DPF 热再生过程影响因素研究

DPF 热再生过程影响因素研究
李小华;丁道伟;施蕴曦;陈亚运;蔡忆昔
【摘要】A thermal regeneration model of diesel particulate filter (DPF) was established to study the influence of regenera‐tion conditions such as mixture flow ,regeneration temperature ,oxygen concentration and initial particle layer thickness on wall temperature peak and maximum temperature difference ,regeneration time or unit regeneration time and energy efficiency .The results indicate that properly improving the mixture flow ,regeneration temperature and oxygen concentration can all shorten the regeneration time .However ,excessive oxygen concentration and initial particle layer will lead to the too large wall temper‐ature peak and maximum temperature difference .Excessive mixture flow will lead to the low energy eff iciency of DPF regenera‐tion .The optimal regeneration effect occurs at 900 K of regeneration temperature .%建立了柴油机微粒捕集器（DPF）的热再生模型，研究了再生条件（混合气流量、再生温度、氧气浓度、初始微粒层厚度）对DPF再生过程中壁面温度峰值、最大温差、再生时间或单位再生时间和能量效率的影响。

研究结果表明，适当增大混合气流量、提高再生温度和氧气浓度都可以缩短再生时间；氧气浓度过高、初始微粒层太厚会导致再生过程中DPF的壁面温度峰值及最大温差过大；混合气流量过大会降低再生过程中能量利用率；再生温度为900 K时，再生效果最佳。

【期刊名称】《车用发动机》
【年(卷),期】2014(000)002
【总页数】6页(P40-45)
【关键词】柴油机;微粒捕集器;热再生;能量效率
【作者】李小华;丁道伟;施蕴曦;陈亚运;蔡忆昔
【作者单位】江苏大学汽车与交通工程学院，江苏镇江 212013;江苏大学汽车与交通工程学院，江苏镇江 212013;江苏大学汽车与交通工程学院，江苏镇江212013;江苏大学汽车与交通工程学院，江苏镇江 212013;江苏大学汽车与交通工程学院，江苏镇江 212013
【正文语种】中文
【中图分类】TK421.5
柴油机排气中含有大量PM，是大气污染的主要来源，易引起呼吸道疾病［1］。

采用微粒捕集器（DPF，Diesel Particulate Filter）可有效降低柴油机PM排放，其过滤效率可以达到90%以上。

但随着DPF中PM的增加，排气背压不断升高，会对柴油机的动力性、经济性及排放产生影响，因此需要适时对DPF进行再生处理［2］。

DPF的再生方法主要包括热再生、催化剂涂层再生、排气添加剂再生、燃油添加剂再生、机械式再生等，其中热再生方法具有可控性好及再生效率高等特点，已成为国内外学者研究的热点［3］。

近年来，日本学者K.Yamamoto等对DPF再生过程中其内部温度场及PM分布进行了研究［4］；美国学者K.Chen等研究了DPF再生过程中微粒层内的温度梯度［5］；清华大学的徐小波等研究了进气口处气体分布均匀性对DPF再生过程的影响［6］；湖南大学的龚金科等研究了DPF再生过程中其壁面温度和微粒层厚度的变化规律以及压降特性［7－8］；江苏大学的王军等将DPF接入到柴油机排气
管中，对不同工况下DPF的在线再生效果进行了研究［9］。

研究发现，热再生过程中，温度过高易造成DPF壁面熔化现象，内部温度分布不均匀易引起DPF热损现象，且再生能耗高。

因此，本研究利用建立的DPF热再生模型，研究了再生过
程中混合气流量、再生温度、氧气浓度和初始微粒层厚度对DPF再生过程中的壁
面温度峰值、最大温差、再生时间和能量效率的影响规律，为高效再生DPF提供
了理论基础。

1 DPF热再生的建模及评价
1.1 热再生模型的建立
壁流式微粒捕集器由一系列交替堵塞的进出气通道组成，柴油机尾气进入进气通道，流经过滤壁面，进入相邻的四个出气通道后，流出DPF。

在此过程中，尾气中的PM被过滤壁面拦截并沉积，形成微粒层。

再生过程中，将加热的气体通入DPF
对过滤壁面和微粒层进行加热，微粒与气体中的氧气发生氧化反应而得以去除。

由于每组进排气通道结构相同，因而可将DPF简化为单一长方体的进气通道和出气
通道［7］。

DPF进出气通道示意见图1。

图1中，ν1，T1，p1，ρ1 为进气通道内气体的流速、温度、压力、密度；νw，Tw，pw，ρw 为过滤壁面内气体的流速、温度、压力、密度；ν2，T2，p2，ρ2 为出气通道内气体的流速、温度、压力、
密度；L为DPF轴向长度；进出气通道径向截面边长D均相同；wp，ws分别为
微粒层和过滤壁面的厚度。

图1 DPF进出气通道示意
根据DPF的结构特征及PM的氧化反应规律，可以作如下假设以简化DPF热再生模型：
a）再生过程中气体的流动可认为处于半稳态，通道内的气体流动为层流流动；
b）过滤壁面上沉积的PM为纯碳，并且分布均匀；
c）忽略通道内气体的温度、流速及浓度在径向上的变化；
d）忽略DPF通道内气体的热传导及热辐射。

1.1.1 气体流动方程
质量守恒方程：
轴向动量守恒方程：
能量守恒方程：
式中：i取值1或2，分别表示进气通道和出气通道；α为通道内压降系数，其值为28.45［10］；μ为再生气体的动力学黏度；Cpg为再生气体的比热容；hi为进出气通道内气流与DPF壁面的传热系数。

1.1.2 微粒氧化反应速率
微粒的氧化反应方程式：
式中：fCO为微粒氧化反应的CO选择性系数，其值与反应温度的关系［10］见式（5）。

式中：y为再生气体中氧气的摩尔分数；T为反应温度。

过滤壁面中氧组分守恒方程：
式中：Yw为过滤壁面内的气体中氧气的质量分数；Sp为微粒层的比表面积；k （Tw）为PM在温度为Tw时的氧化反应速率常数，可根据改进的阿累尼乌斯方程得到［10］。

阿累尼乌斯方程：
式中：E为微粒氧化反应的活化能，其值为150kJ／mol；k0为微粒氧化反应的指前因子，其值为5×108 1／s；R为普适气体常数，其值为8.314J／（mol·K）。

微粒的氧化反应速率：
式中：ρp为微粒层密度；MC，MO2分别为碳和氧气的分子质量；Y为再生气体中氧气的质量分数。

1.1.3 过滤壁面中的能量守恒方程
式中：Cpp为微粒的比热容；ρs为DPF的密度；Cps为DPF的比热容；Hreact 为微粒氧化反应释放的热量，其表达式见式（10）。

Hcond为传导热，其表达式为
式中：λp，λs分别为DPF和微粒层的导热系数。

ΔH为微粒氧化反应生成焓，其表达式为
式中：ΔHCO，ΔHCO2分别为CO和CO2的生成焓。

1.1.4 壁面压降方程
将微粒层和过滤壁面看作两个相连的多孔介质，根据达西定律可得到穿过微粒层和过滤壁面的气体压力差：
式中：kp，ks分别为微粒层和过滤壁面的渗透率。

1.1.5 初始条件和边界条件
初始条件（t＝0）：
式中：T0为壁面初始温度；z为与DPF前端面在z轴方向上的距离为z的位置。

式中：w0为微粒层初始厚度。

入口处（x＝0）边界条件：
式中：Tin为DPF进气通道入口边界处的气体温度。

出口处（x＝L）边界条件：
式中：patm 为0.101MPa。

1.2 模型的验证及计算参数的选取
DPF热再生模拟结果与试验结果［11］的对比见图2。

由图2可见，再生过程中DPF内部3个特征点处的温度模拟值与试验值相符。

因此本研究所建立的再生模型可以准确模拟DPF的热再生过程。

图2 再生过程中DPF轴线上特征点温度
DPF热再生模型求解过程中所用参数见表1。

其中再生温度为开始再生后混合气所需加热到的温度。

从降低再生成本及简化再生系统角度考虑，适合用于DPF再生的气源主要有两种：压缩空气和柴油机尾气。

两种混合气中，除O2之外，能与PM发生氧化反应的气体组分含量很少，可忽略不计，因此在模拟计算中可以将除O2之外的所有气体组分用N2代替，从而选择不同比例的O2，N2混合气作为再生气源。

表1 模型求解中所用参数DPF轴向长度L／mm 200 DPF椭圆截面的长轴长a／
mm 200 DPF椭圆截面的短轴长b／mm 90进出气通道径向截面边长D／mm 1.40壁面厚度ws／mm 0.40 DPF的比热容Cps／J·kg－1·K－1 1250 DPF的导
热系数λs／W·m－1·K－1 5 DPF的密度ρs／kg·m－3 1500微粒层密度ρp／kg·m－3 200过滤壁面渗透率ks／m2 1×10－13微粒层渗透率kp／m2 5×10
－15通道内压降系数α 28.45 DPF初始温度T0／K 500再生温度Tr／K 800～1050混合气流量Qv／L·s－1 2～22氧气体积分数Y／% 2～20初始微粒层厚度wp／mm 0.06～0.24
1.3 DPF再生评价指标
DPF再生评价指标主要有DPF的壁面温度峰值、最大温差、再生时间或单位再生时间和能量效率。

再生时间为再生完成98%所用的时间；单位再生时间表示再生
完成98%的过程中平均再生1g PM所用的时间；能量效率表示单位能耗能够氧化的微粒质量，其表达式为
式中：m0为初始微粒质量；mt为再生完成98%时DPF中剩余的微粒质量；Qot 为再生完成98%的过程中加热混合气所需能耗，其表达式见式（24）。

式中：Qv为混合气的体积流量；ρ为混合气初始密度；t98为再生完成98%所用的时间。

2 计算结果分析
2.1 混合气流量对DPF再生的影响
DPF的壁面温度峰值及最大温差随混合气流量的变化见图3。

由图3可见，当混
合气流量小于8L／s时，随着混合气流量的增大，DPF的壁面温度峰值迅速升高，当混合气流量大于8L／s时，随着混合气流量的增大，DPF的壁面温度峰值趋于
平稳；当混合气流量小于10L／s时，随着混合气流量的增大，DPF的壁面最大温
差迅速下降，当混合气流量大于10L／s时，随着混合气流量的增大，DPF的壁面最大温差变化很小。

增大混合气流量可有效改善氧气供给，增大反应放热速率，但同时会导致对流散热作用增强，混合气在微粒层中的滞留时间缩短，逐渐削弱了增大混合气流量对反应速率的影响，因而DPF的壁面温度峰值变化趋缓。

结合表2
可见，当混合气流量小于10L／s时，DPF的壁面最大温差出现在再生过程的中前期，DPF上游温度高于下游温度。

上游反应释放的热量通过对流和热传导的方式
向下游传输，并且随着混合气流量的增大，这种对流和热传导作用增强，因而壁面最大温差显著下降；当混合气流量大于10L／s时，DPF的壁面最大温差出现在再生过程的中后期，此时DPF下游温度高于上游温度，混合气从低温区流向高温区，对流换热作用对降低壁面温差的作用变得较小，因而壁面最大温差变化不大。

图3 壁面温度峰值及最大温差随混合气流量的变化
表2 壁面最大温差对应时刻随混合气流量的变化混合气流量／L·s－1 再生时间／s 壁面最大温差对应时刻／s 2 696 2066 286 12810 240 14614 220 13418 218 12622 216 124
再生时间及能量效率随混合气流量的变化见图4。

由图4可见，当混合气流量小于10L／s时，随着混合气流量的增大，再生时间显著缩短；当混合气流量大于10L
／s时，随着混合气流量的增大，再生时间变化较小；能量效率随混合气流量的增大而下降。

再生时间的变化趋势与图3中DPF壁面温度峰值的变化趋势相对应，
随着流量增大，混合气在微粒层中滞留时间缩短，致使混合气与PM的有效碰撞
率降低，因而能量效率下降。

图4 再生时间及能量效率随混合气流量的变化
2.2 再生温度对DPF再生的影响
DPF的壁面温度峰值及最大温差随再生温度的变化见图5。

由图5可见，随着再
生温度的提高，混合气与PM的反应放热速率增大，因而DPF的壁面温度峰值及
最大温差均升高。

图5 壁面温度峰值及最大温差随再生温度的变化
再生时间及能量效率随再生温度的变化见图6。

由图6可见，当再生温度低于
900K时，随着再生温度的提高，再生时间显著缩短，能量效率显著升高；当再生温度高于900K时，随着再生温度的提高，再生时间变化较小，能量效率逐渐下降。

这是由于当再生温度低于900K时，随着再生温度的提高，反应放热速率显著增大，当再生温度为900K时，能量效率已接近峰值，进一步提高再生温度对反应速率的影响不再显著。

随着再生温度的提高，再生能耗增加，并逐渐超过提高再生温度对反应速率的影响。

图6 再生时间及能量效率随再生温度的变化
2.3 氧气体积分数对DPF再生的影响
DPF的壁面温度峰值及最大温差随氧气体积分数的变化见图7。

由图7可见，当
氧气体积分数低于5%时，随着氧气体积分数的提高，DPF的壁面温度峰值显著升高，壁面最大温差变化很小；当氧气体积分数高于5%时，随着氧气体积分数的提高，DPF的壁面温度峰值缓慢升高，壁面最大温差显著升高。

氧气转化率随时间
的变化见图8。

由图8可见，当氧气体积分数低于5%时，随着氧气体积分数的提高，再生过程中O2的转化率逐渐增大，随着氧气体积分数的进一步提高，O2的转化率先变化较小，然后下降，因而DPF壁面温度峰值的升高由显著趋于缓慢。

由于再生加热阶段，DPF上游温升速率高于下游，DPF的壁面温差逐渐增大。

当
上游温度升至再生温度后，DPF上游因微粒氧化反应放热继续升温，下游因对流
及热传导作用温度也进一步升高。

壁面最大温差随时间的变化见图9。

由图9可见，当氧气体积分数低于5%时，由于反应放热速率较慢，DPF上游温升速率低于下游，DPF的壁面最大温差均出现在DPF上游温度升至再生温度附近时刻；当氧气体积分数高于5%时，由于反应放热速率较大，DPF上游温升速率高于下游，因而
DPF的壁面温差随氧气体积分数的提高而迅速升高。

图7 壁面温度峰值及最大温差随氧气体积分数的变化
图8 氧气转化率随时间的变化
图9 壁面最大温差随时间的变化
再生时间及能量效率随氧气体积分数的变化见图10。

由图10可见，当氧气体积
分数低于5%时，随着氧气体积分数的升高，再生时间显著缩短；当氧气体积分数高于5%时，随着氧气体积分数的升高，再生时间缓慢缩短。

能量效率随氧气体积分数的提高而升高。

结合图7可见，提高氧气体积分数可有效增大混合气与PM
的有效碰撞率，从而提高能量效率。

图10 再生时间及能量效率随氧气体积分数的变化
2.4 初始微粒层厚度对DPF再生的影响
DPF的壁面温度峰值及最大温差随初始微粒层厚度的变化见图11。

由图11可见，随着初始微粒层厚度的增大，DPF的壁面温度峰值及最大温差均升高。

这是由于
初始微粒层厚度的增大使得混合气与微粒层的接触更充分，反应放热速率增大。

图11 壁面温度峰值及最大温差随初始微粒层厚度的变化
单位再生时间及能量效率随初始微粒层厚度的变化见图12。

由图12可见，当初
始微粒层厚度小于0.13mm时，随着初始微粒层厚度的增大，单位再生时间显著
缩短，能量效率显著升高；当初始微粒层厚度大于0.13mm时，随着初始微粒层
厚度的增大，单位再生时间继续缩短，能量效率缓慢升高。

这是由于当初始微粒层厚度较小时，随着初始微粒层厚度的增大，混合气与微粒层接触更充分，反应放热速率增大，随着初始微粒层厚度进一步增大，有限的供氧量使得反应放热速率的增大趋于缓慢。

图12 单位微粒再生时间及能量效率随初始微粒层厚度的变化
3 结论
a）随着混合气流量的增大，DPF的壁面温度峰值先迅速升高后变化较小，壁面最大温差先显著下降后变化较小，再生时间与壁面最大温差变化类似，能量效率随之下降；因此应兼顾再生时间和能量效率，选择适中的混合气流量；
b）随着再生温度的升高，DPF的壁面温度峰值及最大温差升高，再生时间先缩短后变化较小，能量效率先升高后下降，在900K附近达到最佳值；
c）随着氧气体积分数的升高，DPF壁面温度峰值及能量效率升高，壁面最大温差由稳定转为显著升高，再生时间缩短；
d）随着初始微粒层厚度的增大，DPF壁面温度峰值及能量效率升高，单位再生时间缩短，壁面最大温差逐渐升高；适当增大初始微粒层厚度可提高能量效率，减少再生次数。

参考文献：
［1］Sang－Jin Lee，Soo－JeongJeong.Numerical design of the diesel particulate filter for optimum thermal performances during regeneration ［J］.Applied Energy，2009，86（7／8）：1124－1135.
［2］Schejbal M，Marek M.Modelling of diesel filters for particulates removal［J］.Chemical Engineering Journal，2009，154（1－3）：219－230.
［3］万桂芹，秦肖肖.DPF再生技术的分析和研究［J］.轻型汽车技术，2013，283（3）：5－9.
［4］Kazuhiro Y，Kazuki Y.Numerical simulation of continuously regenerating diesel particulate filter［J］.Proceedings of the Combusion Institute，2013，34（2）：3083－3090.
［5］Chen K，Martirosyan K S，Luss D.Temperature gradients within a soot layer during DPF regeneration［J］.Chemical Engineering Science，
2011，66（13）：2968－2973.
［6］徐小波，宋蔷，唐君实，等.柴油机颗粒过滤器再生过程的多通道模拟［J］.汽车工程，2009，31（10）：942－947.
［7］龚金科，刘云卿，鄂加强，等.柴油机微粒捕集器加热再生过程的数值模拟［J］.华南理工大学学报，2007，35（6）：14－20.
［8］龚金科，吴钢，王曙辉，等.柴油机径向式微粒捕集器过滤效率和压降特性的研究［J］.汽车工程，2010，32（11）：962－966.
［9］王军，蔡忆昔，赵卫东，等.低温等离子体喷射系统降低排放及再生DPF的试验研究［J］.车用发动机，2010（3）：79－82.
［10］Athanasiocating G K，Margaritis K.Reciprocating flow regeneration of soot filters［J］.Combusion and Flame，2000，121（3）：488－500. ［11］Higuchi N，Mochida S，Kojima M.Optimized regeneration conditions of ceramic honeycomb diesel particulate filters［C］.SAE Paper 830078，1983.。