高增壓點燃式發(fā)動機早燃的研究

【德】 Dahnz C Han K M Spicher U Magar M SchieBl R Maas U

0 前言

縮缸強化是火花點燃式發(fā)動機降低燃油耗和減少排放的重要理念。減小發(fā)動機排量以把運行點從燃燒效率低的部分負荷工況區(qū)轉移到燃燒效率較高的工況區(qū)，從而降低燃油耗。由于減小了發(fā)動機排量，全負荷時的最大功率相應下降，所以要對其進行增壓，但這又導致發(fā)動機的單位負荷增加，從而出現了新的燃燒現象。尤其在全負荷低轉速時，這種燃燒現象在以往自然吸氣發(fā)動機中是不曾出現的。

其中最重要的燃燒現象就是早燃。由于早燃會對發(fā)動機產生很大的損壞，所以早燃現象被視為是發(fā)動機進一步縮缸強化最重要的限制性因素。在發(fā)生早燃的工作循環(huán)中，空-燃混合氣在火花塞跳火之前就已被點燃，從而產生比正常燃燒時高得多的壓力（圖1）。由于壓力水平的升高和自燃點通常發(fā)生在不利于燃燒的空間位置，燃燒過程轉變?yōu)閺娏冶?，從而嚴重損害發(fā)動機。

因此，早燃已成為大量研究工作的主題，其目的在于確定產生早燃的原因，得出避免產生早燃的措施。本文介紹了有關高增壓直接噴射汽油機早燃現象的研究成果。

1 研究方法

為了評估可能引起早燃的原因，對1 臺試驗用汽油機進行了試驗研究，同時還做了數值仿真。評價了運用2種方法所獲得的結果。

1.1 試驗

1.1.1 試驗用發(fā)動機

研究用的發(fā)動機是1臺直列4 缸、缸內直接噴射、火花點燃式增壓汽油機。所有的試驗都是在1臺稍作修改的量產汽油機上進行的。研究用發(fā)動機的主要技術規(guī)格如表1所示。

采用手動調整發(fā)動機電控單元參數，使得進氣壓力高于原型機的水平。此外，應用1 根經改進的排氣凸輪軸，使發(fā)動機能以更大扭矩運行。這樣，發(fā)動機工作負荷得以提高，可以產生重復次數足夠多的早燃現象。

介紹的各項研究都是在發(fā)動機轉速為1 750 r/min、有效扭矩為360 N·m 的全負荷運行工況下進行的。在改變每個參數時，點火定時都被固定在接近于最惡劣的爆燃極限狀態(tài)下。在所有的情況下，整個過量空氣系數λ均調整至0.95。

表1 研究用發(fā)動機的主要技術規(guī)格

1.1.2 測量方法

試驗機安裝了多種壓力和溫度傳感器，用以監(jiān)視運行參數，并裝有3個光學通道，以便能用內窺鏡對燃燒狀態(tài)進行可視化。

在每個氣缸內都安裝了1 個壓力傳感器，以高的時間分辨率測定缸內壓力變化。該壓力傳感器為Kistler公司生產的6061BU 型水冷壓電式壓力傳感器，它能承受因早燃產生的峰值壓力。

為了用內窺鏡實現燃燒室內火焰前鋒傳播的可視化，對其中1個氣缸使用了基于光電倍增器技術的高速攝影系統(tǒng)，其特點是具有很高的時間分辨率（0.1°CA），并在250～450 nm 的波段范圍內具有最高的靈敏度，該波段對于分析點火現象非常重要。借助于用循環(huán)數據存儲法的存儲器設計，使攝影系統(tǒng)不僅能儲存預定觸發(fā)后的循環(huán)數據，而且還能儲存預定觸發(fā)前的循環(huán)數據，從而能夠記錄多次的早燃，盡管它們出現的概率很小，并且是隨機出現的。氣缸蓋上的光學探針布置見圖2。

1.2 數值仿真

除上述試驗研究外，還進行了數值仿真，數值仿真可分為2組。第1組利用CD-adapco公司開發(fā)的商用計算流體動力學（CFD）軟件STAR-CD 進行三維CFD 仿真，求得燃燒室內各種工作條件的信息，包括壓力、溫度分布和局部混合氣成分等；第2組則進行詳盡的化學動力學仿真，以獲得多方面的信息。

在利用CFD 計算和試驗測量確定的條件下，以及進行有關空-燃混合氣可燃性的研究期間，使用了2種不同程度的方法。利用均相反應器模型對壓力、溫度、混合氣成分（即空燃比）和廢氣含量，及其熱力學參數對自燃性能的影響進行了一般性的分析研究。借助于一維燃燒模型，對空間分布的不均勻性（熱點、液滴和微粒）進行了研究。

仿真是在考慮到反應動力學的情況下進行的。在零維計算中，使用了由Andrae等提出的“甲苯參考燃料”機理，其中包含Curran等提出的參考燃料機理，后者描述了用甲苯的氧化反應拓展了的異辛烷與正庚烷混合物的燃燒。甲苯參考燃料機理的優(yōu)勢在于為試驗使用實際多組分燃料提供了更精確的模型。在一維計算中，使用了由Andrae和Head提出的簡化機理，以減少計算量。

1.3 過程

為了研究早燃的原因，首先要系統(tǒng)地考慮到所有可能產生早燃的機理。為此，把可能產生的機理，按照其工作的物理原理，安排到1個樹狀結構中（圖3）。

首先，可區(qū)分均相現象和非均相現象。在均相的情況下，沒有任何變動。非均相效應可分為純氣相現象和多相現象2種。在純氣相現象中，可能在溫度和混合氣成分方面存在空間分布的不均勻性。多相機理又能把除了氣相以外所涉及的第2相再次細分為固相和液相。

2 結果

在評估過程中，一些關鍵性的試驗在揭示可能導致產生早燃的機理方面特別具有選擇性。以下將簡要介紹這些試驗結果，以及數值仿真的結果。

2.1 試驗結果

從預定的基準運行點開始，改變多項參數。為了獲得可比性的結果，在改變參數的過程中，如扭矩、空燃比和點火定時等重要運行參數始終保持不變。

2.1.1 溫度的變動

在研究溫度和早燃頻率的相互關系時，冷卻液的溫度（在機體出口處測量）在75～95℃之間變動（圖4），并繪出了早燃頻率與冷卻液溫度之間的關系。早燃頻率按照每10 000次發(fā)動機循環(huán)的次數計算，圖4所顯示的每個數據點都是建立在100 000次發(fā)動機試驗循環(huán)基礎上的。

此結果值得一提的是，自燃頻率并不隨著冷卻液溫度的增加而提高，而是相反顯著降低了。此現象為評估各種早燃機理的產生提供了重要依據。

2.1.2 燃油的影響

另外，還研究了試驗發(fā)動機用的燃油對早燃頻率的影響（圖5）。使用了RON 95、RON 98和RON 100的燃油，以及儲存了多年的RON 100的陳燃油。將陳燃油與RON 100的新燃油相比較，結果表明，雖然爆燃特性只有微小的差別，但前者的早燃頻率卻要高得多。這證明，辛烷值不足以對早燃頻率的影響下結論。

假定早燃頻率的增加歸因于燃油長期儲存，仍然有2種不同的解釋：（1）由于燃油中的低沸點抗爆燃成分優(yōu)先蒸發(fā)，從而提高了燃油的易燃性；（2）由于燃油在儲存期間物理性能發(fā)生了改變。因為爆燃特性直接與易燃性相關，顯然不受燃油儲存期的影響，所以后一種解釋似乎更有可能。

儲存期對燃油蒸發(fā)特性的影響見圖6（a）。將儲存了幾年的燃油與新燃油的蒸發(fā)曲線作比較，從中可以看出，由于易蒸發(fā)成分的蒸發(fā)，蒸發(fā)曲線移到較高溫度處。圖6（b）給出了本研究所使用的所有燃油的蒸發(fā)曲線，RON 100的燃油數據具有相當的不確定性。

2.1.3 光學法研究

通過對攝影機內數據的處理，可以確定早燃點的空間分布（圖7）。圖7中每個黑點都是運用光學法記錄的1次自燃起始點。為了便于定位，在此圖像的背景上繪制了可見的燃燒室輪廓。

如圖7所示，早燃點分布于沿氣缸蓋襯墊平面的寬廣范圍內。分析表明，早燃點分布與發(fā)動機的運行工況之間沒有顯著的相關性。

2.2 數值仿真的結果

2.2.1 滯燃期

首先，用均相反應器模型研究空-燃混合氣的自燃特性。進行綜合的參數研究時，在寬廣的溫度和空燃比范圍內計算了滯燃期。在相應的仿真中，使用體積分數為67%的異辛烷、20%的甲苯和13%的正庚烷的甲苯參考燃料代用燃油。所有的計算都是在4 MPa恒定壓力下進行的，此壓力接近試驗發(fā)動機在預定運行工況下的壓縮終點壓力。

圖8（a）表示對化學計量比混合氣計算出的滯燃期與絕對溫度倒數的關系。圖8（b）表示在恒定溫度714 K條件下，不同過量空氣系數的滯燃期。為了表明參數研究的全部結果，繪制出了二維滯燃期脈譜（圖9）。此圖的橫截面為圖8（a），其縱截面為圖8（b）。

這一滯燃期脈譜表明，圖8定性顯示的相關性，在所研究的整個范圍內都是有效的?？梢灶A期，較濃的混合氣和較高的溫度具有較短的滯燃期。

2.2.2 液滴著火

發(fā)生早燃的原因之一可能是來自潤滑油的高沸點和易著火成分的影響。由于這些成分的蒸發(fā)，有可能在液滴周圍存在滯燃期比周圍氣體有所縮短的區(qū)域。

液滴對自燃性能的影響可以借助于一維燃燒模型仿真進行定性研究。假定自燃具有限制的時段，以計算著火極限。這個時段是在發(fā)動機運行時，在燃燒室內達到一定的熱力學條件，到正常燃燒開始前的時間段估值定為5 ms，對應發(fā)動機轉速在1 750 r/min時，曲軸轉角為52°CA。為了進行仿真，在假定周圍壓力保持為4 MPa不變的條件下，分析了在初始為均相的、化學計量比的異辛烷和空氣混合氣中的正庚烷液滴。液滴和氣體溫度的變化產生了圖10所示的結果。

在低氣體溫度時，在研究的時段內探測不到自燃發(fā)生。反之，在氣體溫度很高（＞780 K）時，在氣相內發(fā)生了均相自燃，而且與液滴溫度無關。因為在該溫度條件下，氣相內的化學動力超出了液滴周圍的物理傳輸現象。在這2種極端情況之間，存在1個第3區(qū)，其中的自燃特性由液滴的存在所決定。

然而，所用的單一成分燃油不足以充分代表真實的燃油狀況。所以，在采用該結果作為定量結論時，僅適用于有限的范圍。

2.2.3 CFD 計算結果

為了獲得燃燒室內有關熱力學條件和混合氣組成方面的信息，在考慮到進氣行程期間的換氣和燃油噴射情況下，進行了CFD 計算。圖11 表示在噴射結束時的液滴分布狀況。

在對隨后的壓縮行程進行仿真之后，就能夠進行空間的不均勻性對局部壓力、溫度和空燃比等這些與自燃有關變量的分析。為了確定在相關情況下，燃燒室內的自燃特性在上止點前10°CA，開始逐步仿真。這段時間可被認為對早燃具有決定性思義。圖12是在這段時間內算出的數據。圖12中的每個點都代表具有相應溫度和空燃比的CFD 計算網格上的1個單元。整個參數范圍的全貌見圖12（a）。

顯然，很濃的混合氣和很熱的區(qū)域都是存在的，但這2個因素永不重合。這種效果可歸因于蒸發(fā)的燃油液滴吸收周圍氣體的熱量，并使其冷卻。局部的燃油蒸發(fā)得越多，混合氣就越濃，同時溫度也越低。

上述相互關系對滯燃期的影響見圖12（b），它顯示了與相應的滯燃期相關聯的圖12（a）的詳情。由此得出，無論是很熱的燃燒室區(qū)域，還是很濃的混合氣區(qū)域，都沒有給出如化學反應動力學仿真所期望的很短的滯燃期。最易于自燃的中間狀態(tài)混合氣的滯燃期大約為5 ms（即大約在52°CA 處）。

2.3 現象學

查明早燃現象要考慮到以下2點：（1）自燃后燃燒的進展，（2）早燃發(fā)生的特征。

利用由高速攝影機記錄的數據進行燃燒研究。在所有的早燃循環(huán)中，這些記錄都很相似。從圖13可以清楚地看出，早燃是以小而明確的著火核心形式出現的。與火花點燃以后觀察到的火焰?zhèn)鞑ハ啾?，源自這些早燃核心的火焰以相對較低的速度傳播。在循環(huán)中，由于較早的放熱和大多不利的著火位置（圖7），燃燒經常演變成強烈的爆燃，后者可作為1個高強度、快速傳播的光信號被識別。隨后就是強烈的壓力脈沖，顯示壓力波穿過燃燒室而產生的沖擊。

早燃的特點除了發(fā)生的次數相對較少之外（長期的平均數是在每10 000次循環(huán)中，每缸大約有4次早燃），就是斷斷續(xù)續(xù)地發(fā)生，而且早燃與正常燃燒循環(huán)有規(guī)律地交替。在此研究中，在1 922次測得的早燃中，有1 449次（也就是74.5%）發(fā)生在2～7次的早燃序列中。作為實例，圖14 示出了11 個相繼的發(fā)動機循環(huán)中的缸內壓力曲線序列。

顯然，早燃循環(huán)（峰值壓力高于10 MPa的循環(huán)）與正常燃燒循環(huán)非常規(guī)律性地交替發(fā)生。

就避免早燃而言，必須指出，目前尚無法對其進行可靠地預測。即使有1臺已測定了大量參數的試驗用發(fā)動機，也無法獲得早期表征早燃的任何數據。產生早燃的第1個跡象，就是由于自燃引起的壓力升高。

3 討論

為了評判圖3所示的產生早燃的各種機理，將其中每項機理均與發(fā)動機運行期間收集的試驗結果和仿真計算結果相關聯，以找出其一致性和矛盾性。下面將詳細討論早燃決策樹中的2個重要因素：（1）由燃燒室內熱表面誘發(fā)的著火，（2）氣缸套甩出的潤滑油液滴引起的自燃。

3.1 熱表面

燃燒室內火花塞或排氣門等熱表面誘發(fā)的著火是重要的早燃機理之一，它被懷疑是引起早燃的原因。類似現象已眾所周知，但熱表面點火的發(fā)展與早燃不同。表面點火是在火花塞跳火前，混合氣在燃燒室內的熱區(qū)已經被點燃。過早放熱導致壓力和溫度的峰值比正常燃燒時的高許多，結果使得燃燒室被進一步加熱，可能引起在下一次循環(huán)中更早地發(fā)生自燃。因此，表面點火的作用是自我保持，甚至是自我放大自燃效果，導致自燃發(fā)生的時間進一步提前，直至發(fā)動機損壞。

與此相反，早燃是間歇發(fā)生的，并且早燃循環(huán)與正常燃燒循環(huán)相互交替（圖14）。而且，上述序列并不連續(xù)。表面點火具有的連續(xù)特性從未被觀察到。

冷卻液溫度變動對早燃頻率影響的試驗結果（圖4）也有助于評判表面溫度是否會引發(fā)早燃。如果早燃是由熱表面引起的，提高冷卻液的溫度，表面溫度就會上升，從而導致周圍的氣體滯燃期縮短（圖8（a）），因而可能有更多的早燃次數發(fā)生。但是，實際觀察到的情況卻相反，較高的冷卻液溫度反而會使早燃的發(fā)生率較低。

最后還應該提及光學測量的發(fā)現。如果早燃是由燃燒室內熱表面引起的，自燃源就應該集中于關鍵部件附近。但圖7表明，記錄下來的燃燒起點卻分布在整個燃燒室的寬廣范圍內。甚至在上述早燃的序列中，也無法確認各早燃源之間有任何明顯的關聯。

縱觀這些試驗和仿真結果，實際上，已足以將這種把早燃歸因于燃燒室內熱表面的機理排除掉。

3.2 潤滑油滴著火

所提及的油滴引起早燃的機理，是基于以下假設：在噴油器側向布置時，噴出的油霧潤濕了噴油器對面的氣缸壁，稀釋了該處的潤滑油膜（圖11）。因此，破壞了潤滑油的黏度和表面張力系數等潤滑油性能，導致有較高的概率甩出可能促進早燃的油滴（圖10）。

潤滑油稀釋度的增高，黏度和表面張力就會降低。其結果是，一方面液體潤滑油油膜厚度減薄，這種情況本來對早燃并不發(fā)生直接的影響，因為潤滑油粘附在氣缸壁上是不著火的。但是，另一方面，由于活塞快到上止點時減速運動所產生的慣性力作用，降低表面張力會增加油滴從活塞頂岸甩出去的概率（圖15）。

為了評估上述機理，首先可使用冷卻液溫度變動的結果。預計，降低冷卻液溫度會使氣缸套上的潤滑油油膜溫度相應降低。因此，潤滑油的稀釋度將增加。作為與多組分潤滑油相互作用的多組分燃油的冷凝、稀釋和蒸發(fā)，這一復雜現象的第1個簡化指標，潤滑油油膜溫度可以與燃油的蒸發(fā)曲線相比較。降低潤滑油溫度，未蒸發(fā)的燃油部分就會增加（圖6），導致潤滑油的稀釋度增加，從而增大早燃發(fā)生的頻率。如圖4所示，在用試驗發(fā)動機做溫度變動試驗時，這種相互關系的確被觀察到了。

如果保持潤滑油溫度不變，對具有不同蒸發(fā)曲線的燃油進行比較，預計會有類似的結果。在此情況下，在給定的溫度下，具有較高蒸發(fā)曲線燃油的液態(tài)部分增多。觀察結果得出，較高的潤滑油稀釋度導致出現較高的早燃率。對于選定的運行工況點，估計潤滑油的溫度在110～130°C 之間。如圖5 和圖6所示，早燃率是與這些燃油在此溫度范圍內的液體分數相對應的。因此，可以這樣表述，試驗確定的用具有較高蒸發(fā)曲線的燃油會增加早燃頻率，也符合上述提出的機理。

數值仿真也顯示，在某些條件下，液滴的存在能夠促進早燃（圖10）。鑒于上述結果，從氣缸套甩出的潤滑油液滴的機理被認定是產生早燃的一種可能性。

3.3 結論

對上述2項機理進行的詳細評估，也被用以對圖3決策樹中所指出的其他機理的評估。對所有的可能性與試驗觀察和數值結果的兼容性進行系統(tǒng)分析，以達到對其進行驗證的目的。

均相自燃可以排除作為所觀察現象的原因，因為光學記錄顯示，源自火焰核心的燃燒在燃燒室內傳播很慢（圖13）。

在各非均相機理中，把早燃歸因于溫度場和混合氣分布的不均勻性的純氣相效應也可被排除。因為在燃燒室中，熱力學條件遠遠達不到發(fā)生自燃的臨界條件。因為所選定的試驗發(fā)動機結構使得總殘余廢氣分數較?。ㄉ儆?%），因此，殘余廢氣的影響也不可能成為早燃的原因。

在所有這些機理中，只有微粒、沉積物和液滴的機理可能是產生早燃的原因。與固體沉積物和微粒相比較，由液滴誘發(fā)的著火可能性要比固體沉積物和微粒的大得多。由沉積物引起的早燃只能局部地集中出現在沉積物附近，而固態(tài)微粒需要經歷換氣過程，并仍具有很高的表面溫度，才能促進自燃。在被認為導致產生早燃的潤滑油液滴的可能來源中，氣缸套上的油膜則被確認是最可能的。本項研究的完整結果見圖16。

但必須指出，把這些結果與采用其他發(fā)動機進行觀察和研究的結果相比較，對于某些機理的評估可能不太相同。經過確認，本次研究所使用的汽油機，其側置式噴油器噴出的油霧潤濕氣缸壁已被認為是引起早燃的主因。然而，采用進氣道噴射的汽油機也同樣會發(fā)生早燃。因此，在這些發(fā)動機中，必然還有其他機理起著主導作用。盡管如此，本次研究所提出的把早燃機理進行分類，并采用關鍵性的試驗對其進行評估的方法，可能對于識別其他引發(fā)發(fā)動機的早燃機理有所幫助。

4 結語

本研究系統(tǒng)分析了高增壓火花點燃式發(fā)動機早燃的原因。首先，將所有的現象按其工作物理原理，安排到1個樹狀結構中，用以識別可能產生早燃的機理。

早燃概率的評估通過應用在不同條件下的混合氣形成、自燃試驗研究，以及數值仿真來完成。根據綜合試驗和仿真的結果，大多數已被識別的機理可以被排除。一些其他的機理也被視為可能性不大。

把發(fā)生早燃歸因于從氣缸套甩出的潤滑油液滴這一機理，或許是最合理的解釋。影響這一機理的重要因素之一，被認為是側置式噴油器的布置方式。燃油噴霧沖擊位于噴油器對面的氣缸壁，似乎對在試驗用發(fā)動機上觀察到的早燃起著關鍵作用。

作為限制性因素，必須指出，上述結果似乎不是普遍有效的。用不同發(fā)動機進行研究所得到的結果表明，必須對其他發(fā)動機進行某些機理的重新評估。本研究所提出的方法也可用于其他發(fā)動機。改進該方法使其具有普遍性是未來研究的課題。