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)動機性能提升和油耗降低，同時增加機體的損壞概率，因而需要對高壓縮比增壓汽油機的爆震特征進行研究.目前針對汽油機爆震的研究主要集中在爆震監(jiān)測和識別、爆震強度評價、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)，通常認為汽油機爆震主要由末端混合氣在主燃燒火焰前鋒面到達之前發(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行爆震燃燒分析、降噪頻譜特征分析以及爆震統(tǒng)計研究.基于此建立了一系列的爆震評價指標，如壓力震蕩最大幅值、對數(shù)爆震強度和爆震峰值(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)點被應(yīng)用于發(fā)動機燃燒過程的研究中[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，可實現(xiàn)光強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)光色譜特征可進行缸內(nèi)組分和排放的特征分析，也可進行中間產(chǎn)物和原機排放研究；另一方面根據(jù)缸內(nèi)燃燒的光強變化，可進行過程區(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，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)以及互補技術(shù)等手段進行協(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，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、合理的點火位置和充足的點火能量、高壓直噴和合理的噴霧落點、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].互補技術(shù)也可實現(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，進一步拓寬降油耗空間，實現(xiàn)降油耗和降爆震的雙目標.

當(dāng)前利用光纖測試技術(shù)進行發(fā)動機排放、循環(huán)變動降油耗以及爆震時刻的研究尚有報道[7-9]，但在更進一步的爆震位置、爆震位置概率循環(huán)占比以及爆震強度與爆震位置關(guān)系方面鮮見報道.吉利開發(fā)高性能快速燃燒發(fā)動機，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)計優(yōu)化提供重要的參考.

1 爆震預(yù)防系統(tǒng)設(shè)計和仿真

在汽油機的開發(fā)中，低爆震燃燒系統(tǒng)作為其中的一個重要目標，通常采用設(shè)計、仿真和試驗相結(jié)合的方法，通過系統(tǒng)對標和聯(lián)合仿真，進行前期的性能預(yù)測，其中包括爆震趨勢預(yù)測，然后進行詳細設(shè)計階段的多輪迭代驗證，最終通過整機試驗驗證開發(fā)目標.

1.1 爆震預(yù)防系統(tǒng)設(shè)計

吉利開發(fā)的直噴增壓汽油機在綜合考慮發(fā)動機動力性、經(jīng)濟性、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、進氣遮蔽、類球形燃燒室、低進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)動機主要參數(shù)如表1 所示.

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

在氣道燃燒室設(shè)計方面，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.采用進氣側(cè)略高于排氣側(cè)的設(shè)計理念，保證氣流順暢，形成強滾流；(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，強化滾流，但橫置要受發(fā)動機小缸徑、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)計噴霧落點，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)實現(xiàn)多部件的集成，如圖3 所示.

圖1 吉利進氣道數(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，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，采用了進氣側(cè)活塞冷卻噴嘴(piston cooling jet，PCJ)打靶設(shè)計，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 軟件進行發(fā)動機一維系統(tǒng)建模，根據(jù)試驗數(shù)據(jù)進行模型標定，利用標定后的一維模型為計算流體動力學(xué)(CFD)仿真提供必要的邊界輸入；(2)搭建CFD 模型，進行缸內(nèi)換氣設(shè)計(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)計仿真迭代，直至達到預(yù)期目標.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)合標定的噴油器油束方案，計算非燃燒狀態(tài)下的缸內(nèi)油、氣混合情況，重點關(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；(4)最后進行缸內(nèi)燃燒基礎(chǔ)模型標定，保證仿真與實際噴油量、缸內(nèi)進氣量和爆震循環(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)域通過詳細的化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)直接計算爆震，而G＝0 等值面為已燃和未燃的分界面[13]；(5)采用實測平均爆震循環(huán)(認為輕微爆震循環(huán))信息再次標定模型，在此基礎(chǔ)上，提前點火角，觀測缸內(nèi)燃燒過程，圖7 展示了基于此模型計算的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)，其點火時刻(-6°CA ATDC)早于圖7b 和圖7c 無爆震循環(huán)的點火時刻(-2°CA ATDC).圖7b 和圖7c 為相同循環(huán)不同時刻的燃燒.對比圖7a 進/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)湍動能中心偏進氣側(cè)，進氣側(cè)燃燒速度更快，但火花塞偏排氣側(cè)布置，進氣側(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，提前點火角產(chǎn)生爆震和非爆震現(xiàn)象：一方面不同的點火時刻對應(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)；另一方面不同點火時刻，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)圈面積比非爆震藍色內(nèi)圈的面積大約16.5%，偏差主要出現(xiàn)在排氣側(cè)，因為點火角提前，湍動能較強，燃燒更快，缸內(nèi)整體壓力和溫度偏高，遠端進氣側(cè)易受壓力和溫度的影響發(fā)生爆震，故其相對的進氣側(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，并提前點火使其強烈爆震，以確定可能的爆震位置，由此假設(shè)幾百個循環(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 試驗設(shè)置

圖8 為主要的光纖爆震測試發(fā)動機系統(tǒng).試驗發(fā)動機預(yù)先安裝了Kister 預(yù)埋式缸壓傳感器用于缸壓測試，同時采用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)動機的抗爆潛力和爆震特征，在發(fā)動機達到目標要求的基礎(chǔ)上，刻意將點火角再提前3.00°～3.75°CA，以期獲得可觀的爆震循環(huán)數(shù)，重點關(guān)注發(fā)動機爆震位置及該位置與爆震強度的相關(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 個固定區(qū)域，固定觀測不同時刻各自區(qū)域的光強變化.當(dāng)爆震發(fā)生時，最早出現(xiàn)光強變化的通道或區(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)動機爆震發(fā)生在14.48°CA ATDC 進氣側(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 個通道，通道1、2、7 和8 為進氣側(cè)，通道3、4、5 和6為排氣側(cè)，如圖10 所示.該火花塞熱值、間隙以及點火能量等均與原機保持一致.

3 爆震分析和爆震位置識別及驗證

根據(jù)爆震位置識別方法，對900 循環(huán)進行逐一識別，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 進氣側(cè)1區(qū)，該爆震時刻與相應(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

完成單個爆震循環(huán)位置識別后，利用循環(huán)占比的方法對整個樣本進行爆震位置概率統(tǒng)計，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，藍色代表該位置發(fā)生爆震的頻率最低.循環(huán)占比統(tǒng)計爆震位置概率，即

式中：Ci為在900 個循環(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 個循環(huán)內(nèi)所識別的缸內(nèi)8 個位置的爆震次數(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)致進氣側(cè)火焰?zhèn)鞑ヂ窂捷^長，易引發(fā)進氣側(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)在進氣側(cè)位置8，而試驗顯示缸內(nèi)各區(qū)域均存在不同程度的爆震，且進氣側(cè)位置1 和2 爆震頻率最高.分析差異的主要原因是：(1)實際點火角的波動、缸內(nèi)氣流循環(huán)變動以及缸內(nèi)熱負荷累積等不穩(wěn)定因素影響發(fā)動機爆震，導(dǎo)致爆震隨機和偶發(fā)出現(xiàn)，仿真結(jié)果很難做到與試驗結(jié)果完全一致；(2)仿真采用多個循環(huán)的平均缸內(nèi)壓力作為標定依據(jù)，而試驗反映的是多個循環(huán)的統(tǒng)計結(jié)果，用平均循環(huán)表征多個循環(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)與試驗統(tǒng)計的結(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)計結(jié)果Fig.12 Statistical results of probability at different knocking position

為了進一步掌握發(fā)動機爆震位置特征以及爆震位置與爆震強度的相關(guān)性，需要針對關(guān)鍵區(qū)域進行統(tǒng)計分析.

3.1 進/排氣側(cè)爆震特征

隨著負荷和轉(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)計結(jié)果.爆震主要發(fā)生在進氣側(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)動機在關(guān)注進/排氣側(cè)爆震位置變化的同時，也需要關(guān)注缸間的爆震變化，因為缸間爆震直接反映整個缸體缸蓋水套和活塞冷卻等系統(tǒng)設(shè)計的合理性.

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.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)動機熱管理系統(tǒng)設(shè)計合理，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 外特性工況進行爆震位置統(tǒng)計分析，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)速和負荷有關(guān)，高轉(zhuǎn)速和高負荷在單位時間內(nèi)熱負荷較高，更易形成熱點且相對分散，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)速較強的氣流運動會抵消部分進氣側(cè)爆震強的影響，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，因為第2 缸和第3 缸除了受自身內(nèi)部燃燒的影響外，同時也受第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 爆震位置與爆震強度KPPK關(guān)系

KPPK 作為發(fā)動機爆震強度的重要評價指標被廣泛應(yīng)用于發(fā)動機的爆震研究.通過對缸壓信號進行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.一方面高強度爆震是限制發(fā)動機性能提升的關(guān)鍵；另一方面高強度爆震的爆震位置是后期的耐久冷熱沖擊的重點關(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)計其爆震發(fā)生位置信息十分必要.統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)：發(fā)動機4 個缸發(fā)生爆震，爆震概率最高的位置為1、1、7 和8，如表3 所示，均為進氣側(cè)，整個進氣側(cè)爆震平均概率高達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)計排名前5 的KPPK 爆震循環(huán)，即爆震劇烈的前5 個循環(huán)，進氣側(cè)依然占據(jù)最高的比例(位置1、1、7 和1)，如表4 所示.整個進氣側(cè)爆震平均概率也達到64.5%.發(fā)動機4 個缸中位置1 處最易發(fā)生高強度爆震，其次是位置8，均為進氣側(cè)；最不易發(fā)生高強度爆震的是位置3，因此，筆者案例中需要重點關(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

在實際發(fā)動機運行中，影響爆震發(fā)生的因素多而復(fù)雜，利用仿真進行爆震位置趨勢預(yù)測，通過光纖測試進行爆震位置驗證，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，降低進氣側(cè)爆震.優(yōu)化配氣系統(tǒng)在時間成本和系統(tǒng)復(fù)雜度等方面有優(yōu)勢，綜合成本也較低，但會影響整機性能和油耗；如果爆震集中在排氣側(cè)或缸間，可通過加強冷卻，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需要兼顧冷啟動、暖機等特殊工況的冷卻需求，但混動時代該需求將被弱化；如果爆震以進氣側(cè)為主時，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，抑制爆震是一個系統(tǒng)工程，需要權(quán)衡各方面因素.

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

4 結(jié)論

(1) 基于發(fā)動機爆震預(yù)防的設(shè)計理念，介紹了燃燒系統(tǒng)設(shè)計和相應(yīng)的仿真過程，預(yù)測爆震發(fā)生在進氣側(cè)，并進行相應(yīng)的試驗驗證和差異化分析，仿真結(jié)果與試驗結(jié)果基本吻合.

(2) 應(yīng)用光纖測試技術(shù)進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)壓力測試兩個獨立系統(tǒng)進行同步缸內(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，重點分析進氣側(cè)和缸間的爆震位置特征，通過試驗發(fā)現(xiàn)缸內(nèi)各位置均存在不同程度的爆震現(xiàn)象；進氣側(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)計合理.

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