張日東，劉 偉，張啟航，王 志

(清華大學汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084)

隨著國際油耗法規(guī)的日益嚴苛，進一步提高發(fā)動機熱效率迫在眉睫.采用稀薄燃燒增大絕熱指數(shù)是提高發(fā)動機熱效率的有效手段之一，但稀薄燃燒的進一步強化會使得燃燒速度降低、燃燒過程不穩(wěn)定和失火等問題愈發(fā)嚴重[1].在此背景下，探索一種高速穩(wěn)定的燃燒模式顯得尤為重要.提高點火能量是解決上述問題的有效手段之一[2]，具體途徑包括高能點火、激光點火、多點點火以及射流點火等.其中高能點火存在火花塞壽命短、耗能高的問題，激光點火和多點點火則存在結構復雜的問題，相對于其他點火方式，射流點火結構簡單、效果顯著[3]，因此受到廣泛的關注.

目前，學界針對射流點火的實驗與模擬研究已經取得諸多成果.Hua 等[4]利用單缸機對汽油在化學計量比條件下的火花點火和射流點火燃燒過程進行了對比研究，發(fā)現(xiàn)相對于火花點火，射流點火的循環(huán)波動率顯著降低，并且其燃燒持續(xù)期大大縮短.Attard等[5]針對化學計量比的天然氣-空氣混合氣，在發(fā)動機上研究了射流點火對燃燒過程的影響，發(fā)現(xiàn)射流點火在加快燃燒速度的同時也降低了HC、CO 的排放.

在射流點火的優(yōu)勢得到實驗驗證之后，針對射流腔具體結構的研究逐步開展.Gentz 等[6]利用可視化快速壓縮機研究了主動式射流對稀薄環(huán)境中異辛烷燃燒過程的影響，發(fā)現(xiàn)相對于被動式射流，主動式射流能夠進一步縮短燃燒持續(xù)期.Gholamisheeri 等[7]利用CFD 仿真研究了不同射流孔徑(2 mm、2.5 mm、3 mm)對甲烷射流點火過程的影響，研究結果表明，3 mm 孔的初始射流速度較高，后續(xù)速度較低；2 mm孔的初始射流速度較低，后續(xù)速度較高，最終導致3 mm 孔的平均射流速度較高，燃燒持續(xù)期較短.Mastorakos 等[8]將實驗與模擬相結合，針對乙烯-空氣的化學計量比混合氣，進一步研究了不同射流孔徑(1 mm、3 mm、6 mm)對射流點火過程的影響，發(fā)現(xiàn)射流孔內的射流可劃分為兩部分，分別是外層的未燃氣及其內部的已燃氣，當縮小孔徑時，射流的外層未燃氣占比增加而內部的已燃氣占比減少，從而導致小孔徑射流更容易發(fā)生淬熄.Validi 等[9]通過CFD 仿真研究了射流腔中點火位置對甲烷射流點火過程的影響，發(fā)現(xiàn)靠近射流孔的點火位置可以更快地產生射流并阻止未燃氣溢出射流腔，從而維持更長時間的射流過程，使燃燒過程更加穩(wěn)定.Tian 等[10]利用定容燃燒彈，在天然氣化學計量比附近研究了射流腔體積對射流點火過程的影響，發(fā)現(xiàn)增大射流腔體積會進一步提高點火能量，從而提高燃燒速度，但同時會推遲點火后的射流出現(xiàn)時刻，因此要權衡二者因素來選擇合適的射流腔體積.其他關于射流腔具體結構對射流點火過程影響的研究見參考文獻[11-17].

盡管已有諸多射流點火的研究工作，但上述研究均在化學當量比附近開展，缺少針對稀燃條件下射流點火的燃燒特性研究，并且缺少針對射流點火爆震特性的研究.針對以上問題，本文在寬當量比、寬溫度壓力范圍下，對稀燃環(huán)境中射流點火和火花點火兩種模式的燃燒過程進行了對比研究.

1 實驗設置與仿真模型

1.1 實驗系統(tǒng)

本研究在清華大學快速壓縮機(Tsinghua University rapid compression machine，TU-RCM)上進行，臺架具體參數(shù)如表1 所示，實驗系統(tǒng)如圖1 所示，實驗中通過調整燃燒室墊片厚度和混合氣配比來實現(xiàn)不同的壓縮終點壓力和溫度，有關該臺架的詳細介紹可參考文獻[18-19].

圖1 快速壓縮機實驗系統(tǒng)Fig.1 Experiment system of rapid compression machine

表1 臺架參數(shù)Tab.1 Bench parameters

本文中的射流點火模式(jet ignition，JI)采用被動式射流，射流腔內部安裝火花塞并通過3 個射流孔與主燃室連通，其中，射流腔主孔直徑3 mm，兩個副孔直徑1.5 mm，主副孔間夾角為45°.活塞到達壓縮終點(end of compression，EOC)時火花塞點火，火焰首先在射流腔中發(fā)展并提高其中的壓力和溫度，在壓差作用下，高溫燃燒氣體通過射流孔噴射進入主燃室并引發(fā)燃燒過程.火花點火模式(spark ignition，SI)則由一個火花塞直接在主燃室中點火并引發(fā)燃燒 過程.

當活塞到達壓縮終點時，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)發(fā)出脈寬為5 ms 的TTL(transistor-transistor logic)信號，兩臺相機和火花塞同時在TTL 信號的下降沿觸發(fā)，火花塞點火引發(fā)燃燒過程，從可視化燃燒室中發(fā)出的光經過半透半反鏡被兩臺相機同時捕捉；實驗過程的壓力信號由壓力傳感器(Kistler 6125C)和數(shù)據(jù)采集模塊(National Instruments cDAQ-7198)以100 kHz 的頻率進行采集并傳輸給計算機，從而實現(xiàn)對缸壓信號和燃燒圖像的同步記錄.

本文采用兩臺相機同時拍攝，這是因為燃燒初期的火焰發(fā)展過程亮度較低而燃燒末期的自燃過程亮度較高.若為清楚捕捉火焰發(fā)展過程而增大相機進光量，則會造成自燃過程圖像過曝；若為清楚捕捉自燃過程而減小相機進光量，則會造成火焰發(fā)展過程圖像模糊不清.因此，兩臺高速相機的光學參數(shù)和捕捉目標不同，其中，彩色高速相機位于RCM 軸線方向，采用高幀率、小光圈、高快門速度的設置來捕捉高速高亮度的自燃與爆轟過程；黑白高速相機與RCM 軸線成90°夾角，采用低幀率、大光圈、低快門速度的設置來捕捉低速、低亮度的火焰發(fā)展過程.

1.2 實驗工況

本文采用壓縮終點壓力和壓縮終點溫度 TEOC來描述未燃氣熱力學狀況.pEOC可直接從壓力曲線上獲取，圖2 中0 時刻對應壓縮終點，此時的壓力數(shù)值即為壓縮終點壓力；TEOC的定義如式(1)所示，其中T0、p0、γ分別為初始溫度、初始壓力、混合氣比熱容比.采用放熱始點時刻 tEOC(壓縮終點時刻)至累積放 熱率達到50%時刻 t50的時間間隔來衡量燃燒持續(xù)期，即為圖 2 中兩條紅色虛線對應的時間間隔t0-50.圖2 中藍線為TTL 信號，火花塞與兩臺相機在TTL 信號的下降沿同時觸發(fā).

圖2 實驗參數(shù)定義Fig.2 Experiment parameters definition

本文在射流點火模式和火花點火模式下進行了相同工況的實驗，表2 展示了具體實驗工況及其對應的氣體配比.在制備混合氣過程中，依次將異辛烷、氧氣、氮氣、氬氣、二氧化碳充入氣罐中，待完全混合均勻、靜置2 h 以上后進行實驗.

表2 實驗工況及氣體配比Tab.2 Experiment conditions and gas composition

1.3 仿真模型

本文利用Converge 對RCM 壓縮過程及射流點火過程進行了仿真計算，圖3 展示了幾何模型的構建，模型尺寸與RCM 實際尺寸一致.圖3 中活塞位于壓縮終點，橙色邊界代表活塞、藍色邊界代表壓縮段、綠色邊界代表端蓋、紅色邊界代表射流腔、青色 邊界代表火花塞.

圖3 幾何模型構建Fig.3 Geometric model construction

算例采用Yoo 等[20]在2013 年開發(fā)的異辛烷140組分簡化機理進行計算，計算中采用的湍流數(shù)值模擬方法為RANS，湍流模型為RNG k-ε 模型，燃燒模型為SAGE模型.為確保計算結果可靠，本文在4 mm×4 mm×4 mm、3 mm×3 mm×3 mm、1.5 mm× 1.5 mm×1.5 mm 3 種基礎網格尺寸下進行了仿真計算，計算得到的壓力曲線如圖4 所示.其中，3 mm×3 mm×3 mm、1.5 mm×1.5 mm×1.5 mm 網格尺寸算例的壓力曲線差異較小，而4 mm×4 mm×4 mm 網格尺寸算例的壓力偏低，因此本文采用 3 mm× 3 mm×3 mm 網格尺寸的計算結果進行分析.在此基礎上，算例采用全局自適應加密及局部固定加密來細化網格，最小網格為 0.375 mm×0.375 mm×0.375 mm，網格分布如圖5 所示.

圖4 不同網格尺寸的壓力曲線對比Fig.4 Pressure curves under different mesh grid sizes

圖5 網格分布Fig.5 Grids distribution

2 結果與討論

2.1 火焰發(fā)展

圖6(a)和(b)分別是φ為0.7、0.55 時 t0-50的對比，可以發(fā)現(xiàn)在相同工況下，射流點火能大大縮短t0-50時間.φ＝0.7 時，在 TEOC＝840 K 的工況下，射流點火相對于火花點火可以縮短近50%的 t0-50時間，但是在 TEOC＝670 K 的工況下，射流點火出現(xiàn)失火現(xiàn)象，這是低溫時射流更容易淬熄導致的；φ＝0.55時，射流點火對加快燃燒速度的效果被削弱，并且由于混合氣更加稀薄，火花點火在 TEOC＝670 K、pEOC＝1.0 MPa 的工況下出現(xiàn)失火，射流點火則在750 K、1.0 MPa 的工況下就出現(xiàn)失火；φ＝0.4 時，火花點火在低溫低壓工況下出現(xiàn)失火，射流點火則完全失火.因此，射流點火雖然能加快燃燒速度并增強燃燒穩(wěn)定性，但被動式射流的淬熄問題導致其在拓展稀燃極限方面受限.

圖6 t0-50 時間對比Fig.6 Comparisons of t0-50

為進一步了解射流點火和火花點火模式的火焰發(fā)展過程，本文利用ImageJ 對黑白相機圖像中已燃區(qū)像素數(shù)目和燃燒室像素總數(shù)目進行了統(tǒng)計，并根據(jù)二者比值和實際燃燒室面積計算得到實際已燃區(qū)在軸向上的面積(以下簡稱為已燃區(qū)面積)，其計算方法如式(2)所示，式中r＝25.4 mm，為燃燒室半徑.

圖7 展示了火焰圖像在ImageJ 中的處理過程，黃色選區(qū)內的已燃區(qū)像素數(shù)目為67 307 個，灰色虛線圓內的燃燒室像素總數(shù)目為227 653 個，燃燒室實際面積為2 026.83 mm2，因此計算得到的已燃區(qū)面積為599.24 mm2.對多張圖像進行統(tǒng)計，便得到不同工況下兩種點火模式的已燃區(qū)面積發(fā)展過程曲線.

圖7 圖像處理過程Fig.7 Image processing

圖8(a)和(b)分別展示了φ＝0.7、TEOC為840 K和750 K 工況下的已燃區(qū)面積隨時間的變化曲線，0時刻對應圖像上出現(xiàn)火焰的時間.可以發(fā)現(xiàn)火花點火模式下的燃燒發(fā)展過程存在3 個階段的變化，分別是初期的緩慢發(fā)展、中期的加速燃燒和后期的減速過程，某些曲線在末期還表現(xiàn)出已燃區(qū)面積的驟升，這 是末端混合氣自燃導致的；而射流點火模式下的燃燒發(fā)展過程只存在兩個階段變化，分別是初中期的快速燃燒和后期的減速過程，在燃燒末期沒有觀察到明顯的已燃區(qū)面積驟增情況.此外，射流點火在不同壓力下的已燃區(qū)面積變化曲線高度重合，這說明壓力變化對火焰?zhèn)鞑ニ俣葞缀鯖]有影響，因此射流點火能降低火焰?zhèn)鞑ニ俣葘毫Φ囊蕾囆?，一定程度上解耦二者關系；火花點火在不同壓力下的已燃區(qū)面積變化曲線則有些許差異，pEOC＝1.0 MPa 的工況下火焰發(fā)展最快，隨著壓力上升，火焰發(fā)展逐漸變慢.

圖8 φ＝0.7的已燃區(qū)面積變化曲線Fig.8 Curves of burned area under φ＝0.7

圖9(a)和(b)分別展示了φ＝0.55、TEOC為840 K和750 K 時在不同壓力下的已燃區(qū)面積發(fā)展過程曲線，兩圖中右側的火焰圖像分別對應pEOC＝2.0 MPa工況下射流點火和火花點火的自燃過程.可以發(fā)現(xiàn)低溫工況下的整體燃燒持續(xù)期更長，不同曲線的分布更加分散，并且不同壓力下射流點火的已燃區(qū)面積變化曲線不再高度重合，這是因為降低當量比和溫度都不利于火焰?zhèn)鞑?，所以凸顯了壓力變化對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?另外，在壓力為2.0 MPa 的工況中，已燃區(qū)面積發(fā)展曲線末段出現(xiàn)了驟增，這說明在燃燒末期發(fā)生了末端混合氣自燃，從圖像中也觀察到了這一點.

圖9 φ＝0.55的已燃區(qū)面積變化曲線及自燃圖像Fig.9 Auto-ignition images and curves of burned area under φ＝0.55

2.2 爆震強度

本文隨后對射流點火和火花點火模式下的爆震強度進行了對比分析.爆震強度(knock intensity，KI)的定義為高通濾波后壓力絕對值對時間的積分，該計算方法廣泛應用于爆震研究領域[21]，其大小用來表征壓力震蕩強弱，計算公式如式(3)所示，其中，pfilter為高通濾波后的壓力.

圖10(a)和(b)分別展示了φ為0.7、0.55 的混合 氣在不同工況下的爆震強度，發(fā)現(xiàn)爆震強度隨當量比的降低而降低.爆震強度與壓力成正相關，以TEOC＝840 K 的工況為例，這種正相關性在1.0～2.0 MPa 的寬壓力范圍內表現(xiàn)得非常一致.另外，對比TEOC為 840 K 和750 K 的工況，可以發(fā)現(xiàn)750 K 工況下的爆震強度對壓力變化更加敏感，在低壓力范圍內(1.0～ 1.4 MPa)，爆震強度非常微弱，均低于840 K 的工況，但進入高壓力區(qū)域后(1.7～2.0 MPa)，其爆震強度快速升高，超過840 K 的工況.這是溫度降低使末端混合氣能量密度增大導致的，這一結果也與本課題組的以往研究結果相一致[22].從圖中可以清晰觀察到，與火花點火相比較，射流點火顯著降低了爆震強度，在個別工況中，射流點火對爆震強度的削弱甚至超過50%.另外，在射流點火模式下，爆震強度對壓力的曲線斜率更小，這表明射流點火能夠降低爆震強度對壓力的敏感性.

圖10 爆震強度Fig.10 Knock intensity

2.3 自燃過程

基于上述爆震強度的分析，本文進一步對火花點火模式和射流點火模式下的自燃過程進行了分析，圖11(a)和(b)分別展示了φ＝0.7、TEOC＝750 K、pEOC＝2.0 MPa 時火花點火與射流點火的自燃過程.火花點火模式下，末端混合氣被火焰面擠壓在火花塞對位處，點火后8.892 ms 時，火焰鋒面上率先自燃；0.077 ms 后，壁面處發(fā)生爆轟并引起壓力曲線的 強烈高頻震蕩.射流點火模式下，由于射流的噴射作用，主燃室中位于射流區(qū)域的未燃氣首先被消耗，而射流腔附近的混合氣反而最后被消耗，從而導致一部分未燃氣積聚于射流腔附近；另外，主射流和兩股副射流將另一部分未燃氣擠壓在燃燒室的兩側，點火后5.111 ms 時，射流腔未燃區(qū)和主燃室左側未燃區(qū)發(fā)生輕微自燃；點火后5.125 ms 時，主燃室右下角未燃區(qū)發(fā)生強烈自燃，并引起壓力震蕩；隨后，主燃室左側未燃區(qū)再次發(fā)生自燃.盡管射流點火模式中主燃室內發(fā)生了多次自燃，但始終沒有出現(xiàn)起爆過程，從壓力曲線的對比也可以發(fā)現(xiàn)，火花點火模式的壓力曲線震蕩幅度遠遠超過射流點火，這更加直觀地說明了射流點火對爆震過程的抑制效果.

圖11 φ＝0.7、TEOC ＝750 K、pEOC ＝2 MPa的自燃過程對比Fig.11 Auto-ignition process under φ＝0.7,TEOC ＝750 K,pEOC ＝2 MPa

2.4 射流點火失火

本研究在實驗過程中發(fā)現(xiàn)降低當量比和壓縮終點溫度、提高壓縮終點壓力會使得射流點火更容易出現(xiàn)淬熄現(xiàn)象，為對此現(xiàn)象進行深入研究，本文開展了數(shù)值仿真計算.

圖12 為φ＝0.7、TEOC＝670 K、pEOC＝1.0 MPa和2.0 MPa 時監(jiān)測點(主射流孔)處Y 方向上流速隨時間的變化曲線，正速度表示速度方向與Y 正方向相同，負速度表示速度方向與Y 負方向相反.可以發(fā)現(xiàn)，射流腔與主燃室之間的氣體流動可以分為3 個階段.第1 階段：壓縮過程中，隨著壓力的升高，主燃室中壓力超過射流腔，未燃氣通過射流孔流入射流腔，此時的氣流速度接近75 m/s，且兩條曲線并沒有顯著區(qū)別；第2 階段：壓縮過程結束后，射流腔內火花塞點火，燃燒的發(fā)生導致射流腔內的溫度和壓力急劇上升并超過主燃室，低溫未燃氣和高溫已燃氣通過射流孔進入主燃室，對于pEOC＝1.0 MPa 的工況，射流孔處最高流速接近110 m/s，對于pEOC＝2.0 MPa 的工況，射流孔處最高流速接近150 m/s；第3 階段：隨著主燃室內燃燒的進行，主燃室內的壓力再次超過射流腔內壓力，導致氣體通過射流孔回流入射流腔，直至射流孔兩側壓力達到平衡，對于pEOC＝2.0 MPa 的工況，由于其燃燒終點壓力更高，射流腔內外壓差更大，因此回流速度更快.

圖12 射流孔處流速隨時間變化曲線Fig.12 Flow velocity curves at jet hole

壓縮終點壓力提高時，第2 階段中射流噴射速度升高、湍流強度增大、散熱增強，最終導致射流點火出現(xiàn)淬熄現(xiàn)象，相似的結論在其他研究中也被證 實[23-24].Malé 等[24]采用DNS 方法對丙烷的射流引燃過程進行了數(shù)值仿真計算，發(fā)現(xiàn)射流引燃的成功與否由湍流和化學反應共同決定，速度過高的射流會導致湍流混合過強，從而大大加劇散熱，最終導致火焰淬熄，出現(xiàn)失火現(xiàn)象.

2.5 射流不對稱

本文利用模擬計算對預實驗中出現(xiàn)的兩側射流不對稱現(xiàn)象進行了分析.圖13(a)為射流不對稱發(fā)展的典型圖像，點火后2.644 ms 時，右側射流已經顯著發(fā)展，而左側射流則剛剛出現(xiàn)；點火后3.000 ms 時，可以明顯觀察到左右側射流的不對稱性.圖13(b)為正式實驗中兩側射流對稱發(fā)展的一組典型圖像，從點火到后續(xù)的火焰發(fā)展過程，兩側射流始終對稱.

圖13 射流火焰發(fā)展過程Fig.13 Development of jet flame

圖14 展示了燃燒室橫向切片上射流火焰發(fā)展的仿真計算結果.在點火后1.005 ms 時，射流腔內已經形成穩(wěn)定的火焰?zhèn)鞑ィ捎诨鸹ㄈ姌O的阻礙作用，射流腔中的火焰發(fā)展呈現(xiàn)出不對稱現(xiàn)象，從而導致后續(xù)燃燒過程中左側射流率先噴射.因此，射流不對稱現(xiàn)象可以通過旋轉火花塞至電極不對任何一側射流孔造成干涉的位置來避免.

圖14 燃燒室橫向切片上的射流發(fā)展過程Fig.14 Jet development on transverse of combustion chamber

另外，模擬計算還捕捉到了低溫未燃氣的射流過程.點火后1.005 ms 射流腔中的低溫未燃氣在壓差作用下已經進入主燃室，而低溫未燃氣射流無法在實驗中觀察到；在點火后2.107 ms 出現(xiàn)的射流則是高溫已燃氣射流，只有高溫射流能夠在實驗中被捕捉到.

3 結論

本文將實驗與模擬相結合，在寬當量比、寬溫度壓力條件下對比研究了稀燃環(huán)境中射流點火和火 花點火的火焰發(fā)展過程與爆震過程，最終得到以下 結論：

(1) 相對于火花點火，射流點火可以降低爆震強度并加快燃燒速度，但被動式射流的淬熄問題導致其在拓展稀燃極限方面受限.因此，在保證射流不淬熄的前提下，可以適度降低當量比，充分利用射流點火的優(yōu)勢；另外，可以嘗試通過在射流腔內噴射燃料或加熱射流腔等手段來解決淬熄問題.

(2) 射流點火過程可劃分為3 個階段：未燃氣回流入射流室、未燃氣和已燃氣噴射入主燃室、已燃氣回流入射流室.其中，射流淬熄發(fā)生在第2 階段，增大壓縮終點壓力會提高第2 階段的射流噴射速度，從而加劇射流淬熄；另外，降低當量比和壓縮終點溫度也會加劇射流淬熄.

射流腔中火花塞電極位置對射流發(fā)展過程有顯著影響，當電極與射流孔位置發(fā)生干涉時，便會導致射流不對稱現(xiàn)象的發(fā)生.可以采用多電極火花塞或改變火花塞電極設計來解決這一問題.