日模型[14-15]進行多相流模擬；使用DPM及TAB模型分別模擬液滴噴射及液滴二次破碎過程[16]。采用CFD方法模擬尿素蒸發(fā)及熱解過程[17-20]，在此過程中，尿素中的水分首先蒸發(fā)，可藉由修正公式計算出相應(yīng)蒸發(fā)率[21]，然后尿素顆粒熱解成氣態(tài)NH3和HNCO，熱分解反應(yīng)方程式為：

NH3(g)+HNCO(g)

(1)

熱解速率V的計算公式為：

(2)

式中，A為反應(yīng)頻率因子，取值為900 kg/(m·s);Ea為反應(yīng)活化能，取值為55 000 J/mol[22]，T為壁膜溫度(K)，D為壁膜厚度。尿素熱解過程示意圖見圖3。

圖3 尿素熱解

在對SCR系統(tǒng)混合器進行仿真模擬時，設(shè)置3種不同的發(fā)動機工況，具體工況的模擬計算參數(shù)如表2所示。

表2 模擬計算的參數(shù)

1.2 CFD仿真結(jié)果及分析

1.2.1 混合器壓力損失分析

經(jīng)CFD仿真模擬，在工況1下，原始混合器壓力損失為6.68 kPa，而經(jīng)過方案A、方案B優(yōu)化的混合器壓力損失則分別降至3.92、3.95 kPa，相應(yīng)降幅達到41.32%、40.87%，這是因穿孔板氣流末端板塊移除后穿孔板對排氣形成的阻力減小所致。相比原始混合器，經(jīng)方案A或方案B優(yōu)化后的混合器壓力損失顯著降低，有助于發(fā)動機整機性能的提升。

1.2.2 混合器流場分析

圖4、圖5所示分別為工況1下SCR系統(tǒng)混合器的內(nèi)部及SCR載體入口處流場的仿真模擬結(jié)果。由圖4及圖5可見，經(jīng)方案A和方案B優(yōu)化的混合器內(nèi)部流速明顯低于原始混合器相應(yīng)值，且三者SCR載體入口處流場呈現(xiàn)出不同的分布，原始混合器、經(jīng)方案A和方案B優(yōu)化的混合器流速均勻性指數(shù)依次為0.94、0.96、0.97。上述仿真結(jié)果表明，通過方案A或方案B優(yōu)化SCR系統(tǒng)混合器結(jié)構(gòu)時，導流板位置的調(diào)整、外側(cè)導流板數(shù)量的增加使得尿素液滴流速減緩，穿孔板板塊的移除以及小孔結(jié)構(gòu)的優(yōu)化在一定程度上改善了SCR載體入口處的流速分布。相比方案A，經(jīng)方案B優(yōu)化的混合器內(nèi)部流速更低，SCR載體入口處流速分布更均勻。

(a)原始混合器 (b)方案A (c)方案B

(a)原始混合器 (b)方案A (c)方案B

1.2.3 NH3分布分析

在工況1下，SCR載體入口處的NH3分布如圖6所示。由圖6可知，經(jīng)方案A或方案B優(yōu)化后，SCR載體入口截面處的NH3分布狀況均較優(yōu)化前有較大改善，經(jīng)方案A和方案B優(yōu)化的混合器、原始混合器相應(yīng)的NH3分布均勻性指數(shù)分別為0.70、0.92、0.58，其中仍以方案B的優(yōu)化效果為最佳。這是因為調(diào)整導流板位置減緩尿素液滴流速有助于尿素充分熱解，而穿孔板上小孔數(shù)量的增加及湍流處板塊的移除則導致SCR載體入口處的NH3分布更加均勻。

(a)原始混合器 (b)方案A (c)方案B

1.2.4 混合器壁溫及壁面液膜厚度分析

圖7和圖8所示分別為原始混合器、經(jīng)方案A或方案B優(yōu)化后的混合器壁溫及壁面液膜厚度模擬結(jié)果。由圖7和圖8可知，在3種不同的混合器中，經(jīng)方案B優(yōu)化后的混合器壁溫較高且壁面液膜厚度相對較小。這是因為經(jīng)該方案優(yōu)化后，混合器導流板能更有效地調(diào)節(jié)流場，減緩液滴流動速度，減少液滴與壁面的碰撞，促進尿素液滴分解，避免了沉積物的形成。

(a)原始混合器 (b)方案A (c)方案B

(a)原始混合器 (b)方案A (c)方案B

1.2.5 不同工況下的仿真結(jié)果分析

在3種工況下，對SCR系統(tǒng)混合器進行CFD仿真分析，混合器流速分布及SCR載體入口處的NH3分布模擬結(jié)果如表3所示。由表3可見，相比原始混合器，經(jīng)方案A或方案B優(yōu)化后的混合器流速分布變化不大，但SCR載體入口處的NH3在所有工況點的分布均勻性指數(shù)都較前者相應(yīng)值明顯增大，其中以方案B的優(yōu)化效果為最佳。

表3 不同工況點的仿真結(jié)果

2 臺架試驗

搭建柴油機加裝氧化催化器(DOC)、顆粒過濾器(DPF)及SCR后處理系統(tǒng)的試驗臺架(參數(shù)見表4)，對原始混合器及方案B優(yōu)化混合器進行歐VI排放試驗。經(jīng)測試，在WHSC及冷態(tài)WHTC條件下混合器的累積排放結(jié)果見表5，其中在冷態(tài)WHTC期間混合器NOx和NH3排放變化情況如圖9所示。結(jié)合表5及圖9可見，與原始混合器相比，經(jīng)方案B優(yōu)化后，柴油機SCR系統(tǒng)混合器的NOx排放量和NH3平均泄漏量明顯降低，其中NOx排放量的平均降幅接近18%，表明NOx轉(zhuǎn)化率進一步提升，同時NH3平均泄漏量也處于較低水平，排放達到歐VI標準。

表4 柴油機臺架參數(shù)

表5 歐VI排放認證結(jié)果

(a)NOx濃度 (b)NH3濃度

在低溫、低空速穩(wěn)態(tài)條件下對SCR系統(tǒng)混合器進行低溫穩(wěn)態(tài)試驗，發(fā)動機在工況點3運轉(zhuǎn)2 h時的沉積物觀察結(jié)果如圖10所示。由圖10可見，當測試進行2 h時，原始混合器中出現(xiàn)明顯沉積物，經(jīng)稱重約2.2 g，而方案B優(yōu)化混合器幾乎沒有沉積物出現(xiàn)，這是因為后者通過導流板調(diào)節(jié)了內(nèi)部流場流速方向，減緩尿素液滴流動速度促使尿素充分霧化熱解，尿素液滴與管壁的碰撞較少從而導致沉積難以出現(xiàn)。該試驗結(jié)果表明，使用優(yōu)化后的混合器，在SCR系統(tǒng)維護期間，無需清除尿素沉積物。

(a)原始混合器

3 結(jié)語

本文針對歐VI柴油機因排氣溫度相對較低而導致SCR系統(tǒng)NOx轉(zhuǎn)化效率不高的實際問題，以某歐VI柴油機SCR系統(tǒng)混合器為研究對象，借助CFD方法對混合器進行仿真模擬，同時優(yōu)化了混合器中的導流板、穿孔板等結(jié)構(gòu)，并利用臺架試驗對SCR系統(tǒng)混合器進行了歐VI排放測試。通過在一定工況下的仿真模擬發(fā)現(xiàn)，混合器經(jīng)優(yōu)化后，其壓力損失和內(nèi)部流速明顯降低，雖流速分布變化不大但SCR載體入口處的NH3分布更加均勻，尤其經(jīng)最佳方案優(yōu)化后，混合器壁溫相對較高且壁面液膜相對較薄，NH3分布均勻性指數(shù)顯著提升。歐VI排放測試結(jié)果也證實，混合器經(jīng)最佳方案優(yōu)化后，SCR的NOx轉(zhuǎn)化效率明顯提高，在冷態(tài)WHTC以及WHSC工況下，相應(yīng)的NOx排放量和NH3平均泄漏量分別為0.191 g/(kW·h)、0.8 ppm以及0.175 g/(kW·h)、0.1 ppm，滿足歐VI排放標準，并且在低溫低空速運轉(zhuǎn)時，混合器中未出現(xiàn)明顯沉積物，這有利于提高SCR系統(tǒng)的耐久性以及尿素的經(jīng)濟性。