燃燒邊界條件對(duì)異辛烷自燃及爆震的影響

劉昌文，馬國(guó)斌，潘家營(yíng)，衛(wèi)海橋，胡?禎

?

燃燒邊界條件對(duì)異辛烷自燃及爆震的影響

劉昌文，馬國(guó)斌，潘家營(yíng)，衛(wèi)海橋，胡?禎

(天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072)

爆震現(xiàn)象是限制現(xiàn)代高強(qiáng)化內(nèi)燃機(jī)熱效率大幅度提高的關(guān)鍵技術(shù)瓶頸，而目前其機(jī)理尚不完全清楚．針對(duì)高強(qiáng)化內(nèi)燃機(jī)在低速大負(fù)荷條件下存在的爆震及超級(jí)爆震異常燃燒現(xiàn)象，基于一臺(tái)重復(fù)性良好的可視化快速壓縮機(jī)，以自燃理論與現(xiàn)有爆震機(jī)理為理論基礎(chǔ)，以測(cè)量燃燒室內(nèi)瞬態(tài)壓力以及分析高速攝影燃燒圖像為主要研究手段，開(kāi)展了燃燒邊界條件對(duì)異辛烷-空氣混合氣自燃及爆震影響的試驗(yàn)研究，量化研究了有效能量密度、自燃模式與爆震強(qiáng)度之間的影響關(guān)系，初步探索了壁面溫度對(duì)爆震強(qiáng)度的作用機(jī)理．結(jié)果表明：在當(dāng)前試驗(yàn)工況下，隨著初始溫度的提高，異辛烷自燃時(shí)刻逐漸提前，爆震強(qiáng)度逐漸增強(qiáng)并出現(xiàn)了超級(jí)爆震；與初始溫度對(duì)自燃時(shí)刻及爆震的影響規(guī)律類似，自燃時(shí)刻、爆震特性與初始?jí)毫Τ收嚓P(guān)性；在當(dāng)量比趨近于1時(shí)，異辛烷爆震強(qiáng)度顯著增強(qiáng)并出現(xiàn)了超級(jí)爆震，而在當(dāng)量比稍濃時(shí)有所減弱；但是綜合而言，相較于初始溫度，爆震強(qiáng)度對(duì)初始?jí)毫彤?dāng)量比更加敏感；同時(shí)，爆震強(qiáng)度與可燃混合氣有效能量密度密切相關(guān)，隨著有效能量密度提高，正常燃燒逐漸向強(qiáng)烈爆震和超級(jí)爆震轉(zhuǎn)移；另外，壁面溫度對(duì)爆震強(qiáng)度也具有重要影響，相同有效能量密度條件下，壁面溫度越高，爆震強(qiáng)度越強(qiáng)，甚至?xí)T發(fā)超級(jí)爆震．

快速壓縮機(jī)；超級(jí)爆震；當(dāng)量比；能量密度；壁面溫度

近年來(lái)，汽油機(jī)高強(qiáng)化被認(rèn)為是實(shí)現(xiàn)內(nèi)燃機(jī)熱效率大幅提高的最有潛力的節(jié)能新技術(shù)．但是隨著高強(qiáng)化程度的增加，汽油機(jī)在低速大負(fù)荷條件下往往會(huì)出現(xiàn)常規(guī)爆震和超級(jí)爆震等爆震現(xiàn)象[1-9]．爆震發(fā)生時(shí)，缸內(nèi)壓力峰值最高可達(dá)30MPa，壓力振蕩幅值超過(guò)10MPa[10]．不僅破壞發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)，而且還影響發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性和排放特性[11-12]．爆震問(wèn)題已成為限制汽油機(jī)熱效率大幅提升的主要技術(shù)瓶頸．通常認(rèn)為，常規(guī)爆震是由末端混合氣自燃引發(fā)的高頻壓力振蕩現(xiàn)象；而超級(jí)爆震是由早燃誘發(fā)的初期火焰?zhèn)鞑ゲ殡S更加強(qiáng)烈壓力振蕩的燃燒現(xiàn)象[13]，超級(jí)爆震的產(chǎn)生與局部“熱點(diǎn)”自燃發(fā)展密切相關(guān)[14-21]．盡管形成機(jī)理有所不同，但常規(guī)爆震和超級(jí)爆震均是由封閉空間局部未燃?xì)怏w自燃引發(fā)的、具有強(qiáng)烈壓力振蕩的異常燃燒現(xiàn)象．國(guó)內(nèi)外對(duì)爆震現(xiàn)象進(jìn)行了大量研究，但由于其燃燒過(guò)程錯(cuò)綜復(fù)雜，目前仍然缺乏關(guān)于爆震機(jī)理的完整解釋．基于Zeldovich[22]自燃理論，文獻(xiàn)[14-15]開(kāi)展了單熱點(diǎn)內(nèi)自燃反應(yīng)波沿溫度梯度傳播的機(jī)理研究，提出了表征反應(yīng)活性梯度和壓力波/反應(yīng)放熱耦合的無(wú)量綱參數(shù)，將自燃模式劃分為爆燃(deflagration)、發(fā)展中的爆轟(developing detonation)和熱爆炸(thermal explosion)，為量化和識(shí)別不同強(qiáng)度的爆震現(xiàn)象提供了重要參考．文獻(xiàn)[10]對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)超級(jí)爆震發(fā)生頻次進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析，認(rèn)為超級(jí)爆震可能經(jīng)歷熱點(diǎn)誘發(fā)爆燃到爆轟的觀點(diǎn)，并通過(guò)高速攝影方法捕捉到局部自燃導(dǎo)致超級(jí)爆震的過(guò)程[17]．文獻(xiàn)[18，21]在快速壓縮機(jī)(RCM)上也觀察到了異辛烷-空氣混合氣的爆震過(guò)程，明確了發(fā)動(dòng)機(jī)的超級(jí)爆震是由于缸內(nèi)混合氣氣相爆轟的結(jié)果．

由于爆震燃燒屬于破壞性試驗(yàn)，試驗(yàn)條件較為苛刻，已有研究試驗(yàn)工況相對(duì)有限，如壓縮上止點(diǎn)壓力在2MPa左右、集中在化學(xué)當(dāng)量比條件下，目前關(guān)于不同燃燒邊界條件對(duì)爆震的影響規(guī)律缺乏全面認(rèn)識(shí)，對(duì)不同爆震強(qiáng)度的自燃模式及其關(guān)聯(lián)機(jī)制尚不完全清楚．因此，為進(jìn)一步探究不同燃燒邊界條件對(duì)自燃及爆震的影響，本文以異辛烷-空氣預(yù)混氣體為研究對(duì)象，結(jié)合缸內(nèi)壓力測(cè)量和高速攝影方法，在快速壓縮機(jī)上進(jìn)行了不同初始溫度、壓力、當(dāng)量比和壁面溫度等條件下的爆震試驗(yàn)．研究結(jié)果有助于發(fā)動(dòng)機(jī)爆震機(jī)理的深入揭示和爆震現(xiàn)象的有效控制與優(yōu)化．

1?試驗(yàn)裝置和研究方法

1.1?快速壓縮機(jī)試驗(yàn)平臺(tái)

快速壓縮機(jī)由高壓儲(chǔ)氣罐、驅(qū)動(dòng)腔、液壓腔、壓縮腔和燃燒室組成，試驗(yàn)平臺(tái)如圖1所示．燃燒室缸徑為70mm，采用帶切槽活塞以降低缸內(nèi)流場(chǎng)的不均勻性．壓縮比通過(guò)改變活塞行程和燃燒室高度調(diào)節(jié)，調(diào)節(jié)范圍為6～18．試驗(yàn)中采用3種壓縮比(10.60、13.25和17.67)，從而使得活塞到達(dá)上止點(diǎn)時(shí)混合氣熱力學(xué)條件接近實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)工況(上止點(diǎn)壓力0.8～5.0MPa，上止點(diǎn)溫度657～778K)．快速壓縮機(jī)(rapid compression machine，RCM)試驗(yàn)平臺(tái)參數(shù)如表1所示．試驗(yàn)所用缸壓傳感器為KISTLER 6045A，量程為25MPa；傳感器頂面與燃燒室壁面齊平安裝，以減小測(cè)量誤差．電荷放大器采用KISTLER 5064C．使用星儀CWDZ11插入式PT100熱電阻溫度傳感器測(cè)量?jī)?nèi)壁面溫度，溫度測(cè)量點(diǎn)與內(nèi)壁面齊平．光學(xué)窗口采用耐高壓石英玻璃，采用Photron SA-Z高速相機(jī)拍攝燃燒過(guò)程圖像，分辨率為256像素×256像素，拍攝速度105幀/s，快門速度8.39ms.

試驗(yàn)中，采用瞬態(tài)壓力傳感器測(cè)定缸內(nèi)壓力信號(hào)，缸內(nèi)溫度隨時(shí)間變化規(guī)律用熱力學(xué)公式進(jìn)行擬合．對(duì)于活塞壓縮過(guò)程來(lái)說(shuō)，根據(jù)絕熱核心假設(shè)可以將從開(kāi)始?jí)嚎s至自燃時(shí)刻這一過(guò)程視為等熵壓縮過(guò)程．這里自燃時(shí)刻是指壓縮上止點(diǎn)后缸內(nèi)壓力快速上升的時(shí)刻．因此，缸內(nèi)混合氣在壓縮過(guò)程中的熱力學(xué)溫度可以通過(guò)以下公式[18]計(jì)算：

(1)

式中：0和0分別為壓縮前初始溫度和壓力；為比熱比，是溫度的函數(shù)；()為缸內(nèi)壓力；()為計(jì)算時(shí)刻的缸內(nèi)溫度．

圖1?試驗(yàn)平臺(tái)示意

Fig.1?Schematic of experimental platform

表1?快速壓縮機(jī)試驗(yàn)平臺(tái)參數(shù)

Tab.1?Parameters of RCM experimental platform

1.2?研究方法

因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)爆震現(xiàn)象是由于缸內(nèi)局部未燃預(yù)混合氣自燃誘發(fā)導(dǎo)致的劇烈壓力振蕩現(xiàn)象，所以為了將爆震燃燒細(xì)節(jié)進(jìn)行“放大”，研究中采用預(yù)混壓燃方式開(kāi)展了類發(fā)動(dòng)機(jī)不同燃燒邊界條件下快速壓縮機(jī)試驗(yàn)．試驗(yàn)中采用純度大于99.0%的異辛烷和純度99.9%的高純空氣，根據(jù)分壓定律配制相應(yīng)當(dāng)量比的混合氣，并在預(yù)混罐內(nèi)靜止攪拌2h以上，以保證預(yù)混完全．例如，在配制當(dāng)量比為1.0的異辛烷-空氣混合氣時(shí)，異辛烷與空氣的摩爾比為1∶59.5，采用準(zhǔn)確度等級(jí)0.1級(jí)的ROSEMOUNT 3051壓力變送器來(lái)測(cè)量各組分的絕對(duì)壓力，按分壓定律配制混合氣，用PID溫控加熱帶來(lái)控制預(yù)混罐內(nèi)混合氣的初始溫度，控制精度為±1K，并用磁力攪拌器攪拌2h以上，以確?；旌蠚忸A(yù)混均勻．燃燒室壁面溫度通過(guò)PID溫控加熱帶加以控制．缸內(nèi)壓力用NI USB 6366采集卡配合數(shù)據(jù)采集軟件加以采集、顯示和保存，采樣率為100kHz．用壓力信號(hào)觸發(fā)采集，試驗(yàn)中壓力信號(hào)觸發(fā)閾值設(shè)置為1.0MPa，觸發(fā)模式為參考觸發(fā)．為了保證采集數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，電荷放大器與數(shù)據(jù)采集卡之間沒(méi)有添加硬件濾波，防止將缸內(nèi)壓力本征振蕩濾除．缸內(nèi)壓力振蕩曲線由缸內(nèi)壓力曲線經(jīng)過(guò)4～20kHz帶通濾波進(jìn)行快速傅里葉變換獲得．

1.3?快速壓縮機(jī)試驗(yàn)重復(fù)性驗(yàn)證

為了說(shuō)明試驗(yàn)的可重復(fù)性，本文對(duì)相同爆震循環(huán)進(jìn)行多次重復(fù)性試驗(yàn)．圖2給出了初始溫度initial＝333.0K、初始?jí)毫nitial＝0.06MPa、壁面溫度wall＝303.0K、異辛烷/空氣當(dāng)量比＝1.0、壓縮比CR＝17.67條件下的缸內(nèi)壓力曲線．由圖2可見(jiàn)，本試驗(yàn)工況發(fā)生了輕微爆震，最大壓力峰值為4.1±0.1MPa，爆震起始時(shí)刻61.5±0.5ms，5次缸壓曲線(包括壓縮過(guò)程)基本吻合．圖3給出了初始溫度initial＝333.0K、初始?jí)毫nitial＝0.08MPa、壁面溫度wall＝303.0K、異辛烷/空氣當(dāng)量比＝1.0、壓縮比為CR＝17.67的缸內(nèi)壓力曲線．同樣地，超級(jí)爆震工況下不同測(cè)試循環(huán)的缸內(nèi)壓力曲線也基本吻合，包括爆震起始時(shí)刻和壓力峰值．因此，盡管自燃現(xiàn)象具有一定的隨機(jī)性，通過(guò)精確控制燃燒邊界條件，可以使該快速壓縮機(jī)具有很好的可重復(fù)性，可以滿足不同工況下爆震試驗(yàn)的可重復(fù)性要求．

圖2?輕微爆震工況下的重復(fù)性試驗(yàn)

圖3?超級(jí)爆震工況下的重復(fù)性試驗(yàn)

2?試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1?初始溫度和壓力對(duì)爆震的影響

圖4給出了化學(xué)當(dāng)量比條件下，不同初始溫度和壓力條件下的缸內(nèi)壓力曲線．如圖4(a)所示，相同初始?jí)毫l件下，隨著初始溫度的提高，自燃時(shí)刻提前，爆震強(qiáng)度總體上呈現(xiàn)增強(qiáng)趨勢(shì)．當(dāng)initial＝313.0K時(shí)，缸內(nèi)壓力較為平滑，沒(méi)有出現(xiàn)缸內(nèi)壓力振蕩現(xiàn)象，表現(xiàn)為正常燃燒過(guò)程；當(dāng)initial＝323.0K時(shí)，缸內(nèi)壓力出現(xiàn)了明顯振蕩現(xiàn)象，振幅KIA＞3.0MPa；隨著初始溫度提高至initial＝343.0K，缸內(nèi)峰值壓力提高至17.0MPa，壓力振幅KIA＝6.0MPa．自燃時(shí)刻和爆震強(qiáng)度呈明顯的正相關(guān)性．這與文獻(xiàn)[20]中的結(jié)論(爆震強(qiáng)度與可燃混合氣溫度不具有單調(diào)性，當(dāng)溫度升高至某一程度時(shí)爆震強(qiáng)度反而下降)不同，主要原因是本研究溫度范圍較為有限，如initial＝313.0～343.0K所對(duì)應(yīng)的壓縮上止點(diǎn)溫度在792.0～842.1K之間．與初始溫度相比，不同初始?jí)毫l件下的自燃時(shí)刻和爆震特性表現(xiàn)出相似的變化規(guī)律，自燃時(shí)刻與爆震特性也呈正相關(guān)性，如圖4(b)所示．但也發(fā)現(xiàn)，隨著初始?jí)毫Φ奶岣?，自燃時(shí)刻更加提前，峰值壓力和爆震強(qiáng)度提升更加顯著，例如initial＝0.14MPa條件下的峰值壓力為27.0MPa，爆震強(qiáng)度KIA＞10.0MPa．根據(jù)文獻(xiàn)[10]關(guān)于爆震強(qiáng)度定義，上述爆震現(xiàn)象可視為超級(jí)爆震(后文將結(jié)合可視化結(jié)果和自燃模式圖對(duì)其進(jìn)行進(jìn)一步驗(yàn)證說(shuō)明)．由此可見(jiàn)，在當(dāng)前試驗(yàn)條件下，爆震強(qiáng)度隨著初始溫度、壓力提高而增強(qiáng)，且初始?jí)毫?duì)超級(jí)爆震現(xiàn)象的作用更加顯著．

圖4?初始溫度和壓力對(duì)爆震的影響

2.2?當(dāng)量比對(duì)爆震的影響

圖5給出了異辛烷-空氣混合氣相同熱力學(xué)狀態(tài)、不同當(dāng)量比條件下的缸內(nèi)壓力曲線．如圖5(a)所示，在較高初始?jí)毫nitial＝0.14MPa條件下，當(dāng)當(dāng)量比＝0.6時(shí)，自燃時(shí)刻相對(duì)較晚，沒(méi)有出現(xiàn)缸內(nèi)壓力振蕩，表現(xiàn)為正常燃燒．當(dāng)0.8時(shí)，自燃時(shí)刻明顯提前，缸內(nèi)壓力曲線開(kāi)始出現(xiàn)輕微壓力振蕩現(xiàn)象，此時(shí)壓力峰值升高到13.0MPa．當(dāng)1.0時(shí)，缸內(nèi)壓力出現(xiàn)強(qiáng)烈振蕩，壓力峰值高達(dá)26.0MPa，表現(xiàn)為超級(jí)爆震現(xiàn)象．而當(dāng)1.2，可燃混合氣變濃，此時(shí)自燃時(shí)刻有所延遲，但壓力振蕩強(qiáng)度并未出現(xiàn)明顯的變化，仍然為超級(jí)爆震現(xiàn)象．在較低初始?jí)毫nitial＝0.10MPa條件下，爆震特性隨當(dāng)量比的變化呈現(xiàn)相同的規(guī)律，但自燃時(shí)刻有所推遲，爆震強(qiáng)度總體減弱，最高峰值壓力降低至22.0MPa，如圖5(b)所示．由此可見(jiàn)，當(dāng)≤1.0時(shí)，爆震強(qiáng)度隨著當(dāng)量比的提高而增加(特別是≥0.8)，最高壓力振幅KIA≥10.0MPa；但隨著當(dāng)量比在較濃區(qū)增加時(shí)，爆震強(qiáng)度開(kāi)始降低，如圖5(c)所示．這說(shuō)明爆震現(xiàn)象(尤其是超級(jí)爆震)對(duì)可燃混合氣當(dāng)量比非常敏感，強(qiáng)烈爆震傾向于發(fā)生在化學(xué)當(dāng)量比以及稍濃混合氣區(qū)域，此時(shí)可燃混合氣的化學(xué)反應(yīng)活性較強(qiáng)，滯燃期和放熱期相對(duì)較短，有利于壓力波和自燃反應(yīng)放熱之間的強(qiáng)烈?耦合[17, 21, 23]．

2.3?有效能量密度對(duì)爆震的影響

上述研究表明，初始熱力學(xué)條件(溫度、壓力)和當(dāng)量比對(duì)爆震都具有重要影響．考慮到溫度、壓力和當(dāng)量比本質(zhì)上可以反映混合氣的有效能量密度，因此這里引入有效能量密度參數(shù)來(lái)統(tǒng)一量化不同影響參數(shù)對(duì)爆震強(qiáng)度的影響權(quán)重．由發(fā)動(dòng)機(jī)爆震試驗(yàn)相關(guān)研究[7, 17-18]可知，可以根據(jù)爆震時(shí)缸內(nèi)壓力振蕩幅值大小將爆震強(qiáng)度分為3個(gè)等級(jí)：0＜KIA＜0.2MPa為弱爆震，0.2MPa≤KIA＜2.0MPa為強(qiáng)烈爆震；?KIA≥2.0MPa且峰值壓力大于正常燃燒的50%為超級(jí)爆震(后面將結(jié)合可視化圖像對(duì)其進(jìn)行進(jìn)一步說(shuō)明).圖6給出了混合氣自燃時(shí)刻不同熱力學(xué)狀態(tài)下爆震強(qiáng)度隨有效能量密度的變化規(guī)律，其中AI和AI分別為異辛烷-空氣預(yù)混合氣自燃時(shí)刻的溫度和壓力，AI為自燃時(shí)刻的有效能量密度．

圖5?當(dāng)量比對(duì)爆震的影響

自燃時(shí)刻有效能量密度計(jì)算式為

(2)

式中：f表示缸內(nèi)混合氣中實(shí)際能夠參與完全燃燒的異辛烷組分的物質(zhì)的量；LHV表示完全燃燒的異辛烷低熱值，kJ/mol；c表示壓縮上止點(diǎn)的燃燒室體積．由于混合氣過(guò)濃時(shí)，所有燃料完全燃燒所需消耗的氧化劑含量不足，所以此時(shí)并不是所有燃料都能夠完全燃燒．考慮到上述混合氣過(guò)濃工況，因此本文所指的能量密度均為有效能量密度．

如圖6(a)所示，有效能量密度與自燃時(shí)刻壓力呈明顯的正線性相關(guān)性，同時(shí)爆震強(qiáng)度與有效能量密度也密切相關(guān)．當(dāng)有效能量密度小于31.26MJ/m3時(shí)，所有的缸內(nèi)壓力振幅低于0.2MPa，表現(xiàn)為弱爆震(或者正常燃燒)；當(dāng)有效能量密度大于56.76MJ/m3時(shí)，缸內(nèi)壓力振幅超過(guò)2.0MPa，表現(xiàn)為超級(jí)爆震；當(dāng)有效能量密度處于31.26～56.76MJ/m3之間時(shí)，則存在一個(gè)弱爆震、強(qiáng)烈爆震和超級(jí)爆震共存過(guò)渡區(qū)域．盡管有效能量密度越高，爆震強(qiáng)度趨于增強(qiáng)，但有效能量密度與自燃時(shí)刻溫度之間不存在明顯的線性相關(guān)性，如圖6(b)所示．結(jié)合圖2～圖5結(jié)果可知，有效能量密度能夠很好地反映不同爆震強(qiáng)度發(fā)生的傾向，初始?jí)毫彤?dāng)量比對(duì)爆震強(qiáng)度的作用更加顯著．

圖6?爆震強(qiáng)度隨有效能量密度的變化

研究結(jié)果表明，爆震的強(qiáng)度本質(zhì)上取決于自燃模式[4,11,14,16,20]．為了進(jìn)一步說(shuō)明有效能量密度、爆震強(qiáng)度和自燃模式之間的關(guān)系，圖7給出了4種典型的不同爆震強(qiáng)度下的高速攝影圖像．如圖所示，在較低有效能量密度(AI≈26.0MJ/m3)下，缸內(nèi)混合氣幾乎同時(shí)自燃著火，不存在自燃反應(yīng)波傳播現(xiàn)象，表現(xiàn)為一種準(zhǔn)均質(zhì)壓燃過(guò)程；而在中等有效能量密度(AI≈35.0MJ/m3)下，缸內(nèi)混合氣壁面附近出現(xiàn)微弱自燃反應(yīng)波傳播，傳播速度接近500m/s(低于當(dāng)?shù)芈曀?50m/s)，表現(xiàn)為亞聲速緩燃模式，并引發(fā)弱爆震；在中等有效能量密度下(AI≈43.0MJ/m3)，缸內(nèi)混合氣初期自燃反應(yīng)波在沿壁面?zhèn)鞑ミ^(guò)程中逐漸增強(qiáng)(化學(xué)發(fā)光亮度增加，傳播速度從亞聲速向超聲速轉(zhuǎn)移)，表現(xiàn)為一種爆燃轉(zhuǎn)爆轟(deflagration to detonation transition)過(guò)程，伴隨強(qiáng)烈爆震現(xiàn)象；而在較高有效能量密度(AI≈59.0MJ/m3)下，初期自燃反應(yīng)波直接誘發(fā)爆轟燃燒模式，傳播速度高達(dá)1836m/s，接近Chapman-Jouguet爆轟速度1875m/s．由此可見(jiàn)，自燃模式取決于自燃發(fā)生時(shí)混合氣有效能量密度，不同自燃模式誘發(fā)不同爆震強(qiáng)度．

圖7?不同爆震強(qiáng)度的高速攝影燃燒圖像

Gu等[15]認(rèn)為自燃模式與熱點(diǎn)內(nèi)部溫度梯度密切相關(guān)，中等溫度梯度條件下自燃反應(yīng)波能夠與壓力波強(qiáng)烈耦合，使得自燃模式向爆轟模式發(fā)展，進(jìn)而導(dǎo)致數(shù)十兆帕的局部壓力突變．為了進(jìn)一步量化爆震強(qiáng)度和自燃模式之間的關(guān)聯(lián)，這里引入Bradley爆震半島理論中兩個(gè)無(wú)量綱數(shù)和[16]，

(3)

(4)

式中：表示聲速；i表示著火滯燃期；表示混合氣溫度；表示空間距離；0表示初始熱點(diǎn)半徑；e表示激發(fā)時(shí)間(5%放熱率到最大放熱率之間的時(shí)間間隔)．

根據(jù)Kalghatgi等[16]研究，這里假設(shè)溫度梯度和熱點(diǎn)半徑分別為-1.0K/mm和5.0mm(前期工作[23]對(duì)其敏感性和誤差進(jìn)行了驗(yàn)證)，然后將本研究中超級(jí)爆震工況繪入-爆震半島圖．如圖8所示，本研究中超級(jí)爆震循環(huán)基本集中在發(fā)展中的爆轟區(qū)域(developing detonation)及上邊界附近，進(jìn)一步說(shuō)明高有效能量密度條件下的超級(jí)爆震處于發(fā)展中的爆轟模式，這與前文分析結(jié)果相對(duì)吻合．對(duì)于上述結(jié)果合理的解釋如下：因?yàn)榫植孔匀紩?huì)引發(fā)局部壓力突變，壓力波向前傳播提高焰前未燃混合氣溫度、壓力等熱力學(xué)狀態(tài)，致使其著火滯燃期縮短；有效能量密度越高，壓力波越強(qiáng)，使得焰前未燃混合氣滯燃期越短，從而促進(jìn)了自燃反應(yīng)放熱和壓力波之間的耦合作用，使得燃燒模式轉(zhuǎn)變?yōu)榘l(fā)展中的爆轟模式，并最終引發(fā)超級(jí)爆震[20]．

圖8?爆震工況與自燃模式關(guān)系

2.4?壁面溫度對(duì)爆震強(qiáng)度的影響

前文討論了燃燒室內(nèi)部混合氣自身性質(zhì)(如有效能量密度)對(duì)爆震的影響，但同時(shí)注意到，爆震時(shí)自燃位置往往發(fā)生在近壁面附近，因此有必要研究其他燃燒邊界條件如壁面溫度對(duì)爆震強(qiáng)度的影響．

圖9給出了相同初始條件下(initial＝343.0K，initial＝0.10MPa，＝1.0，CR＝10.6)，不同壁面溫度所對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)壓力曲線．如圖所示，壁面溫度對(duì)爆震燃燒特性具有顯著影響，隨著壁面溫度的升高，自燃時(shí)刻顯著提前，缸內(nèi)壓力逐漸出現(xiàn)輕微振蕩和劇烈振蕩，正常燃燒逐漸向爆震燃燒轉(zhuǎn)移；最高壓力峰值接近11.5MPa，壓力振幅KIA＝3.9MPa．可能的原因是由于壁面溫度的升高，缸內(nèi)混合氣散熱損失減小，上止點(diǎn)之后缸內(nèi)溫度和壓力有所提升，混合氣反應(yīng)活性增強(qiáng)，滯燃期縮短，從而影響自燃時(shí)刻和自燃反應(yīng)波的發(fā)展．注意到大分子燃料普遍具有低溫化學(xué)反應(yīng)特性，隨著自燃時(shí)刻的提前出現(xiàn)了兩階段自燃現(xiàn)象．因此，壁面溫度對(duì)爆震的影響可能還與燃料的熱化學(xué)特性有關(guān)．

圖9?不同壁面溫度下缸內(nèi)壓力變化

圖10 壁面溫度對(duì)爆震強(qiáng)度的影響及高速攝影圖像

3?結(jié)?論

(1) 在當(dāng)前試驗(yàn)工況下，隨著初始溫度、壓力的提高以及當(dāng)量比趨近于1，爆震強(qiáng)度顯著增強(qiáng)并出現(xiàn)了超級(jí)爆震．最高峰值壓力超過(guò)25MPa，壓力振幅超過(guò)10MPa．相對(duì)于初始溫度，超級(jí)爆震對(duì)初始?jí)毫彤?dāng)量比更為敏感．

(2) 爆震強(qiáng)度與混合氣有效能量密度密切相關(guān)．當(dāng)混合氣有效能量密度低于某一閾值時(shí)，不發(fā)生爆震或者只發(fā)生弱爆震；當(dāng)有效能量密度高于某一閾值時(shí)，總是出現(xiàn)超級(jí)爆震現(xiàn)象；中等有效能量密度條件可以誘發(fā)不同的爆震強(qiáng)度．爆震強(qiáng)度主要取決于自燃模式，超級(jí)爆震對(duì)應(yīng)于發(fā)展中的爆轟燃燒模式．

(3) 壁面溫度對(duì)爆震也具有重要影響．相同初始條件下，壁面溫度越高，爆震強(qiáng)度越強(qiáng)，并有可能誘發(fā)超級(jí)爆震．主要原因歸咎于燃燒室近壁面邊界層溫度梯度分布規(guī)律．這為有效抑制發(fā)動(dòng)機(jī)爆震提供了重要理論指導(dǎo)．

［1］ 張志福，舒歌群，梁興雨，等. 增壓直噴汽油機(jī)超級(jí)爆震現(xiàn)象與初步試驗(yàn)[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2011，29(5)：422-426.

Zhang Zhifu，Shu Gequn，Liang Xingyu，et al. Super knock and preliminary investigation of its influences on turbocharged GDI engine[J]. Transactions of CSICE，2011，29(5)：422-426(in Chinese).

［2］ 李?英，滕?勤，張?健. 增壓直噴汽油機(jī)超級(jí)爆震研究進(jìn)展[J]. 內(nèi)燃機(jī)與動(dòng)力裝置，2013，30(5)：51-57.

Li Ying，Teng Qin，Zhang Jian. Research progress of super knock in turbocharged GDI gasoline engine[J]. I. C. E & Powerplant，2013，30(5)：51-57(in Chinese).

［3］ Winklhofer E，Hirsch A，Kapus P，et al. TC GDIengines at very high power density-irregular combustion and thermal risk[C] // SAE Paper. Detroit，Michigan，USA，2009：2009-24-0056.

［4］ Kalghatgi G T，Bradley D，Andrae J，et al. The nature of 'superknock' and its origins in SI engines[C] // IMechE Conference on Internal Combustion Engines. Performance，F(xiàn)uel Economy and Emissions. London，UK，2009：259-269.

［5］ Amann M，Alger T，Mehta D. The effect of EGR on low-speed pre-ignition in boosted SI engines[J]. SAE International Journal of Engines，2011，4(1)：235-245.

［6］ 高?健，續(xù)?晗，姚安仁，等. 錐頂型封閉空間內(nèi)爆轟波匯聚實(shí)驗(yàn)研究[J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)與工程技術(shù)版，2018，51(9)：912-918.

Gao Jian，Xu Han，Yao Anren，et al. Experiment on convergence of shock wave in cone-roof close space[J]. Journal of Tianjin University：Science and Technology，2018，51(9)：912-918(in Chinese).

［7］ 陳?銳，張鵬飛，潘家營(yíng)，等. 丙烷自燃特性及爆震機(jī)理的試驗(yàn)研究[J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)與工程技術(shù)版，2018，51(12)：1217-1222.

Chen Rui，Zhang Pengfei，Pan Jiaying，et al. Experimental study of spontaneous combustion characteristics and knocking mechanism of propane[J]. Journal of Tianjin University：Science and Technology，2018，51(12)：1217-1222(in Chinese).

［8］ 陳?銳，董?凱，宮?雨，等. 二次噴射對(duì)火花輔助壓燃燃燒及爆震特性影響的試驗(yàn)研究[J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)與工程技術(shù)版，2019，52(2)：157-165.

Chen Rui，Dong Kai，Gong Yu，et al. Experimental investigations on the effects of split injection strategy on combustion and knock characteristics in a SACI engine[J]. Journal of Tianjin University：Science and Technology，2019，52(2)：157-165(in Chinese).

［9］ 李志銳，華劍雄，衛(wèi)海橋，等. 直噴汽油機(jī)爆震試驗(yàn)與一維模擬研究[J]. 燃燒科學(xué)與技術(shù)，2018，24(3)：238-244.

Li Zhirui，Hua Jianxiong，Wei Haiqiao，et al. Experimental and 1-D simulation studies of gasoline direct ignition engine[J]. Journal of Combustion and Technology，2018，24(3)：238-244(in Chinese).

［10］ Wang Z，Liu H，Song T，et al. Relationship between super-knock and pre-ignition[J]. International Journal of Engine Research，2015，16(2)：166-180.

［11］ Wang Z，Liu H，Reitz R D. Knocking combustion in spark-ignition engines[J]. Progress in Energy and Combustion Science，2017，61：78-112.

［12］ Ceschini L，Morri A，Balducci E，et al. Experimental observations of engine piston damage induced by knocking combustion[J]. Materials and Design，2017，114：312-325.

［13］ 王?志，龍?巖，王建昕. 增壓汽油機(jī)中早燃和超級(jí)爆震的研究進(jìn)展[J]. 汽車安全與節(jié)能學(xué)報(bào)，2015，6(1)：17-29.

Wang Zhi，Long Yan，Wang Jianxin. Research progress of pre-ignition and super-knock in boost gasoline engine[J]. J Automotive Safety and Energy，2015，6(1)：17-29(in Chinese).

［14］ Bradley D，Morley C，Gu X J，et al. Amplified pressure waves during autoignition：Relevance to CAI engines[C]// SAE Technical Papers. Detroit，Michigan，USA，2002：2002-01-2868.

［15］ Gu X J，Emerson D R，Bradley D. Modes of reaction front propagation from hot spots[J]. Combustion and Flame，2003，133(1)：63-74.

［16］ Kalghatgi G T，Bradley D. Pre-ignition and 'super-knock' in turbo-charged spark-ignition engines[J]. International Journal of Engine Research，2012，13(4)：399-414.

［17］ Wang Z，Qi Y L，He X，et al. Analysis of pre-ignition to super-knock：Hotspot-induced deflagration to detonation[J]. Fuel，2015，144：222-227.

［18］ Qi Y L，Wang Z，Wang J X，et al. Effects of thermodynamic conditions on the end gas combustion mode associated with engine knock[J]. Combustion and Flame，2015，162(11)：4119-4128.

［19］ Robert A，Richard S，Colin O，et al. LES study of deflagration to detonation mechanisms in a downsized spark ignition engine[J]. Combustion and Flame，2015，162(7)：2788-2807.

［20］ Pan J Y，Shu G Q，Zhao P，et al. Interactions of flame propagation，auto-ignition and pressure wave during knocking combustion[J]. Combustion and Flame，2016，164(3)：319-328.

［21］ 齊運(yùn)亮，王?志，何?鑫，等. 基于快速壓縮機(jī)的超級(jí)爆震研究[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào)，2016，37(8)：1789-1795.

Qi Yunliang，Wang Zhi，He Xin，et al. Research on super knock using a rapid compression machine[J]. Journal of Engineering Thermophysics，2016，37(8)：1789-1795(in Chinese).

［22］ Zeldovich Y B. Regime classification of an exothermic reaction with nonuniform initial conditions[J]. Combustion and Flame，1980，39(2)：211-214.

［23］ Pan J Y，Ma G B，Wei H Q，et al. Strong knocking characteristics under compression ignition conditions with high pressures[J]. Combustion Science and Technology，2018，190(10)：1786-1803.

Effects of Combustion Boundary Conditions of Iso-Octane Air Mixture on Auto-Ignition and Knock

Liu Changwen，Ma Guobin，Pan Jiaying，Wei Haiqiao，Hu Zhen

(School of Mechanical Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Engine knock is a major technical obstacle to achieving significant improvements in thermal efficiency in modern downsized internal combustion engines. As yet，we lack a thorough understanding of its mechanism. In this study，we investigated abnormal combustion phenomena involving knock and super-knock in downsized internal combustion engines under low speed and high load conditions. Specifically，we conducted experiments on the effects of the combustion boundary conditions of iso-octane air mixtures on auto-ignition and knock. In the experiments，we measured the transient pressure in the combustion chamber of a rapid compression machine and then analyzed high-speed photographic combustion images，based on the auto-ignition theory and our current understanding of the knock mechanism. In addition，we quantitatively studied the mutual influences of the effective energy density，auto-ignition mode，and knock intensity，and explored the operating mechanism involved in the effect of wall temperature on knock intensity. The results show that with increases in the initial temperature，the iso-octane’s auto-ignition timing gradually advances and knock intensity is gradually enhanced with super-knock occurring under these experimental conditions. The effect of initial temperature on the auto-ignition timing and knock are similar，with both being positively correlated with the initial pressure. As the tendency of the equivalence ratio moves to 1，the iso-octane knock intensity is significantly increased and super-knock occurs，and is conversely weakened when the equivalence ratio is slightly rich. However，knock intensity is generally more sensitive to the initial pressure and equivalence ratio than the initial temperature. Engine knock is closely associated with the effective energy density of the mixture，i.e.，as the effective energy density is increased，a transition occurs from normal combustion to conventional knock and super-knock. In addition，wall temperature has a significant influence on knock intensity，i.e.，under the same effective energy density conditions，a higher wall temperature leads to stronger knock intensity and can even induce super-knock.

rapid compression machine；super-knock；equivalence ratio；energy density；wall temperature

the National Natural Science Foundation of China(No.91641203，No.51706152)，the Natural Science Foundation of Tianjin，China(No.18JCQNJC07500，No.17JCZDJC31500).

TK401

A

0493-2137(2019)09-0941-08

2018-09-25；

2018-11-21.

劉昌文（1963—），男，博士，教授，liuchangwen@tju.edu.cn.

潘家營(yíng)，jypan@tju.edu.cn.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(91641203，51706152)；天津市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(18JCQNJC07500，17JCZDJC31500).

10.11784/tdxbz201809077

(責(zé)任編輯：金順愛(ài))