劉世宇，王國(guó)仰，譚 致，張兆歡，帥石金，王志明

(1. 清華大學(xué)，汽車(chē)安全與節(jié)能?chē)?guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084；2. 山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，濟(jì)南 250061)

前言

柴油機(jī)排放的污染物是大氣空氣污染物的主要來(lái)源之一，近年來(lái)環(huán)境污染日益成為大眾所關(guān)注的焦點(diǎn)問(wèn)題[1－4]。為了減少重型柴油車(chē)排放對(duì)環(huán)境的影響，近年來(lái)世界各國(guó)紛紛推出越來(lái)越嚴(yán)格的重型車(chē)排放法規(guī)[5]。國(guó)六和歐VI 階段測(cè)試循環(huán)采用世界統(tǒng)一穩(wěn)態(tài)測(cè)試循環(huán)(world harmonized stationary cycle，WHSC)和世界統(tǒng)一瞬態(tài)測(cè)試循環(huán)(world harmonized transient cycle，WHTC)，WHTC 循環(huán) NOx排放限值降低到0.46 g/(kW·h)，相比于歐V 限值降低了77%。美國(guó)于2007年提出了美國(guó)重型柴油機(jī)US 2010 法規(guī)，在美國(guó)聯(lián)邦測(cè)試(federal test procedure，F(xiàn)TP)瞬態(tài)循環(huán)下NOx排放限值為0.272 g/(kW·h)。美國(guó)加州空氣資源委員會(huì)(California air resources board，CARB)于2015年提出了加州超低NOx排放法規(guī)，NOx排放限值進(jìn)一步加嚴(yán)90%，降低至27 mg/(kW·h)[6]。

Sharp 等[7]在一款13 L 發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)，F(xiàn)TP冷起動(dòng)循環(huán)NOx轉(zhuǎn)化效率要達(dá)到98%，熱起動(dòng)循環(huán)效率要達(dá)到99.5%才能夠滿足超低NOx排放法規(guī)的要求。選擇性催化還原( selective catalytic reduction，SCR)技術(shù)是降低柴油機(jī)氮氧化物(nitric oxides，NOx)排放的一種有效手段[8]。我國(guó)重型柴油車(chē)從國(guó)IV 排放階段開(kāi)始便廣泛使用尿素－SCR 技術(shù)來(lái)滿足法規(guī)對(duì)NOx排放的要求[9]。尿素－SCR 技術(shù)將濃度為32.5%的尿素水溶液噴射到排氣管中，尿素在高溫下分解產(chǎn)生氨氣，通過(guò)產(chǎn)生的氨氣將排氣中的NOx還原成N2和H2O，從而降低柴油機(jī)的NOx排放[10]。但是僅依靠SCR 催化器難以達(dá)到超低NOx排放法規(guī)的要求，因此也涌現(xiàn)出了多種新的機(jī)內(nèi)、外凈化技術(shù)方案，其中緊湊耦合SCR(ccSCR)催化器是一種可以進(jìn)一步降低柴油機(jī)NOx排放的有效手段。

ccSCR 系統(tǒng)是在原有后處理系統(tǒng)最前端加裝ccSCR 催化器，尿素噴射采用雙噴嘴系統(tǒng)，其中一個(gè)尿素噴嘴通常安裝在溫度較高的位置(例如渦輪增壓器出口)，以充分利用尾氣中的熱量，減少尿素停噴時(shí)間，提升后處理系統(tǒng)低溫時(shí)的 NOx轉(zhuǎn)化效率[11]。然而，尿素噴射控制一直是SCR 后處理系統(tǒng)控制的關(guān)鍵問(wèn)題，雙噴嘴系統(tǒng)會(huì)增加尿素噴射控制難度，此外ccSCR 催化器靠近發(fā)動(dòng)機(jī)，溫度波動(dòng)大，下游CDPF 被動(dòng)再生也需要一定量的NOx，這些問(wèn)題都會(huì)增大尿素噴射控制難度。對(duì)ccSCR 系統(tǒng)雙噴嘴控制策略的研究有利于提高后處理系統(tǒng)NOx轉(zhuǎn)化效率，降低尿素消耗。

本文中通過(guò)數(shù)值仿真計(jì)算的方法對(duì)ccSCR 系統(tǒng)控制策略進(jìn)行研究。利用SCR 單狀態(tài)模型對(duì)催化器NH3存儲(chǔ)、NOx排放和NH3泄漏進(jìn)行預(yù)測(cè)，分析了未安裝ccSCR 催化器時(shí)FTP 循環(huán)NOx排放特性，基于此提出了雙噴嘴獨(dú)立控制策略和雙噴嘴聯(lián)合控制策略。

1 模型建立

尿素－SCR 工作過(guò)程可概括為3 步:尿素水解、NH3吸附和 NOx催化還原。尿素－SCR 工作原理如圖1 所示。

圖1 尿素－SCR 工作原理

為了降低SCR 系統(tǒng)模型計(jì)算量，避免使用偏微分方程，采用SCR 單狀態(tài)模型來(lái)獲取SCR 系統(tǒng)動(dòng)態(tài)過(guò)程。SCR 單狀態(tài)模型將對(duì)SCR 催化器性能影響最大的NH3覆蓋率作為唯一動(dòng)態(tài)過(guò)程，用靜態(tài)方程來(lái)描述NOx排放和NH3泄漏動(dòng)態(tài)過(guò)程。SCR 單狀態(tài)方程如式 (1)～式(3) 所示。

在重型柴油發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架上對(duì)SCR 單狀態(tài)模型進(jìn)行標(biāo)定和驗(yàn)證，后處理系統(tǒng)催化器主要參數(shù)如表1 所示。用穩(wěn)態(tài)工況點(diǎn)對(duì)SCR 單狀態(tài)模型中11 個(gè)參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定，并在WHTC 循環(huán)下進(jìn)行驗(yàn)證。詳細(xì)的標(biāo)定和驗(yàn)證過(guò)程見(jiàn)文獻(xiàn)[12]。標(biāo)定后的SCR 模型在WHTC 循環(huán)下，NOx排放和NH3泄漏的平均絕對(duì)誤差分別為 19.8×10－6和 3.4×10－6。NOx排放和NH3泄漏變化趨勢(shì)吻合較好，這說(shuō)明標(biāo)定后的SCR模型可以很好地預(yù)測(cè)NOx排放、NH3泄漏和SCR 催化器中的NH3存儲(chǔ)。

表1 催化器參數(shù)

耦合ccSCR 催化器的后處理系統(tǒng)是在原有國(guó)Ⅵ后處理系統(tǒng) DOC ＋CDPF ＋SCR 前加裝 ccSCR 催化器，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖2 所示。ccSCR 后處理系統(tǒng)采用雙噴嘴系統(tǒng)，其中一個(gè)尿素噴嘴為CDPF 后的下游SCR 催化器提供尿素，稱(chēng)作下游尿素噴嘴；另外一個(gè)尿素噴嘴一般安裝在渦輪增壓器出口等排氣溫度較高的位置，為ccSCR 催化器提供尿素，稱(chēng)作上游尿素噴嘴。由于 NH3經(jīng)過(guò) DOC 后會(huì)被氧化為N2O，N2O 為一種常見(jiàn)的溫室氣體，其溫室效應(yīng)是二氧化碳的296 倍，并且難以被下游的SCR 催化器轉(zhuǎn)化，因此通常在ccSCR 催化器后安裝ASC 防止產(chǎn)生的NH3泄漏進(jìn)入DOC 中。ASC 具有較高的 NH3轉(zhuǎn)化效率，假設(shè)泄漏的NH3全部被ASC 轉(zhuǎn)化并且對(duì)流過(guò)ASC 的NOx沒(méi)有影響。

圖2 ccSCR 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖

由于發(fā)動(dòng)機(jī)NOx原排以NO 為主，且ccSCR 催化器位于 DOC 和 CDPF 上游，ccSCR 催化器入口NO/NOx比通常較大(接近 100%)。因此，ccSCR 催化器可以采用低溫性能較好、對(duì)NO/NOx比不敏感的銅基分子篩催化劑。ccSCR 催化器更加注重低溫性能，并且需要考慮硫中毒和碳?xì)渲卸締?wèn)題，因此其配方與下游SCR 催化劑有所不同，但由于ccSCR 催化器試驗(yàn)數(shù)據(jù)有限，并與ASC 為一體件無(wú)法對(duì)其模型進(jìn)行標(biāo)定。因此仍采用下游SCR 催化器模型的參數(shù)來(lái)計(jì)算ccSCR 催化器的NH3存儲(chǔ)和排放。參考康明斯低溫SCR 和傳統(tǒng)SCR 催化劑在不同溫度條件下的NOx轉(zhuǎn)化效率試驗(yàn)結(jié)果，第2 代催化劑的主要優(yōu)勢(shì)體現(xiàn)在排氣溫度150－190 ℃之間，如圖3所示[13]。本文中ccSCR 的尿素起噴溫度為190 ℃，在此溫度下，第2 代低溫SCR 催化劑的NOx轉(zhuǎn)化效率為90%，第1 代NOx轉(zhuǎn)化效率為80%，而在200 ℃條件下轉(zhuǎn)化效率差只有5%，可認(rèn)為這一誤差不會(huì)明顯影響文中提出的控制策略的有效性。

圖3 新型低溫SCR 催化劑轉(zhuǎn)化效率隨溫度的變化

盡管這樣做會(huì)產(chǎn)生一定的誤差，但考慮到為了保持CDPF 被動(dòng)再生能力，ccSCR 催化器轉(zhuǎn)化效率不可以過(guò)高，因此可將模型用于對(duì)DeNOx潛力的分析。安裝 ccSCR 催化器后，下游的 DOC、CDPF 和SCR 催化器溫度也會(huì)發(fā)生變化。假設(shè)催化器中的氣體與催化器載體之間的傳熱過(guò)程為準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過(guò)程，根據(jù)能量守恒定律，催化器后溫度可由式(4) 求解。

式中:T與Tout相等，Tout表示催化器出口溫度；Tin為催化器入口溫度；mc為催化器載體的質(zhì)量；Cp，c為催化器載體的定壓比熱容。未安裝ccSCR 催化器時(shí)的試驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果如圖4 所示，從中可以看出計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合的較好，可通過(guò)式(4)來(lái)實(shí)時(shí)計(jì)算各催化器的平均溫度和出口溫度。

圖4 溫度計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

在SCR 模型中，SCR 入口條件中 NO 濃度和NO2濃度是作為兩個(gè)輸入?yún)?shù)，安裝ccSCR 催化器后會(huì)對(duì)下游SCR 催化器入口NO2/NOx比產(chǎn)生一定的影響。后處理催化器溫度是NO2/NOx比的主要影響因素，圖5 為發(fā)動(dòng)機(jī)不同工況下SCR 入口NO2/NOx比與SCR 入口溫度之間的關(guān)系，通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合可得到SCR 入口NO2/NOx比與SCR 入口溫度關(guān)系的擬合曲線。通過(guò)查找擬合曲線上的值并結(jié)合NOx傳感器測(cè)量值來(lái)確定不同溫度下SCR入口NO 和NO2濃度，以此作為下游SCR 模型的輸入條件。通過(guò)這種方式對(duì)NO2/NOx比進(jìn)行估算，盡管存在一定的誤差，但是考慮到銅基分子篩催化劑對(duì)NO2/NOx比不敏感，采用這種方式也可獲得較好的預(yù)測(cè)結(jié)果。

圖5 NO2/NOx 比與SCR 入口溫度的關(guān)系

2 單噴嘴系統(tǒng)排放結(jié)果

加州超低NOx排放法規(guī)測(cè)試循環(huán)為FTP 循環(huán)，在一臺(tái)13 L 六缸四沖程直列重型柴油機(jī)開(kāi)展FTP循環(huán)試驗(yàn)，發(fā)動(dòng)機(jī)采用高壓EGR、200 MPa 燃油噴射系統(tǒng)和VGT 增壓器，F(xiàn)TP 循環(huán)NOx比排放為2.29 g/(kW·h)，發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)如表2 所示。在FTP 熱起動(dòng)循環(huán)與冷起動(dòng)循環(huán)之間有20 min 的熱浸時(shí)間，F(xiàn)TP 循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)工況變化如圖6 所示。從圖中可以看出，在FTP 循環(huán)前380 s 有兩段怠速工況，未安裝ccSCR 催化器時(shí)，冷起動(dòng)循環(huán)經(jīng)過(guò)568 s，SCR 催化器入口溫度才達(dá)到190 ℃，在此期間勢(shì)必會(huì)產(chǎn)生大量的NOx排放。相比于WHTC 循環(huán)，F(xiàn)TP循環(huán)低溫時(shí)長(zhǎng)占整個(gè)循環(huán)總時(shí)長(zhǎng)的比例更大，對(duì)低溫下的NOx轉(zhuǎn)化效率要求更高。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

圖6 發(fā)動(dòng)機(jī)FTP 循環(huán)工況參數(shù)

通過(guò)分區(qū)控制方法確定 SCR 催化器的目標(biāo)NH3覆蓋率，結(jié)合PI 控制器對(duì)SCR 催化器中的NH3覆蓋率進(jìn)行實(shí)時(shí)控制，目標(biāo)NH3覆蓋率MAP 如圖7所示，分區(qū)控制方法和PI 控制器的詳細(xì)介紹見(jiàn)文獻(xiàn)[14]和文獻(xiàn)[15]。

圖7 基于分區(qū)控制的NH3 覆蓋率目標(biāo)值

未安裝ccSCR 催化器時(shí)，F(xiàn)TP 循環(huán)NOx實(shí)時(shí)排放及累計(jì)排放結(jié)果如圖8 所示，尿素臨界噴射溫度為190 ℃，計(jì)算過(guò)程中假設(shè)冷起動(dòng)初始NH3存儲(chǔ)為零，在熱起動(dòng)和冷起動(dòng)的20 min 熱浸時(shí)間內(nèi)SCR 催化器中的NH3存儲(chǔ)不發(fā)生變化。從圖中可以看出，NOx排放主要在 FTP 循環(huán)前700 s 產(chǎn)生，在 FTP 冷起動(dòng)循環(huán)中，前700 s 產(chǎn)生了整個(gè)循環(huán)97.8%的NOx；在FTP 熱起動(dòng)循環(huán)中，前700 s 產(chǎn)生了整個(gè)循環(huán)87.2%的 NOx。這主要原因是，在 FTP 循環(huán)前700 s 有兩段怠速工況，整體負(fù)荷較低，發(fā)動(dòng)機(jī)排溫較低，再加上SCR 催化器上游DOC 和CDPF 的熱阻作用，使得SCR 催化器長(zhǎng)期處于低溫狀態(tài)，限制了NOx轉(zhuǎn)化效率。尤其是在冷起動(dòng)循環(huán)前568 s 的尿素停噴階段產(chǎn)生了整個(gè)循環(huán)76.5%的NOx。由此可以看出，提高SCR 催化器入口溫度可大幅度提高FTP 循環(huán)的NOx轉(zhuǎn)化效率。未安裝ccSCR 催化器的單噴嘴系統(tǒng)FTP 冷起動(dòng)循環(huán)NOx比排放為0.419 g/(kW·h)，熱起動(dòng)循環(huán) NOx比排放為 0.032 g/(kW·h)，加權(quán)排放結(jié)果為0.087 g/(kW·h)，遠(yuǎn)低于國(guó)Ⅵ排放標(biāo)準(zhǔn)的0.46 g/(kW·h)，但未達(dá)到加州超低NOx排放標(biāo)準(zhǔn)的0.027 g/(kW·h)。

圖8 FTP 循環(huán) NOx 排放

3 雙噴嘴獨(dú)立控制策略

雙噴嘴獨(dú)立控制策略將ccSCR 催化器和下游SCR 催化器作為兩個(gè)系統(tǒng)，通過(guò)分區(qū)控制和PI 控制器獨(dú)立控制兩個(gè) SCR 催化器的 NH3存儲(chǔ)。ccSCR催化器入口溫度變化劇烈，為了降低ccSCR 催化器NH3存儲(chǔ)控制難度，通常在下游SCR 催化器入口溫度達(dá)到一定溫度后減少ccSCR 催化器的還原劑供給，這樣可為下游CDPF 被動(dòng)再生提供充足的NO2。為避免下游SCR 催化器入口溫度再降低到尿素噴射臨界溫度以下，同時(shí)為下游SCR 催化器累積一定量的NH3存儲(chǔ)留出充足時(shí)間，當(dāng)下游SCR 催化器入口溫度達(dá)到220 ℃后再停止上游尿素噴嘴尿素噴射。雙噴嘴獨(dú)立控制策略流程圖如圖9 所示為下游SCR 催化器入口溫度。

圖9 雙噴嘴獨(dú)立控制策略流程圖

通過(guò)雙噴嘴獨(dú)立控制策略對(duì)上、下游噴嘴進(jìn)行控制，催化器入口溫度和NOx排放結(jié)果如圖10 所示。從圖中可以看出，由于ccSCR 催化器離渦輪出口較近，安裝在ccSCR 上游的尿素噴嘴可以在循環(huán)早期開(kāi)始噴射，尿素起噴時(shí)間從568 降低到51 s。ccSCR 系統(tǒng)與未安裝ccSCR 催化器系統(tǒng)相比，尾排NOx累積曲線從上游尿素噴嘴起噴開(kāi)始分化，直到達(dá)到650 s 左右時(shí)尾排NOx累積曲線斜率才基本相同。ccSCR 催化器與下游 SCR 催化器后的 NOx排放累積曲線從630 s 開(kāi)始分化，這說(shuō)明在630 s 之前只有ccSCR 起降低NOx排放的作用，相比于未安裝ccSCR 催化器系統(tǒng)，下游尿素噴嘴的起噴時(shí)間更晚。當(dāng)下游SCR 催化器入口溫度達(dá)到220 ℃時(shí)，上游尿素噴嘴停噴，ccSCR 催化器中的NH3存儲(chǔ)快速降低，1 100 s之后ccSCR 催化器中的NH3存儲(chǔ)幾乎為零，此時(shí)ccSCR 催化器后的NOx排放基本與原排相當(dāng)，ccSCR 催化器失去作用。

圖10 ccSCR 系統(tǒng)催化器溫度及NOx 排放

圖11 為雙噴嘴獨(dú)立控制的ccSCR 系統(tǒng)與未安裝ccSCR 催化器系統(tǒng)的NH3泄漏對(duì)比。從圖中可以看出，未安裝ccSCR 催化器系統(tǒng)NH3泄漏要遠(yuǎn)低于ccSCR 系統(tǒng)。ccSCR 催化器后 NH3泄漏主要出現(xiàn)在600 s 附近，該區(qū)間為FTP 循環(huán)非高速路工況向高速路工況的過(guò)渡區(qū)間，排氣溫度相對(duì)較高且波動(dòng)大，ccSCR 催化器離發(fā)動(dòng)機(jī)較近溫度也會(huì)有較大的波動(dòng)，因此產(chǎn)生了較高的NH3泄漏。ccSCR 系統(tǒng)下游SCR 催化器后NH3泄漏主要發(fā)生在700 s 之后，這主要是因?yàn)榭刂撇呗詻](méi)有對(duì)兩個(gè)SCR 催化器中的NH3存儲(chǔ)進(jìn)行聯(lián)合控制。盡管上游尿素噴嘴已經(jīng)停噴，但ccSCR 催化器中還存在較高的NH3存儲(chǔ)，下游SCR 催化器入口溫度達(dá)到尿素噴射臨界溫度后，其上的NH3存儲(chǔ)會(huì)快速增加，整個(gè)ccSCR 系統(tǒng)的NH3存儲(chǔ)遠(yuǎn)大于需求，因此產(chǎn)生了較大的NH3泄漏。

圖11 雙噴嘴獨(dú)立控制ccSCR 系統(tǒng)NH3 泄漏

FTP 循環(huán)排放計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。從排放的計(jì)算結(jié)果可以看出，雙噴嘴獨(dú)立控制策略可以取得較低的NOx排放，SCR 催化器后的NOx比排放滿足加州超低NOx排放法規(guī)的要求，但是ccSCR 系統(tǒng)的NH3泄漏較大。盡管有ASC 催化器可以有效降低NH3泄漏，但是過(guò)多的 NH3泄漏會(huì)增加尿素消耗。ccSCR 催化器在循環(huán)末期基本不起作用，利用率較低，由于FTP 循環(huán)時(shí)間較短，在冷起動(dòng)循環(huán)ccSCR催化器NOx轉(zhuǎn)化效率只降低到91.44%，若進(jìn)一步提高排氣溫度，則ccSCR 催化器的NOx轉(zhuǎn)化效率會(huì)進(jìn)一步降低。在熱起動(dòng)循環(huán)，ccSCR 催化器NOx轉(zhuǎn)化效率相對(duì)較高，這會(huì)減少CDPF 被動(dòng)再生的NO2量量，增加CDPF 背壓，降低發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性。因此可考慮通過(guò)進(jìn)一步優(yōu)化控制策略來(lái)優(yōu)化ccSCR 系統(tǒng)性能，并降低系統(tǒng)的尿素消耗。

表3 雙噴嘴獨(dú)立控制排放結(jié)果

4 基于NH3 存儲(chǔ)的雙噴嘴聯(lián)合控制策略

基于NH3存儲(chǔ)的雙噴嘴聯(lián)合控制策略對(duì)ccSCR催化器和下游SCR 催化器中的NH3存儲(chǔ)進(jìn)行聯(lián)合控制，以增加ccSCR 催化器利用率，并降低尿素消耗，基于NH3存儲(chǔ)的雙噴嘴聯(lián)合控制策略流程圖如圖12 所示。首先，按照 ccSCR 催化器和下游 SCR催化器的溫度對(duì)總NH3覆蓋率和兩個(gè)SCR 催化器的NH3覆蓋率目標(biāo)值進(jìn)行計(jì)算。然后，若下游SCR催化器入口溫度低于220 ℃，根據(jù)總NH3覆蓋率與下游SCR 催化器中的實(shí)時(shí)NH3覆蓋率做差來(lái)計(jì)算ccSCR 催化器的NH3覆蓋率目標(biāo)值，再根據(jù)PI 控制器計(jì)算上、下游尿素噴嘴噴射量；若下游SCR 催化器溫度高于220 ℃，根據(jù)總NH3覆蓋率與ccSCR 催化器中的實(shí)時(shí)NH3覆蓋率做差來(lái)計(jì)算下游SCR 催化器的NH3覆蓋率目標(biāo)值，再根據(jù)PI 控制器計(jì)算下游尿素噴嘴噴射量。上游噴嘴的 ANR 過(guò)大時(shí)，ccSCR 系統(tǒng)的尿素噴射會(huì)導(dǎo)致DPF 上游的NOx總量減少，降低 DPF 入口的NOx/碳煙比例，從而使DPF 被動(dòng)再生效率降低。而當(dāng)ANR 過(guò)低時(shí)，ccSCR轉(zhuǎn)化效率受到還原劑限制，利用率較低。綜上，參考國(guó)內(nèi)外模擬和試驗(yàn)相關(guān)文獻(xiàn)對(duì)ccSCR 氨氮比的選取[16－17]，選定 ANR 為 0.5 作為 ccSCR 的氨氮比取值。最后，輸出上、下游尿素噴嘴噴射量，實(shí)施雙噴嘴的聯(lián)合控制。

圖12 基于NH3 存儲(chǔ)的雙噴嘴聯(lián)合控制策略

基于NH3存儲(chǔ)的雙噴嘴聯(lián)合控制FTP 熱起動(dòng)循環(huán)NOx排放結(jié)果如圖13 所示。從圖中可以看出，在循環(huán)的前600 s，ccSCR 催化器具有較高的轉(zhuǎn)化效率，但是由于下游SCR 催化器入口溫度高于190 ℃，下游SCR 催化器中具有一定量的NH3存儲(chǔ)，相比于獨(dú)立控制策略，此時(shí)的ccSCR 催化器NH3覆蓋率較低，這有利于降低排氣溫度波動(dòng)時(shí)ccSCR 催化器的NH3泄漏；而在循環(huán)后600 s，ccSCR 催化器轉(zhuǎn)化效率有所降低，這樣可為CDPF 被動(dòng)再生提供足夠的NO2，此時(shí)上游噴嘴仍然在提供還原劑，轉(zhuǎn)化了一部分NOx，減小了下游SCR 催化器的工作負(fù)荷，增大了ccSCR 系統(tǒng)總體NOx轉(zhuǎn)化效率。兩條累計(jì)排放曲線從循環(huán)開(kāi)始便開(kāi)始分離，這說(shuō)明下游SCR 催化器從循環(huán)開(kāi)始便開(kāi)始工作，這是因?yàn)橄掠蜸CR 催化器入口溫度較高，并且在循環(huán)開(kāi)始時(shí)SCR 催化器中還存留一定的NH3存儲(chǔ)。

圖13 雙噴嘴聯(lián)合控制FTP 熱起動(dòng)循環(huán)排放結(jié)果

基于NH3存儲(chǔ)的雙噴嘴聯(lián)合控制FTP 循環(huán)排放結(jié)果見(jiàn)表4。從表中可以看出，與雙噴嘴獨(dú)立控制策略相比，基于NH3存儲(chǔ)的雙噴嘴聯(lián)合控制策略在FTP 冷起動(dòng)循環(huán)下ccSCR 催化器NOx轉(zhuǎn)化效率有所提高，總的NOx轉(zhuǎn)化效率基本不變，然而下游SCR 催化器后的NH3泄漏卻大幅度下降，在冷起動(dòng)循環(huán)下ccSCR 催化器利用率有所提高，下游SCR 催化器的NH3存儲(chǔ)也更為合理。在FTP 熱起動(dòng)循環(huán)，ccSCR 催化器的NOx轉(zhuǎn)化效率有所降低，CDPF 催化器可有更多的NO2用于被動(dòng)再生，同時(shí)由于雙噴嘴的聯(lián)合控制，ccSCR 催化器和下游SCR 催化器后的NH3泄漏都大幅降低。由于控制策略的優(yōu)化，總的NOx轉(zhuǎn)化效率仍然可以達(dá)到99.56%，NOx比排放滿足加州超低NOx排放法規(guī)要求，并且FTP 冷起動(dòng)循環(huán)尿素噴射量降低13.2%，熱起動(dòng)循環(huán)尿素噴射量降低9.2%，循環(huán)尿素噴射量加權(quán)值降低10.1%。

表4 雙噴嘴聯(lián)合控制排放結(jié)果

5 結(jié)論

本文中基于數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)ccSCR 控制策略進(jìn)行研究，分析了FTP 循環(huán)SCR 催化器排放結(jié)果，提出了雙噴嘴系統(tǒng)兩種尿素噴射控制策略，并對(duì)這兩種策略進(jìn)行對(duì)比分析，得到如下結(jié)論。

(1)未安裝ccSCR 催化器時(shí)，NOx排放主要在FTP 循環(huán)初期產(chǎn)生，在FTP 冷起動(dòng)循環(huán)中，前700 s產(chǎn)生了整個(gè)循環(huán)97.8%的NOx。減少尿素起噴時(shí)間可大大提高NOx轉(zhuǎn)化效率。

(2)ccSCR 系統(tǒng)可充分利用尾氣熱量，大大縮短尿素起噴時(shí)間，F(xiàn)TP 冷起動(dòng)尿素起噴時(shí)間從568 降低到51 s。雙噴嘴獨(dú)立控制策略可以取得較低的NOx排放，SCR 催化器后的NOx排放滿足加州超低NOx排放法規(guī)的要求，但是ccSCR 系統(tǒng)的NH3泄漏較大，且ccSCR 催化器在循環(huán)末期基本不起作用，利用率較低。

(3)提出了基于NH3存儲(chǔ)的雙噴嘴聯(lián)合控制策略，該策略將ccSCR 催化器和下游SCR 催化器中的NH3存儲(chǔ)進(jìn)行聯(lián)合控制，采用該策略的ccSCR 系統(tǒng)NOx轉(zhuǎn)化效率達(dá)到99.56%，NOx比排放滿足未來(lái)加州超低NOx排放法規(guī)要求。相比于雙噴嘴獨(dú)立控制策略，催化器中NH3存儲(chǔ)更為合理，在NOx轉(zhuǎn)化效率基本不變的情況下大大降低了NH3泄漏，尿素消耗降低了10.1%。