周一至周五 | 9:00—22:00

船舶低速柴油机SCR系统设计及试验验证

作者:未知

  摘要:   由于船舶机舱空间狭小,船用二冲程柴油机SCR反应器及其管路布置较为困难,利用CFD对柴油机100%负荷工况下SCR反应器前混合段内雾化后的尿素溶液与排烟的混合过程进行模拟。通过模拟得到6S35MEB9船用柴油机SCR系统在混合器叶片角度为15°、导流器扩展角度为75°时可以实现短距离内还原剂与排烟的良好混合,且整套系统压降控制在1 400 Pa以下。对6S35MEB9船用柴油机全尺寸SCR系统进行100 h台架试验,在中国船级社NOx排放指南要求的E3推进工况下,实现原机NOx比排放量由18.15 g/(kW・h)减少至3.17 g/ (kW・h) 。本设计为实船SCR系统的配备提供了理论和应用基础。
  关键词:
  船舶低速柴油机; SCR系统; 混合器; 导流器; 优化; 试验验证
  中图分类号: U664.121.1; TK421.5
  文献标志码: A
  Abstract:
  In view of the fact that the arrangement of the twostroke diesel engine SCR reactor and its pipe is difficult due to the narrow space in a ship engine room, CFD is used to simulate the mixing process of atomized urea solution and exhaust gas in the mixing section before SCR reactor under 100% load condition of diesel engine. The simulation results show that, when the blade angle of the mixer is 15° and the expansion angle of the diffuser is 75°, the SCR system of 6S35MEB9 marine diesel engine can achieve a good mixing of reducing agent and exhaust smoke in short distance, and the pressure drop of the whole system is controlled less than 1 400 Pa. Through 100 h bench scale test for the fullscale SCR system of 6S35MEB9 marine diesel engine under the E3 propulsion condition required by the NOx emission guidelines of China Classification Society, the NOx brake specific emission of the original engine is reduced from 18.15 g / (kW・h) to 3.17 g / (kW・h). The design provides a theoretical and practical basis for the real ship SCR system.
  Key words:
  marine slow speed diesel engine; SCR system; mixer; diffuser; optimization; test verification
  0引言
  为使船用二冲程低速柴油机NOx排放量达到《MARPOL公约》附件VI规定的排放要求(比排放量限值为3.4 g/(kW・h)),目前最有效的机外控制技术之一是尿素选择性催化还原(urea selective catalytic reduction, UreaSCR)技术[1]。然而,在实际船舶应用中,船舶柴油机SCR系统的初次安装成本和使用成本远远高于其他废气处理技术[23]。为节约船舶所有人成本并确保SCR系统在全寿命期内高效运行,国内外学者[47]对SCR反应器中催化剂性能、反应器结构及其控制策略等进行了大量的研究。文献[810]利用数值模拟结合试验验证的方法,研究了SCR系统中尿素溶液的雾化混合性能。文献[11]在SCR反应器前加装混合器并对其进行了测试,证明加装混合器能够提高SCR系统的NOx转化效率并减少氨气泄漏。文献[3]通过建立SCR系统三维动态数学模型,对SCR系统尿素溶液雾化过程和混合过程进行了模拟,结果表明,高压喷射加静态混合器可显著提高SCR系统的气液混合均匀度,提高SCR系统脱硝的效率。
  本文以6S35MEB9船用二冲程低速柴油机为研究对象,利用CFD对柴油机100%负荷工况下SCR反应器前混合段内雾化后的尿素溶液与排烟的混合过程进行模拟,对混合器、导流器参数进行优化后,搭建SCR反应系统,随后进行台架试验来验证本设计是否满足tierⅢ的要求。
  1数学模型和评价指标
  1.1SCR系统
  SCR系统主要包括混合段、扩张段、SCR反应器和收缩段。反应器尺寸为4 770 mm×2 048 mm×2 086 mm。催化剂双排布置,每排催化剂前布置吹灰管路。仿真模型采用六面体和四面体混合网格,网格节点数为4 046 614,网格单元数为14 757 491。SCR反应器的网格划分见图1。
  1.2控制方程
  UreaSCR系统的物理化学反应包括系统内部的传热传质、尿素水溶液蒸发与分解、催化还原化学反应等,其反应机理十分复杂[12]。该系统数学模型主要包括连�m性方程、动量守恒方程、能量守恒方SCR反应器网格划分示意图   程和湍流方程。这里,湍流方程采
  用kεf湍流模型[13],其k方程、ε方程、ζ方程和f方程分别为
  dkdt=Pk-ε+xk(v+Cμζkts)kxk
  dεdt=Cε1Pk-Cε2εT+xkv+Cμζktsσεεxk
  dζdt=f-ζkPk+xkv+Cμζktsσζζxk
  f-L22f2xk2=C1-1+C′1Pkε2/3-ζts+C2Pkk
  式中: k为湍动能;Pk为应力项;ε为湍动能耗散率;v为运动黏度; ζ为黏度尺度比;ts为湍流时间尺度;T为流体温度;L为湍流长度尺度;f为松弛因子;σε和σζ分别为ε方程和ζ方程所对应的普朗特数;C1、C′1、C2、Cε1、Cε2、Cμ为经验常数。
  1.3催化反应器多孔介质模型
  SCR催化剂主要有蜂�C式催化剂和板式催化剂2种。本系统选用蜂窝式催化剂,它属于多孔介质。对多孔介质的仿真主要设置两个阻力系数,即黏性阻力系数和惯性阻力系数。这里,组分传输方程、连续性方程、在惯性坐标
  系i方向上的动量守恒方程[13]分别为
  φgρgωm,gt=
  φgρgωm,gμgz+φgρgzρgDeffωm,gz+Mm,gl(vl,kl(cm,Ts))
  ρt+xi(ρui)=S
  t(ρui)+xj(ρuiuj)=-pxi+τijxj+ρgi+Fi
  式中:φg为催化剂孔道体积分数;ρg为气体密度;ωm,g为气体中组分m的质量分数;μg为气体平均速度;Deff为气体的平均扩散速度;Mm,g为气体中组分m的摩尔质量;l为反应l的反应速率;vl,k为反应l中组分m的当量系数;cm为组分m的浓度;Ts为催化剂温度;ρ为流体密度;ui和uj分别为流体在i、j方向上的速度分量;S为流体常数;ρ为流体密度;p为流体在i方向上的压力;τij为应力张量分量;gi为流体在i方向上的重力加速度;Fi为流体在i方向上受的力。
  1.4评价标准及目标
  尿素溶液与排烟的混合均匀性对SCR系统工作性能的影响较为明显。为对比各种几何参数,如混合器叶片角度、导流器扩张角度等因素对流动的影响,须给出流动均匀性的评判准则,以便对不同参数方案的流动均匀性进行比较。
  均匀性指数[14]是用于评价流体在各截面上的浓度和速度均匀分布情况的,用γ表示:
  γ=1-Ni=1αi-Xi2X
  式中:αi为网格i的流体浓度或速度;为截面上的流体平均浓度或平均速度;Xi为网格i的面积;X为截面面积;N为截面上网格总数。γ的取值范围为0~1,γ值越大,截面处的浓度或速度越均匀。
  本设计确保催化剂入口截面处还原剂质量浓度均匀性指数大于0.85,SCR反应器入口截面处尿素溶液与排烟混合组分的速度大小偏差在-10%~10%范围内。
  压降计算公式为
  ΔP=Pin-Pout
  式中:ΔP为压强损失;Pin为进口压强;Pout为出口压强。
  为降低SCR系统本身对主机工作性能的影响,本设计确保整个SCR系统压降低于1 500 Pa。
  2混合器、导流器设计与优化
  2.1边界条件
  对6S35MEB9船用二冲程低速柴油机在100%负荷工况下SCR反应器进行模拟,该工况下的功率为3 250 kW,NOx的比排放量为18.15 g/(kW・h)。排烟的入口流速为21.942 m/s,温度为225 ℃;质量分数为40%的尿素溶液的质量流量为69 kg/h;尿素喷嘴有6孔,孔径为1.4 mm;雾化空气压力为2.4 bar(1 bar≈1×105 Pa);催化剂黏性阻力系数为2 000 001 m-2,惯性阻力系数为861 m-1,孔隙率为0.88。
  2.2混合器叶片角度优化
  混合器安装在SCR反应器与尿素喷嘴之间的管路内,使混合气体产生强烈湍流,提高尿素溶液与排烟的混合均匀性。混合器由中间圆毂和8个带有角度的长方形叶片组成,见图2。
  混合器叶片角度α是叶片截面与轴线的夹角。随着α增大,由混合器导致的SCR系统压降会急剧升高,故选择α为10°、15°、20°、25°进行比较研究。
  图3为计算得到的还原剂质量浓度均匀性指数、尿素溶液与排烟的混合组分速度均匀性指数和压降随α的变化曲线。当α为15°时,这3个指标值分别为0.66、0.92和96 Pa。通过对图3的分析可知,α的增加:一方面可以增大排烟湍流强度,有利于混合;另一方面会引起排烟旋流程度逐渐加剧,径向速度和切向速度增加,导致速度均匀性降低。因此,综合考虑均匀性指数和合理的压降,选择α为15°的混合器进行下一步优化。
  2.3导流器设计及优化
  导流器布置在混合器之后,引导混合组分均匀地流向催化剂表面,进一步促进尿素溶液与排烟的混合。导流器三维结构见图4。导流器扩张角度β(见图5)是影响混合的关键参数之一。由于受台架空间限制,选择扩张角度β为70°、75°、80°进行比较研究。
  图6为还原剂质量浓度均匀性指数、尿素溶液与排烟的混合组分速度均匀性指数和压降随β变化的曲线。当β为70°或75°时,还原剂质量浓度均匀性
  指数和尿素溶液与排烟的混合组分速度均匀性指数相差较小;当β为75°时这2个均匀性指数均比β为80°时的大,同时引起的压降较β为80°时的低36 Pa。因此,在减少反应器整体尺寸的前提下,为保证尿素溶液与排烟的混合更加均匀并减小扩张段和导流器结构压降,选择β为75°。
  2.4混合器、导流器和反应器综合分析
  根据流场分析结论和实际安装条件,选定混合器叶片角度为15°,导流器扩张角度为75°,混合器位于喷嘴前400 mm,尿素溶液喷嘴与反应器入口法兰之间的距离为3 000 mm,进行系统整体混合均匀性分析。   图7和8分别为在混合器尿素喷嘴上游催化剂入口截面处还原剂质量浓度分布、尿素溶液与排烟混合组分速度分布的云图。计算结果表明,在催化剂入口截面处,还原剂质量浓度均匀性指数为0.86,混合组分速度均匀性指数为0.98,混合器和导流器压降为195 Pa,满足设计要求。
  2.5整体压降模拟分析
  压降是衡量SCR反应器功率损失的重要指标。由图9可知,反应器的入口压强为103 605 Pa,出口压强为102 160 Pa。含有混合器、导流器、压缩空气管路附件的计算模型的进出口压差为1 445 Pa,小于要求的1 500 Pa的标准,因此整体压降满足设计要求。
  3试验验证
  本SCR系统是针对MAN 6S35MEB9船用二冲程低速发动机在100%负荷工况下全尺寸设计的,为进一步验证SCR系统的反应效果,进行100 h的耐久性试验,台架试验见图10。
  本次试验选用零号柴油,委托上海沪江柴油机排放检测科技有限公司进行排放测试,采用美国CAI600测试设备,在E3循环下对MAN 6S35MEB9发动机在25%、50%、75%、100%负荷工况下的SCR系统工作性能分别测试60 min。测试涵盖了柴油机本身所有的热工参数,SCR反应器压降,尿素喷射量,NOx、CO、CO2、CH的排放量,测试结果见图11和12。结果表明,本SCR系统将原机的比排放量由18.15 g/(kW・h)降至3.17 g/(kW・h),满足tier Ⅲ的标准。
  4结论
  (1)随着混合器叶片角度的增加,催化剂入口截面处还原剂质量浓度均匀性指数逐渐增大,但排烟旋流程度逐渐加剧,使混合器入口截面处尿素溶液与排烟混合组分速度均匀性指数降低,同时造成较大的压强损失(即压降)。为合理控制SCR反应器整体压降,并提高还原剂质量浓度和混合组分速度在催化剂入口截面处的均匀性,选择混合器叶片角度为15°即可获得较好效果。
  (2)在减少反应器整体尺寸的前提下,为保证尿素溶液与排烟之间的混合更加均匀并减小扩张段和导流器结构压降,选择导流器扩张角度为75°。
  (3)对MAN 6S35MEB9船用低速发动机全尺寸SCR系统的台架测试表明,该反应器设计较为合理,反应器的工作效率为75%~85%。在氨逃逸体积分数低于1×10-5的前提下,该设计使原机排放满足tier Ⅲ的要求,对其他船用柴油机的脱硝研发具有指导意义。
  参考文献:
  [1]
  蔡永祥. 国Ⅳ柴油机OBD系统及其监控单元电磁兼容性设计[D]. 武汉: 武汉理工大学, 2010.
  [2]BAIK J H, YIM S D, NAM InSik, et al. Control of NOx emissions from diesel engine by selective catalytic reduction (SCR) with urea[J]. Topics in Catalysis, 2004, 30/31: 3741.
  [3]朱元清, 周松, 王金玉, 等. 船舶柴油机UreaSCR系统工作过程计算研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2013, 44(5): 20932100.
  [4]ZHENG Guanyu, PALMER G, SALANTA G, et al. Mixer development for urea SCR applications[R]. New York: SAE, 2009. DOI: 10.4271/2009012879.
  [5]RAJADURAI S. Improved NOx reduction using wire mesh thermolysis mixer in urea SCR system[R]. New York: SAE, 2008. DOI: 10.4271/2008012636.
  [6]ZHANG Xiaogang, ROMZEK M, MORGAN C. 3D numerical study of mixing characteristics of NH3 in front of SCR[R]. New York: SAE, 2006. DOI: 10.4271/2006013444.
  [7]陈悦, 吕林. 船用柴油机SCR系统混合器仿真与试验研究[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2016, 37(1): 2429.
  [8]BIRKHOLD F, MEINGAST U, WASSERMANN P, et al. Modeling and simulation of the injection of ureawatersolution for automotive SCR DeNOxsystems[J].Applied Catalysis B: Environmental, 2007, 70(1/2/3/4): 119127.
  [9]STRM H, LUNDSTRM A, ANDERSSON B. Choice of ureaspray models in CFD simulations of ureaSCR systems[J]. Chemical Engineering Journal, 2009, 150(1): 6982.
  [10]张文娟, 帅石金, 董红义, 等. 尿素SCRNOx催化器流动、还原剂喷雾及表面化学反应三维�抵的D�[J]. 内燃机学报, 2007, 25(5): 433438.
  [11]ZHAN R, LI Wei, EAKLE S T, et al. Development of a novel device to improve urea evaporation, mixing and distribution to enhance SCR performance[R]. New York: SAE, 2010. DOI: 10.4271/2010011185.
  [12]MADIA G S. Measures to enhance the NOx conversion in ureaSCR systems for automotive applications[D]. Zurich, Switzerland: Swiss Federal Institute of Technology, 2002.
  [13]AVL List GmbH. FIRE v2008Aftertreatment Manual[M]. Graz, Austria: AVL List GmbH, 2008: 6379.
  [14]朱天宇, 李德波, 方庆艳, 等. 燃煤锅炉SCR烟气脱硝系统流场优化的数值模拟[J]. 动力工程学报, 2015, 35(6): 481488.
  (编辑赵勉)


常见问题解答