基于AVL BOOST的柴油機SCR催化劑尺寸優化設計

李 鑫， 宋新剛, 高子朋， 吳桂濤， 孫 毅(.中國船級社 廣州分社, 廣州 505; .山東交通學院 海運學院, 山東 威海 6400; .大連海事大學 輪機工程學院， 遼寧 大連 606)

基于AVLBOOST的柴油機SCR催化劑尺寸優化設計

李 鑫1， 宋新剛2, 高子朋3， 吳桂濤3， 孫 毅1
(1.中國船級社 廣州分社, 廣州 510235; 2.山東交通學院 海運學院, 山東 威海 264200; 3.大連海事大學 輪機工程學院， 遼寧 大連 116026)

以濰坊華東6105AZLD型柴油機的選擇性催化還原(Selective Catalytic Reduction, SCR)系統為研究對象，以試驗數據為基礎，利用AVL BOOST軟件建立目標柴油機SCR催化劑模型。進行SCR化學反應動力學參數的優化，分析催化劑體積、截面布置形式、孔密度以及布置層數對催化劑性能的影響，最終確定催化劑體積為0.072 m3，截面布置形式為2×2，孔密度為30×30，布置層數為2，每層高度為0.4 m。優化設計后的催化劑脫硝率、壓降和氨逃逸率分別為82%,237 Pa,0.007 5‰。

船舶工程；選擇性催化還原；催化劑；脫硝率；氨逃逸率；優化設計

船舶柴油機排放的氮氧化物(NOx)約占全球NOx排放總量的15%。[1]為應對NOx造成的環境污染，國際海事組織于2008年10月正式通過了《國際防止船舶造成污染公約》(International Convention for the Prevention of Pollution from Ships,MARPOL)附則Ⅵ的修正案《氮氧化物排放技術規則》，對NOx排放提出了3個階段的限值要求，其中Tier III的NOx排放限值比Tier I降低了80%。為在2016年達到Tier III標準，航運界一直在探索可行的NOx減排措施，其中選擇性催化還原(Selective Catalytic Reduction，SCR)技術[2]是公認的能有效降低船舶柴油機NOx排放的措施。

SCR系統的體積較大，而船舶機艙的空間有限，因此設計一種結構緊湊且性能可靠的SCR催化劑是船用SCR系統研究方面的主要課題之一。[3]目前SCR催化劑尺寸的設計主要通過結合目標柴油機的排氣參數和所用催化劑的性能，利用AVL Fire和BOOST等軟件中的排氣后處理模塊來完成。研究表明，這種設計方法能較好地滿足實際需求。[4]這里利用AVL BOOST軟件完成目標柴油機SCR催化劑尺寸的優化設計。

1 柴油機SCR系統工作原理

柴油機SCR系統布置圖見圖1。[5]尿素泵將尿素供入計量單元，計量單元根據控制信號自動調節尿素的噴射量；噴入排氣管的尿素在高溫下分解為NH3，NH3與柴油機排出的氣體混合后進入催化器，并在其中發生選擇性催化還原反應，反應產物主要為N2和H2O。壓縮空氣用于催化劑吹灰和輔助尿素噴射。SCR反應機理較為復雜，這里采用ER(Eley-Rideal)機理[6]，即認為反應發生在強烈吸附的NH3與氣相或微弱吸附的NO之間，這一過程中發生的主要化學反應概括為

NH3+ME(S)→ME-NH3(S)

(1)

ME-NH3(S)→NH3+ME(S)

(2)

4NH3+4NO+O2→4N2+6H2O

(3)

4NH3+2NO+2NO2→4N2+6H2O

(4)

8NH3+6NO2→7N2+12H2O

(5)

4NH3+3O2→2N2+6H2O

(6)

式(1)和式(2)為NH3在催化劑表面的吸附和解吸附反應，其中ME-NH3(S)為吸附NH3后的金屬氧化物活性位(Active Sites)；式(3)為SCR中最主要的反應，稱為標準SCR反應，在溫度為300～400℃時有較高的反應速率，但在溫度<250℃時反應速率較低；式(4)的反應速率是標準SCR反應的17倍，稱為快速SCR反應；式(5)的反應速率最低，稱為慢速SCR反應；式(6)的反應溫度高于400℃，NH3可能在催化劑表面發生氧化反應。正是由于這些化學反應的發生才使得柴油機排氣中的NOx被還原為N2，從而降低了柴油機NOx排放帶來的大氣污染。

圖1 SCR系統布置圖

2 目標柴油機SCR系統減排現狀

試驗所用的柴油機為濰坊華東6105AZLD型船用發電柴油機，額定功率為110 kW，額定轉速為1 500 r/min。該柴油機設計的脫硝率≥80%，催化器壓降≤500 Pa，氨逃逸率≤0.01‰。目標柴油機SCR系統的初步安裝于2014年3月完成，并進行了性能試驗，試驗臺布置見圖2a；所用催化劑參數見表1(其中，CPSI=Cells Per Square Inch)，其外觀見圖2b。分別在25%,50%,75%和100%負荷下測試SCR系統的脫硝性能，取各負荷下脫硝率最高的3組數據(見表2)。結果表明:各負荷下的壓降均<100 Pa，滿足設計要求;而最大脫硝率<50%，與設計指標80%相差較大。由于試驗臺的NH3檢測儀尚未安裝，因此沒有進行氨逃逸率的測試。系統脫硝率較低可能是由于所用催化劑活性較低、體積較小。對此，利用AVL BOOST軟件進行SCR催化劑尺寸的優化設計，分析適合目標柴油機的最佳催化劑結構尺寸參數，包括催化劑體積、長度、截面積(截面布置形式)、孔密度和催化劑布置層數等。

a) SCR系統試驗臺布置

b) SCR催化劑

表1 試驗臺SCR催化劑詳細參數

3 目標柴油機SCR催化劑建模

3.1模型假設

1) 柴油機所排氣體中僅含有NOx,CO2,H2O,O2和N2。

2) 混合物的流動為一維定常流動，忽略氣體組分在徑向的速度和濃度梯度。

3) 認為反應器與外界絕熱，即忽略反應器外壁與環境的熱交換。

4) 催化劑表面的SCR反應符合Eley-Rideal機理，即化學反應發生在強烈吸附的NH3與氣相或微弱吸附的NOx之間。

5) 考慮NH3的吸附與解吸附反應、標準SCR反應、快速SCR反應以及NH3在催化劑表面的氧化反應，忽略其他反應。

表2 SCR系統試驗數據

3.2邊界條件的設置

AVL BOOST軟件排氣后處理模塊中的SCR催化劑模型[7]專門用于催化劑尺寸設計和性能分析。以試驗數據為基礎設置邊界條件，入口質量流量為0.17 kg/s，溫度設為440℃，各組分濃度取體積濃度，氨氮摩爾比取1∶1，具體設置見表3。[8]由于CO2不參與化學反應且對催化劑性能沒有影響，因此用N2來平衡所排氣體中的CO2。5個化學反應的動力學參數通過優化獲得；出口邊界條件為壓力出口，取大氣壓值。[9]

表3 催化劑進口成分及濃度

3.3化學反應動力學參數的優化

針對所考慮的5個化學反應，將BOOST默認的化學反應動力學參數設為初始值，借助AVL Design Explorer優化工具，采用遺傳算法,對模型涉及的13個動力學參數進行優化,優化前后的比較見圖3。

由圖3可知:化學反應動力學參數優化前，系統穩定后出口的NOx濃度在0.370‰左右，而實測值在0.630‰左右，兩者相差較大，說明默認的動力學參數與實際所用催化劑的動力學參數相差較大;而動力學參數優化后,催化劑出口的NOx濃度與試驗數據較為接近，穩定后基本一致，說明優化后的催化劑活性更接近實際所用催化劑，該模型可用于催化劑尺寸的優化設計。

圖3 反應動力學參數優化前后比較

4 SCR催化劑尺寸優化設計

4.1催化劑體積和截面布置形式的確定

目前所用催化劑的長度為0.7 m，體積為0.031 5 m3，截面布置形式為1×2。根據文獻[10]的催化劑設計過程，估算出此處所用柴油機的SCR催化劑的體積為0.029～0.116 m3。首先選取孔密度為30×30，截面布置形式為1×2的催化劑，通過改變其長度，分析適合該柴油機的最佳催化劑體積，具體參數設置見表4。

由圖4可知，當催化劑長度從0.6 m增加到2.4 m時，脫硝率從66%上升到90.2%。這是由于催化劑長度增加后，體積增大，空速減小，柴油機排出的氣體與催化劑有更長的接觸時間，排氣中更多的NOx與NH3發生了催化還原反應。

此外，從圖4中還可看出,催化劑壓降基本上隨長度呈線性增加，當長度從0.6 m增加到2.4 m時，催化劑壓降從336 Pa升高到1 566 Pa。這是由于所研究的催化劑橫截面積不變，長度增加后柴油機排出的氣體在催化劑孔道中流動的時間增長，沿程損失增大。仿真結果顯示，催化劑每增長1 m，壓降約升高683 Pa，這與已知數據(催化劑每增長1 m，壓降約升高600 Pa)基本一致，說明仿真結果較準確。

圖4 催化劑脫硝率和壓降隨長度的變化

催化劑氨逃逸率、空速隨體積的變化見圖5。當催化劑長度從0.6 m增加到2.4 m時，氨逃逸率由0.400‰逐漸降低到0.083‰。這是由于隨著催化劑體積增大，空速減小，NH3在催化劑中的停留時間延長，更多的NH3參與了催化劑反應，而噴入的NH3的總量不變。

圖5 催化劑氨逃逸率、空速與長度的關系

由以上分析可知，催化劑模塊組合為1×2，孔密度為30×30，長度在0.6～2.4 m變化時，催化劑長度>1.2 m后，脫硝率能滿足設計技術要求，但催化劑壓降和氨逃逸率都較大。因此,選擇滿足脫硝率設計指標且考慮一定余量的催化劑長度(1.6 m)，對應的催化劑體積為0.072 m3。為減小壓降和方便布置，考慮將催化劑模塊組合變為2×2，這時催化劑長度為0.8 m，孔密度和壁厚不變，仿真結果見圖6。由圖6可知，當催化劑體積固定為0.072 m3，截面布置由1×2改為2×2后，系統脫硝率和氨逃逸率基本不變，而壓降由1 043 Pa降到262 Pa，這是由于此時催化劑長度縮短1/2，排氣阻力損失減小。

綜上分析，柴油機SCR催化劑的體積設計為0.072 m3，截面催化劑單元布置形式為2×2。

4.2催化劑孔密度的確定

除了催化劑體積和截面布置形式以外，孔密度也是影響催化劑性能的重要因素，直接關系到比表面積和孔隙率，進而影響脫硝率和壓降。船用SCR催化劑的孔密度一般不超過40×40，這里選取5種不同孔密度的催化劑進行研究，相關參數見表5，壁厚選取推薦范圍內的較大值。

圖6 不同催化劑截面形式系統性能比較

表5 不同孔密度的催化劑參數

圖7顯示了催化劑脫硝率、壓降和氨逃逸率隨孔密度的變化情況,從中可看出催化劑脫硝率隨孔密度的增大逐漸升高，這是由于孔密度增大后，催化劑比表面積升高近1倍(從453 m2/m3升高到847 m2/m3)，有更多的NH3吸附在催化劑表面發生吸附和解吸附反應。在孔密度從20×20增大到40×40的過程中，氨逃逸率從0.264‰降到0.092‰，這與脫硝率逐漸升高是一致的。

圖7 催化劑脫硝率、壓降與孔密度的關系

通過上述分析可知，當孔密度在20×20到40×40內變化時，脫硝率和壓降能滿足設計要求，而氨逃逸率一直遠高于設計值0.010‰。造成這種現象的原因可能是所用催化劑的活性較低，噴入排氣管的NH3無法全部反應。為驗證這種猜想，選用孔密度為25×25和30×30的催化劑，分析當氨氮摩爾比在0.8～1.0變化時催化劑的性能變化情況。

圖8顯示了孔密度為25×25的催化劑的性能隨氨氮摩爾比的變化情況。在氨氮摩爾比從0.8升高到1.0的過程中，脫硝率保持在80%左右，催化劑壓降維持在175 Pa左右，兩者變化不大，而氨逃逸率從0.025 8‰升高到0.185‰，這反映出氨氮摩爾比>0.8部分的NH3幾乎沒有參與反應，而是直接從催化劑逃出，因此造成了氨逃逸率連續升高?？酌芏葹?0×30的催化劑的性能隨氨氮摩爾比的變化趨勢(見圖9)與孔密度為25×25的基本一致。

圖8 催化劑性能與氨氮摩爾比的關系(孔密度為25×25)

圖9 催化劑性能與氨氮摩爾比的關系(孔密度為30×30)

對比2種不同孔密度催化劑的性能變化情況可知，孔密度為30×30時的脫硝率和壓降略高，而氨逃逸率較低。因此，選擇孔密度為30×30的催化劑，氨氮摩爾設置為0.85，此時脫硝率、壓降和氨逃逸率分別為80.1%,262 Pa和0.019‰。

4.3催化劑布置層數的確定

上述催化劑參數的優化選擇都是在催化劑單層布置的情況下進行的，考慮到提高催化劑的橫向結構強度和方便吹灰，催化劑一般會根據長度合理地設置所需的層數，上述確定的催化劑長度為0.8 m，下面將其設置為2層，每層長度0.4 m。催化劑單層和雙層布置時的性能對比見圖10。由圖10可知，與單層布置相比，雙層布置下的脫硝率和系統壓降變化較小，分別在81%和237 Pa左右，而氨逃逸率從0.018 2‰減小到0.007 5‰。因此,柴油機SCR催化劑設計為雙層布置。

圖10 催化劑單層與雙層布置時的性能對比

5 結束語

利用AVL BOOST軟件進行了目標柴油機SCR催化劑尺寸的仿真和優化設計，分析了催化劑的體積、截面布置形式、孔密度和布置層數對催化劑性能的影響。結果表明:通過合理設計催化劑的尺寸,能滿足船舶柴油機SCR技術指標要求，該優化設計過程可為今后船用SCR催化劑設計提供一定的參考和指導。

[1] HANSHEINRICH M P, FRANK B.船舶工程技術手冊[M].陳剛,宋新新,譯.上海:上海交通大學出版社,2009：814.

[2] 李斌. 現代船舶動力裝置的節能與排放控制技術[M].大連：大連海事大學出版社，2013:25.

[3] 冷先銀,隆武強. 船用柴油機NOx排放的機外凈化技術[J]. 柴油機, 2009,31(3):19-23.

[4] JOHANN C．Wurzenberger,Multi-Scale SCR Modeling，l D Kinetic Analysis and 3D System Simulation[D]. Berkeley: University of Califorma, Berkely, 2005.

[5] IMO. Tier III Solutions For Wartsil? 2-Stroke Engines-Selective Catalytic Reduction[R].2011.

[6] MAJEWSKI W A．Selective Catalytic Reduction[J]．Diesel Catalysts，2003(46):4-8.

[7] PONTIKAKIS G N, TONSTANTAS G S, STAMATELOS A M. Three-Way Catalytic Converter Modeling as a Modern Engineering Design Tool[J]. Journals of Engineering for Gas Turbine and Power,2004(10):906-923.

[8] SANG M L, SUNG S K, SUNG C H. Systematic Mechanism Study of the High Temperature SCR of NOxby NH3over a W/TiO2Catalyst[J]. Chemical Engineering Science, 2012,79(10): 177-185.

[9] 汪立志.柴油機Urea-SCR系統控制模型的設計與仿真研究[D]. 武漢：武漢理工大學, 2011.

[10] 徐月明.船用柴油機SCR催化劑選型及性能評價研究[D]. 武漢：武漢理工大學, 2012.

OptimizingStructureDesignofMarineSCRCatalystThroughAVLBOOST

LIXin1，SONGXin’gang2,GAOZipeng3，WUGuitao3，SUNYi1
(1. Guangzhou Branch, China Classification Society, Guangzhou 510235, China; 2. Maritime College, Shandong Jiaotong University, Weihai 264200, China; 3. Marine Engineering College， Dalian Maritime University， Dalian 116026, China)

The model for Selective Catalytic Reduction(SCR) catalyst in 6105AZLD diesel engine made by Weifang Huadong Diesel Engine Co.Ltd is established based on relative experimental data by using AVL BOOST. The parameters related to the chemical kinetics are optimized and the effects of volume, section type, cell density and layer number on catalyst performance are analyzed. The determined optimal catalyst dimensions are 0.072 m3in volume, 2×2 in section layout, 30×30 in cell density and layer number is 2 with each layer 0.4 m in height. The NOxconversion, pressure drop and ammonia slip with the optimized catalyst structure are respectively 82%, 237 Pa and 0.007 5‰.

ship engineering; SCR; catalyst; NOxconversion; ammonia slip； optimization

2015-05-07

李 鑫(1988—)，男，山西太原人，碩士，研究方向為現代輪機管理。E-mail：taldarren007@163.com

吳桂濤(1968—)，男，江蘇泰州人，教授，研究方向為現代輪機管理。E-mail：wgt1129@163.com

1000-4653(2015)03-0018-05

TQ426；TK421+.5

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