甲醇直噴及高壓縮比對點燃式發(fā)動機(jī)性能的影響

馮 浩 ，吳 翔，林思聰，鄭尊清，韋靜思，李鈺懷

(1. 天津大學(xué) 先進(jìn)內(nèi)燃動力全國重點實驗室，天津 300350；2. 廣州汽車集團(tuán)股份有限公司汽車工程研究院，廣東 廣州 511434)

減碳已成為各行各業(yè)的最重要任務(wù)和目標(biāo)之一．交通運輸是支撐我國實現(xiàn)碳中和目標(biāo)的關(guān)鍵領(lǐng)域，2019 年，交通運輸領(lǐng)域的CO2排放約占中國全社會CO2總排放的11%[1]，而內(nèi)燃機(jī)是當(dāng)今世界交通工具的主要動力，內(nèi)燃機(jī)低碳化對實現(xiàn)我國雙碳戰(zhàn)略至關(guān)重要．內(nèi)燃機(jī)低碳化的主要途徑包括燃燒高效化和燃料低碳化，甲醇燃料特別是合成甲醇可同時提高點燃式內(nèi)燃機(jī)有效熱效率(BTE)和實現(xiàn)燃料低碳化．合成甲醇是指采用綠氫與直接空氣碳捕集(DAC)獲得的CO2合成得到電力合成液體燃料(e-fuel)，目前已得到產(chǎn)業(yè)應(yīng)用[2-3]．

甲醇具有高辛烷值、汽化潛熱大的特性，甲醇缸內(nèi)直噴能有效降低壓縮溫度，減弱點燃式發(fā)動機(jī)爆震傾向[4]．Celik 等[5]通過一臺可變壓縮比單缸汽油發(fā)動機(jī)研究了甲醇和汽油爆震特性，結(jié)果表明：燃用汽油在壓縮比為8 時出現(xiàn)爆震，而燃用甲醇在壓縮比為10 時全負(fù)荷均無爆震，同時，甲醇可大幅降低CO、CO2和NOx排放．Duan 等[6]通過一臺由壓燃式柴油機(jī)改制的點燃式單缸機(jī)研究了甲醇的爆震特性，結(jié)果表明：甲醇?xì)獾绹娚湓谄骄行е甘緣毫?IMEP)為0.7 MPa 時出現(xiàn)爆震，而甲醇直噴在外特性(IMEP 為1.05 MPa)時仍可通過噴射策略優(yōu)化，將燃燒重心控制在12°CA ATDC 而不引起爆震．

綜上可知，發(fā)動機(jī)燃用甲醇燃料可以采用高壓縮比．Balki 等[7]研究了甲醇、乙醇與汽油在壓縮比為8.0～9.5 范圍內(nèi)對發(fā)動機(jī)性能的影響，結(jié)果表明：甲醇燃料在壓縮比為9.5 下達(dá)到最高有效熱效率，同時，未燃CO、HC 排放大幅降低．Gong 等[8]研究發(fā)現(xiàn)，小負(fù)荷工況下，壓縮比為14.0 時有效熱效率較壓縮比為16.0 時高16%，而大負(fù)荷工況，壓縮比為16.0時有效熱效率較壓縮比為14.0 時高6%．Vancoillie等[9]通過一臺1.9 L 壓燃式柴油機(jī)改制的點燃式氣道噴射甲醇發(fā)動機(jī)(壓縮比為19.5)，實現(xiàn)了42%有效熱效率．為進(jìn)一步提高甲醇發(fā)動機(jī)有效熱效率，常使用廢氣再循環(huán)(EGR)或空氣稀釋(lean burn)的方法．李小平等[10]通過一臺柴油機(jī)改裝的高壓縮比(17.5)進(jìn)氣道噴射點燃式甲醇發(fā)動機(jī)，研究了EGR 和過量空氣系數(shù)協(xié)同控制對甲醇發(fā)動機(jī)部分負(fù)荷經(jīng)濟(jì)性和排放性能的影響，結(jié)果表明：廢氣和空氣稀釋協(xié)同控制在小負(fù)荷下最大可降低13.1%的甲醇消耗率．黃震等[11]通過一臺缸內(nèi)直噴增壓汽油發(fā)動機(jī)，研究了稀燃條件下不同甲醇、汽油混合燃料的燃燒特性，結(jié)果表明：甲醇摻混比例為0～20%(M0～M20)燃料均在過量空氣系數(shù)為1.2 時實現(xiàn)最低燃油消耗率．

可知，現(xiàn)有研究主要是將壓燃式柴油機(jī)改制成點燃式甲醇發(fā)動機(jī)，或?qū)⒓状寂c汽油進(jìn)行摻混燃燒，利用醇類燃料的優(yōu)點改善發(fā)動機(jī)的燃燒和排放性能．實際上，甲醇與汽油有接近的密度、運動黏度和表面張力，二者的噴霧貫穿距離接近[12]，不用對發(fā)動機(jī)燃燒系統(tǒng)進(jìn)行較大改動即可將缸內(nèi)直噴汽油機(jī)改制成甲醇發(fā)動機(jī)．傳統(tǒng)直噴汽油機(jī)壓縮比范圍通常為9.5～11.5[13]，甲醇由于具有更好的抗爆性，燃用甲醇可適當(dāng)提高壓縮比，有利于有效熱效率提升．基于此，筆者通過更換活塞，將一臺壓縮比為11.5 的1.5 L 直噴增壓米勒循環(huán)汽油機(jī)改制成壓縮比為13.8 的直噴點燃式甲醇發(fā)動機(jī)，在轉(zhuǎn)速為2 750 r/min、不同負(fù)荷下對比甲醇和汽油的燃燒和排放特性，并分析甲醇直噴和高壓縮比對發(fā)動機(jī)有效熱效率的影響，以期為內(nèi)燃動力燃料多元化及低碳發(fā)動機(jī)開發(fā)提供參考．

1 試驗設(shè)備及方法

1.1 試驗設(shè)備

筆者選取廣汽集團(tuán)自主研發(fā)并量產(chǎn)的1.5 L、4缸、渦輪增壓米勒循環(huán)汽油機(jī)開展試驗，原機(jī)通過小進(jìn)氣門升程及進(jìn)氣門早關(guān)實現(xiàn)米勒循環(huán)，在原機(jī)的基礎(chǔ)上通過更換活塞將壓縮比從11.5 調(diào)整為13.8．圖1 為改制前、后的活塞剖面示意，改制后活塞頂面突出高度從0 增加到1.9 mm，凹坑球面半徑從98.5 mm增大為225.0 mm．試驗發(fā)動機(jī)基本參數(shù)見表1，試驗用發(fā)動機(jī)示意見圖2．試驗中使用AVL 7351CST 瞬態(tài)油耗儀測量發(fā)動機(jī)燃料消耗量，過量空氣系數(shù)通過過量空氣系數(shù)分析儀測量，缸內(nèi)壓力通過Kistler 6115B型傳感器測量，采用AVL IndiCom 燃燒分析儀進(jìn)行缸內(nèi)壓力采集和燃燒分析．進(jìn)/排氣道瞬態(tài)壓力分別通過Kistler4007/4049 壓力傳感器測量，發(fā)動機(jī)原始?xì)怏w排放(CO、HC 和NOx等)通過Horiba MEXA-7100D EGR 氣體分析儀測量．

表1 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)Tab.1 Engine specifications

圖1 原機(jī)及改制后活塞剖面示意Fig.1 Schematic of piston profile of original and modified engine

圖2 試驗發(fā)動機(jī)臺架示意Fig.2 Schematic of test engine layout

試驗用燃料為市售92 號汽油及干基純度為100.000%(濕基純度為99.985%)的甲醇，燃料性質(zhì)見表2，汽油燃料成分及熱值等性質(zhì)參數(shù)取自廣州海關(guān)技術(shù)中心檢測報告，甲醇性質(zhì)參見文獻(xiàn)[14—15]．

表2 試驗用燃料特性Tab.2 Properties of test fuel

1.2 研究方案及數(shù)據(jù)分析方法

筆者選取發(fā)動機(jī)典型轉(zhuǎn)速(2 750 r/min)，在平均有效壓力(BMEP)為0.2～1.9 MPa 的不同負(fù)荷工況開展試驗，試驗工況、試驗方案及氣門正時(進(jìn)氣門開啟(IVO)正時和排氣門關(guān)閉(EVC)正時)控制參數(shù)如表3 所示．方案1 為低壓縮比(原機(jī)汽油)，方案2為高壓縮比汽油(壓縮比CR 為13.8)，方案3 和4 均為高壓縮比甲醇(CR 為13.8)，其中方案3 控制其氣門正時參數(shù)及燃燒重心與方案2 相同，以單獨分析甲醇燃料特性對發(fā)動機(jī)性能的影響；方案4 則為燃燒相位優(yōu)化后高壓縮比甲醇方案．試驗過程中控制所有工況的過量空氣系數(shù)為1，關(guān)閉EGR 閥．由于甲醇熱值低，相同工況下甲醇的燃油消耗率大于汽油，為方便對比二者燃油消耗率，引入折合燃油消耗率(BSFCcor)，計算式為

式中：LHVf為燃料的低熱值；LHVs為標(biāo)準(zhǔn)燃料低熱值，取值為42.5 MJ/kg；BSFC 為燃油消耗率．

試驗過程中點火角控制主要依據(jù)燃燒重心CA 50、爆震邊界以及缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力確定，對于非爆震限制工況，為了方便對比各方案燃燒及排放，通過調(diào)節(jié)點火角使燃燒重心CA 50 達(dá)到(8±2)°CA ATDC；對于受爆震限制而CA 50 無法達(dá)到目標(biāo)的工況，調(diào)節(jié)點火時刻使發(fā)動機(jī)工作在爆震邊界．爆震判斷基于最大缸內(nèi)壓力波動量(MAPO)，壓力波動通過對缸壓曲線進(jìn)行濾波獲取最大幅值[16]；對于爆發(fā)壓力超限工況，為保護(hù)發(fā)動機(jī)，需推遲點火角使最大爆發(fā)壓力控制為(12±0.2)MPa，最大爆發(fā)壓力使用統(tǒng)計學(xué)壓力p3S，有

式中：pmax,std為最大爆發(fā)壓力標(biāo)準(zhǔn)差；pmax,i為第i循環(huán)缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力；m為總循環(huán)數(shù)，取值為200；為m循環(huán)平均缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力；p3S為統(tǒng)計學(xué)最大爆發(fā)壓力．

定義滯燃期為火花塞點火時刻到10%放熱量的曲軸轉(zhuǎn)角間隔，燃燒持續(xù)期定義為10%到90%放熱量的曲軸轉(zhuǎn)角間隔，燃燒重心CA 50 定義為50%放熱量對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角．

數(shù)據(jù)處理時還使用了燃料能量平衡分析，即將燃料低熱能量分為有效功、排氣能量、傳熱量、摩擦功及未燃能量5 部分，具體計算方法參見文獻(xiàn)[17]，有

傳熱能量由于無法直接測量，通過總能量與其他能量的差值計算，即

式中：Qf為燃料總化學(xué)能；為燃料質(zhì)量流量；Qexh為排氣能量；為排氣質(zhì)量流量；cp,exh和cp,0分別為排氣定壓比熱容和環(huán)境大氣定壓比熱容；Texh和T0分別為排氣溫度與環(huán)境溫度；Qun為未燃能量損失；和分別為排氣中未燃HC 和CO 的質(zhì)量流量；HHC和HCO分別為HC 和CO 的熱值；Qm為摩擦能量；Pe和Pi分別為有效功率和指示功率；Qc為傳熱能量．

對總能量進(jìn)行歸一化處理，得

式中：ηe、ηexh、ηc、ηm和ηun分別為有效熱效率、排氣損失、傳熱損失、摩擦損失及未燃損失．

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 甲醇直噴和高壓縮比對發(fā)動機(jī)燃燒的影響

圖3 示出BMEP 為0.2 MPa 和1.1 MPa 時不同方案的缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率．為更好分析甲醇燃料特性，保證方案2、方案3 的噴油、氣門正時及燃燒重心CA 50 一致．對于非爆震限制工況，以BMEP=0.2 MPa 為例，各方案的燃燒重心基本相同，方案1 燃燒速度和放熱率峰值均高于高壓縮比方案(方案2～4)，而方案2 和方案3 放熱率差異較?。M管甲醇層流燃燒速度快，但基于進(jìn)氣量控制的當(dāng)量比燃燒點燃式發(fā)動機(jī)在小負(fù)荷時缸內(nèi)殘余廢氣大、最高燃燒溫度低，且甲醇由于汽化潛熱大，缸內(nèi)直噴導(dǎo)致甲醇燃燒溫度更低，不利于火焰?zhèn)鞑ィ畬τ诒鹣拗乒r，以BMEP=1.1 MPa 為例，方案3 相比方案2 峰值燃燒速度更大，方案4 燃燒相位提前、峰值燃燒速度增加，但燃燒速度仍低于方案1．高壓縮比導(dǎo)致燃燒速度低的主要原因是活塞頂突出高度增加、凹坑縮小，不利于壓縮階段缸內(nèi)滾流的保持，導(dǎo)致缸內(nèi)湍動能減弱．

圖3 甲醇直噴和高壓縮比對缸內(nèi)壓力及瞬時放熱率的影響Fig.3 Effects of MDI and high compression ratio on incylinder pressure and instantaneous heat release rate

圖4示出BMEP 分別為0.2 MPa 和1.1 MPa 時不同方案的缸內(nèi)平均溫度．方案3 和方案4 相比方案1 和方案2，有更低的缸內(nèi)壓縮溫度及更低的燃燒后膨脹沖程氣體溫度．圖5 為-30°CA ATDC(燃燒開始前)時方案2 和方案3 的缸內(nèi)平均溫度．隨發(fā)動機(jī)負(fù)荷增加，-30°CA ATDC 時刻缸內(nèi)平均溫度逐漸降低，這主要是因為負(fù)荷增加后缸內(nèi)殘余的高溫廢氣減少．方案3 與方案2 相比，在BMEP 為0.2～1.9 MPa的負(fù)荷范圍內(nèi)缸內(nèi)平均溫度下降138～158 K，壓縮行程溫度更低的直接原因是甲醇的汽化潛熱為汽油的3.14～6.11倍．低缸內(nèi)平均溫度以及甲醇高辛烷值特性，均有利于降低末端氣體自燃傾向，改善大負(fù)荷燃燒相位．同時，低壓縮溫度結(jié)合大負(fù)荷較早燃燒相位可降低膨脹沖程缸內(nèi)溫度，降低傳熱損失．

圖5 甲醇直噴和高壓縮比對-30°CA ATDC 時缸內(nèi)平均溫度的影響Fig.5 Effects of MDI and high compression ratio on average temperature of in-cylinder at -30°CA ATDC

圖6 為甲醇直噴和高壓縮比對不同負(fù)荷燃燒重心、滯燃期及燃燒持續(xù)期的影響．方案1 在BMEP 為1.1 MPa 時受爆震限制，燃燒重心無法提前到8°CA BTDC．壓縮比提高到13.8 后，燃燒受爆震限制的負(fù)荷降低到0.8 MPa 以下．高壓縮比甲醇直噴優(yōu)化(方案4)后，在各個負(fù)荷下燃燒相位均不受爆震限制，但BMEP 為1.9 MPa 時因爆發(fā)壓力超限，燃燒重心推遲到13°CA BTDC．甲醇直噴改善高壓縮比發(fā)動機(jī)爆震傾向的主要原因是圖4、圖5 中所示的低壓縮溫度及燃料高辛烷值．對比圖6b 中方案2、方案3 的滯燃期，甲醇直噴的滯燃期低于汽油(0.8 MPa 以下)或與汽油相當(dāng)(0.8 MPa 及以上)．由于點燃式發(fā)動機(jī)初始火焰?zhèn)鞑ブ饕莵碜曰鸹ㄈc火火核的準(zhǔn)層流火焰發(fā)展[18]，甲醇同時具有層流火焰速度快和壓縮溫度低的特點．對于小負(fù)荷工況，缸內(nèi)殘余廢氣多，甲醇在廢氣稀釋環(huán)境下層流火焰速度快的特點起主要作用，導(dǎo)致甲醇直噴滯燃期較短．圖6c 中，方案3 的燃燒持續(xù)期在負(fù)荷為0.8～1.9 MPa 下均短于方案2，且隨負(fù)荷增加，燃燒持續(xù)期縮短更多，然而二者在負(fù)荷為0.2～0.5 MPa 下差異僅為1°CA 左右．為提高甲醇在小負(fù)荷的燃燒速度，方案4 在0.2～0.8 MPa 下應(yīng)用了較晚的噴射策略來改善流動，使得0.2～0.5 MPa工況燃燒速度得到改善．0.8～1.9 MPa 工況燃燒相位優(yōu)化后燃燒溫度升高、燃燒速度加快，進(jìn)一步縮短了甲醇在大負(fù)荷時的燃燒持續(xù)期．

圖6 甲醇直噴和高壓縮比對不同負(fù)荷下燃燒重心、滯燃期及燃燒持續(xù)期的影響Fig.6 Effects of MDI and high compression ratio on CA 50，ignition delay，and combustion duration

圖7為甲醇直噴和高壓縮比(方案2～方案4)對爆發(fā)壓力的影響．對于非爆震限制工況，高壓縮比各方案爆發(fā)壓力差異較小，均高于方案1．對于受爆震限制工況，最大爆發(fā)壓力同時受壓縮比和燃燒影響，方案2 由于燃燒相位滯后，BMEP 為1.5 MPa 和1.9 MPa 時均明顯低于方案1．在相同燃燒相位下，方案3 由于燃燒持續(xù)期較短，爆發(fā)壓力在BMEP 大于1.1 MPa 工況會高于方案2．方案4 中，由于不同負(fù)荷下燃燒均不受爆震限制，較早的燃燒相位及高壓縮比導(dǎo)致甲醇發(fā)動機(jī)爆發(fā)壓力明顯增大，BMEP 為1.9 MPa 時爆發(fā)壓力超發(fā)動機(jī)設(shè)計限值，需推遲點火角以降低爆發(fā)壓力．

圖7 甲醇直噴和高壓縮比對最大爆發(fā)壓力的影響Fig.7 Effects of MDI and high compression ratio on maximum in-cylinder firing pressure

圖8 為甲醇直噴和高壓縮比對不同負(fù)荷排氣溫度及排氣損失的影響．方案2 相比方案1，在非爆震限制工況(0.8 MPa 及以下)，由于壓縮比增大，排氣溫度降低；在爆震受制工況(1.1 MPa 及以上)，由于燃燒相位推遲，排氣溫度相當(dāng)或增加．對比方案2 和方案3，由于較低的壓縮溫度，方案3 的排氣溫度在不同負(fù)荷下降低32～61 ℃，但二者的排氣損失相差較?。@主要是因為甲醇當(dāng)量比燃燒下，燃燒產(chǎn)物中的三原子分子增加，特別是燃燒產(chǎn)物中水分子比例明顯增加，完全燃燒產(chǎn)物中水分子體積分?jǐn)?shù)相比汽油由約15%增加到約25%，水分子比例增加導(dǎo)致排氣定壓比熱容明顯增加．方案4(高壓縮比甲醇燃燒優(yōu)化后)由于燃燒相位早、缸內(nèi)膨脹沖程溫度低，其排氣溫度及排氣損失均最低．

圖8 甲醇直噴和高壓縮比對排氣溫度及排氣損失的影響Fig.8 Effects of MDI and high compression ratio on exhaust temperature and exhaust heat loss

2.2 甲醇直噴和高壓縮比對發(fā)動機(jī)排放的影響

圖9為甲醇直噴和高壓縮比對不同負(fù)荷NOx、HC 及CO 排放的影響．方案1 中，不同負(fù)荷下由于燃燒溫度最高，NOx排放均高于其他方案．方案2中，中、大負(fù)荷燃燒推遲、燃燒速度下降，中、小負(fù)荷同樣燃燒速度變慢，導(dǎo)致各負(fù)荷下燃燒溫度均降低，使得NOx排放較原機(jī)低．對比方案2 和方案3，甲醇直噴降低燃燒溫度對NOx排放起決定性影響，各負(fù)荷下NOx排放均顯著降低．方案4 中，中、大負(fù)荷燃燒相位明顯提前，但燃燒溫度與汽油相比仍較低或相當(dāng)，因而NOx排放總體仍低于方案1，但高于方案3．

圖9 甲醇直噴和高壓縮比對排放的影響Fig.9 Effects of MDI and high compression ratio on emissions

對于HC 排放，壓縮比對HC 排放的影響較小，但方案3、4 表現(xiàn)出明顯低于方案1、2 的HC 排放．盡管甲醇燃燒溫度低對燃料的完全氧化帶來不利影響，但其仍然表現(xiàn)出更低排放，這主要是因為甲醇含氧特性更有利于燃燒反應(yīng)的進(jìn)行，以及甲醇純凈物不存在不易蒸發(fā)的長碳鏈碳?xì)浠衔铮畬τ贑O 排放，相比方案1，方案2 在BMEP 為0.5～1.7 MPa 時均表現(xiàn)出較高的CO 排放，這主要是因為原機(jī)壓縮沖程缸壓滾流保持最好，有利于均質(zhì)混合氣形成，同時，高燃燒溫度利于CO 氧化．而在小負(fù)荷工況，由于缸內(nèi)殘余廢氣多，二者在BMEP 為0.2 MPa 工況差異較?。畬Ρ确桨? 和方案3，盡管甲醇燃燒溫度低，但甲醇含氧特性使得缸內(nèi)混合氣不易形成局部過濃區(qū)域，而且甲醇高H/C 比同樣不利于CO 生成，造成甲醇直噴在各負(fù)荷下CO 排放均有降低．方案4 中，中、大負(fù)荷(BMEP 為1.1 MPa 以上)燃燒相位提前、燃燒溫度提高，導(dǎo)致CO 氧化加快、CO 排放降低，但中、低負(fù)荷工況(0.5～0.8 MPa)下CO 排放增加，這主要是因為該工況下應(yīng)用了較晚的噴射策略來加快燃燒，但導(dǎo)致缸內(nèi)混合氣均質(zhì)程度下降．

圖10 為甲醇直噴和高壓縮比對不同負(fù)荷未燃損失的影響．甲醇直噴可以實現(xiàn)更低的未燃損失，對比方案2 和方案3，甲醇直噴在不同負(fù)荷下的未燃損失降低1%以上．

圖10 甲醇直噴和高壓縮比對未燃損失的影響Fig.10 Effects of MDI and high compression ratio on unburned fuel loss

2.3 甲醇直噴對發(fā)動機(jī)有效熱效率的影響

圖11為甲醇直噴及高壓縮比對不同負(fù)荷折合燃油消耗率及CO2排放的影響．對比方案1 和方案2，盡管壓縮比增大導(dǎo)致非爆震限制工況(如 0.2～0.5 MPa)燃油消耗率下降，然而大負(fù)荷爆震傾向增強(qiáng)，使得方案2 在BMEP 為1.1～1.9 MPa 工況燃油消耗率增加，最低點對應(yīng)的BMEP 從原機(jī)的1.1 MPa降低到0.9 MPa．對比方案2 和方案3，甲醇在不同負(fù)荷的折合燃油消耗率均明顯降低，這主要是由于未燃損失和傳熱損失減少．方案4 中，不同負(fù)荷工況燃燒均不受爆震限制，燃燒相位提前可降低排氣損失和傳熱損失．方案4 相比方案1，隨負(fù)荷增大，折合燃油消耗率降幅逐漸增加，其最低點出現(xiàn)在1.5 MPa 工況，而限制大負(fù)荷工況燃油消耗率進(jìn)一步降低的因素主要是爆發(fā)壓力極限．對比二者的最低點，甲醇直噴和高壓縮比可降低折合燃油消耗率14%，同時，由于甲醇燃料高H/C 比，CO2排放下降約26%．

圖12為不同方案在BMEP 為1.1 MPa 工況點和最低油耗點的能量平衡分析．在方案1 有效熱效率最高的工況點(BMEP 為1.1 MPa)，方案2 燃燒靠后，導(dǎo)致排氣損失增加，同時未燃損失也增加，有效熱效率從原機(jī)的37.4%降低到36.8%．甲醇直噴后，排氣損失、傳熱損失和未燃損失均有下降，有效熱效率提升到41.0%．方案4 燃燒不受爆震限制，最低油耗點BMEP 提高到1.5 MPa，傳熱損失進(jìn)一步降低，有效熱效率達(dá)到42.6%．

圖12 能量平衡分析Fig.12 Analysis of energy balance

3 結(jié) 論

(1) 相同邊界條件下，甲醇直噴在中、大負(fù)荷工況(BMEP≥0.8 MPa)能夠提高燃燒速度、縮短燃燒持續(xù)期；高壓縮比結(jié)合甲醇直噴在各負(fù)荷下燃燒均不受爆震限制，中、大負(fù)荷燃燒相位較方案1 和方案2提前的主要原因是燃料高辛烷值及低缸內(nèi)壓縮溫度．

(2) 高壓縮比結(jié)合甲醇直噴能夠改善燃燒相位，并且由于低壓縮溫度和燃燒溫度，其NOx排放也降低；甲醇的含氧特性以及其不存在不易蒸發(fā)的長碳鏈組分，使得HC 排放明顯下降；由于甲醇的含氧特性以及燃燒相位提前，高壓縮比甲醇直噴發(fā)動機(jī)在中、大負(fù)荷CO 排放明顯降低；HC 及CO 排放的降低提高了高壓縮比和甲醇直噴發(fā)動機(jī)的燃燒效率．

(3) 高壓縮比、甲醇直噴發(fā)動機(jī)最高有效熱效率工況點的BMEP 從原機(jī)的1.1 MPa 提升到1.5 MPa，當(dāng)量比燃燒最高有效熱效率從37.4%提升到42.6%；從能量平衡角度看，有效熱效率提高主要原因是排氣損失、傳熱損失及未完全燃燒損失均降低，而進(jìn)一步提高有效熱效率主要受爆發(fā)壓力限制．