逆流式混合器的設計及尿素結晶風險評估方法研究

韓 峰，張曉麗，王意寶，胡曉艷，王 霞，石代龍

（1.濰柴動力股份有限公司發動機研究院，濰坊 261205； 2.山東大學，濟南 250061）

前言

為滿足重型柴油機歐VI排放法規要求，柴油機生產商面臨著巨大的挑戰。未來北美、歐洲市場的排放法規會對燃油經濟性有要求，高效SCR技術將成為重型柴油機的主流路線［1-3］，高效SCR技術對后處理總成結構帶來了更高的挑戰：尿素與燃油消耗比例高達8%～10%，結晶風險高。對于采用尿素SCR技術的柴油機，排放性能不僅取決于催化劑的還原效率，同時也取決于尿素溶液霧化效果和熱分解程度及NH3在催化劑中的分布均勻性，良好的混合效果不但可以在相同的尿素噴射量下獲得更高的NOx轉化效率，而且有助于減少尿素溶液在管路和混合器上的沉積量［4-6］。對于催化劑規格確定的后處理系統，尿素溶液的噴霧蒸發分解及其與尾氣的混合均勻程度已成為歐VI階段后處理轉化效率及耐久性的關鍵問題，如何避免尿素結晶提高混合均勻性已經成為SCR混合器設計的瓶頸［7］。

傳統的SCR尿素混合器主要有3類結構：多孔管結構、折流板結構和旋流片結構，如圖1所示。

圖1 傳統混合器（從左到右：多孔管、折流片、旋流片）

表1定性對比了不同結構混合器的優缺點：折流片結構混合器的混合均勻性好、背壓低但大的尿素噴射量會導致嚴重的尿素結晶；旋流片結構混合器在尿素噴射量大的條件結晶風險低，但背壓高導致燃油經濟性差；孔管結構混合器加工簡單，但尿素結晶風險高，混合均勻性不好且背壓較高。

表1 不同結構混合器的性能對比

針對上述3類混合器存在的尿素結晶、背壓高、混合均勻性差問題，提出了一種新型歐VI逆流式SCR混合器設計方案，圖2為整個后處理系統的結構圖。通過將噴嘴和尿素混合結構集成在SCR催化器上，尿素液滴霧化混合空間加大，結構緊湊且整車布置方便。逆流式SCR催化器設計難點是如何在較短混合長度內增強尿素液滴與排氣的混合，加快尿素液滴的霧化和分解，避免低負荷工況出現尿素結晶現象，且能降低壓力損失。

圖2 整體結構

運用CFD技術和發動機穩態工況結晶試驗分析了不同結構混合器的尿素液滴蒸發、熱解、碰壁、潤濕壁面過程和SCR載體前端面的速度、氨氣分布均勻性，驗證通過仿真手段預測尿素結晶風險的精度。提出了基于結晶能量因子比較不同工況結晶風險的方法，并通過對比不同工況點臺架結晶驗證結果與結晶能量因子法預測結晶風險，驗證了該方法可行性。用結晶能量因子法選出結晶風險最高的點進行尿素結晶機理研究。最后，進行發動機臺架瞬態排放性能及尿素結晶性能驗證。

1 SCR混合器的優化設計

1.1 雙層管SCR混合器結構原理及存在的問題

雙層管SCR混合器的設計原理如圖3和圖4所示。將尿素噴嘴安裝座進行集成設計，根據尿素噴射霧化特性進行混合結構的設計，混合裝置采用雙層管結構，尿素溶液噴出后落在內層多孔管，通過改變內外層管的開孔面積和開孔規則增強氣流對尿素液滴的擾動，提高尿素溶液與尾氣的混合均勻性。但是發動機臺架結晶循環驗證時在內層管底部仍有尿素結晶生成，如圖5所示，原因是內層管底部存在流動死區，尿素容易在內壁沉積，結構設計需要優化。

圖3 雙層管結構混合器

圖4 尿素混合部件

1.2 逆流式混合器設計原理

逆流式SCR混合器的結構設計如圖6所示，將尿素噴嘴安裝座進行集成設計，根據尿素噴射霧化特性進行混合結構的設計。混合裝置采用套管結構，根據尿素噴射霧化特性和發動機排氣特性，使尿素溶液噴射在混合管內氣流擾動顯著的區域，提高尿素溶液與尾氣的混合均勻性。入口位置的斜擋板開孔，既防止了氣流直接吹尿素噴嘴的位置使尿素在上壁面結晶，防止了噴嘴座區域出現氣流流動死區，又有效地降低了壓力損失；底部弧形擋板結構設計，引導氣流吹掃噴射在混合管外壁面的尿素液滴，降低尿素結晶風險。

圖5 雙層管SCR混合器結晶

圖6 逆流式混合器設計原理

2 雙層管和逆流式混合器CFD仿真分析

2.1 CFD計算物理模型的設置

采用Starccm＋軟件進行計算，體網格選用六面體網格，算例的基礎網格設定為8 mm，為提高計算過程精度，對混合器邊界和噴霧區域進行加密，設置網格最小尺寸為1 mm。SCR系統計算采用的是詳細分解反應模型，具體的反應步驟見圖7。

表2為噴射系統噴孔直徑、尿素液滴的初始速度、粒徑分布和大小等詳細信息。表3為發動機排量、功率、技術路線和后處理尺寸信息。

選取兩個具有代表性的工況點進行計算，如表4所示。尿素液滴在排氣流量低、溫度低的條件下，蒸發和熱解效果差，選擇排氣溫度較低的工況點評價尿素液滴的碰壁、蒸發和NH3分布均勻性。由于壓力損失與排氣流量和溫度成正比關系，選擇標定工況點工況評價壓力損失。

圖7 尿素分解詳細機理

表2 尿素噴嘴和噴霧參數

表3 發動機和后處理基本參數

2.2 計算結果及分析

2.2.1 速度及NH3分布均勻性

載體前端面速度均勻性指數Uv定義為

表4 計算工況點

式中：vi為所選單位區域內氣體的流速；vm為所選單位區域內氣體的平均速度；Ai為單元網格的面積；A為平面的面積。

載體前端面NH3分布均勻指數定義為

式中：c″i為所選單位區域的NH3質量分數；c″m為所選單位區域的NH3質量分數平均值。

氣流分布對尿素碰壁結晶有很大的影響，圖8為SCR催化消聲器結構改進前后的流場分布對比圖，可以看出雙層管混合器底部存在流動死區，氣流不能及時帶走底部的尿素液滴，存在結晶風險。改進的逆流式混合器底部擋板為弧形結構，氣流能夠及時將落在底部的尿素液滴吹散，降低混合器底部的結晶風險。

圖8 混合器內部速度場對比

圖9 SCR載體前端面速度分布對比

圖9 和圖10為兩種方案低負荷工況載體前端面速度分布及NH3質量分數分布對比。雙層管和逆流式方案的速度分布均勻指數分別為0.92和0.97，NH3分布均勻指數分別為0.91和0.96，與雙層管混合器相比，逆流式混合器方案的速度分布均勻指數提高了5.4%，NH3分布均勻指數提高了5.5%，載體利用率大幅提高。

圖10 SCR載體前端面NH3分布均勻性對比

2.2.2 壓力損失對比

選定標定點工況，對兩種結構進行壓力損失的計算，圖11為兩種方案在標定工況下的壓力損失對比，其中，雙層管混合器的壓力損失為5.4 kPa，逆流式混合器的壓力損失為6.1 kPa，逆流式混合器的壓力損失上升了13%。原因是逆流式混合器底部的擋板會對排氣形成阻力。雙層管方案和逆流式方案的后處理系統在發動機標定點的實測油耗率分別為220和220.2 g·（kW·h）-1，逆流式方案的油耗率上升0.09%，對油耗影響甚微。

圖11 不同混合器壓力損失對比

2.2.3 液膜厚度對比

圖12為兩種方案在低負荷工況下尿素液滴碰壁后液膜厚度對比，與雙層管結構相比，逆流式結構液膜厚度明顯減小。低負荷工況下排氣流量小，流速低，排氣對尿素液滴作用力較小，噴射的大部分尿素液滴碰撞到固體壁面上，再通過氣流對壁面液滴的剪切、拖拽作用而將液滴破碎分解［8］。由于雙層管結構尿素落點位置氣流流速慢，再加上尿素混合管底部氣流的旋渦作用，氣流不通暢，導致尿素混合管底部有尿素沉積；逆流式結構將氣流分為兩路，上部氣流吹掃落在尿素混合器內壁的尿素液滴，底部的氣流在弧形擋板的作用下引導氣流由底部向上吹掃沉積在尿素混合管外壁及底部的尿素，因此底部的液膜厚度及沉積面積明顯減少。

圖12 液膜厚度對比

3 試驗驗證

3.1 基于結晶能量因子法的尿素結晶風險分析

3.1.1 結晶能量因子法的物理意義

對于同結構的SCR混合器、相同的發動機匹配不同用途的車型，結晶特性不同，因此在發動機臺架驗證SCR混合器的尿素結晶時，需要驗證所有可能應用到的工況，浪費時間和資源。因此需要找到一種能夠評估不同工況的尿素結晶風險高低的方法，減少臺架結晶驗證試驗數量，節省資源，節約成本。

尿素結晶的影響因素有4個：排氣流量、排氣溫度、尿素噴射量和尿素混合器結構。當混合器結構確定，尿素結晶的影響因素有3個：排氣流量、排氣溫度和尿素噴射量。為定量比較尿素結晶風險，Schiller和Brandl等人引入了結晶能量因子（excess energy ratio，EER）的概念，其物理意義是每個工況點對應的廢氣能量與尿素水解、蒸發所需能量的比值［9］。該方法能夠快速地判斷出發動機不同工況的結晶風險高低，但由于尿素結晶影響因素很多且結晶生成機理復雜，并不能精確預測是否結晶。

式中：Qexh為廢氣的能量；Qheat為加熱尿素溶液的能量；Qvapor為尿素的蒸發潛熱。

3.1.2 試驗驗證

選取雙層管結構混合器、3個發動機穩態點進行結晶試驗。每個穩態點持續運行3 h，拆檢查看尿素結晶。3個工況點的EER如表5所示，通過結晶能量因子法推測結晶風險從高到低的順序為：工況點1＞工況點3＞工況點2。

3.1.3 試驗結果分析

表5 不同工況點結晶能量因子

從圖13結晶測試結果可以看出，相同混合器在3個工況點的結晶情況：工況點1出現了嚴重結晶，工況點3出現了輕微尿素結晶，工況點2無結晶，與結晶能量因子法預測結果相符，證明了結晶能量因子法驗證結晶風險是可行的。

圖13 3個穩態點結晶對比

3.2 穩態點結晶特性研究

選取結晶風險高的點（1 100 r·min-1，480 N·m，800 kg·h-1，280℃，375 mg·s-1）進行恒定尿素噴射速率結晶特性研究試驗，并在混合器不同位置貼熱電偶，熱電偶的具體位置見圖14（圓點標示），并記錄各位置溫度隨著尿素噴射的瞬態變化過程，目的是找到尿素從完全蒸發分解到壁面有尿素殘留的臨界狀態。

圖14 熱電偶位置示意圖

兩種方案的結晶對比如圖15所示，雙層管混合器在A和B點有大量的尿素結晶，結晶量為5 g，逆流式結構無結晶。逆流式結構的抗結晶能力優于雙層管方案。

圖15 兩種方案穩態點結晶對比

從圖16溫度測試結果可以看出，雙層管方案的測溫點A和B在8 000-12 000 s出現溫度驟降，原因是此刻固體壁面的尿素液滴處在完全蒸發和有液體剩余的過渡狀態，沸騰形式發生了改變。圖17表示尿素液滴與固體表面的傳熱速率隨著固體壁面溫度Tw和尿素液滴溫度Tsat之差的變化趨勢。沸騰可分為4個過程，即膜態沸騰、過渡狀態、核態沸騰和靜態沸騰［9-10］。對于噴尿素過程，8 000 s之前液滴處于膜態沸騰階段，并不斷接近Leidenfrost點。大概9 000 s左右達到Leidenfrost點，尿素在固體壁面的沉積導致該點溫度迅速降低，原因是：當沸騰處在Leidenfrost點和Nukiyama點之間時，液滴和固體壁面的傳熱速率呈指數速率增加，尿素結晶風險增加。逆流式混合器方案的C和D點隨著尿素噴射，溫度降低的慢，且沒有階梯狀的溫降，沒有達到Leidenfrost點，說明尿素完全蒸發分解，沒有尿素的沉積，與結晶拆檢結果相符。

圖16 混合器不同位置溫度對比

3.3 瞬態循環排放驗證及結晶驗證

3.3.1 試驗方法

通過CFD方法結構優化后，對雙層管結構和逆流式結構進行發動機臺架WHTC瞬態循環試驗，對比SCR催化劑的NOx轉化效率及NH3泄漏（兩種結構的后處理均不帶ASC催化劑）。試驗柴油機采用電控高壓共軌燃油系統，廢氣分析儀和NH3分析儀等測量設備如表6所示。最后，對逆流式結構的后處理系統進行30 h發動機臺架尿素結晶循環驗證。

3.3.2 瞬態循環排放驗證

為保證對比試驗的有效性，對兩種方案所用的發動機原機狀態一致性進行了對比，如圖18所示。兩種方案熱態WHTC循環的原機NOx排放體積濃度、尿素噴射量及SCR上游溫度基本一致，兩種方案的試驗邊界條件相同。

兩種方案的熱態WHTC循環NOx尾排濃度和NH3泄漏體積濃度對比如圖19所示，尿素溶液起噴溫度設置為200℃，在相同的尿素噴射量條件下，逆流式結構的NOx排放和NH3泄漏量均明顯下降：尤其在循環的前600 s，發動機負荷低、排氣溫度低，逆流式結構混合器有效的促進尿素霧化分解和混合，SCR載體前端面的混合均勻性提高，載體的利用率大幅度提高，NOx轉化效率提高；隨著負荷的增加，排氣溫度處于催化劑高轉化效率區間，結構對轉化效率的影響減弱，兩種方案NOx排放結果趨于一致。

表7為兩種方案熱態WHTC循環排放結果，兩種方案均不帶ASC。NOx轉化效率分別為95.9%和97.7%，與雙層管結構相比，逆流式結構的NOx轉化效率提高了1.88%，且氨泄漏均值和峰值均低于雙層管結構。

表7 循環排放結果對比

圖18 兩種方案試驗條件對比

3.3.3 瞬態循環尿素結晶驗證

發動機臺架尿素結晶驗證試驗在臺架上進行了30 h WHTC市區循環。試驗完成后進行拆檢，結果表明沒有尿素結晶生成，如圖20所示。與雙層管結構相比，有效避免了尿素結晶風險，與CFD仿真計算的液膜厚度及壁面溫度推測的結果相符。通過逆流式的結構設計，引導氣流吹掃噴射在混合管內外壁面的尿素液滴，降低了尿素結晶風險，尾氣和尿素溶液混合更加均勻。

4 結論

本文中設計了一種新型逆流式SCR尿素混合器，能夠預防低排溫、高尿素噴射量條件下混合器的尿素結晶問題，提高發動機可靠性，降低NOx排放。

圖19 兩種方案排放結果對比

圖20 逆流式結構尿素結晶驗證

（1）CFD計算仿真結果表明，逆流式結構混合器有助于尿素溶液的蒸發和熱解，降低結晶風險。該結構有利于提高尿素液滴與氣流的混合均勻性，提高NOx轉化效率，降低氨泄漏。

（2）結晶能量因子法預測的結晶風險與臺架試際驗證結果完全相符，結晶能量因子法能夠預測不同工況的尿素結晶風險，減少臺架結晶驗證試驗數量，節省資源，節約成本。

（3）發動機臺架尿素結晶驗證試驗結果表明，逆流式結構設計引導氣流由底部向上吹掃沉積在尿素混合管低部的尿素，混合管底部的液膜厚度及沉積面積明顯減少，有效避免了尿素在混合管上部的沉積。該結構促進了尿素液滴的破碎和分解，提高WHTC排放循環的NOx轉化效率，降低了氨泄漏，與CFD仿真結果吻合。