丁偉奇 鄧俊 李理光

（同濟(jì)大學(xué)，上海 201804）

主題詞：氬氣循環(huán) 氫燃料發(fā)動機(jī) 進(jìn)氣道噴水 爆震抑制 進(jìn)氣增壓

1 前言

氫氣作為一種不含碳的可再生能源，有潛力成為實現(xiàn)超稀薄燃燒并獲得高熱效率的內(nèi)燃機(jī)燃料，但目前氫燃料發(fā)動機(jī)仍然面臨著NOx排放的問題[1-2]，同時，其熱效率仍有進(jìn)一步提高的空間。

氬氣循環(huán)（Argon Power Cycle，APC）氫燃料發(fā)動機(jī)是一種閉式循環(huán)發(fā)動機(jī)，通過使用氬氣替代空氣中的氮?dú)?，以氬氧混合氣作為氧化劑，以氫氣作為燃料。在理想狀態(tài)下，由于反應(yīng)只生成水，氬氣可以在排氣端與水蒸氣分離后作為循環(huán)工質(zhì)繼續(xù)使用[3]。

根據(jù)奧托循環(huán)理論熱效率公式[4]，在壓縮比不變時，熱力學(xué)循環(huán)效率隨著工質(zhì)比熱容比的增大而提高，而氬氣作為單原子氣體，其比熱容比為1.67，顯著高于空氣的比熱容比1.40，因此，加入氬氣后，工質(zhì)的比熱容比將有所提高，使相同壓縮比下的APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的熱力學(xué)循環(huán)效率遠(yuǎn)高于傳統(tǒng)的氫燃料發(fā)動機(jī)。

然而，由于工質(zhì)比熱容比提高，其壓縮終了溫度、燃燒速度等也有所提高，將導(dǎo)致如爆震等異常燃燒現(xiàn)象的發(fā)生，進(jìn)而限制APC 氫燃料發(fā)動機(jī)實際工作的壓縮比[5-7]。如Killingsworth 等[8]的研究發(fā)現(xiàn)，在化學(xué)當(dāng)量比下，APC 氫燃料發(fā)動機(jī)僅能在最高5.5∶1 的壓縮比條件下正常燃燒，進(jìn)一步提高壓縮比所發(fā)生的強(qiáng)烈爆震，將導(dǎo)致熱效率急劇下降，且發(fā)動機(jī)無法正常工作。為了充分發(fā)揮氬氧氛圍對發(fā)動機(jī)熱效率的提升效果，研究APC 氫燃料發(fā)動機(jī)中抑制爆震的手段對其發(fā)展至關(guān)重要。

發(fā)動機(jī)噴水技術(shù)被認(rèn)為是一種有效的爆震抑制手段，通過噴水降低缸內(nèi)的溫度并降低反應(yīng)速度，可抑制原始工況中的爆震，實現(xiàn)壓縮比和負(fù)荷的提升，從而有可能獲得更高的熱效率[9-11]。面向傳統(tǒng)的氫燃料發(fā)動機(jī)，現(xiàn)有研究表明，噴水技術(shù)可以抑制爆震并降低NOx排放量。而在APC 氫燃料發(fā)動機(jī)中，現(xiàn)有噴水研究較少，Jin 等[12]基于一臺進(jìn)氣道噴氫的APC 氫燃料發(fā)動機(jī)在排氣沖程進(jìn)行缸內(nèi)噴水，結(jié)果表明，在每循環(huán)噴水量為20 mg時，能夠在抑制爆震的同時獲得最高50.32%的指示熱效率（Indicated Thermal Efficiency，ITE）。

本文通過仿真與試驗分析進(jìn)氣道噴水對APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的影響。首先，基于仿真對進(jìn)氣道噴水在APC氫燃料發(fā)動機(jī)中應(yīng)用的潛在價值進(jìn)行理論分析，然后通過試驗驗證噴水的效果，最后，基于試驗結(jié)合缸內(nèi)氫氣直噴、進(jìn)氣增壓等技術(shù)手段分析不同工況下進(jìn)氣道噴水對APC氫燃料發(fā)動機(jī)熱效率提升和動力邊界拓展的影響。

2 研究平臺

2.1 試驗臺架搭建

本文基于一款三缸1.0 L的汽油發(fā)動機(jī)進(jìn)行改裝并搭建了試驗臺架，發(fā)動機(jī)參數(shù)如表1 所示，試驗臺架示意如圖1所示。

圖1 氬氣循環(huán)氫燃料發(fā)動機(jī)臺架示意

表1 發(fā)動機(jī)參數(shù)

發(fā)動機(jī)與API FR100電渦流測功機(jī)同軸連接，在試驗過程中，APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的節(jié)氣門始終設(shè)置為全開，氬氧供給流量和壓力通過Omega FMA-2600A 質(zhì)量流量控制計進(jìn)行控制，氬氧混合氣中氬氣和氧氣的摩爾比例為79∶21。氫氣通過直噴噴嘴直接噴入缸內(nèi)，噴射壓力為10 MPa，其流量通過Emerson Elite CMFS007M科里奧利流量計進(jìn)行測量，本文使用標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下（20°C，標(biāo)準(zhǔn)大氣壓）的體積流量作為氣體流量單位。使用噴水系統(tǒng)進(jìn)行進(jìn)氣道噴水，噴水壓力設(shè)置為0.3 MPa。在第二缸中使用Kistler 6115C 火花塞式缸壓傳感器測量缸壓，其他溫度和壓力分別由K型熱電偶和壓力變送器測量。各模擬量通過NI PCI6250采集卡進(jìn)行采集，對同一個工況連續(xù)采集200 個循環(huán)。通過NI Compact RIO 嵌入式測控系統(tǒng)配合上位機(jī)共同實現(xiàn)發(fā)動機(jī)實時控制。本文的主要關(guān)注點(diǎn)為氬氣循環(huán)對氫燃料發(fā)動機(jī)熱效率和動力邊界的拓展，因此采用開式循環(huán)，即排氣中的氬氣并未參與循環(huán)，而是直接排入大氣中。

2.2 仿真模型建立

本文基于GT-Power 對2.1 節(jié)中的APC 氫燃料發(fā)動機(jī)進(jìn)行一維仿真建模，并按照相應(yīng)參數(shù)進(jìn)行設(shè)置。模型主要分為氣缸模塊、曲軸連桿模塊、進(jìn)氣模塊、排氣模塊、燃料供給模塊和噴水模塊6個部分，如圖2所示。

圖2 GT-Power模型

燃燒模型選擇湍流火焰模型，傳熱模型選擇Flow模型。本文在試驗中采用爆震強(qiáng)度（Knock Intensity，KI）作為爆震指標(biāo)，KI為缸壓經(jīng)過帶通濾波后的振蕩幅值，按照定義，當(dāng)KI 超過0.10 MPa 時，視為發(fā)生爆震。同時使用爆震比例（Knock Ratio，KR）表示每個工況的200 個循環(huán)中發(fā)生爆震的循環(huán)所占比例。而在GT-Power 仿真中，爆震模型采用爆震誘導(dǎo)時間積分（Knock induction Time integral，KT）模型[4]：

式中，Tik(ti)為自燃發(fā)生時刻為ti時的爆震誘導(dǎo)時間積分；τ為混合氣在瞬時溫度和壓力下的誘導(dǎo)時間；t為時間。

計算結(jié)果為誘導(dǎo)時間倒數(shù)的積分，當(dāng)KT大于1時，表示會發(fā)生爆震。由于試驗與仿真中的2 種爆震指標(biāo)有所不同，本文通過對爆震模型的爆震誘導(dǎo)時間因子進(jìn)行標(biāo)定，將KI為0.10 MPa工況的KT標(biāo)定為1，實現(xiàn)了2種評價指標(biāo)下爆震閾值的統(tǒng)一。經(jīng)過標(biāo)定后，GTPower 仿真缸壓與試驗缸壓對比如圖3 所示，相對誤差小于5%，達(dá)到本文仿真精度的要求。

圖3 標(biāo)定工況缸壓對比

3 結(jié)果與分析

3.1 氬氣循環(huán)氫燃料發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道噴水仿真分析

3.1.1 進(jìn)氣道噴水對熱力學(xué)參數(shù)的影響

首先通過一維仿真分析不同噴水量對APC 氫燃料發(fā)動機(jī)各項熱力學(xué)參數(shù)的影響，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速設(shè)為1 000 r/min，氫氣噴射時刻為上止點(diǎn)后（After Top Dead Center，ATDC）-60°曲軸轉(zhuǎn)角（Crank Angle，CA），氫氣流量為50 L/min（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下，即每循環(huán)2.75 mg），氬氧混合氣流量為430 L/min（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下），進(jìn)氣絕對壓力為0.1 MPa（模擬自然吸氣工況），點(diǎn)火時刻為-5°CA ATDC，噴水量設(shè)置在每循環(huán)0～25 mg范圍內(nèi)，進(jìn)氣道噴水量對缸壓、缸內(nèi)溫度、點(diǎn)火時刻的缸壓和溫度，以及比熱容比的影響仿真結(jié)果如圖4所示。

圖4 進(jìn)氣道噴射仿真結(jié)果

由圖4a、圖4b可知，不同噴水量對進(jìn)氣沖程和排氣沖程的缸壓和溫度影響較小，但總體上隨著噴水量增加，缸壓和溫度逐漸降低。由圖4c可知，當(dāng)每循環(huán)噴水量從0 mg增加到25 mg時，點(diǎn)火時刻缸壓從2.72 MPa降低到2.11 MPa，溫度則從893.09 K 降低到684.79 K。因此進(jìn)氣道噴水能夠顯著降低APC氫燃料發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火時刻溫度和壓力，具有較好的爆震抑制潛力。

由圖4d可知，隨著噴水量的增加，工質(zhì)的比熱容比全面降低，且在進(jìn)氣沖程和壓縮沖程的降低幅度高于做功沖程和排氣沖程的降低幅度。在進(jìn)氣沖程和壓縮沖程，工質(zhì)的主要成分是Ar、O2和H2，此時引入多原子分子H2O 會顯著降低工質(zhì)的比熱容比。而在做功沖程和排氣沖程，H2和部分O2反應(yīng)后轉(zhuǎn)換為H2O，不同噴水量工況下工質(zhì)的H2O 含量相比進(jìn)氣沖程和壓縮沖程更為接近，因此比熱容比之間的差異也有所減小。

不同噴水量對發(fā)動機(jī)能量分布的影響如圖5 所示。由于當(dāng)前工況的當(dāng)量比φ僅為0.277，屬于超稀薄燃燒工況，因此認(rèn)為氫氣完全燃燒，不考慮不完全燃燒損失。從一維仿真結(jié)果來看，增大噴水量會降低APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的總指示熱效率（Gross Indicated Thermal Efficiency，ITEg），相比于ITE，ITEg 不考慮進(jìn)、排氣沖程的泵氣損失。噴水能夠降低缸內(nèi)溫度，因此隨著噴水量增加，傳熱損失有所降低，對比不噴水工況，每循環(huán)噴水量25 mg 工況下傳熱損失從21.96%降低到10.82%。但由于水吸收了熱量，增大噴水量也會增加排氣損失。

圖5 進(jìn)氣道噴水對發(fā)動機(jī)能量分布的影響

分析進(jìn)氣道噴水時刻對APC 氫燃料發(fā)動機(jī)各項熱力學(xué)參數(shù)的影響，由于進(jìn)氣門的關(guān)閉時刻為-122°CA ATDC，在標(biāo)定工況下，將噴水量固定為每循環(huán)10 mg，噴水時刻分布在-360°CA ADTC～-150°CA ATDC 范圍內(nèi)。不同噴水時刻的缸壓和溫度曲線基本重合，因此僅展示其對點(diǎn)火時刻缸壓和溫度的影響，如圖6所示。

圖6 噴水時刻對點(diǎn)火時刻缸壓和溫度的影響

由圖6 可知，進(jìn)氣道噴水時刻對點(diǎn)火時刻缸壓和溫度基本沒有影響，不同噴水時刻工況下的點(diǎn)火時刻缸壓的變化小于0.01 MPa，點(diǎn)火時刻溫度的變化小于3.84 K。這說明由于進(jìn)氣道噴水完全發(fā)生在進(jìn)氣道中，不同噴水時刻對缸內(nèi)的混合氣分布、流動影響均較小。綜上所述，后文將不再對不同進(jìn)氣道噴水時刻進(jìn)行研究，而是將進(jìn)氣道噴水時刻固定在-360°CA ATDC。

3.1.2 自然吸氣工況進(jìn)氣道噴水對爆震的影響

分析進(jìn)氣道噴水對APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的爆震抑制效果。首先在自然吸氣工況下，設(shè)置發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，氬氧流量為430 L/min（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下），進(jìn)氣絕對壓力為0.1 MPa，分別選擇氫氣流量為50 L/min、60 L/min、70 L/min、80 L/min（均為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下，即每循環(huán)氫氣流量分別為2.75 mg、3.29 mg、3.84 mg、4.39 mg）進(jìn)行進(jìn)氣道噴水仿真，為了統(tǒng)一比較基準(zhǔn)，通過水氫比（每循環(huán)噴水質(zhì)量與噴氫質(zhì)量之比）來表征噴水量。上述工況的KT 與點(diǎn)火時刻和水氫比的關(guān)系如圖7 所示。

圖7 自然吸氣工況下進(jìn)氣道噴水對爆震的影響

由圖7 可知，在不同氫氣流量工況下，隨著點(diǎn)火時刻的推遲和噴水量的增加，KT 均呈現(xiàn)降低的趨勢。KT=1的等高線將圖像分為爆震區(qū)域和非爆震區(qū)域。在氫氣流量為50 L/min 時，在不噴水工況下，點(diǎn)火時刻晚于0.2°CA ATDC 時，可抑制爆震，而在不推遲點(diǎn)火時刻（-10°CA ATDC）的情況下，水氫比超過2.40 時，也可以抑制爆震；當(dāng)氫氣流量為60 L/min時，不噴水工況下，則需要將點(diǎn)火時刻推遲到3.3°CA ATDC 后或在不推遲點(diǎn)火時刻的情況下，水氫比超過2.48時，能夠?qū)T抑制到1以下；當(dāng)氫氣流量為70 L/min時，抑制爆震的點(diǎn)火時刻和水氫比分別為5.5°CA ATDC 和2.35；當(dāng)氫氣流量為80 L/min 時，抑制爆震的點(diǎn)火時刻和水氫比分別為7.2°CA ATDC 和2.13。隨著氫氣噴射量的提升，不噴水工況下抑制爆震所需要的點(diǎn)火時刻推遲幅度逐漸增大。而在不推遲點(diǎn)火時刻的情況下，抑制爆震所需要的水氫比總體上先略增大，隨后出現(xiàn)下降趨勢，這說明提升氫氣流量雖然會增加爆震傾向，但增加幅度與氫氣流量提升并不成正比，產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因主要有：由于氫氣噴射量增加后，混合氣中氬氣所占比例降低，總體的比熱容比有所下降，不利于末端混合氣發(fā)生自燃；由于氫氣噴射時刻較晚，氫氣噴射量增大后，更多的低溫氫氣進(jìn)入高溫氬氧氣體中，導(dǎo)致點(diǎn)火時刻混合氣的溫度有所下降。綜上所述，此時反而只需要更小的水氫比即可抑制爆震。

3.1.3 進(jìn)氣增壓工況進(jìn)氣道噴水對爆震的影響

在進(jìn)氣增壓工況下進(jìn)行仿真，設(shè)置發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，氬氣流量為800 L/min（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下），進(jìn)氣絕對壓力為0.2 MPa，氫氣流量分別為70 L/min、80 L/min、90 L/min、100 L/min（均為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下，即每循環(huán)氫氣流量分別為3.84 mg、4.39 mg、4.94 mg、5.49 mg），分析水氫比和點(diǎn)火時刻對KT的影響，如圖8所示。

圖8 進(jìn)氣增壓工況下進(jìn)氣道噴水對爆震的影響

由圖8 可知，進(jìn)氣增壓工況下，在不噴水時，在-10°CA ATDC～10°CA ATDC范圍內(nèi)，無論如何推遲點(diǎn)火時刻也無法將KT降低至1以下。在不推遲點(diǎn)火時刻的情況下，氫氣流量分別為70 L/min、80 L/min、90 L/min、100 L/min時，抑制爆震所需的水氫比分別為5.15、5.11、4.98、4.79。可見，由于爆震傾向更強(qiáng)，進(jìn)氣增壓工況更需要通過噴水來抑制爆震，與非增壓工況類似，隨著氫氣流量增大，抑制爆震所需的水氫比逐漸減小。

3.2 氬氣循環(huán)氫燃料發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道噴水試驗分析

使用進(jìn)氣增壓后，進(jìn)、排氣沖程的泵氣損失不再存在，發(fā)動機(jī)將從高壓進(jìn)氣中獲得動能，本文在試驗中暫不區(qū)分這部分影響。

在試驗中，基于不同轉(zhuǎn)速、不同進(jìn)氣模式的5 個工況驗證進(jìn)氣道噴水對APC氫燃料發(fā)動機(jī)的影響。具體工況參數(shù)如表2 所示，改變噴水量和點(diǎn)火時刻，每循環(huán)噴水量分別為15.89 mg、24.42 mg和32.94 mg，分別對應(yīng)進(jìn)氣道水噴嘴噴射脈寬2 ms、4 ms和6 ms。

表2 進(jìn)氣道噴水試驗工況

在上述工況中，將噴水量轉(zhuǎn)化為水氫比后，進(jìn)氣道噴水對發(fā)動機(jī)各項參數(shù)的影響如圖9 所示。采用50%放熱曲軸轉(zhuǎn)角（50%Heat Release Crank Angle，CA50）作為燃燒指標(biāo)表征燃燒的速度，采用平均指示壓力的波動系數(shù)（Coefficient Of Variation，COV）表征發(fā)動機(jī)工作的穩(wěn)定程度：

圖9 進(jìn)氣道噴水對氬氣循環(huán)氫氣機(jī)的影響

式中，σIMEP為試驗記錄的200 個循環(huán)的平均指示壓力（Indicated Mean Effective Pressure，IMEP）的標(biāo)準(zhǔn)差；μIMEP為200個循環(huán)的IMEP的平均值。

本文定義發(fā)動機(jī)工作穩(wěn)定性的閾值為Cv=5%，當(dāng)Cv>5%時，認(rèn)為發(fā)動機(jī)工作不穩(wěn)定。

由圖9a可知，在同一工況中，提升水氫比能夠推遲CA50，這證明了進(jìn)氣道噴水能夠降低APC氫燃料發(fā)動機(jī)的燃燒速度。尤其是在1 500 r/min的進(jìn)氣增壓工況下，不噴水的原始工況點(diǎn)發(fā)生了早燃，CA50為-5°CA ATDC，水氫比增大到3.13后，CA50推遲到了27°CA ATDC。除早燃工況外，其他工況CA50隨著水氫比增大而推遲的速度基本相近。由圖9b可知，在不噴水原始工況中，進(jìn)氣增壓工況的KI普遍高于自然吸氣工況的KI。在同一工況中，增大水氫比能夠降低KI。而對比不同工況可知，原始工況的KI越大，KI隨水氫比增大而降低的幅度也越大。如點(diǎn)火時刻為0°CA ATDC時，1 500 r/min進(jìn)氣增壓工況水氫比從0增大到3.13時，KI從2.59 MPa降低至0.04 MPa，1 000 r/min 進(jìn)氣增壓工況的水氫比從0 增大到3.25 時，KI 則從0.66 MPa 降低至0.05 MPa?？梢姡脊r的KI 越大，增大水氫比后KI 降低的幅度也越大，這說明噴水的爆震抑制能力具有很大的冗余，能夠?qū)⒉煌饛?qiáng)度的工況抑制到0.10 MPa的爆震閾值以下。

由圖9c 可知，僅在部分爆震強(qiáng)度較大的工況下，COV超過了5%的工作穩(wěn)定性閾值，但在水氫比增大后，均能將COV 降低至5%以下。而當(dāng)原始工況的COV 小于5%時，增大水氫比對COV沒有明顯影響。由圖9d可知，噴水對ITE 的影響較為復(fù)雜，需要結(jié)合KI 進(jìn)行分析。總體而言：當(dāng)原始工況的KI 超過0.22 MPa 時，增大水氫比后可以通過抑制爆震提高ITE，如點(diǎn)火時刻為0°CA ATDC 的1 000 r/min 的進(jìn)氣增壓工況，水氫比從0 提高到3.25，ITE 從56.67%增長到62.41%；而當(dāng)原始工況的KI 低于0.22 MPa 時，增大水氫比則會因為降低了熱力學(xué)循環(huán)效率而最終降低ITE，如點(diǎn)火時刻為-10°CA ATDC的1 500 r/min進(jìn)氣增壓工況，水氫比從3.13增大到4.79，ITE從59.00%降低到了57.53%。

綜上所述，進(jìn)氣道噴水能夠降低APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的缸內(nèi)燃燒速度，有效抑制爆震并提升發(fā)動機(jī)的穩(wěn)定性。一般來說，當(dāng)原始工況的KI超過0.22 MPa時，由于原機(jī)爆震強(qiáng)度較高，此時進(jìn)氣道噴水能夠提升熱效率，而當(dāng)原始工況的KI 低于0.22 MPa 時，進(jìn)氣道噴水將導(dǎo)致熱效率的降低。

3.3 進(jìn)氣道噴水對氬氣循環(huán)氫燃料發(fā)動機(jī)的動力邊界拓展分析

本文首先對比在1 000 r/min 轉(zhuǎn)速、不同當(dāng)量比下，不同進(jìn)氣模式在不噴水工況下對APC氫燃料發(fā)動機(jī)的影響，如圖10所示。

圖10 不同進(jìn)氣模式對氬氣循環(huán)氫氣機(jī)的影響

由圖10可知，在這一轉(zhuǎn)速下，進(jìn)氣增壓工況穩(wěn)定工作的最高當(dāng)量比明顯較自然吸氣工況小，僅為0.274，而自然吸氣工況下穩(wěn)定工作的最高當(dāng)量比為0.465。在相同當(dāng)量比條件下，進(jìn)氣增壓能夠顯著提高APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的做功能力，并在工作范圍內(nèi)獲得了更高的最高ITE 61.15%，超過自然吸氣工況的最高ITE 53.99%。而在當(dāng)量比超過0.25 時，進(jìn)氣增壓工況的KI 超過爆震閾值，同時進(jìn)氣增壓工況的KI和KR均明顯高于自然吸氣工況。因此，對于當(dāng)量比較高的進(jìn)氣增壓工況，使用噴水抑制爆震是十分必要的。

本文嘗試在1 000 r/min轉(zhuǎn)速、不同進(jìn)氣模式和不同負(fù)荷下聯(lián)合優(yōu)化點(diǎn)火策略、噴射策略和噴水策略，從而在各當(dāng)量比下獲得更高的做功能力和熱效率，由于2種進(jìn)氣模式均在當(dāng)量比較高時發(fā)生爆震，噴水工況主要圍繞不同進(jìn)氣模式的高當(dāng)量比進(jìn)行，如圖11所示。

圖11 轉(zhuǎn)速1 000 r/min時噴水在不同當(dāng)量比下對ITE和IMEP的影響

在熱效率方面，在轉(zhuǎn)速為1 000 r/min的自然吸氣工況下，噴水后獲得的最高ITE 為53.30%，而不噴水時則獲得了最高53.99%的ITE，噴水后ITE 反而略有降低。而在1 000 r/min進(jìn)氣增壓工況下，噴水后獲得了最高的ITE 為62.41%，不噴水時則獲得了最高61.15%的ITE。這表明進(jìn)氣道噴水對進(jìn)氣增壓的爆震抑制效果較好，并顯著提升了熱效率，進(jìn)氣道噴水在進(jìn)氣增壓工況下的表現(xiàn)優(yōu)于自然吸氣工況下的表現(xiàn)。

在動力邊界方面，對于自然吸氣工況，噴水后未出現(xiàn)明顯的IMEP提升。而對比1 000 r/min的進(jìn)氣增壓不噴水和噴水工況可知，在不噴水時，其最高IMEP 為0.98 MPa，通過聯(lián)合優(yōu)化點(diǎn)火策略、噴射策略和噴水策略，獲得了最高1.10 MPa的IMEP，提升了12.24%。

綜上所述，進(jìn)氣道噴水對APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的熱效率影響可分為2個方面：其正面影響在于抑制了原始工況中的爆震，優(yōu)化了燃燒特性，降低了傳熱損失；負(fù)面影響在于降低了混合氣的比熱容比，從而使熱力學(xué)循環(huán)效率下降。在不同工況下，正面影響和負(fù)面影響的權(quán)重不同，只有正面影響的權(quán)重高于負(fù)面影響時，進(jìn)氣道噴水才能最終實現(xiàn)APC氫燃料發(fā)動機(jī)的熱效率提升。例如，1 000 r/min 自然吸氣不噴水工況在當(dāng)量比0.168 時獲得了最高ITE 53.99%，而噴水工況在當(dāng)量比0.339 時獲得了最高ITE 53.30%，說明此時噴水的負(fù)面影響強(qiáng)于正面影響；1 000 r/min 進(jìn)氣增壓不噴水工況在當(dāng)量比0.204 時獲得了最高ITE 61.15%，而噴水工況在當(dāng)量比0.268 時獲得了最高ITE 62.41%，此時獲得了最高ITEg為58.62%，說明此時噴水的正面影響強(qiáng)于負(fù)面影響。可見，在APC氫燃料發(fā)動機(jī)中，進(jìn)氣道噴水策略與進(jìn)氣增壓更加契合，其抑制爆震的特性恰好彌補(bǔ)了進(jìn)氣增壓帶來的更高的爆震傾向，最終獲得了更高的ITE。

4 結(jié)束語

本文基于仿真和試驗分析了進(jìn)氣道噴水對APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的爆震抑制和動力以及熱效率邊界的拓展效果，獲得了以下結(jié)論：

a.從熱力學(xué)仿真的角度，進(jìn)氣道噴水會降低APC氫燃料發(fā)動機(jī)缸內(nèi)的溫度、壓力和比熱容比，具有抑制爆震的潛力。進(jìn)氣道噴水能夠降低發(fā)動機(jī)的傳熱損失，提升排氣損失。在大負(fù)荷和進(jìn)氣增壓工況下，只需要較低的水氫比即可抑制爆震。

b.試驗結(jié)果表明，進(jìn)氣道噴水能夠推遲APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的CA50，降低燃燒速度，并實現(xiàn)爆震的抑制和發(fā)動機(jī)穩(wěn)定性的提升。當(dāng)原始工況的KI超過0.22 MPa時，增大水氫比能夠通過抑制爆震實現(xiàn)熱效率的提升；當(dāng)原始工況的KI 低于0.22 MPa 時，增大水氫比則會由于熱力學(xué)損失增加而降低APC 氫燃料發(fā)動機(jī)的熱效率。

c.在進(jìn)氣增壓工況中，進(jìn)氣道噴水的優(yōu)化效果優(yōu)于自然吸氣工況。本文通過進(jìn)氣道噴水與進(jìn)氣增壓技術(shù)相結(jié)合，在APC 氫燃料發(fā)動機(jī)上獲得了62.41%的ITE（ITEg 58.62%）。

d.在不噴水時，1 000 r/min 進(jìn)氣增壓工況的最高IMEP為0.98 MPa，本文通過聯(lián)合優(yōu)化點(diǎn)火策略、噴射策略和噴水策略，將IMEP提高至1.10 MPa，動力上邊界拓寬了12.24%。