高海拔模拟环境下柴油机燃烧粗暴可视化试验研究

崔宇航，卫海桥，王祥庭，胡 祯，潘家营

高海拔模拟环境下柴油机燃烧粗暴可视化试验研究

崔宇航1, 2，卫海桥2，王祥庭2，胡 祯2，潘家营2

(1. 天津大学内燃机研究所，天津 300072；2. 天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

基于一台可视化快速压缩机试验平台，结合高速摄影和瞬态压力测试等手段，通过调控燃烧边界条件开展了高海拔(4500m)模拟环境下柴油机燃烧粗暴可视化试验研究．选择4种不同十六烷值(CN)的柴油燃料，研究了喷油压力和燃料十六烷值对柴油喷雾撞壁过程和燃烧粗暴强度的影响．研究结果表明：燃油喷雾撞壁和燃料十六烷值对燃烧粗暴特性影响显著．在喷雾撞壁工况下，提高喷油压力会使自燃时刻提前，自燃反应前锋的传播速度加快，燃烧粗暴强度增加；在相同喷油压力情况下，延长喷雾撞壁距离却使峰值压力显著下降，同时降低了燃烧粗暴倾向．同时，低十六烷值燃料的燃烧粗暴倾向明显高于高十六烷值燃料．然而，对于CN＜45的柴油而言，降低十六烷值并不会使燃烧粗暴强度发生显著变化，说明低十六烷值燃料的燃烧粗暴特性对喷油压力和撞壁距离更加敏感．通过分析高速摄影图像发现，燃烧粗暴起源于近壁面混合气自燃，超音速自燃反应前锋在封闭燃烧室中的传播可诱发压力振荡，从而有可能会加速燃烧室核心部件损坏和烧蚀．研究结果对于高海拔重型柴油机燃烧过程优化和燃烧粗暴控制具有重要现实意义．

燃烧粗暴；可视化快速压缩机；喷雾撞壁；十六烷值

高原地区最突出的问题是气压低、空气稀薄，发动机进气量下降，导致各项性能劣化严重．随着海拔高度提高，缸内空气密度和温度下降，液相喷雾的贯穿距增加，导致燃油撞壁几率大大增加[1-2]．西方国家海拔普遍较低(＜3000m)，可凭借先进的涡轮增压和燃油喷射系统缓解上述问题．我国高原海拔较高，有世界屋脊之称的“青藏高原”平均海拔高度更是超过4000m[3]，在高海拔下增压器的压比和效率均会有所下降．传统民用柴油机通过增压器与共轨系统的匹配(如控制喷油量)，提高了高海拔环境的适应性，但牺牲了部分动力性[4]．高原地区民用工程机械尤其是全域运行的军事装备，对动力性要求更高．为了保持足够的功率和扭矩输出，其循环供油量大、喷油持续期长，并考虑较大喷孔和较早喷油来降低热负荷，这导致燃油撞壁加剧．研究表明随着附壁燃油量的增加，油膜的铺展半径以及卷吸高度增加，在近壁面形成大量混合气，导致强烈的预混燃烧[5-6]，严重时甚至会出现伴随着极高的压力振荡的燃烧粗暴现象，对燃烧室造成不可逆性损坏[7-9]．然而，喷雾撞壁对燃烧粗暴的影响机理目前尚不明确．

传统柴油机的燃烧过程包含了预混合燃烧和扩散燃烧两个阶段，通常认为，柴油机着火滞燃期长、早期喷油量多，会导致较高的压力升高率，并产生机械振动和噪声[10]．柴油燃料的十六烷值是评价柴油自燃特性的一个重要参数，进而影响柴油机滞燃期，包括物理滞燃期(雾化、蒸发和混合)和化学滞燃期(反应活性)[11]．有研究发现低十六烷值燃料的预混合燃烧更剧烈，压力升高率也会相应地增加[12-13]．文献[14]还发现低十六烷值燃料在喷雾贯穿距过长的工况下，柴油机可能会产生极高的压力振荡，导致机械结构损伤．常规柴油机燃烧压力振荡往往有限，而高强化柴油机爆震时极高的压力振荡反映出缸内燃烧放热不均匀，存在大梯度压力场分布，但是强烈压力振荡机理还有待探究．

近年来，燃烧可视化方法被广泛应用于发动机燃烧研究领域，有助于对燃烧过程的深刻理解．其主要研究手段是使用石英玻璃等高透光度、高强度的材料，替代燃烧室壁面或活塞等部件，形成光学通路以供高速摄影．对于传统发动机，常使用内窥镜或者光学发动机进行可视化研究．然而，当压力升高率的幅值超过1500kPa/°,CA 时，发动机会承受巨大的热负荷和机械应力，对光学部件造成损害，无法开展爆震等破坏性试验[15]．因此，能承受极端工作环境并精准控制初始/边界条件的可视化快速压缩机试验平台，在破坏性爆震试验中备受研究者青睐．近年来，众多学者基于可视化快速压缩机试验平台开展了许多汽油机的爆震以及超级爆震的相关研究[16-17]，但是关于柴油机燃烧粗暴的可视化研究还鲜见报道．因此，有必要基于快速压缩机开展柴油燃烧粗暴的可视化试验研究，有助于研究者更全面地理解高原发动机燃烧粗暴的影响机理．

基于上述问题，笔者在一台高强度可视化快速压缩机上开展了高海拔模拟环境下柴油机燃烧粗暴可视化试验研究．结合高速摄影和瞬态压力测试等手段，获得了柴油机粗暴燃烧特性及其影响规律．研究结果对高海拔重型柴油机燃烧过程优化和燃烧粗暴控制具有重要现实意义．

1 试验设备和研究方法

1.1 快速压缩机试验平台

本次试验使用的快速压缩机试验平台如图1所示，其主要是由压缩室、燃烧室、液压制动缸、驱动气缸以及高压储气罐5部分组成．该快速压缩机试验平台最高能承受30MPa的爆发压力以及幅值为10MPa的压力振荡，完全满足试验需求．通过调节压缩行程和余隙容积，压缩比在10～21范围内灵活可变．本次试验使用带切槽的活塞来削弱缸内流场不均匀性带来的影响[18]．试验中采用压电式瞬态压力传感器(Kistler 6045A)来捕捉缸内燃烧压力发展过程．传感器顶面与燃烧室壁面齐平安装以减少探头对燃烧过程的影响，具体位置如图2所示．传感器测量的信号经过电荷放大器(Kistler 5064C)后，再由数据采集卡以100kHz的频率进行采集，最后保存在计算机中．光学窗口采用厚度为40mm的耐高压石英玻璃．利用带有105mm镜头(AFMicro Nikkor 1∶2.8D)的高速照相机(Photron SA-Z)拍摄燃烧图像，分辨率为320像素×128像素，相机的拍摄速度可以达到20×104Hz，快门速度设置为最高3.15µs/帧．

图1 快速压缩机试验平台

图2 光学燃烧室、压力传感器以及喷油器布置示意

1.2 喷油系统及燃料

本次试验采用改装后的博世高压共轨喷油系统，最高喷油压力可以达到140MPa．为重点探究十六烷值对燃烧粗暴的影响，选用高海拔高寒地区常用的低十六烷值柴油和与国标柴油性质接近的高十六烷值燃料．4种柴油分别以它们的十六烷值命名，其他的物理化学性质如表1所示．使用自行设计的喷油系统控制程序和LabView VI软件实现对喷油器电磁阀精准的控制，同时给喷油器一个TTL脉宽信号来控制喷油正时以及喷油脉宽，这也有助于量化喷油量.进行试验之前使用高精度电子天平对4种柴油在喷油压力inj＝30MPa、40MPa、50MPa和60MPa条件下进行标定，每次测量时喷油25次，测量3次后取平均值，标定结果见图3，尽管各种柴油在密度上有轻微不同，但是引起喷油量的变化较小，例如在喷油压力50MPa工况下每次喷油最大误差也仅仅为0.05mg.所以在误差允许范围内，可以大致认为每次试验中4种柴油在不同喷油压力下喷油量相等．

图3 4种柴油在不同喷油压力下的标定结果

1.3 试验工况

试验中，首先把纯度大于99.999%的高纯空气通入一个容积为6L的预混罐中．与此同时，使用磁力搅拌器对其搅拌以提高气体的热均匀性，试验前的搅拌时间最少为2h．通过均匀缠绕保温棉和加热带，结合带有比例积分微分(PID)控制的加热系统对预混罐和气体连接管道进行加热，可以使预混罐和管道中的气体达到预设值．使用同样的方法对燃烧室壁面也进行加热，让壁面温度(w)控制在363K左右，这也和实际发动机的壁面温度比较接近．

表1 4种柴油的物理化学性质

Tab.1 Physical and chemical properties of four kinds of diesel

表2给出了本次试验的工况．喷油压力inj从30MPa增加到60MPa，用于探究喷油压力对燃烧粗暴的影响．单孔喷油器的孔径为0.32mm，这也和重型柴油机使用的喷油器比较匹配．喷油正时(SOI)的触发压力(SOI)设置为1.0MPa和0.8MPa，喷油脉宽()为2.0ms和3.0ms，但是由于喷油器接受控制系统的信号后需要一定的响应时间，所以略微有所波动．另外，为了研究撞壁距离对燃烧粗暴的影响机理，本次试验在缸径为70mm和120mm两种燃烧室中进行，调节不同的初始压力(i)使压缩上止点压力(c)控制在2.1MPa附近，这也与柴油机在海拔4500m下运行工况类似[19]．初始温度i控制在343K，根据参考文献[20]，上止点温度c计算式为

式中为比热比，它是关于温度的函数，可以通过查表法获得．每个工况点进行3次重复性试验来保证试验结果的准确性，同时在每个工况点试验之后，使用无水乙醇擦洗燃烧室，消除每次燃烧过后的碳烟产物，避免出现下次燃烧中的热点引起的早燃现象．

表2 试验工况

Tab.2 Operating conditions

1.4 快速压缩机重复性验证

为了验证快速压缩机试验平台重复工作的可靠性，针对相同热力学状态下冷场和燃烧粗暴工况分别进行3次重复性验证试验．图4(a)给出了纯空气压缩的缸压曲线，从图中可以看出，在初始压力为0.065MPa的前提下，3次试验的上止点压力分别为2.095MPa、2.074MPa、2.062MPa，上止点压力误差在3%以内，缸内压力曲线基本吻合．与此同时，图4(b)也给出了CN43.9燃料在inj＝50MPa条件下的3组压力曲线，从图中可以看到较高的压力峰值以及剧烈的压力振荡，显然这符合燃烧粗暴的特点．尽管由于自燃现象的随机性，导致峰值压力误差较冷场工况有所升高，但是3组压力曲线依然保持了良好的一致性．因此，该快速压缩机试验平台具有良好可重复性，可以满足试验需求．

1.5 燃烧粗暴强度评价标准

以经过带通滤波(4～25kHz)处理后的最大缸内压力振荡幅值(KI)来评价燃烧粗暴强度．燃烧粗暴强度指标KI是对爆震燃烧过程的压力示功图用快速傅里叶变化(FFT)进行带通滤波，消除测量过程中混入的压力谐波的影响后，取滤波后压力振荡的最大幅值作为燃烧粗暴强度的评价指标．基于快速压缩机的汽油机爆震研究文献[21]和柴油机燃烧粗暴文献[15]，将KI分成3个等级：当KI≤0.2MPa时认为其属于柴油机失火区；当0.2MPa＜KI＜2.0MPa时认为其属于正常工作区，不会对柴油机结构造成破坏，当KI≥2.0MPa时认为其属于强烈燃烧粗暴．

2 试验结果与讨论

2.1 喷油压力对燃烧粗暴的影响

首先在缸径为70mm的燃烧室中研究喷油压力对燃烧粗暴的影响，燃料为CN43.9柴油，喷油脉宽为2.0ms．图5给出了喷油压力在30～60MPa的缸内压力曲线．从图中可以看出，当喷油压力为30MPa时，缸内压力在上止点附近并没有明显上升．受到燃烧室边界散热的影响，缸内压力甚至略有下降．当喷油压力升高至40MPa时，在上止点1.7ms附近有一个明显的压力上升，并且缸压曲线在峰值附近产生了剧烈波动，这显然符合燃烧粗暴的特点．继续增加喷油压力到50MPa时，峰值压力增加到13.31MPa．最后，当喷油压力为60MPa时，最高爆发压力出现的时刻提前，数值达到了25.64MPa，同时压力振荡幅值也明显高于其他工况．经计算，喷油压力为30～60MPa时，KI值分别为0.08MPa、3.64MPa、4.25MPa和9.49MPa．根据评价准则，30MPa工况属于失火区，其余4种喷油压力工况则是强烈燃烧粗暴工况．

为了进一步研究喷油压力对燃烧模式的影响机理，图6给出了inj30MPa、40MPa和50MPa条件的高速摄影图片．受限于较低的喷雾动量以及贯穿速度，inj＝30MPa工况下的着火位置靠近于喷油器．同时受到大孔径喷油器和低喷油压力的影响，柴油的雾化质量较差，导致燃烧速度下降，形成的火焰以相对缓慢的速度沿着喷雾轴线传播．当喷油压力增加到40MPa时，喷雾的贯穿速度和贯穿距显著增加，所以液相喷雾在离开喷油器后撞击燃烧室壁面，形成附壁油膜．然而受限于较低的壁面温度，油膜燃烧的时间进一步滞后，这也留出了充足时间让蒸发燃油与周围热空气混合，促进混合气形成．密度较低的混合气在燃烧室上方聚集，当混合气积累到一定值时，在近壁面处出现了蓝色自燃反应区．借助于自燃的化学发光，可以观察到液相喷雾持续撞击壁面．随着喷油压力继续增加到50MPa时，自燃出现的时间也进一步提前．在燃烧粗暴工况，可以观察到自燃在燃烧室上方出现后迅速向下传播．

图5 不同喷油压力下的缸内压力和压力振荡(D＝70mm，CN43.9)

基于光学图像，利用火焰前锋切线随时间的位置变化来计算反应前锋的传播速度．根据火焰表面形状计算出火焰在多路径下的传播速度，将多路径计算结果的平均值定义为火焰传播速度．同时，不同路径下火焰传播速度的最大差值被定义为最大计算误差(＜10%)．计算得到inj＝40MPa和50MPa条件下自燃反应前锋的传播速度分别为1885m/s和2055m/s．值得注意的是这两个速度都超过了当地声速，超音速自燃反应前锋在封闭燃烧室中的传播诱发压力振荡，这也和超级爆震研究文献[22]中的结论类似．因此，在喷雾撞壁工况下提高喷油压力，导致预混合燃烧阶段增强．大量混合气自燃放热，加快了自燃反应前锋的传播速度，从而增加燃烧粗暴强度．

图6 不同喷油压力下的燃烧图像

2.2 撞壁距离对燃烧粗暴的影响

试验紧接着在＝120mm的大燃烧室中进行，进一步探究撞壁距离对燃烧粗暴的影响．通过调节初始压力将上止点压力依然控制在2.1MPa，但是由于燃烧室容积的增加导致压缩比下降，所以在相同初始温度条件下上止点温度也略有下降．图7给出了大燃烧室中不同喷油压力条件下的缸内压力．与小燃烧室类似工况相比，缸内峰值压力显著下降．具体来说，当喷油压力为60MPa时，峰值压力也仅为3.53MPa．同时，当喷油压力从30MPa增加到60MPa，KI值却始终接近于零．这就说明在更长的撞壁距离下，喷油压力的作用效果并不明显．

图7 大燃烧室中不同喷油压力条件下的缸内压力(D＝120mm，CN43.9)

图8给出＝120mm和inj＝50MPa工况下压力轨迹以及燃烧图像．如图8所示，当时间来到上止点后2.1ms，在撞壁区域附近出现了一小块蓝色火焰区域．然而，该火焰的化学发光亮度明显低于小燃烧室中的蓝色自燃反应区，并且也没有形成明显的火焰传播，表现出低温不稳定火焰的特点[2]．相比于小燃烧室类似工况，大燃烧室在预混合燃烧阶段中形成的混合气大幅度减少．这主要是因为撞壁喷雾速度随着撞壁距离的增加减少，从而产生了两个不利于混合气形成的两个因素．首先，燃油撞击壁面速度变慢导致壁面对喷雾液滴的作用力减弱，这就让喷雾液滴破碎过程受阻．其次，在空气阻力的作用下，撞壁燃油从燃烧室壁面分离，并在前缘形成漩涡[23]，而漩涡的能量也取决于喷雾动能，撞壁喷雾动能随着自由喷雾比例增大而减少，进一步削弱了漩涡区强度，导致液滴与周围热空气的混合速率减慢．尽管低温火焰放出的热量有限，但缸内压力在此之后开始上升．紧接着附壁油膜也开始燃烧，形成的高温黄色火焰逐渐吞噬低温火焰，并且沿着壁面向两侧平缓发展．然而，整个燃烧过程并没有观察到类似小燃烧室中的自燃反应前锋，故未出现压力振荡．由此可见，延长撞壁距离削弱了预混合燃烧阶段中混合气的形成，从而抑制了燃烧粗暴．另外，如果处于类似于冷启动的低温工况，甚至会出现失火现象．

图8 D＝120mm和pinj＝50MPa条件下缸内压力和燃烧图像

2.3 十六烷值对燃烧粗暴的影响

通过前期试验发现喷雾撞壁对燃烧粗暴具有重大影响，同时也观察到燃烧粗暴产生与混合气自燃有较大联系，考虑到燃料的自燃特性与十六烷值息息相关．因此，试验在燃烧粗暴工况下进一步研究十六烷值对燃烧粗暴的影响．考虑到试验安全性，喷油压力和喷油脉宽分别设置为50MPa和2ms．

图9给出了4种燃料的缸内压力和压力振荡曲线，从图中可以观察到4种燃料的燃烧相位存在较大差异．这是因为柴油喷雾的黏度增加，导致喷雾贯穿速度下降以及撞壁的时刻也相应推迟[24]，进而导致燃烧时刻滞后．在该工况下，3种低十六烷值燃料都发生了强烈燃烧粗暴现象．而对于CN53.7而言，该柴油自燃特性较好，预混合燃烧阶段形成的可燃混合气较少，所以燃烧时压力上升平缓．进一步分析，发现CN43.4和CN43.9作为十六烷值接近的燃料，它们不仅峰值压力都接近于12MPa，而且KI值也相差不大．然而，CN37.3作为十六烷值最低的燃料，其峰值压力(max＝11.20MPa)却低于另外两种柴油，这是因为在喷雾撞壁工况下继续降低十六烷值，燃烧进一步推迟，且峰值压力开始下降[15]．经计算，3种低十六烷值燃料的燃烧粗暴强度分别为4.47MPa、4.25MPa和3.88MPa，基本维持在同一水平，这就说明低十六烷值燃料的燃烧粗暴特性对喷油压力和撞壁距离更加敏感．

图10进一步展示了4种柴油的燃烧过程．首先，由于4种燃料在该工况下都发生了喷雾撞壁，因此都可以观察到附壁油膜燃烧．对于CN37.3工况，在喷油撞壁的位置附近首先观察到油膜燃烧，但是并未发生向爆燃或者爆轰自燃模式的转变，而是以相对较慢的速度向未燃区域进行扩散燃烧．由于火焰前锋对喷油嘴位置处末端混合气的压缩加热作用，在上止点后3.90ms发生了末端混合气自燃，随之快速传播的压力波引发了强烈的压力振荡．对于CN43.4和CN43.9而言，由于较高的十六烷值，在形成扩散燃烧之前便在燃烧室上方的近壁面处发生了最终向爆轰波演化的混合气自燃．进一步对CN53.7的燃烧过程进行分析，在整个燃烧过程中都没有捕捉到蓝色自燃区，只能观察高温黄色火焰以一个相对缓慢的速度沿着燃烧室壁面和喷雾轴线发展．这充分说明高十六烷值燃料难以在短暂预混合燃烧阶段形成充足的混合气，更难以形成自燃反应前锋，从而抑制了燃烧粗暴现象．因此，结合之前的研究表明高原重型柴油机燃烧粗暴起源于近壁面自燃，并且与喷雾撞壁和十六烷值息息相关．

图10 喷雾撞壁工况下4种柴油的燃烧图像(D＝70mm，pinj＝50MPa)

3 结 论

(1) 燃烧粗暴起源于近壁面混合气自燃，超音速自燃反应前锋在封闭燃烧室中传播诱发破坏性压力振荡．严重燃烧粗暴工况下最高压力超过25MPa，压力振荡幅值接近10MPa，类似于增压直喷汽油机的超级爆震现象．

(2) 在相同边界条件下，随着喷油压力的提高，缸压曲线更加尖锐并且峰值压力显著提高．此外，在喷雾撞壁工况下，提高喷油压力会使自燃时刻提前，自燃反应前锋的传播速度加快，燃烧粗暴强度增加．在相同喷油压力情况下，延长喷雾撞壁距离却使峰值压力显著下降，同时降低燃烧粗暴倾向．

(3) 对比了不同十六烷值燃料在喷雾撞壁工况下的燃烧特性，进一步发现使用低十六烷值燃料会增加燃烧粗暴倾向．然而，对于CN＜45的柴油而言，降低十六烷值并不会使燃烧粗暴强度发生显著变化，这就说明低十六烷值燃料的燃烧粗暴特性对喷油压力和撞壁距离更加敏感．

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Optical Experiments on Diesel Knock Under Simulated High-Altitude Conditions

Cui Yuhang1, 2，Wei Haiqiao2，Wang Xiangting2，Hu Zhen2，Pan Jiaying2

(1. Tianjin Internal Combustion Engine Research Institute，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Based on a rapid compression machine，this work investigated optical experiments on diesel knock under simulated high-altitude(4500m)conditions through adjusting combustion boundary conditions and synchronically performing high-speed direct photography and simultaneous pressure acquisition. Four diesel fuels with different cetane numbers were selected to study the effects of fuel injection pressure and cetane number(CN) on the spray impingement process and diesel knocking intensity. Results show that spray impingement and cetane number have significant effects on the diesel knock. Under spray impingement conditions，autoignition is advanced with the increase of the fuel injection pressure，and the propagation speed of the autoignition reaction front is accelerated，thus enhancing the diesel knocking intensity. For the given injection pressure，a longer wall distance decreases the peak pressure significantly and reduces the tendency to diesel knock；meanwhile，diesel knock is more likely to be encountered with a low cetane number fuel. However，for the diesel of CN＜45，the reduction of cetane number does not significantly change the diesel knocking intensity，which indicates that the knock intensity of the low cetane number fuel is generally sensitive to the injection pressure and wall distance. Further analysis of visualization images shows that the diesel knock originated from the near-wall autoignition. The propagation of supersonic reaction fronts in a confined combustion chamber results in a destructive pressure oscillation，which may accelerate the damage and ablation of core components in the combustion chamber. These research results have important practical significance for combustion process optimization and the control for diesel knock of high-altitude heavy-duty diesel engines.

diesel knock；optical rapid compression machine；spray impingement；cetane number

10.11784/tdxbz202103051

TK401

A

0493-2137(2022)04-0383-08

2021-03-25；

2021-05-19.

崔宇航（1983—  ），女，硕士，工程师，cuiyuhang2005@sina.com.

胡 祯，huzhen@tju.edu.cn.

国家自然科学基金重点资助项目(51706152，51825603)；国家重点研发计划资助项目(2017YFE0102800)；天津市自然科学基金资助项目(18JCQNJC07500).

Supported by the Key Program of the National Natural Science Foundation of China(No.51706152，No.51825603)，the National Key Research and Development Program of China(No.2017YFE0102800)，the Natural Science Foundation of Tianjin，China(No. 18JCQNJC07500).

(责任编辑：金顺爱)