研究論文尿素 SCR システムの NOx 浄化率向上に関する研究 ( 第 7 報 ) 鉄および銅ゼオライト系 SCR 触媒の比較と N 2 O 排出要因の解明 * 1) 伊藤聡一郎 2) 菊池裕 5) 鈴木央一 3) 田中陽 6) 石井素 4) 大聖泰弘 A Study on t

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しょうこはかまや
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1 研究論文鉄および銅ゼオライト系 SCR 触媒の比較と N 2 O 排出要因の解明 * 1) 伊藤聡一郎 2) 菊池裕 5) 鈴木央一 3) 田中陽 6) 石井素 4) 大聖泰弘 A Study on the Improvement of NOx Reduction Efficiency for a Urea SCR System (Seventh Report) Comparison of Fe- and Catalysts and Analysis of N 2 O Formation Mechanism Soichiro Ito Yutaka Kikuchi Yo Tanaka Yasuhiro Daisho Hisakazu Suzuki Hajime Ishii A Cu-Zeolite SCR system was experimentally compared with a Fe-Zeolite one in terms of NOx conversion efficiency over a wide range of exhaust gas temperatures in a heavy-duty diesel engine. The test results show that the Cu-Zeolite SCR can reduce NOx more effectively due to increased NH 3 adsorption at lower temperatures than the Fe-Zeolite type. In addition, N 2 O tends to be formed in a DOC located downstream of the SCR system depending on slipping NH 3 from it as well as on the lower temperatures. A simplified catalytic reaction model developed in this study can explain these SCR and N 2 O formation reactions. KEY WORDS : heat engine, selective catalytic reduction NOx removal, emission gas, Copper Zeolite (A1) 1. まえがきディーゼル機関の排出ガス規制は今後とも世界的に強化される予定であり, これらに適合するためには排気後処理システムが必要不可欠となっている.NOx を浄化する排気後処理システムの一つである尿素 SCR システムは,SCR 触媒が低温度域である場合 NOx 浄化率が低いという課題を抱えているのが現状である. これを改善するための方法として, 従来使用していた鉄ゼオライト系の SCR 触媒に対して銅ゼオライト系の SCR 触媒を用いると低温での NOx 浄化を改善できる可能性が有ることが確認されている (1). そこで本研究では, これを検証するため, まず両 SCR 触媒を用いて定常試験により NOx 浄化特性や NH 3 吸着特性を比較評価した. 尿素 SCR システムでは SCR 触媒に NH 3 を多く吸着させることで NOx 浄化率の向上が可能となる反面, 負荷の増大により SCR 触媒が急激に昇温した場合 NH 3 がスリップ ( 脱離 ) してしまうことが懸念される. その対策として SCR 触媒後段にはスリップした NH 3 を酸化除去するための DOC が設置されているが, その際に N 2 O( 亜酸化窒素 ) が生成されるおそれがある.N 2 O は現在未規制物質ではあるが,CO 2 の 298 倍の地球温暖化係数を持つため発生機構の解明とその抑制が必要とされている. そこで前報 (2) ではエンジンからの排気を対象に, 詳細な N 2 O 排出要因の解明のため NO をスリップ用 DOC に *212 *212 年 1 月 5 日受理.212 年 1 月 5 日自動車技術会秋季学術講演会において発表. 1) 2) 3) 4) 早稲田大学理工 1) 学術院 2) ( ) 4) 早稲田大学理工学術院東京都新宿区大久保 3-4-1) ( ) 6) 東京都新 ( 独 ) 交通宿区大久保安全環境研究所 3-4-1) ( 東京都調布市深大寺東町 ) 5) 6)( 独 ) 交通安全環境研究所 ( 東京都調布市深大寺東町 ) 流入させそこに NH 3 を供給し N 2 O の生成要因を調査した. その結果, 排気温度が低い ( ) 条件で N 2 O 生成割合はピークとなり, 高温 (> ) では NO から NO 2 への酸化や DOC 上の NO の吸着力の低下により N 2 O の生成割合は減少するということが判明した. 本研究では DOC に流入する NOx 中の NO 2 割合 ( 以下,NO 2 /NOx 比 ) を変化させ, さらに詳細な生成機構の解明を行った. 2. 実験装置および方法本研究では, 新長期規制に適合した重量車用排気量 4L のターボインタークーラ付き多気筒ディーゼルエンジンの排気系に尿素 SCR システムを装着してエンジンベンチ試験を行った. 実験装置の構成を図 1 に, また諸元を表 1 にそれぞれ示す. 触媒前後における排出ガス成分の排出量と低減率は, 直接測定法により求めた. 触媒構成は上流から, 酸化触媒 1~3( 以下, DOC1~3), 触媒付き DPF,SCR 触媒, 後段酸化触媒 ( 以下, ) の順で設置し, 試験によって設置の有無を変更した. EGR cooler Intake Air flow meter Surge tank EGR valve Throttle valve Intercooler Turbo charger DOC 1 DOC2 Urea solution injection Common- rail fuel injection system DOC 3 or NH 3 gas supply DPF SCR DOC 4 Exhaust Fig.1 Experimental apparatus and aftertreatment system layout 351

2 Table 1 Diesel engine specifications Engine type Water-cooled, 4-stroke-cycle, 4-valves per cylinder Number of cylinder Inline 4 Bore stroke mm Compression ratio 18. Displacement L 4.9 Fuel injection system DI Common-rail (Max.:16 MPa) (φ4 mm x 6 holes) Intake system Turbocharged with intercooler Max. power kw/rpm /2 Max. torque Nm/rpm 392/16 Fuel Conventional diesel Lubricant oil SAE 1W-3 (S: 7 wt.%) Urea solution injection φ2 mm x 1 hole(max.: 1 MPa) Volume L Diameter x Length inch Cell density cell/mill Crystalline material Supported metal Supported metal g/l Table 2 Catalyst specifications DOC1 DOC2 DOC3 DPF Φ4x4.8 Φ7.5x3 Φ7.5x3 Φ7.5x3 Φ7.5x8 Φ7.5x6 Φ7.5x6 4/6 4/6 4/6 4/6 26/12 4/6 4/6 Alumina Alumina Alumina Zeolite Zeolite Zeolite Pt Pd Pt Pd 3 1 Pt Pt Pt 各触媒の諸元を表 2 に示す. 本研究では SCR 触媒として鉄ゼオライト系, 銅ゼオライト系の SCR 触媒 ( 以下,, ) を用いている. 本研究では, まず両 SCR 触媒の NOx 浄化特性や NH 3 吸着特性を調査するために空間速度一定の条件の下で流入する排ガス温度を 16 ~3 の範囲で変化させ, 流入する NOx 量に対する尿素水の当量比 ( 以下,) を変化させて尿素水を供給し,SCR 触媒前後で排ガス組成がどのように変化したかを調査する. その際の触媒の配置を図 2 に示す. 尿素 SCR における反応としては以下のものがある. Urea (CO(NH 2 ) 2 ) decomposition CO(NH 2 ) 2 NH 3 +HCNO <Pyrolysis> (1) HCNO+H 2 O NH 3 +CO 2 <Hydrolysis> (2) NOx reduction NO+NO 2 +NH 3 2N 2 +3H 2 O <FastSCR> (3) 4NO+4NH 3 +O 2 4N 2 +6H 2 O <StandardSCR> (4) 6NO 2 +8NH 3 7N 2 +12H 2 O <SlowSCR> (5) SCR 触媒に供給された尿素水は式 (1),(2) より分解し, 生成した NH 3 が触媒に吸着する. この NH 3 が NOx と反応する式が式 (3)~(5) である. 一般的に以上の排気温度を必要とする Standard SCR 反応の式 (4),2 以上が必要とされる Slow SCR 反応の式 (5) に比べて,Fast SCR 反応の式 (3) は低温から反応速度が速いことが知られている. DOC1 DOC 1 Catalyzed DPF DOC2 ratio DOC3 DOC Urea solution injection DOC 3 or Catalyzed DPF Fig.2 SCR test layout NH 3 Gas Supply Exhaust DOC1 DOC 4 Exhaust Gas measuring point Layout 1 Layout 2 DOC3 Layout 3 Layout 4 Fig.3 DOC test layout Inlet temp. deg.c Gas measuring point GHSV=5 h -1 Layout 1 Layout 2 Layout 3 Layout Fig.4 DOC inlet temp. and NO 2 /NOx ratio 次に,(NH 3 スリップ用 DOC, 結晶材料はゼオライト系 ) における N 2 O 生成機構を調査するため SCR を取り外し, 酸化力の異なる DOC1~3 の組合せによりに流入するガスの NO 2 /NOx 比を定常試験において変化させ, 空間速度一定の条件下で 1 から 3 の各温度で排ガスの分析を行った. ここでは, 低温では尿素水からの NH 3 の生成が不十分なことを考慮して, 尿素水の代わりに NH 3 ガスを直接供給する方法を採り, これによってを変化させた. その際の触媒の配置を図 3 に示す. また, このレイアウトによって測定できた NO 2 /NOx 比と触媒温度の関係を図 4 に示す. 尿素 SCR システムにおける N 2 O 生成は前報 (2) により NO と NH 3 による化学反応によるものであることが明らかとなっている. 以下にその化学反応式を示す. 4NH 3 + 5O 2 4NO + 6H 2 O (6) 4NH 3 + 4NO + 3O 2 4N 2 O + 6H 2 O (7) 4NH 3 + 3O 2 2N 2 + 6H 2 O (8) 2NO + O 2 2NO 2 (9) 352 自動車技術会論文集

で,SCR 触媒入口温度が比較的低温の場合の NO 減少割合,NO 2 減少割合,NO 2 /NOx 比の関係を図 6 に示す. この場合の減少割合は流入するNOx に対する浄化されたNO, NO 2 の量の割合としている. この図から, では特に 1,19 で NO が多く浄化されていることがわかる.

3 3. 実験結果と考察 3.1. との比較まず,1 で両触媒においてを変化させた際の結果を図 5 に示す.=1. の場合は, の方が NOx 浄化率, 反応速度共に優れていたが,=2. では時間経過とともに NH 3 スリップが発生し, の方が高い NOx 浄化率を得た. これにより, この温度域ではは反応性に劣るが, 尿素供給量を増加させると NOx 浄化率は向上することが分かった. 触媒は尿素供給終了後に NOx 浄化率の上昇が見られた. これは, 尿素供給が終了したことによって触媒上の反応サイトに吸着し浄化を阻害していた NH 3 が取り除かれたためである [3]. =2. においての浄化率が優れていた理由を詳細に調べるため, =2. で,SCR 触媒入口温度が比較的低温の場合の NO 減少割合,NO 2 減少割合,NO 2 /NOx 比の関係を図 6 に示す. この場合の減少割合は流入するNOx に対する浄化されたNO, NO 2 の量の割合としている. この図から, では特に 1,19 で NO が多く浄化されていることがわかる. これは, 式 (4) の Standard SCR 反応が促進されたか, あるいははに比べて酸化力が強いことが知られており (3),NO がより多く流入する状況で NO が触媒内で NO 2 に酸化され, 式 (3) の Fast SCR 反応が活性化したためと考えられる. 次に,3 で両触媒においてを変化させた際の結果を図 7 に示す.=1. の時は NOx 浄化率がいずれ NO,NO 2 ppm NO,NO 2,NH 3 ppm = 1. = 1. 1 NOx reduction ratio NO outlet Urea injection timing 1 1 = 2. = 2. NH 3 outlet 1 NOx reduction ratio NO outlet (Inlet temp.=1, NO 2 /NOx= 6, GHSV=2h -1 ) Fig.5 SCR steady test at 1 NOx reduction raio % の触媒も 1 の場合よりも高くなった. また, ではに比べて NOx 浄化率が大きく変動した. これはの反応性が高いため, 尿素水噴射により NOx 浄化が直ちに高くなるが, 尿素が速やかに消費されて浄化率が低下するという過程を繰り返しているためである.3 において, は =2. の場合でも浄化率は % に達しなかった. しかしながら, は尿素供給の終了後は比較的早期に NOx 浄化が低下したが, は尿素供給の終了後もしばらく NOx 浄化が続いた. この温度域ではの方が反応速度,NOx 浄化率ともに高いが, では低温時と同じく尿素供給が停止しても NOx 浄化率の低下がに比べて穏やかであり, これは NH 3 吸着特性によるものと考えられる. さらに, 各温度での NH 3 吸着について調査した結果, 触媒入口温度 1 と 3 において NH 3 を過剰に供給し, NH 3 スリップが発生するまでに吸着した NH 3 の量を最大 NH 3 吸着量として算出したところ,1 ではが 2[mol/L], が 5[mol/L],3 ではが.5[mol/L], が.9[mol/L] とどちらの温度でもの方が最大吸着量が多いことが確認された.NH 3 吸着量と NOx 浄化率の関係を図 8 に示すが, この図において NH 3 吸着量の増加とともに NOx 浄化率が上昇する傾向が見られる. は NH 3 吸着量が少ない段階では NOx 浄化率はに劣るが,NH 3 吸着量が増えると NOx 浄化率は上昇する特性を持つことがわかる. NO,NO 2 ppm NO,NO 2 ppm =1. =1. 1 NOx reduction NO outlet rate Urea injection timing 1 1 =2. =2. 1 NOx reduction rate NO outlet (Inlet temp.=3, NO 2 /NOx= 9, GHSV=2h -1 ) Fig.7 SCR steady test at =2. SCR inlet Temp.=1.6.8 Adsorbed NH 3 mol =5. SCR inlet Temp.=3.6.8 Adsorbed NH 3 mol Fig.6 NO,NO 2 reduction rate at low temp. Fig.8 Adsorbed NH 3 - NOx reduction ratio Vol.44,No.2,March

4 3.2. DOC への NH 3 ガス供給試験本試験で得られた 1 から 3 までの各温度と 4 つの条件の NO 2 /NOx 比に対する N 2 O 生成割合をごとにマップ化したものを図 9 に示す. ここで,N 2 O 生成割合は触媒入口の N 2 O 生成要因が N 2 O に変化した割合を表すため以下の式 (1) によって定義し,SUM N とは (NO, NO 2, NH 3, N 2 O) の N 原子数の和である ratio この図におけるプロットは測定点を示し, 図 4 と対応している. また, プロットは後から NH 3 が検出された測定点を示している. この結果から, を増やしていくと,N 2 O 生成割合のピークが高温側へとシフトしていくことがわかる. また, が高くなるにつれ,N 2 O 生成割合のピーク値も上昇する傾向が認められる. ただし, 流入排気ガス温度 1 においては, どの条件でも一様に N 2 O 生成割合は低い反面, NH 3 スリップが見られる. NO 2 /NOx 比に対する N 2 O 生成割合に着目すると, =1. の条件においてはどの温度域でも NO 2 /NOx 比の上昇に伴い,N 2 O 生成割合は減少することがわかる. ここから, この条件においての N 2 O 生成は NO が反応する式 (7) が支配的であると言える. 一方で,=2. の条件下では低 NO 2 /NOx 比に対し, 高 NO 2 /NOx 比の条件の方が N 2 O 生成割合は低いものの, どの温度域においても N 2 O 生成割合のピークは NO 2 /NOx=4 近傍の領域となり,=1. の条件と異なる結果となった. 次に,N 2 O の生成機構について考察する. 前報 (2) にあるように,DOC は 2 ~32 で酸化力がピークを迎えることが判明している. よって触媒入口温度が 1 で N 2 O 生成割合が低いのはの活性が低いためであると考えられる. これは図 9 において 1 でからの NH 3 スリップがほとんどの条件において検出されていることからも言える. 図 1 は, 各温度に対する NOx 減少割合を示したものである. 図中のプロットの測定点は各温度の NO 2 /NOx 比が近傍の値を採用しており, ここでの NOx 減少割合は流入する NOx に対して減少した NOx 量の割合となっている. NO 2 /NOx ratio = inlet temp. deg.c = inlet temp. deg.c Fig.9 N 2 O generation map (1) N 2 O generation ratio % inlet temp. deg.c Fig.1 NOx reduction rate at NO 2 /NOx この図より, 触媒流入排気ガス温度 3 以外の全ての条件で NOx は減少していることがわかる. ここで,DOC 上で NOx が消費される反応を考えてみると, 式 (7) と, 式 (9) によって生成した NO 2 が反応する式 (11) の 2 式がある. 4NH 3 + 4NO + 3O 2 4N 2 O + 6H 2 O (7) 4NH 3 + 4NO 2 + O 2 4N 2 O + 6H 2 O (11) この 2 式はいずれも N 2 O 生成に関する反応式であるため NOx 減少量と N 2 O 生成は比例関係にあると考えられる. そこで図 9 を見てみると,NO 2 /NOx= 近傍の流入排気ガス下において =1.,2. 共に N 2 O 生成割合ピークと図 1 の NOx 減少量のピークが一致している. 3 において両条件で NOx はほとんど減少しておらず,N 2 O 生成は排気ガス中の NOx 起因ではないと言える. そこで考えられるのは,NH 3 の酸化によって生成した NOx と NH 3 の反応による N 2 O 生成, 式 (6) と式 (7) の総括反応の式 (12) である. 2NH 3 + 2O 2 N 2 O + 3H 2 O (12) よって,N 2 O 生成反応は 2 から 3 の領域で排気ガス中の NOx 起因から NH 3 の酸化による NOx 起因に移行すると考えられる. これは先述の通り DOC は 2 から 32 で酸化力が強いことによると考えられる. さらに図 9 の N 2 O 生成割合マップにおいてが上がると N 2 O 生成割合のピークが 2 付近の高温側へとシフトしている原因でもある. つまり,2 の DOC 上において NH 3 リッチ状態では NH 3 の酸化によって生成した NOx 起因のルートでも N 2 Oが生成されるため, 式 (7),(11) の排気ガス中の NOx 起因の N 2 O 生成ルートしか持たないと考えられる 2 より N 2 O 生成割合が増えるということである. ただ 3 の条件では, 式 (7) の N 2 O 生成反応が少なくなり, 式 (6) の NO 生成反応が支配的となるため, 高条件であっても,2 とほぼ同等もしくは低い N 2 O 生成割合となっていると考えられる. 一方 1 においてほとんど N 2 O 生成がみられないのにも関わらず,NOx 減少が見られている. これを解明するため, 前後で測定された NO, NO 2, NH 3, N 2 Oの濃度を合計したものの差が N 2 に変化した量と考え,N 2 生成割合と定義し 354 自動車技術会論文集

図 11 に示す. ここでの三角のプロットは測定点を, 丸のプロットは後から NH 3 が検出された測定点を示している. 図 11 より, 両の試験結果において,N 2 生成割合のピークは低温度領域の高 NO 2 /NOx 比条件であることが分かる.

の条件での, 生成した N 2 O 量と, 減少した NOx 量の比較を図 12 に示す. この時の dn 2 O はでの N 2 O 生成量,dNOx は前後の NOx の減少量である. 図 12 より, どの条件においても生成 N 2 O 量よりも減少 NOx 量の方が大きいことがわかる.

さらに参考文献 (4) によると NH 3 のみの酸化による N 2 生成が活発になるのは 2 以上と報告されているため,N 2 O 生成以外の反応で消費された NOx は, 酸化触媒上の SCR 反応によるものであると言える. また, この SCR 反応による NOx の N2 への浄化は図 11 からわかる通り, 高 NO2/NOx 比条件でピークを持っている.

しかしながら, 高 NH3/NOx 条件下でのみ,NO2/NOx 比 =4 近傍の領域において, 最も N2 生成量が低いために N2O 生成割合がピークとなる原因については解明できていない. NO 2 /NOx ratio.85.68 1 4 7 =1. 1 2 2 2 3 inlet temp. deg.c =2. 1 2 2 2 3 inlet temp. deg.c Fig.

数値シミュレーションには AVL 社の 1D シミュレーション Boost V5.1 を使用した.Boost ではハニカム型触媒における半径方向への熱輸送の影響が軸方向への熱輸送に比較して小さいものと仮定して無視し, 触媒全体を1つのチャンネルで代表している. 計算はこのチャンネルを軸方向に 2 分割したセルごとに行った.

同図は横軸に, 縦軸に触媒入口 NO 2/ NOx 比をとっている. 低温度域においては,NO 2 /NOx= の条件で分かるように実機データと同じく尿素水供給量を高めることででは NOx 浄化率が向上している.

5 図 11 に示す. ここでの三角のプロットは測定点を, 丸のプロットは後から NH 3 が検出された測定点を示している. 図 11 より, 両の試験結果において,N 2 生成割合のピークは低温度領域の高 NO 2 /NOx 比条件であることが分かる. 上で NH 3 と NOx が共存し, なおかつ結晶材料がゼオライト系であるということから,NH 3 と NOx が反応し NOx を N 2 へ浄化する SCR 反応が起きているかどうか検証する. そこで, 図 11 における低温度域の 1 との実験結果において,N 2 生成が多く見られた =2. の条件での, 生成した N 2 O 量と, 減少した NOx 量の比較を図 12 に示す. この時の dn 2 O はでの N 2 O 生成量,dNOx は前後の NOx の減少量である. 図 12 より, どの条件においても生成 N 2 O 量よりも減少 NOx 量の方が大きいことがわかる. 式 (7), (11) より N 2 O と NOx は等モルの反応であるため,dN 2 O よりも多い分の dnox は N 2 O 生成以外の反応で消費された NOx 量である. さらに参考文献 (4) によると NH 3 のみの酸化による N 2 生成が活発になるのは 2 以上と報告されているため,N 2 O 生成以外の反応で消費された NOx は, 酸化触媒上の SCR 反応によるものであると言える. また, この SCR 反応による NOx の N2 への浄化は図 11 からわかる通り, 高 NO2/NOx 比条件でピークを持っている. さらに図 9 より,NO2/NOx 比が高くなるにつれて N2O 生成割合は低くなっていることがわかる. 以上より,NO2/NOx 比が高くなるにつれ,N2O 生成よりも SCR 反応が強くなると言える. つまり,NOx 浄化が多い条件では N2O 生成が抑制されるということである. しかしながら, 高 NH3/NOx 条件下でのみ,NO2/NOx 比 =4 近傍の領域において, 最も N2 生成量が低いために N2O 生成割合がピークとなる原因については解明できていない. NO 2 /NOx ratio = inlet temp. deg.c = inlet temp. deg.c Fig.11 N 2 generation map N 2 generation ratio % 4.1. シミュレーション方法 4. 反応シミュレーション本研究ではとの NOx 浄化特性,NH 3 吸着特性の比較をし,N 2 O 生成量の予測を行う事を目的とする. 数値シミュレーションには AVL 社の 1D シミュレーション Boost V5.1 を使用した.Boost ではハニカム型触媒における半径方向への熱輸送の影響が軸方向への熱輸送に比較して小さいものと仮定して無視し, 触媒全体を1つのチャンネルで代表している. 計算はこのチャンネルを軸方向に 2 分割したセルごとに行った. 本モデルでは式 (3)~(5) の各 SCR 反応に加えて尿素と吸着サイトの吸着脱離反応, イソシアン酸 HCNO と吸着サイトの吸着脱離反応, そして尿素の熱分解, 加水分解を考慮し, 入力値はエンジンの実験データを用いたシミュレーション結果と考察まず,1 での最大 NOx 浄化率と NH 3 スリップの計算結果を図 13 に示す. 同図は横軸に, 縦軸に触媒入口 NO 2/ NOx 比をとっている. 低温度域においては,NO 2 /NOx= の条件で分かるように実機データと同じく尿素水供給量を高めることででは NOx 浄化率が向上している. 一方, では, この温度領域では尿素水供給量を高めても NO 2 /NOx 比が低い条件では, ほぼ浄化に使われることなく NH 3 がスリップすることが図 13 から分かる. この結果と 3.2 項で得られた DOC 上での N 2 O 生成割合マップをもとに DOC 上での N 2 O 生成量を算出してマップ化したものを図 14 に示す. この温度域での N 2 O 生成量は, 排ガス中の NOx を使っての N 2 O 生成が起こりにくい領域であるので,NH 3 スリップ量が増大するに伴い,N 2 O 生成量が増大する結果になっている.. : 29.8% : 29.8% : 44.1% : 2.6 ppm : 44.1% <1ppm : 36.4% : 36.4% : 65.% : ppm : 65.% % ppm NOx reduction ratio Fig.12 dn 2 O and dnox at Fig.13 NOx reduction ratio& at SCR inlet 1 Vol.44,No.2,March

. : 29.8% 1. 2. 3. 4. 5. 1. 2. 3. 4. 5. N 2 O : 4.1 ppm : 44.1% : 36.4% N 2 O : ppm : 65.% Fig.14 N 2 O generation at DOC inlet 1 ppm 18 次に,3 における最大 NOx 浄化率と NH 3 スリップの計算結果を図 15 に示す.

これは, では, 瞬時に SCR 反応が起こり NOx を浄化するのに対して, では NH 3 吸着量が浄化に与える影響が大きく,NH 3 吸着量を増大させない限り高 NOx 浄化率は望めないことが原因だと考えられる. しかし, は, 図 15 よりをよりも高めることでと同様に % の NOx 浄化率を達成できる.

また, 前項よりこの温度域での N 2 O 生成は NH 3 スリップ量に依存するため, 単純に NH 3 スリップの少ないの方が有利である... Φ:1.7 1. 1.6 2.2 2.8 3.4 1. 1.6 2.2 2.8 3.4 1. 1.6 2.2 2.8 3.4 1. 1.6 2.2 2.8 3.4 <1ppm Φ:2.

結論ディーゼル機関の尿素 SCR 触媒システムにおける低温度域での NOx 浄化率向上を目的として触媒を導入し,N 2 O 生成機構の解明を目的としてエンジンベンチ試験を行い 1 次元数値シミュレーションにより触媒種による浄化特性への影響を調査した結果, 以下の知見を得た. (1) 低温条件では, 触媒は触媒に対してを向上することで NO が多く浄化され,NOx 浄化率が向上する.

高温度域 (2 以上 ) では NH 3 による N 2 O 生成および NOx 生成が促進される. よって, 実際の尿素 SCR システムでは酸化触媒の温度を,NH 3 が DOC 後にスリップしない温度として,NH 3 が N 2 へ浄化する SCR 反応が起こりやすい高 NO 2 /NOx 比を維持することで N 2 O 生成量を抑えることが可能になる.

6 . : 29.8% N 2 O : 4.1 ppm : 44.1% : 36.4% N 2 O : ppm : 65.% Fig.14 N 2 O generation at DOC inlet 1 ppm 18 次に,3 における最大 NOx 浄化率と NH 3 スリップの計算結果を図 15 に示す. 同図は横軸に, 縦軸に触媒入口 NO 2/ NOx 比をとっている. 図 15 より排気温度 3 においてが低い領域では NO 2 /NOx 比に関わらずを用いた際にを用いた場合より NOx 浄化率が悪化しているのがわかる. これは, では, 瞬時に SCR 反応が起こり NOx を浄化するのに対して, では NH 3 吸着量が浄化に与える影響が大きく,NH 3 吸着量を増大させない限り高 NOx 浄化率は望めないことが原因だと考えられる. しかし, は, 図 15 よりをよりも高めることでと同様に % の NOx 浄化率を達成できる. 高温では,NO 2 /NOx 比が以下と NO リッチな条件下でも, では, を高めない限り, と同等の NOx 浄化率を達成することは困難だと言える. よって, 実機においてを用いる際は, 尿素供給量をに比べて高める等の NH 3 吸着量を考慮した尿素水噴射制御を行うことで, 同容量のよりも, 高い NOx 浄化率を実現できる可能性があると言える. また, 前項よりこの温度域での N 2 O 生成は NH 3 スリップ量に依存するため, 単純に NH 3 スリップの少ないの方が有利である... Φ: <1ppm Φ:2.3 <1ppm N 2 O generation % ppm NOx reduction ratio 5. 結論ディーゼル機関の尿素 SCR 触媒システムにおける低温度域での NOx 浄化率向上を目的として触媒を導入し,N 2 O 生成機構の解明を目的としてエンジンベンチ試験を行い 1 次元数値シミュレーションにより触媒種による浄化特性への影響を調査した結果, 以下の知見を得た. (1) 低温条件では, 触媒は触媒に対してを向上することで NO が多く浄化され,NOx 浄化率が向上する. また, 触媒は最大 NH 3 吸着量が大きく, NH 3 吸着量を高めることで, 高い NOx 浄化を実現できる. (2) NH 3 スリップ用 DOC にはゼオライト系のものを用いたが, その特性として, 低温度域 ( 以下 ) においては十分に活性せず SCR 反応による N 2 生成割合は大きいが,NH 3 スリップが生じる. 中温度域 ( ~2 ) では N 2 O 生成反応が促進される. 高温度域 (2 以上 ) では NH 3 による N 2 O 生成および NOx 生成が促進される. よって, 実際の尿素 SCR システムでは酸化触媒の温度を,NH 3 が DOC 後にスリップしない温度として,NH 3 が N 2 へ浄化する SCR 反応が起こりやすい高 NO 2 /NOx 比を維持することで N 2 O 生成量を抑えることが可能になる. (3) 1 次元数値シミュレーション Boost V5.1 より, 低温条件 (1 ) での NO 2 /NOx 比が以下の条件において, 触媒は触媒に対しての増大により NOx 浄化率が大幅に向上する. また, 高温条件 (3 ) では, 尿素水供給量を高めることで, 触媒と同等の NOx 浄化率を達成できる. さらに, 両温度域で NH 3 スリップ用 DOC における N 2 O の生成はの方が抑制できることが分かった. 参考文献 (1) Kamasamudram, K, et al : Why Cu- and Fe-Zeolite SCR Catalysts Behave Differently At Low Temperatures, SAE Int. J. Fuels Lubr. 3,1,p (21) (2) 松井渉ほか : 尿素 SCR システムの NOx 浄化率向上に関する研究 ( 第 6 報 ) N 2 O 排出要因の解明, 自動車技術会学術講演会論文集,43(2), Vol.43, No2, p p (211) (3) Massimo Colombo, et al : A comparative study of the NH 3 -SCR reactions over a Cu-zeolite and a Fe-zeolite catalyst, Catalysis Today, Volume 151, Issues 3 4, p (21) (4) Matías Rafti, et al : Modeling ammonia oxidation over a Pt (533) surface, Surface Science, Volume 66, Issues 1 2, p12-2 (212) (5) J. Pérez-Ramírez, et al : Selectivity-directing factors of ammonia oxidation over PGM gauzes in the Temporal Analysis of Products reactor: Primary interactions of NH 3 and O 2, Journal of Catalysis Volume 227, Issue 1, p9 (4) Fig.15 NOx reduction ratio& at SCR inlet 自動車技術会論文集

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51 155 2009 23-30 Journal of the Combustion Society of Japan Vol.51 No.155 (2009) 23-30 FEATURE Clarification of Engine Combustion and the Evolution ディーゼルエンジン燃焼の課題と今後 Diesel Combustion Challenge and Future

研究論文 尿素 SCR システムの NOx 浄化率向上に関する研究 ( 第 7 報 ) 鉄および銅ゼオライト系 SCR 触媒の比較と N 2 O 排出要因の解明 * 1) 伊藤聡一郎 2) 菊池裕 5) 鈴木央一 3) 田中陽 6) 石井素 4) 大聖泰弘 A Study on t

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