趙 廉孫 平劉軍恒嵇 乾楊 軍

(江蘇大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院,江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

內(nèi)燃機(jī)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(huán)境保護(hù)越來越重視,中國對重型柴油機(jī)排放污染物中NOx的控制提出了更高的要求。國Ⅵ機(jī)動車污染物排放法規(guī)頒布以后,柴油機(jī)機(jī)內(nèi)凈化和單一后處理裝置難以達(dá)到嚴(yán)格的排放標(biāo)準(zhǔn),而先進(jìn)燃燒方式結(jié)合多種后處理凈化技術(shù)是高效控制NOx排放的途徑之一[2]。

甲醇是一種具有廣泛應(yīng)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(chǎn)物清潔等優(yōu)點[3]。甲醇在柴油機(jī)上的應(yīng)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(nèi)壓縮著火,引燃由甲醇進(jìn)氣道噴入后形成的均質(zhì)預(yù)混合氣,實現(xiàn)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(jī)氣體排放的影響,結(jié)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(zhì)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(yōu)點[6]。近年來,國內(nèi)外學(xué)者對PODE的燃燒及排放特性進(jìn)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(jī)燃燒和排放特性的影響,結(jié)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(zhì)混合氣的引燃燃料對NOx排放的影響,結(jié)果表明PODE/甲醇柴油雙燃料燃燒產(chǎn)生更多的NOx排放[8]。Liu等[9]研究了氧化催化轉(zhuǎn)換器(DOC)對PODE/乙醇復(fù)合燃燒發(fā)動機(jī)有害氣體排放物轉(zhuǎn)化效率的影響規(guī)律,結(jié)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(fù)合燃燒NO2/NOx比值。張東劍等[10]研究了柴油機(jī)排氣中NO2/NOx比值對NOx轉(zhuǎn)化效率的影響,結(jié)果表明,NO2/NOx比值的增大促進(jìn)了選擇性催化還原(SCR)反應(yīng),提高了NOx轉(zhuǎn)化效率。Massimo等[11]也研究發(fā)現(xiàn),NO2的加入可以有效提高低溫下SCR對NOx的轉(zhuǎn)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(xiàn)壓燃式發(fā)動機(jī)NOx超低排放具有重要意義。

目前,將DOC/SCR后處理系統(tǒng)用于控制雙燃料發(fā)動機(jī)NOx排放的相關(guān)研究較少。為了掌握DOC/SCR后處理系統(tǒng)對PODE/甲醇雙燃料發(fā)動機(jī)NOx排放的控制作用,在一臺四缸增壓中冷共軌發(fā)動機(jī)上加裝一套進(jìn)氣道甲醇噴射系統(tǒng),改造成PODE/甲醇雙燃料發(fā)動機(jī)。開展不同甲醇比例下雙燃料發(fā)動機(jī)的NOx排放及組分研究,對比分析DOC/SCR后處理系統(tǒng)對雙燃料發(fā)動機(jī)NOx排放的影響規(guī)律,旨在為PODE/甲醇雙燃料發(fā)動機(jī)優(yōu)化后處理進(jìn)一步降低NOx排放提供研究基礎(chǔ)。

1 實驗部分

1.1 原料和試劑

試驗所用進(jìn)氣道噴射的燃料為甲醇,質(zhì)量分?jǐn)?shù)99.9%,上海國藥集團(tuán)化學(xué)試劑有限公司產(chǎn)品;缸內(nèi)直噴的燃料為聚甲氧基二甲醚(PODE),工業(yè)品,淄博津昌助燃材料有限公司產(chǎn)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(zhì)。試驗所用NOx還原劑選用質(zhì)量分?jǐn)?shù)為32.5%的尿素水溶液,中國石油天然氣集團(tuán)有限公司產(chǎn)品。

表1 試驗燃料的理化性質(zhì)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(shè)備

采用排量為2.83 L的四缸增壓中冷電控共軌柴油機(jī)進(jìn)行PODE/甲醇雙燃料燃燒與排放試驗,發(fā)動機(jī)主要參數(shù)如表2所示。DOC和SCR催化轉(zhuǎn)化器布置于排氣管下游,DOC和SCR催化轉(zhuǎn)化器所用催化劑由四川中自催化環(huán)保服務(wù)有限公司進(jìn)行涂覆,DOC和SCR催化轉(zhuǎn)化器載體由無錫恒和環(huán)?？萍加邢薰具M(jìn)行封裝,SCR催化轉(zhuǎn)化器尿素噴射裝置由浙江福愛電子有限公司公司生產(chǎn),DOC和SCR催化轉(zhuǎn)化器的主要參數(shù)如表3所示。

表2 PODE/甲醇雙燃料發(fā)動機(jī)主要參數(shù)Table 2 Main parameters of PODE/methanol dual fuel engine

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

圖1為雙燃料發(fā)動機(jī)臺架試驗系統(tǒng)示意圖。采用湘儀動力公司的CAC-200G交流電力測控機(jī)和FC2005自動測控系統(tǒng)來控制發(fā)動機(jī)的轉(zhuǎn)速和輸出扭矩;采用2臺AVL公司735S瞬態(tài)油耗儀分別測量PODE和甲醇的燃料消耗率。采用Kistler公司生產(chǎn)的6052C壓電式傳感器連接5011B電荷放大器進(jìn)行缸內(nèi)燃燒數(shù)據(jù)的采集,采樣間隔0.5℃A,每個工況采集200個循環(huán)的電荷信號進(jìn)行平均,通過AVL燃燒分析儀對采集的數(shù)據(jù)分析后得到缸內(nèi)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(fā)動機(jī)臺架試驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 PODE/Methanol dual fuel engine test system diagram

1.3 PODE/甲醇雙燃料發(fā)動機(jī)臺架試驗方案

1.3.1 PODE/甲醇雙燃料燃燒缸內(nèi)燃燒試驗

采用缸內(nèi)直噴PODE引燃甲醇預(yù)混氣實現(xiàn)雙燃料燃燒模式,預(yù)混燃料甲醇由進(jìn)氣歧管噴入后充分汽化,在進(jìn)氣和壓縮沖程中與進(jìn)氣混合,形成均質(zhì)混合氣,引燃燃料PODE的噴射通過原機(jī)共軌系統(tǒng)控制。試驗通過平均有效壓力(BMEP)衡量扭矩大小,在發(fā)動機(jī)最大扭矩轉(zhuǎn)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(zhuǎn)速恒定,將扭矩調(diào)至預(yù)定值,記錄下此時PODE的消耗量,再固定轉(zhuǎn)速和扭矩,噴入甲醇以替代PODE。通過調(diào)節(jié)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(jìn)行試驗。

甲醇比例(RM,%)定義為發(fā)動機(jī)在雙燃料燃燒方式下預(yù)混燃料甲醇熱值占總?cè)剂先紵裏嶂档陌俜直?其計算公式如式(1)所示。

式(1)中:mM為進(jìn)氣預(yù)混甲醇質(zhì)量,g;mP為缸內(nèi)直噴PODE質(zhì)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(zhuǎn)化器臺架試驗

試驗中保持發(fā)動機(jī)在不同甲醇比例下的測試條件一致,對催化前和經(jīng)過DOC催化后的NOx、NO、NO2排放情況進(jìn)行對比分析;根據(jù)經(jīng)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(jìn)入SCR催化轉(zhuǎn)化器載體前,研究n(NH3)/n(NOx)對NOx轉(zhuǎn)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(fā)動機(jī)在額定工況運行5 min,確保SCR催化轉(zhuǎn)化器載體上的催化劑沒有吸附氨后再將發(fā)動機(jī)調(diào)至各個試驗工況進(jìn)行試驗并記錄試驗數(shù)據(jù)。

NOx轉(zhuǎn)化效率(η(NOx))定義為SCR催化轉(zhuǎn)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(zhuǎn)化效率,%;φin(NOx)、φout(NOx)分別為SCR催化轉(zhuǎn)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(jìn)氣溫度控制在40℃,發(fā)動機(jī)冷卻液水溫與機(jī)油溫度分別控制在85℃和80℃。在排放試驗中,每個穩(wěn)定工況至少重復(fù)測量2次,以確保試驗結(jié)果在允許誤差范圍內(nèi)具有重復(fù)性。

2 結(jié)果與討論

2.1 甲醇比例對PODE/甲醇雙燃料燃燒缸內(nèi)溫度和排氣溫度的影響

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

圖2 甲醇比例(R M)對PODE/甲醇雙燃料發(fā)動機(jī)缸內(nèi)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(zhuǎn)速1540 r/min下甲醇比例對雙燃料發(fā)動機(jī)排氣溫度的影響規(guī)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(fù)荷時缸內(nèi)最高燃燒下降,以及高負(fù)荷時缸內(nèi)高溫持續(xù)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(jìn)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(fā)動機(jī)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(zhuǎn)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(jīng)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(chǎn)生的未燃HC和CO在DOC中發(fā)生劇烈的氧化反應(yīng)[15],導(dǎo)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(jìn)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(jù)Zeldovich機(jī)理,NOx的生成條件為高溫、富氧以及高溫持續(xù)時間[16]。因此,導(dǎo)致雙燃料燃燒NOx排放總量降低的原因是,在低負(fù)荷時,甲醇對混合氣的冷卻效應(yīng)較為明顯,缸內(nèi)最高燃燒溫度下降,導(dǎo)致NOx排放總量降低;在高負(fù)荷時,甲醇和PODE的高含氧量促進(jìn)了缸內(nèi)燃燒[17],缸內(nèi)燃燒速率加快,高溫持續(xù)時間縮短,導(dǎo)致NOx排放總量降低。

圖5為轉(zhuǎn)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(jīng)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(zhuǎn)速1540 r/min下DOC對NO2排放量的影響。由圖6可見,經(jīng)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(shù)據(jù)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(zhì)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(nèi)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(nèi)燃燒溫度,并且在低溫燃燒火焰后區(qū),氧原子的減少使得NO2的生成反應(yīng)(見式(3))比NO2向NO轉(zhuǎn)化的反應(yīng)(見式(4))更快,另外,采用雙燃料燃燒模式時,缸內(nèi)的低溫燃燒區(qū)較多,抑制了NO2向NO轉(zhuǎn)化[18-19],從而增大了NO2的濃度。

同時,經(jīng)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(tài)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?xì)浜虲O,催化劑中的氧活性位被占取[20],進(jìn)一步阻礙了NO向NO2氧化。此外,HC和CO還原性強(qiáng)[21],通過與氣相和無機(jī)化合物形式存在的NO2反應(yīng)(見式(5)和式(6)),促進(jìn)了NO2向NO轉(zhuǎn)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(zhuǎn)速1540 r/min下n(NH3)/n(NOx)對SCR催化轉(zhuǎn)化器NOx轉(zhuǎn)化效率的影響。由圖7可知,隨著n(NH3)/n(NOx)的增加,NOx轉(zhuǎn)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(zhuǎn)化效率在n(NH3)/n(NOx)=1.2時達(dá)到最高69.3%;當(dāng)n(NH3)/n(NOx)=1.4時NOx轉(zhuǎn)化效率為69%。由圖7(b)可見,在RM=30%、BMEP=0.605 MPa條件下,NOx轉(zhuǎn)化效率在n(NH3)/n(NOx)=1.2時達(dá)到最高57.3%;當(dāng)n(NH3)/n(NOx)=1.4時NOx轉(zhuǎn)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(jìn)一步導(dǎo)致NOx和NH3在SCR催化轉(zhuǎn)化器載體內(nèi)部分布不均,催化還原反應(yīng)不充分,發(fā)動機(jī)負(fù)荷越小,這種影響越明顯;另一方面,SCR催化轉(zhuǎn)化器中除催化還原反應(yīng)外還存在著其他的氧化副反應(yīng)(見式(7)),過量的NH3會促進(jìn)氧化副反應(yīng)的進(jìn)行,導(dǎo)致NOx轉(zhuǎn)化效率逐漸降低[22]。

圖7 n(NH3)/n(NO x)對SCR催化轉(zhuǎn)化器NO x轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(yīng)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(zhuǎn)化器內(nèi)壁面接觸后水解與熱解生成NH3,導(dǎo)致在SCR催化轉(zhuǎn)化器內(nèi)壁面附近的NH3濃度較高,而SCR催化轉(zhuǎn)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(yīng)活性下降催化還原反應(yīng)速率降低,導(dǎo)致NOx的轉(zhuǎn)化效率降低。

圖8為轉(zhuǎn)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(dǎo)致NH3排放量增加。

3 結(jié) 論

(1)低負(fù)荷時甲醇的冷卻效應(yīng)明顯,隨著甲醇比例的增加,PODE/甲醇雙燃料缸內(nèi)最高溫度下降,在RM=30%時降低了54.4 K;高負(fù)荷時,甲醇的冷卻效應(yīng)不明顯,隨著甲醇比例增加,缸內(nèi)最高溫度上升,在RM=30%時上升了111.9 K,而缸內(nèi)高溫持續(xù)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(jìn)雙燃料燃燒生成的NO2向NO轉(zhuǎn)化,從而降低m(NO2)/m(NOx)。

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