丙烷自燃特性及爆震機理的試驗研究

陳?銳，張鵬飛，潘家營，衛(wèi)海橋，商藝寶

?

丙烷自燃特性及爆震機理的試驗研究

陳?銳，張鵬飛，潘家營，衛(wèi)海橋，商藝寶

(天津大學機械工程學院，天津 300072)

為了深入揭示丙烷自燃和爆震燃燒機理，基于一臺新型快速壓縮機試驗平臺，開展了不同初始壓力、當量比條件下丙烷-空氣混合氣自燃和爆震燃燒的試驗研究，并通過瞬態(tài)壓力和高速相機同步測試方法進行了缸內燃燒過程研究．結果表明：爆震壓力振蕩強度隨著初始壓力的提升顯著增強，壓力振蕩的產生與著火方式無絕對關系，其振蕩強度主要取決于自燃發(fā)生前末端混合氣的狀態(tài)．輕微爆震和弱爆震由末端自燃導致，自燃時未燃混合氣區(qū)域越大，爆震強度也越高．超級爆震的形成是由于超聲速自燃火焰的傳播導致壓力波在火焰面前方的匯聚，并最終導致爆燃向爆轟模式轉變所致，從而形成峰值極高的壓力振蕩．

丙烷；自燃特性；快速壓縮機；超級爆震

隨著發(fā)動機小型強化程度的不斷提高，隨之而來的爆震與超級爆震現象成為制約發(fā)動機熱效率進一步提升的突出瓶頸[1-3]．爆震是指汽油機火花塞點火后，火焰尚未傳播到整個燃燒室時，在未燃區(qū)域產生一個或多個熱點自燃的現象．自燃產生的火焰往往傳播得更快，從而引發(fā)燃燒室內壓力波動，同時伴隨有敲缸聲．較弱的爆震可以在一定程度上提高燃燒熱效率，但較強的爆震則會使燃燒惡化，大大降低燃燒熱效率，并導致燃燒室的機械破壞及燒蝕．超級爆震與爆震類似，但具有更高的壓力振蕩幅值，峰值能夠達到數十兆帕[4]，破壞力更強，甚至能夠損壞發(fā)動機氣門和活塞．

對于發(fā)動機爆震的機理，學術界目前主要有兩種學說：一種為自燃學說，另一種為火焰加速學說．自燃學說主張爆震由末端氣體的自燃引發(fā)，該學說由于有大量試驗和模擬結果的支持，是目前認可度較高的爆震機理．Zeldovich[5]在1980年提出了由帶有溫度梯度的熱點自燃引發(fā)的幾種典型的燃燒模式．他指出：自燃首先會從點火延遲最小的位置發(fā)生，并沿著溫度梯度傳播，根據溫度梯度所決定的自燃火焰速度與C-J(Chapman-Jouguet)速度及聲速的關系，將燃燒模式分為超聲速爆燃(subsonic deflagration)、爆轟(detonation)、亞聲速爆燃(supersonic deflagration)、熱爆炸(thermal explosion)和層流火焰5種；不同的燃燒模式對應不同的火焰速度，能夠產生不同強度的壓力波，對其他未燃區(qū)域產生影響．Liberman等[6]和Kiverin等[7]對比研究了采用詳細化學機理和簡化化學機理下由溫度梯度區(qū)域發(fā)展成的火焰，發(fā)現點火延遲和放熱的起始對自燃火焰及壓力波的模式有顯著影響．這種由壓力波疊加加強以改變燃燒模式的情況與Lee等[8]提出的“連續(xù)放熱對激波的增強”(SWACER)概念類似．Yu等[9]模擬了一維封閉空間中的氫氣與空氣混合氣的燃燒，發(fā)現初始溫度、壓力和封閉空間尺寸都對自燃與爆轟波的產生有影響，壓力波的來回反射能夠促進火焰前鋒處的局部自燃，并引發(fā)DDT(deflagration to detonation transition). Matsuura等[10]也研究了壓力波與末端氣體之間的相互作用，發(fā)現火焰速度和火焰對末端氣體的壓縮強度之間能夠達到一種平衡，使自燃發(fā)生的傾向降到最低，減少爆震發(fā)生的幾率．上述研究對發(fā)動機爆震燃燒機理的揭示具有重要的理論指導意義．然而，發(fā)動機自燃及其燃燒過程錯綜復雜．已有研究基本上基于理論分析和數值模擬手段，缺乏準確的試驗數據支持和驗證，使得目前對爆震現象的形成機理及影響規(guī)律仍不夠明確．

丙烷燃料作為液化石油氣的主要成分，是目前石油替代燃料研究的熱點[11]．目前關于液化石油氣的研究主要集中在發(fā)動機性能試驗方面[12]，對燃料的基礎燃燒特性(特別是自燃和爆震)研究很少．為了進一步探究丙烷爆震燃燒機理，本文以丙烷-空氣混合氣為研究對象，在一臺新型快速壓縮機(rapid compression machine，RCM)上開展了不同初始壓力、不同當量比條件下丙烷自燃及爆震研究，并結合瞬態(tài)壓力和高速相機同步測量方法研究分析了不同正常燃燒、弱爆震和強爆震時的缸內燃燒過程．研究結果將有助于進一步揭示發(fā)動機爆震燃燒機理、有效抑制爆震燃燒現象和優(yōu)化發(fā)動機燃燒過程．

1?試驗裝置

本研究所采用的試驗平臺如圖1所示，快速壓縮機試驗平臺主體結構由高壓儲氣罐、氣動驅動缸、液壓制動缸、壓縮缸和燃燒室5部分組成，相應的快速壓縮機特征參數列于表1．快速壓縮機活塞直徑為70,mm，較目前主流快速壓縮機更接近實際發(fā)動機的尺寸；同時，本試驗平臺最高壓力峰值可達50,MPa，基本覆蓋發(fā)動機爆震燃燒工況．試驗所用缸壓傳感器為KISTLER 6045A，量程為25,MPa；傳感器頂面與燃燒室壁面齊平安裝，以減小測量誤差．電荷放大器采用KISTLER 5064C．光學窗口采用耐高壓石英玻璃，采用Photron SA-Z高速相機拍攝燃燒過程圖像，分辨率為256像素×256像素，拍攝速度100,000幀/s，快門速度8.39,ms．為了實現缸內燃燒過程的同步測量，高速相機和火花塞點火根據瞬態(tài)壓力信號進行觸發(fā)．

圖1?快速壓縮機試驗平臺示意

表1?快速壓縮機特征參數

Tab.1?Characteristic parameters of RCM

2?試驗結果與討論

2.1?初始壓力和當量比對爆震強度的影響

圖2為壓縮比＝16.4、當量比＝1.0、初始溫度0＝298,K時，不同初始壓力下丙烷-空氣混合氣壓燃時的壓力曲線．由圖可知，丙烷的燃燒比較緩慢，以上止點后的壓力曲線開始上升到達到壓力峰值的時間作為燃燒持續(xù)期，丙烷的燃燒持續(xù)期為10～15,ms．由于燃燒持續(xù)期較長，其壓力曲線升高的速率較為緩和，并且在壓力升高過程中曲線非常平滑，沒有壓力波動出現．當初始壓力0＝0.08,MPa時，由于能量密度很低，整個過程幾乎沒有出現壓力振蕩．隨著初始壓力的升高，從0＝0.10,MPa開始逐漸在壓力峰值附近出現了不同幅度的壓力振蕩，振幅隨初始壓力的升高而升高，最高達到了0.50,MPa．在0＝0.12,MPa和0＝0.14,MPa時，壓力曲線上升到后期時，會出現急劇的躍升，過程持續(xù)不到1,ms，隨后就是強烈的壓力振蕩，說明此時缸內發(fā)生了更劇烈的燃燒．

圖2 不同初始壓力下丙烷-空氣混合氣壓燃時的壓力曲線

圖3為壓縮比＝16.4、當量比＝1.0、初始溫度0＝298,K時，不同初始壓力下丙烷-空氣混合氣相同點火時刻(上止點后)點燃時的壓力曲線．如圖所示，當著火方式改為點燃時出現了與壓燃時不同的壓力振蕩現象．首先，點燃時的壓力曲線在壓力升高過程中并沒有出現相互交錯，這說明火焰是從火花塞附近形成并且在一段時間內穩(wěn)定傳播，而壓燃時由于火核形成位置及個數的差異，可能導致不同的燃料消耗率，進而導致不同的壓力升高率，使得低初始壓力的壓力曲線暫時超過高初始壓力的曲線，形成交叉．其次，0＝0.14,MPa的工況下，在壓力峰值附近出現了劇烈的壓力振蕩，導致峰值超過22,MPa，高通濾波下的壓力振蕩幅值接近10,MPa，可以認為出現了超級爆震，而0低于0.14,MPa的工況則只出現了相對輕微的波動．

圖3 不同初始壓力下丙烷-空氣混合氣點燃時的壓力曲線

圖4為壓縮比＝16.4、初始溫度0＝298,K、初始壓力0＝0.14,MPa時，不同當量比條件下丙烷-空氣混合氣點燃和壓燃時的壓力曲線．如圖所示，相同初始壓力和溫度、不同當量比下的混合氣上止點壓力有輕微差異，這是由于不同當量比下的比熱容不同所致．由于火焰速度和稀釋的共同作用，當量比＝0.5和＝1.5時均沒有出現超級爆震現象．而化學計量比下的混合氣在點燃和壓燃時均出現了劇烈的壓力波動，且出現劇烈振蕩之前的壓力差異不大，這說明壓力波動的產生與著火方式并無絕對關系，而主要取決于自燃發(fā)生前末端混合氣的狀態(tài)．

圖4 不同當量比下丙烷-空氣混合氣點燃和壓燃時的壓力曲線

2.2?丙烷火焰自燃及燃燒模式轉變現象的光學測試

為進一步驗證上述推論，對燃燒室中燃燒過程情況進行光學測試，以深入探究不同爆震強度產生機理及其與自燃和壓力振蕩的內在關系．這里選取了較高的初始溫度(0＝313,K)，以促使自燃的發(fā)生，避免石英玻璃在較高初始壓力下的迅速破壞．這里初始壓力分別為0＝0.04,MPa、0.06,MPa、0.08,MPa及0.10,MPa，試驗工況由低壓向高壓逐漸轉變，使其爆震傾向逐漸升高．

2.2.1?正常燃燒及輕微爆震

圖5為0＝0.04,MPa時缸內的燃燒情況，從圖片可以看出，火焰?zhèn)鞑ニ俣容^慢，平均約為4.76,m/s，且火焰亮度較暗，由于初始壓力較低，燃燒溫度也較低，可以看到燃燒過程中形成了較多碳煙顆粒．從火花塞跳火到火焰?zhèn)鞑ブ琳麄€燃燒室的過程中，沒有發(fā)生自燃，壓力曲線上也未出現壓力振蕩．但可以看出，火焰向圖像下方傳播的速度要高于火焰向右方傳播的速度，這可能是由于活塞偏心和制動后的機械振蕩導致氣流主要沿豎直方向形成滾流，使火焰加速向下傳播．

圖5 p0＝0.04,MPa時丙烷-空氣點燃時的壓力曲線和火焰發(fā)展圖像

圖6為0＝0.06,MPa時缸內的燃燒情況，由圖6(a)可知火焰在14.66,ms時還未傳播至整個燃燒室，說明此工況下火焰速度較0＝0.04,MPa時有所下降，且由于燃燒溫度升高，碳煙的生成明顯減少．火焰在傳播到約點火后14.66,ms時，由于末端的壓力升高至4.50,MPa，火焰的傳播變得很慢，壓力曲線停止升高，如圖6(b)中—階段．在17.17,ms時，圖像右上角出現了自燃點，形成一道淺藍色的火焰面，傳播速度約為262,m/s，速度遠高于主火焰速度，但低于當地聲速(約為501,m/s)，該火焰面在17.86,ms時掃過所有未燃區(qū)域．壓力曲線上與17.23,ms相對的位置出現了小幅壓力突增，說明了自燃對剩余氣體的迅速消耗．但是自燃后的壓升僅為0.10,MPa，說明該末端未燃氣體的量較小，自燃產生的壓力波幅值較低．

圖6 p0＝0.06,MPa時丙烷-空氣點燃時的壓力曲線和火焰發(fā)展圖像

2.2.2?弱爆震

當進一步提高初始壓力至0＝0.08,MPa時，壓縮后的混合氣能量密度更高，燃燒放熱更加劇烈，使得末端氣體受壓縮的程度更大，末端未燃氣體的自燃傾向進一步增加．如圖7所示，幾乎與0＝0.06,MPa工況在相同位置發(fā)生自燃，但自燃時刻提前了1.62,ms，此時末端未燃區(qū)域也更大．其自燃火焰速度約為247,m/s，依舊低于當地聲速．由于末端未燃氣體剩余更多，自燃放熱導致的壓升也更高，從6.0,MPa躍升至6.5,MPa，隨后的壓力振蕩幅值達到了0.1,MPa．由于壓力波的強度較之前工況提高，可以從連續(xù)播放動畫看出自燃后已燃區(qū)域的發(fā)光碳煙及主火焰發(fā)生了一定程度的往復振蕩．

圖7 p0＝0.08,MPa時丙烷-空氣點燃時的壓力曲線和火焰發(fā)展圖像

2.2.3?超級爆震

進一步提高初始壓力至0＝0.10,MPa．與0＝0.08,MPa時展現出的變化規(guī)律相同，由于能量密度的提升，燃燒放熱更多，末端氣體受壓縮程度更嚴重，因此自燃時刻提前，本次試驗中，自燃出現于火花點火后14.03,ms，如圖8所示．與0＝0.08,MPa的情況不同的是自燃后的火焰速度較之前大大提升，平均速度達到591,m/s，超過當地聲速546.9,m/s．因此火焰面前方的壓力開始匯聚，壓力波峰值開始提升，對前方未燃區(qū)域的加熱作用更加明顯，促進火焰面的進一步放熱，進而不斷加強前驅的激波，復現了SWACER機理中描述的現象．

由于壁面作用，自燃火焰沿壁面?zhèn)鞑サ幂^快，SWACER現象更明顯，因此在壁面附近的自燃火焰面處，率先出現了局部熱爆炸現象，進而形成一道更明亮、傳播速度更快的火焰面．該火焰面速度約為2,105,m/s，與該條件下未燃氣體的C-J爆轟速度1,855,m/s較為接近，并在傳播中逐漸減速至1,814,m/s，說明該火焰面一開始為超聲速爆燃，緊接著轉變?yōu)镃-J爆轟，這便是所謂的燃燒模式轉變現象．爆轟波向燃燒室圓心方向傳播的速度迅速降低至1,235,m/s，這是由于圓心附近氣體已燃盡，爆轟波退化為激波，失去能量的輸入進而減速．由于燃燒室右下方殘余的未燃氣體較多，爆轟波主要沿該區(qū)域壁面從右向左傳播，且維持C-J爆轟速度的時間較長．可以觀察到，局部熱爆炸產生的火焰面和激波在壓力傳感器附近的位置匯聚并在14.14,ms時發(fā)生反射，進而在壓力曲線上產生了超出傳感器量程25.0,MPa的壓升，該激波無論幅值還是傳播速度均大大高于前述所有自燃產生的壓力波，也因此產生了頻率很高的強烈壓力振蕩．從拍攝到的連續(xù)動畫可以看出，激波作用下的自燃火焰面和已燃區(qū)域均發(fā)生了劇烈的往復．在重復多次超級爆震工況下的試驗后，石英玻璃出現了裂紋，說明該強度的壓力振蕩對燃燒室的破壞作用非常明顯．

圖8 p0＝0.10,MPa時丙烷-空氣點燃時的壓力曲線和火焰發(fā)展圖像

3?結?論

本文基于一臺新型快速壓縮機試驗平臺開展了不同初始壓力和當量比對丙烷-空氣混合氣自燃及爆震特性的影響，并通過光學測試的方法分析了丙烷不同爆震強度的產生機理．得到如下結論.

(1) 能量密度對爆震強度具有明顯促進作用．相同初始溫度和當量比條件下，隨著初始壓力的提高，缸內壓力振蕩強度逐漸由無振蕩(正常燃燒)到強烈振蕩(爆震和超級爆震)轉移．同時，壓力振蕩的產生與著火方式并無絕對關系，其振蕩強度主要取決于自燃發(fā)生前末端混合氣的狀態(tài)．

(2) 爆震發(fā)生時總是伴隨局部未燃氣體的產生，且爆震強度與未燃混合氣的面積(即未燃質量分數)呈正相關關系．相同條件下，隨著能量密度(如進氣壓力)的提升，自燃發(fā)生時未燃混合氣區(qū)域越大，自燃形成的壓力波強度也越高．

(3) 超級爆震的形成是由于自燃火焰的超聲速傳播導致壓力波在火焰面前方的匯聚，最終導致爆燃向爆轟轉變．爆轟發(fā)生時形成的C-J爆轟波在壓力傳感器處匯聚反射，從而形成峰值極高的壓力振蕩．

［1］ 張志福，舒歌群，梁興雨，等. 增壓直噴汽油機超級爆震現象與初步試驗[J]. 內燃機學報，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].，2011，29(5)：422-426(in Chinese).

［2］ Wang Z，Liu H，Reitz R D. Knocking combustion in spark-ignition engines[J].，2017，61：78-112.

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

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

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

［6］ Liberman M A，Kiverin A D，Ivanov M F. Regimes of chemical reaction waves initiated by nonuniform initial conditions for detailed chemical reaction models[J].，2012，85：056312.

［7］ Kiverin A D，Kassoy D R，Ivanov M F，et al. Mechanisms of ignition by transient energy deposition：Regimes of combustion waves propagation[J].，2013，87(3)：1079-1094.

［8］ Lee J H，Knystautas R，Yoshikawa N. Photochemical initiation of gaseous detonations[J].，1978，5(11)：971-982.

［9］ Yu H，Chen Z. End-gas autoignition and detonation development in a closed chamber[J].，2015，162(11)：4102-4111.

［10］ Matsuura K，Nakano K，Shimizu K，et al. Effect of heat release pattern of flame during propagation on auto-ignition process of end-gas[C]//2016，2016：2016-01-0701.

［11］ Yeom K，Jang J，Bae C. Homogeneous charge compression ignition of LPG and gasoline using variable valve timing in an engine[J].，2007，86(4)：494-503.

［12］ 彭維康，趙曉堯，初慶釗，等. 基于急速混合管狀火焰技術的丙烷富氧燃燒[J]. 航空動力學報，2017，32(11)：2629-2637.

Peng Weikang，Zhao Xiaoyao，Chu Qingzhao，et al. Oxy-fuel combustion of propane based on rapidly mixed tubular flame technology[J].，2017，32(11)：2629-2637(in Chinese).

Experimental Study of Spontaneous Combustion Characteristics and Knocking Mechanism of Propane

Chen Rui，Zhang Pengfei，Pan Jiaying，Wei Haiqiao，Shang Yibao

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

In order to reveal the mechanism of propane auto-ignition and knocking combustion，an experimental study was carried out on a newly designed rapid compression machine，and the auto-ignition and knocking combustion of propane/air mixture under different intake pressures and equivalence ratios were investigated through synchronous test of transient pressure and high speed camera in measurement of in-cylinder combustion process. The results show that knocking severity is significantly increased with the increase of initial intake pressure. There is no absolute relationship between pressure wave generation and ignition method，and the amplitude of pressure oscillations mainly depends on end-gas mixture thermodynamic state before auto-ignition occurrence. Mild and weak knocking combustion are induced by end-gas auto-ignition，and the larger area of unburned mixture zone when auto-ignition occurs，the stronger the knocking severity. The formation of super-knock is caused by the propagation of supersonic auto-igniting flame that leads to the convergence of pressure wave in front of flame front. And eventually，a transition from the deflagration to the detonation mode is induced，which is accompanied by extremely high pressure oscillations.

propane；spontaneous combustion characteristics；rapid compression machine(RCM)；super-knock

the National Natural Science Foundation of China(No.91641203，No.51476114 and No. 51706152) and the Natural Science Foundation of Tianjin，China(No.18JCQNJC07500).

10.11784/tdxbz201805058

TK442

A

0493-2137(2018)12-1217-06

2018-05-25；

2018-07-01.

陳?銳（1963—??），男，博士，教授，r.chen@lboro.ac.uk.

潘家營，jypan@tju.edu.cn.

國家自然科學基金資助項目(91641203，51476114，51706152)；天津市自然科學基金資助項目(18JCQNJC07500).

(責任編輯：金順愛)