DOC/SCR對聚甲氧基二甲醚/甲醇雙燃料發動機NO x排放的影響

趙 廉孫 平劉軍恒嵇 乾楊 軍

(江蘇大學 汽車與交通工程學院,江蘇 鎮江 212013)

內燃機氮氧化物(NOx)排放是大氣主要污染之一,其主要成分包括NO、NO2和N2O[1]。隨著對環境保護越來越重視,中國對重型柴油機排放污染物中NOx的控制提出了更高的要求。國Ⅵ機動車污染物排放法規頒布以后,柴油機機內凈化和單一后處理裝置難以達到嚴格的排放標準,而先進燃燒方式結合多種后處理凈化技術是高效控制NOx排放的途徑之一[2]。

甲醇是一種具有廣泛應用前景的替代燃料,具有汽化潛熱大、辛烷值高、抗爆性能好、著火界限寬和燃燒產物清潔等優點[3]。甲醇在柴油機上的應用以甲醇/柴油雙燃料方式為主,其基本思路是將高十六烷值的柴油噴入缸內壓縮著火,引燃由甲醇進氣道噴入后形成的均質預混合氣,實現多點著火[4]。Wei等[5]研究了柴油/甲醇組合燃燒方式對高速直噴式柴油機氣體排放的影響,結果表明,柴油/甲醇組合燃燒可同時降低NOx和碳煙排放,總能耗也有所減少,但HC和CO排放卻有所升高。聚甲氧基二甲醚(PODE)是一類低相對分子質量縮醛類聚合物,分子式CH3O(CH2O)nCH3(n為聚合度,一般n為3～8),與柴油相比,其具有含氧量高、十六烷值高和成本低廉等優點[6]。近年來,國內外學者對PODE的燃燒及排放特性進行了研究。姚肖華等[7]研究了PODE/柴油混合燃料對共軌柴油機燃燒和排放特性的影響,結果表明,在柴油中摻混PODE后可顯著降低HC和CO的排放,但NOx的排放會增加。同時,有研究比較了用PODE/柴油作為氣道噴射甲醇均質混合氣的引燃燃料對NOx排放的影響,結果表明PODE/甲醇柴油雙燃料燃燒產生更多的NOx排放[8]。Liu等[9]研究了氧化催化轉換器(DOC)對PODE/乙醇復合燃燒發動機有害氣體排放物轉化效率的影響規律,結果表明,NO2/NOx比值隨著乙醇比例增加而增大,DOC可以顯著地降低復合燃燒NO2/NOx比值。張東劍等[10]研究了柴油機排氣中NO2/NOx比值對NOx轉化效率的影響,結果表明,NO2/NOx比值的增大促進了選擇性催化還原(SCR)反應,提高了NOx轉化效率。Massimo等[11]也研究發現,NO2的加入可以有效提高低溫下SCR對NOx的轉化效率。因此,研究后處理裝置對雙燃料燃燒NOx排放的影響,對實現壓燃式發動機NOx超低排放具有重要意義。

目前,將DOC/SCR后處理系統用于控制雙燃料發動機NOx排放的相關研究較少。為了掌握DOC/SCR后處理系統對PODE/甲醇雙燃料發動機NOx排放的控制作用,在一臺四缸增壓中冷共軌發動機上加裝一套進氣道甲醇噴射系統,改造成PODE/甲醇雙燃料發動機。開展不同甲醇比例下雙燃料發動機的NOx排放及組分研究,對比分析DOC/SCR后處理系統對雙燃料發動機NOx排放的影響規律,旨在為PODE/甲醇雙燃料發動機優化后處理進一步降低NOx排放提供研究基礎。

1 實驗部分

1.1 原料和試劑

試驗所用進氣道噴射的燃料為甲醇,質量分數99.9%,上海國藥集團化學試劑有限公司產品;缸內直噴的燃料為聚甲氧基二甲醚(PODE),工業品,淄博津昌助燃材料有限公司產品,其各組分體積比為V(PODE3)/V(PODE4)=13/7。表1為PODE和甲醇燃料的理化性質。試驗所用NOx還原劑選用質量分數為32.5%的尿素水溶液,中國石油天然氣集團有限公司產品。

表1 試驗燃料的理化性質Table 1 Physical and chemical properties of the test fuels

1.2 PODE/甲醇雙燃料燃燒與排放試驗設備

采用排量為2.83 L的四缸增壓中冷電控共軌柴油機進行PODE/甲醇雙燃料燃燒與排放試驗,發動機主要參數如表2所示。DOC和SCR催化轉化器布置于排氣管下游,DOC和SCR催化轉化器所用催化劑由四川中自催化環保服務有限公司進行涂覆,DOC和SCR催化轉化器載體由無錫恒和環保科技有限公司進行封裝,SCR催化轉化器尿素噴射裝置由浙江福愛電子有限公司公司生產,DOC和SCR催化轉化器的主要參數如表3所示。

表2 PODE/甲醇雙燃料發動機主要參數Table 2 Main parameters of PODE/methanol dual fuel engine

表3 DOC和SCR催化轉化器的主要參數Table 3 Main parameters of DOC and SCR catalytic converter

圖1為雙燃料發動機臺架試驗系統示意圖。采用湘儀動力公司的CAC-200G交流電力測控機和FC2005自動測控系統來控制發動機的轉速和輸出扭矩;采用2臺AVL公司735S瞬態油耗儀分別測量PODE和甲醇的燃料消耗率。采用Kistler公司生產的6052C壓電式傳感器連接5011B電荷放大器進行缸內燃燒數據的采集,采樣間隔0.5℃A,每個工況采集200個循環的電荷信號進行平均,通過AVL燃燒分析儀對采集的數據分析后得到缸內溫度。采用AVL SESAM-FTIR傅里葉變換紅外光譜多組分分析儀測量NOx、NO、NO2和NH3的組分含量。

圖1 PODE/甲醇雙燃料發動機臺架試驗系統示意圖Fig.1 PODE/Methanol dual fuel engine test system diagram

1.3 PODE/甲醇雙燃料發動機臺架試驗方案

1.3.1 PODE/甲醇雙燃料燃燒缸內燃燒試驗

采用缸內直噴PODE引燃甲醇預混氣實現雙燃料燃燒模式,預混燃料甲醇由進氣歧管噴入后充分汽化,在進氣和壓縮沖程中與進氣混合,形成均質混合氣,引燃燃料PODE的噴射通過原機共軌系統控制。試驗通過平均有效壓力(BMEP)衡量扭矩大小,在發動機最大扭矩轉速1540 r/min下以BMEP為0.121、0.242、0.363、0.484和0.605 MPa做為試驗工況點。試驗中,先采用純PODE壓燃并保持轉速恒定,將扭矩調至預定值,記錄下此時PODE的消耗量,再固定轉速和扭矩,噴入甲醇以替代PODE。通過調節甲醇的噴射量來確定該工況下的甲醇比例,分別在甲醇比例為0、10%、20%和30%的條件下進行試驗。

甲醇比例(RM,%)定義為發動機在雙燃料燃燒方式下預混燃料甲醇熱值占總燃料燃燒熱值的百分比,其計算公式如式(1)所示。

式(1)中:mM為進氣預混甲醇質量,g;mP為缸內直噴PODE質量,g;LM和LP分別為甲醇和PODE的低熱值,MJ/kg。

1.3.2 DOC和SCR催化轉化器臺架試驗

試驗中保持發動機在不同甲醇比例下的測試條件一致,對催化前和經過DOC催化后的NOx、NO、NO2排放情況進行對比分析;根據經過DOC催化后NOx的排放濃度和排氣流量確定各個工況下的尿素噴射量,通過CANTest軟件控制計量泵以NH3與NOx的摩爾比(n(NH3)/n(NOx))為0.8、1.0、1.2和1.4供給尿素并從非氣助式噴嘴噴射進入SCR催化轉化器載體前,研究n(NH3)/n(NOx)對NOx轉化效率以及NH3排放的影響。試驗正式開始前,在不噴射還原劑的情況下讓發動機在額定工況運行5 min,確保SCR催化轉化器載體上的催化劑沒有吸附氨后再將發動機調至各個試驗工況進行試驗并記錄試驗數據。

NOx轉化效率(η(NOx))定義為SCR催化轉化器催化前、后排氣中NOx排放量的差與催化前排氣中NOx排放量之比,其計算公式如式(2)所示。

式(2)中:η(NOx)為NOx轉化效率,%;φin(NOx)、φout(NOx)分別為SCR催化轉化器催化前、后排氣中NOx排放量,g/(k W·h)。

試驗中將中冷后進氣溫度控制在40℃,發動機冷卻液水溫與機油溫度分別控制在85℃和80℃。在排放試驗中,每個穩定工況至少重復測量2次,以確保試驗結果在允許誤差范圍內具有重復性。

2 結果與討論

2.1 甲醇比例對PODE/甲醇雙燃料燃燒缸內溫度和排氣溫度的影響

圖2為轉速1540 r/min下BMEP分別為0.242、0.605 MPa時甲醇比例對雙燃料發動機缸內溫度的影響規律。由圖2可見,在BMEP=0.242 MPa時,雙燃料缸內燃燒最高溫度隨著甲醇比例的增加而下降;在BMEP=0.605 MPa時,缸內最高燃燒溫度隨著甲醇比例增加而上升,但高溫持續時間明顯縮短。與RM=0相比,在RM=30%下,BMEP=0.242 MPa時缸內最高燃燒溫度下降了54.4 K,而BMEP=0.605 MPa時的缸內最高溫度上升了111.9 K。這是由于在低負荷時甲醇較高的汽化潛熱對缸內充量具有冷卻效應,降低了壓縮沖程缸內充量溫度,同時甲醇的十六烷值較低,著火性能差,導致缸內燃燒最高溫度下降;而在高負荷時,缸內平均溫度較高,燃料燃燒充分,甲醇的冷卻效應受到抑制,同時甲醇與PODE的含氧量較高,提高了缸內燃燒速率[12],導致缸內最高燃燒溫度升高。

圖2 甲醇比例(R M)對PODE/甲醇雙燃料發動機缸內溫度的影響Fig.2 Effects of methanol ratio(R M)on temperature in-cylinder of PODE/methanol dual fuel engine

圖3為轉速1540 r/min下甲醇比例對雙燃料發動機排氣溫度的影響規律。由圖3可見,隨著甲醇比例的增加,排氣溫度下降;在BMEP分別為0.242、0.605 MPa條件下,RM=30%時雙燃料燃燒的排氣溫度比RM=0時分別降低21.1℃和25.4℃。這是由于低負荷時缸內最高燃燒下降,以及高負荷時缸內高溫持續時間的縮短,從而降低了排氣溫度[13];另外,排氣中的未燃甲醇隨著甲醇比例的增加而增多,高汽化潛熱的甲醇吸收了大量熱量[14],進一步降低了排氣溫度。

圖3 甲醇比例(R M)對PODE/甲醇雙燃料發動機排氣溫度的影響Fig.3 Effects of methanol ratio(R M)on exhaust temperature of PODE/methanol dual fuel engine

2.2 DOC對PODE/甲醇雙燃料燃燒NO x排放的影響

圖4為轉速1540 r/min下DOC對PODE/甲醇雙燃料燃燒NOx排放總量的影響。由圖4可見,經過DOC催化后,雙燃料燃燒的NOx排放總量增加,在RM=30%時,BMEP為0.242、0.605 MPa的NOx排放總量分別增加了19.8%和3.9%。這是由于雙燃料燃燒方式產生的未燃HC和CO在DOC中發生劇烈的氧化反應[15],導致排氣溫度上升,同時未燃含氧燃料提供了富氧氛圍,在催化劑的作用下促進了NOx的生成。

圖4 DOC對PODE/甲醇雙燃料燃燒NO x排放總量(φ(NO x))的影響Fig.4 Effects of DOC on total NO x emission(φ(NO x))for PODE/methanol dual fuel combustion

另外,由圖4(a)可見,NOx排放總量隨著甲醇比例的增加而下降,與RM=0相比,在RM=30%下,BMEP為0.242、0.605 MPa時的NOx排放總量分別降低了46.9%和31.4%。依據Zeldovich機理,NOx的生成條件為高溫、富氧以及高溫持續時間[16]。因此,導致雙燃料燃燒NOx排放總量降低的原因是,在低負荷時,甲醇對混合氣的冷卻效應較為明顯,缸內最高燃燒溫度下降,導致NOx排放總量降低;在高負荷時,甲醇和PODE的高含氧量促進了缸內燃燒[17],缸內燃燒速率加快,高溫持續時間縮短,導致NOx排放總量降低。

圖5為轉速1540 r/min下DOC對PODE/甲醇雙燃料燃燒NO排放量的影響。由圖5可見,經過DOC催化后,在RM=0時,BMEP分別為0.242、0.605 MPa下NO排放量分別下降了0.99和0.82 g/(k W·h);而RM=30%時,BMEP分別為0.242、0.605 MPa下NO排放量分別上升了1.03和0.89 g/(k W·h)。圖6為轉速1540 r/min下DOC對NO2排放量的影響。由圖6可見,經過DOC催化后,在RM=0時,BMEP為0.242、0.605 MPa下NO2排放量分別上升了0.92和1.04 g/(k W·h);而RM=30%時,BMEP為0.242、0.605 MPa下NO2排放量分別下降了0.41和0.49 g/(k W·h)。

圖5 DOC對PODE/甲醇雙燃料燃燒NO排放量(φ(NO))的影響Fig.5 Effects of DOC on NO emission(φ(NO))for PODE/methanol dual fuel combustion

圖6 DOC對PODE/甲醇雙燃料燃燒NO2排放量(φ(NO2))的影響Fig.6 Effects of DOC on NO2 emission(φ(NO2))for PODE/methanol dual fuel combustion

通過對NOx數據計算分析可知,在DOC催化前,采用雙燃料燃燒模式時,NO2與NOx的質量之比(m(NO2)/m(NOx))明顯高于純PODE壓燃,這是由于雙燃料模式下缸內平均溫度大幅降低,甲醇的汽化潛熱較高,在汽化過程中吸收了大量熱量,降低了缸內燃燒溫度,并且在低溫燃燒火焰后區,氧原子的減少使得NO2的生成反應(見式(3))比NO2向NO轉化的反應(見式(4))更快,另外,采用雙燃料燃燒模式時,缸內的低溫燃燒區較多,抑制了NO2向NO轉化[18-19],從而增大了NO2的濃度。

同時,經過DOC催化后,純PODE壓燃的m(NO2)/m(NOx)有所增加;而雙燃料燃燒時卻呈相反趨勢。在BMEP=0.242 MPa下,RM=0時的m(NO2)/m(NOx)由0.16上升至0.48,而RM=30%時的m(NO2)/m(NOx)由0.68下降至0.11;在BMEP=0.605 MPa下,RM=0時的m(NO2)/m(NOx)由0.06升至0.20,而RM=30%時的m(NO2)/m(NOx)由0.26下降至0.01。這是由于純PODE壓燃時,有較多吸附態氧存在于DOC催化劑中的貴金屬活性位,將NO催化氧化為NO2,一部分NO2以氣相形式存在,另一部分NO2則以亞硝酸鹽或硝酸鹽形式存在[20];采用雙燃料燃燒時,排氣中有大量的可燃碳氫和CO,催化劑中的氧活性位被占取[20],進一步阻礙了NO向NO2氧化。此外,HC和CO還原性強[21],通過與氣相和無機化合物形式存在的NO2反應(見式(5)和式(6)),促進了NO2向NO轉化。

2.3 n(NH3)/n(NO x)對PODE/甲醇雙燃料燃燒NO x排放的影響

圖7為轉速1540 r/min下n(NH3)/n(NOx)對SCR催化轉化器NOx轉化效率的影響。由圖7可知,隨著n(NH3)/n(NOx)的增加,NOx轉化效率先上升后下降。由圖7(a)可見,在RM=0、BMEP=0.605 MPa條件下,NOx轉化效率在n(NH3)/n(NOx)=1.2時達到最高69.3%;當n(NH3)/n(NOx)=1.4時NOx轉化效率為69%。由圖7(b)可見,在RM=30%、BMEP=0.605 MPa條件下,NOx轉化效率在n(NH3)/n(NOx)=1.2時達到最高57.3%;當n(NH3)/n(NOx)=1.4時NOx轉化效率下降為57%。這是由于,一方面,隨著n(NH3)/n(NOx)的上升,大量未水解的尿素阻礙了流體在催化劑載體中的徑向流動,進一步導致NOx和NH3在SCR催化轉化器載體內部分布不均,催化還原反應不充分,發動機負荷越小,這種影響越明顯;另一方面,SCR催化轉化器中除催化還原反應外還存在著其他的氧化副反應(見式(7)),過量的NH3會促進氧化副反應的進行,導致NOx轉化效率逐漸降低[22]。

圖7 n(NH3)/n(NO x)對SCR催化轉化器NO x轉化效率(η(NO x))的影響Fig.7 Effects of n(NH3)/n(NO x)on NO x conversion efficiency(η(NO x))for SCR catalytic converter

此外,在n(NH3)/n(NOx)相同時,雙燃料模式下的NOx轉化效率明顯低于純PODE壓燃。這是由于與純PODE壓燃相比,雙燃料燃燒模式的排氣溫度更低,隨著甲醇比例的增加,排氣溫度逐漸下降,尿素的熱解反應放緩,尿素分解率下降,大量未直接熱解的尿素水溶液與SCR催化轉化器內壁面接觸后水解與熱解生成NH3,導致在SCR催化轉化器內壁面附近的NH3濃度較高,而SCR催化轉化器中心位置NH3濃度較低,NH3分布均勻性降低,不利于NOx的還原;同時,隨著溫度的下降,催化劑反應活性下降催化還原反應速率降低,導致NOx的轉化效率降低。

圖8為轉速1540 r/min下n(NH3)/n(NOx)對NH3排放量的影響。由圖8(a)可見,在RM=0時,NH3排放量隨著n(NH3)/n(NOx)的增加而上升,在BMEP=0.605 MPa下,n(NH3)/n(NOx)分別為0.8、1.4時的NH3排放量分別為2.02和4.05μL/L。由圖8(b)可見,在RM=30%、BMEP=0.605 MPa下,n(NH3)/n(NOx)分別為0.8和1.4時的NH3排放量分別為3.65和8.79μL/L。這是由于n(NH3)/n(NOx)的增加,因此增加了水解后的NH3,使得NH3的排放量上升[23]。

圖8 n(NH3)/n(NO x)對PODE/甲醇雙燃料燃燒NH3排放量(ψ(NH3))的影響Fig.8 Effects of n(NH3)/n(NO x)on NH3 emission(ψ(NH3))for PODE/methanol dual fuel combustion

同時,RM=30%時的NH3排放量明顯高于RM=0時的。這是由于與RM=0相比,PODE/甲醇雙燃料燃燒方式的排氣溫度更低,催化劑的氨存儲性能下降,導致NH3排放量增加。

3 結 論

(1)低負荷時甲醇的冷卻效應明顯,隨著甲醇比例的增加,PODE/甲醇雙燃料缸內最高溫度下降,在RM=30%時降低了54.4 K;高負荷時,甲醇的冷卻效應不明顯,隨著甲醇比例增加,缸內最高溫度上升,在RM=30%時上升了111.9 K,而缸內高溫持續時間顯著縮短。

(2)隨著甲醇比例的增加,PODE/甲醇雙燃料燃燒的排氣溫度均顯著下降,在BMEP分別為0.242、0.605 MPa條件下,RM=30%時PODE/甲醇雙燃料模式的排氣溫度比純PODE壓燃分別下降了21.1℃和25.4℃。

(3)PODE/甲醇雙燃料燃燒的NOx排放量低于純PODE壓燃,且隨著甲醇比例的增加降幅更大;而m(NO2)/m(NOx)隨著甲醇比例的增加而增大,DOC可以促進雙燃料燃燒生成的NO2向NO轉化,從而降低m(NO2)/m(NOx)。

(4)SCR催化轉化器對PODE/甲醇雙燃料模式NOx轉化效率在RM=30%、BMEP=0.605 MPa條件下n(NH3)/n(NOx)=1.2時達到最高值(57.3%),而進一步增大n(NH3)/n(NOx)不會提升NOx轉化效率,卻會明顯增加NH3排放量。