基于氣流引導的碳化硅CDPF主動再生溫度特性

陳貴升，李 冰，李靚雪，彭益源，馬龍杰，張 韋

(1. 昆明理工大學 云南省內燃機重點實驗室，云南 昆明 650500； 2. 昆明云內動力股份有限公司，云南 昆明 650501)

隨著柴油機在工程機械領域的廣泛應用，顆粒物排放污染愈發嚴重．柴油機顆粒捕集器(DPF)是降低顆粒物排放最有效的后處理裝置之一[1-2]，其關鍵技術是DPF再生[3]．后處理結構的設計直接影響發動機廢氣流動的均勻性，從而影響DPF再生溫度的均勻性[4-5]．廢氣流動不均勻會使載體內部局部溫度過高，引起催化劑脫落；還會使再生峰值溫度和最大溫度梯度過高，縮減載體壽命[6-8]．控制載體溫度場分布，保證DPF再生安全性成為學者們關注的重點．

研究發現[9-10]，DPF再生時的安全工作溫度低于1200℃，安全的溫度梯度低于72.3℃/cm．文獻[11—12]研究了后處理系統的流場分布，并對混合器結構進行優化．Chen等[13]研究了DPF再生溫度梯度的變化，結果表明：整個碳煙層溫差隨碳載量的增加而升高，隨排氣氧濃度增加，溫差的幅值逐漸減?。瓻等[14-15]研究發現，DPF微波再生過程中，速度場和溫度場分布特征在提高再生效率和使用壽命方面有重要影響．Deng等[16]研究了DPF在熱再生過程中的溫度分布和溫度梯度，結果表明：徑向溫度梯度和軸向溫度梯度的峰值均出現在載體前端．姜大海[17]研究發現，利用噴油助燃催化的再生方式，需要對柴油氧化催化器(DOC)出口溫度進行精準控制，DOC入口處HC分布不均勻會影響后處理系統的可靠性．這種熱不均勻性會對催化劑和載體產生損害[18]．

目前，在后處理系統封裝結構對DPF再生溫度特性方面的研究較少，基于此，筆者首先對原機新型國Ⅵ碳化硅催化型柴油機顆粒捕集器(CDPF)噴油點火主動再生進行了試驗，然后針對原機試驗中再生峰值溫度和峰值溫度梯度較高問題，提出了導流裝置的兩種優化方案，并進行了原機方案、優化方案的流動特性分析；基于較優方案，選用新型國Ⅵ碳化硅CDPF分別進行噴油點火主動再生和噴油助燃主動再生試驗，對再生時的溫度、溫度升高速率和溫度梯度進行研究，以期為實現CDPF安全再生提供參考．

1 原機方案噴油點火主動再生試驗

試驗基于D30TCI高壓共軌電控增壓、直列4缸柴油機開展，發動機排量為2.98L，最大轉矩為400N·m(1600～2600r/min)，在發動機排氣管后端加裝后處理系統進行再生試驗，圖1為再生試驗裝置布置．后處理試驗裝置包括燃燒器、DOC、CDPF、溫度和壓力采集模塊．其中，燃燒器為自主研發，用于CDPF主動再生時噴油和點火的控制．溫度、壓力采集模塊分別檢測DOC和CDPF進/出口端溫度(T1、T2和T3)和壓力．CDPF載體為新型國Ⅵ高孔隙率薄壁對稱型載體，表1為DOC和CDPF主要參數．

表1 DOC、CDPF載體主要參數 Tab.1 Main specifications of DOC and CDPF carriers

圖1 再生試驗臺架示意 Fig.1 Schematic of regeneration test bench

再生試驗開始前，采用發動機低轉速、高負荷工況(1400r/min、100%負荷工況下可快速加載碳煙)，在碳載量為6g/L下，通過調節發動機工況和燃燒器噴油參數來控制CDPF進口溫度．

選取燃油經濟性較好、排氣氧濃度較高的怠速工況(1100r/min、0負荷工況)，燃燒器點火后容易引燃柴油，為獲取載體內部具體的溫度變化，在CDPF載體內部布置12支直徑為1mm、長度為300mm的K型熱電偶，如圖2所示．在軸向上，按照排氣方向將載體分為前端(測點4、9、10、11和12)、中端(測點2、5、6、7和8)和后端(測點1、3)．

圖2 原機方案下CDPF載體內部熱電偶布點示意 Fig.2 Schematic of thermocouples layout into CDPF carriers under original filter scheme

圖3示出碳載量為6g/L時原機方案的DOC和CDPF噴油點火再生過程溫度變化．

圖3中，隨燃燒器噴油點火的開始，DOC和CDPF前、后端溫度迅速升高后保持相對穩定，CDPF內部溫度迅速升高至最大值后又迅速下降，并趨于平穩．這是因為再生初期，燃燒器噴油點火后溫度迅速 上升，加速碳煙的燃燒速率，使CDPF內部溫度迅速上升．隨后燃燒速率趨于平緩，CDPF內部溫度保持相對穩定，直至再生結束后，溫度迅速降低．再生時CDPF后端出現突然陡增的“尖峰”溫度，這是因為CDPF前端的碳煙緩慢氧化放出的熱量沿氣流方向向后端傳遞并積累，使后端的大量碳煙迅速燃燒，釋放大量熱量，導致載體內部溫度快速上升．由圖3b可知，徑向分布的中心位置的再生溫度較高；軸向分布的前段的再生溫度較高．其中，測點4(CDPF前端中心處)再生溫度峰值達到了1239℃，超過了再生時的安全工作溫度，此時較高的再生溫度會使載體熱熔失效．

圖4示出碳載量為6g/L時，原機方案的CDPF噴油點火再生過程中心位置溫度升高速率變化和軸向、徑向測點之間的溫度梯度變化．

圖4a中，隨著噴油點火的開始，在達到CDPF再生溫度后，CDPF中心前段和中段的溫度升高速率急速增長，并先后達到峰值，隨后迅速降低，并趨于穩定．測點4、2、1的溫度峰值點處溫度升高速率從前段至后段依次降低，溫度升高速率分別為73.90、72.35和14.55℃/s．圖4b中，載體軸向和徑向方向上中心處的溫度梯度變化幅度較大，同時具有正峰和負峰，軸向測點4～2之間、軸向測點2～1的峰值溫度梯度分別為-114.2℃/cm、-44.3℃/cm．由圖3 和圖4b可知，在再生初期，開始噴油點火后，載體前端溫度高于后端溫度，差值不斷增大，從而出現以上溫度梯度極值，隨排氣氣流將前端的熱量不斷帶向載體后端，前、后端溫差減小，溫度梯度極值減小，趨向于0．當后端熱量積累到一定程度時，后端溫度高于前端，在500s附近出現較小的溫度梯度正峰．徑向測點2～5的溫度梯度峰值為124.9℃/cm，在開始噴油點火后，載體中心溫度與邊緣溫度的差值增大，徑向測點2～5的溫度梯度不斷增大，在500s附近出現峰值，但隨著向載體邊緣傳遞的熱量增多，中心與邊緣溫度差值減小，溫度梯度不斷減小并最終趨于穩定．此時，前段軸向和徑向的溫度梯度峰值均大于再生時安全的溫度梯度，主要是因為載體內部的碳煙分布不均勻，導致再生時各處的溫度差異較大，形成較大的溫度梯度，這會使載體在較高的熱沖擊和熱應力作用下發生損壞．

圖3 原機方案下DOC和CDPF再生溫度場 Fig.3 DOC and CDPF regeneration temperature field under original filter scheme

圖4 CDPF再生溫度升高速率與溫度梯度 Fig.4 CDPF regeneration rise rate and temperature gradient

2 仿真模型構建及驗證

原機CDPF載體在噴油點火主動再生時內部溫度過高，且溫度梯度較大，會使載體發生損壞．筆者通過流體動力學(CFD)方法構建DOC＋CDPF仿真模型，優化其封裝結構．

2.1 DOC＋CDPF流場模型構建

圖5為DOC+CDPF流場模型構建．圖5a為結構模型，其壁厚為2mm．構建模型時去除了傳感器座、螺栓孔等周邊設備．進氣腔、DOC、CDPF和排氣腔的封裝結構之間通過卡箍進行連接，多孔筒、導流板通過焊接固定在進/排氣腔內．

圖5b為簡化后的內流場模型，構建模型時各部件之間是獨立的，且DOC、CDPF載體區在設置邊界條件時需進行多孔介質處理，因而保存載體兩端的重復面．首先對內流場模型的各個部件進行面網格劃分，為了盡可能保留模型的幾何結構，網格尺寸需要進行手動控制，因而導流板、多孔筒、入口和出口的網格尺寸需單獨進行網格加密處理，最后把各部件的面網格導入網格劃分軟件中，對重復面進行節點合并，最后生成體網格．綜合考慮計算時間、計算精度，通過多次調試，體網格總數為356842．

圖5 DOC＋CDPF流場模型構建 Fig.5 Construction of flow field model of DOC＋CDPF

2.2 數學模型

構建的流場模型遵循質量守恒定律和動量守恒定律，質量守恒定律[19]表達式為

式中：ρ為流體密度；t為時間；u、v和w分別為速度在x、y和z方向上的分量．

式中：p為流體微元體上的壓力；gradu為速度梯度；μ為動力黏度；u為速度矢量；SU、SV和SW為廣義源項，Fx、Fy和Fz分別為作用在微元體x、y和z方向上的體積力分量，其中SU=Fx+Sx、SV=Fy+Sy且SW=Fz+Sz．Sx、Sy和Sz可表示為

式中：λ為第二黏度，取值為-2/3．

能量守恒方程[17]為

式中：cp為流體比熱容；gradT為溫度梯度；κ為流體傳熱系數；ST為流體內熱源、機械能轉換為熱能 的量．

流體在流過多孔介質壁面時的壓降遵循達西定律，壓降[20]為

式中：kw為壁面滲透率；ω為過濾壁面厚度；β為Forchheimer系數；uw為流體流動速度．

2.3 模型驗證和優化方案設計

圖6為DOC、CDPF壓降和溫度的模擬值與試 驗值對比．在捕集工況下，通過在DOC、CDPF前、后端安裝的壓力傳感器和溫度傳感器，得到排氣流過DOC、CDPF后的壓降和溫度．在相同條件下，流場模型中DOC、CDPF前、后端的壓降、溫度與試驗值相比，誤差較小，可用于仿真計算．

圖6 DOC、CDPF壓降、溫度的模擬值與試驗值對比 Fig.6 Comparison of simulated and experimental values of DOC，CDPF pressure drop and temperature

2.4 優化方案設計

圖7為DOC＋CDPF導流裝置的優化方案．因車用后處理系統安裝空間有限，過多改變結構模型尺寸會增加安裝難度，故改進方案是基于原機方案，僅在載體前、后增加多孔筒和導流板裝置．方案1的導流板小孔呈六邊形分布，多孔筒和導流板的孔徑為8mm，開孔率分別為22.97%和33.76%．方案2(高開孔率)的導流板小孔呈圓形分布，多孔筒和導流板的孔徑為10mm，開孔率分別為42.40%和46.14%．

圖7 DOC＋CDPF導流裝置的優化方案 Fig.7 Optimization scheme of DOC＋CDPF flowguiding device

2.5 邊界條件的建立

表2為流場仿真邊界條件．根據試驗工況和廠家提供的參數，設置進口速度為32m/s，溫度為620℃，將出口定義為壓力出口．計算過程中僅考慮流動的整體性能，不涉及相關化學反應，因而使用高溫空氣代替高溫廢氣；結構壁面僅考慮與流體之間的對流換熱過程，設置對流換熱系數；內流場載體結構使用多孔介質來代替．

表2 流場仿真邊界條件 Tab.2 Simulation boundary conditions of flow field

2.6 均勻性評價指標

速度均勻性系數[6]γ為

式中：n為催化劑多孔介質載體通道數；vi為通道i上的速度；為整個載體界面上的平均速度．γ＝1.0時，為理想的均勻流場；γ＝0.5時，只有一半的氣流通過催化器載體表面；γ＝0時，僅單個催化器載體通道上有氣流通過．

3 模擬結果分析

3.1 DOC＋CDPF速度特性

圖8為不同方案下內流場的速度．發動機廢氣由進氣管進入進氣腔后改變流動方向，流向載體內部，最后經排氣腔的出口管流出．

圖8 流場速度 Fig.8 Velocity of flow field

可知，方案1、2由于加裝了多孔筒及導流裝置，廢氣流經進氣腔的多孔筒小孔時產生分流，部分氣流直接從小孔流出，另一部分氣流撞擊進氣腔的底部后形成了回流．相比方案1，方案2中多孔筒底部流速為0m/s的區域較少，這是因為其多孔筒下端的實體面積較小，氣體流動受到的阻礙作用較?。畯U氣流經導流板后，方案2的導流板軸向中心區域的速度均勻性優于方案1，這是因為方案1中的導流板中心區域沒有開孔，氣體流過導流板后在該處形成回流；而兩種方案的氣體經過導流板后的上端區域速度均勻性均較好，僅因孔徑不同導致速度在數值上略有差異．

圖9為不同方案下進氣腔導流板前端和DOC進口端斷面的氣流速度．圖10為不同方案下DOC進口端氣流速度均勻性對比．

由圖9、圖10可知，方案1和方案2的導流板前端斷面下端均有速度較高的扇形區域，且方案1的流速大于方案2，這是因為方案1的導流板小孔直徑減小，流速增大．原機方案中氣流流經DOC進口端時， 進口端斷面下端的氣流速度明顯大于上端，速度均勻性較差，速度均勻性系數為0.795．方案2的DOC進口端斷面的速度均勻性優于方案1，在DOC軸向中心區域的效果更加明顯．隨加裝導流裝置的開孔率增大，DOC進口端斷面的速度均勻性系數由0.816增大至0.967．這是由于方案1的導流板裝置中心區域沒有開孔，對氣流流動有阻礙作用，且氣流經由外圈的小孔流過后，會在該中心區域形成回流，造成流場速度不均勻；另外，由于方案2的小孔孔徑和開孔率較大，導流板對氣流流動的阻礙作用較小，對氣流起到了整流作用，整個導流板的速度均勻性較好．

圖9 導流板前端和DOC進口端氣流速度 Fig.9 Velocity of front of guide plate and inlet of DOC

圖10 不同方案下的速度均勻性系數 Fig.10 Velocity uniformity index under different schemes

3.2 DOC＋CDPF壓力分布

圖11為不同方案下后處理系統DOC和CDPF壓降的對比．

圖11 不同方案下的DOC和CDPF壓降 Fig.11 Pressure drop of DOC and CDPF under different schemes

可知，原機方案DOC和CDPF壓降最低，分別為0.84kPa和3.12kPa．與原機方案相比，方案1在加裝導流裝置后，DOC和CDPF壓降小幅增大，分別為0.90kPa和3.35kPa．方案2中，隨導流裝置開孔率增大，DOC和CDPF壓降降低，分別為0.88kPa和3.25kPa．這是因為加裝導流裝置后，氣流阻力增大，且氣流在導流裝置壁面處形成回流，氣流質點碰撞加劇，消耗流動的能量，整個封裝系統內部壓力升高．

3.3 DOC＋CDPF溫度分布

圖12為不同方案下DOC進口端斷面溫度分布．可知，原機方案由于沒有加裝導流板和多孔筒，進氣腔內的氣流速度均勻性較差，溫度分布不均勻，其下端溫度較上端高約150℃，從而導致DOC進口端斷面下端的溫度高于上端．在加裝導流裝置后，進氣腔和DOC進口端斷面的溫度場分布均勻程度均得到改善，但由于方案1導流板開孔率較小，使DOC進口端斷面外緣溫度較低．

圖12 DOC進口端斷面溫度 Fig.12 Temperature of DOC inlet section

可知方案2通過增大導流裝置的開孔率后，溫度分布均勻程度和速度均勻性較好，且整體壓降較小，因而方案2能夠較好地解決DOC進口端的均勻性，從而保證CDPF的再生安全可靠性．

4 優化方案試驗

筆者基于方案2進一步研究CDPF主動再生過程中的溫度特性，保證碳煙分布情況相同條件下的碳載量為6g/L．在發動機排氣溫度穩定后，利用燃燒器噴射HC，持續時間為15min．

4.1 CDPF噴油點火主動再生溫度特性

選取轉速為1400r/min、0負荷怠速工況，通過燃燒器噴油點火使CDPF進口溫度提升至600℃后進行主動再生過程．由于DOC內部溫度分布均勻程度決定CDPF進口溫度分布的均勻程度，進而影響CDPF再生過程中的溫度特性．故在DOC布置了5支直徑為1mm、長度為300mm的K型熱電偶，均從DOC出口端向進口端插入．CDPF內部布置9個測點．圖13為DOC和CDPF載體內部熱電偶布點示意．

圖13 DOC和CDPF載體內部熱電偶布點示意 Fig.13 Schematic of thermocouples layout into DOC and CDPF

圖14示出碳載量為6g/L時方案2下 DOC和CDPF噴油點火主動再生過程內部溫度變化．

圖14 DOC和CDPF噴油點火主動再生時內部溫度場 Fig.14 Internal temperature field during fuel injection ignition active regeneration of DOC and CDPF

從DOC的溫度分布可知，DOC內部溫度呈中心溫度高、四周溫度低的趨勢，最高溫度出現在載體中心測點a處(780℃)，但DOC內部徑向上各點的溫度相差較小，保證了CDPF進口端溫度場分布較均勻．DOC內部溫度出現多個峰值是因為燃燒器采用脈沖式不斷噴射HC，當HC積累量大于氧化量時，導致溫度下降．當氧化繼續進行，氧化量高于積累量且氧化速率一定時，載體內部溫度保持穩定．在900s以后結束噴射HC，僅有載體內部的碳煙燃燒，溫度較穩定．

當CDPF進口溫度達到600℃后，CDPF的再生溫度上升速率加快，最高再生溫度增加，最高再生溫度點出現在測點8′，為853.9℃．內圈的再生峰值溫度在測點7′處出現，為845.5℃．溫度場分布呈軸向越靠近CDPF后端溫度越高，徑向呈中圈溫度最高、內圈溫度次之、外圈溫度最低的規律．

圖15示出CDPF在碳載量為6g/L時，方案2的CDPF內部測點1′、4′和7′再生溫度升高速率和載體內部溫度梯度變化．

圖15a中，隨噴油點火的進行，CDPF內部溫度迅速上升，當CDPF溫度達到600℃后溫度升高速率有所下降．載體內圈最大溫度升高速率沿軸向由前到后依次減小，分別為14.9、10.4和9.2℃/s，較原機方案分別降低79.41%、85.99%和36.77%．再生過程 減緩，再生溫度變化較小，不會造成載體熱應力過高的情況．

圖15 CDPF噴油點火主動再生時溫度升高速率和溫度梯度 Fig.15 Temperature riserate and temperature gradient during fuel injection ignition active regeneration of CDPF

圖15b中，在載體內圈軸向方向上主動再生時溫度梯度變化幅度較小，測點4′～1′段和測點7′～4′段的峰值溫度梯度分別為19.38℃/cm和18.8℃/cm，較原機方案分別降低了83.03%和57.56%．后段徑向方向上的峰值溫度梯度差異較大，測點8′～7′段和測點9′～8′段的峰值溫度梯度分別為3.76℃/cm和31.78℃/cm，呈越靠近載體外緣峰值溫度梯度越大．采用方案2后的氣流均勻性和溫度分布情況得到大幅改善，主動再生時的峰值溫度和峰值溫度梯度均在安全范圍內．

4.2 CDPF噴油助燃再生溫度特性

選取轉速為2000r/min、180N·m穩態工況，使發動機排氣溫度穩定為280℃，通過燃燒器噴油、DOC氧化HC使CDPF進口溫度升至500℃后進行主動再生過程．熱電偶布置位置見圖13．

圖16示出碳載量為6g/L、采用噴油助燃主動再生時方案2的DOC和CDPF載體溫度．

圖16a中，DOC進口溫度達到280℃后，保溫5min，通過燃燒器噴油，DOC氧化HC放熱，將CDPF進口溫度提升至500℃后，保溫30min，進行再生．CDPF后端溫度高于前端，一方面，載體內碳煙氧化再生，釋放大量熱量，提高了溫度；另一方面， CDPF涂覆催化劑對HC也具有氧化的作用，DOC中未被氧化完的HC繼續在CDPF載體內氧化升溫，同時，載體散熱速度小于排放物氧化放熱提升溫度的速度．圖16b中，CDPF載體內部軸向方向上前段、中段、后段峰值溫度依次升高，徑向方向上整體呈越靠近外緣處溫度越低的規律；其中再生時的峰值溫度出現在載體后段，為597.8℃．

圖16 DOC和CDPF噴油助燃主動再生時內部溫度場 Fig.16 Internal temperature field during fuel injection assisted active regeneration of DOC and CDPF

圖17示出碳載量為6g/L下噴油助燃主動再生時，方案2的CDPF載體溫度升高速率和內部溫度梯度變化．

圖17a中，主動再生時載體測點1′、4′和7′的最大溫度升高速率分別為8.1、8.7和5.6℃/s，較噴油點火主動再生時的溫度升高速率分別降低45.64%、15.94%和39.13%．這主要是因為采用噴油助燃主動再生方式時，燃燒器噴射HC后，在DOC內部進行氧化升溫，溫度較低，故CDPF內的再生速率也較低．圖17b中，載體在進行主動再生時軸向和徑向方向上的溫度梯度變化幅度較小，軸向上峰值溫度梯度為3.41℃/cm，徑向上峰值溫度梯度為4.37℃/cm，使載體在主動再生時所受的熱沖擊和熱應力較?。?/p>

圖17 CDPF噴油助燃主動再生時溫度升高速率和溫度梯度 Fig.17 Temperature rise rate and temperature gradient during fuel injection assisted active regeneration of CDPF

5 結 論

(1) 采用噴油點火主動再生方式時，無導流裝置的原機方案CDPF再生峰值溫度、最大溫度升高速率和最大溫度梯度分別為 1239℃、73.9℃/s和124.9℃/cm，使載體出現熱熔失效和熱應力失效．

(2) 無導流裝置時，后處理系統內部的速度均勻性較差，溫度場分布不均勻；加裝導流裝置后，隨導流裝置的開孔率增大，速度均勻性系數增大至0.967，其溫度分布更加均勻．

(3) 采用高開孔率方案(方案2)時，不同再生方式下的CDPF載體內部的峰值再生溫度均出現在載體后段位置，且中心溫度高于外緣溫度．

(4) 采用噴油點火和噴油助燃兩種主動再生方式時，高開孔率方案的再生峰值溫度為845.5℃和597.8℃，溫度升高速率為14.9℃/s和8.7 /s℃ ，最大溫度梯度為31.78℃/cm和4.37℃/cm，較原機方案均大幅降低，載體所受的熱沖擊和熱應力較小，能夠保證載體在主動再生過程中安全可靠．