降怠速工況DPF再生溫度及排放特性研究

吳撼明,李振國,邵元凱,王懋譞,張旺,蔡之洲

(1.中國汽車技術研究中心有限公司,天津 300300;2.移動源污染排放控制技術國家工程實驗室,天津 300300;3.武漢理工大學,湖北 武漢 430070)

柴油發動機因熱效率和燃油經濟性高的優點,成為輕、重型柴油車等道路移動源及農用機械、工程機械等非道路移動源的主要動力裝置,在交通運輸領域發揮著重要的作用[1]。然而,柴油機的原始顆粒物(particulate matter,PM)排放和氮氧化物(nitrous oxides,NOx)排放對環境和人體健康的危害較大[2-3]。柴油顆粒捕集器(diesel particulate filter,DPF)是一種有效降低顆粒物排放的方法,隨著排放法規不斷加嚴,DPF系統將是國六標準實施階段柴油機后處理的必然選擇[4]。DPF收集的炭煙顆粒會使發動機背壓上升,造成動力性、經濟性和耐久性嚴重損失,因此必須通過再生及時去除[5-6]。

DPF主動再生溫度極易受到排氣溫度和排氣流量的影響[7]。極端情況下,發動機轉速可能會急降怠速(drop to idle,DTI),此時若進行主動再生,DPF會遭受嚴重熱應力,從而導致熔融和開裂。因此,有效控制主動再生過程溫度至關重要,國內外研究者對DPF主動再生過程進行了廣泛研究。Yu等[8]研究了炭煙層厚度、DPF載體設計和進口流量參數對DPF溫度的影響,結果表明,拓寬傳熱前表面可以顯著降低峰值溫度,但只考慮了部分穩定工況,未涉及DTI等強瞬態過程,缺乏擴大工況范圍對結論的支撐。Meng等[9]探討了載體材料對DPF再生性能的影響,結果表明,隨著排氣溫度的增加,DPF再生的峰值溫度和最大溫度梯度呈先緩慢后急劇增加的趨勢,但其采用的商業炭黑再生系統,與實際柴油機顆粒演變過程難以完美吻合。劉琦等[10]進行了相關的選型試驗,以降低排氣阻力油耗,提高再生性能。李青等[11]進行了催化型顆粒捕集器(catalytic diesel particulate filter,CDPF)平衡點溫度試驗,研究了入口溫度對CDPF主被動再生的影響,但對再生階段的顆粒物排放特性研究尚有不足。Rodríguez-Fernández等[12]分析了在控制溫度-進氣條件下炭煙的氧化行為,并研究了燃燒過程對炭煙氧化性能的影響。Singh等[13]對主動再生過程中的PM和氣體排放進行了評估,結果表明,更高的CDPF入口溫度和PM負荷有利于CDPF的再生。黃鐵雄等[14]基于DTI再生探討了一種確定DPF安全再生溫度的試驗方法并得到安全再生溫度曲線,但未進一步討論排放性能可靠性判定。祁金柱等[15]通過數值模擬發現,DPF主動再生時進入DTI時間越早,最高溫度和最大溫度梯度越高,出現時刻也越早。

總體而言,研究人員以仿真或試驗以及二者相結合的方式對DPF再生過程進行了研究,然而,受制于主動再生化學反應動力學的復雜性、仿真建模的復雜性和工況適應性、試驗設備及系統布局完整性等條件,對DPF主動再生的研究仍然存在仿真結果工況適應性差,試驗數據難以全面表征再生特性等問題,尤其對柴油機DTI后的主動再生溫度特性及排放特性的綜合分析及評價仍有不足。對此,本研究利用發動機測功臺架研究了堇青石DPF在不同碳載量下的溫度和排放特性,對DTI條件下堇青石載體的過濾性能進行了定性和定量評價,為確定極限碳載量、制定安全再生策略提供參考。

1 試驗裝置及方法

1.1 發動機臺架及測試設備

試驗所使用的柴油機臺架試驗系統如圖1所示。發動機的相關技術參數如表1所示。

表1 發動機主要技術參數

圖1 試驗系統示意

試驗使用的測試設備如表2所示。使用AVL MSS-483微炭煙分析儀和AVL 489顆粒物計數器分別測量發動機DPF上游和DPF下游PM和PN的濃度,并以其過濾效率來評估載體DTI再生后的過濾性能;在DPF內部布置熱電偶以測量載體內部溫度場分布;使用高精度電子天平進行DPF的稱重。

表2 測試設備信息

1.2 后處理系統

試驗采用耦合柴油氧化催化器(diesel oxidation catalyst,DOC)、柴油顆粒捕集器DPF及選擇性催化還原器(selective catalytic reduction,SCR)的后處理裝置,其中DOC和DPF的相關技術參數如表3所示。在DOC上游、DPF上游均布置了溫度傳感器以判定再生條件和再生時機,在DPF兩端布置了壓差傳感器以測量DPF壓降。

表3 后處理系統技術參數

1.3 溫度傳感器布置

試驗采用熱電偶測量DPF載體內的溫度分布,將9個鎧裝熱電偶分別布置在DPF入口、中部以及出口的各個位置。熱電偶的測量范圍為0～1 400 ℃,誤差在±0.4%以內。具體的熱電偶安裝布置情況如圖2所示,其中,T1,T2和T3獲取DPF軸心溫度,T4,T6和T8獲取DPF中環溫度,T5,T7和T9獲取DPF外環溫度。

圖2 DPF內部熱電偶布置示意

1.4 試驗方法

基于試驗臺架進行DPF的DTI再生試驗。DPF主動再生過程中,利用高壓共軌系統實現缸內后噴,使未燃THC在DOC內部發生氧化放熱反應,從而加熱排氣,使DPF入口溫度達到預設的再生溫度。為了探究DPF主動再生過程中進入DTI工況后的溫度特性、排放特性,確定安全再生極限碳載量,本研究設計了不同碳載量下的DTI再生試驗,試驗流程如圖3所示。首先對后處理系統催化器進行預處理,在450 ℃排氣溫度下恒溫活化4 h。預處理完成后,按下列步驟進行試驗:

圖3 試驗流程示意

1) 進行一次熱態全球統一瞬態試驗循環(world harmonized transient cycle,WHTC),得到發動機原始排放及DPF出口處PM和PN排放,并與國六限值對比;

2) 多次運行WHTC循環,進行DPF的累碳,每5次循環后停機,拆卸DPF,稱重并計算碳載量,重復以上過程,直至達到目標碳載量;

3) 調節發動機工況至轉速1 100 r/min和扭矩200 N·m,保持工況穩定,待排氣溫度達到200 ℃后,開啟計時器,自0 s開始計時,并啟動后噴進入主動再生階段;隨著燃油中THC催化氧化反應的進行,排氣溫度及DPF上游溫度不斷上升;

4) 當DPF上游溫度達到DTI預設溫度620 ℃時,由于DPF內炭煙顆粒的燃燒,DPF兩端壓差會持續下降,在檢測到DPF壓差下降5%后,記錄此時刻計時器示數,并立即使發動機降到怠速800 r/min,進入DTI階段,并持續記錄熱電偶和壓差傳感器數值,怠速穩定15 min;

5) 噴油再生清除DPF剩余積碳,停機檢查DPF。

重復以上步驟,完成碳載量4 g/L,5 g/L,6 g/L,7 g/L下的DPF降怠速再生試驗,試驗結束后,獲取DPF載體溫度分布,并由式(1)至式(3)計算溫度梯度和PM、PN的過濾效率。在安全再生前提下,結合國六法規要求,評估炭煙過濾性能,并確定DPF的極限碳載量。

(1)

(2)

(3)

式中:Ti和Tj為第i和第j個熱電偶測點的溫度值;di-j為兩個測點間的距離;cPM1,cPM2,cPN1,cPN2分別為DPF入口和出口處的PM和PN濃度。具體的穩態試驗工況如表4所示。

表4 DTI試驗工況

2 試驗結果與分析

2.1 碳載量4 g/L時的 DPF溫度特性

完成了初始碳載量在4 g/L時的DTI再生試驗,試驗過程中DPF的內部溫度分布如圖4a所示。由圖可見,隨著燃油的注入,DOC內發生THC的氧化反應,排氣溫度上升,DPF內各測點的溫度也逐漸上升。發動機在905 s進入怠速,此后,由于排氣流量急劇下降,PM燃燒產生的熱量大量積累在DPF內部而無法及時被排氣帶走,各測點溫度呈失控狀急劇升高,到達峰值后,在600 s逐漸下降到穩定值。軸向上,位于DPF入口軸心處的T1于908 s到達峰值648.2 ℃,在DPF中部軸心處的T2于948 s達到峰值722.2 ℃,在DPF出口軸心處的T3于952 s達到峰值1 014.3 ℃。一方面,在炭煙的積累過程中,受排氣運動作用,DPF后端堆積的炭煙顆粒更多,另一方面,沿氣流方向的傳熱傳質導致DPF后端堆積更多熱量,二者共同作用,進一步促進了炭煙顆粒的劇烈燃燒,導致DPF后端的高溫。徑向上,溫度分布從軸心到載體中環到外側呈先升高再降低的趨勢,最高溫度出現在DPF中環附近,后端中環處的T8于958 s達到峰值1 054.3 ℃。這是排氣徑向傳熱以及DPF外殼軸向熱對流共同作用導致的。此外,DPF內徑向和軸向的溫度分布極不均勻,外側的溫差顯著高于內側,中后段的溫差顯著高于中前段。

圖4 DPF碳載量4 g/L時的溫度分布

圖4b示出碳載量為4 g/L時的DPF內部溫度梯度。為了便于觀察,在軸向和徑向上僅選取最大溫度梯度出現處的測點進行溫度梯度分析,本組試驗中為DPF外側的軸向梯度G5-7,G5-9,G7-9和靠近出口端面的徑向梯度G3-8,G3-9,G8-9。軸向上,再生初期對軸向溫度梯度的影響相對較小,各溫度梯度幾乎為0,溫度分布在軸向上保持較好的均勻性;進入DTI后,G5-7在1 046 s達到峰值-10.6 ℃/cm,G5-9和G7-9在1 011 s分別達到峰值-10.4 ℃/cm和-11.5 ℃/cm,表明前端的溫度均勻性較好,而后端由于放熱反應劇烈,溫升速率較大,溫度不均勻性較顯著。徑向上,再生前期升溫階段,存在一個初始溫度梯度,這是排氣與DPF外表面的輻射與對流換熱造成的,進入DTI后,由于DPF軸心處炭煙堆積燃燒產生的熱量向外表面不斷傳遞,測點之間的溫度大小關系發生轉變,溫度梯度曲線因此存在兩個峰值,G3-8在949 s達到第一個峰值33.2 ℃/cm,在968 s達到第二個峰值-15.2 ℃/cm;G3-9在951 s達到第一個峰值38.8 ℃/cm,在980 s達到第二個峰值-11.1 ℃/cm;外環溫度梯度G8-9在956 s達到了第一個峰值72.0 ℃/cm,在982 s達到第二個峰值-9.7 ℃/cm。中外環的最大溫度梯度幾乎是內環的兩倍,表明DPF后端外側的熱量損耗更為明顯,載體受熱沖擊影響也更大。

2.2 碳載量5 g/L時的 DPF溫度特性

圖5a示出碳載量為5 g/L時的DPF內部溫度分布。發動機在967 s進入怠速,與圖4a類似,峰值溫度沿DPF軸線由前端向后端逐漸增加,最高溫度于1 009 s出現在后端中環T8處,達到了1 167.7 ℃。堇青石載體在此溫度下可能已經發生部分微孔熔化,導致DPF過濾性能下降。

圖5 DPF碳載量5 g/L時的溫度分布

圖5b示出碳載量為5 g/L時的DPF內部溫度梯度。選取DPF外環的軸向梯度G5-7,G5-9,G7-9和后端的徑向梯度G3-8,G3-9,G8-9進行分析。軸向上,G5-7在1095 s達到峰值-13.9 ℃/cm,G5-9和G7-9在1 046 s分別達到峰值-49.7 ℃/cm和-88.3 ℃/cm。徑向上,G3-8在1 009 s達到峰值-112.4 ℃/cm,G3-9在1 046 s達到峰值-50.5 ℃/cm,G8-9在1 009 s達到峰值119.5 ℃/cm。徑向上的溫度梯度,尤其是外環梯度明顯高于軸向,表明DPF若發生破裂,更可能會以后端的橫向斷裂形式出現。

2.3 碳載量6 g/L時的 DPF溫度特性

圖6a示出碳載量為6 g/L時的DPF內部溫度分布。發動機在980 s進入怠速,最高溫度于1 060 s出現在后端中環T8處,達到了1 358.3 ℃,這一溫度已經接近堇青石材料的熔點1 400 ℃,考慮到DPF中灰分的堿金屬成分(K,Na等)所形成的硅酸鹽會降低載體整體熔點,在這一碳載量下進行DTI試驗,DPF燒融劣化而導致失效的可能性很大,已經無法保障工作的可靠性。

圖6 DPF碳載量6 g/L時的溫度分布

圖6b示出碳載量為6 g/L時的DPF內部溫度梯度。本組試驗中選擇DPF中環的軸向梯度G4-6,G4-8,G6-8和中間截面的徑向梯度G2-6,G2-7,G6-7進行分析。軸向上,隨著DTI的進行,DPF后端大量放熱,G4-6在1 045 s達到峰值-77.4 ℃/cm,G4-8在1 061 s達到峰值-68.0 ℃/cm,G6-8在1 073 s達到峰值-105.2 ℃/cm。徑向上,G2-6在1 043 s達到峰值-60.8 ℃/cm,G2-7在1 079 s達到峰值-32.7 ℃/cm,G6-7在1 043 s達到峰值132.61 ℃/cm。與圖5相比,溫度梯度有進一步的提高。此外,考慮到堇青石載體徑向膨脹系數是軸向膨脹系數的兩倍,此時已經非常容易因受熱不均而發生熱損壞,造成局部燒融和破裂。

2.4 碳載量7 g/L時的 DPF溫度特性

圖7a示出碳載量為7 g/L時的DPF內部溫度分布。發動機在971 s進入怠速,最高溫度于1 022 s出現在后端中環T8處,達到了1 394.1 ℃,此時堇青石DPF已發生嚴重燒融。

圖7 DPF碳載量7 g/L時的溫度分布

圖7b示出碳載量為7 g/L時的DPF內部溫度梯度。本組試驗中選擇DPF外側的軸向梯度G5-7,G5-9,G7-9和靠近出口端面的徑向梯度G3-8,G3-9,G8-9進行分析。軸向上,G5-7在1 051 s達到峰值-52.3 ℃/cm,G5-9在1 050 s達到峰值-66.2 ℃/cm,G7-9在1 043 s達到峰值-91.0 ℃/cm。徑向上,G3-8在1 005 s達到峰值72.7 ℃/cm,G3-9在1 009 s達到峰值57.8 ℃/cm,G8-9在1 022 s達到峰值139.0 ℃/cm?？梢园l現,在7 g/L碳載量時進入DTI,DPF內部最大溫度梯度幾乎達到140 ℃/cm,大幅超出堇青石載體的耐受限值,試驗結束后拆卸DPF時發現,致密的多孔陶瓷結構已經被破壞,DPF已失去炭煙過濾能力。

不同碳載量下DPF的峰值溫度和最大溫度梯度如圖8所示?？梢钥闯?碳載量為4 g/L,5 g/L,6 g/L和7 g/L時,峰值溫度均大幅超過常規工況下的再生溫度,會對載體造成巨大的熱損害。碳載量的增加會導致DPF尺寸發生變化,孔道有效流通面積減小,極大地影響熱量傳輸過程,顯著增大熱通量和溫度梯度,然而,這一增長速率隨著碳載量的增加也有所減緩,這與載體反復遭受熱沖擊后結構損壞、傳熱能力下降有關。

圖8 不同碳載量時的峰值溫度與最大溫度梯度

2.5 DTI對顆粒物排放的影響

從圖8可以看出,隨著碳載量的增加,DPF內部溫度和溫度梯度逐漸接近甚至超過堇青石載體的耐受極限。為了判斷DPF是否損壞,在DTI試驗結束后,噴油完成DPF的完全再生,并進行一次熱態WHTC循環以測量PM和PN濃度,通過比較各排放數據和過濾效率結果來評估DTI后DPF的過濾性能,由此反映DPF的失效程度。排放特性結果如表5所示,當碳載量從0 g/L增加到4 g/L,5 g/L,6 g/L和7 g/L時,PM和PN排放量均有增加,過濾效率有所降低。其中,碳載量在6 g/L以下時,PM排放保持在較低水平,碳載量增加到7 g/L時,PM排放明顯增加,為2.758 mg/(kW·h)。PM的過濾效率也從初始的97.26%下降到60.88%,說明此時載體結構已經被破壞,PM捕集能力明顯下降。然而,PM排放始終滿足國六限值,且仍存在42.92%的裕量,說明即使存在一定程度的失效,DPF仍保有可接受的PM質量濃度減排能力。而另一方面,隨著碳載量的增加,PN排放急劇增加,甚至出現數量級的變化。當碳載量為6 g/L時,PN排放量為6.031×1011個/(kW·h),已經超過國六限值的6.000×1011個/(kW·h)。當碳載量達到7 g/L時,PN排放量達到6.284×1012個/(kW·h),已超過法規限值10倍以上,PN過濾效率也下降到50.98%,標志著PN過濾能力完全喪失。因此,根據表5,堇青石DPF的主動再生推薦碳載量為4～5.5 g/L,同時為了滿足更嚴格的法規要求,極限碳載量不應超過6 g/L,否則可能導致DPF載體的嚴重損壞和完全失效,嚴重惡化發動機和后處理系統的可靠性。

表5 WHTC循環排放特性結果

3 結論

a) 進入DTI后,PM燃燒產生的熱量在DPF內積累,由于排氣流量驟減而不能及時排出,促進了炭煙的劇烈燃燒,從而產生了一個溫度峰值,峰值溫度出現在DTI后1 min前后,且始終出現在DPF載體后端中環處;DPF內部的溫度分布極不均勻,外環的溫度梯度往往是內環的2倍以上;

b) 碳載量由4 g/L增加到5 g/L,6 g/L,7 g/L,峰值溫度從1 053.4 ℃增加到1 167.7 ℃,1 358.3 ℃,和1 394.1 ℃,分別提高10.9%,28.9%和32.3%;最大溫度梯度從72.0 ℃/cm增加到119.5 ℃/cm,132.6 ℃/cm和139.0 ℃/cm,分別提高66.0%,84.2%和91.1%;當超過堇青石陶瓷材料的耐受溫度和溫度梯度極限時,DPF熔化和開裂的可能性很大;

c) 從WHTC瞬態循環結果看,DTI試驗后,PM和PN排放以及過濾效率均有所惡化;PM過濾效率隨著碳載量的增加而降低,但PM排放始終保持在較低水平,且始終滿足國六限值要求;隨著碳載量的增加,PN排放量急劇上升,甚至達到國六限值的10倍以上;綜合考慮DPF的再生可靠性和排放性能,堇青石DPF主動再生的推薦碳載量范圍為4～5.5 g/L,為了滿足更嚴格的法規要求,極限碳載量不應超過6 g/L。