韓林沛，洪 偉，楊俊偉，楊萬里，解方喜，蘇 巖

（1.吉林大學(xué)汽車仿真與控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，吉林 長(zhǎng) 春 130025；2.奇瑞汽車股份有限公司，安徽 蕪 湖 241009）

廢氣再循環(huán)（EGR）技術(shù)憑借其清潔高效、容易實(shí)現(xiàn)的特點(diǎn)，已成為改善發(fā)動(dòng)機(jī)性能和排放的重要技術(shù)途徑。近年來，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)的發(fā)展和節(jié)能減排的要求，汽油機(jī)使用EGR的比例也逐漸增大。汽油機(jī)EGR不僅可以減少中小負(fù)荷時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)的泵氣損失，還可以降低大負(fù)荷時(shí)末端混合氣的自燃概率，從而可提高幾何壓縮比，改善燃油經(jīng)濟(jì)性。然而，EGR率的增大勢(shì)必會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)的正常燃燒過程，降低火焰?zhèn)鞑ニ俣龋黾游慈糎C排放，因此發(fā)動(dòng)機(jī)只有在一定的EGR率范圍內(nèi)才能獲得正收益［1－8］。

汽油機(jī)一般為滾流氣道，合適的缸內(nèi)滾流運(yùn)動(dòng)可以促進(jìn)油氣混合，改善燃燒和排放特性，減少循環(huán)變動(dòng)。為研究缸內(nèi)滾流對(duì)EGR汽油機(jī)性能的影響，利用商業(yè)軟件AVL FIRE對(duì)1臺(tái)4氣門汽油機(jī)在不同EGR率和不同缸內(nèi)滾流運(yùn)動(dòng)工況下的燃燒和排放特性進(jìn)行了仿真計(jì)算。

1 計(jì)算方案

1.1 方案設(shè)計(jì)

對(duì)于固定形狀的氣道，其在某一轉(zhuǎn)速和負(fù)荷下產(chǎn)生的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)狀態(tài)是固定不變的，無法研究不同氣流運(yùn)動(dòng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，因此只計(jì)算了不帶氣道的燃燒室模型，通過初始條件設(shè)置缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，然后根據(jù)計(jì)算結(jié)果反過來指導(dǎo)進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)。因?yàn)橹谎芯扛變?nèi)氣流運(yùn)動(dòng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，不考慮燃油混合不均的因素，所以假設(shè)在進(jìn)氣下止點(diǎn)（180°曲軸轉(zhuǎn)角）以后缸內(nèi)的燃油混合都是均質(zhì)的。

從下止點(diǎn)開始，到516°曲軸轉(zhuǎn)角排氣門開啟時(shí)刻結(jié)束，分別計(jì)算不同滾流運(yùn)動(dòng)對(duì)汽油機(jī)在5%，15%，25%EGR率下的燃燒和排放特性的影響，并對(duì)不同滾流狀態(tài)的點(diǎn)火正時(shí)作了優(yōu)化分析，最后對(duì)比分析了滾流旋轉(zhuǎn)中心位置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。

1.2 滾流比定義

缸內(nèi)滾流狀態(tài)的不同表現(xiàn)為滾流旋轉(zhuǎn)軸線不同和同一軸線滾流比不同，其中旋轉(zhuǎn)軸線位置可以通過計(jì)算軟件的初始狀態(tài)設(shè)置，而滾流比定義為實(shí)際流體的角動(dòng)量與參考角動(dòng)量之比，即

式中：RT為滾流比；mi為第i個(gè)網(wǎng)格單元的質(zhì)量；vi為第i個(gè)網(wǎng)格單元的速度；ri為第i個(gè)網(wǎng)格單元處的徑向半徑；n為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。計(jì)算過程中為方便表示不同滾流比下的角動(dòng)量，重新定義滾流比為

式中：ωf為滾流旋轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)速度；ωe為發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速。

2 CFD模型的建立

2.1 計(jì)算網(wǎng)格

以某排量1.8L汽油機(jī)為研究對(duì)象，建立了其計(jì)算網(wǎng)格模型，發(fā)動(dòng)機(jī)具體參數(shù)見表1。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

排氣上止點(diǎn)為0°曲軸轉(zhuǎn)角，從進(jìn)氣下止點(diǎn)180°曲軸轉(zhuǎn)角到排氣門開啟位置516°曲軸轉(zhuǎn)角，使用FIRE軟件中FAME Engine Plus功能對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)幾何實(shí)體模型劃分動(dòng)網(wǎng)格。全局最大網(wǎng)格尺寸為1mm，最小網(wǎng)格尺寸為0.5mm。為保證網(wǎng)格質(zhì)量，對(duì)結(jié)構(gòu)復(fù)雜和尺寸間隙較小的地方進(jìn)行了細(xì)化，下止點(diǎn)網(wǎng)格數(shù)為652 512個(gè)，上止點(diǎn)網(wǎng)格數(shù)為186 212個(gè)，下止點(diǎn)計(jì)算網(wǎng)格見圖1。

2.2 邊界條件和初始條件

邊界條件的設(shè)置對(duì)仿真計(jì)算的精度有重要影響，根據(jù)汽油機(jī)溫度特性對(duì)氣缸蓋、進(jìn)排氣門、活塞和缸套的初始平均溫度進(jìn)行了設(shè)置：活塞、進(jìn)氣門、排氣門為移動(dòng)壁面，溫度分別為600K，360K，580K；氣缸蓋和缸套為固定邊界，溫度分別為550K，450K。

FIRE軟件以曲軸轉(zhuǎn)角作為時(shí)間計(jì)算步長(zhǎng)，開始計(jì)算角度的參數(shù)設(shè)置為初始條件，計(jì)算轉(zhuǎn)速為3 000r／min，初始點(diǎn)火時(shí)刻為344°曲軸轉(zhuǎn)角，火核半徑為3mm，點(diǎn)火持續(xù)期為0.3ms，缸內(nèi)混合氣初始溫度和初始?jí)毫Ψ謩e為293.15K和0.1MPa，初始湍動(dòng)能計(jì)算值為52m2／s2，湍流長(zhǎng)度計(jì)算值為0.005，而滾流比和滾流旋轉(zhuǎn)軸線位置以及初始EGR質(zhì)量分?jǐn)?shù)，根據(jù)不同的計(jì)算工況設(shè)置。

2.3 數(shù)學(xué)模型

邊界值計(jì)算采用鏡面對(duì)稱Mirror，導(dǎo)數(shù)的計(jì)算采用最小二乘法Least Sq.Fit，壁處理采用復(fù)合壁函數(shù)Hybrid wall function，可以修正近壁處的湍動(dòng)能，計(jì)算過程采用simple算法和適用于汽油機(jī)的Global特征步長(zhǎng)。

發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)的燃燒屬于湍流燃燒過程，湍流對(duì)燃燒中的傳熱和傳質(zhì)起著不可忽視的作用，而化學(xué)反應(yīng)能否發(fā)生以及其反應(yīng)速度也受反應(yīng)機(jī)理本身的影響。湍流模型采用精度和穩(wěn)定性都較好的四方程k－zela－f模型，燃燒模型采用擴(kuò)展的相關(guān)火焰ECFM模型，NOx生成采用擴(kuò)展的Zeldovich模型。

2.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，對(duì)本計(jì)算模型（不帶氣道）與帶氣道模型的示功圖進(jìn)行了對(duì)比。帶氣道模型在進(jìn)氣下止點(diǎn)180°曲軸轉(zhuǎn)角自然進(jìn)氣形成的滾流比為0.77，以此作為不帶氣道模型的初始滾流比。圖2示出在相同缸內(nèi)質(zhì)量流量及計(jì)算條件下，5%EGR率工況不帶氣道模型與帶氣道模型的示功圖的對(duì)比。按照示功圖吻合度標(biāo)準(zhǔn)，驗(yàn)證工況的缸壓和放熱率曲線重合率都較好，說明帶氣道模型自然形成的滾流狀態(tài)與不帶氣道模型通過初始值設(shè)置的滾流狀態(tài)計(jì)算結(jié)果有較好的吻合度，證明了計(jì)算方法的合理性和準(zhǔn)確性。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 滾流比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響

汽油機(jī)切向氣道和進(jìn)氣翻板的使用可以增大缸內(nèi)滾流，促進(jìn)火焰?zhèn)鞑ィ坏珴L流比的增加同時(shí)也受充氣效率的限制，過多增大缸內(nèi)滾流會(huì)使充氣效率惡化，進(jìn)氣量減少，因此計(jì)算滾流比的范圍選擇在2.5以內(nèi)。圖3示出了EGR率分別為5%，15%，25%工況下，滾流初始旋轉(zhuǎn)中心位置在氣缸中心，不同滾流比下缸內(nèi)燃燒壓力隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系。從圖中可以看出，在相同EGR率下，增大滾流比可以提高最高缸內(nèi)壓力，并使放熱提前，最大壓力升高率增大，其中5%，15%，25%3種EGR率工況下，滾流比2.5相比無滾流缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)情況，最高缸內(nèi)壓力分別可提高18.67%，30.30%和64.17%。說明增加缸內(nèi)滾流可以改善燃燒，彌補(bǔ)EGR帶來的燃燒效率損失，提高EGR容忍度，特別是在大EGR率工況下，這一改善效果更加明顯。

除了提高缸內(nèi)燃燒壓力，增加滾流比還可以加快燃燒速度。圖4示出了3個(gè)EGR率工況下，初燃期和主燃期隨滾流比增加的變化關(guān)系，初燃期定義為0～5%燃油燃燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)所占的曲軸轉(zhuǎn)角，主燃期定義為5%～90%燃油燃燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)所占的曲軸轉(zhuǎn)角。從3個(gè)柱狀圖可以看出，隨著滾流比的增大，初燃期和主燃期以及整個(gè)燃燒過程所占的曲軸轉(zhuǎn)角都呈下降趨勢(shì)。5%EGR率工況，從著火始點(diǎn)到90%燃油燃燒，滾流比增大到2.5可使燃燒過程所占的曲軸轉(zhuǎn)角由29°下降到20°，降幅31%，其中初燃期降幅為29.6%，主燃期降幅為32.1%；15%EGR和25%EGR工況，隨著滾流比增大到2.5，燃燒持續(xù)期分別縮短31.7%和34.8%，其中初始燃燒期分別縮短33.1%和40.4%，主燃期分別縮短30.6%和29.4%。通過以上數(shù)據(jù)分析可知，滾流比增大可以促進(jìn)火核形成和發(fā)展，縮短初燃期，并且增加火焰?zhèn)鞑ニ俣龋s短燃燒持續(xù)期。由圖4還可以看出，在小EGR率工況下，滾流比對(duì)燃燒過程的促進(jìn)作用在主燃期較明顯，而中高EGR率工況下，初燃期受滾流比影響更顯著。說明廢氣既可以降低反應(yīng)初期反應(yīng)自由基的形成，又可以降低主燃期自由基與反應(yīng)物碰撞反應(yīng)的概率，只是不同的EGR率下，這兩種抑制作用的程度不同，大EGR率下啟鏈反應(yīng)變得更加困難，因此增大滾流比對(duì)中高EGR率下初始反應(yīng)改善幅度更大。

滾流比對(duì)燃燒過程的促進(jìn)作用從微觀角度分析是由于缸內(nèi)湍動(dòng)能的增加促進(jìn)了分子之間的動(dòng)量、質(zhì)量以及熱量交換，增大了已燃?xì)怏w與未燃?xì)怏w之間的擴(kuò)散面積，降低了傳質(zhì)阻力，使火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌?。圖5示出缸內(nèi)平均湍動(dòng)能隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化，3個(gè)EGR率工況都呈現(xiàn)出相同的湍流變化規(guī)律，隨著活塞下行，湍動(dòng)能先稍微減小后快速升高，過了345°曲軸轉(zhuǎn)角逐漸下降，在下降過程中有一個(gè)小凸起，并且這一凸起所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角與最高缸內(nèi)壓力所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角相當(dāng)。圖6示出EGR率5%，滾流比1.0計(jì)算工況下不同曲軸轉(zhuǎn)角的速度場(chǎng)。結(jié)合圖5和圖6可以看出，隨著活塞壓縮上行，滾流運(yùn)動(dòng)逐步被擠壓，滾流旋轉(zhuǎn)中心偏轉(zhuǎn)，特別是到更小的燃燒室空間里，宏觀高速氣流運(yùn)動(dòng)減弱，缸內(nèi)滾流不能繼續(xù)保持，進(jìn)而破碎成無規(guī)則的湍流運(yùn)動(dòng)，使缸內(nèi)平均湍動(dòng)能出現(xiàn)一個(gè)壓縮峰值。而平均湍動(dòng)能過了最大值以后，隨著湍流運(yùn)動(dòng)耗損為熱能，再加上沒有新的湍流源，缸內(nèi)湍動(dòng)能逐漸降低，只有在燃燒最為激烈的中期，在火焰擴(kuò)散傳播和缸內(nèi)壓力波沖擊作用下出現(xiàn)小幅度回升。對(duì)比圖5a、圖5b、圖5c3個(gè)圖可以看出，相同滾流比不同EGR率工況下的缸內(nèi)湍動(dòng)能幾近相同，說明湍動(dòng)能主要受缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的影響，高滾流比可以產(chǎn)生較大的缸內(nèi)湍動(dòng)能，從而對(duì)燃燒產(chǎn)生促進(jìn)作用，降低引入廢氣對(duì)燃燒帶來的負(fù)面影響，充分發(fā)揮EGR的優(yōu)勢(shì)。

3.2 滾流比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放特性的影響

廢氣作為惰性氣體引入到缸內(nèi)，一方面降低了火焰?zhèn)鞑ニ俣群徒诿嫣幓旌蠚獾耐耆紵潭?，另一方面降低了燃燒溫度，?dǎo)致未燃HC的氧化作用減弱。圖7所示為不同EGR率工況下，未燃HC排放質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨滾流比的變化關(guān)系散點(diǎn)圖。從圖中可以看出，相同EGR率下，HC排放隨滾流比的增大逐漸降低，當(dāng)滾流比為1.5時(shí)，HC排放就可以降到很低的水平；當(dāng)滾流比為2.5時(shí)，3種EGR率工況下的未燃HC質(zhì)量分?jǐn)?shù)比無滾流工況降低99%以上。說明強(qiáng)的缸內(nèi)滾流通過強(qiáng)化燃?xì)夥肿訄F(tuán)和未燃混合氣的擴(kuò)散混合，可以進(jìn)一步促進(jìn)燃料完全燃燒，提高燃燒效率，降低未燃HC排放。

圖8所示為不同EGR率工況下，NO排放質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨滾流比的變化關(guān)系散點(diǎn)圖?？擅黠@看出，EGR率越高NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)越低，并且不同EGR率工況下，NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)均隨著滾流比的增大而顯著增加。其中5%EGR率工況，滾流比2.5相比無滾流運(yùn)動(dòng)工況，NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大4.8倍；而由于高EGR率對(duì)低滾流運(yùn)動(dòng)燃燒惡化的顯著影響，15%EGR率和25%EGR率在滾流比1.0以下工況的NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)幾乎為0，隨著滾流比的增大，兩種EGR率下滾流比2.5工況相比滾流比1.0工況，NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別增大3.4倍和26倍。這是因?yàn)樵谙嗤杖急葪l件下，NO的生成主要受缸內(nèi)溫度的影響，同時(shí)EGR率越高，滾流比對(duì)NO生成的影響也越明顯，這也從反面說明了缸內(nèi)滾流對(duì)高EGR率汽油機(jī)燃燒的改善作用。滾流比越大，缸內(nèi)湍動(dòng)能越強(qiáng)，火焰?zhèn)鞑ニ俣纫苍娇?，燃燒質(zhì)量變好，因而缸內(nèi)溫度升高，NO質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大。

3.3 點(diǎn)火正時(shí)與湍流強(qiáng)度的優(yōu)化匹配

由前面分析可知，湍動(dòng)能受滾流運(yùn)動(dòng)破碎影響，不同曲軸轉(zhuǎn)角呈現(xiàn)出不同的湍動(dòng)能分布，5%EGR率、滾流比2.0工況湍動(dòng)能瞬態(tài)分布的二維切片見圖9，由圖可以看出從310°到355°的曲軸轉(zhuǎn)角內(nèi)缸內(nèi)湍動(dòng)能強(qiáng)度大小和分布的變遷過程。為更確切地表示出火花塞附近湍動(dòng)能的變化，圖10示出了以點(diǎn)火位置為中心，半徑5mm的半球內(nèi)不同滾流比下的平均湍動(dòng)能在不點(diǎn)火的情況下隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系曲線?？梢钥闯觯鸹ㄈ浇耐膭?dòng)能和缸內(nèi)平均湍動(dòng)能一樣在壓縮上止點(diǎn)前也存在一個(gè)峰值，而且滾流比越大峰值越高。點(diǎn)火時(shí)刻火花塞附近高的湍動(dòng)能可以促進(jìn)火核形成時(shí)期的著火穩(wěn)定性和火焰?zhèn)鞑?，縮短初始燃燒期，因此合適的點(diǎn)火正時(shí)和湍動(dòng)能匹配可以促進(jìn)燃燒，提高熱效率，進(jìn)而提高發(fā)動(dòng)機(jī)的指示功輸出。

平均指示壓力是平均指示功除以工作容積得到的，其可以表征發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)做功的能力。圖11示出滾流比分別為0，0.5，1.0，1.5，2.0，2.5工況下計(jì)算角度范圍內(nèi)的平均指示壓力隨點(diǎn)火正時(shí)的變化曲線?？梢悦黠@看出，不同滾流強(qiáng)度下的平均指示壓力隨點(diǎn)火角的變化關(guān)系表現(xiàn)出相同的先增大后減小的變化趨勢(shì)，并且不同的滾流強(qiáng)度下有不同的最優(yōu)點(diǎn)火角，同時(shí)還可以看出無滾流或者低滾流比的最優(yōu)點(diǎn)火角對(duì)應(yīng)的平均指示壓力反而高于高滾流比，其中無滾流比滾流比2.5的最大平均指示壓力要高出1.32%。平均指示壓力受上止點(diǎn)前后燃燒放熱的綜合作用，因而其大小變化可以從上止點(diǎn)前后兩個(gè)方面考慮。對(duì)于同一滾流比，點(diǎn)火正時(shí)越早，上止點(diǎn)前的放熱量比例也越高，平均指示壓力也就越低，而且高滾流比帶來的高湍動(dòng)能使這一現(xiàn)象更明顯，高湍動(dòng)能可以促進(jìn)火焰的形成和發(fā)展，上止點(diǎn)前放熱量增大，因而高滾流比工況平均指示壓力更低；而點(diǎn)火正時(shí)推遲，雖然上止點(diǎn)前的放熱量減少，但隨著燃燒后移，急燃期所對(duì)應(yīng)的燃燒室體積增大，壓力升高比降低，因而熱效率降低，平均指示壓力下降。除此之外，點(diǎn)火推遲，燃燒初始期所能利用的湍動(dòng)能也降低，燃燒促進(jìn)作用下降，因而也不利于平均指示壓力的提高。

對(duì)于低滾流比缸內(nèi)運(yùn)動(dòng)，壓縮后期湍動(dòng)能較低，點(diǎn)火之后火焰發(fā)展傳播相對(duì)較慢，初始燃燒期延長(zhǎng)，上止點(diǎn)前的放熱量隨之減少，壓縮負(fù)功低，燃燒相同的燃料能發(fā)出更大的指示功；相反，高滾流運(yùn)動(dòng)在壓縮后期的湍動(dòng)能較強(qiáng)，點(diǎn)火之后火焰發(fā)展和燃燒速度較快，上止點(diǎn)前的燃料燃燒比例增多，壓縮負(fù)功變大，因而指示功降低，平均指示壓力也降低。通過以上分析可知，高湍動(dòng)能可以促進(jìn)燃燒，縮短燃燒初始期，改善廢氣再循環(huán)對(duì)燃燒的抑制作用，但一定程度上也會(huì)增大壓縮負(fù)功，降低平均指示壓力，因而點(diǎn)火正時(shí)與滾流運(yùn)動(dòng)以及EGR率合理匹配才能發(fā)揮出最優(yōu)效能。

3.4 不同滾流旋轉(zhuǎn)中心位置的性能對(duì)比

氣道結(jié)構(gòu)和傾角不同，缸內(nèi)滾流運(yùn)動(dòng)的旋轉(zhuǎn)中心位置也不同。圖12示出了5%EGR率、滾流比2.0工況9種不同滾流旋轉(zhuǎn)中心位置的滾流運(yùn)動(dòng)在180.5°與190°曲軸轉(zhuǎn)角的壓力場(chǎng)和流場(chǎng)流線。從圖中可以看出，在180.5°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)，壓力場(chǎng)與流線整體表現(xiàn)出氣流運(yùn)動(dòng)方向遠(yuǎn)離燃燒室壁時(shí)壓力較低，流向燃燒室壁面時(shí)壓力較高的趨勢(shì)；當(dāng)壓縮行程到190°曲軸轉(zhuǎn)角，9種不同初始狀態(tài)的滾流運(yùn)動(dòng)流線旋向和位置變得幾近相同，旋轉(zhuǎn)中心都變化到了氣缸中心，并且壓力場(chǎng)也變得均勻。而此時(shí)活塞從下止點(diǎn)由靜止?fàn)顟B(tài)開始運(yùn)動(dòng)，到190°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)，速度并不是很大，對(duì)這一過程的氣流運(yùn)動(dòng)影響較小，因此旋轉(zhuǎn)氣流的向中心運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)是缸內(nèi)壓力分布不均勻和高速運(yùn)動(dòng)氣流與燃燒室壁面擠壓的綜合作用的結(jié)果，使得偏心旋轉(zhuǎn)的滾流運(yùn)動(dòng)在氣門關(guān)閉以后有一個(gè)往中心轉(zhuǎn)移的自運(yùn)動(dòng)過程。

為進(jìn)一步說明不同旋轉(zhuǎn)中心的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)發(fā)展變化及其性能對(duì)比，圖13和圖14分別示出了9種計(jì)算工況的缸內(nèi)平均湍動(dòng)能和缸壓曲線。從圖中可以看出，除了平均湍動(dòng)能在曲線前半段有微小的差異，9種工況的平均湍動(dòng)能后半段曲線及缸壓曲線幾乎完全重合，沒有表現(xiàn)出明顯的差異性，因此初始缸內(nèi)滾流旋轉(zhuǎn)位置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能影響不大。所以在利用高滾流比提高汽油機(jī)廢氣再循環(huán)容忍度的氣道設(shè)計(jì)過程中，只需在相同滾流強(qiáng)度下保證盡可能大的流量系數(shù)和最優(yōu)的油氣混合均勻性，而不用考慮滾流旋轉(zhuǎn)中心對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響。

4 結(jié)論

a）高滾流比可以改善廢氣再循環(huán)汽油機(jī)的燃燒和排放特性，提高汽油機(jī)的EGR容忍度，對(duì)進(jìn)一步發(fā)揮EGR在汽油機(jī)上的應(yīng)用優(yōu)勢(shì)具有重要意義；

b）在5%EGR率工況下，相同滾流比下，平均指示壓力隨點(diǎn)火提前角的減小呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律；通過與點(diǎn)火正時(shí)的優(yōu)化匹配，低滾流比時(shí)的最大平均指示壓力高于高滾流比時(shí)的最大平均指示壓力；

c）不同的滾流旋轉(zhuǎn)中心位置并沒有表現(xiàn)出明顯的性能差異，但其計(jì)算結(jié)果對(duì)進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)和缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)組織仍具有一定的指導(dǎo)意義。

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