功率超声对燃烧工质活性与反应路径的调控特性

张世伟,刘亚亭,李 磊,史 程,邸立明,3

(1.郑州旅游职业学院， 郑州 451464；2.燕山大学 河北省特种运载装备重点实验室， 河北 秦皇岛 066004；3.燕山大学 车辆与能源学院， 河北 秦皇岛 066004)

0 引言

根据国际二氧化碳信息分析中心研究显示，化石燃料燃烧是导致大气中CO2升高的主要因素，而各类交通工具石油消耗量占总量一半。我国政府已经向世界郑重承诺2060年实现碳中和，高效可靠的内燃机燃烧技术对此目标达成具有战略意义。燃烧过程精细化控制是实现内燃机高效清洁燃烧的有效途径[1-2]。HCCI(homogeneous charge compression ignition)作为燃烧精细化控制的内燃机先进代表技术之一，其点火时刻、燃烧速率因严格依赖缸内过程演化而控制困难[3]。稀薄燃烧、汽油缸内直喷、废气涡轮增压及EGR(exhaust gas recirculation)等当前车用汽油机主流技术，均对点火性能与早期火焰发展提出了更高要求[4-6]。采用提升点火能量并结合分层燃烧技术，虽能在部分工况缓解上述问题，但会带来成本提升并缩短火花塞寿命[7]。因此，提高着火可靠性并加速初期火焰的平稳传播，是进一步提升先进汽油机燃烧品质面临的难题，而工质活性与燃烧反应路径调控技术是实现突破的关键。

多学科交叉是燃烧科学发展的重要驱动因素。目前，声波激励对NOx生成和火焰稳定性的影响研究多集中于工业燃烧器，其声振频率一般在1 kHz以下，主要研究声强对流场、反应区、NOx还原和火焰稳定性的影响。Mohamed等[8]通过试验研究了声波频率、后喷气再燃和后喷气量，对预混合丙烷燃烧过程中NOx和CO生成的影响。Deng等[9]通过对声激励下甲烷层流部分预混火焰的NOx排放研究表明，声激励引发的脉动燃烧使温度分布更均匀，降低了反应峰值温度，并能提升燃气混合与反应速度，降低NOx排放，且不同声学参数对NOx排放影响显著[10]。沈国清等[11]研究表明100～400 Hz声波对NOx降低效率较高，200 Hz时降幅可达16.35%。Astério等[12]同时应用氧增强燃烧和声激励技术，在减少污染物排放的同时提升了燃烧设备热效率。

超声波频率高(≥20 kHz)、波长短、能量大且集中、穿透性强、传播性好，其对化学反应的影响主要源于超声机械作用和超声空化效应。超声高频振动及辐射压力可在气、液流体媒介中形成定向搅拌与射流作用，因媒介具有对超声能量的吸收及内摩擦损耗现象，可使连续超声作用下的媒介声场区域产生热效应温升。此外，超声空化气泡在崩溃瞬间会产生纳微尺度的瞬态高温、高压、高强电场等极端环境，易导致媒介发生物理、化学、生物等复杂效应[13-14]。功率超声在多行业的成功应用，已证明其具有微尺度混合加速、活化因子生成、反应温和高效、过程量化可控的独特优势[15]。然而目前功率超声介入着火燃烧过程的研究十分匮乏，其真实作用机制和声化学影响机理尚不明确。通过将30 μm振幅的20 kHz功率超声馈入汽油机缸内燃烧过程，开展工质活性与燃烧反应路径的量化调控研究，以探寻并拓展声波激励在极端高速瞬变环境对燃烧过程的影响规律。

1 原机模型构建与试验验证

将具有表1所示的Honda WH125-6原机参数的化油器式供油系统，改造为歧管喷射式电控供油系统。对改造后原机开展2 000～6 000 r/min转速间隔为500 r/min的外特性台架试验，选取3 000 r/min全负荷工况数据，以对标开展仿真模拟研究。

表1 Honda WH125-6主要技术参数

利用原机的结构参数和台架试验数据，构建完成一维性能仿真模型，最终优化得到原机的 3 000 r/min一维性能仿真和台架试验缸压曲线，如图1。最大相对误差小于5%，一维性能仿真模型能为构建三维燃烧数值模拟模型，提供数据参考。利用激光扫描仪获取原机相关部件特征的点云数据，通过逆向建模得到对应曲面模型，基于STL格式转换导入三维燃烧数值模拟环境，其瞬态进气温度、压力等边界条件可从原机一维性能仿真模型直接获取。最终对标优化后的原机 3 000 r/min三维燃烧数值模拟和台架试验缸压曲线，如图2。最大相对误差在5%以内，所建原机三维燃烧数值模拟模型，可用于进一步改造实现功率超声馈入燃烧室的多场耦合数值模拟研究。

图1 原机一维性能仿真和台架试验的缸压曲线

图2 原机三维仿真与台架试验的缸压曲线

2 声源嵌入燃烧场的数值建模方法

2.1 声源面动网格运动参数确定

超声波是由声源面高频简谐运动产生，其简谐运动可由式(1)表示。利用CFD软件的动网格功能，可近似实现超声发射声源面的振动模拟。

y=Asin(2πft)

(1)

式中:A为振幅；f为频率；t为时间；y为时间t上的变化量。

获取变化量y相对时间t的数据点(t,y)，并将时间t转化为对应于3 000 r/min的曲轴转角tCA，于是可得数据点(tCA,y)，其转化关系如式(2)(3)所示。在数值模型中，分别设置声源面边界按不同超声馈入方案的(tCA,y)坐标变化规律进行运动，即可实现在汽油机缸内燃烧循环模拟中，馈入对应功率超声加载方案的目的。

(2)

(3)

式中:n为发动机转速；TCA为相应频率、转速下曲轴转角周期；T为时间t的周期；a为超声开始馈入时对应曲轴转角；tCA为转化后对应曲轴转角。

2.2 声源嵌入燃烧场的数值模拟模型建立

在原机燃烧数值模拟模型中，添加超声馈入声源面结构特征，如图3所示，并使声源面中轴线穿过火花塞电极间隙中点。为能在缸内瞬变流场中准确捕捉超声高频辐射压力波的传递过程，在一个波长内划分出10个计算网格。将Mach CFL数设为3.5，每个超声震动周期时间内输出25个采样点数据，并在缸内声源面轴线方向等间距布置15个监测点，如图4所示。采用正交体网格划分燃烧数值模拟的计算域，其基础网格尺寸为4 mm，对缸内计算域进行2级永久加密后的网格尺寸为1 mm，并对火花塞电极、进气门座、喷油雾化等区域作相应加密处理，点火正时时刻计算域网格加密如图5所示。此外，对缸内的速度和温度进行梯度差自适应加密，并对进气歧管只进行速度梯度差自适应加密。

图3 声源面位置

图4 超声馈入方向监测点

图5 点火正时时刻网格计算域加密

燃烧模型采用SAGE详细化学反应机理模型，燃料选用异辛烷IC8H18，并采用基于48种组分152个化学反应的PRF基础参考燃料反应机理。其中，CO与HC生成量可由反应机理直接计算得出，而NOx与SOOT生成量分别采用Extended Zeldovich模型与Hiroyasu模型计算获取，表2为全部计算模型。

表2 计算模型

3 数值模拟结果与分析

3.1 功率超声对缸内过程参数的影响

采用30 μm振幅20 kHz功率超声对模型声源面动网格设定，S1方案馈入区间为134°CA BTDC(before top dead center，BTDC)～120°CA ATDC(14.1 ms)的汽油机压缩、点火燃烧和膨胀作功过程，以便研究超声馈入对缸内过程参数的影响。

图6为3 000 r/min声源面轴线方向的15个监测点压力变化曲线。缸内各监测点均产生了连续周期性压力波动，且随着与声源面距离的增加波动强度逐渐减弱，监测点10～15压力波动不显著，如图6(b)所示。图6(c)显示监测点15在25°CA BTDC～24°CA BTDC出现较大压力波动，这是由于点火提前角为25°CA BTDC，而监测点15设置在火花塞电极间隙中心，点火时刻的电火花激励导致监测点15的压力剧烈波动。同时，各监测点压力、温度波动周期与声源面振动周期一致，但随着与声源面之间距离增加相位滞后越大。图7所示监测点1的压力波动周期与20 kHz声源面振动周期均为0.9°CA(0.05 ms)，但其相位滞后声源面0.15°CA(0.008 3 ms)。

图6 监测点压力变化曲线

图7 声源面和监测点1的压力波动周期与相位

图8为无超声馈入和S1方案下缸内混合气浓度λ、湍动能(TKE)的分布云图，可知S1方案的功率超声馈入对λ、TKE的缸内整体分布影响不显著，但图9(a)显示S1方案相对无超声馈入方案，TKE在TDC的提升高达3%。

图8 无超声馈入、S1方案下λ与TKE的分布云图

S1方案相对无超声馈入方案的缸内压力、温度及各监测点数据，在TDC之后增速明显提升，其中缸内峰值压力提升0.1 MPa，缸内峰值温度提升53 K，分别如图9(b)、9(c)所示。分析表明，采用30 μm振幅20 kHz功率超声9.1 ms(134°CA BTDC～30°CA ATDC)持续馈入极端瞬态燃烧环境，能对缸内燃烧过程参数产生显著影响。因两方案的缸内压力、温度在0°CA TDC～30°CA ATDC的相对误差大于0.1%，可重点针对此区间开展不同超声馈入方案对燃烧过程的影响研究。此外，无超声馈入方案在0°CA TDC和30°CA ATDC的已燃燃料质量分数分别为8.6%和98.9%，而S1方案在相同时刻分别为8.9%和99.2%，证明S1方案加速了燃烧进程，提升了燃烧反应速率。因两方案在30°CA ATDC均接近燃烧完全，可近似认为此后馈入超声对燃烧进程无明显影响。

图9 无超声馈入、S1方案下缸内过程参量曲线

S2方案将134°CA BTDC～30°CA ATDC(9.1 ms)作为超声馈入区间，可得S1与S2方案的缸内平均压力对比曲线如图10所示。两者缸压相对误差全区间小于0.1%，且在120°CA ATDC排气门打开时刻的SOOT、NOx、HC、CO等质量相对误差也均小于3%，可得30°CA ATDC～120°CA ATDC的超声馈入对有害排放物生成有持续影响，但因作用时间短、馈入能量不足而影响有限。

S3方案将134°CA BTDC～0°CA TDC作为超声馈入区间，S4方案将0°CA TDC～30°CA ATDC作为超声馈入区间，图10为各方案模拟计算结果的缸压曲线。其中，S1与S2方案因在134°CA BTDC～30°CA ATDC的超声馈入区间相同而缸压曲线重合，S3与S2方案缸压变化趋近，S4与无超声馈入方案缸压变化趋近，且各方案缸内平均有效压力排序为S1≥S2>S3>S4>无，所以超声馈入时刻越早、持续时间越长，则对缸内过程整体影响越显著。虽然S1～S4方案均在134°CA BTDC～30°CA ATDC的压缩与点火燃烧阶段，表现出对缸内过程具有显著影响，但对其在促进工质反应活性、提升燃烧速率方面的作用机理尚不明确，需进一步针对134°CA BTDC～30°CA ATDC的S2方案开展燃烧中间组分与反应路径分析。

图10 无超声馈入与S1～S4方案缸内平均压力曲线

3.2 功率超声对异辛烷燃烧氧化过程影响

异辛烷(IC8H18)高度约简氧化机理中，8个反应组之间的关系如图11所示。分子氧化过程对温度依赖强烈，不同温度下的反应路径不同，将导致生成不同产物。

R1

R2

R3

R4

·C8H16OOH⟹C8KET+OH·

R5

C8KET⟹C6H13CO·+CH2O+OH·

R6

C8H17·⟹C3H7·+C3H6+C2H4

R7

C8H17·+O2=C8H16+HO2·

R8

图11 异辛烷氧化机理中8个反应组的次序关系

IC8H18完整氧化燃烧反应包括低温氧化和高温氧化两部分，低温氧化首先开始于反应组1中式R1所示的脱氢反应。脱氢后异辛烷基C8H17·与氧分子O2反应生成过氧烷基C8H17OO·，如反应组2中的式R2所示。随后C8H17OO·转化为其同分异构物过氧羟烷基·C8H16OOH，如反应组3中的式R3所示。·C8H16OOH二次加氧又生成过氧化氢自由基·OOC8H16OOH，如反应组4中的式R4所示。·OOC8H16OOH会进一步异构化并离解成相对稳定的过氧化氢酮C8KET和羟基自由基OH·，如反应组5中的式R5所示。当反应温度达800 K时，C8KET离解为几种组分，至少生成2种自由基，如反应组6中的式R6所示。因此，只要反应温度升高至使C8KET离解，则新离解出的大量自由基，会使反应组6的式R6链支反应迅速进行。反应组1～5为异辛烷低温氧化放热反应的“冷焰”燃烧阶段，通过放热反应能提升反应系统温度并形成自由基群，进而引起链锁反应。当系统温度持续上升达到1 000 K时，则C8H17·的低温加氧反应，将被高温氧化阶段反应组7、8中式R7、R8的β裂解和共轭烯烃生成所取代[16]。无超声馈入与S2方案IC8H18的燃烧氧化过程中，反应式R1～R8代表产物的质量变化情况，如图12所示。

S2方案相比无超声馈入方案，经过9.1 ms的功率超声馈入，提升了IC8H18生成C8H17·的脱氢反应速率，C8H17·生成峰值点由(11.9°CA，0.637 μg)变为(11.6°CA，0.641 μg)，如图12(a)所示。加速了C8H17·与O2反应生成C8H17OO·的反应速率，其峰值点由(11.6°CA，30.666 μg)变为(11.4°CA，30.545 μg)，如图12(b)所示。C8H17OO·同分异构化为·C8H16OOH峰值点由(11.8°CA，0.076 6 μg)变为(11.5°CA，0.076 9 μg)，如图12(c)所示。·C8H16OOH经二次加氧生成·OOC8H16OOH的峰值点由(11.6°CA，0.179 μg)变为(11.2°CA，0.178 μg)，如图12(d)所示。·OOC8H16OOH异构化离解为C8KET的峰值点由(11.6°CA，16.115 μg)变为(11.2°CA，15.806 μg)，如图12(e)所示。反应温度高至800 K时，C8KET离解的峰值点由(12°CA，0.049 μg)变为(11.7°CA，0.048 μg)，如图12(f)所示。当温度达1 000 K时，C8H17·β裂解的峰值点由(14.8°CA，86.078 μg)变为(14.2°CA，85.939 μg)，如图12(g)所示。同时，C8H17·和O2形成共轭烯烃的峰值点由(11.8°CA，0.063 μg)变为(11.5°CA，0.063 μg)，如图12(h)所示。图12(i)显示，在速燃期0°CA TDC～30°CA ATDC的放热反应会大量生成OH·，一定程度上加速了缸内燃烧进程。

3.3 功率超声对排放物生成的影响

图13为S2方案下IC8H18主要燃烧排放产物的组分质量变化情况。通过对0°CA TDC～30°CA ATDC排放物生成规律和相位分布分析可得，超声馈入缸内燃烧循环加速了各有害排放物的反应进程，结合图11、12的分析可知，功率超声对工质活性及燃烧反应路径具有明显调控作用。

在120°CA ATDC排气门打开时刻，相比无超声馈入方案，S2方案9.1 ms的超声馈入使NOx和HC排放分别上升2.2%和2.5%，CO和SOOT排放分别下降0.35%和0.006%。而S1方案14.1 ms的超声馈入在使NOx和HC排放分别上升2.16%和1.86%的同时，CO和SOOT排放却分别下降1.82%和2.4%。即S1方案在30°CA ATDC～120°CA ATDC纯膨胀阶段的超声持续馈入，相比无超声馈入方案对降低CO和SOOT排放效果显著，相比S2方案则实现了主要有害排放物的全面下降。

图12 异辛烷氧化反应各组分质量变化曲线

图13 异辛烷燃烧排放物组分质量变化曲线

4 结论

1) 利用动网格结合坐标变换的方法，将高频声源面嵌入汽油机缸内燃烧三维数值模拟模型，通过对振幅30 μm频率20 kHz功率超声馈入 3 000 r/min缸内燃烧过程的方案分析，证明了基于声源面物理高频振动向汽油机缸内燃烧场馈入功率超声的可行性。声源面轴线方向缸内15个监测点均产生了周期一致的压力波动，距声源面越远，波动强度越弱，相位越滞后。

2) 功率超声馈入对混合气浓度和湍动能的缸内整体分布无显著影响，但S1相对无超声馈入方案在TDC的缸内平均湍动能提升3%，缸内峰值压力提前且提升0.1 MPa，缸内峰值温度提前且提升53 K。对比分析各方案表明，超声馈入时刻越早且持续时间越长，对燃烧进程的整体影响越强。压缩和点火燃烧阶段9.1 ms的功率超声持续馈入，对汽油机缸内燃烧进程产生显著影响。

3) 功率超声馈入燃烧过程，促进了放热反应OH活性自由基大量生成，能加速中间氧化产物反应进程，提升整体燃烧反应速率。合理设计功率超声馈入策略，利于提升燃烧工质反应活性，并对燃料氧化反应路径具有量化调控作用。

4) 相对无超声馈入方案，超声馈入缸内燃烧过程能加速主要有害排放物反应进程，膨胀作功阶段的超声持续馈入对排放物生成有显著影响。S1相比S2方案促进了有害排放物的全面下降，S1相比无超声馈入方案的CO、SOOT排放，最大降幅分别达1.82%、2.4%。