賈志超，朱 航，張揚(yáng)軍，王 偉，楊萬里

（1.清華大學(xué)汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084；2.奇瑞汽車股份有限公司發(fā)動機(jī)工程研究院，安徽 蕪 湖 241009）

為了應(yīng)對不可再生能源緊缺的問題，同時降低整車的CO2排放，各大汽車集團(tuán)紛紛制定適合自身實際情況的燃料及動力總成戰(zhàn)略，在研究革新技術(shù)和替代燃料（能源）的同時，不斷提高傳統(tǒng)汽油機(jī)的熱效率。其中應(yīng)用最普遍的發(fā)動機(jī)技術(shù)是渦輪增壓和直噴技術(shù)，即采用增壓和直噴技術(shù)提高發(fā)動機(jī)平均有效壓力，縮小發(fā)動機(jī)排量，保持與大排量發(fā)動機(jī)輸出扭矩在同一水平，這樣小排量發(fā)動機(jī)由于減小了摩擦功損失和節(jié)流損失，擴(kuò)大了在整車運(yùn)行工況的燃油經(jīng)濟(jì)區(qū)，從而在保證車輛動力性能的前提下，降低車輛的燃油消耗［1－4］。

隨著高增壓比直噴汽油機(jī)技術(shù)的應(yīng)用，汽油機(jī)在低轉(zhuǎn)速大負(fù)荷下易發(fā)生 “超爆”現(xiàn)象，燃燒壓力高達(dá)20MPa以上。這種不正常燃燒不同于普通的爆燃，推遲點火角無法避免，也不同于HCCI（均質(zhì)壓燃）燃燒。影響“超爆”發(fā)生的因素很多，相關(guān)研究表明，發(fā)動機(jī)使用的燃油及潤滑油牌號，發(fā)動機(jī)運(yùn)行條件，例如進(jìn)氣溫度、冷卻液溫度、機(jī)油溫度，發(fā)動機(jī)調(diào)整參數(shù)，例如過量空氣系數(shù)、配氣正時、噴油正時、點火提前角等都會對“超爆”產(chǎn)生一定的影響［5－10］。

1 掃氣抑制“超爆”研究思路

“超爆”與常規(guī)爆燃、正常燃燒、HCCI均質(zhì)壓燃等4種燃燒模式的缸壓及放熱曲線對比見圖1與圖2。從圖中可以看出，“超爆”產(chǎn)生劇烈的壓力波，放熱起始點在火花塞點火之前，放熱速度與常規(guī)爆燃接近，慢于HCCI。相關(guān)研究表明，這種“超爆”不是由高溫零部件表面點火造成，而是混合氣自發(fā)的一種預(yù)燃現(xiàn)象，與混合氣的成分及溫度有關(guān)，著火時刻受化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)影響［11－12］。

德國卡爾斯魯厄理工學(xué)院（KIT）、美國西南研究院、日本豐田公司等通過研究指出［13－15］，“超爆”是混入燃燒室（尤其活塞余隙間隙）內(nèi)的潤滑油液滴揮發(fā)與混合氣發(fā)生氧化反應(yīng)，由于潤滑油與燃油形成的混合氣自燃溫度遠(yuǎn)低于汽油混合氣自燃溫度，受高溫零部件輻射及殘余廢氣加熱的影響，這種含有潤滑油小液滴的混合氣達(dá)到一定溫度時，就會發(fā)生氧化自燃現(xiàn)象，并誘發(fā)混合氣著火，在火花塞點火之前發(fā)生自燃現(xiàn)象，形成劇烈的壓力波［6－7］。圖3與圖4示出了燃燒室潤滑油誘發(fā)點火及潤滑油小液滴與汽油混合氣發(fā)生自燃的溫度對比。

基于以上研究結(jié)果，可以歸納出發(fā)生“超爆”要具備兩個主要條件，一個是混合氣的成分，另一個是混合氣的溫度。圖5示出了影響“超爆”的試驗條件及發(fā)動機(jī)調(diào)整參數(shù)因素。

由于發(fā)動機(jī)活塞組件依靠儲存在缸筒網(wǎng)紋的潤滑油潤滑，一定量的潤滑油進(jìn)入燃燒室內(nèi)燃燒是不可避免的，因此，從混合氣成分上控制“超爆”發(fā)生比較困難。如果利用直噴汽油機(jī)的可變氣門正時機(jī)構(gòu)調(diào)節(jié)VVT至一定的氣門重疊角，則可以利用掃氣功能來降低燃燒室及混合氣的溫度，從而一定程度上抑制了“超爆”發(fā)生。本研究采用不同的配氣正時控制策略及空燃比控制方式，對掃氣功能抑制“超爆”進(jìn)行了相關(guān)試驗研究。

2 試驗設(shè)備與試驗方法

2.1 試驗設(shè)備

試驗在1臺渦輪增壓中冷缸內(nèi)直噴4缸汽油機(jī)上進(jìn)行，該發(fā)動機(jī)可實現(xiàn)進(jìn)排氣正時的連續(xù)可變，其主要技術(shù)參數(shù)及指標(biāo)見表1。

表1 試驗發(fā)動機(jī)參數(shù)

試驗臺架為AVL PUMA Open1.3電力測功機(jī)，油耗儀為AVL 753S連續(xù)質(zhì)量流量儀，燃燒分析儀為ALV IndiCom燃燒分析儀，氣缸壓力測量使用Kistler 6052U20打孔式缸壓傳感器，空燃比儀為ETAS LA4—4.9型，2支氧傳感器分別安裝在排氣歧管及渦輪增壓器前，測量缸內(nèi)空燃比和排氣空燃比。發(fā)動機(jī)臺架系統(tǒng)見圖6。

2.2 試驗方法

本試驗選取1 750r／min全負(fù)荷作為研究工況點，該工況點是“超爆”發(fā)生較為頻繁的區(qū)域。通過電控標(biāo)定軟件調(diào)節(jié)進(jìn)排氣相位等調(diào)整參數(shù)，進(jìn)排氣氣門正時初始位置在重疊角最小位置，可變正時調(diào)節(jié)范圍均為45°（見圖7）。

“超爆”采取穩(wěn)態(tài)工況驗證的方法，即在1 750r／min全負(fù)荷工況運(yùn)行40min，通過燃燒分析儀采集的缸壓信號記錄各缸發(fā)生的總“超爆”次數(shù)，每次試驗保證相同的冷卻液溫度、潤滑油溫度等試驗條件，為了評價“超爆”在相同負(fù)荷下的可比性，通過調(diào)整渦輪增壓器廢氣閥開度保持發(fā)動機(jī)相同的扭矩輸出。

3 試驗結(jié)果與分析

為了研究掃氣對“超爆”的抑制效果，本研究設(shè)計了3種試驗方案：第1種方案是“稀燃”狀態(tài)，即不考慮因掃氣導(dǎo)致的排氣混合氣過稀，僅控制缸內(nèi)混合氣為當(dāng)量空燃比，對比大掃氣率和小掃氣率“超爆”發(fā)生頻次；第2種方案控制排氣混合氣為當(dāng)量比狀態(tài)，而不考慮缸內(nèi)混合氣狀態(tài)，對比大掃氣率和小掃氣率“超爆”發(fā)生頻次；第3種方案是在近似的掃氣率下，采取兩種不同的氣門正時控制策略，研究氣門正時控制策略對抑制“超爆”的影響。

3.1 稀燃狀態(tài)不同掃氣率抑制“超爆”對比

本試驗方案采取兩種氣門正時組合，氣門在1mm升程的重疊角分別為 ATDC 40°和 ATDC 18°，控制缸內(nèi)混合氣為當(dāng)量空燃比，主要試驗數(shù)據(jù)見表2。

從表2中可以看出，相對于小重疊角，大重疊角掃氣率明顯提高，在達(dá)到相同的平均有效壓力下，大重疊角的渦輪廢氣閥進(jìn)行了放氣，相對于小重疊角渦前溫度及排氣溫度都大幅下降，其中1缸排氣溫度下降幅度達(dá)到131℃。這主要是由于大氣門重疊角下，發(fā)動機(jī)的空氣輸送效率（進(jìn)入發(fā)動機(jī)的總空氣量，與按照進(jìn)氣狀態(tài)計算充滿缸內(nèi)的理論進(jìn)氣量之比）較高，提高了進(jìn)氣流量，有19%的低溫新鮮空氣直接進(jìn)入排氣系統(tǒng)，“稀釋”了排氣溫度。

表2 稀燃狀態(tài)下大小重疊角的性能參數(shù)對比（1 750 r／min）

圖8示出了在兩種不同氣門正時重疊角下缸內(nèi)氣體溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化對比。從圖中可看出，大氣門重疊角下由于排氣門較晚打開，在排氣沖程末期階段缸內(nèi)氣體溫度較高，但在進(jìn)氣沖程上止點附近溫度相對較低，較低的進(jìn)氣溫度也導(dǎo)致了在壓縮沖程上止點附近混合氣溫度相對較低，幅度達(dá)到6～7℃。穩(wěn)態(tài)“超爆”試驗結(jié)果顯示，40min內(nèi)大重疊角共發(fā)生 “超爆”1次，而小重疊角發(fā)生5次。

3.2 當(dāng)量比狀態(tài)不同掃氣率抑制“超爆”對比

本試驗方案采用與稀燃狀態(tài)相同的兩種氣門正時，排氣混合氣采取當(dāng)量比控制模式，由于在大氣門重疊角下有較大的掃氣率，如果控制排氣為當(dāng)量比狀態(tài)，則缸內(nèi)混合氣偏濃，偏濃的混合氣有利于加快燃燒速度，相同的條件下輸出扭矩較高，為了與小氣門重疊角保持相同的扭矩輸出，大氣門重疊角下通過增加廢氣閥開度降低負(fù)荷。

表3示出了兩種氣門重疊角下主要試驗數(shù)據(jù)對比。從表中可以看出，在排氣當(dāng)量比狀態(tài)下，氣門重疊角較大時缸內(nèi)混合氣較濃，噴油量較多，由于較濃的混合氣燃燒速度較快，并且在進(jìn)氣沖程蒸發(fā)吸收更多的熱量，1缸的排溫明顯低于氣門重疊角較小的狀態(tài)，但是由于缸內(nèi)未完全燃燒的燃油在三元催化器內(nèi)部與過量的氧氣發(fā)生氧化反應(yīng)，導(dǎo)致三元催化器中心溫度達(dá)到1 030℃。

表3 當(dāng)量空燃比狀態(tài)下大小重疊角的性能參數(shù)對比（1 750 r／min）

圖9示出了在兩種不同氣門正時重疊角下缸內(nèi)氣體溫度隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化對比。從圖中可看出，大氣門重疊角下由于缸內(nèi)混合氣較濃，燃油蒸發(fā)吸收較多的熱量，在上止點及燃燒區(qū)間混合氣溫度相對小氣門重疊角明顯降低，其中壓縮上止點溫度降低幅度達(dá)到21℃，最高燃燒溫度降低幅度達(dá)到80℃。

由于采用當(dāng)量比，大掃氣率下缸內(nèi)混合氣較濃，雖然一定程度上降低了缸內(nèi)混合氣在上止點前的溫度，但是由于較多的噴油量也易于與潤滑油成分形成積炭，增加小液滴濃度而誘發(fā)“超爆”。穩(wěn)態(tài)“超爆”試驗結(jié)果顯示，40min內(nèi)大重疊角共發(fā)生 “超爆”3次，而小重疊角發(fā)生7次。

3.3 不同氣門控制策略抑制“超爆”對比

發(fā)動機(jī)的掃氣率主要是由氣門重疊角決定，但對于相同的氣門重疊角，氣門正時有不同的控制策略，一種是“前前”策略，一種是“后后”策略?！扒扒啊辈呗灾高M(jìn)排氣門都提前打開和關(guān)閉，“后后”策略指進(jìn)排氣門都滯后打開和關(guān)閉。

本方案選擇兩種氣門正時組合方案，“前前”策略θIVO和θEVC分別是ATDC－30°和0°，“后后”策略θIVO和θEVC分別是 ATDC－8°和25°，空燃比為排氣稀燃狀態(tài)，渦輪增壓器廢氣閥全部關(guān)閉，在這兩種氣門正時組合下，發(fā)動機(jī)輸出扭矩相同。表4示出了主要試驗數(shù)據(jù)對比。

表4 兩種氣門正時策略下的性能參數(shù)對比

從表中可以看出，采用兩種氣門正時掃氣率相差不大，但壓氣機(jī)后的溫度和壓力有較大的差異，“前前”策略壓氣機(jī)負(fù)荷明顯低于“后后”策略，這種差異主要是由于泵氣損失功不同導(dǎo)致的?！昂蠛蟆辈呗杂捎谂艢忾T開啟較晚，排氣沖程泵氣功較高，達(dá)到－0.369MPa，而“前前”策略排氣沖程泵氣功較少，僅為－0.244MPa，兩種策略進(jìn)氣沖程泵氣功均為正值，相差不大。為補(bǔ)償排氣泵氣功的差異，“后后”策略增加氣門重疊角以提高充量，這樣就導(dǎo)致了壓氣機(jī)后的其他溫度和壓力相對“前前”策略都較高，壓氣機(jī)前氣體溫度相對高7℃，在相同的中冷效率下，中冷器后面的溫度有約2℃的差異，從而也導(dǎo)致混合氣在上止點附近溫度高3°～4°，這給“超爆”帶來不利的影響。

圖10和圖11示出了兩種氣門正時策略下缸內(nèi)壓力和溫度對比曲線。從圖中可以看出，“后后”策略在排氣末期，由于排氣門滯后開啟，相對“前前”策略，泵氣功有一塊較大面積的增加，而缸內(nèi)混合氣在上止點的溫度也較高。穩(wěn)態(tài)“超爆”試驗結(jié)果顯示，40min內(nèi)“前前”策略共發(fā)生 “超爆”4次，而“后后”策略發(fā)生12次。

4 結(jié)論

a）無論是采用當(dāng)量比還是稀燃燃燒模式，增大氣門重疊角提高掃氣率都可以降低“超爆”發(fā)生的頻次；

b）由于利用掃氣功能，采用當(dāng)量比燃燒模式易造成缸內(nèi)混合氣較濃，導(dǎo)致三元催化器中心溫度過高，在達(dá)到同等負(fù)荷下采取稀燃燃燒模式，可以有效降低三元催化器中心溫度；

c）利用氣門正時“前前”和“后后”策略都可以達(dá)到掃氣效果，但利用“前前”策略的排氣泵氣功較小，壓氣機(jī)后溫度和壓力較低，在相同負(fù)荷下能有效降低“超爆”發(fā)生頻次。

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