關(guān)于消除米勒循環(huán)增壓汽油機(jī)早燃現(xiàn)象的研究

葉伊蘇，王金石，劉 鵬，趙明祥，姚克甫，程梁柱

(1.東風(fēng)汽車公司技術(shù)中心，武漢 430058； 2.東風(fēng)柳州汽車有限公司，柳州 545000；3.東風(fēng)雷諾汽車有限公司技術(shù)中心，武漢 430051)

關(guān)于消除米勒循環(huán)增壓汽油機(jī)早燃現(xiàn)象的研究

葉伊蘇1，王金石1，劉 鵬1，趙明祥2，姚克甫2，程梁柱3

(1.東風(fēng)汽車公司技術(shù)中心，武漢 430058； 2.東風(fēng)柳州汽車有限公司，柳州 545000；3.東風(fēng)雷諾汽車有限公司技術(shù)中心，武漢 430051)

為克服低速早燃現(xiàn)象，以提高汽油機(jī)低速轉(zhuǎn)矩，改善汽車的駕駛性和降低油耗，首先對一款采用米勒循環(huán)的增壓汽油機(jī)低速早燃特性進(jìn)行了參數(shù)敏感性試驗(yàn)分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，降低冷卻液和進(jìn)氣溫度和加濃混合氣，能在一定程度上抑制早燃，但作用有限，不能達(dá)到期望指標(biāo)。接著采用光纖傳感器監(jiān)測燃燒過程，發(fā)現(xiàn)早燃主要發(fā)生在排氣門附近，而CFD缸內(nèi)流場分析表明此區(qū)域湍動(dòng)能較弱，可能是早燃發(fā)生的主要原因。據(jù)此，通過改進(jìn)缸蓋進(jìn)氣道和導(dǎo)氣屏，提升滾流比和湍動(dòng)能，有效抑制了早燃，實(shí)現(xiàn)了期望目標(biāo)。

增壓汽油機(jī)；早燃；滾流比；湍動(dòng)能

前言

隨著車輛對駕駛性要求的提升，采用低速化節(jié)油措施、追求低速大轉(zhuǎn)矩是汽油機(jī)技術(shù)發(fā)展的重要趨勢。但增壓汽油機(jī)早燃現(xiàn)象(GDI/PFI均存在)已成為汽油機(jī)開發(fā)初期不得不面對的難題。早燃一般發(fā)生在低速大轉(zhuǎn)矩區(qū)域[1]，由早燃引發(fā)的超級爆震極具破壞性，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力甚至可以超過20MPa，發(fā)動(dòng)機(jī)連桿、活塞等零部件會(huì)受到嚴(yán)重?fù)p壞[2]。早燃發(fā)生時(shí)，缸壓偏離壓縮線，不像普通爆震那樣可通過推遲點(diǎn)火角來避免[3]。關(guān)于其發(fā)生機(jī)理，目前國內(nèi)外尚無統(tǒng)一的定論，但一般認(rèn)為有4方面的原因[4-9]：沉積物(如積炭)、局部熱點(diǎn)(如火花塞電極和排氣門過熱等)、機(jī)油液滴/機(jī)油蒸氣(機(jī)油閃點(diǎn)溫度降低引起的自燃)和化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)相關(guān)因素(缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)、殘余廢氣和混合氣濃度等)。相關(guān)研究表明，加濃混合氣、優(yōu)化VVT掃氣和降低冷卻液溫度能有效抑制爆震，但不能在滿足油耗和排放要求的前提下根本上消除早燃現(xiàn)象[1，9]，優(yōu)化噴射策略可顯著降低早燃發(fā)生機(jī)率[10-11]。

本文中基于一款采用米勒循環(huán)的氣道噴射增壓汽油機(jī)在低速大轉(zhuǎn)矩工況下發(fā)生的早燃現(xiàn)象，進(jìn)行了冷卻液溫度、混合氣濃度和VVT等參數(shù)的敏感性試驗(yàn)分析。試驗(yàn)時(shí)利用燃燒分析儀分析判斷是否有早燃發(fā)生，同時(shí)利用帶光纖傳感器的火花塞進(jìn)行光譜分析，監(jiān)控早燃發(fā)生區(qū)域。根據(jù)參數(shù)敏感性分析結(jié)果，并結(jié)合氣門測溫試驗(yàn)和缸內(nèi)流場CFD仿真，總結(jié)出了早燃發(fā)生的可能原因。隨后通過缸蓋進(jìn)氣道/導(dǎo)氣屏設(shè)計(jì)優(yōu)化，提升缸內(nèi)滾流運(yùn)動(dòng)，改善點(diǎn)火前湍動(dòng)能分布，有效抑制了早燃現(xiàn)象，實(shí)現(xiàn)了期望目標(biāo)。

1 早燃現(xiàn)象描述

該發(fā)動(dòng)機(jī)為一款米勒循環(huán)增壓汽油機(jī)，通過減小進(jìn)氣包角，降低氣門升程，使進(jìn)氣門早關(guān)來降低泵氣損失，從而降低油耗，但同時(shí)功率受到限制。其配氣相位和示功圖分別見圖1和圖2。

圖1 米勒循環(huán)型線及配氣相位圖

圖2 米勒循環(huán)示功圖

在開發(fā)早期進(jìn)行燃燒試驗(yàn)時(shí)，低速大負(fù)荷區(qū)域下發(fā)生早燃現(xiàn)象，不能達(dá)到期望指標(biāo)，圖3示出發(fā)生早燃的發(fā)動(dòng)機(jī)工況。試驗(yàn)時(shí)利用燃燒分析儀分析判斷是否有早燃發(fā)生，當(dāng)最大缸壓大于12MPa(設(shè)置為該工況下正常最大缸壓的2倍)時(shí)即認(rèn)為發(fā)生了早燃，這種情況下缸壓曲線會(huì)偏離壓縮線，最大爆發(fā)壓力接近20MPa，并伴隨劇烈的壓力波動(dòng)，如圖4所示。該發(fā)動(dòng)機(jī)的主要運(yùn)行參數(shù)如表1所示。在1 500r/min(240N·m)1h的早燃試驗(yàn)中，4個(gè)缸累計(jì)發(fā)生105次早燃現(xiàn)象，各缸分布如圖5所示。需要說明的是，選擇該工況進(jìn)行試驗(yàn)是因?yàn)樗鼘?yīng)最大轉(zhuǎn)矩點(diǎn)下的最低轉(zhuǎn)速，最容易發(fā)生早燃，運(yùn)行1h是基于統(tǒng)計(jì)學(xué)角度考慮的，當(dāng)?shù)陀?次/h，即認(rèn)為該燃燒系統(tǒng)設(shè)計(jì)滿足要求。

圖3 早燃發(fā)生的發(fā)動(dòng)機(jī)工況平面

圖4 早燃發(fā)生時(shí)的缸壓曲線

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)主要運(yùn)行參數(shù)

2 運(yùn)行參數(shù)敏感性試驗(yàn)分析

經(jīng)故障樹分析，排除了積炭、局部熱點(diǎn)和機(jī)油液滴/蒸氣誘發(fā)早燃的可能，另外在具有不同壓縮比的樣機(jī)上試驗(yàn)時(shí)均有早燃發(fā)生，說明與壓縮比關(guān)系不大。本章敘述基于1 500r/min工況進(jìn)行的冷卻液溫度、中冷后進(jìn)氣溫度、空燃比和進(jìn)氣VVT等參數(shù)對早燃影響的試驗(yàn)研究情況，并結(jié)合相關(guān)仿真結(jié)果進(jìn)行分析。

圖5 1 500r/min(240N·m)1h早燃次數(shù)監(jiān)測

2.1 運(yùn)行邊界/進(jìn)氣VVT的影響

空燃比設(shè)定為1，排氣門關(guān)閉角度EVC(1mm)設(shè)定為-20°CA ATDC，將環(huán)境壓力由0.101 3MPa提高到0.103MPa，降低壓比，提高壓氣機(jī)運(yùn)行效率，同時(shí)將冷卻液溫度由90℃降低至70℃，中冷后溫度由32℃降低至20℃，探討運(yùn)行邊界變化對早燃的影響。圖6為在發(fā)生早燃的邊界條件下轉(zhuǎn)矩、燃油消耗率、進(jìn)氣歧管壓力和點(diǎn)火角隨進(jìn)氣門開啟角度IVO(1mm)的變化關(guān)系，可以看到，隨著進(jìn)氣門開啟時(shí)間的推遲，有效進(jìn)氣時(shí)間延長，進(jìn)氣量增多，進(jìn)氣歧管壓力提升，從而轉(zhuǎn)矩增加，但受到早燃限制。運(yùn)行邊界優(yōu)化后，轉(zhuǎn)矩提升將近30N·m，但同樣受早燃限制，仍不能達(dá)到目標(biāo)，同時(shí)受點(diǎn)火角推遲的影響，油耗有所上升。

需要說明的是，此運(yùn)行邊界的調(diào)整在實(shí)際的道路試驗(yàn)中不可能實(shí)現(xiàn)，旨在結(jié)合仿真探討早燃邊界與壓縮終了缸內(nèi)狀態(tài)(壓力、溫度)的關(guān)系。結(jié)合圖6進(jìn)行一維熱力學(xué)性能仿真發(fā)現(xiàn)，當(dāng)早燃發(fā)生時(shí)，其臨界缸內(nèi)溫度基本一致，如圖7所示。

2.2 空燃比/進(jìn)氣VVT的影響

設(shè)定環(huán)境壓力為0.101 3MPa，冷卻液溫度為90℃，中冷后溫度為 32℃，排氣門關(guān)閉角度 EVC(1mm)為-20°CA ATDC，探討混合氣濃度變化對早燃的影響。圖8為轉(zhuǎn)矩、燃油消耗率等參數(shù)隨進(jìn)氣門開啟角度IVO(1mm)的變化關(guān)系。由圖可見，隨著混合氣加濃，當(dāng)處于早燃邊界時(shí)，進(jìn)氣門可延遲開啟，轉(zhuǎn)矩增加，當(dāng)過量空氣系數(shù) λ＝0.8，IVO＝0°CA ATDC時(shí)轉(zhuǎn)矩可達(dá)到240N·m的目標(biāo)。這是因?yàn)樵谠囼?yàn)中噴油起始角SOI固定，噴油結(jié)束角EOI推遲，增加了燃油在缸內(nèi)蒸發(fā)霧化的時(shí)間，缸內(nèi)溫度降低所致。根據(jù)圖8參數(shù)進(jìn)行一維熱力學(xué)性能仿真，得出的點(diǎn)火前缸內(nèi)溫度趨勢圖(圖9)也可說明。與2.1節(jié)類似，早燃發(fā)生的臨界缸內(nèi)溫度基本一致，處于400～410℃之間。

圖6 早燃邊界下各參數(shù)與運(yùn)行邊界、IVO的關(guān)系

圖7 點(diǎn)火前缸內(nèi)溫度隨運(yùn)行邊界、IVO變化趨勢

圖8 早燃邊界下各參數(shù)與空燃比、IVO的關(guān)系

圖9 點(diǎn)火前缸內(nèi)溫度隨空燃比、IVO變化趨勢

雖然加濃混合氣可提高早燃發(fā)生時(shí)的轉(zhuǎn)矩，且能達(dá)到期望指標(biāo)，但國六法規(guī)下需要盡量擴(kuò)大發(fā)動(dòng)機(jī)λ＝1的MAP范圍，以滿足WLTC和RDE循環(huán)應(yīng)用范圍，不允許在低速大負(fù)荷區(qū)域加濃，以免引起排放問題。

2.3 綜合分析

由以上分析可知，早燃的發(fā)生與點(diǎn)火前缸內(nèi)溫度的高低密切相關(guān)，降低冷卻液溫度、中冷后進(jìn)氣溫度雖可改善早燃，但不能從根本上消除。加濃混合氣也可抑制早燃，當(dāng)λ＝0.8時(shí)在不發(fā)生早燃的情況下，甚至可以達(dá)到期望指標(biāo)。但這些措施在實(shí)際的道路試驗(yàn)中不能實(shí)現(xiàn)，或不被法規(guī)所允許。因此需要探索另外的解決辦法。

3 光纖測量/原因分析

應(yīng)用光纖傳感器測量缸內(nèi)燃燒光強(qiáng)信號，并結(jié)合燃燒分析儀可有效分析缸內(nèi)燃燒情況，判斷爆震和早燃發(fā)生區(qū)域[12]。圖10為第2和第4缸的測量結(jié)果，可以看出，早燃主要發(fā)生在排氣側(cè)區(qū)域，且源頭主要在缸蓋燃燒室處。因此需要從缸蓋和排氣門溫度是否偏高，缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)和點(diǎn)火前湍動(dòng)能分布是否合理等方面來分析。

圖10 第2和第4缸早燃區(qū)域監(jiān)控結(jié)果

根據(jù)氣門溫度測試結(jié)果及其與類似機(jī)型(BMEP更大)的比較，該發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋火力面和排氣門的溫度皆處于較低水平(這里不作說明)。從缸內(nèi)流場CFD分析結(jié)果看，1 500r/min時(shí)滾流運(yùn)動(dòng)和湍動(dòng)能比參考機(jī)型弱，另外點(diǎn)火前湍動(dòng)能分布不合理，排氣側(cè)明顯較弱，如圖11所示。

由以上分析可見，湍流較弱和分布不合理，可能是該發(fā)動(dòng)機(jī)受缸內(nèi)混合氣溫度限制，發(fā)生早燃而使轉(zhuǎn)矩不能達(dá)標(biāo)的主要原因。

圖11 WOT 1 500r/min下點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)湍動(dòng)能分布

4 滾流優(yōu)化試驗(yàn)探討

在進(jìn)氣歧管靠近缸蓋端加裝滾流閥，引導(dǎo)氣流更多地從氣門上方進(jìn)入氣缸，加強(qiáng)滾流運(yùn)動(dòng)。圖12為加裝滾流閥前后進(jìn)氣門關(guān)閉前的速度矢量分布圖對比?？梢钥吹剑友b滾流后，氣門下方的氣體流動(dòng)減少，有利于加強(qiáng)滾流，從圖13中同樣可以看出。

圖12 進(jìn)氣門關(guān)閉前缸內(nèi)速度矢量圖對比

圖13 和圖14為增加滾流閥前后缸內(nèi)滾流比、湍動(dòng)能和點(diǎn)火前缸內(nèi)湍動(dòng)能分布的對比圖，可以看出，滾流運(yùn)動(dòng)的增強(qiáng)，尤其是在壓縮行程后期，可提高破碎后的湍流，盡管點(diǎn)火時(shí)刻火花塞周圍平均湍動(dòng)能變化不大，但湍動(dòng)能分布得到改善，尤其是排氣側(cè)湍動(dòng)能提升較多，從而可減少早燃的發(fā)生概率。

經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證，該方案在正常的冷卻液溫度、中冷后溫度和λ＝1的情況下能實(shí)現(xiàn)外特性目標(biāo)，且無早燃發(fā)生。

5 進(jìn)氣道/導(dǎo)氣屏改進(jìn)與實(shí)施效果

根據(jù)以上分析，需要進(jìn)行缸蓋進(jìn)氣道和導(dǎo)氣屏的改進(jìn)以達(dá)到與加裝滾流閥同樣的效果，從而改善早燃。為此進(jìn)行了以下改進(jìn)設(shè)計(jì)，如圖15所示，將進(jìn)氣道出口上抬，引導(dǎo)氣流更多地從氣門上方進(jìn)入氣缸，同時(shí)增加導(dǎo)氣屏長度，減少氣門下方氣流運(yùn)動(dòng)，以提升滾流強(qiáng)度。

圖13 增加滾流閥前后缸內(nèi)流動(dòng)參數(shù)對比

圖14 增加滾流閥前后點(diǎn)火前缸內(nèi)湍動(dòng)能分布對比

圖15 進(jìn)氣道和導(dǎo)氣屏改進(jìn)方案

圖16 為進(jìn)氣道改進(jìn)、導(dǎo)氣屏改進(jìn)和進(jìn)氣道與導(dǎo)氣屏同時(shí)改進(jìn)3種情況下滾流比與原方案的對比?？梢钥闯?，壓縮行程后期的滾流比逐漸增強(qiáng)，且進(jìn)氣道與導(dǎo)氣屏同時(shí)改進(jìn)后的滾流比與加裝滾流閥基本相同。圖17為3種情況下1 500r/min(240N·m)工況在1h的早燃試驗(yàn)中早燃次數(shù)的對比。由圖可見，僅改進(jìn)進(jìn)氣道或?qū)馄敛⒉荒芡耆缛棘F(xiàn)象，而同時(shí)改進(jìn)進(jìn)氣道和導(dǎo)氣屏后，早燃現(xiàn)象消除，在正常的冷卻液溫度、中冷后進(jìn)氣溫度和λ＝1的情況下能實(shí)現(xiàn)外特性目標(biāo)。

圖16 滾流比對比

以上說明由滾流破碎形成的湍流達(dá)到一定強(qiáng)度后才能有效抑制早燃的發(fā)生。早燃的發(fā)生概率和頻次與點(diǎn)火前缸內(nèi)平均湍動(dòng)能大小和分布有密切關(guān)聯(lián)。從圖17中還可看出，隨著湍動(dòng)能的增加，早燃發(fā)生頻次減少，當(dāng)達(dá)到一定程度時(shí)，早燃不再出現(xiàn)。

圖17 1 500r/min(240N·m)時(shí)早燃次數(shù)與缸內(nèi)平均湍動(dòng)能的關(guān)系

綜上所述，當(dāng)早燃由化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)因素引起時(shí)，其發(fā)生概率和頻次與壓縮終了缸內(nèi)狀態(tài)(壓力、溫度和湍動(dòng)能)存在密切關(guān)聯(lián)，今后將繼續(xù)做進(jìn)一步的研究。

6 結(jié)論

本文中結(jié)合某款米勒循環(huán)增壓汽油機(jī)的開發(fā)對影響早燃的相關(guān)因素(進(jìn)氣/冷卻液溫度和混合氣濃度)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并對改善早燃的措施進(jìn)行探討和分析，結(jié)論如下：

(1)早燃的發(fā)生與點(diǎn)火前缸內(nèi)混合氣溫度、湍動(dòng)能強(qiáng)度和分布情況密切相關(guān)；

(2)降低冷卻液溫度、中冷后溫度和加濃空燃比皆可降低缸內(nèi)溫度，對提高早燃發(fā)生時(shí)臨界狀態(tài)的轉(zhuǎn)矩有一定效果；

(3)加強(qiáng)滾流、提高點(diǎn)火前湍動(dòng)能水平和改善其分布可有效抑制早燃的發(fā)生，并能實(shí)現(xiàn)在理論空燃比下正常燃燒，以滿足排放法規(guī)。

今后將進(jìn)一步研究缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)(滾流、湍動(dòng)能)強(qiáng)度與早燃發(fā)生概率和頻次的關(guān)系，同時(shí)還要探討降低點(diǎn)火前缸內(nèi)混合氣溫度以減小早燃發(fā)生概率的措施。

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A Study on the Elimination of Pre-ignition Phenomenon in a Turbocharged Gasoline Engine with Miller Cycle

Ye Yisu1， W ang Jinshi1， Liu Peng1， Zhao M ingxiang2， Yao Kefu2＆ Cheng Liangzhu3
1.Dongfeng Motor Corporation Technical Centre， Wuhan 430058； 2.Dongfeng Liuzhou Motor Corporation， Liuzhou 545000；3.Dongfeng RenaultMotor Corporation，Wuhan 430051

For overcoming low-speed pre-ignition phenomenon to increase the low-speed torque of gasoline engine， improve the driveability and reduce the fuel consumption of vehicle， firstly an experimental parameter sensitivity analysis on the low-speed pre-ignition characteristics of a turbocharged gasoline enginewith Miller cycle is conducted，and the results show that though lowering the temperatures of intake gas and coolant and using richmixture can suppress pre-ignition to a certain degree，the effects are limited and so can not achieve desired indicators.Then monitoring combustion process by using optical fibre sensor finds that pre-ignitionmainly occurs at the vicinity of exhaust valve，and the CFD analysis on in-cylinder flow reveals that the weak turbulent kinetic energy in that area is probably themain cause of pre-ignition.On this basis，through themodification of gas guidingmask and intake port in cylinder head to increase the tumble ratio and turbulent kinetic energy，pre-ignition is effectively suppressed and the desired target is achieved.

turbocharged gasoline engine； pre-ignition； tum ble ratio； turbulent kinetic energy

10.19562/j.chinasae.qcgc.2017.10.004

原稿收到日期為2016年7月19日，修改稿收到日期為2016年8月18日。

葉伊蘇，碩士研究生，高級工程師，E-mail：yeys＠dfmc.com.cn。