不同自燃模式對(duì)壓力波動(dòng)形成的影響*

續(xù) 晗,姚春德,姚安仁

(1.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072;2.天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300072)

不同自燃模式對(duì)壓力波動(dòng)形成的影響*

續(xù) 晗1,姚春德1,姚安仁2

(1.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072;2.天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津 300072)

在內(nèi)燃機(jī)中，HCCI(均值混合氣壓燃)爆震、汽油機(jī)常規(guī)爆震、汽油機(jī)超級(jí)爆震都是由未燃混合氣自燃引起的化學(xué)能突然釋放，從而產(chǎn)生振蕩燃燒，但其壓升率及壓力振蕩幅值卻截然不同。為了闡明其中機(jī)理，根據(jù)上述的帶震蕩的燃燒壓力波變化規(guī)律，提出以實(shí)驗(yàn)測(cè)得的放熱率為基礎(chǔ)的 “能量注入法”，建立了3種自燃模式。通過(guò)對(duì)能量方程中的熱源項(xiàng)進(jìn)行分類(lèi)改變，進(jìn)而對(duì)3種自燃模式進(jìn)行數(shù)值模擬、對(duì)其產(chǎn)生的壓力波動(dòng)進(jìn)行比較分析。模擬結(jié)果表明，不同震蕩特征的燃燒壓力波源于不同的自燃模式，從而導(dǎo)致其宏觀表現(xiàn)的壓升率以及壓力波振蕩幅值有極大的差異。以放熱率為基礎(chǔ)的“能量注入法”能準(zhǔn)確、快捷地探究?jī)?nèi)燃機(jī)燃燒室中壓力波的形成與傳播。

爆炸力學(xué)；自燃；爆震；壓力波動(dòng)；放熱率

隨著能源危機(jī)和環(huán)境危機(jī)的日益嚴(yán)重，內(nèi)燃機(jī)作為一種由來(lái)已久的動(dòng)力裝置，正面臨著新的技術(shù)革新。HCCI(均值混合氣壓燃)技術(shù)和高度強(qiáng)化技術(shù)作為內(nèi)燃機(jī)的發(fā)展方向，受到了廣泛認(rèn)同。但在大負(fù)荷工況下，HCCI技術(shù)和小型強(qiáng)化技術(shù)都遇到了同樣的瓶頸：爆震。這阻礙了新型燃燒方式和小型強(qiáng)化技術(shù)在全工況范圍下的應(yīng)用。爆震現(xiàn)象由來(lái)已久，早在1919年,H.R.Ricardo[1]就提出了爆震的自燃說(shuō)，B.Lewis等[2]的補(bǔ)充研究證明末端氣體的急劇燃燒是因?yàn)槲慈蓟旌蠚庠谥鹎坝邢绕诜磻?yīng)的存在而產(chǎn)生的自燃性點(diǎn)火。為了衡量爆震強(qiáng)度及其破壞性，學(xué)者們引入了以下兩個(gè)指標(biāo)：最大壓力振蕩幅值和壓升率。最早出現(xiàn)在傳統(tǒng)汽油機(jī)上的常規(guī)爆震雖然壓升率不高，壓力振蕩幅值也不大(一般小于1 MPa)，但是長(zhǎng)期運(yùn)行在爆震工況下，會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)體造成損害、排放惡化。傳統(tǒng)汽油機(jī)在小型強(qiáng)化的要求下引入缸內(nèi)直噴、渦輪增壓技術(shù)后帶來(lái)的超級(jí)爆震，其壓力振蕩幅值驟增，可達(dá)25 MPa，壓升率也較高[3-6]。HCCI爆震雖然壓升率非常高，但是壓力振蕩幅值卻不大[7-8]。由此可見(jiàn)，同是作為衡量爆震強(qiáng)度的兩個(gè)指標(biāo)，在不同的燃燒技術(shù)下卻有著截然不同的表現(xiàn)。對(duì)于爆震的研究，主要內(nèi)容是如何抑制爆震，但對(duì)自燃發(fā)生后，壓力波的產(chǎn)生機(jī)理研究則較少，而對(duì)不同爆震現(xiàn)象的橫向比較研究則更少。同是屬于未燃混合氣自燃引起的振蕩燃燒現(xiàn)象，壓力波動(dòng)表現(xiàn)卻迥然不同，本研究認(rèn)為這和未燃混合氣的自燃方式有著密切的聯(lián)系。

1 物理數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型簡(jiǎn)化

本研究針對(duì)缸內(nèi)直噴汽油機(jī)的錐頂型燃燒室進(jìn)行數(shù)值模擬分析。為了減少計(jì)算量，首先將錐頂型燃燒室進(jìn)行軸對(duì)稱(chēng)二維模型簡(jiǎn)化，如圖1所示，并在數(shù)值模擬中采用軸對(duì)稱(chēng)坐標(biāo)系r-x。在靠近缸壁處，布置一個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，用以檢測(cè)缸內(nèi)的壓力波動(dòng)。為了加快計(jì)算速度，并且提高計(jì)算精確性，利用Y型剖分技術(shù)對(duì)該物理模型進(jìn)行分區(qū)并進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。

圖1 錐頂型燃燒室物理模型簡(jiǎn)化Fig.1 The simplification of cone roofed combustion chamber

由于研究需要捕捉未燃混合氣自燃產(chǎn)生的壓力波，而壓力波的厚度較薄，為了能夠更精確地捕捉到壓力波，數(shù)值模擬的網(wǎng)格需要相對(duì)較密，為最大0.1 mm的網(wǎng)格特征尺度，且驗(yàn)證了網(wǎng)格的獨(dú)立性，在進(jìn)一步加密后，計(jì)算結(jié)果基本沒(méi)有變化，但是占用內(nèi)存量更大。時(shí)間步長(zhǎng)經(jīng)過(guò)試算選擇為10-8s，并驗(yàn)證了時(shí)間步長(zhǎng)的獨(dú)立性。如果加大時(shí)間步長(zhǎng)，雖然總體計(jì)算時(shí)間降低了，但是每一個(gè)時(shí)間步并不能得到很好的收斂，甚至?xí)霈F(xiàn)發(fā)散；如果進(jìn)一步縮短時(shí)間步長(zhǎng)，計(jì)算結(jié)果基本沒(méi)有變化，但是總體計(jì)算時(shí)間加長(zhǎng)。由于研究的是瞬態(tài)的、高速可壓流體的流動(dòng)問(wèn)題，所以采用的數(shù)值模擬方法是基于密度的，瞬態(tài)的方法。又由于要捕捉壓力波這種非連續(xù)性流場(chǎng)，因而選用三階的MUSCL計(jì)算格式。

本研究的模擬數(shù)據(jù)來(lái)源于文獻(xiàn)[9]對(duì)小型強(qiáng)化汽油機(jī)超級(jí)爆震現(xiàn)象研究的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，基于該文獻(xiàn)中的缸壓曲線和放熱率曲線(見(jiàn)圖2)進(jìn)行數(shù)值模擬分析。在第1個(gè)壓力振蕩峰之前壓升率陡升的位置為爆震起始位置。從該時(shí)刻起，未燃混合氣發(fā)生了自燃，從而導(dǎo)致壓力波的形成繼而引起缸內(nèi)持續(xù)的壓力振蕩。本研究將此時(shí)刻記為數(shù)值模擬的起始時(shí)刻，并將該點(diǎn)設(shè)為時(shí)間坐標(biāo)的零點(diǎn)。

圖2 超級(jí)爆震缸壓曲線及放熱率曲線[9]Fig.2 The in-cylinder pressure curve and heat release rate curve of super knock

1.2 邊界條件和初始條件

由于模擬的時(shí)間跨度很短，只有0.25 ms，約合2.8 °CA (crank angle,曲軸轉(zhuǎn)角)(發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 850 r/min)，通過(guò)壁面的傳熱量較少，因而對(duì)壁面采用絕熱、無(wú)滑移邊界條件。在這2.8 °CA中，活塞位移量可忽略不計(jì)，因而固定活塞位置，避免使用動(dòng)網(wǎng)格，這樣可減輕計(jì)算量。在錐頂型燃燒室的中心線處，采用軸對(duì)稱(chēng)邊界條件。

壓力初始條件如圖3所示，由于此時(shí)末端混合氣還未發(fā)生自燃，缸內(nèi)還未產(chǎn)生壓力振蕩，因而全場(chǎng)壓力一致。已燃區(qū)和未燃區(qū)的初始?jí)毫Χ际潜鹌鹗紩r(shí)刻對(duì)應(yīng)的壓力值6.3 MPa(如圖2所示)。研究假設(shè)在已燃區(qū)和未燃區(qū)之間的燃燒火焰面上產(chǎn)生了20 kPa的微弱壓力擾動(dòng)，因而在該薄面上的壓力賦值為6.32 MPa。

溫度初始條件如圖4所示，已燃區(qū)的溫度通過(guò) CHEMKIN 的定容燃燒模塊，以早燃開(kāi)始時(shí)刻的缸內(nèi)混合氣溫度、壓力條件為初值，計(jì)算得到其定容燃燒后的溫度為2 960 K。未燃區(qū)的溫度通過(guò)缸內(nèi)兩區(qū)熱力模型進(jìn)行計(jì)算[10]：

(1)

(2)

式中：Tig為早燃時(shí)刻的缸內(nèi)溫度，pig為早燃時(shí)刻的缸內(nèi)壓力，Vig為早燃時(shí)刻燃燒室容積，TIVC為進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)的缸內(nèi)溫度，pIVC為進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)的缸內(nèi)壓力，VIVC為進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)的燃燒室體積，TSOK為爆震起始時(shí)刻的缸內(nèi)溫度，pSOK為爆震起始位置時(shí)刻的缸內(nèi)壓力，γ為缸內(nèi)氣體的絕熱指數(shù)。通過(guò)該兩區(qū)熱力模型算得末端的未燃混合氣溫度為918K，已經(jīng)達(dá)到了汽油的自燃溫度。

圖3 壓力初始條件Fig.3 Initial condition of the pressure

圖4 溫度初始條件Fig.4 Initial condition of the temperature

由于是對(duì)自燃模式及其對(duì)壓力波形成影響的討論，因而主要的研究區(qū)域?yàn)槟┒说奈慈蓟旌蠚鈪^(qū)域，對(duì)該區(qū)域的自燃情況進(jìn)行分情況討論模擬，并對(duì)其產(chǎn)生的壓力波進(jìn)行分析總結(jié)。

1.3 數(shù)學(xué)模型

自燃模式的探究是基于實(shí)驗(yàn)得出的放熱率曲線進(jìn)行的(見(jiàn)圖2)。雖然自燃模式不同，但是保證宏觀的熱釋放率是相同的，這樣不同的自燃模式之間就具有了可比性及真實(shí)性。

為了方便數(shù)學(xué)表達(dá)和數(shù)值模擬的代入，首先將實(shí)驗(yàn)得出的放熱率曲線進(jìn)行函數(shù)擬合，從而得出可以用數(shù)學(xué)公式表達(dá)的放熱率。擬合函數(shù)選擇Lorentz函數(shù)，其形式為：

(3)

式中:y為擬合出的放熱率，t為時(shí)間，其他參數(shù)為常數(shù)，取值為：y0=18 113.1 J/s，tc=1.9×10-5s，w=1.7 ×10-4s；A=2 517.5 J。

在數(shù)值求解計(jì)算過(guò)程中，每個(gè)網(wǎng)格都需要求解軸對(duì)稱(chēng)坐標(biāo)系下的質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程(分別是軸向和徑向)以及能量守恒方程：

(4)

(5)

(6)

研究主要對(duì)能量方程進(jìn)行改變，從而研究不同自燃模式下的壓力波形成特點(diǎn)。在能量方程式(6)中，Sh代表化學(xué)反應(yīng)熱源項(xiàng)。一般的燃燒模擬中，需要引入化學(xué)反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理或者骨架機(jī)理，以求得化學(xué)反應(yīng)熱源項(xiàng)：

(7)

式中:h0j為第j種物質(zhì)的生成焓，Rj為第j種物質(zhì)體積生成速率。但是化學(xué)反應(yīng)的引入會(huì)導(dǎo)致計(jì)算量的急劇增加，而且本研究工作需要捕捉自燃產(chǎn)生的壓縮波，因而計(jì)算量太大以至于無(wú)法完成。如果大量簡(jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)又會(huì)導(dǎo)致所求得的化學(xué)反應(yīng)熱源項(xiàng)不準(zhǔn)確，從而導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不準(zhǔn)確，與實(shí)驗(yàn)值有較大的出入。本研究合理地避開(kāi)了化學(xué)反應(yīng)的引入，采用以實(shí)驗(yàn)測(cè)得的放熱率為基礎(chǔ)的“能量注入”方法，將擬合后的放熱率以數(shù)學(xué)表達(dá)式的方式注入到熱源項(xiàng)Sh中，以保證整個(gè)過(guò)程的宏觀放熱率同實(shí)驗(yàn)測(cè)得的一樣，從而探究不同自燃模式對(duì)壓力波形成的影響。

將自燃模式分成以下3類(lèi)：

(1)未燃混合氣同時(shí)自燃。

將熱源項(xiàng)代入式(6)中進(jìn)行數(shù)值求解。

(2)以當(dāng)?shù)芈曀匐S著擾動(dòng)波自燃。

放熱體積為擾動(dòng)波掃過(guò)的未燃混合氣的體積：Vd；能量方程式(6)中的熱源項(xiàng)

將上述熱源項(xiàng)分類(lèi)代入式(6)中進(jìn)行數(shù)值求解。

(3)以當(dāng)?shù)芈曀匐S著擾動(dòng)波自燃，并在壓力波峰面加強(qiáng)放熱。

將上述熱源項(xiàng)分類(lèi)代入式(6)中進(jìn)行數(shù)值求解。

2 結(jié)果分析與討論

2.1 結(jié)果分析

在數(shù)值模擬計(jì)算過(guò)程中，針對(duì)每種自燃模式都進(jìn)行了整體放熱率的監(jiān)視，監(jiān)視結(jié)果表明3種自燃模式下的整體放熱率都一樣，并且等于擬合出來(lái)的Lorentz函數(shù)。

圖5 3種自燃模式下的缸壓曲線Fig.5 Cylinder pressure under three kinds of autoignition mode

通過(guò)圖1所示的“壓力測(cè)點(diǎn)”偵測(cè)出來(lái)的3種自燃模式下導(dǎo)致的壓力波動(dòng)如圖5所示。

3種自燃模式下的最大壓力振蕩幅值(從上升沿到下降沿)分別為1.35、2.63、4.83 MPa，而超級(jí)爆震實(shí)測(cè)的最大壓力振蕩幅值如圖2所示，為4.3 MPa。由此可知，汽油機(jī)超級(jí)爆震發(fā)生時(shí)，自燃模式應(yīng)當(dāng)遵循的是第3種自燃模式，即“以當(dāng)?shù)芈曀匐S著擾動(dòng)波自燃，并且在壓力波峰面加強(qiáng)放熱”。

本文中用兩個(gè)指標(biāo)再次衡量這3種自燃模式下導(dǎo)致的不同壓力波動(dòng)強(qiáng)度：

(1)最大壓力振蕩幅值法：pMAPO=max|dp|,其中dp為上升沿與下降沿之間的壓力差,如圖6(a)所示。

從圖6可知，這2種評(píng)價(jià)指標(biāo)都顯示“同時(shí)自燃”模式下的壓力振蕩最小，而“以聲速自燃并且在激波面上加強(qiáng)放熱”的自燃方式壓力振蕩最大。而壓力波對(duì)零部件的破壞作用主要是通過(guò)MAPO的方式進(jìn)行衡量，因?yàn)閴毫φ袷幏翟酱螅瑢?duì)零部件的沖擊破壞作用就越大。模式3的pMAPO值是模式1的3.6倍，其沖擊破壞作用是相當(dāng)大的。

通過(guò)數(shù)值計(jì)算得出的壓力云圖可以更加清楚地探究在這3種自燃模式下壓力波形成的原因及區(qū)別。如圖7所示為各個(gè)時(shí)刻下，不同自燃模式下的壓力云圖。

圖6 不同自燃模式下的pMAPO值和IKI值Fig.6 Value of pMAPO and IKI in different autoignition modes

圖7 不同自燃模式下不同時(shí)刻的壓力云圖Fig.7 Pressure contour of different auto-ignition modes at different times

如圖7(a)所示，3種自燃模式下，在開(kāi)始階段，燃燒產(chǎn)生的小擾動(dòng)都在不斷向頂端傳播。如圖7(b)所示，由于自燃模式1是未燃混合氣整體自燃放熱，所以未燃混合氣部分的壓力表現(xiàn)出整體升高的趨勢(shì)，并且不斷地向燃燒室中心傳播壓縮波。而最開(kāi)始的小擾動(dòng)波則逐漸耗散不見(jiàn)。對(duì)于自燃模式2和自燃模式3而言，小擾動(dòng)波掃過(guò)的區(qū)域，未燃混合氣才開(kāi)始放熱。未燃混合氣自燃放熱產(chǎn)生的壓縮波向兩個(gè)方向傳播，一個(gè)方向同自燃模式1一樣，向燃燒室中心傳播，另一個(gè)方向則與小擾動(dòng)波方向相同，向頂部傳播，表現(xiàn)出后波追趕前波的現(xiàn)象，因而小擾動(dòng)得到逐步的加強(qiáng)。而自燃模式3由于在波峰面上有加強(qiáng)的放熱，因而波峰處的壓力梯度相對(duì)于自燃模式2而言更大，壓力波的強(qiáng)度也就更大。隨著壓力波的傳播，自燃放熱的進(jìn)行，這種差異逐漸變大。如圖7(c)所示，為壓縮波碰壁反射后的情況，由于入射波和反射波在此刻有疊加作用，因而該時(shí)刻的壓縮波差異表現(xiàn)得更加明顯。自燃模式1下的壓力云圖還是同最開(kāi)始的一樣，呈現(xiàn)出整體壓力升高，并不斷地向燃燒室中心傳播壓縮波。自燃模式2和自燃模式3下都有壓縮波的反射匯聚現(xiàn)象，而由于自燃模式3的壓縮波更為強(qiáng)烈，因而其反射匯聚的情況也更加劇烈，在局部區(qū)域超過(guò)了13 MPa。

2.2 討論

這3種自燃模式導(dǎo)致的不同壓力振蕩現(xiàn)象可以用來(lái)解釋HCCI爆震、汽油機(jī)普通爆震與汽油機(jī)超級(jí)爆震的不同壓力振蕩表現(xiàn)。

據(jù)文獻(xiàn)[7]中對(duì)HCCI爆震燃燒的研究可知，HCCI爆震燃燒時(shí)，在第1個(gè)壓力波峰前的最大壓升率為2.96 MPa/°CA，而其最大壓力振蕩幅值卻只有0.85 MPa。圖2所示的超級(jí)爆震，在第1個(gè)壓力波峰前的最大壓升率為1.6 MPa/°CA，但是其最大壓力振蕩幅值卻可達(dá)到4.3 MPa。未燃混合氣的不同自燃模式可以很好地解釋這種現(xiàn)象：由于HCCI燃燒是多點(diǎn)同時(shí)著火的燃燒方式，沒(méi)有傳播的火焰面，因而其在充量的能量密度足夠大的情況下，即進(jìn)入足夠多的燃料和空氣的情況下，便會(huì)發(fā)生爆震燃燒，產(chǎn)生壓力波動(dòng)。其自燃模式屬于模式1，即未燃混合氣同時(shí)著火。因?yàn)槭谴罅康奈慈蓟旌蠚庠谕粫r(shí)刻同時(shí)著火，因而其壓升率很高。但其最大壓力振蕩幅值卻較低，這是因?yàn)槲慈蓟旌蠚獾姆艧岵⑽春腿紵a(chǎn)生的輕微擾動(dòng)耦合起來(lái)。而汽油機(jī)的超級(jí)爆震產(chǎn)生時(shí)，可燃混合氣已經(jīng)燃燒了50%多[6]，剩下的未燃混合氣才發(fā)生自燃，因而其壓升率并沒(méi)有HCCI燃燒的高，但是由于其有火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，燃燒產(chǎn)生的擾動(dòng)和未燃混合氣的自燃速度一旦耦合起來(lái)，進(jìn)入第3種自燃模式，則會(huì)加劇擾動(dòng)波，進(jìn)而發(fā)展為沖擊波，從而宏觀變現(xiàn)為較高的壓力振蕩幅值。

汽油機(jī)的常規(guī)爆震是由于點(diǎn)火過(guò)于提前引起的末端混合氣自燃。自燃的末端混合氣的量相比于早燃引起的超級(jí)爆震是較少的。又由于沒(méi)有增壓，因而常規(guī)爆震的末端未燃混合氣的能量密度較低，所以即便未燃混合氣的自燃速率和燃燒產(chǎn)生的擾動(dòng)波耦合起來(lái)了，也沒(méi)有足夠的空間和能量讓擾動(dòng)波發(fā)展變強(qiáng)轉(zhuǎn)戾為沖擊波，因此常規(guī)爆震往往就退化成了第1種自燃模式。其壓升率和最大壓力振蕩幅值都較低。但是如果傳統(tǒng)汽油機(jī)在大負(fù)荷下發(fā)生了爆震，由于其進(jìn)氣量大，噴油量多，末端發(fā)生自燃的未燃混合氣量就較多，此時(shí)倘若第2種自燃模式發(fā)生，那么爆震的壓升率和振蕩幅值也會(huì)升高，長(zhǎng)期工作在該工況下，發(fā)動(dòng)機(jī)的零部件受到不斷沖擊，將會(huì)發(fā)生破壞失效。

近年來(lái)，天然氣作為一種汽油替代燃料被廣泛應(yīng)用于點(diǎn)火式發(fā)動(dòng)機(jī)中。由于天然氣的火焰?zhèn)鞑ニ俣容^慢，那么在由火花塞跳火引起的火焰面到達(dá)末端混合氣之前，末端未燃混合氣量相比于汽油來(lái)說(shuō)會(huì)較多，一旦發(fā)生第2種模式的自燃，其壓升率和振蕩幅值也會(huì)比傳統(tǒng)爆震高，對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)零部件的沖擊破壞同樣嚴(yán)重。

Z.Wang等[6]的研究結(jié)果表明,如果未燃混合氣的熱力學(xué)狀態(tài)達(dá)到了爆轟線以上，那么未燃混合氣就會(huì)形成爆轟波，從而導(dǎo)致超級(jí)爆震。本研究認(rèn)為，末端混合氣的熱力學(xué)狀態(tài)達(dá)到了爆轟線以上，但是如果同時(shí)發(fā)生自燃，那么也無(wú)法形成強(qiáng)烈的耦合壓縮波，就如同自燃模式1一樣，其引起的最大壓力振蕩幅值只有1.35 MPa，類(lèi)似于HCCI爆震。

3 結(jié) 論

HCCI爆震、汽油機(jī)常規(guī)爆震以及汽油機(jī)超級(jí)爆震同樣是屬于未燃混合氣的自燃。倘若自燃方式不同，形成的壓力波強(qiáng)度則不同，宏觀表現(xiàn)出的缸壓振幅也就不同。研究工作將自燃模式分為三類(lèi)，進(jìn)行數(shù)值模擬并將結(jié)果進(jìn)行分析討論。

(1)HCCI爆震遵循了第1種模式的自燃。爆震發(fā)生時(shí)，壓升率很高，但是其振幅卻不夠大。這是由于HCCI是混合氣整體著火，所以壓升率高，但是振幅小。

(2)普通爆震也屬于第1種自燃模式。其壓升率較低且振幅也較低。其原因是普通爆震自燃的未燃混合氣量少，能量密度也不高。但是，如果發(fā)生在大負(fù)荷條件下，由于參與自燃的末端混合氣量較多，則可能會(huì)發(fā)生第2種模式的自燃，對(duì)燃燒系統(tǒng)產(chǎn)生較大的破壞力。

(3)超級(jí)爆震遵循了第3種模式的自燃方式。該狀況發(fā)生時(shí)，在壓力波波峰處會(huì)有絕熱壓縮，導(dǎo)致放熱加強(qiáng)，當(dāng)?shù)氐幕瘜W(xué)反應(yīng)速度加快。不僅壓升率大，而且燃燒壓力的震蕩頻次高、振幅也很大，具有很強(qiáng)的破壞力。倘若超級(jí)爆震只是遵循第2種模式的自燃方式，其得到的壓力波強(qiáng)度不會(huì)高，壓力振幅也不大。增壓缸內(nèi)直噴汽油機(jī)如果發(fā)生早燃，其時(shí)參加燃燒的混合氣量多，易于誘發(fā)高破壞力的超級(jí)爆震產(chǎn)生。

(4)能量注入法便于開(kāi)展自燃模式的數(shù)值研究。該方法基于實(shí)驗(yàn)測(cè)得的放熱率，避開(kāi)了復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)過(guò)程，縮短了計(jì)算時(shí)間，降低了計(jì)算成本，同時(shí)能保證獲得宏觀放熱率和實(shí)驗(yàn)結(jié)果相同的計(jì)算結(jié)果。

[1] Ricardo H R. The high speed internal combustion engine[M]. US: Interscience Publishers, inc, 1941.

[2] Affleck W S, Fish A. Knock: Flame acceleration or spontaneous ignition?[J]. Combustion and Flame, 1968,12(3):243-252.

[3] Zahdeh A, Rothenberger P, Nguyen W, et al. Fundamental approach to investigate pre-ignition in boosted SI engines[J]. Sae International Journal of Engines, 2011,4(1):246-273.

[4] Dahnz C, Han K M, Spicher U, et al. Investigations on pre-ignition in highly supercharged SI engines[J]. Sae International Journal of Engines, 2010,3(1):214-224.

[5] Dhnz C, Spicher U. Irregular combustion in supercharged spark ignition engines-pre-ignition and other phenomena[J]. International Journal of Engine Research, 2010,11(6):485-498.

[6] 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.

[7] Wang Q, Wei L, Pan W, et al. Investigation of operating range in a methanol fumigated diesel engine[J]. Fuel, 2015,140:164-170.

[8] 柳茂斌,何邦全,袁杰,等.正丁醇-汽油HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào),2013,31(4):324-330. Liu Maobin, He Bangquan, Yuan Jie, et al.Combustion characteristics of a HCCI engine fuelled with n-butanol-gasoline blends[J]. Transactions of CSICE, 2013,31(4):324-330.

[9] 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.

[10] Rudloff J, Zaccardi J M, Richard S, et al. Analysis of pre-ignition in highly charged SI engines: Emphasis on the auto-ignition mode[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2013,34(2):2959-2967.

[11] Gu X J, Emerson D R, Bradley D. Modes of reaction front propagation from hot spots[J]. Combustion and Flame, 2003,133(1/2):63-74.

(責(zé)任編輯 曾月蓉)

Effect of different auto-ignition modes on the formation of pressure waves

Xu Han1, Yao Chunde1, Yao Anren2

(1.StateKeyLaboratoryofEngines,TianjinUniversity,Tianjin300072,China;2.SchoolofMaterialsScienceandEngineering,TianjinUniversity,Tianjin300072,China)

In internal combustion engines, different combustion technologiescan result in different knocks, such as the conventional knock of gasoline engines, the super knock and the knock of HCCI engines.Though they are all caused by the auto-ignition of unburned mixture which leads to the oscillation burning, the rising rate and the oscillation amplitude of their pressure are totally different. In order to explore the inner mechanism working behind them, three kinds of auto-ignition modes were built up to illustrate the different phenomena of pressure oscillations under different combustion technologies. The differences of these three kinds of auto-ignition modes in engines were clarified. In the method of "Energy Injected", the heat source term of the energy equation can be changed based on the heat release rate obtained from experiments, and then a series of numerical simulations were conducted to realize these three kinds of auto-ignition modes. The numerical simulation shows that different auto-ignition modes will lead to different pressure waves, which can explain the different pressure rising rate and pressure oscillation amplitude. The method of “Energy Injection” based on the experiment measured heat release rate can accurately and rapidly identify the formation and propagation of pressure waves in the engine combustion chamber.

mechanics of explosion; auto-ignition; knock; pressure oscillation; heat release rate

10.11883/1001-1455(2016)03-0407-09

2014-10-08； < class="emphasis_bold">修回日期：2014-12-26

2014-12-26

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51176135)

續(xù) 晗(1990— )，男，博士研究生;

姚春德,arcdyao@tju.edu.cn。

O382 <國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035 class="emphasis_bold"> 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035

A