董翔宇，汪 洋，徐帥卿，朱 瑞，胥 奇，甄旭東

(1.天津大學(xué) 內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072； 2.天津職業(yè)技術(shù)師范大學(xué) 汽車與交通學(xué)院，天津 300222)

0 概述

液壓自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)(hydraulic free piston engine, HFPE)是一種新型動(dòng)力裝置[1-2]，它取消了曲柄連桿機(jī)構(gòu)，可以將熱能直接轉(zhuǎn)化為液壓能，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，壓縮比靈活可變[3-5]。二沖程運(yùn)行方式使其結(jié)構(gòu)得到簡(jiǎn)化，提高了其能量密度。

傳統(tǒng)二沖程汽油機(jī)由于在掃氣過(guò)程中不可避免地存在燃料的短路損失，排放性能較差[6]。為解決這一問(wèn)題，目前通常采用缸內(nèi)直噴技術(shù)以完全避免燃料短路，但是需要采用高壓噴油器，噴油系統(tǒng)成本較高[7-8]。半直噴技術(shù)則是將廉價(jià)的低壓噴油器合理地布置在掃氣口附近，能大幅減少短路損失[9]，同時(shí)可獲得較好的動(dòng)力性和清潔性[10]。采用半直噴技術(shù)的液壓自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)可獲得更高的燃油利用率，又可以提高系統(tǒng)的緊湊性。

現(xiàn)階段半直噴技術(shù)在曲柄連桿發(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)用和研究已經(jīng)比較成熟[11-13]，但其在HFPE的應(yīng)用鮮有報(bào)道。本研究中根據(jù)課題組開(kāi)發(fā)的半直噴式HFPE樣機(jī)，利用CONVERGE仿真軟件搭建了發(fā)動(dòng)機(jī)的三維仿真模型，從燃料捕集、混合氣形成方面研究了不同噴射角度、噴油定時(shí)、缸頭傾角、進(jìn)氣壓力帶來(lái)的影響，對(duì)改善HFPE的清潔性和動(dòng)力性有一定指導(dǎo)意義。

1 模型建立與驗(yàn)證

1.1 試驗(yàn)樣機(jī)簡(jiǎn)介

半直噴式HFPE主要由液壓系統(tǒng)和燃燒系統(tǒng)構(gòu)成。圖1為HFPE的運(yùn)行原理圖，其工作主要分兩個(gè)過(guò)程：(1) 活塞上行過(guò)程，電磁閥K4關(guān)閉，K1、K2、K3開(kāi)啟，高壓液壓油在背壓腔積蓄，推動(dòng)活塞上行，柱塞腔通過(guò)單向閥從低壓油路中吸油，當(dāng)主油口打開(kāi)后K3關(guān)閉。燃料在掃氣口關(guān)閉之前噴入氣缸，當(dāng)活塞運(yùn)行到上止點(diǎn)附近時(shí)，火花塞點(diǎn)火引燃缸內(nèi)混合氣，缸壓迅速升高。(2) 能量輸出過(guò)程，缸內(nèi)氣體壓力克服液壓力推動(dòng)活塞下行，使柱塞腔油壓升高，當(dāng)油壓大于高壓油路壓力時(shí)，柱塞腔內(nèi)液壓油通過(guò)單向閥到達(dá)高壓油路，完成液壓能的輸出，當(dāng)下行到主油口關(guān)閉后，活塞運(yùn)動(dòng)逐漸停止，完成一次循環(huán)。

圖1 自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行原理圖

1.2 三維數(shù)值仿真模型的建立

根據(jù)樣機(jī)的燃燒室結(jié)構(gòu)及掃氣系統(tǒng)，利用CONVERGE仿真平臺(tái)建立了HFPE三維仿真模型，其部分結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)如表1所示，其中運(yùn)行頻率是指自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)在單位時(shí)間內(nèi)完成完整工作循環(huán)的個(gè)數(shù)。圖2為發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒和掃氣部分的三維結(jié)構(gòu)圖。

表1 液壓自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)和運(yùn)行參數(shù)

由于沒(méi)有曲柄連桿結(jié)構(gòu)，HFPE的活塞運(yùn)動(dòng)軌跡有別于傳統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)。為模擬HFPE的運(yùn)動(dòng)，采用CONVERGE中用戶自定義功能建立簡(jiǎn)化的運(yùn)動(dòng)學(xué)模型，在每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)根據(jù)CFD仿真得出的氣體壓力和液壓力求解活塞位移。

對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行受力分析，如圖3所示。其中m為運(yùn)動(dòng)部分的質(zhì)量，pg1為缸內(nèi)氣體壓強(qiáng)，pg2為掃氣箱氣體壓強(qiáng)，A1為活塞截面積，F(xiàn)f為運(yùn)動(dòng)部分受到的摩擦力，ph為液壓腔內(nèi)液體壓強(qiáng)，p1為回位油腔液體壓強(qiáng)，A2為柱塞截面積，A3為活塞桿截面積。

圖3 系統(tǒng)受力分析

運(yùn)動(dòng)部分受到的氣體力Fg和運(yùn)動(dòng)部分受到的液壓力Fh分別如式(1)和式(2)所示。根據(jù)牛頓第二定律，運(yùn)動(dòng)部分加速度a如式(3)所示，則在dt計(jì)算步長(zhǎng)內(nèi)，位移dx變化如式(4)所示，t時(shí)刻活塞總的位移變化如式(5)所示。

Fg=pg1A1-pg2A1+pg2A3

(1)

Fh=phA2-p1A2+p1A3

(2)

(3)

(4)

(5)

式中，v0為初始運(yùn)動(dòng)速度。

在仿真過(guò)程中，CONVERGE自動(dòng)生成體網(wǎng)格。設(shè)定基礎(chǔ)網(wǎng)格尺寸為2 mm×2 mm×2 mm。計(jì)算中對(duì)關(guān)鍵部位進(jìn)行嵌入式加密，對(duì)掃氣和燃燒過(guò)程分別進(jìn)行速度和溫度的自適應(yīng)加密。

仿真中計(jì)算網(wǎng)格尺寸對(duì)計(jì)算結(jié)果有一定影響，因此有必要進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析。本文中分別采用最小網(wǎng)格尺寸1.00 mm、0.50 mm、0.25 mm進(jìn)行對(duì)比。圖4為不同網(wǎng)格尺寸對(duì)缸壓的影響，最小網(wǎng)格尺寸為0.50 mm與0.25 mm時(shí)結(jié)果相差不大，綜合準(zhǔn)確度和計(jì)算成本，采用0.50 mm的最小網(wǎng)格尺寸。

圖4 不同最小網(wǎng)格尺寸對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

仿真使用的主要物理模型和邊界條件如表2和表3所示。為模擬低壓燃油噴射(噴射壓力0.3 MPa)，采用了適用于低速射流霧化的TAB破碎模型[14]；為模擬液滴與壁面的撞擊過(guò)程，采用考慮了壁面油膜厚度和油滴運(yùn)動(dòng)的O’Rourke液滴撞壁模型[15]。根據(jù)噴油器測(cè)試結(jié)果，索特平均直徑(Sauter mean diameter， SMD)按測(cè)試的平均粒徑設(shè)為100 μm。

表2 仿真物理模型

表3 仿真邊界條件

1.3 仿真模型的驗(yàn)證

定義點(diǎn)火相位為點(diǎn)火時(shí)刻活塞頂部與缸蓋底平面的距離。為驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性，在相同噴油、點(diǎn)火及液壓源壓力條件下將試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比。圖5和圖6分別是仿真缸壓、位移和試驗(yàn)的對(duì)比結(jié)果，可見(jiàn)仿真和試驗(yàn)基本一致，最大誤差不超過(guò)5%，說(shuō)明該模型有一定可靠性。

圖5 仿真缸壓與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖6 仿真活塞位移與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

噴霧模型油滴粒徑分布設(shè)置為Rosin-Rammler分布，此時(shí)粒徑的累積概率分布表達(dá)式為：

(6)

式中，R(r)為粒徑的累積概率分布；r為粒徑；r0為平均粒徑；q為特征常數(shù)。

q為1.3時(shí)Rosin-Rammler分布曲線與噴霧測(cè)試曲線對(duì)比如圖7所示，可見(jiàn)曲線吻合性較好，所以將特征常數(shù)設(shè)為1.3。

圖7 粒徑累積概率分布仿真與測(cè)試結(jié)果對(duì)比

為表征噴油器噴射方向，定義噴油器軸線與氣缸壁法線夾角為噴射角度α，如圖8所示。

圖8 燃料噴射角度

在研究燃料捕獲與混合氣生成時(shí)，仿真時(shí)間為排氣口開(kāi)啟到活塞第一次達(dá)到上止點(diǎn)之間，不引入燃燒。自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)沒(méi)有曲柄轉(zhuǎn)角的概念，為了方便表述，圖9展示了活塞運(yùn)動(dòng)位移隨時(shí)間變化的曲線，圖中活塞位移指活塞與下止點(diǎn)間的距離，文中用位移對(duì)應(yīng)的時(shí)刻來(lái)表示噴油相位，以下行中排氣口開(kāi)啟時(shí)刻作為0時(shí)刻。不同運(yùn)行周期下相同噴射時(shí)刻對(duì)應(yīng)的活塞位移是相同的，這和用活塞位移來(lái)表述噴射相位的效果是一樣的，所以經(jīng)過(guò)點(diǎn)火燃燒膨脹的下一周期的影響也是一樣的。為避免油束與活塞碰撞，噴油只在掃氣口開(kāi)度保持在2/3以上的條件下進(jìn)行。

圖9 活塞運(yùn)動(dòng)曲線

2 仿真結(jié)果分析

2.1 評(píng)價(jià)指標(biāo)

為量化燃料短路損失、燃油蒸發(fā)速度和缸內(nèi)已蒸發(fā)燃料的均勻性，定義燃料捕獲率ηc、燃料蒸發(fā)率ηe和缸內(nèi)混合氣不均勻度σ分別如式(7)～式(9)所示。

ηc=m1/m0

(7)

ηe=m2/m1

(8)

(9)

式中，m0為總的噴油質(zhì)量；m1為氣口關(guān)閉后缸內(nèi)燃料質(zhì)量；m2為氣口關(guān)閉后缸內(nèi)氣態(tài)燃料質(zhì)量；xi為當(dāng)點(diǎn)火相位為15 mm時(shí)，在點(diǎn)火時(shí)刻氣缸網(wǎng)格任意計(jì)算節(jié)點(diǎn)的當(dāng)量比；N為氣缸網(wǎng)格計(jì)算節(jié)點(diǎn)總數(shù)；μ為此時(shí)缸內(nèi)平均當(dāng)量比。為便于比較和描述，定義從燃料噴射開(kāi)始到蒸發(fā)率達(dá)到95%所需時(shí)間為蒸發(fā)時(shí)間。

2.2 噴油定時(shí)對(duì)混合氣生成的影響

為研究噴油定時(shí)帶來(lái)的影響，固定噴射角度為51°，無(wú)另外說(shuō)明情況下，文中固定噴油脈寬3.6 ms，噴油質(zhì)量11 mg，液壓力保持不變。

圖10為噴油時(shí)刻對(duì)混合氣生成與燃料捕獲率的影響。圖11為不同時(shí)刻下缸內(nèi)湍動(dòng)能和壓力變化。由圖10可以看出，燃料捕獲率和蒸發(fā)時(shí)間隨噴油定時(shí)的推遲而增加，其趨勢(shì)先急后緩。這是因?yàn)椋涸趪娚鋮^(qū)間內(nèi)，缸內(nèi)湍動(dòng)能隨時(shí)間推遲呈下降趨勢(shì)(圖11)。噴射越晚，噴油過(guò)程中受到的氣流擾動(dòng)就越小，燃料越不容易被帶出氣缸，且噴射越遲，對(duì)燃料來(lái)說(shuō)排氣口關(guān)閉得越早，燃料越難從缸內(nèi)逸出，所以燃料捕集率增加。但是強(qiáng)的氣流擾動(dòng)也使油滴更容易破碎和霧化，有利于燃料在缸內(nèi)擴(kuò)散。圖10中不均勻度隨噴油推遲而變大，這是由于推遲噴油后，油滴受到的擾動(dòng)變小，油滴難以蒸發(fā)和擴(kuò)散，所以隨著噴油推遲，蒸發(fā)時(shí)間變長(zhǎng)，缸內(nèi)混合氣不均勻度變大。由圖11可知，在噴射區(qū)間的中后區(qū)，缸內(nèi)湍動(dòng)能曲線變化較小，不同噴射時(shí)刻下燃料受到的氣流擾動(dòng)相近，所以蒸發(fā)時(shí)間和不均勻度的變化趨勢(shì)比較平緩。

圖10 噴油時(shí)刻對(duì)混合氣生成的影響

圖11 缸內(nèi)湍動(dòng)能和壓力變化

2.3 噴射角度對(duì)混合氣生成的影響

為研究噴射角度帶來(lái)的影響，固定噴油開(kāi)始時(shí)刻為8 ms，保持噴油器與缸壁的垂直距離不變，只改變噴射角度。半直噴式曲柄連桿發(fā)動(dòng)機(jī)通常采用噴油器朝著活塞頂部的策略(即噴射角度為負(fù)值)。但對(duì)液壓自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)來(lái)說(shuō)，活塞上行較慢，朝活塞噴射的方式會(huì)由于排氣口關(guān)閉較慢造成較大的燃料逸出損失，因此本文中只研究噴射角度為正值的情況。

圖12展示了噴射角度對(duì)燃料捕獲率和混合氣生成的影響。圖13為不同噴射角度下油束碰壁圖像。圖14為不同噴射角度下油膜的總質(zhì)量隨時(shí)間的變化曲線。圖15為不同噴射角度下燃料蒸發(fā)率隨時(shí)間的變化曲線。由圖12可知，噴射角度增加，燃料捕獲率提高。這是因?yàn)?，噴射角度越大，油束離排氣口越遠(yuǎn)，燃料越難從排氣口逃逸。

圖12 噴射角度對(duì)混合氣生成的影響

圖12中蒸發(fā)時(shí)間隨噴射角度的增加先減小后增大，這個(gè)現(xiàn)象分兩階段解釋：(1) 噴射角度在39°～45°之間時(shí)，油束碰壁時(shí)未與缸頭傾角相撞(圖13)。在這個(gè)角度范圍內(nèi)噴射角度越大，油束相對(duì)于缸壁越傾斜，油束沿缸壁方向上速度分量就越大，而且缺少缸頭傾角的阻礙，油束液滴更容易鋪展成更多且面積更大的油膜。低壓噴油器噴霧霧化效果很差，混合氣制備比較依賴附壁油膜，較多的油膜能增加燃料的蒸發(fā)速度。由圖14看出，在此角度范圍內(nèi)，隨噴射角度增加，油膜生成速度變快且總的油膜質(zhì)量增加，所以蒸發(fā)速度變快，蒸發(fā)時(shí)間變短。(2) 噴射角度在39°～45°之間時(shí)，由圖13可知，隨角度增加，油束碰壁時(shí)與缸頭傾角撞擊部分增加，這部分油束相當(dāng)于垂直撞擊壁面，不利于液滴鋪展成油膜。從圖14和圖15可知，隨噴射角度增加，油膜生成速度變慢，總的生成量逐漸降低，所以在此角度范圍內(nèi)，隨噴射角度增加，燃料蒸發(fā)速度變慢，蒸發(fā)時(shí)間變長(zhǎng)。

圖13 不同噴射角度下油束碰壁情況

圖14 不同噴射角度下油膜的總質(zhì)量

圖15 不同噴射角度下燃料蒸發(fā)率

由圖12可知，不均勻度隨噴射角度增加而變大。這是因?yàn)樵谳^小的噴射角度下，油束更早接觸壁面，油膜形成得較早，初期蒸發(fā)速度較快。由圖14和圖15可知，噴射角度為39°時(shí)要比45°更早形成油膜，初期蒸發(fā)速度更快，燃料有更多時(shí)間在缸內(nèi)擴(kuò)散。同時(shí)，噴射角度越小，油束越接近排氣口，越容易受到氣流的影響，強(qiáng)氣流有利于燃料在缸內(nèi)的均勻分布。綜合作用下，小的噴射角度能獲得好的缸內(nèi)均勻度。在較大的噴射角度下，油束還會(huì)撞擊缸頭傾角，不利于油膜生成，蒸發(fā)速度變慢，不均勻度增加。

從燃料捕獲的角度來(lái)說(shuō)，應(yīng)該采用大的噴射角度，但是大的噴射角度會(huì)生成均勻度差的混合氣，角度過(guò)大也會(huì)讓液態(tài)的燃料堆積在火花塞附近，影響火花塞壽命。采用小的噴射角度能形成較好的混合氣，但容易使燃料逸出，且噴射角度過(guò)小時(shí)燃料會(huì)噴射在缸壁上，影響活塞的潤(rùn)滑。綜上，噴射角度應(yīng)結(jié)合實(shí)際情況設(shè)置。

2.4 缸頭傾角對(duì)混合氣生成的影響

圖16為缸頭傾角示意圖，圖中β為缸頭傾角，x為油束與氣缸壁接觸的長(zhǎng)度。固定噴油開(kāi)始時(shí)刻為8 ms和噴射角度為51°，在保持壓縮比不變的情況下，只改變?chǔ)碌拇笮∵M(jìn)行研究。β值只在本節(jié)中變化，此外的研究中固定缸頭傾角為45°。

圖16 缸頭傾角示意圖

圖17為缸頭傾角對(duì)燃料捕集和混合氣生成的影響。圖18為缸內(nèi)流場(chǎng)和油束速度矢量圖，其中v為油束速度矢量，v0與v1分別是油束在沿壁面與壁面法向上的速度分量。圖19為不同缸頭傾角下油膜的總質(zhì)量隨時(shí)間的變化曲線。圖20為不同缸頭傾角下燃料蒸發(fā)率隨時(shí)間的變化曲線。

圖17 缸頭傾角對(duì)混合氣生成的影響

圖18 缸內(nèi)流場(chǎng)和油束速度矢量

圖19 不同缸頭傾角下的油膜總質(zhì)量

圖20 不同缸頭傾角下的蒸發(fā)率

由圖17可知，不同的傾角角度下燃料捕獲率幾乎沒(méi)有變動(dòng)，都在99%以上。這是因?yàn)椋瑖娚浣嵌炔蛔?，油束在缸?nèi)的落點(diǎn)幾乎沒(méi)有變動(dòng)，而且噴射時(shí)刻不變，氣流對(duì)油束的影響不大，所以燃料短路損失相近。圖17中蒸發(fā)時(shí)間隨角度變大呈減小趨勢(shì)，不均勻度則隨噴射角度變大先增加后減小。這是因?yàn)椋?1) 在缸頭傾角較小(35°～45°)時(shí)，如圖18可知，油束在傾角處沿壁面的速度分量v0與缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)方向相反。傾角角度越小，v0越大，油膜越難在氣流作用下鋪展開(kāi)。由圖19可知，傾角越小，生成油膜的總質(zhì)量越少，所以隨傾角減小蒸發(fā)所需時(shí)間變長(zhǎng)。由圖 16可知，小的傾角下，油束與氣缸壁接觸長(zhǎng)度x更長(zhǎng)，與缸壁碰撞的這部分油束能更早形成油膜。從圖19看出，小的角度初期形成了更多的油膜，同時(shí)由圖20可知，小的角度初期蒸發(fā)速度較快，使得燃料有更多時(shí)間在缸內(nèi)擴(kuò)散，所以此時(shí)隨傾角減小，不均勻度下降。(2) 在缸頭傾角較大(50°～60°)的情況下，雖然x變小，但是油束相對(duì)于與傾角壁面部分更為傾斜，油束沿傾角壁面處速度分量更大，燃料更容易形成油膜。由圖19和圖20可知，隨傾角角度增加，油膜生成量增加，燃料蒸發(fā)速度加快。由圖20可知，大的傾角角度下蒸發(fā)速度要比小的傾角快得多，在傾角為60°時(shí)即使在前期也有很快的蒸發(fā)速度，這使得燃油分布更加均勻，所以不均勻度隨傾角增加大幅減小。

2.5 進(jìn)氣壓力對(duì)混合氣生成的影響

為使掃氣箱壓力維持一定水平，需要通過(guò)掃氣箱的進(jìn)氣口對(duì)掃氣箱進(jìn)氣，文中進(jìn)氣壓力是指掃氣箱進(jìn)氣口的壓力。在掃氣結(jié)構(gòu)不變的情況下，掃氣開(kāi)始時(shí)掃氣箱的壓力約為0.2 MPa，能滿足進(jìn)氣道噴射霧化要求。但半直噴條件下，油氣混合時(shí)間較短，提高掃氣箱的進(jìn)氣壓力能增強(qiáng)掃氣時(shí)的氣流運(yùn)動(dòng)，加快液態(tài)燃料的破碎和霧化。下面固定噴油時(shí)刻為8 ms且噴射角度為51°，研究不同進(jìn)氣壓力帶來(lái)的影響。

圖21為缸頭傾角對(duì)燃料捕獲率和混合氣生成的影響。圖22為不同進(jìn)氣壓力下缸內(nèi)湍動(dòng)能變化。由圖21可知，燃料捕獲率隨進(jìn)氣壓力的升高而下降。這是因?yàn)?，由圖22可知，進(jìn)氣壓力越大，缸內(nèi)氣流有更高的流速，湍動(dòng)能更大，燃料容易從排氣口逸出。圖21中蒸發(fā)時(shí)間和不均勻度隨進(jìn)氣壓力升高而降低。這是因?yàn)?，在掃氣口開(kāi)啟時(shí)間內(nèi)，缸內(nèi)湍動(dòng)能隨進(jìn)氣壓力升高而增加，缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)變強(qiáng)，液態(tài)燃料更容易破碎霧化，所以隨進(jìn)氣壓力增加，蒸發(fā)速度增加，而強(qiáng)氣流又能促進(jìn)燃料在缸內(nèi)擴(kuò)散，所以混合氣更加均勻。

圖21 進(jìn)氣壓力對(duì)油氣混合的影響

圖22 不同進(jìn)氣壓力下缸內(nèi)湍動(dòng)能變化

改變進(jìn)氣壓力在獲得1左右的不均勻度時(shí)，進(jìn)氣壓力為0.12 MPa，此時(shí)捕集率98%以上；而改變噴射時(shí)刻在獲得1左右的進(jìn)氣不均勻度時(shí)，噴射時(shí)刻3 ms，對(duì)應(yīng)的燃料捕集率已經(jīng)在90%以下；改變噴射角度在獲得1左右的不均勻度時(shí)，噴射角度為39°，對(duì)應(yīng)的捕集率已經(jīng)降到了98%以下。這說(shuō)明改變進(jìn)氣壓力比改變噴射角度和噴射相位更容易獲得好的油氣均勻性，但相對(duì)于進(jìn)氣壓力為大氣壓的情況，增加進(jìn)氣壓力需要額外的裝置輔助。

3 結(jié)論

(1) 基于CONVERGE軟件對(duì)半直噴式液壓自由活塞發(fā)動(dòng)機(jī)的三維計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)仿真研究表明：隨燃料噴射時(shí)刻的推遲，燃料捕獲率和蒸發(fā)時(shí)間呈先急后緩的趨勢(shì)增加，不均勻度增加，混合氣均勻度下降。

(2) 燃料噴射角度越大，燃料捕獲率和不均勻度越大，蒸發(fā)時(shí)間隨噴射角度增加先減小后增大，混合氣均勻度下降。

(3) 缸頭傾角對(duì)燃料捕獲率影響不大，隨傾角增大，蒸發(fā)時(shí)間變短，不均勻度隨角度增加先變大后減小，大的缸頭傾角下缸內(nèi)燃料分布更為均勻。

(4) 隨進(jìn)氣壓力的提高，燃料捕獲率、蒸發(fā)時(shí)間和不均勻度都減小，與改變噴油參數(shù)相比，在同樣燃料損失下，改變進(jìn)氣壓力得到的混合氣更加均勻，不均勻度最低降到0.5。