压力波扰动对内燃机缸内爆震波形成的影响

续 晗，苏晓杰，倪晓冬，翁春生，姚春德，高 健

(1.南京理工大学瞬态物理国家重点实验室，南京 210094；2.天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

内燃机作为广泛使用的能源动力转换装置，一方面消耗大量能源，另一方面向大气排放大量废气.随着节能减排的日益迫切，内燃机面临着进一步的技术革新来提升热效率、降低排放.在众多技术革新中，内燃机小型化的节能减排逐渐被学术界和工业界认可.内燃机小型化通过提升压缩比、增大进气增压压力、缸内直喷等技术来实现缸内燃烧强化，使得升功率及热效率进一步提高，排放进一步降低.但是随着增压压力与压缩比的不断提高，缸内热状态不断加剧，致使一种新的异常燃烧现象——“超级爆震”出现[1].“超级爆震”发生后，其压力震荡幅值可超过30 MPa[2]，远高于常规爆震[3]，并极具破坏性，能在短时间内将燃烧室组件破坏失效[4-5].因此可以认为“超级爆震”是内燃机小型化节能减排道路上的拦路虎，亟需揭示其形成机制，并从根源上抑制其形成.

近年来，国内外对“超级爆震”开展了广泛研究.王志等[6-8]通过可视化快速压缩机阐明了“早燃”和“超级爆震”的关系：“超级爆震”是由“早燃”引起的，但是“早燃”的发生并不总会引起“超级爆震”，而“超级爆震”最终是否产生主要决定于缸内是否形成了爆震波.Yu 等[9]通过一维数值模拟计算证明了“超级爆震”是由爆震波形成所致.Bates 等[10]通过建立ξ/ε燃烧状态图，将不同的自燃模式划分为不同燃烧区域，并将“超级爆震”归为爆震波燃烧[10].本课题组前期在数值模拟中通过“能量注入法”来探索能量释放与压力波的不同耦合方式所导致的不同自燃模式，发现只有爆震波式的自燃模式才能形成“超级爆震”这样高幅值的压力震荡[11].由此可见，“超级爆震”的本质是爆震波的形成.要揭示“超级爆震”的形成机制并找到其抑制方法，就需进一步研究内燃机缸内爆震波的形成过程及其影响因素.

为了进一步揭示爆震波在封闭有限空间内的形成过程及其影响因素，本研究设计了一套爆震容弹装置，通过在容弹中心人为引入一个爆燃波来研究缸内爆燃转爆震的过程.实验过程中，通过在容弹不同位置布置多个压力传感器来同步采集获取缸内爆震波形成前后的压力波动规律，从而探索缸内压力波扰动对爆震波形成的影响.结合实验，本研究建立了一套数值模型来模拟实验条件下的爆燃转爆震过程.在该过程中，本研究通过人为干涉缸内压力波动的方法来揭示缸内压力波扰动对爆震波形成的影响机制.

1 研究方法

1.1 爆震容弹实验

爆震容弹实验用于获取封闭有限空间内爆燃转爆震过程中不同位置处的压力波动规律，从而探索缸内压力波扰动对爆震波形成的影响.在本课题组前期工作中，已经对该爆震容弹装置做了详细介绍，下面只对其进行简要介绍，详细信息请参阅文献[12-13].

爆震容弹系统由4 部分组成，分别是爆震容弹本体、进排气系统、高能点火系统以及信号同步采集系统.爆震容弹本体如图1 所示，其缸径为83 mm，缸盖锥角为140°，实验所采用的余隙为0 mm，以模拟活塞行进到上止点位置.高能火花塞(GDH-12)安装于燃烧室中心位置，以便从中心位置引燃一个爆燃波，从而模拟内燃机中由早燃引起的爆燃转爆震过程[8].通过在爆震容弹4 个不同位置平齐安装4 个压电式传感器(PCB 119B11)和4 个电荷放大器(PCB 402A03)来监测由爆燃火焰面所形成的压力波行为以及随后的爆震波起爆过程.该套压电式传感器的共振频率大于400 kHz，上升时间小于2µs，其获取的信号由DLM2000 示波器进行同步采集并记录，其采集频率为625 MHz.如此高频率的信号同步采集系统可以完整捕捉到封闭有限空间内的压力波动行为及爆震波形成过程.

图1 爆震容弹示意[13]Fig.1 Schematic of detonation bomb[13]

实验所用燃料为氢气，一方面氢气的详细化学反应动力学机理已经研究得相对透彻，且其所包含的基元反应数量相对较少，嵌入数值模拟中，其计算量可以接受；另一方面，氢气作为替代燃料也被广泛应用于新型发动机中，然而氢燃料发动机在大负荷情况下同样会遇到类似于“超级爆震”这样烈性的爆震现象，阻碍其在全工况范围内的应用.因此本研究采用H2/O2为可燃混合气，其中氢气为高纯氢气(＞99.999%)，氧气也为高纯氧气(＞99.999%)，以避免杂质对实验结果重复性的影响.两种气体通过控制分压的方法充入爆震容弹中，以实现对当量比的控制.本实验中所用H2/O2混合气的当量比为1，初始温度为298 K，初始压强为0.3 MPa.

1.2 数值模型

数值模型基于爆震容弹实验建立，其边界条件和初始条件同爆震容弹的实验条件保持一致.由于爆震容弹的几何形状是轴对称的，且所研究的物理现象也是轴对称的，因此数值模型采用轴对称模型，如图2 所示.

图2 爆震容弹数值模型Fig.2 Numerical model of detonation bomb

由于整个实验过程用时极短，从火花塞点火到爆震波形成大概用时150µs，这个过程中热量来不及向壁面传递，因此壁面边界条件采用绝热条件.值得注意的是，在压力波的震荡作用下，壁面边界层会被破坏，从而壁面传热会增强，因此本文所用的绝热条件只是一个假设，在该短时间内，有多少热量向壁面传热还值得进一步研究.但是该壁面传热并不影响本文对压力波扰动致使爆震波形成的定性研究，为了计算简便，仍然采用绝热边界条件.为了和实验做对比验证，数值模型中置入了4 根“线监测”，如图2 所示，其位置与实验中4 个传感器的位置相同(如图1所示).“线监测”所获取的压强数据为整根线上所有节点压强的平均值，这种获取方式与实际实验中压力传感器获取压强的方式相似：压力传感器上所获取的压强值也是传感器受压面上的平均值.由于119B11 传感器的传感面为直径6 mm 的圆形面，因此“监测线”的线长取该传感面内切正方形的边长，为4.24 mm.

实验过程中，由高能火花塞在容弹中心位置引燃一个爆燃波.该爆燃波由一个前导激波和一个化学反应面组成.由于前导激波的传播速度大于化学反应面的燃烧速度，因此燃烧火焰面在传到末端之前，该前导激波会在燃烧室内进行多次反射震荡.与该实验过程相同，数值模型的初始条件如图2 所示.在燃烧室的中心有一个半径3.5 mm 的已燃区域，该区域温度和压力都比周围高，具体初始条件如表1 所示.数值模拟开始后，已燃区域的高温促使燃烧火焰面向外发展；另一方面，由于已燃区域的压力比周围高，因此会形成一个压力波向外传播.这样就形成了实验中的爆燃波.随着火焰面逐渐向四周传播，前导激波在缸内进行了多次反射震荡，并对末端混合气进行了多次压缩，直至末端出现自燃甚至是爆震波现象.该过程同内燃机“超级爆震”中“早燃”引起“爆燃”，再由“爆燃”引起“爆震波”过程基本相同[14].

表1 数值模拟初始条件设置(物质组分的数值为质量分数)Tab.1 Setting of initial conditions of numerical simulation(the values of mixture components are their mass fractions)

由于该模拟对象是压力波或是爆震波这种具有强间断的流场，因此采用基于密度方法的可压流体进行瞬态模拟.这种具有强间断的流场的惯性力远大于黏性力，因此模拟采用无黏的欧拉方法.为了更好地分辨强间断面，采用AUSM(Advection Upstream Splitting Method)的矢通量格式[15].空间离散采用混合了中心差分及二阶迎风差分的MUSCL(Monotone Upstream-Centered Schemes for Conservation Laws)格式[16].该数值模拟采用Marcus O Conaire 等开发的H2/O2详细化学反应机理.该机理包含21 个基元反应和9 种物质，并且在较宽的温度、压力及当量比范围内得到了实验验证[17].本课题组前期研究已对该数值模型已经进行了多次验证，因此用其来模拟压力波扰动促使爆震波形成过程具有较好的基础[4-5,12-13,18].

2 结果及讨论

2.1 实验与数值结果的对比验证

爆震容弹不同位置处压强曲线的实验结果及数值结果如图3 所示，其相应位置可分别参见图1 和图2.由图3 可以看出，模拟结果和实验结果吻合得较好，主要体现在以下两个方面.首先，不论是实验结果还是数值结果，在活塞边缘处都出现了极高的压强峰值.实验结果的压强峰值为25.1 MPa，数值结果的压强峰值为28.9 MPa，两个结果都表明爆震波在末端形成.其次，数值模拟中4 个位置处的压强震荡幅值及特征与实验结果中4 个位置处的震荡幅值及特征基本吻合.通过上述对比验证说明，采用该数值模拟可以合理解释爆震容弹的实验结果.

下面简要分析容弹中爆震波的形成过程.如图3(a)所示，当高能火花塞点火后，会在活塞中心产生一个爆燃波，爆燃波的前导激波作用在活塞中心上形成了3.7 MPa 的压强峰值.随后该前导激波由活塞中心向边缘传播开去，如图3(a)中红色虚线所示，依次经过活塞一半处、活塞边缘处，并依次在相应位置产生了一道压强峰值.随后，该前导激波在传播到边缘处后，遇壁面向中心反射，以此在燃烧室内不断震荡.因此，在爆燃火焰面还未传播到边缘时，该前导激波已在燃烧室不同位置处引起了多个压强震荡峰值，并对末端混合气进行多次压缩.最终，该前导激波在对末端混合气的某次压缩过程中引起了末端混合气的强烈自燃，从而诱发爆震波形成，产生了超过20 MPa 的压强峰值.

图3 爆震容弹不同位置处压强曲线的实验结果及数值结果Fig.3 Curves of pressure at different positions of detonation bomb obtained from experiments and simulations separately

在上述震荡过程中可以发现压力波的一个震荡特点，那就是压力波在震荡过程中，其强度在逐渐增强，直至最后引起爆震波的形成.如图4 所示是缸盖处压强震荡曲线的实验结果.由图可以看出，初始的爆燃前导激波强度并不高，其在缸内来回反射震荡过程中形成了一些小的压力波峰，幅值大概在0.5 MPa.随着该前导激波的来回震荡，其不断与火焰面发生相互作用，致使该前导激波强度得到不断增强.最终，压力波增强到2 MPa 后，对末端混合气的再次压缩过程中，促使了末端混合气的强烈自燃，导致爆震波的最终形成.该爆震波的前导激波要远强于初始爆燃波的前导激波，带来了后期大幅值的压力震荡.该大幅值的压力震荡会在短时间内将燃烧室组件破坏失效，因此亟需避免.缸内压力波震荡增强的机理可以参见本课题前期研究[19]，此文不再赘述，仅探讨扰动增强的压力波对超级爆震形成的影响.

图4 缸盖处压强曲线的实验结果Fig.4 Curve of pressure in cylinder head region obtained from experiments

除了本研究的爆震容弹实验观察到了激波扰动增强促使爆震波形成现象外，在研究“超级爆震”的实际发动机台架实验中，也可以捕捉到该现象.例如，Zhou 等[20]所做的“超级爆震”台架实验中，也可从其测得的压强震荡曲线中观察到“超级爆震”发生之前的激波扰动增强现象，如图5 所示.因此，可以猜测，压力扰动对缸内末端爆震波形成以及“超级爆震”的形成具有一定的影响作用.为了进一步探究缸内压力扰动对爆震波形成的促进作用，本研究在2.2节中采用了一组数值进行实验对比论证.

图5 内燃机“超级爆震”台架实验中压强震荡曲线(从文献[20]中重构)Fig.5 Curves of pressure oscillations in super knock event of internal combustion engine bench tests(reconstructed from Ref.[20])

2.2 压力扰动的数值实验结果

如图6 所示是在实际爆震容弹实验条件下(见表1)，模拟爆震容弹实验中爆震波起爆过程的压力云图和温度云图.可以看到267µs 时，缸内的压力波正在向末端未燃混合气传播(如图6(d)所示).此时的压力波已经在缸内来回震荡多次，并在和火焰面的相互作用中得到了增强，使得该压力波具有2 MPa 左右的峰值.如图6(e)所示，268µs 时，压力波赶上了爆燃火焰面，并进一步向末端未燃混合气传播.一方面，由于该增强后的压力波对末端混合气进行了再一次的强烈压缩；另一方面，由于该压力波和爆燃火焰面的相互作用，导致了爆燃火焰面的化学反应速率急速增加，在268.5µs 时，形成了局部爆炸点(如图6(f)).该局部爆炸点促使了爆燃火焰面和压力波的耦合，从而促使爆震波的最终形成，该压力扰动也急剧增强，形成幅值为30 MPa 左右的激波.

图6 压力波扰动下的爆震波起爆过程Fig.6 Detonation initiation process affected by pressure wave disturbance

为了进一步探索爆震波形成是否是由增强压力波扰动引起的，本研究对该数值过程进行了人为修改.在267µs 时刻，通过对全场压强统一赋值为此时末端混合气的压强值，来消除爆震波形成前的压力波动.由于 267µs 时末端未燃混合气的压强值为1.4 MPa，因此全场压强值赋值也为1.4 MPa.另一方面，为了和原模拟形成可比性，在燃烧室中心位置同样赋值了一个压强幅值为0.2 MPa 的初始小压力扰动(赋值区域的压强为1.6 MPa)，如图7(d)所示.这样就可以对比探究在压力扰动没有得到增强的情况下，末端是否还会形成爆震波.

对比图7(d)和图6(d)的压强云图，可以看到更改后的数值计算中，消除了多次震荡增强的压力波，只留下了中心处的初始小扰动.计算开始1µs 后，由于末端爆燃火焰面继续快速放热，在火焰面前锋又形成了新的压力扰动[21]，如图7(e)所示.该压力扰动向末端尖角处传播，并在尖角处汇聚产生了较高的压强峰值如图7(f)所示.该尖角汇聚现象已在前期研究中进行了深入分析[4-5,12-13,18]，由于此时的压力扰动还未得到进一步的震荡增强，因此该汇聚峰值也较小，不足以引起末端混合气的自燃或者爆震波现象.随后，该小扰动和燃烧室中心的初始小扰动在缸内进行了多次反射震荡，在此过程中，爆燃火焰面也逐渐向末端发展.直至350µs，缸内小扰动震荡增强到0.5 MPa 并在末端混合气还未烧完前，最后一次追赶上爆燃火焰面并与之相互作用，如图7(g)和7(j)所示.在该小扰动波的作用下，末端混合气被爆燃火焰面燃尽，如图7(h)和7(k)所示.整个过程都没有出现压力波的急剧增强以及爆震波的形成，这足以说明，如果小扰动没有足够次数的反射震荡增强，就不会诱发末端混合气的爆震波现象.

图7 无增强压力波扰动下的末端混合气燃烧过程Fig.7 Combustion process of end gas without pressure wave disturbance

为了进一步证明上述说法，对无小扰动增强的数值模型中不同位置处的压强震荡曲线进行了记录，如图8 所示.将图8 与图3(b)进行对比可知，如果缸内没有增强后的压力扰动，末端就不会形成爆震波，缸内压强震荡幅值就会小很多，对应于内燃机而言，其爆震烈度可从“超级爆震”降为“普通爆震”，其破坏性也会减少很多，有助于发动机的持续稳定工作.

图8 消掉增强压力扰动后的缸内不同位置处压强震荡曲线Fig.8 Curves of pressure oscillations at different positions in the cylinder without pressure wave disturbance

3 结论

本研究通过爆震容弹实验得出了缸内爆震波形成前后的压力波动特征，发现在爆震波形成前总会出现压力扰动的增强现象；通过基于爆震容弹实验的数值模拟计算，对比有无压力扰动增强情况下缸内的燃烧情况，发现如果缸内的压力扰动有充足次数的震荡增强，致使压力波增强到某一临界值，则会促使爆震波的形成，从而产生大幅值的压强震荡；如果在爆震波发生时刻之前，将增强的压力扰动及时消掉，就不会形成爆震波现象，末端未燃混合气会逐渐被爆燃火焰面通过传热传质的方式燃烧完全.此时产生的压强震荡幅值较有爆震波形成的情况下要小很多，其烈度从“超级爆震”降为“普通爆震”，其破坏性也会减少很多.

因此内燃机在大负荷运行中，如果缸内热负荷严峻，应当在爆震波形成前及时消除缸内的增强压力扰动，这样会降低爆震波形成的几率，有助于降低内燃机的爆震烈度，从而降低其破坏性，使内燃机能持续稳定工作.