进入21世纪，汽车尾气污染已成为全球性问题[1]．世界各国对汽车尾气排放建立了相应的法规制度[2-3]．我国汽车尾气排放法规起步较晚、水平较低，直到2001年7月1日，国I标准才在全国范围内全面实施．2017年7月1日开始全国范围全面实施国V排放标准，其中重型柴油车氮氧化物的排放量比国IV标准降低了43%．国VI标准实际落实下来就是重型柴油车的颗粒物(PM)排放限值加严67%，氮氧化物排放限值加严77%，并新增了粒子数量(PN)的限值要求．柴油机具有扭矩大、经济性能好、寿命长等特点[4]．柴油机微粒是一种成分可变的复杂混合物[5]，包括来自柴油机燃烧过程产生的微粒及从排气管进入大气过程中各化学成分间发生变化而产生的微粒．柴油机微粒过滤器( diesel particulate filter，DPF)可以弥补机内控制技术的不足，适合商用化的颗粒物排放控制技术[6-7]，是目前使用最为广泛、最有效的颗粒物净化装置之一[8]，过滤效率可达95%以上[9-11]．DPF中沉积的碳烟过多，可能会造成DPF阻塞，从而导致发动机功率因高背压而下降[12]，影响柴油机正常运行，这就是目前DPF的再生问题[8]．降低DPF再生的起燃温度，实现DPF低温再生，从而达到降低再生成本同时提高DPF载体使用寿命和耐久性是解决再生问题的根本[13-14]. 近些年来，众多国内外学者对DPF中碳烟氧化再生进行了研究．文献[15]研究了商用1%Pt/Al2O3催化剂在NO2和O2氛围下用于尾气中碳烟的催化氧化．文献[16]将Pt负载到SiO2载体上模拟碳烟的去除氧化实验．文献[17]通过实验研究了改变进气原料成分对DPF和SCR涂层过滤器上碳烟氧化的影响．文献[18]设计制作单孔道双面过滤可视化反应器以研究碳烟颗粒物过滤过程中的沉积分布及沉积过程，并在Fluent中建立DPF的压降模型模拟了不同初始碳烟量和不同深层/滤饼碳烟含量对DPF前后压降的影响．文献[19]运用GT-POWER软件建立CDPF模型，结合试验与仿真结果研究碳烟捕集和连续再生机理，探索连续被动再生对碳烟捕集过程的影响规律．文献[20]通过数值模拟结合发动机实验验证，建立了DPF数值模型，模拟了DPF内部碳烟量与温度的变化历程．为了分析不同因素对过滤器装置中碳烟氧化再生的影响，本研究以La0.7Sr0.3CoO3 钙钛矿催化剂氧化碳烟实验为基础，对实验模型进行合理的假设和简化，通过使用COMSOL Multiphysics 软件建立二维的DPF单通道模型，并结合实验的反应速率参数进行了模型验证，分析了进气流速和进气温度等因素对碳烟氧化再生的影响．1 计算模型与计算方法1.1　物理模型为了研究催化剂对过滤器多孔壁中碳烟的燃烧影响和它们之间的热相互作用，使用催化和非催化两种机制描述过滤器多孔壁内碳烟的燃烧，在 COMSOL Multiphysics 5.4 平台上，建立了单通道 DPF 的碳烟氧化二维物理模型，正面剖视图如图1所示．该模型由进气通道、碳烟层、过滤器多孔壁和出气通道组成，其中，过滤器长度为0.16 m，进出口通道长0.15 m，进出口通道高1.27 mm，过滤器多孔壁厚0.45 mm，碳烟层初始厚度为0.05 mm．10.13245/j.hust.220109.F001图1DPF 碳烟氧化二维物理模型正面剖视图为了减小误差，简化模型，对上述模型作出如下假设：气体流动视为层流；所有混合反应气体均为理想气体且不可压缩，满足理想气态方程；反应对系统温度的影响可以忽略不计；反应过程中气相和固相具有相同的温度，并且忽略碳烟层内部的温度变化；气体通过滤器壁的速率呈线性下降；只存在单一过滤壁，其他边界绝缘、绝热．1.2　数学模型1.2.1　控制方程采用稳态的平推流反应器来定义反应工程的物质质量和能量平衡dFi/dV=Ui，式中：Fi为物质摩尔流率；V为反应器体积；Ui为物质速率表达式．根据前面假设气体流动速率在通道中呈线性递减的趋势，通道中的体积流率为v=kuV+v0，式中：ku为比例常数；v0为进气流率．物质传递方程为∇(-Di∇ci)+u⃗∇ci=Ri，其中：Di为扩散系数；ci为物质浓度；u⃗为物质的平均速度矢量；Ri为物质速率表达式．自由和多孔介质区域流动方程为   ρ(u⃗∇)u⃗=∇[-p+μ(∇u⃗+(∇u⃗)T)]+F⃗，ρ[(u⃗∇)u⃗/εp]/εp=-∇p+∇[μ⃗(∇u⃗+(∇u⃗)T)/εp-2(u⃗∇)I/3]-(μ/κbr+Qbr/εp2)u⃗+F⃗，式中：μ为流体动力黏度；ρ为流体密度；εp为孔隙率；κbr为多孔介质的渗透率；Qbr为质量源；I为扩散系数；F⃗为体积力．热量传递方程为ρcpu⃗∇T+∇(-k∇T)=Q，式中：ρ为流体密度；cp为流体常压比热容；k为传热系数；T为热力学温度；Q为热量．1.2.2　边界条件入口处的进气速度、物质浓度、压力和温度定义为uinlet，cinlet，pinlet和Tinlet，uinitial=0;cinitial=0,式中uinitial和cinitial分别为通道内流速和物质浓度的初始值．出口处不考虑辐射和扩散，定义如下                                                       p=pref;[μ(∇u⃗+(∇u⃗)T)-2(∇u⃗)I/3]n⃗=0,式中：pref为参考压力水平；n⃗为法向分量．将模型中碳烟层的上边界定义为监测层，通过加入动网格来体现碳烟的增加或减少，定义监测层的上边界动网格移动速度为v0=-ρpartρsootvy-McδsρsootWc，式中：ρpart为多孔过滤器壁的密度；ρsoot为碳烟层的密度；vy为碳烟表面在y轴方向的速度分量；Mc为碳的摩尔质量；δs为碳烟厚度；Wc为碳烟总消耗速率．模拟的具体入口条件：体积流速为2.5 m3/s，平均速度为2.5 m/s，碳烟浓度为1 mol/m3，O2浓度为7.625 mol/L，N2浓度为68.525 mol/L．1.2.3　化学反应动力学在实际的柴油机尾气中常常存在一定量的O2，使得氧化反应过程中主要生成CO2．为了得到定性结论，统一量化，本模型中无论催化剂的活性如何，都假设CO2百分之百的选择性，即碳烟的总反应方程式如下所示，并将反应视为不可逆反应C+O2→CO2．将上式应用到软件的化学反应中，相关的反应速率参数通过程序升温中不同反应温度及对应的碳烟转化率(α)等，进行动力学分析得到相应的反应速率参数．参考相关的动力学方法[21]，并基于Arrhenius方程计算碳烟氧化的活化能(Ea)和反应的指前因子(A)等反应速率参数，-dmdt=r=Ae-EaRT(χO2)am0(mm0)b，式中：m为反应中实际碳烟质量；r为速率常数；R为摩尔气体常量；χO2为气相中氧分压；m0为初始碳烟质量；a和b为常数．实验研究表明：当碳烟氧化时a=b=1[22]，使用气体分析来计算氧化过程中的碳质量演变，整理得到lndα(1-α)dt=ln(AχO2)-EaRT，作ln(dα/(1-α)dt)与1/T的拟合直线，通过斜率和截距可得到Ea和A，如表1所示．10.13245/j.hust.220109.T001表1碳烟氧化的Ea和A催化氧化Ea/(kJ·mol)A/(107s-1)无140.6617.40有115.727.42气体从碳烟层和多孔过滤壁内通过时为固体和流体的组合方式．在计算瞬态能量平衡过程中，气体在模型的多孔介质中流动时可认为是混合扩散，混合扩散项应包括固体和流体的混合性质，而对流项则只包含流体的性质．表2列出了扩散时使用的固体特性参数，数据通过参考COMSOL Multiphysics软件案例库中的相关案例得到．10.13245/j.hust.220109.T002表2固体特性参数通道混合密度/(kg·m-3)混合比热容/(J·(kg·K)-1)混合导热系数/(W·(m·K)-1)碳烟1401 5102.10过滤壁1 4001 1200.852 结果与分析2.1　模型验证2.1.1　CO2生成比例控制模型中O2体积分数为10%，N2作为整个反应域的溶剂，采用气体流动的准稳态近似估计过滤器中缓慢反应的瞬态行为，通过使用实验所得的活化能等反应参数模拟反应后生成CO2的比例，与相关实验结果进行对比来评价仿真模型的可靠性．实验与仿真设定条件均为碳烟与催化剂的接触状态为紧接触，催化剂与碳烟的混合比为11:1．在此过程中，分别设置631，681，731，781，831和 881 K 6个模拟温度点，得到模拟和实验的CO2体积分数(φCO2)对比，如图2所示．10.13245/j.hust.220109.F002图2模拟和实验的CO2体积分数对比从图2可以看出：随着反应温度的增加，生成CO2的比例也随之增加．当温度为631 K时，基本不生成CO2；当温度为881 K时，反应基本全部生成CO2．使用实验所得反应参数模拟生成的 CO2 比例与实验结果较为相似，验证了仿真模型的可靠性，可用于进一步仿真研究．2.1.2　速度场分布图3为 881K 的温度下计算域表面剪切速率矢量和速度流线分布图．由图3可知：在入口靠近壁面处剪切速率较大，越靠近入口中心，剪切速率越小，且进气通道中心线上的剪切速率均较小．由于壁面处剪切力较大，反应气体流速较低，因此碳烟与壁面上涂覆的催化剂接触时间增加，有利于其氧化，使碳烟沉积路线向过滤器通道内移动．根据前文提出的假设，在碳烟和多孔壁层中，体积流速均匀变化，并近似匀速地通过过滤器区域．排气通道内流体流速趋势与入口处相一致．10.13245/j.hust.220109.F003图3计算域表面剪切速率矢量和速度流线分布图(色标单位：s-1)2.1.3　碳烟分布图4为进气温度为881 K、进气流速为2.5 m/s的条件下碳烟边界监测层所移动的距离，即模拟反应过程中碳烟的沉积量．图中：横坐标L为进气通道内与入口之间的距离；纵坐标Y为碳烟边界监测层移动的距离．10.13245/j.hust.220109.F004图4碳烟边界监测层的移动距离由图4可知：碳烟边界监测层的移动距离在通道上游(靠近入口)和下游(远离入口)处变化较小；无催化剂的碳烟边界层移动距离明显高于有催化剂组，且前者约为后者的两倍．这是由于未使用催化剂时，碳烟的氧化反应较为缓慢，主要依靠高温热氧化，因此碳烟边界层移动距离要大，碳烟的沉积量较大．使用催化剂能有效加快碳烟的氧化，抑制沉积过程．随着反应的进行，温度升高也会进一步加速碳烟的热氧化，所以在有催化剂的情况下，碳烟的减少量与无催化剂下相比更为明显．对于无催化剂的反应情况，相对较高的碳烟沉积表明此反应条件碳烟的氧化速率低于沉积速率，可进一步升温来提高碳烟的去除率．2.2　模型分析2.2.1　进气流速对碳烟氧化因素的影响图5为不同进气流速下碳烟监测层移动距离，给出了初始入口温度为881 K，平均流速分别为 1.5，2.0，2.5，3.0，3.5，4.0和4.5 m/s 时，碳烟监测层网格的相对位移．10.13245/j.hust.220109.F005图5不同进气流速下碳烟监测层移动距离图5表明：随着入口流速从 1.5 m/s 增至 4.5 m/s，监测边界位移逐渐增大，说明较小的流速有利于碳烟的氧化进行，这可以归因于较小的流速带来更大的氧浓度和更长的氧化时间，加快了下游的氧化．此外，还可以观察到：通道上游到下游的碳烟沉积量不同，由于入口处剪切力的存在，充足的氧浓度梯度造成上游反应较为均匀，也使得碳烟沉积往往发生在下游．图6给出了在 1.5 m/s 的进气速率下，20，30，40，50，60和70 s时的反应温度分布．由图6可知：随着反应的进行，高温区域逐渐从上游向下游移动，并在下游处形成持续高温反应．20 s时下游底部温度只有650 K，而70 s时下游底部温度达到了1 010 K．10.13245/j.hust.220109.F006图6速率为1.5m/s进气速率下，20，30，40，50，60和70s的反应温度分布 (色标单位：K)图7为不同流速(v)下通道内温度峰值(Tmax)．由图7可知：随着速率的升高，下通道内的温度峰值逐渐减小，这样可以降低通道内的温度峰值，从而提高过滤器寿命．高流速虽能降低温度峰值，但会降低碳烟氧化的速率，减缓反应过程，故须根据实际情况选取合适的进气速率．10.13245/j.hust.220109.F007图7不同流速下通道内温度峰值2.2.2　进气温度对碳烟氧化因素的影响低进气速率下温度变化明显，故本次研究主要集中在 1.5 m/s 的流速上．设置进气温度从701 K到881 K，间隔30 K，计算时间为150 s，得到如图8所示的检测层移动距离．可以看出：随着进气温度的提高，碳烟监测层移动距离逐渐减少，在最大的进气温度(881 K)处得到最小的监测层移动距离，此时有较多的碳烟参与反应．进气温度每增加30 K，碳烟层位移量不等，这归因于燃烧的时间增多，较高的进气温度能有效缩短碳烟氧化的起燃时间，但进气温度过高会抑制催化剂的催化活性．10.13245/j.hust.220109.F008图8不同进气温度下监测层的移动距离3 结论a.入口温度为881 K时，随着进气流速的增大，DPF通道内的温度峰值逐渐减小. 进气流速为1.5 m/s时，温度峰值最大为1 010 K；进气流速为4.5 m/s时，温度峰值最大为908 K．b. 进气流速会影响碳烟的沉积和反应温度的分布，并造成通道中高温区域的形成．较大的进气流速会减慢碳烟的氧化反应，导致碳烟沉积，厚度增加，碳烟的沉积往往发生在通道下游；而较小的流速带来更大的氧浓度和更长的氧化时间，加快了下游的氧化，随着氧化的进行，过滤器下游易形成高温区，其他部分温度要相对低的多．c. 进气温度会影响碳烟的沉积．提高进气温度能有效加快碳烟的氧化反应，较高的进气温度能够降低碳烟的沉积量，有效缩短氧化碳烟的起燃时间，但进气温度过高会抑制催化剂的催化活性．