柴油機選擇性催化還原系統氨泄漏及控制研究

岳廣照， 劉興華， 仇滔

(1.北京理工大學 機械與車輛學院， 北京 100081; 2.北京工業大學 環境與能源工程學院, 北京 100124)

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柴油機選擇性催化還原系統氨泄漏及控制研究

岳廣照1， 劉興華1， 仇滔2

(1.北京理工大學 機械與車輛學院， 北京 100081; 2.北京工業大學 環境與能源工程學院, 北京 100124)

氨泄漏的預測和控制是選擇性催化還原系統的關鍵問題。開展選擇性催化還原系統小樣試驗，研究V2O5-WO3/TiO2催化劑的氨吸附脫附特性以及氨氮比和溫度對氨泄漏量的影響。結果表明：氨泄漏一旦發生氨泄漏量將會迅速升高，氨泄漏臨界點的預測和控制對氨泄漏量的控制至關重要；氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度不隨氨氮比和催化劑溫度的變化而改變；氨氮比分別為0.7、1.0和1.4時，氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度維持在76.7%附近波動，分別為79%、75%和76%. 氨存儲飽和度與氨泄漏臨界點有較強的相關性，基于這種相關性設計開發了以氨存儲飽和度為控制目標的控制算法，并進行了歐洲瞬態測試循環。采用該控制方法后催化劑出口的氮氧綜合比排放為2.45 g/(kW·h)，氨泄漏體積濃度均值為3.7×10-6，峰值為12.8 ×10-6，達到國家第Ⅳ階段機動車污染物排放標準要求。

動力機械工程； 柴油機； 選擇性催化還原； 氨泄漏； 排放

0 引言

柴油機具有效率高、油耗低的特點，因而得到了廣泛的應用。近幾年，柴油機的排放問題日益突出，具有選擇性、高效性的選擇性催化還原(SCR)技術被廣泛用于控制柴油機氮氧排放[1]。SCR技術在追求高氮氧(NOx)轉化效率和低氨泄漏之間存在矛盾關系：尿素噴射過少NOx轉化效率低，達不到排放要求；當尿素噴射過多時會導致氨泄漏，產生二次污染。國家標準GB17691—2005《車用壓燃式、氣體燃料點燃式發動機與汽車排氣污染物排放限值及測量方法》(中國III、IV、V階段)中規定，氨泄漏體積濃度峰值不超過25×10-6，平均值不超過10×10-6[2]。

氨泄漏的控制是SCR技術的一個關鍵點，國外學者在這方面的研究較多。Ofoli[3]建立了氨吸附和氨脫附的模型，基于此進行氨泄漏的預測和控制。其中氨吸附常數和氨脫附常數是氨泄漏控制時的關鍵標定參數。Nova等[4]建立了氨吸附脫附的機理模型，氨存儲量的計算采用入口濃度和出口濃度差值的積分，指出存在一個最優氨飽和度，以最優氨飽和度作為控制目標的算法可以用來指導工程實踐。Adelman 等[5]設計了一種SCR混合器和氨氣噴射系統，通過該系統可以實現氨氣的直接噴射，與噴射尿素相比，該方法可以提高NOx轉化效率，降低氨泄漏，尤其適用于低溫和冷起動條件下。

近年來隨著排放法規的升級，對SCR的研究步伐不斷加快。關于SCR技術的研究主要集中在催化劑的設計與改良[6]、控制算法的優化[7]、氨吸附和脫附的仿真計算[8]、系統匹配[9]等方面，氨泄漏預測控制方面的研究較少。

胡云峰等[10]研究了SCR系統氨覆蓋率跟蹤器，將氨覆蓋率作為被控對象，通過建立前饋+反饋的二自由度控制系統，并開展了仿真實驗，驗證了算法的跟蹤性和魯棒性。王天田等[11]研究了尿素選擇性催化還原(Urea-SCR)系統尿素噴射控制策略，采用以NOx傳感器信號作為閉環控制的反饋輸入并結合NH3覆蓋度預測模型的方法，提高了控制系統的魯棒性，降低了氨泄漏的概率。Feng 等[12]利用分段函數描述了氨吸附和脫附的過程，并且建立了非線性氨存儲模型和帶時間延遲的多變量阻容模型，以此達到平衡NOx轉化效率和氨泄漏的目的。蔡憶昔等[13]考慮NOx傳感器對氨的交叉敏感性，研究了氨氮比對NOx轉化效率和氨泄漏的影響，在當時試驗條件下當氨氮比增大到1.4時開始出現氨泄漏。以上研究大多根據氨泄漏量作為反饋輸入，而氨泄漏量是通過傳感器直接或間接測量得到，用該信號進行氨泄漏的控制會存在滯后。

針對上述問題，本文利用SCR催化劑小樣評價試驗臺研究氨的吸附和脫附特性，以及氨氮比和溫度對氨泄漏的影響。分析氨泄漏的特征并利用這種特征進行氨泄漏的預測，并設計了控制算法，通過歐洲瞬態測試循環(ETC)對其進行驗證。

1 試驗裝置和方法

1.1 試驗裝置

圖1為試驗裝置及測試原理示意圖，該試驗裝置由標準樣氣、氣體混合系統、溫控系統、SCR樣件、采集系統組成。其中標準樣氣主要包括氨氣(NH3)、一氧化氮(NO)、氮氣(N2)和氧氣(O2)，氮氣和壓縮空氣作為平衡氣，可以根據試驗需求配制不同比例的混合氣。

圖1 試驗裝置及測試原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental setup and test method

溫控系統采用管式氣氛爐控制試驗溫度，溫度可調范圍為0～1 150 ℃，溫度控制精度為±1 ℃，升溫速率可調范圍0～20 ℃/min. 溫控箱內部有1根石英玻璃管，SCR催化劑依托載體放置在石英玻璃管內。SCR的反應過程包含吸熱和放熱反應，由于催化劑上下游溫度并不能完全表征催化劑的實際溫度[14]，所以使用熱電偶直接貼在催化劑涵蓋區域的石英玻璃管外表面進行催化劑溫度的測量。采集系統主要采集氮氧、氨氣、催化劑床溫等信號。氣體分析儀采用美國ECM公司的NOx/NH35240分析儀，NOx測量精度為±5×10-6，量程為0～5 000×10-6；NH3測量精度為±5×10-6，量程為0～1 000×10-6. 氣體流量計測量精度為±1.5%FS. 選用熱電偶進行溫度測試，測量量程為-200～1 300 ℃，測量精度為被測溫度的0.75%.

本次試驗采用的催化劑為V2O5-WO3/TiO2催化劑，表1為SCR載體及催化劑參數。

表1 SCR載體及催化劑參數

1.2 混合氣的制配

由NH3、NO、N2、和O2組成的標準樣氣采用二級減壓閥進行輸出控制，氣瓶出口的壓力全部設為0.2 MPa. 根據需要配制不同濃度的氣體，通過比例調節閥及流量計實現氣體流量的控制，其中NO和NH3的體積濃度可調范圍為0～5 000×10-6. 催化劑下游安裝一個總流量計實時監控氣體總流量，便于計算空速和流量校對。還原劑采用噴射氨氣代替噴射尿素，主要目的是減小由于低溫條件下尿素熱解水解不完全引起的氨存儲量的計算誤差。

1.3 氨存儲飽和度的計算

氨存儲飽和度根據催化劑的飽和氨存儲量和當前氨存儲量計算得到，其中催化劑的飽和氨存儲量與溫度和空速有關，通過試驗可以獲取該參數。氨存儲飽和度的計算公式為

(1)

式中：φNH3為氨存儲飽和度(%)；mNH3,c為當前氨存儲量(g/L)；mNH3,s為飽和氨存儲量(g/L).

當前氨存儲量主要根據氨噴射量、反應量和泄漏量進行計算，計算公式為

(2)

式中：dmNH3,i為氨噴射速率(g/s)；dmNH3,r為氨反應速率(g/s)；dmNH3,l為氨的泄漏速率(g/s)；VC為催化劑體積(L).

氨的泄漏速率根據氨的泄漏濃度和氣體流量進行計算，計算公式為

(3)

式中：VNH3,l為氨泄漏體積分數(10-6)；dme為氣體質量流量(g/s)；ρe為氣體密度(g/L)；MNH3為氨的摩爾質量(g/mol)；C為氨的摩爾體積(mol/L).

2 試驗結果及分析

2.1 氨吸附和脫附特性

氨泄漏主要來自于兩個方面：一方面是吸附的氨沒有參與反應，直接以氨脫附的形式離開催化劑活性位；另一方面是氣態氨的直接排出，而氣態氨的直接排出是當氨吸附飽和度達到一定程度后出現的。所以通入催化劑入口的氨首先進行氨的吸附，然后開始發生脫附，當氨吸附達到一定程度，隨著吸附能力的下降，會出現氣態的氨直接排出。通過配氣系統配制濃度為830×10-6的氨氣，將其階躍噴射到催化劑入口。圖2為氨吸附和脫附特性，試驗中僅噴射一定濃度的氨氣，利用傳感器測量下游的氨濃度。

圖2 氨吸附和脫附特性Fig.2 The property of ammonia adsorption and desorption

由圖2可知，氨氣噴射后57 s催化劑出口開始出現氨泄漏，此時氨存儲飽和度為69%. 從氨噴射到氨開始泄漏的這段時間稱為“死區”時間，這段時間內催化劑進行氨的吸附。氨氣持續噴射571 s后下游氨濃度基本穩定，停止氨氣噴射。氨氣停噴后歷時1 092 s，催化劑出口氨濃度降為0，氨飽和存儲度從100%降低到21%. 200 s后開始催化劑升溫進行氨的脫附，催化劑溫度從250 ℃升高到430 ℃的過程中，當溫度升高到278 ℃時開始出現氨泄漏，當溫度升高到380 ℃時，氨泄漏達到峰值73×10-6，隨后氨泄漏緩慢下降，當溫度達到428 ℃時氨泄漏降為0. 氨泄漏量呈現先增大、后減小的過程，主要是由于溫度和實際氨存儲量共同作用決定的。氨存儲飽和度隨著氨升溫脫附的過程從21%逐漸下降到0.

由圖2可知，250 ℃時吸附到催化劑上的氨隨著時間的推移無法完全脫附，只有通過催化劑升溫，才可以將吸附的氨完全脫附，Nova等[4]在研究鐵基催化劑時也發現了同樣的規律。

柴油機尾氣中含有大量的NO，為了研究NO對氨脫附的影響，開展試驗，圖3為NO對氨脫附的影響。首先在催化劑上游階躍噴入濃度為875×10-6的氨氣，催化劑出口氨濃度穩定后，停止氨氣噴射。經過860 s催化劑出口氨濃度為0，然后階躍噴入濃度為757×10-6的NO，持續475 s停止NO噴射。經過450 s，開始進行催化劑升溫，溫度從250 ℃升高到420 ℃的過程中測量催化劑出口的氨濃度變化，結果發現升溫后并沒有出現氨的脫附。

由圖3可知，250 ℃時吸附到催化劑上的氨隨著NO的進入參與了選擇性催化還原反應，吸附在催化劑活性位上的NH3生成了氮氣和水。與NH3相比，氮氣和水在催化劑活性位上更容易脫附。當催化劑再次升溫后，氨沒有脫附，說明吸附在催化劑活性位上的氨全部參與了反應。

催化劑對氨的吸附和脫附特性直接影響氨泄漏量，如果氣相的氨較多，催化劑下游會出現氨的脫附形成氨泄漏，而且隨著溫度的升高脫附速率會逐漸加大，直到所有的氨徹底脫附為止。當催化劑上游通入NO時，可以把吸附到催化劑活性位上的氨反應掉。

2.2 氨泄漏過程分析

通過SCR小樣試驗臺開展氨泄漏過程的試驗研究，圖4為SCR反應中的氨泄漏過程，試驗過程中控制催化劑溫度在300 ℃，空速為30 000/h. 首先在催化劑上游通入濃度為750×10-6的NO，系統穩定之后，階躍噴入濃度為524 ×10-6的NH3，測量催化劑出口的NOx和NH3濃度變化情況，并計算氨存儲飽和度。根據圖4中氨泄漏的速率，可以將氨泄漏的過程分為3個階段：第1階段是從氨噴射到氨泄漏開始出現為止，持續時間為95.3 s，此時氨存儲飽和度從0增大到79%，催化劑出口氨濃度變化率為0；第2階段是從氨泄漏開始出現到氨泄漏達到穩態值的75%為止，該階段的持續時間為54 s，該階段內氨存儲飽和度從79%增大到96%，氨濃度變化率先增大、后減小，最高達到8.7 ×10-6s-1；第3階段是氨泄漏趨于穩定的階段，持續時間為678 s，氨濃度變化率在0附近波動。當氨階躍噴射后，催化劑出口NOx濃度開始快速下降，達到一個極小值點后開始緩慢上升，并最終趨于穩定。由此可知，過多的氨氣會阻礙SCR反應[15]。

圖4 氨泄漏過程Fig.4 Slip process of ammonia

為了解釋氨泄漏的過程，基于SCR反應機理，定性分析SCR的氨泄漏過程。SCR系統的化學反應過程是氨首先吸附到催化劑表面的布朗斯臺德酸性位或路易斯酸性位上，簡稱為Eley-Rideal機理，然后和氣相中的NOx進行反應[16-17]。氨首先吸附在催化劑表面，然后與NOx發生反應生成不穩定的化合物，該化合物會繼續分解生成氮氣和水。氨吸附速率、脫附速率及二者平衡關系計算公式為

ra=kaCNH3(1-θNH3),

(4)

(5)

(6)

式中：ra表示氨吸附速率(mol/(m3·s))；ka表示氨吸附時間常數(s-1)；CNH3為氣相氨的濃度(mol/m3)；θNH3為氣相氨的表面覆蓋率；kd表示氨脫附速率的預指數因子(mol/(m3·s))；Ed表示氨在零覆蓋率時的脫附能量(J/mol)；R表示理想氣體狀態常數(J/(mol·K))；T為熱力學溫度(K)；γ為氨表面覆蓋率修正系數；Ω為催化劑的儲氨能力(mol/m3)；ro為氨氧化速率(mol/(m3·s))；rNO為參與NO反應的氨消耗速率(mol/(m3·s))。

由Eley-Rideal機理可知，SCR反應主要在吸附的氨上面進行，吸附的氨可以通過氨的表面覆蓋率表征。由(5)式和(6)式可知，催化劑一定時，氨吸附速率和脫附速率主要由氣相氨的濃度和氨的表面覆蓋率確定。氣相氨的濃度主要受氨氮比影響，氨氮比越大，氣相氨的濃度越大，反之亦然。氨的表面覆蓋率就是氨存儲飽和度，體現了催化劑當前吸附的氨占該條件下催化劑氨飽和存儲量的比例。氨噴射初始階段，由于催化劑上幾乎沒有吸附的氨，可以認為此時氨存儲飽和度為0，噴射的氨會全部吸附到催化劑上。隨著吸附量的增加，氨存儲飽和度開始上升，隨著氨存儲飽和度的上升，氨的脫附速率不斷升高，達到一定程度出現氨泄漏，氨泄漏開始的時刻就是氨泄漏的臨界點。由此可知，當氨存儲飽和度達到一定程度時就必然出現氨泄漏。那么為了進行氨泄漏的控制，就需要了解影響氨泄漏過程的主要因素，尤其需要研究氨泄漏第1階段的影響因素。

2.3 氨泄漏的影響因素分析

通過試驗研究氨氮比對氨泄漏的影響，其中催化劑入口的NOx濃度均為750×10-6，配制不同濃度的氨氣，最終的氨氮比分別為0.7、1.0和1.4，空速為30 000 h-1，溫度為300 ℃. 圖5為氨氮比對氨泄漏的影響，隨著氨氮比的增大，氨泄漏第1階段的時間分別為95.3 s、70.7 s和55.8 s，呈現出逐漸減小的趨勢。氨氮比越大，催化劑出口氨濃度變化率也越大，氨氮比為0.7、1.0和1.4時對應的氨濃度變化率最大值分別為8.9×10-6s-1、17.9 ×10-6s-1和37.6×10-6s-1. 氨氮比為0.7、1.0和1.4時，氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度分別為79%、75%和76%，均值為76.7%，由此認為氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度不隨氨氮比的變化而變化。

圖5 氨氮比對氨泄漏的影響Fig.5 Effect of NH3/NOx ratio on ammonia slip

調節催化劑溫度分別為250 ℃、300 ℃和350 ℃，研究溫度對氨泄漏的影響，圖6為不同溫度下氨泄漏的情況。試驗中催化劑入口NOx濃度均為750×10-6，空速為30 000 h-1. 由圖6可以看出，隨著溫度的升高，氨泄漏第1階段的時間基本一樣，分別為72.8 s、70.7 s和72.6 s. 溫度為250 ℃、300 ℃和350 ℃時對應的氨濃度變化率最大值分別為26×10-6s-1、17.9×10-6s-1和6×10-6s-1，隨著溫度的升高，催化劑出口氨濃度變化率逐漸減小。溫度為250 ℃、300 ℃和350 ℃時，氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度分別為77.2%、75.0%和75.2%，均值為75.8%，由此可以認為氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度不隨溫度的變化而變化。

圖6 溫度對氨泄漏的影響Fig.6 Effect of temperature on ammonia slip

氨氮比和溫度對氨泄漏有較大的影響，但是氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度不隨氨氮比和溫度的變化而改變。

3 算法開發及試驗驗證

利用氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度不隨氨氮比和溫度的變化而改變的特性，設計控制算法。設計噴射控制算法時，主要從提高NOx轉化效率和控制氨泄漏兩個方面綜合考慮。從提高NOx轉化效率的角度出發，應該增大氨氮比；從控制氨泄漏的角度出發，應該減小氨氮比。這就需要從催化劑的氨泄漏特性出發，盡量控制氨泄漏始終處在泄漏的臨界值，也就是氨泄漏的第1階段。將氨泄漏控制在臨界點附近的控制算法是兼顧NOx轉化效率和氨泄漏的最優控制算法。

氨的飽和存儲量與溫度有密切關系，溫度越高，氨的飽和存儲量越小。理論氨存儲飽和度與實際氨存儲飽和度不會完全一致，二者的差值稱為安全系數。安全系數越大意味著氨泄漏的風險越小，安全系數越小意味著氨泄漏的風險越高。當催化劑溫度不變、氨存儲飽和度也不變的情況下，快速升高溫度，實際氨存儲飽和度會升高，超過氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度時就就會出現氨泄漏。當溫度快速下降時，實際的氨存儲飽和度會下降，此時不會引起氨泄漏，為了達到氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度就需要增大氨氮比。設計控制算法時需要考慮溫度變化率對氨存儲飽和度的影響。當溫度升高時降低氨存儲飽和度目標值，增大安全系數。當溫度降低時提高氨存儲飽和度目標值，降低安全系數，提高NOx轉化效率。圖7為氨存儲飽和度控制示意圖，為了彌補系統控制誤差，氨存儲飽和度實際值在一個可控的誤差帶范圍內變動，而且該誤差帶與溫度變化率有關系，目的是根據所處溫度的不同，控制氨泄漏的風險并兼顧NOx轉化效率。

圖7 氨存儲飽和度控制示意Fig.7 Schematic diagram of ammonia storage saturation level

由圖7可知，當氨存儲飽和度實際值超過誤差帶上限就會產生氨泄漏。氨存儲飽和度理論值和實際值之間設計了安全系數，隨著溫度變化率的升高，安全系數增大；隨著溫度變化率的降低，安全系數減小。針對本試驗的催化劑特性，理論氨存儲飽和度為76.7%，當溫度變化率為0 ℃/s時，實際氨存儲飽和度為55%～65%.

基于氨存儲飽和度的控制算法是以氨存儲飽和度的計算為基礎，并將其作為控制目標，根據氨存儲飽和度的不同，控制器對尿素噴射進行修正，從而達到控制氨存儲飽和度的目的。圖8為控制算法原理示意，其中氨存儲飽和度根據催化劑上游NOx、廢氣流量、尿素噴射量和氨泄漏量進行計算。而氨泄漏根據氨存儲飽和度進行預測，并基于催化劑溫度和氨氮比進行修正，一般情況下氨泄漏的控制目標為0×10-6，所以預測得到的氨泄漏的值在0 ×10-6附近波動。

圖8 控制算法原理示意Fig.8 Schematic diagram of control algorithm

控制算法采用基于模型的開發方式，以氨泄漏和尿素結晶為限制條件，以NOx轉化效率為控制目標。主要開發流程包括：根據物理化學反應提煉反應方程；利用Matlab/simulink建立應用層控制算法，采用RTW生成可執行代碼；利用C/C++開發底層算法(IO接口、數據通訊、數據存儲、底層驅動)；基于CodeWarrior的軟件集成與測試；軟硬件集成與測試；標定功能開發；臺架標定及整車路試。本算法在實驗室自主開發的尿素噴射控制單元上進行測試和驗證。

為了驗證該算法的實用性，尤其是該算法對氨泄漏的控制效果，基于柴油機臺架通過ETC標準循環進行算法驗證，其中試驗用柴油機主要技術參數見表2。圖9為ETC循環驗證結果。

表2 柴油機技術參數

圖9 ETC循環驗證結果Fig.9 Verification results of ETC cycle

表3為引入基于氨存儲飽和度的閉環控制算法前后，ETC測試循環下NOx排放以及氨泄漏的對比。采用基于氨存儲飽和度的控制算法后，氨泄漏的體積濃度均值由3.9 ×10-6降低到3.7×10-6，峰值由18.3 ×10-6降低到12.8×10-6.

表3 NOx排放以及氨泄漏測試結果

以氨存儲飽和度為控制目標的算法具有較好的實用性，ETC循環測試結果表明氨泄漏的均值為3.7×10-6，峰值為12.8×10-6. 通過計算得到NOx的綜合比排放為2.45 g/(kW·h)，達到國家第Ⅳ階段機動車污染物排放標準要求。

4 結論

1) 已經吸附到催化劑上的氨隨著時間的推移無法完全脫附，通過催化劑升溫或通入一定量的NO可以實現氨的完全脫附。

2)氨泄漏臨界點出現的時刻與氨存儲飽和度密切相關，并且氨泄漏臨界點對應的氨存儲飽和度不隨氨氮比和溫度的變化而變化?？梢岳冒贝鎯︼柡投冗M行氨泄漏的預測，進而實現氨泄漏的控制。

3) 采用以氨存儲飽和度為控制目標的控制算法進行ETC循環測試，氨泄漏體積濃度均值為3.7×10-6，峰值為12.8×10-6，滿足國家標準要求。

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Research on Ammonia Slip and Control of Diesel Engine SCR System

YUE Guang-zhao1， LIU Xing-hua1， QIU Tao2

(1.School of Mechanical Engineering,Beijing Institute of Technology, Beijing 100081，China; 2.College of Environment and Energy Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124,China)

The prediction and control of ammonia slip are the key issues of selective catalytic reduction (SCR) system. A SCR sample test bench was built. The adsorption and desorption characteristics of ammonia in V2O5-WO3/TiO2catalyst are studied, and the effects of NH3/NOxratio and catalyst temperature on ammonia slip are analyzed. The results show that the ammonia slip increases rapidly once ammonia leaks. The prediction of critical point of ammonia slip is very crucial for the control of ammonia slip. When the ammonia slip reachs to a critical point, the ammonia storage saturation level is not changed with the change in NH3/NOxratio and catalyst temperature. When NH3/NOxratio is set to 0.7, 1.0 and 1.4, the ammonia storage saturation level is 79%, 75% and 76%. The value of ammonia storage saturation level maintains fluctuations in the rangg of about 76.7% when the ammonia slip reachs to the critical point. The ammonia storage saturation level is related to the ammonia slip critical point. The control method of ammonia slip is designed based on the correlation between ammonia saturation level and ammonia slip critical point. The control method was used for SCR, and the European transient cycle (ETC) test of engine was performed. The ETC test results show that the brake specific emission of outlet NOxis reduced to 2.45 g/(kW·h), the average ammonia slip is 3.7 ×10-6, and the peak ammonia slip is 12.8×10-6, which meet the requirements of national IV emission regulations.

power machinery engineering; diesel engine; selective catalytic reduction; ammonia slip; emission

2016-11-07

北京市教育委員會促進人才培養綜合改革基金項目(JZ005011201401)

岳廣照(1984—), 男, 博士研究生。E-mail:yue110gz@126.com

劉興華(1963—), 男, 副教授，博士生導師。E-mail: lxh@bit.edu.cn

TK421+.5

A

1000-1093(2017)04-0634-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.04.002