基于FLUENT的新型GPF結構設計與參數優化

邱勇++李興虎++牟鳴飛++李雪浩

摘要：

為降低GPF流動阻力，設計一種由圓筒狀泡沫金屬相互嵌套和環形導流式封堵組成的新型CNDCP（Cylinder Nested and Diversion Channel Plug type）GPF，并分析結構參數對其壓降和流場特性的影響.在CNDCP GPF外徑和濾芯長度一定的條件下，濾芯圓筒嵌套層數越多，壓力損失也越小；嵌套層數較多時，嵌套層數的增加對壓力損失的降低程度不再明顯；導流封堵截面形狀為半圓形或等邊三角形時產生的壓力損失更小，同時半圓形截面導流封堵對濾芯內部流場均勻性指數的提高程度更大.

關鍵詞：

GPF； 泡沫金屬； 濾芯； 圓筒嵌套層數； 導流封堵截面形狀； 壓力損失； 流場均勻性指數

中圖分類號： TK414.5

文獻標志碼： B

0 引 言

汽油機缸內直噴技術以其出色的動力經濟性和瞬態響應能力而備受推崇，然而，由于汽油直接噴入缸內，油氣混合時間短，以及燃油濕壁等因素造成排氣顆粒物較多.GPF是降低顆粒物排放的有效裝置.隨著排放法規的日趨嚴格，對GPF的研究與應用成為必然趨勢.[12]GPF不僅需要滿足過濾效率高、壽命長等要求，而且流動阻力要小.濾芯是決定GPF性能的關鍵部件，因此濾芯的選材及結構設計極為重要.[3]傳統濾芯材料一般采用堇青石和碳化硅等，這種濾芯過濾性能較好，但脆性較大，抗沖擊性較差，在制作過程中只能一體式加工，次品率較高.泡沫金屬是一種新型過濾材料，不僅具有高孔隙率、高滲透性、高比表面積、耐高溫等良好的過濾性能，而且具有較好的抗沖擊性能，更易加工，可彌補傳統過濾材料的不足.[45]

本文設計一種由相互嵌套的泡沫金屬圓筒和環形導流式封堵組成的新型CNDCP（Cylinder Nested and Diversion Channel Plug type GPF）GPF，旨在減小GPF的流動阻力、外形尺寸與整體質量，提高GPF過濾表面積，使結構緊湊.為分析CNDCP GPF濾芯內部流場分布和降低壓力損失，利用FLUENT建立CNDCP GPF二維穩態流動模型進行模擬計算，研究濾芯嵌套層數和導流封堵截面形狀等參數對CNDCP GPF壓力損失和流場分布的影響，為新型CNDCP GPF后續結構設計優化提供依據.

1 CNDCP GPF結構設計

設計的CNDCP GPF濾芯實例見圖1.

濾芯由4個泡沫金屬圓筒嵌套而成，各圓筒兩端平齊，圓筒間間隔封堵，封堵區域采用半圓形截面環狀導流裝置引導氣流運動，并保證每一個環形孔道只有一側被封堵.該結構使排氣無法直接通過環形孔道到達濾芯另外一側，而必須從孔道壁面泡沫金屬微孔流過.當排氣流過微孔時，大于微孔直徑的顆粒物通過篩濾方式被過濾，小于微孔直徑的顆粒物通過吸附等方式停留在泡沫金屬微孔內部.

采用圖1所示濾芯，設計CNDCP GPF整體結構，其剖面見圖2，箭頭所示為排氣流動方向，其中，截面4到截面5為濾芯部分，截面2到截面3為擴張管部分，截面6到截面7為收縮管部分.排氣從截面1進入，最后通過截面8進入排氣管路中.在CNDCP GPF外徑D1和濾芯長度L4不變的條件下，CNDCP GPF內部流場分布和壓力損失主要受濾芯圓筒嵌套層數（圓筒層間距）和導流裝置截面形狀等影響.

2 數學模型

暫不考慮傳熱傳質和發動機排氣通道內壓力波動的影響，假設排氣在CNDCP GPF內部流動具有軸對稱性，且排氣在進入CNDCP GPF入口截面時流速分布均勻.選用圖2模型的一側截面生成二維網格，建立二維軸對稱的穩態不可壓縮流動模型，對CNDCP GPF內部流動特性進行初步定量分析.

2.1 流動控制方程

對于穩態不可壓縮二維流動，描述流體運動的質量守恒方程和動量守恒方程如下，其中：下標i和j分別表示x軸和y軸方向.

2.2 湍流模型

排氣進入CNDCP GPF時流速較大，流經擴張管、濾芯和收縮管時，由于直徑的突然變化會產生漩渦運動，因此排氣在CNDCP GPF內部屬于湍流運動，故采用標準kε模型計算雷諾應力來封閉上述流動控制方程.該模型方程包括湍流動能k方程式和湍流動能耗散率ε方程式，即

式中：k為湍流動能；ε為湍流動能耗散率；μt為湍流黏度，μt=ρCμk2/ε；Gk為由速度梯度產生的湍流動能；Gb為由浮力產生的湍流動能；YM為可壓縮湍流中過渡擴散產生的波動；C3ε為決定ε方程受浮力影響的項，由于浮力應力層垂直于重力速度，故C3ε=0.各項經驗參數[6]見表1.

2.3 多孔跳躍模型

多孔跳躍模型本質上是單元區域的多孔介質模型的一維簡化，具有很好的魯棒性和收斂性.多孔跳躍邊界條件用于模擬已知速度和壓降特征的具有有限厚度的多孔介質層，氣流通過多孔介質層的壓力變化定義為Darcy定律與附加內部損失項的結合，即

式中：μ為排氣黏性；α為多孔介質的滲透率；C2為壓力跳躍因數；u為垂直于過濾介質表面的速度分量；DM為過濾介質層的厚度.其中，滲透率α和壓力跳躍因數C2分別定義為

3 數值模擬及討論

3.1 CNDCP GPF濾芯嵌套層數對壓降的影響

建立嵌套層數分別為3，4，5和6的CNDCP GPF二維網格模型.在邊界條件設置中，假設CNDCP GPF入口速度分布均勻，排氣參數參考一臺排量為2.0 L，額定轉速為5 000 r/min的缸內直噴汽油機，考慮發動機在實際運轉時的不同工況以及CNDCP GPF入口排氣管徑，選定入口截面排氣平均流速分別為30，40和50 m/s，排氣溫度設定為750 K，排氣密度為0.6 kg/m3.[7]出口邊界按充分發展的流動處理，壁面按無滑移邊界條件處理，過濾介質設置為多孔跳躍邊界條件.

泡沫金屬具有良好的滲透性，其滲透率α允許在較大范圍內變化，一般為10-12～10-10 m2，孔隙率ε變化范圍為70%～80%.泡沫金屬加工性能良好，可根據需要加工為0.5～10.0 mm任意厚度，甚至更大厚度.[8]本文主要研究CNDCP GPF結構設計參數對整體壓力損失的影響，因此選取固定的濾芯材料特性參數.參考常用的氣體過濾材料的泡沫金屬相關參數，本文的數值模擬計算中多孔介質材料參數設置為：孔隙率ε=0.75，厚度為2 mm，滲透率α=1×10-11 m2，對應的壓力損失系數為

140 000 m-1.

假定當排氣由圖2中端面1流向端面8時氣流方向為正向，由端面8流向端面1時氣流方向為反向.不同嵌套層數CNDCP GPF在不同排氣流速和氣流方向時的整體壓力損失模擬計算值見圖3.排氣流速對CNDCP GPF整體壓力損失影響較大，排氣流速越大，壓力損失也越大.排氣流速分別為30，40和50 m/s的條件下，氣流方向為正向時CNDCP GPF整體壓力損失均低于氣流方向為反向時的壓力損失.隨著嵌套層數的增加，CNDCP GPF整體壓力損失呈下降趨勢，且隨著嵌套層數的增加，CNDCP GPF整體壓力損失下降的幅度逐漸減小.這是因為在CNDCP GPF外徑和濾芯長度一定的情況下，隨著濾芯嵌套層數的增加，層間距逐漸減小，雖然排氣穿過過濾介質引起的壓力損失有所降低，但由于過濾孔道窄小，排氣通過過濾孔道時引起的沿程壓力損失增大[9]，所以CNDCP GPF整體壓力損失降低并不顯著.

排氣由圖2所示端面1流向端面8時，CNDCP GPF整體壓力損失較小，增加濾芯嵌套層數有利于降低整體壓力損失.然而，隨著CNDCP GPF濾芯嵌套層數的增加，濾芯產品的制作成本與制作難度也會增加，同時會使濾芯過濾圓筒層間距過小，導致排氣過濾孔道窄小，隨著顆粒物的堆積容易產生阻塞，降低過濾效率.因此，本文后續研究采用圖2所示的4層嵌套濾芯結構，排氣流動方向為端面1流向端面8.

3.2 CNDCP GPF濾芯導流裝置的優化及影響

排氣流入和流出CNDCP GPF濾芯區域時會產生速度的劇烈變化，從而引起較大的壓力損失.合理設計濾芯出入口結構以引導氣流運動，對降低CNDCP GPF整體壓力損失至關重要.CNDCP GPF濾芯出入口局部壓力損失主要來自于環形封堵區域，因此考慮在封堵區域加裝導流裝置優化流場.本文分別設計截面形狀為半圓形和等腰三角形的濾芯導流裝置，其中等腰三角形導流裝置頂角β分別為60°，90°和120°，導流裝置截面形狀見圖4.

a）無導流裝置

b）半圓形截面導流裝置

c）三角形截面導流裝置

假設CNDCP GPF濾芯內部流體為軸對稱，為研究導流裝置對濾芯部分流場的影響，采用圖4所示的CNDCP GPF濾芯一側截面建立裝有不同導流裝置的濾芯二維模型.該模型包含3個排氣入口孔道，假定從中心線向外依次為第一孔道、第二孔道和第三孔道.

在邊界條件設置中，假設濾芯入口排氣速度分布均勻，參考第3.1節所述缸內直噴汽油機在額定轉速下的排氣參數和CNDCP GPF濾芯入口直徑，設定濾芯入口排氣流速v=4.4 m/s，其余排氣參數同第3.1節入口邊界條件.出口邊界按充分發展的流動處理，壁面按無滑移邊界條件處理，過濾介質設置為多孔跳躍邊界條件.考慮到導流裝置的作用為改變流體流動方向，故在模型中將導流裝置按固體邊界處理.

3.2.1 壓力損失分析

CNDCP GPF濾芯導流裝置截面形狀對排氣進入和離開濾芯時產生的壓力損失有重要影響.安裝不同截面形狀導流裝置后CNDCP GPF濾芯入口徑向壓力分布見圖5.由此可知，導流裝置能明顯降低CNDCP GPF濾芯部分壓力損失.在本文研究的不同截面形狀導流裝置中，當截面形狀為等邊三角形，即頂角為60°的等腰三角形時，導流裝置對濾芯部分壓力損失的降低最大，達到約4.4%.三角形截面導流裝置中，隨著三角形頂角角度的增大，導流裝置對CNDCP GPF濾芯部分壓力損失的降低程度逐漸減小.半圓形截面導流裝置對CNDCP GPF濾芯壓力損失的降低也較為明顯，且相較于60°三角形截面導流裝置，濾芯入口壓力分布更加均勻.

3.2.2 速度場分析

CNDCP GPF濾芯導流裝置的作用主要是改變濾芯環形過濾孔道入口排氣流速和方向，使排氣平緩地進入過濾孔道，從而實現舒緩速度場的目的.本文考察安裝不同截面形狀導流裝置的CNDCP GPF濾芯各孔道入口截面速度分布，見圖6.由此可以看出，安裝導流裝置后CNDCP GPF濾芯各孔道入口中心區域附近排氣流速有不同程度降低.圖6a）和6b）中，等腰三角形截面導流裝置對第一、二孔道入口速度的降低程度大于半圓形截面結構，且等腰三角形頂角角度越小，降低程度越大.圖6c）中，CNDCP GPF濾芯第三孔道遠離中心線的一側為壁面流動，該孔道入口流速只受另一側導流裝置影響，安裝導流裝置可減小壁面流動一側的氣流速度，但另一側流速略有增大.無導流裝置時，CNDCP GPF濾芯第一、二孔道，即濾芯內側孔道入口排氣流速較大，但濾芯內側孔道過濾表面積較小，從而增加內側孔道過濾壁面的過濾壓力.安裝導流裝置能夠降低CNDCP GPF濾芯內側孔道入口排氣流速，使更多的排氣進入過濾表面積較大的最外側孔道，有利于排氣的凈化.

為進一步考察導流裝置截面形狀對CNDCP GPF濾芯過濾孔道內部速度場分布的影響，選取環形過濾孔道內部距孔道入口20 mm處截面進行研究，其徑向流速分布見圖7.

導流裝置降低CNDCP GPF濾芯孔道內部最大排氣流速，其中半圓形截面導流裝置對各孔道內部最大流速降低最明顯，導流裝置截面形狀為等腰三角形時，頂角越小，降低程度越大.

最大流速的降低使孔道內部流速分布更加均勻，有利于提高流場均勻性.為定量分析CNDCP GPF濾芯內部流場均勻程度，引入流場均勻性指數這一評價指標.流場均勻性指數一般采用WELTENS等[10]建立的評價載體流速分布特性的準則表示，即

式中：γv為均勻性指數，取值范圍為0～1，γv越大說明流動越均勻，1表示理想均勻流動，0表示氣流僅通過單個孔道；n為測算點數.

CNDCP GPF濾芯安裝導流裝置前后孔道內部流場均勻性指數見表2.

安裝導流裝置后，CNDCP GPF濾芯內部流場均勻性得到顯著改善.半圓形截面導流裝置對各孔道內部流場均勻性指數提高最明顯，第一、二、三孔道分別提高約6.5%，6.2%和2.9%.在等腰三角形截面導流裝置中，頂角角度越小，對流場均勻性指數提高程度越大.

4 結 論

通過建立CNDCP GPF二維穩態流動模型，并參考汽油機實際運轉工況排氣參數進行仿真計算，得到主要結論如下.

（1）濾芯嵌套層數越多，CNDCP GPF壓力損失越小；隨著嵌套層數的增加，嵌套層數對壓力損失的減小程度逐漸減弱.

（2）頂角為60°的等腰三角形截面導流裝置對濾芯壓力損失的降低程度最大，半圓形次之；等腰三角形頂角角度越大，對濾芯壓力損失的降低程度越小.

（3）導流裝置可降低濾芯內側孔道入口流速，截面形狀為等腰三角形時降低程度最明顯，且頂角角度越小，降低程度越大.

（4）半圓形截面導流裝置對孔道內部流場均勻性指數提高最大；等腰三角形頂角越小，對流場均勻性指數的提高程度越大.

參考文獻：

[1] 李興虎. 汽車環境污染與控制[M]. 北京： 國防工業出版社， 2011： 7071.

[2] WANG C M， XU H M， HERREROS J M， et al. Impact of fuel and injection system on particle emissions from a GDI engine[J]. Applied Energy， 2014， 132： 178191. DOI： 10.1016/j.apenergy.2014.06.012.

[3] KATTOUAH P， KATO K， THIER D， et al. Advanced gasoline particulate filter for effective gasoline emission control beyond Euro 6[C]// Proceedings of Emission Control. Dresden， 2014.

[4] JEONG S， HUR B. A kind of novel energysaving and environmentfriendly opencell almg alloy foam metal[C]// Proceedings of 69th World Foundry Congress. Hangzhou， 2010.

[5] 龔為佳， 沈衛東， 王培文， 等. 基于多維擬合和最優化決策的泡沫金屬過濾體設計[J]. 車用發動機， 2010， 8（4）： 3537.

GONG W J， SHEN W D， WANG P W， et al. Design of foam metal filter based on multidimensional fitting and optimal decision[J]. Vehicle Engine， 2010， 8（4）： 3537.

[6] 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）： 129133.

SHUAI S J， WANG J X， ZHUANG R J. Application of CFD to the optimal design of automotive catalytic converters[J]. Automotive Engineering， 2000， 22（2）： 129133.

[7] STEINPARZER F， KLAUER N， KANNENBERG D， 等. BMW公司新型4缸2.0 L增壓直接噴射汽油機[J]. 國外內燃機， 2013， 45（2）： 14.

STEINPARZER F， KLAUER N， KANNENBERG D， et al. New 2.0 L 4 cylinder turbocharged direct injection gasoline engine of BMW[J]. Foreign Internal Combustion Engine， 2013， 45（2）： 14.

[8] 陳文革， 張強. 泡沫金屬的特點、應用、制備與發展[J]. 粉末冶金工業， 2005， 15（2）： 3742.

CHEN W G， ZHANG Q. Characteristics application fabrication and development of porous metals[J]. Powder Metallurgy Industry， 2005， 15（2）： 3742. DOI： 10.13228/j.boyuan.issn10066543.2005.02.009.

[9] 李興虎， 劉吉林. DPF濾芯結構參數對其壓力損失的影響研究[C]//2012年內燃機技術聯合學術年會論文集. 合肥， 2012.

[10] WELTENS H， BRESSIER H， TERRES F. Optimization of catalytic converter gas flow distribution by CFD prediction[DB/OL]. （19930301）[20161110].http：//papers.sae.org/930780/.

（編輯 武曉英）