季 雷， 於克良， 崔夢祺， 何佳豪， 施 紅， 劉少俊,2*

(1. 江蘇科技大學(xué) 能源與動力工程學(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)境問題導(dǎo)致了對動力機械燃燒煙氣排放管控日益嚴格.在海洋運輸領(lǐng)域，船用柴油機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，對于船用低速機，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90%的NOx脫除效率，成為船用動力系統(tǒng)實現(xiàn)NOx減排的主要途徑[4].

Urea-SCR技術(shù)對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，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)動機渦輪增壓器之前，如圖1[6].這種布置方式受到船舶機艙容積的限制，隨著發(fā)動機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)生過高的背壓影響柴油機的正常運行[8].在這一方面，計算流體力學(xué)(CFD)能夠在設(shè)計階段以壓降和氣流均勻分布為目標(biāo)，實現(xiàn)結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化[9].文獻[10]針對廣泛使用的MAN S50系列柴油機開展了SCR系統(tǒng)設(shè)計，借助CFD工具實現(xiàn)了對稱型SCR反應(yīng)器的優(yōu)化.文中進一步開展了SCR反應(yīng)器的非對稱設(shè)計來實現(xiàn)系統(tǒng)的緊湊布置，基于數(shù)值計算，研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對于非對稱反應(yīng)器壓降和氣流均勻分布的影響.通過尾部煙道的改造，對流場進行優(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SCR系統(tǒng)的危害[11-12].

1 SCR反應(yīng)器的非對稱設(shè)計

SCR反應(yīng)器設(shè)計的初始參數(shù)來源于MAN 6S50系列柴油機的性能和排放數(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)器的非對稱設(shè)計及布置.

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面為入口擴張段，軸向長度為L1；C-C面到D-D面為催化劑裝填段，軸向長度為L2；D-D面與E-E面為出口收縮段，軸向長度為L3.分別改變α和β的同時保持L2及L1+L3長度不變，設(shè)計了12種反應(yīng)器，如表2.通過不同截面之間的壓力變化來分析不同構(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，令通過整個SCR反應(yīng)器的壓降為△P3.

表2 反應(yīng)器的設(shè)計方案

2 計算模型及驗證

2.1 計算模型

考慮到流體在反應(yīng)器中的流動情況，作出以下設(shè)定：

(1) 流動為不可壓縮定常流動；

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

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

由于氣流的均勻分布采用文獻[13]中采用的流動均勻性公式來評價流動的分布情況，其公式為：

(1)

2.2 網(wǎng)格劃分與獨立性驗證

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

經(jīng)濟發(fā)展新態(tài)勢下，企業(yè)的發(fā)展必須關(guān)注經(jīng)濟環(huán)境，不能忽視經(jīng)濟一體化所帶來的機遇和挑戰(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)財務(wù)管理的發(fā)展帶來了更多發(fā)展空間和創(chuàng)新的可能性，“互聯(lián)網(wǎng)+”時代，既需要結(jié)合當(dāng)前的網(wǎng)絡(luò)信息技術(shù)對當(dāng)前的財務(wù)工作方式進行更高效的改變，也需要對企業(yè)的財務(wù)管理模式進行創(chuàng)新，使得管理模式能夠與數(shù)字化、自動化財務(wù)管理相輔相成，全面提高企業(yè)的財務(wù)管理水平，提高企業(yè)競爭力。

表3 SCR反應(yīng)器網(wǎng)格無關(guān)性驗證

從表3中可以看出，在網(wǎng)格數(shù)量達到54.1萬后，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54萬左右.

2.3 模型驗證

采用文獻[14]的實驗數(shù)據(jù)驗證了所建立計算模型的可靠性.文獻[14]在穩(wěn)流試驗臺上研究了不同擴張角下反應(yīng)器內(nèi)的流場，擴張半角分別為20°、45°及60°.實驗中在催化劑后設(shè)置皮托管測量速度的分布情況，催化劑通常使用多孔介質(zhì)模型進行模擬[15]，故文中采用多孔介質(zhì)模型對催化劑載體進行數(shù)值模擬并在相同位置建立監(jiān)測面對實驗與模擬數(shù)值進行對比.圖2為3種擴張角下反應(yīng)器流場的速度v云圖以及在監(jiān)測面處實驗數(shù)值與模擬數(shù)值的對比，其中r/R為測量點對應(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明顯的擴張再收縮的部分，這是由于氣流撞擊催化劑而形成的.

圖2 計算值與實驗值的對比

如圖2監(jiān)測面速度對比的曲線圖可以看出3組不同擴張角下計算值與實驗值的變化規(guī)律基本一致，實驗中由于測量儀器近壁面處受到擾動較大與模擬值產(chǎn)生一定偏差，20°擴張角時軸線位置的速度最大值與實驗值存在一定偏差，其余兩個擴張角下計算結(jié)果與實驗數(shù)值吻合得很好，總體來看本文建立的計算模型是可靠的，可以用來研究SCR反應(yīng)器結(jié)構(gòu)對于流動特性的影響.

3 計算結(jié)果及分析

3.1 催化劑未裝填時的流動

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

3.1.1α對流動的影響

將相同β下不同α的流動均勻性γv與總壓降ΔP3繪圖，如圖3.

圖3 α變化對流動均勻性及壓降的影響

從圖3的變化趨勢可見，隨著α值的增大，流動均勻性先增大后分為小幅下降和小幅上升兩種趨勢.同時增長速度也隨著α的增大而逐漸放緩，總壓降ΔP3與α增大之間并沒有明顯的線性關(guān)系.以圖3(b)，β45°為例進行說明，C0-45方案的流動均勻性為C0-30基準(zhǔn)方案的1.374倍，C30-45方案迅速增長到1.649倍，C45-45方案到達1.785倍但增長速度明顯放緩，C60-45方案小幅增長到1.789倍.用同樣的方法說明總壓降的變化，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，表明單獨用系統(tǒng)總壓降并不能說明流動均勻性的變化.

3.1.2β對流動的影響

將同α下不同β的流動均勻性與總壓降的變化繪圖，如圖4.

圖4 β變化對流動均勻性及壓降的影響

圖5 α為45°時不同β下的速度云圖

進一步的取β為30°時各方案C-C截面的速度云圖結(jié)果進行對比，發(fā)現(xiàn)當(dāng)流動均勻性發(fā)生較大變化時云圖的形狀也會隨之產(chǎn)生明顯變化， C45-30方案與 C60-30方案的云圖類似，故流動均勻性相差不大，如圖6(其中C30-30方案流動均勻性為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.相對于非對稱方案，3種對稱方案在圖4(a)中的流動均勻性變化趨勢與其余3組數(shù)據(jù)都不一樣，對C-C截面云圖進行比較發(fā)現(xiàn)是由于C0-45方案流動產(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均勻性，如圖7.

圖6 β為30°時不同α下C-C截面的速度云圖

圖7 α為0時不同β下C-C截面的速度云圖

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

3.2 裝載催化劑的影響

裝載催化劑后系統(tǒng)的總壓降勢必會增加，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，并未對系統(tǒng)殼體的結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響，所以分別對裝載催化劑后系統(tǒng)的總壓降與流動均勻性進行研究并與未裝載催化劑時的結(jié)果進行比較.

3.2.1 加裝催化劑對壓降的影響

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

圖8 催化劑對系統(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)總壓降的差達到1 591.701 Pa；變化最小的是方案12(C60-60)，總壓降的差達到1 520.355 Pa.其余方案的總壓降差均在這兩個值之間，總的來看，這個值是流體經(jīng)過催化劑層時產(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入第一層催化劑時流動均勻性的不同造成的.

為了進一步驗證，將入口面A-A到漸擴段出口面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壓降的變化進行進一步的對比，如圖9.

圖9 催化劑對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比，圖9(b)為面D-D到面 F-F出口段的壓降變化對比.圖9(a)中裝載催化劑與未裝載催化劑時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前段的氣流產(chǎn)生了擾動.圖9(b)中壓降差最大的是方案6(C30-45)達到45.399 Pa，最小的是方案1(C0-30)有5.333 Pa，整體來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，但整體變化趨勢與未裝載催化劑時一致.

綜上所述，裝載催化劑后對于系統(tǒng)總壓降的影響最主要的部分來自于流體經(jīng)過催化劑時產(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，但整體趨勢與未裝載催化劑時保持一致.

3.2.2 加裝催化劑對C-C面均勻性的影響

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

圖10 催化劑對C-C面流動均勻性的影響

從圖中可見對于非對稱設(shè)計α較小時裝載催化劑有助于增大C-C截面的流動均勻性，當(dāng)α為30°時方案4 (C30-30)裝載催化劑后流動均勻性由基準(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；但進一步增大α?xí)r催化劑對于C-C面流動均勻性的影響需要進一步討論.在α為45°時裝載催化劑后各方案的流動均勻性均下降，如方案7(C45-30)流動均勻性由1.785倍下降到1.638倍，而α為60°時除了方案10(C60-30)的流動均勻性大幅上升，由1.725倍上升到1.838倍，其余兩個方案的流動均勻性基本持平.取較有表性方案的截面進行對比，如圖11.

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

圖11 不同方案裝載催化劑與未裝載催化劑的速度分布對比

4 結(jié)論

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

(2)β主要對系統(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) 在未裝載催化劑時得到C45-30和C45-45這兩個優(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相當(dāng)?shù)鲃泳鶆蛐韵陆?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，流動均勻性增幅最大且由于α較大的原因能更好的節(jié)省機艙空間.

文中研究對SCR反應(yīng)器較為復(fù)雜工況采用簡化的模型進行替代，沒有引入反應(yīng)器前的噴射混合段，且使用漸擴段出口處截面的速度不均勻度作為評價氣流分布的指標(biāo).后續(xù)的研究中會利用得出的結(jié)構(gòu)設(shè)計上的建議，將其應(yīng)用于完整的SCR系統(tǒng)設(shè)計中，并對其開展反應(yīng)流的數(shù)值模擬分析.