降怠速工况DPF再生温度及排放特性研究

吴撼明,李振国,邵元凯,王懋譞,张旺,蔡之洲

(1.中国汽车技术研究中心有限公司,天津 300300;2.移动源污染排放控制技术国家工程实验室,天津 300300;3.武汉理工大学,湖北 武汉 430070)

柴油发动机因热效率和燃油经济性高的优点,成为轻、重型柴油车等道路移动源及农用机械、工程机械等非道路移动源的主要动力装置,在交通运输领域发挥着重要的作用[1]。然而,柴油机的原始颗粒物(particulate matter,PM)排放和氮氧化物(nitrous oxides,NOx)排放对环境和人体健康的危害较大[2-3]。柴油颗粒捕集器(diesel particulate filter,DPF)是一种有效降低颗粒物排放的方法,随着排放法规不断加严,DPF系统将是国六标准实施阶段柴油机后处理的必然选择[4]。DPF收集的炭烟颗粒会使发动机背压上升,造成动力性、经济性和耐久性严重损失,因此必须通过再生及时去除[5-6]。

DPF主动再生温度极易受到排气温度和排气流量的影响[7]。极端情况下,发动机转速可能会急降怠速(drop to idle,DTI),此时若进行主动再生,DPF会遭受严重热应力,从而导致熔融和开裂。因此,有效控制主动再生过程温度至关重要,国内外研究者对DPF主动再生过程进行了广泛研究。Yu等[8]研究了炭烟层厚度、DPF载体设计和进口流量参数对DPF温度的影响,结果表明,拓宽传热前表面可以显著降低峰值温度,但只考虑了部分稳定工况,未涉及DTI等强瞬态过程,缺乏扩大工况范围对结论的支撑。Meng等[9]探讨了载体材料对DPF再生性能的影响,结果表明,随着排气温度的增加,DPF再生的峰值温度和最大温度梯度呈先缓慢后急剧增加的趋势,但其采用的商业炭黑再生系统,与实际柴油机颗粒演变过程难以完美吻合。刘琦等[10]进行了相关的选型试验,以降低排气阻力油耗,提高再生性能。李青等[11]进行了催化型颗粒捕集器(catalytic diesel particulate filter,CDPF)平衡点温度试验,研究了入口温度对CDPF主被动再生的影响,但对再生阶段的颗粒物排放特性研究尚有不足。Rodríguez-Fernández等[12]分析了在控制温度-进气条件下炭烟的氧化行为,并研究了燃烧过程对炭烟氧化性能的影响。Singh等[13]对主动再生过程中的PM和气体排放进行了评估,结果表明,更高的CDPF入口温度和PM负荷有利于CDPF的再生。黄铁雄等[14]基于DTI再生探讨了一种确定DPF安全再生温度的试验方法并得到安全再生温度曲线,但未进一步讨论排放性能可靠性判定。祁金柱等[15]通过数值模拟发现,DPF主动再生时进入DTI时间越早,最高温度和最大温度梯度越高,出现时刻也越早。

总体而言,研究人员以仿真或试验以及二者相结合的方式对DPF再生过程进行了研究,然而,受制于主动再生化学反应动力学的复杂性、仿真建模的复杂性和工况适应性、试验设备及系统布局完整性等条件,对DPF主动再生的研究仍然存在仿真结果工况适应性差,试验数据难以全面表征再生特性等问题,尤其对柴油机DTI后的主动再生温度特性及排放特性的综合分析及评价仍有不足。对此,本研究利用发动机测功台架研究了堇青石DPF在不同碳载量下的温度和排放特性,对DTI条件下堇青石载体的过滤性能进行了定性和定量评价,为确定极限碳载量、制定安全再生策略提供参考。

1 试验装置及方法

1.1 发动机台架及测试设备

试验所使用的柴油机台架试验系统如图1所示。发动机的相关技术参数如表1所示。

表1 发动机主要技术参数

图1 试验系统示意

试验使用的测试设备如表2所示。使用AVL MSS-483微炭烟分析仪和AVL 489颗粒物计数器分别测量发动机DPF上游和DPF下游PM和PN的浓度,并以其过滤效率来评估载体DTI再生后的过滤性能;在DPF内部布置热电偶以测量载体内部温度场分布;使用高精度电子天平进行DPF的称重。

表2 测试设备信息

1.2 后处理系统

试验采用耦合柴油氧化催化器(diesel oxidation catalyst,DOC)、柴油颗粒捕集器DPF及选择性催化还原器(selective catalytic reduction,SCR)的后处理装置,其中DOC和DPF的相关技术参数如表3所示。在DOC上游、DPF上游均布置了温度传感器以判定再生条件和再生时机,在DPF两端布置了压差传感器以测量DPF压降。

表3 后处理系统技术参数

1.3 温度传感器布置

试验采用热电偶测量DPF载体内的温度分布,将9个铠装热电偶分别布置在DPF入口、中部以及出口的各个位置。热电偶的测量范围为0～1 400 ℃,误差在±0.4%以内。具体的热电偶安装布置情况如图2所示,其中,T1,T2和T3获取DPF轴心温度,T4,T6和T8获取DPF中环温度,T5,T7和T9获取DPF外环温度。

图2 DPF内部热电偶布置示意

1.4 试验方法

基于试验台架进行DPF的DTI再生试验。DPF主动再生过程中,利用高压共轨系统实现缸内后喷,使未燃THC在DOC内部发生氧化放热反应,从而加热排气,使DPF入口温度达到预设的再生温度。为了探究DPF主动再生过程中进入DTI工况后的温度特性、排放特性,确定安全再生极限碳载量,本研究设计了不同碳载量下的DTI再生试验,试验流程如图3所示。首先对后处理系统催化器进行预处理,在450 ℃排气温度下恒温活化4 h。预处理完成后,按下列步骤进行试验:

图3 试验流程示意

1) 进行一次热态全球统一瞬态试验循环(world harmonized transient cycle,WHTC),得到发动机原始排放及DPF出口处PM和PN排放,并与国六限值对比;

2) 多次运行WHTC循环,进行DPF的累碳,每5次循环后停机,拆卸DPF,称重并计算碳载量,重复以上过程,直至达到目标碳载量;

3) 调节发动机工况至转速1 100 r/min和扭矩200 N·m,保持工况稳定,待排气温度达到200 ℃后,开启计时器,自0 s开始计时,并启动后喷进入主动再生阶段;随着燃油中THC催化氧化反应的进行,排气温度及DPF上游温度不断上升;

4) 当DPF上游温度达到DTI预设温度620 ℃时,由于DPF内炭烟颗粒的燃烧,DPF两端压差会持续下降,在检测到DPF压差下降5%后,记录此时刻计时器示数,并立即使发动机降到怠速800 r/min,进入DTI阶段,并持续记录热电偶和压差传感器数值,怠速稳定15 min;

5) 喷油再生清除DPF剩余积碳,停机检查DPF。

重复以上步骤,完成碳载量4 g/L,5 g/L,6 g/L,7 g/L下的DPF降怠速再生试验,试验结束后,获取DPF载体温度分布,并由式(1)至式(3)计算温度梯度和PM、PN的过滤效率。在安全再生前提下,结合国六法规要求,评估炭烟过滤性能,并确定DPF的极限碳载量。

(1)

(2)

(3)

式中:Ti和Tj为第i和第j个热电偶测点的温度值;di-j为两个测点间的距离;cPM1,cPM2,cPN1,cPN2分别为DPF入口和出口处的PM和PN浓度。具体的稳态试验工况如表4所示。

表4 DTI试验工况

2 试验结果与分析

2.1 碳载量4 g/L时的 DPF温度特性

完成了初始碳载量在4 g/L时的DTI再生试验,试验过程中DPF的内部温度分布如图4a所示。由图可见,随着燃油的注入,DOC内发生THC的氧化反应,排气温度上升,DPF内各测点的温度也逐渐上升。发动机在905 s进入怠速,此后,由于排气流量急剧下降,PM燃烧产生的热量大量积累在DPF内部而无法及时被排气带走,各测点温度呈失控状急剧升高,到达峰值后,在600 s逐渐下降到稳定值。轴向上,位于DPF入口轴心处的T1于908 s到达峰值648.2 ℃,在DPF中部轴心处的T2于948 s达到峰值722.2 ℃,在DPF出口轴心处的T3于952 s达到峰值1 014.3 ℃。一方面,在炭烟的积累过程中,受排气运动作用,DPF后端堆积的炭烟颗粒更多,另一方面,沿气流方向的传热传质导致DPF后端堆积更多热量,二者共同作用,进一步促进了炭烟颗粒的剧烈燃烧,导致DPF后端的高温。径向上,温度分布从轴心到载体中环到外侧呈先升高再降低的趋势,最高温度出现在DPF中环附近,后端中环处的T8于958 s达到峰值1 054.3 ℃。这是排气径向传热以及DPF外壳轴向热对流共同作用导致的。此外,DPF内径向和轴向的温度分布极不均匀,外侧的温差显著高于内侧,中后段的温差显著高于中前段。

图4 DPF碳载量4 g/L时的温度分布

图4b示出碳载量为4 g/L时的DPF内部温度梯度。为了便于观察,在轴向和径向上仅选取最大温度梯度出现处的测点进行温度梯度分析,本组试验中为DPF外侧的轴向梯度G5-7,G5-9,G7-9和靠近出口端面的径向梯度G3-8,G3-9,G8-9。轴向上,再生初期对轴向温度梯度的影响相对较小,各温度梯度几乎为0,温度分布在轴向上保持较好的均匀性;进入DTI后,G5-7在1 046 s达到峰值-10.6 ℃/cm,G5-9和G7-9在1 011 s分别达到峰值-10.4 ℃/cm和-11.5 ℃/cm,表明前端的温度均匀性较好,而后端由于放热反应剧烈,温升速率较大,温度不均匀性较显著。径向上,再生前期升温阶段,存在一个初始温度梯度,这是排气与DPF外表面的辐射与对流换热造成的,进入DTI后,由于DPF轴心处炭烟堆积燃烧产生的热量向外表面不断传递,测点之间的温度大小关系发生转变,温度梯度曲线因此存在两个峰值,G3-8在949 s达到第一个峰值33.2 ℃/cm,在968 s达到第二个峰值-15.2 ℃/cm;G3-9在951 s达到第一个峰值38.8 ℃/cm,在980 s达到第二个峰值-11.1 ℃/cm;外环温度梯度G8-9在956 s达到了第一个峰值72.0 ℃/cm,在982 s达到第二个峰值-9.7 ℃/cm。中外环的最大温度梯度几乎是内环的两倍,表明DPF后端外侧的热量损耗更为明显,载体受热冲击影响也更大。

2.2 碳载量5 g/L时的 DPF温度特性

图5a示出碳载量为5 g/L时的DPF内部温度分布。发动机在967 s进入怠速,与图4a类似,峰值温度沿DPF轴线由前端向后端逐渐增加,最高温度于1 009 s出现在后端中环T8处,达到了1 167.7 ℃。堇青石载体在此温度下可能已经发生部分微孔熔化,导致DPF过滤性能下降。

图5 DPF碳载量5 g/L时的温度分布

图5b示出碳载量为5 g/L时的DPF内部温度梯度。选取DPF外环的轴向梯度G5-7,G5-9,G7-9和后端的径向梯度G3-8,G3-9,G8-9进行分析。轴向上,G5-7在1095 s达到峰值-13.9 ℃/cm,G5-9和G7-9在1 046 s分别达到峰值-49.7 ℃/cm和-88.3 ℃/cm。径向上,G3-8在1 009 s达到峰值-112.4 ℃/cm,G3-9在1 046 s达到峰值-50.5 ℃/cm,G8-9在1 009 s达到峰值119.5 ℃/cm。径向上的温度梯度,尤其是外环梯度明显高于轴向,表明DPF若发生破裂,更可能会以后端的横向断裂形式出现。

2.3 碳载量6 g/L时的 DPF温度特性

图6a示出碳载量为6 g/L时的DPF内部温度分布。发动机在980 s进入怠速,最高温度于1 060 s出现在后端中环T8处,达到了1 358.3 ℃,这一温度已经接近堇青石材料的熔点1 400 ℃,考虑到DPF中灰分的碱金属成分(K,Na等)所形成的硅酸盐会降低载体整体熔点,在这一碳载量下进行DTI试验,DPF烧融劣化而导致失效的可能性很大,已经无法保障工作的可靠性。

图6 DPF碳载量6 g/L时的温度分布

图6b示出碳载量为6 g/L时的DPF内部温度梯度。本组试验中选择DPF中环的轴向梯度G4-6,G4-8,G6-8和中间截面的径向梯度G2-6,G2-7,G6-7进行分析。轴向上,随着DTI的进行,DPF后端大量放热,G4-6在1 045 s达到峰值-77.4 ℃/cm,G4-8在1 061 s达到峰值-68.0 ℃/cm,G6-8在1 073 s达到峰值-105.2 ℃/cm。径向上,G2-6在1 043 s达到峰值-60.8 ℃/cm,G2-7在1 079 s达到峰值-32.7 ℃/cm,G6-7在1 043 s达到峰值132.61 ℃/cm。与图5相比,温度梯度有进一步的提高。此外,考虑到堇青石载体径向膨胀系数是轴向膨胀系数的两倍,此时已经非常容易因受热不均而发生热损坏,造成局部烧融和破裂。

2.4 碳载量7 g/L时的 DPF温度特性

图7a示出碳载量为7 g/L时的DPF内部温度分布。发动机在971 s进入怠速,最高温度于1 022 s出现在后端中环T8处,达到了1 394.1 ℃,此时堇青石DPF已发生严重烧融。

图7 DPF碳载量7 g/L时的温度分布

图7b示出碳载量为7 g/L时的DPF内部温度梯度。本组试验中选择DPF外侧的轴向梯度G5-7,G5-9,G7-9和靠近出口端面的径向梯度G3-8,G3-9,G8-9进行分析。轴向上,G5-7在1 051 s达到峰值-52.3 ℃/cm,G5-9在1 050 s达到峰值-66.2 ℃/cm,G7-9在1 043 s达到峰值-91.0 ℃/cm。径向上,G3-8在1 005 s达到峰值72.7 ℃/cm,G3-9在1 009 s达到峰值57.8 ℃/cm,G8-9在1 022 s达到峰值139.0 ℃/cm。可以发现,在7 g/L碳载量时进入DTI,DPF内部最大温度梯度几乎达到140 ℃/cm,大幅超出堇青石载体的耐受限值,试验结束后拆卸DPF时发现,致密的多孔陶瓷结构已经被破坏,DPF已失去炭烟过滤能力。

不同碳载量下DPF的峰值温度和最大温度梯度如图8所示。可以看出,碳载量为4 g/L,5 g/L,6 g/L和7 g/L时,峰值温度均大幅超过常规工况下的再生温度,会对载体造成巨大的热损害。碳载量的增加会导致DPF尺寸发生变化,孔道有效流通面积减小,极大地影响热量传输过程,显著增大热通量和温度梯度,然而,这一增长速率随着碳载量的增加也有所减缓,这与载体反复遭受热冲击后结构损坏、传热能力下降有关。

图8 不同碳载量时的峰值温度与最大温度梯度

2.5 DTI对颗粒物排放的影响

从图8可以看出,随着碳载量的增加,DPF内部温度和温度梯度逐渐接近甚至超过堇青石载体的耐受极限。为了判断DPF是否损坏,在DTI试验结束后,喷油完成DPF的完全再生,并进行一次热态WHTC循环以测量PM和PN浓度,通过比较各排放数据和过滤效率结果来评估DTI后DPF的过滤性能,由此反映DPF的失效程度。排放特性结果如表5所示,当碳载量从0 g/L增加到4 g/L,5 g/L,6 g/L和7 g/L时,PM和PN排放量均有增加,过滤效率有所降低。其中,碳载量在6 g/L以下时,PM排放保持在较低水平,碳载量增加到7 g/L时,PM排放明显增加,为2.758 mg/(kW·h)。PM的过滤效率也从初始的97.26%下降到60.88%,说明此时载体结构已经被破坏,PM捕集能力明显下降。然而,PM排放始终满足国六限值,且仍存在42.92%的裕量,说明即使存在一定程度的失效,DPF仍保有可接受的PM质量浓度减排能力。而另一方面,随着碳载量的增加,PN排放急剧增加,甚至出现数量级的变化。当碳载量为6 g/L时,PN排放量为6.031×1011个/(kW·h),已经超过国六限值的6.000×1011个/(kW·h)。当碳载量达到7 g/L时,PN排放量达到6.284×1012个/(kW·h),已超过法规限值10倍以上,PN过滤效率也下降到50.98%,标志着PN过滤能力完全丧失。因此,根据表5,堇青石DPF的主动再生推荐碳载量为4～5.5 g/L,同时为了满足更严格的法规要求,极限碳载量不应超过6 g/L,否则可能导致DPF载体的严重损坏和完全失效,严重恶化发动机和后处理系统的可靠性。

表5 WHTC循环排放特性结果

3 结论

a) 进入DTI后,PM燃烧产生的热量在DPF内积累,由于排气流量骤减而不能及时排出,促进了炭烟的剧烈燃烧,从而产生了一个温度峰值,峰值温度出现在DTI后1 min前后,且始终出现在DPF载体后端中环处;DPF内部的温度分布极不均匀,外环的温度梯度往往是内环的2倍以上;

b) 碳载量由4 g/L增加到5 g/L,6 g/L,7 g/L,峰值温度从1 053.4 ℃增加到1 167.7 ℃,1 358.3 ℃,和1 394.1 ℃,分别提高10.9%,28.9%和32.3%;最大温度梯度从72.0 ℃/cm增加到119.5 ℃/cm,132.6 ℃/cm和139.0 ℃/cm,分别提高66.0%,84.2%和91.1%;当超过堇青石陶瓷材料的耐受温度和温度梯度极限时,DPF熔化和开裂的可能性很大;

c) 从WHTC瞬态循环结果看,DTI试验后,PM和PN排放以及过滤效率均有所恶化;PM过滤效率随着碳载量的增加而降低,但PM排放始终保持在较低水平,且始终满足国六限值要求;随着碳载量的增加,PN排放量急剧上升,甚至达到国六限值的10倍以上;综合考虑DPF的再生可靠性和排放性能,堇青石DPF主动再生的推荐碳载量范围为4～5.5 g/L,为了满足更严格的法规要求,极限碳载量不应超过6 g/L。