【摘要】為抑制混動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)爆震現(xiàn)象，基于超高壓縮比混動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)，建立計(jì)算流體力學(xué)（CFD）模型，通過(guò)臺(tái)架試驗(yàn)分析發(fā)動(dòng)機(jī)子系統(tǒng)及控制參數(shù)對(duì)爆震的影響。結(jié)果表明：提高進(jìn)氣道滾流比可實(shí)現(xiàn)快速燃燒；提升燃燒室加工精度可改善燃燒一致性；缸體、缸蓋分離式冷卻可實(shí)現(xiàn)分區(qū)溫度智能調(diào)節(jié)；增加擋水板可降低金屬溫度；對(duì)于該發(fā)動(dòng)機(jī)最大有效熱效率點(diǎn)，降低廢氣再循環(huán)（EGR）系統(tǒng)壓損，可使EGR率達(dá)到25%；高溫環(huán)境下，需對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)有效壓縮比及出水溫度進(jìn)行精確控制。

主題詞：高壓縮比 爆震 熱效率 燃燒 冷卻系統(tǒng) 廢氣再循環(huán)

中圖分類(lèi)號(hào)：TK411 " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A " DOI： 10.19620/j.cnki.1000-3703.20240039

Research and Knock Control of High Compression Ratio Hybrid Engine

Zhang Ziqing， Cai Jilei

（SAIC Motor Ramp;D Innovation Headquarters， Shanghai 200438）

【Abstract】In order to suppress the knocking phenomenon of hybrid engine， a Computational Fluid Dynamics （CFD） model is established based on the ultra-high compression ratio hybrid engine. Bench tests are carried out to analyze the influence of engine subsystem and control parameters on knocking. The results show that rapid combustion can be achieved by increasing the inlet tumble ratio. Improving the machining accuracy of the combustion chamber can improve the consistency of combustion. Separate cooling of cylinder block and cylinder head can realize intelligent temperature regulation. The addition of a water baffle can reduce the temperature of the metal. For the maximum effective thermal efficiency point of the engine， reducing the pressure loss of the Exhaust Gas Recirculation （EGR） system can make the EGR rate reach 25%. In high-temperature environments， the effective compression ratio and engine outlet temperature require precise control.

Key words： High compression ratio， Knock， Thermal efficiency， Combustion， Cooling system， Exhaust Gas Recirculation （EGR）

【引用格式】 張子慶， 蔡霽蕾. 超高壓縮比混動(dòng)專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震控制研究[J]. 汽車(chē)技術(shù)， 2024（9）： 25-31.

ZHANG Z Q， CAI J L. Research and Knock Control of High Compression Ratio Hybrid Engine[J]. Automobile Technology， 2024（9）： 25-31.

1 前言

發(fā)動(dòng)機(jī)爆震現(xiàn)象主要源于缸內(nèi)末端混合氣體在火焰到達(dá)前發(fā)生了自燃，導(dǎo)致缸內(nèi)局部壓力和溫度驟增，從而產(chǎn)生高頻壓力振蕩[1-2]?；旌蟿?dòng)力發(fā)動(dòng)機(jī)可通過(guò)提高壓縮比有效改善燃油經(jīng)濟(jì)性，但極易導(dǎo)致爆震和早燃傾向加劇，造成發(fā)動(dòng)機(jī)性能下降、油耗增加、振動(dòng)及噪聲惡化，甚至損壞缸體[3]。

Livengood-Wu積分[4]假設(shè)某關(guān)鍵自由基的濃度達(dá)到一定值時(shí)會(huì)發(fā)生自燃，可用于自燃時(shí)刻預(yù)測(cè)。Li等[5]通過(guò)提升汽油機(jī)壓縮比，改善中低負(fù)荷工況的燃油經(jīng)濟(jì)性，但在高負(fù)荷工況下會(huì)加劇爆震，增加油耗。張小矛[6]通過(guò)計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）仿真，研究各缸的爆震發(fā)生強(qiáng)度，認(rèn)為爆震極易發(fā)生在高溫、燃油濃度偏稀區(qū)域，同時(shí)伴隨大量羥基（OH）自由基產(chǎn)生。胡禎等[7]利用快速壓縮機(jī)分析了能量密度和壁面溫度對(duì)爆震的影響，發(fā)現(xiàn)這兩種因素與爆震影響呈正相關(guān)。邱立明[8]提出活塞頭部形貌特征中的連通區(qū)域?qū)Ρ鹩绊戯@著，可通過(guò)優(yōu)化設(shè)計(jì)降低爆震敏感性。

為抑制發(fā)動(dòng)機(jī)爆震現(xiàn)象，本文基于自然吸氣混動(dòng)專(zhuān)用超高壓縮比發(fā)動(dòng)機(jī)，分析發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、廢氣再循環(huán)系統(tǒng)、標(biāo)定控制等對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)爆震的影響，提升發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率，減少動(dòng)力損失。

2 模型構(gòu)建與驗(yàn)證

2.1 發(fā)動(dòng)機(jī)模型

本試驗(yàn)使用自主研發(fā)4缸1.5 L四沖程自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)，該混動(dòng)專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī)采用超高壓縮比、阿特金森循環(huán)（Atkinson）、外部冷卻廢氣再循環(huán)（Exhaust Gas Recirculation，EGR）等技術(shù)，其特征參數(shù)如表1所示。臺(tái)架試驗(yàn)所用試驗(yàn)儀器設(shè)備如表2所示。

發(fā)動(dòng)機(jī)相關(guān)仿真分析項(xiàng)所采用的仿真模型中，湍流模型采用RNG（Renormalization Group） k-ε模型，噴霧破碎模型采用KH-RT（Kelvin-Helmholtz amp; Rayleigh-Taylor）模型，壁面?zhèn)鳠崮M采用O'Rourke模型，燃燒模型采用G方程耦合化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型[9-10]。利用G方程描述由火花點(diǎn)火引發(fā)的主火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程。其中，G=0的等值面為平均火焰面位置，Ggt;0為已燃區(qū)域，Glt;0為主火焰未到達(dá)的末端混合氣區(qū)域。

化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理[11]包含異辛烷和正庚烷的骨架機(jī)理，共48種組分和152個(gè)反應(yīng)步。計(jì)算時(shí)，燃油組分采用異辛烷和正庚烷的質(zhì)量分?jǐn)?shù)配比為92∶8，替代92號(hào)汽油。

采用CONVERGE軟件對(duì)燃燒系統(tǒng)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分及加密，網(wǎng)格模型基本尺寸為2 mm，進(jìn)氣道和燃燒室網(wǎng)格尺寸均為1 mm，最小網(wǎng)格加密到0.5 mm，網(wǎng)格數(shù)量為1.3×106～1.8×106個(gè)。

文獻(xiàn)[6]對(duì)仿真模型的準(zhǔn)確性及可靠性進(jìn)行了驗(yàn)證，仿真的噴霧形態(tài)、噴霧貫穿距、缸內(nèi)壓力、放熱率等試驗(yàn)誤差均在5%以?xún)?nèi)，因此，可采用標(biāo)定的仿真模型研究缸內(nèi)燃燒及爆震現(xiàn)象。

2.2 爆震的評(píng)價(jià)

鑒于OH自由基為爆震時(shí)缸內(nèi)末端混合氣體由低溫化學(xué)反應(yīng)向高溫化學(xué)反應(yīng)轉(zhuǎn)變的示蹤組分[12-13]，因此，三維CFD仿真計(jì)算可通過(guò)OH自由基監(jiān)測(cè)缸內(nèi)末端混合氣的爆震發(fā)生位置。

試驗(yàn)通過(guò)在缸內(nèi)設(shè)置缸壓傳感器，獲取缸內(nèi)瞬態(tài)缸壓信號(hào)，并進(jìn)行傅里葉變換和濾波處理，得到缸壓震蕩幅值絕對(duì)值最大值作為爆震強(qiáng)度評(píng)價(jià)指標(biāo)[14]，如圖1所示。

3 系統(tǒng)研究與分析

為提高混動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)抗爆性能，對(duì)爆震影響較大的關(guān)鍵系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化，提高燃燒系統(tǒng)湍動(dòng)能，加強(qiáng)冷卻系統(tǒng)、標(biāo)定軟件精準(zhǔn)控制，提升壓縮比加工精度與EGR率。

3.1 抑制爆震的燃燒系統(tǒng)開(kāi)發(fā)

3.1.1 進(jìn)氣道設(shè)計(jì)

湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣扔?jì)算公式為[15]：

[St=Sl+u'-ab222b1Da+ab222b1Da2+ab22Da1/2] " "（1）

式中：St、Sl分別為湍流火焰和層流火焰?zhèn)鞑ニ俣龋瑄′為湍流耗散速度均方根值，a、b1、b2為模型常數(shù)，Da為達(dá)姆科勒數(shù)。

通常，在壓縮沖程末期，缸內(nèi)湍動(dòng)能越強(qiáng)，對(duì)應(yīng)的u′和St越大。因此，增大進(jìn)氣道滾流比可提升點(diǎn)火時(shí)刻的氣流脈動(dòng)速度，從而實(shí)現(xiàn)快速燃燒，避免末端混合氣體在火焰面未到達(dá)前自燃。對(duì)標(biāo)2015～2023年乘用車(chē)市場(chǎng)1.0～2.0 L排量自吸和增壓發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)據(jù)庫(kù)信息，將進(jìn)氣道流量系數(shù)和滾流比數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖2所示。

基于數(shù)據(jù)庫(kù)擬合的流量系數(shù)和滾流比關(guān)系，自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)、增壓發(fā)動(dòng)機(jī)方程分別為：

[y1=-0.015 7x1+0.117 7y2=-0.014 6x2+0.110 1] （2）

式中：y1、y2分別為自然吸氣發(fā)動(dòng)機(jī)與增壓發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道流量系數(shù)，x1、x2分別為兩種發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道滾流比。

對(duì)比式2可看出，自吸發(fā)動(dòng)機(jī)的斜率絕對(duì)值更大，且擬合直線位于增壓發(fā)動(dòng)機(jī)上方。主要源于自吸發(fā)動(dòng)機(jī)在設(shè)計(jì)進(jìn)氣道時(shí)，更側(cè)重提升流量系數(shù)以提升發(fā)動(dòng)機(jī)性能，對(duì)進(jìn)氣道流量系數(shù)的要求往往要高于增壓發(fā)動(dòng)機(jī)；增壓發(fā)動(dòng)機(jī)由于有增壓器補(bǔ)償進(jìn)氣量，在設(shè)計(jì)理念中更側(cè)重于提升滾流。

本文發(fā)動(dòng)機(jī)流量系數(shù)和滾流比均處于自吸發(fā)動(dòng)機(jī)擬合直線的右上方，對(duì)于高壓縮比混動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)，兼顧高EGR率下的充氣效率要求的同時(shí)，也滿足高滾流比氣道的抗爆特性。

通過(guò)將進(jìn)氣道下底面調(diào)整為弧形過(guò)渡，增強(qiáng)流動(dòng)分離效果，從而形成更高的滾流，氣道形態(tài)幾何對(duì)比如圖3所示。

對(duì)比優(yōu)化前、后發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道的缸內(nèi)滾流比與湍動(dòng)能。如圖4所示，在整個(gè)進(jìn)氣與壓縮沖程中，優(yōu)化后的進(jìn)氣道均保持較高的滾流比，不僅有助于促進(jìn)油氣混合，也有利于在壓縮沖程末期滾流破碎，形成較大的湍動(dòng)能。

對(duì)比優(yōu)化前后進(jìn)氣道燃油濕壁量、點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)油氣混合均勻性以及爆震指示物分布，結(jié)果如圖5所示。較高的滾流比會(huì)促進(jìn)油氣混合，因此，氣道優(yōu)化后缸內(nèi)的燃油濕壁量較少。點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)的空燃比分布也較為均勻，點(diǎn)火后，優(yōu)化后的燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)火焰面?zhèn)鞑ッ娣e增加，火焰?zhèn)鞑ニ俣容^快，更有利于快速消耗掉末端混合氣，因而未出現(xiàn)爆震指示物。

綜上，優(yōu)化后的進(jìn)氣道、高滾流燃燒系統(tǒng)的流動(dòng)、油氣混合以及燃燒爆震現(xiàn)象均有所改善。

本文發(fā)動(dòng)機(jī)在轉(zhuǎn)速為2 500 r/min、平均有效壓力0.8 MPa工況下，進(jìn)氣道優(yōu)化后，缸內(nèi)50%放熱的曲軸轉(zhuǎn)角（CA50）相較于優(yōu)化前（10.6°）提前2.3°；從10%放熱到50%放熱的燃燒持續(xù)期（B1050）相較優(yōu)化前（9.5°）減少2.8°，表明燃燒速度加快。該工況下，進(jìn)氣道優(yōu)化前、后的爆震指數(shù)如圖6所示，試驗(yàn)統(tǒng)計(jì)了100個(gè)循環(huán)的缸壓濾波后的爆震指數(shù)，可以看出，進(jìn)氣道滾流比提升，優(yōu)化后燃燒系統(tǒng)的爆震發(fā)生頻率和強(qiáng)度都顯著降低。

3.1.2 燃燒系統(tǒng)加工精度控制

發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比的適當(dāng)性和一致性直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和排放水平[16]。壓縮比制造公差越小，對(duì)爆震一致性控制更有利。

將發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室曲面、氣門(mén)頭及活塞端面等部位由鍛造改為機(jī)加工，加工精度由±0.3 mm提升至±0.05 mm，同時(shí)，對(duì)軸瓦分組裝配，可以更好地控制壓縮比公差以及各缸一致性。燃燒系統(tǒng)加工精度提升后，壓縮比公差可由16.0±0.7降低為16.0±0.3。此外，機(jī)加工明顯改善燃燒室表面粗糙度，有效減少表面熱點(diǎn)，防止燃燒過(guò)程中熱點(diǎn)早燃或者爆震。

3.2 抑制爆震的冷卻系統(tǒng)開(kāi)發(fā)

3.2.1 缸體和缸蓋分離式冷卻的影響

混動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)壓縮比較高，且多運(yùn)行在大負(fù)荷油耗經(jīng)濟(jì)區(qū)，熱負(fù)荷及爆震問(wèn)題突出，其冷卻需求更高。文獻(xiàn)[17]表明，水套流速影響金屬壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，從而影響散熱，因此，可通過(guò)改善水套設(shè)計(jì)緩解爆震問(wèn)題。

本文發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻系統(tǒng)原理如圖7所示，采用缸體缸蓋分離冷卻，可實(shí)現(xiàn)缸體、缸蓋的分區(qū)智能調(diào)節(jié)。通過(guò)縮短冷卻液流經(jīng)路徑，降低冷卻液流阻的同時(shí)，增加水流速度，從而有效控制爆震。

發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速6 000 r/min外特性工況缸蓋水套、缸體水套流速云圖如圖8所示。缸蓋、缸體的水流量比例約為7∶3時(shí)，各缸排氣鼻梁區(qū)流速較均勻，能夠達(dá)到2.2 m/s，缸間流速超過(guò)2 m/s，冷卻效果明顯且能夠抑制爆震。

3.2.2 缸體增加擋水板對(duì)爆震的影響

缸體增加擋水板可降低缸體、缸蓋金屬溫度和水套溫差，從而改善爆震，同時(shí)降低缸孔變形幅值。優(yōu)化擋水板前、后的各部位溫度見(jiàn)圖9?？梢钥闯?，通過(guò)增加擋水板，水套、缸體及缸蓋的最高溫度分別下降20 ℃、6 ℃、2 ℃，發(fā)動(dòng)機(jī)金屬溫度顯著降低，各缸均勻性得到明顯改善。

在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速2 500 r/min及平均有效壓力0.8 MPa工況下對(duì)比優(yōu)化擋水板前、后試驗(yàn)結(jié)果，如圖10所示。加擋水板后，燃燒重心CA50提前0.6°，燃燒持續(xù)期縮短了0.9°，有效燃油消耗率由195.9 g/kW?h降低為195.4 g/kW?h，改善0.3%，可以有效抑制爆震。

3.3 抑制爆震的EGR開(kāi)發(fā)設(shè)計(jì)

EGR將排氣系統(tǒng)的部分廢氣引入燃燒室，令其重新參與燃燒。由于廢氣中含有大量的惰性氣體，能夠降低燃燒溫度，有效抑制末端混合氣的自燃，減少爆震，使點(diǎn)火角提前，降低油耗并減少NOx等有害氣體排放。引入EGR可以降低進(jìn)氣歧管真空度，減少泵氣損失，進(jìn)一步提升熱效率[18-19]。

EGR率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)油耗、點(diǎn)火角、節(jié)氣門(mén)開(kāi)度、CA50等的影響，如圖11所示，當(dāng)EGR閥全開(kāi)時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)EGR率可達(dá)25%，EGR的通入可以稀釋缸內(nèi)氧氣濃度，降低燃燒溫度，爆震傾向減弱，因此點(diǎn)火角可以進(jìn)一步提前，使得燃燒重心CA50值由16°逐漸提前到8°附近，節(jié)氣門(mén)開(kāi)度增加約13%，從而使得發(fā)動(dòng)機(jī)有效燃油消耗率減少18 g/kW?h。

對(duì)比EGR系統(tǒng)優(yōu)化前、后各部分壓損，結(jié)果如圖12所示。通過(guò)增大進(jìn)氣管路直徑、平順進(jìn)氣腔入口、將EGR冷卻器翅片由5層增加為8層、增大出氣波紋管直徑、增大EGR閥喉頸，使得EGR系統(tǒng)的總壓損由9.65 kPa降低至6.16 kPa，改善36.2%，EGR率由20%提升至25%。

3.4 抑制爆震的發(fā)動(dòng)機(jī)控制參數(shù)優(yōu)化

在高溫條件下，阿特金森循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)通過(guò)調(diào)整進(jìn)、排氣門(mén)正時(shí)，改變發(fā)動(dòng)機(jī)的有效壓縮比和缸內(nèi)殘余廢氣量，降低壓縮過(guò)程中缸內(nèi)溫度，提升發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率的同時(shí)抑制爆震[20]。該發(fā)動(dòng)機(jī)性能可表示為：

[εM=VIVCVC] （3）

式中：εM為有效壓縮比，VIVC為進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉時(shí)刻氣缸的總?cè)莘e，VC為燃燒室容積。

進(jìn)氣溫度60 ℃條件下進(jìn)排氣可變氣門(mén)正時(shí)（Variable Value Timing，VVT）優(yōu)化對(duì)2 000 r/min外特性性能的影響如表3所示，提前開(kāi)啟進(jìn)氣門(mén)、增大氣門(mén)重疊角可以降低有效壓縮比，提升扭矩，從而降低性能衰減幅度。

在大負(fù)荷（轉(zhuǎn)速3 000 r/min、平均有效壓力0.9 MPa）以及中小負(fù)荷（轉(zhuǎn)速3 000 r/min、平均有效壓力0.6 MPa）工況點(diǎn)，發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度對(duì)油耗及燃燒參數(shù)的影響，如圖13所示。隨著水溫升高，大負(fù)荷工況爆震傾向增強(qiáng)，點(diǎn)火角推遲，EGR通入減少，燃燒重心CA50變大，導(dǎo)致有效燃油消耗率升高；對(duì)于中小負(fù)荷工況點(diǎn)，隨著水溫升高，燃燒重心CA50仍可維持在6°～8°的最佳燃燒相位。由于水溫升高，燃燒散熱減少，發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度及機(jī)油溫度升高，使機(jī)油粘度降低，減少摩擦損耗，降低了有效燃油消耗率。

分析不同環(huán)境下發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度控制對(duì)各參數(shù)影響，結(jié)果如圖14所示。在整車(chē)應(yīng)用中，中小負(fù)荷工況下，將水溫提升至105 °C，或在大負(fù)荷工況下，將水溫降低至90 ℃，發(fā)動(dòng)機(jī)均能夠達(dá)到最佳的性能及油耗水平。在高溫環(huán)境下，由于進(jìn)氣溫度升高，發(fā)動(dòng)機(jī)爆震傾向加劇，此時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)出水溫度應(yīng)低于常溫環(huán)境。

4 結(jié)束語(yǔ)

在工程開(kāi)發(fā)中，本文通過(guò)對(duì)混動(dòng)專(zhuān)用發(fā)動(dòng)機(jī)各子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)、出水溫度、點(diǎn)火角等參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，抑制爆震的同時(shí)，提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率并減少動(dòng)力性損失。未來(lái)，將在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步提升發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率、降低碳排放。

參 考 文 獻(xiàn)

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（責(zé)任編輯 瑞 秋）

修改稿收到日期為2024年4月29日。