周昊，韓志玉，吳振闊，孟碩

（同濟大學(xué) 汽車學(xué)院，上海 201804）

0 概述

由于世界范圍內(nèi)節(jié)能環(huán)保的大趨勢和相關(guān)政策法規(guī)的驅(qū)動，高效低排放的車用能源技術(shù)成為汽車工程研究的重要方向，提升汽油機的熱效率是該研究方向的重點之一。目前汽油機為提升熱效率采用的主要技術(shù)有阿特金森/米勒循環(huán)、12以上的高壓縮比、長行程設(shè)計、高滾流進氣道、缸內(nèi)直噴、高能點火、智能熱管理和先進低摩擦技術(shù)等。綜合利用上述技術(shù)可使發(fā)動機熱效率提升至40%以上［1］，但基于此實現(xiàn)45%以上熱效率較為困難。當前熱效率超過45%的發(fā)動機大多采用稀薄燃燒技術(shù)，而常規(guī)火花塞點火技術(shù)難以在稀薄燃燒工況下產(chǎn)生穩(wěn)定火核，需要采用新的點火方法如高能點火［2］、多點點火［3］、預(yù)燃室射流點火［4］等。

預(yù)燃室是指與主燃燒室通過一個或數(shù)個孔道（射流孔）連接的小腔體，通常安裝在氣缸缸蓋上，腔體內(nèi)安裝有火花塞。預(yù)燃室射流點火技術(shù)的原理是在壓縮沖程內(nèi)將可燃混合氣推入預(yù)燃室并點燃，預(yù)燃室內(nèi)燃燒形成的高溫高壓氣體通過射流孔噴入主燃室，引發(fā)主燃室內(nèi)的燃燒。預(yù)燃室又分為被動預(yù)燃室和主動預(yù)燃室兩種：被動預(yù)燃室中只配備了點火裝置，結(jié)構(gòu)簡單；主動預(yù)燃室內(nèi)通常設(shè)有內(nèi)置噴油器，部分主動預(yù)燃室還備有額外的進氣裝置，可進一步擴展發(fā)動機稀燃極限，提升發(fā)動機熱效率，但結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜。相對于傳統(tǒng)火花點火技術(shù)，預(yù)燃室射流點火技術(shù)能改善發(fā)動機的燃燒相位，具有起燃迅速、點火穩(wěn)定性高、燃燒速度快等優(yōu)點，可有效提升發(fā)動機熱效率，降低NOx排放［5］。

文獻［4］中將一臺傳統(tǒng)火花點火發(fā)動機改造為被動預(yù)燃室發(fā)動機，實現(xiàn)了40%的有效熱效率，某高轉(zhuǎn)速工況的有效熱效率相對改造前提升了1%，同時改善了高負荷工況的燃燒穩(wěn)定性。文獻［6］中開發(fā)了一套可分別充入空氣和燃料的主動預(yù)燃室系統(tǒng)，搭載該系統(tǒng)的發(fā)動機在稀燃條件下實現(xiàn)了最高45.2%的凈指示熱效率。文獻［7］中開發(fā)的主動預(yù)燃室發(fā)動機可在過量空氣系數(shù)為2.1的工況下實現(xiàn)穩(wěn)定燃燒，最高指示熱效率達到47%，同時NOx和顆粒物排放明顯降低。文獻［8］中利用汽車自帶的油箱通風系統(tǒng)制造飽和的汽油蒸氣-空氣混合物，并通過電磁閥引入預(yù)燃室中，以代替主動預(yù)燃室的噴油器結(jié)構(gòu)。在對主動和被動預(yù)燃室的研究中，文獻［9］中采用主動預(yù)燃室點火系統(tǒng)將一臺單缸試驗機的稀燃極限擴展至2.0，指示燃油消耗率相對傳統(tǒng)火花點火系統(tǒng)降低了2.6%；文獻［10］中采用被動預(yù)燃室點火系統(tǒng)替代火花點火系統(tǒng)以提升發(fā)動機的熱效率和改善燃燒循環(huán)變動。文獻［11］中通過被動預(yù)燃室點火技術(shù)和稀薄燃燒技術(shù)將一臺4缸汽油機的最低比油耗降低了10%。

文獻［12-16］中研究表明，預(yù)燃室射流孔孔徑、射流孔孔數(shù)、火花塞安裝位置、容積等設(shè)計參數(shù)都會對預(yù)燃室發(fā)動機的流動特性及燃燒特征產(chǎn)生影響，這是因為預(yù)燃室的射流特性會隨著上述設(shè)計參數(shù)的改變而變化。但對于如何優(yōu)化被動預(yù)燃室結(jié)構(gòu)以獲得更快的燃燒速度尚未有定論，預(yù)燃室射流特性的量化方法及其對燃燒的影響規(guī)律也少有文獻記述。本文中基于一款被動預(yù)燃室發(fā)動機進行三維計算流體力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）模擬研究，通過改變預(yù)燃室的各設(shè)計參數(shù)研究預(yù)燃室結(jié)構(gòu)對當量燃燒的燃燒速度的影響，深入分析探討了不同預(yù)燃室設(shè)計參數(shù)對射流特性及后續(xù)火焰?zhèn)鞑サ挠绊懀⒃诙鄠€工況下進行了驗證，該方法和結(jié)果對汽油機預(yù)燃室點火系統(tǒng)的前期設(shè)計具有一定的指導(dǎo)意義。

1 計算模型及驗證

1.1 計算模型和模擬方法

基于三維CFD仿真軟件CONVERGE v2.4進行模擬。燃燒模型選用G-方程小火焰面模型，該模型將等值面G（x，t）=0定義為火焰前鋒面，流場分為未燃區(qū)域（G＜0）和已燃區(qū)域（G＞0），火焰的傳播速度由氣體流動特征和參考層流燃燒速度決定，通過Favre平均，求解G的均值和脈動值G″的輸運方程，可導(dǎo)出為［17］式（1）、式（2）。

點火模型采用CONVERGE自帶的強制點火模型，原理是在指定區(qū)域生成一個微型的球形火焰面；湍流模型采用重整化群（renormalization group，RNG）k-ε模型［18］；噴霧模型采用KH-PT模型［19］；壁面?zhèn)鳠崮Ｐ筒捎肏an and Reitz傳熱模型［20］。

以一臺經(jīng)由火花塞發(fā)動機改造的直列4缸2.0 L被動預(yù)燃室渦輪增壓直噴汽油機為研究對象，預(yù)燃室體積為0.4 mL。預(yù)燃室和發(fā)動機的幾何模型如圖1所示。該預(yù)燃室有4個射流孔，間隔90°均勻排布，相對兩射流孔之間的夾角為100°，火花塞位于預(yù)燃室腔室中心，其結(jié)構(gòu)與原汽油機有差異，但點火控制原理一致?？紤]計算成本和準確性，基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸設(shè)置為4.000 mm，同時對部分區(qū)域進行了固定網(wǎng)格加密。氣缸區(qū)域、進排氣門處氣流流動區(qū)域、預(yù)燃室區(qū)域和火花點火時火核區(qū)域的網(wǎng)格尺寸分別設(shè)置為1.000 mm、1.000 mm、0.250 mm和0.125 mm。同時，在氣缸和進氣區(qū)域使用了基于速度變化的自適應(yīng)網(wǎng)格加密（adaptive mesh refinement，AMR）技術(shù)對網(wǎng)格質(zhì)量進行優(yōu)化。

圖1 預(yù)燃室和發(fā)動機幾何模型

1.2 發(fā)動機參數(shù)和計算模型驗證

本研究中的發(fā)動機使用的被動預(yù)燃室的安裝位置和原火花塞一致，可在原機上直接替換。除變動點火系統(tǒng)外，未對原機進行其他變動。

為驗證計算模型的準確性，對比了氣缸壓力和放熱率的計算值和測量值，驗證工況的參數(shù)見表1，對比結(jié)果見圖2，其中IMEP為平均指示有效壓力（indicated mean effective pressure）。本文中曲軸轉(zhuǎn)角負值表示上止點前，曲軸轉(zhuǎn)角正值表示上止點后。實測放熱率采用實測缸壓數(shù)據(jù)通過MATLAB軟件計算得到，模擬放熱率是三維數(shù)值模擬的直接結(jié)果。從圖2可知，二者吻合度較高，證明該模擬方法的結(jié)果可信，可以較好地預(yù)測缸內(nèi)的燃燒過程及發(fā)動機性能，為后續(xù)研究奠定了基礎(chǔ)。

表1 驗證工況參數(shù)

圖2 模擬與實際測量的缸壓和放熱率曲線對比

值得說明的是模擬中點火時刻被推遲了0.167 ms，即在2 000 r/min時推遲了2°，在3 000 r/min時推遲了3°，否則模擬得到的燃燒始點會比試驗值提前，模擬結(jié)果不能準確反映試驗結(jié)果。模擬中不得不推遲點火時刻的一種解釋是射流火焰在經(jīng)過射流孔時可能會部分或完全淬熄［21］，引燃主燃室著火的可能是部分淬熄后的微弱火焰或是完全淬熄后的高溫氣體，該現(xiàn)象會導(dǎo)致實際射流引發(fā)主燃室燃燒的時間相對未淬熄的射流火焰延后。G-方程不包含詳細化學(xué)機理，無法準確地捕捉到這一現(xiàn)象，需要推遲點火時刻作為模擬中主燃室燃燒始點提前的補償，改進的預(yù)測模型有待進一步研究。

2 預(yù)燃室發(fā)動機的流動和燃燒特性分析

2.1 預(yù)燃室發(fā)動機的流動特性

在2 000 r/min轉(zhuǎn)速和0.1 MPa進排氣壓力下，對預(yù)燃室發(fā)動機和原火花塞發(fā)動機（簡稱“原機”）進行了冷流模擬以研究其流動特性的差異，循環(huán)工質(zhì)為空氣。圖3為預(yù)燃室發(fā)動機和原機的缸壓和滾流比對比，二者無明顯差異。由于二者的幾何結(jié)構(gòu)差異較小，缸內(nèi)氣流的熱力學(xué)特性和流動特性差異不大。圖4為曲軸轉(zhuǎn)角40°時預(yù)燃室發(fā)動機和原機的中心截面氣流速度云圖對比?？梢娕蛎洓_程中預(yù)燃室內(nèi)氣流由于內(nèi)外壓差射入主燃室，造成預(yù)燃室附近的氣體流動出現(xiàn)變化，但由于預(yù)燃室體積較小，該現(xiàn)象對主燃室平均湍動能的影響不明顯。

圖3 預(yù)燃室發(fā)動機和原機熱力學(xué)及流動特性（冷流模擬）

圖4 預(yù)燃室發(fā)動機和原機氣流速度云圖（冷流模擬）

2.2 預(yù)燃室發(fā)動機的燃燒特性

為提高計算效率并排除噴霧混合不均勻性的影響，燃燒特性對比研究中將模型的供油方式從原本的缸內(nèi)直噴變?yōu)檫M氣道形成均質(zhì)混合氣，保持計算模型的其余參數(shù)不變。

工況1下預(yù)燃室發(fā)動機和原機的模擬計算燃燒相位對比如圖5所示，其中CA0-10指代火焰發(fā)展期，即從火花塞點火到10%缸內(nèi)燃料完成燃燒之間的曲軸轉(zhuǎn)角；CA50指代50%的缸內(nèi)燃料完成燃燒時對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角；CA10-90指代快速燃燒期，即從火焰發(fā)展期結(jié)束到90%缸內(nèi)燃料完成燃燒之間的曲軸轉(zhuǎn)角。由圖5可見預(yù)燃室發(fā)動機在起燃階段和后續(xù)燃燒階段的燃燒速度都要優(yōu)于原機，CA50相對原機提前了約8.5°。燃燒速度加快有助于提升發(fā)動機熱效率。經(jīng)計算，該工況下原機的凈指示熱效率為39.6%，預(yù)燃室發(fā)動機的凈指示熱效率為41.0%，相對值比原機提升了3.5%。

圖5 工況1下預(yù)燃室發(fā)動機和原機燃燒相位對比

模擬結(jié)果表明預(yù)燃室射流點火在主燃室內(nèi)形成多個著火點，同時射流流經(jīng)區(qū)域由于射流沖擊，湍流強度有較大提升，因此燃燒速度加快。二者的火焰擴散圖像如圖6和圖7所示，預(yù)燃室發(fā)動機缸內(nèi)火焰前鋒面的擴散速度明顯優(yōu)于原機。射流火焰引發(fā)主燃室火焰擴散的中心位置距離射流孔出口處有一定偏移，這與高速射流帶來的貫穿距有關(guān)，分散的著火點有利于加速燃燒。射流孔出口處氣流的速度變化曲線如圖8所示，可見該工況下預(yù)燃室射流的峰值噴射速度在400 m/s左右，在約3°時由于主燃室壓力升高及預(yù)燃室內(nèi)氣體逐漸流失，二者壓力差變化，主燃室氣體會回流至預(yù)燃室，回流的最大速度約100 m/s。

圖6 工況1下預(yù)燃室發(fā)動機缸內(nèi)火焰擴散圖像

圖7 工況1下原機缸內(nèi)火焰擴散圖像

圖8 工況1下射流孔出口速度

預(yù)燃室發(fā)動機和原機的中心截面湍動能云圖對比如圖9所示，其中半透明面為火焰前鋒面，圖9（a）預(yù)燃室正下方的火焰前鋒面代表朝向該切面外側(cè)的射流火焰，對應(yīng)射流孔未在該切面中。預(yù)燃室發(fā)動機的湍流強度明顯較高，隨著火焰發(fā)展湍流強度的差異從射流附近區(qū)域延展到整個燃燒室。在預(yù)燃室底部中心處設(shè)立10 mm半徑的球形監(jiān)測區(qū)域，預(yù)燃室發(fā)動機和原機在該區(qū)域的平均湍動能及整體的平均湍動能對比如圖10所示，可見燃燒前中期預(yù)燃室發(fā)動機的湍動能較原機要高，該現(xiàn)象在預(yù)燃室附近區(qū)域更為明顯。

圖9 工況1下預(yù)燃室發(fā)動機和原機湍動能云圖

圖10 工況1下預(yù)燃室發(fā)動機和原機湍動能對比

3 預(yù)燃室設(shè)計參數(shù)對燃燒特性的影響

基于工況1的計算結(jié)果探討不同設(shè)計參數(shù)的預(yù)燃室發(fā)動機的燃燒特性差異及其原因，然后對結(jié)果進行總結(jié)并在多個工況下驗證。

3.1 參數(shù)變更方案

變更的預(yù)燃室設(shè)計參數(shù)包括預(yù)燃室相對原位置深入主燃室的距離、射流孔夾角、射流孔數(shù)量、射流孔直徑、旋流實現(xiàn)方式、射流孔容積等，具體方案的預(yù)燃室特征如表2所示。

表2 不同方案的預(yù)燃室設(shè)計參數(shù)

不同射流孔數(shù)量預(yù)燃室的射流孔排布方案如圖11所示。其中4孔預(yù)燃室和6孔預(yù)燃室都是等角度均勻排布，5孔預(yù)燃室是在4孔預(yù)燃室的基礎(chǔ)上添加一個垂直向下的中置射流孔。為在點火時刻增強預(yù)燃室內(nèi)的旋流，設(shè)置了兩種射流孔布置方案。方案11中通過改變射流孔的角度變更壓縮沖程中由主燃室壓入預(yù)燃室氣流的流動方向，由此制造旋流，方案12改變射流孔的排布位置使之與內(nèi)壁面相切以制造旋流，如圖11（d）、圖11（e）所示。在更改預(yù)燃室容積的試驗中，為保證缸體結(jié)構(gòu)不變，僅將預(yù)燃室內(nèi)腔的縱向高度進行拉伸，同時保持預(yù)燃室火花塞與預(yù)燃室上表面的相對位置及射流孔和缸體的相對位置不變。

圖11 不同預(yù)燃室設(shè)計方案的射流孔排布方式對比

3.2 預(yù)燃室位置對燃燒特性的影響

不同預(yù)燃室位置發(fā)動機在工況1下的燃燒特性如圖12所示。預(yù)燃室向缸內(nèi)深入3 mm時的燃燒相位和方案1差異不大，但深入6 mm后CA0-10明顯滯后，CA50也相對滯后。這是因為在該噴射角下，若預(yù)燃室過度深入主燃室，由于射流火焰過快接觸到活塞壁面，火焰發(fā)展會受到活塞壁面限制，影響火焰前中期的發(fā)展。預(yù)燃室處于不同位置時主燃室在工況1下壓縮沖程后期的湍動能及滾流比對比如圖13所示。由圖13可見隨著預(yù)燃室位置下沉，滾流比下降，壓縮沖程后期時湍流強度也明顯降低。這說明預(yù)燃室位置會影響主燃室內(nèi)的氣流流動，表現(xiàn)為由于主燃室內(nèi)流動氣體沖擊預(yù)燃室外壁，滾流強度降低，在壓縮沖程后期滾流破碎形成的湍流強度下降。但3種不同結(jié)構(gòu)預(yù)燃室發(fā)動機的快速燃燒期差異不大，方案1、方案2的各燃燒相位的差異不明顯。這是因為影響預(yù)燃室發(fā)動機燃燒前中期的火焰發(fā)展速度的主要因素是主燃室著火區(qū)域附近的局部湍流強度，而非缸內(nèi)平均湍流強度，點火后該區(qū)域湍流強度主要取決于射流沖擊，與壓縮沖程后期的流動情況關(guān)系不大。方案1、方案2、方案3預(yù)燃室結(jié)構(gòu)相同，射流動量差異不大，對射流區(qū)域的沖擊影響相似，因此燃燒前中期的燃燒相位差異不大，方案3稍有滯后的原因更多是火焰發(fā)展受壁面限制。燃燒中后期由于火焰發(fā)展，湍流的強度及分布已產(chǎn)生明顯變化，三者的湍流強度差異減小，因此火焰發(fā)展速度無明顯差距。

圖12 工況1下不同預(yù)燃室位置設(shè)計的燃燒相位對比

圖13 工況1下不同預(yù)燃室位置設(shè)計的氣流特征對比

3.3 預(yù)燃室射流孔夾角對燃燒特性的影響

基于同一預(yù)燃室位置，探討了預(yù)燃室射流孔夾角大小對燃燒的影響。不同射流孔夾角下預(yù)燃室發(fā)動機在工況1下的燃燒特性如圖14所示。由圖14可見，120°夾角預(yù)燃室的各燃燒相位相對100°夾角略差，140°夾角方案的CA0-10和CA50相對其他兩方案有明顯滯后且CA10-90也稍長。這是由于隨著角度變化，壓縮沖程中主燃室擠入預(yù)燃室氣流的流動方向會發(fā)生變化，會對點火前預(yù)燃室內(nèi)湍流強度及分布產(chǎn)生影響。圖15和圖16為工況1下-10.0°時不同方案的預(yù)燃室中心截面湍動能云圖和-0.5°時的溫度云圖，后者可代表火焰發(fā)展。由圖15和圖16可見，140°夾角預(yù)燃室內(nèi)的湍流較弱，且高湍動能區(qū)域主要集中在火花塞下側(cè)，不能很好地包絡(luò)火核的初期發(fā)展區(qū)域，因此火焰發(fā)展相對較慢。受此影響，預(yù)燃室氣體溫度的升高速度下降，預(yù)燃室與主燃室之間的壓力差降低，使得預(yù)燃室射流速度降低，射流沖擊增強主燃室湍流的效果降低，疊加預(yù)燃室火焰進入主燃室的時間也相對滯后的影響，方案5的燃燒相位相對較差。

圖14 工況1下不同射流孔夾角設(shè)計的燃燒相位對比

圖15 預(yù)燃室湍動能分布對比（工況1，-10.0°）

圖16 預(yù)燃室溫度對比（工況1，-0.5°）

3.4 預(yù)燃室射流孔數(shù)量對燃燒特性的影響

射流孔數(shù)量對工況1下燃燒特性的影響如圖17所示。由圖17可見，隨著預(yù)燃室射流孔數(shù)量的增多，燃燒相位逐漸變差。由于單個孔的面積不變，射流孔數(shù)量增多會使射流孔總面積增大，加速點火后預(yù)燃室氣體向主燃室逃逸，使得預(yù)燃室和主燃室壓力差減小，射流速度降低，因此預(yù)燃室沖擊提升主燃室部分區(qū)域湍流強度的效果變差，后續(xù)火焰發(fā)展速度減緩。著火點增多不足以補償主燃室湍流強度下降對燃燒的負面作用。

圖17 工況1下不同射流孔數(shù)量設(shè)計的燃燒相位對比

3.5 預(yù)燃室射流孔直徑對燃燒特性的影響

射流孔直徑對工況1下燃燒特性的影響如圖18所示。由圖18可見，隨著射流孔直徑的增大，燃燒相位逐漸變差。增大射流孔直徑會降低預(yù)燃室射流的沖擊性，最終導(dǎo)致湍流火焰的傳播速度降低。1.0 mm射流孔直徑的預(yù)燃室發(fā)動機的CA10-90是4種方案里最短的，但CA0-10則相對1.2 mm射流孔直徑預(yù)燃室發(fā)動機滯后。這是因為射流孔過小會導(dǎo)致預(yù)燃室噴出的射流火焰較弱，影響初期的火焰發(fā)展。

圖18 工況1下不同射流孔直徑設(shè)計的燃燒相位對比

3.6 旋流預(yù)燃室對燃燒特性的影響

旋流預(yù)燃室和方案1在工況1下的燃燒特性對比如圖19所示。由圖19可見，切向旋流預(yù)燃室的燃燒相位相對原方案稍有滯后，變角度預(yù)燃室的CA0-10、CA50較原方案明顯滯后。工況1下上止點前預(yù)燃室腔內(nèi)的氣流特征如圖20所示，可見旋流預(yù)燃室的旋流增強，但湍流強度卻較低，因此燃燒速度沒有提升。在旋流和湍流強度大致相當?shù)那闆r下，方案11的燃燒相位相對方案12明顯滯后。這是由于射流方向發(fā)生變化，該方案下主燃室的火焰前鋒面會更早地發(fā)展至主燃室上表面，因此氣缸幾何形狀對前中期火焰發(fā)展的限制相較其他兩種方案更為明顯。這說明預(yù)燃室射流孔的射流方向會影響主燃室火焰前鋒面的發(fā)展方向和趨勢。

圖19 工況1下不同旋流預(yù)燃室設(shè)計的燃燒相位對比

圖20 工況1下不同旋流設(shè)計的氣流特征對比

3.7 預(yù)燃室容積對射流特性的影響

不同容積預(yù)燃室在工況1下的燃燒特性如圖21所示。由圖21可見，隨著預(yù)燃室容積的增大，CA10-90逐漸縮短，但CA0-10略微延長。CA10-90縮短的原因是預(yù)燃室射流的質(zhì)量增加，射流對主燃室的沖擊能力增強，有利于增強主燃室湍流，加速火焰發(fā)展。由于方案13、方案14中火花塞相對射流孔的位置更遠，火焰發(fā)展到射流孔及主燃室的時間略微滯后，CA0-10相對方案1稍長。該現(xiàn)象與預(yù)燃室容積沒有直接關(guān)聯(lián)，可以通過進一步優(yōu)化預(yù)燃室內(nèi)部結(jié)構(gòu)來改善。

圖21 工況1下不同預(yù)燃室容積設(shè)計的燃燒相位對比

3.8 預(yù)燃室射流動量與燃燒相位的聯(lián)系

為進一步說明預(yù)燃室射流沖擊提升缸內(nèi)湍流強度以加速燃燒的作用，使用射流動量（從點火時刻至主燃室氣體回流前預(yù)燃室射流的累計動量）來量化預(yù)燃室射流的沖擊強度，將上述所有方案的射流動量與燃燒相位關(guān)聯(lián)制作散點圖，如圖22所示。由圖22可以發(fā)現(xiàn)隨著射流動量提升，CA50和CA10-90逐漸縮短，該影響在預(yù)燃室射流動量值較小時更為明顯。為驗證該結(jié)論，選取方案1、方案10、方案12、方案14在工況2和工況3（1 250 r/min、1.2MPa IMEP）下進行模擬計算，不同結(jié)構(gòu)不同工況燃燒相位的對比結(jié)果如圖23所示。由圖23可見，除工況2射流動量最大值點的CA50有回升外，相同的規(guī)律在不同轉(zhuǎn)速及負荷下基本可以復(fù)現(xiàn)，該點所對應(yīng)的方案14由于射流火焰進入主燃室的時間較長，CA50相對滯后，但CA10-90依然是所選方案里最短的。該規(guī)律說明較大的射流動量有助于提升預(yù)燃室發(fā)動機的燃燒速度。

圖22 工況1下射流動量與燃燒相位的變化趨勢

圖23 工況2、工況3下射流動量與燃燒相位的變化趨勢

為研究不同工況下燃燒速度對預(yù)燃室結(jié)構(gòu)變化的敏感性，分析所選4種方案的燃燒相位在不同工況下的最大差值如圖24所示。其中CA10、CA90分別指10%、90%的缸內(nèi)燃料完成燃燒時對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，CA10-50指已燃燃料百分數(shù)從10%發(fā)展到50%經(jīng)過的曲軸轉(zhuǎn)角，CA50-90指已燃燃料百分數(shù)從50%發(fā)展到90%經(jīng)過的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒相位對應(yīng)的值均為選定4種方案中該燃燒相位在特定工況下的最大值與最小值之差。由圖24可見，工況2中預(yù)燃室結(jié)構(gòu)變化對燃燒相位的影響低于其余兩種工況，這說明不同預(yù)燃室結(jié)構(gòu)的影響在高轉(zhuǎn)速、高負荷下會減弱。從數(shù)值大小來看，所有燃燒相位指標中CA50的變動范圍最大，在4°～6°之間，CA50-90在3種不同工況下的最大差異都在2°以內(nèi)，明顯低于CA0-10、CA10-50的最大差異，說明不同方案火焰發(fā)展速度的差異主要體現(xiàn)在燃燒前中期。

圖24 選定設(shè)計參數(shù)燃燒相位的最大差值對比

4 結(jié)論

（1）預(yù)燃室發(fā)動機主燃室和火花塞發(fā)動機燃燒室在冷流模擬中的熱力學(xué)參數(shù)和流動特性沒有明顯差異；但是在燃燒情況下，預(yù)燃室射流將對其噴孔附近的局部平均氣流和湍流產(chǎn)生較大的影響，產(chǎn)生有利于主燃燒室火焰?zhèn)鞑サ牧鲃訔l件。

（2）預(yù)燃室發(fā)動機相對火花塞發(fā)動機著火點更多，且射流沖擊會增大主燃室的湍流強度，因此燃燒速度更快。

（3）通過優(yōu)化預(yù)燃室結(jié)構(gòu)提升預(yù)燃室噴孔射流動量有利于獲得更快的燃燒速度；射流火焰過早接觸氣缸壁面會使燃燒速度下降，調(diào)整預(yù)燃室的安裝位置有助于避免該問題。

（4）預(yù)燃室結(jié)構(gòu)變化對燃燒速度的影響在高轉(zhuǎn)速、高負荷工況下會相對減弱。