增壓直噴汽油機超級爆震抑制方法研究

增壓直噴汽油機超級爆震抑制方法研究

近年來，高壓小排量汽車已取得成功。與傳統(tǒng)汽油車（如汽油）相比，具有良好的節(jié)能減排潛力，但在低速和高負荷下，很容易對發(fā)動機造成嚴重破壞。因為超級爆炸聲不同于傳統(tǒng)的燃油爆炸聲（如肝臟）。超級爆炸聲通常在燃燒前啟動。最大爆壓遠遠超過正常燃燒壓力，并且受到很大的壓力振動，這很容易對發(fā)動機造成致命傷害。這是目前減壓直接機械車輛升能和減汽耗率的主要障礙。對于超級爆震的抑制方法,GM提出加濃混合氣可以抑制超級爆震,KIT和GM的研究發(fā)現(xiàn)壓縮行程噴射燃油形成分層混合氣能夠降低超級爆震發(fā)生的概率.大眾和奇瑞公司則提出掃氣是一個較好的抑制超級爆震的方案.美國西南研究院的試驗發(fā)現(xiàn),中冷EGR對超級爆震的發(fā)生有明顯的抑制效果.但中冷EGR增加系統(tǒng)軟硬件成本并影響發(fā)動機功率密度.由于超級爆震極易損毀發(fā)動機,上述試驗過程中并未測量發(fā)動機排溫、燃油消耗率和排放等性能,主要是研究單一抑制方法對超級爆震發(fā)生頻次的影響,沒有綜合比較各種抑制策略.鑒于此,筆者對比研究了加濃、分層和掃氣等超級爆震抑制方法對發(fā)動機的超級爆震發(fā)生概率、排溫、燃油消耗率以及排放等性能的影響,進而提出了進氣行程兩次噴射抑制超級爆震的策略,并同上述方法進行了對比分析.1試驗安裝和方法1.1試驗測量儀器增壓直噴汽油機的試驗臺架如圖1所示.實驗室采用空調(diào)恒溫恒濕系統(tǒng)將溫度控制在(25±1),℃,濕度為50%±10%.壓力測量采用Kistler6052CU壓力傳感器,煙度測量采用AVL公司的439煙度計,排放測量采用AVL公司的CEBⅡ,油耗儀是AVL公司的733S油耗儀.試驗發(fā)動機是1.4,L的增壓直噴汽油機,具體參數(shù)如表1所示.1.2超級爆震試驗工況發(fā)動機發(fā)生超級爆震一般在低速大負荷下,所以選取最大轉(zhuǎn)矩點的最低轉(zhuǎn)速工況進行研究.該發(fā)動機超級爆震試驗工況見表2(在加濃抑制超級爆震試驗中,空燃比單獨控制).由于超級爆震發(fā)生的隨機性,連續(xù)采集5,000個循環(huán)記錄發(fā)生的超級爆震循環(huán)數(shù),試驗中重復(fù)3次5,000個循環(huán),取平均值來統(tǒng)計每一種工況下超級爆震發(fā)生的頻次(0,°CA為進氣上止點).2試驗過程典型超級爆震循環(huán)試驗中,連續(xù)循環(huán)出現(xiàn)超級爆震的示意如圖2所示.在連續(xù)循環(huán)中,超級爆震會隨機出現(xiàn),并自行消失.試驗中典型超級爆震循環(huán)如圖3所示.超級爆震的發(fā)生首先有一個早于點火時刻的早燃,后期會產(chǎn)生急劇的壓力升高和大幅振蕩.最高爆發(fā)壓力可以達到20,MPa以上.而正常燃燒循環(huán)的最高爆壓只有8,MPa左右.因此,試驗中定義最高爆壓達到10,MP以上的循環(huán)為超級爆震循環(huán).2.1加濃抑制超級爆震的方法不同空燃比下3次試驗的超級爆震平均發(fā)生次數(shù)如圖4所示,加濃工況空燃比為13.5時,超級爆震導(dǎo)致活塞破損,更換發(fā)動機.當發(fā)動機空燃比不斷加濃時,3次試驗超級爆震發(fā)生的平均次數(shù)不斷降低.發(fā)動機空燃比從14.5降低到12.5,在3次試驗中發(fā)生超級爆震的平均次數(shù)從1.68次(3次試驗分別發(fā)生的次數(shù)為1、2和2,平均為1.68次)降低到了0.說明加濃混合氣能夠有效地抑制超級爆震.加濃能夠抑制爆震的原因主要在于含有更多燃油的混合氣的絕熱指數(shù)k減小.根據(jù)絕熱等熵壓縮公式得式(1).式中:T1為壓縮終了的混合氣溫度;T2為壓縮始點的混合氣溫度;V1為壓縮終了的燃燒室體積;V2為壓縮始點的燃燒室體積;ε為壓縮比.可以看出,當k值減小時,發(fā)動機壓縮終了的混合氣溫度降低,發(fā)動機內(nèi)熱點比較難達到其自燃溫度,抑制了超級爆震.同時,采用Chemkin軟件建立絕熱壓縮模型,改變發(fā)動機缸內(nèi)混合氣的空燃比,計算得到發(fā)動機壓縮終了溫度,如圖5所示.空燃比降低到12.5,混合氣在壓縮終了的溫度降低了12,℃,熱點不容易自燃,超級爆震發(fā)生概率降低.可見,采取過濃混合氣是一種有效抑制超級爆震的方法,但大大損失了燃油經(jīng)濟性.另外,由于現(xiàn)代汽油機中都采用成熟的三效催化劑來降低排放,而三效催化劑高效轉(zhuǎn)化效率集中于理論空燃比附近的狹窄區(qū)間,利用濃混合氣來抑制超級爆震還會使發(fā)動機排放惡化,CO排放高達50×10-3以上.因此,加濃混合氣抑制超級爆震不是較佳的解決方案.2.2降低超級爆震的任務(wù)參數(shù)由于提前進氣門開啟時刻(IVO)實現(xiàn)掃氣提高發(fā)動機的有效壓縮比,容易誘發(fā)超級爆震.所以固定IVO為-13,°CAATDC,研究不同排氣門關(guān)閉時刻(EVC)對發(fā)動機超級爆震、燃油消耗率和排氣溫度(渦輪前端)的影響,如圖6所示.推遲EVC能夠有效地抑制發(fā)動機的超級爆震.發(fā)動機的EVC越靠后,氣門重疊角越大,掃氣強度越大,發(fā)動機發(fā)生超級爆震概率越小.EVC時刻在3,°CAATDC時,發(fā)動機在3次試驗中超級爆震發(fā)生的平均次數(shù)為3.00次.EVC時刻在23,°CAATDC時,發(fā)動機在3次試驗中超級爆震平均次數(shù)降低到了0.33次.這是由于試驗時控制發(fā)動機排氣管中的空燃比為14.5,掃氣時排氣管內(nèi)會存在被掃出的新鮮空氣,缸內(nèi)空燃比就會過濃,而推遲排氣門關(guān)閉的時刻,氣門重疊角度就越大,掃氣強度越高,進入排氣管的新鮮空氣越多,相應(yīng)的缸內(nèi)混合氣的濃度就越高.缸內(nèi)過濃環(huán)境有助于抑制爆震,同時掃氣對發(fā)動機缸內(nèi)的熱點有一定的冷卻作用,進一步抑制發(fā)動機的超級爆震.但過濃也造成了發(fā)動機的燃油消耗率增加.在EVC從3,°CAATDC推遲到了23,°CAATDC時,燃油消耗率從280,g/(kW·h)升高到了318,g/(kW·h).不同EVC的排放變化如圖7所示.發(fā)動機在發(fā)生掃氣時,NOx和THC排放同時降低,但CO排放卻隨之升高.這是由于發(fā)動機在產(chǎn)生掃氣時,缸內(nèi)實際為過濃燃燒,NOx排放降低,CO排放增加.THC在缸內(nèi)燃燒時增加,但進入排氣管后,排氣管中存在其它氣缸被掃出的新鮮空氣,THC和新鮮空氣反應(yīng)生成CO,造成了THC排放的下降和CO排放的進一步增加.這也可以從圖7中CO2排放沒有增加反而有所降低來說明,而未燃THC發(fā)生的反應(yīng)主要生成的是CO而不是CO2.綜上,通過推遲EVC實現(xiàn)掃氣能夠抑制發(fā)動機的超級爆震.但是,掃氣時,發(fā)動機燃油消耗率惡化嚴重,同時CO排放有所上升.因此掃氣也不適合在發(fā)動機低速大負荷工況穩(wěn)定運行抑制超級爆震.2.3壓縮行程中的分層混合氣抑制超級爆震通過在壓縮行程噴射第二次燃油來研究燃油分層抑制超級爆震的效果.圖8給出了第一次噴射開始時刻SOI1為40,°CAATDC時,不同第二次噴油結(jié)束時刻EOI2以及第二次噴油比例ROI2對超級爆震發(fā)生頻次以及排氣溫度的影響.從圖8a可以看出,在兩次噴射的EOI2接近壓縮上止點(300°,CAATDC)時,ROI2從0(單次噴射)變化到0.4,超級爆震的平均發(fā)生頻次從0.68逐步降低到了0,有效地抑制了超級爆震的發(fā)生.但是,排氣溫度卻從860,℃升高到了913,℃,惡化嚴重,因此,壓縮行程中二次噴油形成強分層混合氣不適合作為發(fā)動機大負荷工況下的抑制超級爆震策略.從圖8b可以看出,分層兩次噴射的EOI2在壓縮行程中期(240°,CAATDC),ROI2在0、0.2和0.4時,超級爆震發(fā)生的平均頻次分別為0.68、1.00和0.說明此時ROI2較小的分層兩次噴射并不能夠抑制超級爆震的發(fā)生,只有當ROI2較大(0.4)時,超級爆震能夠被抑制.但是,當ROI2為0.4時,相對于單次噴射,排氣溫度上升了22,℃,達到882,℃.綜上,壓縮行程中二次噴油形成分層混合氣能夠抑制超級爆震,但排氣溫度卻大幅升高.而且,在壓縮行程噴油也容易造成碳煙排放和燃油消耗率的升高.所以,壓縮沖程噴射形成分層混合氣也不是一個好的抑制超級爆震的方案.2.4燃油噴射策略對發(fā)動機排放特性的影響由于上述的超級爆震抑制方法對發(fā)動機的燃油消耗率、排放以及排氣溫度等性能都有一定的惡化,不適合作為發(fā)動機的穩(wěn)態(tài)工況運行.進而提出通過進氣行程的兩次噴射減少燃油的碰壁和碰活塞頂部量來抑制超級爆震.同時保證較為均勻的油氣混合來保持發(fā)動機的燃油消耗率、排放以及排氣溫度性能在較優(yōu)水平.圖9為超級爆震次數(shù)以及排放和燃油消耗率隨著二次噴射比例(ROI2)的變化關(guān)系.在ROI2為0.1和0.3的時候,發(fā)動機并沒有發(fā)生超級爆震.而在只進行單次噴射時,發(fā)動機3次試驗內(nèi)平均超級爆震的頻次為0.68.這是由于ROI2較小時,第一次噴射貫穿距大,燃油碰氣缸壁面和活塞頂部概率增加,機油稀釋和碳煙排放增加,容易誘發(fā)超級爆震.而當ROI2上升到0.5以上時,發(fā)動機發(fā)生超級爆震的概率也增加.這是由于隨著ROI2增加,第二次燃油噴射碰氣缸壁面油量增多,汽油和機油的交互也容易導(dǎo)致超級爆震.而且,在ROI2為0.1和0.3時,同單次噴射相比,排氣溫度在增壓器允許范圍(從873,℃分別上升到了876,℃和877,℃),而燃油消耗率略有降低(從300,g/(kW·h)降低到299,g/(kW·h)和297,g/(kW·h)).圖10給出了發(fā)動機在不同的ROI2時的排放特性.碳煙和THC的排放隨著發(fā)動機ROI2的上升而下降,這主要是由于發(fā)動機噴射碰活塞量降低,池火燃燒不易發(fā)生.而發(fā)動機NOx排放則是先下降再上升,這是由于ROI2在0.3時發(fā)動機的油氣混合最均勻,沒有明顯的濃稀分層.在ROI2為0.3時,不同SOI1對發(fā)動機超級爆震、燃油消耗率以及排氣溫度的影響,如圖11所示.SOI1在60°,CAATDC、75°,CAATDC和90°,CAATDC這3種噴射策略中,發(fā)動機超級爆震的次數(shù)都較少(平均頻次最多為0.33).同時,相對于其他噴射策略,這3種策略的排氣溫度、燃油消耗率都比較低(排氣溫度在875,℃左右,燃油消耗率為295,g/(kW·h)左右),是較好的3種噴射策略.SOI1為15°,CAATDC和30°,CAATDC時,發(fā)動機發(fā)生超級爆震的頻次增加.SOI1為15°,CAATDC時,5,000個循環(huán)中超級爆震發(fā)生的平均次數(shù)為2.68次,SOI1等于30°,CAATDC時超級爆震發(fā)生的平均頻次為1.33次.這主要是由于燃油噴射越接近發(fā)動機的進氣上止點,噴霧碰活塞頂部壁面越嚴重,發(fā)動機的碳煙急劇升高(圖12).因此,發(fā)動機殘余廢氣中的熱碳煙也可能是發(fā)動機超級爆震的誘發(fā)源.圖12為不同發(fā)動機SOI1時刻的排放變化.SOI1在15,°CAATDC和30,°CAATDC時,發(fā)動機的排放極度的惡化.煙度、THC和NOx等指標都已經(jīng)遠遠高出其余的噴射策略.這主要是由于接近上止點噴射時,燃油噴霧碰撞在活塞頂部壁面,形成油膜,產(chǎn)生池火燃燒,使得THC排放急劇升高,并帶來碳煙和NOx的同時升高.綜上,優(yōu)化進氣行程兩次噴射能夠明顯地抑制發(fā)動機超級爆震,并且能夠保證發(fā)動機的燃油消耗率、排放以及排氣溫度性能均優(yōu).對于本臺典型增壓直噴汽油機,較優(yōu)的噴射策略是進氣行程兩次噴射,第一次噴射開始時刻在進氣行程中期,第二次噴射結(jié)束時刻在進氣行程晚期,第二次噴射比例約為30%.3優(yōu)化控制策略在超級爆震運行工況點,對比了不同超級爆震抑制策略下發(fā)動機的超級爆震發(fā)生頻次、燃油消耗率以及排溫等性能,如圖13所示.標定工況的燃油消耗率為300g/(kW·h),排溫為873,℃,超級爆震發(fā)生頻次為0.68次.加濃工況時(空燃比為12.5),過濃混合氣能夠有效抑制超級爆震(發(fā)生頻次為0),但燃油消耗率從標定工況的300,g/(kW·h)大幅升高到340,g/(kW·h),排放也會嚴重惡化.掃氣工況時(IVO為-13,°CAATDC,EVC為23,°CAATDC),利用氣門重疊優(yōu)化掃氣對超級爆震有抑制效果(發(fā)生頻次由標定工況的0.68降低到0.33),但燃油消耗率上升到318,g/(kW·h).壓縮行程中二次噴油(EOI2為300,°CAATDC,ROI2為0.4)時,優(yōu)化的中心濃周圍稀的混合氣能有效抑制超級爆震(發(fā)生頻次為0),但排氣溫度上升到913,℃,燃油消耗率升高到313,g/(kW·h).進氣行程兩次噴射工況(SOI2為90,°CAATDC,EOI2為170,°CAATDC,ROI2為0.3)時,優(yōu)化的兩次噴油時刻和噴油比例可以杜絕超級爆震的發(fā)生,同時排溫基本和標定工況持平,燃油消耗率降低到295