柴油顆粒捕集器-煙氣換熱器集成設計與 性能仿真研究

李聿容，田 華，石凌峰，王 軒，張洪飛

（1.天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072； 2.中國科學技術大學工程科學學院，安徽 合肥 230027）

2020年我國內(nèi)燃機全年累計銷量達到 4 681.31萬臺，位居世界第1[1]。內(nèi)燃機消耗了大量石油，并排出大量二氧化碳[2]。內(nèi)燃機輸出的機械功只占燃料燃燒總熱量的約40%，其余能量主要以缸套水和煙氣熱能的形式最終散發(fā)到大氣之中。內(nèi)燃機余熱回收系統(tǒng)利用動力循環(huán)技術將內(nèi)燃機余熱轉化成部分機械功，是內(nèi)燃機節(jié)能技術中潛力最大的途徑之一[3-5]。其中，安裝在內(nèi)燃機排氣管路上的煙氣換熱器是用于吸收煙氣余熱的重要系統(tǒng)部件[6-8]。進行煙氣換熱器與后處理設備的集成設計對余熱回收系統(tǒng)的小型輕量化具有重要意義。將顆粒捕集器與煙氣換熱器進行集成式設計，通過增加煙氣冷卻環(huán)節(jié)，可以減小煙氣在顆粒捕集過程中的壓降，從而降低排氣背壓對內(nèi)燃機工作的影響[9-12]。同時，排氣后處理系統(tǒng)產(chǎn)生的反應熱能為余熱回收系統(tǒng)提供額外熱量，可提高輸出功。另外，具有顆粒捕集功能的壁流式多孔壁面，可以替換煙氣換熱器的翅片結構，從而減小系統(tǒng)體積。因此，煙氣換熱器與顆粒捕集器具備集成的潛力。目前國內(nèi)外缺乏相關研究，只有部分關于煙氣溫差發(fā)電與后處理的集成研究[13-14]。

本文設計一種柴油機煙氣顆粒捕集與換熱集成化裝置結構，提出設計方案并分析其流動與換熱特性，探索內(nèi)燃機煙氣換熱、后處理集成化設計的可行性。

1 結構分析

1.1 集成設計思路

為了實現(xiàn)煙氣顆粒捕集功能，柴油顆粒捕集器（diesel particulate filter，DPF）主要采用壁流式過濾結構，煙氣進入孔道后，經(jīng)過多孔介質側壁的過濾進入出口孔道流入大氣（圖1）。其突出優(yōu)點是捕集效率高，流動阻力小[15]。

在諸多換熱器形式中，板翅式換熱器具有體積小、重量輕、效率高等優(yōu)點[16]，且其以冷流體層和熱流體層為單元的多層疊加結構，單側結構較為靈活，對冷流體側結構影響較小，適合作為顆粒捕集-換熱集成化設計的結構基礎。

本文將參考壁流式顆粒捕集器的功能性結構特征，對板翅式換熱器的熱流體側進行改造，使之在有限的煙氣壓降下兼具換熱與顆粒捕集功能，達到縮小部件總體積的目的。

1.2 結構設計

顆粒捕集-換熱集成化結構如圖3所示。由于顆粒捕集-換熱集成化煙氣側在過濾時使用壁流式結構，其出口孔道在入口段被端塞封堵，迫使煙氣從入口孔道流入；而入口孔道則在出口孔道處使用端塞封堵，迫使煙氣濾過多孔壁面。因此，集成化煙氣側結構將具備與DPF相同的碳煙顆粒捕集功能；同時，板翅式換熱器的冷工質側與煙氣逆向流動換熱，可達到更好的換熱效果。

本文提出了4種煙氣側多孔壁面結構，圖4為多孔壁面結構1、結構2示意，圖5為結構3、結構4示意。方型多孔壁面結構1入口和出口孔道的上下表面均是金屬板，而左右都是平直的多孔壁面，這種結構的流動摩擦阻力較小[17]。該結構是壁流式DPF與板翅式換熱器最簡單直觀的結合方式。

根據(jù)換熱器與DPF設計經(jīng)驗，多孔壁面表面積與孔道容積比值較高時，DPF流動阻力較低。如采用四邊形孔道的DPF壓降小于采用六邊形孔道的DPF[18]。而金屬換熱壁面表面積與孔道容積比值較高時，換熱器會有更大的換熱面積，在同等體積下具有更出色的換熱性能。因此，為了增加孔道表面積與容積的比值，結構2使用如圖4b)所示的結構。結構2使用周長與面積比值更高的三角形作為入口與出口孔道的截面形狀，其多孔介質橫截面為M型或W型，故下文稱之為W型多孔壁面。結構2入口和出口孔道的1個側面為金屬板，其余2面為多孔壁面。這種瓦楞型的多孔壁面結構強度較好，在形式上與板翅式換熱器中的波浪形翅片類似。相較于方型多孔壁面結構1，W型多孔壁面表面積與孔道容積比值較高，煙氣濾過時流速更低，故濾過阻力更小，但是三角形孔道的流動阻力較大，因此W型多孔壁面的壓降需進行模擬計算。

結構3與結構4是在結構1、結構2基礎上，在金屬隔板處增加多孔介質覆蓋填充，以強化換 熱和降低制造難度，同時增加結構強度。因此，結構3、結構4比結構1、結構2具有更好的換熱性能和可能更大的流動阻力。

本文將針對上述4種煙氣側結構開展流動換熱仿真，量化分析4種結構的優(yōu)劣，選擇出更適合顆粒捕集與換熱集成化的煙氣側多孔介質結構。

2 性能仿真

2.1 物理模型

為了量化分析4種煙氣側結構的流動、換熱性能，各結構尺寸保持統(tǒng)一，數(shù)值模擬與數(shù)據(jù)分析均按照統(tǒng)一尺寸進行。計算區(qū)域如圖6所示。結合板翅式換熱器與柴油顆粒捕集器的結構尺寸，取煙氣側單元高度為5 mm，用于過濾的多孔壁面厚度為 1 mm，填充于金屬隔板處的多孔壁面厚度為0.5 mm，子通道長度統(tǒng)一為200 mm。方形通道結構1和結構3進、出口孔道寬度均為3 mm；三角形孔道結構2和結構4底角為53°，進、出口孔道對稱。

2.2 仿真模型

2.2.1 網(wǎng)格劃分

為了計算4種煙氣側結構的流動、換熱性能，本文使用ANSYS Meshing軟件進行網(wǎng)格劃分。并使用FLUENT軟件進行數(shù)值模擬。網(wǎng)格劃分選取各結構最小的功能單元。計算結果以子通道單元的形式體現(xiàn)，便于在不同煙氣流量下進行性能對比。采用方型多孔壁面的結構1、結構3上下對稱，故取上部1/2為最小單元進行網(wǎng)格劃分，以減少網(wǎng)格數(shù)。網(wǎng)格劃分如圖7所示。

為了兼顧仿真計算的精度與節(jié)約計算資源，對網(wǎng)格進行無關性驗證。對于方型多孔壁面，分別使用網(wǎng)格尺度為0.10～0.75 mm進行劃分，網(wǎng)格數(shù)分別為24 831、62 000、121 500、223 445、360 800、724 000、1 474 298、4 588 000，結果如圖8所示。分析結果顯示，方型多孔壁面選擇網(wǎng)格尺度為0.25 mm，網(wǎng)格數(shù)為360 800，平均正交質量為0.978的網(wǎng)格，可兼顧提高計算精度與節(jié)約計算資源。

對于W型多孔壁面，網(wǎng)格無關性驗證網(wǎng)格數(shù)分別為47 880、118 800、213 500、674 400、1250 000、2 602 016，結果如圖9所示。最終選擇尺度為 0.25 mm，網(wǎng)格數(shù)為674 400的網(wǎng)格進行計算，平均正交質量為0.954。

2.2.2 數(shù)值仿真模型建立

在數(shù)值模擬計算中煙氣符合連續(xù)介質假設，符合連續(xù)性方程與動量守恒方程：

x方向動量守恒方程：

y方向動量守恒方程：

z方向動量守恒方程：

式中：u、v、w分別為速度在x、y、z方向上的速度分量；p為壓力。

根據(jù)初期設計與試算，煙氣在孔道內(nèi)的流動形態(tài)以層流為主，但在部分區(qū)域內(nèi)會出現(xiàn)過渡流與湍流。因此，在FLUENT仿真中，須啟用湍流模型以提高結果的準確度。根據(jù)本文中流場與多孔介質的實際情況，本文采用Realizablek-ε[19]進行計算。多孔介質載體的參數(shù)均參考文獻[20]。為了反映實際情況，煙氣與工質的物性均采用使用MATLAB擬合工具箱調用REFPORP擬合的分段多項式。其中，煙氣物性采取表壓為3 kPa時，定壓比熱容、動力黏度、密度與熱導率隨著溫度變化的多項式。

液態(tài)水的物性參考壓力為表壓100 kPa。金屬壁面的粗糙度統(tǒng)一設置為Ra10，并設置必要的絕熱壁面、對稱邊界、porous-jump等一干邊界條件，在多孔介質壁面與金屬壁面的接觸處設置相應的接觸熱阻等，其他仿真設置均參考文獻[20]。本文主要關注顆粒捕集-換熱集成化結構的壓降與傳熱性能，故文中雖考慮顆粒捕集功能，但使用無顆粒的煙氣進行仿真，不涉及載碳量計算和活化再生過程的仿真。

2.2.3 模型驗證

借助實驗室內(nèi)燃機余熱回收實驗臺架所測數(shù)據(jù)進行模型驗證。驗證的部件包括1臺煙氣換熱器和1臺蜂窩壁流式DPF，結果如圖10、圖11所示。

由圖10、圖11可見，煙氣換熱器壓降平均誤差為9.9%，多孔壁面壓降平均誤差為4.7%。模型精度較高，滿足仿真要求。

2.3 仿真工況選取

為了對比4種結構的壓降與換熱性能，本文選取設計工況與煙氣流量高、低的非設計工況，共 3組工況進行仿真。設計工況[21]：煙氣入口溫度為789 K，煙氣質量流量為6×10-5kg/s；工質為空氣，入口溫度為373 K，工質的質量流量為1×10-4kg/s。

煙氣流量減小的工況：煙氣質量流量為3×10-5kg/s；工質為空氣，入口溫度為373 K，工質的質量流量為5×10-5kg/s。煙氣流量增加的工況：煙氣入口溫度為789 K，煙氣質量流量為2×10-4kg/s；工質改為液態(tài)水，入口溫度變?yōu)?00 K，工質的質量流量為4×10-4kg/s。

3 結果分析

為了分析顆粒捕集-換熱集成化煙氣側結構的壓降和換熱性能，對煙氣進出口溫度、工質進出口溫度、煙氣壓降、換熱量等指標進行對比析。

3.1 設計工況

設計工況下4種結構仿真結果如表1與圖12所示。由圖12可見：設計工況下，4種結構的換熱量相近，在金屬隔板處設置多孔翅片的結構3、結構4平均換熱量比結構1、結構2高4.0%；采用W型多孔壁面的結構2、結構4換熱量比方型多孔壁面僅高0.7%。在隔板處設置多孔翅片的結構3、結構4壓降比結構1、結構2高12%，采用方型多孔壁面的結構1、結構3比結構2、結構4壓降平均降低11.5%。結構4獲得了23.95 W換熱量，但壓降達到2 452.01 Pa，較其余工況壓降均值高約20%。

表1 設計工況4種結構仿真結果 Tab.1 Simulation results of four structures under design condition

可見，結構3、結構4因加設多孔翅片，導致壓降增大，但換熱量提高程度很小。

3.2 體積計算

為了分析集成化結構在體積上是否有優(yōu)勢，選取參考文獻[18]中的DPF數(shù)據(jù)，進行對比，其DPF多孔介質載體直徑為144 mm，長度為153 mm，體積為2 492 cm3。根據(jù)設計工況下仿真所得子通道壓降，選取參考文獻[18]中實驗氣體體積流量為6 m3/min的工況，其壓降為1 890 Pa，僅略低于本文壓降最低的結構1（1 942.54 Pa）。已知本文中壓降最高的結構4比DPF壓降高約560 Pa。現(xiàn)設煙氣換熱器壓降為560 Pa，經(jīng)過計算，對應壓降的板翅式換熱器煙氣側體積為1 993 cm3，與DPF體積相加之和為4 485 cm3。顆粒捕集-換熱集成化裝置煙氣側體積為2 517 cm3，比二者之和低43.88%。4種結構各部分體積如表2、圖13所示。

表2 集成前與集成后裝置體積評估 Tab.2 Volume evaluation for the equipment before and after integration

顆粒捕集-換熱集成化結構相比傳統(tǒng)DPF壓降低，其原因在于集成化結構中，煙氣經(jīng)過冷卻，密度減小，流速降低，流動阻力下降。而傳統(tǒng)DPF幾乎沒有冷卻過程，其煙氣壓降較高。

經(jīng)過上述體積評估，可見在相同的設定壓降下，顆粒捕集-換熱集成化煙氣側結構體積比DPF與板翅式換熱器煙氣側體積之和有大幅減小。可見，在金屬隔板處設置多孔翅片的方型多孔壁面具有最佳的綜合性能。

3.3 非設計工況計算

在煙氣流量減小工況中，煙氣質量流量改為3×10-5kg/s，工質質量流量為5×10-5kg/s。在煙氣流量增加工況中，煙氣質量流量較設計工況提高3倍以上，煙氣入口溫度仍為789 K。為增強冷卻能力，冷側工質改為液態(tài)水，入口溫度為300 K，質量流量為4×10-4kg/s，出口仍為液態(tài)。仿真結果如表3、圖14、表4、圖15所示。為了評估各結構的綜合性能，本文使用單位壓降換熱量作為評價指標。

表4 高流量工況仿真結果 Tab.4 Simulation results under high flow rate condition

由表3、圖14可見：在煙氣流量減小工況下，4種結構之間的換熱量差距進一步減小，采用W型多孔翅片的結構2、結構4換熱量比方型高2.1%，比較設計工況的0.7%有所提高；在金屬隔板處加設多孔介質壁面的結構3、結構4換熱量提高2.1%，較設計工況的4%有所降低。在隔板處設置多孔翅片的結構3、結構4壓降比結構1、結構2提高18%，而W型多孔壁面比方型多孔壁面增加壓降15%。在煙氣流量減小工況中，隔板處的多孔壁面對提高換熱量的貢獻很低，但會造成壓降的明顯增加。結構1的單位壓降換熱量為1.56×10-2W/Pa，在4種結構中綜合性能最優(yōu)。

表3 低流量工況仿真結果 Tab.3 Simulation results under low flow rate condition

由表4、圖15可見：在煙氣流量增加工況下，4種結構之間表現(xiàn)出較大的性能差異，其中結構3的單位壓降換熱量為2.61×10-2W/Pa，在4種結構中綜合性能最優(yōu)；結構3、結構4由于在金屬隔板處加設了多孔介質翅片，換熱量較結構1、結構2平均高10%。方型多孔壁面壓降與W型多孔壁面相比較小，結構1、結構3的壓降較結構2、結構4平均低17.5%。然而在煙氣流量增加工況下，布置多孔翅片結構具有更低的流動壓降，結構4流動壓降較結構2低9.3%，結構3流動壓降較結構1低10.3%。這是由于煙氣被冷卻后密度增加，流速減慢，流動損失減小。因此，換熱能力更強的翅片結構獲得了更小的阻力損失。由此可見，換熱能力與流動損失并無單調負相關的關系，而是存在換熱能力強且流動阻力小的結構。

高流量非設計工況中冷側工質的入口溫度為300 K。圖16反映了4種結構的煙氣出口溫度與 300 K間的差距。結構3的煙氣出口溫度與300 K差值最低，并且差值小于設計工況中換熱性能最好的結構4；同時結構1的換熱性能也優(yōu)于結構2。這表明，在流量較高工況下，方型多孔壁面在壓降較低的同時還具有更強的換熱性能。

4 結 論

本文分析并結合壁流式DPF與板翅式換熱器的結構特點，提出了2類4種具有顆粒捕集功能的集成化換熱器煙氣側結構；并使用FLUENT軟件進行數(shù)值模擬，對比分析不同結構在設計工況以及高、低流量3個工況下的流動與傳熱性能，并進行了評估。

1）結合壁流式DPF功能優(yōu)勢的顆粒捕集-換熱集成化煙氣側多孔結構，具有良好的流動與換熱性能。4種集成化煙氣側多孔結構在設計工況下可以節(jié)約煙氣側體積43.9%～49.7%。在相同的壓降下，顆粒捕集-換熱集成化結構具有顯著的體積優(yōu)勢。

2）在設計工況中，W型多孔結構對比方型多孔壁面結構換熱能力提高0.7%，壓降提高12%，效果較差。在隔板處設置多孔翅片，可以提高換熱量5%，壓降提高13%。結合體積分析，在設計工況下，金屬隔板處無填充的方型多孔壁面具有最優(yōu)的流動、換熱性能。

3）在流量減少的非設計工況中，W型多孔壁面對換熱提高有所增加，在隔板處增加多孔翅片，壓降升高較多，換熱提高不明顯。在流量增加的非設計工況中，在隔板處設置多孔翅片可以提高換熱量10%并降低壓降約10%。隔板處設置多孔翅片的多孔壁面結構，可以在提高換熱效率的同時降低壓降，更好地滿足余熱回收部件小型、高效、輕量的設計需求。