船用柴油機與SCR適配性試驗研究

◎ 李俊鵬 黃念劬 嚴歡

1.中船動力鎮江有限公司；2.中船動力研究院有限公司

1.背景簡介

本文針對某型船用柴油機與SCR的匹配進行試驗研究。該型柴油機是船用中速機的經典機型，廣泛應用于油輪、散貨船、雜貨船的主發電機組，強化指標不高，但是可靠性強。隨著國際海事組織對船用柴油機的NOx排放限制愈發嚴苛，2016年以后鋪龍骨的遠洋船舶在排放控制區航行，其安裝的柴油機需要滿足TierIII的排放限值，TierIII與TierII相比，其限值降低了約75%，通過機內控制手段如減小噴油提前角（延遲噴油）、EGR（廢氣再循環）、噴水（或乳化油）等已經很難滿足法規要求。而選擇催化還原（SCR）排放后處理措施，對柴油機改動小，可靠性強，日常使用的還原劑（多為尿素水溶液）的成本也較低。因此SCR成為了船用柴油機排放控制的主流選擇，在新造船中帶有SCR的柴油機所占的比例逐年上升，國內外SCR制造企業的產量節節攀高。

目前市場上主流的SCR系統，均采用尿素水溶液作為還原劑，霧化的尿素水溶液在柴油機排氣加熱下分解為氨氣，氨氣在催化劑作用下將柴油機排氣中的NOx還原為氮氣和水，從而達到除NOx的目的。

2.柴油機與SCR的設計匹配目標

本文的試驗機型及SCR主要的參數見表1。

表1 柴油機及SCR主要參數

該型柴油機排放滿足TierII要求，根據轉速計算，其TierII加權比排放限值為9.69g/kWh，TierIII加權比排放限值為2.41g/kWh，因此從排放限值上計算可得，SCR的轉化率達到75%以上時，基本可以保證SCR后的排放滿足TierIII的要求，為留有一定的裕度，設定SCR轉化率達到80%為設計目標。

按照SCR轉化率達到80%的設計目標，根據柴油機的功率和廢氣流量經驗值完成了SCR的設計，選用目前較為常見的釩鈦型催化劑，并以質量濃度為40%的尿素水溶液作為還原劑。

3.柴油機與SCR匹配試驗研究

3.1 柴油機與SCR首次匹配試驗

為驗證S C R 與柴油機的適配性，搭建試驗臺位，臺位布置滿足N TC20 08關于氮氧化物測試的相關要求。分別測量柴油機和SCR后的NOx濃度，并測量100%、75%、50%、25%、10%負荷柴油機尾氣中的HC、CO、CO2濃度，依據碳平衡法計算柴油機的排氣流量，進而計算各負荷點的NOx比排放值，并按照NTC2008中規定的發電機組適用的D2循環各負荷點的權重，計算柴油機的加權比排放值，并與TierII和TierIII的限值進行比較。試驗臺架布置見圖1。

圖1 試驗臺架布置圖

通過調試，各負荷點（除10%，10%負荷不噴射）均將尿素噴射率增加至SCR后的NOx濃度不再降低，進而完成各負荷點的NOx濃度測試，并通過碳平衡法計算廢氣流量，進而可得各負荷點的NOx比排放值。NOx轉化率η的計算公式為η=(C1-C2)/C1×100%，式中，C1為柴油機排氣出口NOx濃度（ppm），C2為SCR排氣出口NOx濃度（ppm）。柴油機和SCR的首次匹配試驗結果見表2。

表2 柴油機和SCR首次匹配試驗結果

由表2可見，各負荷點的NOx轉化率均未達到80%，且25%負荷NOx轉化率僅為50%左右。經計算，柴油機的NOx加權比排放值為7.96g/kWh，滿足TierII要求；而SCR后的NOx加權比排放值為3.82g/kWh，不滿足TierIII要求，柴油機與SCR首次匹配試驗效果不良。

3.2 柴油機與SCR匹配不良的原因分析

由3.1可知，測得柴油機NOx比排放值與限值尚有一定差異，而柴油機的計算排氣流量還沒達到SCR設計排氣流量的上限。因此判斷導致匹配不佳的原因在于SCR內的反應沒有達到預期效果。又考慮到尿素噴射率已經調整至NOx轉化率不再上升，說明還原劑的量已經充足，故判斷原因應與催化劑的狀態有關。如前所述，本文所述SCR選用釩鈦型催化劑，這種催化劑的活性與溫度關聯十分緊密[1]，其催化劑活性（以NOx轉化率體現）與排氣溫度的關系見圖2。

圖2 催化劑活性與溫度關系

由圖2可見，催化劑活性最高的溫度區間在320-420℃，而柴油機各負荷點的排氣溫度均在300℃以下，催化劑在小于300℃的條件下轉化率低于80%。

如通過調整催化劑成分，增加催化劑中的鈦等金屬成分占比，可以提高催化劑在低排溫工況下的活性，但是這種方案成本較高且重新制作催化劑周期較長，不能滿足試驗要求。

另一方面，考慮提升柴油機排氣溫度，以適應催化劑特性，提高催化劑的活性。通常柴油機性能調整過程中，提高柴油機溫度的途徑主要有以下幾種：①利用電加熱器或柴油燃燒器對排氣進行加熱；②延遲噴油提前角，惡化缸內燃燒，提升排氣溫度；③降低柴油機的過量空氣系數，犧牲一定的經濟性，將燃油中的能量轉化為排氣熱量，提升排氣溫度。在以上方案中，方案1最直接，但是電加熱器或柴油燃燒器的建造和使用成本較高；方案2對于排溫的提升是間接作用，微小調整對排氣溫度的提升不明顯；方案3可通過增壓空氣泄放方式完成，柴油機結構改動較小，排氣溫度提升明顯。綜合比較上述方案，決定選用方案3作為改造方案，對柴油機改動較小，且預期的排溫提升效果較為明顯。

3.3 柴油提升機排氣溫度改造方案

增壓空氣泄放方案的原理圖見圖3。

圖3 增壓空氣泄放原理圖

改造的具體實施方案為，在柴油機增壓空氣通道上增加由壓縮空氣驅動的雙作用泄放蝶閥，通過控制器控制泄放閥上分別驅動閥門開和關的兩路壓縮空氣的開閉，進而調整的泄放閥的開度。驅動閥門開的壓縮空氣打開而驅動閥門關的壓縮空氣關閉，則泄放閥開度增大，單位時間內的增壓空氣泄放量增大，增壓空氣壓力降低，使過量空氣系數降低，排氣溫度升高；驅動閥門關的壓縮空氣打開而驅動閥門開的壓縮空氣關閉，則泄放閥開度減小，單位時間內的增壓空氣泄放量減小，增壓空氣壓力升高，使過量空氣系數升高，排氣溫度降低。

在柴油機渦輪增壓器排氣出口處安裝溫度傳感器，泄放閥控制器以該溫度傳感器的讀數作為反饋，傳感器讀數低于設定值時增大泄放閥開度，增壓空氣壓力降低，排溫升高；傳感器讀數高于設定值時減小泄放閥開度，增壓空氣壓力升高，排溫降低。通過反復調整泄放閥開度，確保柴油機排氣溫度與設定值相符。由圖2可知，柴油機排氣溫度達到320℃以后，催化劑活性隨溫度上升的趨勢趨于平緩，故而繼續升高柴油機排氣溫度的意義不大；且考慮到通過增壓空氣泄放的方式，如使柴油機排氣溫度升得越高，則柴油機的經濟性越差，因此將排氣溫度控制的設定值設定為320℃。

柴油機完成泄放閥安裝、溫度傳感器安裝、泄放閥控制器安裝等改造后，開啟增壓空氣泄放系統，重新運行柴油機，柴油機各負荷排氣溫度及增壓空氣壓力見表3。

表3 增壓空氣泄放系統運行后的柴油機排氣溫度

由表3可知，增壓空氣泄放系統運行后，柴油機排氣溫度在100%、75%和50%、25%等負荷基本保持在設定值320±5℃的范圍內，而10%負荷由于初始的廢氣溫度比較低，即使增壓空氣泄放閥全開，柴油機的排氣溫度在該負荷只能上升到150℃。另一方面，考慮到10%負荷時，SCR并不噴射尿素水溶液，且這個負荷在做NOx比排放值加權計算時的權重也較小，因此對該負荷不再考慮繼續升高廢氣溫度。

3.4 改造后的柴油機匹配SCR試驗

完成改造后，重新運行柴油機和SCR 進行排放測試，由于排氣溫度的升高，催化劑工作在高效區間，催化劑活性有所提高，SCR的NOx轉化率明顯上升，SCR后的NOx濃度明顯下降，同時由于催化劑活性的提高，各負荷點的SCR尿素噴射率有所降低。改造后的SCR匹配試驗結果見表4。

表4 改造后SCR匹配試驗結果

利用碳平衡法對試驗結果進行計算，可得改造后柴油機NOx加權比排放值為7.79g/kWh，滿足TierII要求；且SCR后的NOx加權比排放值為1.54g/kWh，滿足TierIII要求，試驗結果表明，柴油機與SCR匹配成功。

改造前后柴油機排氣的NOx濃度、各負荷的NOx比排放值對比見圖4和圖5。

圖4 改造前后柴油機NOx濃度對比

圖5 改造前后柴油機NOx比排放值對比

由圖4和圖5可見，改造后的柴油機排放NOx濃度有所上升，比排放值稍有降低，這是由于增壓空氣進行泄放后柴油機排氣流量減小，因此NOx絕對濃度上升，而增壓空氣壓力的降低可以降低缸內燃燒的初始溫度，抑制NOx生成，因此計算得的比排放值稍有降低。由圖4和圖5可見，增加增壓空氣泄放裝置對柴油機的NOx排放影響不大。

改造前后SCR后各負荷點NOx濃度、NOx比排放值、NOx轉化率、尿素噴射率對比見圖6至圖9。

圖6 改造前后SCR后NOx濃度對比

圖7 改造前后SCR后比排放值對比

由圖6至圖8可見，改造后排氣溫度上升，NOx的轉化率顯著提升，因此各負荷點的NOx濃度和比排放值均降低。由圖9可見，改造后的尿素噴射率降低，說明實際參與反應的氨增多，進而說明氨逃逸減少。

圖9 改造前后尿素噴射率對比

改造前后柴油機增壓空氣壓力、有效燃油消耗率對比見圖10和圖11。

圖10 改造前后增壓壓力對比

圖11 改造前后油耗對比

由圖10和圖11可知，改造后柴油機增壓壓力有所降低，因此過量空氣系數降低，導致柴油機油耗有所增加，通過計算，改造后各負荷油耗的增加量為改造前的1%—12%，尚在可接受的范圍之內，總體而言改造對柴油機的性能影響不大。

4.結論

（1）SCR催化劑的活性與溫度關聯性強，需針對不同柴油機排氣溫度選擇匹配的催化劑；

（2）采用增壓空氣泄放的方式能夠有效提升柴油機的排氣溫度；

（3）柴油機排氣溫度提升至催化劑活性較高溫度區間，可提升催化劑對NOx的轉化率；

（4）采用增壓空氣泄放，對柴油機的NOx排放影響不大，會犧牲一定柴油機經濟性，但該方案對柴油機影響尚可接受；