許 越，倪培永，陳 旭，喜冠南

（1.南通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南通 226019；2.南通柴油機(jī)股份有限公司，江蘇 南通 226014）

1 引言

當(dāng)前環(huán)境污染越來(lái)越嚴(yán)重，根據(jù)《中國(guó)移動(dòng)源環(huán)境管理年報(bào)（2019）》2018年數(shù)據(jù)，船舶柴油機(jī)NOx排放量為177萬(wàn)噸［1］，已成主要的大氣污染源之一。目前船舶柴油機(jī)的排放標(biāo)準(zhǔn)也越來(lái)越嚴(yán)格，世界各國(guó)相繼制定了相應(yīng)的排放限值法規(guī)，如何有效降低船舶柴油機(jī)NOx排放成為當(dāng)前的研究熱點(diǎn)。

SCR 技術(shù)作為目前最有效、最具有發(fā)展前景的NOx減排技術(shù)。優(yōu)化SCR反應(yīng)器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)提高催化劑的凈化性能，減小排氣阻力，延長(zhǎng)其使用壽命具有重要意義。SCR催化反應(yīng)器的內(nèi)部流動(dòng)十分復(fù)雜，涉及湍流流動(dòng)、多孔介質(zhì)流動(dòng)、噴霧熱解水解、化學(xué)反應(yīng)等過(guò)程，常規(guī)的實(shí)驗(yàn)方法不僅耗費(fèi)大量人力物力，且無(wú)法反映出SCR催化器內(nèi)部具體的流動(dòng)與化學(xué)反應(yīng)信息。計(jì)算機(jī)流體力學(xué)（CFD）技術(shù)能夠展現(xiàn)流體機(jī)械內(nèi)部流速和壓力分布規(guī)律，大大縮減試驗(yàn)時(shí)間和設(shè)計(jì)周期，降低開發(fā)成本，已在眾多工業(yè)領(lǐng)域獲得廣泛應(yīng)用［2-4］。文獻(xiàn)［5］利用CFD軟件對(duì)催化轉(zhuǎn)化器內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行三維穩(wěn)態(tài)流動(dòng)數(shù)值模擬分析，并針對(duì)載體位置、載體長(zhǎng)度和出氣管位置等結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬。文獻(xiàn)［6］改進(jìn)傳統(tǒng)催化器的入口管和擴(kuò)張管結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)了一種新型催化轉(zhuǎn)化器結(jié)構(gòu)，并利用CFD軟件對(duì)傳統(tǒng)和新型催化轉(zhuǎn)化器進(jìn)行模擬分析對(duì)比，驗(yàn)證設(shè)計(jì)的優(yōu)越性。文獻(xiàn)［7］利用FIRE軟件在不同工況下對(duì)不同擴(kuò)張角的圓錐形催化劑進(jìn)行穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬，得到最優(yōu)擴(kuò)張角，在此基礎(chǔ)上加裝擴(kuò)張段導(dǎo)流裝置，并對(duì)加裝導(dǎo)流裝置前后催化劑內(nèi)流場(chǎng)分布進(jìn)行比較。文獻(xiàn)［8］建立了一個(gè)銅基催化器仿真模型，研究了催化反應(yīng)器空速、長(zhǎng)度、直徑和每平方英寸通道數(shù)（CPSI）、NO2/NOx比、NH3/NOx比等催化器性能的影響。文獻(xiàn)［9］建立了一個(gè)全尺寸催化轉(zhuǎn)化器模型，模擬研究發(fā)現(xiàn)氣體流動(dòng)分布與催化器的孔密度、擴(kuò)張角、長(zhǎng)徑比和進(jìn)口質(zhì)量流量有很大關(guān)系，且反應(yīng)條件下和非反應(yīng)條件下的氣體分布又有所不同。目前國(guó)內(nèi)關(guān)于船用SCR氣體流場(chǎng)化反應(yīng)器的流場(chǎng)研究較少考慮噴霧與化學(xué)反應(yīng)對(duì)流動(dòng)的影響，也較少關(guān)注不同工況下的船用SCR催化反應(yīng)器內(nèi)的流場(chǎng)情況。這里利用AVL FIRE 軟件建立SCR 催化反應(yīng)器流動(dòng)耦合噴霧與化學(xué)反應(yīng)的一體化三維仿真模型，模擬分析不同進(jìn)氣流量工況下船用SCR催化反應(yīng)器內(nèi)部的流場(chǎng)特性，研究不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)催化反應(yīng)器流場(chǎng)特性的影響，為船用SCR催化反應(yīng)器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

2 催化反應(yīng)器結(jié)構(gòu)與性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

2.1 催化反應(yīng)器結(jié)構(gòu)

這里的研究對(duì)象為T6138ZLCZU型船用柴油機(jī)SCR催化反應(yīng)器，其幾何參數(shù)，如圖1所示。其所用催化劑為V2O5-WO3-TiO2，孔密度（CPSI）為150/in2，催化劑載體壁厚為0.1016mm，催化劑涂層厚度為0.012mm。

圖1 SCR催化反應(yīng)器幾何參數(shù)Fig.1 Structural Parameters of SCR Catalytic Reactor

2.2 催化反應(yīng)器性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

2.2.1 催化反應(yīng)器的壓力損失

SCR催化反應(yīng)器的壓力損失是指催化反應(yīng)器進(jìn)出口的平均壓力差，主要包括進(jìn)排氣管和擴(kuò)張收縮段內(nèi)的沿程損失、催化劑載體內(nèi)部的沿程損失以及各部分的局部損失等3部分。壓力損失增加會(huì)導(dǎo)致柴油機(jī)的排氣背壓增大，對(duì)柴油機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性造成很大的影響［9］。排氣背壓增大，一方面會(huì)導(dǎo)致排氣過(guò)程消耗的有用功增多，燃油消耗率增加，降低柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性，另一方面會(huì)導(dǎo)致氣缸內(nèi)殘留過(guò)多廢氣，殘余廢氣系數(shù)增大，缸內(nèi)燃燒不充分，降低柴油機(jī)的動(dòng)力性。

2.2.2 流動(dòng)均勻性指標(biāo)

催化反應(yīng)器內(nèi)的流動(dòng)均勻性直接影響催化劑的凈化效率、有效利用率、氨逃逸率和使用壽命。流速不均勻主要體現(xiàn)在催化劑載體中心區(qū)域過(guò)高的流速和溫度上。載體中心區(qū)域流速過(guò)高會(huì)導(dǎo)致還原劑分布的不均勻，從而導(dǎo)致催化劑的有效利用率低、還原劑的浪費(fèi)和氨逃逸率高。載體中心區(qū)域溫度過(guò)高會(huì)導(dǎo)致載體內(nèi)溫度分布不均、徑向溫差較大，產(chǎn)生熱應(yīng)力梯度使載體易產(chǎn)生熱變形，加劇催化劑的疲勞損壞，降低其使用壽命。

均勻性系數(shù)［10］定義為：

式中：γ—速度均勻性指數(shù)，大小范圍為（0～1），越接近1，說(shuō)明在截面上速度分布越均勻；n—截面上的網(wǎng)格數(shù)；ci、cˉ—網(wǎng)格i上的速度和載體截面上的平均速度。

3 催化反應(yīng)器三維仿真模型

3.1 幾何模型

利用AVL FIRE軟件建立SCR催化反應(yīng)器的三維幾何模型，并進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格采用全六面體網(wǎng)格，催化反應(yīng)器三維計(jì)算網(wǎng)格，如圖2所示。

圖2 催化反應(yīng)器計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Computational Grid of Catalytic Reactor

3.2 數(shù)值模型

將催化劑模型簡(jiǎn)化為多孔介質(zhì)模型，通過(guò)在標(biāo)準(zhǔn)Navier-Stokes方程中添加一個(gè)壓損源項(xiàng)來(lái)計(jì)算催化劑模型孔道內(nèi)的氣體流速，所用的數(shù)值模型，如表1所示。

表1 數(shù)值模型Tab.1 Numerical Model

3.3 邊界條件

根據(jù)GB 15097-2016船用柴油機(jī)四工況E3循環(huán)試驗(yàn)結(jié)果作為SCR催化反應(yīng)器仿真的邊界條件，如表2所示。模擬中將流體視為不可壓縮的理想流體，入口邊界條件設(shè)定為質(zhì)量流量入口，湍動(dòng)能定義為進(jìn)口速度平方的10%，特征長(zhǎng)度為進(jìn)口直徑的10%，出口邊界條件設(shè)置為靜壓邊界條件，出口壓力大小為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。

表2 柴油機(jī)排氣參數(shù)Tab.2 Exhaust Parameters of Diesel Engine

3.4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析

以催化劑入口截面處的速度均勻性為對(duì)象進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，如圖3所示。經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)網(wǎng)格單元總數(shù)超過(guò)185.5萬(wàn)以后，網(wǎng)格單元總數(shù)的進(jìn)一步增加對(duì)均勻性指數(shù)沒(méi)有顯著影響，所以這里的網(wǎng)格精度控制在網(wǎng)格單元總數(shù)185萬(wàn)左右。

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析Fig.3 Grid Independence Analysis

4 內(nèi)流場(chǎng)分析

4.1 速度場(chǎng)分析

柴油機(jī)四工況下SCR催化反應(yīng)器X-Y截面速度分布，如圖4所示。柴油機(jī)四工況下催化劑入口截面及催化劑載體內(nèi)的流速均勻性系數(shù)，如表3所示。當(dāng)氣流進(jìn)入進(jìn)氣管內(nèi)，流速大小基本一致，這是因?yàn)闅饬鞯牧魉僭诖呋鬟M(jìn)氣管橫向截面上均勻分布，當(dāng)氣流通過(guò)擴(kuò)張段時(shí)，沿X軸方向的氣流速度逐漸減小，在擴(kuò)張段壁面處氣流速度要比流動(dòng)中心處小，這是由于氣流在Y軸方向上擴(kuò)散時(shí)，氣流發(fā)生了分離，產(chǎn)生了旋渦。載體入口截面中心位置處的速度比周圍速度小，是因?yàn)檫€原劑液滴和氣流在載體入口截面的阻力導(dǎo)致一部分氣流在入口截面中心位置處形成旋渦和紊流［11］，形成的旋渦和紊流會(huì)導(dǎo)致催化劑載體入口截面以及內(nèi)部流速的分布不均勻，這將直接影響催化器的性能。在流速較低的工況如A63工況下，當(dāng)氣流經(jīng)過(guò)催化劑載體內(nèi)部時(shí)，氣流比較平穩(wěn)，流速分布比較均勻，這是因?yàn)檩d體內(nèi)部孔道的影響。在流速較高的工況如D100工況下，在載體中心位置出現(xiàn)流速逐漸不均勻現(xiàn)象，這是由于催化器入口截面氣流流動(dòng)的不均勻逐漸累積導(dǎo)致的。當(dāng)氣流流過(guò)收縮段時(shí)，沿X軸方向氣流流速逐漸增加，這是由于氣流通過(guò)的催化器收縮段截面面積逐漸遞減，氣流沒(méi)有發(fā)生分離現(xiàn)象，在收縮段截面分布均勻。總的來(lái)說(shuō)，四個(gè)工況下催化反應(yīng)器內(nèi)的流速分布基本一致，且進(jìn)氣流量越大的工況，流速均勻性越差。

圖4 四工況的速度分布云圖Fig.4 Velocity Distribution Nephogram of Four Working Conditions

4.2 壓力場(chǎng)分析

柴油機(jī)四工況下SCR催化反應(yīng)器X-Y截面壓力分布云圖，如圖5所示。柴油機(jī)四工況下催化劑載體前后截面及催化器進(jìn)出口的壓力損失，如表4所示。由圖5、表4可以看出，四個(gè)工況下的壓力分布規(guī)律基本一致。壓力沿X軸軸向逐漸遞減，這是由于氣流流動(dòng)與壁面摩擦，產(chǎn)生沿程壓力損失，且壓力損失主要發(fā)生在催化劑載體部分。隨著進(jìn)氣流量的增加，催化器的壓力損失逐漸增大。

表4 四工況下催化劑載體前后及催化器進(jìn)出口的壓力損失Tab.4 Pressure Loss Before and After the Catalyst Carrier and the Inlet and Outlet of the Catalyst Under Four Working Conditions

圖5 四工況的壓力分布云圖Fig.5 Pressure Distribution Nephogram of Four Working Conditions

5 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其性能影響分析

為了降低催化反應(yīng)器的壓力損失和提高催化器載體內(nèi)的流動(dòng)均勻性，選取載體內(nèi)流動(dòng)均勻性最差的D100工況，對(duì)SCR催化反應(yīng)器擴(kuò)張角角度、載體長(zhǎng)度和收縮角角度等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析。

5.1 不同擴(kuò)張角的影響分析

5.1.1 對(duì)流動(dòng)均勻性的影響分析

不同擴(kuò)張時(shí)催化器內(nèi)速度分布云圖及載體內(nèi)速度均勻性系數(shù)，如表5所示。

表5 不同擴(kuò)張角時(shí)催化器內(nèi)速度分布云圖及載體內(nèi)速度均勻性系數(shù)Tab.5 Velocity Distribution Cloud Map in the Catalytic Converter and the Velocity Uniformity Coefficient in the Carrier at Different Expansion Angles

可以看出，隨著擴(kuò)張角的增加，催化器內(nèi)部的流速分布不均勻性越來(lái)越明顯，載體內(nèi)部的流速均勻性就逐漸減小。這是因?yàn)殡S著擴(kuò)張角的增大，氣流分離的現(xiàn)象就越來(lái)越顯著，造成催化器后端的轉(zhuǎn)向流速分布不均勻以及載體內(nèi)部流速均勻性變差。

5.1.2 對(duì)壓力的影響分析

不同擴(kuò)張角時(shí)催化器內(nèi)壓力分布云圖及壓力損失，如表6所示?？梢钥闯觯S著擴(kuò)張角的增大，催化劑載體前端壓力的分布越來(lái)越不均勻，催化器進(jìn)出口的壓力損失增大。這是因?yàn)殡S著擴(kuò)張角的增大，氣體通過(guò)擴(kuò)張段內(nèi)部時(shí)發(fā)生的氣流分離的現(xiàn)象逐漸加劇，造成擴(kuò)張段區(qū)域內(nèi)的湍流強(qiáng)度增大，從而導(dǎo)致整個(gè)催化反應(yīng)器的壓力損失增大。

5.2 不同載體長(zhǎng)度的影響分析

5.2.1 對(duì)流動(dòng)均勻性的影響分析

不同載體長(zhǎng)度時(shí)催化器內(nèi)速度分布云圖及催化劑載體內(nèi)速度均勻性系數(shù)，如表7所示。隨著載體長(zhǎng)度的增加，催化器載體內(nèi)部的流速均勻性有小幅度的提高，這是因?yàn)殡S著載體長(zhǎng)度的增加，氣流通過(guò)載體通道的阻力增加，氣流在載體通道內(nèi)部的擴(kuò)散越充分，從而載體內(nèi)的流速均勻性有所提高。

表7 不同載體長(zhǎng)度時(shí)催化器內(nèi)速度分布云圖及載體內(nèi)速度均勻性系數(shù)Tab.7 The Velocity Distribution Cloud Diagram in the Catalytic Converter and the Velocity Uniformity Coefficient in the Carrier at Different Carrier Lengths

5.2.2 對(duì)壓力的影響分析

不同載體長(zhǎng)度時(shí)催化器內(nèi)壓力分布云圖及壓力損失，如表8所示。隨著載體長(zhǎng)度的增加，催化器入口處的壓力顯著增加，而出口管的壓力基本不變，壓力損失明顯增大。這是因?yàn)榇呋鬏d體內(nèi)部孔道數(shù)眾多，當(dāng)催化器載體長(zhǎng)度的增加時(shí)，氣流通過(guò)載體通道時(shí)的沿程壓力損失明顯增大。

表8 不同載體長(zhǎng)度時(shí)催化器內(nèi)壓力分布云圖及壓力損失Tab.8 The Pressure Distribution Cloud Diagram and Pressure Loss in the Catalytic Converter at Different Carrier Lengths

5.3 不同收縮角的影響分析

5.3.1 對(duì)流動(dòng)均勻性的影響分析

不同收縮角時(shí)催化器內(nèi)速度分布云圖及載體內(nèi)速度均勻性系數(shù)，如表9所示。可以看出，在（20～90）°范圍內(nèi)，隨著收縮角的增大，催化器內(nèi)的流速均勻性先是略有降低，但此時(shí)降低的幅度與擴(kuò)張相比影響較小。當(dāng)收縮角繼續(xù)增大達(dá)到120°時(shí)，由于催化器收縮段的壁面對(duì)于氣流的阻擋，使氣流在收縮段壁面處發(fā)生分離產(chǎn)生渦流，使催化器內(nèi)的流速均勻性顯著降低。

表9 不同收縮角時(shí)催化器內(nèi)速度分布云圖及載體內(nèi)速度均勻性系數(shù)Tab.9 The Velocity Distribution Cloud Diagram in the Catalytic Converter and the Velocity Uniformity Coefficient in the Carrier at Different Contraction Angles

5.3.2 對(duì)壓力的影響分析

不同收縮角時(shí)催化器內(nèi)壓力分布云圖及壓力損失，如表10所示。研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)收縮角在（20～90）°時(shí)，隨著收縮角的增大，催化器入口處的壓力逐漸增加，出口處的壓力基本不變，氣流通過(guò)催化器的壓力損失增加，但是與擴(kuò)張角相比，收縮角引起的壓力損失的變化較小，這是由于收縮段內(nèi)存在順壓梯度，使氣體正常流動(dòng)不易產(chǎn)生氣流分離［12］。當(dāng)收縮角繼續(xù)增大達(dá)到120°時(shí)，由于催化器收縮段的壁面對(duì)于氣流的阻擋，使氣流在收縮段壁面處發(fā)生分離產(chǎn)生渦流，造成局部壓力損失增加，從而增加了催化器進(jìn)出口的壓力損失。

表10 不同收縮角時(shí)催化器內(nèi)壓力分布云圖及壓力損失Tab.10 Pressure Distribution Cloud Diagram and Pressure Loss in the Catalytic Converter at Different Contraction Angles

6 結(jié)語(yǔ)

（1）不同工況下的催化反應(yīng)器內(nèi)的流速分布和壓力分布規(guī)律基本一致，且進(jìn)氣流量越大的工況，催化反應(yīng)器內(nèi)的流速分布越不均勻，壓力損失越大。（2）擴(kuò)張角度對(duì)催化器內(nèi)流速均勻性和壓力損失有較大影響。隨著擴(kuò)張角的增大，催化劑載體內(nèi)的流速均勻性變差，壓力損失增加。應(yīng)綜合流速均勻性和壓力損失的要求，適當(dāng)減小擴(kuò)張角來(lái)提高催化器性能。（3）隨著載體長(zhǎng)度的增加，催化器的壓力損失顯著增加。在一定限度內(nèi)，載體長(zhǎng)度的增加可以提高載體內(nèi)的流速均勻性，當(dāng)超過(guò)限度后，載體長(zhǎng)度的增加對(duì)載體內(nèi)的流速均勻性基本無(wú)影響。應(yīng)在流速均勻性允許的范圍內(nèi)，選擇盡量小的載體長(zhǎng)度，來(lái)降低壓力損失和成本，節(jié)約安裝空間。（4）當(dāng)收縮角由20°增加到90°時(shí)，催化器的壓力損失略有增加，載體內(nèi)的流速分布均勻性的略有減小，但與擴(kuò)張角相比，變化較小。當(dāng)收縮角增加到120°時(shí)，載體內(nèi)的流速均勻性顯著降低，壓力損失顯著增加。應(yīng)在限度范圍內(nèi)選擇角大收縮角來(lái)節(jié)約成本和安裝空間。