颗粒过滤效率（共4篇）
颗粒过滤效率 篇1
医用外科口罩,一般用于医疗门诊、实验室、 手术室等高要求环境,为医护人员工作时所佩戴的口罩[1]。医用外科口罩安全系数相对较高,对于细菌、病毒的抵抗能力较强[2,3]。医用外科口罩也可用于预防流感。近年来,越来越多的人开始在公共场合佩戴外科口罩。有文章指出身体健康的人在日常生活和正常的社会活动中,不建议佩戴口罩。如需与甲型H1N1流感患者接触,或长时间处于人员密集且不通风的场所,则应当通过佩戴口罩进行个人防护[4]。人们可以到正规药房或商店购买医用外科口罩。个别口罩生产及销售单位宣传的“抑制或杀灭微生物”功能对防控甲型H1N1流感并无特别显著功效,越来越多的广告让消费者对该产品的选择及使用安全上存在困惑与质疑。
本文结合对医用外科口罩的检测情况,参照YY0469–2011规定的质量要求及检验方法[5]对医用外科口罩的颗粒过滤效率进行检测,分析其性能的稳定性,以期对提高医用外科口罩产品质量提供探索性研究资料。
1.仪器与试样
1.1材料过滤性测试仪
生产厂家 :TSI公司,美国,规格型号 :TSI8130,精度 :15~20mg/m3,透过率精确到0.001% ( 过滤效率精确到99.999% ),测量范围 :质量中值粒径0.26um数量中值粒径0.08 um。
1.2小型环境试验箱
生产厂家 :无锡中天, 规格型号 :GDS50,温度波动度 :≤ ±0.5˚C,湿度偏差 :-3RH ~2%RH温度范围 :-40˚C~+150˚C,湿度范围 : 25%RH~99%RH。
1.3实验样品
此次用于实验研究的医用外科口罩的产品信息见表1。
2.试验方法
2.1样品数量
用3个样品进行试验,测得结果求平均值。
2.2样品预处理
试验之前,将样品从包装中取出,置于相对湿度为85%,温度为38˚C的环境中25 h ;然后应将样品密封在一个不透气的容器中,试验应该在样品预处理结束后的10 h内完成。
2.3试验条件
环境温度 :26˚C,相对湿度 :40% ;配制2% 氯化钠气溶胶。
2.4操作步骤
(1) 开启材料过滤测试仪和空气压缩机,将AEROSOL GENERATOR设置为“ON”, 将HEATER设置为“ON”,预热30min。
(2) 用1602076(102 mm)标准滤纸配专用卡具测试氯化钠气溶胶质量浓度。氯化钠气溶胶颗粒粒数中值直径(CMD):(0.075±0.020) µm ;颗粒分布的几何标准偏差 :≤ 1.86 ;浓度 : ≤ 200 mg/m3,达到要求后开始测试。
用以下公式计算气溶胶浓度 :
其中F—滤料测试仪流量,LPM ;T—测试时间,min
如果气溶胶质量浓度(单位mg/m3)在实验规定的范围内,即可测试样品。
(3) 测试试验样品 :气体流量稳定至30 L/min, 气流通过的截面积为 :100cm2。
3.分析及结论
根据行业标准YY0469–2011对医用外科口罩颗粒过滤效率的要求,参照表2测得的数据可知, 此次测得的医用外科口罩的颗粒过滤效率的均值及标准差上下浮动均在标准要求的范围内,且实测数据较为稳定,所检测的医用外科口罩的颗粒过滤效率符合标准要求。
4.讨论
此次检测的医用外科口罩颗粒过滤效率符合行业标准要求,且该参数性能稳定。在测试过程中,为确保实验结果准确,需严格控制样品预处理环节。试验之前,将样品从包装中取出,置于相对湿度为(85±5)%,温度为(38±2.5)˚C的环境中(25±1)h进行样品预处理。试验的测试环节,环境温度应控制在(25±5)˚C,相对湿度控制在(30±10)%。温占波等人 [2] 对医用外科口罩滤材滤除气溶胶的效率进行了评价,结果表明,经过恒温恒湿(温度38˚C和相对湿度85%)处理的医用外科口罩材料对氯化钠溶液雾化颗粒气溶胶过滤效率为41.46%,未经恒温恒湿处理的该口罩材料过滤效率为41.14%,两者存在较大差异。由此可以得出,严格按照标准要求的时间、温度、湿度对样品进行预处理,才能获得准确可靠的测试结果。
摘要：参照医用外科口罩行业标准YY0469–2011规定的质量要求及检验方法,对医用外科口罩的颗粒过滤效率进行检测分析,结合对医用外科口罩的检测情况进行探讨,提出一些思考和建议,以期对规范和提高医用外科口罩产品质量有所帮助。
关键词：医用外科口罩,颗粒过滤效率,检测方法
颗粒过滤效率 篇2
颗粒过滤器 (Diesel Particulate Filter, DPF) 作为一种机外净化技术, 在颗粒物净化方面得到了广泛的应用。DPF将颗粒物收集到其表面积巨大的内壁上, 以此来减少颗粒物的排出, 但微粒的沉积会使得排气气流的流动阻力上升从而引起发动机油耗上升、性能下降等一系列不利影响。DPF作为柴油机研究中的一个热点, 国内外不少学者都对其做了大量的研究工作, 且各有侧重点。目前对DPF中的压力变化和再生优化等研究大多集中在数值模拟层面。在较早期的研究中, Edward J.Bissett于1984年提出了热再生的数学模型[1]:该模型采用的过滤机理是微粒无论粒径大小均沉积在表层。随后, 在2001年, Konstandopoulos A.G.[2]提出, 流动阻力从其成因上可以分为三个部分, 气流穿过碳烟微粒层和多孔陶瓷壁面时产生的渗流阻力, 可以通过渗流的达西定律求解;气体流动时不可避免产生的摩擦阻力, 即沿程阻力, 可以通过达西-魏斯巴赫公式求得;第三部分是在进气道入口处和排气道出口处由于流动面积突变而产生的局部阻力。近年来德国的Timo Deuschle, Uwe Janoske, Manfred Piesche[3]建立了一个计算流体动力学 (CFD) 模型来描述DPF中的颗粒物沉积和再生的情况, 在该模型中, 每个控制体的压降通过卡曼-科泽尼方程求得, 最终的模拟结果也和实验吻合得很好。
国内也有众多学者做了这方面的工作。孟忠伟[4等研究了壁流式过滤体捕集颗粒物的过程, 建立了描述通道内流场和颗粒层分布的一维非稳态模型, 研究了颗粒层滑移、过滤体结构参数与来流参数等对颗粒层分布和过滤压降的影响。宁智[5]等研究了在一定情况下, 一些宏观和微观结构参数对流动阻力的影响, 对于DPF的参数优化提供了一些依据。龚金科[6]等在研究过滤效率与流动阻力的关系时, 也提出过简单的颗粒过滤器流动阻力的数学模型。
本文主要研究的是柴油机颗粒过滤器内部的流动阻力随各种物理因素或几何尺寸的变化规律。流动阻力可以作为衡量DPF捕集效率的重要因素, 流动阻力的精确计算对于提高过滤器的模拟精度有着很大的帮助, 同时也有助于改善发动机的性能, 并能提高颗粒过滤器的性能。
2 壁流式过滤体的物理模型及其假设
壁流式过滤体由一系列相邻的交替堵塞的进排气孔道组成。排气从进气孔道进入过滤体后, 由于进气孔道末端被堵塞, 因此气流必须通过过滤壁面, 从相邻的排气孔道流出, 于是微粒被捕集在过滤壁面的内部和进气孔道的过滤壁表面。由于壁流式过滤体满足几何模型的重复性, 为简化计算, 假设所有孔道均相同, 且没有相互影响, 从而将壁流式过滤体简化为图1所示的单孔道结构[6]。
在进行计算之前, 先进行一些模型的假设[6]:
(1) 假设流体为不可压牛顿流体, 将微粒视为球形且在入口处均匀分布, 微粒之间、微粒与流体之间无相互作用。
(2) 对于洁净或沉积了少量微粒的过滤体, 假定排气在流经过滤壁面时, 排气中的微粒浓度并不会随时间改变。
(3) 由于排气在流经过滤壁面时, 并不会从x、z方向流出, 因而x、z方向的渗流速度和微粒浓度梯度远远小于y方向, 因此可假定微粒浓度在x、z方向上不发生变化。
(3) 根据Bissett等人的研究[1], 渗流速度在y方向的变化非常小, 可将其视为常数。
3 计算结果及分析
本文应用CFD软件计算柴油车颗粒过滤器的流动阻力。影响流动阻力的参数众多, 主要有排气参数和几何结构参数。在研究某一参数对DPF流动阻力的影响时, 保持其余参数恒定不变。根据相关资料[5,7,8,9,10], 各参数如表1所示。
3.1 排气特性对流动阻力的影响
排气特性对流动阻力的影响主要通过两个方面实现, 一个是排气的体积流量或者说是来流流速, 另一个是排气的温度。它们对流动阻力的影响如图2、图3、图4所示。
分析以上结果可知, 当排气流量或排气温度之中的任意一个量增大时, 均会导致流动阻力的增长。二者区别在于排气温度增高时, 粘性系数变大, 沿程阻力、局部阻力和微粒层阻力都会变大, 排气密度降低导致局部阻力随之变小;而排气流量增加时, 来流流速也会增加, 各个部分的流动阻力都会随之增加。由于沿程阻力和微粒层阻力数值较大, 因此它们的变化走向决定了总流动阻力也是不断变大的。由图4还能看出, 在排气流量越大的情况下, 排气温度对流动阻力的影响也越明显, 当排气流量降到一定之后, 排气温度对流动阻力的影响就不太明显了。
3.2 颗粒过滤器结构参数对流动阻力的影响
颗粒过滤器的结构参数主要是指其直径、长度和过滤孔道的边长对流动阻力的影响。但是, 单独考虑过滤器直径或长度的意义不大, 因此一般通过比较一定过滤体体积下流动阻力随着长径比的变化, 如图5, 图6、图7所示。由于汽车上水平的安装空间比竖直的安装空间容易获得, 故一般情况下, 长径比均是大于1, 这里讨论的也多是大于1的情况。
从图5可以看出, 过滤体体积一定的情况下, 增大长径比时主要通过增大沿程阻力使得总流动阻力增大, 并且流动阻力随着长径比的变化非常明显。由图6可知, 在一定长径比下, 过滤体体积越小, 由于流动空间的限制, 流动阻力必然加大。因此增大过滤体的体积可以降低流动阻力, 但是达到一定值后, 如图6中的15L时, 再继续增大过滤体体积对降低流动阻力的作用就不太明显了。图7显示了过滤体体积和长径比对流动阻力的联合影响图, 图中翘起的尖角表示流动阻力特别高并且变化很敏感, 是应该避开的区域。
图8是DPF内部过滤孔道的宽度对流动阻力的影响
从图中可以看出过滤孔道宽度的影响较为复杂, 其原因是在过滤体直径和长度一定的情况下, 过滤孔道宽度发生变化后, 随之改变的量较多。孔道宽度越大, 过滤孔道的数目就会越少, 来流流速也会降低, 从而导致沿程阻力会减小, 局部阻力也会减小, 但同时虽然来流流速降低了, 由于过滤孔道数目减少等因素又会导致渗流阻力增加, 因此主要受渗流作用影响的微粒层阻力和陶瓷层阻力都会增加。这四种阻力分别变化最终对总流动阻力的影响如图8所示, 由图8发现总流动阻力存在着一个拐点并且是最低点, 这点的位置对DPF设计时选取适当的孔道宽度有很大的指导意义。由图8也可以看出, 图中所示的拐点恰恰就是现在采用较多的过滤通道的范围2-3mm之间。
3.3 陶瓷层结构参数对流动阻力的影响
一般讨论陶瓷层的结构参数时涉及到的主要有陶瓷壁面厚度, 陶瓷层的孔隙率和微孔径, 由于孔隙率和微孔径最终都是通过反应到渗透率上来影响流动阻力的, 因此这里我们选择直接研究渗透率的影响, 结果如图9、图10所示。
由图9发现, 随着陶瓷层厚度的变化, 陶瓷层的阻力明显增大, 这是由于Darcy定律本身决定的, 同时, 我们发现沿程阻力、微粒层阻力和局部阻力也都稍有增大, 这是因为当陶瓷层增大后, 过滤孔道数目会减少, 从而引起来流流速和渗流流速的上升, 导致了这三部分阻力的增加。由于由陶瓷层厚度变化带来的孔道数目变化不是特别显著, 因此这三部分的阻力增加幅度也不是很大。
由图10发现, 陶瓷层的渗透率对流动阻力的影响非常大, 并且只影响陶瓷层的阻力。随着渗透率的增大, 流动阻力急剧降低, 因此, 虽然继续增大渗透率仍可以降低流动阻力, 但是降低得不多, 所以意义不大, 因此对于陶瓷层的渗透率只要靠近某一值即可, 不需要一味追求过大的渗透率。在图10中可以看出, 这个值可以取在10-12m2左右。
4 结论
从各参数对流动阻力的影响趋势来看, 除了通道宽度对流动阻力的影响曲线存在最低点, 其他参数对流动阻力的影响都是单调的。流动阻力随着排气温度、排气流量、长径比和陶瓷层厚度的增大而增大, 随着过滤体体积和陶瓷层渗透率、的增大而减小。对于单调影响的参数, 要想减小流动阻力, 只要在可能的情况下, 使相应的参数尽量变大或是变小即可。但是有些参数的影响不是线性的, 如陶瓷层的渗透率和过滤体的体积, 增大到一定程度后, 继续增大对降低流动阻力的作用不再明显, 因此不需要再关注, 而在变化剧烈的阶段, 由于对流动阻力的影响剧烈, 最好能够避开。从各参数对流动阻力的影响程度上来看, 通道宽度对流动阻力的影响幅度较小, 其余参数对流动阻力的影响都不相上下, 不容忽视。
参考文献
[1]E.J.Bissett, Mathematical model of the thermal regeneration of a wall-flow monolith diesel particulate filter[J].Chem.Eng.SciJ., 1984, 39 (7/8) :1233–1244.
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颗粒过滤效率 篇3
关键词：内燃机,柴油机颗粒捕集器,可视化,堆积密度,渗透系数,孔隙率
0概述
柴油机由于具有热效率和经济性较高、CO2排放较低等优点而得到了广泛应用, 但其颗粒物排放量大, 会造成严重的环境污染。柴油机颗粒过滤器 (DPF) 是降低柴油机颗粒物排放的重要手段[1], 其中壁流式DPF由于具有极高的捕集效率而得到广泛应用。
颗粒物在DPF内部的堆积密度会影响DPF再生时的燃烧性能。目前, 在数值研究DPF再生时, 通常将堆积密度设定为某一固定值, 如136kg/m[2,3]。
目前, 已有文献表明柴油机颗粒堆积密度分布在一定范围内。文献[4-9]通过试验方法证实其堆积密度为11~283kg/m3, 文献[10-13]通过模型计算得出其堆积密度为65~1050kg/m3, 文献[14-15]采用的堆积密度为97~100kg/m3。不同的研究结果存在较大偏差, 因此有必要对堆积密度及其影响因素开展试验研究, 为DPF再生性能预测和优化提供必要的基础数据和理论参考。
本文搭建了DPF沉积过程可视化台架系统, 研究了在不同过滤速度条件下, 颗粒物在DPF内的堆积密度、颗粒层渗透系数及孔隙率。
1 试验系统及试验方法
1.1 可视化台架
搭建可视化台架系统如图1所示。通过真空泵抽气, 颗粒流进入可视化台架系统主体段, 颗粒物在DPF载体切片 (从载体上切割加工而成, 30mm×60mm) 上沉积。颗粒流的来源有两种, 一种是自制的气溶胶发生器, 另一种是柴油机排气。用高精度2D激光位移传感器 (KEYENCE, LJ-G080, 精度1μm, 测量宽度40mm, 650个测点) 测量颗粒在DPF上的沉积厚度;用压力表 (精度0.01kPa) 测量过滤压降;用质量流量控制器 (量程20L/min) 控制抽气流量, 实现定流量过滤, 保证过滤速度≤0.15m/s;在流量计前加装空气过滤器过滤水分及从主体段逃逸的颗粒物, 防止其进入质量流量控制器导致损坏;用计算机采集激光位移传感器及压力表的数据。测量碳黑堆积密度时采用常温 (25℃) 冷态试验;测量柴油机颗粒物堆积密度时, 对主体段和采样管进行加热保温, 温度设定为200℃。
可视化台架系统主体段结构如图2所示, 激光通过可视化窗口对DPF载体切片上沉积的颗粒层厚度进行测量。DPF切片可从主体段上取出, 通过万分之一天平 (精度10-4g) 称量捕集的颗粒质量。
1.2 试验设备及材料
本文采用的DPF载体为国内某厂家生产的堇青石壁流式蜂窝陶瓷过滤体 (CPSI=100) 。使用的碳黑为Printex-U碳黑, 其特性与柴油机颗粒近似, 常被用于模拟柴油颗粒物[16], Printex-U碳黑参数如表1所示。
气溶胶发生器为自制的鼓风式碳黑颗粒分散器。用风机对碳黑颗粒进行分散后形成碳黑气溶胶, 然后抽吸进入可视化台架系统。
使用的柴油机为ZS1100单缸柴油机及DK4A四缸柴油机, 参数如表2所示。表2中, 柴油机颗粒物可溶性有机物质 (SOF) 含量采用真空干燥法获得。对碳黑及柴油机颗粒进行了电镜显微测量, 并随机选取50点统计了三种颗粒物的原生粒径。
1.3 试验方法
将激光位移传感器的650个测点的沉积厚度进行平均得到颗粒层厚度, 并根据沉积面积得到颗粒层的堆积体积V。称量DPF切片捕集前后的质量, 获得沉积在切片上的颗粒物质量m。由ρ=m/V即可得到颗粒堆积密度。由于颗粒堆积密度会受沉积厚度的影响[6], 因此尽量保证沉积厚度的一致, 本文选取50μm左右。
通过颗粒层沉积厚度增长率 (dw/dt) surf及过滤压降增长率 (dΔp/dt) surf可以计算颗粒层渗透系数ksoot及孔隙率ε。利用达西公式[17], (dw/dt) surf与 (dΔp/dt) surf的关系可表示为
式中, μ为气体动力黏性系数, Pa·s;u为过滤速度, m/s;ksoot为颗粒层渗透系数, m2。则ksoot可表示为
利用式 (2) 可计算各次试验颗粒层的渗透系数, 而通常颗粒层渗透系数可采用经验公式进行计算, 即
式中, f (ε) 为Kuwabara函数;dprimary为颗粒层中颗粒的原生粒径, 对于柴油机颗粒而言, dprimary通常在20~45nm, 在本文的计算中取为32.5nm[18];KSCF为Stockes Cunningham系数。分别对f (ε) 和KSCF进行计算[5]
式中, ε为颗粒层的孔隙率;Kn为Knudsen数;λ为分子自由程, m;υ为气体运动黏性系数, m2/s;M为气体相对分子质量, kg/kmol;R为通用气体常数, 取为8314J/ (kmol·K) ;T为气体温度, K。由式 (2) 通过试验值计算出颗粒层渗透系数ksoot, 并结合式 (3) ~式 (7) , 可以计算出孔隙率ε。
2 试验结果及分析
2.1 自然堆积状态下的碳黑堆积密度
测量三只量筒 (量程25mL) 装填20mL碳黑前后的质量, 其数据如表3所示。
三次试验获得的堆积密度平均值为100kg/m3, 试验值与平均值的最大偏差小于3.1%, 说明该平均值具有一定的代表性, 可作为自然堆积状态下的碳黑颗粒层密度。
2.2 不同过滤速度下的颗粒堆积密度
碳黑和柴油机在不同的过滤速度条件下的堆积密度如图3所示。DPF的壁面过滤速度一般不超过0.05m/s[19], 为试验需要, 本文选取的最大过滤速度为0.15m/s, 以便在较大的范围内考察过滤速度对堆积密度的影响规律。由图3可知:随着过滤速度的增加, 颗粒堆积密度逐渐增加, 但其增长速度在过滤速度较大时逐渐趋于平缓。分析其原因为:随着过滤速度的增加, 过滤压降增大, 施加在颗粒层上的力增加, 颗粒层受压缩, 使得颗粒间的间距减小, 导致颗粒层孔隙率减小, 从而使得颗粒堆积密度增加;过滤速度增加到一定程度后, 颗粒间的压紧程度趋于稳定, 因此堆积密度将逐渐趋于平缓。
由图3还可知:在过滤速度≤0.15m/s时, 碳黑颗粒层的堆积密度在55~88kg/m3的范围内分布, 小于在自然堆积状态下的颗粒堆积密度 (100kg/m3) 。分析其原因可能是:自然堆积状态时, 颗粒没有进行分散, 长时间由于范德华力而彼此连接, 颗粒经历了无数次的团聚、分散、再团聚的过程, 因而具有较低的孔隙率;而碳黑经气溶胶发生器进行分散后, 在DPF载体切片上进行过滤时, 主要依靠“颗粒过滤颗粒”的颗粒层过滤方式对碳黑进行过滤沉积, 使得沉积的颗粒层孔隙率相对较大, 因而具有较小的堆积密度, 堆积较为疏松, 从而造成堆积密度的降低。此外ZS1100与DK4A柴油机颗粒物的堆积密度分别分布在100~120kg/m3与80~100kg/m3范围内, 显著大于碳黑的堆积密度, 同时ZS1100柴油机颗粒物的堆积密度平均比DK4A大20kg/m3。分析其原因为:颗粒的堆积密度除了与过滤速度、过滤压降、沉积量有关之外, 还可能与温度、颗粒粒径及分布等有关[6]。对碳黑、ZS1100与DK4A柴油机颗粒物的微观特性进行了电镜TEM测量, 结果如图4所示。
由图4可知:对颗粒原生粒径而言, 碳黑 (32.79nm) >DK4A柴油机颗粒物 (24.68nm) >ZS1100柴油机颗粒物 (14.52nm) 。相比于碳黑颗粒, 柴油机颗粒物的原生粒径更小, 并且含有SOF组分, 使得颗粒的沉积更为致密, 具有较大的堆积密度;而ZS1100柴油机颗粒物与DK4A柴油机颗粒物相比, 原生粒径更小, 且SOF组分含量较大, 从而具有较大的堆积密度。
2.3 过滤压降随颗粒沉积厚度的变化关系
本文通过颗粒沉积厚度与过滤压降, 可得到过滤压降随颗粒沉积厚度的变化关系, 其中碳黑及DK4A试验结果如图5示。由图5可知:过滤压降随颗粒沉积厚度的增长呈现典型的三个阶段[20,21,22,23,24], 即深床过滤阶段、过渡阶段、表面过滤阶段。深床过滤阶段颗粒在DPF内部沉积, 其沉积厚度值不变且近似为0, 但过滤压降快速上升;表面过滤阶段随颗粒层厚度的增加, 过滤压降呈线性增加;过渡阶段是深床过滤阶段向颗粒层过滤阶段的过渡, 压降随颗粒层厚度的增加呈非线性变化关系。在较大过滤速度下, 过滤压降随颗粒沉积厚度的变化关系呈相同趋势。但深床过滤阶段与过渡阶段测量时间变短, 测量数据点较少, 因此, 此处过滤速度选取0.02m/s。由于试验中没有测量ZS1100柴油机颗粒物的沉积厚度随时间的变化关系, 因此未给出沉积厚度与过滤压降的变化曲线。
2.4 颗粒层渗透系数、孔隙率
通过颗粒层沉积厚度增长率及过滤压降增长率可以计算颗粒层渗透系数及孔隙率, 其中碳黑及DK4A柴油机颗粒结果如图6示。由图6可知:碳黑渗透系数为2.0×10-14~4.0×10-14m2, 孔隙率为0.95~0.97;DK4A柴油机颗粒渗透系数为2.2×10-14~5.1×10-14m2, 孔隙率为0.97~0.98;随过滤速度的增加, 颗粒层渗透系数及孔隙率呈现先快速后缓慢降低。分析其原因可能是:随过滤速度的增加, 形成的颗粒层更致密, 颗粒层渗透系数和孔隙率下降, 而过滤速度增加到一定程度后, 颗粒间的压紧程度逐渐趋于稳定。
3 结论
(1) 在自然堆积状态或过滤速度<0.15m/s时, 碳黑的堆积密度分布在90kg/m3左右;当过滤速度<0.15m/s时, ZS1100与DK4A柴油机颗粒物的堆积密度大于碳黑堆积密度, 分布在100kg/m3左右。
(2) 随过滤速度的增大、颗粒粒径减小及SOF含量的增加, 颗粒的堆积密度先快速增加, 后逐渐趋于稳定值。
(3) 相同过滤速度时, 随颗粒层厚度的增加, 过滤压降呈现典型的三阶段变化。
颗粒过滤效率 篇4
目前,DPF的再生技术主要可分为以加热升温为主的主动再生和以低温催化为主的被动再生。被动再生可以在较低温度下实现DPF的再生,但是我国燃油的普遍高含硫现状容易导致催化失效,同时被动再生无法实现柴油机全工况下的自主再生。而主动再生不易受燃油品质的限制,同时再生过程可以不受柴油机工况的限制,因此主动再生是DPF再生的重要选择。现在研究较多的主动再生方法主要有喷油助燃再生、电加热再生、微波加热再生、燃气加热再生,红外再生等热再生方式[2]。每一种热再生方式都各有优缺点,我们采取基于燃烧器的喷油助燃方式实现DPF的再生,并对微粒的捕集过程以及热再生过程展开分析与试验研究[3]。
1 微粒捕集与再生原理
我们所研究的过滤器采用目前常用的壁流式Si C过滤器,它具有较高的过滤效率和良好的阻力特性,其工作原理是排气流经相间堵孔结构的过滤器时,排气中的微粒通过碰撞、拦截和扩散等作用被过滤器捕集下来。在捕集过程中,上述三种机理对微粒的捕集表现出不同程度的作用[4],并且这三种机理不是单独起作用,而是两种或两种以上的捕集机理同时作用。总的来讲,过滤体对微粒的捕集速率可以表示为[5]:
式中,Vp为单位时间内过滤器捕集的微粒量,C m为排气中的微粒浓度,U a为排气流速,Df为过滤体孔道壁面微孔孔径,Ef表示过滤器微粒捕集系数,其大小表示了特定的情况下过滤器的捕集能力。过滤器捕集系数Ef的大小受诸如排气流速、排气温度、壁面微孔孔径、孔隙率和微粒粒径等多种因素的影响。因此过滤器的捕集系数可以表示为如下公式:
一般排气温度在200~300℃之间,因此微粒在被捕集的同时,也在发生着缓慢氧化。所以一定时间内微粒的沉积量等于过滤器的捕集量减去微粒的氧化量。
再生时,燃烧器与DPF连接,燃烧器出口结果将作为DPF的入口条件,在入口温度和气流的共同作用下,DPF的前端面温度升高并且沿轴向向下游传播,在传播过程中由于散热等因素使得温度沿轴向下降,同时上游截面的微粒燃烧后产生的热量也随气流往下游传播,可以提高下游的温度。气流对再生的影响主要体现在提供更多的氧气和对过滤器的冷却作用。对于每一固定点处的温度变化取决于上游对该点的加热情况,该点处微粒的燃烧程度,气流的冷却作用以及散热等情况。
2 实验设备及再生系统介绍
试验所需燃烧器为课题组研制的预混式旋流燃烧器,这种燃烧器车载使用时所需燃油取自发动机回油管路,不需其他能源装置,响应速度快,加热效果好。该燃烧器主要由供油系统、供风系统、点火系统和燃烧系统组成,并且具有两级点火升温功能,可以将燃烧器出口温度提高到750℃以上,完全可以满足DPF再生需求(微粒的起燃温度为550~650℃)。再生试验台架布置见图1,为了避免排气工况的不稳定对燃烧器工作的影响,台架采取双DPF并联布置方案,当一个DPF需要再生时,通过安装在排气支管上的排气切换阀使得需要再生的支路堵死,排气全部通过另一路支管,这样使得燃烧器在稳定的工况下工作,降低了控制的难度,提高了再生的可靠性。同时这种布置方式还可以降低DPF的背压,降低再生频率,提高整个系统的寿命。试验所用主要零部件信息见表1。
3 实验结果与分析
3.1 燃烧器升温特性分析
为了更好地研究分析DPF内部温度的变化,需要先进行燃烧器升温特性试验,图2所示为试验中燃烧器出口界面上温度传感器的布置,图3为实验结果。
从图中可以看出,从第70 s左右一级点火开始,当出口温度达到200℃后,约第95 s左右二级火焰点燃。随后在两级火焰作用下温度迅速上升,当最高温度达到820℃左右时切断一级供油,随后温度经过短暂下降后趋于稳定。从图中可以看出,燃烧器出口截面上温度分布在径向和周向上都存在一定的梯度:边缘温度低于中心温度,同一圆周上的温度也有差异,温差保持在100℃以内,这种温度的差异性分布主要是由于燃烧器内部结构和燃烧器散热损失导致的。总体来看,燃烧器出口温度在730~820℃之间,作为DPF的温度入口条件可以满足DPF的再生需求。随后在第310 s左右切断供油,燃烧器随即熄火,整体温度急剧下降,试验结束。
3.2 DPF升温特性分析
温度是DPF再生过程中最关键的一个参数,温度过高将导致DPF的热损坏。根据经验,DPF内部温度不能长期超过850℃;而温度过低又会导致再生不完全,DPF内部最低温度要超过550℃并维持一段时间。在了解了燃烧器升温特性后,将燃烧器与DPF连接进行DPF再生试验。温度传感器在DPF内布置见图4,分前、中、后三个截面,实验结果见图5。
如图5所示为再生时DPF内部温度的变化曲线:从每个截面上沿径向的三处测量点看,都是边缘温度明显低于圆心和径向R/2处。产生这种结果的原因一方面是DPF入口处边缘温度本来就低;另一方面原因是过滤体与外界的传热和对流导致边缘温度的降低;还有一个可能就是车载挂烟过程中,过滤体径向碳烟分布的不均匀和燃烧器出口流场的分布可能导致边缘微粒密度低,氧气含量少,使得燃烧反应程度没有中心处剧烈。对比三个截面的中心处和径向R/2处温度,前端面在反应中后期中心处温度略低于R/2处,中部中心温度高于R/2处,后端在微粒开始起燃后中心温度高于R/2处。这种结果的产生除受径向散热的影响外,还受上游气流的温度、速度、成分分布以及自身碳烟密度等因素的共同作用。
从图5还可以看出,三个截面上温度曲线相似,说明三个面上有着相似的再生变化规律,以中心点为例:当3点处的颗粒开始燃烧后,通过气流将燃烧器传来的热量和前端微粒反应产生的部分热量传往下游,6点和9点处的微粒再依次达到起燃温度。由图可知,第170 s左右前3点反应最剧烈,说明此时3点处的温度、氧气、碳烟密度条件最好。而当第140 s,6点开始剧烈反应时,3点处颗粒含量已大大减少,反应程度大大减弱,温度逐渐下降并趋向于DPF入口温度,所以此时6点处温度超过3点处温度。同理,在第320 s左右,9点处温度超过6点处温度。由于3点处距离燃烧器很近,因此3点处温度的变化主要受燃烧器出口温度影响,而6点处和9点处温度主要受化学动力作用影响,而影响某一点化学反应程度的因素主要有该点的温度、氧含量和该点的碳烟密度。
为了节省燃油,同时降低DPF的热负荷,本试验提出了一种新的控制策略:当DPF后约1/3处开始剧烈反应时,采取停油不停风的方式,利用前端反应的余热和气流的作用促进后端剩余碳烟的进一步燃烧。如图所示,在第325 s左右停止供油后,前端面三处测量点温度迅速下降,而中间截面上的温度由于自身剩余部分碳烟等原因使得温度的明显下降比前端面推迟约30 s的时间,而后端面几乎没受什么影响,一直保持原有的反应速度进行,直到碳烟燃烧殆尽。
再生结束后,取下过滤器进行称重,质量比空载时增加0.5 g,再生效率为98%,这说明采取燃烧器加热并且在后期适时停油的再生策略不但具有满意的再生效果,而且还能有效节省燃油。
4 结论
a.燃烧器出口温度场分布较均匀,温差在100℃以内,温度分布可以满足DPF再生需求。
b.DPF再生时,沿径向有散热损失,温度中心高边缘低;再生沿轴向由前往后推进,不同截面上有着相似的温度变化规律。再生过程中最低温度达到微粒起燃温度,最高温度不会导致DPF的热损坏。
c.采取适时停油,依靠热量传递促进剩余颗粒燃烧的再生控制策略能够在保证再生效率的前提下节省燃油,延长过滤器寿命。
参考文献
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