基于光纤测试的汽油机爆震预防和位置验证

2023-02-03周磊刘丽华史程中田志松张育春周武明

内燃机学报 2023年1期

周磊，刘丽华，史程中，田志松，张育春，周武明

(1.宁波吉利罗佑发动机零部件有限公司，浙江宁波 315336；2.浙江吉利动力总成有限公司，浙江宁波 315336)

节能与新能源汽车技术路线图2.0 指出，混合动力和发动机高效化技术依然是节能减排的主力[1]，提高压缩比和增压小型化是提高汽油机热效率和降低排放的有效途径，但高压缩比和增压小型化将大幅增加爆震概率，而高爆震概率又限制发动机性能提升和油耗降低，同时增加机体的损坏概率，因而需要对高压缩比增压汽油机的爆震特征进行研究.目前针对汽油机爆震的研究主要集中在爆震监测和识别、爆震强度评价、爆震特征和影响因素分析以及爆震预防、预测和控制等方面[2-6].

爆震监测和识别是爆震研究的第一环，通常认为汽油机爆震主要由末端混合气在主燃烧火焰前锋面到达之前发生自燃所致，主燃烧压力波和局部自燃压力波在缸内碰撞和不断反弹，同时伴随有不稳定的剧烈放热、压力震荡和压升率突增等现象.因此，一般通过缸压信号和振动信号进行爆震燃烧分析、降噪频谱特征分析以及爆震统计研究.基于此建立了一系列的爆震评价指标，如压力震荡最大幅值、对数爆震强度和爆震峰值(knock pressure peak，KPPK)等[2].光纤测试技术作为重要的可视化手段，因其直观和第三视角等优点被应用于发动机燃烧过程的研究中[7-9]，通常光纤测试系统由光源、光纤传感器、光电转换器和信号同步器等组成，可实现光强和光谱信号的同步测量.利用燃烧过程的光区多变性，一方面根据光色谱特征可进行缸内组分和排放的特征分析，也可进行中间产物和原机排放研究；另一方面根据缸内燃烧的光强变化，可进行过程区分、失火和爆震的特征研究.

目前，针对爆震影响因素和爆震特征的研究主要集中在多燃烧模式(压燃、火花塞辅助压燃和均质压燃等)[3,6]、预燃室[4]、掺混燃烧[5](喷水、掺醇燃料等)及燃烧室形貌(活塞顶形状、有效压缩比等)等影响方面.在研究影响因素和爆震特征的同时，预防和控制爆震的措施也逐渐形成体系.在爆震预防、预测和控制方面，通常采用主动预防和被动控制相结合的方法.被动控制是指爆震发生后快速识别，通过爆震推角，限制和降低爆震发生，降低爆震振幅.主动预防是指通过快速燃烧技术、热管理控制技术以及互补技术等手段进行协同预防.

快速燃烧的概念已逐渐被接受[10-12]，一方面通过燃烧系统的特殊设计，加快缸内的燃烧速度，在末端混合气自燃前，燃烧火焰到达末端，消除爆震产生的条件[10-11].通常采用的技术有高滚流比气道、激光熔覆座圈[12]、球形或类球形燃烧室、多面挤气、低气道夹角和适度的气门夹角、长行程/缸径比、低面容比、合理的点火位置和充足的点火能量、高压直喷和合理的喷雾落点、集成排气歧管以及Miller 或Atkinson 循环有效压缩比控制等，其核心是围绕着气流组织和燃烧火焰组织展开；另一方面利用燃烧系统的外围热管理系统进行合理换热，降低壁面和活塞表面温度，抑制爆震.如采用分离式缸盖水套、缸盖水套纵向改为侧向以及合理的活塞冷却喷嘴布置等措施[11-12].互补技术也可实现抑制爆震的目的，如外部冷EGR 与高压缩比和快速燃烧技术相结合，不仅可以利用EGR低温和热容作用降低爆震，而且可降低泵气损失和配合更高压缩比，进一步拓宽降油耗空间，实现降油耗和降爆震的双目标.

当前利用光纤测试技术进行发动机排放、循环变动降油耗以及爆震时刻的研究尚有报道[7-9]，但在更进一步的爆震位置、爆震位置概率循环占比以及爆震强度与爆震位置关系方面鲜见报道.吉利开发高性能快速燃烧发动机，通过仿真手段预测爆震趋势，利用传统测试方法结合光纤测试技术，检测发动机的抗爆潜力，识别爆震位置，研究爆震发生的规律和爆震强度与爆震位置的相关性，为燃烧系统和热管理系统的设计优化提供重要的参考.

1 爆震预防系统设计和仿真

在汽油机的开发中，低爆震燃烧系统作为其中的一个重要目标，通常采用设计、仿真和试验相结合的方法，通过系统对标和联合仿真，进行前期的性能预测，其中包括爆震趋势预测，然后进行详细设计阶段的多轮迭代验证，最终通过整机试验验证开发目标.

1.1 爆震预防系统设计

吉利开发的直喷增压汽油机在综合考虑发动机动力性、经济性、排放以及通用性等因素的基础上，最终采用高滚流比气道、长冲径比、四面挤气、低面容比、进气遮蔽、类球形燃烧室、低进气道夹角和与之相配的气门夹角等快速燃烧技术，其发动机主要参数如表1 所示.

表1 发动机技术参数Tab.1 Engine specifications

在气道燃烧室设计方面，吉利平均气道开发水平已从图1 中旧平均水平发展到新的平均水平阶段，兼顾滚流比和流量系数的双提升.燃烧室设计则考虑因素有：(1)根据缸径、气门直径、气门夹角、气道夹角、火花塞直径、喷油器直径和缸盖燃烧室高度等基本尺寸，合理地布置气道和缸盖燃烧室位置.采用进气侧略高于排气侧的设计理念，保证气流顺畅，形成强滚流；(2)在基本的零部件尺寸框架不变的基础上，合理地选择喷油器和火花塞的纵、横布置方式(以发动机自由端为参照面，平行该面即为横置)，如图2所示.本发动机采用偏排气侧火花塞横向布置，主要原因出于传统的认知考虑，爆震易发生在高温排气侧，采用偏排气布置可缓解爆震.另外，火花塞和喷油器横向布置可使得整个燃烧室更紧凑，喷油器油束布置易对称、更均匀和更易配合气流流动，强化滚流，但横置要受发动机小缸径、大气门盘直径以及火花塞头部尺寸等因素的约束；(3)在保证缸内滚流强度的基础上，需要尽可能将高滚流转化为有效的湍动能，尤其在上止点附近火花塞周围的湍动能，以确保顺利着火和火焰快速传播，故采用四面挤气和球形燃烧室；(4)根据气流组织形式合理的设计喷雾落点，保证火花塞附近具有合理的浓度梯度、缸内相对均匀的混合气以及缸内无湿壁.考虑到燃烧和排放等要求，采用了35 MPa 喷油系统，最终在有限的空间内实现多部件的集成，如图3 所示.

图1 吉利进气道数据库Fig.1 Benchmark of Geely intake port

图2 火花塞和喷油器布置示意Fig.2 Schematic of spark and injector set-up

图3 燃烧室形状和油束分布Fig.3 Combustion chamber and spray layout

对于热管理系统，则采用排气侧进水、分离式缸盖水套、集成式排气歧管、缸体短水套以及各缸水套并联等降爆震设计，以降低和控制排气侧温度，抑制爆震发生.此外，为了降低活塞温度，采用了进气侧活塞冷却喷嘴(piston cooling jet，PCJ)打靶设计，图4展示打靶的效果.

图4 活塞冷却喷嘴布置Fig.4 Piston cooling jet set-up

1.2 爆震预防系统仿真

爆震仿真预测过程是：(1)通过GT-Power 软件进行发动机一维系统建模，根据试验数据进行模型标定，利用标定后的一维模型为计算流体动力学(CFD)仿真提供必要的边界输入；(2)搭建CFD 模型，进行缸内换气设计(charge motion design，CMD)分析，以期获得燃烧系统的流场信息，如缸内滚流比、湍动能、火花塞3 mm 半径体积内的流速及上止点附近火花塞周围的湍动能等信息.图5 展示了5 500 r/min外特性(wide open throttle，WOT)下缸内流场和火花塞附近的湍动能.通过分析流场死区位置和大小、滚流的变化和形态保持情况以及高湍动能的位置和大小等信息，不断地设计仿真迭代，直至达到预期目标.图6 展示了最终的缸内滚流的变化和转化的湍动能信息；(3)基于CMD 初步确定的系统方案，结合标定的喷油器油束方案，计算非燃烧状态下的缸内油、气混合情况，重点关注缸内混合气当量比分布、火花塞附近混合气浓度场变化、活塞顶部和缸套油膜量的变化等信息，以此作为喷油器油束匹配的衡量指标；(4)最后进行缸内燃烧基础模型标定，保证仿真与实际喷油量、缸内进气量和爆震循环平均缸压等相关信息吻合.本案例仿真燃烧模型中初始火焰发展模型采用球形模型，基于湍流火焰速度直接计算火焰半径变化率，湍流火焰传播模型则采用基于Level-set方法的G 方程模型，根据G 值划分已燃和未燃区域，未燃区域通过详细的化学反应动力学直接计算爆震，而G＝0 等值面为已燃和未燃的分界面[13]；(5)采用实测平均爆震循环(认为轻微爆震循环)信息再次标定模型，在此基础上，提前点火角，观测缸内燃烧过程，图7 展示了基于此模型计算的5 500 r/min 外特性第2 缸非爆震和爆震循环的火焰前锋的对比.

图5 5 500 r/min外特性缸内流场Fig.5 In-cylinder flow state information at 5 500 r/min WOT

图6 5 500 r/min外特性缸内滚流比和湍动能Fig.6 In-cylinder flow tumble ratio and TKE at 5 500 r/min WOT

相同条件下，图7a 为爆震循环，其点火时刻(-6°CA ATDC)早于图7b 和图7c 无爆震循环的点火时刻(-2°CA ATDC).图7b 和图7c 为相同循环不同时刻的燃烧.对比图7a 进/排气侧的燃烧，排气侧已燃区更靠近缸壁，结合图5b 和图5c 更易理解此现象，以火花塞为中心，虽然缸内湍动能中心偏进气侧，进气侧燃烧速度更快，但火花塞偏排气侧布置，进气侧火焰传播距离更长，更易出现爆震.对比图7a与图7b，相同曲轴转角下，提前点火角产生爆震和非爆震现象：一方面不同的点火时刻对应的缸内湍动能(图5b 和图5c)和火花塞附近的气流运动不同(图6b)，导致初始燃烧和火焰发展过程不同，缸内燃烧差异较大，影响爆震出现；另一方面不同点火时刻，活塞下行的位置不同，导致形成爆震的压力和温度条件的难易程度不同，也影响爆震出现.对比图7a 和图7c 的简单平面面积：两者外圈等值面大小相近，但爆震绿色内圈面积比非爆震蓝色内圈的面积大约16.5%，偏差主要出现在排气侧，因为点火角提前，湍动能较强，燃烧更快，缸内整体压力和温度偏高，远端进气侧易受压力和温度的影响发生爆震，故其相对的进气侧AB 弧更易出现爆震.

图7 5 500 r/min外特性爆震和非爆震循环的火焰前锋面Fig.7 Front flame position of knocking and no knocking cycle at 5 500 r/min WOT

针对爆震仿真需补充说明：爆震本身存在一定的不确定性，仿真采用轻微爆震循环平均缸压，并提前点火使其强烈爆震，以确定可能的爆震位置，由此假设几百个循环全部出现爆震，爆震发生在此区域的概率最高.

2 光纤爆震测试

2.1 试验设置

图8 为主要的光纤爆震测试发动机系统.试验发动机预先安装了Kister 预埋式缸压传感器用于缸压测试，同时采用AVL 8 通道Visio knocking 光纤传感器和光电转换器以及X-ION 燃烧采集仪.缸压信号和光电信号均以0.1°CA 采集数据，单次采样300循环，重复采样3～4次，分别测量1 500～5 500 r/min 外特性工况的爆震.

图8 光纤爆震测试发动机系统示意Fig.8 Schematic of engine with optical fiber spark plug set-up

为了获取该款发动机的抗爆潜力和爆震特征，在发动机达到目标要求的基础上，刻意将点火角再提前3.00°～3.75°CA，以期获得可观的爆震循环数，重点关注发动机爆震位置及该位置与爆震强度的相关性.

2.2 爆震位置识别方法

图9 展示了光纤爆震位置的识别方法.为了更加形象地介绍光纤爆震位置识别方法[7]，以40 通道光纤传感器举例说明.光纤通道将缸内平分成40 个固定区域，固定观测不同时刻各自区域的光强变化.当爆震发生时，最早出现光强变化的通道或区域，即该通道对应位置为该循环的爆震位置.图例中发动机爆震发生在14.48°CA ATDC 进气侧i 通道处.

图9 光纤测试爆震位置识别示例Fig.9 Example of knocking position identified by optical fiber

采用Visio knocking 光纤火花塞传感器具有8 个通道，通道1、2、7 和8 为进气侧，通道3、4、5 和6为排气侧，如图10 所示.该火花塞热值、间隙以及点火能量等均与原机保持一致.

3 爆震分析和爆震位置识别及验证

根据爆震位置识别方法，对900 循环进行逐一识别，判断其爆震发生位置.现以5 500 r/min 外特性第2 缸为例说明，图11 为该工况典型爆震循环的光纤测试结果和缸内压力，依照图9 的方法，可以得出爆震发生在25°CA ATDC 进气侧1区，该爆震时刻与相应的缸内压力数据吻合.

图11 典型爆震循环光纤测试爆震特征和缸内压力Fig.11 Knocking characteristics and in-cylinder pressure of typical knocking cycle measured by optical fiber

完成单个爆震循环位置识别后，利用循环占比的方法对整个样本进行爆震位置概率统计，可以得到图12 所示的结果，红色代表该位置发生爆震的频率最高，蓝色代表该位置发生爆震的频率最低.循环占比统计爆震位置概率，即

式中：Ci为在900 个循环内所识别的第i 位置发生爆震的概率，i＝1，2，…，8；ki为900 个循环内所识别的第i 位置发生的爆震次数；K 为在900 个循环内所识别的缸内8 个位置的爆震次数总和.

图12 爆震发生在不同区域的概率从高到低，前3 名依次为位置2(20%)→1(19%)→5 和6(16%和16%).由此可见，该工况第2 缸爆震发生在进气侧的概率最高，而造成该现象的主要原因是火花塞布置位置偏排气侧约8 mm(图3)，导致进气侧火焰传播路径较长，易引发进气侧爆震，这与图7 燃烧仿真结果趋势基本吻合，但也存在一定差异.仿真显示爆震出现在进气侧位置8，而试验显示缸内各区域均存在不同程度的爆震，且进气侧位置1 和2 爆震频率最高.分析差异的主要原因是：(1)实际点火角的波动、缸内气流循环变动以及缸内热负荷累积等不稳定因素影响发动机爆震，导致爆震随机和偶发出现，仿真结果很难做到与试验结果完全一致；(2)仿真采用多个循环的平均缸内压力作为标定依据，而试验反映的是多个循环的统计结果，用平均循环表征多个循环的现象，本身就存在一定的差异，但仿真所展现的方向趋势应与试验统计的结果相一致，只是具体爆震位置可能存在偏差.

图12 不同位置爆震发生概率的统计结果Fig.12 Statistical results of probability at different knocking position

为了进一步掌握发动机爆震位置特征以及爆震位置与爆震强度的相关性，需要针对关键区域进行统计分析.

3.1 进/排气侧爆震特征

随着负荷和转速的增加，缸内爆震的剧烈程度也随之增加.图13 展示了第2 缸在1 500～5 500 r/min的外特性爆震位置的统计结果.爆震主要发生在进气侧，且主要发生在位置1.随着转速的增加，高频爆震位置出现了从位置1 向2 过渡，且呈现弱对称爆震现象.如图13 中5 500 r/min 中位置1 红色高频爆震区域和位置5 黄色高频爆震区域对称，以及位置2和6 对称等，这种现象在高转速工况比较明显，而造成这种现象可能与缸内的滚流变化有关.

图13 1 500～5 500 r/min外特性爆震特征统计结果Fig.13 Statistical results of knocking position at 1 500—5 500 r/min WOT

3.2 缸间爆震特征

增压直喷发动机在关注进/排气侧爆震位置变化的同时，也需要关注缸间的爆震变化，因为缸间爆震直接反映整个缸体缸盖水套和活塞冷却等系统设计的合理性.

3.2.1 缸间高概率爆震位置的聚集情况

图14 为不同转速外特性缸间爆震统计.图14f展示了5 500 r/min 外特性工况的缸间爆震位置的统计结果.第1 缸爆震位置的概率，从高到低，前两名分别为位置1 和5；第2 缸爆震位置的概率，从高到低，前两名依次为：位置2 和1；以此类推，第3 缸：位置5、1 和2；第4 缸：位置1 和2.由此可见，该工况各缸爆震发生概率最高的位置主要集中在位置1、5 和2处，以进气侧为主，相邻两缸之间未出现明显的高概率爆震位置聚集(如1 缸位置6 和7 与紧邻缸位置3 和2 爆震聚集)现象，说明该发动机热管理系统设计合理，且拥有一定的调整裕度，可以容忍更多剧烈爆震.

依照相同的方法对1 500～5 000 r/min 外特性工况进行爆震位置统计分析，未发现明显的缸间爆震聚集，如图14a～图14e 所示.

图14 不同转速外特性缸间爆震统计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随转速变化情况

对比图14 中相同气缸不同转速最高爆震概率位置随转速的变化发现，低转速相对于高转速高概率爆震位置与低概率爆震位置差别明显.这与转速和负荷有关，高转速和高负荷在单位时间内热负荷较高，更易形成热点且相对分散，高频爆震位置也相对分散；此外，低转速相对于高转速缸内滚流较弱，缸内油、气混合相对较差，火花塞偏离进气侧所导致的爆震概率更易被放大，即低转速外特性爆震位置相对集中.高转速较强的气流运动会抵消部分进气侧爆震强的影响，因而对外表现为高转速外特性爆震更加分散.

从图14 中提取每个转速下各缸的高概率爆震位置信息见表2，第1 缸和第4 缸的高概率爆震位置相对固定，如从位置1 和5→位置1；而第2 缸和第3缸的高概率爆震位置相对分散，如从位置1、2、5 和6→位置8、7 和1，因为第2 缸和第3 缸除了受自身内部燃烧的影响外，同时也受第1 缸和第4 缸两侧热源的影响，这也是关注缸间爆震的主要原因，因而各缸的爆震优化需要区别对待.

表2 1 500～5 500 r/min外特性高概率爆震位置统计Tab.2 Statistical results of higher probability of knocking position at 1 500—5 500 r/min WOT

3.3 爆震位置与爆震强度KPPK关系

KPPK 作为发动机爆震强度的重要评价指标被广泛应用于发动机的爆震研究.通过对缸压信号进行4 kHz 到20 kHz 的带通滤波和整流处理，可获得信号最大峰值KPPK，KPPK 越高意味着爆震越剧烈.寻找高强度爆震与爆震位置之间的关系是解决爆震的关键.一方面高强度爆震是限制发动机性能提升的关键；另一方面高强度爆震的爆震位置是后期的耐久冷热冲击的重点关注区域.因此，从3 组300循环中识别KPPK 最大的爆震循环即爆震最剧烈的循环，统计其爆震发生位置信息十分必要.统计发现：发动机4 个缸发生爆震，爆震概率最高的位置为1、1、7 和8，如表3 所示，均为进气侧，整个进气侧爆震平均概率高达69.7%.

表3 最高爆震KPPK循环对应的爆震位置概率统计Tab.3 Statistical results of probability of the corresponding knocking position at maximum KPPK cycle

按照同样的方法，统计排名前5 的KPPK 爆震循环，即爆震剧烈的前5 个循环，进气侧依然占据最高的比例(位置1、1、7 和1)，如表4 所示.整个进气侧爆震平均概率也达到64.5%.发动机4 个缸中位置1 处最易发生高强度爆震，其次是位置8，均为进气侧；最不易发生高强度爆震的是位置3，因此，笔者案例中需要重点关注位置1.

表4 KPPK排名前5的爆震循环对应爆震位置概率统计Tab.4 Statistical results of probability of the corresponding knocking position at top 5 KPPK cycle

3.4 爆震位置与解决措施

在实际发动机运行中，影响爆震发生的因素多而复杂，利用仿真进行爆震位置趋势预测，通过光纤测试进行爆震位置验证，最后针对不同的爆震位置，采取不同的抑制措施，如果爆震全部集中在进气侧，可通过配气系统优化，优化气门相位和升程，改变缸内湍动能，降低进气侧爆震.优化配气系统在时间成本和系统复杂度等方面有优势，综合成本也较低，但会影响整机性能和油耗；如果爆震集中在排气侧或缸间，可通过加强冷却，降低排气侧或缸间温度，抑制爆震，但该方法所需周期相对较长.需要注意的是在降爆震的同时需要兼顾冷启动、暖机等特殊工况的冷却需求，但混动时代该需求将被弱化；如果爆震以进气侧为主时，可通过调整挤气面位置和面积，优化缸内流动走向，降低进气侧爆震倾向，使其分布更加均匀，燃烧系统的调整同样也需要兼顾其他目标，抑制爆震是一个系统工程，需要权衡各方面因素.

具体到本发动机可以适当调整火花塞位置，使其更靠近燃烧室中心位置，同时通过优化进气侧挤气面位置和大小等措施，协同工作实现缸内爆震均衡分布.