（载运工具运用工程专业论文）车用催化器扩张段结构及其气流径向分布特性研究.pdf

摘要 摘要 本文通过对车用催化转化器基本结构及发展过程的介绍，分析了载体内气流径向分布的 不均匀性及其与转化效率的关系，说明了进行催化器结构优化设计的必要性：对图内外关于 催化器内部气流分森特性的研究进行了总结与归纳，指出扩；瑟段结构垄式还需进一步改进； 建立了催化转化器内部气体流动的数学模型，分别对常规平端面载体、顶角为9 0 0 、1 2 0 。的 锥形端瑟载体与半角为3 0 。、4 5 。、6 0 。的扩张管区酉己矮的扩张段气流分布进行了数值模拟， 初步分析出在模拟的几种扩张段结构型式中，顶角为9 0 0 的锥形端面载体与半角为3 0 0 的扩 张管匹配对于改善气流径向分布均匀性的效果最为理想；搭建了等温、稳定、圆柱形f 攫化器 的试验装置，取与模拟中相同的结构型式和边界条件进行试验，测量了载体内气流的轴向速 度，绘出气流径向分布曲线，将其与计算曲线相对比后，发现它们的变化规律基本吻合，表 明建立的数学模型是可靠的，数值模拟的结果髓够真实反映催化器内的气体流动情浇，可用 来指导实践；定义了流量分担率与流动均匀性指数的概念用以描述催化器内部气流径向分布 的均匀性，具体分拆了扩张半角、扩张管型式、载体端面型式、锥形端嚣麓头直径、载俸位 置、匹配关系及入口速度等因素对催化器载体内气流径向分布的影响，得出顶角为9 0 。的锥 形端面载体与增强型扩张管匹配，当端头直径与入口管半径褶当嚣寸，改善流动分布的效果最 为明显，且入口速度越小，对均匀性的提升作用越显著；对排气背压和升温特性进行理论分 析与数值模拟表明，作者优避的扩张段结构型式可同时改善车用催化转化器的其它性能，能 够在实际中得到应用。 关锻鼋催化器；扩张管：气流径囱分布：蜂窝陶瓷载体：均匀性 东北林业大学硬士学位论文 a b s t r a c t t h i sp a p e ri n l r o d u c e st h es l r u e t l i n ea n dd e v e l o p m e n to ft h ea u t o m o t i v ec a t a l y t i ec o n v e r t e r s ， a n a l y z e st h ec o n n e c t i o no ft h ea s y m m e t r yo fi t i r l o wd i s t r i b u t i n ga n dt r a n s f o r m a t i o ne t t m e n e y , i l l u m i n a t e st h en e c e s s a r yo f o p t i m i z ed e s i g n ；i ti n c l u d e sa n ds u m m a r i z e st h er e s e a r c ho f t h ea i l r t o w d i s t r i b u t i n ge h a r a e m i 疵i nt h ea u t o m o t i v ec a t a l y t i cc o n v e r i e r sa l lo v e rt h ew o r l d , i n d i c a t e st h a tt h e s m l e t u r eo u g h tt ob ei m l - o v e d ；i tc o n s t i t u t e st h ea i r f l o wn u m e r i c a lm o d e li nt h ec a t a l y t i cc o n v e r t e r s ， r e s p e c t i v e l ys i m u l a t e st h ed i f f u s i o nh e a d e rs t r u c t u r eo fr o t r l j l 3 c e n dm o n o l i t h 、6 0 。t a p e re n d m o n o l i t h 、1 2 0 0t a p e re n dm o n o l i t hm a t c h e d3 0 。、4 5 。、6 0 。e x p a n dh a l f a n g l e , e l e m e n t a r ye d l 】c e s 也啦t h es t m c t 嘎eo f9 0 。t a p e re n dm a t c h e d3 0 。e x p a n dh a l fa n 盈ei st h eb e s tt oi m p r o v et h e u n i f o 咖, i tp u t su pt h ei s o t h e r m a l 、s t a b i l i z e da n da x i ss y m m e t r i c a le 】币钉i m 衄td e v i c e ，t h e s m l e t l 鹏a n db o u n d a r ye o n d i l i o ni st h es a l l 3 et ot h es i m u l a t i o n m e - , 嬲l l t e st h ea i r f l o wv e l o c i t yi nt h e m o n o l i t ha n dp r o t r a c t st h ec u mo fi t i i 蛆o wr a d i a ld i s t t i b u 堍t h er e s u l t nr e f l e c tt h er e a l c o m p l e x i o ni nt h oc a t a l y t i cc o n v e r t e r s , s oi tc 1 1 1 3g u i d a n c et h ep r a c t i c e ；i td e f i n e st h ec o n c e p l j o r lo f 也ef l u x 妇p 既啪te 1t h ef l o wt m i f o r m i t ye x l ，o n c n tt od e s c r i b et h eu n i f o r m i t yo ft h ea i r l o w r a d i a l 蕊舾慨e o n e t t e l ya l l a l y - z e st h ei n t t t m a e eo fd i 缅畦h a l fa n e , l e 、d i t t i 】s i o nt y p e 、t a p e r e n d 、鼬dd i a m 或e r m o n o l i t hl o c a t i o n 、皿暇比h i 罐a n di 1 3 1 ；a k ev e l o c i t ya n ds oo i l i ti n d u c e st h a tt h e t a 蝉dm o n o l i t hm a t c l 巅a 出鼬田e dd 询1 1 s i o ni 8t h eb e s tt oi 玎删et h eu n i f o r m i t yw h e nt h ee n d d 妇m 加c o m s p o 咀d s t ot h er a d i i i so f t h ee l f l a a n e e , a n dt h ei m p r o v e de x t e n ti sb e t t e rw h e nt h ei n t a k e v e l o c i t yi sl i l t l e ；i t1 l k 幻蒯ca n a l y z 鹤a n dn u m e a i e a ls i m u l a t e st h ee x h a u s tp r e s s t u - ea n dc o l ds t a r t e a l e f a d i v ep e 伽l i 昌蛾i 1 1 m i m 燃t h a tt h ed i 西l s i 眦s l z u c t l 聪w h a tt h el t l j t h o ra d v a n c e dc a nb r i n g p o s i l i v e i n t t t m 磺t o o t h e r s s o i t 锄b e a o p l i e d i n p r a c t i c e k e y w o r d l sc a t a l y t i cc o m 韧诧搭：d i 伍l 鲡姐： a i r f l o w r a d i a ld i s t r i b u t i n g ；h o n e y c o m b c 啪i l l i cm o n o l i t h ； u n i f o r m i t y 绪论 1 绪论 按照国家环保总局发布的关于实施国家第二阶段轻型车排放标准的公告，自 2 0 0 4 年7 月1 日起，在全国范围内实施相当于欧洲2 号标准的国家第二阶段轻型车排放 标准( 简称国2 标准) 。“国2 标准”与国家第一阶段排放标准( 简称国1 标准) 相比，单 车污染物排放一氧化碳降低3 0 4 ，碳氢化合物和氮氧化物降低5 5 8 。公告要求：所 有新定型轻型车必须符合“国2 标准”中规定的型式核准排放限值，并停止对达到“国 1 标准”的轻型车型式核准的申报和核准：对已通过核准定型达到“国i 标准”型式核 准的轻型车，各个机动车生产企业应在2 0 0 5 年6 月3 0 同前的过渡期内合理安排制造、 进口计划，确保2 0 0 5 年6 月3 0 同前停止制造、进口该类车；自2 0 0 5 年7 月1 日起停 止对达到“国1 标准”的轻型车的销售和注册登记。而北京则计划于2 0 0 5 年引入更为 严格的欧洲3 号标准，以迎接2 0 0 8 年奥运会的召开。这些新标准的颁布实施标志着我 国的机动车污染防治进入了一个新的阶段，说明我国在进入汽车社会和成为机动车大国 的同时，正逐步建设成为机动车强国，以促进经济与环境的可持续发展。根据国外的经 验，能够满足欧2 、欧3 法规的汽油车排放控制的主流技术仍然是三效催化转换器 ( t w c ) 加电控燃油喷射( e f i ) 技术，而与国外相比，我国催化转化器的开发应用尚 处于技术攻关阶段，虽在催化剂活性与寿命方面取得了一定的成果，但对催化器结构设 计和内部气体流动特性的研究很少，还没有得到突破性的进展。 本章将从催化转化器的组成、评价指标及国内外对催化器结构设计与内部气体流动 特性的分析入手，提出进一步研究的必要性，并介绍本研究的主要内容。 1 1 本文的选题思路 机动车污染控制措施包括机内净化和机外控制两类技术，其中在机动车尾管安装催 化转化器是被广泛采用的方法，也是最有效的机外尾气净化方法。催化转化器由壳体、 减振层、载体和催化剂涂层四部分组成，如图l 一1 所示。 图1 1车用催化转化器的基本结构 壳体由不锈钢材料制成，以防氧化皮脱落造成载体的堵塞。减振层一般为膨胀垫片 或钢丝网垫，起减振、缓解热应力、固定载体、保温和密封作用，防止振动、受热变形 东北林业大学硕十学位论文 等原因对载体造成的损害。载体可分为两类：一类是球状、片状或柱状氧化铝；一类是 覆盖氧化铝涂层的整体式多孔陶瓷体。颗粒状载体比表面积大，抗冲击性能好，便于大 量生产，但热容量大，预热性能差，使用时易收缩和磨损。8 0 年代以后人们逐渐放弃了 颗粒状载体而选用整体式载体，因其被制成蜂窝状，故又常被称为蜂窝载体。蜂窝载体 具有热膨胀系数低、体积小、加热快、背压低、振动磨损低，以及设计不受外形和安装 位置的限制等特点，因而被广泛用作汽车催化剂的载体。蜂窝载体有堇青石陶瓷材料和 会属( 不锈钢) 材料两种，堇青石几何表面积大，扩散距离小，利于反应物的进入和生 成物的离去：会属材料载体热容量小，加热速度快，有利于提高内燃机冷起动时的转化 效率，且机械强度和热强度高，但是成本太高，质量太大，因而一般将其做成小体积 的，安装在陶瓷主催化转化器的前面，用来改善催化转化器的冷起动性能或用于振动较 大的场合。目前世界上车用催化器载体的9 0 是陶瓷载体，其余为金属载体。在载体孔 道的壁面上涂有一层非常疏松的活性层，即催化剂涂层。它以y a 1 2 0 3 为主，其粗糙多 孔的表面可使壁面实际催化反应的表面积扩大7 0 0 0 倍左右。在涂层表面散布着作为活 性材料的贵金属，一般为铂( p t ) 、铑( r h ) 和钯( p d ) ，及用来提高催化剂活性和高温 稳定性的助催化剂，其成分为铈( c e ) 、钡( b a ) 、镧( l a ) 等稀土或贱金属材料。 蜂窝载体是由许许多多轴向相通、大小相同的方形管道组成的，气流在其内部只能 沿轴向运动，而不能径向扩散，所以催化床内的气流分布状态完全取决于气流进入载体 前的分布状态。在对催化器内部气流进行研究后发现，常规结构的催化转化器，在扩张 段难以使尾气充分扩散到催化床的整个横截面，而是集中在载体中心、轴线附近较小的 管状区域。这使得中心区域的实际空速过大，催化荆负荷和温度过高，老化迅速；而 在此周围的大部分区域空速急剧下降，催化剂得不到充分利用，既浪费了昂贵的催化 剂，增加了催化器的体积与造价，又减少了催化器的使用寿命。同时由于空速分布的不 均匀，还会导致载体在横截面上出现很大的温度梯度，产生热应力，使载体容易碎裂损 坏。尤其是，尾气气流径向分布的均匀性对评价催化器工作性能的重要指标转化效 率也会产生较大的影响。图1 2 是美国j o h n s o nm a t t h e y 公司所作的流速分布均匀性指数 y 对新鲜催化剂和老化催化剂( 8 万k m ) 转化效率的影响曲线，其中y 越大表示流动越 均匀。从图中可看出，流动越均匀，转化效率越高而且催化器使用时间越长，流动均 匀性对转化效率的影响越大。 1 0 0 芒9 。 惜 簌 蓑8 0 力 ， 5 u 一驴 。夕 一一h c ， ， ，。 一 二- ， - - 0 - c o 庸4 歹 之髟 一一h c o c 0 - 0 一融 o ， 0 - 一n o x 0 7 ( a ) 均匀性对新鲜催化剂转化效率的影响 ( b ) 均匀性对老化催化剂转化效率的影响 图1 - 2 均匀性对转化效率的影响【2 】 绪论 扩张段结构是影响催化转化器流速分布特性的主要因素， 所以探索能够有效改善 尾气分布状态的扩张段结构型式，是提高催化转化器的技术性能、可靠性和经济效益， 利于其广泛应用的具有实际价值的技术措施。 1 2 国内外研究综述 国外在这一方面研究起步较早。1 9 7 4 年，h o w i t t 等人在认识到气体流动分布不均 匀性的同时，试图在入1 2 管处安装一些机械导流装置来加以改善。机械导流改变了催 化器载体入1 2 处气体的流动分布，减少了中心气流量，增加了周边的气流量，提高了催 化荆的转化效率；但导流装置的可靠性较差，易受气流冲击而损坏，很难在实际中得到 应用。1 9 8 6 年，w e n d l a n d 等人在完全透明的水流稳态试验台上对双床整装型催化器进 行了可视化研究，设计了增强型( e d h ) 和斜线型扩张管【3 l ，如图1 3 所示。增强型扩 张管的结构特点是气流首先流经一个小角度的圆锥过渡管，在接近载体时荐渐扩至整个 载体表面；斜线型扩张管是使入口管、扩张管与载体成一定的角度布置。实验结果表 明：与常规扩张管相比，e d h 对于降低压力损失效果明显，且使催化器结构更加紧 凑；斜线型扩张管可以改善气流分布，同时也可以减小压力损失，但它要求有足够的安 装空间，难以在发动机上得到应用。研究结果还显示：水流在收缩管壁面没有出现分离 现象，可认为出口收缩管对载体的气流分布影响较小。1 9 9 8 年。h a u b e r 等人利用计算 流体力学( c f d ) 软件进行数值模拟，再次证明了此结论1 4 1 。d a n i e l 等人通过上述水流 实验发现催化转化器入口处的水流在扩张管壁面开始分离，并首先呈现出射流状，在距 载体表面2 0 m m 左右的地方射流才开始扩展，其流动形态在一定的流量范围内不随流量 变化【5 l 。依据空气动力学原理可将催化转化器入口扩张管的形状做成与射流的形状一 致，即增强型扩张管形状，这样可以减小气流的扰动，降低气流的局部流动损失1 6 】。 1 9 9 2 年，w i l l 等人在对催化器内部流场进行的试验中，提出了短扩张管( 长度为 2 5 r a m ) 的想法，但试验结果表明它只能减小载体阻力，不但不能改善流动均匀性，反 而会使其变得更差1 2 】。w e l t e n s 等人认为，对于双催化转化系统，当单块载体的长度超过 1 2 0 m m 1 5 0 m m 时，通常应把载体分成2 块或3 块，载体分成短块可以减小热应力和 机械应力，载体之间的缝隙还可以使气流分布更加均匀；此外，缝隙会造成第2 块载体 入口处产生湍流，加速未反应气体向催化剂表面的扩散，以及已反应气体从催化剂表面 的脱离，提高了催化器的转化效率f 7 i 。模拟计算显示，第1 块载体较短时，容易使第1 块载体横截面的气流速度径向分布不均匀，所以应该使第1 块载体尽可能长，但不应超 过1 5 0 m m ；从制造方面考虑，第2 块载体的最小长度也不应小于5 0 m m p j 。1 9 9 3 年，他 们进一步对载体之间的缝隙进行了较全面的研究，发现载体之间的缝隙不应该超过 1 5 m m ，而当其小于5 m m 时，可使第1 块载体的速度分布更为均匀；载体之间没有缝隙 时，两块载体之间的速度分布相同；缝隙的大小对压力损失没有影响，但它会增加催化 转化器封装的难度【”。1 9 9 4 年，m a l t y 提出可考虑采用穿孔板结构使气流分散，但需要 合理设计孔的大小和布局吼1 9 9 8 年，m a u s 提出，扩张半角口超过5 。7 。气流就会出 现分离现象，认为扩张角不宜过大，应采用增强型的渐扩式扩张管【9 j 。日本丰田汽车公 司也对汽车排气系统的气流分布进行了深入研究i l0 1 ，利用有限元法获得了催化装置内部 东北林业人学硕_ 二学位论文 的气体流场，分析了各种影响因素，但没有给出具体的解决措施。 匿小角i 亘僵 谆小角赢攀碍 ( a ) 常规扩张管 ( b ) 增强型扩张管( e d h ) ( c ) 斜线型扩张管 图1 3常规、增强型和斜线型扩张管 国内涉足这一领域较晚。1 9 9 9 年，清华大学的帅石金和王建听等几位博士，以国外 近十几年的研究为基础，从理论和试验的双重角度，对汽车催化转化器的结构进行了优 化设计。用当量连续法建立了蜂窝载体的流动力学模型。用c f d 软件对不同结构催化 器的流场进行了三维稳态流动数值模拟，并从实验中测量了不同结构催化器的速度分布 和压力损失。得出的结论是：( 1 ) 随着扩张角的增加，气流在管壁出现分离，角度越 大，气流分离越严重，流速分布不均匀性加剧，压力损失也相应加大，但当扩张角增大 到一定程度后，气流呈射流状，气流的分离对扩张管壁面轮廓线不敏感，这时扩张角对 流速分布和压力损失的影响变小。所以设计催化器扩张管时，应尽可能减小扩张管的锥 角j 。( 2 ) 对于增强型扩张管，当载体前端面距离小角度扩张管很近( 1 0 m m ) 时，气 流径向分布不均匀性和催化器压力损失明显加剧：渐扩管的长度越长，载体内流速分布 越均匀压力损失越小，但超过约2 5 r a m 以后，长度对流动特性的影响变小，所以考虑 到结构紧凑性，在优化设计e d h 催化器时，渐扩管的长度以不超过2 5 r a m 为宜【1 2 】。 ( 3 ) 在相同的扩张管长度下，常规催化器的气流径向分布均匀性最差，随着扩张管倾 斜角的增大，催化器载体内的流速径向分布均匀性增加，口= 6 0 0 时最好，当倾斜角增大 到7 5 。时，流速径向分布均匀性又会变差。但它同时会对压力损失带来不利影响，需对 结构参数进行优化设计，使整体性能达到最优l l w 。( 4 ) 长扩张管催化器的流动均匀性要 好于短扩张管催化器【1 ”。( 5 ) 双载体的流速径向分布均匀性较单载体好，载体越长，阻 力越大，载体前的气流扩散越充分，流速径向分布越均匀。但载体阻力的增大会给发动 机动力性带来不利影响”j 。( 6 ) 载体问缝隙越大，第1 块载体流速径向分布越不均 匀，但第2 块载体的径向分布均匀性会得到改善。所以应充分考虑两块载体流速径向分 布的不一致性，避免载体间过大的缝隙【l ”。( 7 ) 球形端面载体( 图1 - 4 b ) 对气流起导流 作用，增加了载体内气流的径向分布均匀性，是一种值得进一步研究的载体结构型式 】。2 0 0 0 年，大连理工大学的宋金瓯和解茂昭等几位博士，从催化剂的装载方式、用 量、载体孔密度及长度等方面对催化器性能的影响作了非稳态数值分析，说明通过优化 设计参数，催化器的性能可得到进一步改善。2 0 0 1 年，江苏理工大学的刘军采用 a n s y s 软件对催化装置平滑扩张的引流区( 图1 5 ) 进行了计算，发现采用均匀过渡 结构可降低压力损失，气流径向分布也好，几乎不产生旋涡，但制造较困难【l 。2 0 0 2 年，武汉理工大学的谭笛利用a n s y s 软件建立了催化器的稳态流动数学模型，研究了 各种结构因素对催化器的压力损失和速度径向分布的影响；分析了扩张角、载体长度和 收缩管对流动特性的影响 1 ”，但并没有提出具有可行性的改善方案。 绪论 三亘 一 ( a ) 常规平端面载体 ( b ) 球形端面载体 幽i 4 常规平端面、球形立；| l j 血蛾体 图1 5 平滑扩张管 综观国内外所取得的研究成果可以看出，对车用催化转化器内部气体流动规律的研 究虽已取得了一些成绩，但对气流径向分布的改善程度比较有限，且其中也存在一些相 互矛盾的实验结论，还有作进一步研究的必要和空间。对催化转化器的结构进行优化设 计，尤其是影响因素最多的扩张段结构的优化设计，是未来对车用催化转化器研究的趋 势与方向，是降低催化器体积与造价，提高其经济性与技术性的关键环节。 1 3 本文的主要工作 本文所做的工作主要有以下4 部分内容： ( 1 ) 数值模拟建立了催化转化器流场的数学模型，并利用a n s y s 软件中的 f l o t r a nc f d 单元进行了数值模拟，通过其后处理功能绘制出不同扩张段结构型式的 气流径向分布曲线图，初步分析了锥形端面载体对流速分布特性的影响。 ( 2 ) 试验研究设计了可拆装式催化转化器，搭建了等温、稳定、轴对称的流动 试验装置。分别测量了与数值模拟中外部结构尺寸、边界条件相一致时气体流经载体内 的速度大小，并绘制出气流径向分布曲线图。 ( 3 ) 优化分析针对模拟结果，通过定义流量分担率、流动均匀性指数的概念， 将气流分布的直观模拟转化为定量讨论，对影响催化转化器内气流分布的各种因素，包 括扩张半角、扩张管型式、载体端面型式、锥形端面端头直径、载体位置、匹配关系及 入口速度等进行了具体分析，指出了能够有效改善气流分布均匀性的扩张段结构型式。 ( 4 ) 其他影响本文就扩张段结构的优化是否会对催化转化器的其它特性带来负 面影响及其程度作了具体的理论论证与模拟分析，充分说明了文中提出的改善载体内气 体流速径囱分布均匀性的措施是可行的，它同时可以成为改善催化转化器其他性能的基 础。 东北转业火学硕士学位论文 2 车用催化器扩张段结构对流速分布影响的数值模拟 在计算机技术和计算流体力学( c f d 快速发展的今天，许多大型商用流体力学软 件已进入实用阶段，利用数值模拟的方法研究流动特性已经成为催化转化器结构优化设 计的主流，其模拟结果具有较强的指导意义【i8 1 。由于催化转化器内部气流分布的试验研 究不具备可视化能力，所提供给研究者的信息非常有限，难以满足催化转化器优化设计 的要求，且耗费的精力、人力和物力颇多，所以我们首先利用数值模拟的方法对流速分 布特性进行研究。 2 1 催化器流场数学模型 在建立气流数学模型时，有以下假定条件成立： ( 1 ) 催化转化器内为单相稳态牛顿流： ( 2 ) 由于马赫数小于0 2 ，气流膨胀程度很小，可近似按不可压缩流体处理： ( 3 ) 气体在催化转化器自由空间区域内的宏观流动，其雷诺数远远大于极限雷诺 数r e 。( 2 3 0 0 ) ，可判定为紊流流动；而对于载体内的微观流动，由于蜂窝载体由若干个 大小相同、且尺寸微小的方形管道组成，气流的雷诺数范围一般在1 0 r e 1 0 0 0 ，可 近似认为是充分发展了的层流； ( 4 ) 气体在催化转化器内做定常的轴对称流动，将气流简化为由对称轴z 和半径， 构成的平面上的平面流【1 9 】； ( 5 ) 催化转化器的载体孔道为均匀分布在横截面上的轴向管道，即采用单通道模 型t 2 0 , 2 1 】： ( 6 ) 在不考虑化学反应的情况下预测催化转化器内的气流速度，其精度与存在化 学反应的实际流动偏差在1 0 以内，气流整体分布趋势相同 7 , 2 2 1 。故本模拟简化催化器 内的流动为绝热、无化学反应流。 根据车用催化转化器的结构和气体流动特性，可以将其内部整个区域中的流动分为 在自由空间区域中的流动与在载体区域中的流动两部分。气体在这两种不同区域中流动 的力学模型与基本方程都是不相同的，而且某些流动参量在这两种不同区域的分界面上 是不连续的，如在不同区域中对不同的基本方程组分别进行分析与求解，当边界条件不 能准确给出时就会使计算结果产生较大的误差【2 3 1 。本文采用将催化转化器中的两种不 同区域台在一起作为一个统一流场进行统一处理的方法。首先，为了了解两种区域的不 同流动特性以进行分析比较，将分别建立两种不同区域的数学模型。并说明同时适用于 两种区域的统一基本方程组的参数选择条件；然后，在包含两种不同区域的催化转化器 统一流场中，对统一的基本方程组进行统一求解与数值计算。用统一流场的方法进行处 理，优点在于可以避免分区域处理方法中人为给出边界条件的误差，以提高计算结果的 合理性与精确度。 2 车用催化器扩张段害卉构对流速分布影响的数值模拟 2 1 1 自由流动区域数学模型 ( 1 ) 气流控制方程对稳念不可压流动，有以下雷诺平均的质量、动量守恒方程 2 4 , 2 5 ： ( p 矿，) = 0 ( 2 1 ) u x 兰( _ + 。) = 一罢 ， ( 2 - 2 ) o xm 式中：、y ，f 、，方向的速度； x 、x ，f 、_ ，方向的位移： s ，源项，这里表示催化器载体阻力： f 。粘性应力，对于牛顿流体有： 矿z 盯扣豢w 1 ， 式中：“粘性系数： 毛k r o n e k e r 函数； f 由湍流脉动引起的雷诺应力张量，r = 一石矿刀； j 。应变率张量，由式( 2 4 ) 给出： 铲吉c 豢+ 豢， 弦。， ( 2 ) 湍流模型根据有关的基本物理原理可以推导出描述其运动状态的微分方程 ( 2 1 ) ( 2 4 ) ，由于方程个数小于变量个数，不能直接求解，因而需要添加一些假设 的各变量之间的关系，即湍流模型。通过各湍流模型的模拟结果比较，标准一s 模型 的模拟结果在整体上最接近于实测值，一般能够提供流体的真实情况【2 6 1 ，因此在其后模 拟中，我们均采用此湍流模型。 湍流模型采用标准的k s 模型计算雷诺应力来封闭上述气流控制方程f 2 刀： f = 2 u ，一詈肚磊 ( 2 - 5 ) 式中：肼湍流粘性系数，由式( 2 - 6 ) 给出： 脚：心。笠 ( 2 6 ) 式中：湍流动能，七= 去研，满足方程： p 嬖+ p y ，婺：晏【( + 丝) i a k 】+ 瓯 ( 2 _ 7 ) p 瓦+ p 7 ，瓦3 瓦k ”蒉瓦h 瓯 旺一 式中： s k = 只一d 。， 其中 东北林业大学硕= 匕学位论文 只卅等为生成项 d = p 6 为耗散项。 s 湍流耗散率，s ：u 掣篡，满足方程【2 7 】： 织女出女 p 祟+ 彬要= 善 ( + 丝) 娄】+ s 。 ( 2 _ 8 ) p 百+ 彬瓦2 瓦+ 卫o e 瓦】+ s e 2 8 式中： s 。= 只一d 。，其中 只吒秘等为生飙 眈= c e 2 , o 等为耗散项。 对于标准的七一s 模型，有c 。f = 1 4 4 ，c 。2 = 1 9 2 ，c j ，= 0 0 9 ，吼= 1 0 ，口。= 1 3 。 2 1 2 载体区域数学模型 蜂窝陶瓷载体采用整体式结构，具有大小相同的方形、纵向连续不受阻挡的流动通 道，每一通道皆贯通整个支持体，其直径远远小于载体的直径。在催化床中充满着许多 微小颗粒的固体物质( 催化剂颗粒和惰性填料颗粒) ，当尾气流经载体时，就在这些大量 密集着微小颗粒的微小孔隙中流动，流动情况非常复杂，如要对其进行仔细研究是相当 困难的。但在实际的工程应用中，我们并不关心每个微小孔隙中流体的详细流动情况， 而只关心流体在载体内宏观的流动特性诸如速度、压力、温度和密度等参量的分布规 律。因此，载体可被看作是由固体物质组成的骨架和由骨架分隔成的大量密集成群的微 小孔隙所构成的物质，即多孔介质来进行模拟【2 9 】。 在多孔介质中，由于一部分空间被固体物质所占有，因此在某一空间区域中，其空 间体积与其中的孔隙体积是不相同的，定义孔隙体积与空间体积之比为多孔介质的体孔 隙率：同样。可定义孔隙截面积与相应的空间截面积之比为多孔介质的面孔隙率。在均 匀的多孔介质中体孔隙率与面孔隙率的分布都是均匀并相等的，统称为孔隙率。由于 载体具有的为相互连通的孔隙，所以这里仅指有效孔隙率，它是描述多孔介质的重要参 数，对流体的运动有很大影响。 ( 1 ) 连续性方程 3 0 , 3 1 根据质量守恒原理，单位时间控制体内流体质量增加量等 于净流入控制体的质量多孔介质中流动的连续性方程一般可写成 挈+ v r p n 矿j ：0 ( 2 _ 9 ) 西 式中： v 流体的速度。 2 币用 l ! 化器扩张段结构对流速布影响的数值模拟 p 流体的密度： 1 7 多孔介质的孔隙率。 对于不可压缩流体，通过均匀分布的多孔介质，p 与疗均为常数，其连续性方程可 以简化为 v v = 0 ( 2 1 0 ) 此方程与不含多孔介质情况下的不可压缩流体流动连续性方程的形式是相同的。它 可以适用于统一流场中的两种不同区域，在自由空剧区域中，月的值可取为1 ，而在多 孔介质区域中，则将其取为该多孔介质的孔隙率n 。 ( 2 ) 运动方程 2 9 , 3 2 】根据动量定理，单位h z i - i b j 控制体内流体动量的变化率等于作 用于控制体内流体上的合外力加上单位时间内通过控制面净流入的流体动量，流体在多 孔介质中流动的运动方程一般可写成 掣+ ( y v ) v ：厂一l y e + i v 一厶 ( 2 1 1 ) o t 口 式中：p 流体的压力： ，兀，厶单位质量流体所受到的质量力、粘性力与渗透阻力。 压力项与流体压力在空间中的分布规律有关，其意义与一般流体力学中所述相同。 质量力项是单位质量流体所受到的重力，对于气体而言，往往可忽略不计。粘性力项表 示流体微团之间因相对运动而引起的流体内部摩擦力，其表示式可写成 ，1 兀= 丝【v 2 v + 三v ( v 矿) 】 ( 2 - 1 2 ) dj 式中：以流体的有效粘度，它取决于气体的流动区域和流动状况。 粘性力与流场中速度大小及分布情况有关，它具有与对流项相类似的情况，即流体 在多孔介质中流动时，在大多数情况下，尤其是在孔隙率较小、流场速度分布比较均匀 的情况下，粘性力比渗透阻力要小得多，此时的粘性力可忽略不计；但当孔隙率较大、 流场速度分布不均匀时，则需要考虑粘性力，可近似作非多孔介质处理。当气体在自由 空间区域中作湍流流动时，其有效粘度从带入流体粘性系数和湍流粘性系数所之和 即可。 渗透阻力是多孔介质所特有的，表示多孔介质中微小颗粒的固体物质对流体的作用 力，由d a r c y 定律导出。 a 【， 0 = 觑竺二- ( 2 - 1 3 ) 一 式中：q 单位时间内流过截面积为a 的管道的流量； 该管道中相距为工的两截面上的水头之差； 足渗透系数，描述多孔介质输送流体的能力，量纲为l t ，由式( 2 1 4 ) 给 出： k ：k p g ( 2 1 4 ) “ 东北林业大学硕士学位论文 式中：p 流体密度： 卫重力加速度； 流体粘性系数： 七多孔介质的渗透率或内在渗透率，是描述多孔介质性质的一个关键参数。 定义为单位压差下，单位粘度的流体经过单位体积的多孔介质孔隙时的流速。它表征在 外加压力梯度的作用下一种流体通过多孔介质的难易程度，量纲为l 2 ，经k o z e n y c a r m a n 公式确定： = c 。石丽n 3 萨 2 一1 5 ) 式中： m 。颗粒的比表面积( l - 1 ) ； n 多孔介质孔隙率； c 。系数，c a r m a n 建议取1 5 。 在各向同性的多i l 介质中，渗透系数彪与渗透率女均为常数，不随时间变化。 2 2 数值求解 本文采用a n s y s 有限元分析软件中的f l o t r a nc f d 单元对流体进行数值模 拟，分析催化器载体内部的气流分布特性。有限单元法的基本思想是将连续的结构离散 成有限个单元，并在每一单元中设立有限个节点，将连续体看作是只在节点处相连接的 一组单元的集合体；同时选定场函数的节点值作为基本未知量，并在每一单元中假设一 近似插值函数以表示单元中场函数的分布规律；进而利用力学中的某些变分原理去建立 用以求解节点未知量的有限元法方程，从而将一个连续域中的无限自由度问题转化为离 散域中的有限自由度问题。 一经求解就可以利用解得的节点值和设定的插值函数确定单元上以至整个集合体 上的场函数。利用有限单元法求解流体动力学问题的基本流程由图2 i 给出。 2 2 1 实常数的设置 如前述气流已简化为由对称轴z 和半径r 构成的平面上的平面流，所以模拟将采用 f l u i d l 4 1 单元来进行二维分析。催化转化器内气体流动的自由流动区域和载体流动区 域，将通过设置不同的实常数加以区分。a n s y s 中对于多孔介质的主要设定参数为c ( p e r m e a b i l i t y ) ，其含义为多孔介质渗透率的倒数，量纲为l 。将表2 1 中载体的性能 参数值代入公式( 2 15 ) ，即可计算得蜂窝载体的c 值为9 5 6 4 e + 0 6m ，而将孔隙率 ”= 1 代入即得自由流动区域的c 值为0 。根据德国布拉修斯紊流光滑区经验公式 五：訾 ( 2 _ 1 6 ) 五2 面万 o 可确定自由流动区域的边壁摩擦参数a = o 3 1 6 4 ，b = o 2 5 ，它在r e 5 0 。时，渐扩管与突然扩大管的局部水头损失系数相近。 ( 4 ) 渐缩管 圆锥形渐缩管的形状由面积比n = a ：a 。和收缩角口这两个几何参数 确定，其局部水头损失系数可由图5 1 查得。 由以上对各式的分析可以看出：扩张及收缩管处的局部损失与扩张及收缩前后的形 状、面积和角度的大小有关，且与影响气流径向分布均匀性的因素及改善方向是一致 的，所以利用载体端面造型来均匀气流的径向分布，并不会对其产生负面影响，相反还 可以减少由于催化器扩张及收缩所引起的局部损失。 0 0 5 0 0 4 o 0 3 0 0 2 0 0 1 0 ， ， 0 s瓜 a 2 ， 1 。彳。 氙 么么多 ， 上盘一 一 020*40* 6 0 * 扩张角口 图5 1 渐缩管局部阻力系数随扩张角口的变化 5 1 3 载体通道内沿程损失 由于载体管道内的气流为充分发展了的层流，所以依据h a g e n p o i s e u i l l e 方程，沿 程压力损失1 4 0 】可表示为 印= c r ，r 。 ( 5 - 7 ) 式中：c 在不考虑气流特性对压力损失的影响时为一常数，c = c 幻。，其中 c 与管道形状以及气流摩擦有关的常数： “气流粘性系数( p a s ) ； q 。，整个载体的体积流量率( m s s ) 。 r ，载体的整体阻力，与载体外部结构尺寸有关，r 。= i 熹l ，其中 l i 上载体长度( m ) i f 载体的横截面面积( m 2 ) 。 1 足载体的管道阻力，与载体管道结构相关，r2 | 高l ，其中 载体孔密度( 孔数载体的横截面面积) ( 孔m 2 ) ： d 。载体管道的水力半径( m ) 。 ( 1 ) 整体阻力载体长度与横截面面积f 之比构成了整体阻力的影响因素。当 与f 相互独立时，整体阻力r ，可简单表示成 r 。= c l d 2 式中：c 常数； d 载体的当量直径( m ) 。 ( 5 8 ) 擞矮r斑特暇 ：譬丝里耋塑苎丝堑堡墼丝堕坌堑 在这种条件下，压力损失与载体的长度成正比，而与载体当量直径的平方成反比。 当保持载体的体积v 不变，三与，有下述关系 v = f l( 5 - 9 ) 因此有 r = c2 矿d ?( 5 1 0 ) r ：l 2 v( 5 1 1 ) 可以看出：当载体体积为常数时，压力损失与载体当量直径的4 次方成反比，与载 体长度的平方成正比。所以为了减小载体的整体阻力，设计时应减小其长度。加大当量 直径。但增加载体当量直径的同时，会同时增大催化器的扩张半角或整体长度，因此要 全面均衡考虑。 对于本文所研究的端面造型载体，有 r ，= r l + r ，2 ( 5 - 1 2 ) 式中：r ，造型部分的整体阻力( p a ) ，表示成 r “= 旧筹办| ：孚 海 式中：d 雒形端面的顶角或抛物线形端面的中心角( 。) 尺载体半径( m ) ： r ，：未造型部分的整体阻力( p a ) ，表示成 r 1 2 = ( 5 1 4 ) 式中：三载体的总长度( m ) 。 从而( 5 - 1 2 ) 式可进一步表示成： 耻地：= 引= 蚓 ( 5 _ 1 5 ) 这说明在载体直径和总长度不变的条件下，载体的端面造型，对载体的整体阻力没 有影响。 ( 2 ) 管道阻力 图5 - 2 为载体的方形管道示意图，管道水力直径d 可以近似认 为是重复尺度，与载体壁厚f 的差值，将管道阻力表示为 = 十= 。删u 一矿 ( 5 1 6 ) 当载体的强度用重复尺度与壁厚的比值( 1 t ) 表示时，上式说明若保持载体的强度不 壁丌上拼 ：一= ：= ：圣! ! 些垡堡圭塑耋圣圣：一= ：一= = ：= ： 变，管道阻力与孔密度成正比，即在保证载体强度的同时，应适当减小孑l 的密度，来 减小管道阻力。可见，管道阻力是由载体内部特性决定的，与它的外部结构无关，所以 将载体端面进行造型后，对其不会产生影响。 5 1 4 载体内局部损失 j ljl 3 口 鐾厚 ii _ j _ l 图5 - 2 载体方形管道结构示意图 由于载体的有效流通面积小于其几何横截面面积，所以气流在进入载体时必然要有 一个突然收缩的过程；同样的，流出载体时，要有一个突然扩张的过程。这样势必会造 成气流在载体管道入口和出口处的局部压力损失。对于截面突变的局部压力损失系数一 般都用截面比作为参数进行计算：而对蜂窝结构的载体，可以用孔隙率代替截面比作为 参变量来估算载体管道入口和出口处的局部压力损失。事实上，对同一种孔隙率的载体 而言，无论端面是否造型，其截面比都是不变的：并且，在载体前后的收缩和扩张所造 成的局部压力损失只占载体沿程压力损失的5 左右，相对较小，通常可不予以考虑 5 1 5 压力损失的数值模拟 以上从理论上说明了载体端面造型不会增加催化转化器的压力损失，反而会由于气 流径向分布的更为均匀而使其减小。下面运用数值模拟分析方法具体计算载体端面造型 与压力损失的关系及相互的影响程度。图5 3 所示为将载体前端面固定于工作段的起始 位置，半角3 0 。的扩张管分别匹配常规平端面载体、顶角为9 0 0 的锥形端面载体( 端头 直径中2 0 m m ) ；增强型扩张管分别匹配常规平端面载体、顶角为9 0 。的锥形端面载体 ( 端头直径中2 0 m m ) 等四种不同结构型式的催化器，入口速度为5 3 m s 时轴向压力变 化曲线图，表5 1 是此时的催化器整体轴向压力损失值，即入口处与出口处的压力差。 从图及表中可以看出，常规型式催化转化器的压力损失最大，增强型扩张管和载体的端 面造型都会不同程度的减小压力损失，而将两种改善型式进行匹配，减小压力损失的效 果最为明显，达到了o 5 5 k p a ，相当于为常规型式催化转化器减少了3 4 的压力损失； 同时还可发现，流动越均匀的结构型式，对于降低排气背压效果越好。所以本文提出朐 改善催化器载体内部气流径向分布的技术措施是可行的，与常规催化器相比，它可降低 排气背压，提高整车的动力性及经济性。 5 结构凼索对其他特性的影响分析 辅向距离l ( m ) 图5 - 3 不同结构型式催化器轴向压力变化曲线 表5 - 3 不同结构型式催化器轴向压力损失 催化器的结构型式 轴向压力损失( k p a ) 3 0 。半角扩张管、常规平端面载体 增强型扩张管、常规平端面载体 3 0 0 半角扩张管、9 0 。锥形端砥载体 增强型扩张管、9 0 0 锥形端面载体 1 6 0 2 9 1 3 2 6 4 1 1 0 7 5 1 0 5 4 3 5 2 对催化转化器升温特性的影响分析 催化转化器升温特性显示：载体前端中心区域温度最高，周边和后端温度逐渐变 低；随着时间的推移，高温区逐渐扩大并向后移。这是由于载体中心区域排气流速高， 对流换热量大，反应剧烈，载体前端中心温度迅速升高：而周边排气流速低，对流换热 量小，载体周边温度低；由于在载体前端发生了对流换热，到后端时排气