功率超聲對燃燒工質活性與反應路徑的調控特性

張世偉,劉亞亭,李 磊,史 程,邸立明,3

(1.鄭州旅游職業學院， 鄭州 451464；2.燕山大學 河北省特種運載裝備重點實驗室， 河北 秦皇島 066004；3.燕山大學 車輛與能源學院， 河北 秦皇島 066004)

0 引言

根據國際二氧化碳信息分析中心研究顯示，化石燃料燃燒是導致大氣中CO2升高的主要因素，而各類交通工具石油消耗量占總量一半。我國政府已經向世界鄭重承諾2060年實現碳中和，高效可靠的內燃機燃燒技術對此目標達成具有戰略意義。燃燒過程精細化控制是實現內燃機高效清潔燃燒的有效途徑[1-2]。HCCI(homogeneous charge compression ignition)作為燃燒精細化控制的內燃機先進代表技術之一，其點火時刻、燃燒速率因嚴格依賴缸內過程演化而控制困難[3]。稀薄燃燒、汽油缸內直噴、廢氣渦輪增壓及EGR(exhaust gas recirculation)等當前車用汽油機主流技術，均對點火性能與早期火焰發展提出了更高要求[4-6]。采用提升點火能量并結合分層燃燒技術，雖能在部分工況緩解上述問題，但會帶來成本提升并縮短火花塞壽命[7]。因此，提高著火可靠性并加速初期火焰的平穩傳播，是進一步提升先進汽油機燃燒品質面臨的難題，而工質活性與燃燒反應路徑調控技術是實現突破的關鍵。

多學科交叉是燃燒科學發展的重要驅動因素。目前，聲波激勵對NOx生成和火焰穩定性的影響研究多集中于工業燃燒器，其聲振頻率一般在1 kHz以下，主要研究聲強對流場、反應區、NOx還原和火焰穩定性的影響。Mohamed等[8]通過試驗研究了聲波頻率、后噴氣再燃和后噴氣量，對預混合丙烷燃燒過程中NOx和CO生成的影響。Deng等[9]通過對聲激勵下甲烷層流部分預混火焰的NOx排放研究表明，聲激勵引發的脈動燃燒使溫度分布更均勻，降低了反應峰值溫度，并能提升燃氣混合與反應速度，降低NOx排放，且不同聲學參數對NOx排放影響顯著[10]。沈國清等[11]研究表明100～400 Hz聲波對NOx降低效率較高，200 Hz時降幅可達16.35%。Astério等[12]同時應用氧增強燃燒和聲激勵技術，在減少污染物排放的同時提升了燃燒設備熱效率。

超聲波頻率高(≥20 kHz)、波長短、能量大且集中、穿透性強、傳播性好，其對化學反應的影響主要源于超聲機械作用和超聲空化效應。超聲高頻振動及輻射壓力可在氣、液流體媒介中形成定向攪拌與射流作用，因媒介具有對超聲能量的吸收及內摩擦損耗現象，可使連續超聲作用下的媒介聲場區域產生熱效應溫升。此外，超聲空化氣泡在崩潰瞬間會產生納微尺度的瞬態高溫、高壓、高強電場等極端環境，易導致媒介發生物理、化學、生物等復雜效應[13-14]。功率超聲在多行業的成功應用，已證明其具有微尺度混合加速、活化因子生成、反應溫和高效、過程量化可控的獨特優勢[15]。然而目前功率超聲介入著火燃燒過程的研究十分匱乏，其真實作用機制和聲化學影響機理尚不明確。通過將30 μm振幅的20 kHz功率超聲饋入汽油機缸內燃燒過程，開展工質活性與燃燒反應路徑的量化調控研究，以探尋并拓展聲波激勵在極端高速瞬變環境對燃燒過程的影響規律。

1 原機模型構建與試驗驗證

將具有表1所示的Honda WH125-6原機參數的化油器式供油系統，改造為歧管噴射式電控供油系統。對改造后原機開展2 000～6 000 r/min轉速間隔為500 r/min的外特性臺架試驗，選取3 000 r/min全負荷工況數據，以對標開展仿真模擬研究。

表1 Honda WH125-6主要技術參數

利用原機的結構參數和臺架試驗數據，構建完成一維性能仿真模型，最終優化得到原機的 3 000 r/min一維性能仿真和臺架試驗缸壓曲線，如圖1。最大相對誤差小于5%，一維性能仿真模型能為構建三維燃燒數值模擬模型，提供數據參考。利用激光掃描儀獲取原機相關部件特征的點云數據，通過逆向建模得到對應曲面模型，基于STL格式轉換導入三維燃燒數值模擬環境，其瞬態進氣溫度、壓力等邊界條件可從原機一維性能仿真模型直接獲取。最終對標優化后的原機 3 000 r/min三維燃燒數值模擬和臺架試驗缸壓曲線，如圖2。最大相對誤差在5%以內，所建原機三維燃燒數值模擬模型，可用于進一步改造實現功率超聲饋入燃燒室的多場耦合數值模擬研究。

圖1 原機一維性能仿真和臺架試驗的缸壓曲線

圖2 原機三維仿真與臺架試驗的缸壓曲線

2 聲源嵌入燃燒場的數值建模方法

2.1 聲源面動網格運動參數確定

超聲波是由聲源面高頻簡諧運動產生，其簡諧運動可由式(1)表示。利用CFD軟件的動網格功能，可近似實現超聲發射聲源面的振動模擬。

y=Asin(2πft)

(1)

式中:A為振幅；f為頻率；t為時間；y為時間t上的變化量。

獲取變化量y相對時間t的數據點(t,y)，并將時間t轉化為對應于3 000 r/min的曲軸轉角tCA，于是可得數據點(tCA,y)，其轉化關系如式(2)(3)所示。在數值模型中，分別設置聲源面邊界按不同超聲饋入方案的(tCA,y)坐標變化規律進行運動，即可實現在汽油機缸內燃燒循環模擬中，饋入對應功率超聲加載方案的目的。

(2)

(3)

式中:n為發動機轉速；TCA為相應頻率、轉速下曲軸轉角周期；T為時間t的周期；a為超聲開始饋入時對應曲軸轉角；tCA為轉化后對應曲軸轉角。

2.2 聲源嵌入燃燒場的數值模擬模型建立

在原機燃燒數值模擬模型中，添加超聲饋入聲源面結構特征，如圖3所示，并使聲源面中軸線穿過火花塞電極間隙中點。為能在缸內瞬變流場中準確捕捉超聲高頻輻射壓力波的傳遞過程，在一個波長內劃分出10個計算網格。將Mach CFL數設為3.5，每個超聲震動周期時間內輸出25個采樣點數據，并在缸內聲源面軸線方向等間距布置15個監測點，如圖4所示。采用正交體網格劃分燃燒數值模擬的計算域，其基礎網格尺寸為4 mm，對缸內計算域進行2級永久加密后的網格尺寸為1 mm，并對火花塞電極、進氣門座、噴油霧化等區域作相應加密處理，點火正時時刻計算域網格加密如圖5所示。此外，對缸內的速度和溫度進行梯度差自適應加密，并對進氣歧管只進行速度梯度差自適應加密。

圖3 聲源面位置

圖4 超聲饋入方向監測點

圖5 點火正時時刻網格計算域加密

燃燒模型采用SAGE詳細化學反應機理模型，燃料選用異辛烷IC8H18，并采用基于48種組分152個化學反應的PRF基礎參考燃料反應機理。其中，CO與HC生成量可由反應機理直接計算得出，而NOx與SOOT生成量分別采用Extended Zeldovich模型與Hiroyasu模型計算獲取，表2為全部計算模型。

表2 計算模型

3 數值模擬結果與分析

3.1 功率超聲對缸內過程參數的影響

采用30 μm振幅20 kHz功率超聲對模型聲源面動網格設定，S1方案饋入區間為134°CA BTDC(before top dead center，BTDC)～120°CA ATDC(14.1 ms)的汽油機壓縮、點火燃燒和膨脹作功過程，以便研究超聲饋入對缸內過程參數的影響。

圖6為3 000 r/min聲源面軸線方向的15個監測點壓力變化曲線。缸內各監測點均產生了連續周期性壓力波動，且隨著與聲源面距離的增加波動強度逐漸減弱，監測點10～15壓力波動不顯著，如圖6(b)所示。圖6(c)顯示監測點15在25°CA BTDC～24°CA BTDC出現較大壓力波動，這是由于點火提前角為25°CA BTDC，而監測點15設置在火花塞電極間隙中心，點火時刻的電火花激勵導致監測點15的壓力劇烈波動。同時，各監測點壓力、溫度波動周期與聲源面振動周期一致，但隨著與聲源面之間距離增加相位滯后越大。圖7所示監測點1的壓力波動周期與20 kHz聲源面振動周期均為0.9°CA(0.05 ms)，但其相位滯后聲源面0.15°CA(0.008 3 ms)。

圖6 監測點壓力變化曲線

圖7 聲源面和監測點1的壓力波動周期與相位

圖8為無超聲饋入和S1方案下缸內混合氣濃度λ、湍動能(TKE)的分布云圖，可知S1方案的功率超聲饋入對λ、TKE的缸內整體分布影響不顯著，但圖9(a)顯示S1方案相對無超聲饋入方案，TKE在TDC的提升高達3%。

圖8 無超聲饋入、S1方案下λ與TKE的分布云圖

S1方案相對無超聲饋入方案的缸內壓力、溫度及各監測點數據，在TDC之后增速明顯提升，其中缸內峰值壓力提升0.1 MPa，缸內峰值溫度提升53 K，分別如圖9(b)、9(c)所示。分析表明，采用30 μm振幅20 kHz功率超聲9.1 ms(134°CA BTDC～30°CA ATDC)持續饋入極端瞬態燃燒環境，能對缸內燃燒過程參數產生顯著影響。因兩方案的缸內壓力、溫度在0°CA TDC～30°CA ATDC的相對誤差大于0.1%，可重點針對此區間開展不同超聲饋入方案對燃燒過程的影響研究。此外，無超聲饋入方案在0°CA TDC和30°CA ATDC的已燃燃料質量分數分別為8.6%和98.9%，而S1方案在相同時刻分別為8.9%和99.2%，證明S1方案加速了燃燒進程，提升了燃燒反應速率。因兩方案在30°CA ATDC均接近燃燒完全，可近似認為此后饋入超聲對燃燒進程無明顯影響。

圖9 無超聲饋入、S1方案下缸內過程參量曲線

S2方案將134°CA BTDC～30°CA ATDC(9.1 ms)作為超聲饋入區間，可得S1與S2方案的缸內平均壓力對比曲線如圖10所示。兩者缸壓相對誤差全區間小于0.1%，且在120°CA ATDC排氣門打開時刻的SOOT、NOx、HC、CO等質量相對誤差也均小于3%，可得30°CA ATDC～120°CA ATDC的超聲饋入對有害排放物生成有持續影響，但因作用時間短、饋入能量不足而影響有限。

S3方案將134°CA BTDC～0°CA TDC作為超聲饋入區間，S4方案將0°CA TDC～30°CA ATDC作為超聲饋入區間，圖10為各方案模擬計算結果的缸壓曲線。其中，S1與S2方案因在134°CA BTDC～30°CA ATDC的超聲饋入區間相同而缸壓曲線重合，S3與S2方案缸壓變化趨近，S4與無超聲饋入方案缸壓變化趨近，且各方案缸內平均有效壓力排序為S1≥S2>S3>S4>無，所以超聲饋入時刻越早、持續時間越長，則對缸內過程整體影響越顯著。雖然S1～S4方案均在134°CA BTDC～30°CA ATDC的壓縮與點火燃燒階段，表現出對缸內過程具有顯著影響，但對其在促進工質反應活性、提升燃燒速率方面的作用機理尚不明確，需進一步針對134°CA BTDC～30°CA ATDC的S2方案開展燃燒中間組分與反應路徑分析。

圖10 無超聲饋入與S1～S4方案缸內平均壓力曲線

3.2 功率超聲對異辛烷燃燒氧化過程影響

異辛烷(IC8H18)高度約簡氧化機理中，8個反應組之間的關系如圖11所示。分子氧化過程對溫度依賴強烈，不同溫度下的反應路徑不同，將導致生成不同產物。

R1

R2

R3

R4

·C8H16OOH?C8KET+OH·

R5

C8KET?C6H13CO·+CH2O+OH·

R6

C8H17·?C3H7·+C3H6+C2H4

R7

C8H17·+O2=C8H16+HO2·

R8

圖11 異辛烷氧化機理中8個反應組的次序關系

IC8H18完整氧化燃燒反應包括低溫氧化和高溫氧化兩部分，低溫氧化首先開始于反應組1中式R1所示的脫氫反應。脫氫后異辛烷基C8H17·與氧分子O2反應生成過氧烷基C8H17OO·，如反應組2中的式R2所示。隨后C8H17OO·轉化為其同分異構物過氧羥烷基·C8H16OOH，如反應組3中的式R3所示。·C8H16OOH二次加氧又生成過氧化氫自由基·OOC8H16OOH，如反應組4中的式R4所示。·OOC8H16OOH會進一步異構化并離解成相對穩定的過氧化氫酮C8KET和羥基自由基OH·，如反應組5中的式R5所示。當反應溫度達800 K時，C8KET離解為幾種組分，至少生成2種自由基，如反應組6中的式R6所示。因此，只要反應溫度升高至使C8KET離解，則新離解出的大量自由基，會使反應組6的式R6鏈支反應迅速進行。反應組1～5為異辛烷低溫氧化放熱反應的“冷焰”燃燒階段，通過放熱反應能提升反應系統溫度并形成自由基群，進而引起鏈鎖反應。當系統溫度持續上升達到1 000 K時，則C8H17·的低溫加氧反應，將被高溫氧化階段反應組7、8中式R7、R8的β裂解和共軛烯烴生成所取代[16]。無超聲饋入與S2方案IC8H18的燃燒氧化過程中，反應式R1～R8代表產物的質量變化情況，如圖12所示。

S2方案相比無超聲饋入方案，經過9.1 ms的功率超聲饋入，提升了IC8H18生成C8H17·的脫氫反應速率，C8H17·生成峰值點由(11.9°CA，0.637 μg)變為(11.6°CA，0.641 μg)，如圖12(a)所示。加速了C8H17·與O2反應生成C8H17OO·的反應速率，其峰值點由(11.6°CA，30.666 μg)變為(11.4°CA，30.545 μg)，如圖12(b)所示。C8H17OO·同分異構化為·C8H16OOH峰值點由(11.8°CA，0.076 6 μg)變為(11.5°CA，0.076 9 μg)，如圖12(c)所示。·C8H16OOH經二次加氧生成·OOC8H16OOH的峰值點由(11.6°CA，0.179 μg)變為(11.2°CA，0.178 μg)，如圖12(d)所示?！OC8H16OOH異構化離解為C8KET的峰值點由(11.6°CA，16.115 μg)變為(11.2°CA，15.806 μg)，如圖12(e)所示。反應溫度高至800 K時，C8KET離解的峰值點由(12°CA，0.049 μg)變為(11.7°CA，0.048 μg)，如圖12(f)所示。當溫度達1 000 K時，C8H17·β裂解的峰值點由(14.8°CA，86.078 μg)變為(14.2°CA，85.939 μg)，如圖12(g)所示。同時，C8H17·和O2形成共軛烯烴的峰值點由(11.8°CA，0.063 μg)變為(11.5°CA，0.063 μg)，如圖12(h)所示。圖12(i)顯示，在速燃期0°CA TDC～30°CA ATDC的放熱反應會大量生成OH·，一定程度上加速了缸內燃燒進程。

3.3 功率超聲對排放物生成的影響

圖13為S2方案下IC8H18主要燃燒排放產物的組分質量變化情況。通過對0°CA TDC～30°CA ATDC排放物生成規律和相位分布分析可得，超聲饋入缸內燃燒循環加速了各有害排放物的反應進程，結合圖11、12的分析可知，功率超聲對工質活性及燃燒反應路徑具有明顯調控作用。

在120°CA ATDC排氣門打開時刻，相比無超聲饋入方案，S2方案9.1 ms的超聲饋入使NOx和HC排放分別上升2.2%和2.5%，CO和SOOT排放分別下降0.35%和0.006%。而S1方案14.1 ms的超聲饋入在使NOx和HC排放分別上升2.16%和1.86%的同時，CO和SOOT排放卻分別下降1.82%和2.4%。即S1方案在30°CA ATDC～120°CA ATDC純膨脹階段的超聲持續饋入，相比無超聲饋入方案對降低CO和SOOT排放效果顯著，相比S2方案則實現了主要有害排放物的全面下降。

圖12 異辛烷氧化反應各組分質量變化曲線

圖13 異辛烷燃燒排放物組分質量變化曲線

4 結論

1) 利用動網格結合坐標變換的方法，將高頻聲源面嵌入汽油機缸內燃燒三維數值模擬模型，通過對振幅30 μm頻率20 kHz功率超聲饋入 3 000 r/min缸內燃燒過程的方案分析，證明了基于聲源面物理高頻振動向汽油機缸內燃燒場饋入功率超聲的可行性。聲源面軸線方向缸內15個監測點均產生了周期一致的壓力波動，距聲源面越遠，波動強度越弱，相位越滯后。

2) 功率超聲饋入對混合氣濃度和湍動能的缸內整體分布無顯著影響，但S1相對無超聲饋入方案在TDC的缸內平均湍動能提升3%，缸內峰值壓力提前且提升0.1 MPa，缸內峰值溫度提前且提升53 K。對比分析各方案表明，超聲饋入時刻越早且持續時間越長，對燃燒進程的整體影響越強。壓縮和點火燃燒階段9.1 ms的功率超聲持續饋入，對汽油機缸內燃燒進程產生顯著影響。

3) 功率超聲饋入燃燒過程，促進了放熱反應OH活性自由基大量生成，能加速中間氧化產物反應進程，提升整體燃燒反應速率。合理設計功率超聲饋入策略，利于提升燃燒工質反應活性，并對燃料氧化反應路徑具有量化調控作用。

4) 相對無超聲饋入方案，超聲饋入缸內燃燒過程能加速主要有害排放物反應進程，膨脹作功階段的超聲持續饋入對排放物生成有顯著影響。S1相比S2方案促進了有害排放物的全面下降，S1相比無超聲饋入方案的CO、SOOT排放，最大降幅分別達1.82%、2.4%。