王夢華 ，劉星宇，鮑建軍，胡杰

(1.拖拉機動力系統(tǒng)國家重點實驗室，河南 洛陽 471039；2.西安交通大學 能源與動力工程學院，陜西 西安 710049；3.武漢理工大學 現代汽車零部件技術湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430070)

目前，柴油機仍然是NOx和PM 這兩種大氣污染物的污染源之一[1]，為滿足國Ⅵ柴油機排放法規(guī)[2]，當前采用先進的機內凈化技術＋集成式后處理技術路線來減少污染物的排放.集成式后處理系統(tǒng)由多種單項系統(tǒng)集成設計而成[3-6]，具有結構緊湊方便布局等優(yōu)點，但其在使用過程中仍然存在一些問題，如氨氣和排氣混合不均勻、尿素過量噴射導致NH3泄漏和尿素結晶等問題，其中較為嚴重的問題是尿素結晶，尿素結晶將會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，還會引發(fā)柴油機動力性下降和油耗增加等問題[7-11]，因此，解決尿素結晶問題是提高后處理系統(tǒng)工作效率的關鍵所在.

為解決尿素結晶所帶來的問題，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尿素液滴分解的影響，Grout等[13]通過仿真分析了尿素液滴和高溫壁面的相互作用.在尿素結晶試驗和風險評價方面，朱明健等[14]搭建了靜態(tài)尿素噴霧結晶試驗平臺，提出了尿素噴霧最小碰壁量與尿素結晶風險的關系，頓杰等[15]通過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對尿素結晶分布的影響.在仿真分析方面，余俊波等[11]通過分析尿素結晶形成的詳細反應網絡框架，構建了尿素分解及沉積物生成反應子模型，進行了尿素選擇性催化還原系統(tǒng)(Urea-SCR)的仿真計算，得出異氰酸是尿素分解副產物形成所需的最重要反應物.Huang等[16]通過仿真計算得到尿素分解副產物的位置并對混合器結構進行了優(yōu)化，對比了優(yōu)化前、后尿素副產物的生成情況，但僅考慮了壓力差進行模型的驗證.

綜上所述，已經有很多研究對Urea-SCR 系統(tǒng)各方面進行了探索，但目前對驗證計算流體動力學(computational fluid dynamics，CFD)模型的有效性還缺少一定的方法.因此，筆者采用試驗和數值模擬相結合的方法，針對某“一”字型集成式后處理系統(tǒng)搭建了尿素結晶試驗平臺和CFD 仿真計算模型；通過試驗所測得的催化器背壓、混合器壁面溫度及尿素結晶分布來驗證模型的有效性；耦合了尿素詳細分解機理，分析了尿素分解時3 種副產物(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晶風險并提高均勻性，進行了混合器結構和噴射壓力的優(yōu)化.該結果為研究柴油機Urea-SCR 尿素結晶機理及結晶風險預測研究提供了一定的理論基礎.

1 試驗和集成式后處理裝置建模

1.1 試驗系統(tǒng)和裝置幾何模型

圖1 為尿素結晶試驗系統(tǒng)示意，該試驗系統(tǒng)分為熱力學臺架和集成式后處理系統(tǒng).熱力學臺架由天然氣供給系統(tǒng)、空氣泵、質量流量計和控制系統(tǒng)組成，該臺架通過控制系統(tǒng)和質量流量計控制天然氣燃燒量并泵入一定量的空氣來仿真柴油機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 個壓力傳感器測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前、后端壓力值相減得到.

圖1 尿素結晶試驗臺架示意Fig.1 Schematic of urea deposition experimental system

圖2 為集成式后處理裝置和混合器結構示意.裝置的幾何尺寸是：總長為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.該混合器由內側套筒、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，使氣流只能先經過內層套筒并在此與尿素噴霧進行混合，最后通過位于外層套筒筒壁上的小孔流出進入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，用于測量尿素噴射時該點的溫度值.為保證計算精度，基礎網格尺寸默認為8 mm；對混合區(qū)域的體網格進行1 級網格加密；在此基礎上，對混合器區(qū)域、SCR 區(qū)域和尿素噴霧區(qū)域使用AMR 自適應網格加密，對上述區(qū)域的速度、溫度和NH3體積分數進行1 級網格加密；最后對混合器壁面進行1 級表面網格加密.

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

1.2 試驗工況及方案

使用型號為6A3R-128.7 kW 的柴油機在臺架上進行萬有特性試驗，采集到各轉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分別為KLPW-04S 和 KL-YC-100-02，精度分別為 0.1 ℃和0.1 kPa(尿素結晶試驗所使用的傳感器為同型號).將萬有特性曲線進行擬合，得到轉速為1 700 r/min、負荷為50%時的排氣溫度和排氣流量作為尿素結晶試驗的邊界條件，如表1 所示.

表1 柴油機工況Tab.1 Working condition of diesel engine

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

該試驗分為兩部分，第一部分為測量背壓試驗：調節(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，將溫度穩(wěn)定在605.5 K 并改變排氣流量，進行3組同一溫度不同流量的背壓試驗，試驗結束后，記錄各組試驗的壓力值，試驗的具體邊界條件如表2 所示.第二部分為尿素結晶試驗：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，記錄尿素結晶情況.

表2 背壓試驗邊界條件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°，噴射的溶液是質量分數為32.5%的尿素水溶液，在模型中噴嘴的位置和上述物理參數與實際保持一致.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CFD 軟件Converge 中自帶的工具可計算出尿素噴射時長約為0.1 s，噴射的尿素溶液總質量約為270 mg.

選擇仿真總時長為0.5 s，在仿真時刻為0.1 s 時開始噴射尿素水溶液，0 至0.1 s 用來觀察流體是否可以達到穩(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 尿素詳細分解機理

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

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

表3 尿素詳細分解機理Tab.3 Detailed decomposition mechanism of urea

1.5 尿素噴霧模型

在該仿真中，通過拉格朗日法來求解氣流和液滴的運動軌跡，使用O’Rourke 模型[19]模擬液滴的湍流擴散；選擇Rosin-Rammler 模型來仿真液滴粒徑變化和分布，并將分布系數設為3.5；不考慮液滴之間相互撞擊并假設液滴只發(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，形成的尿素液滴經歷熱解水解并生成氨氣這一復雜的過程中，假設每一個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)模型來模擬.

1.6 尿素液滴-壁面相互作用模型

在尿素噴射過程中，尿素液滴會與高溫的混合器壁面進行碰撞，與壁面進行熱交換并且會在此處發(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行該過程的仿真.

在該仿真中，選擇Kuhnke 碰壁模型[20]和Wall film 液膜蒸發(fā)模型模擬這一過程.Kuhnke 通過式(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 為撞擊時的速度；σ為液滴表面張力；μ為液滴黏度；We 為韋伯數，是慣性力和表面張力效應之比；La 為拉普拉斯數，是流體表面張力及流體內動量傳播的比值；Twall為壁面溫度；Tboil為液滴蒸發(fā)臨界溫度.

文獻[21]表明，對于純水而言，T*＝1.1，隨著尿素濃度的提升，T*的值會線性增加，設 T*的值為1.53(與文獻[21]保持一致)，此時液滴蒸發(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]通過異丙醇液滴撞擊NiCr 表面的試驗建立了傳熱模型，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為碰撞時長；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)中增加一個系數來減少仿真值和試驗值的誤差，因為Wruck等[22]是通過異丙醇液滴進行的試驗，而在研究尿素結晶的時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過程中的壁面溫度誤差較小，設定常數 CWruck為0.153[21].

1.7 流動和多孔介質模型

由研究[23-25]得知，在試驗柴油機后處理系統(tǒng)流場時，尾氣的流動遵循質量、能量和動量守恒，考慮催化器表面反應與否并不影響流場分布結果，因而不考慮相關催化器的表面反應，湍流模型選擇k-ε 模型.

設置DOC、DPF 及SCR 催化器安裝區(qū)域為多孔介質區(qū)域來仿真實際催化器對排氣背壓的影響.滲透率方程為

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

1.8 分布均勻性系數

氨氣分布不均勻則會造成不同孔道反應程度不同，會出現部分孔道氨氣過剩和氨氣不足的現象，造成NH3泄露和NOx排放超標；溫度分布不均勻會導致催化器表面受熱程度不同，長時間工作之后會出現不同程度的老化現象，減少催化器使用壽命；若流動均勻性較差，則會使流入催化器孔道的氣流分布不均勻，同樣會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γ來評價均勻性，均勻性系數為

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

2 模型驗證

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

2.1 催化器與混合器背壓驗證

通過測量催化器背壓試驗，將所得同一溫度不同流量下的催化器背壓輸入進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如表4 所示.

使用表4 所示的滲透率系數進行時長為0.1 s 的純流動仿真，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)域設置為多孔介質之后，壓力在各區(qū)域明顯降低，而非多孔介質區(qū)域的壓力穩(wěn)定.在純流動情況下，各截面的壓力值約在0.025 s 之后基本不變化，整個計算域的流場穩(wěn)定.取流場穩(wěn)定后(試驗為流場穩(wěn)定后的10 min，仿真為0.025 s 至0.100 s這個時間段)，試驗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.為和試驗值單位保持一致，將仿真壓力差值單位換算成kPa，試驗和仿真壓力差值沒有誤差，說明多孔介質模型搭建成功.

表4 催化器滲透率系數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晶分布驗證

圖4 為尿素噴射時試驗和仿真過程中混合器壁面溫度曲線，尿素噴射時刻分別為試驗過程的第600 s 和仿真過程的第0.1 s.仿真壁面溫度和試驗壁面溫度曲線吻合較好，在試驗過程的0～600 s時，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；在仿真過程的0～0.1 s時，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，在一個噴射周期(0.1～0.3 s)中壁面溫度在535 K 上、下波動.

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

圖5 為試驗和仿真的尿素結晶分布示意，仿真中尿素結晶分布和試驗分布基本一致，由于氣流的作用，大部分尿素液滴會與內層套筒的右側壁面進行碰撞在此處形成結晶，而在外層套筒球形底部的左側尿素結晶最多.

圖5 試驗與仿真尿素結晶位置分布Fig.5 Distribution of urea deposition between experiment and simulation

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

3 結果與討論

3.1 混合器結構與噴射壓力優(yōu)化

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

圖6 原始與優(yōu)化混合器結構對比Fig.6 Original and optimized mixer structure

3.2 流場分析

圖7 為各仿真過程中混合區(qū)域的流場分布和混合器后端截面的湍動能.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晶，更改混合器結構之后，T2 與T3 在該處的氣體流速增加，并且從混合器出來的流線更加紊亂，有利于分解出來的NH3與氣體進行混合提高均勻性.

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

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

3.3 液膜與副產物的生成與分布

圖8 為液膜質量隨時間變化曲線.各仿真過程中，液膜質量均隨著尿素開始噴射后迅速累積，在尿素噴射結束后，液膜會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量.在尿素噴射結束后，T3相較于T1 與T2，液膜有更長的時間與壁面和氣流進行傳熱.因此，在仿真結束時刻T3 的液膜累積質量最低為43.5 mg，T1 與T2 部分液膜累積質量分別為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)域的底部左側和內層套筒的內壁上.對于內層套筒而言，3 種仿真情況下液膜分布基本一致.對于外層套筒而言，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 種副產物質量曲線.與液膜質量變化一致，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間相較于T1、T2 要提前，T1 與T2 各組分質量變化趨勢較為一致.由圖4可知，尿素噴射時壁面溫度在535 K 上、下波動，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，隨后副產物縮二脲開始生成，并約在0.25 s 時達到最大值(T3 為0.22 s)，在縮二脲開始形成之后，三聚氰酸約在0.15 s 時開始生成，三聚氰酸一酰胺最后生成，約在0.3 s 時質量開始增加.在仿真結束時刻，各仿真情況下的尿素固體和縮二脲質量基本為0，T3 的三聚氰酸質量最少為4.210 mg，T1 與T2 的質量分別為4.700 mg 和4.250 mg；對于三聚氰胺一酰胺而言，T2 的質量最少為0.785 mg，T1 和T3 的質量分別為0.850 mg 和0.912 mg.

圖10 尿素固體與副產物質量曲線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間變化的質量分布.由圖11 可知，各仿真情況下縮二脲的質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)域的左側和內層套筒內壁的右側.在0.2 s時，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，T3 的縮二脲已經分解完全，T1與T2 還有少量縮二脲分布在外層套筒上，內層套筒上基本沒有縮二脲.在0.5 s時，各仿真的縮二脲基本分解完全，這和縮二脲的質量曲線變化趨勢一致.

圖11 縮二脲質量分布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，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，T3 外層套筒上的三聚氰酸的質量最少，紅色區(qū)域面積最小，但在內層套筒上能觀察到明顯紅色區(qū)域.

圖12 三聚氰酸質量分布Fig.12 Mass distribution of CYA

由圖13 可知，各仿真的三聚氰酸一酰胺的質量隨著時間增加而增大，在0.4 s 時才能觀察到明顯的三聚氰酸一酰胺分布，這與圖10 的質量變化趨勢一致.對于內層套筒而言，三聚氰酸一酰胺的分布和另外兩種副產物較為一致，集中在內壁的右側；對于外層套筒而言，三聚氰酸一酰胺分布較為分散，并且相較于其他兩種副產物質量較低，質量變化范圍僅在0.25～0.50μg 之間.從圖7 的流場分布可知，尿素液滴在內層套筒區(qū)域時，該區(qū)域的流速較大，湍流強度較大，液滴受到較強的拖拽力，使碰壁區(qū)域較為有限，而當尿素液滴進入外層套筒球形底部區(qū)域時，該處為低流速區(qū)域，大部分液滴撞擊在右側形成液膜，而少部分液滴會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 三聚氰酸一酰胺質量分布Fig.13 Mass distribution of ammelide

3.4 NH3體積分數與均勻性系數

圖14 給出了SCR 催化器前端截面通過NH3的總質量與NH3體積分數變化曲線.3 個仿真中，氨氣體積分數曲線變化趨勢一致，均為先上升，約在0.35 s 時達到最高體積分數，在0.35 s 后氨氣體積分數開始下降.對比T1 與T2，更改混合器結構之后，NH3的總質量稍有提升，當提高噴射壓力之后，尿素霧化質量越好，更易于蒸發(fā)并加快尿素分解，因而T3的NH3的總質量最高為11.5 mg.

圖14 SCR前端截面氨氣的總質量與體積分數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.由圖15a 可知，T2 與T3 的NH3均勻性均有不同程度的提高，T2 的混合器結構在一定程度上增加了NH3在混合區(qū)域的運動距離，從而與排氣混合得更加均勻，在此基礎上T3 增加了噴射壓力，改善了尿素噴霧質量，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Fig.15 Uniformity coefficient of NH3，temperature and velocity at SCR front-end section

由圖15b 可知，更改結構和提升噴射壓力對溫度均勻性系數影響不大，3 個仿真下的溫度均勻性系數均穩(wěn)定在0.995 左右，說明SCR 前端截面的溫度非常均勻.由速度均勻性曲線可知，改變噴射壓力對速度均勻性影響不大，T2 與T3 的速度均勻性曲線變化趨勢較為一致，但T2 的結構使速度均勻性稍有降低，速度均勻性均保持在0.96 以上，說明SCR 前端截面速度較為均勻.

3.5 混合器壓力差

圖16 為整個仿真過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，說明提高尿素噴射壓力對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量，一定程度上阻礙了排氣的流動.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.綜上所述，結合液膜累積質量、NH3的質量與體積分數及各均勻性系數，方案T3 的混合器性能整體高于T1，達到了優(yōu)化的目的.

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

4 結論

(1) 搭建了快速尿素結晶試驗平臺，通過試驗測量的催化器背壓、尿素噴射時混合器壁面溫度及尿素結晶分布驗證了模型的有效性.

(2) 對混合器結構和噴射壓力進行了優(yōu)化，仿真結果表明優(yōu)化后的混合器結構可以提升混合區(qū)域的湍流強度，提高噴射壓力可以提高尿素噴霧質量從而使液膜累積質量減少，降低裝置結晶風險.

(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)域底部的左側和內層套筒內側，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行熱交換從而使液膜累積質量減少.

(4) 以SCR 前端截面的NH3體積分數、質量、均勻性系數和混合器背壓評價了混合器性能；仿真結果表明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的體積分數、質量和NH3均勻性系數，T3 使NH3均勻性系數提升了7.15%；更改混合器結構和提升尿素噴射壓力對溫度均勻性影響不大，但速度均勻性在一定程度上降低.