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

(1.天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津，300072；2.天津大學內(nèi)燃機研究所，天津，300072；3.長城汽車股份有限公司，河北保定，071000)

不斷上漲的石油價格和日趨嚴格的排放法規(guī)使得開發(fā)低油耗、低排放、高性能的發(fā)動機技術(shù)成為目前研究的熱點。經(jīng)不斷探索，以增壓和缸內(nèi)直噴技術(shù)相互協(xié)同的小型強化技術(shù)成為應對上述挑戰(zhàn)的最有效的方法之一[1-3]，但以上方法還存在著發(fā)動機熱負荷提高、高轉(zhuǎn)速和高負荷工況下的爆震燃燒等不正常燃燒現(xiàn)象。爆震燃燒被認為是制約汽油機性能持續(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，會造成經(jīng)濟效益大幅降低、未燃碳氫排放增加的不利影響[8]。噴水(water injection，WI)是一種緩解發(fā)動機爆震、降低氮氧化物(NOx)和燃燒溫度的簡單有效方法。目前發(fā)動機噴水主要有3 種方案：一是進氣道(進氣管)噴水；二是缸內(nèi)直接噴水；三是燃料-水先乳化混合再噴射。由于進氣道噴水方案具備噴射系統(tǒng)簡單、對發(fā)動機結(jié)構(gòu)改動較小的優(yōu)點，在3種噴水方案中占據(jù)主導地位[9]。BORETTI[10]通過一維數(shù)值模擬(GT-Power)研究了進氣道噴水對汽油機性能的影響，研究結(jié)果表明進氣道噴水能夠有效提高充氣效率，降低發(fā)動機爆燃趨勢。LANZAFAME[11]在1臺單缸CFR發(fā)動機上分別從模擬和試驗2個方面研究了進氣道噴水的影響。研究表明噴水能夠有效降低爆震趨勢，減少壓縮負功，降低NOx排放。ADAMO等[12]通過三維計算流體力學(computational fluid dynamics,CFD)模型研究了增壓直噴汽油機進氣道噴水對爆燃的抑制作用，同時對比了采用加濃混合氣和進氣道噴水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的增壓直噴汽油機上采用3種不同辛烷值的燃料進行了高負荷運行工況下的進氣道噴水研究。結(jié)果表明，在滿負荷工況，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)研究了寬負荷范圍內(nèi)進氣道噴水降低爆震燃燒趨勢和燃油消耗率的潛力。計算結(jié)果顯示進氣道噴水技術(shù)在中等負荷范圍內(nèi)能有效降低有效燃油消耗率。國內(nèi)外學者對發(fā)動機噴水的研究缺乏對大負荷工況下采用不同過量空氣系數(shù)時的試驗研究。本文作者基于1臺渦輪增壓缸內(nèi)直噴4缸發(fā)動機，選擇滿負荷工況進行發(fā)動機噴水試驗，研究加濃與當量比混合氣燃燒時，噴水在改善燃油經(jīng)濟性、降低發(fā)動機排氣溫度，降低排放等方面的潛力，同時根據(jù)噴水量對試驗工況所選的點火提前角進行優(yōu)化。

1 試驗系統(tǒng)和方法

1.1 試驗系統(tǒng)

發(fā)動機主要參數(shù)如表1所示。試驗采用1臺排量為1.5 L 的4 缸增壓中冷直噴發(fā)動機，可通過INCA軟件調(diào)節(jié)噴油器噴油時刻、噴油脈寬及噴射次數(shù)，同時還可以調(diào)節(jié)點火提前角、發(fā)動機轉(zhuǎn)速等參數(shù)。發(fā)動機試驗臺架示意圖如圖1所示，主要包括發(fā)動機臺架、電控系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)及數(shù)據(jù)處理軟件，主要設備有AVL 電力測功機、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)定維持在設定值，并且不隨發(fā)動機工況變化而變化，本次試驗中保持噴水壓力為0.5 MPa。噴水器布置在發(fā)動機進氣道上，噴水器采用博世六孔噴油器代替。其噴射脈寬和噴射時刻均可通過獨立的電控單元(ECU)控制調(diào)節(jié)，本次試驗中噴水時刻固定為進氣沖程上止點后30°，噴水系統(tǒng)如圖2所示。

圖1 試驗臺架示意圖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 試驗方法

為了研究不同噴水策略對增壓直噴發(fā)動機滿負荷工況下發(fā)動機性能和缸內(nèi)燃燒的影響，定義水油比δ表達式為

式中：m1和m2分別為發(fā)動機基準原機工況下每循環(huán)噴入進氣道內(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可通過油耗儀測得的燃油質(zhì)量流量計算得出。試驗中選取δ為0，10%,15%，20%，25%和30%，由δ和m2可以進一步計算出m1。在噴射壓力一定的條件下，噴水器噴入進氣道內(nèi)的水的質(zhì)量m1僅由噴水脈寬(噴水器針閥開啟時間)決定，為了得到m1與噴水脈寬之間的關系，試驗前對噴水器進行標定。m1與噴水脈寬之間的關系如圖3所示。

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

由于發(fā)動機在滿負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，試驗中通過調(diào)節(jié)ECU將滿負荷工況下的過量空氣系數(shù)λ調(diào)節(jié)在1附近，研究在加濃和當量比混合氣下噴水對發(fā)動機性能的影響。同時在當量比混合氣燃燒的基礎上將點火時刻提前，直至發(fā)動機運行在爆震邊界，以發(fā)動機ECU爆震指示參數(shù)爆震推角(ZWAPPL)出現(xiàn)負值為爆震邊界，將這一過程稱為對點火時刻的優(yōu)化。

發(fā)動機試驗工況選擇2 000 r/min 的滿負荷工況，具體試驗工況如表2所示。熱機結(jié)束后使發(fā)動機在目標工況下運行，記錄發(fā)動機燃油消耗量、點火角、排氣溫度、缸壓以及排放物等參數(shù)并作為原機數(shù)據(jù)；然后打開噴水器，調(diào)節(jié)噴水器對應水油比δ下的噴水脈寬，待發(fā)動機穩(wěn)定運行后記錄相關參數(shù)。為了保證試驗數(shù)據(jù)的準確性，每次記錄100個連續(xù)循環(huán)的缸內(nèi)壓力用于燃燒過程分析與計算。

表2 試驗工況Table2 Experimental operating conditions

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 動力性及經(jīng)濟性分析

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，BMEP下降幅度在2.3%～4.5%之間；當λ為1 時，由于采用當量比混合氣燃燒，循環(huán)噴油量減少，其BMEP與λ為0.88時相比下降明顯；當水油比為10%和15%時，其BMEP 下降幅度分別為4.2%和6.5%；當水油比較大(20%～30%)時，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，與原機初始值相比，BSFC在水油比為15%時下降幅度最大，當λ為0.88和1時，分別達到2.8%和12.9%；在當量比混合氣燃燒情況下，當水油比為15%，BMEP下降6.5%時，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)波動隨δ的變化。排氣溫度過高是限制小型強化汽油機性能進一步提升的原因。排氣溫度過高會導致增壓器熱負荷增加，不利于熱效率進一步提升。由圖5(b)可以看出：在同一水油比下，當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λ為1，水油比為15%時，排氣溫度由917 ℃下降到860 ℃，下降了57 ℃，與原機初始值878 ℃相比，下降了18 ℃。這說明通過噴水可以在滿負荷工況下采用當量比混合氣燃燒方式，同時有效降低排氣溫度，這有利于降低三元催化器及相關部件的熱負荷，尤其是增壓器的熱負荷；當λ為1，水油比為15%時，發(fā)動機燃燒循環(huán)波動率為2.4%，處于標準值0～3%范圍內(nèi)，且此時的缸內(nèi)燃燒最高壓力與原機相比變化較小。

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(從火花點火到累積放熱率達到10%)的曲軸轉(zhuǎn)角增加，燃燒中心CA50(累積放熱率達到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。相對于富燃料燃燒，采用λ為1的當量比混合氣時，混合氣濃度更低，同時，由于進入缸內(nèi)的水分蒸發(fā)吸熱，燃燒在更低的溫度和壓力條件下進行，同時，水蒸氣對燃料混合氣也起到一定稀釋作用，不利于火焰?zhèn)鞑?，使燃燒相位推遲。燃燒相位推遲也是噴水后BMEP降低的一個原因。

由前面分析可知：當量比混合氣燃燒時，噴水會使得燃燒相位后移。為了進一步研究噴水對發(fā)動機燃燒過程的影響，圖7給出了3個不同水油比下，λ為1 時的缸內(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：在同一點火時刻，噴水后壓縮過程和燃燒過程缸內(nèi)壓力降低，且缸內(nèi)峰值壓力對應時刻推遲；當水油比為15%時，其缸內(nèi)峰值壓力為7.1 MPa，下降40 kPa，其對應時刻延遲1.9°。由圖7(a)中放熱率曲線可知：隨著噴水量增加，燃燒過程的瞬時放熱率峰值減小，其對應時刻延遲。缸內(nèi)燃燒平均溫度可以通過熱力學第二定律和理想氣體狀態(tài)方程等計算得出，如圖7(b)所示。水在缸內(nèi)蒸發(fā)過程中會吸收大量熱，因此，會使得缸內(nèi)峰值溫度降低；當λ為1時，隨著水油比增加，燃燒峰值溫度降低，其對應的時刻延遲；當水油比為10%，15%和20%時，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個因素減慢燃燒速度，導致燃燒相位延遲，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火正時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)動機抗爆性改善。

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λ為0.88 時，隨著水油比增加，CO 體積分數(shù)略有增加，而當λ為1 時，CO 體積分數(shù)整體下降，且隨著水油比增加，CO體積分數(shù)先降低后增加。當水油比為20%時，CO體積分數(shù)由原機初始值的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。當噴入氣道內(nèi)水量較大時，一部分水在氣道內(nèi)蒸發(fā)為水蒸氣，進入氣缸后促進燃料與空氣混合，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]。當水油比較小時(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)導致的局部低溫區(qū)域增多，不利于CO 進一步氧化，CO 排放增加。由圖8(b)可以看出：當λ為1 時，排氣煙度整體降低，同時，隨著水油比增加排氣煙度逐漸降低；當水油比為15%時，其排氣煙度較原機初始值降低71.9%。采用當量比混合氣燃燒，有利于減少缸內(nèi)局部過濃區(qū)域，以水蒸汽形式進入氣缸內(nèi)的水分也能夠促進油氣混合，使碳煙排放降低。

水進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，影響缸內(nèi)CO和碳煙的生成量。其具體反應式如下：

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，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C+H2O→CO+H2和反應C+2H2O→CO2+2H2更快地正向進行，消耗更多碳煙，從而排氣煙度持續(xù)下降；當噴水量持續(xù)增加時，缸內(nèi)溫度下降，正向發(fā)生的反應開始受到抑制，所以，通過水煤氣反應消耗的碳煙數(shù)量減少[20]。

水進入氣缸后同樣可以與CO 發(fā)生化學反應，影響缸內(nèi)的CO 生成量。水煤氣反應中，CO+H2O→CO2+H2這一反應是進氣道噴水降低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，所以促進了反應(4)的正向進行，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λ為1 時，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，促進缸內(nèi)火焰淬熄，同時，缸內(nèi)溫度降低不利于HC的后期氧化。

由圖8(d)可知：當λ為1 時，NOx排放明顯增加，且隨著水油比增加，NOx排放降低；與λ為1且不噴水時相比，當水油比為30%時，NOx排放量下降最多達到44.5%。缸內(nèi)生成NOx需要足夠高的燃燒溫度和充足的氧氣，故在當量比混合氣燃燒時，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 不同水油比下的點火時刻優(yōu)化

由前面分析可知：噴水會對發(fā)動機缸內(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，可以在噴水基礎上將點火時刻提前，從而使燃燒相位提前。選取水油比為10%，15%和20%，研究當量比混合氣燃燒時發(fā)動機主要參數(shù)隨點火時刻的變化關系。在試驗過程中，在各水油比的初始點火時刻基礎上逐步將點火時刻提前，直至發(fā)動機運行在爆震邊界。平均有效壓力和燃油消耗率隨點火時刻的變化如圖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)隨點火時刻的變化Fig.9 Changes of BMEP and BSFC with ignition timing at different water-oil ratios

由圖9(a)可知：隨著點火時刻提前，3 個水油比下的平均有效壓力(BMEP)均呈現(xiàn)出先增后減趨勢，水油比10%，15%和20%對應的最早點火時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，其對應的點火時刻分別為-6.50°，-5.74°和-5.21°，其BMEP較初始點火時刻分別提升了0.9%，1.3%和2.9%；隨著點火時刻提前，燃油消耗率(BSFC)下降，在水油比為10%，15%和20%時，各最佳BMEP 點對應的點火時刻下的燃油消耗率(BSFC)與初始時刻相比分別下降了2.2%，2.0%和3.9%。由圖10可知：當水油比為10%，15%和20%時，各最佳BMEP 對應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，提高發(fā)動機動力性能，同時，在噴水的基礎上進一步降低排氣溫度。

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

3 結(jié)論

1)在2 000 r/min 的滿負荷工況下，采用當量比混合氣燃燒時，由于循環(huán)噴油量降低，與加濃混合氣燃燒相比，發(fā)動機平均有效壓力(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，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%時下降最多，相比原機初始值下降幅度為12.9%，此時，BMEP下降6.5%。

2)當λ為1 時，與原機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，當水油比大于15%時，排氣溫度比原機初始值低，下降幅度為18～36 ℃；當水油比增加，燃燒中心推遲，同時，滯燃期和燃燒持續(xù)期延長，當水油比大于15%時，燃油消耗率開始上升。

3)采用當量比混合氣燃燒后，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。與原機初始值相比，CO在水油比為20%時下降最多，達到96.5%，排氣煙度排放在水油比為15%時下降71.9%。

4)當λ為1，水油比為15%，最佳BMEP 對應點火時刻下，其BMEP 和BSFC 與原機初始值相比，下降幅度分別為5.0%和14.9%，這與未優(yōu)化點火時刻相比均有所下降。