姚春德,續(xù) 晗,姚安仁,唐 超

(1.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(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)

?

缸內(nèi)激波對錐頂型燃燒室的活塞破壞機(jī)理

姚春德1,續(xù) 晗1,姚安仁2,唐 超1

(1.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國家重點(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)

以二維數(shù)值模擬為基礎(chǔ)，研究了錐頂型燃燒室內(nèi)的沖擊波發(fā)展的震蕩過程，得到作用于活塞不同位置處的超壓分布。模擬結(jié)果表明：由于燃燒室結(jié)構(gòu)的獨(dú)特性，導(dǎo)致沖擊波能在特定區(qū)域進(jìn)行匯聚，致使該區(qū)域超壓明顯高于其他區(qū)域。將該模擬結(jié)果與實(shí)際破壞失效的活塞進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)沖擊波匯聚區(qū)域往往就是活塞被破壞的地方。數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際破壞結(jié)果吻合很好。這為設(shè)計(jì)燃燒室形狀以避免沖擊波對活塞造成破壞提供了理論基礎(chǔ)。

爆炸力學(xué)；活塞破壞；沖擊波；燃燒室形狀；匯聚

近年來，在能源與環(huán)境的雙重壓力下，新型燃燒方式和高度強(qiáng)化作為內(nèi)燃機(jī)發(fā)展的方向，獲得了廣泛的認(rèn)同。隨著高增壓缸內(nèi)直噴汽油機(jī)的不斷小型化，發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)了新的燃燒現(xiàn)象——早燃。早燃現(xiàn)象發(fā)生后常進(jìn)一步伴隨超級爆震的發(fā)生。超級爆震發(fā)生時(shí)的最大缸壓振幅可達(dá)25 MPa，遠(yuǎn)高于常規(guī)爆震[1-4]。這種均質(zhì)混合氣自燃，在燃燒發(fā)生時(shí)，一是速度極快，屬于體積式里外同時(shí)著火；二是伴隨著遠(yuǎn)高于常規(guī)爆震振幅和頻率的極強(qiáng)烈的燃燒震蕩波[5-6]。這種高頻、高振幅的壓力震蕩持續(xù)出現(xiàn)，常常會(huì)導(dǎo)致活塞在爆震循環(huán)內(nèi)被擊穿，使得發(fā)動(dòng)機(jī)工作失效[7-8]。進(jìn)一步的研究發(fā)現(xiàn)，活塞被破壞的位置很集中，多發(fā)生在活塞正頂部或邊緣。隨著高強(qiáng)度發(fā)動(dòng)機(jī)的持續(xù)工作，缸內(nèi)早燃引起的超級爆震烈度越來越大，最高爆壓也越來越高[9]，因此可以肯定的是，活塞破壞一定源自于高烈度爆震。

為了尋找這種對活塞材料具有破壞作用的爆震波在缸內(nèi)的變化規(guī)律，避免發(fā)動(dòng)機(jī)在工作中因此而損壞，本文中就缸內(nèi)發(fā)生爆震后的沖擊波傳播、反射開展相關(guān)研究。從爆震波在狹小空間的傳播、反射入手，以期找到爆震波匯聚點(diǎn)。為闡明爆震形成破壞性作用的機(jī)理，同時(shí)也為燃燒室形狀設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)，以避免爆震波匯聚對活塞造成嚴(yán)重破壞。

對于活塞破壞失效的研究，通常的做法是分析其熱疲勞和機(jī)械疲勞，并把活塞失效的原因歸結(jié)于熱沖擊、熱疲勞和機(jī)械疲勞上[10-11]。很少有學(xué)者研究缸內(nèi)沖擊波對于活塞破壞的具體作用[7-8]。但是近來有研究發(fā)現(xiàn)，在缸內(nèi)發(fā)生的爆震波，波速達(dá)到2 km/s，類似于爆炸沖擊波[12]。可以推測，在這種爆震波匯聚的地方可能會(huì)產(chǎn)生超壓狀況，從而形成極高具有強(qiáng)大破壞力的超壓。

1 物理數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型簡化

目前對爆震的研究主要應(yīng)用的是聲學(xué)的辦法。小擾動(dòng)聲波方程、聲模態(tài)等相關(guān)方法被應(yīng)用于爆震研究，以期解決發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲問題[6,13-16]。然而新型燃燒方式和高度強(qiáng)化技術(shù)所產(chǎn)生的強(qiáng)烈爆震，其壓力振幅和靜壓的數(shù)量級相同，這已不是小擾動(dòng)聲波所能闡釋的。這種高幅值、高頻率的壓力震蕩需要非線性聲學(xué)即激波的相關(guān)知識來闡釋。不論是HCCI爆震還是汽油機(jī)的超級爆震，都是壓縮到上止點(diǎn)后，缸內(nèi)的高溫高壓致使均質(zhì)可燃混合氣發(fā)生自燃，而這種自點(diǎn)火現(xiàn)象極易引起爆轟，爆轟波則會(huì)產(chǎn)生一個(gè)前導(dǎo)沖擊波[15]，該沖擊波在燃燒室內(nèi)不斷反射震蕩，使缸壓傳感器偵測出高達(dá)25 MPa振幅的高頻震蕩。

對于激波的研究，主要集中于激波管內(nèi)的微觀研究[17-18]。而激波破壞的應(yīng)用研究則主要集中于建筑物、地下通道等場所的防爆研究[19-21]。對于發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)激波傳播和反射的應(yīng)用研究則較少。

圖1 錐頂型燃燒室Fig.1 Combustion chamber with cone type roof

本文中主要針對錐頂型燃燒室開展研究，如圖1所示。由于二維模型完全可以滿足沖擊波在燃燒室內(nèi)傳播、反射規(guī)律的研究，并且計(jì)算量較小，因此選擇二維模型進(jìn)行研究。為了研究沖擊波在缸內(nèi)震蕩反射的過程，研究中應(yīng)用破膜法，在燃燒室中心區(qū)域人為創(chuàng)造一個(gè)或者幾個(gè)高壓區(qū)，使其與周圍環(huán)境形成強(qiáng)大壓差，導(dǎo)致沖擊波的形成，如圖1所示。而缸內(nèi)實(shí)際燃燒過程產(chǎn)生的沖擊波也與之類似。在發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮行程中，缸內(nèi)壓力、溫度不斷上升，由于環(huán)境狀態(tài)的不均勻性導(dǎo)致均質(zhì)混合氣(濃度也存在不均勻性)在某點(diǎn)產(chǎn)生了自燃，而瞬時(shí)的大量放熱，無法立刻向周圍傳開，因而在該區(qū)域溫度、壓強(qiáng)急劇上升并與周圍環(huán)境產(chǎn)生極大壓差，進(jìn)一步導(dǎo)致沖擊波的形成。本文中采用激波捕捉法，捕捉?jīng)_擊波波面，觀察沖擊波波面?zhèn)鞑シ瓷溥^程，并在活塞頂面均布幾個(gè)測點(diǎn)(圖1中“+”代表測點(diǎn))，用于觀測活塞上不同位置的超壓分布。

1.2 數(shù)學(xué)模型

由于本工作目的主要在于研究沖擊波的傳播與反射過程，且為了計(jì)算簡便，數(shù)值模擬采用歐拉方程作為控制方程。

用FLUENT對缸內(nèi)激波進(jìn)行CFD模擬計(jì)算。由于研究的是瞬態(tài)的、高速可壓流體的流動(dòng)問題，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?jīng)_擊波這種非連續(xù)性流場，因而選用三階的MUSCL計(jì)算格式。

1.3 邊界條件和初始條件

由于在強(qiáng)烈爆震初期，壓力震蕩最厲害，對活塞破壞的貢獻(xiàn)也最大，因而主要研究爆震初期壓力劇烈波動(dòng)的時(shí)段。這個(gè)時(shí)間持續(xù)期很短，只有3°曲軸轉(zhuǎn)角左右，因而在該時(shí)間段內(nèi)，假設(shè)壁面絕熱，活塞靜止不動(dòng)。缸內(nèi)壓力賦值為壓縮終了的平均壓力6 MPa，對于單爆點(diǎn)錐頂型燃燒室，本文中在自燃發(fā)生點(diǎn)的高壓區(qū)賦值100 MPa，從而導(dǎo)致沖擊波的形成。由于使用的是有限體積法，因此采用相對簡便的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，用三角單元來劃分計(jì)算區(qū)域。由于沖擊波的厚度很薄，因而數(shù)值模擬的網(wǎng)格畫得相對較密，為0.05 mm的網(wǎng)格特征尺度，并且驗(yàn)證了網(wǎng)格的獨(dú)立性，在進(jìn)一步加密后，計(jì)算結(jié)果基本沒有變化，但是占用內(nèi)存量更大。由于沖擊波的波速大概在2 km/s左右，因而用Δt=l/c初略估計(jì)其時(shí)間步長為Δt=10-8,其中l(wèi)為網(wǎng)格的特征尺度，c為波速。進(jìn)一步驗(yàn)證了該時(shí)間步長的獨(dú)立性，在進(jìn)一步減小時(shí)間步長后，計(jì)算結(jié)果基本沒有變化，但是總體計(jì)算時(shí)間加長。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 錐頂型燃燒室數(shù)值模擬結(jié)果

如圖2所示，為錐頂型燃燒室的沖擊波傳播發(fā)展過程。從圖2中可以很好地觀察到?jīng)_擊波在狹小燃燒室余隙內(nèi)的發(fā)展、反射過程。波面觸及缸蓋和活塞頂部后發(fā)生反射，在向相反方向反射的同時(shí)，還在不斷向兩端狹小區(qū)域擴(kuò)張。因此，可以觀察到缸蓋和活塞之間來回震蕩的橫波，與此同時(shí)，還能觀察到向兩邊狹小區(qū)域擴(kuò)張的行波(圖2(a)～(f))。在沖擊波抵達(dá)兩端狹小區(qū)域后，由于空間變小，缸蓋與活塞頂部的間隙減小，沖擊波在缸蓋與活塞之間的反射次數(shù)也成倍上升，這就導(dǎo)致在端部尖角處的震蕩頻率急劇增大。在激波觸及端部反射的同時(shí)，和入射激波、缸蓋與活塞間來回震蕩的橫波又產(chǎn)生疊加，導(dǎo)致在兩端尖角處的超壓急劇上升(圖2(g)～(i))。因此在兩端尖角處，也就是在活塞的外圍會(huì)產(chǎn)生劇烈的壓力震蕩。因而，在活塞外圍處很容易受到激波的沖擊破壞。

在激波觸及兩端尖角后，同時(shí)向中心反射，于此同時(shí)作用在活塞中心的壓力波還不斷在活塞頂部和缸蓋之間來回震蕩。當(dāng)來自兩端的沖擊波反射回活塞中心處時(shí)，與來自缸蓋反射的沖擊波在活塞中心處發(fā)生交匯。此處壓力疊加，導(dǎo)致在活塞中心處的超壓陡增(圖2(j)～(n))，這使得活塞中心處也容易受到?jīng)_擊波震蕩的破壞。

圖2 錐頂型燃燒室中激波發(fā)展過程Fig.2 Propagation of shock wave in cone style combustion chamber

沖擊波在中心發(fā)生交匯后，又開始往兩端尖角處傳播，重復(fù)上述過程，導(dǎo)致最終駐波的形成(圖2(n)～(p))。而在這種駐波中，兩端尖角處的振幅和活塞中心處的振幅最大，兩端尖角處的震蕩頻率也最高，因而導(dǎo)致活塞在兩端尖角處(圖3(a))和活塞中心處(圖3(b))最容易受到激波破壞。

由于燃燒室的對稱性，因此只監(jiān)測活塞一側(cè)的超壓信息。圖4為活塞頂部一側(cè)的壓力時(shí)間曲線，該壓力時(shí)間曲線很好地印證了前文所述?；钊行狞c(diǎn)處的坐標(biāo)為(18 mm，0 mm)；活塞邊緣處的坐標(biāo)為(18 mm，39 mm)。從圖中可見，在兩端尖角處(18 mm，39 mm)的超壓遠(yuǎn)高于活塞上其他測點(diǎn)的超壓。在中心爆壓只有100 MPa的情況下，兩端尖角處的超壓可高達(dá)200 MPa，是中心爆壓的2倍。其次是活塞中部(18 mm，0 mm)，其超壓相對于其他測點(diǎn)而言同樣較高。由于這兩處的超壓較高，因此，活塞在這2個(gè)區(qū)域最容易受到破壞，也就是活塞中心處和活塞邊緣處容易被沖擊波破壞。

聯(lián)系到汽油機(jī)的常規(guī)爆震是端氣自燃，而端氣自燃的原因一部分是已燃火焰面的傳熱傳質(zhì)，我們認(rèn)為另一部分原因則是由于沖擊波在兩端狹小區(qū)域聚集，不斷壓縮未燃的端部混合氣，從而導(dǎo)致端氣壓力、溫度急劇上升，進(jìn)而導(dǎo)致自燃。

同時(shí)，根據(jù)我們在研究中監(jiān)測到的缸壓傳感器安放處的壓力時(shí)間曲線，該測點(diǎn)位于缸蓋一側(cè)，監(jiān)測結(jié)果如圖5所示。結(jié)果表明，在缸壓傳感器的安放處，其壓力震蕩并不是最厲害的地方，震蕩幅值大概為10 MPa，和超級爆震發(fā)生時(shí)，缸壓傳感器監(jiān)測到的振幅[3]相當(dāng)。因此，在實(shí)驗(yàn)過程中，缸壓傳感器監(jiān)測到的缸壓震蕩并不能代表活塞頂部所承受的壓力震蕩。在某些區(qū)域，活塞所承受的壓力震蕩要遠(yuǎn)高于缸壓傳感器所監(jiān)測到的，這就導(dǎo)致了活塞最終的破壞。

圖3 錐頂型燃燒室超壓最大區(qū)域Fig.3 The highest pressure region of cone style combustion chamber

圖4 錐頂型燃燒室中活塞頂部壓力時(shí)間曲線Fig.4 Pressure-time curves of piston face in cone style combustion chamber

圖5 錐頂型燃燒室中缸壓傳感器處的壓力時(shí)間曲線Fig.5 Pressure-time curve of pressure sensor in cone style combustion chamber

AVL公司也做了相關(guān)爆震實(shí)驗(yàn)[12]，在燃燒室內(nèi)不同位置布置了3個(gè)傳感器。在燃燒室內(nèi)部的傳感器監(jiān)測到的壓力波動(dòng)振幅明顯小于燃燒室兩端的壓力振幅，進(jìn)一步說明了在燃燒室兩端尖角處發(fā)生了沖擊波的匯聚，從而導(dǎo)致了超壓上升，振幅加大。

2.2 錐頂型燃燒室數(shù)值模擬與實(shí)際破壞情況比較

許多被強(qiáng)烈爆震損害的活塞破壞形式，與我們模擬的結(jié)果十分吻合。

圖6為本實(shí)驗(yàn)室發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生強(qiáng)烈爆震所破壞的活塞。其中圖6(a)～(b)主要展現(xiàn)的是活塞中心被強(qiáng)烈震蕩的沖擊波擊裂，中心處發(fā)生凹陷并伴有裂紋的產(chǎn)生。圖6(c)～(d)為活塞邊緣，也就是數(shù)值模擬的兩端尖角處被高超壓的激波所破壞的結(jié)果。

2.3 對比于錐頂型的平頂型燃燒室數(shù)值模擬

由于錐頂型特殊的形狀，使激波在兩端尖角處產(chǎn)生匯聚，從而導(dǎo)致活塞周圍破壞嚴(yán)重。于是，考慮平頂型的燃燒室結(jié)構(gòu)應(yīng)該會(huì)緩解這種激波聚集的作用，因而對平頂型燃燒室進(jìn)行了沖擊波發(fā)展反射的數(shù)值模擬。為了與錐頂型燃燒室建立可比性，平頂型燃燒室的面積設(shè)定為與錐頂型相同，并且賦予平頂型燃燒室相同的初始條件和邊界條件。圖7為平頂型燃燒室的物理模型。

圖6 被強(qiáng)烈爆震破壞的活塞Fig.6 Piston damaged by heavy knock

圖7 平頂型燃燒室Fig.7 Combustion chamber in flat style

圖8 平頂型燃燒室中激波發(fā)展過程Fig.8 Propagation of shock wave in flat style combustion chamber

圖8為沖擊波在平頂型燃燒室中發(fā)展、反射的過程。同在錐頂型燃燒室中的發(fā)展過程一樣，沖擊波遇活塞頂部和缸蓋后向相反方向反射，與此同時(shí)，激波面在向兩端擴(kuò)展(圖8(a)～(e))。與錐頂型燃燒室不同的是，平頂型燃燒室兩端的空間并沒有減小，因而，激波面在觸及燃燒室兩端斷面反彈后，雖然與入射激波發(fā)生疊加，超壓相應(yīng)上升，但是上升幅度并不大(圖8(f)～(g))。激波面遇兩端反射后又會(huì)向活塞中心擴(kuò)展，并在活塞中心處發(fā)生匯聚，活塞中心處的超壓也會(huì)隨之上升(圖8(h)～(j))，這和在錐頂型燃燒室中的發(fā)展規(guī)律一樣。隨后，沖擊波又開始向相反方向傳播開來(圖8(k)～(l))，重復(fù)上述過程，最終形成穩(wěn)定的駐波。從沖擊波的發(fā)展傳播過程來看，超壓最高處應(yīng)該也在燃燒室兩端和中間這兩個(gè)地方。但是與錐頂型不同的是，燃燒室兩端的超壓并不會(huì)急劇上升，這會(huì)緩解沖擊波對活塞周圍的破壞作用。

如圖9所示，同樣對平頂型燃燒室中活塞頂部一側(cè)的超壓進(jìn)行了監(jiān)測。監(jiān)測結(jié)果表明，平頂型燃燒室的超壓分布規(guī)律同錐頂型燃燒室一樣，也是活塞中心處(11 mm，0 mm)和兩端(11 mm，39 mm)的超壓較大。但是燃燒室兩端的壓力有了明顯下降，與活塞中心處的超壓是同一個(gè)數(shù)量級，這有助于緩解活塞周圍受到的沖擊波作用。

圖9 平頂型燃燒室中活塞頂部壓力時(shí)間曲線Fig.9 Pressure-time curve of piston face in flat style combustion chamber

雖然平頂型燃燒室有助于緩解沖擊波對活塞頂部的破壞作用，但是平頂型燃燒室的火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x長，不利于提高壓縮比。在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)中，因?yàn)闊o法形成滾流等諸多原因，平頂型燃燒室基本沒有得到應(yīng)用，一般主要用于油品的檢測。

3 結(jié) 論

通過數(shù)值模擬，得到了錐頂型燃燒室中沖擊波發(fā)展、反射的全過程，并監(jiān)測出活塞頂部不同位置的超壓分布，再結(jié)合對比活塞實(shí)際被破壞的情況，得出以下結(jié)論：

(1)高超壓沖擊波適合闡釋爆震對活塞損壞的機(jī)理。由于新型燃燒方式和高度強(qiáng)化技術(shù)的應(yīng)用，導(dǎo)致新的燃燒現(xiàn)象出現(xiàn)，由此產(chǎn)生的高振幅、高頻率的爆震已經(jīng)無法再用線性聲學(xué)來解釋了，高超壓的沖擊波更適合闡釋這種壓力震蕩。

(2)爆震波的匯聚受燃燒室結(jié)構(gòu)因素影響。由于燃燒室形狀的特殊性，導(dǎo)致沖擊波在局部區(qū)域會(huì)發(fā)生匯聚，從而使得該區(qū)域超壓明顯高于其他區(qū)域，壓力波振幅也就明顯增大。

(3)燃燒室形狀是導(dǎo)致活塞破壞的結(jié)構(gòu)因素。通過與實(shí)際破壞活塞的對比，發(fā)現(xiàn)沖擊波匯聚的區(qū)域往往就是活塞被破壞的區(qū)域，這進(jìn)一步證明燃燒室內(nèi)發(fā)生了激波匯聚。匯聚的激波對燃燒室局部區(qū)域造成了嚴(yán)重破壞。因此，通過合理設(shè)計(jì)燃燒室形狀，避免激波匯聚，可以減輕激波對活塞的破壞作用。

(4)模擬研究發(fā)現(xiàn)，在邊緣狹小空間處，由于激波的反射加上空間的急劇收縮，導(dǎo)致此處壓力幅值上升極為劇烈，從而易對活塞兩端尖角造成破壞。因此，可以通過適當(dāng)增加余隙容積、減小錐角斜度來緩解兩端尖角的壓力聚集。

(5)模擬研究發(fā)現(xiàn)，由于燃燒室的絕對對稱形狀導(dǎo)致活塞中央壓力匯聚。在缸內(nèi)形成穩(wěn)定的駐波后，活塞中央正好是駐波的波腹，此處振蕩最劇烈，易對活塞中央產(chǎn)生破壞。因此，可以通過適當(dāng)增加燃燒室的不對稱度，使得從左右反射回中央的激波不總是在活塞中心匯聚，這樣可減輕活塞中心的負(fù)荷，避免活塞中心破壞失效。

[1] Zahdeh A, Rothenberger P, Nguyen W, et al. Fundamental approach to investigate pre-ignition in boosted SI engines[C]∥Society of Automotive Engineers Paper , 2011:2011-01-0340.

[2] Dahnz C, Han K M, Spicher U, et al. Investigations on pre-ignition in highly supercharged SI engines[C]∥Society of Automotive Engineers Paper, 2010:2010-01-0355.

[3] Dahnz 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.

[4] 張志福,梁興雨,劉國慶,等.增壓缸內(nèi)直噴汽油機(jī)抑制預(yù)燃試驗(yàn)[J].燃燒科學(xué)與技術(shù),2012,18(2):156-160. Zhang Zhi-fu, Liang Xing-yu, Liu Guo-qing, et al. Investigation on pre-ignition suppression of turbo-charged GDI engine[J]. Journal of Combustion Science and Technology, 2012,18(2):156-160.

[5] 侯玉春,呂興才,俎琳琳,等.進(jìn)氣噴射不同辛烷值燃料的HCCI燃燒爆震試驗(yàn)分析[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào),2006,24(5):414-420. Hou Yu-chun, Lü Xing-cai, Zu Lin-lin, et al. An experimental analysis of knock in single-cylinder HCCI engine fuelled premixed PRFs[J]. Transactions of CSICE, 2006,24(5):414-420.

[6] Eng J A. Characterization of pressure waves in HCCI combustion[C]∥Society of Automotive Engineers Paper, 2002:2002-01-2859.

[7] 姚安仁，羅震，姚春德，等.甲醇點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)爆震破壞形式試驗(yàn)研究[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2013,49(4):122-127. Yao An-ren, Luo Zhen, Yao Chun-de, et al. Experimental study of the failure modes of the methanol-ignition engine knock[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2013,49(4):122-127.

[8] 續(xù)晗,姚安仁,姚春德,等.基于柴油機(jī)ω型燃燒室缸內(nèi)激波的活塞破壞研究[J].工程熱物理學(xué)報(bào),2014,35(3):586-592. Xu Han, Yao An-ren, Yao Chun-de, et al. Piston damaged by detonation wave produced in a ω type combustion chamber[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2014,35(3):586-592.

[9] Roberts C E. Potential solutions to control super knock and paticulates in Euro V GDI Engines for passenger cars[R]. US, 2011.

[10] 武茜.熱沖擊問題的理論研究及其在內(nèi)燃機(jī)中的應(yīng)用[D].浙江：浙江大學(xué)，2005.

[11] Silva F S. Fatigue on engine pistons-A compendium of case studies[J]. Engineering Failure Analysis, 2006,13(3):480-492.

[12] Georg Steiner. AVL Report: Knock analysis[R]. Austria, 2010.

[13] 韋靜思.內(nèi)燃機(jī)燃燒過程中熱聲耦合機(jī)理的研究[D].天津：天津大學(xué)，2009.

[14] 韋靜思，舒歌群，衛(wèi)海橋.運(yùn)用波動(dòng)方程計(jì)算內(nèi)燃機(jī)爆震燃燒時(shí)的熱聲耦合性質(zhì)[J].燃燒科學(xué)與技術(shù)，2010，16(4):195-302. Wei Jing-si, Shu Ge-qun, Wei Hai-qiao. A numerical method to analyze thermoacoustics in an internal combustion engine by coupling wave equation[J]. Journal of Combustion Science and Technology, 2010,16(4):295-302.

[15] 韋靜思，舒歌群，衛(wèi)海橋.內(nèi)燃機(jī)爆震燃燒過程中燃燒室內(nèi)聲學(xué)分析[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2011，28(5):427-434. Wei Jing-si, Shu Ge-qun, Wei Hai-qiao. Analysis of acoustics in combustion chamber during knock combustion of an IC Engine[J]. Transactions of CSICE, 2011,28(5):427-434.

[16] Hickling R, Feldmaier D A, Chen F H K, et al. Cavity resonances in engine combustion chambers and some applications[J]. The Journal of the Acoustical Society of America, 1983,73(4):1170-1178.

[17] 張博，白春華.氣象爆轟動(dòng)力學(xué)[M].北京：科學(xué)出版社，2012.

[18] 董剛,葉經(jīng)方,范寶春.激波聚焦反射的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究[J].高壓物理學(xué)報(bào)，2006，20(4):359-364. Dong Gang, Ye Jing-fang, Fan Bao-chun. Experimental and numerical investigation of shock wave focusing and reflection[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2006,20(4):359-364.

[19] 楊秀敏.爆炸沖擊現(xiàn)象數(shù)值模擬[M].合肥：中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)出版社，2010.

[20] 鄔玉斌,田宇隆,張斌.地下建筑內(nèi)爆炸沖擊波荷載分布規(guī)律研究[J].武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2012,34(9):88-93. Wu Yu-bin, Tian Yu-long, Zhang Bin. Distribution law of in-underground structure explosion-induced shock wave load[J]. Journal of Wuhan University of Technology, 2012,34(9):88-93.

[21] 孔德森,孟慶輝,史明臣.爆炸沖擊波在地鐵隧道內(nèi)的傳播規(guī)律研究[J].地下空間與工程學(xué)報(bào)，2012,8(1):48-55. Kong De-sen, Meng Qing-hui, Shi Ming-chen. The dissemination rule of blasting shock-wave in subway tunnel[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2012,8(1):48-55.

(責(zé)任編輯 曾月蓉)

Damage mechanism of detonation wave to piston in combustion chamber with cone-type roof

Yao Chun-de1， Xu Han1， Yao An-ren2， Tang Chao1

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

For the internal-combustion engine, super knock produced by new combustion system may cause detonation in combustion chamber, which may damage the piston. 2D numerical simulation which is conducted by Ansys Fluent is used to investigate the propagation and reflection of detonation wave produced in combustion chamber with cone type roof. The overpressure distribution on top piston surface is obtained. Numerical simulation showed that the detonation wave could converge in special zone because of the shape of combustion chamber, which made the overpressure there much higher than that in the other zones. The numerical results were compared with the experimental damaged pistons, and it’s found that the converging of the detonation wave found in numerical simulation could be the reason that causes the piston local region damaged under super knock. The results obtained in the study provided an important reference to the shape design of combustion chamber in order to avoid piston from being damaged by the detonation wave.

mechanics of explosion; damaged piston; shock wave; combustion chamber shape; convergence

10.11883/1001-1455(2015)01-0057-08

2013-05-28；

2013-09-05

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51176135);高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金項(xiàng)目(20120032130009)

姚春德(1955— )，男，博士，教授,arcdyao@tju.edu.cn。

O383 國標(biāo)學(xué)科代碼： 13035

A