不同燃烧模式的爆震特性及爆震强度评价方法

王利民，华剑雄，卫海桥，薛 亮，左俊杰，李露梅

(1.广西玉柴机器股份有限公司，玉林 537005；2.天津大学 内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

0 概述

随着能源问题和环境问题日益突出，世界各国纷纷出台了严格的CO2排放法规，这使得提高热效率和降低燃油消耗成为了目前内燃机研发的重要内容。研究表明，提高压缩比和增压小型强化是提高内燃机热效率、降低CO2排放的重要途径。然而，爆震燃烧的发生限制了内燃机热效率的提升。目前改善点燃式发动机爆震燃烧的措施包括废气再循环(exhaust gas recirculation,EGR)[1]、代用燃料[2]、推迟点火、米勒/阿特金森循环等。

在爆震发生时，准确地识别和评价爆震燃烧和爆震工况是爆震研究的重要一环。在火花点火(spark ignition, SI)发动机中，爆震的发生由末端混合气在火焰到来之前发生自燃所导致，缸内发生爆震燃烧时存在一个不稳定的剧烈放热过程，使得缸内压力和压力升高率迅速增加，并且在缸内产生较大的压力梯度，进而形压力波在缸内来回反射。目前研究中对爆震的评价主要基于缸内压力信号进行，而爆震强度的评价指标主要有压力震荡最大幅值(maximum amplitude of pressure oscillation, MAPO)、压力震荡积分(integral of modulus of pressure oscillations, IMPO)、压力升高率峰值(maximum pressure rise rate, MPRR)、平均能量等。此外文献[3]中基于现有爆震指标提出了一个新的无量纲爆震指标(dimensionless knock indicator, DKI)，文献[4]中采用统计学的方法提出了一种动态阈值的计算方法。这些爆震评价指标均是针对具体的燃烧循环，即对燃烧循环的爆震强度进行评价，判断该循环是否发生爆震。

对于具体的燃烧工况而言，往往包含了众多正常燃烧循环和部分爆震循环，因此爆震的研究往往离不开大量循环的统计学分析[5-6]。目前对爆震工况的评价主要基于算数平均值法和爆震循环占有率法[7]两种方法。算数平均值法利用测试的所有燃烧循环的平均值作为工况的爆震强度；爆震循环占有率法是计算发生爆震的循环数占总循环数的比例。由于SI燃烧具有较强的随机性，且爆震工况下往往正常燃烧循环数量高于爆震循环数量，因此循环占有率法应用更为广泛[8-9]。

随着内燃机燃烧理论研究的深入，近年来提出了更多的新型燃烧方式，如均质压燃(homogeneous charge compression ignition, HCCI)、汽油压燃(gasoline compression ignition, GCI)、湍流射流点火(turbulent jet ignition, TJI)等，这些燃烧模式的爆震特性与SI燃烧的爆震特性差异较大[10-11]。此外，对于一些比SI爆震更加极端的工况，如低速早燃(或超级爆震)工况[12-13]，平均值法和爆震循环占有率法并不能完全准确地对爆震工况进行评价。虽然文献[14]中提出了一种新的爆震强度评价方法，但仍无法完全适用于多种燃烧模式的爆震评价及低速早燃这类极端工况的爆震评价。

为了得到适用于各种燃烧模式和极端工况的爆震评价方法，本研究中首先用统计学描述的方法对不同燃烧模式的爆震强度分布规律开展了研究，然后评估了现有的爆震评价方法对不同燃烧模式爆震评价的准确性，最后结合不同燃烧模式的燃烧特性和现有爆震评价方法的缺陷提出了两种改进的爆震评价方法(加权平均值法和破坏性循环均值法)，并对其爆震评价的准确性进行了验证。本研究中首次提出了广泛适用于各种燃烧模式和爆震工况的爆震评价方法，并获得了较高的准确性，对于内燃机爆震燃烧尤其是针对新型燃烧方式的爆震燃烧研究具有重要的理论和应用价值。

1 试验设备与流程

1.1 试验设备

本试验中所用的测试发动机为单缸两气门四冲程水冷式Ricardo E6发动机。缸径和行程分别为80 mm和100 mm，压缩比在10.0～17.5之间可调，排量0.5 L，采用全可变气门(variable valve actuation, VVA)机构。试验所用喷油系统为自主开发，可对喷油时刻、喷油次数、喷油脉宽和喷油压力进行实时调节，点火时刻通过MoTeC 400电控单元(ECU)进行调节。图 1是试验测试设备的示意图。其中VVA机构由液压驱动，可对气门的时刻和升程进行实时调节，这也是实现本研究中的不同燃烧模式的关键所在。气门的开启通过液压缸所产生的高压直接驱动，液压缸上安装有油管A和油管B。当气门需要开启时，在伺服阀的控制下，油管A与高压液源接通，油管B与低压液源接通，气门即在液压油的驱动下开启。当气门到达所需的升程时，油管A和B分别与高压液源和低压液源断开，此时液压缸内的压力和体积得以维持，以维持固定的气门开度。当气门需要关闭时，在伺服阀的作用下油管A与低压液源接通，油管B与高压液源接通，如此气门在液压力和弹簧弹力的作用下被推回。

图1 测试设备示意图

试验发动机的转速由DZC-20直流电力测功机控制，误差为±0.2%。空燃比由误差为±0.8%的宽裕氧传感器测量。燃油消耗量由燃油质量流量计测量，其量程为0～5 kg/h，误差为±0.2%。冷却液温度的监测和控制由西门子比例-积分-微分(PID)控制器实现，温度的波动在±2 ℃以内。进气增压通过外置的压气机实现。进气流量由同圆LFE060进气流量计测量，误差在±1%以内。缸内压力由奇石乐6118B火花塞式缸压传感器测量，并通过奇石乐5018电荷放大器进行信号放大，由燃烧分析仪进行分析和数据保存，缸压信号的采样间隔为0.1°曲轴转角。

在全可变气门机构、可调压缩比、灵活的点火和喷油的协同控制下，可在同一台发动机上实现不同燃烧模式，包括HCCI、GCI、SI、TJI和增压SI。但要想实现TJI燃烧，还需要一个带供油装置的预燃室，其结构如图2所示。该预燃室结构包含1个火花塞、1个单孔喷油器和1个预燃室壳体。其中单孔喷油器由商用博世多孔喷油器经激光焊接改造而成，其喷孔方向可在图2中看出。预燃室壳体上安装的两根细管是喷油器的冷却水道，作用是避免喷油器因高温而损坏。

图2 供油式预燃室结构图

1.2 测试工况

在本试验中，发动机转速固定在1 500 r/min，负荷范围在平均有效指示压力(indicated mean effective pressure, IMEP)0.27～1.20 MPa之间，具体取决于燃烧模式。表1列出了发动机的运行参数。对于不同的燃烧模式，包括进气温度、冷却液温度、润滑油温度和发动机转速在内的试验边界条件保持不变。进气门关闭(intake valve close, IVC)时刻和排气门开启(exhaust valve open, EVO)时刻也固定不变，分别为-120°和150°曲轴转角，本文中用曲轴转角负值表上止点前，正值表上止点后。试验所用的燃料为壳牌92号汽油。为了保证试验的可靠性，在数据采集之前需要先保持发动机在测试工况稳定运行60 s以上，采集开始后连续采集200个燃烧循环的数据。对于HCCI燃烧模式，试验通过设置排气门关闭(exhaust valve close, EVC)时刻和进气门开启(intake valve open,IVO)时刻为300°和420°，形成120°的负气门重叠角(negative valve lap, NVO)，并采用13.0的压缩比。考虑到爆震的限制，HCCI的IMEP保持在 0.35 MPa 以下，喷油时刻选择为 -300° 曲轴转角以保证燃料充分地预混。对于GCI燃烧模式，采用了17.5的压缩比，以保证在常温进气和无NVO的情况下正常着火。本试验中GCI的IMEP范围在0.76～0.79 MPa之间，是典型的高效率负荷区间。进气压力为0.1 MPa，喷油时刻在压缩行程以获得适当的燃油分层。对于TJI燃烧，选择了与SI相同的压缩比，即10.0。考虑到TJI燃烧的最大优势在于稀薄燃烧工况，选择过量空气系数1.6开展TJI测试，其负荷范围为0.60～0.62 MPa。对于SI燃烧，试验包含了自然吸气和进气增压的工况，测试工况为节气门全开的易爆震工况。综上所述，本研究所选择的测试工况为具体燃烧模式的典型工况，因此试验中获得的燃烧和爆震结果可在一定程度上反映对应燃烧模式的燃烧和爆震特征。

表1 发动机运行参数

1.3 放热率计算和爆震评价

对于缸内燃烧过程的分析，放热率的计算是十分必要的。本研究中采用基于热力学第一定律的单区模型对放热率进行计算[15-16]。燃烧放出的热量等于缸内气体的内能增加、对外做功、壁面传热及缝隙损失。放热率的计算如式(1)所示。

(1)

当爆震发生时，缸内会产生高频的压力震荡。除了SI燃烧外，剧烈的GCI和TJI燃烧也能在缸内产生压力震荡[10-11]。研究表明，汽油机中爆震的压力震荡频率主要集中在4～20 kHz之间，因此本研究中选择该范围的带通滤波对原始缸压进行滤波以提取压力震荡信号。根据奈奎斯特采样定理，能够解析的最高频率为采样频率的一半，这意味着要想分析最高频率为20 kHz的信号，采样频率需要高于40 kHz。本试验中1 500 r/min的转速下0.1°采样间隔对应的采样频率为90 kHz，满足采样定理的要求。

具体燃烧工况下200个循环缸压曲线如图3(a)所示，可以看出爆震的发生和压力震荡的产生是针对具体燃烧循环而言的，大量的燃烧循环才能真实反映出具体工况下的燃烧和爆震特征。因此，爆震的分析往往离不开统计学方法。在描述性统计学中，箱形图(又称胡须图)是描述数据在整个范围内分布的一种标准化方法，主要通过最小值、第一四分位数、中位数、第三四分位数和最大值进行数据量化。在本文中，除了上述分位数外，还增加了1%分位数、5%分位数、95%分位数、99%分位数和平均值对爆震强度的分布进行量化描述，具体如图 3(b)所示。图3(b)中每个散点代表图3(a)中一个燃烧循环的爆震强度，通过统计计算得到这些数据的不同百分位数的位置信息，这些信息通过图3(c)中的箱形图进行表达。即箱形图将数据的分布信息浓缩到了一个简单的箱形图中，即箱形图在保持简洁的同时包含了大量的信息。因此在本文接下来的内容中主要采用箱形图对不同燃烧模式的压力震荡分布进行统计学描述。

图3 箱形图对具体工况爆震特征的描述

对于爆震强度评价，目前应用最为广泛的是压力震荡的最大幅值(MAPO)，指标直接反映了爆震的最大破坏性。MAPO通过滤波后缸压绝对值的最大值计算得到，用于评价具体燃烧循环的爆震强度。而要评价一个运行工况的爆震强度，往往需要上百个燃烧循环的爆震强度计算得到，目前应用较多的有爆震循环占有率法和算数平均值法。此外，为了增强爆震评价方法在不同燃烧模式下的准确性和适用性，本文中还提出了两种新的爆震工况评价方法，即加权平均值法和破坏性循环均值法。

2 试验结果分析

2.1 不同燃烧模式的燃烧和爆震特性

不同燃烧模式具有不同的燃烧特性和爆震特性，这里所讨论的燃烧模式包括HCCI、GCI、TJI和SI(包括自然吸气和增压)，采用缸内压力、放热率和MAPO的箱形图来对燃烧和爆震特性进行描述。

不同过量空气系数下HCCI燃烧的缸压和放热率曲线如图4所示。图4中的工况负荷范围为IMEP 0.273～0.326 MPa，是HCCI燃烧比较典型的工作负荷。从图4中可以看出，HCCI的放热过程非常集中，主要集中在0°～15°之间。根据文献[18]中的研究，HCCI的燃烧很难做到缸内处处均匀，在如此快的放热过程之中放热的不均匀导致压力不均匀，进而在缸内形成压力震荡。图5是图4中对应工况的MAPO箱形图，可以看到HCCI燃烧虽然会产生压力震荡，但其MAPO分布较为集中，在过量空气系数为1.0时最大MAPO也在0.3 MPa以下，且95%的燃烧循环的MAPO在0.2 MPa以下。随着过量空气系数逐渐增加，MAPO的平均值逐渐降低，其分布也更加集中。

图5 不同过量空气系数下HCCI燃烧的MAPO分布

相比HCCI燃烧，GCI燃烧具有灵活的喷射策略和更高的压缩比，可以在保持与HCCI相似的爆震强度下实现更高的负荷。图 6所示是不同喷油时刻下GCI燃烧的缸压和放热率。对于GCI燃烧，可以通过改变喷油时刻控制缸内的燃油分布，实现对缸内混合气活性的调控，从而控制GCI的燃烧相位。喷油时刻提前，燃料预混比例增加，燃烧开始时刻和最大放热率也随之增加。根据之前的研究[10]结果，提前喷油时刻，GCI的爆震强度逐渐增加，但其MAPO分布形态及相对标准差(标准差与平均值的比)基本保持不变。该结果也可从图7中大致看出。此外，随着喷油时刻的提前，MAPO的分布区域逐渐变广，且平均值与中位数之间的距离逐渐增加，这是由较为提前的喷油时刻下存在较多强爆震循环导致的。综上可知，合理的喷油时刻控制对于GCI爆震的调控至关重要。

图6 不同喷油时刻下GCI燃烧的缸压和放热率(IMEP为0.76～0.79 MPa)

图7 不同喷油时刻下GCI燃烧的MAPO分布

TJI燃烧是近年来受到广泛关注的以一种射流点火燃烧模式，其最大的特点有：预燃室内有附加的供油装置，可以在主燃烧室稀燃的情况下保证预燃室内的燃烧在化学当量比附近；预燃室射流孔的合理布置使得火焰在穿过射流孔时产生明显的加速，可以提高主燃烧室的燃烧速率。图8为不同点火时刻下TJI燃烧的缸压和放热率，其放热率呈先急后缓的特点，且放热率峰值几乎不随点火时刻的变化而改变。在点火时刻较为提前的工况甚至出现了两阶段的放热率，第一阶段为射流造成的，第二阶段为后期火焰传播造成的。图9展示了所述工况的MAPO分布，可以看出随点火时刻提前，MAPO呈现逐渐增加的趋势，但其分布形态几乎没有发生变化，也没有由于点火时刻的提前而出现MAPO非常大的异常燃烧循环。

图8 不同点火时刻下TJI燃烧的缸压和放热率(IMEP为0.60～0.62 MPa)

图9 不同点火时刻下TJI燃烧的MAPO分布

SI燃烧最易发生爆震的工况为高负荷工况，爆震是在火焰到来之前末端混合气发生自燃产生的剧烈放热造成的。图 10是不同点火时刻下SI燃烧的缸压和放热率。由图10可见，随着点火时刻的提前，燃烧相位和最大缸压逐渐升高，对于较为提前的点火时刻(-18°和-20°曲轴转角)，放热率存在异常，这是发生爆震导致的。图11进一步展示了SI燃烧在不同点火时刻下的爆震强度分布。可以看到SI燃烧发生爆震前后MAPO分布具有本质的区别。发生爆震前(点火时刻-12°和-14°曲轴转角)MAPO分布非常集中，其最大值都在0.1 MPa以下；发生爆震后(点火时刻-18°和-20°曲轴转角)存在一些爆震强度非常大的燃烧循环，使得MAPO最大值和99%分位数的值非常大。

图10 不同点火时刻下SI燃烧的缸压和放热率(IMEP为0.99～1.04 MPa)

图11 不同点火时刻下SI燃烧的MAPO分布

在SI燃烧中，除了爆震外，还存在一种破坏性非常强的不正常燃烧现象，即低速早燃(或超级爆震)。这种不正常燃烧往往发生在增压发动机低速高负荷工况下，其典型的低速早燃燃烧循环的缸压如图 12所示。低速早燃循环的燃烧开始于火花点火之前，其压力震荡幅值达到数兆帕甚至数十兆帕，对发动机的破坏性远远高于普通爆震循环。图13是低速早燃工况的MAPO分布，这里的测试重复了3次，每次测试采集10 000个燃烧循环。从MAPO分布来看，低速早燃的发生具有非常大的随机性，其MAPO最大值超过11 MPa，但其99%分位数却低于0.05 MPa。这意味着发生低速早燃时，对发动机造成严重破坏的是那不足1%的燃烧循环。

图12 增压SI燃烧下低速早燃、爆震和正常燃烧的缸压(IMEP为1.2 MPa)

图13 增压SI燃烧下低速早燃的MAPO分布

2.2 爆震评价指标

上文对不同燃烧模式的燃烧特性和爆震分布特征进行了讨论，不同燃烧模式的MAPO分布具有显著差异，为了更加清晰地对比上述燃烧模式的爆震特征，图 14对比了不同燃烧模式的MAPO分布，其中除增压SI外其他燃烧模式均具有相近的MAPO算数平均值(0.1 MPa)。从图14可以看出，HCCI、GCI和TJI燃烧模式的MAPO分布较为类似，具有较好的集中性，且最大值都在0.3 MPa以内，这反映了燃烧过程的稳定性。相对地，SI爆震工况的MAPO分布非常离散，最大值和99%分位数较高，这反映了SI爆震燃烧的随机性。此外，增压SI的低速早燃工况MAPO分布更加极端，最大MAPO为 6 MPa，而剩下99%的循环的MAPO分布在0～0.05 MPa之间。从结果来看，不同燃烧模式的爆震分布可以划分为两类：一类分布集中，很少或几乎无异常值(高爆震强度循环)存在，代表燃烧模式为HCCI和TJI；另一类分布离散，存在部分异常点，代表燃烧模式为SI，这类分布的极端情况是低速早燃工况。

图14 不同燃烧模式的爆震分布特征

爆震工况的评价和判定需要基于大量燃烧循环的爆震强度进行，目前较为常用的两种爆震评价方法是平均值法和循环占有率法。循环占有率法以超过爆震阈值的循环数量百分比作为评价爆震强度的指标。从本质上来看，平均值法往往能较为准确地反映出爆震分布集中且无异常点工况的爆震强度(如HCCI和TJI)，但对异常点往往不够敏感；循环占有率法本质上是一种正常值和异常值的分类法，可以较好地识别异常值，而对于分布非常集中无异常值的工况往往无法得到准确结果。

本文中取0.1 MPa作为平均值法的爆震阈值。对于爆震循环占有率法，文献中通常以 0.1 MPa 作为单循环阈值，爆震比例超过10%的工况判定为爆震[7,9]，但在本研究中若如此选择阈值则HCCI、GCI和TJI将存在半数甚至更多的爆震循环，这显然不合理。因此，在本研究中对爆震循环占有率的阈值进行适当改动过，取0.2 MPa作为循环占有率法中的单个循环爆震阈值，以5%作为爆震循环占有率阈值，即当爆震强度高于0.2 MPa的循环数超过采集到的总循环数的5%时，将该工况判定为爆震工况。本文中，爆震强度在0.09～0.11 MPa之间或爆震循环占有率在4%～6%之间的工况为临界爆震工况。

表2是采用算数平均值法和爆震循环占有率法对图14中不同燃烧模式工况的爆震评价结果。从结果来看，算数平均值法对HCCI、GCI和TJI等MAPO分布较为集中的燃烧模式的爆震判定较为准确，而对SI准确性较差，明显爆震的工况用该方法判定为了临界爆震；对低速早燃工况则完全无法判定。爆震循环占有率法对爆震的判定结果优于算数平均值法，对HCCI、GCI、SI模式具有较好的判定结果，但对于TJI的判定结果不够准确，TJI临界爆震工况被判定为了非爆震工况，且爆震循环占有率非常低；而对于低速早燃工况，爆震循环占有率法也无法得到准确的判定结果。

表2 算数平均值和爆震循环占有率法对不同燃烧模式的爆震评价

考虑到算数平均值法和爆震循环占有率法的不足，本研究中提出两种基于上述评价方法的改进方法，即加权平均值法和破坏性循环均值法。

在算数平均值法中所有燃烧循环对最终爆震结果的权重完全相同，但事实上爆震强度大的循环对发动机破坏性更大，正常燃烧循环对发动机几乎没有破坏性，因此需要针对不同爆震强度采用不同的加权权重才能使爆震结果更加准确。本文中权重函数构造的基本思想是爆震强度低于0.1 MPa的燃烧循环权重小于1，爆震强度在0.1～0.3 MPa之间时权重从1.0开始缓慢增加爆震强度越大的燃烧循环权重越大。在构造权重函数时需要综合考虑上述3个方面，同时结合具体函数的特点进行构造。考虑到指数函数具有函数值变化先缓后急且在(-∞, 0)区间函数值变化非常缓慢的特点，本研究的权重函数基于指数函数进行构造，具体权重函数如式(2)所示。权重值以指数函数为基础函数，经过取整运算后，以0.5为基础步长逐渐增加。

(2)

式中，w为权重值；k为循环爆震强度，MPa，本研究中为MAPO。

在爆震循环占有率法中，最终用来表示评价爆震强度的是发生爆震循环的百分比，并未包含这些爆震循环的强度信息。例如，不同工况下同样5%的爆震循环占有率下的爆震强度可能并不相同。因此，本文中提出了一种爆震循环占有率的改进方法，即破坏性强度均值法，通过计算爆震强度前5%的循环的评价爆震强度，用以评价该工况的破坏性。考虑到加权平均值法和破坏性循环均值法是基于算术平均值法和爆震循环占有率法改进得到的，其爆震判定阈值与改进前保持一致，即：在加权平均值法中爆震强度高于0.1 MPa的工况判定为爆震工况，在破坏性循环均值法中爆震强度高于0.2 MPa的工况判定为爆震工况。

表3是采用加权平均值法和破坏性循环均值法对表2中对应工况的爆震强度评价。从结果来看加权平均值法对HCCI、GCI和TJI的评价结果与算术平均值法结果相同，而对SI爆震和低速早燃工况的评价准确性大大提升。这是由于权重值随爆震强度的增加呈指数增长，因此加权平均值法对于不同燃烧模式的爆震评价均具有较高的准确性。破坏性循环对HCCI、GCI和SI爆震的评价结果与爆震循环占有率结果相同，但对于爆震强度的大小有更加直观的表现；对TJI爆震判定的准确性有很大的改善。此外，该方法与爆震循环占有率法对低速早燃工况的判定结果有所区别，仍然无法准确地评价低速早燃的破坏性。

表3 加权平均值和破坏性循环平均值法对不同燃烧模式的爆震评价

4种爆震评价方法对不同点火时刻SI燃烧的爆震评价结果见图15。在4种方法中，加权平均值对于爆震发生的敏感性最高，在点火时刻-16°时加权爆震强度低于0.1 MPa，而爆震工况(点火时刻 -18°)时，加权爆震强度突增到了39.0 MPa，即该方法最能有效识别出爆震工况。此外，爆震循环占有率法和破坏性循环均值法均可准确地识别出SI爆震工况，而算数平均值法由于受到大量非爆震循环的影响，对于爆震强度的敏感性最差，不适合用于SI爆震的评价。

图15 不同爆震评价方法对不同点火时刻SI燃烧的爆震评价

3 结论

(1) HCCI、GCI、TJI和SI等燃烧模式均存在压力震荡现象。HCCI和GCI燃烧模式中压力震荡由放热率过于集中导致，TJI燃烧模式中的压力震荡由射流火焰引起的放热率突增导致，SI燃烧模式中的压力震荡由末端混合气自燃引起的剧烈放热导致。

(2) 不同燃烧模式中的爆震强度具有不同的统计学特征，其中HCCI、GCI和TJI燃烧模式的爆震强度分布较为集中，不易出现偶发的高爆震强度的燃烧循环；SI燃烧模式爆震的分布较为离散，通常具有较高的最大值和99%分位数，高爆震强度燃烧循环的偶发性较强；增压SI燃烧存在低速早燃工况，该工况下最大爆震强度可达数兆帕甚至数十兆帕，但往往又具有非常低的99%分位数，对低速早燃工况的爆震判定难度最大。

(3) 传统的算数平均值法可对HCCI、SI和TJI燃烧模式的爆震强度进行准确的判断，但对SI燃烧模式爆震的灵敏度较弱，对低速早燃工况则完全无法识别；爆震循环占有率法可准确地对HCCI、GCI和SI的爆震工况进行准确地评价和判定，对TJI爆震工况和低速早燃工况难以得到准确的判定结果。

(4) 加权平均值法和破坏性循环均值法是对算数平均值法和爆震循环占有率法的改进方法，其中破坏性循环均值法对HCCI、GCI、TJI和SI燃烧模式的爆震评价具有较高的准确性，且该方法可在一定程度上对低速早燃工况进行判定，但准确性仍然欠佳。加权平均值法对HCCI、GCI和TJI的爆震评价和判定与算数平均值法相近，对SI爆震的敏感性大大提高，并且加权平均值法可准确地识别出低速早燃工况。加权平均值法对于不同燃烧模式的爆震评价和判定均具有非常高的准确性，拓宽了平均值法对爆震判定的使用范围并提高了判定的准确性。