基于氣流引導(dǎo)的碳化硅CDPF主動(dòng)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(xué) 云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，云南 昆明 650500； 2. 昆明云內(nèi)動(dòng)力股份有限公司，云南 昆明 650501)

隨著柴油機(jī)在工程機(jī)械領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用，顆粒物排放污染愈發(fā)嚴(yán)重．柴油機(jī)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(guān)鍵技術(shù)是DPF再生[3]．后處理結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣流動(dòng)的均勻性，從而影響DPF再生溫度的均勻性[4-5]．廢氣流動(dòng)不均勻會(huì)使載體內(nèi)部局部溫度過(guò)高，引起催化劑脫落；還會(huì)使再生峰值溫度和最大溫度梯度過(guò)高，縮減載體壽命[6-8]．控制載體溫度場(chǎng)分布，保證DPF再生安全性成為學(xué)者們關(guān)注的重點(diǎn)．

研究發(fā)現(xiàn)[9-10]，DPF再生時(shí)的安全工作溫度低于1200℃，安全的溫度梯度低于72.3℃/cm．文獻(xiàn)[11—12]研究了后處理系統(tǒng)的流場(chǎng)分布，并對(duì)混合器結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化．Chen等[13]研究了DPF再生溫度梯度的變化，結(jié)果表明：整個(gè)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(fā)現(xiàn)，DPF微波再生過(guò)程中，速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)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(guò)程中的溫度分布和溫度梯度，結(jié)果表明：徑向溫度梯度和軸向溫度梯度的峰值均出現(xiàn)在載體前端．姜大海[17]研究發(fā)現(xiàn)，利用噴油助燃催化的再生方式，需要對(duì)柴油氧化催化器(DOC)出口溫度進(jìn)行精準(zhǔn)控制，DOC入口處HC分布不均勻會(huì)影響后處理系統(tǒng)的可靠性．這種熱不均勻性會(huì)對(duì)催化劑和載體產(chǎn)生損害[18]．

目前，在后處理系統(tǒng)封裝結(jié)構(gòu)對(duì)DPF再生溫度特性方面的研究較少，基于此，筆者首先對(duì)原機(jī)新型國(guó)Ⅵ碳化硅催化型柴油機(jī)顆粒捕集器(CDPF)噴油點(diǎn)火主動(dòng)再生進(jìn)行了試驗(yàn)，然后針對(duì)原機(jī)試驗(yàn)中再生峰值溫度和峰值溫度梯度較高問(wèn)題，提出了導(dǎo)流裝置的兩種優(yōu)化方案，并進(jìn)行了原機(jī)方案、優(yōu)化方案的流動(dòng)特性分析；基于較優(yōu)方案，選用新型國(guó)Ⅵ碳化硅CDPF分別進(jìn)行噴油點(diǎn)火主動(dòng)再生和噴油助燃主動(dòng)再生試驗(yàn)，對(duì)再生時(shí)的溫度、溫度升高速率和溫度梯度進(jìn)行研究，以期為實(shí)現(xiàn)CDPF安全再生提供參考．

1 原機(jī)方案噴油點(diǎn)火主動(dòng)再生試驗(yàn)

試驗(yàn)基于D30TCI高壓共軌電控增壓、直列4缸柴油機(jī)開(kāi)展，發(fā)動(dòng)機(jī)排量為2.98L，最大轉(zhuǎn)矩為400N·m(1600～2600r/min)，在發(fā)動(dòng)機(jī)排氣管后端加裝后處理系統(tǒng)進(jìn)行再生試驗(yàn)，圖1為再生試驗(yàn)裝置布置．后處理試驗(yàn)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(fā)，用于CDPF主動(dòng)再生時(shí)噴油和點(diǎn)火的控制．溫度、壓力采集模塊分別檢測(cè)DOC和CDPF進(jìn)/出口端溫度(T1、T2和T3)和壓力．CDPF載體為新型國(guó)Ⅵ高孔隙率薄壁對(duì)稱型載體，表1為DOC和CDPF主要參數(shù)．

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

圖1 再生試驗(yàn)臺(tái)架示意 Fig.1 Schematic of regeneration test bench

再生試驗(yàn)開(kāi)始前，采用發(fā)動(dòng)機(jī)低轉(zhuǎn)速、高負(fù)荷工況(1400r/min、100%負(fù)荷工況下可快速加載碳煙)，在碳載量為6g/L下，通過(guò)調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)工況和燃燒器噴油參數(shù)來(lái)控制CDPF進(jìn)口溫度．

選取燃油經(jīng)濟(jì)性較好、排氣氧濃度較高的怠速工況(1100r/min、0負(fù)荷工況)，燃燒器點(diǎn)火后容易引燃柴油，為獲取載體內(nèi)部具體的溫度變化，在CDPF載體內(nèi)部布置12支直徑為1mm、長(zhǎng)度為300mm的K型熱電偶，如圖2所示．在軸向上，按照排氣方向?qū)⑤d體分為前端(測(cè)點(diǎn)4、9、10、11和12)、中端(測(cè)點(diǎn)2、5、6、7和8)和后端(測(cè)點(diǎn)1、3)．

圖2 原機(jī)方案下CDPF載體內(nèi)部熱電偶布點(diǎn)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(shí)原機(jī)方案的DOC和CDPF噴油點(diǎn)火再生過(guò)程溫度變化．

圖3中，隨燃燒器噴油點(diǎn)火的開(kāi)始，DOC和CDPF前、后端溫度迅速升高后保持相對(duì)穩(wěn)定，CDPF內(nèi)部溫度迅速升高至最大值后又迅速下降，并趨于平穩(wěn)．這是因?yàn)樵偕跗?，燃燒器噴油點(diǎn)火后溫度迅速 上升，加速碳煙的燃燒速率，使CDPF內(nèi)部溫度迅速上升．隨后燃燒速率趨于平緩，CDPF內(nèi)部溫度保持相對(duì)穩(wěn)定，直至再生結(jié)束后，溫度迅速降低．再生時(shí)CDPF后端出現(xiàn)突然陡增的“尖峰”溫度，這是因?yàn)镃DPF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(dǎo)致載體內(nèi)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(cè)點(diǎn)4(CDPF前端中心處)再生溫度峰值達(dá)到了1239℃，超過(guò)了再生時(shí)的安全工作溫度，此時(shí)較高的再生溫度會(huì)使載體熱熔失效．

圖4示出碳載量為6g/L時(shí)，原機(jī)方案的CDPF噴油點(diǎn)火再生過(guò)程中心位置溫度升高速率變化和軸向、徑向測(cè)點(diǎn)之間的溫度梯度變化．

圖4a中，隨著噴油點(diǎn)火的開(kāi)始，在達(dá)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(zhǎng)，并先后達(dá)到峰值，隨后迅速降低，并趨于穩(wěn)定．測(cè)點(diǎn)4、2、1的溫度峰值點(diǎn)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(shí)具有正峰和負(fù)峰，軸向測(cè)點(diǎn)4～2之間、軸向測(cè)點(diǎn)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(kāi)始噴油點(diǎn)火后，載體前端溫度高于后端溫度，差值不斷增大，從而出現(xiàn)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(dāng)后端熱量積累到一定程度時(shí)，后端溫度高于前端，在500s附近出現(xiàn)較小的溫度梯度正峰．徑向測(cè)點(diǎn)2～5的溫度梯度峰值為124.9℃/cm，在開(kāi)始噴油點(diǎn)火后，載體中心溫度與邊緣溫度的差值增大，徑向測(cè)點(diǎn)2～5的溫度梯度不斷增大，在500s附近出現(xiàn)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(wěn)定．此時(shí)，前段軸向和徑向的溫度梯度峰值均大于再生時(shí)安全的溫度梯度，主要是因?yàn)檩d體內(nèi)部的碳煙分布不均勻，導(dǎo)致再生時(shí)各處的溫度差異較大，形成較大的溫度梯度，這會(huì)使載體在較高的熱沖擊和熱應(yīng)力作用下發(fā)生損壞．

圖3 原機(jī)方案下DOC和CDPF再生溫度場(chǎng) 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(gòu)建及驗(yàn)證

原機(jī)CDPF載體在噴油點(diǎn)火主動(dòng)再生時(shí)內(nèi)部溫度過(guò)高，且溫度梯度較大，會(huì)使載體發(fā)生損壞．筆者通過(guò)流體動(dòng)力學(xué)(CFD)方法構(gòu)建DOC＋CDPF仿真模型，優(yōu)化其封裝結(jié)構(gòu)．

2.1 DOC＋CDPF流場(chǎng)模型構(gòu)建

圖5為DOC+CDPF流場(chǎng)模型構(gòu)建．圖5a為結(jié)構(gòu)模型，其壁厚為2mm．構(gòu)建模型時(shí)去除了傳感器座、螺栓孔等周邊設(shè)備．進(jìn)氣腔、DOC、CDPF和排氣腔的封裝結(jié)構(gòu)之間通過(guò)卡箍進(jìn)行連接，多孔筒、導(dǎo)流板通過(guò)焊接固定在進(jìn)/排氣腔內(nèi)．

圖5b為簡(jiǎn)化后的內(nèi)流場(chǎng)模型，構(gòu)建模型時(shí)各部件之間是獨(dú)立的，且DOC、CDPF載體區(qū)在設(shè)置邊界條件時(shí)需進(jìn)行多孔介質(zhì)處理，因而保存載體兩端的重復(fù)面．首先對(duì)內(nèi)流場(chǎng)模型的各個(gè)部件進(jìn)行面網(wǎng)格劃分，為了盡可能保留模型的幾何結(jié)構(gòu)，網(wǎng)格尺寸需要進(jìn)行手動(dòng)控制，因而導(dǎo)流板、多孔筒、入口和出口的網(wǎng)格尺寸需單獨(dú)進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，最后把各部件的面網(wǎng)格導(dǎo)入網(wǎng)格劃分軟件中，對(duì)重復(fù)面進(jìn)行節(jié)點(diǎn)合并，最后生成體網(wǎng)格．綜合考慮計(jì)算時(shí)間、計(jì)算精度，通過(guò)多次調(diào)試，體網(wǎng)格總數(shù)為356842．

圖5 DOC＋CDPF流場(chǎng)模型構(gòu)建 Fig.5 Construction of flow field model of DOC＋CDPF

2.2 數(shù)學(xué)模型

構(gòu)建的流場(chǎng)模型遵循質(zhì)量守恒定律和動(dòng)量守恒定律，質(zhì)量守恒定律[19]表達(dá)式為

式中：ρ為流體密度；t為時(shí)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(dòng)力黏度；u為速度矢量；SU、SV和SW為廣義源項(xiàng)，F(xiàn)x、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(shù)；ST為流體內(nèi)熱源、機(jī)械能轉(zhuǎn)換為熱能 的量．

流體在流過(guò)多孔介質(zhì)壁面時(shí)的壓降遵循達(dá)西定律，壓降[20]為

式中：kw為壁面滲透率；ω為過(guò)濾壁面厚度；β為Forchheimer系數(shù)；uw為流體流動(dòng)速度．

2.3 模型驗(yàn)證和優(yōu)化方案設(shè)計(jì)

圖6為DOC、CDPF壓降和溫度的模擬值與試 驗(yàn)值對(duì)比．在捕集工況下，通過(guò)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(guò)DOC、CDPF后的壓降和溫度．在相同條件下，流場(chǎng)模型中DOC、CDPF前、后端的壓降、溫度與試驗(yàn)值相比，誤差較小，可用于仿真計(jì)算．

圖6 DOC、CDPF壓降、溫度的模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比 Fig.6 Comparison of simulated and experimental values of DOC，CDPF pressure drop and temperature

2.4 優(yōu)化方案設(shè)計(jì)

圖7為DOC＋CDPF導(dǎo)流裝置的優(yōu)化方案．因車(chē)用后處理系統(tǒng)安裝空間有限，過(guò)多改變結(jié)構(gòu)模型尺寸會(huì)增加安裝難度，故改進(jìn)方案是基于原機(jī)方案，僅在載體前、后增加多孔筒和導(dǎo)流板裝置．方案1的導(dǎo)流板小孔呈六邊形分布，多孔筒和導(dǎo)流板的孔徑為8mm，開(kāi)孔率分別為22.97%和33.76%．方案2(高開(kāi)孔率)的導(dǎo)流板小孔呈圓形分布，多孔筒和導(dǎo)流板的孔徑為10mm，開(kāi)孔率分別為42.40%和46.14%．

圖7 DOC＋CDPF導(dǎo)流裝置的優(yōu)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(chǎng)仿真邊界條件．根據(jù)試驗(yàn)工況和廠家提供的參數(shù)，設(shè)置進(jìn)口速度為32m/s，溫度為620℃，將出口定義為壓力出口．計(jì)算過(guò)程中僅考慮流動(dòng)的整體性能，不涉及相關(guān)化學(xué)反應(yīng)，因而使用高溫空氣代替高溫廢氣；結(jié)構(gòu)壁面僅考慮與流體之間的對(duì)流換熱過(guò)程，設(shè)置對(duì)流換熱系數(shù)；內(nèi)流場(chǎng)載體結(jié)構(gòu)使用多孔介質(zhì)來(lái)代替．

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

2.6 均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)

速度均勻性系數(shù)[6]γ為

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

3 模擬結(jié)果分析

3.1 DOC＋CDPF速度特性

圖8為不同方案下內(nèi)流場(chǎng)的速度．發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣由進(jìn)氣管進(jìn)入進(jìn)氣腔后改變流動(dòng)方向，流向載體內(nèi)部，最后經(jīng)排氣腔的出口管流出．

圖8 流場(chǎng)速度 Fig.8 Velocity of flow field

可知，方案1、2由于加裝了多孔筒及導(dǎo)流裝置，廢氣流經(jīng)進(jìn)氣腔的多孔筒小孔時(shí)產(chǎn)生分流，部分氣流直接從小孔流出，另一部分氣流撞擊進(jìn)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(qū)域較少，這是因?yàn)槠涠嗫淄蚕露说膶?shí)體面積較小，氣體流動(dòng)受到的阻礙作用較?。畯U氣流經(jīng)導(dǎo)流板后，方案2的導(dǎo)流板軸向中心區(qū)域的速度均勻性優(yōu)于方案1，這是因?yàn)榉桨?中的導(dǎo)流板中心區(qū)域沒(méi)有開(kāi)孔，氣體流過(guò)導(dǎo)流板后在該處形成回流；而兩種方案的氣體經(jīng)過(guò)導(dǎo)流板后的上端區(qū)域速度均勻性均較好，僅因孔徑不同導(dǎo)致速度在數(shù)值上略有差異．

圖9為不同方案下進(jìn)氣腔導(dǎo)流板前端和DOC進(jìn)口端斷面的氣流速度．圖10為不同方案下DOC進(jìn)口端氣流速度均勻性對(duì)比．

由圖9、圖10可知，方案1和方案2的導(dǎo)流板前端斷面下端均有速度較高的扇形區(qū)域，且方案1的流速大于方案2，這是因?yàn)榉桨?的導(dǎo)流板小孔直徑減小，流速增大．原機(jī)方案中氣流流經(jīng)DOC進(jìn)口端時(shí)， 進(jìn)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(shù)為0.795．方案2的DOC進(jìn)口端斷面的速度均勻性優(yōu)于方案1，在DOC軸向中心區(qū)域的效果更加明顯．隨加裝導(dǎo)流裝置的開(kāi)孔率增大，DOC進(jìn)口端斷面的速度均勻性系數(shù)由0.816增大至0.967．這是由于方案1的導(dǎo)流板裝置中心區(qū)域沒(méi)有開(kāi)孔，對(duì)氣流流動(dòng)有阻礙作用，且氣流經(jīng)由外圈的小孔流過(guò)后，會(huì)在該中心區(qū)域形成回流，造成流場(chǎng)速度不均勻；另外，由于方案2的小孔孔徑和開(kāi)孔率較大，導(dǎo)流板對(duì)氣流流動(dòng)的阻礙作用較小，對(duì)氣流起到了整流作用，整個(gè)導(dǎo)流板的速度均勻性較好．

圖9 導(dǎo)流板前端和DOC進(jìn)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(shù) 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(tǒng)DOC和CDPF壓降的對(duì)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(jī)方案DOC和CDPF壓降最低，分別為0.84kPa和3.12kPa．與原機(jī)方案相比，方案1在加裝導(dǎo)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(dǎo)流裝置開(kāi)孔率增大，DOC和CDPF壓降降低，分別為0.88kPa和3.25kPa．這是因?yàn)榧友b導(dǎo)流裝置后，氣流阻力增大，且氣流在導(dǎo)流裝置壁面處形成回流，氣流質(zhì)點(diǎn)碰撞加劇，消耗流動(dòng)的能量，整個(gè)封裝系統(tǒng)內(nèi)部壓力升高．

3.3 DOC＋CDPF溫度分布

圖12為不同方案下DOC進(jìn)口端斷面溫度分布．可知，原機(jī)方案由于沒(méi)有加裝導(dǎo)流板和多孔筒，進(jìn)氣腔內(nèi)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(dǎo)致DOC進(jìn)口端斷面下端的溫度高于上端．在加裝導(dǎo)流裝置后，進(jìn)氣腔和DOC進(jìn)口端斷面的溫度場(chǎng)分布均勻程度均得到改善，但由于方案1導(dǎo)流板開(kāi)孔率較小，使DOC進(jìn)口端斷面外緣溫度較低．

圖12 DOC進(jìn)口端斷面溫度 Fig.12 Temperature of DOC inlet section

可知方案2通過(guò)增大導(dǎo)流裝置的開(kāi)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(jìn)口端的均勻性，從而保證CDPF的再生安全可靠性．

4 優(yōu)化方案試驗(yàn)

筆者基于方案2進(jìn)一步研究CDPF主動(dòng)再生過(guò)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(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度穩(wěn)定后，利用燃燒器噴射HC，持續(xù)時(shí)間為15min．

4.1 CDPF噴油點(diǎn)火主動(dòng)再生溫度特性

選取轉(zhuǎn)速為1400r/min、0負(fù)荷怠速工況，通過(guò)燃燒器噴油點(diǎn)火使CDPF進(jìn)口溫度提升至600℃后進(jìn)行主動(dòng)再生過(guò)程．由于DOC內(nèi)部溫度分布均勻程度決定CDPF進(jìn)口溫度分布的均勻程度，進(jìn)而影響CDPF再生過(guò)程中的溫度特性．故在DOC布置了5支直徑為1mm、長(zhǎng)度為300mm的K型熱電偶，均從DOC出口端向進(jìn)口端插入．CDPF內(nèi)部布置9個(gè)測(cè)點(diǎn)．圖13為DOC和CDPF載體內(nèi)部熱電偶布點(diǎn)示意．

圖13 DOC和CDPF載體內(nèi)部熱電偶布點(diǎn)示意 Fig.13 Schematic of thermocouples layout into DOC and CDPF

圖14示出碳載量為6g/L時(shí)方案2下 DOC和CDPF噴油點(diǎn)火主動(dòng)再生過(guò)程內(nèi)部溫度變化．

圖14 DOC和CDPF噴油點(diǎn)火主動(dòng)再生時(shí)內(nèi)部溫度場(chǎng) 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(nèi)部溫度呈中心溫度高、四周溫度低的趨勢(shì)，最高溫度出現(xiàn)在載體中心測(cè)點(diǎn)a處(780℃)，但DOC內(nèi)部徑向上各點(diǎn)的溫度相差較小，保證了CDPF進(jìn)口端溫度場(chǎng)分布較均勻．DOC內(nèi)部溫度出現(xiàn)多個(gè)峰值是因?yàn)槿紵鞑捎妹}沖式不斷噴射HC，當(dāng)HC積累量大于氧化量時(shí)，導(dǎo)致溫度下降．當(dāng)氧化繼續(xù)進(jìn)行，氧化量高于積累量且氧化速率一定時(shí)，載體內(nèi)部溫度保持穩(wěn)定．在900s以后結(jié)束噴射HC，僅有載體內(nèi)部的碳煙燃燒，溫度較穩(wěn)定．

當(dāng)CDPF進(jìn)口溫度達(dá)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(diǎn)出現(xiàn)在測(cè)點(diǎn)8′，為853.9℃．內(nèi)圈的再生峰值溫度在測(cè)點(diǎn)7′處出現(xiàn)，為845.5℃．溫度場(chǎng)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(nèi)圈溫度次之、外圈溫度最低的規(guī)律．

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

圖15a中，隨噴油點(diǎn)火的進(jìn)行，CDPF內(nèi)部溫度迅速上升，當(dāng)CDPF溫度達(dá)到600℃后溫度升高速率有所下降．載體內(nèi)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(jī)方案分別降低79.41%、85.99%和36.77%．再生過(guò)程 減緩，再生溫度變化較小，不會(huì)造成載體熱應(yīng)力過(guò)高的情況．

圖15 CDPF噴油點(diǎn)火主動(dòng)再生時(shí)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(nèi)圈軸向方向上主動(dòng)再生時(shí)溫度梯度變化幅度較小，測(cè)點(diǎn)4′～1′段和測(cè)點(diǎn)7′～4′段的峰值溫度梯度分別為19.38℃/cm和18.8℃/cm，較原機(jī)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(cè)點(diǎn)8′～7′段和測(cè)點(diǎn)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(dòng)再生時(shí)的峰值溫度和峰值溫度梯度均在安全范圍內(nèi)．

4.2 CDPF噴油助燃再生溫度特性

選取轉(zhuǎn)速為2000r/min、180N·m穩(wěn)態(tài)工況，使發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度穩(wěn)定為280℃，通過(guò)燃燒器噴油、DOC氧化HC使CDPF進(jìn)口溫度升至500℃后進(jìn)行主動(dòng)再生過(guò)程．熱電偶布置位置見(jiàn)圖13．

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

圖16a中，DOC進(jìn)口溫度達(dá)到280℃后，保溫5min，通過(guò)燃燒器噴油，DOC氧化HC放熱，將CDPF進(jìn)口溫度提升至500℃后，保溫30min，進(jìn)行再生．CDPF后端溫度高于前端，一方面，載體內(nèi)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(duì)HC也具有氧化的作用，DOC中未被氧化完的HC繼續(xù)在CDPF載體內(nèi)氧化升溫，同時(shí)，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(nèi)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(guī)律；其中再生時(shí)的峰值溫度出現(xiàn)在載體后段，為597.8℃．

圖16 DOC和CDPF噴油助燃主動(dòng)再生時(shí)內(nèi)部溫度場(chǎng) 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(dòng)再生時(shí)，方案2的CDPF載體溫度升高速率和內(nèi)部溫度梯度變化．

圖17a中，主動(dòng)再生時(shí)載體測(cè)點(diǎn)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(diǎn)火主動(dòng)再生時(shí)的溫度升高速率分別降低45.64%、15.94%和39.13%．這主要是因?yàn)椴捎脟娪椭贾鲃?dòng)再生方式時(shí)，燃燒器噴射HC后，在DOC內(nèi)部進(jìn)行氧化升溫，溫度較低，故CDPF內(nèi)的再生速率也較低．圖17b中，載體在進(jìn)行主動(dòng)再生時(shí)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(dòng)再生時(shí)所受的熱沖擊和熱應(yīng)力較?。?/p>

圖17 CDPF噴油助燃主動(dòng)再生時(shí)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(jié) 論

(1) 采用噴油點(diǎn)火主動(dòng)再生方式時(shí)，無(wú)導(dǎo)流裝置的原機(jī)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(xiàn)熱熔失效和熱應(yīng)力失效．

(2) 無(wú)導(dǎo)流裝置時(shí)，后處理系統(tǒng)內(nèi)部的速度均勻性較差，溫度場(chǎng)分布不均勻；加裝導(dǎo)流裝置后，隨導(dǎo)流裝置的開(kāi)孔率增大，速度均勻性系數(shù)增大至0.967，其溫度分布更加均勻．

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

(4) 采用噴油點(diǎn)火和噴油助燃兩種主動(dòng)再生方式時(shí)，高開(kāi)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(jī)方案均大幅降低，載體所受的熱沖擊和熱應(yīng)力較小，能夠保證載體在主動(dòng)再生過(guò)程中安全可靠．