不同噴射策略對甲醇稀燃直噴發(fā)動機(jī)性能的影響

摘要：為了深入研究單缸直噴式火花點(diǎn)火稀薄燃燒甲醇發(fā)動機(jī)多因素耦合作用下的性能，探究了多次噴射策略對甲醇發(fā)動機(jī)性能的影響。研究選取了3種噴射策略的3個試驗組共22個工況，探究了不同噴射次數(shù)、噴射時刻和各次噴射燃料的占比對其動力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性能的影響。研究結(jié)果表明：與單次噴射相比，多次噴射可有效優(yōu)化甲醇發(fā)動機(jī)缸內(nèi)燃燒過程，使最大缸內(nèi)壓力及其對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角分布更集中，顯著減少劣化循環(huán)數(shù)量，減少數(shù)量最多達(dá)85%，顯著降低循環(huán)變動，最多達(dá)65%；與單次噴射相比，多次噴射會導(dǎo)致CO、HC排放量上升，但噴射和點(diǎn)火參數(shù)的系統(tǒng)優(yōu)化可以降低NO x 排放量；本試驗條件下，3次噴射時刻分別為上止點(diǎn)前270°、180°和90°，3次噴射比例分別為0.38、0.42和0.20時，發(fā)動機(jī)可獲得最佳的綜合性能。發(fā)動機(jī)在3次噴射策略下綜合性能整體高于1次噴射和2次噴射，3次噴射策略在優(yōu)化發(fā)動機(jī)綜合性能方面擁有更高的潛力。

關(guān)鍵詞：甲醇；稀薄燃燒；多次噴射；熱效率；排放特性

中圖分類號：TK431 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202504005 文章編號：0253-987X（2025）04-0050-10

Influence of Different Injection Strategies on the Performance of

Methanol Lean-Burn Direct-Injection Engines

XU Yangfan1， LEI Jun^1，2， DUAN Hao1， WANG Xibin1， YIN Xiaojun1， HU Erjiang1， ZENG Ke1

（1. School of Energy and Power Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China;

2. Luoyang Tractor Research Institute Co.， Ltd.， Luoyang， Henan 471039， China）

Abstract：For a single-cylinder direct-injection spark-ignition lean-burn methanol engine， the influence of multiple injection strategies on engine performance is investigated. Three experimental groups with three different injection strategies are selected for a total of 22 operating conditions to explore the impact of varying injection frequencies， timing， and fuel proportions on the engine’s power， economy， and emissions performance. The research results show that compared to single injection， multiple injections can effectively optimize the in-cylinder combustion process of methanol engines， concentrating the maximum in-cylinder pressure and its corresponding crank angle distribution， significantly reducing the number of degradation cycles by up to 85% and cycle-to-cycle variations by up to 65%. While multiple injections may lead to increased CO and HC emissions compared to single injection， systematic optimization of injection and ignition parameters can reduce NO x "emissions. Under the conditions of this study， the optimal performance is achieved with injection timings of 270°， 180°， and 90° before top dead center for the three injections， with fuel proportions of 0.38， 0.42， and 0.20， respectively. The engine achieves the best comprehensive performance with these settings. Overall， the engine’s comprehensive performance under the three injection strategy surpasses that of one or two injections， indicating that the three-injection strategy has higher potential for optimizing the engine’s comprehensive performance.

Keywords：methanol; lean burn; multiple-injection; thermal efficiency; emissions characteristics

在我國積極推動節(jié)能減排、全力沖刺雙碳目標(biāo)的重要?dú)v史背景下，鑒于國內(nèi)石油產(chǎn)量未達(dá)預(yù)期增長水平且柴汽比偏大的現(xiàn)狀^［1］，探尋柴油的低碳替代燃料已成為當(dāng)務(wù)之急。甲醇因具備出色的抗爆性、較高的火焰?zhèn)鞑ニ俣纫约扒鍧嵖稍偕?sup>［^2-4］等優(yōu)良特性，被視作最具發(fā)展?jié)摿Φ膬?nèi)燃機(jī)替代燃料之一^［5-7］。然而，甲醇同樣有強(qiáng)金屬腐蝕性、較大毒性和高甲醛排放量^［8］的缺點(diǎn)。

稀薄燃燒是一種可燃?xì)庠诟哌^量空氣系數(shù)條件下的先進(jìn)燃燒模式，該模式下，混合氣中空氣量遠(yuǎn)高于理論上燃料完全燃燒所需的空氣量，有利于促進(jìn)可燃?xì)獾耐耆紵M(jìn)而顯著降低CO、CH和NO x 的排放，并有效提升燃燒效率^［9-10］。然而，由于稀燃模式下混合氣濃度較低且燃燒速度緩慢，容易引發(fā)缸內(nèi)燃燒不穩(wěn)定的問題^［11］。甲醇具有辛烷值高^［12］、汽化潛熱大和著火溫度高的特點(diǎn)，應(yīng)用于稀薄燃燒發(fā)動機(jī)時面臨冷起動困難和燃燒惡化等挑戰(zhàn)^［13］。

優(yōu)化噴射策略是改善發(fā)動機(jī)缸內(nèi)燃燒過程、提高燃燒效率和減少排放的有效措施。Jiang等^［14］研究表明，多次噴射能夠有效降低NO x 的排放；Liu等^［15］研究了多次噴射對廢氣再循環(huán)（EGR）發(fā)動機(jī)性能的影響，結(jié)果顯示在優(yōu)化噴射策略后，發(fā)動機(jī)的排放特性、熱效率和爆震強(qiáng)度均得到了改善；文獻(xiàn)［16］通過對柴油機(jī)在不同負(fù)載工況下應(yīng)用多次噴射策略，發(fā)現(xiàn)多次噴射可有效減少顆粒物排放；Huang等^［17］研究了多次噴射對天然氣-柴油雙燃料發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)適當(dāng)?shù)亩螄娚洳呗钥捎行岣甙l(fā)動機(jī)指示熱效率，最高可達(dá)41.2%。

目前，國內(nèi)對甲醇發(fā)動機(jī)的研究大多局限于單個或少數(shù)幾個參數(shù)對甲醇發(fā)動機(jī)性能的影響。孫曉東等^［18］研究了不同工況下的不同噴射時刻對發(fā)動機(jī)性能的影響；黃震等^［19］研究了甲醇與汽油的雙燃料發(fā)動機(jī)的燃燒和排放特性；杜丹豐等^［20］研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對甲醇發(fā)動機(jī)性能的影響。針對多因素耦合作用下甲醇發(fā)動機(jī)的性能研究缺乏的問題，應(yīng)深入研究噴射策略參數(shù)間的交互作用，構(gòu)建綜合性能優(yōu)化的噴射策略模型，系統(tǒng)優(yōu)化噴射參數(shù)以實現(xiàn)發(fā)動機(jī)綜合性能的最優(yōu)化。

本文針對一臺甲醇稀燃發(fā)動機(jī)，深入探究了不同噴射策略對發(fā)動機(jī)燃燒及排放特性的影響機(jī)制，旨在突破現(xiàn)有研究局限，通過探尋合適的噴射策略，為提升甲醇發(fā)動機(jī)的綜合性能提供參考。

1 試驗系統(tǒng)及研究方案

1.1 試驗臺架與設(shè)備

試驗用甲醇稀燃直噴（DI）發(fā)動機(jī)是由一臺單缸四沖程、自然吸氣柴油機(jī)改造而來，改造后發(fā)動機(jī)的主要參數(shù)如表1所示。為降低發(fā)動機(jī)爆震傾向，對活塞頂部進(jìn)行了部分切削處理，使壓縮比從19降至15。為實現(xiàn)發(fā)動機(jī)的火花點(diǎn)火，在氣缸蓋中心額外安裝了一個火花塞用于混合氣的點(diǎn)燃。試驗采用的甲醇為無水甲醇CH3OH，其主要理化特性參數(shù)如表2所示。

甲醇發(fā)動機(jī)臺架測試系統(tǒng)如圖1所示，其中發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速和扭矩通過電力測功機(jī)（CAC37）監(jiān)測，缸內(nèi)壓力采用壓電傳感器（Kistler 6058A）和電荷放大器（Kistler 5064）進(jìn)行測算。利用帶有36-2齒的信號盤與磁電傳感器產(chǎn)生曲軸轉(zhuǎn)速脈沖信號，并經(jīng)曲軸轉(zhuǎn)角適配器（Kistler 2619A11）處理后，獲得分辨率為0.1°的曲軸轉(zhuǎn)角信號。燃燒分析儀（Kistler Ki-box）用于同步記錄缸內(nèi)壓力和曲軸轉(zhuǎn)角數(shù)據(jù)，以此得到200個連續(xù)循環(huán)的缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)。過量空氣系數(shù)通過空氣燃料比分析儀（Horiba MEXA-730λ）和排氣氧傳感器聯(lián)合測定。發(fā)動機(jī)常見污染物排放由排氣分析儀（AVL 4000 L）測量，采用本課題組自主研發(fā)的電子控制單元（ECU）對點(diǎn)火正時（ST）和噴射參數(shù)進(jìn)行實時、精確的控制。

1.2 試驗方案

所有試驗均在發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為1500r·min^－1、高過量空氣系數(shù) λ 為1.35的條件下進(jìn)行。甲醇噴射壓力固定為18MPa，每循環(huán)甲醇噴射量固定為41.15mg。在各個工況下，點(diǎn)火正時均選取各自的最佳扭矩最小提前角（MBT）。以單次噴射預(yù)混稀薄燃燒模式作為基準(zhǔn)組，其噴射時刻設(shè)置為壓縮上止點(diǎn)前270°。隨后，設(shè)定A組試驗在第1次噴射燃料占比 r 1為0.80、第2次噴射燃料占比 r 2為0.20以及第1次噴射時刻 θ 1為上止點(diǎn)前270°保持不變的情況下，改變第2次噴射時刻 θ 2，詳細(xì)工況參數(shù)如表3所示。設(shè)定B組試驗在 θ 1為上止點(diǎn)前270°、 θ 2為上止點(diǎn)前100°保持不變的情況下，改變 r 1、 r 2，詳細(xì)工況參數(shù)如表4所示。設(shè)定C組試驗在 θ 1為上止點(diǎn)前270°、 θ 2為上止點(diǎn)前180°和第3次噴射時刻 θ 3為上止點(diǎn)前90°保持不變的情況下，改變 r 1、 r 2和第3次噴射燃料占比 r 3，詳細(xì)工況參數(shù)如表5所示。

發(fā)動機(jī)相鄰循環(huán)間可能因氣缸震動、充量系數(shù)變化等因素產(chǎn)生燃燒循環(huán)變動^［22］，從而對燃料利用率、輸出功率以及排放等產(chǎn)生影響^［23］。文獻(xiàn)［24］指出，優(yōu)化循環(huán)變動可使輸出功率增加10%。本文采用指示平均有效壓力（IMEP）的循環(huán)變動系數(shù) S 來表征循環(huán)變動的大小，計算公式^［25］如下

pi=∫³⁶⁰－360p d vV d （1）

=∑ni=1pin（2）

σ=∑ni=1（pi－）2n－1（3）

S=σ×100 % （4）

式中：p為瞬時缸內(nèi)壓力；V d 為發(fā)動機(jī)排量；i為循環(huán)編號，表示第i個循環(huán)；pi為第i個循環(huán)的平均有效壓力；σ為pi的標(biāo)準(zhǔn)差；為pi的平均值；n=200為循環(huán)總數(shù)。

定義多屬性決策函數(shù) W ，用于對不同試驗組5個維度的多重屬性進(jìn)行綜合評價，計算公式如下

W=∑jWjAjxj－x0x0（5）

式中：j為維度編號，表示第j個維度；xj為5個維度的參數(shù)，分別為指示熱效率（ ITE ）、 S 、 CO 排放、 HC 排放、 NO x排放；x0為5項指標(biāo)的基準(zhǔn)值；Aj為對5項指標(biāo)的符號修正，對于有益指標(biāo)取正數(shù)，有害指標(biāo)取負(fù)數(shù)，分別取為1、－1、－1、－1和－1；Wj為5個指標(biāo)的價值權(quán)重，利用層次分析法得到Wj分別為0.363、0.198、0.115、0.109、0.215。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 A組試驗結(jié)果分析

受循環(huán)變動影響，循環(huán)間的最大缸內(nèi)壓力p max 及其對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角β max 存在明顯差異。依據(jù)p max 、β max 的分布位置與關(guān)系，整個二維坐標(biāo)平面可劃分為鉤背區(qū)、線性區(qū)和回歸區(qū)3個區(qū)域^［26-28］。線性區(qū)中p max 、β max 呈線性變化，該區(qū)域表征燃燒良好；鉤背區(qū)中β max 變化不明顯，但p max 變化顯著，該區(qū)域燃燒速率較低，循環(huán)變動較大，表征燃燒不良；回歸區(qū)中p max 、β max 均較低，該區(qū)域燃燒速率過低、燃燒不充分，燃燒產(chǎn)生的壓力升高不足以彌補(bǔ)體積膨脹導(dǎo)致的壓力降低，β max 推遲至上止點(diǎn)附近，表征燃燒較差。本文定義位于鉤背區(qū)或回歸區(qū)的循環(huán)為劣化循環(huán)。

A組循環(huán)分布情況如表6所示，基準(zhǔn)組燃燒效果最差，有13%的循環(huán)位于鉤背區(qū)，2%的循環(huán)位于回歸區(qū)。這是因為在單次噴射時，循環(huán)間隨機(jī)性較大，混合氣混合不均勻的可能性較高，從而對火核的形成和發(fā)展產(chǎn)生阻礙，降低了燃燒速率。而在引入二次噴射策略后，A組平均劣化循環(huán)數(shù)為8.57，相較于基準(zhǔn)組的30減少了71.43%。對于工況A1～A5，隨著 θ 2的減小，線性區(qū)循環(huán)數(shù)量所占比例增加，直至A5工況時，所有循環(huán)都位于線性區(qū)內(nèi)；對于工況A5～A7，隨著 θ 2進(jìn)一步減小，循環(huán)逐漸脫離線性區(qū)。這是因為在 θ 2較大時，隨著第2次噴射的推遲，第1次噴射的甲醇燃料液滴有更充足的時間蒸發(fā)擴(kuò)散并與空氣混合，燃燒更充分，所以線性區(qū)循環(huán)占比上升，直到 θ 2為上止點(diǎn)前100°（A5）時達(dá)到最佳狀態(tài)；隨著第2次噴射的進(jìn)一步推遲，由于噴射時刻過晚，第2次噴射的甲醇燃料液滴沒有足夠的時間蒸發(fā)擴(kuò)散，致使燃燒質(zhì)量下降，線性區(qū)循環(huán)數(shù)量占比再次降低。

圖2展示了A組甲醇發(fā)動機(jī)IMEP的循環(huán)變動系數(shù)及指示熱效率。從不同工況的 S 分布情況來看，隨著 θ 2的推遲， S 逐漸降低， θ 2為上止點(diǎn)前100°（A5）時達(dá)到最低值；隨著 θ 2的進(jìn)一步推遲， S 又逐漸增加。在采用單次噴射策略時，因為混合氣整體偏稀，且缸內(nèi)氣流隨機(jī)性較大，火花塞附近的局部空燃比會隨機(jī)偏離平均空燃比，導(dǎo)致單次噴射的循環(huán)一致性較差。對于A1～A5工況，隨著 θ 2的推遲，混合氣有更充裕的時間混合均勻，隨機(jī)性降低，循環(huán)間的差異也隨之減小。而A6、A7工況下 S 再次升高，這是因為當(dāng)?shù)?次噴射發(fā)生在上止點(diǎn)前80°之后，后期噴入的甲醇幾乎沒有足夠時間蒸發(fā)，使得火花塞周圍的混合氣混合效果不佳。此外，甲醇液滴的集中分布還會使局部溫度較低，不利于火核的形成和火焰的發(fā)展。

由圖2可知，甲醇發(fā)動機(jī)指示熱效率隨著 θ 2的延遲展示出先增加后減小的趨勢，并在噴射時刻為上止點(diǎn)前120°（A4）時達(dá)到最大值31.13%。這是由于隨著 θ 2的推遲，火花塞附近的局部濃區(qū)增多，燃燒時間得以縮短，燃燒穩(wěn)定性得到改善，進(jìn)而使指示熱效率提高。隨著 θ 2進(jìn)一步推遲，指示熱效率迅速下降。這是因為氣缸內(nèi)部空間減小，部分燃料撞擊壁面和活塞形成液膜，其蒸發(fā)和擴(kuò)散受到抑制，導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒不充分，從而造成熱效率降低。

圖3展示了A組甲醇發(fā)動機(jī)的各污染物排放情況。在本試驗中，HC排放來源與傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)有所不同，主要源于狹隙效應(yīng)和局部過稀淬熄^［29］。對于A1～A4工況，HC排放均低于單次噴射基準(zhǔn)組。這是因為在壓縮行程早期進(jìn)行低比例的第2次噴射能夠形成分層混合氣，這種分層混合氣可促進(jìn)火焰的形成與發(fā)展，同時降低火焰淬熄的可能性。然而，當(dāng) θ 2晚于上止點(diǎn)前120°時，HC排放量會隨著 θ 2的進(jìn)一步推遲而急劇上升。當(dāng) θ 2為上止點(diǎn)前60°（A7）時，HC排放增加到6.6×10^－4，達(dá)到基準(zhǔn)組HC排放量3.7×10^－4的1.78倍。這是因為部分甲醇液滴附在活塞頂部，在壓縮過程中被擠入活塞和氣缸壁之間的縫隙里，其蒸發(fā)、擴(kuò)散和燃燒速度大幅降低，甚至無法參與燃燒。

在內(nèi)燃機(jī)中，幾乎所有的NO x 都是由氮?dú)庠诟邷馗谎醐h(huán)境下生成的，而燃燒溫度取決于燃料的反應(yīng)速率、燃燒均勻程度和著火延遲期^［30-32］。本試驗中，因為試驗組的 λ 相同，所以在不同工況下，燃燒速率和燃燒均勻性的差異是造成NO x 排放差異的關(guān)鍵因素。由圖3可知，當(dāng)?shù)?次噴射時刻較早時，混合氣質(zhì)量較好，火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤欤變?nèi)溫度較高，有利于NO x 的形成，因此A1、A2、A4工況下的NO x 排放水平較高。隨著 θ 2進(jìn)一步推遲，混合氣質(zhì)量變差，局部濃區(qū)域增加，燃燒溫度降低，進(jìn)而導(dǎo)致NO x 排放減少。

對于一般發(fā)動機(jī)而言，CO的產(chǎn)生主要取決于運(yùn)行負(fù)載、空燃比^［33］和燃料黏度^［34］，本試驗中，各個試驗組的負(fù)載和燃料黏度均保持相同，因此CO排放主要受空燃比的影響。從圖3可以看出，CO排放量隨著第2次噴射角度的推遲而上升，特別是當(dāng) θ 2推遲超過上止點(diǎn)前120°（A4）時，CO排放會迅速增加，這是因為隨著第2次噴射的推遲，部分新加入的燃料不容易混合均勻，形成局部濃區(qū)，進(jìn)而惡化燃燒。

2.2 B組試驗結(jié)果分析

表7展示了B組各工況下的循環(huán)分布情況，B組平均劣化循環(huán)數(shù)為4.57，相較于基準(zhǔn)組（30）減少了84.77%，且隨著 r 2的提高，線性區(qū)循環(huán)占比展示上升趨勢。這是因為增加第2次噴射的燃料量有利于混合氣的混合，使得p max 、β max 的分布更加集中。對于B6、B7工況而言，由于火花塞附近的燃料濃度更高，能夠穩(wěn)定地形成均勻混合氣，所有循環(huán)均位于線性區(qū)。

圖4展示了B組甲醇發(fā)動機(jī)IMEP的循環(huán)變動系數(shù)及指示熱效率。從 S 的分布情況來看，隨著 r 2的提高， S 先減小后增大，當(dāng) r 2為0.44（B5）時達(dá)到最優(yōu)。這是因為較大的 r 2有利于在火花塞周圍形成良好的分層混合氣。然而，隨著 r 2進(jìn)一步增大，甲醇蒸發(fā)速度減慢，火花塞周圍混合氣的溫度顯著降低，不利于著火，從而導(dǎo)致 S 增大。

此外，與A組的原因相似，隨著 r 2的增大，火花塞附近的局部濃區(qū)增多，燃燒時間得以縮短，改善了燃燒穩(wěn)定性，從而提高了指示熱效率。隨著 r 2進(jìn)一步增大，由于部分燃料撞擊壁面和活塞，蒸發(fā)和擴(kuò)散受到抑制，導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒不充分，燃燒效率下降。

圖5展示了B組甲醇發(fā)動機(jī)的各污染物排放情況，HC排放隨 r 2的增大而增加。這是因為 r 2增大時，相應(yīng)的噴射時間延長，在噴射后期，氣缸內(nèi)氣流運(yùn)動強(qiáng)度減弱，增加了形成局部濃區(qū)和燃料液膜的可能性，使得部分甲醇在燃燒起始階段仍呈液滴或液膜狀態(tài)，難以完全燃燒。

由圖5可知，當(dāng) r 2較小時，第2次噴射的甲醇能夠在火花塞周圍充分混合，從而使火焰?zhèn)鞑ゼ铀伲變?nèi)燃燒溫度提高，促進(jìn)了NO x 的形成，B1工況下的NO x 排放較高。然而，隨著 r 2增大，混合氣質(zhì)量逐漸變差，局部濃區(qū)和液膜增多，燃燒溫度降低，進(jìn)而導(dǎo)致NO x 排放減少。對于B1～B7工況，CO排放隨 r 2的增大呈單調(diào)增加趨勢。當(dāng) r 2增大至0.60（B7）時，CO排放達(dá)到最大值0.29%，相較于基準(zhǔn)值0.13%高出了1.23倍。這是因為 r 2的增加致使第2次噴射的甲醇液滴的蒸發(fā)、擴(kuò)散和混合形成均質(zhì)混合氣的難度升高，局部濃區(qū)增多。

2.3 C組試驗結(jié)果分析

C1～C8工況屬于3次噴射策略下的試驗組，其中θ1、θ2、θ3固定，通過改變3次噴射燃料占比r1、r2、r3來開展試驗，各個試驗組均展現(xiàn)出優(yōu)于基準(zhǔn)組的循環(huán)特征，表8展示了各工況的循環(huán)情況。分析C1～C4和C6工況可知，隨著r3的增加，燃燒逐漸增強(qiáng)，這表明第3次噴射對p max 、β max 的分布影響更為顯著。為有效改善p max 、β max 的分布狀況，第3次噴射燃料占比應(yīng)不低于20 % 。與2次噴射策略相比， C 組的p max 、β max 分布更集中于線性區(qū)，且平均劣化循環(huán)數(shù)為4.5，相較于基準(zhǔn)組的30減少了85 % ，這是因為3次噴射所形成混合氣的濃度梯度更有利于火焰的發(fā)展與傳播。

圖6展示了C組甲醇發(fā)動機(jī)IMEP的循環(huán)變動系數(shù)及指示熱效率。相較于2次噴射，3次噴射的循環(huán)穩(wěn)定性更佳，在3次噴射策略下，各工況 S 的平均值小于2%，比基準(zhǔn)組降低了50%以上。對于C1～C4工況， S 隨著 r 2的降低和 r 3的增加而減小，這是因為第3次噴射能夠?qū)状荚跉飧字械姆植籍a(chǎn)生直接影響。當(dāng) r 3增加時，3次噴射使得在火花塞附近更易于形成均勻混合氣，降低了燃燒不確定性，提高了循環(huán)一致性。對于C5～C8工況，在 r 3固定為0.20的情況下，隨著 r 2的增加， S 進(jìn)一步降低。在試驗組的23個工況中，C8工況的 S 最低，為1.49%，表明將 r 3維持在0.20，同時增加第2次噴油比例，能夠在確保混合氣有效分層的前提下，避免產(chǎn)生更多的局部濃區(qū)，從而顯著提高循環(huán)一致性。此外，由于第1、2次噴射時刻較早，甲醇有充足的時間進(jìn)行蒸發(fā)、混合和擴(kuò)散，所以兩次噴射對應(yīng)的燃料比例變化對點(diǎn)火時燃油分布的影響減弱，導(dǎo)致 S 變化較小。

由圖6可知，C組各工況的指示熱效率均處于較高水平。這是因為3次噴射策略能夠縮短每次噴射的持續(xù)時間，降低噴霧動能，進(jìn)而減小燃料對壁面的沖擊可能性，使得燃料濃區(qū)和油膜明顯減少，混合氣的均勻性提高。

圖7展示了C組甲醇發(fā)動機(jī)的各污染物排放情況，在3次噴射策略下，HC排放量相較于2次噴射策略顯著降低，但仍高于基準(zhǔn)值。對于C1～C4工況，HC排放量隨著 r 3的增加而上升，這主要是因為局部濃區(qū)和不完全燃燒比例的增加；對于C5～C8工況，隨著 r 2的增加，HC排放量呈下降趨勢，這可能是因為著火推遲使排氣溫度升高，從而有利于HC成分的進(jìn)一步氧化。

由圖7可知，在3次噴射策略下，各個工況下的NO x 排放均優(yōu)于基準(zhǔn)值，尤其是C1～C4工況，NO x 排放下降明顯，這主要是因為第3次噴射燃料占比增加導(dǎo)致燃燒溫度降低。C5～C8工況中NO x 排放略有下降，主要是由于點(diǎn)火正時推遲，使得缸內(nèi)溫度下降，從而NO x 排放相應(yīng)減少。

對比圖7、圖5可知，3次噴射策略對CO排放有明顯的改善作用。這是因為增加噴射次數(shù)有利于提升缸內(nèi)混合氣的均勻性。對于C5～C8工況，CO排放的增加相對緩慢，這是由于第2次噴射時刻較早（上止點(diǎn)前180°），甲醇液滴有較為充足的時間進(jìn)行蒸發(fā)和擴(kuò)散，缸內(nèi)燃料濃區(qū)并未過度增加。

2.4 發(fā)動機(jī)綜合性能評價

圖8展示了不同工況下的多屬性決策函數(shù)，隨著θ2的延遲以及r2的增加，A組、B組的多屬性決策函數(shù)值均展示出先升高后降低的變化趨勢。其中，最佳的θ2、r2分別為上止點(diǎn)前120°和0.28，其對應(yīng)工況下的發(fā)動機(jī)性能均大幅優(yōu)于基準(zhǔn)組。當(dāng) θ 2晚于上止點(diǎn)前120°或者 r 2大于0.28時， W 迅速下降，發(fā)動機(jī)整體性能惡化。在A6、A7、B6和B7工況下，發(fā)動機(jī)性能甚至不及基準(zhǔn)組。3次噴射的 W 值總體上高于2次噴射試驗組，并且C組所有工況均高于基準(zhǔn)組，這說明3次噴射策略總體優(yōu)于2次噴射策略，且3次噴射策略在優(yōu)化發(fā)動機(jī)性能方面有更大的潛力。在所有工況中，最大 W 值出現(xiàn)在C7工況，達(dá)到了0.103，高于其他工況。本試驗中，3次噴射時刻分別為上止點(diǎn)前270°、180°和90°，且3次噴射比例分別為0.38、0.42和0.20時，發(fā)動機(jī)可獲得最佳的綜合性能。

3 結(jié) 論

本研究對甲醇稀燃發(fā)動機(jī)的不同噴射策略進(jìn)行了試驗研究，得到如下主要結(jié)論。

（1）多次噴射策略對甲醇發(fā)動機(jī)燃燒過程優(yōu)化效果顯著，其中3次噴射策略使劣化循環(huán)數(shù)較基準(zhǔn)組平均降低85%。同時，多次噴射能有效抑制循環(huán)變動，在C8工況下，循環(huán)變動系數(shù)低至1.49%，相比基準(zhǔn)組降低65%，顯著增強(qiáng)了發(fā)動機(jī)工作過程的穩(wěn)定性。

（2）隨著噴射次數(shù)增多、噴射時刻推遲以及第2、3次噴射量占比上升，NO x 排放量呈下降態(tài)勢，但CO和HC排放有所增加。

（3）C7工況下，當(dāng)3次噴射時刻依次設(shè)定為上止點(diǎn)前270°、180°和90°，且噴射比例分別為0.38、0.42和0.20時，發(fā)動機(jī)可達(dá)成最佳綜合性能，相比基準(zhǔn)組提升了10.3%，為甲醇稀燃發(fā)動機(jī)噴射策略的優(yōu)化提供了精準(zhǔn)的參數(shù)組合范例。

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（編輯 趙煒）