缸內激波對錐頂型燃燒室的活塞破壞機理

姚春德,續 晗,姚安仁,唐 超

(1.天津大學內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072； 2.天津大學材料科學與工程學院，天津 300072)

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缸內激波對錐頂型燃燒室的活塞破壞機理

姚春德1,續 晗1,姚安仁2,唐 超1

(1.天津大學內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072； 2.天津大學材料科學與工程學院，天津 300072)

以二維數值模擬為基礎，研究了錐頂型燃燒室內的沖擊波發展的震蕩過程，得到作用于活塞不同位置處的超壓分布。模擬結果表明：由于燃燒室結構的獨特性，導致沖擊波能在特定區域進行匯聚，致使該區域超壓明顯高于其他區域。將該模擬結果與實際破壞失效的活塞進行對比，發現沖擊波匯聚區域往往就是活塞被破壞的地方。數值模擬結果與實際破壞結果吻合很好。這為設計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。

爆炸力學；活塞破壞；沖擊波；燃燒室形狀；匯聚

近年來，在能源與環境的雙重壓力下，新型燃燒方式和高度強化作為內燃機發展的方向，獲得了廣泛的認同。隨著高增壓缸內直噴汽油機的不斷小型化，發動機出現了新的燃燒現象——早燃。早燃現象發生后常進一步伴隨超級爆震的發生。超級爆震發生時的最大缸壓振幅可達25 MPa，遠高于常規爆震[1-4]。這種均質混合氣自燃，在燃燒發生時，一是速度極快，屬于體積式里外同時著火；二是伴隨著遠高于常規爆震振幅和頻率的極強烈的燃燒震蕩波[5-6]。這種高頻、高振幅的壓力震蕩持續出現，常常會導致活塞在爆震循環內被擊穿，使得發動機工作失效[7-8]。進一步的研究發現，活塞被破壞的位置很集中，多發生在活塞正頂部或邊緣。隨著高強度發動機的持續工作，缸內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的變化規律，避免發動機在工作中因此而損壞，本文中就缸內發生爆震后的沖擊波傳播、反射開展相關研究。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。為闡明爆震形成破壞性作用的機理，同時也為燃燒室形狀設計提供理論依據，以避免爆震波匯聚對活塞造成嚴重破壞。

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械疲勞，并把活塞失效的原因歸結于熱沖擊、熱疲勞和機械疲勞上[10-11]。很少有學者研究缸內沖擊波對于活塞破壞的具體作用[7-8]。但是近來有研究發現，在缸內發生的爆震波，波速達到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產生超壓狀況，從而形成極高具有強大破壞力的超壓。

1 物理數學模型

1.1 物理模型簡化

目前對爆震的研究主要應用的是聲學的辦法。小擾動聲波方程、聲模態等相關方法被應用于爆震研究，以期解決發動機噪聲問題[6,13-16]。然而新型燃燒方式和高度強化技術所產生的強烈爆震，其壓力振幅和靜壓的數量級相同，這已不是小擾動聲波所能闡釋的。這種高幅值、高頻率的壓力震蕩需要非線性聲學即激波的相關知識來闡釋。不論是HCCI爆震還是汽油機的超級爆震，都是壓縮到上止點后，缸內的高溫高壓致使均質可燃混合氣發生自燃，而這種自點火現象極易引起爆轟，爆轟波則會產生一個前導沖擊波[15]，該沖擊波在燃燒室內不斷反射震蕩，使缸壓傳感器偵測出高達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的微觀研究[17-18]。而激波破壞的應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]。對于發動機燃燒室內激波傳播和反射的應用研究則較少。

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傳播、反射規律的研究，并且計算量較小，因此選擇二維模型進行研究。為了研究沖擊波在缸內震蕩反射的過程，研究中應用破膜法，在燃燒室中心區域人為創造一個或者幾個高壓區，使其與周圍環境形成強大壓差，導致沖擊波的形成，如圖1所示。而缸內實際燃燒過程產生的沖擊波也與之類似。在發動機壓縮行程中，缸內壓力、溫度不斷上升，由于環境狀態的不均勻性導致均質混合氣(濃度也存在不均勻性)在某點產生了自燃，而瞬時的大量放熱，無法立刻向周圍傳開，因而在該區域溫度、壓強急劇上升并與周圍環境產生極大壓差，進一步導致沖擊波的形成。本文中采用激波捕捉法，捕捉沖擊波波面，觀察沖擊波波面傳播反射過程，并在活塞頂面均布幾個測點(圖1中“+”代表測點)，用于觀測活塞上不同位置的超壓分布。

1.2 數學模型

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

用FLUENT對缸內激波進行CFD模擬計算。由于研究的是瞬態的、高速可壓流體的流動問題，所以采用的數值模擬方法是基于密度的、瞬態的方法。又由于要捕捉沖擊波這種非連續性流場，因而選用三階的MUSCL計算格式。

1.3 邊界條件和初始條件

由于在強烈爆震初期，壓力震蕩最厲害，對活塞破壞的貢獻也最大，因而主要研究爆震初期壓力劇烈波動的時段。這個時間持續期很短，只有3°曲軸轉角左右，因而在該時間段內，假設壁面絕熱，活塞靜止不動。缸內壓力賦值為壓縮終了的平均壓力6 MPa，對于單爆點錐頂型燃燒室，本文中在自燃發生點的高壓區賦值100 MPa，從而導致沖擊波的形成。由于使用的是有限體積法，因此采用相對簡便的非結構化網格，用三角單元來劃分計算區域。由于沖擊波的厚度很薄，因而數值模擬的網格畫得相對較密，為0.05 mm的網格特征尺度，并且驗證了網格的獨立性，在進一步加密后，計算結果基本沒有變化，但是占用內存量更大。由于沖擊波的波速大概在2 km/s左右，因而用Δt=l/c初略估計其時間步長為Δt=10-8,其中l為網格的特征尺度，c為波速。進一步驗證了該時間步長的獨立性，在進一步減小時間步長后，計算結果基本沒有變化，但是總體計算時間加長。

2 計算結果與分析

2.1 錐頂型燃燒室數值模擬結果

如圖2所示，為錐頂型燃燒室的沖擊波傳播發展過程。從圖2中可以很好地觀察到沖擊波在狹小燃燒室余隙內的發展、反射過程。波面觸及缸蓋和活塞頂部后發生反射，在向相反方向反射的同時，還在不斷向兩端狹小區域擴張。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，還能觀察到向兩邊狹小區域擴張的行波(圖2(a)～(f))。在沖擊波抵達兩端狹小區域后，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也成倍上升，這就導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，和入射激波、缸蓋與活塞間來回震蕩的橫波又產生疊加，導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產生劇烈的壓力震蕩。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，同時向中心反射，于此同時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。當來自兩端的沖擊波反射回活塞中心處時，與來自缸蓋反射的沖擊波在活塞中心處發生交匯。此處壓力疊加，導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沖擊波震蕩的破壞。

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

沖擊波在中心發生交匯后，又開始往兩端尖角處傳播，重復上述過程，導致最終駐波的形成(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，因此只監測活塞一側的超壓信息。圖4為活塞頂部一側的壓力時間曲線，該壓力時間曲線很好地印證了前文所述。活塞中心點處的坐標為(18 mm，0 mm)；活塞邊緣處的坐標為(18 mm，39 mm)。從圖中可見，在兩端尖角處(18 mm，39 mm)的超壓遠高于活塞上其他測點的超壓。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而言同樣較高。由于這兩處的超壓較高，因此，活塞在這2個區域最容易受到破壞，也就是活塞中心處和活塞邊緣處容易被沖擊波破壞。

聯系到汽油機的常規爆震是端氣自燃，而端氣自燃的原因一部分是已燃火焰面的傳熱傳質，我們認為另一部分原因則是由于沖擊波在兩端狹小區域聚集，不斷壓縮未燃的端部混合氣，從而導致端氣壓力、溫度急劇上升，進而導致自燃。

同時，根據我們在研究中監測到的缸壓傳感器安放處的壓力時間曲線，該測點位于缸蓋一側，監測結果如圖5所示。結果表明，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，和超級爆震發生時，缸壓傳感器監測到的振幅[3]相當。因此，在實驗過程中，缸壓傳感器監測到的缸壓震蕩并不能代表活塞頂部所承受的壓力震蕩。在某些區域，活塞所承受的壓力震蕩要遠高于缸壓傳感器所監測到的，這就導致了活塞最終的破壞。

圖3 錐頂型燃燒室超壓最大區域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間曲線Fig.5 Pressure-time curve of pressure sensor in cone style combustion chamber

AVL公司也做了相關爆震實驗[12]，在燃燒室內不同位置布置了3個傳感器。在燃燒室內部的傳感器監測到的壓力波動振幅明顯小于燃燒室兩端的壓力振幅，進一步說明了在燃燒室兩端尖角處發生了沖擊波的匯聚，從而導致了超壓上升，振幅加大。

2.2 錐頂型燃燒室數值模擬與實際破壞情況比較

許多被強烈爆震損害的活塞破壞形式，與我們模擬的結果十分吻合。

圖6為本實驗室發動機產生強烈爆震所破壞的活塞。其中圖6(a)～(b)主要展現的是活塞中心被強烈震蕩的沖擊波擊裂，中心處發生凹陷并伴有裂紋的產生。圖6(c)～(d)為活塞邊緣，也就是數值模擬的兩端尖角處被高超壓的激波所破壞的結果。

2.3 對比于錐頂型的平頂型燃燒室數值模擬

由于錐頂型特殊的形狀，使激波在兩端尖角處產生匯聚，從而導致活塞周圍破壞嚴重。于是，考慮平頂型的燃燒室結構應該會緩解這種激波聚集的作用，因而對平頂型燃燒室進行了沖擊波發展反射的數值模擬。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展、反射的過程。同在錐頂型燃燒室中的發展過程一樣，沖擊波遇活塞頂部和缸蓋后向相反方向反射，與此同時，激波面在向兩端擴展(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，雖然與入射激波發生疊加，超壓相應上升，但是上升幅度并不大(圖8(f)～(g))。激波面遇兩端反射后又會向活塞中心擴展，并在活塞中心處發生匯聚，活塞中心處的超壓也會隨之上升(圖8(h)～(j))，這和在錐頂型燃燒室中的發展規律一樣。隨后，沖擊波又開始向相反方向傳播開來(圖8(k)～(l))，重復上述過程，最終形成穩定的駐波。從沖擊波的發展傳播過程來看，超壓最高處應該也在燃燒室兩端和中間這兩個地方。但是與錐頂型不同的是，燃燒室兩端的超壓并不會急劇上升，這會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的超壓進行了監測。監測結果表明，平頂型燃燒室的超壓分布規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數量級，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傳播距離長，不利于提高壓縮比。在實際發動機中，因為無法形成滾流等諸多原因，平頂型燃燒室基本沒有得到應用，一般主要用于油品的檢測。

3 結 論

通過數值模擬，得到了錐頂型燃燒室中沖擊波發展、反射的全過程，并監測出活塞頂部不同位置的超壓分布，再結合對比活塞實際被破壞的情況，得出以下結論：

(1)高超壓沖擊波適合闡釋爆震對活塞損壞的機理。由于新型燃燒方式和高度強化技術的應用，導致新的燃燒現象出現，由此產生的高振幅、高頻率的爆震已經無法再用線性聲學來解釋了，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構因素影響。由于燃燒室形狀的特殊性，導致沖擊波在局部區域會發生匯聚，從而使得該區域超壓明顯高于其他區域，壓力波振幅也就明顯增大。

(3)燃燒室形狀是導致活塞破壞的結構因素。通過與實際破壞活塞的對比，發現沖擊波匯聚的區域往往就是活塞被破壞的區域，這進一步證明燃燒室內發生了激波匯聚。匯聚的激波對燃燒室局部區域造成了嚴重破壞。因此，通過合理設計燃燒室形狀，避免激波匯聚，可以減輕激波對活塞的破壞作用。

(4)模擬研究發現，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)模擬研究發現，由于燃燒室的絕對對稱形狀導致活塞中央壓力匯聚。在缸內形成穩定的駐波后，活塞中央正好是駐波的波腹，此處振蕩最劇烈，易對活塞中央產生破壞。因此，可以通過適當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荷，避免活塞中心破壞失效。

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(責任編輯 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

國家自然科學基金項目(51176135);高等學校博士學科點專項科研基金項目(20120032130009)

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

O383 國標學科代碼： 13035

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