葉坦,王雷,曹永

(1. 淮北職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機電工程系,安徽淮北 235000;2. 濰坊職業(yè)學(xué)院 汽車工程學(xué)院,山東濰坊 262737; 3 盛瑞傳動股份有限公司 電控技術(shù)研究院,山東濰坊 261000)

工業(yè)化步伐的加快、汽車保有量的增加帶來了全球性的能源危機和環(huán)境污染,隨之而來的是不斷收緊的新油耗和排放法規(guī)相繼出臺[1]。因此,量大面廣的內(nèi)燃機肩負著節(jié)能減排的重要使命。渦輪增壓或高壓縮比技術(shù)的應(yīng)用實現(xiàn)了發(fā)動機的小型化,并使其出色的熱功轉(zhuǎn)換效率成為了當前研究的熱點[2-5]。然而,爆震現(xiàn)象阻礙了小型化發(fā)動機熱效率的進一步提升[6-8]。針對發(fā)動機爆震的抑制,國內(nèi)外研究機構(gòu)提出并研究了多種技術(shù)手段,如高膨脹比Miller循環(huán)和Atkinson循環(huán)[9],高辛烷值燃料[10-13],廢氣再循環(huán)(Exhaust gas recirculation, EGR)[14-15],稀薄燃燒[16-18],爆燃轉(zhuǎn)爆轟(Deflagration to detonation transition, DDT)[19]等技術(shù)。

發(fā)動機進氣管噴水技術(shù)(Port water injection, w PWI)是一種將水噴射到發(fā)動機進氣管中的技術(shù)。該技術(shù)可發(fā)揮水的高氣化潛熱特性,充分冷卻缸內(nèi)混合氣,有利于降低燃燒峰值溫度和壓力,同時水蒸氣在燃燒過程中還可發(fā)揮稀釋作用,進一步降低燃燒溫度,對爆震的抑制和NOx排放的降低均發(fā)揮積極作用。此外,水的引入還具有改善燃燒質(zhì)量的化學(xué)動力學(xué)潛力,當噴入的水分子在燃燒過程中可分解為氫自由基和羥基自由基。這兩種自由基均有助于提高火焰速度和減少有害氣體排放,從而改善燃燒質(zhì)量[20]。因此,噴水技術(shù)已逐漸成為當前國內(nèi)外研究關(guān)注的重點技術(shù)之一[21-22]。然而,w PWI技術(shù)作為經(jīng)濟可行的最佳方案更是得到研究的重視[21-25]。Worm等[26]研究了不同抗爆燃料(87 AKI、91 AKI和110AKI)在滿負荷條件下進氣歧管噴水對發(fā)動機爆震的抑制效果,結(jié)果表明,采用w PWI技術(shù)可使發(fā)動機單位有效功所消耗的燃油量,即有效燃油消耗率(Brake specific fuel consumption, BSFC)改善34%。De Bellis等[23]數(shù)值模擬的結(jié)果表明,17%的水/燃料比足以抑制爆震的發(fā)生, BSFC得到了明顯的改善。同時,噴水有利于降低渦輪前的溫度,可使發(fā)動機在化學(xué)計量比條件下在高負荷運行。Bern等[27]利用三維流體動力學(xué)仿真的手段對汽油直噴(Gasoline direct injection, GDI)發(fā)動機的進氣歧管噴水進行了優(yōu)化,結(jié)果表明,由于噴水降低了發(fā)動機的爆震傾向,使點火時刻更提前,最終燃油消耗減少了17%。Harrington等[28]對比研究了進氣道噴液態(tài)水和氣態(tài)水的效果,發(fā)現(xiàn)液態(tài)水具有更強的冷卻效應(yīng),由于水的加入,物理點火延遲期增大,燃燒持續(xù)期延長,爆震傾向降低。此外,當水/油比例較高時,NOx排放降低,但未燃HC排放因失火的發(fā)生有所增加。Arturo等[20]在一臺可變氣門的增壓火花點火(Spark ignition, SI)發(fā)動機上進行了噴水實驗,結(jié)果表明,噴水可以減少爆震的發(fā)生,在高負荷時,可使渦輪進口溫度降低25 ～ 50 K,同時,NOx排放隨噴水量的增加而降低,噴水量越多,抗爆性能越好,點火時刻越提前,但輕微增加了未燃HC和CO排放。類似于EGR技術(shù),水在燃燒過程中也起稀釋作用。Bozza等[29]從化學(xué)動力學(xué)的角度對比研究了噴水和EGR對層流火焰速度的影響,結(jié)果表明:質(zhì)量分數(shù)為10%的水對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊懘笥?0%EGR率的影響。

綜上所述,噴水技術(shù)有助于抑制爆震,優(yōu)化內(nèi)燃機的燃燒和排放特性,并進一步提高發(fā)動機的壓縮比,從而改善熱效率水平。盡管如此,目前仍缺乏對于不同壓縮比和負荷下噴水技術(shù)效果的全面研究數(shù)據(jù)和成果。因此,有關(guān)不同壓縮比和負荷條件下噴水技術(shù)結(jié)合的效果以及發(fā)動機性能提升的潛力尚不清楚,還需要進行更深入的系統(tǒng)性研究?；诖?本研究針對一臺具備可自由變換壓縮比的缸內(nèi)直噴單缸研究型熱力學(xué)發(fā)動機,通過試驗手段研究了進氣歧管噴水對發(fā)動機燃燒和排放的影響。通過這些研究,為進一步應(yīng)用進氣歧管噴水技術(shù)提供了基礎(chǔ)研究數(shù)據(jù)和理論應(yīng)用指導(dǎo)。

1 試驗對象和試驗方法

1.1 試驗對象

研究中采用一臺研究型單缸熱力學(xué)缸內(nèi)直噴汽油發(fā)動機,該發(fā)動機系統(tǒng)可以自由切換壓縮比大小,并通過對進氣系統(tǒng)進行適應(yīng)性改造,使其具備了進氣歧管噴水能力,試驗過程中可維持0.55 MPa的噴水壓力。試驗用發(fā)動機主要技術(shù)參數(shù)見表1。圖1為試驗臺架示意圖。

表1 發(fā)動機主要參數(shù)Tab.1 The main parameters of the engine

圖1 試驗臺架示意圖Fig.1 Test bench schematic diagram

試驗研究采用的臺架測控系統(tǒng)由AVL公司提供,其中AVL PUMA瞬態(tài)測功機用于發(fā)動機轉(zhuǎn)速的控制和扭矩的采集,采用AVL 365C角標器及解碼器共同輸出發(fā)動機的轉(zhuǎn)角和上止點信號,采用AVL 515進氣模擬增壓系統(tǒng)對進氣壓力和溫度進行控制,采用可編程時序控制單元(Programmable time unit, PTU)對噴油時刻、噴油量、噴水時刻、噴水量及點火時刻進行調(diào)整,噴油器的電流曲線由Scienlab噴油控制器輸出并基于外觸發(fā)模式對噴油器進行控制,采用可基于外觸發(fā)控制的變壓模塊對噴水器的開啟和關(guān)閉進行控制。采用Kistler 6054BR缸壓傳感器對缸壓進行測量,利用AVL Indicom系統(tǒng)對燃燒過程示功圖及時序控制信號進行采集和分析,采樣分辨率為0.5 °CA,每個工況點均采集200個循環(huán)進行平均以消除測量誤差。采用Bosch的LSU 4.9線氧傳感器及ETAS ES 630.1測量儀對過量空氣系數(shù)(λ)進行測量,采用HORIBA MEXA-7500D測量儀對發(fā)動機的排放結(jié)果進行測量,可直接得到發(fā)動機排氣中的氣態(tài)常規(guī)排放物的含量。

1.2 試驗方法

試驗中選取發(fā)動機最佳油耗點工況對應(yīng)的轉(zhuǎn)速2 750r/min,通過改變噴油脈寬控制噴油量,相應(yīng)改變進氣壓力控制進氣量將過量空氣系數(shù)(λ)固定為1,并通過調(diào)整噴油脈寬改變發(fā)動機的平均指示有效壓力(Indicated mean effective pressure, IMEP),試驗過程中的發(fā)動機單循環(huán)的燃油消耗率通過AVL 735直接測得,噴水流量采用稱重法獲得,其中稱重法參考SAE測量汽油流量的標準,因水的蒸發(fā)性遠低于汽油。因此,該標準同樣適用于噴水流量的測試,研究中的水占油水比(w/o-w)采用單循環(huán)總噴水質(zhì)量與單循環(huán)總水油質(zhì)量之比表示。

試驗過程中進氣溫度保持30±2 ℃,冷卻水溫度保持88±2 ℃;噴油壓力控制在35 MPa,進氣歧管噴水壓力控制在0.55 MPa。噴水時刻為壓縮上止點前(Before top dead center, BTDC)330 °CA。采用單次噴射,噴油時刻控制在300 °CA BTDC,進氣過程中較早的單次噴射使得缸內(nèi)混合氣在點火時刻呈均質(zhì)狀態(tài)。為讓燃燒過程在最佳狀態(tài)下進行,需要通過調(diào)整點火時刻,使燃燒在爆震邊界或者燃燒重心位置最佳的區(qū)域發(fā)生。在這個位置,燃燒過程能夠最有效地轉(zhuǎn)化為熱能,并提供最佳的動力輸出。文獻[17,30]指出將CA50控制在壓縮上止點后(After top dead center, ATDC) 7°CA左右,有助于保持發(fā)動機的最佳熱工轉(zhuǎn)化效率?？刂?00個循環(huán)IMEP的循環(huán)變動率(CoV)在3%以內(nèi)。熱效率的計算是基于循環(huán)噴油總量計算求得。文中燃燒持續(xù)期(CA10-90)定義為10%到90%累積放熱量的曲軸轉(zhuǎn)角,燃燒重心(CA50)定義為50%累積放熱量對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角,滯燃期(CA10)定義為點火時刻至10%累積放熱量對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。指示熱效率(Indicated thermal efficiency, ITE)降低及指示油耗率(ISFC)升高表示熱效率和油耗率的惡化,反之ITE的升高及ISFC的降低表示熱效率和油耗率得到改善。

1.3 能量損失的計算

本研究在計算缸內(nèi)損失的過程中,將內(nèi)燃機視為穩(wěn)態(tài)流動平衡開口系統(tǒng),燃燒室作為開口系統(tǒng),認為每一循環(huán)燃燒室內(nèi)總能量不變。輸入系統(tǒng)的能量包括燃油燃燒后的熱量即總?cè)加蜏p去未燃物燃燒后的熱量、進氣系統(tǒng)流動焓;輸出系統(tǒng)的能量包括工質(zhì)對活塞做的功(IMEP)、排氣系統(tǒng)流動焓、缸內(nèi)傳熱;活塞功又可分為曲軸有效功和摩擦功。因此,燃油總能量由有效功、未燃損失、排氣損失、傳熱損失、摩擦損失5項組成。

本研究中涉及的未燃損失功率的計算方式為

(1)

式中:QUb為未燃損失功率,kW;MTHC、MCO分別為總碳氫、一氧化碳的直流流量排放,g/h;LHVFuel、LHVCO分別為燃油、一氧化碳的低熱值,MJ/kg。

排氣損失的計算方式為

(2)

式中:QExh為排氣損失功率,kW;cpExh為排氣的定壓比熱容,kJ/(kg·K);TExh為排氣歧管溫度,°C;MExh為排氣的濕基質(zhì)量流量,kg/h;QH2O為水的汽化潛熱,kJ/kg;cp為水蒸汽的平均定壓比熱容比,kJ/(kg·K);t為排氣與水蒸汽溫差;MH2O為噴水量,kg/h。

對于傳熱損失,缸內(nèi)換熱最終被冷卻液、機油及輻射傳熱等形式帶走,故無法直接測量。傳熱損失計算時可以用總能量與有效熱效率、未燃損失、排氣損失、摩擦損失的差計算得到。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 不同噴水比例對發(fā)動機燃燒性能的影響研究

圖2為壓縮比(Compression ratio, CR)CR=14.8,高壓(壓縮和做功兩個沖程)的平均指示有效壓力(Indicated mean effective pressure, IMEP)PIME(h)=8.5 bar不同噴水比例下的點火時刻及CA50的變化規(guī)律,從圖中可以得到,隨著噴水比例的增加,爆震邊界對應(yīng)的點火時刻逐漸提前,水占油水比為74%時,對應(yīng)的點火時刻為-46 °CA ATDC,相比于未采用噴水技術(shù)(w/o PWI)的結(jié)果提前了37 °CA,累計放熱50%對應(yīng)的相位(CA50)與點火時刻的變化規(guī)律基本一致,水占油水比為64%時,CA50已提前至熱功轉(zhuǎn)化效率最佳的時刻7 °CA ATDC,相比于w/o PWI的結(jié)果提前了13 °CA。主要是因為進氣歧管噴水引入燃燒室后,在壓縮過程中,由于缸內(nèi)壓力和溫度的迅速升高,促成了水的蒸發(fā)吸熱,降低了缸內(nèi)溫度,進而抑制了爆震的發(fā)生。

圖2 CA50及點火時刻隨水占油水比的變化規(guī)律Fig.2 The variation pattern of CA50 and ignition timing with changes in the w/o-w rate

同時,不可燃的水與可燃混合氣混合,抑制了可燃混合氣的燃燒,且水的蒸發(fā)過程降低了缸內(nèi)溫度,不利于燃料的快速放熱,從規(guī)律上看,CA50在大的噴水比例下變化趨緩,其變化的程度小于點火時刻的結(jié)果。同時從圖3可以得到,在此影響下,燃料的滯燃期(火焰發(fā)展期)及燃燒持續(xù)期均隨著噴水比例的增加而增加。

圖3 燃燒持續(xù)期及滯燃期隨水占油水比的變化規(guī)律Fig.3 Variation of combustion duration and ignition delay with changes in the w/o-w rate

為了明確進氣歧管噴水對缸內(nèi)燃燒性能的影響,對不同噴水比例下的缸內(nèi)壓力與燃燒放熱率進行了對比分析,結(jié)果如圖4所示。在點火時刻、CA50的影響下,從圖中可以得到,隨著噴水比例的增大,缸內(nèi)壓力的峰值對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角提前,更多的燃料在上止點之前完成燃燒放熱,缸壓峰值增大。從放熱率曲線可以得到,隨著噴水比例的增大,放熱相位提前,放熱完成的時間點提前;但因滯燃期、燃燒持續(xù)期及水降溫作用的綜合影響,最大放熱峰值逐漸降低。

圖4 缸內(nèi)壓力及放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律Fig.4 Variation of in-cylinder pressure and heat release rate with crankshaft angle

隨著膨脹做功的進行,噴水的比例越大,水蒸氣膨脹做功的能力越強,氣體剩余壓能降低更為明顯,缸內(nèi)平均溫度及廢氣溫度降低,排氣溫度相應(yīng)降低,有利于熱效率的提升,如圖5所示。但是隨著噴水量的增加,排氣中帶走的水中吸收了大量的汽化潛熱,所以排氣能量損失隨著噴射比例增加先 降低后增加。

圖5 排氣能量損失及排氣溫度隨水占油水比的變化規(guī)律Fig.5 Variation of exhaust energy loss and exhaust temperature with changes in the w/o-w rate

隨著噴水的引入,有利于缸內(nèi)燃燒溫度的降低,缸內(nèi)氣體與氣缸壁面之間的熱量傳遞減少,有利于傳熱損失的降低,如圖6所示,隨著噴水比例的增大,傳熱損失逐漸降低。與w/o PWI的結(jié)果相比,采用進氣歧管噴水技術(shù)可以大幅降低傳熱損失。由于噴水的引入,燃燒室壁面溫度降低,或水直接分布在燃燒室壁面,促進了壁面淬熄效應(yīng)的發(fā)生,且水蒸氣在稀釋缸內(nèi)燃油濃度的同時降低了氧濃度,不利于燃油的完全燃燒,兩者共同作用下導(dǎo)致未燃損失的增加,如圖6所示,相比于w/o PWI的結(jié)果,采用進氣歧管噴水技術(shù)均導(dǎo)致未燃損失增加。

圖6 未燃損失及傳熱損失隨水占油水比的變化規(guī)律Fig.6 Variation of unburned loss and heat transfer loss with changes in the w/o-w rate

從絕對數(shù)值上看,當水占油水比從30%增大到64%時,傳熱損失逐漸降低。噴水的引入會導(dǎo)致燃燒速率變慢從而引起未燃損失的增加,雖然排氣溫度隨著噴水的增加而降低,但是由于噴入的水蒸發(fā)和升溫導(dǎo)至排溫吸收的熱量逐漸增加,所以排氣能量損失先降低后增加。最終反應(yīng)到經(jīng)濟性的表現(xiàn)為熱效率隨著噴水比例的增大呈先增加后降低的趨勢,油耗率的表現(xiàn)同熱效率的結(jié)果相反。但水占油水比增大到68%并進一步提升時,未燃損失及傳熱損失對熱效率的惡化開始明顯,熱效率隨著噴水比例的增加逐漸降低。油耗率的變化趨勢和熱效率相反。為了展示發(fā)動機的燃料轉(zhuǎn)化為有用功的能力以及單位凈功輸出所消耗的燃料量。圖7給出了凈指示熱效率(Gross indicated thermal efficiency, GITE)和凈指示油耗率(Gross indicated specific fuel consumption, GISFC)隨噴水比例的變化規(guī)律,最佳熱效率點及最佳油耗點對應(yīng)的水占油水比為64%,此時的GITE為43.1%,相比于w/o PWI的結(jié)果升高了2.5%;此時的GISFC為197.9 g/(kW·h),相比于w/o PWI的結(jié)果降低了11.8 g/(kW·h)。

圖7 凈指示熱效率及凈指示油耗率隨水占油水比的變化規(guī)律Fig.7 Variation of indicated net thermal efficiency and indicated net fuel consumption rate with changes in the w/o-w rate

2.2 不同負荷下進氣歧管噴水對發(fā)動機燃燒性能的影響研究

試驗還基于RC=14.8以及3種噴水比例下,研究了3種負荷下噴水對燃燒和排放的影響。從圖8可以得到,隨著負荷的增大,CA50逐漸推遲,采用噴水技術(shù)后,相比于w/o PWI的結(jié)果,CA50均得到優(yōu)化,CA50的提前量也隨著負荷的增加逐漸增大。

圖8 燃燒參數(shù)隨負荷的變化規(guī)律Fig.8 Variation pattern of combustion parameters with load

噴水技術(shù)下燃燒持續(xù)期總體上隨著負荷的增加呈逐漸降低的趨勢,當PIMEP(h)=10.5 bar時,噴水技術(shù)下的燃燒持續(xù)期已經(jīng)優(yōu)于w/o PWI的結(jié)果。這主要是因為負荷越大,缸內(nèi)燃燒溫度越大,噴水降溫作用對燃燒的不利影響相應(yīng)降低,且大負荷下基礎(chǔ)的爆震趨勢大,燃燒相位整體靠后,更多的燃料在膨脹沖程中完成燃燒,燃燒等容度差,燃料的做功效率低,燃燒惡化程度嚴重,在此基礎(chǔ)上,CA50的優(yōu)化能對燃燒帶來更顯著的改善效果。

從圖9a)可以得到,在不同負荷下,噴水能有效降低傳熱損失,而且隨著負荷增大到最大負荷,傳熱熱損失降低效果更明顯,相比于w/o PWI,噴水比例達到64%時,在PIMEP(h)=10.5 bar時,傳熱損失最大降低31.8%。一方面由于噴水之后可以使得燃燒相位CA50提前,燃燒速率加快,有利于降低傳熱損失,另一方面,燃燒相位提前,更接近上止點,此時缸壁的換熱面積更小,也會有利于傳熱損失降低。如圖9b)所示,相比于w/o的結(jié)果,噴水技術(shù)下未燃損失的增幅總體上雖然隨著負荷的增加而有所增加,但未燃損失在各損失中所占的比重相比于排氣能量損失而言相對較小,而占比較大的排氣能量損失隨著負荷的增大改善效果也逐漸明顯,如圖9c)所示,當PIMEP(h)=6.5 bar時,噴水的排氣能量損失大于w/o PWI的結(jié)果,而當PIMEP(h)=10.5 bar時,噴水的排氣能量損失小于w/o PWI的結(jié)果。

圖9 能量損失隨負荷的變化規(guī)律Fig.9 Variation of energy loss with load

是因為負荷較小時,排氣中水蒸汽的汽化潛熱和溫升吸熱占比較大的比例,所以噴水會增加排放能量損失,當負荷增加時,排氣溫度增加,廢氣能量占據(jù)主導(dǎo),此時噴射導(dǎo)致排氣溫度降低的效果大于水蒸汽的汽化潛熱和溫升吸收熱量,所以最終噴水會導(dǎo)致排氣能量損失下降。同時,該結(jié)果也意味著,隨著噴水技術(shù)的應(yīng)用,發(fā)動機的負荷極限能進一步擴展,且在高負荷運用噴水技術(shù)將達到更顯著的熱效率改善及油耗改善效果。

如圖10和圖11可以看出,隨著負荷的增加,噴水對熱效率及油耗率的改善優(yōu)勢逐漸明顯。PIMEP(h)=10.5 bar時,采用噴水技術(shù)實現(xiàn)的最佳熱效率點相比于w/o PWI的結(jié)果在熱效率上提升了4.39%,油耗率降低了23.89 g/(kW·h);PIMEP(h)=8.5 bar時對應(yīng)的結(jié)果為2.37%,油耗率降低了11.58 g/(kW·h);而PIMEP(h)=6.5 bar時對應(yīng)的結(jié)果則為1.27%,油耗率僅降低了6.08 g/(kW·h),且水占油水比為40%時,該負荷下的熱效率不增反降。

圖10 凈指示熱效率隨負荷的變化規(guī)律Fig.10 Variation indicatednet thermal efficiency of GITE with load

2.3 不同壓縮比下進氣歧管噴水對發(fā)動機燃燒性能的影響研究

試驗還基于前文最佳熱效率對應(yīng)的負荷即PIMEP(h)=8.5 bar,研究了壓縮比對燃燒和排放的影響。實驗測得的燃燒參數(shù)隨RC的變化規(guī)律,能量損失隨RC的變化規(guī)律,凈指示熱效率隨RC的變化規(guī)律和凈指示油耗率隨RC的變化規(guī)律,依次如圖12～圖15所示。

圖12 燃燒參數(shù)隨RC的變化規(guī)律Fig.12 Variation of combustion parameters with RC

從圖12a) 可以得到,在不同的壓縮比下,歸功于水的降溫作用,采用噴水技術(shù)均可有效提前CA50,但大的壓縮比下,缸內(nèi)基礎(chǔ)的燃燒溫度高,爆震趨勢強,燃燒相位過于靠后,燃燒等容度差,CA50提前對燃燒的優(yōu)化作用相比于其他壓縮比更為明顯,而小的壓縮比下,w/o PWI的CA50已處于相對較優(yōu)的狀態(tài),采用噴水技術(shù)的CA50也均優(yōu)于其他RC的結(jié)果,燃燒等容度好。因此,反應(yīng)到燃燒持續(xù)期的表現(xiàn)為隨著壓縮比的增大呈先增加后降低的趨勢,如圖12b)所示。同時,從圖中可以得到,噴水的降溫作用對爆震的抑制效果明顯,因此CA50在各個壓縮比下對噴水的比例變化更為敏感,而燃燒室持續(xù)期除了受CA50的影響之外,噴水對燃燒室的降溫作用及水蒸氣對混合氣的稀釋作用也會對燃燒持續(xù)期產(chǎn)生不利影響,且該影響隨著噴水比例的增大逐漸明顯,因此在大比例噴水如水占油水比為64%及72%時,燃燒持續(xù)期差別并不大,當壓縮比增大到RC=15.8,在CA50推遲的影響下,水占油水比降低至58%時,和比例為64%及72%時的結(jié)果對比,CA10-90的變化也不明顯。

從圖13中傳熱損失、未燃損失及排氣能量損失的分解來看,總體上,噴水比例大于40%時,隨著壓縮比的增大,傳熱損失呈逐漸降低的趨勢,這是由于CA50提前對燃燒的優(yōu)化作用隨著壓縮比的增大而逐漸明顯。對于噴水比例等于40%時,噴水對燃燒相位影響不大,所以隨著壓縮比增大,缸內(nèi)燃燒溫度增加導(dǎo)致傳熱損失逐漸增加。未燃損失的總體表現(xiàn)來看,未燃損失的絕對數(shù)值在各個壓縮比下的差別并不大,差別均在0.2 kW以內(nèi)。因為CA50提前對燃燒的優(yōu)化作用隨著壓縮比的增大而逐漸明顯,因此相比于w/o PWI的結(jié)果。噴水比例低于58%時,排氣能量隨著壓縮比增大增加,與w/o PWI的結(jié)果接近,改善效果不明顯,主要是因為噴水量較小,對燃燒溫度下降效果有限,而且噴的水蒸發(fā)和增加到排氣溫度過程吸收的熱量反而會增加排氣能量損失,所以排氣損失能量隨壓縮比增加而增加。當噴水比例增加到64%以上時,對燃燒溫度下降的效果隨著壓縮比的增加而逐漸明顯,所以排氣能量損失的改善效果隨著壓縮比的增大而逐漸增大,但是由于噴水量較高,也導(dǎo)致整體排氣能量損失大于w/o PWI的結(jié)果。

圖13 能量損失隨RC的變化規(guī)律Fig.13 Variation of energy loss with RC

圖14和圖15總體上看,相比于w/o PWI的結(jié)果,w PWI對熱效率的改善效果隨著壓縮比的增大而增加。RC=15.8時,采用噴水技術(shù)實現(xiàn)的最佳熱效率點相比于w/o PWI的結(jié)果在熱效率上提升了2.93%,油耗率降低了14.97 g/(kW·h);RC=14.8時熱效率提升了2.42%,油耗率降低了11.81 g/(kW·h);而RC=13.9時熱效率提升了1.73%,油耗率降低了8.55 g/(kW·h)。因此,噴水技術(shù)的引入使得發(fā)動機高壓縮比的應(yīng)用成為可能。

圖14 凈指示熱效率隨RC的變化規(guī)律Fig.14 Variation indicatednet thermal efficiency of GITE with RC

圖15 凈指示油耗率隨RC的變化規(guī)律Fig.15 Variation of indicated oil consumption with RC

3 結(jié)論

1) 隨著噴水比例的增加,CA50逐漸提前。燃料的滯燃期及燃燒持續(xù)期均隨著噴水比例的增加而增加。

2) 隨著噴水比例的增大,傳熱損失逐漸降低,排氣能量損失先降低后增加,熱效率先增后降,油耗率則與熱效率的結(jié)果相反。最佳的GITE為43.1%,相比于w/o PWI的結(jié)果升高了2.5%;最佳的GISFC為197.9 g/(kW·h),相比于w/o PWI的結(jié)果降低了11.8 g/(kW·h)。

3) 相比于較低的負荷,在高負荷運用噴水技術(shù)將達到更顯著的熱效率改善及油耗改善效果。PIMEP(h)=10.5 bar時,采用噴水技術(shù)實現(xiàn)的最佳熱效率點相比于w/o PWI的結(jié)果,熱效率提升了4.39%,油耗率降低了23.89 g/(kW·h)。

4) 相比于w/o PWI的結(jié)果,w PWI對熱效率的改善效果隨著壓縮比的增大而增加。RC=15.8時,采用噴水技術(shù)實現(xiàn)的最佳熱效率點相比于w/o PWI的結(jié)果,熱效率提升了2.93%,油耗率降低了14.97 g/(kW·h)。噴水技術(shù)的引入使得發(fā)動機高壓縮比的應(yīng)用成為可能。