進(jìn)氣道關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)缸內(nèi)充量分層模擬研究

包廣元，張韋，陳朝輝，蔣倩昱

（650500 云南省 昆明市 昆明理工大學(xué) 云南省內(nèi)燃機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室）

0 引言

氮氧化合物（NOX）和顆粒物（PM）是柴油車排放的主要污染物[1]。將發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣從排氣管引入進(jìn)氣管的廢氣再循環(huán)技術(shù)（Exhaust Gas Recirculation，EGR），能夠借助廢氣的吸熱和稀釋效應(yīng)大幅降低燃燒溫度，實(shí)現(xiàn)低溫燃燒（Low Temperature Combustion，TLC），是控制NOX-PM的有效措施[2]。然而，直接將大量廢氣通入進(jìn)氣管，雖可抑制NOX-PM 的生成，解決其此消彼長（Trade-off）的難題[3]，但會(huì)造成燃燒惡化，熱效率下降，碳?xì)浠衔铮℉C）和一氧化碳（CO）排放增加[4]。通過EGR 分層[5]能使缸內(nèi)高溫區(qū)域分布較高濃度EGR，充分發(fā)揮EGR 效用，抑制污染物生成[6]，而其它區(qū)域EGR 分布較少，形成與溫度分布相匹配的分層，可降低EGR 量，改善燃燒品質(zhì)。燃燒室內(nèi)高溫分布主要受燃油分布的影響，各國學(xué)者通過光學(xué)及數(shù)值模擬手段[7-11]，研究柴油噴射、蒸發(fā)、低溫和高溫反應(yīng)，以及渦流對(duì)擴(kuò)散燃燒的影響。上述研究都反應(yīng)出相似的火焰?zhèn)鞑ヅc分布特性，擴(kuò)散火焰高溫中心分布于火焰浮起長度（lift-off length）至燃燒室壁面之間，沿氣缸徑向分布的環(huán)形區(qū)域，而在氣缸軸向上又呈現(xiàn)為燃燒室頂部溫度高底部溫度低的軸向分布狀態(tài)。因此，將高濃EGR 投放于該區(qū)域，可實(shí)現(xiàn)對(duì)局部高溫的重點(diǎn)控制。

本課題以YN33 單螺旋進(jìn)氣道柴油機(jī)為研究對(duì)象，根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)及結(jié)構(gòu)參數(shù)，構(gòu)建發(fā)動(dòng)機(jī)一維仿真模型，利用一維仿真結(jié)果作為三維數(shù)值模擬初始與邊界條件，通過三維CFD 數(shù)值模擬，將進(jìn)氣道截面等分為4 個(gè)獨(dú)立進(jìn)氣區(qū)域，在各個(gè)進(jìn)氣截面通入示蹤氣體，用以表征不同區(qū)域進(jìn)氣EGR 在缸內(nèi)的分布狀況，通過對(duì)進(jìn)氣道關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)的調(diào)整，實(shí)現(xiàn)對(duì)EGR 廢氣在氣缸軸向的濃度差進(jìn)行求解。

1 柴油機(jī)仿真模型的構(gòu)建及驗(yàn)證

1.1 一維模型的構(gòu)建與驗(yàn)證

根據(jù)被測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)及結(jié)構(gòu)參數(shù)，利用GT-power 軟件構(gòu)建一維仿真模型。本文構(gòu)建的YN33 共軌柴油機(jī)模型如圖1 所示，發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)詳見表1。

圖1 YN33 柴油機(jī)一維模型Fig.1 One-dimensional model of YN33 diesel engine

表1 YN33 柴油機(jī)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of YN33 diesel engine

選定發(fā)動(dòng)機(jī)的最大扭矩工況2 000 r/min、100%負(fù)荷進(jìn)行研究，此時(shí)的單缸循環(huán)供油量為54.5 mg/cyc。將缸內(nèi)壓力及放熱率的試驗(yàn)測(cè)量值與一維仿真值對(duì)比如圖2 所示，2 000 r/min 負(fù)荷特性的試驗(yàn)測(cè)量值和模擬值對(duì)比如圖3 所示。由圖2、圖3 可知，缸內(nèi)壓力、放熱率、轉(zhuǎn)矩、空氣流量模擬計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)量值曲線重合度較好，因此，本文所構(gòu)建的一維仿真模型的計(jì)算結(jié)果較為準(zhǔn)確，能夠滿足對(duì)真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的仿真需求。

圖2 缸內(nèi)壓力與放熱率對(duì)比Fig.2 Comparison of pressure in the cylinder and heat release rate

圖3 2 000 r/min 負(fù)荷特性對(duì)比Fig.3 Comparison of 2 000 r/min load characteristics

1.2 三維CFD 模型的構(gòu)建及計(jì)算條件設(shè)置

利用UG 構(gòu)建包含螺旋氣道、氣門、氣門座、氣缸、燃燒室的三維實(shí)體模型，如圖4 所示。將模型導(dǎo)入CFD 軟件Converge，劃分邊界，設(shè)置計(jì)算Case。在計(jì)算過程中實(shí)時(shí)自動(dòng)生成六面體網(wǎng)格，計(jì)算模型使用的基礎(chǔ)網(wǎng)格大小為4 mm。對(duì)氣缸及進(jìn)氣道部分的網(wǎng)格進(jìn)行自適應(yīng)網(wǎng)格加密，對(duì)氣門、氣門座部位進(jìn)行固定網(wǎng)格加密。這樣，可在氣門開啟持續(xù)期內(nèi)保持較為密集的網(wǎng)格，有利于提升計(jì)算精度；而在氣門關(guān)閉后使網(wǎng)格相應(yīng)變大，以增加計(jì)算效率。在進(jìn)氣過程中活塞運(yùn)動(dòng)到下止點(diǎn)附近時(shí)，計(jì)算網(wǎng)格達(dá)到最大35 萬個(gè)。本文主要考慮氣道-缸內(nèi)流場(chǎng)的相互關(guān)系，重點(diǎn)研究氣道內(nèi)不同位置進(jìn)氣在氣門開啟時(shí)期在缸內(nèi)分布狀況，因此計(jì)算從進(jìn)氣門開啟時(shí)刻（377°CA BTDC）開始，到排氣門開啟時(shí)刻（151°CA ATDC）截止。

圖4 進(jìn)氣道-氣缸-燃燒室三維實(shí)體模型Fig.4 Intake port-cylinder-combustion chamber 3D solid model

在CFD 計(jì)算中，將GT-power 計(jì)算得到的結(jié)果作為其邊界條件，設(shè)置氣缸蓋火力面的壁面溫度575 K，活塞頂壁面溫度575 K，缸套壁面溫度為523 K，氣體狀態(tài)方程選擇Redlich-Kwong，氣體湍流模型選取RNG k-epsilon。計(jì)算后得到的缸內(nèi)壓力及進(jìn)氣量如圖5 所示。

圖5 冷流計(jì)算缸內(nèi)壓力與進(jìn)氣質(zhì)量Fig.5 Cold-flow calculation of cylinder pressure and intake mass

將缸內(nèi)壓力CFD 計(jì)算值與試驗(yàn)值進(jìn)行比較，CFD 計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)值在進(jìn)氣及壓縮階段一致性較好。將單缸1 個(gè)循環(huán)的進(jìn)氣量0.001 41 kg/cyc進(jìn)行折算，得到小時(shí)質(zhì)量流量為338.4 kg/h，試驗(yàn)測(cè)量值為345 kg/h（利用層流質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量得到），二者誤差為1.91%。從CFD 計(jì)算得到的缸內(nèi)壓力、進(jìn)氣流量與試驗(yàn)測(cè)量值對(duì)比可知，本文所構(gòu)建的三維模型，選取的子模型以及初始、邊界條件設(shè)置均較為準(zhǔn)確。小時(shí)質(zhì)量流量公式如下：

式中：qm——單缸循環(huán)進(jìn)氣量，kg/cyc；i——發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸數(shù)；n——發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)數(shù)，r/min。

2 模擬計(jì)算結(jié)果

2.1 分區(qū)氣道-缸內(nèi)的流場(chǎng)對(duì)應(yīng)關(guān)系分析

為了研究進(jìn)氣道內(nèi)不同位置進(jìn)氣在缸內(nèi)的分布狀況，需對(duì)氣道進(jìn)氣截面進(jìn)行進(jìn)氣區(qū)域的劃分。以YN33 螺旋氣道進(jìn)氣截面幾何中心為劃分點(diǎn)，將進(jìn)氣截面進(jìn)行上、下、左、右四等分，按逆時(shí)針方向分別定義為A（進(jìn)氣道右上側(cè)）、B（進(jìn)氣道左上側(cè)）、C（進(jìn)氣道左下側(cè)）、D（進(jìn)氣道右下側(cè)）4 個(gè)獨(dú)立區(qū)域，如圖6 所示。

圖6 YN33 螺旋氣道進(jìn)氣截面區(qū)域的劃分Fig.6 Division of intake cross-section area of YN33 spiral airway

在每個(gè)進(jìn)氣截面邊界條件設(shè)置中加入CO2氣體，得到每個(gè)區(qū)域進(jìn)入缸內(nèi)CO2氣體的質(zhì)量，分別用每個(gè)區(qū)域進(jìn)入缸內(nèi)CO2氣體的質(zhì)量比上4 個(gè)區(qū)域進(jìn)入缸內(nèi)CO2氣體總質(zhì)量，進(jìn)而得到每個(gè)區(qū)域進(jìn)氣質(zhì)量占總進(jìn)氣質(zhì)量的比例，如圖7 所示。由圖可知，4 個(gè)區(qū)域進(jìn)氣占總進(jìn)氣量的大小關(guān)系為D 區(qū)＞C 區(qū)＞A 區(qū)＞B 區(qū)，其中B 區(qū)對(duì)缸內(nèi)進(jìn)氣總量貢獻(xiàn)最小，占22.4%，D 區(qū)對(duì)缸內(nèi)進(jìn)氣總量貢獻(xiàn)最大，達(dá)到27.3%，最大與最小進(jìn)氣貢獻(xiàn)區(qū)域差距可達(dá)4.9%。

圖7 各區(qū)進(jìn)氣占總進(jìn)氣量百分比Fig.7 Percentage of air intake in each zone to total air intake

為了便于觀察在壓縮上止點(diǎn)各區(qū)進(jìn)氣在缸內(nèi)的濃度分布，氣缸軸向切片選取了皮帶輪側(cè)-飛輪側(cè)的水平方向切片，以及排氣管側(cè)-進(jìn)氣管側(cè)的豎直方向切片，如圖8（a）所示。氣缸徑向切片，分別選取距離缸蓋5，10，15 mm 位置處的切片，如圖8（b）所示。

圖8 壓縮上止點(diǎn)切片位置的選取Fig.8 Selection of compression top dead center slice position

圖9 為分別從A，B，C、D 四個(gè)進(jìn)氣截面通入的示蹤氣體在壓縮上止點(diǎn)缸內(nèi)濃度分布情況匯總。每個(gè)區(qū)域進(jìn)氣的比例尺的最小值相同，根據(jù)每個(gè)區(qū)域的進(jìn)氣量相應(yīng)設(shè)置比例尺的最大值，此種設(shè)置比例尺的方式可以有效對(duì)比各區(qū)域進(jìn)氣在缸內(nèi)濃稀分布。由圖9 可知，A，C、D 三區(qū)進(jìn)氣在缸內(nèi)濃稀分布相對(duì)比較均勻，B 區(qū)進(jìn)氣在缸內(nèi)濃稀分布明顯，在整個(gè)燃燒室呈現(xiàn)上濃下稀分布，且初步形成一個(gè)環(huán)形分布狀態(tài)，且與高溫區(qū)分布有較為相似的分布規(guī)律，但在ω 燃燒室靠近皮帶輪一側(cè)有較多的氣體，因此需要對(duì)進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)B 區(qū)進(jìn)入缸內(nèi)的氣體與高溫區(qū)域更加匹配。

圖9 壓縮上止點(diǎn)各區(qū)進(jìn)氣濃度分布Fig.9 Distribution of intake air concentration in top dead center of compression

2.2 氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)影響分析

渦流運(yùn)動(dòng)有利于引導(dǎo)氣體在缸內(nèi)形成環(huán)形分布[12-13]。由文獻(xiàn)[14]可知，當(dāng)進(jìn)氣的主氣流方向在氣道出口處與氣缸壁相切，氣流相對(duì)氣缸中心產(chǎn)生的動(dòng)量矩較大，可以有效加強(qiáng)渦流強(qiáng)度。文獻(xiàn)[15]提出螺旋室高度變化時(shí)，氣道流通面積會(huì)發(fā)生變化，從而對(duì)渦流比產(chǎn)生較大影響。文獻(xiàn)[16]提出進(jìn)氣門在氣缸中的位置影響著缸套內(nèi)壁的導(dǎo)流作用。因此，本文選取了進(jìn)氣道偏轉(zhuǎn)角、進(jìn)氣門偏心距兩個(gè)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)，來研究其對(duì)缸內(nèi)流場(chǎng)及充量分層的影響。

對(duì)于進(jìn)氣道偏轉(zhuǎn)角，定義進(jìn)氣道繞氣門中心軸線逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)為正，順時(shí)針旋轉(zhuǎn)為負(fù)，如圖10（a）所示，并分別選取進(jìn)氣道旋轉(zhuǎn)20°，15°，10°，5°，-5°，-10°，-15°，-20°八種方案。對(duì)于螺旋室高度，定義為進(jìn)氣道螺旋室高度增加為正，螺旋室高度減少為負(fù)，如圖10（b）所示，并分別選取螺旋室高度增加和減少2，4，6 mm六種方案。對(duì)于進(jìn)氣門偏心距，定義為進(jìn)氣門遠(yuǎn)離氣缸中心軸線為正，靠近氣缸中心軸線為負(fù)，如圖10（c）所示，并分別選取進(jìn)氣門靠近和遠(yuǎn)離氣缸中心軸線0.5，1.0，2.0 mm 六種方案。

圖10 進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)定義Fig.10 Definition of intake port structure parameters

2.2.1 進(jìn)氣道關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)渦流強(qiáng)度影響分析

渦流比是缸內(nèi)渦流轉(zhuǎn)速與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速之比，是衡量缸內(nèi)氣體渦流運(yùn)動(dòng)強(qiáng)度的重要參數(shù)[17]。從圖11—圖13 進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)與缸內(nèi)渦流比對(duì)應(yīng)關(guān)系來看，在原機(jī)與不同進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)下，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度變化趨勢(shì)相同，且在整個(gè)進(jìn)氣壓縮過程中，渦流比之間的關(guān)系保持一致。整體來看，缸內(nèi)渦流比有兩個(gè)峰值，分別出現(xiàn)在240 °CA BTDC 和壓縮上止點(diǎn)0°CA 時(shí)刻。由于空氣為可壓縮彈性氣體，具有一定的運(yùn)動(dòng)慣性，因此在氣門開度達(dá)到最大時(shí)刻（265°CA BTDC），缸內(nèi)渦流比并未達(dá)到最大值，而是經(jīng)過約25°CA 后渦流強(qiáng)度達(dá)到進(jìn)氣行程階段的最大值。隨著活塞上行，渦流比逐漸衰減，當(dāng)活塞運(yùn)動(dòng)至上止點(diǎn)時(shí)，缸內(nèi)渦流被擠入燃燒室凹坑，渦流的旋轉(zhuǎn)半徑減小，渦流強(qiáng)度增強(qiáng)并達(dá)到峰值。柴油機(jī)的噴油在上止點(diǎn)附近開始，此時(shí)較強(qiáng)的渦流有利于油氣混合。

如圖11 為進(jìn)氣道偏轉(zhuǎn)角與缸內(nèi)渦流強(qiáng)度對(duì)應(yīng)關(guān)系。當(dāng)進(jìn)氣道繞氣門中心軸線逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)時(shí)，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度增加，在進(jìn)氣道逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)15°時(shí)，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度最大；當(dāng)進(jìn)氣道繞氣門中心軸線順時(shí)針旋轉(zhuǎn)時(shí)，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度大幅降低，進(jìn)氣道順時(shí)針旋轉(zhuǎn)15°時(shí)，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度最小。進(jìn)氣道順時(shí)針旋轉(zhuǎn)時(shí)，增加了進(jìn)氣主氣流與缸壁的摩擦，造成角動(dòng)量的損失，導(dǎo)致缸內(nèi)渦流強(qiáng)度下降；進(jìn)氣道逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)時(shí)，更多主氣流與氣缸壁面相切進(jìn)入缸內(nèi)，渦流強(qiáng)度得到加強(qiáng)。

圖11 進(jìn)氣道偏轉(zhuǎn)角與缸內(nèi)渦流強(qiáng)度對(duì)應(yīng)關(guān)系Fig.11 Correspondence between intake port deflection angle and in-cylinder vortex intensity

如圖12 為螺旋室高度與缸內(nèi)渦流強(qiáng)度對(duì)應(yīng)關(guān)系。無論是螺旋室高度增加或減少，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度均會(huì)降低。螺旋室高度增加時(shí)，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度下降幅度更大，在螺旋室高度增加4 mm 時(shí)，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度為此方案下最小渦流強(qiáng)度。螺旋室高度的變化，改變了氣流繞氣門導(dǎo)桿運(yùn)動(dòng)的旋轉(zhuǎn)角度，進(jìn)而使氣流離開氣道進(jìn)入缸內(nèi)的位置發(fā)生改變，主氣流的旋轉(zhuǎn)中心（渦心）也發(fā)生改變，導(dǎo)致缸內(nèi)渦流強(qiáng)度有所改變。在此種方案下，原機(jī)渦流強(qiáng)度最大。

圖12 螺旋室高度與缸內(nèi)渦流強(qiáng)度對(duì)應(yīng)關(guān)系Fig.12 Correspondence between height of spiral chamber and eddy current intensity in cylinder

如圖13 為進(jìn)氣門偏心距與缸內(nèi)渦流強(qiáng)度對(duì)應(yīng)關(guān)系。隨著進(jìn)氣道與氣缸中心軸線距離的增加，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度逐漸減小。進(jìn)氣道遠(yuǎn)離氣缸中心軸線，距離增加至2 mm 時(shí)，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度最小。進(jìn)氣道靠近氣缸中心軸線時(shí)，渦流強(qiáng)度變化幅度不大。氣門過于靠近氣缸壁的時(shí)候，大大增加了主氣流與缸壁的摩擦，導(dǎo)致渦流強(qiáng)度大幅衰減；當(dāng)進(jìn)氣道靠近氣缸中心軸線時(shí)，氣流與缸壁的摩擦減少，但氣缸壁的導(dǎo)流作用減弱，導(dǎo)致渦流強(qiáng)度下降。

圖13 進(jìn)氣門偏心距與缸內(nèi)渦流強(qiáng)度對(duì)應(yīng)關(guān)系Fig.13 Correspondence between eccentricity of intake valve and eddy current intensity in cylinder

2.2.2 進(jìn)氣道關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)B 區(qū)進(jìn)氣的缸內(nèi)濃度梯度差影響

B 區(qū)進(jìn)氣與高溫區(qū)分布有較為相似的分布規(guī)律，因此，本節(jié)主要分析進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)B 區(qū)進(jìn)氣濃度分布的影響。濃度梯度大小會(huì)影響缸內(nèi)的燃燒效果，較小的濃度差使得缸內(nèi)氣體處于準(zhǔn)均質(zhì)混合狀態(tài)，不能有效改善燃燒效果。將燃燒室沿氣缸軸線等分為上-中-下3 部分，分別求解CO2氣體分布在上-中-下3 部分的質(zhì)量，以及上-中-下3 部分的體積，進(jìn)而求取其密度，將3 個(gè)部分CO2氣體密度比上整個(gè)燃燒室內(nèi)CO2氣體平均密度，得到一個(gè)無量綱數(shù)密度比。當(dāng)密度比大于1 時(shí)，表明本部分CO2氣體濃度大于缸內(nèi)CO2平均氣體濃度，比值越大濃度越高；當(dāng)密度比小于1 時(shí)，表明本部分CO2氣體濃度小于缸內(nèi)CO2平均氣體濃度，比值越小濃度越低。并將燃燒室上部與燃燒室內(nèi)平均密度比減去燃燒室下部與燃燒室內(nèi)平均密度比，用兩者的差值表征燃燒室軸向濃度梯度。對(duì)燃燒室上-中-下3 部分的劃分如圖14 所示。

圖15 為進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃燒室上-中-下3 部分密度與燃燒室內(nèi)平均密度差影響。在各個(gè)方案中，B 區(qū)進(jìn)氣均能在燃燒室內(nèi)實(shí)現(xiàn)CO2上濃下稀的軸向分布，燃燒室上部密度＞燃燒室中部密度＞燃燒室下部密度，且燃燒室上部CO2氣體密度均大于燃燒室內(nèi)平均CO2氣體密度，燃燒室中、下兩部分氣體密度均小于燃燒室內(nèi)平均CO2氣體密度。

圖14 燃燒室軸向上-中-下三部分的劃分Fig.14 Division of upper-middle-lower axial parts of combustion chamber

圖15 進(jìn)氣道不同結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.15 Different structural parameters of the inlet

圖15（a）為進(jìn)氣道偏轉(zhuǎn)角對(duì)B 區(qū)進(jìn)氣軸向密度梯度差影響。隨進(jìn)氣道順時(shí)針旋轉(zhuǎn)，燃燒室軸向的密度差均有所減??；隨進(jìn)氣道逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)，燃燒室軸向的濃度差均有所增大，且呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，并在進(jìn)氣道逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)15°時(shí)（此時(shí)缸內(nèi)渦流強(qiáng)度最大），燃燒室軸向密度差最大。圖15（b）為螺旋室高度對(duì)B 區(qū)進(jìn)氣軸向密度梯度差影響。在螺旋室高度減少2 mm，4 mm 以及增加4 mm 時(shí)，燃燒室內(nèi)軸向密度梯度有所增加；在其他螺旋室高度下，缸內(nèi)軸向密度梯度有所下降。圖15（c）為進(jìn)氣門偏心距對(duì)B 區(qū)進(jìn)氣軸向密度梯度差影響。在缸內(nèi)進(jìn)氣道偏心距減少2 mm 和增加0.5 mm 時(shí)，燃燒室內(nèi)密度梯度有所增加。在其它進(jìn)氣門偏心距下，缸內(nèi)密度梯度均有所下降。

3 結(jié)論

（1）在進(jìn)氣道的4 個(gè)進(jìn)氣截面中，進(jìn)氣道右下側(cè)進(jìn)氣量最多，占到27.3%，進(jìn)氣道左上側(cè)進(jìn)氣量最少，占22.4%。最大進(jìn)氣貢獻(xiàn)區(qū)域和最小進(jìn)氣貢獻(xiàn)區(qū)域差距可達(dá)到4.9%。在壓縮上止點(diǎn)B 區(qū)進(jìn)氣可以在缸內(nèi)形成較為規(guī)則的環(huán)形分布，但在ω 燃燒室靠近皮帶輪一側(cè)有較多的氣體。

（2）通過對(duì)進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)的調(diào)整，可以有效改變缸內(nèi)渦流強(qiáng)度。當(dāng)進(jìn)氣道逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)15°時(shí)，缸內(nèi)渦流強(qiáng)最大；進(jìn)氣道偏心距減少2 mm 時(shí)，缸內(nèi)渦流強(qiáng)度最小。

（3）通過對(duì)進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化及準(zhǔn)確的密度梯度差值來看：在進(jìn)氣道偏轉(zhuǎn)為15°時(shí)，B 區(qū)進(jìn)氣濃度梯度差最大。