利用掃氣抑制增壓直噴汽油機“超爆”的研究

賈志超，朱 航，張揚軍，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)汽油機的熱效率。其中應(yīng)用最普遍的發(fā)動機技術(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)動機平均有效壓力，縮小發(fā)動機排量，保持與大排量發(fā)動機輸出扭矩在同一水平，這樣小排量發(fā)動機由于減小了摩擦功損失和節(jié)流損失，擴大了在整車運行工況的燃油經(jīng)濟區(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技術(shù)的應(yīng)用，汽油機在低轉(zhuǎn)速大負荷下易發(fā)生 “超爆”現(xiàn)象，燃燒壓力高達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)動機使用的燃油及潤滑油牌號，發(fā)動機運行條件，例如進氣溫度、冷卻液溫度、機油溫度，發(fā)動機調(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)動機調(diào)整參數(shù)因素。

由于發(fā)動機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的可變氣門正時機構(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缸汽油機上進行，該發(fā)動機可實現(xiàn)進排氣正時的連續(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)動機參數(shù)

試驗臺架為AVL PUMA Open1.3電力測功機，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)動機臺架系統(tǒng)見圖6。

2.2 試驗方法

本試驗選取1 750r／min全負荷作為研究工況點，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)進排氣相位等調(diào)整參數(shù)，進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全負荷工況運行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，在達到相同的平均有效壓力下，大重疊角的渦輪廢氣閥進行了放氣，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到131℃。這主要是由于大氣門重疊角下，發(fā)動機的空氣輸送效率（進入發(fā)動機的總空氣量，與按照進氣狀態(tài)計算充滿缸內(nèi)的理論進氣量之比）較高，提高了進氣流量，有19%的低溫新鮮空氣直接進入排氣系統(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，但在進氣沖程上止點附近溫度相對較低，較低的進氣溫度也導(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到21℃，最高燃燒溫度降低幅度達到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排氣門都提前打開和關(guān)閉，“后后”策略指進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，但壓氣機后的溫度和壓力有較大的差異，“前前”策略壓氣機負荷明顯低于“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，兩種策略進氣沖程泵氣功均為正值，相差不大。為補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)致了壓氣機后的其他溫度和壓力相對“前前”策略都較高，壓氣機前氣體溫度相對高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，在達到同等負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”策略都可以達到掃氣效果，但利用“前前”策略的排氣泵氣功較小，壓氣機后溫度和壓力較低，在相同負荷下能有效降低“超爆”發(fā)生頻次。

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