過(guò)濾壁面內(nèi)屑深床沉積規(guī)律及壓降損失研究

過(guò)濾壁面內(nèi)屑深床沉積規(guī)律及壓降損失研究

發(fā)動(dòng)機(jī)顆粒采集裝置（dpf）被認(rèn)為是葉片蠟處理裝置的主要方法。在長(zhǎng)期的微芯片工作中，過(guò)濾體孔道中的灰燼積累是導(dǎo)致微芯片性能惡化的主要原因之一。目前國(guó)外研究者主要通過(guò)試驗(yàn)來(lái)研究微粒捕集器內(nèi)灰燼的沉積.Bodek通過(guò)試驗(yàn)研究證明微粒捕集器中的灰燼物質(zhì)來(lái)源于潤(rùn)滑油添加劑、燃油添加劑、柴油機(jī)各零部件磨損以及排氣系統(tǒng)的腐蝕,其中潤(rùn)滑油添加劑是灰燼的主要來(lái)源.Bardasz等的研究表明微粒捕集器中灰燼隨著燃油消耗以及潤(rùn)滑油中灰分元素的增加而增加.基于此Manni和Aravelli等利用潤(rùn)滑油中S含量預(yù)測(cè)柴油機(jī)排氣中灰燼含量,結(jié)果表明因?yàn)闈?rùn)滑油揮發(fā)性和消耗率的不同,使用潤(rùn)滑油中含硫物質(zhì)難以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)柴油機(jī)排氣中灰燼含量.Sappok等通過(guò)微粒捕集器車輛道路試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),隨著微粒捕集器裝車運(yùn)行里程增加,過(guò)濾體入口通道內(nèi)灰燼緩慢增加,沉積灰燼能影響微粒捕集器的再生策略.微粒捕集器的壓降特性是影響微粒捕集器以及柴油機(jī)性能的一個(gè)重要參數(shù),早期研究過(guò)程中,Konstandopouls在Bisset等的研究基礎(chǔ)上根據(jù)多孔介質(zhì)過(guò)濾體的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)建立了潔凈狀態(tài)下單通道壓降模型,并在后來(lái)對(duì)其進(jìn)行完善,建立了完整的微粒捕集器壓降模型;隨后,Mansour考慮了微粒濾餅沉積狀態(tài),建立了微粒捕集器負(fù)載微粒狀態(tài)下的壓降模型.在此基礎(chǔ)上,Sappok等在考慮灰燼和微粒濾餅層的情況下對(duì)壓降模型進(jìn)行了修正,得到了再生狀態(tài)下的壓降模型.事實(shí)上,灰燼首先深床沉積于過(guò)濾壁面微孔內(nèi),深床沉積的灰燼會(huì)改變過(guò)濾體壁面孔隙率和滲透率,導(dǎo)致過(guò)濾壁面的流動(dòng)阻力增加,因此為了更準(zhǔn)確地研究微粒再生狀態(tài)下的壓降特性,需要在壓降模型中考慮深床沉積的灰燼對(duì)微粒捕集器壓降的影響.筆者基于球狀捕集單元對(duì)多孔介質(zhì)壁面填充床模型進(jìn)行分層離散化,研究深床沉積灰燼對(duì)捕集單元尺寸以及壁面孔隙率和滲透率的影響,建立了考慮深床沉積灰燼對(duì)微粒捕集器壓降影響的壓降計(jì)算模型;最后運(yùn)用該模型研究灰燼深床沉積階段過(guò)濾體壓降隨灰燼沉積量的變化,并利用灰燼沉積加速臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證了該模型的合理性.1多孔介質(zhì)壁的物理模型和特性1.1充填單元結(jié)構(gòu)模型Konstandoulos基于多孔介質(zhì)過(guò)濾壁面的結(jié)構(gòu)特性提出把過(guò)濾壁面簡(jiǎn)化成由球狀單元組成的填充床多孔捕集介質(zhì).灰燼深床沉積階段顆粒附著在捕集介質(zhì)上,使得捕集介質(zhì)尺寸增加,而捕集介質(zhì)內(nèi)球狀單元結(jié)構(gòu)特性并沒(méi)有改變.因此取圖1所示球狀單元填充床作為研究模型,其中每個(gè)球狀單元對(duì)應(yīng)一個(gè)尺寸為dc的“捕集單元”,即式中:ε為壁面孔隙率;dpore為過(guò)濾壁面平均孔徑.1.2過(guò)濾壁面表層滲透率模型柴油機(jī)排氣中的灰燼顆粒夾雜在微粒中,并隨微粒一起沉積于多孔介質(zhì)過(guò)濾體內(nèi),當(dāng)微粒再生時(shí),灰燼顆粒在過(guò)濾體內(nèi)二次沉積.再生過(guò)程中過(guò)濾體內(nèi)溫度升高,壓強(qiáng)增大,灰燼顆粒熱運(yùn)動(dòng)相對(duì)于流體拖拽力加強(qiáng),使得灰燼二次沉積過(guò)程中壁面滲透深度相比于微粒的滲透深度減少.Karin等通過(guò)觀測(cè)孔隙率和平均孔徑分別為58%和15,μm的過(guò)濾壁面,發(fā)現(xiàn)絕大部分深床捕集的排氣顆粒沉積在壁面表層孔隙中,顆粒隨壁面深度增加而逐漸減少,最終在最大滲透深度的過(guò)濾壁面內(nèi)顆粒約等于0.已有研究表明在超過(guò)最大滲透深度過(guò)濾壁面內(nèi)沉積的少量顆粒對(duì)過(guò)濾壁面的滲流阻力不會(huì)有明顯的影響.研究灰燼顆粒沉積過(guò)程和碳煙顆粒沉積過(guò)程有所不同,兩者沉積的最大滲透深度也有差異,文獻(xiàn)證實(shí)灰燼顆粒最大滲透深度在80~100,μm.灰燼深床捕集階段結(jié)束后開始濾餅捕集,因此當(dāng)深床捕集達(dá)到飽和狀態(tài)時(shí),過(guò)濾壁面表層滲透率會(huì)近似等于灰燼濾餅層的滲透率.基于此,在建立過(guò)濾體流動(dòng)阻力模型之前,進(jìn)行假設(shè):1)忽略最大滲透深度范圍外少量沉積灰燼對(duì)流動(dòng)阻力的影響;2)過(guò)濾壁面灰燼最大滲透深度范圍內(nèi)灰燼質(zhì)量分布遵守線性遞減規(guī)律分布;3)當(dāng)壁面表層滲透率等于灰燼濾餅層滲透率時(shí),灰燼深床捕集階段結(jié)束.2灰色深床吞咽數(shù)學(xué)模型2.1過(guò)濾壁面內(nèi)灰深床沉積總質(zhì)量的確定為了定量描述過(guò)濾壁面沉積灰燼質(zhì)量的變化,圖2根據(jù)初始捕集單元尺寸d0將灰燼最大滲透深度劃分為n個(gè)空間域,從而能定量計(jì)算空間域內(nèi)灰燼沉積質(zhì)量,分析過(guò)濾壁面微觀結(jié)構(gòu)的變化.劃分后的層域厚度Δy等于捕集單元初始尺寸d0,第i層域上t時(shí)刻的灰燼沉積質(zhì)量為mslab(i,t),因此過(guò)濾壁面內(nèi)灰燼深床沉積總質(zhì)量在灰燼深床沉積過(guò)程中,過(guò)濾壁面內(nèi)捕集單元的數(shù)量不變,每個(gè)層域過(guò)濾壁面內(nèi)捕集單元的數(shù)量式中:Δy為過(guò)濾壁面層域厚度;L為過(guò)濾體長(zhǎng)度;α為過(guò)濾孔道寬度;w為過(guò)濾壁面厚度;Vc為單個(gè)捕集單元體積.因此t時(shí)刻,第i層域上每個(gè)捕集單元上沉積的灰燼質(zhì)量2.2壁面層域滲透率模型沉積在過(guò)濾壁面內(nèi)部的灰燼被視為均勻地覆蓋在捕集單元表面,從而使捕集單元直徑dc增大.t時(shí)刻,第i層域過(guò)濾壁面內(nèi)捕集單元直徑式中:ρa(bǔ)sh為沉積于壁面內(nèi)的灰燼材料密度.因?yàn)楸诿鎸佑蚩紫堵适请S捕集單元直徑變化,因此對(duì)應(yīng)層域的孔隙率過(guò)濾壁面內(nèi)捕集單元和孔隙率的變化會(huì)導(dǎo)致壁面滲透率k(i,t)發(fā)生變化,根據(jù)多孔介質(zhì)內(nèi)流體滲透理論可知壁面層域滲透率和孔隙率、捕集單元之間的關(guān)系為式中:f(ε)為Kuwabara流動(dòng)模型定義的幾何函數(shù),即2.3灰渣灰濾餅層滲透率灰燼濾餅層滲透率決定了灰燼深床捕集階段的飽和狀態(tài),研究灰燼深床捕集必須確定灰燼濾餅層滲透率.灰燼濾餅層孔隙率εash可以通過(guò)沉積灰燼材料密度ρa(bǔ)sh和堆積密度ρpacking求得,即根據(jù)多孔介質(zhì)理論,灰燼濾餅層滲透率kash是孔隙率和組成顆粒粒徑的函數(shù),即式中:dp為灰燼濾餅層灰燼顆粒半徑.2.4過(guò)濾體體積v既多孔介質(zhì)壁面滲流阻力滿足Darcy定律,過(guò)濾壁面的壓降式中:μ為排氣的動(dòng)力黏度;Q為排氣體積流量;Vtrap為過(guò)濾體體積;k0為潔凈過(guò)濾壁面滲透率.在灰燼深床沉積過(guò)程中,過(guò)濾壁面灰燼最大滲透深度范圍內(nèi)壁面滲透率會(huì)隨著空間和時(shí)間而變化.通過(guò)分析灰燼深床沉積規(guī)律,利用離散灰燼最大滲透深度壁面的方法對(duì)過(guò)濾壁面壓降損失方程進(jìn)行修正,得到灰燼深床沉積狀態(tài)下過(guò)濾壁面壓降特性修正式為2.5進(jìn)氣道入口和排氣道出口流動(dòng)面積突變灰燼深床捕集階段中,過(guò)濾體的總壓降主要包括:過(guò)濾壁面滲流阻力Δpwall,進(jìn)排氣道內(nèi)部流動(dòng)摩擦引起的沿程阻力Δpin&out,進(jìn)氣道入口和排氣道出口處流動(dòng)面積突變產(chǎn)生的局部阻力則灰燼深床捕集階段總壓降式中:F為壁面摩擦系數(shù),F=28.454;ξ為進(jìn)出口處的局部損失系數(shù)之和,ξ=0.82;ρg為排氣密度;σ為過(guò)濾體孔道密度.因此,可得到灰燼深床捕集階段過(guò)濾體總流動(dòng)阻力模型的最終表達(dá)式為3試驗(yàn)計(jì)劃和計(jì)算方案3.1態(tài)輸運(yùn)損失的潤(rùn)滑為了驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的合理性和計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,進(jìn)行了對(duì)比試驗(yàn).由于微粒捕集器堵塞道路試驗(yàn)存在耗時(shí)長(zhǎng)、成本高,且試驗(yàn)條件難以精確控制等缺點(diǎn),國(guó)外學(xué)者通過(guò)分析潤(rùn)滑油進(jìn)入燃燒室的方式以及燃燒過(guò)程,發(fā)現(xiàn)可以通過(guò)在燃油中摻混潤(rùn)滑油、在進(jìn)氣歧管中噴入潤(rùn)滑油霧以及使柴油機(jī)維持在高速大負(fù)荷工況下運(yùn)行等方法來(lái)增加潤(rùn)滑油的消耗率以加速微粒捕集器中灰燼的累積.在燃油中摻混潤(rùn)滑油忽略了潤(rùn)滑油在柴油機(jī)中的蒸發(fā)損失和氣流逆向流動(dòng)損失,且燃油中摻混的潤(rùn)滑油在火焰前鋒的擴(kuò)散部分燃燒,不同于道路試驗(yàn)中液態(tài)輸運(yùn)損失的潤(rùn)滑油一般在富氧的區(qū)域燃燒;而使柴油機(jī)維持在高速大負(fù)荷的工況下運(yùn)行的方法對(duì)柴油機(jī)的損耗比較大.在進(jìn)氣歧管中噴入潤(rùn)滑油霧增加潤(rùn)滑油消耗的方式能真實(shí)反映潤(rùn)滑的損失方式和在缸內(nèi)的燃燒方式,還可以通過(guò)控制潤(rùn)滑油噴嘴隨時(shí)調(diào)節(jié)噴入油霧的質(zhì)量,且不受柴油機(jī)運(yùn)行工況的影響,更加接近真實(shí)情況,所以被國(guó)外學(xué)術(shù)界廣泛采用.試驗(yàn)采用在進(jìn)氣歧管中噴入潤(rùn)滑油霧的方案來(lái)加速灰燼在微粒捕集器的沉積過(guò)程,如圖3所示,其中加熱系統(tǒng)使?jié)櫥蜏囟壬?從而確保噴油器噴出的潤(rùn)滑油充分霧化,油箱內(nèi)包含了測(cè)量裝置,能測(cè)量試驗(yàn)過(guò)程中潤(rùn)滑油消耗量.試驗(yàn)采用長(zhǎng)城尊龍CJ-4型潤(rùn)滑油,其SAE黏度等級(jí)為5W-40.圖4為發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)裝置示意.試驗(yàn)所用柴油機(jī)為康明斯ISB300型,其主要參數(shù)如表1所示.試驗(yàn)用柴油為0#柴油,含硫量為408×10-6;所用微粒捕集器系統(tǒng)通過(guò)在DPF前置氧化催化器(dieseloxidationcatalytic,DOC)進(jìn)行連續(xù)再生,微粒捕集器中過(guò)濾體體積為5.66,L,其結(jié)構(gòu)特征參數(shù)如表2所示.試驗(yàn)的主要目的是測(cè)量微粒捕集器灰燼沉積過(guò)程中過(guò)濾體背壓隨灰燼沉積量的變化,并以此驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的合理性,不需考慮不同工況下,背壓隨排氣流量的變化,因此試驗(yàn)在柴油機(jī)轉(zhuǎn)矩為750,N·m、轉(zhuǎn)速為2,000,r/min的穩(wěn)態(tài)條件下進(jìn)行.穩(wěn)態(tài)工況下,DPF進(jìn)口端排氣溫度在482~557,℃內(nèi),從而確保了碳煙微粒完全再生.試驗(yàn)中通過(guò)控制潤(rùn)滑油噴射系統(tǒng)的控制閥控制噴入進(jìn)氣歧管中的潤(rùn)滑油的量,在采集背壓點(diǎn)數(shù)據(jù)時(shí)需停止?jié)櫥蛧娙?確保DPF中灰燼保持不變;同時(shí),為防止過(guò)濾體冷卻過(guò)程中吸收水汽,卸載的過(guò)濾體需在高溫下完成稱重.3.2灰渣過(guò)濾體表層石灰深床沉積量計(jì)算方案采用試驗(yàn)方案中的工況數(shù)據(jù),其中排氣黏度為2.48×10-5,kg/(m·s),通過(guò)排氣管道上的控制閥控制過(guò)濾體內(nèi)排氣流量為0.013,72m3/s.利用掃面電鏡(SEM)觀察到壁面灰燼最大滲透深度為93.45,μm.根據(jù)灰燼物質(zhì)中主要化合物(CaSO4、Zn2,Mg(PO4)2等)分?jǐn)?shù)計(jì)算得出壁面內(nèi)灰燼材料密度為3,400,g/L,而灰燼堆積密度取450,g/L,基于文獻(xiàn)的試驗(yàn)研究單個(gè)灰燼顆粒平均尺寸半徑為0.32,μm.根據(jù)灰燼材料密度和堆積密度聯(lián)立式(9)~式(11)求得灰燼濾餅層滲透率為3.08×10-14m2,因此灰燼深床沉積結(jié)束后,過(guò)濾體表層滲透率也為3.08×10-14m2,由此求得過(guò)濾體表層灰燼沉積量,并根據(jù)壁面內(nèi)灰燼線性遞減規(guī)律可求灰燼深床沉積最大質(zhì)量.4灰渣灰基礎(chǔ)中灰渣混合體的流動(dòng)阻力圖5為臺(tái)架試驗(yàn)中柴油機(jī)運(yùn)行50,h后微粒捕集器壓降變化,在微粒捕集器再生循環(huán)過(guò)程中,過(guò)濾體的壓降并沒(méi)有在再生完成后恢復(fù)到原來(lái)的位置,而是不斷遞增;圖中圓圈表示測(cè)量灰燼沉積量時(shí)刻的壓降點(diǎn),該時(shí)刻過(guò)濾體壓降從峰值回落表明此時(shí)微粒捕集器中碳煙微粒已經(jīng)再生完成,過(guò)濾體壓降遞增是由于過(guò)濾體內(nèi)累積灰燼造成.圖6為加速灰燼沉積試驗(yàn)過(guò)程中過(guò)濾體的壓降變化特性,過(guò)濾體壓降隨著灰燼沉積量的增加而增加,且在灰燼沉積初始階段(0~2.75,g/L),過(guò)濾體壓降急劇增加,這主要是因?yàn)榛覡a沉積初始階段,灰燼顆粒被深床捕集于過(guò)濾壁面內(nèi),使得過(guò)濾壁面微孔孔徑逐漸變小,壁面表層滲透率顯著減少,導(dǎo)致壁面流動(dòng)阻力急劇增加.當(dāng)灰燼深床沉積階段結(jié)束后,灰燼顆粒開始沉積在過(guò)濾壁面上,并形成多孔狀的灰燼薄層,此時(shí)灰燼薄層對(duì)過(guò)濾體流動(dòng)阻力的影響較為平緩,因此過(guò)濾體壓降隨灰燼沉積量增加速率較為緩慢(如圖6虛線右側(cè)).圖7a為過(guò)濾壁面一層域內(nèi)球狀捕集單元尺寸隨灰燼沉積量變化規(guī)律,壁面球狀捕集單元尺寸隨著壁面該層域內(nèi)灰燼沉積量的增加而線性增大.圖7b示出壁面內(nèi)灰燼沉積量為2.0,g/L和2.75,g/L時(shí),壁面各層域球狀捕集單元直徑變化,隨著灰燼沉積量的增加,壁面層域捕集單元直徑增加,而隨著灰燼滲透深度的增加,捕集單元直徑逐漸減少,當(dāng)?shù)竭_(dá)最大滲透深度時(shí),捕集單元尺寸保持不變.在計(jì)算過(guò)濾體流動(dòng)阻力之前,聯(lián)立式(7)~式(9)求得壁面最大滲透深度范圍內(nèi)滲透率變化規(guī)律,從圖8可知,壁面層域內(nèi)滲透率隨著灰燼沉積量的增加而減少,壁面深度越深,沉積的灰燼量越少,其滲透率變化也越小.圖9為過(guò)濾體背壓變化的試驗(yàn)和計(jì)算對(duì)比,兩者變化趨勢(shì)基本吻合,試驗(yàn)和計(jì)算誤差在8%以內(nèi),并且隨著灰燼沉積量的增加,過(guò)濾體背壓變化率快速增大.因?yàn)檫B續(xù)再生不能使微粒100%再生,以及計(jì)算模型中僅考慮潤(rùn)滑油為灰燼物質(zhì)的來(lái)源,忽略了發(fā)動(dòng)機(jī)磨損、排氣系統(tǒng)腐蝕以及后處理系統(tǒng)中催化劑脫落等因素導(dǎo)致灰燼增加對(duì)排氣背壓的影響,因此計(jì)算值與試驗(yàn)值存在較大偏差.而試驗(yàn)初始值小于計(jì)算值是由于試驗(yàn)中發(fā)動(dòng)機(jī)從低速、小負(fù)荷工況變?yōu)樵囼?yàn)所需工況,測(cè)量初始背壓時(shí),試驗(yàn)工況剛穩(wěn)定,而排氣流速還未穩(wěn)定,影響了試驗(yàn)值,因此試驗(yàn)初始值存在試驗(yàn)誤差,應(yīng)該剔除.綜上,基于合理的假設(shè)建立了灰燼深床沉積壓降計(jì)算模型,相比已有的壓降計(jì)算模型,該模型充分考慮了灰燼深床沉積于過(guò)濾壁面后對(duì)其微觀結(jié)構(gòu)的影響以及增加的流動(dòng)阻力,能更為準(zhǔn)確地計(jì)算微粒捕集器內(nèi)灰燼沉積量與背壓之間的變化關(guān)系,在工程應(yīng)用中具有重要的參考價(jià)值.5灰渣灰深床沉積試驗(yàn)(1)基于過(guò)濾壁面內(nèi)灰燼深床沉積規(guī)律和形態(tài),運(yùn)用球狀單元填充床多孔介質(zhì)物理模型,建立了灰燼深床沉積流動(dòng)阻力模型,研究了灰燼深床沉積階段過(guò)濾壁面內(nèi)捕集單元尺寸以及壁面滲透率隨灰燼沉積質(zhì)量和壁面深度的變化規(guī)律.(2)利用灰燼沉積加速老化臺(tái)架試驗(yàn)