基于化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)耦合G方程的定容彈爆震燃燒研究

梁毅， 張玉銀，， 李世琰， 徐斌

(1.上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院， 上海 200240；2.河南科技大學(xué)交通與車輛工程學(xué)院， 河南 洛陽 471000)

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·性能研究·

基于化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)耦合G方程的定容彈爆震燃燒研究

梁毅1， 張玉銀1，2， 李世琰1， 徐斌2

(1.上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院， 上海 200240；2.河南科技大學(xué)交通與車輛工程學(xué)院， 河南 洛陽 471000)

由于爆震受多方面的因素共同影響，且這些因素往往是相互耦合在一起，直接在內(nèi)燃機上對各因素進(jìn)行解耦進(jìn)而研究單因素對爆震的影響幾乎不可能。針對上述問題，首先基于化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)和G方程火焰面模型建立了長方體燃燒彈內(nèi)的爆震燃燒三維CFD模型；然后在該模型基礎(chǔ)上把初始壓力、初始?xì)鉁睾统跏急跍?末端)設(shè)為獨立變量，系統(tǒng)地研究了各變量對正庚烷與空氣混合氣的爆震界限及爆震強度的影響。結(jié)果表明：當(dāng)初始壓力不高于0.25 MPa時，初始?xì)鉁睾湍┒吮跍卦?00～700 K之間無論如何變化都不會發(fā)生爆震；當(dāng)初始?xì)鉁夭桓哂?50 K時，初始壓力在0.2～0.5 MPa之間、末端壁溫在300～700 K之間無論如何變化也都不會發(fā)生爆震。同時發(fā)現(xiàn)最大壓力振幅可作為發(fā)生爆震與否的判據(jù)，本研究中只要最大壓力振幅不高于0.02 MPa即不會發(fā)生爆震。

爆震; 定容燃燒彈; 化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)

對于內(nèi)燃機來說爆震(Knocking,又稱Deflagration)是一種非正常燃燒現(xiàn)象[1]。實踐表明，嚴(yán)重的爆震會影響整個內(nèi)燃機的性能，甚至對內(nèi)燃機造成不可挽回的機械破壞。

鑒于爆震現(xiàn)象對內(nèi)燃機的危害，學(xué)者對爆震現(xiàn)象做了很多的研究工作[2-6]。1968年，Affeleck等指出任何影響末端氣體傳熱的因素都對爆震產(chǎn)生影響[2]；2006年何鑫等在快速壓縮機上進(jìn)行了高速攝影試驗，結(jié)果顯示燃料的摩爾分?jǐn)?shù)是決定自燃模式的關(guān)鍵因素[3]；2007年M. Poschl等在快速壓縮機上進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)引起爆震的主要因素是溫度分布的不均勻性，且不同的分布情況會導(dǎo)致不同程度的爆震[4]；2011年Zahdeh等直接在內(nèi)燃機上研究進(jìn)氣溫度、壓縮比和增壓比等多個因素對爆震的影響，結(jié)果表明進(jìn)氣溫度的提高會導(dǎo)致末端混合氣更容易發(fā)生自燃[5]；2013年王志等在直噴汽油機上針對高負(fù)荷下的爆震進(jìn)行試驗研究，證實了降低進(jìn)氣門關(guān)閉時的缸內(nèi)氣體溫度可抑制爆震[6]。然而，上述對爆震現(xiàn)象的研究均是直接在內(nèi)燃機或者快速壓縮機上實現(xiàn)的，導(dǎo)致直接在內(nèi)燃機上對影響爆震且相互耦合的各因素進(jìn)行解耦分析，研究單一因素對爆震的影響幾乎是不可能的。但是，單一因素對爆震界限及爆震強度的影響對于探究爆震燃燒機理和抑制內(nèi)燃機爆震又是非常重要的。

為了克服以往工作的不足，本研究設(shè)計了一種可以對影響內(nèi)燃機爆震的因素進(jìn)行解耦分析的長方體爆震燃燒彈(以下稱為長方體燃燒彈)，該長方體燃燒彈可以把初始混合氣溫度、壓力、初始末端壁面溫度解耦。基于化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)耦合G方程建立了該長方體燃燒彈內(nèi)的三維CFD模型，研究了初始混合氣溫度、壓力、初始末端壁面溫度分別作為單一因素變化時對爆震燃燒的影響規(guī)律，并獲得發(fā)生爆震與否的界限。本研究將為該類燃燒裝置的設(shè)計與優(yōu)化和內(nèi)燃機抑制爆震燃燒提供理論依據(jù)。

1 模型建立與驗證

1.1 長方體燃燒彈仿真模型建立

本研究通過Converge軟件建立三維CFD的長方體燃燒彈仿真模型。采用燃燒室為20 mm×20 mm×100 mm的小型臥式長方體燃燒彈實現(xiàn)各因素分離，在固定其他因素不變的情況下，研究單一因素對爆震的影響。長方體燃燒彈外形見圖1a，燃燒室見圖1b，其中A點為末端混合氣壓力(以下稱為末端壓力)數(shù)據(jù)采樣位置，距離末端壁面1 mm。

為了捕捉到爆震時的快速燃燒過程，末端壓力采樣時間間隔為5×10-6s。火花塞布置在長方體燃燒彈的B點位置(見圖1b)，距離右端壁面5 mm，點火時燃燒室內(nèi)為化學(xué)當(dāng)量比的正庚烷(C7H16)與空氣均質(zhì)混合氣，且混合氣溫度均勻、無壓力間斷。本研究分別采用兩個熱點模擬實際火花塞點火時的電容放電和電感放電過程，總能量為500 mJ的高能量點火?？紤]到既要節(jié)約計算成本又要保證計算的精度，采用笛卡爾網(wǎng)格，初始網(wǎng)格設(shè)置為2 mm ×2 mm×2 mm，計算過程中程序根據(jù)溫度梯度和速度梯度自適應(yīng)加密到最小網(wǎng)格邊長0.5 mm，點火附近則固定加密到0.125 mm。有關(guān)網(wǎng)格設(shè)置參考了Yang[11]等建立的模型。

長方體燃燒彈燃燒室壁面溫度的設(shè)置參考了實際汽油機的燃燒室、活塞頂壁面溫度值。Nakagawa等通過試驗發(fā)現(xiàn)自燃始于燃燒室壁面，因此，初始末端壁面溫度(以下稱為末端壁溫，Tw)可能是爆震重要的影響參數(shù)之一，本研究把末端壁溫設(shè)為變量[12]。燃燒室靠近A點的端面為離末端混合氣最近的壁面(類似排氣門頂面，相當(dāng)于實際內(nèi)燃機中的局部熱點)。除末端壁面外，其他壁面溫度與汽油機正常運行時氣缸壁面溫度相當(dāng)，設(shè)置固定值440 K(見圖1b)。

本研究將系統(tǒng)地研究初始混合氣溫度(以下稱為初始?xì)鉁?，Tg)、初始混合氣壓力(以下稱為初始壓力，pi)和末端壁溫作為單一變量變化對爆震界限及爆震強度的影響。

圖1 長方體燃燒彈仿真模型

1.2 長方體燃燒彈仿真模型驗證

為了保證該長方體燃燒彈仿真模型模擬的可靠性，對模型中的化學(xué)反應(yīng)機理、子模型(如燃燒模型、湍流模型等)及其參數(shù)設(shè)置的正確性進(jìn)行了驗證。

參考Tinaut等的試驗結(jié)果，利用與長方體燃燒器模型一致的化學(xué)反應(yīng)機理、子模型及其參數(shù)設(shè)置建立了球形燃燒器三維CFD模型[13]。Tinaut的試驗是在直徑為200 mm的球形燃燒器上進(jìn)行，基本參數(shù)見表1[13]。在球形燃燒器中壓力隨時間變化的實測值與本研究計算值的比較情況見圖2，CFD仿真模型模擬壓力和試驗結(jié)果基本吻合，說明球形燃燒器的三維CFD仿真模型基本上能正確反映出試驗時的燃燒特性，從而驗證了長方體燃燒彈仿真模型的子模型及其參數(shù)設(shè)置具有充足的可靠性，可用于進(jìn)一步的燃燒過程模擬研究。

表1 球形燃燒器初始參數(shù)

圖2 燃燒器壓力仿真值與試驗值的對比

2 結(jié)果分析

參考實際汽油機發(fā)生爆震時的缸內(nèi)環(huán)境，考慮到長方體燃燒彈火花點火后形成的火焰沿長軸方向傳播時壓力升高，未燃混合氣不斷受到壓縮，這個過程可以看作汽油機內(nèi)活塞的壓縮過程。長方體燃燒彈內(nèi)爆震發(fā)生前的壓力與汽油機壓縮終了的壓力相當(dāng)，如果把初始壓力設(shè)置在0.4 MPa，爆震前的壓力大約為2 MPa。本研究的初始壓力設(shè)置為0.2～0.5 MPa，最小間隔為0.05 MPa。自然吸氣汽油機進(jìn)氣溫度較低，而增壓并引入EGR的汽油機進(jìn)氣溫度較高，本研究中把初始?xì)鉁卦O(shè)置在300～700 K之間，間隔為50 K。排氣門頂面溫度在冷起動時較低，而在正常運行一段時間后溫度又很高，因此將末端壁溫設(shè)在300～700 K之間，間隔為50 K。

2.1 爆震評價指標(biāo)

為了定量分析爆震，需要確定爆震的評價指標(biāo)，判定是否發(fā)生爆震及爆震強度。Oppenheim[14]給出了較全面的爆震定義：爆震是一種特殊的燃燒方式，它是自發(fā)和隨機地產(chǎn)生，導(dǎo)致銳利的壓力脈沖。本研究提出以長方體燃燒彈內(nèi)末端混合氣(圖1b中的A點)的最大壓力振幅作為爆震評價指標(biāo)。最大壓力振幅定義為燃燒室末端壓力與平均壓力之差的絕對值的最大值，平均壓力為燃燒室內(nèi)腔壓力平均值。

圖3和圖4分別示出了長方體燃燒彈內(nèi)爆震與非爆震工況下的壓力變化情況。由圖可知，發(fā)生爆震時末端壓力出現(xiàn)劇烈的壓力振蕩，壓力振幅曲線存在多個壓力脈沖；而非爆震工況下則不出現(xiàn)劇烈的壓力振蕩，壓力振幅曲線中不存在壓力脈沖。

圖3 爆震工況壓力曲線

圖4 非爆震工況壓力曲線

圖5示出了爆震與非爆震工況下長方體燃燒彈燃燒室內(nèi)火焰的溫度分布對比。由圖5可看出，火花點火形成的火焰面往前推進(jìn)一段時間后，火焰前鋒面呈郁金花狀向前傳播，將燃燒室劃分為己燃區(qū)和末燃區(qū)；初始?xì)鉁?00 K工況中的末端混合氣從7.82 ms開始發(fā)生自燃，同時，圖3中長方體燃燒彈的末端壓力開始出現(xiàn)劇烈振蕩，這是由于爆震壓力波在燃燒室內(nèi)來回反射的結(jié)果。顯然，明顯的壓力振幅標(biāo)志著爆震的開始，因此采用最大壓力振幅來評價爆震開始是合理的，后面還將進(jìn)一步說明用最大壓力振幅作為判定是否發(fā)生爆震和爆震強度的依據(jù)。

圖5 爆震與非爆震工況長方體燃燒彈燃燒室內(nèi)溫度分布

2.2 初始壓力對爆震的影響

為了研究初始壓力對爆震燃燒特性的影響，在同一末端壁溫、初始?xì)鉁貤l件下選取不同的初始壓力進(jìn)行計算。長方體燃燒彈的初始參數(shù)見表2。

表2 初始壓力的變化范圍

初始壓力對爆震壓力波的影響見圖6。圖6表明：在初始壓力不超過0.25 MPa的工況，末端壓力不出現(xiàn)明顯振蕩；在初始壓力為0.3 MPa及更高的工況時，隨初始壓力提高，爆震時刻明顯提前，壓力振幅明顯增大。

圖6 初始壓力對爆震壓力波的影響

初始壓力對爆震強度的影響見圖7。從圖7可以看出：初始壓力在0.3～0.5 MPa之間變化時，隨初始壓力提高最大壓力振幅快速增大。結(jié)合圖6和圖7可知：初始壓力為0.25 MPa，0.2 MPa時末端壓力無明顯的振蕩，不發(fā)生爆震，最大壓力振幅均不大于0.004 MPa；初始壓力不低于0.3 MPa時末端壓力有明顯的振蕩，發(fā)生爆震，最大壓力振幅均不小于0.24 MPa，且初始壓力越高，末端壓力振蕩幅度越大，爆震越強烈，對應(yīng)的最大壓力振幅越大。顯然，以初始壓力作為單一變量，爆震與非爆震的工況點的最大壓力振幅分別在兩個數(shù)量級上。這里取最大壓力振幅0.02 MPa為閾值，認(rèn)為最大壓力振幅超過0.02 MPa時為爆震，小于0.02 MPa時為非爆

圖7 初始壓力對爆震強度的影響

震, 并認(rèn)為壓力振幅首次達(dá)到0.02 MPa時刻為爆震時刻，且最大壓力振幅越大爆震越強烈。因此，使用最大壓力振幅來判定爆震強度是合理的，后續(xù)結(jié)果也將證實這一判據(jù)的合理性。

2.3 初始?xì)鉁貙Ρ鸬挠绊?/p>

為了研究初始?xì)鉁貙Ρ鹑紵匦缘挠绊?，在同一末端壁溫、初始壓力條件下選取不同的初始?xì)鉁胤植键c進(jìn)行研究。初始?xì)鉁刈兓瘯r長方體燃燒彈的初始參數(shù)見表3。

表3 初始?xì)鉁氐淖兓秶?/p>

初始?xì)鉁貙Ρ饓毫Σê湍┒藟毫Φ挠绊懸妶D8。圖8表明：當(dāng)初始?xì)鉁夭怀^500 K時，末端壓力不出現(xiàn)明顯振蕩，上升平緩；當(dāng)初始?xì)鉁剡_(dá)到550 K時，隨初始?xì)鉁靥岣?，爆震時刻明顯提前，壓力振幅明顯增大。

圖8 初始?xì)鉁貙Ρ饓毫Σǖ挠绊?/p>

初始?xì)鉁貙Ρ饛姸鹊挠绊懸妶D9。從圖9可以看出：初始?xì)鉁卦?00～700 K之間變化時，隨初始?xì)鉁靥岣咦畲髩毫φ穹焖僭龃?。結(jié)合圖8和圖9可知：初始?xì)鉁氐陀诨虻扔?00 K時末端壓力無明顯的振蕩，不發(fā)生爆震，最大壓力振幅均不大于0.016 MPa；當(dāng)初始?xì)鉁馗哂?00 K時末端壓力有明顯的振蕩，發(fā)生爆震，最大壓力振幅均不小于0.18 MPa。顯然，以初始?xì)鉁刈鳛閱我蛔兞繒r，最大壓力振幅閾值0.02 MPa可以用于判斷爆震與否，且最大壓力振幅越大爆震越強烈。

圖9 初始?xì)鉁貙Ρ饛姸鹊挠绊?/p>

2.4 末端壁面溫度對爆震的影響

為了研究末端壁溫對爆震燃燒特性的影響，在同一初始?xì)鉁?、初始壓力條件下選取不同的末端壁溫分布點進(jìn)行研究。末端壁溫變化時長方體燃燒彈的初始參數(shù)見表4。

表4 末端壁溫的變化范圍

末端壁溫對爆震壓力波的影響見圖10。圖10表明：末端壁溫不超過450 K時，各工況下末端混合氣的壓力曲線變化不大；末端壁溫升高到500 K及以上時，末端壓力出現(xiàn)明顯的振蕩。

圖10 末端壁溫對爆震壓力波的影響

末端壁溫對爆震強度的影響見圖11。從圖11可以看出：末端壁溫在450 K及以下時，最大壓力振幅均較小(不超過0.01 MPa)；末端壁溫為500 K及以上時，最大壓力振幅均較大(不低于0.59 MPa)。

結(jié)合圖10和圖11可知，末端壁溫為450 K及以下時末端壓力無明顯的振蕩，不發(fā)生爆震，最大壓力振幅均不大于0.008 MPa；末端壁溫在500 K及以上時末端壓力出現(xiàn)明顯的振蕩，發(fā)生爆震，最大壓力振幅均不小于0.59 MPa。顯然，以末端壁溫作為單一變量時，最大壓力振幅閾值0.02 MPa可以用于判斷爆震與否，且最大壓力振幅越大爆震越強烈。

圖11 末端壁溫對爆震強度的影響

2.5 爆震閾值與極限

上述仿真計算結(jié)果表明：在所有非爆震工況中，最大壓力振幅均小于0.02 MPa；在所有爆震工況中，最大壓力振幅均大于0.02 MPa。因此，判斷爆震與否的依據(jù)可以采用最大壓力振幅，認(rèn)為最大壓力振幅超過0.02 MPa為爆震，最大壓力振幅越大爆震越強烈，同時，爆震開始時刻可以從壓力振幅首次達(dá)到0.02 MPa時判定。

通過上述閾值獲得了爆震界限(見圖12)，本研究計算點均在黑色線圍成的四方體框圖內(nèi)。從圖12可以看出：當(dāng)初始壓力不高于0.25 MPa時，初始?xì)鉁睾湍┒吮跍卦?00～700 K范圍內(nèi)不管怎樣變化都不會發(fā)生爆震；在初始?xì)鉁夭桓哂?50 K時，初始壓力在0.2～0.5 MPa之間、末端壁溫在300～700 K范圍內(nèi)無論如何變動也都不會發(fā)生爆震。因此，初始壓力和初始?xì)鉁厥菦Q定爆震與否的主要因素，而末端壁溫對爆震界限的影響相對較小。

圖12 爆震界限

3 結(jié)論

a) 初始壓力和初始?xì)鉁厥菦Q定爆震與否的關(guān)鍵因素，末端壁溫對爆震界限的影響相對較小;當(dāng)初始壓力不高于0.25 MPa時，初始?xì)鉁睾湍┒吮跍卦?00～700 K范圍內(nèi)無論如何變化都不會發(fā)生爆震；當(dāng)初始?xì)鉁夭桓哂?50 K時，初始壓力在0.2～0.5 MPa范圍、末端壁溫在300～700 K范圍內(nèi)無論如何變化時都不會發(fā)生爆震;

b) 隨著初始壓力、初始?xì)鉁靥岣?，爆震時刻提前，爆震強度(最大壓力振幅)增大;

c) 判斷爆震與否的依據(jù)可以采用最大壓力振幅，本研究中最大壓力振幅在0.02 MPa以上時發(fā)生爆震；爆震與非爆震時的最大壓力振幅相差一個數(shù)量級以上。

[1] 武得鈺, 顧笑映, 李繼軍, 等. 火花點火發(fā)動機爆震燃燒研究的發(fā)展與現(xiàn)狀 (Ⅰ)[J].車用發(fā)動機,1995(5):1-6.

[2] Affleck W S, Fish A. Knock: Flame Acceleration or Spontaneous Ignition[J].Combustion and Flame,1968,12(3):243-252.

[3] Walton S M, He X, Zigler B T, et al. An Experimental Investigation of Iso-octane Ignition Phenomena[J].Combustion and Flame,2007,150(3):246-262.

[4] Poschl M, Sattelmayer T. Influence of Temperature Inhomogeneities on Knocking Combustion[J].Combustion and Flame,2008,153(4):562-573.

[5] Zahdeh A,Rothenberger P,Nguyen W,et al. Fun-damental Approach to Investigate Pre-Ignition in Boosted SI Engines[J].SAE Paper 2011-01-0340.

[6] 王志，徐雅齊，王建昕，等.增壓直噴汽油機掃氣抑制爆震試驗研究及模擬解析[J].內(nèi)燃機工程,2013,34(4):13-17.

[7] Liang L,Reitz R D, Iyer C O, et al.Modeling knock in spark-ignition engines using a G-equation combustion model incorporating detailed chemical kinetics[C].SAE Paper 2007-01-0165.

[8] LIU Yaodong,JIA Ming,XIE Maozhao,et al. En-hancement on a skeletal kinetic model for primary reference fuel oxidation by using a semidecoupling methodology[J].Energy & Fuels,2012,26(12):7069-7083.

[9] Han Z, Reitz R D.Turbulence Modeling of Internal Combustion Engines using RNG κ-ε Models[J].Combustion Science and Technology,1995,106(4-6):267-295.

[10] Han Z,Reitz R D.A Temperature Wall Function Formulation for Variable-density Turbulent Flows with Application to Engine Convective Heat Transfer Modeling[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,1997,40(3):613-625.

[11] Yang X,Solomon A,Kuo T W. Ignition and combustion simulations of spray-guided SIDI engine using Arrhenius combustion with spark-energy deposition model[C].SAE Paper 2012-01-0147.

[12] Nakagawa Y,Takagi Y,Itoh T.Laser shadow graphic analysis of knocking in SI engine[C].SAE Paper 845001,1984.

[13] Tinaut F V,Reyes M,Giménez B, et al. Measurements of OH and CH Chemiluminescence in Premixed Flames in a Constant Volume Combustion Bomb under Autoignition Conditions[J].Energy & Fuels,2010,25(1):119-129.

[14] Oppenheim A K. The knock syndrome-its cures and its victims[C].SAE Paper 841339,1984.

[編輯: 李建新]

Knock Combustion of Constant Volume Bomb Based on Chemical Kinetics Coupling G-equation

LIANG Yi1, ZHANG Yuyin1,2, LI Shiyan1, XU Bin2

(1.School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China; 2. School of Vehicle and Transportation, Henan University of Science and Technology, Luoyang 471000, China)

It was extremely difficult to analyze the effect of single factor on knock due to the collective action and mutual coupling of knock influencing factors. For the above problem, a 3D CFD model of knock combustion in a rectangular constant volume bomb was built based on the chemical kinetics and G-equation flame model. Then the influence of single variable such as initial pressure, initial mixture and wall temperature on knock limit and intensity of n-heptane and air mixture was researched systematically. The results show that the knock will not occur when the initial temperature of mixture and wall is between 300 K and 700 K and the initial pressure is lower than 0.25 MPa; and when the initial temperature of mixture is lower than 450 K, the initial temperature of wall is between 300 K and 700 K and the initial pressure is between 0.2 MPa and 0.5 MPa. Besides, the maximum fluctuation amplitude of pressure can be used as knock criterion and its upper limit is 0.02 MPa.

knock combustion; constant volume bomb; chemical kinetics

2016-01-11;

2016-01-31

內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室開放基金資助項目(K2014-2)；上海市教育委員會科研創(chuàng)新項目(14ZZ022)

梁毅(1988—)，男，碩士，主要研究方向為爆震燃燒過程；liangyisjtu@126.com。

通訊簡介： 張玉銀(1962—)，男，教授，博士，主要研究方向為噴霧燃燒及發(fā)動機燃燒過程等；yuyinzhang@sjtu.edu.cn。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.02.004

TK411.22

B

1001-2222(2016)02-0017-06