雙層分流燃燒室結(jié)構(gòu)及噴射參數(shù)智能優(yōu)化

郭強(qiáng)，馬彪，劉杰

(北京交通大學(xué) 機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京 100044)

隨著排放法規(guī)的日益嚴(yán)格和汽車(chē)電氣化、智能化的發(fā)展，傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)面臨越來(lái)越多的挑戰(zhàn).據(jù)中國(guó)移動(dòng)源環(huán)境管理年報(bào)統(tǒng)計(jì)，汽車(chē)是機(jī)動(dòng)車(chē)大氣污染排放的主要貢獻(xiàn)者，貨車(chē)的NOx和顆粒(PM)排放量明顯高于客車(chē)，其中重型柴油貨車(chē)是主要貢獻(xiàn)者[1].因而如何改善重型柴油內(nèi)燃機(jī)的燃燒及排放特性迫在眉睫.雖然采用選擇性催化還原技術(shù)(SCR)和顆粒捕集器(DPF)等[2-4]后處理系統(tǒng)能顯著降低尾氣排放，但成本會(huì)大大增加.只有降低缸內(nèi)污染物的生成水平才能降低對(duì)后處理器的依賴程度.因此，需要開(kāi)展柴油機(jī)缸內(nèi)燃油噴霧、燃燒室結(jié)構(gòu)和壓縮比等參數(shù)的優(yōu)化匹配，從而提高發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率、降低污染物排放.

通過(guò)優(yōu)化柴油機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)能夠改善缸內(nèi)油、氣混合過(guò)程，提高缸內(nèi)空氣利用率，最新提出的燃燒系統(tǒng)包括天津大學(xué)的BUMP 燃燒系統(tǒng)[5]、北京理工大學(xué)LSCS 側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)[6]和MSCS 復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)[7]以及AVL 公司的凹角縮口型燃燒室等[8].除此之外，帶有圓形導(dǎo)向碰撞臺(tái)的直噴柴油機(jī)雙層分流燃燒系統(tǒng)能夠改善燃油碰壁和霧化效果，通過(guò)將燃燒室形狀和噴射油束相配合，能實(shí)現(xiàn)燃油噴霧的雙層分流和二次霧化，從而有效利用壓縮余隙的空氣，使得油、氣混合更加充分[9].研究表明，雙層分流燃燒系統(tǒng)中燃油密度分布更加均勻，使得燃燒過(guò)程中燃燒室內(nèi)溫度分布也相對(duì)均勻[10].在柴油機(jī)氮氧化物排放量平均增加12.4%的情況下，其油耗和碳煙排放分別平均降低5.5%和25.5%[11].此外，通過(guò)對(duì)不同噴油壓力、噴油提前角和噴嘴伸出長(zhǎng)度等噴射參數(shù)與雙層分流燃燒室的優(yōu)化匹配，能夠有效地改善柴油機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性和排放性能[12].付 垚等[13]研究表明，提高噴油壓力和提前噴油正時(shí)均增大了燃油噴霧的分布范圍；降低碰撞臺(tái)位置和增大上層燃燒空間容積有利于燃燒室頂層空間的利用.然而由于雙層分流燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)和噴射參數(shù)較多，對(duì)其進(jìn)行多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化較為困難.目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)噴油噴射參數(shù)和燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行耦合優(yōu)化的研究較少.

筆者以雙層分流燃燒室為研究對(duì)象，通過(guò)采用NSGA-Ⅱ遺傳算法耦合KIVA-3V 程序，對(duì)燃油噴射參數(shù)、燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)的多目標(biāo)進(jìn)行了智能優(yōu)化研究.在優(yōu)化過(guò)程中，以發(fā)動(dòng)機(jī)的指示燃油消耗率、NOx和碳煙排放作為優(yōu)化目標(biāo)，以柴油噴射定時(shí)和噴孔夾角兩個(gè)噴油噴射參數(shù)、含壓縮比在內(nèi)6個(gè)燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)以及渦流比作為優(yōu)化參數(shù)，獲得了不同參數(shù)匹配的Pareto 優(yōu)化解集.同時(shí)對(duì)比分析了3個(gè)特征工況點(diǎn)的缸內(nèi)壓力及放熱率曲線、污染物生成特性和缸內(nèi)溫度及污染物的空間分布.

1 試驗(yàn)裝置及仿真模型

1.1 試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)及結(jié)構(gòu)參數(shù)

試驗(yàn)采用的發(fā)動(dòng)機(jī)型號(hào)為濰柴WP10 直列6 缸重型柴油機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示.試驗(yàn)中，采用Horiba 7100 氣體分析儀與 AVL 415 煙度計(jì)進(jìn)行尾氣排放的測(cè)試，使用Horiba 7100 氣體分析儀中的不分光紅外分析儀(NDIR)測(cè)量CO2和CO 排放；采用化學(xué)發(fā)光分析儀(CLD)測(cè)量NOx排放；利用氫火焰離子化學(xué)分析儀(FID)測(cè)量HC 排放.使用AVL 415 濾紙式煙度計(jì)測(cè)量尾氣中的碳煙排放.

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)及噴油器參數(shù)Tab.1 Engine structure and injector parameters

1.2 仿真模型

采用KIVA-3V 程序開(kāi)展柴油發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程的計(jì)算研究[14].其中，湍流模型采用RNGκ-ε 模型[15]，液滴的初次以及二次破碎過(guò)程采用KH-RT 模型進(jìn)行仿真[16]，柴油噴射燃燒過(guò)程采用PaSR 燃燒模型進(jìn)行模擬[17]，噴霧碰壁模型采用Han等[18]模型進(jìn)行模擬，碳煙的生成以及氧化過(guò)程采用瑞典Golovitchev等[19]提出的基于詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)的碳煙模型進(jìn)行預(yù)測(cè)，NOx生成過(guò)程采用擴(kuò)展的Zeldovich 機(jī)理進(jìn)行模擬[20].

2 柴油機(jī)燃燒過(guò)程優(yōu)化方法

2.1 NSGA-Ⅱ遺傳算法

由于柴油機(jī)的優(yōu)化目標(biāo)較多，同時(shí)各優(yōu)化目標(biāo)之間存在trade-off 關(guān)系，因而一般需要采用多目標(biāo)函數(shù)優(yōu)化方法進(jìn)行優(yōu)化.目前多目標(biāo)智能優(yōu)化算法較多，其中非支配排序遺傳算法NSGA-Ⅱ是目前的研究熱點(diǎn)[21-22].該方法具有遺傳學(xué)的基本特點(diǎn)，具備多方向和全局搜索，同時(shí)潛在優(yōu)化種群能夠一代又一代地維持下來(lái).由于多目標(biāo)優(yōu)化中的優(yōu)化目標(biāo)是相互制約的，因而多目標(biāo)優(yōu)化問(wèn)題的解并不唯一，通常存在一個(gè)最優(yōu)解的集合，稱之為Pareto 最優(yōu)解[23].NSGA-Ⅱ中采用擁擠度比較算子進(jìn)行人口選擇，擁擠度表示在種群中給定點(diǎn)的周?chē)鷤€(gè)體的密度，直觀上用個(gè)體i 周?chē)话溆鄠€(gè)體的最大長(zhǎng)方形的周長(zhǎng)來(lái)表示，具體如圖1 所示.根據(jù)非支配關(guān)系以及個(gè)體擁擠度選出Pareto 前沿最優(yōu)解.

圖1 NSGA-Ⅱ中擁擠度計(jì)算方法Fig.1 Calculation method of the crowding-distance in NSGA-Ⅱ

2.2 優(yōu)化目標(biāo)及約束條件

選取的優(yōu)化目標(biāo)包括NOx排放、碳煙(soot)排放和指示燃料消耗率(ISFC).在計(jì)算過(guò)程中通過(guò)設(shè)置最大壓力升高率 (dp/d?)max＜2 MPa/(°)CA、缸內(nèi)峰值壓力 pmax≤20 MPa 和最大指示燃油消耗率ISFC≤250 g/(kW·h)作為約束條件，從而排除由于參數(shù)匹配不當(dāng)導(dǎo)致的爆震、機(jī)械負(fù)荷過(guò)高或燃料未能完全燃燒等現(xiàn)象，確保發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在合理的工況范圍內(nèi).

2.3 優(yōu)化設(shè)計(jì)變量及其取值范圍

所優(yōu)化的參數(shù)包括柴油噴射定時(shí)、噴孔夾角和6個(gè)燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)(中心凸臺(tái)高度H2、最大底部半徑L1、喉部半徑L2、上層燃燒室高度H3、上層燃燒室寬度L3、壓縮比及渦流比).表2 為原機(jī)參數(shù)和優(yōu)化過(guò)程中9 個(gè)參數(shù)的取值范圍，其中BTDC 代表壓縮上止點(diǎn)前，ATDC 代表壓縮上止點(diǎn)后，TDC 代表壓縮上止點(diǎn).燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)定義如圖2 所示，圖中H1為燃燒室深度.

圖2 雙層分流燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)定義Fig.2 Definition of geometry parameters of double-layer diverging combustion chamber

表2 優(yōu)化參數(shù)及其變化范圍Tab.2 Optimization parameters and their range of variation

計(jì)算過(guò)程只考慮從進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉到排氣門(mén)打開(kāi)期間燃燒室內(nèi)進(jìn)行的壓縮、燃油噴射、油氣混合及燃燒過(guò)程，計(jì)算區(qū)間為從進(jìn)氣門(mén)關(guān)閉角(150°CA BTDC)至排氣門(mén)開(kāi)啟角(126°CA ATDC).所采用發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室為中心對(duì)稱結(jié)構(gòu)，且噴油器的位置在燃燒室中心處，因此，為了提高計(jì)算效率，選取整個(gè)燃燒室的八分之一進(jìn)行計(jì)算.

3 模型驗(yàn)證

為了確保燃燒過(guò)程計(jì)算中數(shù)值模型選取的正確性以及網(wǎng)格劃分的合理性，選取不同噴油時(shí)刻和原機(jī)算例，進(jìn)行了模型的驗(yàn)證分析，驗(yàn)證參數(shù)包括缸內(nèi)壓力、放熱率以及污染物排放.

橋面鋼纖維混凝土鋪裝施工橫向伸縮縫應(yīng)根據(jù)要求設(shè)置，橫向縮縫自墩頂開(kāi)始每隔25m的距離設(shè)置，并確保橫向縮縫與橋頂兩側(cè)防撞欄縮縫對(duì)齊。綜合考慮鋼纖維混凝土初凝的環(huán)境溫度和澆筑所需時(shí)間進(jìn)行切縫施工，通常切縫深度為2～3cm，并根據(jù)工程實(shí)際選擇優(yōu)質(zhì)填縫料灌縫。完成混凝土澆筑后，及時(shí)進(jìn)行混凝土養(yǎng)護(hù)，本工程采用噴水養(yǎng)護(hù)和噴灑養(yǎng)護(hù)劑的方式，以減少混凝土面層干裂，確保工程質(zhì)量與美觀。

3.1 不同噴油時(shí)刻仿真結(jié)果驗(yàn)證

圖3 給出了當(dāng)柴油噴油時(shí)刻為-8°CA ATDC 及0°CA ATDC 時(shí)計(jì)算得到的缸內(nèi)壓力和放熱率曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比.當(dāng)噴油時(shí)刻為-8°CA ATDC時(shí)，仿真得到的缸內(nèi)壓力及放熱率曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；預(yù)測(cè)的著火時(shí)刻與試驗(yàn)結(jié)果較一致，預(yù)測(cè)的缸內(nèi)壓力、放熱率趨勢(shì)及大小與試驗(yàn)結(jié)果接近.當(dāng)噴油時(shí)刻為0°CA ATDC時(shí)，試驗(yàn)值和仿真值略有差異，缸壓峰值相差為0.06 MPa，偏差約為0.45%，此時(shí)對(duì)應(yīng)的相位差為2.42°CA ATDC，相對(duì)誤差較小，說(shuō)明采用的噴霧破碎及燃燒模型等能夠準(zhǔn)確地模擬柴油的噴霧及燃燒過(guò)程.

圖3 缸內(nèi)壓力和放熱率曲線計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.3 Comparison of the calculation and experimental results of cylinder pressures and heat release rates

3.2 原機(jī)算例仿真結(jié)果驗(yàn)證

在轉(zhuǎn)速為1 200 r/min、循環(huán)噴油量為150 kg/h時(shí)，分別選取噴油時(shí)刻為-8°CA ATDC 及0°CA ATDC 為原機(jī)案例A 和案例B.圖4 給出了兩個(gè)原機(jī)算例仿真預(yù)測(cè)的NOx和soot 排放與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比.NOx排放預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，soot 排放的預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值僅有略微差異，表明所選擇的排放模型能夠用于準(zhǔn)確模擬柴油機(jī)的污染物計(jì)算.

圖4 NOx 和soot排放仿真值與試驗(yàn)值的對(duì)比Fig.4 Comparison of calculation and experimental results of NOx and soot emissions

4 結(jié)果和討論

4.1 多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化結(jié)果

圖5 為采用KIVA-3V 耦合NSGA-Ⅱ程序進(jìn)行柴油機(jī)燃燒過(guò)程優(yōu)化計(jì)算得到的所有解和Pareto 最優(yōu)解的NOx排放、soot 排放和ISFC 的三維分布.使用KIVA3V-NSGA-Ⅱ耦合計(jì)算得到的解廣泛分布于三維目標(biāo)空間中，Pareto 最優(yōu)算例分布于最接近理想點(diǎn)的前沿面上，同時(shí)遺傳算法的選擇策略確保了空間分布的多樣性.

圖5 優(yōu)化結(jié)果 NOx 排放、soot排放和ISFC的三維分布Fig.5 Three-dimensional distribution diagram of the calculated NOx emissions，soot emissions and ISFC

圖6 為采用KIVA3V-NSGA-Ⅱ耦合計(jì)算得到的所有解與Pareto 最優(yōu)解的二維分布.由圖6a 可知，NOx和soot 排放呈現(xiàn)出明顯的trade-off 關(guān)系，soot 排放減少將導(dǎo)致NOx排放增加，反之亦然.部分Pareto前沿算例的soot 排放明顯低于原機(jī)算例，但是NOx排放顯著升高.某些Pareto 前沿算例NOx排放低于原機(jī)算例，然而soot 排放顯著惡化.圖6b中，NOx排放和ISFC 之間存在一定的trade-off 關(guān)系，ISFC 的降低導(dǎo)致NOx排放顯著升高.與原機(jī)算例相比，部分Pareto 算例的ISFC 明顯降低，但NOx排放略微升高.同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，原機(jī)算例幾乎位于Pareto 前沿鋒面上，在圖6b 中選取3 個(gè)特征工況點(diǎn)，包括ISFC 最小(工況1)、NOx排放最小(工況3)以及NOx排放和ISFC 同時(shí)最小(工況2)，做后續(xù)特征點(diǎn)的研究.

圖6 所有解與Pareto最優(yōu)解的二維分布Fig.6 Two-dimensional distribution for all solutions and Pareto optimal solutions

4.2 Pareto前沿參數(shù)優(yōu)化結(jié)果

利用遺傳算法進(jìn)行多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化的過(guò)程中，以NOx排放、soot 排放和ISFC 共3 個(gè)參數(shù)作為優(yōu)化目標(biāo)，得到的Pareto 最優(yōu)前沿解集具有較低的排放和燃油消耗率，結(jié)果如表3 所示.柴油噴射正時(shí)始終分布于上止點(diǎn)前0°～16°CA內(nèi)，說(shuō)明不同噴油時(shí)刻均有各自的排放或燃油消耗率的優(yōu)勢(shì)，因而能夠被選為Pareto 前沿解.Pareto 前沿噴孔夾角向160°、153°、135°和128°集中.當(dāng)噴孔夾角高于150°時(shí)，油束主要位于燃燒室上部空間，油束撞擊碰撞平臺(tái)后，分為上、下兩層，氣缸內(nèi)的空氣利用率較為充分.當(dāng)噴孔夾角較小時(shí)，油束主要位于燃燒室中下部空間，上層燃燒室內(nèi)空氣利用率較小.最優(yōu)解集的渦流比分別為1.96、1.72、1.52、1.27 和0.25 左右，說(shuō)明較大的渦流比有利于降低柴油機(jī)的排放及油耗水平.優(yōu)化后的壓縮比分別為15.2、17.7 和19.5.優(yōu)化后的燃燒室的中心凸臺(tái)高度在0.55～1.40 cm 之間，下層燃燒室喉口與底部半徑的差值在-0.09～0.42 cm 之間.其中負(fù)值表示喉口半徑小于底部半徑，為縮口型燃燒室；正值為敞口型燃燒室，當(dāng)差值在0～0.05 cm 之間時(shí)，可以稱之為豎直型燃燒室.上層燃燒室優(yōu)化后的高度為0.37～0.55 cm、寬度為0.24～0.42 cm.

表3 優(yōu)化后的Pareto前沿參數(shù)Tab.3 Optimized Pareto cutting edge parameters

4.3 特征點(diǎn)燃燒及排放特性對(duì)比

為了進(jìn)一步對(duì)比燃燒參數(shù)對(duì)燃燒及排放的影響特性，從圖6b 中選取3 個(gè)特征工況點(diǎn)，其參數(shù)如表4所示.圖7 給出了3 個(gè)特征工況的缸內(nèi)壓力及放熱率曲線，結(jié)合表4 可知，工況1 和工況2 的壓縮比較為接近，但工況1 的噴油提前角與工況2 相比較為提前，因而著火時(shí)刻較早，使得缸內(nèi)壓力峰值明顯高于工況2.由于工況3 的壓縮比最低，噴油時(shí)刻最遲，因而著火時(shí)刻最晚，缸內(nèi)壓力峰值最低.從放熱率峰值來(lái)看，工況1 至工況3 的放熱率峰值呈現(xiàn)出略微降低的趨勢(shì).工況1 的噴孔夾角最大，接近160°，因而燃油噴射時(shí)能夠較好地利用碰撞平臺(tái)形成分流.工況2 和工況3 的噴孔夾角均在140°以下，因此，噴霧油束主要占據(jù)燃燒室中下部空間，對(duì)噴霧平臺(tái)的利用較小.另外，工況3 的渦流比最大接近2.00，工況1的渦流比為1.27，工況2 的渦流比最小為0.25.

圖7 3個(gè)特征工況下的缸內(nèi)壓力及放熱率Fig.7 Cylinder pressures and heat release rates under three characteristic conditions

表4 特征工況點(diǎn)的參數(shù)Tab.4 Parameters of the characteristic operating condition

圖8 給出了3 個(gè)算例的排放特性.由于工況1的壓縮比最高，著火時(shí)刻最早，使得缸內(nèi)壓力及溫度較高，因而NOx排放生成量最大.工況3 的壓縮比最低，同時(shí)噴油時(shí)刻最晚，著火時(shí)刻在上止點(diǎn)之后，使得缸內(nèi)溫度較低，NOx排放最小.工況2 中NOx的生成量位于工況1 和工況3 之間.

圖8 3個(gè)特征工況下排放特性Fig.8 Emission generation profiles under three characteristic conditions

4.4 特征點(diǎn)溫度及污染物空間分布特性

圖9 為不同曲軸轉(zhuǎn)角下3 種特征工況下缸內(nèi)溫度、NOx和soot 排放的空間分布特性.工況2 和工況3 為敞口型燃燒室，噴油時(shí)刻較晚，因而著火時(shí)刻也較晚.工況1 為豎直型燃燒室，噴油時(shí)刻較早，并且著火時(shí)刻也較早.3 個(gè)算例的著火位置均在燃燒室中部.此外，由于工況1 的噴孔夾角較大，油束分流效果明顯，氣缸內(nèi)部空氣利用率較為充分，高溫區(qū)域分布較廣.工況2 和工況3 的噴孔夾角較小，油束射流方向在燃燒室底部，空氣利用率較低，高溫區(qū)域分布范圍較小.同時(shí)，由于工況3 采用較低的壓縮比，缸內(nèi)溫度是最低的.由于NOx的形成主要與溫度、氧濃度和反應(yīng)時(shí)間相關(guān)，因而NOx生成區(qū)域和缸內(nèi)高溫區(qū)域相吻合.

從圖9b 中可以看出，由于工況1 缸內(nèi)空氣利用率較高，燃料燃燒比較充分，因而NOx生成區(qū)域分布較為廣泛，NOx生成量最高.工況2 與工況3 相比噴油時(shí)刻較早，同時(shí)壓縮比較高，缸內(nèi)高溫區(qū)域分布相對(duì)較廣，因而NOx生成量較高.soot 的生成與溫度和當(dāng)量比相關(guān)，主要在高溫及高當(dāng)量比區(qū)域生成.

由圖9c 可以看出，工況1 雖然受到射流分流的影響，生成區(qū)域較為分散，但是大部分能夠在燃燒后期與新鮮空氣混合從而被氧化掉，因而soot 排放最低.工況2 和工況3 燃料射流分流效果較小，因而soot 生成區(qū)域主要集中在燃燒室底部區(qū)域，燃燒室上部空間的空氣利用不足，使得soot 的氧化速率較慢，從而導(dǎo)致較高的soot 排放.特別是工況3，因受缸內(nèi)較低溫度以及較弱的后期空氣卷吸效果的影響，soot氧化速率明顯不足，soot 排放量最高.

圖9 3種特征工況下的溫度及污染物空間分布特性Fig.9 Spatial distribution of cylinder temperature and emission under three characteristic conditions

5 結(jié)論

通過(guò)采用NSGA-Ⅱ遺傳算法耦合KIVA-3V 程序，開(kāi)展了雙層分流燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)和噴油噴射參數(shù)的多目標(biāo)智能優(yōu)化研究.主要結(jié)果如下：

(1) 針對(duì)柴油機(jī)中存在trade-off 關(guān)系的ISFC、NOx排放和soot 排放等優(yōu)化目標(biāo)，所采用的遺傳算法及其選擇策略能夠?qū)λx目標(biāo)進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化；所優(yōu)化的Pareto 前沿解分布區(qū)域廣泛，能夠?yàn)橄乱徊絽?shù)的選擇提供參考.

(2) 優(yōu)化后的柴油噴射正時(shí)廣泛分布于上止點(diǎn)前0°～16°CA 的范圍內(nèi)，噴孔夾角在160°、153°、135°和128°左右，渦流比在1.96、1.72、1.52、1.27 和0.25 左右，壓縮比在15.2、17.7 和19.5 左右；燃燒室中心凸臺(tái)高度在0.55～1.40 cm 之間，下層燃燒室喉口與底部半徑的差值在-0.09～0.42 cm 之間；優(yōu)化后的上層燃燒室的高度在0.37～0.55 cm 之間，上層燃燒室的寬度在0.24～0.42 cm 之間.

(3) 與不帶碰撞平臺(tái)的敞口型燃燒室相比，帶碰撞平臺(tái)的雙層分流型燃燒室能夠通過(guò)優(yōu)化匹配噴油時(shí)刻、噴油角度與碰撞凸臺(tái)的位置，從而促進(jìn)油、氣混合過(guò)程，提高燃燒室內(nèi)空氣的利用率.

(4) 由于雙層分流燃燒室缸內(nèi)空氣利用率較高，燃料燃燒較為充分，因而NOx生成區(qū)域分布較為廣泛，NOx生成量最高；受到雙層燃燒室燃料噴射分流的影響，在燃燒室內(nèi)部以及壓縮余隙區(qū)域均有明顯soot 生成，使得soot 生成區(qū)域較為分散，但是大部分soot 能夠在燃燒后期與新鮮空氣混合從而被氧化，soot 排放最低.