锥顶型封闭空间内爆轰波汇聚实验研究

高 健，续 晗，姚安仁，冯鲁煜，姚春德

(1. 天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072；2. 天津大学环境科学与工程学院，天津 300072)

随着节能减排要求的逐渐提高，内燃机作为广泛使用的动力机械面临着不断的技术革新，新的燃烧技术及小型化技术正得到社会的广泛认同．然而，这些新技术的引入却带来极具破坏性的烈性爆震[1-7]，使得其无法在全负荷工况下得到进一步的扩展．

根据现有的检测技术，一旦烈性爆震发生，其压力振荡幅值将达到甚至超过 30,MPa，振荡频率也将超过 10,kHz．这种烈性爆震如果持续发生，将极易导致火花塞及活塞等燃烧室组件的破坏，使得发动机无法持续工作[8-12]．然而，根据计算分析，活塞材料破坏需要高达数百兆帕压强的作用力，而现有发动机缸压传感器最大采集压力仅为30,MPa．因此，用目前普通缸压传感器测得的最大爆发压力无法解释发动机活塞被破坏的原因，这也导致对活塞破坏失效问题的研究无法深入进行．

近期研究结果表明，烈性爆震发生后，如果条件合适，可能会发生爆燃向爆轰转变的现象，会在燃烧室内产生爆轰波并引起压力较大波动．关于烈性爆震发生时爆燃向爆轰转变的机理和条件，文献[13-17]通过一系列的数值模拟及分析认为爆轰的产生是由于在热点附近形成了一种适宜的化学反应梯度．文献[18-23]通过一系列的台架及快速压缩机实验观察到了在内燃机燃烧室内会出现烈性爆震下爆轰波的形成过程．Robert 等[24]则通过 LES数值模拟重现了内燃机燃烧室中爆燃转爆轰的发展过程．Yu等[25]通过一系列的一维数值模拟研究了不同热力学状态下、不同燃烧室直径下爆轰波的形成过程．但是对爆轰发生后，燃烧室封闭有限空间内爆轰波的行为特性很少有学者开展研究，关于活塞材料在烈性爆震下被爆轰波冲击失效的研究也十分少见．

为了揭示活塞等组件破坏机理以及燃烧室内爆轰波的行为特性，本文建立了一套可以重复再现烈性爆震的装置，从而开展对此种现象的研究．同时，考虑到爆轰波发生后的压力振荡幅值较高，并且伴有较高的振荡频率，所以针对类似于内燃机燃烧室的封闭空间中的爆轰波，专门选用了可以测量高幅值和高频率压力的传感器．

1 实验设置

本研究的目标旨在揭示爆震毁坏活塞等部件的机理，为此专门设计了一套新颖的爆轰容弹装置，其锥顶型内腔形状与内燃机燃烧室形状基本相同．通过高能火花塞直接点火起爆的方式，强行在燃烧室中间诱导出一道爆轰波，再通过4个布置在不同位置处的压力传感器探测爆轰波在有限封闭空间内的行为特性及汇聚特性，记录爆轰波汇聚产生的效果．

如果直接在真实的发动机上进行压力采集实验，由于爆震本身发生的复杂性，不仅难以直接捕捉，而且一旦发生此类现象，可能活塞或气门已经破坏，燃烧室内的压力测试条件尽失，无法回到爆震发生前的状态．而且在发动机台架实验上，烈性爆震无法稳定产生，并且无法在高速运动的活塞上插装多个压力传感器来监测燃烧室中爆轰波的行为特性．因此通过在爆轰容弹上的实验，可以在相同条件下重现整个实验过程，从而阐明爆轰波在封闭空间中的行为．本装置属于模拟装置，为了方便压力传感器的安装，对实际锥顶型燃烧室和平顶型活塞进行了简化处理，但基本保留了燃烧室形状的主要特性．在本实验中，爆轰波是被高能点火装置强行引入到燃烧室中间区域的．这种引入方法称之为“直接起爆法”．这种方法可以产生稳定的爆轰波和一致的爆轰强度，只要初始条件和当量比保持不变．但需要注意的是，在内燃机的烈性爆震中，爆轰波的形成方式多种多样．爆燃转爆轰、压力波受能量释放激励增强(SWACER)等方式都有可能导致爆轰波的形成．另一方面，爆轰波除了在中间区域形成外，还很有可能在末端区域形成．在不同位置起始的爆轰波，在缸内形成的波系结构可能完全不同，所以压力分布会区别很大．本研究只考虑了中间区域的起爆，测得的压力分布结果不能等同于边缘区域起爆的压力分布．但是，爆轰波在同一燃烧室内的反射面是相同的，通过研究中间区域起爆引起的压力分布，可以推测其他区域起爆时的压力分布．在本研究中，按照爆轰波的传播方向，将其分为沿燃烧室轴向传播的轴向波和沿燃烧室径向传播的径向波．爆轰波在锥顶型燃烧室内反射汇聚的过程是类似的，但是汇聚的结果即超压形成的位置可能会不同．

1.1 爆轰容弹

爆轰容弹系统如图1所示．这套爆轰容弹装置由4个部分构成，分别是进排气系统、高能点火系统、数据采集分析系统及容弹本体．

图1 爆轰容弹系统Fig.1 System of detonation bomb

进排气系统用以给容弹定量定态充入可燃混合气．高能点火系统由两部分构成，分别是控制箱和高能火花塞．数据采集分析系统由4个PCB 119B11压力传感器、4个 PCB 402A03信号放大器、1个 PCB 482C05信号调试仪及 1个 DLM 2000示波器构成．容弹本体的内腔结构如图2所示．

图2 爆轰容弹的结构和形状Fig.2 Shape and structure of detonation bomb

1) 爆轰燃料的选择

本研究选用 C2H2/O2这种极易爆轰的反应物作为混合气．组分及当量比则通过分压来控制．研究中，通过测定几种燃料(C2H2，C2H4，C3H8，H2)与氧气的混合气体的临界起爆能量，发现各种物质都为理论配比时，在相同初始压力下，C2H2/O2混合气体在气相爆轰领域的的临界能量最小，表明该物质最容易形成爆轰[26]．爆轰容弹实验装置的优点之一就是能稳定产生爆轰波．因此，本研究选择了爆轰敏感度最低的C2H2/O2混合气作为反应气体．

2) 点火系统的选择

为确保 C2H2/O2混合气每次都能发生爆轰，特地选择了高能点火系统．高能点火系统由两部分构成，分别是控制箱和高能火花塞．该套装置输出电压为2,500,V，点火能量为 12,J，比普通汽油机的点火能量高出300倍，足以直接点爆C2H2/O2可燃混合气[27].

3) 数据采集分析系统

实验装置所配备的4个传感器为PCB 119B11，其共振频率高于 400,kHz，上升时间小于 2,µs，最大采集压力为552,MPa，PCB的压电型压力传感器可用于各种动态压力测量，例如压缩、脉动、激增、洞穴、液压和气动压力波动、高强度声音、流体噪声检测、冲击和爆炸波、弹道学、爆炸部件测试(例如：雷管，爆炸螺栓)、封闭炸弹爆炸和其他动态压力的研究．相比较目前发动机常用的奇石乐压电式传感器，响应频率低于 200,kHz，最大采集压力小于等于30,MPa，新建立的测量系统更便于测量爆轰波的行为特性和汇聚产生的超压．测试中所用的示波器为YOKOGAWA 的 DLM 2000系列，最大采集频率可以达到625,MHz．

压力传感器安装在燃烧室内 4个不同位置上．1个压力传感器安置在缸盖上，此处安装位置与内燃机中缸压传感器的安装位置基本相同．另外3个压力传感器安置在活塞表面上，具体位置分别为活塞中心处、活塞1/4处及边缘处(如图2所示)．

燃烧室缸径为 83,mm，锥角为 140°，余隙从 0～32,mm 可变，其中不同的余隙代表着内燃机中不同的曲轴转角．

1.2 实验条件

这套实验装置是用于研究内燃机中的烈性爆震现象，因而需要在爆轰容弹中形成相似的压力振荡．该实验在室温 274,K下进行，爆轰波的强度通过控制初始压力及当量比来调节．根据 C-J(Chapman-Jouguet)爆轰理论的计算，本研究采用 0.4,MPa的初始压力和 1的当量比．该条件下可产生大约 20,MPa的压力振荡幅值，同烈性爆震类似．

2 实验结果与分析

2.1 实验结果

本实验在不同的余隙下展开，这里从中任选了 3个具有代表性的实验结果．如图3所示，分别是在余隙为0,mm、10,mm和 24,mm下的实验结果．在每一个余隙下都有4个同步的压力振荡信号，分别代表4个位置处的压力振荡：缸盖处、活塞边缘处、活塞 1/4处以及活塞中心处．由图可见，不论是在哪个余隙下，活塞中心以及边缘处的压力振荡都要远高于其他位置处的压力振荡．尤其是在余隙为10,mm时，活塞中心处的压力振荡幅值高达 145.60,MPa；在余隙为0,mm时，活塞边缘处的压力振荡幅值为29.95,MPa，而其他位置处的压力振荡都在20.00,MPa左右．值得注意的是，边缘外的传感器只有一半感应面在燃烧室内部，另外一半在外部，如图3所示．因而，实际边缘处的汇聚压力应当是测量值的 2倍，即大约60.00,MPa．这说明了活塞中心位置和活塞边缘位置是两个重要的激波汇聚点．

由于烈性爆震发生伴随着爆轰波，整个燃烧过程持续时间非常短．第 1道波峰伴随着燃烧的完成，后面的波峰是由于激波在缸内反射振荡引起的，在图3(a)中，活塞边缘处传感器和活塞中心处传感器的第1个压力波动峰值时间差为 12.22,µs，活塞半径为41.5,mm，由此估算爆轰波的传播速度为 3,396,m/s．有学者在快速压缩机上，利用高速摄像技术捕捉到的爆轰燃烧现象就是过驱爆轰，其火焰传播速度高达3,080,m/s，马赫数为 5.5，对应的 C-J爆轰速度为2,325,m/s[21]．因此烈性爆震发生时在燃烧室内会产生过驱爆轰．运用 Varatharajan等提出的 C2H2/O2爆轰简化机理(该机理包含21个反应步，其中4个为可逆反应，包含15种反应物质)，在CHEMKIN软件包中的 C-J理论计算得到在实验所采取的初始条件下C-J爆轰速度为2,506,m/s，而在爆轰容弹实验中计算得到的爆轰速度为 3,396,m/s，大于 C-J爆轰速度，因此爆轰容弹燃烧室内产生的是过驱爆轰．之所以产生过驱爆轰，是因为高能点火器的点火能量远远大于当量比为 1时 C2H2/O2混合气的临界起爆能量．C2,H2/2.5O2的临界起爆能量(E，J)与初始压力(p0，kPa)之间的拟合关系式为E＝13.849,p0-1.8,408，其拟合曲线决定系数 R2＝0.912，拟合度较好[27]．本实验初始压力为 400,kPa，计算得临界起爆能量为2.247×10-4,J．而高能点火器的点火能量为 12,J，远远大于临界起爆能量，所以会产生过驱爆轰，进一步证明了爆轰容弹能稳定产生爆轰波．

在图3(b)和图3(c)中，活塞中心位置的压力波动均出现了后面波峰高于前面波峰的现象，这进一步说明超压的出现是由于压力波的反射汇聚造成的．不同位置压力波汇聚情况不同，它们的压力振荡曲线的形状有较大差异．值得注意的是，由于冲击波的反射作用，在壁面会出现膨胀区，因此压力波动曲线会出现负值，这属于正常现象．虽然是负值，但是其绝对压力依然高于初始压力，因为压电式传感器测到的只是压力的变化量．测试终了，由于还有压力波动，因此不同位置处的压力值还会有差异，这进一步说明了不同位置处的压力振荡是不一样的，都受到几何因素的影响，直到所有压力波动消失，各处位置的压力才会一样，都归于静压．

在实际发动机中，缸压传感器布置在缸盖位置，用缸盖位置测得的压力来近似代替缸内压力，在本实验中发现烈性爆震时缸盖位置测得的压力远小于活塞中心和边缘位置，缸盖位置测得的爆震压力不足以破坏发动机．这也可能导致在实际发动机上难以监测缸内压力的行为特性，不能解释烈性爆震时活塞被破坏的现象．

图3 不同余隙时不同位置的压力振荡曲线Fig.3 Pressure oscillation curves at different positions under different clearances

2.2 活塞破坏现象与分析

2.2.1 活塞破坏

如图4所示，爆震出现的破坏典型位置主要是活塞中心位置或边缘位置．这些情况的出现与实验中得到的爆轰波汇聚规律非常吻合，即活塞中心和边缘处剧烈的激波汇聚导致这些位置局部压力的陡然升高，最终在这些位置处将活塞破坏失效．除此之外，通过破坏样本还可看出，有的活塞是中间区域被破坏失效，有的活塞是边缘区域被破坏失效．这种现象也可由前文实验结果来解释：由于烈性爆震的发生时刻是不定的，因此烈性爆震发生时的余隙也是不定的．如果烈性爆震正好发生在上止点，也就是余隙接近于0,mm的时刻，活塞的边缘区域可汇聚 29.95,MPa的激波，这导致活塞边缘容易被破坏失效(如图4(a)所示)；然而，如果烈性爆震发生在余隙为 10,mm 的时刻，活塞的中心区域可汇聚145.60,MPa的激波，则活塞中间区域很容易被汇聚激波击穿失效(如图4(b)所示)．

图4 被烈性爆震破坏的活塞Fig.4 Piston damaged by severe knock

2.2.2 材料强度计算

为进一步了解爆轰波对活塞的破坏作用，对活塞的力学强度进行粗略分析计算，此部分计算分析并不是要准确地给出活塞材料破坏失效需要的缸压和能量，而是要通过比较来说明在内燃机工作中的每循环燃油能量产生的烈性爆震发生时具备将活塞材料击裂、击穿的能力．活塞剪切力的计算公式见式(1)．如果活塞中心被穿孔失效，那么作用力应该满足式(2)．再根据式(3)和式(4)，洞穿活塞材料所需的力则可转化成作用在活塞上的压强．

式中：bσ是活塞在室温下的抗拉强度，为350,MPa；τ是剪切力，一般塑性材料剪切强度与抗拉强度的系数为0.6～0.8；F是洞穿活塞材料所需的力；d是被击穿孔洞的直径，这里选取为 10,mm；h是活塞材料的厚度，这里选取为8,mm；p是作用于活塞上的破坏压强；A是被击穿孔洞的横截面积．根据式(1)～(4)，p可算得为 896,MPa．但在实际工作中发现，发生破坏活塞的烈性爆震一般是最大扭矩或接近最大功率工况，此时活塞的温度会升高到 350,℃甚至更高，其自身强度也随之降低．即便此时对应的活塞材料抗拉强度降低到35,MPa，计算表明对应的击穿压力也要达到或超过89.6,MPa．目前内燃机缸内压力检测一般所用石英缸压传感器最大采集压力仅为 30,MPa，远远小于材料的破坏强度．从本研究所用的容弹对爆轰波峰值压力测量结果看，在余隙为 10,mm 时，中心区域的当地点压力可高达 145.60,MPa，该数值完全可以达到高温下活塞材料的破坏压强．当然，这里需要注意的是，激波汇聚也会带来热量的汇聚，这会使得局部温度升高，也就是说在汇聚作用下，活塞中心位置和边缘位置的温度相对其他位置较高，这种温度和压力的协同效果会进一步降低这两个位置的材料强度，使得活塞更易被破坏失效．由此得证，活塞材料中心区域是可以被汇聚激波破坏失效的．

2.2.3 破坏能量计算

除了强度计算，这里进一步对能量进行简要计算，以探究每循环燃料燃烧所释放的能量是否足以在激波汇聚的条件下洞穿活塞材料．洞穿活塞所需能量粗略需满足

式中 Ed是破坏活塞所需能量，经计算可得为562.7,J．一般烈性爆震发生时发动机工作参数如表 1所示．每缸每工作循环喷油燃烧所释放的能量EC为

式(6)中相应参数的含义见表 1．EC经计算可得为1,601.4,J．由此可见EC大约是 Ed的 2.84倍．由此可以证明，燃料燃烧时产生的能量足以破坏活塞，只要这些能量被很好地汇聚集中在某些点上．

表1 发动机工作参数Tab.1 Engine opprating purameters

3 结 论

本研究通过爆轰容弹实验来揭示烈性爆震下爆轰波的行为特性，通过强度计算及能量计算来揭示活塞材料受爆轰波行为破坏的机理．基于以上研究，主要结论归纳如下．

(1) 设计研制的定容弹，采用乙炔为燃料并结合高能点火装置可以在封闭空间中产生理想的爆轰，并且可以实现同条件下的重复．

(2) 锥顶型燃烧室一旦发生烈性爆震，爆震波会发生汇聚．在 0,mm 余隙时，边缘位置的汇聚压力振荡可达 29.95,MPa；在 10,mm 余隙时，活塞中心的汇聚压力振荡可达 145.60,MPa．远超过破坏活塞需要的作用力．

(3) 计算表明，发动机燃烧时每循环燃油燃烧所释放的能量如果汇聚一处，可具有将活塞击穿的能力.

该研究通过爆轰容弹的实验方法重现了内燃机中烈性爆震的异常现象，通过不同位置布置多个压力传感器，发现了激波汇聚现象、汇聚点及汇聚力度，这为燃烧室零部件在烈性爆震下破坏提供了很好的解释．同时也可以为发动机燃烧室设计提供参考．

致 谢

感谢北京理工大学爆炸科学与技术国家重点实验室的刘庆明教授和张博博士，他们为笔者的实验设计提供了爆炸力学方面的支持．