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All issues Volume 43 / No 4 (August 2025) JNWPU, 43 4 (2025) 765-773 Full HTML
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Issue
JNWPU
Volume 43, Number 4, August 2025
Page(s) 765 - 773
DOI https://doi.org/10.1051/jnwpu/20254340765
Published online 08 October 2025

© 2025 Journal of Northwestern Polytechnical University. All rights reserved.

Licence Creative CommonsThis is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (https://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

自然界中存在缓燃波与爆震波2种形式的燃烧波。爆震波传播速度极快, 燃烧产物来不及膨胀便已完成燃烧, 故爆震燃烧过程接近等容燃烧, 其相较于等压燃烧具有更高的热效率; 同时爆震燃烧具有显著的自增压特性, 其效果类似于压气机及涡轮泵等增压部件, 可用于实现发动机结构的简化。基于爆震燃烧的爆震发动机作为一种新型动力装置, 诸多学者对其开展了大量相关研究, 包含缓燃向爆震转变研究[1]、燃料类型与爆震频率研究[2]、燃烧室构型研究[3]。

目前, 爆震燃烧的研究仍不完善, 主要由于其非稳态特性使得燃烧效率测量困难。燃烧效率的计算方法通常有3种: 焓增法、温升法和燃气分析法。其中, 燃气分析法无须测量温度, 避免了热电偶测温带来的误差, 适用于爆震燃烧等高温燃烧过程。Williamson等[4]提出了一种利用燃气组分浓度推算温度的方法, 并将热电偶实验测量结果和燃气法计算结果进行了对比, 结果表明, 在温度大于1 800 K时, 使用燃气分析法测量温度更具有优势。Gordon等[5–6]对燃气分析法在航空发动机燃烧室中的使用进行了大量研究, 使用燃气组分计算燃烧室性能参数并开发了计算软件, 包括温度、油气比、燃烧效率、污染物排放等。黄希桥等[7]针对脉冲爆震发动机的工作特性, 设计了一套燃气取样系统, 由实验结果发现在爆震管靠后爆震发展比较充分的位置, 测取的燃烧效率比较高。当前国内外学者关于爆震燃烧效率的研究较少, 这是因为爆震燃烧是一种非稳态的燃烧过程, 在爆震波传播的过程中, 不同时刻波后的燃气组分浓度都会发生变化, 这使得燃气取样的区域和时间不同都会影响计算所得的燃烧效率。由于在进行实验研究时, 很难对爆震波后一定区域内的燃气进行精准取样, 使得采用实验方法准确测量出爆震燃烧效率变得较为困难。因此使用数值模拟方法对爆震燃烧效率进行精准监测和研究显得尤为重要。

汽油作为一种复杂的烃类混合物, 包含上千种组分, 在以往使用数值模拟方法对汽油的燃烧过程进行计算时, 通常采用异辛烷作为汽油单组分替代燃料[8]来构建化学反应动力学模型, 同时由于异辛烷详细机理所包含的基元反应与组分过多导致其计算量是不可接受的, 因此需要对详细机理进行简化。赵晨陈[9]基于计算奇异摄动法, 选用异辛烷与正庚烷作为汽油替代燃料, 得到了1种包含31种组分和78个基元反应的简化机理。刘耀东[10]提出了1种较为实用的“半解耦”思想和方法, 并使用这种方法构建了1种包含32种组分和111步基元反应的异辛烷骨架机理。

本文以异辛烷作为汽油的单组分替代燃料, 提出一种能在高温高压条件下准确描述异辛烷燃烧特性的简化机理模型, 并验证其可行性, 随后采用该简化机理对气态汽油的起爆过程进行数值模拟, 分析爆震管中的火焰加速过程和爆燃向爆震转变(deflagration to detonation transition, DDT)过程, 同时统计燃烧产物气体浓度并使用燃气分析法计算出爆震燃烧效率。

1 异辛烷简化机理的构建与验证

本文采用异辛烷(C8H18)作为汽油的单组分代替燃料, 选取Curran等[11]提出的由857种组分和3 606个基元反应组成的异辛烷详细机理作为基础, 在CHEMKIN软件中通过关系图法、敏感性分析法和反应路径分析法简化详细机理, 得到异辛烷简化机理; 最后通过与实验数据对比的方式对简化机理的燃烧特性进行验证。

1.1 异辛烷详细机理简化

第1步采用直接关系图法(DRG)对异辛烷详细机理进行简化, 设定初始温度分别为1 000 K和1 500 K, 压力分别为0.1, 2, 3 MPa, 当量比分别为0.5, 1.0, 1.5, 组合得到不同的工况点。将反应物、生成物和重要的中间产物(C8H18, C4H8, O2, N2, CO2, H2O, CO, OH, O, CH4)设为重要组分在简化过程中保留, 将简化过程中的着火延迟时间最大误差设为30%, 筛选满足条件且包含的组分和基元反应最少的机理。

第2步采用敏感性分析对第1步得到的骨架机理进一步简化, 去除化学反应速率很小、不重要的路径(包含一些组分和基元反应)。本文使用闭式均相模型对机理的温度敏感性进行分析, 在当量比为1.0，初始压力为1 MPa的条件下，计算初始温度为1 000~1 400 K时的敏感性系数, 将系数大于1的反应保留, 并分析上述初始温度下敏感性系数最大的前10步反应, 删除敏感性系数较小的反应。图 1给出了温度为1 200 K时敏感性系数前10的基元反应。

第3步通过反应流分析筛选出第2步构建的骨架机理中对重要组分影响较大的基元反应, 从而得到完整的简化机理模型。本文反应流分析使用层流预混火焰模型, 化学恰当比下燃烧初始温度设置为400 K, 初始压力为0.1 MPa, 保留净反应速率大于0.001的反应。

最后为了准确预测燃烧过程氮氧化物的排放, 加入Kong等[12]提出的10种组分、12个基元反应的NOX机理, 最终得到一个包含37种组分、127步反应的异辛烷简化机理。

thumbnail 图1

T0=1 200 K时敏感性系数前10的基元反应

1.2 异辛烷简化机理的验证

为了确保在使用异辛烷简化机理进行数值模拟时结果的准确性, 经过上述方法得到简化机理后, 还需要对简化机理的燃烧特性进行验证, 分别采用详细机理和简化机理对不同工况下的异辛烷着火延迟时间与层流预混火焰速度进行计算, 并与相同工况下的实验数据[13–15]进行对比, 结果如图 2~3所示。

结合图 2和图 3可知本文构建的包含37种组分、127步反应的异辛烷简化机理计算值与实验数据具有良好的吻合度, 说明所得的异辛烷简化机理能够对异辛烷的着火特性和燃烧状况进行准确描述和预测。相比于详细机理, 该简化机理的组分和基元反应较少, 在数值模拟中可以很大程度地节约计算时间和资源，同时保证计算的准确性。

thumbnail 图2

ϕ=1, p=1.28 MPa工况下, 异辛烷简化机理着火延迟时间计算值与实验数据对比
thumbnail 图3

p=0.1 MPa, T=298, 372, 453 K工况下, 异辛烷简化机理层流预混火焰速度计算值与实验数据对比

2 数值计算方法

2.1 物理模型

计算物理模型参考文献[16]中的实验装置设计, 如图 4所示。爆震管内径D=60 mm, 总长L=1 500 mm, 左端为推力壁, 右端为压力出口, 出口压力为0.1 MPa。管内设有8组障碍物, 每组的阻塞比为0.43。采用高温点火代替火花塞点火, 爆震管左侧为半径5 mm的圆形高温区, 温度为2 000 K。管内充填化学当量比的异辛烷和空气混合物, 压力为0.1 MPa, 初始温度为373 K。

thumbnail 图4

爆震管物理模型

2.2 计算域网格选取

为了保证数值计算的准确性, 计算结果在一定范围内应该独立于网格尺寸。本文在物理模型和边界条件相同的情况下, 在计算域中划分均匀网格, 分别选取0.2, 0.5和0.8 mm的网格尺寸进行计算。图 5为不同网格尺寸下部分时刻爆震管中心轴线上的压力分布曲线。

由图 5可知, 不同网格尺寸下, 爆震波压力峰值基本出现在相同位置, 表明网格尺寸对爆震波传播影响较小。通过对比压力峰值, 发现0.2 mm和0.5 mm网格计算时压力较为稳定, 而0.8 mm网格计算时压力波动较大。综合考虑计算时间和精度, 本文选择0.5 mm网格进行数值模拟。

thumbnail 图5

不同网格尺寸爆震管中心轴线压力分布

2.3 数值方法与有效性验证

采用计算流体力学软件ANSYS Fluent对本文研究的问题进行数值模拟, 湍流模型选用标准k-ε模型, 化学反应采用上文得到的包含37种组分、127步反应的异辛烷简化机理, 选择有限速率模型, 计算方法采用在非稳态流动计算求解中较为稳定的PISO算法, 本文所选用的模型与算法在爆震燃烧数值计算中均有成功应用[17–18]。计算过程中空间与时间的离散格式均使用二阶迎风格式, 时间步长最大为5×10-7 s, 最小为1×10-7 s。

图 6a)展示了李牧[19]使用汽油在障碍物管道内进行多次循环爆震燃烧实验所得到的压力随时间变化的曲线, 以及单次爆震波的压力变化放大曲线。图 6b)则是本文在相同条件下通过数值模拟获得的与李牧实验对应位置的监测点压力变化曲线。对比结果显示, 计算得到的爆震波压力变化趋势和峰值与实验结果基本吻合, 验证了本文数值计算结果的可靠性。

thumbnail 图6

爆震管内压力变化曲线

3 数值模拟与结果分析

本节使用上述爆震管物理模型, 在初始温度为373 K、压力为0.1 MPa、当量比为1.0的工况下, 在管道左端采用局部高温点火的方式对爆震管内的燃烧过程进行数值模拟, 同时通过分析燃烧产物浓度的变化来研究爆震管内的燃烧效率。

3.1 爆震管内火焰加速与DDT过程

图 7为火焰发展初期部分时刻云图。由图 7可知, 点火后, 汽油缓慢燃烧, 火焰传播速度低, 为典型的缓燃火焰。火焰燃烧推动气体流动, 形成漩涡, 火焰面靠近轴线并逐渐扩散。此时湍流动能小, 火焰发展缓慢, 燃烧膨胀产生压缩波, 提升未燃气体的压力和温度, 促进火焰发展。

随着火焰在爆震管内穿过多个障碍物向下游传播, 受到漩涡和障碍物的挤压与拉伸作用, 火焰传播速度逐渐加快。同时, 火焰在碰撞过程中产生多个方向的压缩波, 这些波相互叠加, 使管内压力持续上升。火焰前方的压缩波逐渐汇聚, 形成前导激波, 并在传播过程中受到管壁和障碍物的反射作用, 进一步增强其强度。前导激波能扫过可燃气体, 提高其压力和温度, 在火焰面与激波之间形成预热区, 从而加快反应速率, 推动火焰加速发展。

由于激波对火焰的加速作用, 在t=5.30 ms时刻, 火焰前锋追上了前导激波, 触发了爆震, 图 8为产生爆震波前后部分时刻的温度云图、压力云图。从图 8a)中可以看出在t=5.30 ms时刻, 火焰前锋经过最后一个障碍物后, 前导激波与火焰前锋发生耦合, 温度和压力快速升高, 此时压力超过了4 MPa且温度超过3 200 K, 为过驱爆震状态。火焰经过障碍物时, 形成了一道反传波, 反传波向上游传播过程中能够使上游未燃气体和燃烧不完全产物继续燃烧。由图 8b)可知, 在t=5.34 ms时能够看出由爆震波、反传波(横波) 和马赫杆构成的“三波点”结构, 此时过驱爆震衰减为C-J爆震, 并且之后的火焰传播中, 火焰面和激波耦合在一起稳定向下游传播, 其锋面近似于一道平面。

thumbnail 图7

火焰发展初期部分时刻云图
thumbnail 图8

爆震产生前后部分时刻的温度与压力云图

3.2 燃烧产物浓度场分布

汽油和空气混合物在爆震管内不完全燃烧会生成很多中间产物, 其中CO, CO2, NOX, UHC是研究燃烧效率与污染物重点关注的物质, 本节针对爆震管内不同时刻的燃烧产物浓度场进行分析。

3.2.1 CO和CO2浓度场变化

CO是碳氢燃料发生氧化燃烧反应的中间产物, 在实际燃烧过程中, 不完全燃烧以及CO2的高温裂解反应都会产生大量的CO, 进而导致燃烧效率降低。由图 9可以看出, 在t=5.30 ms时刻, 形成爆震波之后, 由于火焰速度快、燃烧不完全以及CO2在高温的作用下解离, 火焰锋面附近CO摩尔分数急剧升高, CO2摩尔分数较低, 但在爆震波经过之后, 可燃物会进一步反应, CO被氧化为CO2。反传波经过上游时, 会促进未燃物继续反应, 温度升高, 由于高温热离解作用, 在反传波附近CO摩尔分数会再一次升高, 随后逐渐降低。

thumbnail 图9

爆震前后不同时刻CO和CO2摩尔分数分布图

3.2.2 UHC浓度场变化

UHC(未燃碳氢)是指没有完全燃烧的碳氢化合物, 整个燃烧过程中UHC几乎只包含CH4和C2H3, 故本文重点计算CH4和C2H3的摩尔分数。从图 10a)可以看出, CH4产生较少, 摩尔分数约为0.001, 主要产生在火焰锋面上, 随着爆震波经过之后继续燃烧, CH4几乎被完全反应掉。从图 10b)可以看出, 在t=5.26 ms时刻, 火焰处于爆燃状态时, C2H3摩尔分数较低; 在t=5.30 ms时刻, 火焰发展为爆震波时, 温度升高, 火焰传播速度增大, 火焰锋面附近C2H3浓度飙升, 摩尔分数最高达到0.02左右。在t=5.34 ms到t=5.37 ms时刻, 爆震波稳定传播后, 火焰前锋的C2H3摩尔分数最高为0.018, 随着爆震波过后的持续燃烧, C2H3逐渐被完全反应。

thumbnail 图10

爆震前后不同时刻CH4和C2H3摩尔分数分布图

3.2.3 NOX浓度场变化

氮氧化物(NOX)的主要成分为一氧化氮(NO)和二氧化氮(NO2)。在高温时, 氮气分子被离解为氮原子, 然后与氧气反应生成氮氧化物。由图 11可知, 在t=5.30 ms时刻, 火焰发展成爆震波时, 由于温度和压力升高, NO摩尔分数也随之增加。在t=5.32 ms时刻, 火焰面温度最高, 反传波经过的地方由于化学反应, 温度也会再次升高, 故NO摩尔分数最大的区域位于火焰面和反传波附近。当爆震波稳定传播时, NOX主要位于火焰上游温度较高的区域。由于NO被氧化为NO2需要在低温下进行, 所以在爆震管内的燃烧区NO2摩尔分数较低, 当燃烧后的气体喷出爆震管时, 大量的NO会被氧化成NO2。

thumbnail 图11

爆震前后不同时刻NO和NO2摩尔分数分布图

3.3 爆震燃烧效率计算

3.3.1 燃气分析法燃烧特性计算方法

使用燃气分析法计算燃烧效率需要确定燃气中各组分的摩尔分数, 本文根据数值模拟结果统计爆震波锋面后不同长度区域内UHC(未燃碳氢, 分子式用CxHy表示)、NOX, CO, CO2和O2的平均摩尔分数, 并基于已知的UHC, NOX, CO和CO2摩尔分数通过化学平衡法对其他燃烧产物的摩尔分数进行计算。假设1 mol的燃料参与燃烧, 消耗了X mol的空气, 其化学方程式如(1)式所示。

$\begin{aligned} & \mathrm{C}_m \mathrm{H}_n \mathrm{O}_p \mathrm{~N}_q \mathrm{~S}_r+X\left[R\left(\mathrm{O}_2\right)+\mathrm{S}\left(\mathrm{~N}_2\right)+T\left(\mathrm{CO}_2\right)+\right. \\ &\ \ \left.h\left(\mathrm{H}_2 \mathrm{O}\right)+U\left(\mathrm{CH}_4\right)\right] \rightarrow P_1\left(\mathrm{CO}_2\right)+P_2\left(\mathrm{~N}_2\right)+ \\ & \ \ P_3\left(\mathrm{O}_2\right)+P_4\left(\mathrm{H}_2 \mathrm{O}\right)+P_5(\mathrm{CO})+P_6\left(\mathrm{C}_x \mathrm{H}_y\right)+ \\ &\ \ P_7\left(\mathrm{NO}_2\right)+P_8(\mathrm{NO})+P_9\left(\mathrm{SO}_2\right) \end{aligned}$(1)

式中: m, n, p, q, r分别表示1 mol燃料中C, H, O, N, S元素所含的摩尔数; R, S, T, h, U分别为空气中O2, N2, CO2, H2O, CH4的摩尔分数, 且空气中各组分摩尔分数之和等于1;P1~P9为燃烧1 mol燃料生成的CO2, N2, O2, H2O, CO, CxHy, NO2、NO和SO2的摩尔数。通过联立C, H, O, N, S元素守恒方程以及统计到的各生成物摩尔分数, 利用矩阵运算能够解得上述各参数的值。

燃烧效率定义为燃料燃烧后实际放出的热量占燃料总热量的百分比。设反应前燃料所蕴含的总热量为Q1, 不完全燃烧产物所蕴含的热量为Q2, 燃烧效率计算方法如(2)式所示。

$\begin{gathered} \eta=1-\frac{Q_2}{Q_1}= \\ 1-\frac{P_5 \cdot M_{\mathrm{CO}} \cdot H_{\mathrm{CO}}+P_6 \cdot M_{\mathrm{UHC}} \cdot H_{\mathrm{UHC}}}{M_{\mathrm{C}} \cdot H_{\mathrm{C}}} \end{gathered}$(2)

式中：MCO, MUHC和MC分别是一氧化碳、未燃碳氢和燃料的相对分子质量; HCO, HUHC和HC分别是一氧化碳、未燃碳氢和燃料的低位热值(J/kg)。

3.3.2 爆震燃烧效率分析

使用燃气分析法计算燃烧效率需要分析燃烧产物各组分摩尔分数, 针对爆震燃烧的非稳态特性, 本节取t=5.37 ms时刻爆震波在管内稳定传播(爆震波传到距离爆震管左端1.41 m位置)时不同位置燃烧产物的摩尔分数进行计算。图 12为t=5.37 ms时刻爆震管内温度、压力云图和CO, CO2, C2H3, NO的摩尔分数分布图。由图 12可知, 距离爆震波锋面不同位置区域的燃烧产物各组分摩尔分数都不同。现将爆震波锋面到爆震波锋面后某处的X轴坐标之间的距离定义为d, 本节将统计d=0.01, 0.02, 0.05, 0.1, 0.2, 0.5, 1.41 m对应的不同长度区域内燃烧产物不同组分的平均摩尔分数, 进而计算燃烧效率。

爆震管内不同区域的燃气组分摩尔分数及燃烧效率计算结果如表 1所示。从表 1中可以看出, 爆震燃烧过程中, 在距离爆震波不同区域内进行取样时燃烧产物摩尔分数相差较大, 计算所得的燃烧效率也有较大差异。原因在于爆震燃烧是一种非稳态燃烧过程, 由于火焰从缓燃状态转变为爆震波后, 燃烧速度会变得非常快, 使得爆震波刚经过的地方燃料燃烧并不充分, 产生大量的燃烧反应中间产物, 若在爆震波附近区域进行采样, 计算所得的燃烧效率较低。而在爆震波经过后, 会有反传波回传至爆震管上游, 此时剩余未完全燃烧的反应物还会继续进行反应, 使燃烧更充分。

如图 13可知, 随着燃气取样区域长度的增加, 计算得出的爆震燃烧效率也逐渐提高, 最高为82.6%。由于取样位置均包含爆震波附近区域, 而爆震波附近燃烧不充分, 使得计算出的燃烧效率并不高。通过数值模拟结果可以看出, 爆震波经过后的不同区域燃烧产物分布并不均匀, 即取样位置对爆震燃烧效率影响很大, 在进行实验研究时, 很难对某区域的燃气精准取样, 因此使用实验方法准确测量爆震燃烧效率变得较为困难。

thumbnail 图12

5.37 ms时刻温度、压力云图和CO, CO2, C2H3, NO摩尔分数分布图
表1

不同取样区域的测量结果

thumbnail 图13

爆震燃烧效率随取样区域的变化

3.3.3 不同的燃烧效率计算方法对比

温升法计算燃烧效率为燃烧室进口工质与出口工质的实际温升与理论温升的比值, 计算方法如(3)式所示。

$\eta=\frac{T_{t_4, \mathrm{pr}}-T_{t_0}}{T_{t_4, \mathrm{th}}-T_{t_0}}$(3)

式中：Tt4, pr为实际燃烧产物的平均温度; Tt4, th为理论计算燃烧产物的平均温度(完全燃烧); Tt0为燃烧室进口工质的平均温度。

表 2为在相同的取样条件下, 分别使用温升法和燃气分析法计算得到的燃烧效率。通过对比分析可知, 采用燃气分析法得到的燃烧效率略高于温升法得到的燃烧效率, 二者总体的变化趋势相同, 且随着取样范围的增大, 二者之间的差异逐渐缩小。

表2

不同计算方法得到的燃烧效率结果对比

4 结论

本文对汽油单组分替代燃料的爆震燃烧过程进行了数值模拟, 得到了以下结论:

1) 本文选取异辛烷作为汽油的单组分替代燃料, 以Curran[11]提出的异辛烷详细机理作为基础, 通过一系列简化工作得到了1种包含37种组分、127步基元反应的异辛烷简化机理模型, 随后与实验值对比验证了该简化机理能够在高温高压条件下良好地吻合异辛烷的燃烧特性, 进而可将其应用于气态汽油爆震燃烧的数值研究。

2) 在障碍物管道内火焰经过缓燃燃烧、火焰和漩涡相互作用、激波和火焰相互作用几个阶段后触发了爆震波。形成爆震波之后, 由于火焰速度快燃烧不完全, 以及氧化物在高温作用下发生解离, 火焰锋面附近存在大量的燃烧中间产物, 包含CO, UHC以及NO; 爆震波过后, 未完全燃烧的反应物会继续燃烧, 同时反传波会促进可燃物进一步反应, 使燃烧更充分。

3) 在初始温度为373 K、压力为0.1 MPa、当量比为1.0时, 取爆震波后管内全部气体的平均浓度计算得出爆震燃烧效率为82.6%, 但燃烧效率会随着爆震波后的取样区域不同而发生变化, 在距爆震波0.01, 0.02, 0.05, 0.1, 0.2, 0.5, 1.41 m区域内取样时计算得出的爆震燃烧效率分别为65%, 65.1%, 65.2%, 67.8%, 74.4%, 80.7%, 82.6%。

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All Tables

表1

不同取样区域的测量结果

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表2

不同计算方法得到的燃烧效率结果对比

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All Figures

thumbnail 图1

T0=1 200 K时敏感性系数前10的基元反应
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thumbnail 图2

ϕ=1, p=1.28 MPa工况下, 异辛烷简化机理着火延迟时间计算值与实验数据对比
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thumbnail 图3

p=0.1 MPa, T=298, 372, 453 K工况下, 异辛烷简化机理层流预混火焰速度计算值与实验数据对比
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thumbnail 图4

爆震管物理模型
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thumbnail 图5

不同网格尺寸爆震管中心轴线压力分布
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thumbnail 图6

爆震管内压力变化曲线
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thumbnail 图7

火焰发展初期部分时刻云图
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thumbnail 图8

爆震产生前后部分时刻的温度与压力云图
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thumbnail 图9

爆震前后不同时刻CO和CO2摩尔分数分布图
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thumbnail 图10

爆震前后不同时刻CH4和C2H3摩尔分数分布图
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thumbnail 图11

爆震前后不同时刻NO和NO2摩尔分数分布图
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thumbnail 图12

5.37 ms时刻温度、压力云图和CO, CO2, C2H3, NO摩尔分数分布图
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thumbnail 图13

爆震燃烧效率随取样区域的变化
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