張晴霖,徐照平,劉雙雙,劉 梁

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094)

內(nèi)燃機(jī)自問世以來在汽車領(lǐng)域取得了廣泛應(yīng)用,給人們生活帶來巨大便利的同時(shí),也使能源短缺和環(huán)境污染等問題愈發(fā)嚴(yán)重。為了解決這些問題,國內(nèi)外的研究人員一方面尋找可替代清潔能源,另一方面積極探索新型動力裝置以替代傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)。在這種背景下,對置式自由活塞發(fā)動機(jī)(Opposed-piston free-piston engine,OPFPE)以其可變壓縮比和良好的燃料適應(yīng)性等優(yōu)點(diǎn)受到了國內(nèi)外許多研究人員的關(guān)注。與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)相比,OPFPE取消了曲柄連桿機(jī)構(gòu),活塞與直線電機(jī)的動子直接相連形成活塞組件,而活塞組件的運(yùn)動規(guī)律由作用在其上面的氣體壓力決定。因其結(jié)構(gòu)的特殊性,OPFPE具有結(jié)構(gòu)簡單、制造成本低廉、能量密度高等諸多優(yōu)點(diǎn)[1]。

與傳統(tǒng)發(fā)動機(jī)相同,噴霧過程對自由活塞發(fā)動機(jī)有著重要影響。近年來,國內(nèi)外許多學(xué)者對發(fā)動機(jī)噴霧過程進(jìn)行了深入研究。Stephan等[2]著重研究了單個(gè)噴油器與對置噴油器對自由活塞發(fā)動機(jī)缸內(nèi)混合氣形成的影響。結(jié)果表明與單個(gè)噴油器相比,對置噴油器噴出的燃料在缸內(nèi)分布更加均勻,這提高了燃燒效率,減少了氣態(tài)污染物排放。Salah等[3]通過試驗(yàn)研究了燃油噴射位置對自由活塞發(fā)動機(jī)性燃燒性能的影響。國內(nèi)對自由活塞發(fā)動機(jī)的研究起步較晚,但在各個(gè)高校和研究所的不斷努力下還是取得了豐碩成果。謝釗毅[4]研究了兩個(gè)噴油器噴霧方向夾角對對置活塞二沖程發(fā)動機(jī)噴霧特性以及燃燒特性的影響,并得到了最優(yōu)噴霧方向夾角。馬富康等[5]采用數(shù)值模擬技術(shù)與試驗(yàn)相結(jié)合的方式研究了噴油提前角對對置活塞汽油機(jī)燃燒性能的影響。王豪[6]主要對噴油方向以及噴油壓力對混合氣形成的影響進(jìn)行研究。于瑩瀟[7]研究的重點(diǎn)是循環(huán)噴油量以及噴油正時(shí)對單缸自由活塞發(fā)動機(jī)性能的影響。張鵬博等[8]基于三維計(jì)算模型研究了噴油策略對自由活塞發(fā)動機(jī)性能的影響,得出了采用等腰三角形噴油策略更有利于油氣混合的結(jié)論。

大多數(shù)對發(fā)動機(jī)噴霧過程的研究主要集中在噴油器正時(shí)、噴油次數(shù)、噴油位置等,關(guān)于噴霧錐角對自由活塞發(fā)動機(jī)的影響并不清晰。實(shí)際上,噴霧錐角是影響混合氣形成過程以及發(fā)動機(jī)燃燒性能的一個(gè)重要參數(shù)。本文以O(shè)PFPE作為研究對象,根據(jù)OPFPE工作原理和噴霧引導(dǎo)式中央燃燒室的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)建立了三維計(jì)算模型。通過計(jì)算流體力學(xué)(Computational fluid dynamics,CFD)方法對該發(fā)動機(jī)的噴霧錐角進(jìn)行參數(shù)化仿真研究。這項(xiàng)研究不僅對自由活塞發(fā)動機(jī)噴霧錐角的優(yōu)化有重要意義,還拓展了CFD對自由活塞發(fā)動機(jī)的研究領(lǐng)域。

1 OPFPE系統(tǒng)設(shè)計(jì)

1.1 系統(tǒng)組成與工作原理

對置式自由活塞發(fā)動機(jī)的原型樣機(jī)基本機(jī)構(gòu)如圖1所示。它由一個(gè)中央燃燒室、兩個(gè)空氣彈簧和兩個(gè)直線電機(jī)組成,整體結(jié)構(gòu)對稱。自由活塞發(fā)動機(jī)的兩側(cè)活塞直接連接到直線電機(jī)的動子上,由于取消了曲軸連桿機(jī)構(gòu),活塞組件在外止點(diǎn)(Outer dead center,ODC)和內(nèi)止點(diǎn)(Inner dead center,IDC)間的運(yùn)動規(guī)律由作用在其上面的氣體壓力決定。

在自由活塞發(fā)動機(jī)系統(tǒng)中,一個(gè)完整的工作循環(huán)包括兩個(gè)沖程,分別是膨脹沖程和壓縮沖程。在膨脹沖程期間,缸內(nèi)混合氣被火花塞點(diǎn)燃,燃燒過程中產(chǎn)生的氣體推動活塞組件從IDC移至ODC,空氣從進(jìn)氣口處被吸入至氣缸內(nèi)完成氣體交換過程。同時(shí),兩側(cè)的空氣彈簧被壓縮以儲存下一沖程的能量。在壓縮沖程期間,空氣彈簧膨脹釋放能量,活塞組件向著IDC移動,從而壓縮缸內(nèi)混合氣。在大多數(shù)情況下,直線電機(jī)是以發(fā)電模式工作,只有在發(fā)動機(jī)啟動時(shí)間和無點(diǎn)火循環(huán)中才以電動模式工作[9]。

1.2 中央燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

圖2展示了本文對置式自由活塞發(fā)動機(jī)中央燃燒室的基本結(jié)構(gòu)。活塞頂部形狀是影響噴霧和燃燒過程的重要因素之一,它對氣缸中氣流運(yùn)動、燃料霧化和火焰?zhèn)鞑ゾ胁煌潭鹊挠绊憽；谑芰鶆颉⑽鼰崦娣e小、結(jié)構(gòu)簡單、易于加工等優(yōu)點(diǎn),該活塞被設(shè)計(jì)為平頂活塞。為了獲得更高的換氣效率,中央燃燒室配備了兩個(gè)進(jìn)氣口和排氣口,不僅可以增加進(jìn)氣流量,還能減少回流現(xiàn)象。圖2中的x1和x2分別代表進(jìn)氣口和排氣口到燃燒室中心的距離。在確定進(jìn)排氣口位置與寬度時(shí),發(fā)現(xiàn)排氣口的位置對換氣效率基本無影響。而當(dāng)進(jìn)氣口寬度增加時(shí),換氣效率增加,與此同時(shí)換氣時(shí)長也增加。從整個(gè)工作周期來看,較長的換氣時(shí)長會縮短燃燒時(shí)間,進(jìn)而影響燃燒質(zhì)量。表1列出了中央燃燒室的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)。

表1 發(fā)動機(jī)主要參數(shù)

1.3 燃燒組織方案設(shè)計(jì)

OPFPE采用的是“氣口-氣口”式換氣方式,由于換氣過程時(shí)間較短,OPFPE對換氣效率的要求更高。圖3(a)展示了缸內(nèi)氣體流動形式,兩側(cè)進(jìn)氣氣流進(jìn)入氣缸后基于氣缸壁的約束以及相互作用形成了繞氣缸軸線垂線運(yùn)動的滾流。滾流強(qiáng)度越大,壓縮終點(diǎn)湍流強(qiáng)度越大,可以提升火焰?zhèn)鞑ニ俣萚10]。圖3(b)展示了缸內(nèi)噴霧過程以及燃燒組織形式。噴霧過程是發(fā)動機(jī)工作循環(huán)中重要的一個(gè)階段,對燃料霧化、蒸發(fā)和混合過程有重大影響,直接決定了燃燒過程的質(zhì)量。整個(gè)噴霧過程分為4個(gè)階段,分別是噴射、破碎、蒸發(fā)和碰壁[11]。該發(fā)動機(jī)采用的是缸內(nèi)直噴技術(shù),不僅可以實(shí)現(xiàn)稀薄燃燒,還能相應(yīng)地節(jié)省燃料。

燃燒組織方案主要分為3大類,分別為空氣引導(dǎo)式、壁面引導(dǎo)式和噴霧引導(dǎo)式?？諝庖龑?dǎo)式對缸內(nèi)氣流運(yùn)動要求較高,配氣控制難度較大。壁面引導(dǎo)式易使燃料積聚在活塞上,所以有燃燒效率低和排放不利等缺點(diǎn)[12]。為了避免上述問題,本文中的燃燒組織方案采用的是噴霧引導(dǎo)式。噴霧引導(dǎo)式對噴油器控制技術(shù)要求很高,缸內(nèi)燃燒質(zhì)量更多取決于噴油器噴射特性。噴油器和火花塞之間距離很近,這限制了燃料油束的發(fā)展,減少了與活塞的接觸,因此更容易在火花塞附近形成良好的混合氣,從而改善燃燒質(zhì)量。

2 CFD三維建模

2.1 網(wǎng)格模型

目前,大多數(shù)研究人員采用零維或一維模型來模擬自由活塞發(fā)動機(jī),但是這些模型削弱了缸內(nèi)氣體流動和燃料霧化,導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確度較低。本文建立了一個(gè)三維CFD模型來模擬自由活塞發(fā)動機(jī)的整個(gè)工作循環(huán),活塞運(yùn)動曲線便是計(jì)算的基礎(chǔ)條件之一。圖4顯示的活塞運(yùn)動曲線采用等效曲軸轉(zhuǎn)角(Crank angle,CA)代替時(shí)間變量來描述運(yùn)動時(shí)間,工作循環(huán)中的主要曲軸轉(zhuǎn)角列于表2。

表2 工作循環(huán)中主要曲軸轉(zhuǎn)角

為了獲得該運(yùn)動曲線,首先在MATLAB/Simulink中建立了自由活塞發(fā)動機(jī)的零維模型,然后將氣缸、直線電機(jī)等模型輸出的力作為輸入變量,在子模型的控制和轉(zhuǎn)換下,對活塞的受力情況和運(yùn)動軌跡進(jìn)行分析,最終得到圖4所示的活塞運(yùn)動軌跡。

中央燃燒室計(jì)算網(wǎng)格模型如圖5所示,它由兩個(gè)進(jìn)氣口、兩個(gè)排氣口和一個(gè)氣缸組成,氣缸包含79 408個(gè)網(wǎng)格單元,進(jìn)排氣口分別包含41 808和44 148個(gè)網(wǎng)格單元。網(wǎng)格大小是影響計(jì)算結(jié)果的主要因素,較小的網(wǎng)格尺寸可以提高計(jì)算精度,但是會花費(fèi)較長的計(jì)算時(shí)間。這些網(wǎng)格呈六面體結(jié)構(gòu),最大像元大小為1 mm,既保障了計(jì)算結(jié)果精度,又能相應(yīng)地節(jié)省計(jì)算時(shí)間成本。為了提高計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,細(xì)化了進(jìn)排氣口與氣缸連接處的計(jì)算網(wǎng)格。在創(chuàng)建動網(wǎng)格模型時(shí),需要導(dǎo)入可讀數(shù)據(jù)文檔來定義活塞的運(yùn)動軌跡,然后定義對置活塞運(yùn)動方向。

2.2 計(jì)算模型與計(jì)算參數(shù)確定

在計(jì)算開始之前要先設(shè)置初始條件和邊界條件。計(jì)算從排氣口打開時(shí)間(80 ℃A)開始,到下一循環(huán)的排氣口打開時(shí)間(440 ℃A)結(jié)束。在計(jì)算開始時(shí),上一循環(huán)剛結(jié)束,此時(shí)缸內(nèi)充滿上一循環(huán)產(chǎn)生的氣體,所以EGR為1。表3列出了由原型樣機(jī)測得的計(jì)算開始時(shí)初始條件和邊界條件。

表3 初始條件與邊界條件

本文采用的燃料類型為汽油,噴油器選擇了外開環(huán)噴油器,其針閥向外打開,汽油從縫隙噴出形成傘狀噴霧,噴嘴外徑為3.8 mm,內(nèi)徑為3.76 mm。為了詳細(xì)描述噴霧過程,研究人員提出了一些子模型來分別描述噴霧過程的4個(gè)階段。TAB模型原理是基于彈性力學(xué)原理,當(dāng)液滴振動和扭曲到一定程度便會發(fā)生破碎,此模型更適用于空心錐噴霧,所以本文選用TAB模型作為破碎模型;Dukowicz模型被用作蒸發(fā)模型來描述燃料蒸發(fā)和傳熱;Walljet1模型適用于熱壁面且不考慮壁面油膜質(zhì)量交換,所以被選用為碰壁模型;Schmidt模型具有計(jì)算效率高和網(wǎng)格靈敏度低的優(yōu)點(diǎn),所以被選用為粒子相互作用模型。

對于火花點(diǎn)火發(fā)動機(jī)的模擬仿真研究,研究人員也提出了幾種不同的點(diǎn)火模型。相關(guān)火焰模型的初始火焰核是球形,可以設(shè)置初始火焰表面密度以及拉伸系數(shù)等參數(shù)。該模型具有良好的適應(yīng)性,因此本文選擇相關(guān)火焰模型作為燃燒模型。在相關(guān)火焰模型中又根據(jù)不同的應(yīng)用對象分為了CFM-2A、MCFM、ECFM、ECFM-3Z4種模型。對比以上4種模型,本文最終選擇適合火花點(diǎn)火式發(fā)動機(jī)的ECFM模型作為燃燒模型。

2.3 噴霧模型驗(yàn)證

選擇適當(dāng)?shù)膰婌F模型并確定其參數(shù)對模擬自由活塞發(fā)動機(jī)噴霧過程十分重要,因此2.2節(jié)提到的噴霧模型需要試驗(yàn)驗(yàn)證。本文根據(jù)Jose等[13]對同型號外開環(huán)噴油器的噴霧試驗(yàn)結(jié)果來驗(yàn)證上述噴霧模型。噴霧驗(yàn)證過程的初始參數(shù)列于表4。

表4 噴霧驗(yàn)證的仿真參數(shù)設(shè)置

圖6展示了在1.5 bar環(huán)境壓力和293 K環(huán)境溫度下噴霧形態(tài)的試驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果。可以看出仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合,因此上述噴霧模型可以準(zhǔn)確模擬缸內(nèi)汽油噴霧過程。

3 仿真結(jié)果及分析

3.1 換氣過程缸內(nèi)流動

如圖7所示,進(jìn)氣氣流進(jìn)入氣缸后沿著氣缸壁向排氣口運(yùn)動,在130 ℃A時(shí),由于氣流相互碰撞而在排氣口處形成渦流。隨著時(shí)間推移,缸內(nèi)渦旋運(yùn)動的氣流增加,使得新鮮充量渦流運(yùn)動的半徑增加,這更有利于廢氣排出。從110 ℃A到240 ℃A的各個(gè)時(shí)刻缸內(nèi)氣流速度變化情況來看,初始時(shí)排氣口處的氣流速度較高,隨著時(shí)間的推移,排氣口處氣流速度逐漸降低,且氣缸壁面氣流速度維持在較低水平,可能會導(dǎo)致廢氣積聚在此無法完全排出。

3.2 噴霧錐角對噴霧過程的影響

本文研究了4個(gè)不同的噴霧錐角θ(35°,40°,45°,50°)對噴霧過程的影響,噴霧過程的初始計(jì)算參數(shù)如表4所示。圖8展示了4種噴霧錐角的燃油蒸發(fā)率與索特平均直徑對比,從圖8(a)中可以看出在點(diǎn)火時(shí)刻(340 ℃A),不同噴霧錐角下的燃油蒸發(fā)率都達(dá)到了99%以上。當(dāng)噴霧錐角為40°時(shí),燃油蒸發(fā)率最高達(dá)到了99.8%,這說明噴霧錐角對燃油蒸發(fā)率的影響甚微。如圖8(b)所示,當(dāng)燃料噴入氣缸后,燃料液滴破碎成小液滴,而隨著時(shí)間的推移,小液滴又會因?yàn)楸舜伺鲎惨约芭c活塞碰撞而積聚,所以索特平均直徑呈先下降后上升的趨勢。從圖8(b)中還可以看出在點(diǎn)火時(shí)刻,噴霧錐角為40°和45°時(shí)的液滴索特平均直徑最小,說明此時(shí)缸內(nèi)燃料霧化程度最好。

整個(gè)噴霧過程不僅包括噴射過程,還包括混合氣形成過程。為了提高燃燒質(zhì)量,促進(jìn)火焰?zhèn)鞑?火花塞附近的燃空當(dāng)量比在1.2左右最為理想。若火花塞附近混合氣濃度過高,燃料會發(fā)生不完全燃燒,促使大量一氧化碳(Carbon monoxide,CO)以及氮氧化合物產(chǎn)生。若火花塞附近混合氣濃度過低,火焰?zhèn)鞑r(shí)間增加,燃燒速度降低。由于該發(fā)動機(jī)采取的是噴霧引導(dǎo)式燃燒組織方案,燃料以較小的噴霧錐角噴出更容易聚集在火花塞周圍。圖9所示的是點(diǎn)火時(shí)刻不同噴霧錐角下缸內(nèi)燃空當(dāng)量比分布圖。從圖中可以看出,當(dāng)噴霧錐角由35°增加到50°時(shí),火花塞附近的混合氣濃度降低,而氣缸右半部分的混合氣濃度增加。

3.3 噴霧錐角對燃燒過程的影響

圖10顯示了不同噴霧錐角下缸內(nèi)放熱率與缸內(nèi)平均壓力變化曲線,可以從圖10(a)中看出隨著噴霧錐角增加,放熱率的峰值減小,說明在燃燒過程早期,缸內(nèi)放熱速度在較小的噴霧錐角下更快。這種現(xiàn)象產(chǎn)生的原因是一方面在較大噴霧錐角下噴射的燃料更容易附著在活塞頂部,從而影響燃料燃燒。另一方面從圖9可以看出,火花塞附近的混合氣濃度隨著噴霧錐角的增加而減小,這也影響了放熱過程,導(dǎo)致燃燒質(zhì)量較差。圖10(b)展示了不同噴霧錐角下缸內(nèi)平均壓力變化,從圖中可以看出峰值壓力出現(xiàn)在365～370 ℃A左右,最高峰值壓力為69 bar。峰值壓力出現(xiàn)的時(shí)刻隨著噴霧錐角的增加而推后,這意味著隨著噴霧錐角的增加,放熱速度變緩,放熱量減少。圖11展示了排氣口開啟(440 ℃A)時(shí)的缸內(nèi)未燃燒燃料分布情況。顯然,隨著噴霧錐角的增加,未燃燒燃料分布在氣缸周圍,當(dāng)噴霧錐角為45°時(shí),此時(shí)缸內(nèi)未燃燒燃料的含量較低,表明燃料在該噴霧錐角下燃料利用率更高。

3.4 噴霧錐角對燃燒特性的影響

圖12和圖13分別展示了缸內(nèi)CA50、燃燒持續(xù)期、燃燒效率以及指示熱效率等燃燒特性變化曲線圖。燃燒持續(xù)期定義為CA10與CA90之間的曲軸轉(zhuǎn)角。CA10、CA50以及CA90分別代表達(dá)到累計(jì)放熱量峰值的10%、50%、90%時(shí)的曲軸轉(zhuǎn)角。如圖12所示,隨著噴霧錐角增加,CA50明顯延遲,當(dāng)噴霧錐角達(dá)到45°時(shí),CA50處于最佳位置,約為內(nèi)止點(diǎn)之后(After inner dead center,AIDC)5 ℃A。另外燃燒持續(xù)期隨著噴霧錐角增加先降低后升高,原因是當(dāng)噴霧錐角從35°增加到40°時(shí),火花塞附近的混合氣濃度變稀,促進(jìn)了燃燒以及火焰?zhèn)鞑?燃燒時(shí)間縮短。而當(dāng)噴霧錐角繼續(xù)增加時(shí),氣缸右半部分混合氣濃度過高,這導(dǎo)致燃料不完全燃燒,增加了燃燒時(shí)長。圖13展示了燃燒效率和指示熱效率隨著噴霧錐角變化的曲線。燃燒效率與指示熱效率的公式定義為

(1)

(2)

式中:η和ηi分別代表燃燒效率以及指示熱效率;Q代表最大累計(jì)放熱量;Hu為燃料低熱值;m為噴入氣缸的燃料質(zhì)量;Wi代表活塞做的功;Q1為燃料燃燒所釋放的熱量。

從圖13可以看出,燃燒效率和指示熱效率隨著噴霧錐角的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢。在40°噴霧錐角左右,燃燒效率和指示熱效率達(dá)到最大值。由此可見噴霧錐角對發(fā)動機(jī)燃燒性能產(chǎn)生了重要影響,并且發(fā)動機(jī)在噴霧錐角為40°左右燃燒性能最優(yōu)。

3.5 噴霧錐角對排放的影響

CO排放量也是評價(jià)發(fā)動機(jī)性能重要因素之一。圖14展示了在440 ℃A不同噴霧錐角下缸內(nèi)CO分布。如圖所示,當(dāng)噴霧錐角從35°增加到50°,CO由氣缸周圍逐漸聚集到氣缸右半部分。當(dāng)噴霧錐角大于45°時(shí),由于氣缸右半部分混合氣濃度較高,燃料不完全燃燒產(chǎn)生大量CO導(dǎo)致氣缸右半部分CO含量增加。

圖15展示了不同噴霧錐角下缸內(nèi)CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)與缸內(nèi)平均溫度變化曲線,結(jié)果表明在440 ℃A時(shí),隨著噴霧錐角增加,缸內(nèi)CO含量先減小后增加。原因主要是CO對缸內(nèi)燃空當(dāng)量比較為敏感,從圖9可以看出,當(dāng)噴霧錐角小于45°時(shí),火花塞附近燃料濃度變低,此時(shí)CO含量較低。當(dāng)噴霧錐角大于45°時(shí),燃料主要集中在氣缸右半部分,高濃度混合氣使燃燒不完全,導(dǎo)致大量CO產(chǎn)生。因此CO排放量隨著噴霧錐角的增加先減小后增大。圖15(b)顯示了缸內(nèi)溫度變化曲線,缸內(nèi)溫度主要影響氮氧化物的生成,缸內(nèi)溫度過高將會促進(jìn)氮氧化物產(chǎn)生。從圖15(b)中看出,在噴霧錐角小于等于45°時(shí),缸內(nèi)峰值溫度在2 200 K左右變化;當(dāng)噴霧錐角大于45°時(shí),缸內(nèi)峰值溫度明顯降低。

3.6 自由活塞發(fā)動機(jī)性能指標(biāo)

根據(jù)上文已完成的中央燃燒室設(shè)計(jì)、三維建模以及模擬計(jì)算,并對噴霧過程、燃燒過程、燃燒特性以及排放特性進(jìn)行詳細(xì)分析后,不同噴霧錐角下的發(fā)動機(jī)的主要性能參數(shù)列于表5?？梢詮谋碇锌闯鲭S著噴霧錐角的增加,CA10-CA90先減小后增加,CA50隨著噴霧錐角的增加持續(xù)推后。當(dāng)噴霧錐角由35°增加至50°時(shí),燃燒效率與指示熱效率均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)與燃燒效率相關(guān),呈現(xiàn)了先減小后增加的趨勢。與其他噴霧錐角相比,當(dāng)噴霧錐角為40°左右時(shí),缸內(nèi)燃燒持續(xù)時(shí)間短,燃燒效率及指示熱效率最高,CO排放量最低。根據(jù)前文對缸內(nèi)燃燒過程的分析得知在40°噴霧錐角下,點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)火花塞附近燃料濃度適當(dāng),燃燒速率較快,此時(shí)發(fā)動機(jī)性能較優(yōu),發(fā)動機(jī)功率達(dá)到6.4 kW。

表5 不同噴霧錐角下發(fā)動機(jī)主要性能參數(shù)

4 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)了對置式自由活塞發(fā)動機(jī)中央燃燒室結(jié)構(gòu)與噴霧引導(dǎo)燃燒組織方案?；谌紵医Y(jié)構(gòu)建立了三維網(wǎng)格模型,根據(jù)原型樣機(jī)設(shè)置了計(jì)算模型與計(jì)算條件。分析了噴霧錐角對缸內(nèi)燃料分布、燃燒放熱率、缸內(nèi)壓力、CO排放量和缸內(nèi)溫度的影響。計(jì)算結(jié)果表明,噴霧錐角對缸內(nèi)燃料蒸發(fā)率影響甚微。當(dāng)噴霧錐角由35°增加到50°時(shí),火花塞附近混合氣濃度降低,燃料主要集中在氣缸右半部分。缸內(nèi)燃燒速率隨著噴霧錐角的增加而降低。當(dāng)噴霧錐角在40°左右時(shí),缸內(nèi)燃料分布最為理想,發(fā)動機(jī)能獲得97.5%的燃燒效率、39.7%指示熱效率和低于0.4%CO排放量。