谢文杰　康国兴　陈小双　杜德魁

摘要：目前新开发的增压直喷发动机普遍存在一种异常燃烧模式，即低速早燃和超级爆震。超级爆震时的缸内峰值压力可达250bar，这种异常爆发压力的冲击波对发动机零部件，尤其是火花塞造成了极大的损害，因此研究新型的抗冲击型火花塞，以适应增压直喷发动机的需求已成当务之急。

关键词：涡轮增压；缸内直喷；低速早燃；超级爆震；火花塞；抗冲击强度 文献标识码：A

中图分类号：TK411 文章编号：1009-2374（2015）01-0011-03 DOI：10.13535/j.cnki.11-4406/n.2015.0006

1 增压直喷发动机的低速早燃现象

由于石油资源日渐枯竭以及世界环境的日益恶化，世界各国对汽车节能减排的要求亦愈加严格。为了尽量节能减排，满足政府日益提高的排放法规要求，轻量化、涡轮增压、缸内直喷技术的综合运用已经成为汽油发动机的技术趋势。无论是外资品牌的厂家，还是自主品牌的汽车制造商，都在开发新一代的小排量增压直喷发动机。涡轮增压和缸内直喷技术的综合运用不仅显著提高了发动机的升功率和扭矩，而且燃油经济性也有明显提高，排放也得到了明显改善。一直以来，增压直喷发动机功率的提升普遍受到了一种非正常燃烧现象的困扰和阻碍，即低速早燃和超级爆震。这种现象在全球的新一代增压直喷发动机上都或多或少地存在着，而且产生低速早燃的机理并没有被完全理解，也没有明确的技术手段来完全避免这种现象的产生，所以，低速早燃和超级爆震现象是当今汽车发动机行业存在的一个世界性技术难题，该现象主要出现在小排量涡轮增压直喷发动机的低速大负荷工况，并伴随以下主要特征：（1）典型地发生在升功率大于70kW/L的发动机上；（2）随机地发生在3000rpm以下的大负荷工况下；（3）非常早期地发生燃烧（电火花被触发以前）；（4）急速的燃烧速度和严重的爆震；（5）250bar的峰值压力曾经被发现和记录过；（6）根本原因仍然没有被完全理解；（7）有些主机厂在野外也发现此类问题；（8）几乎所有的高性能发动机都遇到了此种问题。

图1是低速早燃、常规爆震和正常燃烧的缸内压力对比图，由图1可见，产生低速早燃时的缸压是正常燃烧时缸压的3～5倍。

这种低速早燃和超级爆震现象给发动机的零部件带来了巨大挑战，火花塞是易损件，尤其是陶瓷，虽然陶瓷的静态机械性能很好，但是其承受机械冲击的能力较差。当缸内异常燃烧的爆发冲击压力达200bar，甚至250bar时，陶瓷裙部就有可能被这种超高的压力冲击波震断，造成火花塞失效。

2 低速早燃对火花塞的影响后果

低速早燃和超级爆震不但产生非常高的压力冲击波，而且燃烧室内的温度也会非常高。超高的压力冲击波不但可以直接把陶瓷裙部震断，而且也会使火花塞工作端的温度显著升高，造成电极和陶瓷的过热熔化。

除了直接的陶瓷断裂和过热熔化外，在点火时刻燃烧室内由早燃而致的超高压力也会使电极间隙难以被击穿，电极间的电压会持续升高到线圈的可供电压，通常能达到40kV。这种很高的电压会使陶瓷裙部的薄弱部位发生击穿，造成火花塞失效。一旦陶瓷裙部被击穿后，其机械强度也会显著降低，进而造成断裂或破裂。

3 火花塞的应对措施

低速早燃和超级爆震是一个世界性技术难题，德国大众、奥地利AVL、美国西南研究院都成立了专门的研究小组进行了大量的研究和试验，虽然各厂家或研究机构提出了多种假说和可能的原因，但迄今为止也没有一个定论。在发动机界还没有成熟的技术措施来避免低速早燃和超级爆震的背景下，提高火花塞自身的抗冲击强度，减少火花塞由超级爆震造成失效的几率已成当务之急。提高火花塞的抗冲击强度，从两个方面来实现：一是提升火花塞陶瓷的品质，即提高陶瓷的机械性能和抗电强度，二是通过优化结构设计来提升火花塞陶瓷小头的抗冲击强度。

3.1 陶瓷品质的提升

陶瓷品质的提升主要通过增加陶瓷的密度和优化内部的显微结构来实现。密度的增加和显微结构的优化是一个系统工程，是既可独立实现，又相互关联的。当密度增加时，通常显微结构也会得到改善，但显微结构的改善不一定需要提高密度。（1）陶瓷密度的增加：措施主要有两条：一是增加陶瓷的氧化铝含量，比如从传统的93瓷升级到95瓷，甚至是98瓷；二是减少陶瓷内部的总孔隙率。湘火炬火花塞的T93陶瓷密度只有3.65g/cm3左右，而T95陶瓷密度提升到了2.73g/cm3以上。（2）显微结构的优化：措施主要有两条：一是原料和配方的优化，比如使用原始粒径更细的低钠氧化铝、使用更少的粘结剂等；二是增加粉料压实的等静压压力，让压力从传统的35～40MPa提高到75～80MPa，可以使瓷件毛坯压实更加致密。

从2010年开始，湘火炬历经3年开发的高性能陶瓷T95于2013年9月顺利投产。与传统的T93陶瓷相比，T95陶瓷的机械性能提升了约30%，抗电性能也提升了约25%，T95陶瓷为开发涡轮增压直喷发动机用火花塞提供了可靠的基础。湘火炬正在开发的T98陶瓷，将会比T95高性能陶瓷具有更加优异的机械和抗电性能，将会满足所有新一代发动机的需求。

3.2 结构设计的改进

小型化的增压直喷发动机因升功率大，需要更好的冷却效果，增强的缸头冷却水道布置和更小的安装空间，通常需要使用M12的长螺纹火花塞，甚至使用螺纹为M10的火花塞。一方面，发动机的恶劣工况使火花塞本身要承受比以往较粗的M14火花塞更为严苛的压力和温度的冲击，另一方面，直径变小的陶瓷本身承受冲击的能力在变弱，在陶瓷材料自身性能无法再继续提高的情况下，只能通过结构的设计来克服这个矛盾。

结构设计的改进，主要是提高火花塞装配后陶瓷裙部的抗冲击强度，通常用火花塞陶瓷裙部的抗折强度来进行定量评估，可以从以下三个方面来进行：（1）优化内密封配合尺寸：改变陶瓷密封座的角度和过渡圆弧、增大内密封圈的内径、增加铁壳内密封座的内径，可以减小火花塞铆装后陶瓷小头根部承受的来自铁壳和内密封圈的剪切应力，从而提升陶瓷裙部的稳健性。传统的内密封设计，内垫圈与陶瓷小头根部之间的间隙小，配合紧密，火花塞铆装后陶瓷根部将会承受巨大的剪切应力，而经过优化的设计，有效减轻了剪切应力，可以有效避免小头根部被内垫圈卡断的风险。通过优化设计，在相同的铆装压力下，陶瓷体根部的受力分布发生了明显的改变，在陶瓷体容易卡断的位置受到的剪切力大大减小，陶瓷体的抗冲击能力提高了22.4%。（2）采用充粉冷铆装工艺：使用热铆结构设计的火花塞铆装后，陶瓷与内密封圈和铁壳之间形成了硬连接，陶瓷承受着来自内垫圈和铁壳铆边口巨大的压应力和剪切应力；而使用充粉冷铆结构设计的火花塞，在陶瓷和铁壳铆边口之间有一段粉料填充物，铆装后粉料填充物可以有效缓冲和减少陶瓷在内密封处承受的应力。（3）优化陶瓷的裙部尺寸：在材质一定的情况下，陶瓷裙部的长度、根部的外径、头部的外径和小孔的直径是影响其抗折强度的主要因素。为了便于研究，我们建立了火花塞陶瓷裙部抗折强度的计算模型，如图2所示：

图2 火花塞陶瓷裙部

截面图模型 图3 火花塞抗折试验

示意图

其中，D2为陶瓷小头的根部外径（mm）；D1为陶瓷小头端部的外径（mm）；d为陶瓷的小孔直径（mm）；L为陶瓷小头的长度，即裙部长度（mm）；F为超级爆震时陶瓷小头承受的等效外力（N）；F1为抗折试验时的折断力（N）。

在陶瓷裙部结构尺寸确定的情况下，可以模拟计算出超级爆震极限压强P爆震为20MPa时陶瓷小头承受的极限等效侧向压力以及陶瓷小头根部承受的弯折应力σ（MPa）。

模拟计算公式如下：

超级爆震时小头承受的外力：F=P爆震×（D1+D2）×L/2

超级爆震时小头承受的弯矩：M=F×0.5×L/1000

轴惯性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗弯界面系数：Wz=Iz×2/D2

超级爆震时小头承受的弯折应力：σ=M/Wz×1000

同样，在陶瓷裙部尺寸确定的情况下，也可以通过样品进行小头抗折试验来获取陶瓷小头的最小折断力，并用相同的公式模拟计算出陶瓷小头折断时的弯折应力σs（MPa），即抗折强度。当然，火花塞小头的实际抗折强度不但与裙部的尺寸设计有关，还与陶瓷材料本身的性能以及装配应力有关。小头抗折试验原理图如图3所示，试验时，火花塞被夹持在专用夹具内，压头作用在距离陶瓷小头端面约1mm处，用万能材料试验机给压头按设定的条件匀速下压，直到陶瓷小头被压断为止，从材料试验机上读取小头折断时的力F1。

模拟计算公式如下：

小头折断时承受的弯矩：M=F1×（L-1）/1000

轴惯性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗弯界面系数：Wz=Iz×2/D2

超级爆震时小头承受的弯折应力：σs=M/Wz×1000

如果抗折试验得到的弯折应力σs大于20MPa超级爆震时可能承受的弯折应力σ，则结构设计是稳健的，火花塞可以承受最大爆发压力为20MPa的超级爆震；反之，设计就不够稳健，有产生小头断的风险。

4 结果验证

我们通过抗折强度模型的计算和样品的试验结果对比，不难发现，随着陶瓷小头长度的减小，其所受的爆震冲击力越小，但其自身的抗折强度因裙部短反而增加了。对于M12长螺纹的LD和LDK系列火花塞来说，通常小头的长度要小于9mm，才能满足其自身的抗折强度大于超级爆震时其可能要承受的弯折应力。通过大量的试验，我们摸索出了增压直喷发动机用火花塞的设计经验，并建立了火花塞陶瓷小头的抗折强度试验规范。把抗折试验规范应用于实际的生产质量监控中，可以监控在设计定型后火花塞制造过程的变化，比如瓷质本身的变化，因为零部件配合公差原因而导致的装配后干涉等。

总而言之，增压直喷发动机对火花塞的抗冲击强度要求很高，尤其是陶瓷小头的抗折强度。我们不但要有质量稳定的优质陶瓷，而且要采用优化的设计，才能保证火花塞抵抗低速早燃和超级爆震的异常冲击，避免火花塞在工作过程出现陶瓷小头断裂或陶瓷与电极过热熔化所带来的风险。

参考文献

[1] 张志福，舒歌群，梁兴雨，刘国庆，杨万里，王志.增压直喷汽油机超级爆震现象与初步试验[J].内燃机学报，2011，（29）.

[2] 刘鸿文.材料力学[M].北京：高等教育出版社，2014.

[3] Dipl.-lng.Jurgenwilland，Dr.-lng.MarcDaninel，Dr.EmanuelaMontefrancesco，Prof.Dr.BernhardGeringer，Dr.PeterHofmann，DIPL.-Lng.MarkusKieberger，RESEARCH[J].Combustion，2009，（70）.

（责任编辑：周 琼）

图2 火花塞陶瓷裙部

截面图模型 图3 火花塞抗折试验

示意图

其中，D2为陶瓷小头的根部外径（mm）；D1为陶瓷小头端部的外径（mm）；d为陶瓷的小孔直径（mm）；L为陶瓷小头的长度，即裙部长度（mm）；F为超级爆震时陶瓷小头承受的等效外力（N）；F1为抗折试验时的折断力（N）。

在陶瓷裙部结构尺寸确定的情况下，可以模拟计算出超级爆震极限压强P爆震为20MPa时陶瓷小头承受的极限等效侧向压力以及陶瓷小头根部承受的弯折应力σ（MPa）。

模拟计算公式如下：

超级爆震时小头承受的外力：F=P爆震×（D1+D2）×L/2

超级爆震时小头承受的弯矩：M=F×0.5×L/1000

轴惯性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗弯界面系数：Wz=Iz×2/D2

超级爆震时小头承受的弯折应力：σ=M/Wz×1000

同样，在陶瓷裙部尺寸确定的情况下，也可以通过样品进行小头抗折试验来获取陶瓷小头的最小折断力，并用相同的公式模拟计算出陶瓷小头折断时的弯折应力σs（MPa），即抗折强度。当然，火花塞小头的实际抗折强度不但与裙部的尺寸设计有关，还与陶瓷材料本身的性能以及装配应力有关。小头抗折试验原理图如图3所示，试验时，火花塞被夹持在专用夹具内，压头作用在距离陶瓷小头端面约1mm处，用万能材料试验机给压头按设定的条件匀速下压，直到陶瓷小头被压断为止，从材料试验机上读取小头折断时的力F1。

模拟计算公式如下：

小头折断时承受的弯矩：M=F1×（L-1）/1000

轴惯性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗弯界面系数：Wz=Iz×2/D2

超级爆震时小头承受的弯折应力：σs=M/Wz×1000

如果抗折试验得到的弯折应力σs大于20MPa超级爆震时可能承受的弯折应力σ，则结构设计是稳健的，火花塞可以承受最大爆发压力为20MPa的超级爆震；反之，设计就不够稳健，有产生小头断的风险。

4 结果验证

我们通过抗折强度模型的计算和样品的试验结果对比，不难发现，随着陶瓷小头长度的减小，其所受的爆震冲击力越小，但其自身的抗折强度因裙部短反而增加了。对于M12长螺纹的LD和LDK系列火花塞来说，通常小头的长度要小于9mm，才能满足其自身的抗折强度大于超级爆震时其可能要承受的弯折应力。通过大量的试验，我们摸索出了增压直喷发动机用火花塞的设计经验，并建立了火花塞陶瓷小头的抗折强度试验规范。把抗折试验规范应用于实际的生产质量监控中，可以监控在设计定型后火花塞制造过程的变化，比如瓷质本身的变化，因为零部件配合公差原因而导致的装配后干涉等。

总而言之，增压直喷发动机对火花塞的抗冲击强度要求很高，尤其是陶瓷小头的抗折强度。我们不但要有质量稳定的优质陶瓷，而且要采用优化的设计，才能保证火花塞抵抗低速早燃和超级爆震的异常冲击，避免火花塞在工作过程出现陶瓷小头断裂或陶瓷与电极过热熔化所带来的风险。

参考文献

[1] 张志福，舒歌群，梁兴雨，刘国庆，杨万里，王志.增压直喷汽油机超级爆震现象与初步试验[J].内燃机学报，2011，（29）.

[2] 刘鸿文.材料力学[M].北京：高等教育出版社，2014.

[3] Dipl.-lng.Jurgenwilland，Dr.-lng.MarcDaninel，Dr.EmanuelaMontefrancesco，Prof.Dr.BernhardGeringer，Dr.PeterHofmann，DIPL.-Lng.MarkusKieberger，RESEARCH[J].Combustion，2009，（70）.

（责任编辑：周 琼）

图2 火花塞陶瓷裙部

截面图模型 图3 火花塞抗折试验

示意图

其中，D2为陶瓷小头的根部外径（mm）；D1为陶瓷小头端部的外径（mm）；d为陶瓷的小孔直径（mm）；L为陶瓷小头的长度，即裙部长度（mm）；F为超级爆震时陶瓷小头承受的等效外力（N）；F1为抗折试验时的折断力（N）。

在陶瓷裙部结构尺寸确定的情况下，可以模拟计算出超级爆震极限压强P爆震为20MPa时陶瓷小头承受的极限等效侧向压力以及陶瓷小头根部承受的弯折应力σ（MPa）。

模拟计算公式如下：

超级爆震时小头承受的外力：F=P爆震×（D1+D2）×L/2

超级爆震时小头承受的弯矩：M=F×0.5×L/1000

轴惯性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗弯界面系数：Wz=Iz×2/D2

超级爆震时小头承受的弯折应力：σ=M/Wz×1000

同样，在陶瓷裙部尺寸确定的情况下，也可以通过样品进行小头抗折试验来获取陶瓷小头的最小折断力，并用相同的公式模拟计算出陶瓷小头折断时的弯折应力σs（MPa），即抗折强度。当然，火花塞小头的实际抗折强度不但与裙部的尺寸设计有关，还与陶瓷材料本身的性能以及装配应力有关。小头抗折试验原理图如图3所示，试验时，火花塞被夹持在专用夹具内，压头作用在距离陶瓷小头端面约1mm处，用万能材料试验机给压头按设定的条件匀速下压，直到陶瓷小头被压断为止，从材料试验机上读取小头折断时的力F1。

模拟计算公式如下：

小头折断时承受的弯矩：M=F1×（L-1）/1000

轴惯性矩：Iz=3.14×（D24-d4）/64

抗弯界面系数：Wz=Iz×2/D2

超级爆震时小头承受的弯折应力：σs=M/Wz×1000

如果抗折试验得到的弯折应力σs大于20MPa超级爆震时可能承受的弯折应力σ，则结构设计是稳健的，火花塞可以承受最大爆发压力为20MPa的超级爆震；反之，设计就不够稳健，有产生小头断的风险。

4 结果验证

我们通过抗折强度模型的计算和样品的试验结果对比，不难发现，随着陶瓷小头长度的减小，其所受的爆震冲击力越小，但其自身的抗折强度因裙部短反而增加了。对于M12长螺纹的LD和LDK系列火花塞来说，通常小头的长度要小于9mm，才能满足其自身的抗折强度大于超级爆震时其可能要承受的弯折应力。通过大量的试验，我们摸索出了增压直喷发动机用火花塞的设计经验，并建立了火花塞陶瓷小头的抗折强度试验规范。把抗折试验规范应用于实际的生产质量监控中，可以监控在设计定型后火花塞制造过程的变化，比如瓷质本身的变化，因为零部件配合公差原因而导致的装配后干涉等。

总而言之，增压直喷发动机对火花塞的抗冲击强度要求很高，尤其是陶瓷小头的抗折强度。我们不但要有质量稳定的优质陶瓷，而且要采用优化的设计，才能保证火花塞抵抗低速早燃和超级爆震的异常冲击，避免火花塞在工作过程出现陶瓷小头断裂或陶瓷与电极过热熔化所带来的风险。

参考文献

[1] 张志福，舒歌群，梁兴雨，刘国庆，杨万里，王志.增压直喷汽油机超级爆震现象与初步试验[J].内燃机学报，2011，（29）.

[2] 刘鸿文.材料力学[M].北京：高等教育出版社，2014.

[3] Dipl.-lng.Jurgenwilland，Dr.-lng.MarcDaninel，Dr.EmanuelaMontefrancesco，Prof.Dr.BernhardGeringer，Dr.PeterHofmann，DIPL.-Lng.MarkusKieberger，RESEARCH[J].Combustion，2009，（70）.

（责任编辑：周 琼）