周磊 ，劉麗華 ，史程中 ，田志松，張育春，周武明

(1.寧波吉利羅佑發(fā)動機(jī)零部件有限公司，浙江 寧波 315336；2.浙江吉利動力總成有限公司，浙江 寧波 315336)

節(jié)能與新能源汽車技術(shù)路線圖2.0 指出，混合動力和發(fā)動機(jī)高效化技術(shù)依然是節(jié)能減排的主力[1]，提高壓縮比和增壓小型化是提高汽油機(jī)熱效率和降低排放的有效途徑，但高壓縮比和增壓小型化將大幅增加爆震概率，而高爆震概率又限制發(fā)動機(jī)性能提升和油耗降低，同時(shí)增加機(jī)體的損壞概率，因而需要對高壓縮比增壓汽油機(jī)的爆震特征進(jìn)行研究.目前針對汽油機(jī)爆震的研究主要集中在爆震監(jiān)測和識別、爆震強(qiáng)度評價(jià)、爆震特征和影響因素分析以及爆震預(yù)防、預(yù)測和控制等方面[2-6].

爆震監(jiān)測和識別是爆震研究的第一環(huán)，通常認(rèn)為汽油機(jī)爆震主要由末端混合氣在主燃燒火焰前鋒面到達(dá)之前發(fā)生自燃所致，主燃燒壓力波和局部自燃壓力波在缸內(nèi)碰撞和不斷反彈，同時(shí)伴隨有不穩(wěn)定的劇烈放熱、壓力震蕩和壓升率突增等現(xiàn)象.因此，一般通過缸壓信號和振動信號進(jìn)行爆震燃燒分析、降噪頻譜特征分析以及爆震統(tǒng)計(jì)研究.基于此建立了一系列的爆震評價(jià)指標(biāo)，如壓力震蕩最大幅值、對數(shù)爆震強(qiáng)度和爆震峰值(knock pressure peak，KPPK)等[2].光纖測試技術(shù)作為重要的可視化手段，因其直觀和第三視角等優(yōu)點(diǎn)被應(yīng)用于發(fā)動機(jī)燃燒過程的研究中[7-9]，通常光纖測試系統(tǒng)由光源、光纖傳感器、光電轉(zhuǎn)換器和信號同步器等組成，可實(shí)現(xiàn)光強(qiáng)和光譜信號的同步測量.利用燃燒過程的光區(qū)多變性，一方面根據(jù)光色譜特征可進(jìn)行缸內(nèi)組分和排放的特征分析，也可進(jìn)行中間產(chǎn)物和原機(jī)排放研究；另一方面根據(jù)缸內(nèi)燃燒的光強(qiáng)變化，可進(jìn)行過程區(qū)分、失火和爆震的特征研究.

目前，針對爆震影響因素和爆震特征的研究主要集中在多燃燒模式(壓燃、火花塞輔助壓燃和均質(zhì)壓燃等)[3,6]、預(yù)燃室[4]、摻混燃燒[5](噴水、摻醇燃料等)及燃燒室形貌(活塞頂形狀、有效壓縮比等)等影響方面.在研究影響因素和爆震特征的同時(shí)，預(yù)防和控制爆震的措施也逐漸形成體系.在爆震預(yù)防、預(yù)測和控制方面，通常采用主動預(yù)防和被動控制相結(jié)合的方法.被動控制是指爆震發(fā)生后快速識別，通過爆震推角，限制和降低爆震發(fā)生，降低爆震振幅.主動預(yù)防是指通過快速燃燒技術(shù)、熱管理控制技術(shù)以及互補(bǔ)技術(shù)等手段進(jìn)行協(xié)同預(yù)防.

快速燃燒的概念已逐漸被接受[10-12]，一方面通過燃燒系統(tǒng)的特殊設(shè)計(jì)，加快缸內(nèi)的燃燒速度，在末端混合氣自燃前，燃燒火焰到達(dá)末端，消除爆震產(chǎn)生的條件[10-11].通常采用的技術(shù)有高滾流比氣道、激光熔覆座圈[12]、球形或類球形燃燒室、多面擠氣、低氣道夾角和適度的氣門夾角、長行程/缸徑比、低面容比、合理的點(diǎn)火位置和充足的點(diǎn)火能量、高壓直噴和合理的噴霧落點(diǎn)、集成排氣歧管以及Miller 或Atkinson 循環(huán)有效壓縮比控制等，其核心是圍繞著氣流組織和燃燒火焰組織展開；另一方面利用燃燒系統(tǒng)的外圍熱管理系統(tǒng)進(jìn)行合理換熱，降低壁面和活塞表面溫度，抑制爆震.如采用分離式缸蓋水套、缸蓋水套縱向改為側(cè)向以及合理的活塞冷卻噴嘴布置等措施[11-12].互補(bǔ)技術(shù)也可實(shí)現(xiàn)抑制爆震的目的，如外部冷EGR 與高壓縮比和快速燃燒技術(shù)相結(jié)合，不僅可以利用EGR低溫和熱容作用降低爆震，而且可降低泵氣損失和配合更高壓縮比，進(jìn)一步拓寬降油耗空間，實(shí)現(xiàn)降油耗和降爆震的雙目標(biāo).

當(dāng)前利用光纖測試技術(shù)進(jìn)行發(fā)動機(jī)排放、循環(huán)變動降油耗以及爆震時(shí)刻的研究尚有報(bào)道[7-9]，但在更進(jìn)一步的爆震位置、爆震位置概率循環(huán)占比以及爆震強(qiáng)度與爆震位置關(guān)系方面鮮見報(bào)道.吉利開發(fā)高性能快速燃燒發(fā)動機(jī)，通過仿真手段預(yù)測爆震趨勢，利用傳統(tǒng)測試方法結(jié)合光纖測試技術(shù)，檢測發(fā)動機(jī)的抗爆潛力，識別爆震位置，研究爆震發(fā)生的規(guī)律和爆震強(qiáng)度與爆震位置的相關(guān)性，為燃燒系統(tǒng)和熱管理系統(tǒng)的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供重要的參考.

1 爆震預(yù)防系統(tǒng)設(shè)計(jì)和仿真

在汽油機(jī)的開發(fā)中，低爆震燃燒系統(tǒng)作為其中的一個(gè)重要目標(biāo)，通常采用設(shè)計(jì)、仿真和試驗(yàn)相結(jié)合的方法，通過系統(tǒng)對標(biāo)和聯(lián)合仿真，進(jìn)行前期的性能預(yù)測，其中包括爆震趨勢預(yù)測，然后進(jìn)行詳細(xì)設(shè)計(jì)階段的多輪迭代驗(yàn)證，最終通過整機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證開發(fā)目標(biāo).

1.1 爆震預(yù)防系統(tǒng)設(shè)計(jì)

吉利開發(fā)的直噴增壓汽油機(jī)在綜合考慮發(fā)動機(jī)動力性、經(jīng)濟(jì)性、排放以及通用性等因素的基礎(chǔ)上，最終采用高滾流比氣道、長沖徑比、四面擠氣、低面容比、進(jìn)氣遮蔽、類球形燃燒室、低進(jìn)氣道夾角和與之相配的氣門夾角等快速燃燒技術(shù)，其發(fā)動機(jī)主要參數(shù)如表1 所示.

表1 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)Tab.1 Engine specifications

在氣道燃燒室設(shè)計(jì)方面，吉利平均氣道開發(fā)水平已從圖1 中舊平均水平發(fā)展到新的平均水平階段，兼顧滾流比和流量系數(shù)的雙提升.燃燒室設(shè)計(jì)則考慮因素有：(1)根據(jù)缸徑、氣門直徑、氣門夾角、氣道夾角、火花塞直徑、噴油器直徑和缸蓋燃燒室高度等基本尺寸，合理地布置氣道和缸蓋燃燒室位置.采用進(jìn)氣側(cè)略高于排氣側(cè)的設(shè)計(jì)理念，保證氣流順暢，形成強(qiáng)滾流；(2)在基本的零部件尺寸框架不變的基礎(chǔ)上，合理地選擇噴油器和火花塞的縱、橫布置方式(以發(fā)動機(jī)自由端為參照面，平行該面即為橫置)，如圖2所示.本發(fā)動機(jī)采用偏排氣側(cè)火花塞橫向布置，主要原因出于傳統(tǒng)的認(rèn)知考慮，爆震易發(fā)生在高溫排氣側(cè)，采用偏排氣布置可緩解爆震.另外，火花塞和噴油器橫向布置可使得整個(gè)燃燒室更緊湊，噴油器油束布置易對稱、更均勻和更易配合氣流流動，強(qiáng)化滾流，但橫置要受發(fā)動機(jī)小缸徑、大氣門盤直徑以及火花塞頭部尺寸等因素的約束；(3)在保證缸內(nèi)滾流強(qiáng)度的基礎(chǔ)上，需要盡可能將高滾流轉(zhuǎn)化為有效的湍動能，尤其在上止點(diǎn)附近火花塞周圍的湍動能，以確保順利著火和火焰快速傳播，故采用四面擠氣和球形燃燒室；(4)根據(jù)氣流組織形式合理的設(shè)計(jì)噴霧落點(diǎn)，保證火花塞附近具有合理的濃度梯度、缸內(nèi)相對均勻的混合氣以及缸內(nèi)無濕壁.考慮到燃燒和排放等要求，采用了35 MPa 噴油系統(tǒng)，最終在有限的空間內(nèi)實(shí)現(xiàn)多部件的集成，如圖3 所示.

圖1 吉利進(jìn)氣道數(shù)據(jù)庫Fig.1 Benchmark of Geely intake port

圖2 火花塞和噴油器布置示意Fig.2 Schematic of spark and injector set-up

圖3 燃燒室形狀和油束分布Fig.3 Combustion chamber and spray layout

對于熱管理系統(tǒng)，則采用排氣側(cè)進(jìn)水、分離式缸蓋水套、集成式排氣歧管、缸體短水套以及各缸水套并聯(lián)等降爆震設(shè)計(jì)，以降低和控制排氣側(cè)溫度，抑制爆震發(fā)生.此外，為了降低活塞溫度，采用了進(jìn)氣側(cè)活塞冷卻噴嘴(piston cooling jet，PCJ)打靶設(shè)計(jì)，圖4展示打靶的效果.

圖4 活塞冷卻噴嘴布置Fig.4 Piston cooling jet set-up

1.2 爆震預(yù)防系統(tǒng)仿真

爆震仿真預(yù)測過程是：(1)通過GT-Power 軟件進(jìn)行發(fā)動機(jī)一維系統(tǒng)建模，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行模型標(biāo)定，利用標(biāo)定后的一維模型為計(jì)算流體動力學(xué)(CFD)仿真提供必要的邊界輸入；(2)搭建CFD 模型，進(jìn)行缸內(nèi)換氣設(shè)計(jì)(charge motion design，CMD)分析，以期獲得燃燒系統(tǒng)的流場信息，如缸內(nèi)滾流比、湍動能、火花塞3 mm 半徑體積內(nèi)的流速及上止點(diǎn)附近火花塞周圍的湍動能等信息.圖5 展示了5 500 r/min外特性(wide open throttle，WOT)下缸內(nèi)流場和火花塞附近的湍動能.通過分析流場死區(qū)位置和大小、滾流的變化和形態(tài)保持情況以及高湍動能的位置和大小等信息，不斷地設(shè)計(jì)仿真迭代，直至達(dá)到預(yù)期目標(biāo).圖6 展示了最終的缸內(nèi)滾流的變化和轉(zhuǎn)化的湍動能信息；(3)基于CMD 初步確定的系統(tǒng)方案，結(jié)合標(biāo)定的噴油器油束方案，計(jì)算非燃燒狀態(tài)下的缸內(nèi)油、氣混合情況，重點(diǎn)關(guān)注缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布、火花塞附近混合氣濃度場變化、活塞頂部和缸套油膜量的變化等信息，以此作為噴油器油束匹配的衡量指標(biāo)；(4)最后進(jìn)行缸內(nèi)燃燒基礎(chǔ)模型標(biāo)定，保證仿真與實(shí)際噴油量、缸內(nèi)進(jìn)氣量和爆震循環(huán)平均缸壓等相關(guān)信息吻合.本案例仿真燃燒模型中初始火焰發(fā)展模型采用球形模型，基于湍流火焰速度直接計(jì)算火焰半徑變化率，湍流火焰?zhèn)鞑ツＰ蛣t采用基于Level-set方法的G 方程模型，根據(jù)G 值劃分已燃和未燃區(qū)域，未燃區(qū)域通過詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)直接計(jì)算爆震，而G＝0 等值面為已燃和未燃的分界面[13]；(5)采用實(shí)測平均爆震循環(huán)(認(rèn)為輕微爆震循環(huán))信息再次標(biāo)定模型，在此基礎(chǔ)上，提前點(diǎn)火角，觀測缸內(nèi)燃燒過程，圖7 展示了基于此模型計(jì)算的5 500 r/min 外特性第2 缸非爆震和爆震循環(huán)的火焰前鋒的對比.

圖5 5 500 r/min外特性缸內(nèi)流場Fig.5 In-cylinder flow state information at 5 500 r/min WOT

圖6 5 500 r/min外特性缸內(nèi)滾流比和湍動能Fig.6 In-cylinder flow tumble ratio and TKE at 5 500 r/min WOT

相同條件下，圖7a 為爆震循環(huán)，其點(diǎn)火時(shí)刻(-6°CA ATDC)早于圖7b 和圖7c 無爆震循環(huán)的點(diǎn)火時(shí)刻(-2°CA ATDC).圖7b 和圖7c 為相同循環(huán)不同時(shí)刻的燃燒.對比圖7a 進(jìn)/排氣側(cè)的燃燒，排氣側(cè)已燃區(qū)更靠近缸壁，結(jié)合圖5b 和圖5c 更易理解此現(xiàn)象，以火花塞為中心，雖然缸內(nèi)湍動能中心偏進(jìn)氣側(cè)，進(jìn)氣側(cè)燃燒速度更快，但火花塞偏排氣側(cè)布置，進(jìn)氣側(cè)火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x更長，更易出現(xiàn)爆震.對比圖7a與圖7b，相同曲軸轉(zhuǎn)角下，提前點(diǎn)火角產(chǎn)生爆震和非爆震現(xiàn)象：一方面不同的點(diǎn)火時(shí)刻對應(yīng)的缸內(nèi)湍動能(圖5b 和圖5c)和火花塞附近的氣流運(yùn)動不同(圖6b)，導(dǎo)致初始燃燒和火焰發(fā)展過程不同，缸內(nèi)燃燒差異較大，影響爆震出現(xiàn)；另一方面不同點(diǎn)火時(shí)刻，活塞下行的位置不同，導(dǎo)致形成爆震的壓力和溫度條件的難易程度不同，也影響爆震出現(xiàn).對比圖7a 和圖7c 的簡單平面面積：兩者外圈等值面大小相近，但爆震綠色內(nèi)圈面積比非爆震藍(lán)色內(nèi)圈的面積大約16.5%，偏差主要出現(xiàn)在排氣側(cè)，因?yàn)辄c(diǎn)火角提前，湍動能較強(qiáng)，燃燒更快，缸內(nèi)整體壓力和溫度偏高，遠(yuǎn)端進(jìn)氣側(cè)易受壓力和溫度的影響發(fā)生爆震，故其相對的進(jìn)氣側(cè)AB 弧更易出現(xiàn)爆震.

圖7 5 500 r/min外特性爆震和非爆震循環(huán)的火焰前鋒面Fig.7 Front flame position of knocking and no knocking cycle at 5 500 r/min WOT

針對爆震仿真需補(bǔ)充說明：爆震本身存在一定的不確定性，仿真采用輕微爆震循環(huán)平均缸壓，并提前點(diǎn)火使其強(qiáng)烈爆震，以確定可能的爆震位置，由此假設(shè)幾百個(gè)循環(huán)全部出現(xiàn)爆震，爆震發(fā)生在此區(qū)域的概率最高.

2 光纖爆震測試

2.1 試驗(yàn)設(shè)置

圖8 為主要的光纖爆震測試發(fā)動機(jī)系統(tǒng).試驗(yàn)發(fā)動機(jī)預(yù)先安裝了Kister 預(yù)埋式缸壓傳感器用于缸壓測試，同時(shí)采用AVL 8 通道Visio knocking 光纖傳感器和光電轉(zhuǎn)換器以及X-ION 燃燒采集儀.缸壓信號和光電信號均以0.1°CA 采集數(shù)據(jù)，單次采樣300循環(huán)，重復(fù)采樣3～4次，分別測量1 500～5 500 r/min 外特性工況的爆震.

圖8 光纖爆震測試發(fā)動機(jī)系統(tǒng)示意Fig.8 Schematic of engine with optical fiber spark plug set-up

為了獲取該款發(fā)動機(jī)的抗爆潛力和爆震特征，在發(fā)動機(jī)達(dá)到目標(biāo)要求的基礎(chǔ)上，刻意將點(diǎn)火角再提前3.00°～3.75°CA，以期獲得可觀的爆震循環(huán)數(shù)，重點(diǎn)關(guān)注發(fā)動機(jī)爆震位置及該位置與爆震強(qiáng)度的相關(guān)性.

2.2 爆震位置識別方法

圖9 展示了光纖爆震位置的識別方法.為了更加形象地介紹光纖爆震位置識別方法[7]，以40 通道光纖傳感器舉例說明.光纖通道將缸內(nèi)平分成40 個(gè)固定區(qū)域，固定觀測不同時(shí)刻各自區(qū)域的光強(qiáng)變化.當(dāng)爆震發(fā)生時(shí)，最早出現(xiàn)光強(qiáng)變化的通道或區(qū)域，即該通道對應(yīng)位置為該循環(huán)的爆震位置.圖例中發(fā)動機(jī)爆震發(fā)生在14.48°CA ATDC 進(jìn)氣側(cè)i 通道處.

圖9 光纖測試爆震位置識別示例Fig.9 Example of knocking position identified by optical fiber

采用Visio knocking 光纖火花塞傳感器具有8 個(gè)通道，通道1、2、7 和8 為進(jìn)氣側(cè)，通道3、4、5 和6為排氣側(cè)，如圖10 所示.該火花塞熱值、間隙以及點(diǎn)火能量等均與原機(jī)保持一致.

3 爆震分析和爆震位置識別及驗(yàn)證

根據(jù)爆震位置識別方法，對900 循環(huán)進(jìn)行逐一識別，判斷其爆震發(fā)生位置.現(xiàn)以5 500 r/min 外特性第2 缸為例說明，圖11 為該工況典型爆震循環(huán)的光纖測試結(jié)果和缸內(nèi)壓力，依照圖9 的方法，可以得出爆震發(fā)生在25°CA ATDC 進(jìn)氣側(cè)1區(qū)，該爆震時(shí)刻與相應(yīng)的缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)吻合.

圖11 典型爆震循環(huán)光纖測試爆震特征和缸內(nèi)壓力Fig.11 Knocking characteristics and in-cylinder pressure of typical knocking cycle measured by optical fiber

完成單個(gè)爆震循環(huán)位置識別后，利用循環(huán)占比的方法對整個(gè)樣本進(jìn)行爆震位置概率統(tǒng)計(jì)，可以得到圖12 所示的結(jié)果，紅色代表該位置發(fā)生爆震的頻率最高，藍(lán)色代表該位置發(fā)生爆震的頻率最低.循環(huán)占比統(tǒng)計(jì)爆震位置概率，即

式中：Ci為在900 個(gè)循環(huán)內(nèi)所識別的第i 位置發(fā)生爆震的概率，i＝1，2，…，8；ki為900 個(gè)循環(huán)內(nèi)所識別的第i 位置發(fā)生的爆震次數(shù)；K 為在900 個(gè)循環(huán)內(nèi)所識別的缸內(nèi)8 個(gè)位置的爆震次數(shù)總和.

圖12 爆震發(fā)生在不同區(qū)域的概率從高到低，前3 名依次為位置2(20%)→1(19%)→5 和6(16%和16%).由此可見，該工況第2 缸爆震發(fā)生在進(jìn)氣側(cè)的概率最高，而造成該現(xiàn)象的主要原因是火花塞布置位置偏排氣側(cè)約8 mm(圖3)，導(dǎo)致進(jìn)氣側(cè)火焰?zhèn)鞑ヂ窂捷^長，易引發(fā)進(jìn)氣側(cè)爆震，這與圖7 燃燒仿真結(jié)果趨勢基本吻合，但也存在一定差異.仿真顯示爆震出現(xiàn)在進(jìn)氣側(cè)位置8，而試驗(yàn)顯示缸內(nèi)各區(qū)域均存在不同程度的爆震，且進(jìn)氣側(cè)位置1 和2 爆震頻率最高.分析差異的主要原因是：(1)實(shí)際點(diǎn)火角的波動、缸內(nèi)氣流循環(huán)變動以及缸內(nèi)熱負(fù)荷累積等不穩(wěn)定因素影響發(fā)動機(jī)爆震，導(dǎo)致爆震隨機(jī)和偶發(fā)出現(xiàn)，仿真結(jié)果很難做到與試驗(yàn)結(jié)果完全一致；(2)仿真采用多個(gè)循環(huán)的平均缸內(nèi)壓力作為標(biāo)定依據(jù)，而試驗(yàn)反映的是多個(gè)循環(huán)的統(tǒng)計(jì)結(jié)果，用平均循環(huán)表征多個(gè)循環(huán)的現(xiàn)象，本身就存在一定的差異，但仿真所展現(xiàn)的方向趨勢應(yīng)與試驗(yàn)統(tǒng)計(jì)的結(jié)果相一致，只是具體爆震位置可能存在偏差.

圖12 不同位置爆震發(fā)生概率的統(tǒng)計(jì)結(jié)果Fig.12 Statistical results of probability at different knocking position

為了進(jìn)一步掌握發(fā)動機(jī)爆震位置特征以及爆震位置與爆震強(qiáng)度的相關(guān)性，需要針對關(guān)鍵區(qū)域進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析.

3.1 進(jìn)/排氣側(cè)爆震特征

隨著負(fù)荷和轉(zhuǎn)速的增加，缸內(nèi)爆震的劇烈程度也隨之增加.圖13 展示了第2 缸在1 500～5 500 r/min的外特性爆震位置的統(tǒng)計(jì)結(jié)果.爆震主要發(fā)生在進(jìn)氣側(cè)，且主要發(fā)生在位置1.隨著轉(zhuǎn)速的增加，高頻爆震位置出現(xiàn)了從位置1 向2 過渡，且呈現(xiàn)弱對稱爆震現(xiàn)象.如圖13 中5 500 r/min 中位置1 紅色高頻爆震區(qū)域和位置5 黃色高頻爆震區(qū)域?qū)ΨQ，以及位置2和6 對稱等，這種現(xiàn)象在高轉(zhuǎn)速工況比較明顯，而造成這種現(xiàn)象可能與缸內(nèi)的滾流變化有關(guān).

圖13 1 500～5 500 r/min外特性爆震特征統(tǒng)計(jì)結(jié)果Fig.13 Statistical results of knocking position at 1 500—5 500 r/min WOT

3.2 缸間爆震特征

增壓直噴發(fā)動機(jī)在關(guān)注進(jìn)/排氣側(cè)爆震位置變化的同時(shí)，也需要關(guān)注缸間的爆震變化，因?yàn)楦组g爆震直接反映整個(gè)缸體缸蓋水套和活塞冷卻等系統(tǒng)設(shè)計(jì)的合理性.

3.2.1 缸間高概率爆震位置的聚集情況

圖14 為不同轉(zhuǎn)速外特性缸間爆震統(tǒng)計(jì).圖14f展示了5 500 r/min 外特性工況的缸間爆震位置的統(tǒng)計(jì)結(jié)果.第1 缸爆震位置的概率，從高到低，前兩名分別為位置1 和5；第2 缸爆震位置的概率，從高到低，前兩名依次為：位置2 和1；以此類推，第3 缸：位置5、1 和2；第4 缸：位置1 和2.由此可見，該工況各缸爆震發(fā)生概率最高的位置主要集中在位置1、5 和2處，以進(jìn)氣側(cè)為主，相鄰兩缸之間未出現(xiàn)明顯的高概率爆震位置聚集(如1 缸位置6 和7 與緊鄰缸位置3 和2 爆震聚集)現(xiàn)象，說明該發(fā)動機(jī)熱管理系統(tǒng)設(shè)計(jì)合理，且擁有一定的調(diào)整裕度，可以容忍更多劇烈爆震.

依照相同的方法對1 500～5 000 r/min 外特性工況進(jìn)行爆震位置統(tǒng)計(jì)分析，未發(fā)現(xiàn)明顯的缸間爆震聚集，如圖14a～圖14e 所示.

圖14 不同轉(zhuǎn)速外特性缸間爆震統(tǒng)計(jì)Fig.14 Statistical results of cylinder-to-cylinder knocking position at different WOT

3.2.2 相同缸高概率爆震位置隨轉(zhuǎn)速變化情況

對比圖14 中相同氣缸不同轉(zhuǎn)速最高爆震概率位置隨轉(zhuǎn)速的變化發(fā)現(xiàn)，低轉(zhuǎn)速相對于高轉(zhuǎn)速高概率爆震位置與低概率爆震位置差別明顯.這與轉(zhuǎn)速和負(fù)荷有關(guān)，高轉(zhuǎn)速和高負(fù)荷在單位時(shí)間內(nèi)熱負(fù)荷較高，更易形成熱點(diǎn)且相對分散，高頻爆震位置也相對分散；此外，低轉(zhuǎn)速相對于高轉(zhuǎn)速缸內(nèi)滾流較弱，缸內(nèi)油、氣混合相對較差，火花塞偏離進(jìn)氣側(cè)所導(dǎo)致的爆震概率更易被放大，即低轉(zhuǎn)速外特性爆震位置相對集中.高轉(zhuǎn)速較強(qiáng)的氣流運(yùn)動會抵消部分進(jìn)氣側(cè)爆震強(qiáng)的影響，因而對外表現(xiàn)為高轉(zhuǎn)速外特性爆震更加分散.

從圖14 中提取每個(gè)轉(zhuǎn)速下各缸的高概率爆震位置信息見表2，第1 缸和第4 缸的高概率爆震位置相對固定，如從位置1 和5→位置1；而第2 缸和第3缸的高概率爆震位置相對分散，如從位置1、2、5 和6→位置8、7 和1，因?yàn)榈? 缸和第3 缸除了受自身內(nèi)部燃燒的影響外，同時(shí)也受第1 缸和第4 缸兩側(cè)熱源的影響，這也是關(guān)注缸間爆震的主要原因，因而各缸的爆震優(yōu)化需要區(qū)別對待.

表2 1 500～5 500 r/min外特性高概率爆震位置統(tǒng)計(jì)Tab.2 Statistical results of higher probability of knocking position at 1 500—5 500 r/min WOT

3.3 爆震位置與爆震強(qiáng)度KPPK關(guān)系

KPPK 作為發(fā)動機(jī)爆震強(qiáng)度的重要評價(jià)指標(biāo)被廣泛應(yīng)用于發(fā)動機(jī)的爆震研究.通過對缸壓信號進(jìn)行4 kHz 到20 kHz 的帶通濾波和整流處理，可獲得信號最大峰值KPPK，KPPK 越高意味著爆震越劇烈.尋找高強(qiáng)度爆震與爆震位置之間的關(guān)系是解決爆震的關(guān)鍵.一方面高強(qiáng)度爆震是限制發(fā)動機(jī)性能提升的關(guān)鍵；另一方面高強(qiáng)度爆震的爆震位置是后期的耐久冷熱沖擊的重點(diǎn)關(guān)注區(qū)域.因此，從3 組300循環(huán)中識別KPPK 最大的爆震循環(huán)即爆震最劇烈的循環(huán)，統(tǒng)計(jì)其爆震發(fā)生位置信息十分必要.統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)：發(fā)動機(jī)4 個(gè)缸發(fā)生爆震，爆震概率最高的位置為1、1、7 和8，如表3 所示，均為進(jìn)氣側(cè)，整個(gè)進(jìn)氣側(cè)爆震平均概率高達(dá)69.7%.

表3 最高爆震KPPK循環(huán)對應(yīng)的爆震位置概率統(tǒng)計(jì)Tab.3 Statistical results of probability of the corresponding knocking position at maximum KPPK cycle

按照同樣的方法，統(tǒng)計(jì)排名前5 的KPPK 爆震循環(huán)，即爆震劇烈的前5 個(gè)循環(huán)，進(jìn)氣側(cè)依然占據(jù)最高的比例(位置1、1、7 和1)，如表4 所示.整個(gè)進(jìn)氣側(cè)爆震平均概率也達(dá)到64.5%.發(fā)動機(jī)4 個(gè)缸中位置1 處最易發(fā)生高強(qiáng)度爆震，其次是位置8，均為進(jìn)氣側(cè)；最不易發(fā)生高強(qiáng)度爆震的是位置3，因此，筆者案例中需要重點(diǎn)關(guān)注位置1.

表4 KPPK排名前5的爆震循環(huán)對應(yīng)爆震位置概率統(tǒng)計(jì)Tab.4 Statistical results of probability of the corresponding knocking position at top 5 KPPK cycle

3.4 爆震位置與解決措施

在實(shí)際發(fā)動機(jī)運(yùn)行中，影響爆震發(fā)生的因素多而復(fù)雜，利用仿真進(jìn)行爆震位置趨勢預(yù)測，通過光纖測試進(jìn)行爆震位置驗(yàn)證，最后針對不同的爆震位置，采取不同的抑制措施，如果爆震全部集中在進(jìn)氣側(cè)，可通過配氣系統(tǒng)優(yōu)化，優(yōu)化氣門相位和升程，改變缸內(nèi)湍動能，降低進(jìn)氣側(cè)爆震.優(yōu)化配氣系統(tǒng)在時(shí)間成本和系統(tǒng)復(fù)雜度等方面有優(yōu)勢，綜合成本也較低，但會影響整機(jī)性能和油耗；如果爆震集中在排氣側(cè)或缸間，可通過加強(qiáng)冷卻，降低排氣側(cè)或缸間溫度，抑制爆震，但該方法所需周期相對較長.需要注意的是在降爆震的同時(shí)需要兼顧冷啟動、暖機(jī)等特殊工況的冷卻需求，但混動時(shí)代該需求將被弱化；如果爆震以進(jìn)氣側(cè)為主時(shí)，可通過調(diào)整擠氣面位置和面積，優(yōu)化缸內(nèi)流動走向，降低進(jìn)氣側(cè)爆震傾向，使其分布更加均勻，燃燒系統(tǒng)的調(diào)整同樣也需要兼顧其他目標(biāo)，抑制爆震是一個(gè)系統(tǒng)工程，需要權(quán)衡各方面因素.

具體到本發(fā)動機(jī)可以適當(dāng)調(diào)整火花塞位置，使其更靠近燃燒室中心位置，同時(shí)通過優(yōu)化進(jìn)氣側(cè)擠氣面位置和大小等措施，協(xié)同工作實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)爆震均衡分布.

4 結(jié)論

(1) 基于發(fā)動機(jī)爆震預(yù)防的設(shè)計(jì)理念，介紹了燃燒系統(tǒng)設(shè)計(jì)和相應(yīng)的仿真過程，預(yù)測爆震發(fā)生在進(jìn)氣側(cè)，并進(jìn)行相應(yīng)的試驗(yàn)驗(yàn)證和差異化分析，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合.

(2) 應(yīng)用光纖測試技術(shù)進(jìn)行爆震位置測試有效且可信，通過光纖傳感器測試和缸內(nèi)壓力測試兩個(gè)獨(dú)立系統(tǒng)進(jìn)行同步缸內(nèi)爆震信息獲取，兩者所獲爆震曲線吻合，且相互印證.

(3) 根據(jù)仿真分析的結(jié)果，重點(diǎn)分析進(jìn)氣側(cè)和缸間的爆震位置特征，通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)缸內(nèi)各位置均存在不同程度的爆震現(xiàn)象；進(jìn)氣側(cè)爆震頻率最高，尤其在位置1；缸間未發(fā)現(xiàn)相鄰兩缸位置2 和7 或位置3和6 高頻聚集的現(xiàn)象，說明前期熱管理配套措施設(shè)計(jì)合理.

(4) 通過多工況循環(huán)占比統(tǒng)計(jì)，爆震強(qiáng)度最高的循環(huán)和排名前5 高的爆震循環(huán)中，進(jìn)氣側(cè)發(fā)生高強(qiáng)度爆震的概率高達(dá)69.7%和64.5%，該結(jié)果為發(fā)動機(jī)性能提升和燃燒系統(tǒng)局部優(yōu)化提供方向.