天然氣發(fā)動機預(yù)燃室內(nèi)混合氣形成對點火射流的影響

曹 陽，朱啟天，周逸帆，魏震鴻，劉 瑞，張玉銀

（1.上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240；2.中國船舶集團有限公司第七一一研究所，上海 201108）

0 概述

為應(yīng)對能源和環(huán)境問題，各國家和地區(qū)對發(fā)動機的燃料利用率與排放的要求越來越高。天然氣作為一種低碳替代燃料受到廣泛關(guān)注［1］，但天然氣發(fā)動機熱效率的提高受稀燃和爆震等問題的限制［2］。近年來柴油預(yù)燃室射流點火技術(shù)逐漸受到關(guān)注，其有望有效拓展稀燃和爆震界限［3］。對于柴油–天然氣雙燃料發(fā)動機來說，在實際應(yīng)用中因負荷與缸內(nèi)掃氣流場的變化，為保證稀薄天然氣成功著火，通常在預(yù)燃室中進行主動柴油加濃［4］以確保足夠的點火能量。由于柴油黏度相對較大且揮發(fā)性也較差，難以形成均質(zhì)混合氣，局部當量比相對均質(zhì)壓燃燃燒偏高，易導致燃燒惡化［5］，因此研究預(yù)燃室內(nèi)部混合氣的形成規(guī)律對于提高射流點火的綜合能力來說至關(guān)重要。

文獻［6–7］中在快速壓縮機上針對預(yù)燃室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)和混合器濃度匹配進行了研究。文獻［8］中分別討論了錐形預(yù)燃室的燃燒和主燃室內(nèi)的混合氣流動運動。文獻［9–11］中通過平面激光誘導熒光測試法與數(shù)值仿真獲得了天然氣混合的速度場，并通過氮氧化物的指標獲得了最佳噴射角這一幾何參數(shù)。但還存在如下問題：（1）混合氣的形成過程對點火射流的影響規(guī)律尚不明確；（2）預(yù)燃室內(nèi)加濃柴油導致濕壁嚴重；（3）未燃混合氣經(jīng)噴射射流孔流失導致燃料利用率和點火能量下降；（4）現(xiàn)有對預(yù)燃室的性能分析大多集中在有效壓力、排放等單一指標上，缺乏可全面直觀地衡量預(yù)燃室點火性能的多指標綜合評價方法。

為了得到預(yù)燃室內(nèi)混合氣對預(yù)燃室點火性能的影響規(guī)律，開發(fā)了可視化預(yù)燃室，利用先進的兩波長吸收與散射等光學測試技術(shù)，對預(yù)燃室內(nèi)氣液兩相濃度分布等混合氣形成過程進行同時測量，以獲得預(yù)燃室內(nèi)燃料霧化、蒸發(fā)、混合的特性參數(shù)。本文中基于此可視化預(yù)燃室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)進行數(shù)值仿真研究，探究預(yù)燃室內(nèi)混合氣對預(yù)燃室點火性能的影響規(guī)律，并對預(yù)燃室開發(fā)方案進行綜合評價。通過光學可視化測量技術(shù)對加濃柴油噴霧特性、燃燒特性進行可視化試驗研究，利用定容彈試驗測試數(shù)據(jù)對噴霧仿真模型進行標定以得到準確的仿真數(shù)值模型，然后基于不同噴射參數(shù)對預(yù)燃室內(nèi)的流動運動、著火點位、射流火焰?zhèn)鞑ズ皖A(yù)燃室混合氣當量比等物理量進行綜合多指標分析。通過噴射方案的定量化評價，在保證足夠預(yù)燃室點火能量的同時又提高單位燃料的利用率，最終在源頭上實現(xiàn)節(jié)能減排，為雙燃料預(yù)燃室的開發(fā)提供工程指導，進一步實現(xiàn)船用天然氣發(fā)動機稀燃極限的拓寬從而優(yōu)化天然氣船機熱效率。

1 試驗方法及裝置

為探究混合氣形成過程（霧化、蒸發(fā)、混合）及其對火焰射流的影響規(guī)律，采用光學測試技術(shù)對預(yù)燃室柴油噴霧的形成進行測量，為數(shù)值仿真模型的標定和驗證提供可靠的試驗數(shù)據(jù)。

圖1 為定容彈米氏（Mie）散射噴霧測試系統(tǒng)，定容彈用于模擬發(fā)動機的熱力學環(huán)境，有4 個光學測試窗口（直徑205 mm），其中底部窗口用于光學觀測，兩個90°窗口用于Mie 散射的光源進入。定容彈系統(tǒng)運行時，高壓氮氣經(jīng)電加熱設(shè)備加熱，氣體溫度和壓力由控制器自動控制。當定容彈系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài)時，測試區(qū)域的溫度和壓力偏差小于1%。Mie 散射成像技術(shù)廣泛用于液相成像的噴霧研究，可獲得液相噴霧的宏觀特征。如圖1 所示，連續(xù)穩(wěn)定的LED（功率150 W、光通量18 000 lm）對稱放置在定容彈的兩側(cè)。噴霧散射的光穿過底部石英窗口，經(jīng)定容彈下方的反射鏡在高速相機（Phantom VEO710）成像，相機分辨率為640 像素×536 像素，比例尺為1.978 像素/mm。高速相機的記錄頻率設(shè)置為20 kHz，記錄噴霧液相的發(fā)展，曝光時間為10 μs。燃料噴射時間和相機拍攝時間由同步發(fā)生器通過電子控制單元（electronic control unit，ECU）控制。

圖1 定容彈Mie 散射噴霧測試系統(tǒng)

在固定容積的可視化預(yù)燃室（預(yù)燃室總?cè)莘e占余隙容積的2%）中，適配一款6 孔柴油噴油器。通過噴油器單次噴油量測試，獲得準確的噴油參數(shù)。燃油種類為0 號柴油，噴油壓力為80 MPa～220 MPa，燃油溫度為50 ℃。表1、表2 分別列出了單段噴射與兩段噴射的試驗工況參數(shù)，通過對脈寬的精確設(shè)置保持噴油量恒定。燃料溫度均為323 K。燃燒定容彈中的環(huán)境介質(zhì)是氮氣。環(huán)境壓力范圍為2.5 MPa～6.0 MPa，以對應(yīng)發(fā)動機不同負荷時的缸壓，環(huán)境溫度在各工況下均為750 K（該設(shè)置參考了雙燃料發(fā)動機缸內(nèi)熱力條件）。

表1 自由噴霧單段噴射測試工況(當量比恒定)

表2 自由噴霧兩段噴射測試工況

2 數(shù)值模擬方法

2.1 預(yù)燃室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)

圖2 為光學可視化預(yù)燃室實物圖。預(yù)燃室長度為90 mm，寬度為80 mm，高30 mm，噴油嘴產(chǎn)生放射狀均勻角度間隔的6 束油束，在預(yù)燃室中按照中心線對稱布置油束，兩邊各布置3 束，以充分利用預(yù)燃室空間，射流通孔數(shù)量為兩孔，孔徑均為3.8 mm，兩孔間的夾角為60°。預(yù)燃室結(jié)構(gòu)與油束布置如圖3 所示。

圖2 可視化預(yù)燃室

圖3 預(yù)燃室結(jié)構(gòu)與油束布置圖

通過三維商業(yè)軟件CONVERGE v3.0 對某二沖程柴油–天然氣雙燃料發(fā)動機主燃室與預(yù)燃室模型進行了數(shù)值模擬研究，此發(fā)動機為缸內(nèi)噴射天然氣發(fā)動機，具體尺寸規(guī)格如表3 所示。圖4 為發(fā)動機上止點時刻的主燃室與預(yù)燃室?guī)缀文Ｐ?。預(yù)燃室對稱設(shè)置在缸頂邊緣，通過射流通道孔與主燃室相連接，預(yù)燃室的總?cè)莘e為余隙容積的2%。

表3 試驗發(fā)動機參數(shù)

圖4 上止點時刻預(yù)燃室及主燃室?guī)缀文Ｐ?/p>

2.2 數(shù)值仿真模型設(shè)置

考慮到低速二沖程發(fā)動機全負荷狀態(tài)下的轉(zhuǎn)速僅為110 r/min，并且為研究預(yù)燃室的混合氣形成與燃燒和預(yù)燃室射流引燃的燃燒特性，本文以余隙容積為定容環(huán)境進行仿真研究。在三維計算流體力學CONVERGE 軟件中選擇RNGk-ε湍流模型。模擬中用甲烷替代天然氣，并設(shè)置為流場空間中固定當量比的預(yù)混氣體，用正庚烷替代加濃燃料，具體仿真設(shè)置參數(shù)如表4 所示。

表4 仿真模型設(shè)置

為保證仿真精度，本次仿真基礎(chǔ)網(wǎng)格為8 mm，在重要區(qū)域采用局部嵌入精細網(wǎng)格。設(shè)置自適應(yīng)網(wǎng)格進行3 倍加密，網(wǎng)格尺寸為2 mm 的固定嵌入，最大網(wǎng)格數(shù)為100 萬個，并對其做網(wǎng)格無關(guān)性驗證。所有邊界都對溫度和速度使用壁面邊界條件。整個邊界對工質(zhì)、被動標量、湍流動能和壓力使用Neumann邊界條件。Dirichlet 邊界條件應(yīng)用于湍流耗散率。為驗證模型的準確性，依據(jù)文獻［11］中同一發(fā)動機的試驗數(shù)據(jù)，設(shè)置了相同的工況與幾何模型，對比了平均壓力曲線。同時，為了節(jié)省計算時間與資源，模擬了發(fā)動機從噴油開始前時刻（上止點后-10°曲軸轉(zhuǎn)角）到燃燒結(jié)束（上止點后30°曲軸轉(zhuǎn)角）的流場及其燃燒過程。

2.3 數(shù)值模型的標定與驗證

因噴霧霧化過程的復雜性，為保證模型的準確性，通過實測的噴霧數(shù)據(jù)標定了噴霧模型。工況4的噴霧宏觀形態(tài)測試結(jié)果和模擬仿真結(jié)果對比如圖5 所示，其噴霧宏觀特性均保持一致。

圖5 柴油噴霧的形態(tài)對比

蒸發(fā)態(tài)噴霧的貫穿距統(tǒng)計值為6 束噴霧的平均值，試驗及仿真計算結(jié)果如圖6 所示。其噴射壓力為180 MPa，噴射脈寬為1.689 ms，環(huán)境溫度為750 K，環(huán)境壓力為4 MPa。根據(jù)文獻［13］中撞壁噴霧的試驗數(shù)據(jù)對噴霧仿真模型進行了標定，具體工況參數(shù)為：撞壁距離為4 cm，環(huán)境溫度為723 K，環(huán)境壓力為4 MPa，噴油壓力為180 MPa，噴油脈寬為1.52 ms，壁面溫度為303 K，噴嘴直徑為0.26 mm，噴油質(zhì)量為25 mg。圖7 為撞壁噴霧下噴霧模型標定結(jié)果。高溫高壓下噴霧仿真結(jié)果與實測結(jié)果具有較好的一致性。

圖6 蒸發(fā)態(tài)自由噴霧的貫穿距對比

圖7 噴霧撞壁模型試驗與模擬結(jié)果對比

圖8 為發(fā)動機75% 負荷、初始壓力6 MPa、溫度682 K 時的試驗值［12］與本研究的數(shù)值計算曲線。由圖8 可見，模擬值與實測值在起始段與下降段重合，模擬值的峰值壓力略高于試驗值，整體有較好的一致性。

圖8 壓力曲線驗證

2.4 數(shù)值模擬工況條件

為了研究預(yù)燃室內(nèi)混合氣形成過程及其對火焰射流的影響規(guī)律，本文中通過設(shè)置不同的噴射參數(shù)來獲得不同工況下的混合氣的分布。表5 為兩孔預(yù)燃室孔距為10 mm 時不同噴油壓力下的工況設(shè)置，表6 為兩段噴射的數(shù)值模擬工況參數(shù)。兩段噴射數(shù)值模擬工況的噴油壓力均為180 MPa，環(huán)境壓力為4 MPa，環(huán)境流通截面積A為22.7 mm2，溫度為750 K。分別改變預(yù)噴量與間隔，噴油正時均為-5.3°，預(yù)燃室射流孔均為兩孔，孔徑均為3.8 mm，射流噴孔間的夾角固定為60°。

表5 單段噴射數(shù)值模擬工況

表6 兩段噴射數(shù)值模擬工況

3 結(jié)果與分析

3.1 預(yù)燃室內(nèi)混合氣的形成

預(yù)燃室內(nèi)混合氣的形成是燃油噴射與內(nèi)部氣流相互作用的結(jié)果，改變噴射參數(shù)會改變噴霧、混合特性并對混合氣的形成過程產(chǎn)生影響，所以詳細研究流場運動與噴霧是研究混合氣形成的前提。

選取了預(yù)燃室射流噴孔、噴油器噴嘴中心截面的速度場與宏觀噴霧燃油粒子分布進行分析。圖9為不同噴射條件下噴霧與混合氣形成過程。受噴霧射流與氣流運動的影響，噴射過程中柴油束不斷霧化混合，且油束貫穿能力和霧化能力隨噴射壓力增加而增強。從速度分布場可以看出噴霧撞擊預(yù)燃室壁面造成了燃油濕壁，反彈的液滴也在預(yù)燃室內(nèi)部改變流動方向，并且工況3 中在預(yù)燃室壁面兩側(cè)明顯形成滾流中心，射流通孔內(nèi)速度較大，預(yù)燃室內(nèi)部開始著火（即曲軸轉(zhuǎn)角為-5.1°）時形成了局部壓力梯度，通孔附近的柴油液滴及部分燃料混合氣經(jīng)通孔流失出預(yù)燃室，進一步影響了后續(xù)混合氣的形成。預(yù)燃室內(nèi)噴霧的霧化及濕壁與燃料流動對混合氣的形成有著至關(guān)重要的影響。

圖9 不同工況下預(yù)燃室內(nèi)速度分布

3.1.1 霧化質(zhì)量及濕壁現(xiàn)象

提高噴射壓力可以在初期顯著增強噴霧的霧化能力，加快蒸發(fā)速率。圖10 為環(huán)境壓力4 MPa、環(huán)境溫度750 K 時不同噴射壓力下的索特平均直徑。由圖10 可知，隨著噴射壓力的升高，索特平均直徑減小，霧化與蒸發(fā)改善，有利于預(yù)燃室中柴油的著火燃燒。

圖10 不同噴射壓力下索特平均直徑

然而，過高的噴射壓力可能帶來預(yù)燃室內(nèi)濕壁嚴重的問題。圖11 為不同噴射參數(shù)下燃油濕壁質(zhì)量分數(shù)的統(tǒng)計結(jié)果。其中，撞壁油膜比例αfilm的定義如式（1）所示。

圖11 不同工況下燃油濕壁比例

式中，mfilm為噴霧附著于壁面的油膜總質(zhì)量；minj為總噴射量。

不同噴射壓力下的撞壁油膜比例有較大的差異，240 MPa 噴射壓力下達到13%，是120 MPa 時濕壁量的2.5 倍，由此表明噴射壓力是影響濕壁量的主要因素。另外，相同噴射壓力下，采用兩段噴射亦可改善濕壁現(xiàn)象（降低約20% 的撞壁油膜質(zhì)量），并且在一定程度上增加預(yù)噴比例也有利于減少濕壁量。

上述結(jié)果表明噴射參數(shù)（噴油壓力、噴油策略）對預(yù)燃室內(nèi)加濃柴油的霧化特性和濕壁特性具有顯著影響，而混合氣霧化特性和濕壁現(xiàn)象會直接影響預(yù)燃室內(nèi)的燃燒過程。圖12 為不同噴射壓力下預(yù)燃室內(nèi)平均壓力曲線。從圖12 中可以看出，當噴射壓力為180 MPa 時有最高的預(yù)燃室平均壓力峰值，這可能是由于過大的噴射壓力（240 MPa）導致較嚴重的濕壁，而較低的噴射壓力（120 MPa）下柴油霧化效果不佳。在同時考慮預(yù)燃室內(nèi)霧化質(zhì)量與濕壁量時，預(yù)燃室加濃燃料存在一個最佳噴射壓力區(qū)間。

圖12 不同噴射壓力下預(yù)燃室內(nèi)平均壓力曲線

3.1.2 混合氣形成與燃料損失

研究發(fā)現(xiàn)，燃料的濃度分布和初始著火點的位置直接影響了燃料流失質(zhì)量。圖13 為工況3 中4 個時刻下中間截面處正庚烷的質(zhì)量分布。隨著加濃柴油噴霧的發(fā)展，噴霧在預(yù)燃室內(nèi)形成滾流混合氣，濃混合氣主要分布于周圍和頂部，形成了具有明顯分層的甲烷–柴油雙燃料混合氣。曲軸轉(zhuǎn)角為-4.8°時，兩側(cè)壁面附近形成火核并進行擴散燃燒，此時隨著燃燒熱量的釋放，預(yù)燃室內(nèi)混合氣受熱膨脹，未燃燒的雙燃料混合物在壓力梯度下經(jīng)射流通孔被擠壓出預(yù)燃室腔體進入主燃室，最終導致部分混合氣損失，實際燃料利用率下降。定義燃料流出速率為單位時間內(nèi)流經(jīng)預(yù)燃室兩射流孔流道截面的正庚烷與甲烷的質(zhì)量，統(tǒng)計流過預(yù)燃室射流孔截面的燃料的質(zhì)量流率得到流出速率隨時間的變化曲線，燃料流失比例為燃料流出速率的總積分量與總?cè)剂腺|(zhì)量之比。圖14 為正庚烷與甲烷經(jīng)通孔的流出速率曲線。因噴射參數(shù)不同，混合氣中燃料濃度分布和初始著火點位置的差異導致各工況下燃料損失有明顯差別。

圖13 工況3 正庚烷質(zhì)量分布

圖14 燃料經(jīng)通孔流失質(zhì)量流率曲線

定義初始著火點距離射流通孔口的最短距離為著火點距離。圖15 為預(yù)燃室內(nèi)混合氣當量比分布。如圖15 所示，單段噴射起始著火點位置離中軸線較遠，并呈現(xiàn)出從兩側(cè)向中間擴散燃燒的趨勢。因為在預(yù)燃室中的單段噴射的混合氣類似于柴油機的壓燃燃燒方式，火焰橫向傳播速度較快，所以從兩側(cè)向中心傳播的火焰擴散鋒面會擠壓位于預(yù)燃室中間區(qū)域的未燃混合氣，導致混合氣從中部的射流孔流出到主燃室，增大燃料的流失量，在240 MPa 下達到16.7% 的損失；兩段噴射時各工況的燃料流失量均低于單段噴射，最低為8%，僅為單段噴射工況的一半。比較初始著火點的位置與形態(tài)可知其明顯不同于單段噴射的工況。兩段噴射的混合氣在中央?yún)^(qū)域更為稀薄，混合氣分層更為明顯，化學當量比混合氣占比更大。圖16 為預(yù)燃室內(nèi)混合氣OH 基團分布。如圖16 所示，兩段噴射著火點呈現(xiàn)出多點燃燒的特性，從頂部延伸至射流孔附近，著火點距離比單段噴射更近并更靠近預(yù)燃室中心，能更快速地引燃通孔附近的混合氣，同時擴散的距離更短，熱量得以及時從射流孔釋放，避免聚集在預(yù)燃室內(nèi)部形成局部高壓。

圖16 預(yù)燃室內(nèi)混合氣OH 基團分布

3.2 預(yù)燃室內(nèi)混合氣分布對射流點火的影響

混合氣特性對預(yù)燃室的點火及燃燒產(chǎn)生直接的影響。圖17 為控制體的放熱率變化情況。點燃階段定義為從預(yù)燃室開始燃燒放熱到主燃室著火，如圖17 中虛線框的范圍所示；預(yù)燃室燃燒持續(xù)期定義預(yù)燃室開始燃燒并達到峰值后下降至放熱谷點的階段，如圖17中實線框范圍所示。如圖17 所示，在燃燒過程中點燃階段的前期有明顯差異，工況4、工況6 兩段噴射工況下預(yù)燃室內(nèi)燃燒持續(xù)時間均比單段噴射時更長，意味著射流火焰持續(xù)期更久。工況4 的峰值放熱率低于工況6，這是因為預(yù)噴量的增加使燃油混合氣的局部當量比更快地接近化學當量比，能更快地燃燒；在單段噴射工況中，240 MPa 下有最高的放熱率峰值，但是燃燒持續(xù)期最短，這是濕壁量與燃料流失率共同影響的結(jié)果。同時根據(jù)放熱峰值持續(xù)期與燃料利用率統(tǒng)計呈現(xiàn)出明顯的一致性，在濕壁量差異不明顯的兩段噴射工況下，隨著燃料流失率的增加，放熱峰值持續(xù)期縮短，即燃料的利用總量決定了預(yù)燃室的點火總能量。

圖17 控制體內(nèi)放熱率變化曲線圖

圖18 為不同當量比混合氣的質(zhì)量分布統(tǒng)計。如圖18 所示，在混合氣形成初期，單段噴射所形成的混合氣均勻性優(yōu)于兩段噴射。這是因為在混合氣形成的前期單段噴射有更強的滾流，而兩段噴射時當量比的分層更為明顯。在混合氣發(fā)展的中后期，隨著初期混合氣的燃燒，預(yù)燃室溫度上升，有利于兩段噴射的第2 段噴霧的霧化蒸發(fā)，因此此時兩段噴射相較于單段噴射有更好的混合氣均勻性，質(zhì)量分數(shù)集中在0.8～1.2 之間，當量比分布更均勻。

圖18 當量比–質(zhì)量分數(shù)分布圖

圖19 為預(yù)燃室內(nèi)氮氧化物生成量曲線。如圖19 所示，隨著預(yù)噴射間隔和預(yù)噴比例增加，預(yù)燃室內(nèi)的當量比分層度進一步降低，氮氧化物的生成量也減少。但隨著預(yù)噴射間隔和預(yù)噴比例的增加，峰值放熱率會下降，導致在稀燃工況下預(yù)燃室內(nèi)燃燒速率減緩，整體上表現(xiàn)出點火性能的下降，因此在選擇噴油策略時應(yīng)當綜合考慮。

圖19 預(yù)燃室內(nèi)氮氧化物的生成量

研究發(fā)現(xiàn)，控制預(yù)燃室內(nèi)的混合氣的濃度分布可以改變預(yù)燃室的點火能力，噴霧混合氣發(fā)展的前期應(yīng)提高預(yù)燃室內(nèi)的當量比分層，并匹配著火點以減小燃料損失，延長放熱持續(xù)期，而后期應(yīng)當增大混合氣的均勻性，獲得更均勻的濃度分布，減少過濃區(qū)形成局部高溫環(huán)境從而減少氮氧化物的生成。然而對于帶有預(yù)燃室的雙燃料發(fā)動機，諸多因素和多項指標耦合在一起，影響復雜，在預(yù)燃室內(nèi)噴油策略應(yīng)根據(jù)發(fā)動機實際工況需求進行控制，來實現(xiàn)動力點火性能和排放性能的折中優(yōu)化和設(shè)計需求。

3.3 多指標綜合評價

通過主觀分析的方法評價混合氣控制方案很容易存在片面性，無法直觀且全面地完成方案綜合評價，且單獨參數(shù)評價不便于科學分析。為多方位地反映預(yù)燃室的性能指標，消除主觀判斷的片面性，本文中構(gòu)建了雷達圖多指標對比模型，為不同方案下的預(yù)燃室設(shè)計提供直觀標準化的參考和定量綜合評價。

進行雷達圖分析前需要先對各指標進行標準化處理［14］，通常峰值壓力、火焰貫穿長度、著火面積比例為正向指標；索特平均直徑（Sauter mean diameter，SMD）、燃料流失率、氮氧化物生成量等定量指標屬于逆向指標。首先應(yīng)將逆向指標進行正向化，通常采用式（2）對兩類指標進行標準化［15］。

式中，k為適度值；rij為評價指標數(shù)值，下標i、j分別表示綜合評價指標中的第i、j個指標為評價指標轉(zhuǎn)化值。

式中，m為組成雷達圖面積的三角形數(shù)量；n為指標總數(shù)量；Ri、Rj為雷達圖中數(shù)軸形成的邊的邊長為各邊長之和；θij為Ri、Rj兩條邊形成的夾角；Cn為無量綱化參數(shù)，其平方表示各指標均為1 時的總面積。雷達圖反映了多指標的均衡性，相同面積參數(shù)下，圖形越接近正多邊形則各項性能指標越均衡。最終的綜合定量指標通過兩參數(shù)的幾何平均數(shù)r′ij得到，如式（5）所示，通過數(shù)值的大小進行多指標的綜合比較。

本文中通過8 項指標來進行點火性能的綜合評價，如圖20 所示。通過綜合指標的計算進行定量排序，如表7 所示。綜合指標越大則表示總體優(yōu)勢越大，其最終排序為工況6、工況2、工況4、工況1、工況5、工況3。其中，工況6 噴射壓力為180 MPa，預(yù)噴量為50%，噴射間隔為1.67 ms，此方案各項指標較為均衡，綜合性能最優(yōu)。

表7 綜合指標結(jié)果

圖20 多指標綜合評價雷達圖

4 結(jié)論

（1）在發(fā)動機預(yù)燃室內(nèi)，需要同時考慮濕壁量與霧化質(zhì)量對混合氣的影響。對于本研究中的預(yù)燃室來說，存在一個最佳壓力匹配區(qū)間，且在相同噴射壓力下采用兩段噴射可以減少預(yù)燃室的燃油濕壁量，最大降幅為20%。

（2）預(yù)燃室內(nèi)燃料損失量受混合氣的分布與著火點位置的影響?；瘜W當量比混合氣周向近壁面分布時，初始著火點遠離噴孔，燃料流失率達18%；相比之下，化學當量比混合氣更靠近中心與頂部區(qū)域可以形成多點壓燃，放熱持續(xù)時間更長，燃料損失可減少40%。

（3）預(yù)燃室內(nèi)混合氣的當量比分布特性對射流點火有明顯影響。在燃油噴射壓力相同的情況下，如果在噴霧混合氣形成的前期增強預(yù)燃室內(nèi)的混合氣濃度分層，則燃料損失減小，放熱持續(xù)期增長，點火能力提高。

（4）通過雷達圖分析法同時對預(yù)燃室的混合氣形成質(zhì)量、點火能力、氮氧化物生成量、燃料利用率等多項指標進行了綜合評價，定量排序獲得了噴射壓力180 MPa、預(yù)噴50%、噴射間隔為1.67 ms 的最佳控制方案。