增壓直噴汽油機超級爆燃研究

蘇博浩 王偉 屈偉 孫建軍 趙勇

（1-長城汽車股份有限公司技術中心河北保定071000 2-河北省汽車工程技術研究中心）

增壓直噴汽油機超級爆燃研究

蘇博浩1，2王偉1，2屈偉1，2孫建軍1，2趙勇1，2

（1-長城汽車股份有限公司技術中心河北保定071000 2-河北省汽車工程技術研究中心）

缸內直噴和增壓已成為當今汽油機技術的主流方向，然而，隨著發動機小型化和動力性的提高，增壓直噴汽油發動機出現了一種新的異常燃燒現象——超級爆燃，其嚴重影響著發動機性能和使用壽命。根據國內外超級爆燃的研究現狀，在典型增壓直噴汽油機上對不同的超級爆燃抑制方法進行了研究。結果表明：加濃、二次噴射、冷型火花塞都能夠抑制超級爆燃。

超級爆燃加濃二次噴射冷型火花塞

引言

缸內汽油直噴（GDI）結合可變氣門正時以及廢氣渦輪增壓技術，既可以實現發動機的輕量化，又能大幅提高發動機的動力性和經濟性，因此，增壓直噴汽油機目前已經成為研發的主流。但是，隨著發動機性能的顯著提升，高增壓直噴汽油機出現新的爆燃模式——超級爆燃（低速早燃）。早燃是火花塞點火之前缸內出現的異常燃燒現象，發生早燃時，燃燒室內火焰前鋒傳播速度極快，缸內壓力和溫度急劇上升，并伴隨劇烈的壓力波動與極大的噪聲，隨機單次或連續出現，推遲點火也無法避免，早燃產生的超級爆燃比常規爆燃更加具有破壞性。其產生機理目前仍不十分明確，雖不能完全排除，也可以通過改變控制策略加以抑制。

本文在一臺增壓直噴汽油機上進行臺架試驗，通過混合氣加濃、二次噴射和降低火花塞熱值方法，對超級爆燃現象進行了試驗研究。

1 試驗裝置

試驗發動機為3.0 L增壓缸內直噴汽油機，其主要技術參數見表1。供油系統為Bosch HDP5高壓共軌系統，系統壓力為20 MPa。燃燒系統采用中置式噴油器，應用均質燃燒模式。

表1 發動機主要技術參數

試驗在配置有冷卻水恒溫系統和燃油恒溫系統的AVL電力測功機試驗臺上進行，發動機進排氣側、冷卻系統和燃油系統均安裝有壓力和溫度傳感器，試驗設備見圖1。試驗過程中，INCA5.4通過ETAS ES590連接ECU來調節發動機參數；燃油消耗量由AVL735S油耗儀測量；排氣空燃比由Lambda（寬域氧）傳感器和ETAS ES630空燃比測量儀測量；煙度由AVL S415全自動濾紙式煙度計測量，單位為FSN。

圖1 試驗設備布置

為了測試超級爆燃，發動機的6個氣缸均安裝有缸壓傳感器，缸壓信號通過AVL-Indicom燃燒分析儀處理和計算后，在與Indicom相連的PC上顯示缸壓曲線。

2 超級爆燃及測試

2.1 超級爆燃現象的表現特征

圖2示出了發動機在1500r/min全負荷工況時用燃燒分析儀測量的氣缸壓力。由圖中可以看出，1缸、3缸、4缸、5缸和6缸的缸壓呈現雙峰，分別為上止點時的壓縮峰和上止點后火花點燃的燃燒峰。第2缸的缸內壓力異常偏高，達到正常燃燒缸壓的3倍，在點火角之前缸內壓力開始明顯上升，之后便出現劇烈振蕩。由此可以斷定，在火花塞點火之前，缸內已經出現了超級爆燃現象。

圖2 超級爆燃與普通缸壓曲線比較

對于增壓汽油機來講，超級爆震發生在低速（小于2000r/min）大負荷工況（大于12 MPa BMEP）如圖3所示，低速早燃成為制約發動機小型化和提高熱效率的主要因素。與傳統的汽油機爆燃不同，超級爆燃具有“間歇性發生”這一典型特征，并在多次重復發生過程中表現為著火越來越早而缸內最高燃燒壓力越來越高。增壓直噴汽油機的超級爆燃無法通過推遲點火時刻來控制。研究表明：發生超級爆燃時的著火位置并不固定，而是出現在缸內多處不同的地方。

圖3 超級爆燃常發區域

2.2 測試方法

超級爆燃具有隨機偶發性，通常采用統計法來量化頻次。為了確保超級爆燃頻次統計的可靠性，必須采集大量燃燒事件的樣本。本試驗采用BOSCH公司推薦的早燃接受標準5×10-6。

1）清除積碳

首先將發動機轉速設定為標定轉速的60%，負荷為最大扭矩的60%，且保證此時空燃比為14.7，點火角調至有輕微爆燃的臨界角度，在此工況點下運行1 h，保證有充足的時間清除缸內的積碳。

2）試驗工況

在完成清除積碳后，將工況點切換為該機型所需要驗證的工況點，工況點選在外特性最大扭矩的第一個轉速點運行百萬個燃燒循環。當出現超級爆燃現象，并記錄此循環前后各50組燃燒數據進行處理，形成基于角度的缸壓曲線。

3 試驗過程及結果分析

3.1 加濃混合氣抑制超級爆燃

不同空燃比下3次試驗的超級爆燃平均發生次數如圖4所示，當發動機混合氣不斷加濃時，3次試驗超級爆燃發生的平均次數不斷降低。發動機空燃比從14.7降低到12，在3次試驗中發生超級爆燃的平均次數從22次降低到了4。說明加濃混合氣能夠有效地抑制超級爆燃。

圖4 不同空燃比超級爆燃頻次

加濃能夠抑制超級爆燃的原因主要在于含有更多燃油的混合氣的絕熱指數k減小。根據絕熱等熵公式得：

式中：T1—壓縮終了的混合氣溫度；

T2—壓縮始點的混合氣溫度；

V1—壓縮終了的燃燒室體積；

V2—壓縮始點的燃燒室體積；

ε—壓縮比。

可以看出，當k值減小時，發動機壓縮終了的混合氣溫度降低，發動機內熱點比較難達到其自燃溫度，抑制了超級爆燃。

同時采用chemkin軟件建立絕熱壓縮模型，改變發動機缸內混合氣的空燃比，計算得到發動機壓縮終了溫度（如圖5所示）。空燃比降低到12，混合氣在壓縮終了的溫度降低了約12℃，熱點不容易自燃，超級爆燃發生概率降低。

可見，加濃混合氣是一種有效抑制超級爆燃的方法，但大大損失了燃油經濟性。另外，由于現代汽油機中都采用成熟的三效催化劑來降低排溫，而三效催化劑高效轉化效率集中于理論空燃比附近的狹窄區間，利用加濃混合氣來抑制超級爆燃還會使發動機排放惡化，CO排放高達50×10-3以上。因此，加濃混合氣抑制超級爆燃不是最佳的解決方案。

圖5 壓縮終了溫度隨空燃比的變化

3.2 二次噴射抑制超級爆燃

二次噴射（主噴＋后噴）中主噴將沿用單次噴油時的相位，因此，在驗證二次噴射對超級爆燃影響之前，必須優化發動機單次噴射的噴油相位。優化二次噴射工作分為兩步：首先選擇二次噴射中后噴的最佳截止相位，其次是優化二次噴射中后噴的噴油比例。

優化單次噴射噴油相位就是選擇最佳進氣行程噴油起始相位。系統軟件設定單次噴射相位參考點為發動機排氣上止點，從參考點到噴油開始的角度設定為噴油起始相位。依據轉速和負荷設定掃描工況點，在相應工況確定噴油相位，盡量避免燃油在排氣VVT打開時噴射，防止部分燃油從燃燒室掃到排氣管，導致排氣管溫度升高和燃油消耗率增加。試驗設定單次噴油起始相位掃點范圍260°CA～320°CA，步長10°CA。根據煙度FSN兼顧AI50、爆燃強度△KP_PK×1 000/speed、燃燒波動率Cov%，確定最終單次噴射的噴油起始相位。

二次噴射中主噴相位沿用單次噴射起始相位，后噴相位參考點為發動機壓縮上止點，從參考點到噴油結束的角度設定為噴油截止相位點。后噴相位優化范圍為60°CA～120°CA，步長10°CA。由于后噴燃油比例過大會使燃油不能完全霧化，導致燃油消耗增加、排放惡化，為此，先將主噴比例設置80%和70%，確定最優相位方法同單次噴射。下面以優化二次噴射比例和二次噴射相位為例進行超級爆燃驗證（如表2、表3所示）。

記錄30 s，取平均值，試驗結果以優化EOI為例（如圖6～圖9所示）。

選取原則：

原則上煙度、AI50、燃燒波動、爆燃強度值越小越好；

表2 二次噴射優化步驟

表3 數據記錄

圖6 不同噴射比例在不同EOI對應的煙度

圖7 不同噴射比例在不同EOI對應的AI50

圖8 不同噴射比例在不同EOI對應的Cov%

圖9 不同噴射比例在不同EOI對應的爆燃強度

從圖6可以看出，煙度值具有相似的變換趨勢，隨著二次噴射截止相位的增大，煙度逐漸減小，隨后又有增大趨勢，主噴比例80%煙度最小值對應的二次噴射結束角是100°CA，主噴比例70%煙度最小值對應的二次噴射結束角90°CA；

AI50越大燃燒越滯后，高溫持續時間長，為下一燃燒循環創造了早燃條件。從圖7可以看出主噴比例70%整體好于80%，在結束角70°CA時達到最小；

燃燒波動率：由燃燒分析儀測量的缸內平均有效壓力循環波動率，值越小說明燃燒越穩定；

爆燃強度值也可以反映燃燒波動情況，一般情況在1到1.5范圍之內或越靠近此范圍越好；

依據煙度、AI50、燃燒波動和爆燃強度值最小原則，綜合對比確定噴射比例為80/20，二次噴射結束相位為100°CA。

基于上述選取原則優化二次噴射（噴油相位、噴油比例）后，將經過插值處理的噴油相位及后噴比例數據導入ECU查詢表。結合上述測試方法，在發動機轉速為1500 r/min工況點分別采集每1 h發生的超級爆燃頻次數據，平均計算后，與單次噴射時的情況進行對比。結果表明，采用二次噴射后，超級爆燃的頻次降低幅度大于66%，這說明二次噴射對超級爆震有明顯的抑制效果，如圖10所示。

圖10 不同負荷單次與二次噴射超級爆震頻次

3.3 降低火花塞熱值

當火花塞絕緣體小頭或電極溫度超過一定值時，過熱的絕緣體表面、電極或絕緣體與電極表面的沉積物可能會引起混合物的自燃。不同型號的火花塞有不同的熱值，不同結構設計的發動機燃燒室內的熱負荷也有很大的差別。低熱值火花塞，不能自潔而積炭。高熱值火花塞，容易產生早燃，即超級爆燃。

基于發動機早燃問題，可以采取降低熱值的設計，熱型火花塞吸熱表面大，傳熱路徑長；冷型火花塞吸熱表面小，傳熱路徑短。減少鼻端陶瓷體長度，縮短了散熱路徑即降低了熱值。降低熱值可以保證發動機缸內所有零部件不存在提前點火，并且能有很好的散熱功能保證電極溫度在合理范圍內。同時采取陶瓷體鼻端傘棱設計保證了低溫積碳問題。

從圖11可以看出，隨著功率的增加電極的溫度也在升高，但是，低熱值火花塞的溫度在所有工況范圍內都低于自凈溫度500℃，中等熱值火花塞的工作溫度在900℃以下，而高熱值火花塞在高負荷時溫度超過了正常工作范圍。

圖11 不同火花塞熱值在同一發動機內的工作溫度

下面通過火花塞溫度測量和離子流測量來確定合適的火花塞熱值。

后火率的大小與火花塞熱值有關。一般來講，熱值越大（博世標準），火花塞工作時的溫度越高，產生后火的幾率也越高。圖12是不同熱值火花塞在同一缸后火率的對比圖。依照此圖再按照一定規則就可以判斷哪種熱值火花塞更適合與發動機匹配。按照博世的規定，后火率不大于40%及比產生早火的火花塞低2個熱值檔次的熱值比較合適，因此圖中FR7DE即可被推薦使用在被測試的發動機上。如圖13所示為后火率不滿足標準的FR8DE和滿足標準的FR7DE超級爆燃次數對比。

圖12 不同熱值火花塞在同一缸的后火率

圖13 不同熱值超級爆燃頻次

4 結論

1）加濃混合氣是一種有效抑制超級爆燃的方法，但發動機的燃油消耗率和CO排放大幅升高。因此加濃混合氣抑制超級爆燃不是最佳的解決方案。

2）采用二次噴射方式，基于煙度最小等原則選擇噴油相位和噴油比例，對比兩種噴油方式下超級爆燃頻次，試驗結果表明：

a）選擇適當的二次噴射噴油相位和噴油比例可以降低發動機煙度，煙度下降幅度可以達到40%以上；

b）采用二次噴射后，超級爆燃頻次明顯降低，降低幅度可以達到55%；

c）通過減少煙度可抑制超級爆燃的發生。

3）降低火花塞熱值同時采取陶瓷體鼻端傘棱設計保證了低溫積碳問題，可以有效抑制超級爆燃發生。

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Research of Super Knock in Turbocharged GDI Gasoline Engine

Su Bohao1，2，Wang Wei1，2，Qu Wei1，2，Sun Jianjun1，2，Zhao Yong1，2
1-Technical Center，Great Wall Motor Company Limited（Baoding，Hebei，071000，China）2-Hebei Automobile Engineering Technology&Research Center

Gasoline direct injection and turbocharging have become the main trend in gasoline engine technology.However，while engines are prone to be downsized and to output higher power，a new abnormal phenomenon，known as pre-ignition or super knock，occurs in turbochared GDI engine，which has a severe influence on engine performance and service life.Based on the current researches on pre-ignition domestic and overseas，this paper studies the different suppression strategies for the super-knock.Study shows that mixture enrichment，double injection，cold spark plug could suppress the super-knock.

Super-knock，Mixture enrichment，Double injection，Cold spark plug，Lubricating

TK411

A

2095-8234（2014）04-0029-06

2014-05-29）

蘇博浩（1988-），男，工學學士，主要從事整機及電控系統開發與研究。