基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合的甲烷反應(yīng)器流動(dòng)仿真分析

田新娜,陳世林,李澤宇,李姣秀

1.中船動(dòng)力研究院有限公司,上海 201208;2.上海中船三井造船柴油機(jī)有限公司,上海 200120;3.上海海事大學(xué)商船學(xué)院,上海 201306

0 引言

隨著能源結(jié)構(gòu)調(diào)整及排放標(biāo)準(zhǔn)日益嚴(yán)格,液化天然氣(liquefied natural gas,LNG)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)和氣體發(fā)動(dòng)機(jī)在船舶動(dòng)力領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[1-2]。低壓噴射的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)在壓縮過程中噴入壓力較低的天然氣,由于燃燒過程中氣閥疊開,壓縮行程中甲烷進(jìn)入活塞環(huán)縫隙,導(dǎo)致燃燒室存在死區(qū)容積,且燃燒室近壁面、稀混合區(qū)以及低負(fù)荷時(shí)存在淬熄效應(yīng),使部分未燃甲烷進(jìn)入排氣管,導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)甲烷逃逸,造成大氣污染[3-4]。

甲烷是僅次于二氧化碳的第二大溫室氣體,針對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)和氣體發(fā)動(dòng)機(jī)甲烷逃逸問題,各國(guó)出臺(tái)了一系列標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范船舶發(fā)動(dòng)機(jī)甲烷排放。文獻(xiàn)[5]規(guī)定了我國(guó)額定凈功率大于等于37 kW且單缸排量小于30 L的船舶發(fā)動(dòng)機(jī)排氣污染物第二階段甲烷排放限值為1～2 g/(kW·h)。國(guó)際海事組織(international maritime organization,IMO)從全生命周期角度考核船舶溫室氣體排放,將船舶逃逸甲烷納入溫室氣體考核,以二氧化碳當(dāng)量統(tǒng)計(jì)船舶溫室氣體排放,以全球變暖潛能值(global warming potential,GWP)表征溫室氣體效應(yīng),二氧化碳的GWP為1,甲烷(主要來(lái)自甲烷燃料逃逸和燃料的不充分燃燒)的GWP為28[6]。歐盟將航運(yùn)業(yè)納入碳排放交易體系,從2026年起將核算船舶尾氣中二氧化碳、甲烷和氧化亞氧的排放[7]。

目前,甲烷逃逸問題主要采用機(jī)內(nèi)治理和機(jī)外治理。機(jī)內(nèi)治理主要是通過分析甲烷逃逸產(chǎn)生的機(jī)理,采用優(yōu)化機(jī)內(nèi)構(gòu)件和缸內(nèi)燃燒,如通過改變油氣比例、噴氣或噴油提前角,縮小燃燒死區(qū)容積等優(yōu)化發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷時(shí)的燃燒過程,減少甲烷排放。機(jī)外治理主要通過對(duì)低壓噴射發(fā)動(dòng)機(jī)排放尾氣中的甲烷進(jìn)行化學(xué)成分轉(zhuǎn)化,降低尾氣中甲烷含量[8-10]。低壓噴射的雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)和氣體發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒模式難以通過機(jī)內(nèi)治理的方式避免甲烷逃逸,通常采用后處理技術(shù)治理船舶發(fā)動(dòng)機(jī)逃逸甲烷。甲烷逃逸后處理技術(shù)利用甲烷反應(yīng)器內(nèi)的氧化催化劑氧化廢氣中的甲烷,減少甲烷逃逸,因此甲烷反應(yīng)器是甲烷后處理系統(tǒng)中的關(guān)鍵部件。

為研究甲烷反應(yīng)器壓降特性,本文中基于某船舶發(fā)動(dòng)機(jī)甲烷反應(yīng)器測(cè)試數(shù)據(jù),擬合多孔介質(zhì)的慣性阻力系數(shù)和黏性阻力系數(shù),并結(jié)合流體力學(xué)仿真軟件STAR-CCM+對(duì)甲烷反應(yīng)器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,研究反應(yīng)器內(nèi)部流場(chǎng)均勻性以及反應(yīng)器壓降,為甲烷反應(yīng)器的應(yīng)用提供指導(dǎo)。

1 臺(tái)架試驗(yàn)

試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)為某4缸、缸徑為400 mm的二沖程低速柴油/LNG雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī),額定功率為5 MW,在發(fā)動(dòng)機(jī)甲烷反應(yīng)器入口安裝流量計(jì)、溫度傳感器及壓力傳感器,出口安裝溫度傳感器及壓力傳感器,采用低速機(jī)引流煙氣的方法測(cè)試發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饽Ｊ较?不同負(fù)荷比(發(fā)動(dòng)機(jī)功率與額定功率的比值)時(shí)甲烷反應(yīng)器入口流量、催化劑空速、反應(yīng)器入口溫度、反應(yīng)器出口溫度、反應(yīng)器平均溫度、反應(yīng)器壓降。

甲烷反應(yīng)器低速機(jī)引流試驗(yàn)布置原理如圖1所示,甲烷反應(yīng)器數(shù)據(jù)測(cè)試結(jié)果如表1所示。

表1 甲烷反應(yīng)器數(shù)據(jù)測(cè)試結(jié)果

圖1 甲烷反應(yīng)器低速機(jī)引流試驗(yàn)布置原理圖

由表1可知:反應(yīng)器出口溫度比入口溫度低,分析原因?yàn)榧淄榉磻?yīng)雖為放熱反應(yīng),但由于甲烷濃度低,反應(yīng)放熱量相對(duì)于反應(yīng)器散熱量少,使出口溫度低于入口溫度。

2 仿真分析

2.1 流體域模型

利用STAR-CCM+建立甲烷反應(yīng)器模型,反應(yīng)器長(zhǎng)度為70 mm,裝有9塊催化劑,布置方式為3×3,催化劑截面為正方形,邊長(zhǎng)為150 mm。甲烷反應(yīng)器裝載催化劑前、后的流體域模型如圖2所示。采用穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)模擬計(jì)算甲烷反應(yīng)器內(nèi)部流動(dòng),甲烷反應(yīng)器表面網(wǎng)格采用重構(gòu)模型,催化劑層網(wǎng)格采用棱柱層網(wǎng)格生成器,其余部分網(wǎng)格選用多面體網(wǎng)格生成器。網(wǎng)格為正方形,邊長(zhǎng)為10 mm,邊界層為2層,邊界層厚度為2.67 mm,網(wǎng)格總數(shù)為299萬(wàn),裝載催化劑的甲烷反應(yīng)器網(wǎng)格模型如圖3所示。

a)裝載催化劑前 b)裝載催化劑后圖2 甲烷反應(yīng)器裝載催化劑前、后的流體域模型 圖3 裝載催化劑的網(wǎng)格模型

2.2 計(jì)算條件

由于反應(yīng)放熱量小,出口溫度低于入口溫度,將反應(yīng)器壁面設(shè)置為對(duì)流換熱邊界,不考慮內(nèi)部甲烷反應(yīng),僅對(duì)內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行分析[10]。

以質(zhì)量流量為入口邊界,以壓力為出口邊界,出口相對(duì)壓力為0;氣體為不可壓縮的理想氣體,計(jì)算工質(zhì)為空氣,湍流運(yùn)動(dòng)采用k-ε湍流模型,能量計(jì)算采用segregated fluid temperature能量模型,邊界層計(jì)算采用two-layer all y+ wall treatment模型,甲烷反應(yīng)器催化劑層使用多孔介質(zhì)替代。流體通過多孔介質(zhì)區(qū)域時(shí),多孔介質(zhì)區(qū)域兩側(cè)理論壓降[11]

Δp=-(fi|v|+fv)vL,

(1)

式中:L為多孔介質(zhì)區(qū)域的長(zhǎng)度(厚度),即反應(yīng)器長(zhǎng)度,m;fi為流體慣性阻力系數(shù),kg/m4;fv為流體黏性阻力系數(shù),kg/(m3·s);v為流體速度,m/s。

因流速較低,忽略反應(yīng)器結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的壓降,可認(rèn)為壓降主要由催化劑層造成。由表1試驗(yàn)數(shù)據(jù)及式(1)進(jìn)行擬合計(jì)算,得出fi=340.82 kg/m4,fv=1 437.27 kg/(m3·s)。

2.3 仿真結(jié)果分析

采用STAR-CCM+進(jìn)行仿真計(jì)算,甲烷反應(yīng)器模擬計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 甲烷反應(yīng)器模擬計(jì)算結(jié)果

由于甲烷反應(yīng)器內(nèi)的溫度、流速影響壓降計(jì)算的準(zhǔn)確性,通過對(duì)比仿真溫度與試驗(yàn)溫度,擬合最優(yōu)傳熱系數(shù)。穩(wěn)態(tài)時(shí),傳熱系數(shù)方程[12]為:

Cpm(tin-tout)=kA(t-t′) ,

(2)

式中:Cp為煙氣比熱,m為反應(yīng)器入口質(zhì)量流量,tin為反應(yīng)器入口攝氏溫度,tout為反應(yīng)器出口攝氏溫度,k為傳熱系數(shù),A為反應(yīng)器散熱面積,t為反應(yīng)器平均攝氏溫度,t′為環(huán)境攝氏溫度。

結(jié)合式(2),將表2模擬計(jì)算結(jié)果與表1試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合標(biāo)定,傳熱系數(shù)k=1.57 W/(m2·K)。不同負(fù)荷比下催化劑入口溫度分布如圖4所示。

a)負(fù)荷比為25% b)負(fù)荷比為50% c)負(fù)荷比為75% d)負(fù)荷比為100%圖4 不同負(fù)荷比下催化劑入口溫度分布圖

由圖4可知:催化劑層與備用催化劑層之間流體區(qū)域的中心溫度高于周邊流體溫度;不同負(fù)荷下,反應(yīng)器整機(jī)溫度分布較均勻,催化劑層溫度場(chǎng)分布均勻。分析原因?yàn)橛捎诹黧w慣性及備用催化劑層擋板阻擋,使得流體中心區(qū)域以外的四周可能有部分氣流,形成小范圍渦流,產(chǎn)生溫差,使流體中心區(qū)域的溫度高于周邊流體溫度[13-14]。

截面廢氣流速均勻性

(3)

式中:vi為第i網(wǎng)格廢氣的速度,v′為截面上廢氣的平均速度,n為截面的網(wǎng)格數(shù)。γ=0～100%,γ越接近100%,截面上的速度分布越均勻。

不同負(fù)荷比下,反應(yīng)器中心截面流速分布如圖5所示。由圖5可知:不同負(fù)荷比下,反應(yīng)器內(nèi)催化劑層區(qū)域顏色一致,截面流速標(biāo)準(zhǔn)差小于等于5%,說明催化劑層截面流速均勻。

圖5 不同負(fù)荷比下反應(yīng)器中心截面流速分布圖

采用擬合的fi和fv,仿真計(jì)算不同負(fù)荷下,催化劑層壓降、反應(yīng)器壓降、催化劑層入口流速均勻性結(jié)果如表3所示。

表3 不同負(fù)荷下催化劑層壓降、反應(yīng)器壓降、催化劑層入口流速均勻性結(jié)果

由表3可知:催化劑層入口流速均勻性達(dá)97%,廢氣分布均勻,有利于催化反應(yīng)進(jìn)行;反應(yīng)器壓降與催化劑層壓降接近,反應(yīng)器壓降主要由催化劑層的壓降導(dǎo)致。

對(duì)比表3與表1,反應(yīng)器壓降仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在一定差距,分析原因?yàn)闇y(cè)試數(shù)據(jù)樣本太少,且各負(fù)荷下催化劑層溫度不同,影響廢氣平均流速,使壓降存在一定差距。

3 結(jié)論

根據(jù)甲烷反應(yīng)器試驗(yàn)數(shù)據(jù),擬合流體慣性阻力系數(shù)和黏性阻力系數(shù),利用STAR-CCM+對(duì)甲烷反應(yīng)器進(jìn)行仿真與試驗(yàn),分析甲烷反應(yīng)器壓降的影響因素。

1)催化劑層流體區(qū)域的中心溫度普遍高于周邊流體溫度,不同負(fù)荷對(duì)催化劑層溫度及反應(yīng)器溫度的影響不大。

2)反應(yīng)器壓降主要由催化劑層的壓降導(dǎo)致。

3)催化劑層的溫度不同,影響廢氣流速,使壓降仿真結(jié)果與壓降試驗(yàn)結(jié)果存在一定偏差。催化劑層入口流速均勻性達(dá)97%,廢氣分布均勻,有利于催化反應(yīng)進(jìn)行。