謝文杰　康國興　陳小雙　杜德魁

摘要：目前新開發(fā)的增壓直噴發(fā)動機(jī)普遍存在一種異常燃燒模式，即低速早燃和超級爆震。超級爆震時的缸內(nèi)峰值壓力可達(dá)250bar，這種異常爆發(fā)壓力的沖擊波對發(fā)動機(jī)零部件，尤其是火花塞造成了極大的損害，因此研究新型的抗沖擊型火花塞，以適應(yīng)增壓直噴發(fā)動機(jī)的需求已成當(dāng)務(wù)之急。

關(guān)鍵詞：渦輪增壓；缸內(nèi)直噴；低速早燃；超級爆震；火花塞；抗沖擊強(qiáng)度 文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

中圖分類號：TK411 文章編號：1009-2374（2015）01-0011-03 DOI：10.13535/j.cnki.11-4406/n.2015.0006

1 增壓直噴發(fā)動機(jī)的低速早燃現(xiàn)象

由于石油資源日漸枯竭以及世界環(huán)境的日益惡化，世界各國對汽車節(jié)能減排的要求亦愈加嚴(yán)格。為了盡量節(jié)能減排，滿足政府日益提高的排放法規(guī)要求，輕量化、渦輪增壓、缸內(nèi)直噴技術(shù)的綜合運用已經(jīng)成為汽油發(fā)動機(jī)的技術(shù)趨勢。無論是外資品牌的廠家，還是自主品牌的汽車制造商，都在開發(fā)新一代的小排量增壓直噴發(fā)動機(jī)。渦輪增壓和缸內(nèi)直噴技術(shù)的綜合運用不僅顯著提高了發(fā)動機(jī)的升功率和扭矩，而且燃油經(jīng)濟(jì)性也有明顯提高，排放也得到了明顯改善。一直以來，增壓直噴發(fā)動機(jī)功率的提升普遍受到了一種非正常燃燒現(xiàn)象的困擾和阻礙，即低速早燃和超級爆震。這種現(xiàn)象在全球的新一代增壓直噴發(fā)動機(jī)上都或多或少地存在著，而且產(chǎn)生低速早燃的機(jī)理并沒有被完全理解，也沒有明確的技術(shù)手段來完全避免這種現(xiàn)象的產(chǎn)生，所以，低速早燃和超級爆震現(xiàn)象是當(dāng)今汽車發(fā)動機(jī)行業(yè)存在的一個世界性技術(shù)難題，該現(xiàn)象主要出現(xiàn)在小排量渦輪增壓直噴發(fā)動機(jī)的低速大負(fù)荷工況，并伴隨以下主要特征：（1）典型地發(fā)生在升功率大于70kW/L的發(fā)動機(jī)上；（2）隨機(jī)地發(fā)生在3000rpm以下的大負(fù)荷工況下；（3）非常早期地發(fā)生燃燒（電火花被觸發(fā)以前）；（4）急速的燃燒速度和嚴(yán)重的爆震；（5）250bar的峰值壓力曾經(jīng)被發(fā)現(xiàn)和記錄過；（6）根本原因仍然沒有被完全理解；（7）有些主機(jī)廠在野外也發(fā)現(xiàn)此類問題；（8）幾乎所有的高性能發(fā)動機(jī)都遇到了此種問題。

圖1是低速早燃、常規(guī)爆震和正常燃燒的缸內(nèi)壓力對比圖，由圖1可見，產(chǎn)生低速早燃時的缸壓是正常燃燒時缸壓的3～5倍。

這種低速早燃和超級爆震現(xiàn)象給發(fā)動機(jī)的零部件帶來了巨大挑戰(zhàn)，火花塞是易損件，尤其是陶瓷，雖然陶瓷的靜態(tài)機(jī)械性能很好，但是其承受機(jī)械沖擊的能力較差。當(dāng)缸內(nèi)異常燃燒的爆發(fā)沖擊壓力達(dá)200bar，甚至250bar時，陶瓷裙部就有可能被這種超高的壓力沖擊波震斷，造成火花塞失效。

2 低速早燃對火花塞的影響后果

低速早燃和超級爆震不但產(chǎn)生非常高的壓力沖擊波，而且燃燒室內(nèi)的溫度也會非常高。超高的壓力沖擊波不但可以直接把陶瓷裙部震斷，而且也會使火花塞工作端的溫度顯著升高，造成電極和陶瓷的過熱熔化。

除了直接的陶瓷斷裂和過熱熔化外，在點火時刻燃燒室內(nèi)由早燃而致的超高壓力也會使電極間隙難以被擊穿，電極間的電壓會持續(xù)升高到線圈的可供電壓，通常能達(dá)到40kV。這種很高的電壓會使陶瓷裙部的薄弱部位發(fā)生擊穿，造成火花塞失效。一旦陶瓷裙部被擊穿后，其機(jī)械強(qiáng)度也會顯著降低，進(jìn)而造成斷裂或破裂。

3 火花塞的應(yīng)對措施

低速早燃和超級爆震是一個世界性技術(shù)難題，德國大眾、奧地利AVL、美國西南研究院都成立了專門的研究小組進(jìn)行了大量的研究和試驗，雖然各廠家或研究機(jī)構(gòu)提出了多種假說和可能的原因，但迄今為止也沒有一個定論。在發(fā)動機(jī)界還沒有成熟的技術(shù)措施來避免低速早燃和超級爆震的背景下，提高火花塞自身的抗沖擊強(qiáng)度，減少火花塞由超級爆震造成失效的幾率已成當(dāng)務(wù)之急。提高火花塞的抗沖擊強(qiáng)度，從兩個方面來實現(xiàn)：一是提升火花塞陶瓷的品質(zhì)，即提高陶瓷的機(jī)械性能和抗電強(qiáng)度，二是通過優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計來提升火花塞陶瓷小頭的抗沖擊強(qiáng)度。

3.1 陶瓷品質(zhì)的提升

陶瓷品質(zhì)的提升主要通過增加陶瓷的密度和優(yōu)化內(nèi)部的顯微結(jié)構(gòu)來實現(xiàn)。密度的增加和顯微結(jié)構(gòu)的優(yōu)化是一個系統(tǒng)工程，是既可獨立實現(xiàn)，又相互關(guān)聯(lián)的。當(dāng)密度增加時，通常顯微結(jié)構(gòu)也會得到改善，但顯微結(jié)構(gòu)的改善不一定需要提高密度。（1）陶瓷密度的增加：措施主要有兩條：一是增加陶瓷的氧化鋁含量，比如從傳統(tǒng)的93瓷升級到95瓷，甚至是98瓷；二是減少陶瓷內(nèi)部的總孔隙率。湘火炬火花塞的T93陶瓷密度只有3.65g/cm3左右，而T95陶瓷密度提升到了2.73g/cm3以上。（2）顯微結(jié)構(gòu)的優(yōu)化：措施主要有兩條：一是原料和配方的優(yōu)化，比如使用原始粒徑更細(xì)的低鈉氧化鋁、使用更少的粘結(jié)劑等；二是增加粉料壓實的等靜壓壓力，讓壓力從傳統(tǒng)的35～40MPa提高到75～80MPa，可以使瓷件毛坯壓實更加致密。

從2010年開始，湘火炬歷經(jīng)3年開發(fā)的高性能陶瓷T95于2013年9月順利投產(chǎn)。與傳統(tǒng)的T93陶瓷相比，T95陶瓷的機(jī)械性能提升了約30%，抗電性能也提升了約25%，T95陶瓷為開發(fā)渦輪增壓直噴發(fā)動機(jī)用火花塞提供了可靠的基礎(chǔ)。湘火炬正在開發(fā)的T98陶瓷，將會比T95高性能陶瓷具有更加優(yōu)異的機(jī)械和抗電性能，將會滿足所有新一代發(fā)動機(jī)的需求。

3.2 結(jié)構(gòu)設(shè)計的改進(jìn)

小型化的增壓直噴發(fā)動機(jī)因升功率大，需要更好的冷卻效果，增強(qiáng)的缸頭冷卻水道布置和更小的安裝空間，通常需要使用M12的長螺紋火花塞，甚至使用螺紋為M10的火花塞。一方面，發(fā)動機(jī)的惡劣工況使火花塞本身要承受比以往較粗的M14火花塞更為嚴(yán)苛的壓力和溫度的沖擊，另一方面，直徑變小的陶瓷本身承受沖擊的能力在變?nèi)?，在陶瓷材料自身性能無法再繼續(xù)提高的情況下，只能通過結(jié)構(gòu)的設(shè)計來克服這個矛盾。

結(jié)構(gòu)設(shè)計的改進(jìn)，主要是提高火花塞裝配后陶瓷裙部的抗沖擊強(qiáng)度，通常用火花塞陶瓷裙部的抗折強(qiáng)度來進(jìn)行定量評估，可以從以下三個方面來進(jìn)行：（1）優(yōu)化內(nèi)密封配合尺寸：改變陶瓷密封座的角度和過渡圓弧、增大內(nèi)密封圈的內(nèi)徑、增加鐵殼內(nèi)密封座的內(nèi)徑，可以減小火花塞鉚裝后陶瓷小頭根部承受的來自鐵殼和內(nèi)密封圈的剪切應(yīng)力，從而提升陶瓷裙部的穩(wěn)健性。傳統(tǒng)的內(nèi)密封設(shè)計，內(nèi)墊圈與陶瓷小頭根部之間的間隙小，配合緊密，火花塞鉚裝后陶瓷根部將會承受巨大的剪切應(yīng)力，而經(jīng)過優(yōu)化的設(shè)計，有效減輕了剪切應(yīng)力，可以有效避免小頭根部被內(nèi)墊圈卡斷的風(fēng)險。通過優(yōu)化設(shè)計，在相同的鉚裝壓力下，陶瓷體根部的受力分布發(fā)生了明顯的改變，在陶瓷體容易卡斷的位置受到的剪切力大大減小，陶瓷體的抗沖擊能力提高了22.4%。（2）采用充粉冷鉚裝工藝：使用熱鉚結(jié)構(gòu)設(shè)計的火花塞鉚裝后，陶瓷與內(nèi)密封圈和鐵殼之間形成了硬連接，陶瓷承受著來自內(nèi)墊圈和鐵殼鉚邊口巨大的壓應(yīng)力和剪切應(yīng)力；而使用充粉冷鉚結(jié)構(gòu)設(shè)計的火花塞，在陶瓷和鐵殼鉚邊口之間有一段粉料填充物，鉚裝后粉料填充物可以有效緩沖和減少陶瓷在內(nèi)密封處承受的應(yīng)力。（3）優(yōu)化陶瓷的裙部尺寸：在材質(zhì)一定的情況下，陶瓷裙部的長度、根部的外徑、頭部的外徑和小孔的直徑是影響其抗折強(qiáng)度的主要因素。為了便于研究，我們建立了火花塞陶瓷裙部抗折強(qiáng)度的計算模型，如圖2所示：

圖2 火花塞陶瓷裙部

截面圖模型 圖3 火花塞抗折試驗

示意圖

其中，D2為陶瓷小頭的根部外徑（mm）；D1為陶瓷小頭端部的外徑（mm）；d為陶瓷的小孔直徑（mm）；L為陶瓷小頭的長度，即裙部長度（mm）；F為超級爆震時陶瓷小頭承受的等效外力（N）；F1為抗折試驗時的折斷力（N）。

在陶瓷裙部結(jié)構(gòu)尺寸確定的情況下，可以模擬計算出超級爆震極限壓強(qiáng)P爆震為20MPa時陶瓷小頭承受的極限等效側(cè)向壓力以及陶瓷小頭根部承受的彎折應(yīng)力σ（MPa）。

模擬計算公式如下：

超級爆震時小頭承受的外力：F=P爆震×（D1+D2）×L/2

超級爆震時小頭承受的彎矩：M=F×0.5×L/1000

軸慣性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗彎界面系數(shù)：Wz=Iz×2/D2

超級爆震時小頭承受的彎折應(yīng)力：σ=M/Wz×1000

同樣，在陶瓷裙部尺寸確定的情況下，也可以通過樣品進(jìn)行小頭抗折試驗來獲取陶瓷小頭的最小折斷力，并用相同的公式模擬計算出陶瓷小頭折斷時的彎折應(yīng)力σs（MPa），即抗折強(qiáng)度。當(dāng)然，火花塞小頭的實際抗折強(qiáng)度不但與裙部的尺寸設(shè)計有關(guān)，還與陶瓷材料本身的性能以及裝配應(yīng)力有關(guān)。小頭抗折試驗原理圖如圖3所示，試驗時，火花塞被夾持在專用夾具內(nèi)，壓頭作用在距離陶瓷小頭端面約1mm處，用萬能材料試驗機(jī)給壓頭按設(shè)定的條件勻速下壓，直到陶瓷小頭被壓斷為止，從材料試驗機(jī)上讀取小頭折斷時的力F1。

模擬計算公式如下：

小頭折斷時承受的彎矩：M=F1×（L-1）/1000

軸慣性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗彎界面系數(shù)：Wz=Iz×2/D2

超級爆震時小頭承受的彎折應(yīng)力：σs=M/Wz×1000

如果抗折試驗得到的彎折應(yīng)力σs大于20MPa超級爆震時可能承受的彎折應(yīng)力σ，則結(jié)構(gòu)設(shè)計是穩(wěn)健的，火花塞可以承受最大爆發(fā)壓力為20MPa的超級爆震；反之，設(shè)計就不夠穩(wěn)健，有產(chǎn)生小頭斷的風(fēng)險。

4 結(jié)果驗證

我們通過抗折強(qiáng)度模型的計算和樣品的試驗結(jié)果對比，不難發(fā)現(xiàn)，隨著陶瓷小頭長度的減小，其所受的爆震沖擊力越小，但其自身的抗折強(qiáng)度因裙部短反而增加了。對于M12長螺紋的LD和LDK系列火花塞來說，通常小頭的長度要小于9mm，才能滿足其自身的抗折強(qiáng)度大于超級爆震時其可能要承受的彎折應(yīng)力。通過大量的試驗，我們摸索出了增壓直噴發(fā)動機(jī)用火花塞的設(shè)計經(jīng)驗，并建立了火花塞陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度試驗規(guī)范。把抗折試驗規(guī)范應(yīng)用于實際的生產(chǎn)質(zhì)量監(jiān)控中，可以監(jiān)控在設(shè)計定型后火花塞制造過程的變化，比如瓷質(zhì)本身的變化，因為零部件配合公差原因而導(dǎo)致的裝配后干涉等。

總而言之，增壓直噴發(fā)動機(jī)對火花塞的抗沖擊強(qiáng)度要求很高，尤其是陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度。我們不但要有質(zhì)量穩(wěn)定的優(yōu)質(zhì)陶瓷，而且要采用優(yōu)化的設(shè)計，才能保證火花塞抵抗低速早燃和超級爆震的異常沖擊，避免火花塞在工作過程出現(xiàn)陶瓷小頭斷裂或陶瓷與電極過熱熔化所帶來的風(fēng)險。

參考文獻(xiàn)

[1] 張志福，舒歌群，梁興雨，劉國慶，楊萬里，王志.增壓直噴汽油機(jī)超級爆震現(xiàn)象與初步試驗[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報，2011，（29）.

[2] 劉鴻文.材料力學(xué)[M].北京：高等教育出版社，2014.

[3] Dipl.-lng.Jurgenwilland，Dr.-lng.MarcDaninel，Dr.EmanuelaMontefrancesco，Prof.Dr.BernhardGeringer，Dr.PeterHofmann，DIPL.-Lng.MarkusKieberger，RESEARCH[J].Combustion，2009，（70）.

（責(zé)任編輯：周 瓊）

圖2 火花塞陶瓷裙部

截面圖模型 圖3 火花塞抗折試驗

示意圖

其中，D2為陶瓷小頭的根部外徑（mm）；D1為陶瓷小頭端部的外徑（mm）；d為陶瓷的小孔直徑（mm）；L為陶瓷小頭的長度，即裙部長度（mm）；F為超級爆震時陶瓷小頭承受的等效外力（N）；F1為抗折試驗時的折斷力（N）。

在陶瓷裙部結(jié)構(gòu)尺寸確定的情況下，可以模擬計算出超級爆震極限壓強(qiáng)P爆震為20MPa時陶瓷小頭承受的極限等效側(cè)向壓力以及陶瓷小頭根部承受的彎折應(yīng)力σ（MPa）。

模擬計算公式如下：

超級爆震時小頭承受的外力：F=P爆震×（D1+D2）×L/2

超級爆震時小頭承受的彎矩：M=F×0.5×L/1000

軸慣性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗彎界面系數(shù)：Wz=Iz×2/D2

超級爆震時小頭承受的彎折應(yīng)力：σ=M/Wz×1000

同樣，在陶瓷裙部尺寸確定的情況下，也可以通過樣品進(jìn)行小頭抗折試驗來獲取陶瓷小頭的最小折斷力，并用相同的公式模擬計算出陶瓷小頭折斷時的彎折應(yīng)力σs（MPa），即抗折強(qiáng)度。當(dāng)然，火花塞小頭的實際抗折強(qiáng)度不但與裙部的尺寸設(shè)計有關(guān)，還與陶瓷材料本身的性能以及裝配應(yīng)力有關(guān)。小頭抗折試驗原理圖如圖3所示，試驗時，火花塞被夾持在專用夾具內(nèi)，壓頭作用在距離陶瓷小頭端面約1mm處，用萬能材料試驗機(jī)給壓頭按設(shè)定的條件勻速下壓，直到陶瓷小頭被壓斷為止，從材料試驗機(jī)上讀取小頭折斷時的力F1。

模擬計算公式如下：

小頭折斷時承受的彎矩：M=F1×（L-1）/1000

軸慣性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗彎界面系數(shù)：Wz=Iz×2/D2

超級爆震時小頭承受的彎折應(yīng)力：σs=M/Wz×1000

如果抗折試驗得到的彎折應(yīng)力σs大于20MPa超級爆震時可能承受的彎折應(yīng)力σ，則結(jié)構(gòu)設(shè)計是穩(wěn)健的，火花塞可以承受最大爆發(fā)壓力為20MPa的超級爆震；反之，設(shè)計就不夠穩(wěn)健，有產(chǎn)生小頭斷的風(fēng)險。

4 結(jié)果驗證

我們通過抗折強(qiáng)度模型的計算和樣品的試驗結(jié)果對比，不難發(fā)現(xiàn)，隨著陶瓷小頭長度的減小，其所受的爆震沖擊力越小，但其自身的抗折強(qiáng)度因裙部短反而增加了。對于M12長螺紋的LD和LDK系列火花塞來說，通常小頭的長度要小于9mm，才能滿足其自身的抗折強(qiáng)度大于超級爆震時其可能要承受的彎折應(yīng)力。通過大量的試驗，我們摸索出了增壓直噴發(fā)動機(jī)用火花塞的設(shè)計經(jīng)驗，并建立了火花塞陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度試驗規(guī)范。把抗折試驗規(guī)范應(yīng)用于實際的生產(chǎn)質(zhì)量監(jiān)控中，可以監(jiān)控在設(shè)計定型后火花塞制造過程的變化，比如瓷質(zhì)本身的變化，因為零部件配合公差原因而導(dǎo)致的裝配后干涉等。

總而言之，增壓直噴發(fā)動機(jī)對火花塞的抗沖擊強(qiáng)度要求很高，尤其是陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度。我們不但要有質(zhì)量穩(wěn)定的優(yōu)質(zhì)陶瓷，而且要采用優(yōu)化的設(shè)計，才能保證火花塞抵抗低速早燃和超級爆震的異常沖擊，避免火花塞在工作過程出現(xiàn)陶瓷小頭斷裂或陶瓷與電極過熱熔化所帶來的風(fēng)險。

參考文獻(xiàn)

[1] 張志福，舒歌群，梁興雨，劉國慶，楊萬里，王志.增壓直噴汽油機(jī)超級爆震現(xiàn)象與初步試驗[J].內(nèi)燃機(jī)學(xué)報，2011，（29）.

[2] 劉鴻文.材料力學(xué)[M].北京：高等教育出版社，2014.

[3] Dipl.-lng.Jurgenwilland，Dr.-lng.MarcDaninel，Dr.EmanuelaMontefrancesco，Prof.Dr.BernhardGeringer，Dr.PeterHofmann，DIPL.-Lng.MarkusKieberger，RESEARCH[J].Combustion，2009，（70）.

（責(zé)任編輯：周 瓊）

圖2 火花塞陶瓷裙部

截面圖模型 圖3 火花塞抗折試驗

示意圖

其中，D2為陶瓷小頭的根部外徑（mm）；D1為陶瓷小頭端部的外徑（mm）；d為陶瓷的小孔直徑（mm）；L為陶瓷小頭的長度，即裙部長度（mm）；F為超級爆震時陶瓷小頭承受的等效外力（N）；F1為抗折試驗時的折斷力（N）。

在陶瓷裙部結(jié)構(gòu)尺寸確定的情況下，可以模擬計算出超級爆震極限壓強(qiáng)P爆震為20MPa時陶瓷小頭承受的極限等效側(cè)向壓力以及陶瓷小頭根部承受的彎折應(yīng)力σ（MPa）。

模擬計算公式如下：

超級爆震時小頭承受的外力：F=P爆震×（D1+D2）×L/2

超級爆震時小頭承受的彎矩：M=F×0.5×L/1000

軸慣性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗彎界面系數(shù)：Wz=Iz×2/D2

超級爆震時小頭承受的彎折應(yīng)力：σ=M/Wz×1000

同樣，在陶瓷裙部尺寸確定的情況下，也可以通過樣品進(jìn)行小頭抗折試驗來獲取陶瓷小頭的最小折斷力，并用相同的公式模擬計算出陶瓷小頭折斷時的彎折應(yīng)力σs（MPa），即抗折強(qiáng)度。當(dāng)然，火花塞小頭的實際抗折強(qiáng)度不但與裙部的尺寸設(shè)計有關(guān)，還與陶瓷材料本身的性能以及裝配應(yīng)力有關(guān)。小頭抗折試驗原理圖如圖3所示，試驗時，火花塞被夾持在專用夾具內(nèi)，壓頭作用在距離陶瓷小頭端面約1mm處，用萬能材料試驗機(jī)給壓頭按設(shè)定的條件勻速下壓，直到陶瓷小頭被壓斷為止，從材料試驗機(jī)上讀取小頭折斷時的力F1。

模擬計算公式如下：

小頭折斷時承受的彎矩：M=F1×（L-1）/1000

軸慣性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗彎界面系數(shù)：Wz=Iz×2/D2

超級爆震時小頭承受的彎折應(yīng)力：σs=M/Wz×1000

如果抗折試驗得到的彎折應(yīng)力σs大于20MPa超級爆震時可能承受的彎折應(yīng)力σ，則結(jié)構(gòu)設(shè)計是穩(wěn)健的，火花塞可以承受最大爆發(fā)壓力為20MPa的超級爆震；反之，設(shè)計就不夠穩(wěn)健，有產(chǎn)生小頭斷的風(fēng)險。

4 結(jié)果驗證

我們通過抗折強(qiáng)度模型的計算和樣品的試驗結(jié)果對比，不難發(fā)現(xiàn)，隨著陶瓷小頭長度的減小，其所受的爆震沖擊力越小，但其自身的抗折強(qiáng)度因裙部短反而增加了。對于M12長螺紋的LD和LDK系列火花塞來說，通常小頭的長度要小于9mm，才能滿足其自身的抗折強(qiáng)度大于超級爆震時其可能要承受的彎折應(yīng)力。通過大量的試驗，我們摸索出了增壓直噴發(fā)動機(jī)用火花塞的設(shè)計經(jīng)驗，并建立了火花塞陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度試驗規(guī)范。把抗折試驗規(guī)范應(yīng)用于實際的生產(chǎn)質(zhì)量監(jiān)控中，可以監(jiān)控在設(shè)計定型后火花塞制造過程的變化，比如瓷質(zhì)本身的變化，因為零部件配合公差原因而導(dǎo)致的裝配后干涉等。

總而言之，增壓直噴發(fā)動機(jī)對火花塞的抗沖擊強(qiáng)度要求很高，尤其是陶瓷小頭的抗折強(qiáng)度。我們不但要有質(zhì)量穩(wěn)定的優(yōu)質(zhì)陶瓷，而且要采用優(yōu)化的設(shè)計，才能保證火花塞抵抗低速早燃和超級爆震的異常沖擊，避免火花塞在工作過程出現(xiàn)陶瓷小頭斷裂或陶瓷與電極過熱熔化所帶來的風(fēng)險。

參考文獻(xiàn)

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[2] 劉鴻文.材料力學(xué)[M].北京：高等教育出版社，2014.

[3] Dipl.-lng.Jurgenwilland，Dr.-lng.MarcDaninel，Dr.EmanuelaMontefrancesco，Prof.Dr.BernhardGeringer，Dr.PeterHofmann，DIPL.-Lng.MarkusKieberger，RESEARCH[J].Combustion，2009，（70）.

（責(zé)任編輯：周 瓊）