催化转化器

2024-09-26

催化转化器（共9篇）

催化转化器篇1

三元催化转化器是一种通过催化反应, 能同时把汽车尾气中的污染物一氧化碳、碳氢化合物、氮氧化物转化为无害物质的装置。一般装在发动机和消声器之间的排气管上。

三元催化装置的主要故障就是作用失效, 其主要原因:一是三元催化装置受到外力冲击造成机械损坏;二是三元催化装置由于过热或热老化而失效;三是三元催化装置“铅中毒”, 主要表现为载体表面形成沉积铅;四是三元催化装置“慢性中毒”, 主要表现为锌、磷、碳在载体表面沉积, 造成了三元催化装置慢性中毒而失效。主要原因是破坏了三元催化装置中的热化学反应结构, 使氧化、还原的化学反应无法正常进行, 导致排气污染物C O、H C、N Ox的急剧增加。其中过热的铅中毒对三元催化器的损坏是致命的。

所谓三元催化装置过热, 是指三元催化装置内部温度超过了850℃, 使载体和涂层及其上面的催化剂铂 (Pt) 、铑 (Ph) 等贵重金属因高温烧损和脱落, 造成化学反应无法正常进行而失效。发动机在正常工作状况时, 进入三元催化装置的排气温度在300～850℃范围, 某种原因造成发动机缺火 (个别气缸不着火, 则使没燃烧的汽油排入三元催化装置内) , 混合气过浓及长期在大负荷下工作, 点火太晚等, 使燃烧不完全, 没能在气缸内燃烧的汽油分子, 在三元催化装置的内部进一步混合燃烧, 而造成三元催化装置内温度过高。

当发动机缺火 (即有未燃烧的汽油排出燃烧室) 时, 未燃烧的汽油在三元催化器内遇高温而燃烧, 使温度迅速上升。造成发动机缺火和混合气过浓的主要原因有:一是喷油器故障, 密封不严、滴油、通道堵塞、表面积碳、损坏等;二是火花塞故障, 如不着火、火花塞电极间隙过大、点火能量不足、表面积碳过多、高压线脱落、高压线接触不良、点火过晚等;三是传感器故障, 发动机以固定值工作;四是供油系统故障, 供油系统工作不正常、燃油箱油面过低、汽油泵有故障、汽油滤清器堵塞、油管堵塞等;五是冷启动故障, 冷起动时供油过多;六是用单缸熄火法, 判断各缸工作情况;七是长期在大负荷下超载工作使混合气长期过浓;八是用启动机带动车辆移动。

定期用手提式废气分析仪检测发动机排气中的碳氢化合物和一氧化碳浓度值, 当超过规定值时, 应在检修其他净化装置的同时, 拆检转换器内催化剂装置或蜂窝状载体的完整性。对于载体表面覆盖有炭黑者, 应检查催化剂是否已“中毒”失效, 二次空气供给装置是否失效, 燃料供给系统配剂是否过浓。还可以用新载体暂代原载体测试碳氢化合物与一氧化碳浓度, 若两者测值相差很大, 可考虑原载体失效。同时应拆检催化转换器温度警报系统, 将传感器放入管式炉中进行试验, 对于温度高于870℃后仍不发出信号者, 应立即换用新传感器。凡装用三元催化转换器者, 在催化转换器前面都装有氧浓度传感器。应特别注意检查该传感器柄部套下的通气孔是否畅通, 防止被污物堵塞。

催化转化器篇2

等离子体催化二氧化碳转化的研究进展

本文综述了近年来利用等离子体活化及等离子体与催化剂协同活化二氧化碳转化的研究进展.同时对其活化机理也进行了讨论,分析了当前等离子体二氧化碳活化法存在的问题,并提出了今后的`研究方向.

作者：代斌宫为民张秀玲何仁作者单位：代斌(大连理工大学等离子体化学实验室,大连,116012;石河子大学化学系,新疆石河子,83)

宫为民,张秀玲,何仁(大连理工大学等离子体化学实验室,大连,116012)

刊名：化学进展 ISTIC SCI PKU英文刊名：PROGRESS IN CHEMISTRY 年，卷(期)：2002 14(3) 分类号：O6 关键词：等离子体催化二氧化碳转化

催化转化器篇3

检查分析：维修人员检测发动机控制单元，故障码为P0430——气缸列2的三元催化器效率低于限值。由于以前有过按此故障码更换三元催化器失误的经验，所以这次维修人员采取了较为慎重的维修方案。而为了慎重起见，首当其冲的便是要排除排气系统漏气或传感器信号错误的可能性，而做到这一点最为有效的方法便是对发动机的数据进行具体的分析。

在发动机怠速状态下读取其数据流，发现气缸列2的前氧传感器与后氧传感器信号的变化规律有相似之处(图1)。前氧传感器为空燃比传感器，其信号特性是输出电压随着空燃比的升高而升高，后氧传感器为普通型，其信号特性是输出电压随着空燃比的升高而下降。仔细观察信号波形，发现前氧传感器与后氧传感器信号的波形接近反相，即当前者升高时后者下降。2个传感器信号的相互应正关系，说明了排气气流经过三元催化器后其中氧浓度没有发生变化。

对比气缸列1的信号波形，可以看出前、后氧传感器的信号波形是截然不同的(图2)。这说气缸列1的排气气流经过三元催化器后，氧浓度发生了改变。到此为止，是否能够断定气缸列2的三元催化器失效了呢?答案是肯定的。这是因为气缸列2的前氧传感器能够进入闭环控制状态，说明其前端的排气歧管不存在漏气问题，氧传感器本身也是工作正常的。后氧传感器能够跟随前氧传感器变化，说明三元催化器无漏气，且后氧传感器也是工作正常的。由氧浓度经过三元催化器后未发生改变可以断定气缸列2的三元催化器失效。

故障排除：更换气缸列2的三元催化器，再次读取数据流(图3)，可以看出2列气缸的波形数据基本一致，说明故障得到了排除。

汽车催化转化器压力损失模拟分析篇4

1 汽车催化转化器压力损失研究内容

首先利用ANSYS有限元分析软件建立催化转化器模型。由于入口扩张管对载体内的流速分布有很大的影响,建立入口管锥角不同的催化转化器模型,对不同结构的入口扩张管进行模拟分析,分析各种入口扩张管结构对催化转化器压力损失的影响。

在数值模拟中,对催化转化器内的气体流动做以下简化和假设:①催化转化器内的气流看作单相稳态牛顿流;②催化转化器内的气流为不可压缩气流;③催化转化器的气流定常流动。

2 催化转化器压力损失模拟分析

2.1 载体压力损失模型的建立

汽车催化转化器的扩张管锥角是指催化器扩张段夹角,由于入口扩张管对催化转化器的压力损失有很大的影响,本文利用ANSYS软件建立扩张管锥角分别为40°、60°、90°和120°的扩张管结构催化器模型,分别研究其压力损失。

模拟中建立的90°扩张管催化转化器结构如图1所示,由入口小管、扩张管、载体、出口大管、收缩管和出口小管等组成。其结构参数见表1、表2。

2.2 数值模拟结果

图2、图3、图4和图5分别是40°、60°、90°和120°常规扩张管结构的催化器对称轴线的总压分布曲线。

从图2～图5可以看出,随着扩张管锥角从40°、60°、90°依次增大到120°,压降也依次增大。表3为不同扩张管压力损失对比。可以得到:40°扩张管的压力损失最小, 60°、90°扩张管的压力损失要远远大于40°。90°和120°的压力损失相差不大。随着扩张管锥角的增加,催化器内的压力损失增大,催化器内的总压梯度变大。

2.3 原因分析

扩张管压力损失主要是由于入口射流与其周围的滞止气流之间的剪切以及气流在载体前端表面处的转向和扩散造成的,它与入口管和扩张管的结构和形状密切相关。当入口扩张管锥角较小(如40°)时,气流在管壁处产生的边界分离层小,此时流速分布比较均匀,压力损失也小。但随着扩张角的增加,气流在管壁逐渐出现分离,角度越大,气流分离越严重, 涡流区域与强度增大,流速分布不均匀性加剧,压力损失也相应加大。当扩张角增大到一定程度后, 气流在入口扩张管内逐渐形成射流,扩张管壁面形状对气流分离的影响减小,扩张角对压力损失的影响变小。因此,在汽车催化器的设计中,应减小扩张管锥角,使扩张管流速分布均匀,降低局部压力损失。

3 结束语

本文使用ANSYS软件建立了不同扩张管结构的汽车催化转化器CFD模型,并进行了数值模拟。数值模拟结果表明,催化转化器的入口扩张管锥角对汽车催化转化器压力损失有较大的影响,扩张管锥角增加容易造成扩张管内气流分离,使旋涡区增大,湍流扰动加强,引起较大的压力损失。当扩张角增大到一定程度后, 气流在入口扩张管内逐渐形成射流,扩张管壁面形状对气流分离的影响变小,扩张角对压力损失的影响变小。

参考文献

[1]王建昕,傅立新,黎维彬.汽车排气污染治理及催化转化器[M].北京:化学工业出版社,2000.

[2]黄卫星,陈文梅.工程流体力学[M].北京:化学工业出版社,2001.

[3]陈晓玲,张武高,黄震.车用催化转化器内部流动的数值模拟[J].上海交通大学学报,2004,38(6):919-922.

[4]孙海平,潘建红,向毅.催化转化器载体流动特性研究[J].机床与液压,2004(10):70-71.

催化转化器篇5

全球对环境保护的呼吁使得机动车尾气排放法规随之加强[1,2], 为了满足日益严格的排放法规, 我们不仅要减少发动机的废气排放, 而且应改善三元催化转化器 (Three-WayCatalyst) 的转化性能。虽然现在汽车上的TWC在催化活性温度范围内对CO、HC和NOx的转化率已达95%以上, 但在起燃温度点以前却不能有效地发挥作用[3]。研究发现在装有TWC的汽车上, 发动机冷启动后的前几分钟内CO和HC的排放率为60%～80%[4,5]。为了缩短实验时间和优化整个尾气排放系统以加快催化剂的起燃, 各发达国家从20世纪80年代开始开发了很多模型, 其中一些模型的研究关注在催化器内的流体分布和仅考虑CO和HC的热效应[6—9];而另一些模型主要集中在催化转化器内传热与传质过程研究[10,11]。这些研究大都未考虑发动机冷启动状态的催化行为, 而且没有考虑NO的转化。本文针对CO和HC的氧化反应及NOX的还原反应, 通过建立催化转化器内热传递和化学反应过程的模型, 准确预测催化转化器的起燃特性和转化效率, 为三元催化器设计和工业放大提供理论基础。

1催化转化器数学模型

在催化转化器内发生一系列复杂的物理化学过程:尾气与催化器载体之间存在对流换热;流体中的化学成分与吸附在催化剂表面的化学成分之间由于浓度差而发生对流传质;流体中的化学成分在载体表面贵金属催化剂的作用下, 发生催化反应, 反应热将向载体和流体释放;对于载体, 由于对流换热及反应热的产生, 在固体内部由于热传导, 形成一定的温度分布。

1.1催化转化器内发生的化学反应

发生在整体式催化转化器内的化学反应非常复杂, 很多反应同时在反应器内进行:

一般未燃HC用两部分烃类来表示, 即86%的快速氧化的C3H6和14%缓慢氧化的CH4。

1.2催化转化器数学模型

催化转化器模型建立的基本假设为:

(1) 反应器表面的性质均匀;

(2) 与对流传热相比, 气相的辐射传热与热传导可以忽略;

(3) 催化转化器具有良好的绝热性能;

(4) 所有小通道内的气体温度与浓度相等。

通过以上的假设, 催化转化器模型基本上就是转化器内气相与固相的质量与能量的平衡问题了。

对于气相而言, 其质量与能量的平衡式为:

由于气相中涉及的时间常数与固相的热效应相比很小, 因此以上方程中的时间微分项就可以忽略不计, 这样以上两式可化为:

同样, 对于固相可以写出质量与热量平衡方程。

式中:δ—催化剂的空隙率 (%) , h—导热系数 (W·m-2·K-1) , S—催化剂几何表面积 (m 2·m-3) , Cgj、Csj—分别表示第j种反应物在气相中的浓度与在固相表面上的浓度 (j=1～6, 1表示CO;2表示C3H6;3表示CH4;4表示H2;5表示NO;6表示O2) , hDj—气体物质j的传质系数, Scat—催化剂的活性表面积 (m 2·m-3) , Rj—第j种物质的反应速率 (mol·m-2·s-1) , M—平均摩尔质量 (mol·kg-1) , ρs—催化剂表层密度 (kg·m-3) , Tg Ts—分别表示气相和固相的温度, ks—催化剂表面的热导率 (W·m-1·K-1) , ΔHj—j物种的反应热 (kJ·kmol-1) 。

模型的边界条件为:

1.3反应动力学速率表达式

在催化剂涂层表面发生的一系列非均相反应增加了三元催化转化器设计、模拟和生产的难度转化器模型需要可靠的动力学表达式, 表达式要包括与反应速率有关的物相组成和温度。本文化学反应的动力学速率表达式采用Voltz[12]等与Oh和Cavendish[13]提出如下方程:

其中:

O2反应的速率表达式可以通过以上反应的平衡氧浓度加以计算, 因此

1.4传热与传质的相关系数

传热系数采用Baba[14]等的结果:

其中

传质系数 (hDj) 如下:

式中所用的物质j的扩散系数Dj由Slattery-Bird[15]公式计算:

其中a=2.745×10-4, b=2.334。

1.5数值求解

对气体能量和质量方程, 因为其对时间的微可以忽略, 所以用传热单元数法来求解比用传统法更稳定。对于偏微分方程, 用有限差分法对其行离散求解, 对于代数方程, 则用牛顿-拉夫森法代求解。

2结果讨论

模拟计算使用的标准参数值如表1所示。

2.1温度场的分布

在入口气流温度和气流量一定的条件下, 通过对所列模型的数值求解, 得出了催化转化器内在冷启动过程中的温度和浓度分布。

从图1、图2中可以看出, 一开始催化转化器的温度低于气流温度, 但在15 s之后, 转化器的温度逐渐高于气流温度, 这是因为15 s之后, 催化剂开始活化, 放出的热加热催化器。在45 s时, 转化器前端和后端的温度基本一致, 但到70 s时, 转化器尾部的温度明显高于前端, 并出现了温度峰值, 这是因为在催化剂起活之后, 所放出的热使转化器的表面温度高于气流温度, 这时气流实际上起到了冷却的作用, 所以化学反应热不仅被气流带走, 而且使得在转化器前端温度的增加比在转化器尾部温度的增加要慢得多。热气流加上转化器前端化学反应放出的热使得转化器后端的化学反应加快, 从而在转化器的尾部率先出现了温度峰值。随着反应的进行, 转化器内温度的升高, 温度峰值逐渐向转化器入口处移动, 直到整个催化器都处于高温操作状态。

2.2污染物浓度随时间的变化

如图3是三种气体浓度随时间的变化关系。从图中可以看出, CO、HC和NO的转化率达50%的时间 (即起燃时间) 分别是24 s、28 s和20 s, 从NO的浓度分布图上可以看出在26 s时, NO的浓度出现了最低点, 之后其浓度又有所回升, 这是因为一开始CO先和NO发生反应, 到CO完全起燃之后, 随着温度的提高, CO和O2的反应速率比CO和NO的反应速率要快得多, 这样就使大部分的CO首先和O2发生了反应, 而使NO的出口浓度有所增加。

3结论

催化器内的温度分布有两大主要影响因素:气固之间的对流换热和非均相催化反应所放出的化学反应热。在催化剂起燃的初始阶段, 转化器主要靠尾气气流加热升温, 所以尾气流的温度和传热速率直接影响转化器的起燃时间。当催化剂开始活化后, CO、HC和NO的出口浓度开始下降, 并在24 s、28 s和20 s时分别达到50%的转化率。所以提高气流入口温度, 可以加快起燃时间, 提高转化率。

催化转化器篇6

随着汽车产业的不断发展, 全球汽车保有量逐年递增, 汽车在给人类带来交通便利和社会繁荣的同时, 也给环境带来了很大的危害, 汽车尾气对大气的污染已经成为一个全球性的问题。据统计, 汽车排气污染占大气污染的50%左右。在汽车排气管路上安装催化转化器是降低汽车排气污染浓度的最有效的措施之一[1]。在新的欧洲测试循环和美国的FTP-75测试循环中, 汽车冷启动期间 (200秒左右) 的废气排放占整个测试循环的60%~80%[2]。因此, 如何减少冷启动排放是满足将来排放法规的关键, 改善起燃特性至关重要。

催化转化器内部流动非常复杂 (包括传热、传质和化学反应等现象) , 由于催化转化器内部结构复杂和工作环境恶劣, 故对催化转化器性能进行设计和优化比较困难。此外, 依靠试验的方法来设计和优化催化转化器要耗费大量的时间、人力和物力。随着计算机技术的迅猛发展, 通过计算流体动力学 (CFD) 方法对催化转化器性能进行数值模拟, 因其成本低、计算精度接近试验、周期短等优点, CFD分析正被越来越多地应用到催化转化器的性能研究中。

1、载体单孔道传热传质数学模型

1.1 模型假设条件

汽车尾气在催化转化器中的流动, 实际上是通过载体蜂窝孔道的流动, 载体内所发生的传热传质现象可用管道的传热传质方程来描述, 模型的建立基于以下假设条件[3]:

1) 载体孔道中的雷诺数一般在<1000范围内变化, 因而假设催化转化器载体孔道中的气体流动为层流;

2) 假设载体各孔道内流动状态相同, 即忽略气流在载体前端面的不均匀分布, 并假设载体各孔道之间没有质量和热量传递, 各孔道几何形状相同, 又因为催化化学反应只发生在有催化剂涂覆的载体区域, 所以采用载体单孔道几何模型来代替整个催化转化器进行起燃特性数值仿真;

3) 忽略载体单孔道入口处各物理量随时间的变化, 即入口物理量为常数;

4) 假设催化化学反应只发生在孔道壁面上, 忽略发生在排气气流中的体积化学反应, 即采用壁面表面化学反应模型进行数值仿真。

1.2 载体单孔道传热传质模型控制方程

基于上述假设条件, 载体单孔道传热传质模型控制方程如下[4]:

1) 气相质量守恒方程

2) 气相能量守恒方程

式中, k代表各参与反应的气体组份;t为时间, s;x为轴向坐标, m;ρg为排气密度, kg/m3;ug为排气沿轴向的速度分量, m/s;Cp, g为排气定压比热, J/ (kg·K) ;ε为载体开口率;Tg为排气温度, K;Ts为载体壁面温度, K;h为排气与载体壁面间的传热系数, W/ (m2·K) ;S为载体几何表面积, m2/m3;Cg, k为排气中k组份浓度, mol/m3;Cs, k为孔道壁面k组份浓度, mol/m3;km, k为k组份传质系数, m/s。

3) 固相质量守恒方程

4) 固相能量守恒方程

式中, k代表处于吸附态的参与反应的各气体组份;ρs为载体密度, kg、m3;Cp, s为载体定压比热, J/ (kg·K) ;λx为载体轴向导热系数, W/ (m·K) ;α (x) 为单位体积载体的催化剂内表面积, m2/m3; (-ΔH) k为第k个反应的反应热, J/mol;Rk为k组份的反应速率, mol/m3;n为发生化学反应的总数目。

2、化学反应数学模型

由于汽油车冷启动时排放的氮氧化合物较少, 故本文中不考虑。本文表面化学反应模型共考虑了CO、CH4、H2、O2、H2O、CO2六种气体组分在催化转化器载体内发生的化学反应, 模型中用CH4代替所有碳氢化合物, 忽略其它碳氢化合物。该催化反应为多相催化反应, 包括吸附、反应、脱附三个步骤, 所以应包含大量的基元反应。本文采用的详细化学反应机理, 考虑了六种气相物质、十一种表面组分 (Pt (s) 、O (s) 、H (s) 、H2O (s) 、CO2 (s) 、CO (s) 、CH2 (s) 、CH3 (s) 、OH (s) 、CH (s) 、C (s) , 共31个基元反应, 包括O2的离解吸附, CH、CO的非离解吸附, CO2、H2O的生成以及所有成分的脱附。表面反应主要考虑的是Pt/A12O3上的CH、CO的氧化反应, 详细反应及其动力学参数见表1。

3、催化转化器起燃特性数值模拟

3.1 数值求解方法

运用计算流体动力学Fluent软件求解上述控制方程。运用有限体积差分方法离散控制方程, 对于稳态不可压缩流动, 采用SIMPLE算法迭代运算, 空间离散格式均选择二阶迎风格式。

3.2 网格划分

催化转化器载体单个孔道的二维网格示意图如图1所示 (由于模型长度过于狭长, 该模型只取入口部分) , 由于结构的轴对称性, 所以只需建立一半几何模型, 该几何模型为矩形 (1mm×156mm) 。在进行网格的划分时, 采用四边形结构化网格, 为了更好地计算流场分布以及由化学反应引起的气体组分的浓度变化, 在孔道入口和出口及壁面处进行了网格加密。

3.3 边界条件

(1) 进口边界条件

汽车的冷启动过程是一个复杂的非稳态过程, 往往需要行驶很长一段距离后, 发动机才处于一个比较稳定的状态, 所以若要在数值模拟中完全真实模拟汽车发动机启动时催化转化器入口处的边界条件, 目前还十分困难。本文将启动过程简化为定尾气流量、尾气各反应组分的浓度为常数。

入口气体流速设为1.2m/s, 温度为500K, 排气组分如下表2所示。

(2) 壁面边界条件

壁面为催化剂表面, 固定无滑移, 由于催化反应发生在壁面, 壁面温度设为1290K。

3.4 数值模拟结果分析

汽油车在冷启动阶段催化转化器载体的温升特性直接影响催化转化器的起燃特性, 通过载体内的温度分布可以直观的了解载体的温升过程。由图2温度分布云图和图3温度轴向分布云图可知, 在发动机冷起动过程中, 由于壁面加热, 壁面温度最高, 当排气进入载体后, 在向孔道出口流动的过程中不断与载体壁面发生热交换, 导致气体温度升高, 孔道上游壁面上的催化剂最先达到其起燃温度, 先进行少量化学反应, 反应放出大量的热, 热量随排气向载体中心区域扩散, 使得载体中心区域温升加快, 这样又会加大径向上的温度梯度。随着载体中心区域温度的升高大量化学反应进行, 当排气转化率达到50%时, 说明达到了起燃温度。随后反应流向下游, 由于化学反应放热和对流换热综合作用使高温区逐渐移向载体中后部, 载体前端由于气体冷却, 温度下降。当进气温度达到壁面温度时已经稳定, 催化转化器开始稳态工作, 此时载体上游的温度基本稳定, 中部和下游温度的上升速度也减缓。排气在沿着孔道轴向流动的过程中, 不断受到高温壁面的加热, 大量的化学反应放热随气流输运到孔道下游并累积起来, 使载体下游为高温区。

由图4流速分布云图可知, 从载体径向观察, 载体中心部分流速最高, 且流速朝着壁面的方向逐渐减小, 说明载体端面流速分布存在不均匀特性;流速轴向分布云图如图5所示, 从载体轴向观察, 随着化学反应的进行, 温度升高, 化学反应速率增加, 从而使得载体内气体流速逐渐增加, 随着化学反应趋于稳定后, 流速下降直到达到稳定值。

由下图6压力分布云图可知:压力在催化转化器载体内层层递减, 这是由于气体流经载体时, 受到载体阻力造成的压力损失, 从而压力逐渐下降。

由图7-10各气体组分的质量分数分布云图可知, 冷起动开始阶段, 催化剂处于未激活状态, 孔道内几乎没有氧化还原反应发生, 入口处各组份质量分数变化很小, 转化效率也趋近于0;由于本文采用的是电加热催化剂, 壁面温度最高, 则靠近壁面的少量排气开始反应。随着载体内温度不断升高, 达到催化剂的活化温度, 使得化学反应得以发生, 进出口处组份质量分数有显著的下降, 转化效率不断升高, 当转化效率基本均达到50%, 约在0.04m, 此时催化器开始起燃, 化学反应剧烈进行, 转化速率明显增加。由图11CH4质量分数的轴向分布图及图12CO的质量分数轴向分布图可以明显看出, 沿着孔道轴向方向上排气组分的浓度呈下降趋势, 在靠近孔道中部位置的组分浓度变化最大, 可知催化转化器在稳态工作时, 大部分的排气组分都是在载体孔道的中前部发生转化, 之后就几乎没有进行转化了, 逐渐趋于稳定状态, 出口处各组份质量分数达到最小, 即转化效率达到最高, 其中CO与CH4最终稳定转化效率均约为95%。

催化转化器起燃过程的数值模拟分析了载体内温度流速压力及各组分的变化过程, 基本上反映了催化转化器起燃过程的实际情况, 所得到的速度场、温度场、浓度场和压力分布趋势均正确合理。

4、催化转化器起燃特性影响因素研究

催化转化器的起燃特性和转化效率一方面与排气的流动性质如流速、温度、气体组分组成以及流场分布有关;另一方面, 载体的结构参数如载体长度、孔密度、孔道壁厚以及催化剂的分布对催化转化器的起燃特性和转化效率也有较大的影响。本文在载体结构参数及气体组分组成不变的情况下主要分析排气流速和排气温度对起燃特性和转化效率的影响。本文运用FLUENT软件对排气温度和排气速度进行了化优设计。

4.1 排气温度对转化率的影响

催化转化器的活性表面作用是利用排气本身的热量激发的, 其使用温度范围, 以活化温度为下限。一般排气中有害成分的开始转化温度需要达到活化开始温度以上, 一旦活化开始, 催化床便因反应放热而自己保持高温。在冷启动阶段, 冷启动的瞬态特性严重依赖于尾气流通过热传递加热转化器的初始加热过程, 气流温度决定了传热速率, 因此催化转化器入口排气温度是影响催化转化器起燃特性的一个决定性因素。由于化学反应速率是温度的非线性函数, 而在载体内发生的氧化还原反应与温度密切相关, 因此载体内温度的分布直接影响到催化转化器的转化效率。

由图13和14可以明确的看出, 当入口温度大约为360K时, CH4和CO大约达到50%的转化率, 说明催化转化器起燃温度为360K。因为入口温度越大, 排气越快达到起燃温度, 因而转化率越高, 所以当入口温度增加时, 无论是CH4还是CO的转化率均随着入口温度增加而呈非线性增加趋势。

4.2 排气速度对转化率的影响

对于有效容积一定的催化转化器来说, 排气速度的变化就代表了排气流量的变化, 而排气流量的大小影响流体的Re数, 从而影响气固之间的对流换热, 排气流量较大时, 气固之间的对流换热系数亦加大, 因而排气速度也是表征催化转化器起燃特性的重要参数之一。

在开始阶段, 载体的温度尚未达到起燃温度, 化学反应的作用很小, 排气通过与载体之间的对流换热来加热载体。此时, 较大的对流换热系数可使载体较快的达到起燃温度。另一方面, 当催化转化器完全起燃之后, 载体温度己高于气体温度时, 排气对载体起到冷却的作用。此时, 对流换热系数越大, 载体的温度越低, 其转化率也降低。所以不能为了加快起燃而一味地增大气体流量, 流量越大, 排气与催化剂接触的时间就越短, 气体的转化效率就越低, 且当气体流量大于某值时, 起燃时间不再随流量的增加而缩短, 而是趋于平稳。

由图15和图16可以看出, 当排气速度小于1m/s时, 转化率随着排气速度增加而增加, 当排气速度大于1m/s时, 气体与载体接触时间变短, 从而使转化率下降。

图17给出了对应响应点附近的输入参数的每个输出参数的局部灵敏度。从图中可以看出CH4和CO对排气温度的依赖性比较大, 而排气速度是负灵敏度, 没有多大影响。说明当温度较高时, 排气速度对转化率影响不大。

5、结论

(1) 本文通过对催化转化器载体单个孔道内的气相、固相的传热、传质现象的分析, 结合化学反应动力学, 建立了催化转化器内部详细化学反应机理模型。

(2) 应用FLUENT软件建立了催化转化器载体单孔道二维轴对称模型, 通过与化学反应机理相耦合对其起燃特性进行了数值仿真, 得到了载体单孔道内温度场温度场、压力场, 流速变化及各气体组分质量分数分布。仿真结果较为准确地反映了载体孔道内所发生的物理化学变化过程, 同时也体现了CFD技术在催化转化器设计领域的独特优势, 为催化转化器的设计特别是催化剂性能测试研究提供有效辅助与参考。

(3) 本文分析了催化转化器起燃特性影响因素, 并着重对排气温度和排气速度进行参数优化设计, 结果显示:排气温度越高, 气体越快达到起燃温度, 转化率越高, 因而转化率随排气温度的增加呈非线性增长趋势;排气速度能加快起燃, 缩短起燃时间, 可是当排气速度继续增大时, 使气体与载体接触面时间变短, 缩短了反应时间, 从而使气体转化率下降, 当流速太大使会导致因气体与催化剂接触时间太短而使催化器无法起燃, 所以合理选取参数很重要。

摘要：利用ANSYS Workbench软件建立某催化转化器载体单孔道二维几何模型及有限元模型, 在FLUENT软件中, 采用层流有限速率湍流模型, 对其起燃特性进行了数值模拟, 分析了载体内温度、流速、压力及尾气各气体组分的变化过程, 基本上反映了催化转化器起燃过程的实际情况, 所得到的速度场、温度场、压力场和各组分质量分数分布图趋势均正确合理。在此基础上, 分析了载体参数对催化转化器起燃特性和转化效率的影响, 并对载体入口速度和温度进行了优化设计。结果表明, 尾气各气体转化率随着入口温度的增加而增加, 当入口速度增加时, 尾气各气体转化率先增加后减小。

关键词：催化转化器,起燃特性,数值模拟

参考文献

[1]Kim Woo-Seung.A Computational Approach to Modeling the Warm-up Behavior of Automotive Catalytic Converter for Reducing Cold-Start Emissions[C].Proceedings of the 2nd International Conference on Computational Heat and Mass Transfer, 2002.

[2]黄莉莉, 王继先, 朱德泉.汽车催化转化器起燃过程的数值模拟[J].农业装备与车辆工程, 2007 (04) :27-29.

[3]王春旋.催化转化器起燃特性与多结构流场仿真研究[D].广州:华南理工大学, 2010.

催化转化器篇7

目前,三元催化转化器是电控汽油发动机排气后处理最为有效的方法。但是,催化器在汽车行驶过程中容易出现化学中毒、过热老化、机械损坏、结焦积炭及污染等现象,造成转化效率下降和催化器失效,使得发动机排放急剧恶化。因此,必须对催化器的转化效率进行监测。国Ⅲ、国Ⅳ标准强制要求每辆出厂新车必须安装车载诊断系统,其中催化器的故障诊断一直是车载诊断系统研究的重要内容之一。

转化效率是催化器主要性能指标,它通过监测催化器前、后的污染物浓度来计算得到。但对于催化器的车载诊断策略,基本不采用直接测量发动机排放污染物浓度的方法来进行诊断,而是建立其他传感器(如氧传感器、温度传感器)与催化器转换效率之间的关系,间接地估计催化器的转换效率。目前主要有储氧能力估计法[1,2,3]、排气组分分析法和反应热分析法[4]3种方法来监测催化器转换效率。其中,基于储氧能力的催化器诊断方法得到广泛应用。

本文中基于催化器的储氧能力特性,建立催化器的储/放氧模型,并提出4个反映催化器性能的指标参数,用于催化器的性能评价。

1催化器储、放氧过程

催化器的储、放氧能力是基于催化剂中的铈元素具有+3和+4的2种化合价态,在氧化条件下发生储氧反应

undefined (1)

undefined (2)

还原条件下铈元素作为氧化剂发生还原反应

2CeO2+H2→Ce2O3+H2O (3)

2CeO2+CO→Ce2O3+CO2 (4)

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催化器的储、放氧能力是涂层中铈含量及其分散状态的函数,储、放氧的反应能力是温度和氧化还原条件的函数。

2催化器诊断模型

图1为空燃比浓、稀混合气切换状态下的催化器催化特性试验结果[5]。分别测量了前、后线性氧传感器的值,以及发动机主要尾气成分(HC、CO2、CO、NO)的体积分数和排气温度。将从浓混合气状态切换至稀混合气状态及从稀混合气状态切换至浓混合气状态划分为a、b、c、d、e、f、g 7个小的区域,并对每个区域的试验现象进行分析和解释。

2.1催化器存储、释放氧气模型

催化器的催化特性满足储氧理论假设,目前提出的催化器控制和诊断模型基本属于储、放氧模型。为了能够对催化器的存储氧能力进行评估,在催化器前、后分别安装一个线性氧传感器,以实时监测催化器前、后的氧气成分含量,测量值分别为λpre和λpost。由于催化器储、放氧气的过程与排气的混合气状态密切相关,因此对前、后氧传感器的值进行预处理,用Δλ来表示,Δλ=λ-1,其中

undefined (6)

式中,AFRactual为实际空燃比;AFRstoich为理论空燃比。

为了描述催化器的存储、释放氧气能力,引入无量纲参数ϕ作为反映催化器不同储、放氧能力的指数。催化器的储、放氧特性与弹簧的压缩和伸张特性非常相似,因此催化器的储、放氧能力经验公式为

N(ϕ)=a0+a1ϕ1+a2ϕ2+a3ϕ3+a4ϕ4+a5ϕ5 (8)

式中,N(ϕ)为催化器存储、释放氧气的能力;a0、a1、a2、a3、a4、a5分别为催化器特性参数。催化器的工作状态不同,其特性参数也会存在差异。

undefined、N(ϕ)、Δλpre和Δλpost之间关系的经验公式[6]为

undefined

(9)

undefined

(10)

式中,K为发动机工况修正系数。

2.2催化器氧容量

催化器的催化特性与催化器的氧容量(oxygen storage capacity,OSC)有直接关系,随着催化器的老化,其氧容量也会发生变化,因此催化器的氧容量可以作为评价催化器老化程度的一个指标。OSC无法通过仪器直接测到,储氧水平OSL(oxygen storage level)可以由Δλpre、Δλpost参数求得,而Δλpre和Δλpost可以通过氧传感器测量得到,OSC对OSL进行时间积分后计算得到。

将式(10)代入式(9)为

undefined (11)

催化器的总氧容量是催化器从氧枯竭状态到氧饱和状态的时间积分或者是从氧饱和状态到氧枯竭状态的时间积分,积分状态分别用t1和t2表示[7]

undefined

(12)

式(12)采用的是从催化器的氧枯竭状态到氧饱和状态的时间积分,对应图1中区域e的起始时刻和区域f的结束时刻。

2.3存储、释放氧气速率

催化器的存储、释放氧气的总容量反映了催化器在一段时间的催化转化情况,能够反映催化器的总体性能。引入催化器存储、释放氧气速率μ(0<μ<1),它由前、后氧传感器的波动值之比[7]来表示

undefined (13)

2.4催化器老化模型

为了研究催化器不同老化程度下的存储、释放氧气的能力及存储、释放氧气速率等催化器性能指标参数,引入催化器老化因子ρ(0<ρ<1)对存储、释放氧气模型进行修正,修改后的模型可以由式(14)来表示。通过仿真模型来分析催化器不同老化程度下的催化器性能

基于Matlab/Simulink建立催化器的诊断模型。图2为催化器存储、释放氧气模型结构。其中,3个输入参数分别为催化器前氧传感器测量值的波动Δλpre、发动机工况修正参数K和催化器老化修正参数ρ;4个输出参数分别为后氧传感器测量值的波动Δλpost、存储、释放氧气的能力指数ϕ、存储、释放氧气总容量OSC和存储、释放氧气的速率μ。

3模型状态参数辨识

文献[8]针对文献[5]提出的存储、释放氧气模型的参数估计方法存在问题,认为模型在不同的空燃比变化状态(从浓到稀变化及从稀到浓变化),由于催化器的催化特性不同,应分别进行参数估计。由于不同催化器的存储、释放氧气的特性也不一样,因此需要对本文中催化器的不同催化状态下的催化特性参数分别进行估计。模型参数的辨识可通过试验数据获得,基本采用“浓稀法”的试验方法。为了确保模型参数辨识的准确性,需要采集(ϕmin,ϕmax)范围内的Δλpre和Δλpost。由于催化器λ窗口值的存在,因此将发动机的空燃比控制在0.9～1.1之间,并确保空燃比在“浓”和“稀”状态的持续时间大于催化器存储、释放氧气总容量的极限值。

3.1试验装置

图3为试验装置示意图。整个试验在RN413EF汽油机上进行,发动机的主要性能参数见表1。控制系统采用自主开发的电控系统,可以任意修改空燃比信号,以及混合气“浓”和“稀”状态的持续时间。催化器采用众泰2008车型所用催化器。前、后氧传感器均为ETAS公司的线性氧传感器及相应配套的控制器,采用INCA5.4的数据采集系统,采样频率可达100 Hz。

3.2试验数据

图4为发动机转速2 000 r/min、10%负荷工况下,λ从0.9跳变到1.1及从1.1跳变到0.9时,混合气在“浓”和“稀”状态下持续时间分别为10、20、45 s情况下测得的λpre和λpost。分析其试验结果,如图5所示。

将整个信号划分为7个区域(a,b,c,d,e,f,g)。区域a是催化器的最佳工作区域,混合气从稀混合气跳变到浓混合气,当催化器处于稀混合气时其工作处于储氧状态,因此催化器的储氧水平较高;当前氧传感器的值从1.1跳变到0.9时,催化器处于释放氧气的状态,因此后氧传感器处于理论空燃比状态。区域b,随着催化器储氧反应的进行,催化器的储氧水平也随之降低,此时混合气继续保持浓混合气状态,因此后氧传感器的输出值出现急剧下降,根据前文介绍的储氧反应过程,随着氧化铈表面氧化活性位的降低及还原活性位的增加,将会进一步促进水煤气反应,结果产生氢气等其他气体成分,使得后氧传感器的值小于前氧传感器的值,直至最小值的出现(区域b的终点)。区域c,混合气仍然处于浓混合气状态,随着反应的进一步进行,贵金属及氧化铈表面反应剂浓度不断下降,催化剂的活性进一步丧失,氢气产生的量受到限制,因此后氧传感器的输出值逐渐接近前氧传感器的输出值。区域d,仍然工作在浓混合气状态,随着催化剂处于暂时“失活”的状态,前、后氧传感器的输出值基本保持一致,由于前、后氧传感器自身的误差,导致输出值上存在细微的差异。区域e,混合气从浓混合气切换到稀混合气,前氧传感器的输出值迅速从0.9跳变到1.1,由于稀混合气中多余的氧气与催化器中的氧化铈发生氧化反应,将多余的氧气进行存储,因此后氧传感器的输出值处于理论空燃比状态。区域f,仍然处于稀混合气状态,随着储氧反应的进行,催化器的储氧水平不断升高,储氧能力持续下降,因此该区域后氧传感器的输出值迅速上升,直至与前氧传感器的输出值一致。区域g,随着催化器储氧能力的丧失,催化器处于暂时“失活”状态,由于传感器本身的测量误差,前、后氧传感器的输出值基本保持一致。通过对比释放氧气的过程和存储氧气的过程可以发现,由于2个过程所发生的主要反应式不同,而导致2个过程的曲线也完全不一样。在“浓稀”切换周期不同时,前、后氧传感器输出值的差异会比较大(图4),主要原因是区域c的区间比较大,长达20 s(图5)。试验结果与文献[5]的试验结果基本吻合,其中最大差别在于区域b和区域c。本试验结果是在混合气由稀变浓后后氧传感器的值比前氧传感器的值更小,其他区域基本一致。由此可见,上述催化器存储、释放氧气的模型适用于该催化器的仿真研究。

3.3催化器存储、释放模型状态参数ϕ计算及特性参数辨识

催化器的存储、释放氧气模型为单输入、输出的闭环系统,由于模型状态参数ϕ的不可观测性,给模型参数的辨识带来了难度。对催化器的存储、释放氧气模型(式(9)和式(10))进行离散处理

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(15)

由式(15)可知,基于ϕ无法直接测量,若K值确定,则可以通过Δλpre和Δλpost来间接计算得到。ϕ的计算值与真实值的误差主要取决于前、后氧传感器信号的采样精度、采样周期及相应的信号处理效果。

根据上述原理对试验数据进行处理,对催化器不同催化状态下测得的Δλpre和Δλpost,如图6所示。根据公式(15)进行积分计算得到不同催化状态下的ϕ变化曲线,如图7和图8所示。

根据积分计算得到的ϕ值及试验测量得到后氧传感器的输出值,采用最小二乘法对催化器特性参数进行辨识,从“稀”到“浓”状态切换过程中,催化器释放氧气能力特性参数见表2;从“浓”到“稀”状态切换过程中,催化器存储氧气能力特性参数见表3。根据参数的辨识结果和积分计算得到ϕ值,并根据模型对Δλpost进行估计,结果如图9和图10所示。从“稀”到“浓”状态切换过程估计误差大于从“浓”到“稀”状态切换过程,特别是区域b的末端。这是由于催化器释放氧气反应过程中伴随着其他化学反应,对后氧传感器的输出值影响较大,因此对于ϕ值的计算和模型估计值都有较大影响。为了准确估计催化器储氧性能,本文中选用催化器储氧过程的各项参数来进行评估。

4催化器老化仿真

催化器存储、释放氧气模型的3个输入变量分别为Δλpre、K、ρ。在发动机实际空燃比闭环控制时,需要将λ控制在很窄的一个区域波动,因此假设Δλpre为一个幅值为±0.1、周期为40 s的方波信号。为了简化模型的计算,不考虑发动机变工况的影响,假设发动机工作在稳定工况,设K=1。为了对比催化器不同老化程度下的催化器性能,本文中设置3种不同的催化器老化因子ρ分别为1、0.8、0.6。催化器的催化特性参数在不同的催化状态下其值不同,当Δλpre<0时,模型中催化器的催化特性参数采用表2的参数辨识结果;当Δλpre>0时,模型中催化器的催化特性参数采用表3的参数辨识结果。取ϕ的初始值为0,由催化器存储、释放氧模型计算出3种老化程度下Δλpost、ϕ、μ和OSC的值,如图11所示。在释放氧气过程中存在着其他反应,使得后氧传感器的测量值受到很大干扰,这对精确估计催化器的储氧能力有较大影响。本文中在计算OSC时,只计算了催化器储氧过程。随着ρ值的减小,催化器的老化程度不断升高,Δλpost输出值变化越快,与前氧传感器输出信号一致的时间也变短;ϕ输出值的变化幅度也变小;μ值的变化趋势与Δλpost一致;OSC输出值也随着下降。由此可见,4个指标参数均反映催化器的储氧能力在不断下降,说明可以根据催化器的存储、释放氧气模型的输出值来对催化器的性能进行诊断。

5结论

(1) 通过分析催化器的储、放氧特性,建立基于双线性氧传感器信号的催化器储氧能力模型。引入催化器的存储、释放氧气能力指数参数ϕ、催化器氧容量OSC、催化器存储、释放氧气速率μ等指标来对催化器性能进行评估,并通过试验验证了模型的准确性。

(2) 通过“浓稀法”试验并采用最小二乘法对模型的参数进行辨识和估计。根据催化器储氧过程与释放氧气过程存在的差异分别进行估计。结果表明催化器储、放氧模型能够有效地反映催化器的储、放氧动态过程,可用于催化器性能的在线诊断。

(3) 通过引入催化器老化因子ρ来模拟不同老化程度催化器。在不同老化程度(ρ=1、0.8、0.6)下,4个催化器性能评价指标值随着催化器的老化而出现下降,说明这些指标均能有效评估催化器的性能。

摘要：催化器性能是车载诊断(on board diagnostics,OBD)系统必须监测的项目之一。根据催化器的储、放氧特性,分析催化器储、放氧的主要工作过程。根据双线性氧传感器信号,建立催化器的储、放氧模型,同时引入催化器的存储、释放氧气能力指数参数、催化器氧容量OSC、催化器存储、释放氧气速率μ等指标来对催化器性能进行评估。通过“浓稀法”试验,采用最小二乘法对模型的参数进行辨识。根据辨识结果,利用模型仿真对催化器性能参数进行估计,同时引入催化器老化因子ρ。研究结果表明:在催化器不同老化程度(ρ=1、0.8、0.6)下,催化器性能指标(、OSC、μ)均下降,能够有效反映催化器性能的变化,可用于催化器性能的在线估计。

关键词：内燃机,三元催化转化器,车载诊断系统,储、放氧模型,故障诊断

参考文献

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[7]Jones J C P,Muske K R.Model-based OBD for three-way cata-lyst systems[C]//SAE 2004-01-0639,2004.

变型发动机催化器选型浅析篇8

1 发动机设计指标

在一款1.9 CTI柴油发动机平台上开发一款发动机,匹配轻型客车。发动机的设计指标见表1。

2 匹配目标车型

变型开发的1.9CTI发动机匹配搭载一款轻型客车,涵盖M1*和M2*车型,具体见表2。

3 NOx排放调整

1.9CTI基本型为搭载匹配商务车。现在1.9CTI变型匹配轻型客车,由于较商务车,车重、阻力、传动比等发生较大变化,工况分布有很大不同。

采取EGR排放路线,必须首先明确NOx的排放水平,并通过标定调整,将NOx排放调整到合理水平。

通过CRUISE模拟计算,可以看出用同样的ECU数据(1.9 CTI基本型ECU数据),NOx排放分布有很大不同。

由图1可以看出,1.9 CTI匹配轻型客车,NOx排放分布主要有以下变化:

a.横向,排放区域转速由2 800 r/min扩大到3 600 r/min。

b.纵向,排放区域有所下降,但总体来看,NOx排放总量有较大幅度增加。

通过转毂排放试验,也验证了模拟计算的结论,见表3。

注:表中排放数值已乘劣化系数,单位均为g/km

因此,首要的目标是通过调整EGR率,把NOx排放降低到合理水平。

EGR率的调整不是盲目的,可以根据软件模拟,得出排放权重比较大的一些工况点,针对这些工况点进行EGR率的调整。

NEDC循环的工况点都可以进行反推,得到发动机工作的相应工况点。以“10倍颗粒排放值+NOx排放值”来表征排放水平,根据各工况的排放权重确定TOP10工况点,见表4。

4 原排测试

所谓原排既不带催化器时发动机的原始排放水平。如上所述,在台架上进行了TOP 10工况点的标定调整只是给整车提供排放标定的基础数据,整车还要在此基础上进行原始排放局部调整,并保持NOx的排放水平在合理范围。以整车排放粗标的数据对发动机的原排进行测试,包括各污染物排放值的测试和颗粒成分的分析。

4.1 污染物排放值

包括HC,NOx,CO和PM在内的各项污染物的原排见表5。

注:表中排放数值已乘劣化系数,单位均为g/km

4.2 颗粒成分

颗粒成分的分析对催化器的选型非常重要。虽然颗粒的各成分构成有一定的比例范围,但通过实际测量,可以更精确地了解各成分的比例,特别是了解SOF(可溶性有机物)和Ds(干碳烟)的比例,从而为催化器的选择提供更准确的依据。

一般颗粒的各成分构成见图2。

颗粒中实际测量所得的SOF的含量见图3。由图3看出,SOF在颗粒中的占比平均不到28%。

5 催化器选型

从行业现状看,EGR路线要实现国Ⅳ排放,普遍采用的催化器有两种:一种是DOC,一种是DOC+POC。

DOC主要是氧化尾气中的CO,HC,NO及PM中的可溶性有机成分SOF。根据可溶性有机物在颗粒中的不同含量,DOC可以降低3%~25%的颗粒排放量[2],而对CO和HC的氧化率都在90%以上。

POC(颗粒氧化催化器)为开放式的过滤结构,通过氧化燃烧再生,降低PM的效率可达30%~80%[3]。POC特殊的载体结构设计使得排气气流通畅的同时接触面较广,可以在保证小的排气背压的条件下捕捉颗粒,并被动再生[3]。

从原排水平看,要将原排的PM降到法规限值,颗粒必须有42%以上的降幅。DOC只能氧化颗粒中的SOF,从颗粒的成份看,即便DOC的氧化能力足够强,也只能降低PM不到30%。因此,DOC的催化器方案不能满足排放要求,必须选用DOC+POC的催化器方案。

6 新鲜催化器排放试验

选定DOC+POC的催化器方案后,DOC和POC的载体尺寸、贵金属含量和封装等,还需要进行试验具体确定。

根据原排的水平和DOC,POC的物理特性及氧氧化化能能力力,,制制定定三三种种催催化化器器的的方方案案进进行行排排放放对对比比试试验,选取满足排放要求且性价比高的方案。

6.1 阻尼系数设定

我们所述的轻型客车涵盖M1*和M2*车型。根据法规要求,M2*车在做转毂排放测试时,测功机吸收的功率值要乘上1.3的系数,这会使排放的水平有所恶化。因此为了选定一款催化器同时满足M1*和M2*车型排放的要求,试验以M2*车型进行相关设定。

6.2 试验结果

三种催化器的试验结果见表6。

注:表中排放数值已乘劣化系数,单位均为g/km

通过对三种方案的对比分析,得出以下结论:

a.三种方案,对HC和CO的催化氧化都没有问题,排放值远低于法规限值。

b.方案三的NOx超标,且方案三的油耗较高,达到0.103 8 L/km,主要是为背压较高所致。

c.方案一的PM和NOx都有15%以上的工程裕度,燃油消耗也是三种方案中最低的。

7 结论

催化器的选型是发动机变型设计的关键内容之一,直接影响变型设计的进度和目标达成。

对于发动机变型设计催化器的选型,我们给出以下主要观点:

a.EGR路线是目前国内实现国Ⅳ排放的主流路线。

b.选择EGR路线时,NOx排放水平的摸底和调整是首先要进行的工作,调整时充分利用模拟计算手段,可以大大缩短标定调整周期。

c.催化器选型时,一定要在NOx调整到合理水平的基础上,充分摸底原排水平。

d.催化器选型时,为了顺利通过耐久性试验和生产一致性检查,各排放污染物要留有15%以上的工程裕度。

e.催化器的选型,要同时兼顾经济性指标,背压要控制在合理范围内。

参考文献

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[2]董红义,帅石金,李儒龙,王建昕.柴油机排气后处理技术最新进展和发展趋势.小型内燃机和摩托车,2001,36(3):87-92.

制氢转化炉催化剂的布袋式装填篇9

1 转化催化剂布袋式装填

布袋式装填法具体方法为:催化剂被装在又细又长的布袋里运往装填炉管, 这些布袋要比装填催化剂的转化炉管的内径小15mm左右, 且每个布袋里都要装填相同的和预先算好的催化剂的量。布袋装填完毕后, 从其顶部10cm处折叠起来, 使用强度较大的细绳系到布袋的另一端。然后把布袋的折叠一端放入到转化炉管内, 并用绳子放至炉管底部, 接着用力拽一下绳子, 由于重力和拉力的相互作用, 布袋子的底部被顶开, 此时催化剂就会从布袋子转移到炉管内, 完成装填。

2 转化催化剂布袋法装填的装填步骤

2.1 装填计划

经过对96根炉管的测定, 每根炉管的空高约在1325mm, 内径为102mm。采用转化剂的总装填量为Z417约4.7吨, Z418约5.3吨。经过车间与催化剂厂家、催化剂装填方共同协商, 以Z418、Z417各分三次装填, 分别以每根炉管装49kg、55kg。

2.2 实际装填步骤

2.2.1 装填前检查

由于装填催化剂是在烘炉结束以后, 检查炉管内的结构与清洁是必不可少的环节。装填前, 装填方采用真空泵对每一根炉管进行了抽真空, 对炉管内所可能存在的粉尘进行了抽净。之后使用内窥镜对每根炉管内部结构与清洁进行了检查, 确认每根炉管结构、洁净符合标准后, 每根管口用盖板盖好, 防止杂物进入。

2.2.2 过筛

转化剂大桶中的转化催化剂在出厂之后的运输过程中可能产生破碎与粉尘, 在装填之前, 必须进行过筛, 保证催化剂中所带的粉末、破碎颗粒完全脱除。防止这些粉末、颗粒带入炉管而引起炉管的压降偏差大, 最后将直接导致炉管进料后的偏流。

2.2.3 称重

由于转化炉管对压降的严格要求, 必须要求每根炉管的装填量一样, 所以, 对于计划中的催化剂装填量必须进行准确的称重。称重仪器必须进行精确的校验, 单位精确到克。

2.2.4 装填

由于催化剂的机械性能要求, 装填催化剂过程中, 严禁在未将布袋放入到炉管底部时发生催化剂掉落。这便需要装填人员精神的高度集中以及装填过程中熟练、准确的操作, 更不能发生漏装、多装等现象。