賈志超 劉義克 王孟珂

（1-安徽航瑞航空動力裝備有限公司 安徽 蕪湖 241009 2-奇瑞汽車股份有限公司動力總成技術(shù)中心）

引言

采用渦輪增壓中冷技術(shù)，是當前車用發(fā)動機的重要發(fā)展方向[1-2]。通過渦輪增壓，可以大幅提高汽油機的功率密度，實現(xiàn)發(fā)動機小型化，由于小排量發(fā)動機摩擦損失小，其機械效率較高，因此在整車實際循環(huán)工況下節(jié)油效果明顯。然而渦輪增壓技術(shù)也造成發(fā)動機熱負荷增加、燃燒循環(huán)變動大等相關(guān)問題。發(fā)動機在大負荷工況下燃燒循環(huán)波動大，會造成燃燒不同循環(huán)間爆震差異較大，使發(fā)動機最佳點火角過小，犧牲動力性和經(jīng)濟性，并且造成排溫升高；點火角過大，受制于爆震閉環(huán)控制，點火角波動較大，造成缸內(nèi)爆發(fā)壓力波動大，易引發(fā)活塞、活塞環(huán)、連桿等零部件失效，嚴重影響發(fā)動機的可靠性。

國內(nèi)對汽油機燃燒循環(huán)變動的研究主要體現(xiàn)在新型燃料和燃燒系統(tǒng)方面，比如汽油機EGR 及HCCI 新型的燃燒系統(tǒng)對循環(huán)變動的影響[3-7]，對于循環(huán)變動的評價方法及指標，大多研究內(nèi)容是出于經(jīng)濟性和排放性考慮，研究重點在怠速和小負荷工況，而對于高轉(zhuǎn)速氣道對循環(huán)變動的分析并不多見[8-14]。

進氣道設(shè)計是汽油機燃燒循環(huán)變動的重要影響因素，隨著可變氣道技術(shù)的應(yīng)用，相關(guān)研究也揭示出提高滾流比有利于改善燃燒特性及循環(huán)波動率[15-18]，本文以某款渦輪增壓四沖程汽油機為樣機，通過采集缸內(nèi)爆發(fā)壓力，進行相關(guān)燃燒分析，以最大爆發(fā)壓力，指示有效壓力以及燃燒質(zhì)量分數(shù)等參數(shù)作為循環(huán)變動考察參數(shù)，對比2 種不同的進氣道在額定功率工況燃燒循環(huán)變動的影響。

1 試驗裝置與方法

1.1 增壓汽油機

試驗發(fā)動機為一臺1.5 L 渦輪增壓進氣中冷四缸汽油機，排放滿足國6b 法規(guī)，其主要技術(shù)參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動機技術(shù)參數(shù)

1.2 不同滾流比的2 種氣道

進氣道設(shè)計是汽油機開發(fā)的一項重要內(nèi)容，其特性對汽油機的燃燒和性能具有重要影響，在缸蓋進氣道結(jié)構(gòu)尺寸基本相同的情況下，評定進氣道一般有2 個主要參數(shù)，滾流比和流量系數(shù)。應(yīng)用穩(wěn)態(tài)CFD 方法，通過一定的評價方法，可以計算分析不同設(shè)計的進氣道流量系數(shù)和滾流比。進氣道滾流比大小主要通過調(diào)節(jié)氣門座圈喉口的形狀和曲率進行調(diào)整，見圖1。本試驗研究根據(jù)多種方案的計算分析結(jié)果，選取2 種代表性的進氣道方案來進行試驗驗證。一種是低滾流缸蓋，其中平均滾流比為0.6，另一種是高滾流缸蓋，平均滾流比為1.2（下稱高滾流氣道和低滾流氣道），2 種缸蓋其他結(jié)構(gòu)尺寸相同。2 種方案的進氣道流量系數(shù)和滾流比曲線見圖3。

圖1 高、低滾流比氣道幾何對比

圖2 高、低滾流比氣道流道性能對比

1.3 臺架測試設(shè)備

試驗臺架為AVL 電力測功機，燃燒分析為ALV IndiCom 燃燒分析儀，缸壓爆發(fā)壓力測量使用Kistler 6052U2 型打孔式缸壓傳感器，傳感器加工布置孔見圖3，發(fā)動機臺架測試系統(tǒng)示意如圖4 所示。

表2 測試設(shè)備參數(shù)

圖3 缸壓傳感器測量位置

圖4 發(fā)動機試驗臺架

1.4 試驗方法

為了評定2 種進氣道對燃燒循環(huán)變動的差異，本文主要考察額定功率點循環(huán)變動的影響，選擇額定功率作為研究工況，主要是因為發(fā)動機在該工況熱負荷和機械負荷都較大，燃燒循環(huán)變動會對發(fā)動機零部件的強度產(chǎn)生較大的影響，特別是缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力，循環(huán)波動大影響到活塞、連桿、曲軸的可靠性設(shè)計。

為了在同一條件下對比2 種進氣道缸蓋的性能和燃燒特點，試驗過程中控制邊界條件基本相同，其中包括過量空氣系數(shù)、進排氣正時相位、增壓壓力、中冷后溫度、冷卻液水溫。由于2 種氣道缸蓋燃燒特性不同，基于相同的點火提前角，高滾流缸蓋相對低滾流缸蓋，燃燒速率加快，更早達到燃燒中心，爆震傾向較大，因此試驗是基于相同的爆震信號積分值kp_pk（缸壓爆發(fā)壓力高通濾波積分值）邊界下對2種氣道循環(huán)變動的研究，表3 是2 種氣道缸蓋試驗邊界條件。

表3 5 500 r/min 全負荷試驗邊界條件

本文通過采集缸壓信號，通過燃燒分析儀后處理軟件進行數(shù)據(jù)分析，循環(huán)變動評價指標包括缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力pmax、平均指示壓力pi、最大壓力升高率λpmax，燃燒中心等參數(shù)。循環(huán)變動COV（Coefficient of Variation）計算公式如下：

式中：μ 為n 次循環(huán)燃燒特征性參數(shù)Xi的平均值；σ為n 次燃燒循環(huán)的特性參數(shù)的標準偏差。為了獲得有效的統(tǒng)計意義結(jié)果，本試驗采集的燃燒循環(huán)數(shù)n=100。

各循環(huán)的參數(shù)除按照循環(huán)變動COV 指標進行衡量外，對各參數(shù)可按照正態(tài)分布進行統(tǒng)計分析，以進一步分析各參數(shù)的分布集中度情況，正態(tài)分布函數(shù)計算公式如下。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 滾流比對燃燒特性參數(shù)的影響

表4 和圖5 是2 種進氣道缸蓋在額定功率工況的主要性能結(jié)果和燃燒特性對比，從表中可以看出，2 種氣道在相近的進氣增壓壓力下，基于相近的爆震信號積分值，實測功率相差不大，分別為113.1 kW和112.1 kW，但高、低滾流氣道對應(yīng)的最佳點火提前角分別為10°CA 和19°CA，相差達到9°CA。高滾流氣道燃燒起始時刻CA10 和燃燒中心CA50 略遲于低滾流氣道，但燃燒持續(xù)期CA10-90 比低滾流氣道相對縮短2°CA，并且缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力略低于低滾流氣道缸蓋，分別為7.6 MPa 和7.7 MPa。

圖6a 和b 分別是2 種氣道的100 個循環(huán)的缸內(nèi)爆發(fā)壓力波動情況，圖6c 是2 種氣道100 循環(huán)缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力波動的標準差，從圖中可以明顯看出低滾流氣道缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力波動大于高滾流缸蓋，高滾流缸蓋的缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力最大、最小值分別為8.9、6.0 MPa，而低滾流氣道的缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力最大、最小值分別為9.2、5.4 MPa，高滾流缸蓋相對低滾流缸蓋，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力最大和最小值，分別高了3.4%和低了10%。高滾流缸蓋的缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力標準差最大為0.84 MPa，低滾流缸蓋的缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力標準差最大達到1.05 MPa，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力最大標準差低了20%。

表4 2 種進氣道缸蓋在額定功率工況的主要性能結(jié)果和燃燒特性對比

圖5 高、低滾流比的瞬時放熱率和缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力

2.2 滾流比對燃燒參數(shù)循環(huán)變動的影響

圖7 和圖8 分別為2 種氣道100 個循環(huán)燃燒參數(shù)的循環(huán)波動情況，圖9 是2 種氣道100 個循環(huán)燃燒參數(shù)的正態(tài)分布對比，圖10 是2 種氣道的循環(huán)波動率對比。

圖7a 和圖8a 為2 種氣道100 個循環(huán)的平均指示壓力Pi 的波動情況。2 種滾流比氣道平均指示壓力Pi 的循環(huán)波動率均小于3%（圖10），正態(tài)分布的中心值分別為1.74 和1.76 MPa（圖9a），相差不大。但2 種氣道最大爆發(fā)壓力的波動差異較大（圖6b、圖7b、圖9b），高、低滾流氣道的循環(huán)波動率分別為7.4%和10.8%（圖10），高滾流氣道相比低滾流氣道波動率降低達到44.7%。2 種氣道的缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力正態(tài)分布的中心值分別為7.2 和7.5 MPa（圖9b），高滾流氣道的缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力表現(xiàn)得相對集中。

圖6 高、低滾流比缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力分布對比

圖7c 和圖8c 為2 種氣道100 個循環(huán)的燃燒質(zhì)量時刻CA10 波動情況。2 種滾流比氣道燃燒時刻CA10 的循環(huán)波動率都很高，分別為18.5%和32.4%，差異率達到75.0%（圖10），2 種氣道的燃燒時刻CA10 正態(tài)分布的中心值分別為5.8°CA 和9.5°CA，高滾流缸蓋CA10 滯后了3.7°CA（圖9c），這主要是由高滾流缸蓋的燃燒速度較快，在同等爆震信號積分值下，點火提前角較為滯后所致。

圖7d 和圖8d 為2 種氣道100 個循環(huán)的最大壓力升高率λPmax的波動情況。2 種滾流比氣道最大壓力升高率λPmax的循環(huán)波動率都很高，分別為32.0%和19.8%，差異率達到61.3%（圖10），2 種氣道的λPmax正態(tài)分布的中心值分別為0.23 MPa/°CA 和0.24 MPa/°CA（圖9d），圖中可以明顯看到高滾流氣道相對于低滾流氣道最大壓力升高率λPmax散差分布更集中，低滾流氣道的壓力升高率分布散差較大。

圖7 高滾流氣道燃燒參數(shù)循環(huán)變動

圖8 低滾流氣道燃燒參數(shù)循環(huán)變動

2.3 滾流比對缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力與燃燒時刻的影響

圖9 高、低滾流氣道燃燒參數(shù)正態(tài)分布

圖11 為額定功率工況下，2 種氣道缸內(nèi)最高燃燒壓力與各燃燒時刻參數(shù)的關(guān)系對比。從圖中可以看出，100 個燃燒循環(huán)，2 種氣道的缸內(nèi)爆發(fā)壓力都與著火時刻和燃燒時刻有一定的線性關(guān)系，點火時刻和燃燒時刻提前，缸內(nèi)爆發(fā)壓力升高，但低滾流比氣道相對高滾流比氣道，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力受著火時刻和燃燒時刻CA10、CA50 更為敏感（圖11a、11b、11c），斜率更大，這主要是由于低滾流比氣道由于燃燒速率較慢，需要較早的點火時刻，著火時刻更接近上止點位置。圖11d 是缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力與燃燒持續(xù)期CA90-10 關(guān)系，從圖中可以看出，100 個燃燒循環(huán)中隨著燃燒持續(xù)期縮短，2 種氣道的缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力也明顯提高，在相同的燃燒持續(xù)期下，高滾流比氣道最大爆發(fā)壓力低于低滾流比氣道最大爆發(fā)壓力。

圖10 高、低滾流氣道燃燒各參數(shù)循環(huán)變動對比

圖11 2 種氣道缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力與燃燒參數(shù)的關(guān)系對比

3 結(jié)論

1）高滾流氣道相對于低滾流氣道，燃燒循環(huán)波動率明顯降低，燃燒循環(huán)各參數(shù)中缸內(nèi)燃燒最高壓力Pmax和壓升率λPmax相對平均指示壓力Pi表現(xiàn)得更為明顯。平均滾流比由0.6 增加到0.8，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力和最大壓升率循環(huán)變動分別降低了44.7%和61.3%。

2）2 種氣道循環(huán)波動與著火時刻的循環(huán)變動有較強的線性關(guān)系，著火時刻早的燃燒循環(huán)，發(fā)動機缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力較高。相對高滾流氣道，低滾流氣道受著火時刻的循環(huán)變動的影響，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力循環(huán)波動更加明顯。