李小華， 程靜峰, 仇 滔， 岳廣照

(1. 江蘇大學 汽車與交通工程學院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013； 2. 北京工業(yè)大學 環(huán)境與能源工程學院， 北京 100124； 3. 北京理工大學 機械與車輛學院， 北京 100081)

柴油機因具有輸出功率大、燃燒效率高、燃油經(jīng)濟型好等優(yōu)點，受到廣泛關(guān)注[1].然而柴油機的顆粒物(PM)排放是同等排量汽油機的30～80倍[2]，極大危害了環(huán)境，因而研究如何降低柴油機PM排放具有重要意義.柴油機顆粒捕集器(DPF)是全球公認的最有效的減少柴油發(fā)動機微粒排放的后處理裝置，其捕集效率超過90%[3-4]，可以極大地降低柴油機的PM排放.常用的DPF通過將排氣中的顆粒物捕集在過濾器壁面上來清除顆粒[5].但使用過程中顆粒物的不斷累積會導致排氣溫度積聚，陡峭的溫度梯度容易造成熱應力失效，破壞DPF結(jié)構(gòu)[6].已知DPF的結(jié)構(gòu)參數(shù)會引起內(nèi)部溫度場變化[7]，同時，加載過程所處的工況環(huán)境以及顆粒物沉積量對內(nèi)部的溫度分布有重要影響，通過對DPF內(nèi)部溫度場的變化規(guī)律進行探究，可以最終達到優(yōu)化溫度分布、降低熱應力極值的目的.目前，DPF溫度特性的研究主要集中于再生過程，對加載過程的研究較少，且DPF溫度模型研究主要集中于固體導熱方法[8-9]，關(guān)于氣體與固體之間的對流傳熱方法研究較少.費騰等[10]建立了DPF的三維仿真模型，分析了再生條件下DPF載體內(nèi)溫度梯度的分布.文獻[8]基于一維進出口通道之間的二維離散化建立了蜂窩壁流式DPF的傳熱模型，并將該模型應用于具有高熱導率載體的設計與分析中.文獻[9]采用準一維模型研究了直徑、長度和孔密度對穩(wěn)態(tài)條件下再生過程中DPF最高溫度的影響.

文中基于上述研究成果，采用有限元原理建立基于瞬態(tài)工況對流傳熱方法的DPF軸向溫度計算模型，分析來流流量、載體目數(shù)(CPSI)、載體長度、顆粒物沉積量對DPF軸向溫度的影響規(guī)律，在保證結(jié)果準確度較高的前提下提高運算速度，從而為優(yōu)化DPF結(jié)構(gòu)，降低DPF熱損壞風險，延長DPF使用壽命，進一步深入研究DPF工作特性提供參考.

1 模型假設及建立

1.1 模型假設

① 忽略孔道間形狀及流體流動的不一致性[11].② 忽略氣體分子間的相互作用，將DPF內(nèi)氣體認為是理想氣體[12].③ 忽略DPF孔道內(nèi)部的熱傳導，忽略與外部環(huán)境的熱交換[13].④ 忽略DPF內(nèi)部氧化反應放熱過程，將DPF簡化為無源的物理捕集器.⑤ 忽略顆粒物在DPF孔道內(nèi)沉積的不一致性，認為顆粒物在孔道內(nèi)均勻分布[11].

1.2 DPF溫度分析建模

1.2.1DPF軸向氣體溫度建模

DPF為前后交替封堵的孔道結(jié)構(gòu)[14]，氣流流入DPF孔道時，除了沿孔道軸向運動，還經(jīng)四周壁面向相鄰孔道滲透.由于單個DPF孔道的尺寸較小，軸向距離遠大于徑向距離，因此氣流在DPF內(nèi)部的流動可視為一維管道流動.排氣由DPF入口向出口的流動過程使得DPF軸向呈現(xiàn)連續(xù)的熱量傳遞過程，然而不同軸向位置在不同時刻又保持相對獨立的溫度分布，整個溫度傳遞過程符合有限元方法的基本原理，因此文中利用有限元方法建立DPF軸向溫度模型.

將DPF沿軸向均勻切分為9個片區(qū)，分層結(jié)構(gòu)圖如圖1所示，單個孔道結(jié)構(gòu)圖如圖2所示.其中空白處為孔道氣體流通面積區(qū)域，用Ag表示，陰影為固體橫截面區(qū)域，用Aw表示.

圖1 DPF軸向分層結(jié)構(gòu)圖

圖2 單個孔道結(jié)構(gòu)圖

氣體流動過程中氣體溫度隨移動距離變化，孔道內(nèi)氣體溫度求解公式[15]如下：

(1)

式中：Tg表示DPF孔道內(nèi)氣體溫度，K；x表示片區(qū)長度，m；h表示氣體與載體之間的對流傳熱系數(shù)，W·(m2·K)-1；C表示單個孔道橫截面周長，m；ρg表示氣體密度，kg·m-3；Ag表示單個孔道內(nèi)氣體流通橫截面積，m2；cp,g表示氣體定壓比熱容，kJ·(kg·K)-1；v表示氣體流速，m·s-1；Tw表示載體溫度，K.

氣體溫度因?qū)α鱾鳠岫淖?，為得到同一時刻不同片區(qū)內(nèi)的氣體溫度，運用隱式歐拉法對式(1)進行空間離散，得到軸向各測點的氣體溫度方程如下：

(2)

1.2.2DPF載體溫度場建模

DPF內(nèi)部氣體損失內(nèi)能溫度逐漸降低，而DPF載體因為得到內(nèi)能導致溫度升高，且隨作用時間不同，氣體與載體之間的傳熱強度逐漸變化，DPF載體的溫度求解公式如下：

(3)

式中：ρw表示DPF載體密度，kg·m-3；Aw表示DPF單個孔道固體橫截面積，m2；cw表示DPF載體比熱容，kJ·(kg·K)-1.

為得到單一片區(qū)內(nèi)不同時刻的載體溫度，通過顯式歐拉法對式(3)進行時間離散，離散后載體溫度方程如下：

(4)

1.2.3對流傳熱系數(shù)計算

由于發(fā)動機在運行過程中工況變化范圍較廣，對應的排氣流量，排氣溫度大幅度變化，這些變化都將影響兩個求解方程中對流傳熱系數(shù)，因此需要對對流傳熱系數(shù)h進行推導求解.在流體力學中，通常用雷諾數(shù)Re表示流體運動狀態(tài)，將試驗工況的相關(guān)參數(shù)計算雷諾數(shù)，發(fā)現(xiàn)數(shù)值小于臨界雷諾數(shù)Rec=2 300，可以確定氣體在DPF內(nèi)部孔道的流動屬于層流狀態(tài).根據(jù)齊德-泰勒公式可知，在層流狀態(tài)下，努塞爾數(shù)Nu用式(5)表示，對流傳熱系數(shù)h如式(6)所示.

(5)

(6)

式中：Nuf和Ref表示定性溫度下的努塞爾數(shù)和雷諾數(shù)，定性溫度為流體的平均溫度；l表示DPF各片區(qū)長度，m；d為特征長度，在此為孔道當量直徑，m；Pr為普朗特數(shù)；μ為動力黏度，kg·(m·s)-1，下標f和w分別表示流體平均溫度及壁面溫度；λ表示流體的導熱系數(shù)，W·(m·K)-1.

2 模擬仿真試驗

2.1 仿真模型

圖3為Simulink仿真模型結(jié)構(gòu)示意圖.模型進行計算時，氣體溫度求解方程和載體溫度求解方程均由入口向出口求解.各片區(qū)通過氣體溫度相連接，上一片區(qū)氣體出口溫度為下一個片區(qū)的氣體入口溫度.初始第一片區(qū)的氣體溫度為DPF入口處溫度傳感器采集到的溫度，初始載體溫度為環(huán)境溫度.

圖3 Simulink仿真模型結(jié)構(gòu)示意圖

2.2 模型驗證

為了保證模擬試驗的準確程度，需要對DPF溫度模型進行驗證.試驗選用的DPF結(jié)構(gòu)參數(shù)：載體材料為堇青石；目數(shù)200目；壁厚0.32 mm；直徑260 mm；長度270 mm；體積14.3 L.在DPF內(nèi)部中心軸等距布置9個溫度測點獲取內(nèi)部溫度，每個測點對應圖1中相應片區(qū)的中心點.選用的試驗工況為典型的加速和減速過程，具體的變化過程如下：從A25工況(1 213 r·min-1,330 N·m)升至B75工況(1 825 r·min-1,1 022 N·m)再降至A25工況，測試持續(xù)時間為500 s，初始碳煙量為0.

DPF溫度模擬值與試驗值對比如圖4所示.在溫度上升過程，DPF前端、中部及后端位置模擬值與試驗值吻合程度較高，最大誤差為8.1 K；在溫度下降過程，3個位置模擬值與試驗值吻合程度較差，溫度誤差在12.5 K左右，且集中于溫度下降初始階段，在溫度下降后期吻合性較好.從圖4中可以發(fā)現(xiàn)，計算值溫度下降速度要快于試驗值溫度下降速度，這是由于模型忽略了DPF載體自身的固體熱慣性，將DPF載體溫度的連續(xù)下降簡化為瞬時下降，縮短了溫度變化時間.由于在初始階段，氣體與載體溫差較大傳熱較強，載體降溫速率較大，因此僅在起始位置誤差較大，在后期誤差逐漸縮小.模擬值與試驗值基本吻合，最大數(shù)據(jù)誤差在10%以內(nèi)，認為建立的溫度模型能夠反映DPF溫度的實際情況.

圖4 DPF溫度模型計算值與試驗值對比

3 試驗結(jié)果分析

采用仿真模型研究各個因素對DPF軸向溫度的影響規(guī)律.仿真可變參數(shù)為：流量173～1 072 kg·h-1；載體孔目數(shù)100～300目；載體長度270～360 mm；顆粒物沉積量1～8 g·L-1.通過分析相關(guān)表征參數(shù)，得到DPF載體溫度特性的評價.將模型的9個片區(qū)編號為1#-9#，入口端為1#，出口端為9#，定義1#與9#達到相同溫度之間的最大遲滯時間為tmax.軸向相鄰片區(qū)之間溫度差與間距的商為軸向溫度梯度，用(dT/dx)i-j表示，其中i表示前一片區(qū)編號，j表示后一片區(qū)編號.圖5顯示了DPF軸向各區(qū)域溫度梯度變化.由圖5可知，(dT/dx)1-2的軸向溫度梯度曲線最高，可推斷，DPF載體因熱沖擊造成結(jié)構(gòu)破壞多發(fā)生于入口處，此結(jié)論與費騰等[10]研究較為一致，因此文中取tmax、(dT/dx)1-2進行溫度特性分析.由于載體升溫過程和降溫過程原理類似，且升溫過程的最大溫度梯度高于降溫過程，為降低測試點密度，增強圖表可讀性，后續(xù)試驗僅探究升溫過程載體的溫度特性.

圖5 DPF軸向各區(qū)域溫度梯度

3.1 流量對DPF載體溫度特性的影響

在來流流量分別為173、371、587、813和1 072 kg·h-1，入口溫度從438 K升至677 K，初始碳煙量為0條件下，模擬DPF加熱過程.不同流量下載體溫度和升溫速率的變化情況如圖6所示.由圖6a可知，來流流量由173 kg·h-1增加至1 072 kg·h-1，9#溫度-時間曲線逐漸向前推移，tmax由41 s降低至14 s且下降速率逐漸減小.這是因為載體溫度升高來自于排氣的熱量傳遞，在排氣進入載體的初始時刻，排氣與載體的溫差達到最大，對流傳熱最強，載體升溫速率最大；隨著載體溫度升高，排氣與載體之間溫差降低，對流傳熱減弱，載體升溫速率逐漸減少，當排氣與載體溫度相等時，對流傳熱近似為0，升溫速率趨近于0，導致載體的溫度-時間曲線為一條持續(xù)上升且上升速率逐漸減少的曲線.排氣從入口至出口的沿程不斷發(fā)生熱交換，到達出口時與載體溫差達到最低，對流傳熱最弱，升溫速率最低，載體入口和出口雖然在同一起始點開始升溫，但是入口升溫速率大于出口，導致升溫曲線存在滯后.然而，流量的增加只能加快載體升溫，無法改變載體入口先受熱升溫，后端再受熱升溫的整體順序，即增大流量并不能使載體各部分同步升溫，必然存在遲滯時間和軸向溫度梯度.因此當流量持續(xù)增加，tmax的下降速率不斷減小并向0趨近.由圖6b可知，在第50 s時，9#的升溫速率隨來流流量增加而增加，這是由于來流流量增加導致氣體流速加快，對流傳熱增強，載體升溫速率增加；在第100 s至150 s內(nèi)，9#的升溫速率隨流量的增加而減小，原因是前期載體溫度快速上升導致溫差降低，對流傳熱減弱，升溫速率減少；在第200 s之后，9#的升溫速率達到近似相等的水平并漸趨近于0，這是因為載體完成整體的升溫過程，與氣體溫差進一步降低，對流傳熱持續(xù)減弱并最終趨于0.

圖6 不同流量下溫度及升溫速率隨時間的變化

不同流量下載體入口處溫度梯度變化如圖7所示.由圖7可知，(dT/dx)1-2曲線在升溫初始時刻迅速上升，在第44 s附近達到最高點，之后以較快的速度下降，且隨時間增加下降速率逐漸減少，靠近350 s時趨近于0.這是因為在升溫初始時刻，載體入口受到高溫排氣直接熱沖擊，氣體與載體之間的強烈溫差使得對流傳熱顯著增強，載體入口升溫迅速，后續(xù)載體沒有直接遭受高溫沖擊，對流傳熱相對溫和，升溫速率較慢，導致入口載體和后續(xù)載體在初始時刻形成較大溫度梯度.隨著時間增加，入口載體與氣體溫差減小，對流傳熱減弱，后續(xù)載體對流傳熱增強，溫度升高且升溫速率增加，軸向溫差減小，導致溫度梯度逐漸降低并趨向于0.來流流量為173、371、587、813和1 072 kg·h-1時，(dT/dx)1-2極值分別為1 449.62、1 082.29、875.94、740.75和635.00 K·m-1，最大降幅達到56.2%.隨來流流量增加，(dT/dx)1-2極值降低且下降速率不斷減少，持續(xù)時間減少，上述結(jié)論與孟忠偉等[16]的研究較為一致，根據(jù)研究顯示，流量增加使得載體溫度梯度呈下井趨勢，有助于載體傳熱.這是由于增加流量加速了載體孔道內(nèi)氣體流動，對后續(xù)載體對流傳熱的增強作用尤為顯著，使載體升溫加速，降低溫度梯度，減少溫度梯度的持續(xù)時間.通過研究不同流量對DPF溫度特性的影響可知，流量增加提高了氣體的流速，增加了熱量的基數(shù)，從而加劇了對流傳熱，導致載體在更快的升溫速率下完成升溫過程.因此在實際應用中應選擇合理的排氣流量，盡可能降低DPF升溫的遲滯時間，從而加速整個載體的升溫過程使DPF盡快達到熱平衡狀態(tài)，減小DPF受到的熱應力沖擊，改善后處理系統(tǒng)可靠性.

圖7 不同流量下溫度梯度隨時間變化

3.2 孔目數(shù)對DPF載體溫度特性的影響

設定DPF孔目數(shù)分別為100、150、200、250和300目，排氣流量恒為173 kg·h-1，模擬DPF加熱過程，如圖8所示.由圖8a上圖可知，孔目數(shù)由100增加至300目,tmax由52 s降低至32 s，遲滯時間線性降低.這是因為孔目數(shù)增加使得載體的過濾面積成倍增加，同等加熱條件下載體更容易快速升溫，傳熱性能線性增強，加速升溫過程.由圖8b可知，在第50 s時，300目DPF載體升溫速率最高，100目載體升溫速率最低，升溫速率隨孔目數(shù)增加而增加；在第100 s至第250 s范圍內(nèi)，升溫速率變化規(guī)律相反，孔目數(shù)越高，升溫速率越低；在第250 s之后各載體升溫速率差別較小.隨著時間增加，升溫速率隨孔目數(shù)變化由增加變?yōu)闇p少，這是由于孔目數(shù)較多的載體更早完成快速加熱過程，載體溫度已升至較高水平，此時孔目數(shù)較少的載體處于快速升溫階段，因此載體孔目數(shù)與升溫速率呈反向關(guān)系.在250 s之后，各載體溫度均達到較高水平，升溫速率相差不大.

不同孔目數(shù)下載體入口處溫度梯度變化如圖9所示.由圖9可知，隨著孔目數(shù)由100目增加至300目，(dT/dx)1-2極值分別為1 619.32、1 531.66、1 465.89、1 398.65和1 326.43 K·m-1，呈線性下降趨勢且持續(xù)時間減少.這是由于載體孔目數(shù)增加，過濾面積線性增加，相同時間有更多內(nèi)能由氣體傳遞至載體，加熱入口的同時更加快速地加熱后續(xù)載體，導致載體溫差減小，溫度梯度線性降低；同時傳熱加快也使溫度在更短時間內(nèi)達到相對穩(wěn)定，使溫度梯度持續(xù)時間減少.通過研究載體孔目數(shù)對DPF溫度特性的影響可知，增加孔目數(shù)有利于減少載體溫度梯度，加速載體傳熱，因此在實際應用中應該盡可能增加載體的孔目數(shù)或者增加單個孔道的孔徑尺寸，從而增加DPF氣體流通面積和傳熱效率，減小再生頻率，改善發(fā)動機燃油經(jīng)濟性.

圖8 不同孔目數(shù)下溫度及升溫速率隨時間變化

3.3 長度對DPF載體溫度特性的影響

在DPF長度分別為270、360、450、540和630 mm，排氣流量恒為173 kg·h-1，孔目數(shù)恒為200目條件下模擬DPF溫度變化，如圖10所示.由圖10a可知，載體長度由270 mm增加至630 mm，tmax由42 s線性增加至53 s，從局部放大圖上可更直觀地看到上述變化.原因是載體長度增加導致體積和總質(zhì)量增加，達到相同的目標溫度需要更多的內(nèi)能，軸向?qū)α鱾鳠釡p弱，且載體長度增加導致氣體流通距離變長，導致在氣體在孔道內(nèi)的遲滯時間線性增加.由圖10b可知，在第50 s時，升溫速率隨載體長度增加而減少；在第100 s至第200 s范圍內(nèi)，升溫速率隨載體長度增加而增加；在第250 s之后，各載體升溫速率基本相同.原因是在初始時刻，長度越長的載體擁有更長的片區(qū)長度及更大的片區(qū)質(zhì)量，同等傳熱條件下升溫幅度低于長度較小載體，因此在初始時刻升溫速率隨載體長度增加而減少；在第100 s至200 s范圍內(nèi)，長度較長的載體擁有更大的溫差和更快的傳熱速率，導致升溫速率趨勢相反；250 s之后各載體升溫速率放緩差異較小，此時主要受較小溫差影響.

不同長度下載體入口處溫度梯度變化如圖11所示.由圖11可知，隨載體長度增加，(dT/dx)1-2極值降低且下降速率逐漸減少，溫度梯度的持續(xù)時間變化較小.這一結(jié)果與孟忠偉等[17]研究結(jié)果相一致，根據(jù)研究顯示，增加載體長度有利于吸收溫度能量，使得載體內(nèi)部能量傳遞區(qū)域緩慢，降低溫度梯度.這是因為載體長度增加，體積和過濾面積相應增大，總質(zhì)量增加.載體前端在遭受熱沖擊時可將熱量分散在更大的接觸面積，降低與后續(xù)載體之間的溫差，降低溫度梯度.但增加載體長度與4.1節(jié)所述增加排氣流量相同，都無法改變載體先前端升溫再后端升溫的順序，無法達到載體各處同時升溫，因此(dT/dx)max的下降速率逐漸減少.當載體長度較長時，更低的傳熱速率避免較大的溫度梯度，同時也導致后續(xù)載體因長度增加而延長溫度梯度持續(xù)時間；當載體長度較短時，雖然遭受熱沖擊時溫度梯度急劇上升，但后續(xù)載體傳熱速度快，升溫速率高，縮短了溫度梯度的持續(xù)時間，因此載體長度對溫度梯度持續(xù)時間影響較小.通過研究載體長度對DPF溫度特性的影響可知，DPF的長度對溫度特性影響很大，因此在實際運用中，應當在空間布局合理的情況下選擇合適的DPF長度，從而減少載體的升溫速率，對減緩DPF入口熱沖擊破壞，延長使用壽命有很大作用，但增大的遲滯時間不利于控制策略的快速響應和反饋調(diào)節(jié).

圖11 不同長度下溫度梯度隨時間變化

3.4 顆粒物負載量對DPF載體溫度影響

不同顆粒物沉積量下載體溫度和升溫速率變化如圖12所示.

圖12 不同沉積量下溫度及升溫速率隨時間變化

由圖12a可知，當顆粒物沉積量分別為0、1.0、2.2、4.0和8.0 g·L-1時，tmax分別為42、44、47、51和56 s，整體的遲滯時間呈增加狀態(tài)，從右側(cè)放大圖上可以更加清晰地看出增加趨勢，說明顆粒物沉積量與前后端遲滯時間具有正相關(guān)性.由圖12b可知，在升溫初始時刻，隨負載量增加升溫速率減少；在100 s至200 s范圍內(nèi)升溫速率隨負載量增加而增加；在200 s后，各負載量下載體升溫速率近似相等.這是由于當負載量增加時，載體壁面碳煙層厚度增加且孔道尺寸發(fā)生變化，DPF壁面可通過性降低，壁面過濾速度總體降低，氣流流動受阻，對流傳熱減弱，最終導致遲滯時間增加.這個結(jié)論與S.BENSAID等[18]的研究較為一致.根據(jù)S.BENSAID等[18]以及M.A. MOKHRI等[19]的研究顯示，當DPF內(nèi)部碳載量增加時，DPF入口端和出口端的氣體滲流速度逐漸下降，中部區(qū)域的氣體滲流速度逐漸上升，沿DPF軸向滲流速度分布將變得更加平坦，但總體速度下降.由于模型中假設顆粒物在孔道中均勻平鋪，整體厚度較小，對氣體流動的阻礙作用有限，導致各負載量遲滯時間差異較小.

不同負載量下載體入口處溫度梯度變化如圖13所示.由圖可知，當顆粒物沉積量為0、1.0、2.2、4.0和8.0 g·L-1時，(dT/dx)1-2極值分別為1 465.88、1 478.62、1 493.24、1 521.16和1 621.21 K·m-1，呈指數(shù)型上升趨勢，且溫度梯度持續(xù)時間小幅上升.原因是顆粒物沉積量增加降低DPF壁面滲透率，延長了氣體在載體內(nèi)部的滯留時間，同時降低傳熱速率，使熱量在載體內(nèi)部出現(xiàn)積聚，引起溫度梯度上升.當顆粒物沉積達到極限，即孔道完全堵塞時，熱量將被限制在孔道內(nèi)無法向后續(xù)載體傳遞，溫度積聚在此時達到最強，溫度梯度在短時間內(nèi)會大幅度上升接近甚至超過載體可承受最大溫度梯度限值，因此(dT/dx)1-2極值隨著顆粒物沉積量的增加上升速率不斷增加.因而顆粒物沉積量對DPF溫度特性有很大影響，顆粒物的累積會明顯提高溫度梯度極值，增強內(nèi)部溫度積聚作用，造成DPF熱應力破壞隱患.在實際應用中，當DPF局部區(qū)域負載量較大時，會引起對應區(qū)域的溫度梯度增加，但對整體的壓降沒有太大影響，如果繼續(xù)負載直到壓降到達限值時進行再生操作，顆粒物阻塞的區(qū)域會在再生過程中產(chǎn)生陡峭的溫度梯度，在整體壓降滿足再生條件下造成熱應力破壞.因此，可根據(jù)模擬的試驗結(jié)果反向推斷出DPF的局部顆粒物沉積程度，進而制定更加準確的再生策略.

圖13 不同沉積量下溫度梯度隨時間變化

4 結(jié) 論

1) 提高來流流量，遲滯時間tmax和軸向溫度梯度極值下降且下降速率減少.增加入口流量能夠增強對流傳熱，大幅加速DPF的升溫過程，減小載體前后端升溫的遲滯時間和內(nèi)部的溫度梯度，但增加流量只能減緩DPF受到的熱沖擊，無法消除熱沖擊引起的溫度梯度和遲滯時間.

2) 增加載體孔目數(shù)，遲滯時間tmax和軸向溫度梯度極值均線性降低.增加DPF載體孔目數(shù)有助于加速載體升溫，促進溫度分布均勻，線性降低DPF前后端升溫遲滯時間和溫度梯度，對減小DPF再生頻率，延長DPF使用壽命有很大作用.

3) 增加載體長度，遲滯時間tmax線性增加，軸向溫度梯度極值降低且速率減少.DPF長度對DPF溫度特性影響較大，增加DPF長度有利于減小載體升溫速率，降低內(nèi)部的溫度梯度，減緩DPF入口熱沖擊破壞；但較小的升溫速率延長了遲滯時間，不利于使用過程中控制策略的快速響應和反饋調(diào)節(jié).

4) 增加顆粒物沉積載量，遲滯時間tmax上升，軸向溫度梯度極值呈指數(shù)上升.顆粒物沉積對DPF溫度特性有很大影響，顆粒物負載量增加對遲滯時間的影響較小，但會導致溫度梯度快速上升，增加DPF使用過程中熱損壞的風險；通過溫度特性可反應DPF局部區(qū)域的負載情況，進而反向推斷出DPF內(nèi)部顆粒物的沉積量，確定更加準確的再生時刻.