進(jìn)氣道噴水對(duì)增壓直噴汽油機(jī)性能的影響

彭忠1,2，秦靜1,2，裴毅強(qiáng)1，張啟銳1，宋東先，崔亞彬，左坤峰，袁中營(yíng)，吳慎超

(1.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津，300072；2.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)研究所，天津，300072；3.長(zhǎng)城汽車股份有限公司，河北保定，071000)

不斷上漲的石油價(jià)格和日趨嚴(yán)格的排放法規(guī)使得開發(fā)低油耗、低排放、高性能的發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)成為目前研究的熱點(diǎn)。經(jīng)不斷探索，以增壓和缸內(nèi)直噴技術(shù)相互協(xié)同的小型強(qiáng)化技術(shù)成為應(yīng)對(duì)上述挑戰(zhàn)的最有效的方法之一[1-3]，但以上方法還存在著發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷提高、高轉(zhuǎn)速和高負(fù)荷工況下的爆震燃燒等不正常燃燒現(xiàn)象。爆震燃燒被認(rèn)為是制約汽油機(jī)性能持續(xù)提升的主要因素[4-7]。為了避免這類現(xiàn)象的出現(xiàn)，加濃混合氣是汽油機(jī)常用的解決手段。但是僅僅以冷卻缸內(nèi)充量為目的而使用過量燃料，會(huì)造成經(jīng)濟(jì)效益大幅降低、未燃碳?xì)渑欧旁黾拥牟焕绊慬8]。噴水(water injection，WI)是一種緩解發(fā)動(dòng)機(jī)爆震、降低氮氧化物(NOx)和燃燒溫度的簡(jiǎn)單有效方法。目前發(fā)動(dòng)機(jī)噴水主要有3 種方案：一是進(jìn)氣道(進(jìn)氣管)噴水；二是缸內(nèi)直接噴水；三是燃料-水先乳化混合再噴射。由于進(jìn)氣道噴水方案具備噴射系統(tǒng)簡(jiǎn)單、對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)改動(dòng)較小的優(yōu)點(diǎn)，在3種噴水方案中占據(jù)主導(dǎo)地位[9]。BORETTI[10]通過一維數(shù)值模擬(GT-Power)研究了進(jìn)氣道噴水對(duì)汽油機(jī)性能的影響，研究結(jié)果表明進(jìn)氣道噴水能夠有效提高充氣效率，降低發(fā)動(dòng)機(jī)爆燃趨勢(shì)。LANZAFAME[11]在1臺(tái)單缸CFR發(fā)動(dòng)機(jī)上分別從模擬和試驗(yàn)2個(gè)方面研究了進(jìn)氣道噴水的影響。研究表明噴水能夠有效降低爆震趨勢(shì)，減少壓縮負(fù)功，降低NOx排放。ADAMO等[12]通過三維計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)模型研究了增壓直噴汽油機(jī)進(jìn)氣道噴水對(duì)爆燃的抑制作用，同時(shí)對(duì)比了采用加濃混合氣和進(jìn)氣道噴水2種方法在不同工況下抑制爆震的能力，研究表明相比加濃混合氣，進(jìn)氣道噴水能夠有效降低燃油消耗率。WORM 等[13]在帶VVT的增壓直噴汽油機(jī)上采用3種不同辛烷值的燃料進(jìn)行了高負(fù)荷運(yùn)行工況下的進(jìn)氣道噴水研究。結(jié)果表明，在滿負(fù)荷工況，噴水技術(shù)使辛烷值較低的燃料在接近于最優(yōu)的燃燒相位放熱，提高了平均有效壓力和熱效率。DE BELLIS等[14]使用一維數(shù)值模擬(GT-Power)研究了寬負(fù)荷范圍內(nèi)進(jìn)氣道噴水降低爆震燃燒趨勢(shì)和燃油消耗率的潛力。計(jì)算結(jié)果顯示進(jìn)氣道噴水技術(shù)在中等負(fù)荷范圍內(nèi)能有效降低有效燃油消耗率。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噴水的研究缺乏對(duì)大負(fù)荷工況下采用不同過量空氣系數(shù)時(shí)的試驗(yàn)研究。本文作者基于1臺(tái)渦輪增壓缸內(nèi)直噴4缸發(fā)動(dòng)機(jī)，選擇滿負(fù)荷工況進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)噴水試驗(yàn)，研究加濃與當(dāng)量比混合氣燃燒時(shí)，噴水在改善燃油經(jīng)濟(jì)性、降低發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度，降低排放等方面的潛力，同時(shí)根據(jù)噴水量對(duì)試驗(yàn)工況所選的點(diǎn)火提前角進(jìn)行優(yōu)化。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)和方法

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)如表1所示。試驗(yàn)采用1臺(tái)排量為1.5 L 的4 缸增壓中冷直噴發(fā)動(dòng)機(jī)，可通過INCA軟件調(diào)節(jié)噴油器噴油時(shí)刻、噴油脈寬及噴射次數(shù)，同時(shí)還可以調(diào)節(jié)點(diǎn)火提前角、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速等參數(shù)。發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架示意圖如圖1所示，主要包括發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架、電控系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)及數(shù)據(jù)處理軟件，主要設(shè)備有AVL 電力測(cè)功機(jī)、AVL740 油耗儀、Kistler 缸壓傳感器、AVL 燃燒分析儀、AVL483煙度儀、AVL AMA i60排放儀。

進(jìn)氣道水噴射系統(tǒng)主要由水箱、水泵、水軌、調(diào)壓閥、穩(wěn)壓管、壓力表和噴水器等部件組成。水分配管上帶有水壓調(diào)節(jié)閥，能夠使噴水器噴射壓力穩(wěn)定維持在設(shè)定值，并且不隨發(fā)動(dòng)機(jī)工況變化而變化，本次試驗(yàn)中保持噴水壓力為0.5 MPa。噴水器布置在發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道上，噴水器采用博世六孔噴油器代替。其噴射脈寬和噴射時(shí)刻均可通過獨(dú)立的電控單元(ECU)控制調(diào)節(jié)，本次試驗(yàn)中噴水時(shí)刻固定為進(jìn)氣沖程上止點(diǎn)后30°，噴水系統(tǒng)如圖2所示。

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental setup

圖2 噴水系統(tǒng)線路圖Fig.2 Line diagram of water inject system

1.2 試驗(yàn)方法

為了研究不同噴水策略對(duì)增壓直噴發(fā)動(dòng)機(jī)滿負(fù)荷工況下發(fā)動(dòng)機(jī)性能和缸內(nèi)燃燒的影響，定義水油比δ表達(dá)式為

式中：m1和m2分別為發(fā)動(dòng)機(jī)基準(zhǔn)原機(jī)工況下每循環(huán)噴入進(jìn)氣道內(nèi)的水的質(zhì)量和每循環(huán)噴入缸內(nèi)燃油的質(zhì)量，單位為mg，m2可通過油耗儀測(cè)得的燃油質(zhì)量流量計(jì)算得出。試驗(yàn)中選取δ為0，10%,15%，20%，25%和30%，由δ和m2可以進(jìn)一步計(jì)算出m1。在噴射壓力一定的條件下，噴水器噴入進(jìn)氣道內(nèi)的水的質(zhì)量m1僅由噴水脈寬(噴水器針閥開啟時(shí)間)決定，為了得到m1與噴水脈寬之間的關(guān)系，試驗(yàn)前對(duì)噴水器進(jìn)行標(biāo)定。m1與噴水脈寬之間的關(guān)系如圖3所示。

圖3 噴水量m1與噴水脈寬的關(guān)系Fig.3 Relationship between quantity of water and pulse width of water injection

由于發(fā)動(dòng)機(jī)在滿負(fù)荷工況下采用加濃混合氣的方式來降低排氣溫度和抑制爆震，試驗(yàn)中通過調(diào)節(jié)ECU將滿負(fù)荷工況下的過量空氣系數(shù)λ調(diào)節(jié)在1附近，研究在加濃和當(dāng)量比混合氣下噴水對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。同時(shí)在當(dāng)量比混合氣燃燒的基礎(chǔ)上將點(diǎn)火時(shí)刻提前，直至發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在爆震邊界，以發(fā)動(dòng)機(jī)ECU爆震指示參數(shù)爆震推角(ZWAPPL)出現(xiàn)負(fù)值為爆震邊界，將這一過程稱為對(duì)點(diǎn)火時(shí)刻的優(yōu)化。

發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)工況選擇2 000 r/min 的滿負(fù)荷工況，具體試驗(yàn)工況如表2所示。熱機(jī)結(jié)束后使發(fā)動(dòng)機(jī)在目標(biāo)工況下運(yùn)行，記錄發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗量、點(diǎn)火角、排氣溫度、缸壓以及排放物等參數(shù)并作為原機(jī)數(shù)據(jù)；然后打開噴水器，調(diào)節(jié)噴水器對(duì)應(yīng)水油比δ下的噴水脈寬，待發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行后記錄相關(guān)參數(shù)。為了保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，每次記錄100個(gè)連續(xù)循環(huán)的缸內(nèi)壓力用于燃燒過程分析與計(jì)算。

表2 試驗(yàn)工況Table2 Experimental operating conditions

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 動(dòng)力性及經(jīng)濟(jì)性分析

圖4所示為不同過量空氣系數(shù)下平均有效壓力(BMEP)、燃油消耗率(BSFC)和空氣質(zhì)量流量隨水油比δ的變化。噴水后不同過量空氣系數(shù)λ下的空氣質(zhì)量流量均有所降低，但隨著水油比的增加，空氣質(zhì)量流量變化不明顯；在λ為0.88，水油比從10%增加到30%時(shí)，BMEP下降幅度在2.3%～4.5%之間；當(dāng)λ為1 時(shí)，由于采用當(dāng)量比混合氣燃燒，循環(huán)噴油量減少，其BMEP與λ為0.88時(shí)相比下降明顯；當(dāng)水油比為10%和15%時(shí)，其BMEP 下降幅度分別為4.2%和6.5%；當(dāng)水油比較大(20%～30%)時(shí)，其下降幅度在13.1%～15.2%之間。

由圖4(b)可知：隨著水油比增加，2 個(gè)不同過量空氣系數(shù)下的BSFC均呈現(xiàn)出先減小后增加的趨勢(shì)，與原機(jī)初始值相比，BSFC在水油比為15%時(shí)下降幅度最大，當(dāng)λ為0.88和1時(shí)，分別達(dá)到2.8%和12.9%；在當(dāng)量比混合氣燃燒情況下，當(dāng)水油比為15%，BMEP下降6.5%時(shí)，BSFC降低12.9%。

圖5所示為不同過量空氣系數(shù)下缸內(nèi)燃燒最高壓力、排氣溫度、燃燒循環(huán)波動(dòng)隨δ的變化。排氣溫度過高是限制小型強(qiáng)化汽油機(jī)性能進(jìn)一步提升的原因。排氣溫度過高會(huì)導(dǎo)致增壓器熱負(fù)荷增加，不利于熱效率進(jìn)一步提升。由圖5(b)可以看出：在同一水油比下，當(dāng)量比混合氣燃燒的排氣溫度高于加濃混合氣燃燒的排氣溫度；隨著噴水量增加，進(jìn)入氣缸內(nèi)的水分蒸發(fā)吸熱，增加了缸內(nèi)混合氣的比熱容，使排氣溫度逐漸下降；當(dāng)λ為1，水油比為15%時(shí)，排氣溫度由917 ℃下降到860 ℃，下降了57 ℃，與原機(jī)初始值878 ℃相比，下降了18 ℃。這說明通過噴水可以在滿負(fù)荷工況下采用當(dāng)量比混合氣燃燒方式，同時(shí)有效降低排氣溫度，這有利于降低三元催化器及相關(guān)部件的熱負(fù)荷，尤其是增壓器的熱負(fù)荷；當(dāng)λ為1，水油比為15%時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒循環(huán)波動(dòng)率為2.4%，處于標(biāo)準(zhǔn)值0～3%范圍內(nèi)，且此時(shí)的缸內(nèi)燃燒最高壓力與原機(jī)相比變化較小。

圖4 不同過量空氣系數(shù)下平均有效壓力、燃油消耗量和空氣質(zhì)量流量隨δ的變化Fig.4 Variations of BMEP,BSFC and air mass flow with δ at different excess air coefficients

圖5 不同過量空氣系數(shù)下缸內(nèi)燃燒最高壓力、排氣溫度、燃燒循環(huán)波動(dòng)隨δ的變化Fig.5 Variations of the maximum combustion pressure,exhaust temperature,and combustion cycle fluctuations with δ under different excess air coefficients

2.2 噴水對(duì)燃燒過程的影響

圖6所示為不同過量空氣系數(shù)下滯燃期、燃燒中心(CA50)和燃燒持續(xù)期CA10-CA90 曲軸轉(zhuǎn)角隨δ的變化。由圖6可知：隨著水油比增加，滯燃期(從火花點(diǎn)火到累積放熱率達(dá)到10%)的曲軸轉(zhuǎn)角增加，燃燒中心CA50(累積放熱率達(dá)到50%)的曲軸轉(zhuǎn)角逐漸推遲，燃燒持續(xù)期CA10-CA90(從累積放熱率10%到90%)的曲軸轉(zhuǎn)角[15]增加。相對(duì)于富燃料燃燒，采用λ為1的當(dāng)量比混合氣時(shí)，混合氣濃度更低，同時(shí)，由于進(jìn)入缸內(nèi)的水分蒸發(fā)吸熱，燃燒在更低的溫度和壓力條件下進(jìn)行，同時(shí)，水蒸氣對(duì)燃料混合氣也起到一定稀釋作用，不利于火焰?zhèn)鞑ィ谷紵辔煌七t。燃燒相位推遲也是噴水后BMEP降低的一個(gè)原因。

由前面分析可知：當(dāng)量比混合氣燃燒時(shí)，噴水會(huì)使得燃燒相位后移。為了進(jìn)一步研究噴水對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程的影響，圖7給出了3個(gè)不同水油比下，λ為1 時(shí)的缸內(nèi)燃燒壓力、放熱率和溫度曲線。由圖7(a)中壓力曲線可以看出：在同一點(diǎn)火時(shí)刻，噴水后壓縮過程和燃燒過程缸內(nèi)壓力降低，且缸內(nèi)峰值壓力對(duì)應(yīng)時(shí)刻推遲；當(dāng)水油比為15%時(shí)，其缸內(nèi)峰值壓力為7.1 MPa，下降40 kPa，其對(duì)應(yīng)時(shí)刻延遲1.9°。由圖7(a)中放熱率曲線可知：隨著噴水量增加，燃燒過程的瞬時(shí)放熱率峰值減小，其對(duì)應(yīng)時(shí)刻延遲。缸內(nèi)燃燒平均溫度可以通過熱力學(xué)第二定律和理想氣體狀態(tài)方程等計(jì)算得出，如圖7(b)所示。水在缸內(nèi)蒸發(fā)過程中會(huì)吸收大量熱，因此，會(huì)使得缸內(nèi)峰值溫度降低；當(dāng)λ為1時(shí)，隨著水油比增加，燃燒峰值溫度降低，其對(duì)應(yīng)的時(shí)刻延遲；當(dāng)水油比為10%，15%和20%時(shí)，燃燒峰值溫度分別下降了82，108 和233 K。在常壓條件下，水和汽油的汽化潛熱分別約為2 257.6 J/g和373 J/g，水的汽化潛熱約為汽油的6倍，噴水后進(jìn)入缸內(nèi)的混合氣比熱容增加。水滴的蒸發(fā)冷卻了燃燒前的混合氣溫度；此外，汽化水占用一些氣缸容積，因此，缸內(nèi)氧氣密度變低。以上2個(gè)因素減慢燃燒速度，導(dǎo)致燃燒相位延遲，最后降低峰值壓力和溫度[16]。缸內(nèi)溫度降低、水蒸氣稀釋作用為點(diǎn)火正時(shí)的提前提供了更大的空間[17-18]。缸內(nèi)燃燒溫度和壓力降低可以使發(fā)動(dòng)機(jī)抗爆性改善。

圖6 不同過量空氣系數(shù)下滯燃期、燃燒中心(CA50)和燃燒持續(xù)期(CA10-CA90)曲軸轉(zhuǎn)角隨δ的變化Fig.6 Variations of stagnation period,combustion CA50 and combustion duration CA10-CA90 with δ under different excess air coefficients

圖7 λ為1時(shí)的缸內(nèi)壓力、放熱率和平均溫度曲線Fig.7 In-cylinder pressure,heat release rate and average temperature curve when λ is 1

2.3 噴水對(duì)排放的影響

圖8所示為不同過量空氣系數(shù)下CO，HC，排氣煙度和NOx隨水油比的變化規(guī)律。由圖8(a)可以看出：當(dāng)λ為0.88 時(shí)，隨著水油比增加，CO 體積分?jǐn)?shù)略有增加，而當(dāng)λ為1 時(shí)，CO 體積分?jǐn)?shù)整體下降，且隨著水油比增加，CO體積分?jǐn)?shù)先降低后增加。當(dāng)水油比為20%時(shí)，CO體積分?jǐn)?shù)由原機(jī)初始值的4.40%下降到0.15%，影響CO 排放的主要因素是混合氣均勻性和燃燒溫度。當(dāng)噴入氣道內(nèi)水量較大時(shí)，一部分水在氣道內(nèi)蒸發(fā)為水蒸氣，進(jìn)入氣缸后促進(jìn)燃料與空氣混合，使局部過濃區(qū)域減少；一部分水以液相水霧形式進(jìn)入缸內(nèi)，這部分水分在缸內(nèi)蒸發(fā)吸熱，使得混合氣局部溫度降低[19]。當(dāng)水油比較小時(shí)(10%～20%)，水蒸氣的稀釋作用更明顯，這有利于降低CO排放。隨著水油比增加，水在缸內(nèi)蒸發(fā)導(dǎo)致的局部低溫區(qū)域增多，不利于CO 進(jìn)一步氧化，CO 排放增加。由圖8(b)可以看出：當(dāng)λ為1 時(shí)，排氣煙度整體降低，同時(shí)，隨著水油比增加排氣煙度逐漸降低；當(dāng)水油比為15%時(shí)，其排氣煙度較原機(jī)初始值降低71.9%。采用當(dāng)量比混合氣燃燒，有利于減少缸內(nèi)局部過濃區(qū)域，以水蒸汽形式進(jìn)入氣缸內(nèi)的水分也能夠促進(jìn)油氣混合，使碳煙排放降低。

水進(jìn)入氣缸后除了具備降溫和改善油氣混合外，還可以與缸內(nèi)碳煙顆粒和CO 發(fā)生水煤氣反應(yīng)，影響缸內(nèi)CO和碳煙的生成量。其具體反應(yīng)式如下：

圖8 不同過量空氣系數(shù)下部分排放物隨δ的變化Fig.8 Variation of some emissions with δ under different excess air coefficients

在缸內(nèi)高溫環(huán)境中，水和已經(jīng)生成的部分碳煙顆粒發(fā)生水煤氣反應(yīng)，生成CO 和CO2，從而消耗一部分碳煙顆粒，使排氣煙度降低；隨著噴水量增加，反應(yīng)C+H2O→CO+H2和反應(yīng)C+2H2O→CO2+2H2更快地正向進(jìn)行，消耗更多碳煙，從而排氣煙度持續(xù)下降；當(dāng)噴水量持續(xù)增加時(shí)，缸內(nèi)溫度下降，正向發(fā)生的反應(yīng)開始受到抑制，所以，通過水煤氣反應(yīng)消耗的碳煙數(shù)量減少[20]。

水進(jìn)入氣缸后同樣可以與CO 發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，影響缸內(nèi)的CO 生成量。水煤氣反應(yīng)中，CO+H2O→CO2+H2這一反應(yīng)是進(jìn)氣道噴水降低CO排放的重要原因。隨噴水量增加，缸內(nèi)燃燒溫度逐漸下降，但仍保持較高的壓力，所以促進(jìn)了反應(yīng)(4)的正向進(jìn)行，CO消耗量增大，使得CO排放下降。

由圖8(c)可知：隨著水油比增加，HC 排放逐漸增加，當(dāng)λ為1 時(shí)，HC 排放整體下降。這主要是由于水的稀釋和冷卻作用降低了缸內(nèi)溫度，促進(jìn)缸內(nèi)火焰淬熄，同時(shí)，缸內(nèi)溫度降低不利于HC的后期氧化。

由圖8(d)可知：當(dāng)λ為1 時(shí)，NOx排放明顯增加，且隨著水油比增加，NOx排放降低；與λ為1且不噴水時(shí)相比，當(dāng)水油比為30%時(shí)，NOx排放量下降最多達(dá)到44.5%。缸內(nèi)生成NOx需要足夠高的燃燒溫度和充足的氧氣，故在當(dāng)量比混合氣燃燒時(shí)，產(chǎn)生較多的NOx排放。在同等環(huán)境條件下，水的汽化潛熱是汽油燃料的6倍多，所以，進(jìn)入缸內(nèi)的水有足夠的能力代替加濃混合氣方法中的多余燃料吸熱，使缸內(nèi)充量得到冷卻，冷卻效應(yīng)使缸內(nèi)燃燒溫度峰值降低，NOx排放降低。

2.4 不同水油比下的點(diǎn)火時(shí)刻優(yōu)化

由前面分析可知：噴水會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒產(chǎn)生較大影響，使缸內(nèi)燃燒溫度和壓力降低，燃燒相位延遲，因此，可以在噴水基礎(chǔ)上將點(diǎn)火時(shí)刻提前，從而使燃燒相位提前。選取水油比為10%，15%和20%，研究當(dāng)量比混合氣燃燒時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)隨點(diǎn)火時(shí)刻的變化關(guān)系。在試驗(yàn)過程中，在各水油比的初始點(diǎn)火時(shí)刻基礎(chǔ)上逐步將點(diǎn)火時(shí)刻提前，直至發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在爆震邊界。平均有效壓力和燃油消耗率隨點(diǎn)火時(shí)刻的變化如圖9所示。

圖9 不同水油比下平均有效壓力(BMEP)和燃油消耗率(BSFC)隨點(diǎn)火時(shí)刻的變化Fig.9 Changes of BMEP and BSFC with ignition timing at different water-oil ratios

由圖9(a)可知：隨著點(diǎn)火時(shí)刻提前，3 個(gè)水油比下的平均有效壓力(BMEP)均呈現(xiàn)出先增后減趨勢(shì)，水油比10%，15%和20%對(duì)應(yīng)的最早點(diǎn)火時(shí)刻提前最大幅度分別為1.0°，2.9°和4.2°；最佳BMEP分別為2.30，2.26 和2.13 MPa，其對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火時(shí)刻分別為-6.50°，-5.74°和-5.21°，其BMEP較初始點(diǎn)火時(shí)刻分別提升了0.9%，1.3%和2.9%；隨著點(diǎn)火時(shí)刻提前，燃油消耗率(BSFC)下降，在水油比為10%，15%和20%時(shí)，各最佳BMEP 點(diǎn)對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火時(shí)刻下的燃油消耗率(BSFC)與初始時(shí)刻相比分別下降了2.2%，2.0%和3.9%。由圖10可知：當(dāng)水油比為10%，15%和20%時(shí)，各最佳BMEP 對(duì)應(yīng)的燃燒中心相位分別提前到30.8°，29.8°和32.1°，提前幅度分別為2.9°，3.5°和3.1°。燃燒相位提前可以使燃燒更加接近上止點(diǎn)，提高發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力性能，同時(shí)，在噴水的基礎(chǔ)上進(jìn)一步降低排氣溫度。

圖10 不同水油比下CA50隨點(diǎn)火時(shí)刻的變化Fig.10 Changes of CA50 with ignition timing at different water-oil ratios

3 結(jié)論

1)在2 000 r/min 的滿負(fù)荷工況下，采用當(dāng)量比混合氣燃燒時(shí)，由于循環(huán)噴油量降低，與加濃混合氣燃燒相比，發(fā)動(dòng)機(jī)平均有效壓力(BMEP)降低，隨著水油比增加，BMEP 下降，燃油消耗率(BSFC)先減后增；相比加濃混合氣燃燒，在λ為1時(shí)，BMEP 受水油比影響更明顯，下降幅度為4.2%～15.2%。BSFC 在水油比為15%時(shí)下降最多，相比原機(jī)初始值下降幅度為12.9%，此時(shí)，BMEP下降6.5%。

2)當(dāng)λ為1 時(shí)，與原機(jī)加濃混合氣燃燒相比，排氣溫度整體上升，但隨著水油比增加，排氣溫度下降，當(dāng)水油比大于15%時(shí)，排氣溫度比原機(jī)初始值低，下降幅度為18～36 ℃；當(dāng)水油比增加，燃燒中心推遲，同時(shí)，滯燃期和燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)，當(dāng)水油比大于15%時(shí)，燃油消耗率開始上升。

3)采用當(dāng)量比混合氣燃燒后，CO，HC 和排氣煙度降低，NOx排放增加，且隨著水油比增加，CO，NOx和排氣煙度降低，HC排放增加。與原機(jī)初始值相比，CO在水油比為20%時(shí)下降最多，達(dá)到96.5%，排氣煙度排放在水油比為15%時(shí)下降71.9%。

4)當(dāng)λ為1，水油比為15%，最佳BMEP 對(duì)應(yīng)點(diǎn)火時(shí)刻下，其BMEP 和BSFC 與原機(jī)初始值相比，下降幅度分別為5.0%和14.9%，這與未優(yōu)化點(diǎn)火時(shí)刻相比均有所下降。