尤岳林，高 瑩，寇亞林，張 博，盧 強(qiáng)

（1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)春 130025；2.中國(guó)汽車技術(shù)研究中心有限公司，天津 300300；3.北京卡達(dá)克科技中心有限公司，北京 100071）

0 概述

汽油機(jī)小型化、高效化成為適應(yīng)國(guó)家“雙碳戰(zhàn)略”的發(fā)展方向［1-2］，但潛在的爆震現(xiàn)象會(huì)惡化汽油機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程，限制其熱效率和升功率的提高［3-4］。發(fā)動(dòng)機(jī)噴水技術(shù)利用水的高汽化潛熱和高比熱容特性可有效降低缸內(nèi)燃燒溫度，抑制爆震［5-7］，有利于汽油機(jī)采取均質(zhì)壓燃技術(shù)（homogeneous charge compression ignition，HCCI）［8-11］、超高壓縮比［12-13］、增壓技術(shù)［14-17］等措施，并優(yōu)化點(diǎn)火時(shí)刻以提升汽油機(jī)性能潛力。

1962年，文獻(xiàn)［18］中首次應(yīng)用了發(fā)動(dòng)機(jī)噴水技術(shù)，通過(guò)向空氣中噴射水和甲醇的混合液降低了Oldsmobile F85 3.5 L V8 發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣溫度，抑制了發(fā)動(dòng)機(jī)爆震。文獻(xiàn)［19］中基于準(zhǔn)維模型和雙燃料列表化學(xué)模型分析了噴水對(duì)單缸發(fā)動(dòng)機(jī)爆震與排放的影響，結(jié)果顯示噴水使發(fā)動(dòng)機(jī)在當(dāng)量比燃燒時(shí)熱效率達(dá)到40%，同時(shí)CO 與NOx排放量隨噴水量增加而減少。文獻(xiàn)［20］中以一臺(tái)點(diǎn)燃式渦輪增壓發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，建立一維模型仿真分析了進(jìn)氣道噴水對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)爆震和經(jīng)濟(jì)性的影響，結(jié)果表明噴水能抑制爆震，提前點(diǎn)火時(shí)刻，從而降低制動(dòng)比油耗和渦輪進(jìn)氣溫度。文獻(xiàn)［21-22］中基于發(fā)動(dòng)機(jī)三維模型，分析了噴水器在氣道內(nèi)的安裝位置、噴射壓力和噴射時(shí)刻等對(duì)爆震和燃油稀釋的影響。前述研究分析了噴水器噴射參數(shù)等因素對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響，研究結(jié)果表明噴水能有效抑制爆震，降低進(jìn)排氣溫度，減少排放，提升發(fā)動(dòng)機(jī)性能，但未將水霧在氣道內(nèi)的發(fā)展過(guò)程、分布狀態(tài)及噴水對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程的影響作為研究重點(diǎn)。

本文中以一臺(tái)1.5 L 氣道噴射汽油機(jī)為研究對(duì)象，根據(jù)其臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果建立汽油機(jī)三維CFD 模型；基于噴水器噴霧特性建立噴水模型，并布置在汽油機(jī)模型中。以汽油機(jī)轉(zhuǎn)速為3 800 r/min、指示平均有效壓 力（indicated mean effective pressure，IMEP）為1.40 MPa、節(jié)氣門全開（wide open throttle，WOT）工況作為研究工況點(diǎn)，固定點(diǎn)火時(shí)刻和當(dāng)量比不變，仿真分析了水霧的發(fā)展過(guò)程和分布狀況，及4 組噴水量對(duì)汽油機(jī)爆震和缸內(nèi)燃燒過(guò)程的影響規(guī)律。本研究所得結(jié)論對(duì)工程實(shí)踐具有借鑒意義。

1 汽油機(jī)臺(tái)架與仿真模型

1.1 臺(tái)架與測(cè)試設(shè)備

將一臺(tái)1.5 L 氣道噴射汽油機(jī)安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架測(cè)試系統(tǒng)上，臺(tái)架布置如圖1 所示，汽油機(jī)基本參數(shù)見表1。試驗(yàn)以測(cè)功機(jī)為負(fù)載，采用角標(biāo)儀測(cè)取發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，由壓力傳感器測(cè)取瞬態(tài)缸壓與進(jìn)排氣管壓力，并通過(guò)燃燒分析儀獲取燃燒放熱率等試驗(yàn)數(shù)據(jù)，具體測(cè)試儀器型號(hào)見表2。

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架布置

表1 汽油機(jī)基本參數(shù)

表2 測(cè)試設(shè)備

1.2 汽油機(jī)模型建立與驗(yàn)證

根據(jù)表1 參數(shù)與各工況氣門升程曲線，定義進(jìn)氣上止點(diǎn)曲軸轉(zhuǎn)角為360°，利用AVL FIRE 軟件劃分并細(xì)化計(jì)算網(wǎng)格，最大動(dòng)網(wǎng)格尺寸不超過(guò)2 mm，如圖2 所示，進(jìn)氣下止點(diǎn)（540°）有最大網(wǎng)格數(shù)109.36 萬(wàn)，壓縮上止點(diǎn)（720°）有最小網(wǎng)格數(shù)34.96 萬(wàn)。

圖2 不同時(shí)刻的計(jì)算網(wǎng)格

汽油機(jī)湍流模型選用精度與穩(wěn)定性較好的kzeta-f模型［23］，燃燒模型采用基于火焰面密度法描述火焰發(fā)展過(guò)程的ECFM 模型［24］，爆震模型選用基于自燃延遲理論的AnB 模型［25］。所建立的汽油機(jī)模型簡(jiǎn)化了燃油噴射過(guò)程，根據(jù)臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)固定模型中不同工況的當(dāng)量比，將缸內(nèi)混合氣簡(jiǎn)化為均勻分布，后文中不考慮噴水對(duì)混合氣分布特性的影響。

選取4 組汽油機(jī)典型工況，對(duì)比試驗(yàn)與仿真結(jié)果的缸壓與放熱率曲線如圖3 所示。圖中，n為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。其中圖3（b）為節(jié)氣門全開時(shí)，微調(diào)點(diǎn)火正時(shí)使發(fā)動(dòng)機(jī)臨界爆震時(shí)的缸壓與放熱率曲線；圖3（c）、圖3（d）為2 個(gè)燃油經(jīng)濟(jì)區(qū)工況點(diǎn)對(duì)比。由圖3 可知，仿真值與試驗(yàn)值的最大相對(duì)誤差小于10%，驗(yàn)證了汽油機(jī)模型的有效性。

圖3 缸壓與放熱率試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比

2 噴水模型

為準(zhǔn)確模擬水霧形成與發(fā)展過(guò)程，依據(jù)噴水器噴霧特性建立了定容彈噴霧模型，對(duì)獨(dú)立空間內(nèi)的噴水模型進(jìn)行標(biāo)定，再將噴水模型合理布置在汽油機(jī)模型中，并設(shè)定噴水量與噴水時(shí)刻進(jìn)行后續(xù)研究。

2.1 基于噴霧特性建立噴水模型

利用AVL FIRE 軟件基于試驗(yàn)噴霧特性［26］建立定容彈噴水模型，如圖4 所示。定容彈噴水模型能提供穩(wěn)定可控的噴霧環(huán)境，維持與試驗(yàn)［26］相同的噴射條件，為CFD 仿真提供封閉計(jì)算域；模型網(wǎng)格總數(shù)51.48 萬(wàn)，最大網(wǎng)格尺寸2 mm，邊界層設(shè)定3層細(xì)化。

圖4 定容彈噴水模型

噴水模型基于離散液滴法進(jìn)行噴霧模擬，并考慮了噴霧發(fā)展過(guò)程中蒸發(fā)、破碎及碰壁等現(xiàn)象。模型初始條件和邊界條件見表3，與試驗(yàn)保持一致。噴射時(shí)刻以ASOW（after start of water）表示，規(guī)定噴射開始時(shí)刻為0 ms ASOW。將噴水模型的噴霧形態(tài)、噴霧錐角、平均索特直徑（Sauter mean diameter，SMD）和貫穿距與試驗(yàn)結(jié)果［26］進(jìn)行對(duì)比。

表3 定容彈噴水模型初始條件與邊界條件

4.0 ms ASOW 時(shí)噴霧形態(tài)的試驗(yàn)與仿真結(jié)果的對(duì)比如圖5 所示。由圖5 可知：0～10 mm 段液滴破碎與蒸發(fā)量較少，試驗(yàn)與仿真結(jié)果在此段均呈現(xiàn)出高集中度形態(tài)；40 mm～50 mm 段，由于噴孔外輪廓線在噴嘴軸線處開始交叉，試驗(yàn)與仿真結(jié)果均在此段出現(xiàn)噴霧重疊區(qū)域。試驗(yàn)所得噴霧形態(tài)左側(cè)較右側(cè)延展更遠(yuǎn)，仿真結(jié)果也有此趨勢(shì)。

圖5 噴霧形態(tài)試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比（4.0 ms ASOW）

根據(jù)SAE J2715 標(biāo)準(zhǔn)［27］，SMD 的試驗(yàn)統(tǒng)計(jì)值［26］為71.1 μm，仿真值為75.7 μm，相對(duì)誤差為6.50%；4.0 ms ASOW 時(shí)的噴霧錐角試驗(yàn)值［26］為35.24°，仿真值為34.97°，相對(duì)誤差為0.77%。

噴霧貫穿距的試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比如圖6 所示。由圖6 可知，貫穿距曲線的仿真值與試驗(yàn)值接近，1.5 ms ASOW 時(shí)有最大誤差，此時(shí)試驗(yàn)值為40.76 mm，仿真值為44.82 mm，最大相對(duì)誤差為9.96%。

圖6 噴霧貫穿距試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比

上述結(jié)果證明噴水模型的仿真結(jié)果在噴霧形態(tài)和噴霧特性指標(biāo)上與試驗(yàn)結(jié)果重合度良好，噴水模型能有效模擬水霧發(fā)展過(guò)程。

2.2 布置進(jìn)氣道噴水模型

將標(biāo)定后的噴水模型布置在汽油機(jī)三維模型中。由于進(jìn)氣道形狀固定，且進(jìn)氣道噴嘴一般位于缸蓋中進(jìn)氣歧管上部，因此固定噴水模型位置如圖7所示，使正視圖中噴霧外輪廓線平行于氣道上壁面，噴霧中束部分（即噴嘴軸線）盡可能指向氣門，此時(shí)俯視圖噴霧外輪廓線緊貼氣道兩側(cè)壁面。

圖7 噴水模型布置

2.3 設(shè)定噴水量與噴水時(shí)刻

汽油機(jī)在高負(fù)荷工況時(shí)，末端混合氣受缸內(nèi)高溫高壓氛圍影響，更易產(chǎn)生自燃熱點(diǎn)，引起爆震［3-4，28］。因此本文選取4 組工況點(diǎn)中節(jié)氣門全開時(shí)的最高負(fù)荷工況（n=3 800 r/min、IMEP=1.40 MPa、WOT）作為研究工況點(diǎn)，計(jì)算域?yàn)?52.5°（進(jìn)氣門開啟時(shí)刻）～873.0°（排氣門開啟時(shí)刻）。定義噴水比（water injection，WI）為噴水質(zhì)量與噴油質(zhì)量的比值；以研究工況點(diǎn)每循環(huán)噴油量（32.966 mg）的10% 為梯度，設(shè)置4 組遞增WI；考慮研究工況點(diǎn)的進(jìn)氣門升程曲線（圖8），采用開閥噴射方案，固定噴水時(shí)刻為485.0°，此時(shí)氣門處于下降段，隨氣門關(guān)閉氣流流速增加，有利于水霧快速進(jìn)入缸內(nèi)；噴射壓力仍維持1 MPa。4 組WI 對(duì)應(yīng)的噴水量和噴射起止時(shí)刻見表4。

圖8 進(jìn)氣門升程曲線（n=3 800 r/min，IMEP=1.40 MPa）

表4 不同噴水比下的噴水量與噴射起止時(shí)刻

3 分析水霧發(fā)展過(guò)程

水霧噴入氣道后發(fā)生擴(kuò)散、蒸發(fā)和碰壁等過(guò)程，水霧在氣道中的發(fā)展過(guò)程直接影響缸內(nèi)進(jìn)水量。以最大噴水量40% 為例分析水霧發(fā)展過(guò)程，如圖9所示。

由圖9（a）和圖9（b）可看出，噴射結(jié)束時(shí)水霧形態(tài)由噴射壓力和噴孔軸線保持，此時(shí)未發(fā)生碰壁現(xiàn)象，證明噴水器模型布置合理。結(jié)束噴射后水霧隨氣流在氣道內(nèi)擴(kuò)散，如圖9（c）和圖9（d）所示，經(jīng)過(guò)10°的發(fā)展，水霧已基本完成破碎，SMD 穩(wěn)定在75.7 μm，且擴(kuò)散效果良好，此時(shí)40% 噴水比下的水霧在氣道下壁面處發(fā)生碰壁，而10% 噴水比下的水霧尚未碰壁。由圖9（e）～圖9（h）可看出氣道與氣門處濕壁現(xiàn)象嚴(yán)重。此外由圖9（g）和圖9（h）可看出水霧發(fā)展至進(jìn)氣門附近時(shí)即完成相變過(guò)程，蒸發(fā)為氣態(tài)，僅有少量水霧以液態(tài)形式進(jìn)入缸內(nèi)。為分析殘留水霧分布，以10% 和40% 噴水比為例，對(duì)應(yīng)氣門關(guān)閉前5°的水霧分布狀態(tài)如圖10 所示?？煽闯黾幢?0% 噴水比下也仍有水霧殘留在氣道內(nèi)，且除水霧外，以壁膜形態(tài)分布的水分也未進(jìn)入缸內(nèi)。

圖9 40% 噴水比下的水霧發(fā)展過(guò)程

圖10 氣道殘留水霧分布（565.5°）

根據(jù)圖9、圖10 的三維仿真結(jié)果，將進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻（570.5°）的水霧分布位置分為進(jìn)入缸內(nèi)、形成壁膜和殘留進(jìn)氣道3 類，其中殘留進(jìn)氣道的水霧為液霧形態(tài)不包含壁膜形態(tài)。4 組噴水量在此時(shí)刻的水霧分布及所占總噴水質(zhì)量的比例如圖11所示。

圖11 各組噴水比的水霧分布及缸內(nèi)進(jìn)水量（570.5°）

由圖11 可知，隨噴水比增加，缸內(nèi)進(jìn)水量逐漸增加，其占總噴水量的比例先增后減，20% 噴水比時(shí)缸內(nèi)進(jìn)水量占比最大，占總噴水量的56.51%。此外隨噴水量增加，殘留在進(jìn)氣道的水霧占比先減后增，40% 噴水比時(shí)殘留水霧占比達(dá)最大為15.72%，殘留量為2.072 mg。

缸內(nèi)進(jìn)水量是影響爆震和缸內(nèi)燃燒過(guò)程的主要因素，定義水油比（WF）為缸內(nèi)進(jìn)水質(zhì)量與噴油質(zhì)量之比。4 組噴水比對(duì)應(yīng)缸內(nèi)進(jìn)水量與WF 見表5。

表5 不同噴水比下的缸內(nèi)進(jìn)水量與水油比

由圖11 還可看出，4 組噴水比均有約40% 的水霧形成壁膜，其中30% 噴水比濕壁占比最大為43.18%，濕壁量為4.271 mg。

根據(jù)圖9、圖10 將壁膜按出現(xiàn)位置分為進(jìn)氣道壁膜、進(jìn)氣門壁膜和進(jìn)氣門座壁膜。4 組噴水比在氣門關(guān)閉時(shí)刻（570.5°）的壁膜分布及壁膜總質(zhì)量如圖12 所示?？煽闯霰谀べ|(zhì)量隨噴水量增加而逐漸增加，進(jìn)氣道是形成壁膜的主要位置；30% 與40% 噴水比的濕壁量中超75% 產(chǎn)生于進(jìn)氣道壁面。

圖12 各組噴水比下的壁膜分布及壁膜總質(zhì)量（570.5°）

4 噴水對(duì)爆震的影響

4.1 設(shè)定監(jiān)測(cè)點(diǎn)與爆震強(qiáng)度評(píng)價(jià)指標(biāo)

在壓縮上止點(diǎn)（720°）對(duì)燃燒室網(wǎng)格進(jìn)行12 等分，并在末端混合氣易發(fā)生自燃的缸壁邊緣附近設(shè)置12 個(gè)半徑為0.8 mm 的球形監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖13 所示，以測(cè)取爆震引起的缸壓波動(dòng)。

圖13 爆震缸壓監(jiān)測(cè)點(diǎn)

以1 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)為例，測(cè)取不噴水時(shí)（0% 噴水比）的缸壓波動(dòng)如圖14 所示，表明監(jiān)測(cè)點(diǎn)可有效捕獲爆震壓力波信號(hào)。

圖14 1 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的缸壓波動(dòng)（不噴水時(shí)）

基于壓力振蕩最大振幅法［3］，定義局部爆震強(qiáng)度評(píng)價(jià)指標(biāo)為Δpmax（如圖14 所示），整體爆震強(qiáng)度指標(biāo)爆震指數(shù)（knock index，KI）KKI的計(jì)算公式見式（1）。

式中，Δpmax（i）為第i個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)爆震壓力波相鄰波峰與波谷的最大差值；N為監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)量，N=12。

為準(zhǔn)確測(cè)取Δpmax（i），需對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)采集的缸壓信號(hào)進(jìn)行濾波。根據(jù)研究工況點(diǎn)轉(zhuǎn)速為3 800 r/min且點(diǎn)火后仿真計(jì)算步長(zhǎng)為0.02°，確定采樣頻率為1 140 kHz，利用MATLAB 設(shè)計(jì)6 階巴特沃斯帶通濾波器，通帶頻率5 kHz～40 kHz。濾波后的缸壓信號(hào)如圖14 所示，可看出爆震產(chǎn)生的高頻缸壓波動(dòng)信號(hào)被有效濾出，并可直接測(cè)取Δpmax（i）。

4.2 噴水對(duì)爆震強(qiáng)度影響

根據(jù)表4 設(shè)計(jì)的4 組噴水量與噴水時(shí)刻進(jìn)行仿真計(jì)算，仿真過(guò)程中固定研究工況點(diǎn)的當(dāng)量比（α=1.1）和點(diǎn)火時(shí)刻（θ=705°）不變。

不同噴水比對(duì)應(yīng)12 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的Δpmax如圖15所示?？芍嚯x火花塞最遠(yuǎn)的1 號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)Δpmax最大，代表此處局部爆震最強(qiáng)烈。此外各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的Δpmax波動(dòng)較大，反映出缸壁附近的局部爆震強(qiáng)度有明顯差異，這是由于爆震自燃點(diǎn)的產(chǎn)生具有隨機(jī)性，且水霧影響了缸壁附近的自燃傾向，使各監(jiān)測(cè)點(diǎn)Δpmax分布散亂，但整體上Δpmax仍有隨噴水量增加而減小的趨勢(shì)。

圖15 不同噴水比對(duì)應(yīng)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)局部爆震強(qiáng)度

局部監(jiān)測(cè)點(diǎn)評(píng)價(jià)爆震強(qiáng)度具有局限性，需由式（1）計(jì)算出不同噴水量的KI，以反映整體爆震強(qiáng)度。各組噴水比的KI 值與缸壓峰值（pmax）如圖16所示。隨噴水量增加KI 逐漸降低；40% 噴水比時(shí)KI 降低至0.12 MPa，相比于不噴水時(shí)KI 降幅達(dá)33.70%；隨噴水量增加pmax也由5.77 MPa 逐漸降低至5.29 MPa，降幅達(dá)8.32%。

圖16 各組噴水比下的爆震指數(shù)與缸壓峰值

5 噴水對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程的影響

首先分析不同噴水量對(duì)缸內(nèi)平均壓力和溫度的影響規(guī) 律；再基 于火焰 面密度法［24，29］，利用 三維仿真結(jié)果詳細(xì)描述噴水對(duì)缸內(nèi)火焰發(fā)展的影響規(guī)律；最后根據(jù)累積放熱率曲線，將燃燒過(guò)程劃分為滯燃期、速燃期和后燃期，定量分析噴水對(duì)燃燒過(guò)程的影響。

5.1 噴水對(duì)缸內(nèi)壓力與溫度的影響

噴水比對(duì)缸內(nèi)平均壓力影響如圖17 所示。平均缸壓曲線并未出現(xiàn)類似圖14 監(jiān)測(cè)點(diǎn)處壓力劇烈波動(dòng)的現(xiàn)象，反映出爆震主要是由缸壁附近的局部末端混合氣自燃引起的；且隨噴水量增加，缸壓上升梯度減緩，缸壓峰值出現(xiàn)時(shí)刻向后推移，缸壓曲線整體向后、向下移動(dòng)。

圖17 各噴水比下的平均缸內(nèi)壓力

噴水量對(duì)缸內(nèi)溫度影響如圖18 所示。缸內(nèi)溫度隨噴水量的增加而降低，缸溫峰值由2 658.17 K逐漸降至2 637.90 K，共降低20.27 K；缸溫變化率隨噴水量增加而減小，缸溫曲線向后移動(dòng)。

圖18 各噴水比下的平均缸內(nèi)溫度

10% 噴水比與不噴水的溫壓曲線接近重疊，這是由于10%噴水比的總噴水量?jī)H為3.297 mg，且由于濕壁等原因，對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)進(jìn)水量為1.692 mg（見表5），僅占噴油量的5.13%，對(duì)缸壓與缸溫影響微弱；而20%噴水比對(duì)應(yīng)的缸內(nèi)進(jìn)水量達(dá)到3.725 mg，占噴油量的11.30%，此時(shí)缸壓和溫度曲線才發(fā)生明顯變化。

5.2 噴水對(duì)缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑サ挠绊?/h3>

圖19 為不噴水時(shí)的缸內(nèi)火焰面密度分布。由圖19 可知，點(diǎn)火后火花塞附近優(yōu)先形成火核，火核發(fā)展形成火焰前鋒面，向缸壁傳播；未發(fā)生爆震時(shí)火焰鋒面較清晰，當(dāng)燃燒進(jìn)行到上止點(diǎn)后25.0°（745.0°曲軸轉(zhuǎn)角）時(shí)，出現(xiàn)因末端混合氣自燃而產(chǎn)生的火焰面，火焰前鋒面相互碰撞，鋒面界限不再清晰。

圖19 不噴水時(shí)火焰面密度分布

各噴水量對(duì)應(yīng)的火焰面密度分布情況如圖20所示。為減少活塞位置不同而造成的溫壓誤差，圖中的火焰面密度均取745.0°時(shí)刻的分布情況。

圖20 各噴水比下的火焰面密度分布（745.0°）

由圖20 可看出，同一時(shí)刻，隨噴水量的增加，火焰面變厚，鋒面變化梯度逐漸減緩，火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u降低；且缸壁附近末端混合氣自燃產(chǎn)生的火焰面逐漸被削弱，40% 噴水比時(shí)僅在靠近排氣門的缸壁處產(chǎn)生自燃火焰面，而進(jìn)氣門一側(cè)的爆震火焰面則被完全抑制。

5.3 噴水對(duì)燃燒持續(xù)期的影響

從放熱率層面對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程進(jìn)行定量分析，做出不同噴水比對(duì)應(yīng)的累計(jì)放熱率曲線，如圖21 所示。隨噴水比增加，整體累計(jì)放熱率曲線向后移動(dòng)，0% 噴水比與10% 噴水比對(duì)應(yīng)放熱率曲線貼合較近，表明少量噴水對(duì)缸內(nèi)燃燒過(guò)程影響微弱。

圖21 各噴水比下的累計(jì)放熱率曲線

列出不同噴水量對(duì)應(yīng)的CA10、CA50、CA90（累積放熱率達(dá)到10%、50%、90% 時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角）和θmax（缸壓峰值pmax對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角）如表6 所示，各燃燒階段參數(shù)均隨噴水比增大而逐漸增大。

表6 不同噴水比下的燃燒階段參數(shù)

根據(jù)表6 可計(jì)算出各燃燒階段持續(xù)期，如表7所示。后燃期基本穩(wěn)定在3.2°，噴水對(duì)其影響效果微弱；速燃期共延長(zhǎng)1.6°，增幅7.73%；總?cè)紵掷m(xù)期增幅較小，僅延長(zhǎng)2.5°。

表7 不同噴水比下各燃燒階段持續(xù)期

不同噴水比對(duì)應(yīng)各燃燒階段持續(xù)期如圖22 所示。隨噴水比增加，滯燃期與速燃期逐漸延長(zhǎng)，且噴水對(duì)速燃期影響效果更為顯著。

圖22 不同噴水比對(duì)應(yīng)的各燃燒階段持續(xù)期

5.4 噴水對(duì)性能的影響分析

擴(kuò)展模型計(jì)算域?yàn)橥暾乃臎_程循環(huán)過(guò)程，得出不同噴水量對(duì)應(yīng)的單缸循環(huán)示功圖，如圖23 所示?；谑竟D，選取指示性能指標(biāo)中的平均指示壓力pmi作為動(dòng)力性評(píng)價(jià)指標(biāo)，指示熱效率ηit為經(jīng)濟(jì)性評(píng)價(jià)指標(biāo)，如式（2）和式（3）所示。

式中，Wi為指示功，由示功圖（圖23）所圍成面積計(jì)算得出；Vs為單缸工作容積，Vs=0.374 L；Q為單缸每循環(huán)消耗熱量，Q=1.437 kJ。

圖23 各噴水比下的單缸循環(huán)示功圖

基于示功圖（圖23），結(jié)合式（2）、式（3）計(jì)算出各噴水比對(duì)應(yīng)的指示性能指標(biāo)，見表8。由表8 可知隨噴水比增加，pmi、ηit逐漸降低但降幅較小，pmi僅降低0.018 MPa，ηit共減少0.49%。

表8 各噴水比下的指示性能指標(biāo)

6 結(jié)論

（1）進(jìn)氣道噴水存在嚴(yán)重的濕壁情況，約40%的水霧形成壁膜；水霧發(fā)展至進(jìn)氣門附近時(shí)即蒸發(fā)為氣態(tài)，僅有少量水霧以液態(tài)形式進(jìn)入缸內(nèi)；存在因氣門關(guān)閉導(dǎo)致部分水霧殘留氣道的情況。

（2）爆震指數(shù)隨噴水量增加而逐漸降低，且降幅逐漸增大；噴水量與噴油量的比值為40% 時(shí)，爆震指數(shù)降低至0.12 MPa，降幅達(dá)33.70%。

（3）隨噴水量增加，缸內(nèi)溫度與壓力曲線上升梯度減緩，且溫壓曲線逐漸向后、向下移動(dòng)。與不噴水相比，噴水比為40% 時(shí)缸溫峰值共降低20.27 K，缸壓峰值共降低0.48 MPa，缸壓降幅達(dá)8.32%。

（4）隨噴水量的增加，火焰面增厚，火焰?zhèn)鞑ニ俣冉档?，缸壁處自燃產(chǎn)生的火焰面逐漸被削弱。噴水對(duì)缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑ゾ哂凶璧K效果。

（5）隨噴水量增加，累積放熱率曲線后移，燃燒重心向后推遲，滯燃期逐漸延長(zhǎng)，噴水對(duì)后燃期影響微弱，對(duì)速燃期影響效果最為顯著，總?cè)紵掷m(xù)期增幅較小，僅延長(zhǎng)2.5°。

（6）隨噴水量增加，單缸性能指標(biāo)微弱下降，pmi僅降低0.018 MPa；ηit共減少0.49%。相較之下，噴水對(duì)爆震的抑制效果和對(duì)火焰面分布與燃燒過(guò)程的改善效果更為顯著。