礦用柴油車后處理系統流場分析

倪計民 白炳仁 王振平2 楊興廷2 石秀勇 王琦瑋 劉越

（1-同濟大學汽車學院上海2018042-兗州煤業股份有限公司）

·設計·計算·

礦用柴油車后處理系統流場分析

倪計民1白炳仁1王振平2楊興廷2石秀勇1王琦瑋1劉越1

（1-同濟大學汽車學院上海2018042-兗州煤業股份有限公司）

針對某款礦用柴油車，采用試驗與仿真相結合的方法建立基于FLUENT的后處理裝置流場仿真模型。在此基礎上，對該后處理裝置內多載體流場進行詳細分析，包括壓力損失及流場均勻性，并針對擴張角參數進行結構優化。結果表明：對于多載體結構，載體間的間隙能夠對流場均勻性起到很好的促進作用；基于流向方向速度分量的均勻性指標能更準確地反應實際流場分布；所分析后處理裝置在擴張角為80°時壓力損失最小，流場均勻性較好。

非道路車輛催化轉化器壓力損失均勻性CFD

引言

面對日益嚴重的汽車尾氣污染問題，各國正在實施越來越嚴格的排放法規。相比于道路用柴油車排放治理取得較大成效，非道路柴油機排放治理工作的滯后日益凸顯[1]。非道路用柴油機工作環境相對惡劣，對發動機可靠性、經濟性都有較高要求，工況變化劇烈，尾氣排放控制實施難度大，其廢氣污染物排放嚴重，因此也逐步受到國家和專家學者的關注。

礦用柴油車長期在低速高負荷工況下工作，井下空間封閉[2]，排放污染嚴重，為了滿足日趨嚴格的排放法規，目前柴油機的排氣后處理技術路線可歸結為以下兩條：優化燃燒+SCR以及EGR+（DOC/POC/ DPF）[3-4]。由于SCR成本較高，因此第二條技術路線成為主流。過往許多學者對催化器內部流場進行了詳細的仿真分析，包括流場均勻性和壓力損失[5-7]，但大多數都是基于單載體結構的流場分析，對于多載體結構內部流場的仿真計算鮮有報道。另一方面，對流場均勻性的評估，都是基于截面速度均勻性系數，缺少對截面上各區域流量分布的計算驗證。

為此筆者對所研究礦用柴油車多載體后處理裝置構建流場仿真模型，在此基礎上，分析載體間間隙對流場均勻性的影響。同時對載體截面進行區域劃分，計算截面上各個區域的流量占比，以此來評估流場分布均勻性，并對傳統速度均勻性系數計算方法提出修正。

1礦用柴油車后處理系統

本文所研究的礦用柴油車后處理系統，采用雙DOC+POC結構，相比一般催化轉化器，結構上更加復雜，如圖1所示。

圖1 礦用柴油車后處理系統

由于結構的復雜性導致壓力損失較大，較大的排氣背壓不僅制約發動機的輸出功率，也使得燃油經濟性下降。研究表明排氣氣流往往集中在凈化器載體中心區域，超過83%的氣流流過少于53%的凈化器載體橫截面積[6]。由于柴油機排氣溫度通常較低，而大量尾氣從載體中心區域流過，中心區域溫度較高能滿足催化要求，而周邊區域溫度低，催化轉化效率極低[7]。這樣使得催化器載體中心區域劣化速度加快，且徑向溫度梯度過大，造成溫度熱應力，產生熱疲勞[8-9]。因此，壓力損失和轉化器載體端面的流速分布是評價催化器流動特性的兩個重要指標，也是后處理系統結構設計中需要著重考慮的兩大方面。

2仿真模型的構建

后處理系統內氣體流動熱力學與氣體動力學過程十分復雜，包括了非定常、黏性、湍流、傳熱、傳質等各種流動現象和流動特征。為了簡化研究對象，仿真計算主要針對無化學反應和熱傳導的穩態流動問題，對后處理裝置內部流場壓力損失和流場分布均勻性進行分析。

2.1 流動控制方程

對于穩態不可壓縮流體流動，有以下雷諾平均的質量、動量守恒方程：

式中：ρ表示氣流密度，xj為坐標方向，uj為相應的分速度。

式中：p為氣體壓力；si為動量源項，這里表示載體阻力；τij為應力項，對牛頓流體有：

式中，μ為流體的粘性系數；δij為Kroneker數為雷諾應力；sij為流體的變形應力。

2.2 湍流方程

采用標準湍流模型來封閉上文控制方程：

式中，Gk為平均速度梯度引起的湍動能，Gb是由于浮力影響引起的湍動能產生，YM為可壓縮湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響，μt為湍流粘性系數，κ為湍動能，ε為湍動耗散率。C1ε、C2ε、C3ε、σk、σε為各項經驗系數，在FLUENT中默認值如表1所示。

表1 標準湍流模型各項系數

2.3 幾何模型及網格劃分

本文所研究后處理裝置包含兩個氧化催化轉化器（DOC）和一個顆粒氧化催化轉化器（POC），其尺寸參數如表2所示。

表2 后處理裝置尺寸參數

采用Hypermesh進行網格劃分，構建三維網格模型。圖2所示為后處理裝置體網格模型。

圖2 后處理裝置體網格模型

由于結構相對復雜，因而采用四面體網格單元，基本尺寸設定為5 mm，體網格數量為1 238 438，結合幾何清理及網格優化，使網格單元質量滿足計算要求，同時對局部區域進行加密，以滿足計算精度。

2.4 邊界條件

本文所研究礦用柴油車所匹配柴油機基本參數如表3所示。

表3 選用柴油機的基本性能參數

由于礦用柴油車長期在低速高負荷工況下工作，主要轉速區間在1 200 r/min～2 200 r/min，故本文選用1 200 r/min、1 450 r/min、1 700 r/min、1 950 r/min、2 200 r/min五個工況點進行仿真計算。入口設定為質量入口邊界，根據發動機進氣質量流量近似得出排氣質量流量，發動機進氣質量流量由公式7得出：

式中：Qi為進氣質量流量，kg/h；Vh為發動機總排量，L；n為發動機轉速，r/min；Φc為充量系數，取1.0；ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3。出口設定為壓力出口邊界，出口壓力設為一個標準大氣壓。壁面設為無滑移邊界，近壁處采用壁面函數進行處理。催化器載體區域設為多孔介質區，由于載體孔道尺寸非常小，載體孔道內的雷諾數＜1 000，因此認為載體內流動為連續分布層流[10]。具體參數見表4。

表4 邊界條件參數設定

3計算結果及分析

3.1 壓力損失

圖3與圖4分別為轉速2 200 r/min工況下入口處壓力分布云圖與速度矢量圖。

圖3 入口處壓力分布云圖

圖4 入口處速度矢量圖

從圖3可以看出由于入口管彎曲度較大，在彎管外側由于氣流離心力作用，壓力增大，內側壓力減小。從圖4可以看出彎管內側流速相對較大，外側流速較小，符合伯努利方程原理。而在入口截面突變的區域，由于逆壓梯度，氣流脫離了壁面，并產生渦流，使得局部壓力損失增大，這與文獻[11]一致。

對仿真結果進行試驗驗證，所用壓差傳感器量程為-3～35kPa，精度3%。發動機壓力測點布置圖如圖5所示。

圖5 發動機壓力測點布置圖

通過控制油門開度控制發動機轉速，使轉速穩定在五個工況點下，圖6為試驗結果。從圖中可見，當發動機轉速穩定時，壓力損失也基本穩定。

圖6 五工況點壓力損失試驗結果

對各工況點壓力損失試驗結果取平均值，圖7給出后處理裝置整體壓降仿真計算結果與試驗值的對比。

從圖7可知，試驗數據與仿真結果在五個工況下都比較接近，最大誤差為7%，滿足工程要求，表明仿真模型可以比較真實地反映該后處理裝置的實際流場狀況，可靠性良好。同時可以觀察到，壓降隨著轉速增大而增大，這是因為，隨著轉速增加，排氣流量增加，排氣流速加快，渦流強度加大，局部損失和沿程損失都會增加，所以壓降上升。

圖7 仿真結果與試驗數據對比示意圖

3.2 流場均勻性分析

FLUENT是基于Weltens所提出的速度均勻性指標對流場均勻性進行定量評價：

該公式是基于統計偏差定義，能夠較全面地反映整個通流截面的流體速度分布特性，具有可比性強，適用范圍廣的特點。式中vi為測點速度，vˉ為測量截面平均速度，n為測點數目，γ的取值在0～1.0之間，數值越大表示流場均勻性越好[12-13]。

為了分析載體內部流場均勻性，從載體6個進出口截面提取數據，截面位置如圖8所示。

圖8 六個進出口截面位置示意圖

圖9、圖10為在2 200 r/min轉速工況下，6個截面上的流速均勻性示意圖及6個截面上徑向速度分布圖。基于速度均勻性指標可以看出，隨著流場的發展，流體間的混合加劇，流場的均勻性提高。DOC1由于靠近入口處，流體從入口管進入擴張管時，由于逆壓梯度影響，流體與邊界發生分離，并在周邊區域產生漩渦和回流，這從圖4速度矢量圖亦可看出。因此在DOC1載體入口處，均勻性較差。

雙載體DOC1與DOC2之間存在間隙，從圖10可以看到，流體經過間隙后，截面速度均勻性得到很大的提升，因此DOC2與POC均勻性都相對較好，均勻性系數在0.9以上，其進出口截面徑向速度分布也更加均勻。說明對于多載體結構，載體間的間隙能夠對流場均勻性起到很好的促進作用。

圖96 個橫截面上流速均勻性系數

圖10 載體橫截面徑向流速分布

從圖10可以看出，截面1處中心區域由于受到流阻突變的影響，速度下降很快，壓力上升，流體向周邊擴展并發生回流，因此速度峰值不在中心區域，這與文獻[14-15]描述一致。

以往的均勻性分析缺少對截面流量分布的計算，為了更客觀地反映流場在載體內部的分布情況，將橫截面按面積平均劃分為5個區域，每個區域占20%面積，如圖11所示。對橫截面上各個區域內流量占橫截面上總流量的比例進行統計，以此來分析橫截面上流量分布情況。

圖11 橫截面區域劃分

由于DOC2與POC載體內部流場分布比較均勻，所以主要針對DOC1進出口截面流量占比進行統計分析，如圖12所示。

圖12 DOC1進出口截面上各區域流量占比

從圖12可以看出，截面1處中心40%區域通過了63%流量，而邊緣40%區域通過20%流量，截面2處中心40%區域通過了55%流量，邊緣40%區域通過28%流量，所以截面2處的流場分布會相對更均勻，這與基于速度均勻性評價指標結果有區別。分析原因是FLUENT計算得出的速度均勻性系數是基于各個測點的速度的計算結果，這個速度值是測點上的整體速度而不是沿流向方向上的速度分量，因此由于截面1流體存在徑向流動和回流，流向比較復雜，所以計算結果出現了偏差。

通過后處理取各個測點沿流向方向的速度分量進行計算，得出各截面均勻性系數分布，如圖13所示。從圖中可以看出，截面2均勻性好于截面1，因此基于流向方向速度分量的計算結果更符合實際情況，更能準確地評價催化器載體對流場的利用率。

其它轉速工況下結果大致相同，不再贅述。

圖13 基于流向方向速度分量速度均勻性系數

4結構優化

針對DOC1內部流場均勻性差的問題進行結構優化。入口管傾斜角、擴張管錐角、載體與入口管的直徑比及載體直徑等都對流場均勻性有很大影響，考慮到安裝位置及催化器載體不易更改，故從擴張管錐角入手，對原結構進行優化改進，如圖14所示。

圖14 擴張角示意圖

保持原結構整體尺寸不變，改變擴張角大小，圖15給出了不同擴張角條件下，DOC1進出口截面基于流向方向速度分量的速度均勻性比較，原結構擴張角為110°。

圖15 不同擴張角下DOC1載體進出口截面速度均勻性比較

從圖15可以看出，擴張角越大，基于流向方向速度分量的速度均勻性系數越小，均勻性越差，但當擴張角增大到一定程度后，氣流呈射流狀，氣流的分離對擴張管壁面輪廓線不敏感，這時擴張角對流速分布的影響變小[16]。

隨著擴張角的減小，速度均勻性不斷變好，而當其減小到一定值時，由于入口流向發生了變化，如圖16、圖17所示，流體是斜向進入了載體，大量流體集中在載體一側，因而均勻性反而變差，擴張角越小，傾斜角度越大，流場分布越不均勻。

圖16 擴張角為70°時入口處速度矢量圖

圖17 擴張角為60°時入口處速度矢量圖

圖18給出各擴張角下，壓力損失比較。從圖中可以看出，隨著擴張管錐角減小，由于流場均勻性變好，流量分布更趨均勻，載體內部層流特性更加明顯，沿程損失減少，所以整體壓降降低。當擴張角減小到影響入口流體流向時，由于流量集中在DOC1入口截面一側，導致流場擾動增強，能量損失加劇，因此壓降反而略有上升。

結合壓降和流場均勻性兩方面評價因素，選擇擴張角為80°的結構作為優化裝置。此時壓力損失最小，且流場均勻性較好，截面1處均勻性系數提高3%，整體壓降降低7%。

圖18 不同擴張角下后處理裝置壓力損失比較圖

5結論

1）分析各載體截面不均勻性系數，DOC1入口與出口截面流速分布均勻性相對較差。同時發現對于多載體結構，載體間的間隙能夠對流場均勻性起到很好的促進作用。

2）通過對截面進行區域劃分，比對各區域流量占比，發現采用基于流向方向速度分量的均勻性指標能更準確地反映實際流場分布。

3）對所研究的后處理裝置結構進行優化，仿真表明當擴張角為80°時，壓力損失最小，流場均勻性較好。

1陳雪，李晨貞，錢挺，等.國內外非道路柴油機排放現狀分析[J].小型內燃機與車輛技術，2016，45（1）：88-92

2李俊衛，舒新前，李成，等.井下無軌膠輪車尾氣污染控制技術研究進展[J].煤炭科學技術，2013，41（增刊1）：386-389

3李鵬，譚丕強，樓狄明，等.滿足國Ⅴ排放的重型柴油機排氣后處理技術[J].車用發動機，2010（4）：1-5，22

4Yang L，Liang S，Bai S Z，et al.Study on emission characteristics of non-electronically controlled diesel engine with DOC/ POC/SCR combined system[J].Neiranji Gongcheng/chinese Internal Combustion Engine Engineering,2015,36(1):18-22

5Ozhan C,Fuster D,Costa P D.Multi-scale flow simulation of automotive catalytic converters[J].Chemical Engineering Science,2014,116:161-171

6Ma L,Paraschivoiu M,Yao J,et al.Improving flow uniformity in a diesel particulate filter system[C].SAE Paper 2001-01-1944

7Girard J W,Lacin F,Hass C J,et al.Flow uniformity optimization for diesel aftertreatment systems[C].SAE Paper 2006-01-1092

8Howitt J S,Sekella T C.Flow effects in monolithic honeycomb automotive catalytic converters[C].SAE Paper 1974-02-01

9黃莉莉.CFD技術在催化轉化器上的應用研究[D].合肥：安徽農業大學，2005

10帥石金，王建昕，莊人雋.CFD在車用催化轉化器結構優化設計中的應用[J].汽車工程，2000，22（2）：129-133

11 Wendland D W,Matthes W R.Visualization of automotive catalytic converter internal flows[C].SAE Paper 1986-10-01

12趙立峰，李云清，成傳松，等.緊湊型柴油機DOC與DPF系統的流動均勻性集成優化[J].內燃機工程，2011，32（6）：25-29

13Weltens H,Bressler H,Terres F,et al.Optimisation of catalytic converter gas flow distribution by CFD prediction[C]. SAE Paper 1993-03-01

14張力，閆云飛，冉景煜，等.天然氣汽車三效催化器流場均勻性數值模擬及催化劑優化[J].化工學報，2005，56（9）：1679-1684

15劉智鑫.汽油機三元催化器內流場與熱應力分析[J].汽車工程學報，2014，4（5）：378-383

16帥石金，王建昕，莊人雋，等.車用催化器流場數值模擬及其在結構優化設計中的應用[J].內燃機學報，2000，18（2）：211-216

Analysis on the Flow Field of After-Treatment System of Mine-Used Diesel Vehicle

Ni Jimin1,Bai Bingren1,Wang Zhenping2,Yang Xingting2,Shi Xiuyong1,Wang Qiwei1,Liu Yue1
1-School of Automotive Studies,Tongji University(Shanghai,201804,China) 2-Yanzhou Coal Mining Company Limited

In view of a certain mine diesel vehicle,flow field simulation model of after-treatment device based on FLUENT was established by the combination of experiment and simulation.On the basis of this, the flow field of the multi carrier was analyzed in detail,including the pressure loss and the uniformity of the flow field.The structure was optimized based on divergence angle.The results show that the gap between the carriers can improve the uniformity of flow field.The uniformity index of the velocity component based on the direction of flow can more accurately reflect the distribution of the actual flow field.The pressure loss is minimum and the uniformity of the flow field is better when the divergence angle is 80°.

Off-road vehicles,Catalytic converter,Pressure loss,Uniformity,CFD

TP 028.8

A

2095-8234（2016）06-0042-07

2016-09-24）

倪計民（1963－），男，教授，博士生導師，主要研究方向為發動機節能與排放控制。