内燃机学报

反应编号	名称	化学反应
R1	NH₃吸附	NH₃＋S→NH₃(S)
R2	NH₃脱附	NH₃(S)→NH₃＋S
R3	NO氧化	NO＋0.5O₂↔NO₂
R4	NH₃氧化生成N₂	2NH₃(S)＋1.5O₂→N₂＋3H₂O＋2S
R5	NH₃氧化生成NO	4NH₃(S)＋5O₂→4NO＋6H₂O＋4S
R6	NH₃氧化生成N₂O	4NH₃(S)＋4O₂→2N₂O＋6H₂O＋4S
R7	标准SCR	4NH₃(S)＋4NO＋O₂→4N₂＋6H₂O＋4S
R8	快速SCR	2NH₃(S)＋NO＋NO₂→2N₂＋3H₂O＋2S
R9	慢速SCR	4NH₃(S)＋3NO₂→3.5N₂＋6H₂O＋4S
R10	NH₃与NO生成N₂O	2NH₃(S)＋2NO＋1.5O₂→2N₂O＋ 3H₂O＋2S
R11	NH₃与NO₂生成N₂O	2NH₃(S)＋2NO₂→N₂＋N₂O＋ 3H₂O＋2S
R12	NH₃NO生成	NH₃(S)＋NO→NH₃NO(S)
R13	NH₃NO分解	4NH₃NO(S)＋3O₂→4N₂O＋6H₂O＋4S
R14	NH₄NO₃生成	2NH₃(S)＋2NO₂→NH₄NO₃(S)＋N₂＋H₂O＋2S
R15	NH₄NO₃分解	NH₄NO₃(S)→N₂O＋2H₂O＋S
R16	NH₃与NO、NO₂生成N₂O	NH₃(S)＋NO＋NO₂→1.5N₂O＋ 1.5H₂O＋S

反应编号	名称	化学反应
R1	NH₃吸附	NH₃＋S→NH₃(S)
R2	NH₃脱附	NH₃(S)→NH₃＋S
R3	NO氧化	NO＋0.5O₂↔NO₂
R4	NH₃氧化生成N₂	2NH₃(S)＋1.5O₂→N₂＋3H₂O＋2S
R5	NH₃氧化生成NO	4NH₃(S)＋5O₂→4NO＋6H₂O＋4S
R6	NH₃氧化生成N₂O	4NH₃(S)＋4O₂→2N₂O＋6H₂O＋4S
R7	标准SCR	4NH₃(S)＋4NO＋O₂→4N₂＋6H₂O＋4S
R8	快速SCR	2NH₃(S)＋NO＋NO₂→2N₂＋3H₂O＋2S
R9	慢速SCR	4NH₃(S)＋3NO₂→3.5N₂＋6H₂O＋4S
R10	NH₃与NO生成N₂O	2NH₃(S)＋2NO＋1.5O₂→2N₂O＋ 3H₂O＋2S
R11	NH₃与NO₂生成N₂O	2NH₃(S)＋2NO₂→N₂＋N₂O＋ 3H₂O＋2S
R12	NH₃NO生成	NH₃(S)＋NO→NH₃NO(S)
R13	NH₃NO分解	4NH₃NO(S)＋3O₂→4N₂O＋6H₂O＋4S
R14	NH₄NO₃生成	2NH₃(S)＋2NO₂→NH₄NO₃(S)＋N₂＋H₂O＋2S
R15	NH₄NO₃分解	NH₄NO₃(S)→N₂O＋2H₂O＋S
R16	NH₃与NO、NO₂生成N₂O	NH₃(S)＋NO＋NO₂→1.5N₂O＋ 1.5H₂O＋S

参数	铜基SCR	钒基SCR
载体长度/mm	76.2	76.2
载体直径/mm	25.4	25.4
载体孔单元密度/(个·m^-2)	6.2×10⁵	6.2×10⁵
载体壁厚/mm	0.1016	0.1016
催化剂涂敷量/(kg·m^-3)	157.8	445.0
空速/h^-1	40000～100000	40000～100000
温度/℃	180～550	180～550

参数	铜基SCR	钒基SCR
载体长度/mm	76.2	76.2
载体直径/mm	25.4	25.4
载体孔单元密度/(个·m^-2)	6.2×10⁵	6.2×10⁵
载体壁厚/mm	0.1016	0.1016
催化剂涂敷量/(kg·m^-3)	157.8	445.0
空速/h^-1	40000～100000	40000～100000
温度/℃	180～550	180～550

反应编号	指前因子K	活化能E_a/(kJ·mol^-1)
R1	1000.00	0.00
R2	2.00×10⁵	104.65
R3	1.00×10¹¹	56.12
R4	2.13	77.73
R5	64.00	137.00
R6	5.30×10^-5	44.48
R7	1.60×10⁹	87.30
R8	3.00×10¹⁵	99.77
R9	3.00×10⁸	99.77
R10	1.20×10¹²	141.09
R11	6.00×10⁹	141.34
R12	5.00×10^-4	0.00
R13	0.10	41.57
R14＋	1.60×10⁵	0.00
R14－	500.00	33.26
R15	5.00	71.50
R16	2.00×10¹⁴	99.77

反应编号	指前因子K	活化能E_a/(kJ·mol^-1)
R1	1000.00	0.00
R2	2.00×10⁵	104.65
R3	1.00×10¹¹	56.12
R4	2.13	77.73
R5	64.00	137.00
R6	5.30×10^-5	44.48
R7	1.60×10⁹	87.30
R8	3.00×10¹⁵	99.77
R9	3.00×10⁸	99.77
R10	1.20×10¹²	141.09
R11	6.00×10⁹	141.34
R12	5.00×10^-4	0.00
R13	0.10	41.57
R14＋	1.60×10⁵	0.00
R14－	500.00	33.26
R15	5.00	71.50
R16	2.00×10¹⁴	99.77

反应编号	指前因子K	活化能E_a/(kJ·mol^-1)
R1	1.00×10¹	0.00
R2	4.00×10³	99.77
R3	1.50×10⁹	51.96
R4	1.80×10³	141.34
R5	3.00×10¹²	290.99
R6	8.00×10¹²	252.75
R7	1.45×10⁴	54.04
R8	2.00×10⁷	24.94
R9	3.50×10³	49.88
R10	1.00×10⁷	130.95
R11	4.50×10⁹	154.22

反应编号	指前因子K	活化能E_a/(kJ·mol^-1)
R1	1.00×10¹	0.00
R2	4.00×10³	99.77
R3	1.50×10⁹	51.96
R4	1.80×10³	141.34
R5	3.00×10¹²	290.99
R6	8.00×10¹²	252.75
R7	1.45×10⁴	54.04
R8	2.00×10⁷	24.94
R9	3.50×10³	49.88
R10	1.00×10⁷	130.95
R11	4.50×10⁹	154.22

参数	前级SCR	DOC	DPF	SCR
直径/mm	304.8	304.8	304.8	266.7
长度/mm	101.6	152.4	203.2	406.4
目数/ (个·m^-2)	6.2×10⁵	6.2×10⁵	4.7×10⁵	6.2×10⁵
体积/m³	7.4×10^-3	11.1×10^-3	14.8×10^-3	22.7×10^-3

参数	前级SCR	DOC	DPF	SCR
直径/mm	304.8	304.8	304.8	266.7
长度/mm	101.6	152.4	203.2	406.4
目数/ (个·m^-2)	6.2×10⁵	6.2×10⁵	4.7×10⁵	6.2×10⁵
体积/m³	7.4×10^-3	11.1×10^-3	14.8×10^-3	22.7×10^-3

参数	数值
发动机型式	直列6缸，四冲程
缸径/mm	130
活塞行程/mm	162
爆压/MPa	23
最大转矩/(N·m)	2600
最大功率/kW	412

参数	数值
发动机型式	直列6缸，四冲程
缸径/mm	130
活塞行程/mm	162
爆压/MPa	23
最大转矩/(N·m)	2600
最大功率/kW	412

双级SCR系统中N₂O和NO_x协调技术研究

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郭圣刚 ¹^,²^,³ , 杨福源 ¹ , 孙楠楠 ²^,³ , 吕志华 ²^,³

内燃机学报 | 2025,43(3): 232-240

收起

内燃机学报 | 2025 , 43 (3) : 232 -240

双级SCR系统中N₂O和NO_x协调技术研究

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郭圣刚¹^,²^,³, 杨福源¹, 孙楠楠²^,³, 吕志华²^,³

作者信息

^1.清华大学车辆与运载学院，北京 100084

^2.潍柴动力股份有限公司，潍坊 261061

^3.内燃机与动力系统全国重点实验室，潍坊 261061

通讯作者:

吕志华，硕士，高级工程师，lvzh@weichai.com．

作者简介:

郭圣刚，硕士，高级工程师，guosg@weichai.com．

Research on coordination control of N₂O and NO_x in dual-stage SCR system

Shenggang Guo¹^,²^,³, Fuyuan Yang¹, Nannan Sun²^,³, Zhihua Lyu²^,³

Affiliations

^1.School of Vehicle and Mobility，Tsinghua University，Beijing 100084，China

^2.Weichai Power Company Limited，Weifang 261061，China

^3.State Key Laboratory of Engine and Powertrain System，Weifang 261061，China

出版时间: 2025-05-25 doi: 10.16236/j.cnki.nrjxb.202503027

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摘要

收起

双级选择性催化还原(SCR)技术在后处理系统中设置前级SCR，可以有效降低冷启动时的NO_x排放，但铜基SCR在低温段产生较多N₂O，为了降低N₂O排放，前级SCR选用钒基SCR催化剂，下游位置选用铜基SCR催化剂，此方案既可降低低温下NO_x的排放，又可以控制N₂O的排放．通过AVL CruiseM仿真软件搭建钒基及铜基SCR催化剂模型，在模型中增加N₂O化学反应动力学方程，研究了尿素喷射量及NO₂占比不同对NO_x及N₂O排放的影响规律，最后通过试验验证了前级SCR选用钒基SCR催化剂、下游选用铜基SCR催化剂方案，可以实现对NO_x及N₂O排放的协同控制．

关键词

双级选择性催化还原 / NO_x排放 / N₂O排放 / 协调控制

Abstract

收起

A dual-stage selective cataiytic reduction(SCR) system effectively reduces NO_x emissions during cold start-up by adding a close-coupled SCR in the upstream position. However, copper-based SCR produces more N₂O in the low temperature section. In order to reduce N₂O emission, a vanadium-based SCR catalyst is selected for the close-coupled SCR, and a copper-based SCR catalyst is selected for the downstream position. This selected aftertreatment system can not only reduce NO_x emissions at low temperatures, but also limit N₂O emission to lower levels. In this paper, vanadium-based and copper-based SCR catalyst models were built using AVL CruiseM simulation software, and N₂O chemical reaction kinetics equations were added to the models. The influence of urea injection amount and NO₂ ratio on NO_x and N₂O emissions was studied by simulation, and coordination control of N₂O and NO_x was verified by experiment. The results show that the co-control of NO_x and N₂O emission can be achieved by selecting the vanadium-based SCR catalyst at the front and the copper-based SCR catalyst in the downstream SCR.

Key words

dual-stage selective cataiytic reduction / NO_x emission / N₂O emission / coordination control

引用本文

郭圣刚, 杨福源, 孙楠楠, 吕志华. 双级SCR系统中N₂O和NO_x协调技术研究. 内燃机学报, 2025 , 43 (3) : 232 -240 . DOI: 10.16236/j.cnki.nrjxb.202503027

Shenggang Guo, Fuyuan Yang, Nannan Sun, Zhihua Lyu. Research on coordination control of N₂O and NO_x in dual-stage SCR system[J]. Transactions of CSICE, 2025 , 43 (3) : 232 -240 . DOI: 10.16236/j.cnki.nrjxb.202503027

正文

收起

随着排放法规对污染物控制的加严，环境质量得到较好改善，但是空气质量以及温室气体排放依然严峻．据生态环境部2023年发布的《中国机动车环境管理年报》^[1]显示，柴油车NO_x排放已经成为中国空气NO_x污染的重要来源，同时N₂O等温室气体的排放近年来在各个国家和地区开始列入排放法规^[2]．国内外对超低NO_x排放进行了一系列路线探索．帅石金等^[3]对满足近零排放法规进行技术调研，研究表明前级SCR技术路线相对成本更低、耐久性好．王志坚等^[4]指出双SCR技术可靠性高，在降低低温下NO_x排放、降低尿素结晶等方面具有优势．李金成等^[5]仿真分析紧耦合的双级SCR技术可显著降低冷起动NO_x排放．

美国联邦环保局(EPA)2010年已将N₂O列入排放法规，限值为0.135g/(kW·h)，并于2014年开始实施．2023年欧洲议会公布其欧Ⅶ排放限值立场，其中NO_x冷/热态加权限值为0.2g/(kW·h)，比欧Ⅵ阶段降低接近57%；增加N₂O排放限值，N₂O冷/热态加权限值为0.2g/(kW·h)^[6]．未来中国下一代排放法规会将NO_x继续加严，且会将N₂O列入到排放法规当中．因此，在选择后处理技术方案时需要同时考虑NO_x和N₂O排放．

双级SCR技术是降低NO_x排放的重要技术路线．通过前级SCR在冷启动阶段快速达到尿素起喷温度，实现降低低温下NO_x排放．但铜基SCR催化剂会在低温下NO_x转化过程中伴随N₂O生成等副反应^[7-9]，钒基在低温下虽可以保持较低的N₂O排放，但NO_x转化效率低且高温下N₂O排放高^[10-11]．结合铜基和钒基SCR的特性，笔者通过在前级布置钒基SCR催化剂，既能降低低温下NO_x排放，又能保证低N₂O排放；在下游布置铜基SCR催化剂，保证系统整体NO_x转化效率，且当下游SCR达到起喷温度后，前级钒基SCR减喷保证下游柴油颗粒捕集器(DPF)被动再生进行，同时防止钒基的高温老化．

基于此，笔者分别建立了铜基和钒基SCR的动力学模型，针对铜基和钒基SCR的反应机理分别添加了N₂O的生成反应，探究钒基及铜基SCR的NO_x和N₂O的排放规律，对前级钒基下游铜基的双SCR后处理系统进行仿真分析和试验验证，为双级SCR路线的NO_x与N₂O协同控制提供理论基础．

1　反应计算模型

收起

1.1　SCR反应动力学模型

在国Ⅵ后处理模型中，没有考虑N₂O的要求，所以采用NH₃的吸附脱附和NO_x的标准反应、快反应及慢反应即可．利用AVL CruiseM软件分别建立了适用于铜基和钒基SCR催化剂的反应动力学模型，增加了N₂O的生成反应，相关反应见表1．其中，铜基SCR低温区N₂O生成来源于中间产物NH₃NO和NH₄NO₃的分解，高温区N₂O来源于NO_x和O₂对NH₃的氧化．而钒基SCR仅在高温段产生N₂O，其来源于NO_x和O₂对NH₃的氧化．SCR反应动力学模型采用Eley-Rideal机理(ER机理)，其相比Langmuir-Hinshelwood(LH机理)更简洁、方便模型校准．在湿润气体环境下发现铜基SCR以ER机理占主导^[12]．在钒基SCR动力学模型的研究中也主要采用ER机理^{[11, 13]}．模型中主要NO_x转化反应R7、R8和R9在速率方程表达上铜基和钒基有一定的区别，钒基SCR由于NH₃储较小，计算中若一个步长消耗量大于存储量造成NH₃储消耗过度、氨储覆盖度

Z NH 3

容易出现负值的情况，Rate为反应速率，钒基Rate7_V、Rate8_V和Rate9_V中采用指数表达形式可避免氨储覆盖度

Z NH 3

负值过大^[14]．铜基SCR NH₃储较大计算中无需作此处理^[7]．

表1中各反应的反应速率表达式分别为

Rate 1 = K 1 exp (− E 1 T s) c NH 3 Z

(1)

Rate 2 = K 2 exp (− E 2 (1 − ε Z NH 3) T s) Z NH 3

(2)

Rate 3 = K 3 T s A exp (− E 3 T s) ⋅ [c NO 2 c O 2 − c NO 2 2 K eq (T s)] (1 − Z NH 3)

(3)

Rate 4 = K 4 exp (− E 4 T s) Z NH 3 c O 2 n 1

(4)

Rate 5 = K 5 exp (− E 5 T s) Z NH 3 c O 2 n 2

(5)

Rate 6 = K 6 exp (− E 6 T s) Z NH 3 c O 2 n 3

(6)

Rate 7 Cu = K 7, Cu exp (− E 7, Cu T s) c NO Z NH 3 c O 2 n 4

(7)

Rate 7 V = K 7, V exp (− E 7, V T s) c NO Z max ⋅ [1 − exp (− Z NH 3 Z max)] / G (1)

(8)

Rate 8 Cu = K 8, Cu exp (− E 8, Cu T s) c NO Z NH 3 c NO 2

(9)

Rate 8 V = K 8, V exp (− E 8, V T s) c NO c NO 2 Z max ⋅ [1 − exp (− Z NH 3 Z max)] / G (2)

(10)

Rate 9 Cu = K 9, Cu exp (− E 9, Cu T s) Z NH 3 c NO 2

(11)

Rate 9 V = K 9, V exp (− E 9, V T s) c NO 2 Z max ⋅ [1 − exp (− Z NH 3 Z max)] / G (3)

(12)

Rate 10 = K 10 exp (− E 10 T s) c NO Z NH 3

(13)

Rate 11 = K 11 exp (− E 11 T s) Z NH 3 c NO 2

(14)

Rate 12 = K 12 exp (− E 12 T s) c NO Z NH 3

(15)

Rate 13 = K 13 exp (− E 13 T s) Z NH 3 NO

(16)

Rate 14 = K 14 ， + exp (− E 14 ， + T s) c NO 2 Z NH 3 Z - K 14 ， − exp (− E 14 ， - T s) Z NH 4 NO 3

(17)

Rate 15 = K 15 exp (− E 15 T s) Z NH 4 NO 3 1 + 75 Z NH 4 NO 3

(18)

Rate 16 = K 16 exp (− E 16 T s) c NO Z NH 3 c NO 2

(19)

式中：K_x为反应x的指前因子，x=1,2，…,16；E_x为反应x的活化温度；T_s为催化剂表面温度；c为气体组分摩尔密度；Z为活性位点空位密度；

Z max

为NH₃及中间产物的最大表面覆盖密度；

Z NH 3

为NH₃的表面覆盖密度；

Z NH 4 NO 3

为NH₄NO₃的表面覆盖密度；

Z NH 3 NO

为中间产物NH₃NO的表面覆盖密度；

Z = Z max −

Z NH 3 − Z NH 3 NO − Z NH 4 NO 3

；铜基SCR NH₃脱附反应速率方程Rate2中汤姆金系数ε_Cu值为0.4；钒基SCR中ε_V值为0.2；NO氧化反应速率方程Rate3中铜基和钒基的温度指数A_Cu和A_V分别为-0.75和0．研究未对Rate4～Rate7中O₂级数n进行标定，反应速率方程中O₂级数n数值参见文献[7，11]，

n 1, Cu

＝0.6，

n 2, Cu

＝0.6，

n 3, Cu

＝0.6，n₄＝0.5；

n 1, V

＝0，

n 2, V

＝0，

n 3, V

＝1；

K eq (T)

为NO氧化为NO₂反应的平衡常数，是温度的函数；G(1)、G(2)和G(3)为钒基SCR中NO_x转化反应高温段的氨氧化抑制项，表达式如式(20)所示，添加此抑制项后模型对450℃以上高温段钒基SCR氨氧化试验结果计算更准确．

G (j) = 1 + K G ， j exp (− E G ， j T s) Z NH 3

(20)

式中：

G (j)

为钒基SCR速率方程抑制项；指前因子和活化温度标定值是：

K G, 1

＝4×10¹²，

E G, 1

＝18800；

K G, 2

＝6×10¹²，

E G, 2

＝20000；

K G, 3

＝5×10¹⁸，

E G, 3

＝31500．

1.2　反应器模型

假设反应器各通道均匀，建立气、固非均相1D＋1D单通道模型，模型的主要控制方程如下．

描述气相组分的连续性方程为

∂ (ρ g ν) / ∂ z = 0

(21)

式中：

z

为催化剂轴向位置；

ρ g

为反应器通道内气体的密度；

ν

为间隙速度．

气相组分质量平衡方程为

ε ρ g ν ∂ ω g, i ∂ z = k m, i S (ω s, i − ω g, i)

(22)

式中：

ε

为催化剂孔隙率；

k m, i

为组分

i

在气相中的传质系数；

S

为单位体积催化剂的表面积；

ω s, i

为涂层内组分

i

的质量分数；

ω g, i

为气相中组分

i

的质量分数．

轴向动量方程表示为

ε ∂ p ∂ z + ε ρ g ν ∂ v ∂ z = − 12 S f ρ g ν 2

(23)

式中：

p

为压力；

f

为摩擦因子．

固相能量方程为

ψ s ∂ T s ∂ t = ∂ ∂ z (f sb λ sb ∂ T s ∂ z) + h S (T g − T s) − ∑ j = 1 n Δ H j r j + P V + h x S x (T g − T s)

(24)

式中：

ψ s

为催化剂的有效热容；

T s

为催化剂表面和载体表面温度；

f sb

为载体的固相分数；

λ sb

为载体的导热系数；

h

为传热系数；

T g

为载体通道内气体组分的温度；

Δ H j

为反应

j

的反应焓；

r j

为反应

j

的反应速率；

P

为输入功率；

V

为反应器体积；

h x

为外部传热系数；

S x

为单位体积催化剂的外部表面积；

T x

为外部温度．

气相能量方程可表示为

ε ρ g ν c pg ∂ T g ∂ z = h S (T s − T g)

(25)

式中：

c pg

为气体的等压热容．

1.3　模型参数

表2为标定模型所用试验数据的催化剂和反应器参数．铜基SCR和钒基SCR的指前因子和活化能标定结果分别如表3和表4所示．

2　结果与讨论

收起

2.1　催化剂小样试验

通过标准SCR反应研究铜基和钒基SCR催化剂在只有NO时不同温度下NO_x的转化效率，同时探究在标准SCR反应过程中N₂O的生成机理．小样试验开始时先通入H₂O、N₂和O₂，直到SCR载体温度稳定且SCR出口H₂O的浓度趋于稳定．再向SCR中通入NH₃、NO，SCR出口NH₃与NO测量值趋于稳定至少5min，通过温度控制装置进行阶梯升温(升温速率为5℃/min)，并重复上一步骤，直到完成全部温度段的试验出口体积分数测量．

图1示出氨氮比(ammonia-nitrogen ratio，ANR)为1.2、NO₂占NO_x的体积比为0条件下铜基SCR和钒基SCR的性能数据对比．可见铜基的NO_x转化效率大于钒基，尤其在低温段(<300℃)和高温段(>450℃)差距较大．N₂O生成量在低温段(<400℃)铜基大于钒基；高温段(>400℃)钒基远大于铜基，且随着温度不断升高，钒基的N₂O生成量逐渐升高．

根据小样数据分析，前级选用钒基SCR，主要工作温度段应为400℃下的中低温度段，在下游位置SCR达到300℃时前级SCR应逐渐减喷尿素至停止工作，以防止高温下N₂O生成．

2.2　影响因素仿真分析

2.2.1　氨氮比对N₂O排放与NO_x排放的影响

分析不同氨氮比对N₂O与NO_x生成的影响，对SCR催化剂尿素喷射控制标定具有指导作用．

不同氨氮比条件下N₂O稳态生成量如图2所示．铜基SCR的N₂O生成量随氨氮比增加逐渐增大，且随氨氮比增加N₂O生成量增幅减小．钒基SCR在中低温区基本无N₂O生成，温度高于400℃才开始有N₂O生成，并且随氨氮比增大逐渐增加．当温度较高时，后处理系统前级SCR尿素喷射量减少，NO_x转化主要由后级SCR来实现，因而前级SCR采取钒基方案有助于减少后处理系统中N₂O的生成．

氨氮比对NO_x转化效率的影响如图3所示．温度低于200℃时，铜基和钒基SCR在不同氨氮比下的NO_x转化效率均较低，此时影响NO_x转化效率的因素主要是SCR的活性．在中温区，铜基和钒基SCR的NO_x转化效率增大，并随氨氮比增大呈增加趋势．在高温区，钒基的NO_x转化效率减小，铜基SCR在ANR≥1时NO_x转化效率接近100%．对比不同氨氮比工况，铜基SCR的NO_x转化能力均高于钒基SCR．因此，后处理温度上升至中、高温区域时，下游SCR采用铜基方案可以保证足够的NO_x转化效率．

2.2.2　NO₂体积占比对N₂O排放与NO_x排放影响

分析不同NO₂占NO_x的体积比对SCR内N₂O生成的影响，对于后处理系统内柴油机氧化催化剂(DOC)与SCR的催化剂选型与匹配具有重要意义，不同NO₂体积占比下铜基与钒基SCR的N₂O生成特性如图4所示．对于铜基SCR，在300℃以上，随着NO₂体积占比的增加，N₂O生成量增加．在220℃以下低温段，同时存在反应R13、R15和R16三条路径生成N₂O，无明显规律，NO₂体积比由0增加至0.25，N₂O生成量增加，NO₂体积比大于0.25时，随着NO₂体积占NO_x比例增加，N₂O生成量降低．对于钒基SCR，仅在400℃以上有N₂O生成，NO₂体积占比越大，N₂O生成量越大．高温段N₂O生成量铜基低于钒基，因此，在后处理高温段采用下游铜基发挥主要作用的方案，有利于降低N₂O生成量．

NO₂体积占比对NO_x转化效率的影响如图5所示．铜基SCR催化剂在温度低于300℃、V(NO₂)/V(NO_x)小于0.25的条件下，NO_x转化效率最高；温度高于300℃时，铜基SCR催化剂NO_x转化效率均接近100%．钒基SCR催化剂在小于300℃的低温段NO_x转化效率随NO₂体积占比升高先升高后降低，在V(NO₂)/V(NO_x)＝0.50时NO_x转化效率达到最大．

2.3　双级SCR方案仿真分析

使用AVL CruiseM仿真软件以双级SCR系统为基础搭建一维仿真模型^[15-16]，后处理方案为前级SCR(钒基)＋DOC＋DPF＋SCR(铜基)．原排由涡后输入前级钒基SCR进行计算，前级SCR后各气体组分经过DOC氧化输入给DPF^[17]，不考虑DPF内反应，经过系统温度计算后输入给下游SCR，完成一次步长计算^[18-20]．

按照13L发动机瞬态测试循环(WHTC)涡轮后排温、排气流量和排气组分作为输入进行计算，后处理各部件参数如表5所示，后处理冷/热态WHTC尾排NO_x结果如图6所示．

通过仿真分析，冷态WHTC循环NO_x累积量主要集中在冷启动阶段，前600s冷启动排放占冷态WHTC排放的95%．冷态WHTC尾排NO_x排放仅为9.95g．通过前级布置钒基SCR可以有效降低冷态WHTC循环的NO_x排放．热态WHTC尾排NO_x排放为0.71g，冷/热态累积NO_x排放为10.66g，可以满足相对严苛的排放限值要求．

图7为冷/热态WHTC的N₂O排放．冷态WHTC循环中N₂O排放在400s后开始出现，主要为SCR内NO_x与NH₃的氧化还原的副反应及NH₃氧化生成N₂O，但N₂O生成量较低；在470s下游SCR达到起喷温度，开始出现N₂O生成峰值，此时NO_x与NH₃在下游铜基SCR内副反应生成的中间产物NH₄NO和NH₄NO₃开始分解，产生N₂O；1400s后，前级钒基SCR开始减喷，下游铜基SCR发挥主要作用，N₂O生成出现较高峰值．热态较冷态累积生成N₂O量少0.3g．

双级SCR后处理系统通过在前级位置布置钒基SCR催化剂可以有效降低NO_x排放以及中、低温下的N₂O排放，但高温段前级SCR减喷后N₂O主要集中在下游铜基SCR生成．因此，双级SCR后处理系统相对于传统国Ⅵ单级SCR后处理需要精确地控制尿素喷射．

2.4　双级SCR方案试验验证

基于13L发动机原机配置为冷EGR＋进气节流阀，参数如表6所示．双SCR后处理具体配置为前级SCR＋DOC＋DPF＋SCR．

为保证试验的顺利进行，台架试验采用的测试设备及其摆放位置见图8．

图9为前级钒基SCR后NO_x排放．下游SCR温度大于280℃时前级SCR尿素减喷，冷态前1400s内NO_x转化效率为66%，尿素减喷后主要由下游SCR进行NO_x转化．

图10为前级钒基SCR后N₂O排放情况，前级SCR采用钒基催化剂，具有较低的N₂O选择性，试验结果表明冷/热态前级SCR下游的N₂O排放量均较低，小于0.09g．

图11为前级钒基SCR后NH₃泄漏情况．NH₃泄漏产生的原因是钒基SCR催化剂的NH₃储能力较弱．前级SCR NH₃泄漏导致NH₃进入DOC中氧化产生N₂O，可在前级SCR后增加前级氨逃逸催化剂(ASC)，避免前级钒基SCR泄漏的NH₃进入DOC中氧化产生大量的N₂O．

图12为冷/热态WHTC尾排NO_x排放情况．冷态尾排NO_x排放主要集中在600s之前，主要是由于两级SCR温度低导致整体不能完全转化．为保证DPF被动再生所需的NO₂，当下游SCR温度升高到NO_x转化效率接近100%时，前级SCR尿素开始减喷，且温度较高时，随尿素喷射量减少，钒基SCR内N₂O的生成量降低．对于冷态WHTC循环，由于尿素喷射量下降导致前级SCR在整个循环的NO_x转化效率降低为45.0%，下游SCR在整个循环的NO_x转化效率为90.3%，通过双级SCR系统可以保证整体的NO_x转化效率为94.7%．双级SCR系统NO_x转化效率较高，冷态NO_x排放为11.36g，热态NO_x排放为0.29g，冷/热态累积NO_x排放为11.64g，能够保证尾排NO_x处于较低的排放水平．

图13为冷/热态WHTC尾排N₂O的排放情况，由于下游铜基SCR NH₃和NO_x副反应的中间产物NH₄NO和NH₄NO₃发生分解会生成N₂O，因而与前级钒基SCR下游相比，尾排N₂O生成量增加，且前级钒基SCR后泄漏的NH₃进入DOC中氧化也产生一定的N₂O．由于低温时前级钒基SCR下游N₂O排放较低，整体尾排N₂O仍能保持在较低的水平．

根据试验验证结果，钒基SCR低温NO_x转化性能较差，而下游采用NO_x转化能力较强的铜基SCR能够保证整体转化效率达到要求，前级钒基SCR在低温段的N₂O排放性能较好，采取前级钒基SCR和下游铜基SCR的方案在满足NO_x排放要求的同时能够有效降低N₂O的排放．

3　结论

收起

(1) 氨氮比增加会造成N₂O排放增加，NO₂体积占比增加与NH₃反应生成的中间产物NH₄NO₃分解会造成N₂O排放增加．

(2) 前级钒基SCR可降低400℃以下NO_x转化过程副反应产生的N₂O排放，在后级铜基SCR达到尿素起喷温度后前级SCR逐渐减喷尿素，可以减少400℃以上N₂O排放．

(3) 前级钒基和后级铜基的双级SCR方案能够有效降低NO_x和N₂O排放．

基金

收起

泰山产业领军人才工程资助项目

参考文献

收起

文献

收起

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2025年第43卷第3期

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doi: 10.16236/j.cnki.nrjxb.202503027

接收时间：2024-07-11
首发时间：2026-11-06
出版时间：2025-05-25

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收稿日期：2024-07-11
修回日期：2025-02-11

基金

泰山产业领军人才工程资助项目

作者信息

^1.清华大学车辆与运载学院，北京 100084

^2.潍柴动力股份有限公司，潍坊 261061

^3.内燃机与动力系统全国重点实验室，潍坊 261061

通讯作者:

吕志华，硕士，高级工程师，lvzh@weichai.com．

参考文献

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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TxT

反应编号	名称	化学反应
R1	NH₃吸附	NH₃＋S→NH₃(S)
R2	NH₃脱附	NH₃(S)→NH₃＋S
R3	NO氧化	NO＋0.5O₂↔NO₂
R4	NH₃氧化生成N₂	2NH₃(S)＋1.5O₂→N₂＋3H₂O＋2S
R5	NH₃氧化生成NO	4NH₃(S)＋5O₂→4NO＋6H₂O＋4S
R6	NH₃氧化生成N₂O	4NH₃(S)＋4O₂→2N₂O＋6H₂O＋4S
R7	标准SCR	4NH₃(S)＋4NO＋O₂→4N₂＋6H₂O＋4S
R8	快速SCR	2NH₃(S)＋NO＋NO₂→2N₂＋3H₂O＋2S
R9	慢速SCR	4NH₃(S)＋3NO₂→3.5N₂＋6H₂O＋4S
R10	NH₃与NO生成N₂O	2NH₃(S)＋2NO＋1.5O₂→2N₂O＋ 3H₂O＋2S
R11	NH₃与NO₂生成N₂O	2NH₃(S)＋2NO₂→N₂＋N₂O＋ 3H₂O＋2S
R12	NH₃NO生成	NH₃(S)＋NO→NH₃NO(S)
R13	NH₃NO分解	4NH₃NO(S)＋3O₂→4N₂O＋6H₂O＋4S
R14	NH₄NO₃生成	2NH₃(S)＋2NO₂→NH₄NO₃(S)＋N₂＋H₂O＋2S
R15	NH₄NO₃分解	NH₄NO₃(S)→N₂O＋2H₂O＋S
R16	NH₃与NO、NO₂生成N₂O	NH₃(S)＋NO＋NO₂→1.5N₂O＋ 1.5H₂O＋S

反应编号

名称

化学反应

NH₃吸附

NH₃＋S→NH₃(S)

NH₃脱附

NH₃(S)→NH₃＋S

NO氧化

NO＋0.5O₂↔NO₂

NH₃氧化生成N₂

2NH₃(S)＋1.5O₂→N₂＋3H₂O＋2S

NH₃氧化生成NO

4NH₃(S)＋5O₂→4NO＋6H₂O＋4S

NH₃氧化生成N₂O

4NH₃(S)＋4O₂→2N₂O＋6H₂O＋4S

标准SCR

4NH₃(S)＋4NO＋O₂→4N₂＋6H₂O＋4S

快速SCR

2NH₃(S)＋NO＋NO₂→2N₂＋3H₂O＋2S

慢速SCR

4NH₃(S)＋3NO₂→3.5N₂＋6H₂O＋4S

R10

NH₃与NO生成N₂O

2NH₃(S)＋2NO＋1.5O₂→2N₂O＋
3H₂O＋2S

R11

NH₃与NO₂生成N₂O

2NH₃(S)＋2NO₂→N₂＋N₂O＋
3H₂O＋2S

R12

NH₃NO生成

NH₃(S)＋NO→NH₃NO(S)

R13

NH₃NO分解

4NH₃NO(S)＋3O₂→4N₂O＋6H₂O＋4S

R14

NH₄NO₃生成

2NH₃(S)＋2NO₂→NH₄NO₃(S)＋N₂＋H₂O＋2S

R15

NH₄NO₃分解

NH₄NO₃(S)→N₂O＋2H₂O＋S

R16

NH₃与NO、NO₂生成N₂O

NH₃(S)＋NO＋NO₂→1.5N₂O＋
1.5H₂O＋S

参数	铜基SCR	钒基SCR
载体长度/mm	76.2	76.2
载体直径/mm	25.4	25.4
载体孔单元密度/(个·m^-2)	6.2×10⁵	6.2×10⁵
载体壁厚/mm	0.1016	0.1016
催化剂涂敷量/(kg·m^-3)	157.8	445.0
空速/h^-1	40000～100000	40000～100000
温度/℃	180～550	180～550

参数

铜基SCR

钒基SCR

载体长度/mm

76.2

载体直径/mm

25.4

载体孔单元密度/(个·m^-2)

6.2×10⁵

载体壁厚/mm

0.1016

催化剂涂敷量/(kg·m^-3)

157.8

445.0

空速/h^-1

40000～100000

温度/℃

180～550

反应编号	指前因子K	活化能E_a/(kJ·mol^-1)
R1	1000.00	0.00
R2	2.00×10⁵	104.65
R3	1.00×10¹¹	56.12
R4	2.13	77.73
R5	64.00	137.00
R6	5.30×10^-5	44.48
R7	1.60×10⁹	87.30
R8	3.00×10¹⁵	99.77
R9	3.00×10⁸	99.77
R10	1.20×10¹²	141.09
R11	6.00×10⁹	141.34
R12	5.00×10^-4	0.00
R13	0.10	41.57
R14＋	1.60×10⁵	0.00
R14－	500.00	33.26
R15	5.00	71.50
R16	2.00×10¹⁴	99.77

反应编号

指前因子K

活化能E_a/(kJ·mol^-1)

1000.00

0.00

2.00×10⁵

104.65

1.00×10¹¹

56.12

2.13

77.73

64.00

137.00

5.30×10^-5

44.48

1.60×10⁹

87.30

3.00×10¹⁵

99.77

3.00×10⁸

99.77

R10

1.20×10¹²

141.09

R11

6.00×10⁹

141.34

R12

5.00×10^-4

0.00

R13

0.10

41.57

R14＋

1.60×10⁵

0.00

R14－

500.00

33.26

R15

5.00

71.50

R16

2.00×10¹⁴

99.77

反应编号	指前因子K	活化能E_a/(kJ·mol^-1)
R1	1.00×10¹	0.00
R2	4.00×10³	99.77
R3	1.50×10⁹	51.96
R4	1.80×10³	141.34
R5	3.00×10¹²	290.99
R6	8.00×10¹²	252.75
R7	1.45×10⁴	54.04
R8	2.00×10⁷	24.94
R9	3.50×10³	49.88
R10	1.00×10⁷	130.95
R11	4.50×10⁹	154.22

反应编号

指前因子K

活化能E_a/(kJ·mol^-1)

1.00×10¹

0.00

4.00×10³

99.77

1.50×10⁹

51.96

1.80×10³

141.34

3.00×10¹²

290.99

8.00×10¹²

252.75

1.45×10⁴

54.04

2.00×10⁷

24.94

3.50×10³

49.88

R10

1.00×10⁷

130.95

R11

4.50×10⁹

154.22

参数	前级SCR	DOC	DPF	SCR
直径/mm	304.8	304.8	304.8	266.7
长度/mm	101.6	152.4	203.2	406.4
目数/ (个·m^-2)	6.2×10⁵	6.2×10⁵	4.7×10⁵	6.2×10⁵
体积/m³	7.4×10^-3	11.1×10^-3	14.8×10^-3	22.7×10^-3

参数

前级SCR

DOC

DPF

SCR

直径/mm

304.8

266.7

长度/mm

101.6

152.4

203.2

406.4

目数/
(个·m^-2)

6.2×10⁵

4.7×10⁵

6.2×10⁵

体积/m³

7.4×10^-3

11.1×10^-3

14.8×10^-3

22.7×10^-3

参数	数值
发动机型式	直列6缸，四冲程
缸径/mm	130
活塞行程/mm	162
爆压/MPa	23
最大转矩/(N·m)	2600
最大功率/kW	412

参数

数值

发动机型式

直列6缸，四冲程

缸径/mm

130

活塞行程/mm

162

爆压/MPa

最大转矩/(N·m)

2600

最大功率/kW

412