稀燃条件下射流点火与火花点火的燃烧特性

张日东，刘 伟，张启航，王 志

(清华大学汽车安全与节能国家重点实验室，北京 100084)

随着国际油耗法规的日益严苛，进一步提高发动机热效率迫在眉睫.采用稀薄燃烧增大绝热指数是提高发动机热效率的有效手段之一，但稀薄燃烧的进一步强化会使得燃烧速度降低、燃烧过程不稳定和失火等问题愈发严重[1].在此背景下，探索一种高速稳定的燃烧模式显得尤为重要.提高点火能量是解决上述问题的有效手段之一[2]，具体途径包括高能点火、激光点火、多点点火以及射流点火等.其中高能点火存在火花塞寿命短、耗能高的问题，激光点火和多点点火则存在结构复杂的问题，相对于其他点火方式，射流点火结构简单、效果显著[3]，因此受到广泛的关注.

目前，学界针对射流点火的实验与模拟研究已经取得诸多成果.Hua 等[4]利用单缸机对汽油在化学计量比条件下的火花点火和射流点火燃烧过程进行了对比研究，发现相对于火花点火，射流点火的循环波动率显著降低，并且其燃烧持续期大大缩短.Attard等[5]针对化学计量比的天然气-空气混合气，在发动机上研究了射流点火对燃烧过程的影响，发现射流点火在加快燃烧速度的同时也降低了HC、CO 的排放.

在射流点火的优势得到实验验证之后，针对射流腔具体结构的研究逐步开展.Gentz 等[6]利用可视化快速压缩机研究了主动式射流对稀薄环境中异辛烷燃烧过程的影响，发现相对于被动式射流，主动式射流能够进一步缩短燃烧持续期.Gholamisheeri 等[7]利用CFD 仿真研究了不同射流孔径(2 mm、2.5 mm、3 mm)对甲烷射流点火过程的影响，研究结果表明，3 mm 孔的初始射流速度较高，后续速度较低；
2 mm孔的初始射流速度较低，后续速度较高，最终导致3 mm 孔的平均射流速度较高，燃烧持续期较短.Mastorakos 等[8]将实验与模拟相结合，针对乙烯-空气的化学计量比混合气，进一步研究了不同射流孔径(1 mm、3 mm、6 mm)对射流点火过程的影响，发现射流孔内的射流可划分为两部分，分别是外层的未燃气及其内部的已燃气，当缩小孔径时，射流的外层未燃气占比增加而内部的已燃气占比减少，从而导致小孔径射流更容易发生淬熄.Validi 等[9]通过CFD 仿真研究了射流腔中点火位置对甲烷射流点火过程的影响，发现靠近射流孔的点火位置可以更快地产生射流并阻止未燃气溢出射流腔，从而维持更长时间的射流过程，使燃烧过程更加稳定.Tian 等[10]利用定容燃烧弹，在天然气化学计量比附近研究了射流腔体积对射流点火过程的影响，发现增大射流腔体积会进一步提高点火能量，从而提高燃烧速度，但同时会推迟点火后的射流出现时刻，因此要权衡二者因素来选择合适的射流腔体积.其他关于射流腔具体结构对射流点火过程影响的研究见参考文献[11-17].

尽管已有诸多射流点火的研究工作，但上述研究均在化学当量比附近开展，缺少针对稀燃条件下射流点火的燃烧特性研究，并且缺少针对射流点火爆震特性的研究.针对以上问题，本文在宽当量比、宽温度压力范围下，对稀燃环境中射流点火和火花点火两种模式的燃烧过程进行了对比研究.

1.1 实验系统

本研究在清华大学快速压缩机(Tsinghua University rapid compression machine，TU-RCM)上进行，台架具体参数如表1 所示，实验系统如图1 所示，实验中通过调整燃烧室垫片厚度和混合气配比来实现不同的压缩终点压力和温度，有关该台架的详细介绍可参考文献[18-19].

图1 快速压缩机实验系统Fig.1 Experiment system of rapid compression machine

表1 台架参数Tab.1 Bench parameters

本文中的射流点火模式(jet ignition，JI)采用被动式射流，射流腔内部安装火花塞并通过3 个射流孔与主燃室连通，其中，射流腔主孔直径3 mm，两个副孔直径1.5 mm，主副孔间夹角为45°.活塞到达压缩终点(end of compression，EOC)时火花塞点火，火焰首先在射流腔中发展并提高其中的压力和温度，在压差作用下，高温燃烧气体通过射流孔喷射进入主燃室并引发燃烧过程.火花点火模式(spark ignition，SI)则由一个火花塞直接在主燃室中点火并引发燃烧 过程.

当活塞到达压缩终点时，数据采集系统发出脉宽为5 ms 的TTL(transistor-transistor logic)信号，两台相机和火花塞同时在TTL 信号的下降沿触发，火花塞点火引发燃烧过程，从可视化燃烧室中发出的光经过半透半反镜被两台相机同时捕捉；
实验过程的压力信号由压力传感器(Kistler 6125C)和数据采集模块(National Instruments cDAQ-7198)以100 kHz 的频率进行采集并传输给计算机，从而实现对缸压信号和燃烧图像的同步记录.

本文采用两台相机同时拍摄，这是因为燃烧初期的火焰发展过程亮度较低而燃烧末期的自燃过程亮度较高.若为清楚捕捉火焰发展过程而增大相机进光量，则会造成自燃过程图像过曝；
若为清楚捕捉自燃过程而减小相机进光量，则会造成火焰发展过程图像模糊不清.因此，两台高速相机的光学参数和捕捉目标不同，其中，彩色高速相机位于RCM 轴线方向，采用高帧率、小光圈、高快门速度的设置来捕捉高速高亮度的自燃与爆轰过程；
黑白高速相机与RCM 轴线成90°夹角，采用低帧率、大光圈、低快门速度的设置来捕捉低速、低亮度的火焰发展过程.

1.2 实验工况

本文采用压缩终点压力和压缩终点温度 TEOC来描述未燃气热力学状况.pEOC可直接从压力曲线上获取，图2 中0 时刻对应压缩终点，此时的压力数值即为压缩终点压力；
TEOC的定义如式(1)所示，其中T0、p0、γ分别为初始温度、初始压力、混合气比热容比.采用放热始点时刻 tEOC(压缩终点时刻)至累积放 热率达到50%时刻 t50的时间间隔来衡量燃烧持续期，即为图 2 中两条红色虚线对应的时间间隔t0-50.图2 中蓝线为TTL 信号，火花塞与两台相机在TTL 信号的下降沿同时触发.

图2 实验参数定义Fig.2 Experiment parameters definition

本文在射流点火模式和火花点火模式下进行了相同工况的实验，表2 展示了具体实验工况及其对应的气体配比.在制备混合气过程中，依次将异辛烷、氧气、氮气、氩气、二氧化碳充入气罐中，待完全混合均匀、静置2 h 以上后进行实验.

表2 实验工况及气体配比Tab.2 Experiment conditions and gas composition

1.3 仿真模型

本文利用Converge 对RCM 压缩过程及射流点火过程进行了仿真计算，图3 展示了几何模型的构建，模型尺寸与RCM 实际尺寸一致.图3 中活塞位于压缩终点，橙色边界代表活塞、蓝色边界代表压缩段、绿色边界代表端盖、红色边界代表射流腔、青色 边界代表火花塞.

图3 几何模型构建Fig.3 Geometric model construction

算例采用Yoo 等[20]在2013 年开发的异辛烷140组分简化机理进行计算，计算中采用的湍流数值模拟方法为RANS，湍流模型为RNG k-ε 模型，燃烧模型为SAGE模型.为确保计算结果可靠，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 种基础网格尺寸下进行了仿真计算，计算得到的压力曲线如图4 所示.其中，3 mm×3 mm×3 mm、1.5 mm×1.5 mm×1.5 mm 网格尺寸算例的压力曲线差异较小，而4 mm×4 mm×4 mm 网格尺寸算例的压力偏低，因此本文采用 3 mm× 3 mm×3 mm 网格尺寸的计算结果进行分析.在此基础上，算例采用全局自适应加密及局部固定加密来细化网格，最小网格为 0.375 mm×0.375 mm×0.375 mm，网格分布如图5 所示.

图4 不同网格尺寸的压力曲线对比Fig.4 Pressure curves under different mesh grid sizes

图5 网格分布Fig.5 Grids distribution

2.1 火焰发展

图6(a)和(b)分别是φ为0.7、0.55 时 t0-50的对比，可以发现在相同工况下，射流点火能大大缩短t0-50时间.φ＝0.7 时，在 TEOC＝840 K 的工况下，射流点火相对于火花点火可以缩短近50%的 t0-50时间，但是在 TEOC＝670 K 的工况下，射流点火出现失火现象，这是低温时射流更容易淬熄导致的；
φ＝0.55时，射流点火对加快燃烧速度的效果被削弱，并且由于混合气更加稀薄，火花点火在 TEOC＝670 K、pEOC＝1.0 MPa 的工况下出现失火，射流点火则在750 K、1.0 MPa 的工况下就出现失火；
φ＝0.4 时，火花点火在低温低压工况下出现失火，射流点火则完全失火.因此，射流点火虽然能加快燃烧速度并增强燃烧稳定性，但被动式射流的淬熄问题导致其在拓展稀燃极限方面受限.

图6 t0-50 时间对比Fig.6 Comparisons of t0-50

为进一步了解射流点火和火花点火模式的火焰发展过程，本文利用ImageJ 对黑白相机图像中已燃区像素数目和燃烧室像素总数目进行了统计，并根据二者比值和实际燃烧室面积计算得到实际已燃区在轴向上的面积(以下简称为已燃区面积)，其计算方法如式(2)所示，式中r＝25.4 mm，为燃烧室半径.

图7 展示了火焰图像在ImageJ 中的处理过程，黄色选区内的已燃区像素数目为67 307 个，灰色虚线圆内的燃烧室像素总数目为227 653 个，燃烧室实际面积为2 026.83 mm2，因此计算得到的已燃区面积为599.24 mm2.对多张图像进行统计，便得到不同工况下两种点火模式的已燃区面积发展过程曲线.

图7 图像处理过程Fig.7 Image processing

图8(a)和(b)分别展示了φ＝0.7、TEOC为840 K和750 K 工况下的已燃区面积随时间的变化曲线，0时刻对应图像上出现火焰的时间.可以发现火花点火模式下的燃烧发展过程存在3 个阶段的变化，分别是初期的缓慢发展、中期的加速燃烧和后期的减速过程，某些曲线在末期还表现出已燃区面积的骤升，这 是末端混合气自燃导致的；
而射流点火模式下的燃烧发展过程只存在两个阶段变化，分别是初中期的快速燃烧和后期的减速过程，在燃烧末期没有观察到明显的已燃区面积骤增情况.此外，射流点火在不同压力下的已燃区面积变化曲线高度重合，这说明压力变化对火焰传播速度几乎没有影响，因此射流点火能降低火焰传播速度对压力的依赖性，一定程度上解耦二者关系；
火花点火在不同压力下的已燃区面积变化曲线则有些许差异，pEOC＝1.0 MPa 的工况下火焰发展最快，随着压力上升，火焰发展逐渐变慢.

图8 φ＝0.7的已燃区面积变化曲线Fig.8 Curves of burned area under φ＝0.7

图9(a)和(b)分别展示了φ＝0.55、TEOC为840 K和750 K 时在不同压力下的已燃区面积发展过程曲线，两图中右侧的火焰图像分别对应pEOC＝2.0 MPa工况下射流点火和火花点火的自燃过程.可以发现低温工况下的整体燃烧持续期更长，不同曲线的分布更加分散，并且不同压力下射流点火的已燃区面积变化曲线不再高度重合，这是因为降低当量比和温度都不利于火焰传播，所以凸显了压力变化对火焰传播速度的影响.另外，在压力为2.0 MPa 的工况中，已燃区面积发展曲线末段出现了骤增，这说明在燃烧末期发生了末端混合气自燃，从图像中也观察到了这一点.

图9 φ＝0.55的已燃区面积变化曲线及自燃图像Fig.9 Auto-ignition images and curves of burned area under φ＝0.55

2.2 爆震强度

本文随后对射流点火和火花点火模式下的爆震强度进行了对比分析.爆震强度(knock intensity，KI)的定义为高通滤波后压力绝对值对时间的积分，该计算方法广泛应用于爆震研究领域[21]，其大小用来表征压力震荡强弱，计算公式如式(3)所示，其中，pfilter为高通滤波后的压力.

图10(a)和(b)分别展示了φ为0.7、0.55 的混合 气在不同工况下的爆震强度，发现爆震强度随当量比的降低而降低.爆震强度与压力成正相关，以TEOC＝840 K 的工况为例，这种正相关性在1.0～2.0 MPa 的宽压力范围内表现得非常一致.另外，对比TEOC为 840 K 和750 K 的工况，可以发现750 K 工况下的爆震强度对压力变化更加敏感，在低压力范围内(1.0～ 1.4 MPa)，爆震强度非常微弱，均低于840 K 的工况，但进入高压力区域后(1.7～2.0 MPa)，其爆震强度快速升高，超过840 K 的工况.这是温度降低使末端混合气能量密度增大导致的，这一结果也与本课题组的以往研究结果相一致[22].从图中可以清晰观察到，与火花点火相比较，射流点火显著降低了爆震强度，在个别工况中，射流点火对爆震强度的削弱甚至超过50%.另外，在射流点火模式下，爆震强度对压力的曲线斜率更小，这表明射流点火能够降低爆震强度对压力的敏感性.

图10 爆震强度Fig.10 Knock intensity

2.3 自燃过程

基于上述爆震强度的分析，本文进一步对火花点火模式和射流点火模式下的自燃过程进行了分析，图11(a)和(b)分别展示了φ＝0.7、TEOC＝750 K、pEOC＝2.0 MPa 时火花点火与射流点火的自燃过程.火花点火模式下，末端混合气被火焰面挤压在火花塞对位处，点火后8.892 ms 时，火焰锋面上率先自燃；
0.077 ms 后，壁面处发生爆轰并引起压力曲线的 强烈高频震荡.射流点火模式下，由于射流的喷射作用，主燃室中位于射流区域的未燃气首先被消耗，而射流腔附近的混合气反而最后被消耗，从而导致一部分未燃气积聚于射流腔附近；
另外，主射流和两股副射流将另一部分未燃气挤压在燃烧室的两侧，点火后5.111 ms 时，射流腔未燃区和主燃室左侧未燃区发生轻微自燃；
点火后5.125 ms 时，主燃室右下角未燃区发生强烈自燃，并引起压力震荡；
随后，主燃室左侧未燃区再次发生自燃.尽管射流点火模式中主燃室内发生了多次自燃，但始终没有出现起爆过程，从压力曲线的对比也可以发现，火花点火模式的压力曲线震荡幅度远远超过射流点火，这更加直观地说明了射流点火对爆震过程的抑制效果.

图11 φ＝0.7、TEOC ＝750 K、pEOC ＝2 MPa的自燃过程对比Fig.11 Auto-ignition process under φ＝0.7,TEOC ＝750 K,pEOC ＝2 MPa

2.4 射流点火失火

本研究在实验过程中发现降低当量比和压缩终点温度、提高压缩终点压力会使得射流点火更容易出现淬熄现象，为对此现象进行深入研究，本文开展了数值仿真计算.

图12 为φ＝0.7、TEOC＝670 K、pEOC＝1.0 MPa和2.0 MPa 时监测点(主射流孔)处Y 方向上流速随时间的变化曲线，正速度表示速度方向与Y 正方向相同，负速度表示速度方向与Y 负方向相反.可以发现，射流腔与主燃室之间的气体流动可以分为3 个阶段.第1 阶段：压缩过程中，随着压力的升高，主燃室中压力超过射流腔，未燃气通过射流孔流入射流腔，此时的气流速度接近75 m/s，且两条曲线并没有显著区别；
第2 阶段：压缩过程结束后，射流腔内火花塞点火，燃烧的发生导致射流腔内的温度和压力急剧上升并超过主燃室，低温未燃气和高温已燃气通过射流孔进入主燃室，对于pEOC＝1.0 MPa 的工况，射流孔处最高流速接近110 m/s，对于pEOC＝2.0 MPa 的工况，射流孔处最高流速接近150 m/s；
第3 阶段：随着主燃室内燃烧的进行，主燃室内的压力再次超过射流腔内压力，导致气体通过射流孔回流入射流腔，直至射流孔两侧压力达到平衡，对于pEOC＝2.0 MPa 的工况，由于其燃烧终点压力更高，射流腔内外压差更大，因此回流速度更快.

图12 射流孔处流速随时间变化曲线Fig.12 Flow velocity curves at jet hole

压缩终点压力提高时，第2 阶段中射流喷射速度升高、湍流强度增大、散热增强，最终导致射流点火出现淬熄现象，相似的结论在其他研究中也被证 实[23-24].Malé 等[24]采用DNS 方法对丙烷的射流引燃过程进行了数值仿真计算，发现射流引燃的成功与否由湍流和化学反应共同决定，速度过高的射流会导致湍流混合过强，从而大大加剧散热，最终导致火焰淬熄，出现失火现象.

2.5 射流不对称

本文利用模拟计算对预实验中出现的两侧射流不对称现象进行了分析.图13(a)为射流不对称发展的典型图像，点火后2.644 ms 时，右侧射流已经显著发展，而左侧射流则刚刚出现；
点火后3.000 ms 时，可以明显观察到左右侧射流的不对称性.图13(b)为正式实验中两侧射流对称发展的一组典型图像，从点火到后续的火焰发展过程，两侧射流始终对称.

图13 射流火焰发展过程Fig.13 Development of jet flame

图14 展示了燃烧室横向切片上射流火焰发展的仿真计算结果.在点火后1.005 ms 时，射流腔内已经形成稳定的火焰传播，但由于火花塞电极的阻碍作用，射流腔中的火焰发展呈现出不对称现象，从而导致后续燃烧过程中左侧射流率先喷射.因此，射流不对称现象可以通过旋转火花塞至电极不对任何一侧射流孔造成干涉的位置来避免.

图14 燃烧室横向切片上的射流发展过程Fig.14 Jet development on transverse of combustion chamber

另外，模拟计算还捕捉到了低温未燃气的射流过程.点火后1.005 ms 射流腔中的低温未燃气在压差作用下已经进入主燃室，而低温未燃气射流无法在实验中观察到；
在点火后2.107 ms 出现的射流则是高温已燃气射流，只有高温射流能够在实验中被捕捉到.

本文将实验与模拟相结合，在宽当量比、宽温度压力条件下对比研究了稀燃环境中射流点火和火 花点火的火焰发展过程与爆震过程，最终得到以下 结论：

(1) 相对于火花点火，射流点火可以降低爆震强度并加快燃烧速度，但被动式射流的淬熄问题导致其在拓展稀燃极限方面受限.因此，在保证射流不淬熄的前提下，可以适度降低当量比，充分利用射流点火的优势；
另外，可以尝试通过在射流腔内喷射燃料或加热射流腔等手段来解决淬熄问题.

(2) 射流点火过程可划分为3 个阶段：未燃气回流入射流室、未燃气和已燃气喷射入主燃室、已燃气回流入射流室.其中，射流淬熄发生在第2 阶段，增大压缩终点压力会提高第2 阶段的射流喷射速度，从而加剧射流淬熄；
另外，降低当量比和压缩终点温度也会加剧射流淬熄.

射流腔中火花塞电极位置对射流发展过程有显著影响，当电极与射流孔位置发生干涉时，便会导致射流不对称现象的发生.可以采用多电极火花塞或改变火花塞电极设计来解决这一问题.

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