基于CFD的SCR混合器设计与结构优化

王国贤,吴红静, ,吴华伟,赵 千,杨小兵

(1. 武汉理工大学 交通与物流工程学院,湖北 武汉 430063;2. 湖北文理学院 汽车与交通工程学院,湖北 襄阳441053;3. 东风佛吉亚(襄阳)排气系统有限公司,湖北 襄阳 441000)

0 引 言

选择性催化还原(selective catalytic reduction, SCR)是减少柴油机尾气中NOx排放的关键技术[1]。其机理是在催化剂作用下,通过向排气管内喷入32.5%的尿素水溶液,使之与尾气相混合,经过蒸发、热解及水解后产生还原剂NH3,NH3在催化剂的作用下,最终有选择性地与尾气中的NOx发生反应产生,N2和H2O[2-4]。

为促进尿素水溶液与汽车尾气高效混合,提高氨气分布均匀性,通常需要在SCR系统中加入混合器。一直以来,加入混合器使排放物得到控制的方法受到了国内外学者的广泛关注,主要是集中在对氨气分布均匀性和压力损失等方面的研究。陈贵升等[5]研究了不同叶片形状的混合器及整流器结构对SCR系统内氨气分布及NOx转化效率的影响;ZHANG Xiaogang等[6]研究了不同的叶片形状和叶片数量对压力损失和氨气分布均匀性的影响;刘军等[7]研究了一种由半球形和百叶窗组合而成的混合器结构对尿素蒸发性能和氨气分布均匀性的影响;王谦等[8]对叶片式和挡板式两种混合器进行了分析,结果表明叶片式在改善均匀性方面和减小压力损失方面都优于挡板式。

目前混合器的设计方案一般分为扇形混合器和百叶窗型混合器。笔者设计了两种新型的扇形和百叶窗型结构混合器方案,并采用CFD方法对其进行了优化处理及数值模拟;并针对优化后的混合器,探究了其对氨气分布均匀性、速度分布均匀性及压力损失等方面的影响;进一步探究了在不同工况下,排气温度和流量对NH3分布均匀性的影响。

1 案例选取与模型建立

1.1 尾气后处理模型

笔者选取东风佛吉亚排气技术有限公司某型号的尾气净化器作为案例进行分析。该尾气净化器为典型的U型结构,后处理总成如图1。汽车尾气从入口进入,经过DOC氧化反应净化尾气中的HC、CO等;然后与尿素水溶液混合,利用DPF降低尾气中的颗粒物(particulate matter, PM)排放;进入SCR内,经过氧化还原反应,降低尾气中的NOx,并在催化作用下将NOx还原为N2和H2O。U型尾气后处理系统总体尺寸如表1,采用Mesh进行网格划分。

表1 U型尾气后处理系统总体尺寸Table 1 Overall size of U-type tail gas post-treatment system

图1 尾气后处理系统Fig. 1 Tail gas post-treatment system

1.2 计算模型

1.2.1 喷雾模型

笔者采用离散相模型(discrete phase model, DPM)中的喷雾模型对尿素水溶液喷射进行模拟,DPM模型基于欧拉-拉格朗日(Euler -Lagrange)方法建立,将排气流体作为连续介质,喷雾颗粒作为离散介质,以此计算流体与颗粒之间的运动轨迹,颗粒和气流之间相互作用可以用相间耦合法描述[9]。对尿素颗粒追踪采用粒子随机轨道模型,能很好反映气流对粒子速度和运动轨迹的影响。喷雾模型参数如表2。

表2 喷雾模型的参数定义Table 2 Parameter definition of spray model

1.2.2 蒸发模型

排气尾管中,尿素水溶液的蒸发热解反应主要分两步。① 液滴受到加热后使纯水蒸发;② 尿素通过热解反应产生氨气和异氰酸(HNCO),HNCO继续水解,生成还原剂NH3[10]。其具体反应式如式(1)～式(3):

(NH2)2CO→(NH2)2CO+H2O

(1)

(NH2)2CO→NH3+HNCO

(2)

HNCO+H2O→NH3+CO2

(3)

1.2.3 边界条件

从尾气进入,经过尿素喷射,再到催化器出口,这一过程涉及到很多物理化学反应,主要包括气体湍流运动、尿素水溶液蒸发热解、载体表面化学反应等。在文中的数值模拟中,不考虑载体表面的化学反应,采用Realizablek-ε湍流模型,并开启组分运输模型,将所设尿素水溶液的喷孔半径为0.062 5,分散系数为3.5,喷射量为8.75×10-4kg/s。尿素喷射位置如图1,采用层流有限速率化学反应模型,载体处为多孔介质模型,其压力损失按照Darcy定律计算[11]。

入口设定为流量入口条件,流动速率为0.025 kg/s,湍流强度为0.05,入口温度为400 ℃,DPM边界类型为逃逸(escape);出口为压力出口,压力为1个大气压,湍流强度为0.05,DPM边界类型为逃逸(escape);排气管壁面函数选择为标准,DPM边界类型设定为壁面喷射型(wall-jet),热传递系数为10 W/(m2·K),自由流温度为-30 ℃,壁厚为0.024 6 mm。

2 评价指标与使用法则

笔者采用典型工况(排气温度为400 ℃,排气流量为0.025 kg/s)下的均匀性指数作为混合器方案设计优化的首要评价指标;以典型工况下的压力损失值、流场分布情况及非典型工况下的综合性能表现作为辅助评价指标。这些指标的基本法则是在压力损失值相差不大的前提下,以均匀性指数最高为最优。具体操作步骤是:用典型工况下NH3的均匀性指数为指标分别对扇形结构和百叶窗结构的混合器主要变型参数进行优化,选出各自最优方案作为该种结构形式的代表方案,然后比较这两种代表方案在典型工况下的流场分布情况和压力损失值,最后分析这两种方案在多工况下的性能表现。

2.1 均匀性指数

均匀性指数用于评价混合器内某种化学组分的分布均匀性程度[12]。均匀程度越高,混合器性能越优。例如:催化剂载体前NH3分布情况直接关系到催化剂性能好坏,并在很大程度上会影响到NH3泄露、NOx转化效率等;氨气长期分布不均匀会造成催化器老化程度不均匀,进一步降低催化器使用寿命和性能,氨气分布不均匀还会导致某部分区域内氨气过多从而造成氨气泄露[13-14],从而会降低载体的NOx转化效率。将氨气分布均匀程度进行量化便得到了均匀性指数。

NH3均匀性指数UNH3的计算[15]如式(4):

(4)

式中:φi为截面上第i个单元网格上的NH3质量分数;φm为截面上NH3质量分数平均值。

速度分布均匀性指数和还原剂(HNCO)均匀性指数计算与此类似。

2.2 压力损失

混合器在流场中产生强大的旋流,能改善催化剂和尾气混合的均匀性,混合器结构设计至关重要,会直接影响到系统压力损失,也会降低催化器转化率,故压力损失必须要作为评价混合器性能的指标之一。后处理系统压力损失是指进出口之间的压力差,压力损失过大会增大系统的排气背压,增加排气过程的推出功,降低输出的有用功。排气背压还会造成废气量增加和发动机充量系数减小。总之压力损失增大,会降低发动机的动力性能[16]。因此,笔者以均匀性指数为指标进行混合器性能优化必须保证压力损失相差不大。

3 两种混合器设计方案优化

基于U型尾气后处理整体结构模型,笔者设计了两种SCR混合器。这两种混合器长均为59.5 mm,宽均为20 mm,高均为52 mm,结构形状如图2。

图2 混合器结构Fig. 2 Mixer structure

第1种采用扇型结构,由9个厚度为1 mm的向内折弯的扇叶组成,混合器迎风面上设有沿圆周布置的2个扇形漏孔,直径为3.5 mm,在圆心处也有一扇形漏孔;该混合器设计特点是为了减小气流阻力,增加气流旋流,降低整个后处理系统及混合器前后压力损失,增大尿素溶液与排气流的混合。第2种采用百叶窗结构,有着不同大小的窗口,最左边一列折弯方向向下,最右边一列折弯方向向上,中间几列靠上的折弯方向向左,中间靠下的折弯方向向右,折弯厚度均为1 mm;通过设计4个不同方向的折弯,能增大尿素与尾气的混合,其设计特点与扇形混合器一致。

3.1 扇形结构优化

笔者通过对扇形结构的折弯角度进行改变,选出最优方案,如表3。

表3 不同扇形结构方案仿真结果Table 3 Simulation results of different fan-shaped structure schemes

3.2 百叶窗结构优化

笔者通过对百叶窗结构的折弯角和有无隔板等两个因素进行分析,结果如表4、表5。

表4 不同百叶窗结构方案Table 4 Different louver structure schemes

表5 不同百叶窗结构方案仿真结果Table 5 Simulation results of different louver structure schemes

由表4、表5可知:扇形结构中折弯角度为30°的方案最优, 这时NH3均匀指数为0.943;百叶窗结构中折弯角度为30°、无隔板方案(方案2)最优, 这时NH3均匀指数为0.952。由此可初步确定百叶窗结构优于扇形。

4 两种混合器综合性能比较

笔者仅以典型工况下的NH3均匀指数来判定哪种结构的混合器绝对优于另一类型是不够的,需要结合各种辅助指标进行综合比较。

4.1 流场分布均匀性与压力损失

图3(a)为SCR进气截面的流场分布情况。速度均匀性指数可用来判断尾气进入催化器的进气截面速度是否达到均匀,只有均匀性满足一定要求时,才能保证尾气与催化剂的充分接触,从而提高催化剂净化尾气中有害气体的效率[17]。将SCR进气截面设置为监测面,通过计算可知:扇形结构的速度均匀性指数γ=0.967,百叶窗结构为0.970,这说明百叶窗结构优于扇形。

图3(b)为后处理系统的压力分布云图。由图3(b)可知:百叶窗结构系统压力损失值为25.2 kPa,扇形结构为26.4 kPa。扇形结构压力损失值较高的主要原因是:混合器的安装进一步缩小了气流的流通面积,气流经过混合器后速度增大,压力损失也迅速增加。

4.2 组分浓度分布

还原剂HNCO和NH3主要分布在催化器一侧。图4为催化剂入口截面的HNCO和NH3分布情况。由图4可知:扇形结构UHNCO=0.940,UNH3=0.946;百叶窗结构UHNCO=0.950,UNH3=0.952。由此可见,百叶窗结构更有利于改善催化剂入口还原剂分布。

图4 催化剂入口截面分布Fig. 4 Cross section distribution of catalyst inlet

4.3 非典型工况下的性能表现

笔者针对排气温度为400 ℃,排气流量为0.025 kg/s的典型工况,考虑在排气流量不变的情况下,排气温度的阶梯变化;排气温度不变的情况下,排气流量的阶梯变化,得到了7种不同工况,如表6。得到的混合器NH3质量分数和压力损失随排气流量与排气温度变化情况如图5、图6。

表6 不同排气工况Table 6 Different exhaust conditions

图5 排气流量对NH3均匀性指数的影响Fig. 5 Influence of exhaust flow on uniformity index of NH3

图6 排气温度对NH3均匀性指数的影响Fig. 6 Influence of exhaust temperature on uniformity index of NH3

图5显示了当排气温度保持在400 ℃时,排气流量对氨气均匀性指数的影响。由图5可知:随着排气流量增加,催化器SCR进口段的氨气均匀性指数逐渐降低,百叶窗结构的氨气均匀性指数始终高于扇形。这主要是:百叶窗结构具有4个方向的折弯,能将催化剂与尾气从4个方向进行充分混合,导流效果比扇形结构的要好,会在气流中产生较大的涡流。图6为在排气流量保持在0.025 kg/s时,排气温度对NH3均匀性指数的影响。由图6可知:随着排气温度增加,催化器SCR进气截面处的氨气均匀性指数逐渐增高,百叶窗结构的氨气均匀性指数总是高于扇形。

5 结 论

1)以氨气均匀性指数为评价指标,发现扇型结构折弯角度为30°时方案最优;百叶窗结构折弯角度为30°,后无隔板的方案最优。

2)通过对两种优化后的方案进行进一步仿真分析对比发现:百叶窗结构的SCR进气截面处的速度均匀性指数、NH3分布均匀性指数和HNCO均匀性指数高于扇型,并且百叶窗结构的压力损失低于扇形。

3)通过改变排气温度和排气流量值,观察其氨气均匀性指数变化。结果表明:随着排气流量增加,氨气均匀性指数随之降低;随着排气温度增高,氨气均匀性指数随之增加,并且百叶窗结构的氨气均匀性指数均高于扇形。综合考虑,百叶窗结构的混合器优于扇型。