點燃式內(nèi)燃機的燃燒室

第三節(jié)點燃式內(nèi)燃機的燃燒室

點燃式內(nèi)燃機的燃燒室分層充量及缸內(nèi)直噴燃燒系統(tǒng)燃燒室設計的一般要求燃燒室設計要點典型燃燒室分層燃燒典型缸內(nèi)直噴燃燒系統(tǒng)簡介

一、點燃式內(nèi)燃機的燃燒室(一)燃燒室設計的一般要求(1)經(jīng)濟性高。(2)燃燒放熱率曲線等容度高。(3)對大氣的污染小。(4)動力性高。(5)不出現(xiàn)爆燃與外表點火等不正常燃燒。(6)燃燒循環(huán)變動小。(7)工作柔和，燃燒噪聲小。(8)滿足速燃要求。(9)稀燃能力強。(10)起動性好。(11)瞬態(tài)特性好。(12)EGR的承受能力強。經(jīng)濟性高一般用指示效率ηi

或指示燃油消耗率bi或相對效率ηr

表示。相對效率的定義是指示效率ηi與等容循環(huán)理論熱效率ηt

之比，即ηr=ηi/ηt

。對點燃式發(fā)動機而言，壓縮比的選取對經(jīng)濟性起著特別顯著的作用，在常用的εc=9~11范圍內(nèi)，每增加一個單位，ηi的改善為3％~5％。燃燒放熱率曲線等容度高由實測的示功圖可以方便地求出已燃質量白分比曲線，以及質量燃燒率曲線，其中有兩個參數(shù)十分重要：

1)的數(shù)值及其出現(xiàn)的相應曲軸轉角位置，它越靠近上止點越好。2)曲線下的面積形心的位置，當然也是離上止點越近越好。燃燒循環(huán)變動小平均指示壓力的循環(huán)變動滿足速燃要求把燃燒持續(xù)期控制在60(CA)之內(nèi)，過分縮短燃燒持續(xù)期沒有必要。試驗表明，燃燒持續(xù)期從100°(CA)減小到60°(CA)(相當于從緩燃變到具有合適燃燒速度的燃燒)，be可下降4％，但持續(xù)期繼續(xù)從60°(CA)減小到20°(CA)，be僅降低1.5%。圖5—19示出了不同燃燒室結構和火花塞位置時的燃燒持續(xù)期比較，其中燃燒角度比是指某燃燒室的燃燒角度與具有最慢燃燒速度的燃燒室(盤形燃燒空，側置火花塞)的燃燒角度之比。由圖可知，火花塞中置的開式燃燒室具有最短的燃燒持續(xù)期，它比火花塞側置的盤形燃燒室縮短了22.5%。上述要求中有些是相互促進的，有些是相互矛盾的。50年代以前，燃燒室的設計主要著眼于提高發(fā)動機經(jīng)濟性和動力性；60年代后，由于公害問題開始提出，追求到達排氣法規(guī)指標成為壓倒一切的要求；近年來，由于排氣凈化研究的進展，再加上節(jié)約能源問題的提出，因此更著眼于提高經(jīng)濟性并同時減少大氣污染?！捕橙紵业脑O計要點燃燒室的設計要點燃燒室的優(yōu)化途徑壓縮比燃燒室面容比火花塞位置與性能燃燒室內(nèi)氣流運動影響汽油機性能指標最重要的結構參數(shù)是壓縮比，提高壓縮比可以提高汽油機的功率與經(jīng)濟性，但提高壓縮比受爆燃的限制，因此提高抗爆性就成為提高壓縮比的關鍵。為既提高壓縮比又不促使爆燃的發(fā)生，燃燒室設計應從以下幾方面考慮：1)縮短火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x，除設計緊湊的燃燒室外，也與火花塞位置有關。2)利用適當強度的湍流，加快火焰?zhèn)鞑ニ俣取?)在離火花塞較遠的區(qū)域設計適當?shù)睦鋮s面積，降低邊緣區(qū)域可燃混合氣溫度。4)燃燒室內(nèi)沒有易受高溫影響而產(chǎn)生的熱點和外表沉積物。1、壓縮比汽油機過去采用側置氣門L型燃燒室，雖經(jīng)各方面改進，但壓縮比只能在6.2~7之間?，F(xiàn)代汽油機廣泛采用頂置氣門燃燒室，使燃燒室更為緊湊，壓縮可提高到8~9。近年來國外研究一種新型浴盆型燃燒室加上高強度擠氣旋流以及一種側置楔型燃燒室，可將壓縮比提高到12.5。從提高功率和經(jīng)濟性考慮，提高壓縮比是有利的，但過高的壓縮比將使壓力升高比增加，發(fā)動機的噪聲與振動較大，這是不允許的。此外，提高壓縮比對大氣污染也是不利的，因為：1)壓縮比增加，燃燒室的狹縫、潤滑油膜和沉積物處生成的未燃HC增加。2)壓縮比增加，燃燒室外表積與體積之比即面容比增加，相對增加了激冷面積，增加HC排放量。此因素在發(fā)動機穩(wěn)定工況時對未燃HC排放影響較小，在冷起動、怠速和暖機時對末燃HC排放影響較大。3)壓縮比高，膨脹比也大，膨脹后期燃氣溫度下降，HC氧化速率下降，使更多的燃料以未燃HC的形式排出(圖5—20a)。壓縮比提高的危害4)壓縮比高，排氣溫度低，使壁面溫度降低(圖5—20b)，粘附在壁面上的液態(tài)燃料難以汽化，增加了HC排放(圖5—20c)，但過高的壁面溫度會加熱終燃混合氣，誘發(fā)爆燃，也是不利的。5)壓縮比高，使最高燃燒溫度增加，NOx增加。2、燃燒室面容比F／VF／V在某種意義上可以表示燃燒室的緊湊性，它與燃燒室型式以及汽油機的主要結構參數(shù)有關，側置氣門燃燒室的F／V大，頂置氣門燃燒室的F／V要小得多，即使都是頂置氣門，不同形狀燃燒室的F／V值也是有差異的。一般來說，F(xiàn)／V大，火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x長，容易爆燃，HC排放高(圖5—21)，相對散熱面積大，熱損失大?；鸹ㄈ奈恢弥苯佑绊懟鹧?zhèn)鞑ゾ嚯x的長短，從而影響抗爆性，也影響火焰面積擴展速率和燃燒速率。在特制形狀的燃燒彈中的試驗結果說明(圖5—22)，圓錐形底部點火時，開始燃燒速率大，后期緩慢；圓錐形頂部點火時正好相反，開始緩慢，后期快速燃燒；圓柱形介于兩者之間。楔形燃燒室與圓錐形底部點火類似，浴盆形燃燒室與圓柱形類似。3、火花塞位置及其性能

燃燒室中不同火花塞位置對燃料辛烷值要求也不同，圖5—23示出了頂置氣門燃燒室火花塞位置對辛烷值的要求。1)火花塞應靠近排氣門處，使受熾熱外表加熱的混合氣能及早燃燒，從而不致開展為爆燃。2)火花塞間隙處的剩余廢氣應能充分清掃，使混合氣容易著火，這對暖機和低負荷性能作用較大。但不希望有過強的氣流在點火瞬間直接吹向火花塞間隙，從而吹散火核，增加缸內(nèi)壓力的循環(huán)變動率，甚至導致失火。布置火花塞時需考慮的其他因素火花塞的點火性能對發(fā)動機性能的影響火花塞的點火性能對發(fā)動機性能與排污有重大影響。當火花塞間隙增加時，火核形成的位置將離開壁面，可以避開停滯在壁面附近剩余廢氣的影響，另外，處于間隙內(nèi)的混合氣的絕對數(shù)量增加，著火的概率也增加。燃燒室內(nèi)形成適當強度的氣流運動的有利之處：1)增加火焰?zhèn)鞑ニ俣取?)擴大混合氣的著火界限。3)降低循環(huán)變動率。4)降低HC排放。不利之處：過強的氣流將使熱損失增加，還可能吹熄火核而失火，使HC排放增加，也是不利的。4、燃燒室內(nèi)的氣流運動5、燃燒室的優(yōu)化途徑燃燒室的設計首先是選擇燃燒室最正確幾何形狀。最正確幾何形狀將使發(fā)動機受益最大，損失最小。燃燒室?guī)缀涡螤畎ǜ最^和活塞頂形狀、火花塞位置。半球形或單坡屋頂式(用于缸內(nèi)直噴式)缸頭的燃燒室，使火焰前鋒外表積迅速接近于最大值(燃燒迅速)，與燃氣接觸的外表積又最小(傳熱損失小)。火花塞靠近燃燒室中心，對獲得快速燃燒也是非常有利的?；鸹ㄈ恢帽M量移到靠近燃燒室中心，以盡可能縮短火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x，降低對燃料辛烷值的要求。為改善燃油、空氣和EGR混合的均勻性，燃燒室中應組織適當?shù)目諝膺\動，減少燃燒過程中的循環(huán)變動率，保證較高的燃燒速率。為滿足燃燒過程的快速性、可重復性以及高充量系數(shù)、低熱損失、適當?shù)娜剂闲镣橹档戎T項指標，燃燒室設計應遵循以下原那么：1〕在最大火焰前鋒面積、最小面容積比、最大氣門尺寸(或開展多氣門)等設計參數(shù)限制范圍內(nèi)，優(yōu)化燃燒室?guī)缀涡螤睢?〕改善混合氣的分布和均勻性，減少燃燒循環(huán)變動率，減少各缸的不均勻性。

(三)典型燃燒室1、楔形燃燒室2、浴盆形燃燒室3、碗形燃燒室4、半球形燃燒室5、其他類型燃燒室這是車用汽油機采用比較廣泛的燃燒室(圖5—25)。它布置在缸蓋上，火花塞在楔形高處的進、排氣門之間，因此火焰距離較長。一般設置擠氣面積，氣門稍傾斜()使氣道轉彎較少，減少進氣阻力，提高充量系數(shù)，壓縮比也可以有較高值，達9~10；這種燃燒室有較高的動力性和經(jīng)濟性。但由于混合氣過分集中在火花塞處，使初期燃燒速率和壓力升高比大，工作顯得粗暴一些。1、楔形燃燒室2、浴盆形燃燒室燃燒室形狀如圖5—26所示。這種燃燒室高度是相同的，寬度允許略超出氣缸范圍來加大氣門直徑。從氣流運動考慮，希望在氣門頭部外徑與燃燒室壁面之間保持5~6.5mm的壁距，這樣使氣門尺寸所受的限制比楔形大。浴盆形燃燒室有擠氣面積，但由于燃燒室的形狀，使擠氣的效果比較差，火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x也較長，燃燒速率比較低，燃燒時間長，壓力升高比低。試驗證明，適當增加擠氣面積比，可以改善發(fā)動機的性能。6105汽油機原擠氣面積比是25%，燃燒時間較長，壓力升高比只有0.18MPa／[(°)(CA)]，燃燒壓力循環(huán)變動率達11%。采用擠氣面積比增大到32.6%及其他措施后，性能指標得到了改善，功率提高了6.2%，轉矩提高了1.5%，燃油消耗率降低了0.8%(見表5—2和表5—3)。表5-26105汽油機燃燒室

改進前后的參數(shù)表燃燒室投影面積/mm2擠氣面積/%燃燒室高度/mm最大火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x/mm進氣門壁距/mm排氣門壁距/mm燃燒室容積/cm2原缸蓋70002522.5806.255.5145改進缸蓋630032.626.2706.255.5145差值7007.63.710000表5-36105汽油機原缸蓋與改進缸蓋在最大轉矩時的燃燒參數(shù)點火提前角最高燃燒壓力所在曲軸轉角燃燒持續(xù)角最大壓力升高比最高燃燒壓力最大燃燒壓力變動率原缸蓋-3119500.183.611.5改進缸蓋-27.512.5400.244.767.1差值3.56.5100.061.163.9浴盆形燃燒室的F／V較大，對HC排放是不利的，但壓力升高比低，工作柔和，NOx排放低。3、碗形燃燒室碗形燃燒室是布置在活塞中的一個回轉體(圖5—27)，采用平底氣缸蓋，工藝性好。燃燒室全部機加工而成，有精確的形狀和容積。燃燒室外表光滑，緊湊，擠流效果好，壓縮比可高達11。燃燒室在活塞頂內(nèi)使活塞的高度與質量增加，但與普通平頂活塞相比，增加量在10%以內(nèi)，由于F/V較大，散熱增加。碗形燃燒室要有恰當?shù)腟／D與壓縮比之間的比例。假設壓縮比低而用大的S／D，將使燃燒室凹人活塞內(nèi)深度大；如用高壓縮比小的S／D，那么燃燒室變得很淺，這些都是不適宜的。較適宜的比例是：εc=9，S／D＝1；εc=7；S／D＝0.7；εc=11，S／D＝1.25?？傊?，碗形燃燒室要有適當?shù)目趶?、深度和頂隙。這些參數(shù)對擠流強度有較大影響。

碗形燃燒室的火花塞正好在擠氣流人燃燒室的通道口上，剛且點火瞬間正處在擠流流速急劇變化的時候。為此，點火時間的微小變動，將引起點火瞬間流過火花塞間隙的流速的較大變化。因此，點火時間的選擇應比其他燃燒室更為仔細，不要在點火時使流速過大或過小。4、半球形燃燒室半球形燃燒室也在氣缸蓋上，一般配凸出的活塞頂(圖5—28)，燃燒室也可全部機械加工，保持光滑的外表、精確的形狀與容積，燃燒室緊湊，只火花塞能布置在中間，是五種燃燒室中火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x最短的一種。進、排氣門傾斜布置，兩氣門之間角度為50~75°。氣流進人氣缸轉彎最小，充量系數(shù)大，在非常高的轉速下仍能保持滿意的充量系數(shù)，最高轉速在6000r／min以上的車用汽油機幾乎都采用半球形燃燒室。這種燃燒室值F/V小，HC排放低。半球形燃燒室—般不組織擠流，如果要組織擠流，將使活塞頭部形狀復雜一些。由于火花塞周圍有較大的容積，使燃燒速率和壓力升高比大，工作較粗暴。由于最高燃燒溫度高，NOx排放較高，半球形燃燒室氣門布置較為復雜，多采用雙頂置凸輪軸。半球形燃燒室由于其具有弧形氣缸蓋而特別適用于二沖程汽油機。因此各種用途的二沖程汽油機都采用半球形燃燒室，四沖程汽油機也越來越多地采用半球形燃燒室。蓬形燃燒室的性能與半球形相似，組織擠氣要比半球形容易，燃燒室也可全部加工。

5、其他類型燃燒室

汽油機目前一個注目的研究方向是采用稀燃、速燃、層燃技術。采用稀薄混合氣可以降低油耗、降低排放和提高壓縮比。采用稀燃會降低火焰?zhèn)鞑ニ俣?，因此往往需要采取措施組織混合氣的快速燃燒。層燃也是在汽油機中燃燒稀混合氣的一種技術措施。(1)12T汽油機產(chǎn)生湍流的輔助燃燒室(TGP)在燃燒室中設置副室，并在噴孔部位配置火花塞(圖5—29)，混合氣被點燃后流入副室，在壓縮過程中，一邊對火花塞間隙進行掃氣，一邊使混合氣產(chǎn)生適當?shù)牧魉?。副室?nèi)的壓力隨著火焰?zhèn)鞑ザ?，然后噴入主燃燒室，產(chǎn)生湍流，促進主燃燒室的燃燒。其燃燒特性見圖5—30和圖5—31。(2)雙火花塞燃燒室圖5—32所示的燃燒室中，在離半球形中心的兩邊等距離處布置兩只火花塞(相距1/2直徑)，因而火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x接近縮短了1/2，從而可推遲最正確點火定時，提高了點火時的混合氣溫度和壓力，使著火性能改善，燃燒持續(xù)期縮短，提高了發(fā)動機的性能。二、充量分層和

缸內(nèi)直噴燃燒系統(tǒng)

缸內(nèi)直噴燃燒系統(tǒng)分為缸內(nèi)直噴均質混合氣燃燒系統(tǒng)和缸內(nèi)直噴分層燃燒系統(tǒng)。

(一)分層燃燒前述汽油機采用的工質是均勻的，是空燃比變化在非常狹窄的范圍內(nèi)(A/F＝12.6~17)的混合氣，這樣的燃燒系統(tǒng)本身具有以下缺點：1)汽油機功率變化時，混合氣仍必須維持在點火范圍內(nèi)的濃度，使得空燃比不可能變化很大，這就決定了汽油機功率不可能用變質調節(jié)，而只能用進氣管節(jié)流的變量調節(jié)。由于節(jié)流引起較大的泵氣損失，所以造成低負荷的經(jīng)濟性較差。2)容易爆燃。但凡火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤斓幕旌蠚?，也是容易引起爆燃的因素，因此較濃的混合氣(點火所需的混合氣)要比較稀的混合氣容易引起爆燃。3)汽油機始終以點火范圍內(nèi)的混合比工作，使熱效率低，如果能以稀混合氣工作，可提高循環(huán)的熱效率。與化學計量比14.8比較，如采用空燃比20和27工作，那么發(fā)動機的熱效率將相應提高8％和12％。4)排氣污染嚴重。汽油機排氣中有害成分(CO、HC、NOx)的數(shù)量與混合氣的濃度有密切關系(圖5—33)。一般汽油機所使用的混合比范圍正是排放高的范圍。如果汽油機能以稀的混合氣工作，特別是空燃比超過23時能正常工作，就可以得到很低的排故指標。燃用過稀的、已進人一般汽油機失火范圍的混合氣的主要困難是難以形成火核。假設采用大能量點火，可以點燃較稀的混合氣，但當混合氣過稀時，大能量的電火花雖可點火，出現(xiàn)火核，但在微小體積內(nèi)的燃料量太小，產(chǎn)生熱量過少，缺乏以聚集形成火焰而傳播。從而導致失火。但是只要一旦形成火焰，在火焰?zhèn)鞑ミ^程中，即使是相當稀的混合氣，還是能夠正常燃燒的。分層燃燒的概念為合理組織燃燒室內(nèi)的混合氣分布，即在火花間隙周圍局部形成具有良好著火條件的較濃混合氣，空燃比在12~13.4左右；而在燃燒空的大局部區(qū)域是較稀的混合氣。在兩者之間，為了有利于火焰?zhèn)鞑?，混合氣濃度從火花塞開始由濃到稀逐步過渡，即形成所謂的分層燃燒系統(tǒng)。

(二)典型缸內(nèi)直噴燃燒系統(tǒng)簡介1、軸向分層燃燒系統(tǒng)2、福特缸內(nèi)直噴燃燒系統(tǒng)(PROCO)3、三菱缸內(nèi)直噴分層充量燃燒系統(tǒng)1、軸向分層燃燒系統(tǒng)燃燒系統(tǒng)中，由進氣形成較強的進氣渦流，燃油正在進氣行程的后期通過噴油器直接噴入氣缸，從而在氣缸內(nèi)部形成易于點燃的濃混合氣，從上至下形成內(nèi)濃到稀的分層混合氣。研究說明，這種分層狀態(tài)可以維持到壓縮行程的末期。本田汽車公司成功地在一臺4氣門發(fā)動機上通過可變進氣系統(tǒng)(VTEC-E)實現(xiàn)了軸向分層燃燒系統(tǒng)，其空燃比到達22：1，局部負荷時燃油消耗率降低12%，全負荷時采用理論空燃比配合EGR，同時采用三效催化轉換器，最大功率時將空燃比控制在12.5：1。2、福恃缸內(nèi)直噴燃燒系統(tǒng)(PROCO)福將缸內(nèi)直噴燃燒系統(tǒng)燃用的是化學計量比均質混合氣，并采用三效催化轉換器，采用斜屋頂式活塞頂部及雙頂置凸輪軸，發(fā)動機壓縮比達11．5，最大轉速6000r／min，利用渦流和滾流進行燃油-空氣的混合，因燃油在缸內(nèi)蒸發(fā)吸收一局部空氣熱量，使溫度下降，充量系數(shù)提高。這種燃燒系統(tǒng)的主要特點是：1)由于直接噴射，使缸內(nèi)充量得到冷卻，可以使用較大的壓縮比。2)與進氣管單點噴射式汽油機相比，由于提高了燃油霧化質量和降低了泵吸損失，低速時功率可增加5%~10%。3)由于壓縮比的提高，局部負荷燃油消耗率降低5%；由于防止了燃油在進氣管道或近氣門處的附著，怠速時燃油消耗率降低12%。4)假設燃用稀混合氣，燃油消耗率可進一步下降。5)與單點噴射式汽油機相比，NOx低、HC高。6)可大幅度降低冷起動時的HC排放。7)穩(wěn)定工作的最大空燃比可達25：1。3、三菱缸內(nèi)直噴分層充量燃燒系統(tǒng)此燃燒系統(tǒng)在部分負荷時燃用分層混合氣，全負荷時燃用均質混合氣。采用電磁式低壓旋流噴油器，噴射壓力5MPa以實現(xiàn)合理的燃油霧化、貫穿以及油束擴散。在高負荷時，燃油在進氣行程的早期噴入氣缸形成化學計量比或稍濃的均質混合氣，油束不接觸活塞頂面，燃油的蒸發(fā)將使缸內(nèi)充量溫度下降，充量系數(shù)提高，所需辛烷值下降，壓縮比可達12，發(fā)動機的整體性能明顯提高，同時采用EGR降低NOx排放。三菱缸內(nèi)直噴充量分層燃燒系統(tǒng)是采用縱向直進氣口形成缸內(nèi)強烈的滾流，其滾流旋轉方向為順時針，這與通常的橫向進氣口產(chǎn)生的缸內(nèi)滾流方向正好相反。故稱之為反向滾流。燃燒室為半球屋頂形，借助于滾流運動形成火花塞周圍的濃混合氣，火花塞至燃燒室空間形成由濃至稀的混合氣分層現(xiàn)象在局部負荷時，燃油在壓縮行程后期噴向半球形的活塞凹坑，噴到凹坑的燃油向火花塞方向運動，在缸內(nèi)滾流的幫助下在火花塞附近形成濃混合氣，燃燒室空間為整體較稀的分層混合氣，穩(wěn)定運轉的空燃比可達40：1，燃油消耗率大幅度降低。第四節(jié)壓燃式內(nèi)燃機的燃燒一、著火與燃燒過程二、放熱規(guī)律三、燃燒噪聲四、柴油機的冷啟動性能

一、著火與燃燒過程自壓縮過程的末期燃料噴入氣缸，直到排氣門開啟，燃燒產(chǎn)物自氣缸中排出的整個燃燒、膨脹時期，燃料在氣缸內(nèi)經(jīng)歷著極為復雜的物理化學變化過程(它們常常是交織在一起向時進行的)。由于柴油機燃燒過程時間的短暫和情況的復雜，雖然經(jīng)歷了將近一個世紀的研究，但至今仍不能對其中許多細節(jié)問題給出明確的答復。圖5—36表示出柴油機燃燒過程中所進行的物理化學變化的大致情況。主要內(nèi)容〔一〕著火現(xiàn)象〔二〕燃燒階段的劃分〔三〕滯燃期燃料噴入燃燒室后，分散成許多細小油滴，這些細小油滴經(jīng)過加熱、蒸發(fā)、擴散與竄氣的混合等物理準備及分解、氧化等化學準備階段后，即自行著火燃燒。我們先從試驗中了解單一油滴的著火情況。

(一)著火現(xiàn)象圖5—37是一個油滴置于靜止熱空氣中的著火情況?？諝獾臏囟葹門0

，油滴受空氣加熱本身溫度升高，同時表面開始蒸發(fā)，并向四周擴散，與空氣混合。經(jīng)歷一段時間，油粒變小，在油粒外形成一層燃料與空氣的混合氣，接近油粒外表的混合氣燃空比較高，由于蒸發(fā)需要吸收汽化潛熱，所以這里的溫度T較低。隨著離開油粒外表的距離增加，混合氣的燃空比降低，溫度升高，圖5—37中的曲線分別表示燃空比和溫度的變化情況。試驗說明，發(fā)火地點不在燃空比較高的油粒外表附近，也不在遠離油粒外表的稀混合氣的地方，而是在離開油粒外表一定距離、混合氣燃空比適當而溫度足夠高的地方，這里的反響速度w較高.溫度濃度著火必須具備兩個條件1)在形成的可燃混合氣中，燃料蒸氣與空氣的比例要在一定的范圍內(nèi)，這個范圍稱作著火范圍(或著火界限)。著火界限可用混合氣的濃度表示(也可用局部地區(qū)的過量空氣系數(shù)表示)。由于混合氣過濃，氧分子少，混合氣過稀，那么燃料分子少，這兩種情況的氧化反響速度都不夠，因此混合氣過濃或過稀均超出著火界限，不能著火。著火界限不是—成不變的，隨著溫度的升高，分子運動速度增加，反響速度加快，將使著火界限擴大。

2)可燃混合氣必須加熱到某一臨界溫度。低于這一溫度，燃料就不能著火，我們把燃料不用外部點燃而能自己著火的最低溫度稱為著火溫度或自燃溫度。對于不同的燃料，其自燃性能是不同的。著火溫度在一定程度上反映燃料的自燃性能，但并不是燃料本身所固有的物理常數(shù)。它與介質壓力、加熱條件及測試方法等因素有關。例如，當壓力升高時，著火溫度減小(圖5—38)。

在實際的柴油機中，燃料著火比上述情況要復雜。因為燃料噴入氣缸后分散成大小不同的一群油粒，油粒與空氣有相對運動，而氣缸內(nèi)各點溫度也有所差異。雖然每個油粒都要經(jīng)歷蒸發(fā)、混合及氧化等物理化學的淮備階段，但準備的時間有長有短，而且相鄰油粒形成的混合氣區(qū)域會相互干擾、互相滲透。油束著火情況如圖5—39所示，在油束外圍直徑很小的油粒，很短時間就蒸發(fā)完畢，這時雖然可以形成有適當濃度的混合氣區(qū)域，但溫度不夠或化學準備缺乏還來不及使其著火，再經(jīng)歷一段時間，又出于擴散作用使混合氣變稀，也難于著火。首先著火的地方不在最小油粒的地方，而油束核心局部濃度過高也不會首先著火，首先著火的地點是在油束核心與外圍之間混合氣濃度和溫度適當?shù)牡胤?。由于在氣缸?nèi)形成適宜濃度的混合氣及溫度條件相同的地方不止一個，因此首先著火的火核，—般也不止個，而是幾處同時著火，而且柴油機各個循環(huán)中噴油情況與溫度狀況不可能完全相同，從而使各個循環(huán)的火核形成地點也不一定相同?；鸷诵纬珊箝_始火焰?zhèn)鞑?，在火焰?zhèn)鞑ミ^程中如果遇不到合適的可燃混合氣如混合氣過濃或過稀，火焰?zhèn)鞑⒅袛?。同時，由于其他油?；旌蠚庑纬膳c準備的完成，又有新的火焰核心和火焰前鋒形成。

(二)燃燒階段的劃分柴油機的燃燒過程，可以從不同的角度用各種方法進行研究，如高速攝影、光譜分析、采樣分析等，但最簡便、應用最多的方法是從展開的示功圖上分析燃燒過程。因為燃料燃燒后，氣缸中壓力和溫度不斷升高，它們是反映燃燒進行情況的重要參數(shù)。典型的示功圖如圖5—40所示，曲線ABCDE表示氣缸中進行正常燃燒的壓力曲線，ABF表示氣缸內(nèi)不進行燃燒時的純壓縮膨脹曲線，圖中還畫出了噴油嘴針閥的升程曲線。根據(jù)燃燒過程進行的實際特征，一般把燃燒過程劃分為四個階段。著火延遲階段急燃期緩燃期后燃期第I階段為著火延遲階段(AB段)。在壓縮過程中，氣缸中空氣壓力和溫度不斷升高，燃料的著火溫度因壓力升高而不斷下降。在上止點前A點噴油嘴針閥開啟，向氣缸噴入燃料，這時氣缸中空氣溫度高達600℃，遠遠高于燃料在當時壓力下的自燃溫度，但燃料并不是馬上著火，而是稍有落后，即到B點才開始著火燃燒，壓力才開始急劇升高，B點相當于氣體壓力曲線與純壓縮曲線分離的地方。從噴油開始(A點)到壓力開始急劇升高時(B點)為止，這一段時間稱為滯燃期。在滯燃期內(nèi)，噴入氣缸的燃料經(jīng)歷一系列物理化學的變化過程，包括燃料的霧化、加熱、蒸發(fā)、擴散與空氣混合等物理準備階段以及著火前的化學準備階段。滯燃期以τi或φi表示，可以從示功圖上直接測定。第II階段為壓力急劇上升的見段，稱為急燃期。在這一階段中，由于在滯燃期內(nèi)噴入氣缸的燃料幾乎一起燃燒，而且是在活塞靠近上止點、氣缸容積較小的情況下燃燒，因此氣缸中壓力升高特別快。一般用平均壓力升高比來表示壓力升高的急劇程度。即壓力升高速度決定了柴油機運轉的平穩(wěn)性，如果壓力升高速度太大，則柴油機工作粗暴，運動零件受到很大的沖擊負荷，發(fā)動機壽命就要減少。為了保證柴油機運轉的平穩(wěn)性，平均壓力升高比不宜超過0.4MPa／[()(CA)]。第III階段從壓力急劇升高的終點(C點)到壓力開始急劇下降的D點為止，稱為緩燃期。這一階段的燃燒是在氣缸容積不斷增加的情況下進行的，所以燃燒必須很快才能使氣缸壓力稍有上升或幾乎保持不變。有些發(fā)動機在緩燃期內(nèi)燃料仍在繼續(xù)噴射，如果所噴入的燃料是處在高溫廢氣區(qū)域，那么燃料得不到氧氣，容易裂解而形成碳煙；如果燃料噴到有氧氣的地方，那么此時由于氣缸中溫度很高，化學反響很快，滯燃期很短，噴人燃料很快著火燃燒，但這時如果氧氣滲透不充分，過濃的混合氣也容易裂解形成碳煙。因此，在緩燃期內(nèi)如果加強空氣運動，加速混合氣形成，對保證在上止點附近迅速而完全燃燒有重要作用。第III階段結束時，燃氣溫度可高達1700~2000℃。第IV階段從緩燃期的終點(D點)到燃料根本上完全燃燒時(E點)為止，稱為后燃期。在柴油機中，由于燃燒瞬間短促，燃料和空氣的混合又不均勻，總有一些燃料不能及時燒完，拖到膨脹線上繼續(xù)燃燒，特別是在高速、高負荷時，由于過量空氣少，后燃現(xiàn)象比較嚴重，有時甚至一直繼續(xù)到排氣過程之中。在后燃期，因活塞正處在下行運動，燃料在較低的膨脹比下放熱，所放出的熱量不能有效利用，并增加了散往冷卻水的熱損失，使柴油機經(jīng)濟性下降。此外，后燃增加活塞組的熱負荷以及使排氣溫度增高，所以應盡量減少過后燃燒。根據(jù)燃料和空氣混合氣形成的特點，柴油機燃燒過程又可分成以下兩個階段：預混燃燒階段和擴散燃燒階段。在預混燃燒階段，放熱速率較快，其大小取決于滯燃期中燃油與空氣的混合數(shù)量；在擴散燃燒階段，放熱速率一般比預混燃燒慢。主要是因為這時燃燒放熱速率由空氣和燃料形成可燃混合氣的速率控制。

(三)滯燃期從上面對燃燒過程的進展情況分析中已經(jīng)看出滯燃期是燃燒過程的一個重要參數(shù)，滯燃期雖然很短，但對燃燒過程有極大影響，特別是在空間混合氣形成的燃燒系統(tǒng)中影響更大。滯燃期越長，那么在滯燃期內(nèi)噴入燃燒室的燃料就越多，在著火前形成的可燃混合氣就越多。這些燃料在第II階段中幾乎一起燃燒，使壓力升高比和最高燃燒壓力較高，運動零件受到強烈的沖擊負荷，發(fā)動機運轉粗暴，影響發(fā)動機的使用壽命。如果滯燃期過長，在滯燃期內(nèi)已噴入全部燃料，那么隨后的燃燒就難以控制，柴油機在高轉速時有可能產(chǎn)生這種情況。圖5—4l是各種非增壓直噴高速柴油機的最高燃燒壓力和最大壓力升高比與滯燃期的關系。由圖可知，最高燃燒壓力和最大壓力升高比隨滯燃期的增加而增加，因此為了能控制燃燒過程，降低柴油機的機械負荷并使之運轉平穩(wěn)，應該設法縮短滯燃期，但是，假設滯燃期極短，又對混合氣形成不利，反過來又使柴油機性能惡化。影響滯燃期的因素很多，在正常運轉情況下，壓縮溫度和壓力是影響滯燃期的主要因素。此外，噴油提前角、轉速以及燃料性質等對滯燃期也有較大影響。壓縮溫度和壓力對滯燃期影響的試驗結果如圖5—42所示，縱坐標為滯燃期的對數(shù)，橫坐標是壓縮溫度。隨著壓縮溫度和壓力提高，滯燃期減小。從圖5—42還可以看出燃料性質對滯燃期的影響，十六烷值為50~55的柴油與著火性好的燃料(十六烷值為70)，在較高的壓縮溫度和壓力的情況下，它們的滯燃期差異較小，隨著壓縮溫度下降，差異增大。十六烷值高的燃料滯燃期較小，而汽油(其十六烷值為15)的著火性能較差，所以滯燃期大得多。由于壓縮溫度和壓力隨曲軸轉角而變化，所以噴油定時對滯燃期的影響通過壓縮溫度和壓力而起作用。如果噴油早，即燃料進入氣缸時的空氣溫度和壓力較低，使滯燃期長；如果噴油遲，雖然初始溫度和壓力升高，但作用的時間縮短，可能著火前活塞已開始下行，使空氣溫度和壓力降低，也使滯燃期增加。因此，存在一個使滯燃期最短的噴油提前角。試驗發(fā)發(fā)現(xiàn)，對應于最短滯燃期的噴泊提前角，在高轉速時位于上止點前10°~15°(CA)之間(圖5—43)，而在怠速的情況下為上止點前5°~10°(CA)。為了保證有較好的功率和經(jīng)濟指標，一般希望在上止點前5°~10°(CA)開始著火燃燒，以保證燃燒在上止點附近完成。因此，獲得較好功率和經(jīng)濟指標的最正確噴油提前角與對應于最短滯燃期的噴油提前角并不一致，通常最正確噴油提前角是根據(jù)功率和經(jīng)濟性能來調整的，它要大于滯燃期最短的噴油提前角。轉速對滯燃期的影響是通過壓縮壓力、溫度、噴油壓力以及空氣擾動等因素起作用。轉速升高時，由于通過活塞環(huán)的漏氣損失及散熱損失減小，使壓縮溫度、壓力增高；轉速升高會使噴油壓力有所提高，使燃油霧化得到改善，促使著火準備過程加快；轉速升高使燃燒室中的空氣擾動加速，促使燃料蒸發(fā)，不過在正常運轉條件下，空氣擾動對滯燃期只有次要的影響。轉速升高時，上述這些因素都提高混合氣形成的速度，使滯燃期減小。如圖5—44所示，隨著轉速增加，滯燃期τi(以s計)縮短；如以曲軸轉角計，那么滯燃期φ=6nτi，視τi減小的程度可能隨轉速升高而增加，也可能隨轉速的升高而減小。

柴油機增壓后，進人氣缸的空氣充量密度增加，而且隨進氣壓力和溫度的提高使壓縮終了的壓力和溫度升高，這都直接影響燃料著火燃燒的條件。圖5—45是增壓壓力對滯燃期的影響。由圖可見，隨著增壓壓力提高，滯燃期顯著縮短。當增壓比為2時，不使用中冷器進氣溫度約為100℃，但高增壓一般采用中間冷卻，將進氣溫度冷卻到40~60℃。在這個溫度范圍內(nèi)，進氣溫度變化對縮短滯燃期的影響較小(圖5—46)。一般來說，增壓后使滯燃期縮短，減緩初期燃燒速度，使壓力升高比有所降低，但燃燒持續(xù)時間要拉長一些。例如135柴油機，增壓壓力從0.162MPa增加到0.225MPa時，由于滯燃期縮短，使壓力升高比由0.332MPa／[(°)(CA)]下降到0.216MPa／[(°)(CA)]。

發(fā)動機起動時，由于轉速及氣缸中壓力、溫度較低，混合氣形成的情況對滯燃期就有較大的影響，因此空氣運動、噴嘴結構、燃燒室壁溫等因素在起動條件下就轉化為影響滯燃期的重要因素了。在柴油機中，燃料燃燒放出的熱量一局部傳給工質(氣缸中的氣體)，使工質的內(nèi)能增加并對外做功，一局部傳到燃燒室壁上，根據(jù)熱力學第一定律，有:式中，QB為燃料燃燒放出的熱量；Q為工質吸收的熱量；QW為傳給氣缸壁面的熱量；△U為工質內(nèi)能的變化；W為工質對活塞所作的機械功。二、放熱規(guī)律(5-29)QB，Q和QW均隨曲軸轉角φ變化，將式(5-29)對曲軸轉角φ微分，得式中，dQB/dφ為燃料燃燒的瞬時燃燒率(或稱放熱率)，dQB/dφ亦隨φ而變，通常將

dQB/dφ隨曲軸轉角的變化關系稱為燃燒規(guī)律、放熱規(guī)律或放熱率曲線；dQ/dφ為對工質的瞬時加熱速率(簡稱加熱率)，將dQ/dφ隨曲軸轉角的變化關系稱為加熱規(guī)律；dQw/dφ為工質對燃燒室壁面的傳熱速率(簡稱傳熱率)，將dQw/dφ隨曲軸轉角的變化關系稱為傳熱規(guī)律；m為工質的質量；u為工質的比內(nèi)能，P為氣缸中的氣體壓力；V為氣缸容積。(5-30)有了一張實測的示功圖，也就是知道了氣缸壓力隨曲軸轉角的變化關系：由狀態(tài)方程式計算缸內(nèi)氣體溫度T,由T和工質成分再應用有關公式計算出工質的比內(nèi)能，這樣就可直接應用式(5—30)計算燃燒放熱率。至于放熱率數(shù)值計算的細節(jié)，例如對工質質量的處理及比內(nèi)能的計算公式等，可參閱有關參考書。圖5—47是根據(jù)實測示功圖進行數(shù)值計算而得到的燃燒放熱規(guī)律，圖中瞬時累積放熱是用百分比x畫出的，x=QB/QB0，QB0為每循環(huán)燃料燃燒的放熱量。從理論上講，燃燒前，QB=0，x=0；燃燒結束時，QB=QB0，x=1。如果x的計算結果不符合這一條件，那意味著某些計算和測量誤差較大。對放熱率計算精度影響最大的因素有：壓力測量精度，上止點位置精度，壓縮比測量精度，燃油質量流量和空氣質量流量測量精度以及所采用的示功圖曲線的光順方法等。由于傳熱局部所占的比例很小，所以也可用加熱規(guī)律分析燃燒過程的進展情況。由式(5-30)知〔5-31〕在燃燒期間，工質質量m變化很小，假定m不變，并忽略工質成分比照內(nèi)能的影響即工質的比內(nèi)能僅是溫度的函數(shù)，那么（5-32）應用理想氣體的狀態(tài)方程，及和等關系式，代入式(5-30)就可導出氣缸壓力的變化率為（5-33）以及氣缸壓力對曲軸轉角的二階導數(shù)（5-34）式中，為比熱比；為比定壓熱容；為比定容熱容。由式(5-33)、式(5-34)可知，當發(fā)動機結構參數(shù)確定后，氣缸壓力變化特性主要由燃燒規(guī)律(或加熱規(guī)律)所決定。從而燃燒放熱規(guī)律強烈影響平均有效壓力、燃油消耗率、最高燃燒壓力、燃燒噪聲等性能指標。實際柴油機的放熱規(guī)律是很復雜的，為了便于分析，假定四個簡單的放熱規(guī)律進行分析計算，計算結果如圖5—48所示。四種放熱規(guī)律都是在上止點開始放熱，而在上止點后40°(CA)結束，即燃燒持續(xù)時間為40°(CA)。圖中曲線a初期放熱多，壓力迅速上升，最高燃燒壓力為8MPa，此時熱效率為52.9%；曲線d初期放熱少，由于是在容積不斷增大的情況下放熱，放熱使氣體壓力升高小于膨脹使氣體壓力下降，所以壓力反而下降，此時熱效率最小，為45.4%；曲線b、c則介于兩者之間。如果放熱規(guī)律相同，而放熱開始的時刻或放熱持續(xù)時間不同，也可進行分析計算。計算表明，它們對工作過程的參數(shù)也有較大影響。如果燃燒持續(xù)時間為40°(CA)，而不論放熱規(guī)律如何，皆在其最有利時刻放熱，則熱效率差別很小，只是△p/△φ變化較大。以上分析和試驗研究使人們認識到，開始放熱的時刻、放熱規(guī)律和放熱持續(xù)時間是燃燒過程的三個主要要素，它們對性能的影響主要表現(xiàn)在循環(huán)熱效率和最高燃燒壓力兩個方面；為了減少燃燒噪聲及降低機械負荷，希望降低壓力升高比及最高燃燒壓力；而欲使柴油機有較高的熱效率，希望燃料盡量在上止點附近燃燒。降低Δp/Δφ，就意味著較多的燃料不在上止點附近燃燒，其結果使燃燒拉長，柴油機熱效率下降，燃油消耗率增加。因此，降低燃燒噪聲(使柴油機工作平穩(wěn))與提高經(jīng)濟性(使柴油機經(jīng)濟運行)之間往往發(fā)生矛盾。如何解決這個矛盾，保證柴油機運轉既平穩(wěn)又經(jīng)濟，是組織柴油機燃燒過程所要解決的主要問題之一；比較適宜的放熱規(guī)律是希望燃燒先緩后急，即開始放熱要適中，壓力升高比不超過0.4MPa／[(°)(CA)]，以滿足運轉柔和的要求；隨后燃燒要加快，使燃料盡量接近上止點附近燃燒，一般燃燒持續(xù)時間不應超過上止點后40°(CA)，以滿足經(jīng)濟運轉的要求。這個原那么說起來是容易的，而定量解決卻有許多困難。例如，適宜的放熱規(guī)律要求適宜的噴油規(guī)律與之配合，即噴油也要先少后多，這在高速柴油機中用噴油規(guī)律來控制燃燒規(guī)律是難以做到的。不過放熱開始時刻和放熱持續(xù)時間可由噴油時刻和噴油持續(xù)時間在一定程度上予以控制。燃燒噪聲的形成：柴油機在滯燃期內(nèi)噴入氣缸的燃料，其滯燃期不一樣，先噴入的燃料滯燃期較長，隨后噴入的燃料滯燃期較短(因氣缸中空氣壓力、溫度不斷升高)，因此往往是多處著火，一旦著火，就有較多的燃料參加燃燒，燃燒是沖擊性的，使燃燒初期的壓力急劇升高。急劇升高的壓力直接使燃燒室壁面及活塞曲軸零件產(chǎn)生強烈振動，并通過氣缸壁面?zhèn)髦镣獠?，從而形成燃燒噪聲。三、燃燒噪?/p>

燃燒噪聲與壓力升高比有密切的關系，如果壓力升高比過大，那么產(chǎn)生強烈的震音，我們稱這種現(xiàn)象為柴油機的工作粗暴(或敲缸)。一般當壓力升高比在0.5MPa／[(°)(CA)]以上，就明顯感到有強烈的震音。為了保證柴油機穩(wěn)靜運轉，希望壓力升高比控制在0.4MPa／[(°)(CA)]以下。此外，壓力升高比過大，使柴油機運動零件受到強烈的沖擊負荷，從而降低使用壽命。圖5—49給出了發(fā)動機噪聲實測值的例子。由圖可知，對中等排量(5L)的渦流式車用柴油機，燃燒噪聲所占的比例顯著地表現(xiàn)在低速范圍，在高速范圍主要是機械噪聲的影響，但對較大排量(13.5L)的直噴式柴油機，燃燒噪聲在整個轉速范圍內(nèi)的影響都是很大的。降低燃燒噪聲的根本措施是適當降低壓力升高比，而壓力升高比取決于滯燃期和在滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣數(shù)量，因此降低燃燒噪聲的主要途徑有下述三個。1、縮短滯燃期2、減小滯燃期內(nèi)的噴油量

3、減少滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣數(shù)量降低燃燒噪聲的措施1、縮短滯燃期如選用十六烷值高的燃料，在燃燒室內(nèi)造成著熾熱區(qū)等。圖5-50是在相同噴油提前角下燃燒不同燃料的展開示功圖。由圖可見，十六烷值高的燃料，壓力升高平緩，最高燃燒壓力也低。2、減小滯燃期內(nèi)的噴油量使初期燃燒的油量減少，從而使壓力升高比和最高壓力減小。欲減小初期噴油量，就要求初期噴油速率小，但整個噴油持續(xù)時間又不得拉長，否那么影響經(jīng)濟性。在大型低速柴油機上，可以用雙凸起的油泵凸輪，使初期噴油量減少，對運行穩(wěn)定性有一定的改進。此外，還可采用引導噴射(PilotInjection)，又稱二級噴射，即在壓縮行程后期，在主噴射之前先噴入一定燃油量，用這種方法來到達噴油量先少后多并可縮短主噴射期燃油的著火延遲，降低燃燒噪聲。3、減少滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣數(shù)量將燃料大局部噴到燃燒室壁上，只有很小局部分散在熱空氣中形成少量可燃混合氣首先著火，保證初期放熱較小，這就是油膜混合氣形成所采用的方法。柴油機的怠速敲缸柴油機冷起動或怠速時，氣缸中溫度較低，燃料滯燃期較長，因此時潤滑油粘度較高，柴油機的摩擦損失較大，盡管無負荷，每循環(huán)的噴油量仍相當大，因此壓力升高比也較大，產(chǎn)生較強的震音。這種噪聲是在低速運轉的特殊條件下產(chǎn)生的，一般稱怠速敲缸。隨著轉速升高及帶負荷運行，柴油機熱狀態(tài)正常，怠速噪聲即自行消失。

四、柴油機的冷起動性能冷起動的難易也是柴油機的一個重要性能指標，對大多數(shù)使用者來說，甚至可能是最重要的性能指標。對一般柴油機而言，不加特殊的冷起動措施(例如加裝電熱塞、起動液、進氣空氣預熱等)，大致均可在10~-5℃的環(huán)境下順利起動柴油機低溫啟動困難的原因1)氣缸內(nèi)壓縮始點溫度下降、氣缸壁傳熱增大以及由于起動轉速低而引起漏氣量增加，從而使壓縮終點溫度、壓力下降。2)低溫時燃料粘性增大、起動轉速低，使燃料的蒸發(fā)和霧化均惡化的形成。3)潤滑油粘度增加，蓄電池性能下降等。實踐證明，要使柴油機順利起動，必須滿足以下條件：1)壓縮溫度必須足夠高，即。為在氣缸內(nèi)某種燃料有可能開始著火的最低臨界溫度；為燃料的自燃溫度。2)必須形成易于著火的混合氣。燃料本身的蒸發(fā)性對起動時可燃混合氣的形成起看決定性的作用。試驗說明，在低溫起動時，由于燃料霧化情況極差，柴油在燃燒室壁上形成油膜，而靠油膜外表的蒸發(fā)形成混合氣，因此，假設把起動轉速定得很低，那么，低，但蒸發(fā)時間增長；相反，假設把起動轉速定得太高，雖然高了，但蒸發(fā)時間縮短了。因此，對任一柴油機均有一最正確的最低起動轉速存在，此時起動功率消耗最少，又能保證順利起動：對圖5-53的直噴式高速柴油機，要在-10~-20℃的環(huán)境下順利起動，相應的起動轉速大約在175~200r／min之間；對于缸徑較小的Vh=1-2L的柴油機，相應的起動轉速要提高到200~300r／min左右。同樣，增加每循環(huán)供油量，從而使燃料蒸發(fā)的數(shù)量增加，也會改善起動性能，圖上曲線1表示全供油量的情況，曲線2表示增大每循環(huán)供油量的情況。由于低溫起動時首先著火的燃料主要是柴油中的輕餾分局部，再加上，pc、Tc均低，因此滯燃期很長，使起動時的最高爆發(fā)壓力和壓力升高比要比全負荷時的值還高(圖5-54)。第五節(jié)壓燃式內(nèi)燃機的燃燒室混合氣形成和燃燒與燃燒室有密切關系，如果燃燒室設計不好，那么燃油系統(tǒng)、進氣系統(tǒng)也難以與其配合得到良好的性能指標。在改進燃燒系統(tǒng)時，也往往從燃燒室的形狀、尺寸著手。根據(jù)混合氣形成和燃燒室結構特點，壓燃式內(nèi)燃機的燃燒室根本上分為兩大類：直接噴射式燃燒室和分隔式燃燒室。燃燒室分類對于直接噴射式柴油機，按燃燒室形狀、氣流運動和燃油噴射方式又可組成各種燃燒系統(tǒng)；按燃燒室深淺不同，直噴式燃燒室又可分為淺盆形和深坑形兩類；按氣流運動那么又可分為無渦流直噴式和有渦流直噴式兩種。一般來說，氣缸直徑越大，燃燒室就越淺。淺盆形燃燒室不組織進氣渦流或利用弱進氣渦流，而深坑形燃燒室一般都組織進氣渦流。分隔式燃燒室常用的有：渦流室和預燃室。一、淺盆形燃燒室(一)混合氣形成特點(二)燃燒的有效組織整個燃燒室是由氣缸蓋底平面、活塞頂面及氣缸壁所形成的統(tǒng)一容積，如圖5-55所示。圖5-55a為大型二沖程柴油機用的燃燒室，因為二沖程柴油機的氣缸蓋上無氣門，所以在缸蓋底面可形成凹坑；圖5-55b、c為中型四沖程柴油機的燃燒室。燃油直接噴人氣缸，混合氣形成是空間混合。

(一)混合氣形成特點淺盆形燃燒室混合氣形成特點1)混合氣形成主要靠燃油的噴散霧化，對噴霧質量要求高，為此采用多孔噴嘴，孔數(shù)較多，為6~12個；噴孔直徑很小，在0.2~0.4mm之間；針閥開啟壓力較高，為20~40MPa，最高噴油壓力甚至高達100MPa以上。淺盆形燃燒室混合氣形成特點2)要求油束與燃燒室形狀相配合，燃料要盡可能地分布到整個燃燒室空間。四沖程柴油機般是在活塞頂上做成淺的形狀或淺盆形與油束配合，并防止油束直接接觸氣缸壁，因為氣缸壁溫度較低，燃油噴到氣缸壁上不但不能迅速蒸發(fā)燃燒，而且燃油可能沿缸壁流入曲軸箱，稀釋潤滑油并使它變質。淺盆形燃燒室混合氣形成特點3)燃澆室中一般不組織空氣渦流運動，依靠油束的擴展促使燃油與空氣混合如圖5-56所示。淺盆形燃燒室混合氣形成特點4)燃燒室根本上是一個空間，形狀簡單，結構緊湊，相對散熱面積小(為燃燒室外表積，為燃燒室容積)，傳熱損失??；又由于燃燒室中不組織氣流運動，無節(jié)流損失，因此淺盆形燃燒室的最大優(yōu)點是經(jīng)濟性好，容易起動。淺盆形燃燒室混合氣形成特點5)由于是均勻的空間混合，在滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣較多，因此最高燃燒壓力及壓力升高比較高，工作粗暴；而且燃燒直接在活塞頂上進行，使運動零件直接承受較大的機械負荷，燃燒室溫度高也容易冒煙和產(chǎn)生較多的NOx。淺盆形燃燒室混合氣形成特點6)對轉速和燃料較敏感，因為噴霧質量隨轉速而變，轉速降低，燃油霧化質量變差，而燃料品質改變也會影響混合氣形成和燃燒，如燃油粘度大，那么燃料霧化不好，使滯燃期增加，dp/dφ增大。淺盆形燃燒室混合氣形成特點7)過量空氣系數(shù)較大，一般1.6~2.2。這是因為混合氣形成主要靠噴霧質量，為了保證燃燒，需要用較大的過量空氣系數(shù)；此外，大型發(fā)動機一般都采用增壓，缸徑大加之增壓，使每循環(huán)供油量較大，而相對散熱面積Fk/Vk又較小，因此燃燒室熱負荷較高。為了減輕熱負荷，也需要過量空氣系數(shù)用得較大一些。淺盆形燃燒室混合氣形成特點由上可見，大型柴油機應用淺盆形燃燒室，燃燒本身的問題不大，并且隨著缸徑的增大和增壓比的提高，煙度、dp/dφ、pz/pme和NOx均相對減小，優(yōu)點能充分發(fā)揮出來，而缺點并不突出，因而對這類柴油機主要解決熱負荷、機械負荷、燃油系統(tǒng)及高增壓問題。

(二)燃燒的有效組織由于淺盆形燃燒室一般不組織氣流運動，因而工作過程組織的關鍵是燃油噴射和燃燒室形狀之間求得合理的配合。影響淺盆形燃燒室性能的主要因素是：供油規(guī)律、供油持續(xù)角、油束霧化質量、油束的數(shù)目和射程、噴霧錐角、燃燒室形狀、壓縮比、供油提前角、配氣相位等，而在單缸試驗機上進行調試時，一般采用改變油泵柱塞直徑、油泵凸輪型線、噴孔的有效總面積(孔數(shù)、孔徑)、噴孔長度和孔徑比、夾角、噴油器彈簧預緊力等來影響噴霧質量、噴霧錐角和油束射程。

(二)燃燒的有效組織1、燃燒室的結構尺寸2、供油系統(tǒng)3、空氣渦流1、燃燒室的結構尺寸2、供油系統(tǒng)(1)柱塞直徑和柱塞平均速度(2)噴孔的直徑、數(shù)目和噴射角度(1)柱塞直徑和柱塞平均速度隨著發(fā)動機每循環(huán)供油量的增加，為了不使全負荷時供油持續(xù)期過分增加(一船希望供油持續(xù)角小于40)，一般采用大柱塞直徑，提高凸輪供油段的平均速度以及相應增大噴孔總有效面積的方法來改善全負荷性能，但是這些措施對低負荷或空車性能是不利的，因為這時供油系統(tǒng)每循環(huán)供油的均勻性和工作穩(wěn)定性較差，因而在選用供油系統(tǒng)參數(shù)時必須兼顧兩種要求。(2)噴孔的直徑、數(shù)目和噴射角度

噴口數(shù)目及孔徑對燃油在燃燒室中的分市有很大的影響。為了使燃料能噴到足夠遠的地方，油束要有一定的射程。在噴孔總面積不變的情況下，噴口數(shù)目減少，油束射程增加，但霧化不好，油滴平均直徑較大，油滴間的空氣利用率不好，性能不良；如果噴孔數(shù)目多，噴霧變細，同時著火燃燒的燃油增多，使壓力迅速升高，工作粗暴，所以從改善燃油霧化和分布情況來提高經(jīng)濟性，一般會帶來工作組暴的后果。3、空氣渦流在中、小功率柴油機上，空氣渦流對混合氣形成和燃燒有很大的作用；在大型柴油機上，一般認為：采用D＞200mm、n＜500~1000r/min的渦盆形燃燒室時，以不組織渦流為宜，其原因是組織進氣渦流將使充量系數(shù)下降，散熱損失增加，反而使性能變壞，但近年來，缸徑D＝200~280mm、n＝900~1500r／min的大功率中、高速淺盆形燃燒室的柴油機上也開始應用弱渦流或中等強度渦流。實踐證明，仔細地進行進氣系統(tǒng)多種方案的試驗比較，有可能形成既具有高的流通能力，又具有中等強度渦流的進氣道，再配上適宜的供油系統(tǒng)(油束射程增大)，可對柴油機的性能有較大的改進。

二、深坑形燃燒室(一)混合氣的形成特點(二)燃燒室設計要點(一)混合氣的形成特點淺盆形燃燒室雖然有經(jīng)濟性好、易于起動的優(yōu)點，但在小型高速柴油機上應用就會碰到許多問題。因為小型高速柴油機轉速高(有的高達4000r／min)，混合氣形成和燃燒的時間極短，每循環(huán)供油量又很小，單靠霧化混合，那么必須將噴孔直徑做得很小，噴油壓力很高，使燃油系統(tǒng)制造困難。由于轉速高，為了獲得較好的性能指標，就要求在較小的過量空氣系數(shù)時有較好的燃燒過程。顯然淺盆形燃燒室達不到這一要求，于是出現(xiàn)了有渦流的深坑形燃燒室。

如下圖，將活塞頂上的凹坑加深，凹坑口徑縮小，這樣燃燒室根本上分成兩個空間：活塞中的燃燒室容積及活塞頂上的余隙容積，采用4~6孔的多孔噴油器，噴孔的直徑較大(0.35mm左右)?；旌蠚庑纬梢环矫胬靡欢ǖ膰婌F質量，一方面組織進氣渦流及形成擠流促進混合氣形成和燃燒。深坑形燃燒室對燃油系統(tǒng)的要求較低。由于利用進氣渦流加強混合氣的形成，使空氣利用率大大提高，一般過量空氣系數(shù)為1.3~1.5，并保持燃油消耗率低和起動容易的優(yōu)點，所以在小型高速柴油機上獲得廣泛應用。(二)燃燒室設計要點1、燃燒室形狀2、燃燒室尺寸3、燃燒室的布置4、燃燒室、油束和渦流強度的配合5、噴油嘴伸出氣缸蓋的距離6、提高噴油率，縮短噴油持續(xù)期7、提高噴油壓力8、利用湍流1、燃燒室形狀深坑形燃燒室的形狀很多，但應用最多的是ω形燃燒室，其中又有各種變型，如圖5-61a、b所示。燃燒室底部中心有一個凸起，目的是想幫助形成擠流，并使燃燒室形狀與油束配合，將空氣集中在油束附近，以便更好地利用燃燒室中的空氣有的燃燒室做成平底(如圖5-61c)，以便于加工。圖5—61d為橢圓形燃燒室，主要用于小缸徑的農(nóng)用柴油機上，其喉口直徑較小以加強擠流作用，混合氣形成主要靠擠流，可以使用單孔軸針式噴油嘴。2、燃燒室尺寸燃燒室主要結構尺寸是喉口直徑dk及深度h。dk與h根本上決定了燃燒室的容積Vk。對性能影響較大的結構參數(shù)是相對容積比Vk/Vc(Vc為壓縮室容積)及喉口直徑與氣缸直徑之比dk/DVk/Vc要盡可能大,一般Vk/Vc=0.75~0.85dk/D要適宜，要與油束射程配合。一般dk/D＝0.4~0.6，dk/h＝1.5~3.5。3、燃燒室的布置四沖程柴油機的深坑形燃燒室總是布置在活塞上，這樣燃燒室外表不與冷卻水直接接觸，可以減少散熱損失。對于四氣門發(fā)動機，燃燒室布置與噴油嘴及氣缸在同—軸線上，這樣對稱布置使熱流、氣流都較均勻，油束貫穿度與噴孔到燃燒室壁面之間的距離易于優(yōu)化匹配，有利于提高發(fā)動機性能與降低排放。對于二氣門發(fā)動機、由于進、排氣門的布置，往往不得不將燃燒室、噴油嘴及氣缸三者的中心線相互錯開。4、燃燒室、油束和渦流強度的配合燃燒室尺寸、油束射程及渦流強度之間的配合，影響燃料的空間分布和壁面分布的比例及油束的落點位置，從而影響混合氣形成和燃燒過程。當燃燃燒室口徑較小，油束射程較大(噴油壓力高、噴孔數(shù)目少及噴孔直徑大等，都可使油束射程增加)而進氣渦流較弱時，就有相當多的燃油直接噴到燃燒室壁上。如果進氣渦流較強，或者燃燒室口徑較大，油束射程較小，那么噴到壁面上的燃油減少，甚至油束達不到壁面，這時空間分布的燃料增多。深坑形燃燒室是以空間混合為主，一般應保證在進氣渦流的作用下，油束仍有足夠的射程。使燃油沖擊壁面，并能反彈出來，造成燃油的再分布，以此促進混合和燃燒。油束與燃燒室壁的碰撞程度可用所謂的穿透率ζ表示，即ζ=L/L’式中，L為計算著火時刻的油束射程；L’為噴油嘴噴孔至燃燒室壁面的直線距離。為了增加油束射程，可將噴孔直徑加大，噴孔數(shù)目減少。深坑形燃燒室一般采用4~6個噴孔，其中采用4孔噴油嘴最多，噴射角度在140~160之間。噴孔數(shù)目減少，油束間的間隔增大，但在渦流作用下保證迅速混合，油束間的空氣仍能充分利用。圖5-64是穩(wěn)流試驗所得的平均渦流強度對性能的影響。圖中1%、2%的損失是因渦流缺乏或渦流過強而使燃油消耗率增高的百分數(shù)。如果渦流過弱，混合氣形成和燃燒不好，性能下降；如果渦流過強，一方面增加熱損失，另一方面使相鄰油束之間發(fā)生干擾，即從渦流上游方向吹來的燃燒產(chǎn)物會阻礙位于下游的油束充分燃燒，也要使性能下降，因此對于每一工況有一最正確渦流強度。最正確渦流強度隨發(fā)動機轉速升高而降低。對于車用發(fā)動機，轉速變化范圍較大，渦流強度的選擇也要顧及局部工況的性能。根據(jù)經(jīng)驗，對于鑄造的進氣道，最正確拆衷的平均渦流比在2.5~3.5之間。5、噴油嘴伸出氣缸蓋的距離噴油嘴伸出氣缸蓋底平面的距離h(圖5-65)影響油束與燃燒室及氣流的配合，從而對性能有明顯的影響。噴油嘴伸出距離h過小，那么燃油噴在燃燒室上方，油束可能落在活塞頂面上；h過大，那么油束落在燃燒室底部，并且噴油嘴在喉口處受熾熱燃氣的沖刷，熱負荷較高，容易燒壞卡死。5、噴油嘴伸出氣缸蓋的距離對于某一燃燒室，在一定的氣流強度下，有一個適宜的伸出高度，伸出高度可由墊片厚度來調整。通常噴油嘴伸出距離以3mm左右為最正確，圖5-66是135柴油機的試驗結果。6、提高噴油率，縮短噴油持續(xù)期噴油率一般以單位氣缸工作容積每度曲軸轉角的供油量表示，噴油率應與穿透率以及渦流強度等因素相配合。對于穿透率適當?shù)纳羁有稳紵?，采用提高噴油率縮短噴油持續(xù)時間，可以增強混合氣形成速率。為此，全負荷時噴油持續(xù)期不應大于25，一般取為15~20，將燃燒持續(xù)期控制在40內(nèi)。如果穿透率過大，油束個的液體燃料與燃燒室壁相碰，一局部燃油滯留在燃燒室壁上，此時假設增加噴油率，只是增加油膜厚度而己。在這種情況下，只有適當加大渦流比，才能有效地增加混合氣形成速率。一般可采用增大柱塞直徑，改變油泵凸輪廓線形狀或合理選擇凸輪外表工作段等措施來提高噴油率。7、提高噴油壓力在中等缸徑(D＝120~160mm)的高速車用柴油機上，除了大量采用上述強渦流中等噴射壓力的深坑形燃燒室外，還有采用無渦流高壓噴射淺盆形燃燒室的，兩者均表現(xiàn)出各自的優(yōu)缺點。柴油機的燃燒情況主要取決于混合氣的生成速率，混合過程所需的能量來自噴射到燃燒室中的燃油和空氣的動能。提高噴油壓力使燃油流速增加，從而得到較高的燃油與空氣之間的相對速度，噴油細化，蒸發(fā)速度加快，并使混合氣形成更加均勻，從而可以降低對空氣渦流的要求，使充量系數(shù)增加，所以近年來在中、小型高速直噴式柴油機上也有提高噴油壓力的趨勢，最高噴油壓力已達140~150MPa左右。由于最高噴油壓力的出現(xiàn)是瞬時的，因此應用平均有效噴油壓力(即在噴油持續(xù)期內(nèi)，通過噴孔的平均壓降)來判斷格更為合理。試驗證明，隨著平均有效噴油壓力的提高，燃油消耗率和煙度下降，但燃燒噪聲由于壓力升高比的增加而有所提高。8、利用湍流關于湍流對柴油機燃燒的影響，目前存在著不同的觀點，有人認為湍流對燃燒有很大的影響，主張研究湍流氣道；有人那么認為湍流對柴油機燃燒影響不大，進氣過程中形成的湍流無法保持到壓縮行程的末期。下面介紹小松105系列柴油機MTCC燃燒室(MicroTurbulenceCombustionChamber)，它是一種湍流燃燒室。圖5-67a是其結構示意圖，凹坑的上部為四角形，下部為圓形，上下部連接處經(jīng)切削加工，過渡圓滑。設計的主要目的是利用湍流來增加擴散燃燒階段的混合速率，以便推遲噴油提前角，使預混合燃燒階段的放熱尖峰減小，NOx下降，使燃油消耗率和NOx的矛盾得到解決。圖5-67b是燃燒室內(nèi)空氣運動的示意圖，進氣渦流在燃燒室上部和下部產(chǎn)生大渦流A和C，在四角局部產(chǎn)生小渦流，小渦流的旋轉方向與大渦流相反，因而在交界處存在速度差，這就是湍流源，而且大那么大渦流強度大，小渦流強度小，尖角處的渦流極不穩(wěn)定，形成以后很快被主流帶走，在主流中成為擾動核心。在燃燒室的縱剖面上，四角形凹坑和圓形凹坑的交界面上，一方面燃燒室底部的氣流旋轉速度高(原因是先進入氣缸的空氣流速最大，在壓縮過程中來不及均勻混合，使燃燒室上、下部存在速度差)；另一方面，燃燒室上部氣流旋轉受到四角形的阻礙，使旋轉速度下降，因而在交界面上也存在著氣流速度差，這又是一個湍流源。燃油油束對著交界面噴射，它最先通過低速大渦流區(qū)，然后通過湍流區(qū)，最后到達下部高速大渦流區(qū)。由于油束直接噴向交界面，所以通過湍流區(qū)的時間最長、油氣混合最好，加上這種燃燒室內(nèi)到處存在渦流，空氣運動充分，能保證獲得較高的燃燒效率。與常規(guī)深坑形燃燒室相比，燃油消耗率下降，煙度下降，在低速時性能的改善尤為明顯。三、球形油膜燃燒方式結構混合氣的形成優(yōu)點缺點與空間霧化混合方式的比較結構球形油膜燃燒室是在活塞上，形狀為球形，如圖5-68所示。球形燃燒室是屬于深坑形燃燒室的一種，但其混合氣主要是油膜蒸發(fā)混合形成。將燃油順氣流方向沿燃燒室壁面噴射，在強烈的進氣渦流作用下，將燃油攤布在燃燒室壁上，形成一層很薄的油膜。燃燒室壁溫控制在200~350℃，使噴到壁面上的燃料在比較低的溫度下蒸發(fā)，以控制燃料的裂解反響。蒸發(fā)的油氣與空氣混合形成均勻混合氣，從油束中分散出來的一小局部燃料是極細的油霧，在熾熱的空氣中首先完成著火準備，形成火核，然后靠此火核點燃從壁面巳蒸發(fā)形成的可燃混合氣。隨著燃燒進行，大量熱量輻射在油膜上，使油膜加速蒸發(fā)，不斷提供新鮮混合氣，保證迅速地燃燒。混合氣的形成球形燃燒室采用油膜蒸發(fā)混合最顯著的效果是：發(fā)動機工作柔和，燃燒噪聲小，排煙少，性能指標好。目前非增壓的球形油膜燃燒室發(fā)動機平均有效壓力可達0.88~0.98MPa，過量空氣系數(shù)己降低到1.1，燃油消耗率可達．最高燃燒壓力與平均有效壓力之比＝6。此外，球形油膜燃燒室便于使用輕質燃料，從柴油機到汽油機都能平穩(wěn)運轉。優(yōu)點1)冷起動比較困難，這是因為空間霧化燃料少，起動時燃燒室壁溫低，壁面蒸發(fā)混合少，對起動不利。2)對負荷突變反響慢，主要是空氣渦流跟不上。3)低負荷時冒藍煙，HC大量增加。4)高、低速性能差異大。5)對增壓適應性差，因每循環(huán)供油量增大將使油膜變厚，影響混合氣形成的速率。6)在大缸徑上應用困難。因為當缸徑增大時，每循環(huán)供油量增多，而燃燒室的相對外表積減小，使油膜變厚，影響混合氣形成速率。目前球形燃燒室應用的缸徑在75~130mm范圍內(nèi)，主要應用在小型高速柴油機上。缺點兩種混合方式的特點空間霧化混合油膜蒸發(fā)混合1大部分燃料噴射霧化，分布到空氣中利用強烈的空氣旋流將大部分燃料涂布到壁面上2燃料在空氣中是細小油滴燃料在壁面上形成油膜3細小油滴與熱空氣混合形成不均勻的混合氣，然后小油滴的高溫下蒸發(fā)（液相混合）油膜受壁面溫度在較低溫度下蒸發(fā)，然后燃料蒸發(fā)與空氣混合，形成均勻混合氣（氣相混合）4在著火延遲期間形成的可燃混合氣數(shù)量較多，多處著火散布在空氣的少量霧化燃油局部著火5燃燒開始時的放熱速度很高，以后逐漸減慢初期放熱速率不高，而隨著燃燒的進行，火焰輻射使蒸發(fā)增強加上熱力混合作用，中、后期的燃燒速度很高四、渦流室燃燒室(一)混合氣的形成(二)渦流室的設計要點(一)混合氣的形成及特點1、結構要素2、混和氣的形成3、渦流室柴油機的主要特點1、結構要素渦流室燃燒室的構造如圖5-69所示，整個壓縮容積分為兩局部：一局部在氣缸蓋與活塞頂之間，稱為主燃燒室；另一局部容積在氣缸蓋上，形狀呈球形或圓柱形等，稱為渦流室。兩者之間用一個或數(shù)個通道相連，通道方向與活塞頂成一定角度并與渦流室相切。渦流室容積約占整個壓縮容積的50%~80%，連接通道的面積一般為活塞面積的1.2%~3.5%。噴油嘴安裝在禍流室內(nèi)，燃油順渦流方向噴射。2、混合氣的形成通道在壓縮過程中，氣缸中的空氣被活塞推擠，經(jīng)過通道流入渦流室，形成強烈的有組織的旋轉運動，促使噴入渦流室中的燃油分布和混合。當渦流室中著火燃燒后，其中的氣體壓力、溫度迅速升高；在膨脹行程期間，渦流室中末燃燒的燃料、空氣及燃氣一起經(jīng)過通道流入主燃燒室中(即形成所謂二次渦流)，與主燃燒室的空氣進一步混合燃燒。渦流室柴油機主要特點混合氣形成和燃燒主要是利用有組織的強烈的壓縮渦流，因此對噴霧質量要求不高，—般采用軸針式噴油嘴，噴油壓力較低。由于壓縮渦流隨轉速升高而加強，所以在轉速較高時仍能保證較好的混合質量?；旌蠚庑纬少|量對轉速變化不敏感；又由于渦流室是偏離氣缸中心線布置，而噴油嘴也隨渦流室偏置，使氣門布置的位置充裕，進氣門直徑可以做得較大，即使轉速較高，仍可獲得較高的充量系數(shù)；因此，渦流室適用于高轉速的發(fā)動機中，目前轉速可高達5000r／min。因為有強烈的壓縮渦流保證較好的混合質量，使渦流室發(fā)動機中的空氣能較充分利用，因此過量空氣系數(shù)較小，平均有效壓力較高。初期燃燒在渦流室進行，因此，壓力升高比較小，運轉平穩(wěn)。渦流室的相對散熱面積較大，而且又直接與冷卻水接觸，使散熱損失較大；在渦流室發(fā)動機中，氣體經(jīng)過通道流動，節(jié)流損失也較大，因此使冷起動困難，燃油消耗率較高，一般be=258~286g/(kW.h)，比直噴式柴油機通常要高出10%~15%。由于主燃燒室最高溫度相對較低，因此可減少NOx排放量，此外，HC和微粒排放量均比直噴式柴油機低。(二)渦流室的設計要點1、渦流室的形狀2、連接通道的位置3、渦流室的結構參數(shù)4、主燃燒室中的燃燒5、油束與空氣渦流的配合6、冷起動7、渦流室鑲塊和壁溫1、渦流室的形狀渦流室形狀比較統(tǒng)一，根本形狀是球形或近似球形。一般渦流室由兩局部組成，其上部是在氣缸蓋上，而下部是帶有通道的保溫鑲塊，渦流室的內(nèi)外表和通道都可以進行機械加工，渦流室的容積也較易準確控制。通過鑲塊形狀和尺寸的變化，可以得到各種渦流室的變形。

圖5-70是三種有代表性的渦流室形狀，5-70a為球形，5-70b和c的上半部是半球形，下半部為圓錐形底面和圓柱平底形，其中以圓柱平底形的鑲塊最簡單，為一圓盤，最易加工；渦流室的形狀和尺寸及連接通道的形狀、尺寸和位置等，影響渦流室氣流運動的形態(tài)和強度。不同形狀的渦流室，所產(chǎn)生的壓縮渦流強度不一樣。如圖5-71所示，球形渦流室中渦流強度最高，圓柱形平底的渦流強度最小，圓錐形平底那么介于兩者之間。實踐也證明，將渦流室做成平底，對渦流強度有減弱作用，使氣流造成局部死區(qū)，不僅便于起動，而且能夠提高性能。球形渦流室中的速度分布是由剛體旋轉和勢渦流兩局部合成起來的。在接近渦流室中心局部，氣流速度隨渦流室半徑的增加而增加，符合剛體旋轉運動的規(guī)律；而在壁面附近，氣流速度隨渦流室半徑的增加而減小，呈勢渦流規(guī)律；在渦流室某一半徑處，氣流速度最高。由于連接通道和燃燒室壁的影響，渦流中心通常都偏離渦流室的幾何中心。高速攝影還證明渦流室中的氣流始終是—個方向旋轉的，即使在膨脹過程中，渦流室中氣體噴向主燃燒室時也不改變渦流室中的流旋轉方向(這點與深坑形燃燒室的逆擠流情況不同)。2、連接通道的位置連接通道的截面形狀一般有長圓形、豆形和彎月形等，其中以長圓形應用較多。通道形狀、尺寸和位置對渦流室中的氣流運動影響也很大，圖5-72是通道方向對渦流強度的影響。2、連接通道的位置當通道位置與渦流室相切時，壓縮渦流較強；而通道靠近渦流室中央布置時，渦流速度明顯減小，但此時流出路徑短，渦流室中氣體容易流出。從主燃燒室的燃燒考慮，希望渦流室中的未燃燃油能盡快流出，所以通道布置靠近渦流室中心附近往往獲得較好的性能。通道的傾斜角一般在30°~50°之間。當柴油機轉速較高時，長圓形通道的最正確長短比為2~2.5。3、渦流室的結構參數(shù)渦流室的主要結構參數(shù)是渦流室容積Vk與壓縮容積Vc之比Vk/Vc及通道截面積A與活塞面積Fp之比A/Fp，它們對壓縮渦流影響很大。Vk/Vc越大或A/Fp越小，那么壓縮渦流越強。最初渦流室發(fā)動機的設計思想是希望噴入渦流室的燃料能在渦流室中完全燃燒，因此Vk/Vc取得較大，一般為70%~80%，此時通道面積比也相應較大，A/Fp=2%~3.5%。Vk/Vc大，進入渦流室的空氣量多，壓縮渦流強度高，混合能量大，對高負荷時的燃燒有利，可以提高輸出功率，但是Vk/Vc增大，流動損失和散熱損失也大，使經(jīng)濟性變差，起動困難。對于小缸徑的發(fā)動機，當壓縮比較高時，由于活塞頂隙的限制，也難以加大。為了減少流動損失和散熱損失，提高經(jīng)濟性，改善起動性能，Vk/Vc限制在50%左右。Vk/Vc減小，進入渦流室中的空氣量也隨之減少，這樣在渦流室中不能使噴人的燃料完全燃燒，需要采取措施，加強主燃燒室中的混合和燃燒過程，