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第 41 卷（2023）第 4 期 内 燃 机 学 报 Transactions of CSICE Vol.41（2023）No.4 收稿日期：2022-09-11；修回日期：2022-12-22 基金项目：中国博士后科学基金资助项目(2022M711353)；江西省自然科学基金资助项目(20202BABL314037)；移动污染源排放控制技术国家工程实验室资助项目(NELMS2017A08)；南昌市新能源汽车动力电池安全重点实验室资助项目(2021-NCZDSY-004).作者简介：王天田，博士，讲师，E-mail：.通信作者：王天田，博士，讲师，E-mail：.DOI:10.16236/ki.nrjxb.202304041 基于仿真与试验的 SCR 混合器开发及验证 王天田1,2，黄志超1，胡 杰3，王 智4(1.华东交通大学 载运工具与装备教育部重点实验室，江西 南昌 330013；2.江铃汽车股份有限公司 新能源新动力研究院，江西 南昌 330100；3.武汉理工大学 汽车工程学院，湖北 武汉 430070；4.李斯特技术中心(上海)有限公司，上海 200121)摘要：为解决国排放法规下柴油机后处理系统尿素结晶风险过高的问题，提出了一种选择性催化还原(SCR)系统混合器设计优化及性能验证方法 首先，借助计算流体动力学(CFD)，对建立的后处理系统模型进行了 4 种典型工况条件下速度场和氨(NH3)分布均匀性等性能的数值仿真，然后通过台架进行 NH3分布均匀性试验对仿真过程进行优化，基于对优化后仿真结果的分析，提出了一种结合破碎格栅、导流装置和微孔整流板等设计元素的混合器优化方案 高温高速工况下，该方案可在基本不影响排气背压情况下将 SCR1载体内部的速度分布均匀性从0.951 提升至 0.976，NH3分布均匀性从 0.947 提升至 0.979，瞬态尿素结晶风险试验结果表明：该方案具备优异的混合性能与抗结晶性能 关键词：柴油机；选择性催化还原；混合器；NH3分布均匀性 中图分类号：TK421.5 文献标志码：A 文章编号：1000-0909(2023)04-0351-10 Development and Validation of a SCR Mixer Based on Simulation and Experiments Wang Tiantian1,2，Huang Zhichao1，Hu Jie3，Wang Zhi4(1.School of Mechanical and Electrical Engineering and Vehicle Engineering，East China Jiaotong University，Nanchang 330013，China；2.New Energy&New Power Research Institute，Jiangling Automobile Company Limited，Nanchang 330100，China；3.School of Automotive Engineering，Wuhan University of Technology，Wuhan 430070，China；4.AVL List Technical Center(Shanghai)Company Limited，Shanghai 200121，China)Abstract：Development and validation method of a selective catalytic reduction(SCR)mixer was proposed for diesel engine after-treatment system deposit risk control to meet China emission regulation.Firstly，a numeri-cal simulation model of the after-treatment system was established using computational fluid dynamics(CFD)，and the physicochemical processes was optimized and parameterized by NH3 distribution uniformity test.Then，based on the simulation and test results，the broken grille，diversion device and micro-hole board were designed for better mixing and NH3 distribution uniformity.Simulation results show that under high temperature and high speed conditions，the velocity distribution uniformity in SCR1 is improved from 0.951 to 0.976，and the NH3 dis-tribution uniformity is improved from 0.947 to 0.979 with a negligible increase of pressure loss.High mixing per-formance and excellent anti-deposition capability can be also shown from the transient urea deposition test results.Keywords：diesel engine；selective catalytic reduction(SCR)；mixer；NH3 distribution uniformity 柴油机凭借其在燃油经济性和动力性方面的优点，被广泛应用于商用车领域，但由于颗粒物(PM)和氮氧化物(NOx)排放过高，需采取相应的后处理技术才能满足国排放法规要求 尿素选择性催化还原 352 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 (urea-SCR)技术可有效降低 NOx排放1，是目前国内外柴油机与重型车整车企业应对国排放法规的主流技术 氨(NH3)分布均匀性是 urea-SCR 后处理系统设计开发的重要评价指标之一，气流和尿素溶液喷雾的混合均匀性越高，SCR 催化器的降 NOx(De NOx)性能越佳2，同时尿素结晶风险也更低3 NH3分布均匀性主要受到尿素喷射系统参数、尿素混合系统参数、催化器载体尺寸、排气温度分布和排气速度分布等影响4-5，其中尿素混合系统中的尿素混合器是关键影响因素 王谦等6-7研究发现，加装混合器和导流装置对NH3的均匀性和 NOx转化效率有明显改善作用 谭理刚等8、陈贵升等9研究了混合器形式、整流器结构以及混合系统扩张和收缩段设计变更对流场分布、压力损失与 NH3分布均匀性的影响，但并未确定不同混合系统结构和布置对 NH3分布均匀性的影响规律，难以形成统一有效的设计范式 通过对包含尿素喷射、蒸发、混合、分解、碰壁和结晶的过程进行建模10-11，可以研究各因素对雾化-混合-分解/结晶过程的影响，进而评估对尿素分布均匀性的影响12-13 现有仿真与试验中4,7,14的 NH3分布均匀性的试验测试方法尚未完全统一；同时，仅通过仿真途径预测 NH3分布均匀性还存在较多的不确定性 基于此，笔者开发了一种结合破碎格栅、导流装置和微孔整流板等设计元素的高性能混合系统，在有限布置空间约束下有效提升了 NH3分布均匀性，可满足国后处理系统的要求 以某款沿用国阶段SCR 混合器的国柴油机后处理系统为研究和优化对象，借助计算流体动力学(CFD)对建立的 SCR 后处理系统模型进行数值仿真，研究不同工况下速度场、温度场、压力损失、载体流速均匀性系数及 NH3分布均匀性等在后处理系统中的变化，并通过 NH3分布均匀性试验对仿真结果进行验证 1 后处理系统几何参数 后处理系统(ATS)由氧化催化器(DOC)、柴油颗粒捕集器(DPF)和 SCR 顺序组成 图 1 为后处理系统原始设计方案的网格模型，该方案结构中通过同心布置的双重穿孔板强制混合尿素溶液与排气，同时有一定的消音作用，并通过一系列的导流设计增强气流的涡混程度，最后流入 SCR 载体入口 模型在气流变化较为剧烈的区域对网格进行局部加密，通过进行网格无关性验证，将网格总数进一步压缩至 280 万，此时网格平均特征尺寸约为 3.5mm 后处理系统催化器使用的载体均为蜂窝状堇青石，表 1 为催化器尺寸参数 其中 SCR 催化器由两个相同尺寸的载体(定义为 SCR1和 SCR2)串联组成，SCR2载体的后半部分涂敷 ASC 催化剂，涂敷长度为50.8mm 图 1 后处理系统网格模型示意 Fig.1 Schematic of ATS mesh model 表 1 催化器几何尺寸 Tab.1 Geometric dimensions of catalysts 参数 直径/mm 长度/mm 孔密度/(个cm-2)DOC 266.7 101.6 62.0 DPF 266.7 203.2 46.5 SCR1 266.7 152.4 93.0 SCR2 266.7 152.4 93.0 2 后处理系统计算模型 2.1 多孔介质模型 SCR 催化器孔道截面为均匀分布的正方形网格，计算中将此载体简化为多孔介质模型15 将发动机排气视为可压缩理想气体，载体孔道内部为管内受迫流动，水力半径很小，因而流动雷诺数较小，可按层流处理，此时压降与速度呈正比，流体流动基本满足 Darcy 定律，有 pv=(1)式中：p为流体流经多孔介质后的压降；为流体动力黏度；为多孔介质的渗透性；v为孔道内部流体的平均流速 考虑压降所带来的能量损失，多孔介质的能量方程对流项和时间导数项均需要进行修正 式(2)在多孔介质对流项的计算中采用了有效对流函数，在时间导数项中则计入了固体区域对多孔介质的热惯性效应15，即 ffssff(1)()EEvEpt+=efffhiiikTh JvS+(2)2023 年 7 月 王天田等：基于仿真与试验的 SCR 混合器开发及验证 353 式中：fE为流体总能；sE为固体介质总能；f为流体密度；为多孔介质的体积孔隙率(多孔介质中的流体可流通体积与其总物理体积之比)；fhS为流体焓的源项；effk为介质的有效热导率，可通过流体导热率和固体导热率的体积平均值进行计算15，有 efffs(1)kkk=+(3)式中：fk为流体的热导率；sk为固体的热导率fk和sk可基于试验测量值标定获得 气体体积分数的数值计算模型中，SCR 的入口条件可直接使用 DPF 出口的气体分析仪采样值，不考虑 DOC 和 DPF 内部发生的 NOx相关化学反应；在 SCR 载体孔道中，单个孔道内部的 NH3分布均匀性受制于物理空间的隔离，不会发生较大变动，因而认为进入孔道后的分布均匀性不发生变化，SCR1入口前的 NH3分布均匀性则主要受到尿素的雾化、尿素液滴的蒸发与尿素分解反应生成 NH3及气相组分相互扩散等过程的影响 2.2 喷雾模型 喷雾模型采用离散项液滴模型15(DPM)SCR系统的还原剂喷射方式为非空气辅助喷射形式 表 2为尿素溶液的喷雾初始条件参数，由喷嘴供应商提供，可作为喷雾模型的边界条件和初始条件 其中尿素溶液液滴初始喷射速率、喷束束间夹角和喷雾可视锥角等参数已通过高速摄像机拍摄验证 表 2 尿素喷射系统技术参数 Tab.2 Specifications of urea injection system 参数 数值 喷孔数 3 喷孔直径/m 190 喷孔分布圆直径/mm 1.9 喷孔分布夹角/()120 喷射压力/MPa 0.9 喷射频率/Hz 1 最大静态质量流量/(kgh-1)7.2 喷雾可视锥角/()23 喷束束间夹角/()9 液滴初始喷射速率/(ms-1)32 空气辅助系统 2.3 尿素液滴碰撞模型 尿素液滴的蒸发与液膜形成过程的仿真基于以下过程：尿素溶液液滴和混合器碰撞后，有可能附着于壁面形成液膜，也有可能二次破碎成更小的液滴飞溅反弹 当液滴的冲击能量 E 小于临界能量时，若壁面温度小于临界壁温，液滴附着于壁面表面形成液膜；若壁面温度大于临界壁温，液滴被壁面反弹16，则有 ()21rp20pmin/,11/v dEhdRe=+(4)式中：E 为液滴的冲击能量；为粒子密度；rv为粒子和壁面的相对速度；pd为粒子半径；Re 为雷诺数；为液滴表面张力；0h为液膜厚度 当碰撞液滴冲击能量超过临界能量bE时，液滴发生二次破碎 2.4 尿素分解反应模型 Urea-SCR 后处理系统喷射到排气管中的尿素分解主要包括 3 个反应过程17，如表 3 所示 笔者仅对 NH3分布均匀性进行研究，仿真和试验工况的 DOC 入口排气温度均在 250以上，此时，可忽略低温条件下的副反应沉积物对仿真结果的影响 表 3 尿素分解反应 Tab.3 Urea decomposition reactions 反应名称 方程式 尿素溶液蒸发 CO(NH2)27H2OCO(NH2)27H2O 尿素热解 CO(NH2)2NH3HNCO 异氰酸水解 HNCOH2ONH3CO2 HNCO 在催化剂的条件下可迅速完成水解，因而将尿素的热解和水解反应合并为一个反应4，并将该化学反应的反应速率k表示为 aexp(/)kATERT=(5)式中：A 为指前因子；Ea为活化能；为温度指数；R为理想气体常数；T 为排气温度 3 原始方案性能评估 3.1 CFD边界条件 NH3的分布均匀性受排气条件影响较大，为全面评估方案效果，依照发动机万有特性的试验结果，选择 4 个工况为目标工况，全面覆盖高温低速、高温高速、低温低速和低温高速，如表 4 所示 表 4 目标工况点 Tab.4 Target operating points 工况 转速/(rmin-1)转矩/(Nm)废气质量流量/(kgh-1)DOC 入口 温度/SCR 入口 NOx体积分数/10-6喷射质量流量/(mgs-1)氨氮比 1 1 150 975 470 500 665 344 1.05 2 2 300 867 953 528 618 611 1.05 3 1 150 300 200 250 346 106 1.05 4 2 300 250 450 250 229 176 1.05 354 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 进入后处理系统的排气体积分数按发动机台架试验测得数据设置，入口边界条件选用质量流量入口，将排气假设为理想气体，出口设为标准大气压下的压力出口，进/出口湍动能按照湍流强度和水力半径设置 催化剂载体、混合器和管壁的热物性参数通过供应商提供的材料参数查表获得，尿素喷射溶液质量分数设为 32.5%，喷射量按照氨氮比(ANR)为 1.05设置，喷嘴喷射前的尿素温度设为 300K，尿素喷射压力为 0.9MPa 表 5 为数值仿真模型 表 5 数值仿真模型 Tab.5 Numerical simulation model 名称 数值 湍流模型 Standard k-排气参数 使用理想气体参数 液滴模型 DMP 蒸发模型 Multi-component 模型 3.2 原始方案的性能结果 3.2.1 速度场及温度场 速度场和温度场会影响 NH3分布均匀性，进而影响 NOx转化效率11 图 2 为原始方案的流速仿真结果 整个后处理系统在不同工况下的流速变化规律基本一致 导流板迫使气流由沿轴线的流动变为绕轴线的旋转，但流向变更后的气体混合空间偏小，穿孔板不能作用于所有流动的气体，从而不能充分发挥稳定气流的作用，最终导致 SCR1入口位置存在较大的速度梯度(沿速度变化最大方向的速度变化率)，且经过混合器后的气流依旧紊乱 图 3 为原始方案的温度场仿真结果 整个后处理系统在不同工况下的温度变化规律基本一致 混合腔内部的温度分布不均匀，靠近壁面结合处和转角处的区域存在较多的低温区域，这是由于一方面，转角处的空间约束导致气体流速增大，内能转化为动能，使得气流温度和压力降低，此外，相对尿素液滴的对流也会更强，从而更易引发尿素液滴的蒸发；另一方面，液滴的运动惯性大于气体分子，往往会导致其在这些区域和气体运动轨迹发生脱离，从而撞击到壁面，上述因素均会增加尿素结晶风险 此外，气流经过位于 SCR 入口前的膨胀腔后，虽然温度有趋于一致的趋势，但还未达到较好的温度一致性水平就已 （a）工况 1（b）工况 2（c）工况 3（d）工况 4 图 2 原始方案的 4个工况流速仿真结果 Fig.2 Simulation results of velocity at 4 operating points with original scheme （a）工况 1（b）工况 2（c）工况 3（d）工况 4 图 3 原始方案的 4个工况温度场仿真结果 Fig.3 Simulation results of temperature at 4 operating points with original scheme 经流入 SCR 载体，导致 SCR1入口位置存在较大的温度梯度，对 NOx转化效率的一致性产生不良影响 3.2.2 载体流速均匀性系数 SCR 载体流速均匀性对 NH3分布均匀性有重要影响，载体流速不均则排气中的各种流体分子不会实现充分的能量交换和动量交换 载体流速均匀性指数Uflow定义为 flowff111(|)2|nniiiiiUvvAvA=(6)式中：vi为截面上第 i 个单元网格的气体速度；fv为截面上气体速度平均值；Ai为微元横截面积 图 4 和图 5 分别为 SCR1载体和 SCR2载体在目标工况 14 的流速均匀性仿真结果 SCR 载体流速均匀性指数计算结果如表 6 所示 图 4 中，SCR1载体 2023 年 7 月 王天田等：基于仿真与试验的 SCR 混合器开发及验证 355 的流速分布均匀性均较差，主要是由于混合系统设计不足导致，而图 5 中 SCR2载体的流速分布均匀性较优，主要由于其与 SCR1载体之间的膨胀腔起到了混合与稳定截面流速分布的作用（a）工况 1（b）工况 2（c）工况 3（d）工况 4 图 4 原始方案下 SCR1的载体流速分布仿真结果 Fig.4 Simulation results of velocity distribution at SCR1 with original scheme （a）工况 1（b）工况 2（c）工况 3（d）工况 4 图 5 原始方案下 SCR2的载体流速分布仿真结果 Fig.5 Simulation results of velocity distribution at SCR2 with original scheme 表 6 流速均匀性指数计算结果 Tab.6 Calculation results of velocity uniformity index 参数 工况 1 工况 2 工况 3 工况 4 SCR1 0.970 0.951 0.991 0.963 SCR2 0.998 0.995 0.997 0.997 3.2.3 NH3分布均匀性系数 通过对横截面不同微单元内的排气组分体积分数计算，可得到 NH3分布均匀性，笔者试验测量的目标截面位于 SCR1与 SCR2之间，对该截面不同位置处的 NH3体积分数测量，如图 6 所示 6 根等间距平行的可移动采样管一端插入排气气流中，另一端通往采样管路切换盒，通过切换盒将目标采样管与气体分析仪连通，可获得对应采样管当前插入位置(红色采样点)的 NH3体积分数测量结果 NH3分布均匀性系数(UI)的试验结果可通过对不同工况下目标截面处48 个点的 NH3体积分数进行测量并计算得到，其计算方法如式(7)和式(8)所示，UI 越接近于 1，则分布越均匀 ()11nniiiiiSS AA=(7)11UI1|2nniiiiiSSASA=(8)式中：S为截面的 NH3体积分数平均值；n 为截面面元总数；iA为编号为 i 的面元面积(试验中采样点分布较为均匀，故使用横截面积除以采样点数目得到单个面元面积)；iS为编号为 i 的面元内的 NH3体积分数，有 SiNO,inxNO,outx+3NH,out(9)式中：NO,inx为测量的 SCR1载体入口 NOx平均体积分数；3NH,out为被测面元处的 NH3体积分数；NO,outx为被测面元处的 NOx体积分数 图 6 SCR催化系统 NH3分布均匀性试验方案 Fig.6Scheme of NH3 distribution uniformity test in SCR catalyst system 仿真模型与实际试验所用的样件状态差异以及仿真过程中的一些简化均会对这一计算结果造成影响，故采用仿真和试验联合验证的方式对设计性进行评估 对于国的 SCR 系统，NH3分布均匀性的设计目标为：UI0.95，所有微单元中最高体积分数与平均体积分数之比(Vmax/Vmean)小于 1.5，且最低体积分数与平均体积分数之比(Vmin/Vmean)大于 0.5 图 7 为 4 个工况条件下的 SCR1催化剂载体 356 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 NH3体积分数分布 可知，NH3体积分数仿真和试验结果存在一定差距，试验结果中的体积分数最大值区域集中在右侧近壁面处(面向排气出口方向，管壁右侧)，最小值区域则集中在左侧近壁面处，而仿真结果中的体积分数最大值区域则集中在管道中心处，因而需要对仿真过程进行优化 表 7 为 NH3分布均匀性系数试验结果和仿真结果 可知该原始方案的 NH3混合均匀性不能满足设计目标要求，需对混合系统的结构进一步优化 图 7 原始混合系统方案在 SCR1内的 NH3体积分数分布试验结果与模型优化前的仿真结果对比 Fig.7 Comparison of test results and simulation results of NH3 volume fraction in SCR1 outlet with original mixture system表 7 原始混合器系统方案 4个工况的 NH3分布均匀性试验结果和仿真结果 Tab.7 NH3 distribution uniformity test results and simulation results of 4 operating points with original mixture system 工况 1（低速高转矩）工况 2（高速高转矩）工况 3（低速低转矩）工况 4（高速低转矩）参数 仿真 试验 仿真 试验 仿真 试验 仿真 试验 ANR 1.05 1.05 1.05 1.05 1.05 1.05 1.05 1.05 Vmin/Vmean 0.59 0.56 0.57 0.73 0.58 0.52 0.56 0.51 Vmax/Vmean 1.15 2.11 1.13 1.34 1.18 1.67 1.18 1.76 UI 0.958 0.906 0.957 0.947 0.954 0.897 0.956 0.896 4 方案优化及性能评估 4.1 仿真模型的优化和混合系统的结构优化 初次建模过程中忽略了传感器的插入对排气气流的影响，而试验结果表明这一影响可能会对模型预测结果产生影响，因而在对仿真模型的优化中加入了NOx传感器、温度传感器、压力传感器以及 PM 传感器插入排气管以内部分的三维模型，图 8 为各传感器三维模型及插入位置 可以发现，实际试验过程中附着于壁面的尿素液滴比例较高，导致尿素溶液附着区域与对面区域的NH3体积分数分布差异偏大 因而在对仿真模型的优化中调整了液滴碰撞模型中的临界能量、优化尿素液滴的蒸发与尿素分解反应时间参数，使得仿真中的蒸发过程更慢，从而与实际的尿素喷雾、碰撞、蒸发过程更为吻合 图 8 后处理系统传感器分布示意 Fig.8 Location of ATS sensors 图 9 为模型优化后 SCR1的 NH3体积分数分布 4 个工况条件下的仿真和试验得到的 NH3体积分数分布特征更为吻合，说明对模型的优化实现了预期的效果 2023 年 7 月 王天田等：基于仿真与试验的 SCR 混合器开发及验证 357 通过速度场、温度场与 NH3分布均匀性的仿真结果，笔者对混合系统提出了以下优化方向 可知，(1)尽早使尿素液滴和气流实现充分混合，为之后流场/温度场的均匀稳定创造时间条件；(2)增加导流板的导流空间，降低气流速度大小的变化程度，但保持对气流的导向作用；(3)增加穿孔板对气流的作用程度，使得气流在进入载体前尽量稳定；(4)进一步增加混合器到 SCR 入口的气流膨胀空间，提供充分的能量交换和物质交换空间及时间 图 10 为混合系统优化前、后的示意 为了实现第 1 个优化方向，在优化方案中减小图 10a 中的绿色腔体下半部分体积，以增加进入混合器前的气体流速，同时小幅调整喷嘴位置，并在其正前方设置破碎格栅，使得尿素液滴在第一时间和加速的气流强制 图 9 原始混合系统方案在 SCR1内的 NH3分布均匀性试验结果与模型优化后的仿真结果 Fig.9 NH3 distribution uniformity test results and optimized simulation results of SCR1 with original mixture system （a）原始方案 （b）优化方案 图 10 混合系统优化前、后示意 Fig.10 Schematic of mixture system before and after optimization混合；为了实现第 2 个优化方向，增加导流板在轴向的宽度(约 170mm)，以促进尿素水解和热解反应的发生，并避免局部低温区域产生；为了实现第 3 个优化方向，将穿孔板布置在混合器下游，并在其中部开一个通孔，以平衡整个截面的气体质量流量分布；为实现第 4 个优化方向，通过将两块 SCR 载体整体后移，增加 SCR1入口前的空间(110mm)，这一膨胀腔导致的压力突降将显著增强尿素溶液的蒸发和混合效果 4.2 混合系统优化前、后的仿真结果 笔者主要针对高温高速的工况 2，对比混合系统优化前、后的仿真结果 4.2.1 速度场及温度场 图 11 为优化前、后的速度场分布 优化后的SCR 系统混合器后半部分及混合器下游至 SCR 入口部分的流线流速更趋于平均，为 NH3的分布均匀性提供了更佳的流动条件 图 12 为优化前、后的温度场分布 优化后的方案中，排气经过穿孔板后导致气体流速增加，内能转化为动能，使得温度降低，但随后在 SCR1入口前的扩张空间动能又进一步转化为内能，这样一个反复过程使得流场内的流体分子具备充分的热运动碰撞条件，能量交换和动量交换更充分，从而使气流温度在SCR1内部分布更均匀 358 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 （a）原始方案 （b）优化方案 图 11 优化前、后工况 2的混合系统速度场仿真结果 Fig.11 Simulation results of velocity field at operating point 2 before and after optimization of mixture system （a）原始方案（b）优化方案 图 12 优化前、后工况 2的混合系统温度场 Fig.12 Simulation results of temperature field at operat-ing point 2 before and after optimization of mix-ture system 4.2.2 载体流速均匀性系数 图 13 为优化方案在工况 2 条件下的载体流速分布 可知，SCR1内部的载体流速分布仅在正对整流器主流出口处存在一个流速较低区域，相比于原方案得到了有效改善 表 8 为原始方案与优化方案的流速均匀性仿真结果 优化后 SCR1的载体内部流速均匀性从 0.951提升至 0.976，通过对混合器的优化可产生更好的流场混合效果 （a）DOC 入口（b）DPF 入口（c）SCR1入口（d）SCR2入口 图 13 工况 2的载体流速分布均匀性优化后仿真结果 Fig.13 Simulation results of velocity distribution uniformity at operating point 2 after optimization表 8 原始方案和优化方案在工况 2 下的混合系统流速分布均匀性仿真结果 Tab.8 Simulation results of velocity distribution uni-formity at operating point 2 before and after opti-mization of mixture system 位置 原始方案 优化方案 DOC 入口 0.957 0.959 DPF 入口 0.995 0.993 SCR1入口 0.951 0.976 SCR2入口 0.995 0.994 4.2.3 NH3分布均匀性系数和后处理系统压力分布 表 9 为计算得到的 UI 图 14 为混合系统优化后SCR1在 4 个工况条件下的 NH3分布均匀性试验值和仿真值对比 可知，混合系统优化后的 NH3分布均匀性试验值由 0.947 提升至 0.979，仿真和试验值均达到了设计目标，混合性能得到了显著改善 图 15 为工况 2 下两种混合系统各对应位置处的排气压力分布 原始方案的混合器结构较为简单，气流流经混合器各个部分的水力半径尺寸较大，除了开放的穿孔板以外，没有特殊的强制节流设计，主要的压力损失是由于气体流动变方向和变截面造成的，经过混合器的压力损失计算结果为 9.263 kPa 优化后的方案在喷嘴的尿素喷雾正下方增加了格栅，具有较强的强制节流和混合效果，因而带来了更多的流动能量损失，优化后的混合器总压力损失为 10.298 kPa，表 9 混合系统优化前、后工况 2的 NH3分布均匀性试验和仿真结果 Tab.9Test and simulation results of NH3 distributionuniformity at operating point 2 before and after optimization of mixture system 状态 来源ANR Vmin/Vmean Vmax/VmeanUI 仿真1.05 0.57 1.13 0.957优化前试验1.05 0.73 1.34 0.947仿真1.05 0.97 1.02 0.996优化后试验1.05 0.94 1.30 0.979 2023 年 7 月 王天田等：基于仿真与试验的 SCR 混合器开发及验证 359 相比于原始方案，其压力损失增大了 11.2%，但对于整个后处理系统而言，压力损失由原来的 28.871kPa增加到 29.195kPa，变化仅为 1.11%，同时也可满足30.000kPa 的背压目标 图 14 混合系统优化后 SCR1内的 NH3分布均匀性试验结果与仿真结果对比 Fig.14 Comparison of test and simulation results of NH3 distribution uniformity in SCR1 after optimization of mixture system 图 15 工况 2的后处理系统各位置处排气压力 Fig.15 ATS test results of different section pressure at operating point 2 5 结晶风险评估 笔者采用瞬态结晶风险试验来评估发动机-后处理系统的整体尿素结晶风险，该试验由两部分组成：第一部分为城市循环部分，整个试验过程由 120 个城市循环(标准 WHTC 循环的前 900s)组成，目的为评估一个 DPF 再生周期内的尿素结晶极限状态；第二部分为交通拥堵循环部分，整个试验过程由 8 个时长为 3000s 的交通拥堵循环组成，交通拥堵循环工况依据目标车型的历史路谱，通过传动比和换挡策略反求出发动机对应的转速和转矩而得到，是为了评估交通拥堵情况下的结晶风险 表 10 为尿素结晶风险评估试验的循环参数特征 图 16 为后处理系统的结晶风险重点观测区域 SCR 系统的尿素结晶通常出现在尿素喷孔周围、混合器迎流表面边缘、混合器与排气管壁面的结合部位、排气管变截面或变流向处的内壁和催化剂入口表 表 10 瞬态结晶试验工况循环特征 Tab.10 Cycle characteristics of transient deposition test 参数 城市循环 交通拥堵循环 转速平均值/(rmin-1)1 129 842 转矩平均值/(Nm)136 193 SCR 入口平均温度/221 235 废气质量流量平均值/(kgh-1)213 171 喷射量平均值/(mgs-1)73 98 ANR 平均值 0.93 0.99 转化效率平均值/%92.2 95.6 上游 NOx体积分数平均值/10-6 416 656 下游 NOx体积分数平均值/10-6 32 29 （a）SCR 入口管（b）导流板前端（c）导流板末端 （d）载体前端面（e）喷嘴（f）破碎格栅 图 16 尿素结晶发生的高风险区域 Fig.16 High-risk area of urea deposits 360 内 燃 机 学 报 第 41 卷 第 4 期 面等部位 城市循环部分结束后，在尿素喷嘴、导流板前端和末端区域累积了少量的尿素结晶 交通拥堵循环部分结束后，在导流板前端和末端区域累积了少量的尿素结晶 上述两个瞬态循环部分的尿素结晶均能够在20min 的 DPF 再生工况后完全消除，表明优化后的设计方案尿素结晶风险较低 6 结 论 (1)基于后处理系统速度场、温度场、载体流速均匀性系数以及 NH3分布均匀性的仿真和试验结果，可以有效评估尿素喷射-混合系统性能，并指明优化方向 (2)混合系统原始方案和优化方案的仿真结果中，尿素溶液和排气在经过混合器后需较大的膨胀空间以使 NH3和排气的分子热运动充分进行，否则会导致进入载体内部的气流存在较大的 NH3体积分数差异 (3)NH3分布均匀性的试验结果表明，优化后的尿素喷射混合系统在工况 2(高速高转矩工况)的 UI0.979、Vmax/Vmean1.30 且 Vmin/Vmean0.94，并且所有 4 个工况的试验结果均满足 UI0.950、Vmax/Vmean1.50 和 Vmin/Vmean0.50 的尿素喷射混合系统设计目标 (4)混合系统优化后的系统压力损失仅增加了1.11%，但优化后 SCR1载体速度分布均匀性系数从0.951 提升至 0.976(仿真结果)、NH3分布均匀性系数从 0.947 提升至 0.979(试验结果)，SCR1载体内部的温度分布也更为均匀，尿素结晶风险评估试验结果同样证明了该设计的优异抗结晶性能 参考文献：1 Nova I，Tronconi E.Urea-SCR technology for De NOx-after treatment of diesel exhaustsM.New York：Springer，2014：221-232.2 王静，王谦，徐航，等.车用柴油机 SCR 系统 NOx转化效率影响因素J.内燃机学报，2015，33(5)：453-460.3 Mckinley T L，Alleyne A G，Lee C F.Mixture on uni-formity in SCR systems：Modeling and uniformity index