方會詠， 許杰， 柳啟元， 張慧君， 趙春燕， 劉義強， 王瑞平

(1.寧波吉利羅佑發(fā)動機零部件有限公司, 浙江 寧波 315336； 2.浙江吉利羅佑發(fā)動機有限公司， 浙江 寧波 315336)

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TGDI發(fā)動機超級爆震特性研究

方會詠， 許杰， 柳啟元， 張慧君， 趙春燕， 劉義強， 王瑞平

(1.寧波吉利羅佑發(fā)動機零部件有限公司, 浙江 寧波 315336； 2.浙江吉利羅佑發(fā)動機有限公司， 浙江 寧波 315336)

研究了單次噴射及二次噴射對渦輪增壓直噴汽油機某工況下超級爆震的影響，分析了二次噴射策略下進排氣凸輪相位、進氣溫度、點火提前角、空燃比、發(fā)動機水溫及曲軸箱通風(fēng)系統(tǒng)對超級爆震的影響情況。結(jié)果表明，采用適當(dāng)?shù)亩螄娚洳呗阅苡行б种瞥壉鸬陌l(fā)生，增加發(fā)動機水溫，降低混合氣空燃比，適當(dāng)提前排氣相位可以減少超級爆震的頻次，進氣溫度及點火提前角對超級爆震現(xiàn)象的改善不大。

渦輪增壓； 直噴汽油機； 二次噴射； 超級爆震

目前，國內(nèi)汽油機增壓直噴技術(shù)日趨成熟，增壓直噴汽油機已成為國內(nèi)研發(fā)的主流，通過增壓直噴技術(shù)，結(jié)合適當(dāng)?shù)膰娪筒呗?，大幅提高了汽油機的動力性與經(jīng)濟性。但增壓直噴汽油機在低速大負荷普遍存在超級爆震現(xiàn)象，國際上對于超級爆震的誘發(fā)機理至今還沒有明確的定論。發(fā)生超級爆震時，發(fā)動機燃燒室內(nèi)火焰前鋒傳播速度極快，缸內(nèi)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。超級爆震具有偶發(fā)隨機性，對發(fā)動機極具破壞性，且通過推遲點火也無法避免這種現(xiàn)象[1-4]。

本研究針對某1.8 L增壓直噴汽油機，在某低轉(zhuǎn)速全負荷工況點(扭矩285 N·m)，分別采用單次噴射和二次噴射策略，研究不同的噴油控制策略對超級爆震的影響。并在二次噴射的基礎(chǔ)上，分別采用不同的進排氣凸輪相位、進氣溫度、點火提前角、空燃比、發(fā)動機水溫等參數(shù)，全面深入地研究其對發(fā)動機超級爆震的影響。

1 試驗介紹

1.1 試驗設(shè)備

試驗所用4T18發(fā)動機為4缸4沖程、采用進排氣可變配氣機構(gòu)(DVVT)的增壓直噴汽油(TGDI)機，氣門以雙頂置凸輪軸驅(qū)動。其技術(shù)參數(shù)見表1。

對該發(fā)動機超級爆震研究的驗證試驗均在試驗室配有冷卻水恒溫控制系統(tǒng)、進氣恒溫控制系統(tǒng)、燃油恒溫控制系統(tǒng)的性能試驗臺架上進行，試驗設(shè)備布置見圖1。

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)

圖1 試驗設(shè)備布置

為了準確檢測超級爆震，在發(fā)動機的4個氣缸上均安裝了缸蓋打孔獨立式缸壓傳感器。發(fā)動機正常工作最大燃燒壓力8.5 MPa，通過燃燒分析儀設(shè)置觸發(fā)條件，當(dāng)缸內(nèi)最大燃燒壓力pmax>13 MPa，缸內(nèi)最大燃燒壓力遠大于發(fā)動機正常工作最大燃燒壓力時，即認為發(fā)生超級爆震一次，并記錄觸發(fā)前后的缸壓數(shù)據(jù)。圖2示出發(fā)生超級爆震時各缸最大燃燒壓力的對比，圖3示出超級爆震時缸內(nèi)壓力變化。

圖2 超級爆震時各缸缸內(nèi)最大燃燒壓力

圖3 超級爆震時各缸缸內(nèi)壓力

1.2 試驗方法

為更好地研究直噴發(fā)動機在低速大負荷區(qū)超級爆震的產(chǎn)生機理及影響因素，特選定在發(fā)動機超級爆震易發(fā)的1 500 r/min全負荷工況下進行驗證研究。試驗條件見表2。

表2 超級爆震驗證試驗條件

對于每一項早燃超級爆震驗證試驗，均要保證發(fā)動機試驗室環(huán)境溫度、濕度、中冷溫度、進出水溫度等邊界條件的控制相一致，其中空燃比根據(jù)渦前排氣溫度限制調(diào)控，點火提前角根據(jù)爆震臨界點調(diào)控。并且在每一項超級爆震驗證試驗前后，均需按照統(tǒng)一的規(guī)范標準對發(fā)動機進行0.5 h積炭燒除，以消除因發(fā)動機長時間運行燃燒室產(chǎn)生積炭對超級爆震的影響，保證試驗研究的可信度。

2 超級爆震的影響因素分析

2.1 噴油策略的影響

在發(fā)動機采用多次噴射策略下，分析主噴相位、次噴相位和噴油配比的不同因子組合對超級爆震的影響。在表2所示的邊界條件下，分別采用單次噴射策略和二次噴射策略各運行2 h，即9 000個工作循環(huán)，記錄超級爆震發(fā)生的頻次和劇烈程度。

圖4示出采用單次噴射與二次噴射對超級爆震的影響情況。單次噴射噴油提前角為270°BTDC，循環(huán)噴油量為0.28 g；二次噴射第一次噴油提前角為270°BTDC，循環(huán)噴油量為0.182 g，第二次噴油提前角為159°BTDC，循環(huán)噴油量為0.098 g。

從圖4可見，采用單次噴射時超級爆震傾向明顯高于二次噴射。其主要原因是當(dāng)采用多次噴射時，在氣缸內(nèi)形成了局部的油氣混合分層，某一區(qū)域混合氣較濃，特別是在燃燒室頂部火花塞周圍，這一局部區(qū)域溫度較低，從而抑制了超級爆震現(xiàn)象的發(fā)生。

圖4 不同噴油策略下各缸超級爆震情況

圖5示出二次噴射策略下，采用不同的第一次噴油提前角時發(fā)動機的超級爆震頻次，試驗中第二次噴油提前角為159°BTDC，第一次的循環(huán)噴油量為0.182 g,第二次的循環(huán)噴油量為0.098 g。

圖5 二次噴射策略下第一次噴油提前角對各缸超級爆震的影響

由圖5可見，在保證第二次噴油提前角及第一、二次噴油量不變的情況下，第一次噴油提前角越大超級爆震發(fā)生的頻次越少。其主要原因在于，第一次噴油提前角越大也即為噴油時刻越早，燃油在氣缸內(nèi)混合的時間越長，油氣混合越均勻，燃燒較充分，缸內(nèi)不易出現(xiàn)炙熱點，超級爆震發(fā)生的頻次也就越少[4]。

圖6示出二次噴射策略下，噴油配比(即第二次噴油量占總噴油量的比例)對發(fā)動機超級爆震的影響。試驗中第一次噴油提前角為290°BTDC，第二次噴油提前角分別為90°，140°，190°BTDC，循環(huán)噴油量為0.28 g。

圖6 二次噴射策略下噴油配比對發(fā)動機超級爆震的影響

由圖6可見，在小噴油配比下超級爆震傾向較小，在大噴油配比下發(fā)生超級爆震的傾向明顯增大。其主要原因在于，當(dāng)二次噴射的噴油配比較小時，主噴的噴油量占主導(dǎo)地位，主噴的噴油時間相對較早，燃油在氣缸中的混合時間較長，油氣混合較均勻，燃燒充分，燃燒室中不易積炭形成炙熱點。而當(dāng)二次噴射的噴油配比較大時，二次噴射的噴油量將占主導(dǎo)地位，雖然通過二次噴射可以在燃燒室中形成局部較濃的混合氣使溫度降低，但由于二次噴射的噴油量過多且噴油時刻較晚，燃油在氣缸中的混合時間較短，油氣混合不均勻且還有可能在燃燒室局部形成達到燃燒極限的過濃混合氣導(dǎo)致燃燒惡化，加劇燃燒室中積炭的形成，產(chǎn)生較多的炙熱點，導(dǎo)致超級爆震傾向嚴重。

2.2 配氣相位的影響

在保證相同試驗邊界條件下，通過調(diào)整進排氣VVT角度來改變進排氣配氣相位，研究配氣相位對發(fā)動機超級爆震的影響。在表2所示的邊界條件下，二次噴射第一次噴油提前角為270°BTDC，循環(huán)噴油量為0.182 g，第二次噴油提前角為159°BTDC，循環(huán)噴油量為0.098 g。按照表3的VVT組合進行試驗，各方案分別連續(xù)運行2 h，記錄超級爆震發(fā)生的次數(shù)和劇烈程度。

表3 進排氣 VVT組合

圖7和圖8示出配氣相位對超級爆震的影響。由圖可見，進氣相位的提前或滯后對超級爆震的影響不大，排氣相位對超級爆震的影響較明顯，排氣相位越滯后超級爆震發(fā)生的傾向越大。其主要原因在于，排氣相位越滯后，缸內(nèi)高溫的殘余廢氣量越多，雖然這些殘余廢氣的比熱容較高，可以降低缸內(nèi)的燃燒溫度，但在壓縮沖程這些殘余廢氣將加熱進入氣缸的新鮮充量，使得壓縮終了時缸內(nèi)的溫度較高，超級爆震傾向變大。

圖7 二次噴射策略下排氣VVT角對發(fā)動機超級爆震的影響

圖8 二次噴射策略下進氣VVT角對發(fā)動機超級爆震的影響

2.3 過量空氣系數(shù)的影響

圖9示出過量空氣系數(shù)(φa)對超級爆震的影響。試驗中邊界條件控制如表2所示，二次噴射第一次噴油提前角為270°BTDC，循環(huán)噴油量為0.182 g，第二次噴油提前角為159°BTDC，循環(huán)噴油量為0.098 g。φa分別取0.8，0.9，1，各方案分別連續(xù)運行2 h，記錄超級爆震發(fā)生的次數(shù)和劇烈程度。

圖9 過量空氣系數(shù)對發(fā)動機各缸超級爆震的影響

由圖9可見，過量空氣系數(shù)越小發(fā)動機發(fā)生超級爆震的頻次越少。其主要原因在于，較小的過量空氣系數(shù)下，噴入氣缸中的燃油量較多，由于燃油在氣缸中霧化蒸發(fā)將吸收大量的熱量，使得氣缸中壓縮終了的溫度降低，抑制了超級爆震的發(fā)生。

2.4 點火提前角的影響

圖10示出在保證相同試驗邊界下點火提前角對超級爆震的影響。邊界條件控制如表2所示，二次噴射第一次噴油提前角為270°BTDC，循環(huán)噴油量為0.182 g，第二次噴油提前角為159°BTDC，循環(huán)噴油量為0.098 g。在爆震臨界點處，即點火提前角10°BTDC基礎(chǔ)上分別提前0°，3°，6°，各方案分別連續(xù)運行2 h，記錄不同點火提前角下超級爆震發(fā)生的次數(shù)和劇烈程度。

圖10 點火提前角對發(fā)動機各缸超級爆震的影響

由圖10可見，點火提前角對超級爆震的影響不明顯。由圖3可見，超級爆震的產(chǎn)生是在火花塞跳火之前便已經(jīng)產(chǎn)生，所以點火提前角只要在超級爆震產(chǎn)生之后的角度內(nèi)變化，對超級爆震就沒有影響。

3 發(fā)動機邊界控制對超級爆震的影響

3.1 進氣溫度的影響

圖11示出在保證相同試驗邊界下，進氣溫度對超級爆震的影響。試驗邊界的控制及噴油提前角、噴油量的取值同2.2節(jié)。改變中冷后進氣溫度，分別控制在20 ℃，30 ℃，40 ℃，各方案分別連續(xù)運行2 h，記錄不同進氣溫度下超級爆震發(fā)生的次數(shù)和劇烈程度。

圖11 進氣溫度對發(fā)動機各缸超級爆震的影響

由圖11可見，進氣溫度對超級爆震的影響沒有明顯規(guī)律[4]。進氣溫度升高導(dǎo)致缸內(nèi)汽油蒸發(fā)速率加快，利于混合氣混合，降低超級爆震趨勢，但進氣溫度的升高會提升混合氣溫度，也會加劇超級爆震的產(chǎn)生。所以進氣溫度小范圍變化對超級爆震的產(chǎn)生相關(guān)性較小。

3.2 發(fā)動機水溫的影響

圖12示出發(fā)動機出水溫度對超級爆震的影響。試驗邊界的控制及噴油提前角、噴油量的取值同2.2節(jié)。改變發(fā)動機出水溫度,分別控制在100 ℃，90 ℃，80 ℃，各方案分別連續(xù)運行2 h，記錄不同進氣溫度下超級爆震發(fā)生的次數(shù)和劇烈程度。

由圖12可見，發(fā)動機水溫越低發(fā)生超級爆震傾向越大。其主要原因在于，發(fā)動機水溫越低，油氣混合越差，淬息效應(yīng)也越明顯[5-7]，使得碳氫排放和煙度惡化，易于形成積炭出現(xiàn)炙熱點，從而導(dǎo)致超級爆震的發(fā)生。同時發(fā)動機水溫低也會使壁面油膜蒸發(fā)惡化，增加機油稀釋的風(fēng)險，導(dǎo)致超級爆震的發(fā)生。

圖12 水溫對發(fā)動機各缸超級爆震的影響

4 結(jié)論

a) 采用多次噴射策略可明顯抑制發(fā)動機超級爆震的發(fā)生，第一次噴油提前角越大，超級爆震發(fā)生的頻次越少；

b) 采用二次噴射策略，在小噴油配比下，超級爆震發(fā)生的頻次較少；

c) 進氣相位的提前或滯后對超級爆震的影響不大，排氣相位對超級爆震的影響較明顯，排氣相位越滯后超級爆震發(fā)生的傾向也就越大；

d) 過量空氣系數(shù)對超級爆震的影響比較明顯，過量空氣系數(shù)越小發(fā)生超級爆震傾向越??；

e) 點火提前角和進氣溫度對超級爆震的影響不明顯，但發(fā)動機水溫對超級爆震的影響較明顯，發(fā)動機水溫越低發(fā)生超級爆震傾向越大。

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[編輯: 李建新]

Super Knock Characteristics of TGDI Engine

FANG Huiyong1, XU Jie1, LIU Qiyuan1, ZHANG Huijun1,ZHAO Chunyan1, LIU Yiqiang1, WANG Ruiping1,2

(1. Ningbo GeelyRoyal Engine Components Co.,Ltd., Ningbo 315336, China;2.Zhejiang GeelyRoyal Engine Co.,Ltd., Ningbo 315336， China)

The effects of single injection and secondary injection on super knock in a certain working condition of turbocharged gasoline direct injection engine were researched. Then the influences of intake and exhaust camshaft phase, intake temperature, ignition advance angle, air-fuel ratio, engine water temperature and crankcase ventilation system on super knock were analyzed based on secondary injection strategy. The results show that the secondary injection can suppress the super knock effectively, increase the engine water temperature and decrease the air-fuel ratio. The appropriate advance of exhaust phase can reduce the frequency of super knock and the intake temperature and ignition advance angle has little influence on super knock.

turbocharging; gasoline direct injection (GDI) engine; secondary injection; super knock

2014-06-23;

2015-12-02

方會詠(1978—)，男，碩士，研究方向為發(fā)動機標定；xingyanhong@geely.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.017

TK411.2

B

1001-2222(2016)01-0088-05