季 雷， 於克良， 崔夢(mèng)祺， 何佳豪， 施 紅， 劉少俊,2*

(1. 江蘇科技大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212100) (2.浙江大學(xué) 能源工程學(xué)院，杭州 310027)

空氣污染引發(fā)的環(huán)境問(wèn)題導(dǎo)致了對(duì)動(dòng)力機(jī)械燃燒煙氣排放管控日益嚴(yán)格.在海洋運(yùn)輸領(lǐng)域，船用柴油機(jī)的尾氣排放受到了廣泛的關(guān)注，尾氣中的主要有害成分為硫氧化物(SOx)，氮氧化物(NOx)及顆粒物(PM)[1-2].根據(jù)國(guó)際海事組織(IMO)的最新規(guī)定，自2016年起新造船舶在NOx排放控制區(qū)域(NECA)需滿足Tier III標(biāo)準(zhǔn)的要求，對(duì)于船用低速機(jī)，其NOx排放需控制在3.4 g/(kW·h)以下[3].為了滿足Tier III標(biāo)準(zhǔn)的要求，船用柴油機(jī)需要增加額外的NOx控制裝置.在目前可供商用的NOx控制技術(shù)中，尿素-SCR(Urea-SCR)技術(shù)因具備超過(guò)90%的NOx脫除效率，成為船用動(dòng)力系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)NOx減排的主要途徑[4].

Urea-SCR技術(shù)對(duì)煙氣溫度有一定的要求，依據(jù)陸用電站及車用系統(tǒng)的使用經(jīng)驗(yàn)，催化劑的使用溫度通常在350～450 ℃，最低一般不低于250 ℃[5].為避免二次加熱，船用SCR反應(yīng)器的一種可選布置方式為發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪增壓器之前，如圖1[6].這種布置方式受到船舶機(jī)艙容積的限制，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)功率的增加和廢氣排量的增大，SCR系統(tǒng)的體積隨之增加，使得在機(jī)艙內(nèi)SCR系統(tǒng)的布置愈加困難[7].SCR系統(tǒng)的布置除了考慮利用適宜的煙氣溫度實(shí)現(xiàn)高的NOx脫除效率之外，還要盡可能的減小系統(tǒng)的壓降，避免產(chǎn)生過(guò)高的背壓影響柴油機(jī)的正常運(yùn)行[8].在這一方面，計(jì)算流體力學(xué)(CFD)能夠在設(shè)計(jì)階段以壓降和氣流均勻分布為目標(biāo)，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化[9].文獻(xiàn)[10]針對(duì)廣泛使用的MAN S50系列柴油機(jī)開(kāi)展了SCR系統(tǒng)設(shè)計(jì)，借助CFD工具實(shí)現(xiàn)了對(duì)稱型SCR反應(yīng)器的優(yōu)化.文中進(jìn)一步開(kāi)展了SCR反應(yīng)器的非對(duì)稱設(shè)計(jì)來(lái)實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的緊湊布置，基于數(shù)值計(jì)算，研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)于非對(duì)稱反應(yīng)器壓降和氣流均勻分布的影響.通過(guò)尾部煙道的改造，對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化，提高尿素噴霧與煙氣的摻混程度有助于提高Urea的分解效率并減小飛灰對(duì)SCR系統(tǒng)的危害[11-12].

1 SCR反應(yīng)器的非對(duì)稱設(shè)計(jì)

SCR反應(yīng)器設(shè)計(jì)的初始參數(shù)來(lái)源于MAN 6S50系列柴油機(jī)的性能和排放數(shù)據(jù).為滿足Tier III排放標(biāo)準(zhǔn)，選用的商用催化劑空速為10 000 h-1，反應(yīng)器基本參數(shù)參見(jiàn)表1.

表1 SCR反應(yīng)器的基本參數(shù)

圖1為SCR反應(yīng)器的非對(duì)稱設(shè)計(jì)及布置.

圖1 SCR反應(yīng)器的布置與相關(guān)參數(shù)

其中A-A面到B-B面為入口段；B-B面到C-C面為入口擴(kuò)張段，軸向長(zhǎng)度為L(zhǎng)1；C-C面到D-D面為催化劑裝填段，軸向長(zhǎng)度為L(zhǎng)2；D-D面與E-E面為出口收縮段，軸向長(zhǎng)度為L(zhǎng)3.分別改變?chǔ)梁挺碌耐瑫r(shí)保持L2及L1+L3長(zhǎng)度不變，設(shè)計(jì)了12種反應(yīng)器，如表2.通過(guò)不同截面之間的壓力變化來(lái)分析不同構(gòu)型SCR反應(yīng)器的氣流組織與壓降，故令B-B面到C-C面的壓降為△P1，令B-B面到E-E面段的壓降為△P2，令通過(guò)整個(gè)SCR反應(yīng)器的壓降為△P3.

表2 反應(yīng)器的設(shè)計(jì)方案

2 計(jì)算模型及驗(yàn)證

2.1 計(jì)算模型

考慮到流體在反應(yīng)器中的流動(dòng)情況，作出以下設(shè)定：

(1) 流動(dòng)為不可壓縮定常流動(dòng)；

(2) 采用k-ε兩方程模型描述湍流流動(dòng)，利用SIMPLE算法求解數(shù)值方程；

(3) 進(jìn)口邊界設(shè)定為速度進(jìn)口，反應(yīng)器出口為壓力出口.

由于氣流的均勻分布采用文獻(xiàn)[13]中采用的流動(dòng)均勻性公式來(lái)評(píng)價(jià)流動(dòng)的分布情況，其公式為：

(1)

2.2 網(wǎng)格劃分與獨(dú)立性驗(yàn)證

文中采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行劃分，為了增加模擬的精確性，對(duì)壁面處網(wǎng)格進(jìn)行加密.另外，為了驗(yàn)證網(wǎng)格無(wú)關(guān)性，以基礎(chǔ)方案為例對(duì)比了4種不同數(shù)量的網(wǎng)格對(duì)反應(yīng)器總壓降的影響，網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證如表3.

經(jīng)濟(jì)發(fā)展新態(tài)勢(shì)下，企業(yè)的發(fā)展必須關(guān)注經(jīng)濟(jì)環(huán)境，不能忽視經(jīng)濟(jì)一體化所帶來(lái)的機(jī)遇和挑戰(zhàn)，關(guān)注不同區(qū)域之間技術(shù)、管理理念及經(jīng)驗(yàn)等的學(xué)習(xí)和創(chuàng)新。除此之外，“互聯(lián)網(wǎng)+”更是為企業(yè)財(cái)務(wù)管理的發(fā)展帶來(lái)了更多發(fā)展空間和創(chuàng)新的可能性，“互聯(lián)網(wǎng)+”時(shí)代，既需要結(jié)合當(dāng)前的網(wǎng)絡(luò)信息技術(shù)對(duì)當(dāng)前的財(cái)務(wù)工作方式進(jìn)行更高效的改變，也需要對(duì)企業(yè)的財(cái)務(wù)管理模式進(jìn)行創(chuàng)新，使得管理模式能夠與數(shù)字化、自動(dòng)化財(cái)務(wù)管理相輔相成，全面提高企業(yè)的財(cái)務(wù)管理水平，提高企業(yè)競(jìng)爭(zhēng)力。

表3 SCR反應(yīng)器網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

從表3中可以看出，在網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到54.1萬(wàn)后，反應(yīng)器的總壓降不隨網(wǎng)格數(shù)量的增多而變化，可以說(shuō)明模擬結(jié)果不再受網(wǎng)格數(shù)量的影響，所以選用54.1萬(wàn)的網(wǎng)格作為模擬仿真使用的網(wǎng)格，其余方案由于角度的不同網(wǎng)格數(shù)量略有變化但所有方案網(wǎng)格的整體規(guī)模均在54萬(wàn)左右.

2.3 模型驗(yàn)證

采用文獻(xiàn)[14]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了所建立計(jì)算模型的可靠性.文獻(xiàn)[14]在穩(wěn)流試驗(yàn)臺(tái)上研究了不同擴(kuò)張角下反應(yīng)器內(nèi)的流場(chǎng)，擴(kuò)張半角分別為20°、45°及60°.實(shí)驗(yàn)中在催化劑后設(shè)置皮托管測(cè)量速度的分布情況，催化劑通常使用多孔介質(zhì)模型進(jìn)行模擬[15]，故文中采用多孔介質(zhì)模型對(duì)催化劑載體進(jìn)行數(shù)值模擬并在相同位置建立監(jiān)測(cè)面對(duì)實(shí)驗(yàn)與模擬數(shù)值進(jìn)行對(duì)比.圖2為3種擴(kuò)張角下反應(yīng)器流場(chǎng)的速度v云圖以及在監(jiān)測(cè)面處實(shí)驗(yàn)數(shù)值與模擬數(shù)值的對(duì)比，其中r/R為測(cè)量點(diǎn)對(duì)應(yīng)半徑與SCR反應(yīng)器半徑的比值.從圖中可以看到速度鋒面有一個(gè)明顯的擴(kuò)張?jiān)偈湛s的部分，這是由于氣流撞擊催化劑而形成的.

圖2 計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比

如圖2監(jiān)測(cè)面速度對(duì)比的曲線圖可以看出3組不同擴(kuò)張角下計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的變化規(guī)律基本一致，實(shí)驗(yàn)中由于測(cè)量?jī)x器近壁面處受到擾動(dòng)較大與模擬值產(chǎn)生一定偏差，20°擴(kuò)張角時(shí)軸線位置的速度最大值與實(shí)驗(yàn)值存在一定偏差，其余兩個(gè)擴(kuò)張角下計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)值吻合得很好，總體來(lái)看本文建立的計(jì)算模型是可靠的，可以用來(lái)研究SCR反應(yīng)器結(jié)構(gòu)對(duì)于流動(dòng)特性的影響.

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 催化劑未裝填時(shí)的流動(dòng)

由于C-C面為催化劑入口截面，其速度均勻性等指標(biāo)對(duì)系統(tǒng)整體的脫硝性能有較大影響[16]同時(shí)考慮到壓降與流動(dòng)均勻性之間的關(guān)聯(lián)效應(yīng)，以C0-30方案(對(duì)稱設(shè)計(jì))C-C面的均勻性指數(shù)及其總壓降ΔP3作為基準(zhǔn)值，對(duì)其他方案這兩個(gè)指標(biāo)的數(shù)值進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化處理.

3.1.1α對(duì)流動(dòng)的影響

將相同β下不同α的流動(dòng)均勻性γv與總壓降ΔP3繪圖，如圖3.

圖3 α變化對(duì)流動(dòng)均勻性及壓降的影響

從圖3的變化趨勢(shì)可見(jiàn)，隨著α值的增大，流動(dòng)均勻性先增大后分為小幅下降和小幅上升兩種趨勢(shì).同時(shí)增長(zhǎng)速度也隨著α的增大而逐漸放緩，總壓降ΔP3與α增大之間并沒(méi)有明顯的線性關(guān)系.以圖3(b)，β45°為例進(jìn)行說(shuō)明，C0-45方案的流動(dòng)均勻性為C0-30基準(zhǔn)方案的1.374倍，C30-45方案迅速增長(zhǎng)到1.649倍，C45-45方案到達(dá)1.785倍但增長(zhǎng)速度明顯放緩，C60-45方案小幅增長(zhǎng)到1.789倍.用同樣的方法說(shuō)明總壓降的變化，C0-45方案的總壓降ΔP3為C0-30基準(zhǔn)方案1.073倍，C30-45方案為1.078倍，C45-45方案為1.054 3倍，C60-45方案為1.080 1倍，發(fā)現(xiàn)相同β下壓降變化不大，注意到另外兩組β的壓降變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)同β下系統(tǒng)的總壓降并不隨α變化而發(fā)生大幅度變化，而不同β下系統(tǒng)的總壓降明顯呈現(xiàn)出階梯式變化，表明單獨(dú)用系統(tǒng)總壓降并不能說(shuō)明流動(dòng)均勻性的變化.

3.1.2β對(duì)流動(dòng)的影響

將同α下不同β的流動(dòng)均勻性與總壓降的變化繪圖，如圖4.

圖4 β變化對(duì)流動(dòng)均勻性及壓降的影響

圖5 α為45°時(shí)不同β下的速度云圖

進(jìn)一步的取β為30°時(shí)各方案C-C截面的速度云圖結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)當(dāng)流動(dòng)均勻性發(fā)生較大變化時(shí)云圖的形狀也會(huì)隨之產(chǎn)生明顯變化， C45-30方案與 C60-30方案的云圖類似，故流動(dòng)均勻性相差不大，如圖6(其中C30-30方案流動(dòng)均勻性為C0-30基準(zhǔn)方案的1.53倍，C45-30為1.78倍，C60-30為1.72倍).圖5中側(cè)剖面的流場(chǎng)可以明顯的看出β的增大使得反應(yīng)器收縮段速度分層更加明顯，同時(shí)出口段由于收縮角的增大產(chǎn)生了更劇烈的回流，因此導(dǎo)致了系統(tǒng)總壓降的升高，與圖4的結(jié)果一致.相對(duì)于非對(duì)稱方案，3種對(duì)稱方案在圖4(a)中的流動(dòng)均勻性變化趨勢(shì)與其余3組數(shù)據(jù)都不一樣，對(duì)C-C截面云圖進(jìn)行比較發(fā)現(xiàn)是由于C0-45方案流動(dòng)產(chǎn)生了花瓣形的云圖，相比C0-30和 C0-60方案大大提高了流動(dòng)均勻性，如圖7.

圖6 β為30°時(shí)不同α下C-C截面的速度云圖

圖7 α為0時(shí)不同β下C-C截面的速度云圖

綜上所述，增大β會(huì)使系統(tǒng)的總壓降升高；在0～60°這個(gè)范圍內(nèi)增大α?xí)笴-C截面的流動(dòng)均勻性不斷增大，α超過(guò)60°時(shí)C-C截面的流動(dòng)均勻性呈現(xiàn)多種變化趨勢(shì).

3.2 裝載催化劑的影響

裝載催化劑后系統(tǒng)的總壓降勢(shì)必會(huì)增加，但考慮到裝載催化劑只是在反應(yīng)段增加了催化劑的部分，并未對(duì)系統(tǒng)殼體的結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響，所以分別對(duì)裝載催化劑后系統(tǒng)的總壓降與流動(dòng)均勻性進(jìn)行研究并與未裝載催化劑時(shí)的結(jié)果進(jìn)行比較.

3.2.1 加裝催化劑對(duì)壓降的影響

為了比較裝載催化劑后對(duì)系統(tǒng)壓降變化的影響，將未裝載催化劑與裝載催化劑時(shí)相同方案系統(tǒng)總壓降的差進(jìn)行對(duì)比并繪成曲線，如圖8.

圖8 催化劑對(duì)系統(tǒng)總壓降的影響

從圖8中發(fā)現(xiàn)壓降差變化最大的是方案4(C30-30)，裝載催化劑與未裝載催化劑系統(tǒng)總壓降的差達(dá)到1 591.701 Pa；變化最小的是方案12(C60-60)，總壓降的差達(dá)到1 520.355 Pa.其余方案的總壓降差均在這兩個(gè)值之間，總的來(lái)看，這個(gè)值是流體經(jīng)過(guò)催化劑層時(shí)產(chǎn)生的壓力損失，而不同方案間采用的催化劑的布置方式是一致的，故不同方案間流經(jīng)催化劑層時(shí)產(chǎn)生的壓力損失變化不大，產(chǎn)生變化的原因可能是由于不同方案進(jìn)入第一層催化劑時(shí)流動(dòng)均勻性的不同造成的.

為了進(jìn)一步驗(yàn)證，將入口面A-A到漸擴(kuò)段出口面C-C及漸縮段入口面D-D到出口面F-F裝載催化劑與未裝載催化劑時(shí)壓降的變化進(jìn)行進(jìn)一步的對(duì)比，如圖9.

圖9 催化劑對(duì)入口段壓降與出口段壓降的影響

圖9(a)為面A-A到面C-C入口段的壓降變化對(duì)比，圖9(b)為面D-D到面 F-F出口段的壓降變化對(duì)比.圖9(a)中裝載催化劑與未裝載催化劑時(shí)兩者壓降差最大的是方案7(C45-30)壓降差為20.747 Pa，最小的是方案1(C0-30)壓降差為0.780 Pa，不同方案間的變化趨勢(shì)基本一致，裝載催化劑與未裝載催化劑壓降差發(fā)生變化的主要原因是氣流撞擊第一層催化劑表面后對(duì)前段的氣流產(chǎn)生了擾動(dòng).圖9(b)中壓降差最大的是方案6(C30-45)達(dá)到45.399 Pa，最小的是方案1(C0-30)有5.333 Pa，整體來(lái)看裝載催化劑后出口段的總壓降比未裝載催化劑大了27.767 Pa，但整體變化趨勢(shì)與未裝載催化劑時(shí)一致.

綜上所述，裝載催化劑后對(duì)于系統(tǒng)總壓降的影響最主要的部分來(lái)自于流體經(jīng)過(guò)催化劑時(shí)產(chǎn)生的壓力損失，系統(tǒng)其余部分的壓力損失雖然有一些波動(dòng)，但整體趨勢(shì)與未裝載催化劑時(shí)保持一致.

3.2.2 加裝催化劑對(duì)C-C面均勻性的影響

由于加裝催化劑后氣流會(huì)撞擊催化劑載體形成回流，對(duì)C-C面的流動(dòng)均勻性產(chǎn)生一定影響，故對(duì)加裝催化劑后C-C面的流動(dòng)均勻性進(jìn)行研究，圖10為裝載催化劑與未裝載催化劑時(shí)不同方案間C-C面流動(dòng)均勻性的對(duì)比.同樣，以空載時(shí)的C0-30方案(對(duì)稱設(shè)計(jì))作為基準(zhǔn)值，對(duì)其他方案C-C面的均勻性指數(shù)及其總壓降ΔP3的數(shù)值進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化處理.

圖10 催化劑對(duì)C-C面流動(dòng)均勻性的影響

從圖中可見(jiàn)對(duì)于非對(duì)稱設(shè)計(jì)α較小時(shí)裝載催化劑有助于增大C-C截面的流動(dòng)均勻性，當(dāng)α為30°時(shí)方案4 (C30-30)裝載催化劑后流動(dòng)均勻性由基準(zhǔn)方案的1.539倍提高到1.816倍，方案5(C30-45)由1.649倍提高到1.870倍，方案6(C30-60)由1.643倍提高到1.666倍；但進(jìn)一步增大α?xí)r催化劑對(duì)于C-C面流動(dòng)均勻性的影響需要進(jìn)一步討論.在α為45°時(shí)裝載催化劑后各方案的流動(dòng)均勻性均下降，如方案7(C45-30)流動(dòng)均勻性由1.785倍下降到1.638倍，而α為60°時(shí)除了方案10(C60-30)的流動(dòng)均勻性大幅上升，由1.725倍上升到1.838倍，其余兩個(gè)方案的流動(dòng)均勻性基本持平.取較有表性方案的截面進(jìn)行對(duì)比，如圖11.

圖11(a)的現(xiàn)象與前一節(jié)類似，截面云圖發(fā)生變化時(shí)流動(dòng)均勻性會(huì)發(fā)生較大變化.圖11(b)可以看出α為45°時(shí)流動(dòng)均勻性下降的主要原因是氣流撞擊催化劑后直接流過(guò)，而α為30°或60°時(shí)產(chǎn)生回流影響到C-C截面.與未裝填催化劑時(shí)對(duì)比，α為45°的方案受回流的影響更小，故流動(dòng)均勻性不升反降.

圖11 不同方案裝載催化劑與未裝載催化劑的速度分布對(duì)比

4 結(jié)論

(1)α主要對(duì)進(jìn)入第一層催化劑時(shí)煙氣的速度分布產(chǎn)生影響，在非對(duì)稱設(shè)計(jì)中α從30°到45°逐漸增大的過(guò)程中C-C面的流動(dòng)均勻性快速升高；α從45°往上繼續(xù)增大時(shí)，C-C面流動(dòng)均勻性增加的速度逐漸放緩并可能出現(xiàn)下降的趨勢(shì).

(2)β主要對(duì)系統(tǒng)壓降產(chǎn)生影響且規(guī)律比較單一，增大β使得出口段的壓力損失變大從而增加了系統(tǒng)總壓降.

(3) 在未裝載催化劑時(shí)得到C45-30和C45-45這兩個(gè)優(yōu)選方案，C45-30方案系統(tǒng)總壓降為基準(zhǔn)方案的0.953倍而流動(dòng)均勻性提升到1.785倍.C45-45方案的壓降略高于C45-30方案，為基準(zhǔn)方案的1.054倍但流動(dòng)均勻性略高于C45-30方案，為基準(zhǔn)方案的1.791.

(4) 裝載催化劑后氣流沖擊催化劑載體產(chǎn)生回流， C45-30和C45-45方案入口及出口段雖然在壓降水平上與未裝載催化劑時(shí)相當(dāng)?shù)鲃?dòng)均勻性下降.比較裝載催化劑的方案后發(fā)現(xiàn)C60-30為較優(yōu)方案，系統(tǒng)壓降最小，流動(dòng)均勻性增幅最大且由于α較大的原因能更好的節(jié)省機(jī)艙空間.

文中研究對(duì)SCR反應(yīng)器較為復(fù)雜工況采用簡(jiǎn)化的模型進(jìn)行替代，沒(méi)有引入反應(yīng)器前的噴射混合段，且使用漸擴(kuò)段出口處截面的速度不均勻度作為評(píng)價(jià)氣流分布的指標(biāo).后續(xù)的研究中會(huì)利用得出的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上的建議，將其應(yīng)用于完整的SCR系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，并對(duì)其開(kāi)展反應(yīng)流的數(shù)值模擬分析.