進(jìn)氣道噴水對汽油機(jī)爆震和缸內(nèi)燃燒過程影響的仿真分析

尤岳林，高 瑩，寇亞林，張 博，盧 強(qiáng)

（1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長春 130025；2.中國汽車技術(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)國家“雙碳戰(zhàn)略”的發(fā)展方向［1-2］，但潛在的爆震現(xiàn)象會惡化汽油機(jī)缸內(nèi)燃燒過程，限制其熱效率和升功率的提高［3-4］。發(fā)動機(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)動機(jī)噴水技術(shù)，通過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)動機(jī)的進(jìn)氣溫度，抑制了發(fā)動機(jī)爆震。文獻(xiàn)［19］中基于準(zhǔn)維模型和雙燃料列表化學(xué)模型分析了噴水對單缸發(fā)動機(jī)爆震與排放的影響，結(jié)果顯示噴水使發(fā)動機(jī)在當(dāng)量比燃燒時熱效率達(dá)到40%，同時CO 與NOx排放量隨噴水量增加而減少。文獻(xiàn)［20］中以一臺點(diǎn)燃式渦輪增壓發(fā)動機(jī)為研究對象，建立一維模型仿真分析了進(jìn)氣道噴水對發(fā)動機(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)火時刻，從而降低制動比油耗和渦輪進(jìn)氣溫度。文獻(xiàn)［21-22］中基于發(fā)動機(jī)三維模型，分析了噴水器在氣道內(nèi)的安裝位置、噴射壓力和噴射時刻等對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)等因素對發(fā)動機(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)動機(jī)性能，但未將水霧在氣道內(nèi)的發(fā)展過程、分布狀態(tài)及噴水對缸內(nèi)燃燒過程的影響作為研究重點(diǎn)。

本文中以一臺1.5 L 氣道噴射汽油機(jī)為研究對象，根據(jù)其臺架試驗(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)火時刻和當(dāng)量比不變，仿真分析了水霧的發(fā)展過程和分布狀況，及4 組噴水量對汽油機(jī)爆震和缸內(nèi)燃燒過程的影響規(guī)律。本研究所得結(jié)論對工程實(shí)踐具有借鑒意義。

1 汽油機(jī)臺架與仿真模型

1.1 臺架與測試設(shè)備

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

圖1 試驗(yàn)臺架布置

表1 汽油機(jī)基本參數(shù)

表2 測試設(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，最大動網(wǎng)格尺寸不超過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，壓縮上止點(diǎn)（720°）有最小網(wǎng)格數(shù)34.96 萬。

圖2 不同時刻的計(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)模型簡化了燃油噴射過程，根據(jù)臺架試驗(yàn)數(shù)據(jù)固定模型中不同工況的當(dāng)量比，將缸內(nèi)混合氣簡化為均勻分布，后文中不考慮噴水對混合氣分布特性的影響。

選取4 組汽油機(jī)典型工況，對比試驗(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)動機(jī)轉(zhuǎn)速。其中圖3（b）為節(jié)氣門全開時，微調(diào)點(diǎn)火正時使發(fā)動機(jī)臨界爆震時的缸壓與放熱率曲線；圖3（c）、圖3（d）為2 個燃油經(jīng)濟(jì)區(qū)工況點(diǎn)對比。由圖3 可知，仿真值與試驗(yàn)值的最大相對誤差小于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)值與仿真值對比

2 噴水模型

為準(zhǔn)確模擬水霧形成與發(fā)展過程，依據(jù)噴水器噴霧特性建立了定容彈噴霧模型，對獨(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，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。噴射時刻以ASOW（after start of water）表示，規(guī)定噴射開始時刻為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)行對比。

表3 定容彈噴水模型初始條件與邊界條件

4.0 ms ASOW 時噴霧形態(tài)的試驗(yàn)與仿真結(jié)果的對比如圖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。

圖5 噴霧形態(tài)試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對比（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，相對誤差為6.50%；4.0 ms ASOW 時的噴霧錐角試驗(yàn)值［26］為35.24°，仿真值為34.97°，相對誤差為0.77%。

噴霧貫穿距的試驗(yàn)值與仿真值對比如圖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 時有最大誤差，此時試驗(yàn)值為40.76 mm，仿真值為44.82 mm，最大相對誤差為9.96%。

圖6 噴霧貫穿距試驗(yàn)值與仿真值對比

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)定噴水量與噴水時刻

汽油機(jī)在高負(fù)荷工況時，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)氣門開啟時刻）～873.0°（排氣門開啟時刻）。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，固定噴水時刻為485.0°，此時氣門處于下降段，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 對應(yīng)的噴水量和噴射起止時刻見表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刻

3 分析水霧發(fā)展過程

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

由圖9（a）和圖9（b）可看出，噴射結(jié)束時水霧形態(tài)由噴射壓力和噴孔軸線保持，此時未發(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)氣門附近時即完成相變過程，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)閉時刻（570.5°）的壁膜分布及壁膜總質(zhì)量如圖12 所示。可看出壁膜質(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 噴水對爆震的影響

4.1 設(shè)定監(jiān)測點(diǎn)與爆震強(qiáng)度評價指標(biāo)

在壓縮上止點(diǎn)（720°）對燃燒室網(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 個半徑為0.8 mm 的球形監(jiān)測點(diǎn)，如圖13 所示，以測取爆震引起的缸壓波動。

圖13 爆震缸壓監(jiān)測點(diǎn)

以1 號監(jiān)測點(diǎn)為例，測取不噴水時（0% 噴水比）的缸壓波動如圖14 所示，表明監(jiān)測點(diǎn)可有效捕獲爆震壓力波信號。

圖14 1 號監(jiān)測點(diǎn)的缸壓波動（不噴水時）

基于壓力振蕩最大振幅法［3］，定義局部爆震強(qiáng)度評價指標(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個監(jiān)測點(diǎn)爆震壓力波相鄰波峰與波谷的最大差值；N為監(jiān)測點(diǎn)數(shù)量，N=12。

為準(zhǔn)確測取Δpmax（i），需對監(jiān)測點(diǎn)采集的缸壓信號進(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。濾波后的缸壓信號如圖14 所示，可看出爆震產(chǎn)生的高頻缸壓波動信號被有效濾出，并可直接測取Δpmax（i）。

4.2 噴水對爆震強(qiáng)度影響

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

不同噴水比對應(yīng)12 個監(jiān)測點(diǎn)的Δpmax如圖15所示。可知距離火花塞最遠(yuǎn)的1 號監(jiān)測點(diǎn)Δpmax最大，代表此處局部爆震最強(qiáng)烈。此外各監(jiān)測點(diǎn)的Δpmax波動較大，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。

圖15 不同噴水比對應(yīng)各監(jiān)測點(diǎn)局部爆震強(qiáng)度

局部監(jiān)測點(diǎn)評價爆震強(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KI 降低至0.12 MPa，相比于不噴水時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 噴水對缸內(nèi)燃燒過程的影響

首先分析不同噴水量對缸內(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，將燃燒過程劃分為滯燃期、速燃期和后燃期，定量分析噴水對燃燒過程的影響。

5.1 噴水對缸內(nèi)壓力與溫度的影響

噴水比對缸內(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)測點(diǎn)處壓力劇烈波動的現(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)時刻向后推移，缸壓曲線整體向后、向下移動。

圖17 各噴水比下的平均缸內(nèi)壓力

噴水量對缸內(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。

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%噴水比的總噴水量僅為3.297 mg，且由于濕壁等原因，對應(yīng)的缸內(nèi)進(jìn)水量為1.692 mg（見表5），僅占噴油量的5.13%，對缸壓與缸溫影響微弱；而20%噴水比對應(yīng)的缸內(nèi)進(jìn)水量達(dá)到3.725 mg，占噴油量的11.30%，此時缸壓和溫度曲線才發(fā)生明顯變化。

5.2 噴水對缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑サ挠绊?/h3>

圖19 為不噴水時的缸內(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，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 不噴水時火焰面密度分布

各噴水量對應(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 噴水對燃燒持續(xù)期的影響

從放熱率層面對缸內(nèi)燃燒過程進(jìn)行定量分析，做出不同噴水比對應(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，0% 噴水比與10% 噴水比對應(yīng)放熱率曲線貼合較近，表明少量噴水對缸內(nèi)燃燒過程影響微弱。

圖21 各噴水比下的累計(jì)放熱率曲線

列出不同噴水量對應(yīng)的CA10、CA50、CA90（累積放熱率達(dá)到10%、50%、90% 時對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角）和θmax（缸壓峰值pmax對應(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°，噴水對其影響效果微弱；速燃期共延長1.6°，增幅7.73%；總?cè)紵掷m(xù)期增幅較小，僅延長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，且噴水對速燃期影響效果更為顯著。

圖22 不同噴水比對應(yīng)的各燃燒階段持續(xù)期

5.4 噴水對性能的影響分析

擴(kuò)展模型計(jì)算域?yàn)橥暾乃臎_程循環(huán)過程，得出不同噴水量對應(yīng)的單缸循環(huán)示功圖，如圖23 所示。基于示功圖，選取指示性能指標(biāo)中的平均指示壓力pmi作為動力性評價指標(biāo)，指示熱效率ηit為經(jīng)濟(jì)性評價指標(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，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。與不噴水相比，噴水比為40% 時缸溫峰值共降低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，噴水對后燃期影響微弱，對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，噴水對爆震的抑制效果和對火焰面分布與燃燒過程的改善效果更為顯著。