内燃机原理：内燃机原理第四章.10h

第四章 内燃机的燃烧与放热
4－ 1 内燃机燃烧热化学
一, 燃料燃烧反应方程式
内燃机燃料的主要成分为碳和氢, 此外还含有少量
的 氧, 硫等杂质 。 这些成分及化合物的燃烧可用以下化学
反应方程式予以表示,
碳完全燃烧
km o lKJCOOC /4 0 6 9 5 722 ???
碳不完全燃烧
km o lKJCOOC /1 2 4 0 1 32/2 ???
氢燃烧
)(/286796)(2/ 222 高热值液 km o lKJOHOH ???
)(/2 4 1 7 8 8)(2/ 222 低热值蒸气 km o lKJOHOH ???
硫燃烧
甲烷燃烧
以上反应方程式中的热值均为 273K时的值 。 对于一般碳氢化
合物来说, 其燃烧反应方程式可写成如下形式,
km o lkJSOOS /2 9 6 6 7 722 ???
k J / k m o l8 0 1 5 5 6)(22 2224 ＋液OHCOOCH ???
)()2/()4/(HC 222mn 热量QOHmn C OOmn ????? （ 4－ 1）
由于在空气中，对应于 1mol,还含有 3.76mol的 及其
他气体，所以，如果反应是利用空气来进行的，则在反应式中，
对应所必需的 1mol,还带入了 3.76mol 的及其他气体。
因而对于碳氢化合物来说，其燃烧反应方程式可写成如下通式,2
O 2N
2O 2
N
)()4/(76.3)2/()4/(76.3)4/(HC 2222mn 热量QmnOHmn C ONmnOmn ????????? （ 4－ 2）
这说明，碳氢化合物完全燃烧时，不管其分子结构如何复杂，
总是生成 CO2和水蒸气，其量由该碳氢化合物中碳原子和氢原子
的含量而定。
二, 燃料燃烧所需空气量
由以上所列燃料成分的燃烧反应方程式及其分子量关系，即可
求出 1kg燃料完全燃烧所需的最低空气量 (即理论空气量 ),将 1kg
燃油中各元素的含量以重量成分表示,则
0 1c H sg g g g k g? ? ? ?
燃烧过程中，完全燃烧时,C,H,O化合成为 CO, H O,
参加燃烧的 O,H 及
22
2
2
燃烧产物 CO,H O（在高温下水是蒸气）
2 2
都是气态,人们引入了 kmol这一便于计算的气体容积的单位。
1kmol的气体容积是以 kg计的一个分子量重量气体。在压力为
0.1MP, 0℃ 的标准状况下,1kmol的理论气体或近似理论气体的
容积相等，即为 22.4 。每 kmol的 O, H 或 CO 的重量为 32,2，
44kg，但是容积均为 22.4 。这里 H的原子量为 1,O的原子量为
16,C的原子量为 12,CO2的原子量为 12＋ 2*16＝ 44。
a
3m
2
3m
2 2
碳完全燃烧
22 COOC ??
22 443212 kg C Okg Okg C ??
22 1112 k m o lC Ok m o lOk g C ??
22 12
1
12
11 COk m o lOk g C ??
22 1212 k m o lC O
gk m o lOgk g Cg cc
c ??
C为固体，其容积与 1kmol气体的体积相比可以忽略不计。
完全燃烧需要 。
同样,
完全燃烧 需要
?
kgCgc 212 km olOg c
OHOH
222
2/ ??
OkgHkgOkgH
222
36324 ??
Okmo lHkmo lOkgH
222
214 ??
Ok m o lH
g
k m o lO
g
k g Hg
HH
H 222
24
??
kgHgH 24 km o lO
g H
22 SOOS ??
22 643232 kg S Okg Okg S ??
22 1132 km o lS Okm o lOkg S ??
?
22 3232 SO
gk m o lOgk g Sg ss
s ??
完全燃烧 需要
1kg燃料中有 g0kg的 O2，即 kmol的 O2。则 1kg的燃
料完全燃烧需理论氧量为,
M ＝（ ＋ ＋ － ） kmol
? kgSg
s 232 km olO
g s
2O
12
cg
4
Hg
32
sg
32
0g
空气主要由氧气、氮气及微量惰性气体组成，空气的分子量
为 28.95,1kmol空气中，氧气约占 0.21kmol，氮气及其它气体约
占 0.79kmol。因此,1kg燃料完全燃烧所需的理论空气量为,
32
0g
L ＝ （ ＋ ＋ － ） kmol空气 /kg燃料 (4-3)
0 21.0
1
12
cg
4
Hg 32s
g
32
0g
按重量计算为,＝ 28.95 L （ kg空气 ） /（ kg燃料 ）
0'L 0
按空气标准体积（ ）计为,
一般石油燃料，可认为 。汽油的平均
组成为,可用 近似表示 ；柴
油的平均组成为 可用 近
似表示。根据以上二式，汽油和柴油完全燃烧所需的理
论空气量分别为,
,
273nTK? 49,8 1 1 0naPP??
"002 2,4LL? 3
( ) ( )/N m kg空气 燃料
'
00 ()
2 8,9 5 0,8 5 6 0,1 4 42 8,9 5 ( ) 1 4,8 /
0,2 1 1 2 4L L k g k g? ? ? ? 空气 （汽油）
00,0sgg??
0, 8 5 6,0, 1 4 4cHgg?? 8 18CH
0, 8 7 5,0, 1 2 5cHgg?? 16 34CH；
或
内燃机运转时，随着混合气形成方式和工作情况的不同，燃烧
1kg燃料所耗费的实际空 气质量 L可能大于、小于或等于燃料完全燃
烧所需的理论空气量。充入气缸内的实际空 气质量与进入气缸内的
燃料完全燃烧所需的理论空气量的比值称为过量空气系数，记作 α
α = (4－ 4)
有时用空燃比 AF或燃空比 FA来表示可燃混合气的成分。充入
气缸内的实际空气质量与进入气缸内的燃料量的质量比为空燃比，
即,
'
" 0
00
2 2, 4 1 4, 82 2, 4 2 2, 4 1 1, 4 5
2 8, 9 5 2 8, 9 5
LLL ?? ? ? ?3 () /N m k g空气 （汽油）
'0 ()1 4, 3 6 /L k g k g? 空气
"0 11.11L ? 3 () /N m kg空气 （柴油）
'
0
L
L?
充入气缸的实际空气重量
燃料完全燃烧所需理论空气量
'
'0
0
L L? ????燃料重量充入气缸内的实际空气重量
进入气缸内的燃料重量 燃料重量
AF=
FA=1/AF
显然：可燃混合气按理论混合比混合, α=1。
若 α＜ 1,则氧量不足, 称之为浓混合气；
若 α＞ 1,则氧量过剩, 称之为稀混合气 。
实际上, 即使是在一台内燃机的一个工作循环中, 其 α值
也会随时间和气缸中空间位置的不同而变化 。 式 (4－ 4)所表达
的 α值是指一个工作循环中缸内 α的算术平均值 。
三, 燃料燃烧产物量及其物质的量的改变
根据燃料燃烧反应方程式还可计算燃料完全燃烧的燃烧产
物量以及燃烧反应前后分子数的改变。燃烧前,1kg燃料与空
气形成的可燃混合气总物质的量 为,
kmol (4－ 5)
1M
10
1
f
ML? ???
式中, —— 燃料的相对分子质量 。
当 α＞ 1时, 1kg燃料完全燃烧所生成的各种成分气体的物质的
量为,
由 kg C生成
kg H生成
的空气中剩余的 0.21(α -1) kmol的氧；
反应前后数量不变仍为 0.79 。
这样, 燃烧产物的总物质的量,
(4－ 6)
f?
cg 212c
g km ol CO的
Hg
22H
g kmo l H O的
0L? 0L
2N 02L km ol N? 的
0( 0.21 )12 2c H
g gML?? ? ? ?
将式 (4－ 3)的 值代入式 (4－ 6),忽略, 化简后得
对于固体和液体燃料, 由于其体积与参加燃烧的空气体积相
比很小, 可略去不计, 式 (4-5)可表为,
所以, 1kg燃料在燃烧前及燃烧后气体物质的量的增量为,
在气体燃料的情况下，根据其所含成分和有关的燃烧反应
方程式，同样可以计算出单位标准体积的气体燃料完全燃烧后体
积的变化量。
0L sg
00
4 3 2
H ggML?? ? ? () /k m o l k g燃气 （燃料）
10ML??
01 4 3 2H ggM M M? ? ? ? ? () /k m o l k g燃气 （燃料）
例如, 对于一般的碳氢化合物 (CnHm)若 n＞ 4,则燃烧后体积增
加, 而 CO,在燃烧后体积减少 ( )。
但由于在不完全燃烧的情况下，碳燃烧生成 CO的体积比参加
燃烧的氧的体积增加了一倍，所以 α ＜ 1的浓混合气在汽油机中
无烟燃烧时 (CO是无色无味的有害气体 )，其物质的量增加了，
这样可使内燃机功率 提高。然而因燃烧不完全，燃料消耗
率 却会增加。燃烧后燃烧产物的 kmol数 与燃烧前可燃混合
气的 kmol数 M 之比叫做理论分子变更系数，以 表示，即
（ 4-7）
2H 222 2 2 (),OOCO CO H H O? ? ? ? 蒸汽
eN
eg 1M
0?
00
0
10
/ 4 / 3 2
1/
H
f
L g gM
ML
??
??
????
?
四、燃烧热与绝热火焰温度
在一定条件下，化学反应常常伴有放热或吸热现象，一
般称之为反应热。单位数量 (以质量、容积或物质的量表示 )
的燃料完全燃烧时的反应热称为该燃料的燃烧热或热值。
可燃混合气经过绝热过程（燃烧时热量不向外传出）最
终达到的燃烧温度，称为绝热火焰温度，又称为最高燃烧温
度。
4－ 2 内燃机缸内的空气运动
内燃机缸内的空气运动是影响内燃机燃烧过程的主要因素之一。
缸内的空气运动包括涡流、挤流、滚流和湍流。下面将这些特性一
一加以阐述。
（一）涡流
（ 1）进气涡流的形成
主要有三种：导气屏、切向进气道、螺旋进气道。
(a) 导气屏
在进气门平顶的背面加上一段圆弧形的导气屏而构成，气流只
能从无导气屏的一端流入气缸，在气缸的限制下，在缸内形成绕气
缸旋转的涡流。此法对产生的缸内涡流强度可调，做试验时较为方
便。但是制造成本高，流动特性差，可靠性也差，产品上已不用。
(b)切向进气道
图 4－ 1 产生进气涡流的方法
（ａ）导气屏气门；（ｂ）切向进气道 ； (c)螺旋气道
与导气屏一样，涡流不在气道内形成，而在缸内形成。气道仅
起导向作用，气流入口处 α 越小，产生的涡流越大，但流通系数变
小（即阻力变大） 。
切向进气道产生中等强度的涡流，但是 α 变化对涡流强度很
敏感，生产上不易稳定，对铸造工艺要求较高（保证 α 的一致），
主要在大缸径开式燃烧室柴油机上使用,α 越大，涡流越弱，流通
系数就越大。
(c)螺旋进气道
涡流是在螺旋形气道内形成的，入缸后一方面绕自身轴线旋转，
另一方面绕气缸轴线旋转。可以产生中等或强涡流，流通系数也很
大，对涡流的敏感性相对于切向进气道也好一些。在要求较强涡流
的中小型高速柴油机上得到广泛应用。
（二）压缩涡流与挤压涡流
在压缩行程开始时, 因缸内存在进气涡流, 随着压缩行程的
进行, 缸内涡流被压入口径较小的燃烧室凹坑, 形成沿凹坑旋转 的
压缩涡流 。 由动量守恒, 进气涡流所具有的动量矩基本不变的情况
下, 气流旋转半径缩小, 势必使燃烧室内的涡流角速度增大 。
压缩终点涡流的角速度的大小很难测定, 对于凹坑与气缸中心
线对称的圆柱形燃烧室, 日本池上旬提出下面计算涡流增速比的公
式,
,,压缩始点和压缩终点 涡流 的角速度；
,,压缩始点与压缩终点活塞顶面到缸盖底面的距离；
H,凹坑深度；
, ―― 活塞顶凹坑的直径, D―― 缸径 。
下图是一计算的例子,
活塞上行时, 除在凹坑里形成压缩涡流外, 还存在一种径向的
空气挤压流动, 称为挤流 。 活塞下行时, 凹坑内的气体又向外流入
环行空间, 产生逆挤流；如图所示,
2 2
0
2
0 0 0
H hH
H
??? ? ?
? ? ? ? ?
? ?? ? ?
?
?
0?
? 0?
kdD? ? kd
图 4－ 3 燃烧室的涡流增速比的
燃烧室口径比 β ＝ 0.35；活塞顶间隙ｘ＝ 0.9ｍｍ；压缩比 16.4
图 4－ 4 挤流与逆挤流
（ａ）挤流；（ｂ）逆挤流
对于有明显凹坑的燃烧室来说，较强的挤流分量可以诱导产生
较强的小 尺度气流紊动即微涡流。微涡流具有促使油气和空气的分
子尺度均匀而迅速的混合作用；另外，其张量耗散作用还能对进气
涡流起到调整阻尼作用。例如,当发动机转速上升，微涡与气流速
度一样呈直线增加，从而对高速工况的过强涡流起到抑制消减作用
，保证油气在较大转速范围内匹配良好。如图所示,
图 4－ 5涡流微涡流与相对挤气面积的关系
1.坑内涡流； 2.缸内涡流； 3.挤压涡流； 4.微涡流
二、滚流
滚流是在内燃机进气过程中形成的另一种客观的大尺度涡流。
与进气涡流相同的是，二者都是在进气过程中由进气道和气缸壁形
成的。两者的区别在于涡流的旋转轴与气缸轴线平行或重合，而滚
流的旋转轴线与气缸轴线垂直。在一般立式内燃机中，涡流的轴线
与气缸轴线平行，称为立轴涡流,而滚流轴线与气缸轴线垂直，也
称为横轴涡流。还有一种涡流旋转轴即不是垂直方向的，也不是水
平方向的，通常称这种涡流叫斜轴涡流，它是由涡流与滚流合成的
缸内宏观气流运动。
对于四气门汽油机来说，斜轴涡流在关闭双进气道中的一个而
保证另一个进气道正常工作的情况下较为常见，但在双进气道同时
进气时，缸内宏观气流运动主要是滚流。
图 4－ 6 滚流产生和发展
（一）滚流的产生及其发展变化
对于四气门的汽油机所采用的坡屋顶燃烧室，两个进气门和两
个排气门分别对称的布置在它的两侧。这样吸入缸内的空气很容易
形成横向大尺度滚流，其尺度相当于缸径的大小。图 4－ 6所示的是
这种四气门汽油机缸内滚流产生和发展示意图 。
由图可见，从进气道进入气缸的气流形成了如箭头所示一边下沉一
边绕横轴旋转的滚流运动。
为了降低进气阻力，且在缸内形成较强的滚流，必须选择适当
的气道结构和形状。如图 4－ 7所示，四气门汽油机的进气道一般有
两种，一种是分叉式，一种是单独的两个进气道。对比测试表明后
者的滚流速度和流量系数要大，可见后者的滚流与通流能力要比前
者强。另外图中 H值大的要比 H值小的滚流速度和气道流量系数大。
因此,H值大的高位切向双进气道被认为是四气门汽油机较为理想
的进气道结构。
图 4－ 7 两种不同结构的进气道
滚流和涡流均能起到保存进气动能，促进混合气形成和燃烧、
提高空气利用率和降低燃烧系统对过量空气系数的要求等作用。但
是滚流还具有比涡流在上止点更能生成大量微小涡旋，且以不规则
的脉冲运动扩展成为强度很高的湍流，从而更有利于促进燃烧的进
行。
图 4－ 8说明了缸内滚流的发展变化的三个阶段。
图 4－ 8 缸内滚流的发展变化过程
第一阶段 在进气时产生滚流运动。
第二阶段 在压缩早、中期，滚流遵守动量矩守恒而得到加强，
但又受到壁面摩擦和流体剪切应力的抑制。
第三阶段 滚流受到活塞运动的挤压而破碎成微涡旋，且迅速
形成较强的湍流。
（二）滚流对燃烧过程的影响
湍流运动可以较大的提高燃烧速度，改善内燃机的性能。
在滚流辅助燃烧的情况下，由于存在较强的湍流，使着火滞燃
期短，火焰前锋的传播速度加快，因而使燃烧持续期明显减少。此
外，还有利于改善内燃机部分负荷工况的燃烧稳定性，使之可同时
获得降低油耗和污染物排放的效果。由于滚流燃烧系统对爆震相对
敏感性较小，因此可以提高内燃机的平均有效压力５％左右。
在内燃机高负荷工况下，加快燃烧可能导致压力升高率上升，
使燃烧噪声增大。因此对不可调进气系统而言，它只能在发动机较
窄的运行范围内获得高的性能。为了发挥滚流对部分负荷性能的改
善能力，又保证高负荷下的性能，出现了可变滚流系统。
如日本雅马哈公司 1995年研发成功的用于摩托车汽油机的可变
进气系统。
德国 FEV公司也研发了一种连续可变滚流系统。该系统在汽油
机整个宽广的运行范围内都具有改善燃烧的作用，且成功的实现了
汽油机稀混合气的燃烧优化。该系统可使汽油机的升功率从 45
ｋ W/L提高到 55ｋ W/L,
三、湍流
内燃机内的气体流动，除涡流和滚流外，还存在着一种随机、
非定常的、三维的、有旋流动，即湍流或称紊流。
湍流只有在高速流动（即大雷诺数）的情况下才能产生。湍流的
基本特征是具有随机性质的涡流（又称微涡流）结构，以及这些
微涡旋在流体内部的随机运动，因此，湍流能引起相邻流体间的
动量、温度、浓度等的交换和脉动。这有利于加速燃烧过程的进
程。
（一） 湍流的描述
1.时间平均法
如图 4－９所示的湍流场中，某处在一特定方向上的瞬时速
度, （４－１１）
( ) ( )UuUv t C tv???
图 4－ 9 湍流场某处的速度变化
式中,Cｕ －－脉动速度分量，因脉动可正可负，故时均值为
零，即,而时均速度 0
uC
? ?
()Uvt-Uv 为 的平均值。
在内燃机中，由于工作循环要发生周期性的变化，缸内的流
动状态不可能是定常的，因此，时间平均法并不适用。一种更适
用分析缸内所发生的准周期性气体流动的方法是相平均法，即把
湍流的瞬时值分解为相平均值和脉动分量，如图 4－ 10的方法。
图 4－ 10 周期性湍流场某处的变化
按照此法，某曲轴转角位置 φ时的瞬时速度可表示为,
（ 4－ 14）
( ) ( ) ( )UUu C? ? ? ? ????
式中相对平均速度 的定义为,
（ 4－ 15）
式中 N－－平均的循环数； Z－－发动机的行程数，对四冲
程机,Z＝ 4，二冲程机,Z＝ 2。 是在各循环周期同一曲
轴转角处所测量的大量瞬时速度的平均值。同样地，其湍流强度
可表示,
（ 4－ 16）
通常用热线风速仪或激光多普勒测速仪测量气流的瞬时速度,
且利用（ 4－ 14）、（ 4－ 15）求出 和 然后由（ 4－ 16）
求出 的值。
（二）湍流的尺度
湍流场是许多大小不等的涡流组成，因此它们之间存在着相
互作用。鉴于湍流脉动极其复杂和混乱，对湍流问题的研究不得
()U???
1
0
( ) ( ) /
N
U U
i
iN? ? ? ?
??
?
? ? ?? π
()U???
1
'2
0
( ) [ ( ) ( ) /
N
uU
i
C i N?? ? ? ? ?
??
?
? ? ? ?? π
()U??
()U??? ()UC ?
' ()uC ?
不像统计物理学研究气体分子运动那样，应用统计力学的方法。
在湍流的统计理论中，最常用的是相关系数，也就是概率论
和数理统计中的协方差。相关系数的物理意义是指空间两点给定
不同时刻的脉动速度之间的相互联系和相关程度。
几个脉动速度之间在空间上的统计相关性分别称为时间相关
和空间相关，其相互联系或相关时间或距离可作为一种尺度用来
描述湍流脉动速度的变化，衡量湍流脉动作用在时间或空间上的
影响范围。其中由空间相关引入的湍流尺度称为欧拉尺度或欧拉
积分尺度。
欧拉积分尺度Ｌ ｘ 可定义为：流场中相邻的ｉ，ｊ两点脉动
速度的相关系数 Rｘ 相对于两点间可变距离ｘ的积分，即对ｘ方
向有如下定义,
（ 4－ 17）
显然，当ｘ ０时,故 Rｘ 1，表明两点重合，完
全相关，随着ｘ的增大，两点脉动速度的相关性逐渐减弱。若两
____________
22
ij
ij
x
uu
C u C uR
CC
? 0xxl R dx?? ?
? iCu ? jCu ?
点的距离太远，则无相关意义，此时,Rｘ ＝ 0。
应当指出，从物理观点来看，用间距为ｘ的两点间的相关系数
来阐明湍流的影响范围，是一个十分有用，但不太严格的概念。
实际上，脉动速度的变化实验测量也只能给出定性的结果。
图 4－ 11 欧拉积分尺度与泰勒微尺度
图 4－ 11所示的是ｘ方向的欧拉积分尺度，其理论值等于 Rｘ
随ｘ变化曲线下的面积，也等于按图中虚线所示的边长为 1和
Ｌ ｘ 的矩形面积，从数量上来说，即Ｌ ｘ 的值，它代表了湍流中
最大涡旋尺度。Ｌ ｘ 愈大意味着湍流运动密切相关的范围愈大，
表明涡旋有较大尺度。利用导出积分尺度Ｌ ｘ 的方法也可以解决
同一时刻两相邻空间点ｘ 0和ｘ 0＋ｘ的湍流脉动相关问题。当ｘ
很小时，在ｘ 0＋ｘ点的脉动速度可以通过ｘ 0点的脉动速度及其
导数按泰勒级数予以表示。将此展开式代入 Rｘ 取前两项，略去
高阶项，并令
（ 4－ 18）
则得,
这里，有ｘ 2项的系数定义的长度尺寸 称为泰勒微尺度，
它代表了涡流中最小涡旋之间的距离。在图 4－ 11中通过 Rｘ 曲线
在ｘ＝ 0处的顶点作抛物线，其ｘ轴上的截距即为 。
_____
2
2 ' 2
11 ()
2
u
u
C
Cx?
??
?
221/xRx ???
?
?
柯尔莫戈洛夹认为，小涡旋无法保存动能，只能消耗动能,
所以它只与流体的粘性 和单位质量流体的湍流能量耗散率
有关。据此，可导出另一表示最小涡旋尺度的特征值 。两种
微尺度的数学表达式如下,
, （ 4－ 19）
式中，微尺度雷诺数 。
上述三中尺度之间的关系可以用一组数据加以说明。
表 4－ 1 CFR内燃机缸内湍流参数值的比较
? ?
?
2' 1 / 2(1 5 / )
uvC??? 3 1/ 4 1/ 2( / ) ( 1 5 )evR ?? ? ???
' /euR C v? ??
进气中期 5.0 20 4.0 1.0 0.02
压缩后期 1.5 10 4.0 1.0 0.03
'1/( )uC m s?? 1/( )Uv m s? ?? /sl mm /mm? /mm?
表 4－ 1所示的是在转速为 2000ｒ /min、缸径和行程均为 100
ｍｍ，气门直径为 40ｍｍ，最大气门升程为 10ｍｍ的内燃机上所
测缸内湍流的结果。
由表中数据可知，由进气中期到压缩后期湍流强度 有开始
的约相当于 70％左右的活塞平均速度迅速下降至 20％的活塞速度。
而积分长度Ｌ ｘ 和微分尺度基本保持不变。
'uC
（三）内燃机缸内的湍流
图 4－ 12所示的是利用热线风速仪测得的缸内相对湍流强度
随曲轴转角变化的曲线。
图 4－ 12 缸内湍流强度随曲轴转角的变化
' /uUC ??
由图可知，进气开始时，随着活塞下行，相对湍流强度
不断增加，均在 120oCA达到最大，然后下降，直至 210oCA左右
达到最小。随着进气门的关闭，压缩过程开始至压缩结束
360oCA时,又增大，在膨胀行程，从开始到 450oCA左右
达最小，然后又开始增加直至进气门开启。总的说来,的值
均大于 0.2。对于压缩行程 或深坑型燃烧室，因存在着较大的
压缩挤流，湍流场迅速得以增强。与此同时，在压缩过程结束时
发生的燃烧将进一步强化上述因活塞快速压缩所致的湍流运动，
促使湍流强度大幅度增加。
在上止点附近，欧拉积分尺度Ｌ ｘ 与缸内余隙高度属于同一
数量级，而泰勒微尺度 则主要取决于燃烧室的形状。一般来说，
具有较强挤流的燃烧室，其泰勒微尺度 比较小，这一点对汽油
机点火和火焰中心的形成产生十分有利的影响。
缸内湍流的特性除了与活塞顶或燃烧室的几何形状有关外,
' /uUC ??
' /uUC ??
' /uUC ??
?
?
?
还与进气门的类别、运行参数、压缩比等因素有关。
带导气屏的比不带导气屏的气门所产生的湍流强度和欧拉积
分尺度Ｌ ｘ 都要大些。
运行参数中，转速是影响湍流强度和尺度的一个主要因素。
转速越高，湍流强度也越大，但欧拉（或称长度）积分尺度Ｌ ｘ
的值影响不大，但对微小涡旋的寿命长短的时间积分尺度却有一
定的影响。一般来说，湍流的时间积分尺度随转速的增加而降低。
压缩比增大使湍流强度与空间尺度呈下降趋势。
? ? ? ? ?工质温度 和气体粘性系数
4－ 3 柴油机的可燃混合气形成及燃烧室
一, 概述
柴油机中的混合气形成过程一般从 燃料喷入 气 缸 开 始 至燃料喷
完后的一段时间里止 。
由于燃料喷入缸内需要一段时间，故随着燃料的不断喷入，缸
内的混合气成分在不断地变化；使可燃混合气无论是在时间上还是
在空间上都表现出极大的不均匀性。结果，在混合气浓的地方，燃
料因缺氧燃烧迟缓，甚至燃烧不完全而引起排气冒黑烟；在混合气
稀的地方，空气却得不到充分的利用。因此，柴油机只有在平均过
量空气系数 α ＞ 1的情况下才能正常工作，这就势必造成气缸工作
容积利用率的下降。热分解等化学过程与蒸发、混合、扩散、流动
等物理过程又相互交织在一起，使得柴油机缸内的局部空燃比有可
能在从零到无穷大的范围内变化,这一情况在整个燃烧过程中始
终都可能存在。结果，在混合气浓的地方，燃料因缺氧燃烧迟缓
，甚至燃烧不完全而引起排气冒黑烟；在混合气稀的地方，空气
却得不到充分的利用。柴油机只有在平均过量空气系数 α ＞ 1的情
况下才能正常工作，这就势必造成气缸工作容积利用率的下降。
柴油机所采用的混合气形成方式主要有：燃料空间雾化混合
方式 (简称空间式 )，壁面油膜蒸发混合方式 (油膜式 )和空间雾化
(复合式 )。混合气形成的总能量 主要来
和气流运的,即,
fE aE
mE
m f aE E E??
fEaE
燃烧室的结构型式, 喷油系统, 进气系统三者之间的配合是改
善油气良好混合和燃烧的关键 。
柴油机燃烧室可以分为两大类：燃烧在一个空间中进行称直接
喷射式 (也叫开式或统一式 )燃烧室和燃烧在两个空间中进行的称间
接喷射式 （ 也叫分开式 ） 燃烧室 。 根据燃烧室的结构不同, 混合气
的 形成 也不同 。 下面简要介绍不同燃烧室的结构及其性能特点 。
二, 直接喷射式燃烧室
与间喷式燃烧室相比，直接喷射式燃烧室具有结构简单、燃消
耗低 15～ 20%、启动容易等优点。但进气系统要求高，转速适应范
围更小,噪声大，排放欠佳，喷射系统要求高等缺点。
在 D＞ 100mm的柴油机中，它的应用占统治地位。由于它具有
高的热效率，易于启动，加上近年来人们在进气道和燃油系统方面
取得进展，目前在传统上采用间喷式燃烧室的柴油机上（ D＜
100mm,n > 4000r/min)也正在得到越来越多的应用。
直喷式燃烧室按其活塞顶部凹坑的深浅又可分为开式燃烧室
（浅凹坑）和半开式燃烧室（深凹坑）。
1,开式燃烧室
整个燃烧室是由气缸盖底面, 活塞顶面及气缸壁所形成的统
一空间, 如图所示,
图 4－ 36 开式燃烧室
（ a） ～ （ c） 缸盖底面是平的, 适用于布置四气门 （ 进, 排气阀
各两个 ） 喷油器启动阀等 。 它们适应于四冲程增压柴油机和二冲程
气口－气阀直流扫气的柴油机上 。 （ d） 燃烧室的凹坑设在缸盖的
底部, 活塞顶可以是平的或细微向上凸起, 燃烧室的轮廓与二冲程
增压柴油机回流扫气和横流扫气的气流轨迹相吻合, 主要用在气缸
盖上无气门的船用低速增压发动机上 。
开式燃烧室用于 D＞ 200mm的涡轮增压柴油机上较好，其燃油
直接喷入气缸，混合气的形成属空间雾化混合方式。
主要特点,
(1)开式燃烧室是无空气涡流或弱空气涡流的燃烧室，使用的
进气道为直进气道或切向进气道，混合气形成主要依靠多孔喷嘴及
较高的喷油压力，以使燃油喷散雾化并均匀地分布于整个燃烧室中
。孔数为 6～ 12个；孔径在 0.25～ 0.8mm之间，大型低速二冲程柴油
机喷孔孔径有的达到 1.2mm。孔径小于 0.2mm容易产生堵塞等故障
。组织高压喷射,针阀开启压力达到 20～ 40MPa，最高喷油压力
甚至高达 100MPa以上。油气混合所需的能量集中于燃油，燃油
喷散雾化并均匀的分散在燃烧室中，喷雾中的油滴与周围的空气
之间的动量交换，使被卷入喷雾的空气产生加速运动，从而形成
了如图 4－ 37所示的空气运动，促进了喷雾与周围空气间的混合
与热交换。
图 4－ 37无涡流式燃烧室混合气形成示意图
图 4－ 38 无涡流时喷雾前端着火后火焰运动情况
着火以后火焰如图 4－ 38所示的 a,b,c三个方向的运动，对
中后期的燃烧起着重要的作用。
图 4－ 39 开式燃烧室主要结构尺寸
(2)为了充分利用燃烧室中的空气，并避免喷雾和火焰与
冷的气缸壁直接接触，要求喷雾与燃烧室形状很好地配合。
喷油夹角 γ (图 4－ 39)应根据燃烧室形状及喷油嘴喷孔伸出气
缸盖底面的程度而定。对于四冲程柴油机 γ ＝ 120° CA～
160° CA，油束的贯穿度一般取 1～ 1.04（喷雾长度 L：油嘴到
燃烧室壁的直线长度）。
(3)为了保证燃料充分燃烧，一般 α =1.6～ 2.2。为了降低热负
荷，也需要大量扫气空气。
(4)燃烧室结构紧凑，形状简单，相对散热面积面容比小，等
容燃烧温度高，热损失小，燃油消耗率比半开式和分开式燃烧室都
低，且容易启动。
(5)由于燃油在空间雾化混合，在滞燃期内形成的可燃混合气
较多，因此,与, dp/dφ 都较高，工作较为粗暴，噪声大。
NOx。但是，随着缸径
的增大和增压度的提高，其 dp/dφ 并不比其他燃烧室差，烟度和
NOx的值也相对较小。
(6) 燃烧室尺寸
对浅型和浅盆型,V /V=0.6-0.7 V,凹坑容积
d / D =0.76-0.86 V:压缩终点燃烧室容积
对浅型,H/d =0.15-0.2 H:凹坑深
对浅盆型,H/d =0.05-0.1 d,凹坑直径
zP cP
k
k k
k
k
k
1.2半开式燃烧室结构如图所示,
图 4－ 40 半开式燃烧室
（ a） 绍瑞尔（ Saurer）；（ b）太特拉（ Tatra）；
（ b） 马克（ Mack）； （ d） 瓦克斯豪尔（ Vauxhall
）；
（ e）李斯特（ List）； （ f）任巴哈（ Jenbach）；
（ g）比纳德（ Benard）； （ h） MWN
其结构特点是：活塞顶凹坑部分的开口面积比开式燃烧室的要
小，但比分开式燃烧室的通道面积大得多，燃烧室深度增加。要求
较强的进气涡流，混合气的形成以空间雾化为主，油膜蒸发为辅。
喷油孔一般为 4～ 6孔。针阀开启压力 ＝ 17～ 21MPa，贯穿度
＝ 1.05较好,γ ＝ 140o-160o,V /V 要尽量大，一般为 0.75～ 0.85，
dｋ / D＝ 0.4～ 0.6,dｋ / H ＝ 1.5～ 3.5。
P? 'LL
?
k
k
c
（ 3） 混合气的形成
喷雾运动方向与空气运动方向大致成 90o角相交，喷雾中油滴
吸热蒸发与空气混合形成可燃混合气后，立即被后面吹来的新鲜空
气吹走。油滴表面继续蒸发的新鲜油气又和空气混合形成新的可燃
混合气，然后又被气流移走，如此不断的进行下去，直至油滴蒸发
完毕，使混合气形成和燃烧速度及空气利用率提高。如油、气、室
三者配合良好的话,在 1.4～ 1.8之间（比开式 1.6～ 2.2低）,可设
计良好的燃烧。
?
图 4－ 41 （ａ）热混合作用和（ｂ）热锁作用示意图
除上述解释混合气形成外，还可以用热混合理论予以说明：
在燃烧室存在较强的空气涡流条件下，已着火的气体因高温膨
胀而密度较低，于是在旋转空气中沿渐缩螺旋线轨迹向涡流中
心移动，而未燃的新鲜空气和油气或油滴因密度较大，在离心
力的作用下，沿渐扩螺旋线向燃烧室外围地区移动，从而促使
了良好的混合和燃烧。
热锁作用,
所谓热锁，是指涡流过强，喷雾射程短，燃油不能射到燃烧室
四周的外围空间；已燃气体由于密度小被卷裹于燃烧室中心，而大
量温度较低的空气由于密度大，处于旋转气流的外围，致使空气不
能得到充分的利用而烟度增加。
最佳的涡流速度 即为喷油持续期内转过相邻喷雾间隔的涡流
速度，即,
（,孔数；,喷油持续角； n：发动机转速）
上式是一理论值，实际的要经过试验调试或参考同类机型选取
。实际上，最佳涡流速度与发动机尺寸、转速范围、喷油特性等有
关。特别是车用发动机，使用转速范围很宽，涡流强度随 n有所上
升，当低速时涡流适当，高速时就显过强，反之亦然。因此，通常
取常用转速时的涡流强度，而兼顾其它转速，使发动机在较宽的转
速范围内获得好的性能。
sn
360s
zz
n
ni ?? ?
zi z?
为了兼顾高低转速发动机的性能，日本五十零公司于 1972年在
6BBl直喷式柴油机上推出一种四角形燃烧室（如右图）
这种燃烧室的特点是,
1.在燃烧室内除形成主涡流外，在四角部分还会因气流分离和
逆流而产生微涡流，这种微涡流对燃油与空气的混合十分有利。与
此同时，在四角形燃烧室的角部，涡流会因碰到燃烧室壁而发生衰
减。由于这种衰减作用与涡流速度的平方成正比，所以它能有效地
抑制高转速工况下的过强涡流。
图 4－ 42四角形燃烧室的形状
2,这种燃烧室还易于实现燃油喷射与燃烧室之间所要求的动
态配合特性。喷油嘴的安装要求通常是使 4个喷孔大致对着燃烧室
的四个角，低速时喷孔到四角的距离较大，喷雾偏转又小，能改善
喷雾穿透过度的情况；高速时喷雾偏转增大，从喷孔到四边的距离
也较近，不至于穿透不足。因此，四角形燃烧室在从低速到高速较
宽的转速范围内，均可获得良好的燃烧性能。
以 6BB1型直喷式柴油机为例，该机采用四角形燃烧室后，在
标定负荷下，有效燃油消耗率降低 2.7％，最低燃油消耗率达到
213g/( kW·h )，并能满足日本的排污标准。
日本小松公司在四角形燃烧室的启发下，研制出一种上部为四
角形，下部为圆形，上、下部连接处圆滑过渡的微涡流燃烧室
(MTCC)，如图 4－ 43所示。
图 4－ 43 微涡流燃烧室
这种燃烧室到处都有涡流，空气运动充分，能保证燃料和空气
良好混合，燃烧速度加快，能获得较高的燃烧效率。与常规深坑形
ω燃烧室相比，有效燃油消耗率可下降 (10～ 15)％，烟度下降 1.5～
4.0波许单位，在低速时性能改善尤为显著。
3.球形油膜燃烧室
20世纪 50年代以前, 柴油机设计者一直遵循燃油空间雾化混合
的模式 。 由于该混合气形方式存在两个缺点,
一是在滞燃期中被活化的混合气会几乎同时燃烧，引起柴油机
工作粗暴；
二是为防止工作粗暴而推迟喷油，导致喷入气缸的后续燃油在滞
燃期缩短的情况下不能充分混合，容易引起燃油的热分解而冒烟，
也使油耗上升。
在 20世纪 50年代中期由 茅瑞尔 ( J.Meurer )提出了油膜式燃烧
过程，即 M过程的理论。
图 4－ 44
图 4－ 44所示的为 M燃烧系统的燃烧室，形状为球形。具有 1个
或 2个较大喷孔的喷油嘴，顺气流将大部分的循环供油量喷到燃烧
室壁上，在强烈的空气涡流的作用下，燃油在壁面铺开形成厚度极
薄的液体薄膜。燃烧室空间中只有少量的循环油量在热空气中蒸发
成为油气，并着火自燃。由于空间的油量很少，因此，抑制了燃烧
初期压力迅速上升所产生的敲缸现象。燃烧室壁温在 613K左右时，
壁面油膜将迅速逐层蒸发成油气，然后与高速旋转的空气涡流迅速
形成可燃混合气，由已经着火的燃气点燃，火焰在混合气里传播并
进行柔和的燃烧，这样燃烧噪声将大为降低。由于燃油在比较低的
温度下蒸发，减少了燃油的热分解，消除了排气冒烟的现象。所以
采用油膜蒸发混合的柴油机具有工作柔和、燃烧噪声小、排烟少、
性能指标好的特点。
另外，它还能使用从高沸点到低沸点范围广泛的各种燃油。目
前性能好的球形油膜燃室柴油机，如 D1246HM1型柴油机，在不增压
的情况下平均有效压力 ＝ 0.88～ 0.98MPa，过量空气系数已降
ep
低到 1.1左右，有效燃油消耗率可达 214g/(kW·h)。
球形燃烧室要求强的涡流，都采用螺旋气道；另外，燃烧室的
壁温也要控制好，还需要较小的余隙容积。否则，非但组织不好 M
过程，反而会比其他燃烧方式效果更差。正因如此，球形燃烧室还
没有得到广泛应用。
三、间喷式燃烧室
尽管间喷式 （ 或叫分开式 ） 燃烧室柴油机的有效燃油消耗率
高于直喷式柴油机, 但由于它具有高速性能好, 噪声和排气污染小
及对喷油系统要求低等优点, 因此在高速小型车用柴油机上广泛应
用 。 在 n=4000r/min以上的发动机上应用占绝对优势 。 在农用柴油
机上得到比较广泛应用 （ 农村人员使用维护水平不高 ） 。
间喷式燃烧室包括涡流室和预燃室燃烧室两类 。
1,预燃室燃烧室 （ 燃烧涡流 ）
结构见图所示,
图 4－ 45 195－ 2型柴油机的 预 燃室
对于小缸径的柴油机，为了保证足够的气阀通道面积，预燃室
总是倾斜布置或移向一边 (图 4－ 45)。常用 1～ 3个喷孔的通道与主室
相通，其大孔轴线直接对着主燃烧室。对于大功率增压高速柴油机
，一般使用四气阀或六气阀布置，因此，预燃室布置在气缸盖正中
的中心线上 (图 4－ 46)。
图 4－ 46 PA4— 185型柴油机的预燃室
（ 2） 混合气的形成
一般 不组织有规律的涡流，只是在压缩行程，空气经小
孔进入预燃室，形成无组织的紊流或组织微弱的压缩涡流。主要
依靠一部分燃油在预燃室中预先燃烧所产生的 燃烧涡流 的能量，
自喷孔喷出与主室内空气混合燃烧。由于燃烧涡流较强，所以，
它可在较小的过量空气系数 (α =1.2～ 1.6)下工作。同时对供油系统、
进气系统要求不高，可以使用单孔轴针式喷嘴，可在较大的转速
范围内获得良好的性能。
（ 3）预燃室因通道面积小，产生气体节流，使压力升高率
和最高燃烧压力 较低，烟度及排气中有害气体 (如 NOx)的含量也
较低。但是，燃油消耗率 高，启动比较困难。
图 4－ 47 PA4— 185型柴油机的可变通道预燃室
dpd?
zP
eg
（ 4） 为了保持其最大爆压低, 排气污染少和空气利用率较高
等优点, 克服其经济性不良和不易启动等缺点, 20世纪 60年代末期
出现了可变通道预燃室, 图所示的为 PA4— 185型柴油机的可变通道
预燃室 。 这种预燃室的特点是, 在压缩行程开始, 通道很大, 产生
节流损失小 。 当活塞上行接近上止点时, 装在活塞顶中心的圆柱形
凸块伸入通道内, 使气流流通截面迅速缩小, 在预燃室内引起强烈
的紊流 。 着火后, 燃气以很高的速度从变小的窄小通道流出 。 当凸
块离开通道后, 预燃室内的燃气很快喷入气缸与主燃烧室的空气混
合燃烧 。 由于减少了节流损失, 提高了放热率, 使 降低, 而分开
式燃烧室的优点仍然保持 。
2.涡流室燃烧室 （ 压缩涡流 ）
（ 1） 结构,
1主室 有双涡流与铲击式
2副室 吊钟形, 球形
3通道 圆矩形, 豆形
eg
4.使用单孔轴针式喷油器, 喷油压力 左右, 进气使
用不产生涡流的直气道 。
（ 2） 混合气的形成
在压缩过程中，气流经通道与涡流室相切，在副燃烧室内产生
强烈的空气涡流运动。顺气流方向喷油，将一部分燃油铺于副室壁
面，形成油膜燃烧，一部分燃油在空间雾化先行着火，燃油依靠这
种强烈的 压缩涡流 与空气迅速完善地混合。当着火燃烧后，经通
道流入主燃烧室，形成二次涡流；由于混合气的形成好，速度快,
，能适应于较宽的转度范围变化（最高的柴油机转速 n＝ 5000r/min
），其高速性能比预燃室更佳，因为随着转速 n,副室中的压缩
涡流就越强。
（ 3）由于节流损失，主室的最高燃烧压力和压力升高率较低（
这样排放较好），但是油耗比直喷式高 10～ 15％，散热面积大，起
动困难。
（ 4）为减小通道损失，日本三菱重工 S4E2型涡流室 式柴油机
12 aP M P? ?
1.3? ?
?
(D=98mm,S=98mm)采用了一种改进型变倾角通道，如图 4－ 50所示。
图 4－ 50 原型和改进型通道结构
（ a）原通道； （ b）变倾角通道
这种通道结构可以减小流动损失, 使燃油消耗率, 排气烟度
和噪声均有所改善 。
（ 5）为减少通道流动损失和提高主室放热率，我们发明了一
种变通道涡流室式燃烧室（已获专利），结构如图所示。工作原理
是压缩行程开始通道很大，流动损失小，当快接近上止点（ 25oCA
BTDC）堵头开始插入，由于通道面积迅速变小在通道内产生较高
的气流速度，在副室内形成强涡流，燃油喷入后迅速混合燃烧，并
从副室迅速流出；当堵头离开上止点后，打开通道时副室内的燃气
在较小的阻力下迅速流入主室，加快了等容放热量，使燃油消耗率
下降 5％以上，排放烟度、噪声下降,CO排放量下降,稍上升
（但比直喷式燃烧室仍低很多）。
（ 6） 燃烧室的主要结构尺寸
a＝ 35o～ 45o
eg?
eg xNO
/ 0, 4 5 ~ 0, 5 5kcVV ?
/ 1 ~ 3 %kDff ?
3,涡流预燃室燃烧室
日本洋马柴油机公司将压缩涡流引入预燃室中，研制成图 4－
53所示的涡流预燃室。以改善原预燃室的,, 和起动性能
。
图 4－ 53 洋马涡流予燃室燃烧室
eg ePbR
四, 燃烧室的比较选型
1,燃烧室的比较见表 4－ 2
2,燃烧室的选型
（ 1） 的大型增压柴油机, 目前均采
用无涡流或低进气涡流的浅盆型直喷燃烧室 （ 开式 ） ；
（ 2） 在 D＝ 150～ 200mm的高速柴油机上多数采用直喷式，采
用进气涡流和无进气涡流两种形式，燃烧室形状位于浅盆形和深坑
形之间。因预燃室的燃油消耗率 高，只有少数机型上采用。
（ 3）在 D＝ 100～ 150mm的高速柴油机上，几乎全采用直喷式燃
烧室（半开式）,在 D < 100mm，的高速柴油机上也越来越多的使用
直喷式燃烧室，最小的缸径已达 76mm。采用中等或强涡流，以 4孔
喷嘴,ω 型燃烧室居多。球形燃烧室只限于少数机型上使用。采
用直喷式燃烧室着重要解决噪声高，排污高的缺点，还需解决喷油
装置存在的问题。
（ 4）间喷式燃烧室因高速性能好、噪声和排污小以及对进气喷
2 0 0,1 0 0 0 / m i nD m m n r??
eg
油装置要求低，在 D < 100mm，ｎ >3600ｒ／ｍｉｎ的车用高速柴油
机上仍广泛应用。涡流室的高速性能比预燃室更佳，其最高转速可
达 5000r/min。
（ 5） 农用柴油机，野外流动工作，环境恶劣，长期连续运转，
经常超负荷使用，加之我国农村使用维护水平低，可靠性高与寿命
长要特别注意，因此，我国目前在 D < 100mm的农用机上，仍采用
涡流燃烧室（少数预燃室）。但随着使用维护水平的提高，使用直
喷式燃烧室会越来越多。
4－ 4柴油机的燃烧
柴油机燃烧是决定柴油机动力性、经济性和排放特性的关键。
柴油机燃烧的研究，可通过高速摄影、缸内示功图分析、燃烧光谱
分析和抽气取样分析以及建立燃烧数学模型等方法进行。研究表明
，柴油机的燃烧过程包括预混合燃烧和扩散燃烧两部分。预混合燃
烧是火焰到达前燃料与氧化剂已充分混合形成可燃混合气的燃烧过
程（柴油机滞燃期内形成的可燃混合气的燃烧属于预混合燃烧），
扩散燃烧是燃料和氧化剂未预先混合的燃烧过程，柴油机大部分燃
料是在着火后喷入缸内的，它处于边与空气混合边燃烧的情况下进
行，可燃混合气形成的快慢控制其燃烧速率。柴油机中的燃烧主要
是扩散燃烧。
一, 柴油机的着火延迟
通常将从燃料喷射到缸内压力脱离纯压缩线开始急剧上升为止
的一段时期，称为着火延迟期或滞燃期 。 n=1000～ 4000r/min的
柴油机,＝ 0.8～ 3ms；燃烧重油的中低速柴油机一般为 4～ 15ms。
?
?
对燃烧过程有着十分重要的影响 。
1,着火前的物理－化学过程
（ 1） 物理过程
柴油机的着火物理过程是指从喷油开始到形成气相可燃混合气为
止的过程 。
它涉及燃料的喷射, 雾化, 在燃烧室内分布, 以及从高温环境
中吸热, 汽化, 扩散, 与空气混合和升温等一系列着火前的物理准
备过程 。
（ 2） 化学过程
从燃料裂解至热焰诱导期, 它包括从燃料裂解为轻烃成分, 轻
烃成分与氧反应生成中间产物, 然后经冷焰, 蓝焰和热焰诱导期而
着火 。
物理过程和化学过程是互相重叠, 交叉进行的, 实际上很难将
二者截然分开 。
（ 3） 着火阶段
图 4－ 28 烃燃料均匀混合气的着火界限
研究表明：在不同的温度、压力下，燃料着火前的预氧化过程
所经历的化学反应是完全不同的。图 4－ 28所示的是烃燃料均匀
混合气的着火界限，表明了燃料的自燃与温度和压力之间存在着复
杂的关系。图中曲线 ab是单阶段着火界限，曲线 bcd为多阶段着火
界限，阴影区是中低温度下产生冷焰而不着火的冷焰区，虚线 1－ 2
是单阶段和多阶段着火的分界线。
高温单阶段着火, 就是在高温下烃燃料分子的碳氢键发生热裂
化, 产生自由原子和自由基等活化中心 。 这些活化中心促进链锁反
应进行, 从而使反应温度急剧升高, 这就更加剧了燃料分子的裂化,
最终完成自燃着火 。 这种高温阶段着火的先决条件是要有一个温度
为 1200K的热源 。 这只有汽油机中的火花塞放出的电火花才能形成
这种热源 。 因此, 汽油机的着火是高温单阶段着火 。 起动较为容易 。
柴油机的压缩压力较高，但压缩温度达不到实现高温单阶段着
火所要求的数值。其压缩终点的缸内气体状态大致处于图 4－ 28所
示的网状部位，即在中低温多阶段着火区范围内，因 此,柴油机的
着火是多阶段着火，起动困难。
图 4－ 29 高温单阶段着火过程
图 4－ 30 低温多阶段着火过程
2,着火延迟期
着火延迟期包括物理滞燃期 和化学滞燃期 。 而化学滞燃期
又包含冷焰, 蓝焰和热焰三个过程, 因此, 总的滞燃期 可表为：
（ 4－ 31）
式中,—— 到达发生冷焰、蓝焰和热焰为止的延
迟时间。
可以用下式表达,
（ 4－ 32）
式中,p,T—— 喷油始点缸内的压力和温度，或是滞燃期间
缸内的平均压力和温度；常数 c,n及 E/R的值由试验确定。
由于确定滞燃期终点的标准不同，目前滞燃期分压升、温升和
发光三种滞燃期。其中压升滞燃期是最常用的测量滞燃期的方法。
许多学者根据自己的试验和统计结果提出了不少仅适用于特定试验
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条件的滞燃期计算公式。由于着火过程本身以及影响因素的复杂性，
至今还没有一个能适用于各种柴油机的通用计算公式。
二, 柴油机的燃烧过程
按 p－ φ 展开示功图 (图 4-27)所示的压力变化情况，将原本连
续进行的燃烧过程分为以下四个阶段。
第一阶段 着火延迟期 （ 滞燃期 ） （ 图中 1～ 2）
自开始喷油到开始着火，或自开始喷油到缸内压力脱离纯压缩
线开始急剧上升为止的一段时期，称为滞燃期。
它以曲轴转角 或滞燃时间 表示为,
（ s） （ 4－ 29）
滞燃期内缸内积累的燃料量一般占循环供油量的 (30～ 40)%，
低速柴油机约为 (15～ 30)%，而个别高速柴油机中也可能将循环供
油量全部喷入。
i?
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60
360 6
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图 4－ 27 柴油机燃烧过程四阶段的划分图
iz
dp g P
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因此,喷入的油 形成的可燃混合气,
机械负荷、噪声
这阶段的燃烧是预混合燃烧 。 控制, 即可控制 。
第二阶段 急燃期 （ 图中 2～ 3）
从开始着火到缸内出现最高压力的阶段, 称为急燃期 。
在此阶段中，火源迅速形成，不但将上一阶段喷入气缸的燃料
几乎全部燃烧，而且还使急燃期进入气缸而又完成燃烧准备的部分
燃料进行燃烧，加之活塞已靠近上止点，气缸容积较小，因此，气
缸中压力升高极快。一般用每一度曲轴转角的压力升高值，即压力
升高率 dp/dφ 来表示压力升高的急剧程度。
也采用整个急燃期的平均压力升高率 表示，即,
(4-30)
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/℃ A 3232m pp? ???? ? aMP
i? z dpP d?，
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d ? ??大 工作粗暴 产生金属敲击声和强烈震动
当敲击声太大时，就称该柴油机, 敲缸, 或, 爆燃, 。
, 但 大会使燃烧噪
声增大, 燃烧温度也会提高, 从而使 NOx的排放增加 。
为了保证柴油机运转的平稳性并兼顾其良好的经济性,不
宜超过 0.4MPa/(° CA)。由于 决定着滞燃期内形成的可燃混
合气的多少，所以控制滞燃期 是控制 的重要手段。
第三阶段 缓燃期 （图中 3～ 4）
从最高压力开始到出现最高温度的阶段，称为缓燃期。最高温
度可达 1973～ 2273K，一般在上止点后 20° CA～ 35° CA时出现。
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d ? ? ? ? ?一般当, 大时 燃烧等容度 dpd?
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d?、
i? zp dpd?、
有些柴油机在此阶段还有燃油喷入。如果所喷入的燃料处于高
温废气区，则燃料因缺少氧气，而裂解产生碳烟；如果燃料喷到有
氧气的地方，则因燃烧室中温度很高,大为缩短，若此时混合速
度较低，氧气的输送不及时，则过浓的混合气易裂解生成碳烟。
改善此阶段的燃烧主要是加强空气运动，以改善空气混合气的
形成质量，达到改善发动机性能的目的。
第四阶段 后燃期 （图中 4～ 5）
从最高温度点开始到燃料基本燃烧完毕为止，称为后燃期。这
一阶段的终点很难确定，一般在上止点后 40° ～ 80°,实际上有些
发动机很可能一直延续到排气门打开。后燃期可能占整个混合气形
成与燃烧时间的 50%左右。
由于此阶段 小，又是在较低的膨胀比下放热（活塞下移较多）
，所放出的热量难于有效地利用，使柴油机 ；所以
后燃期应尽可能地缩短。主要措施是加强燃烧室内的气流运动，加
速混合气的形成，减少缓燃期内的喷油量，并提高缓燃阶段 的燃烧
i?
?
wQeg ? ? ?r、t,
速度 。
影响燃烧过程的因素很多，其中主要有燃料性质，压缩比,
喷油特性（喷油时刻、喷油持续期、喷油规律），喷雾质量，转速
，负荷，混合气形成方式与燃烧室结构等。
?
4－ 5 点燃式内燃机的燃烧
内燃机按混合方式划分压缩自燃（简称压燃）和外源点火
（简称点燃）两种。柴油机属于压燃，汽油机属于点燃。近年还
发展了一些新型式和双燃内燃机，兼有压燃和点燃的双重性质。
不过通常把由外界加入足够大的能量（如火花塞）而使可燃混合
气着火并引发燃烧的内燃机，统称为点燃式内燃机。
按混合燃烧的性质划分，内燃机中的燃烧有预混合燃烧与扩
散燃烧两大类，一般来说，气相反应物的燃烧持续时间等于混合
时间ｔ ｍ 与燃烧反应时间ｔ ｆ 之和。若ｔ ｍ <<tf则燃烧主要取决于
化学反应动力学因素，则称这种燃烧为化学动力学控制的燃烧，
或称预混合燃烧。若 tm>>tf即反应物混合所需的时间比燃烧反
应时间大的多，则燃烧持续时间主要取决于反应物的传热传质、
扩散混合等物理因素，称此种燃烧为扩散燃烧。汽油机在点火前，
燃料与空气已预先混合好了，因此，点火后的燃烧称为预混合燃
烧。柴油机在滞燃期内形成的已燃混合的燃烧也称预混合燃烧，
而着火后一边喷油一边混合一边燃烧，因此称为扩散燃烧。
汽油燃料易于蒸发，且具有较高的自燃着火温度，所以汽油
机 (除汽油喷射式外 )一般通过化油器使燃料与空气在气缸外部形
成混合气，并利用高压电火花将气缸中被压缩的混合气点燃。
一、汽油机的燃烧过程
汽油机混合气的形成主要通过化油器使汽油和空气在气缸外
部混合后吸入气缸，由于进气过程中汽油蒸发和空气混合时间长，
所以燃烧属于予混合燃烧。
1.汽油机的正常燃烧
汽油机在压缩行程中, 混合气的温度, 压力不断升高, 但氧
化反应进行缓慢, 燃料不能自行着火, 当火花塞跳火后, 火花发生
处的混合气温度迅速升高, 激化了该处的氧化反应, 很快形成火焰
中心, 并以近似球形表面高速向燃烧室各个方向传播, 使未燃混合
气燃 烧 。
在火焰传播过程中, 火焰锋面前的未燃混合气因受燃烧气体
和热辐射的影响, 其温度和压力不断升高, 加速了自身的焰前反应
过程 。 如果正常的火焰锋面到达后将其引燃叫作正常然烧 。 如果在
正常火焰锋面到达前, 其锋前反应已完成而发生自燃, 引起爆炸性
燃烧, 则称之为非正常燃烧即爆燃 。
汽油机的燃烧过程一般分为三个阶段,如下图,
图 4－ 13 汽油机的燃烧
Ⅰ －滞燃期； Ⅱ －急燃期； Ⅲ －后燃期；
1－开始点火； 2－形成火焰核心； 3－最高压力
第一阶段 滞燃期
自电火花开始点火作为起点 (点 1)，至形成火焰核心（点 2）止
称为滞燃期。
在此阶段内，混合气的活化中心浓度迅速增长，反应速率很快
提高，形成高温单阶段着火过程。柴油机中是柴油自行着火，无点
火热源，属于中低温多阶段点火过程，需经冷焰、蓝焰、热焰三个
阶段才能着火。
滞燃期的长短主要与点火能量、燃料分子结构和理化性能、混
合气成分、点火时缸内气体的压力温度、气流运动以及点火能量的
大小等影响因素有关。
对于汽油机，着火时刻（点 2）可用控制点火提前角 θ 的办法
来达到，所以，滞燃期 的长短对汽油机工作的影响不大。
这一点与柴油机滞燃期的情况是截然不同的。 i
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第二阶段 急燃期 （自形成火焰核心 2点至 （点 3）止）
在此阶段里，火焰从火焰中心开始传播到整个燃烧室，燃完绝
大部分燃料，压力升高很快，压力升高率达到 0.2～ 0.4MPa/(° CA)。
直至出现 （点 3）。
这阶段虽短，但燃烧放热集中于压缩上止点附近，其热量利用
情况较好。一般 在 12～ 15° CA BTDC出现较好，太早压缩负
功, 通过改变点火提前角 θ 予以调整。
第三阶段 后燃期 （自 至燃料基本烧完为止）
由于燃料与空气的混合并非完全均匀，以及燃烧产物在高温下
可能发生热分解，因此，在紊流火焰前锋后面仍有未完全燃烧的燃
料，致使燃烧在膨胀过程中继续进行。为提高热效率，减少燃烧污
染物的排放量，应尽可能缩短后燃期。
上述燃烧过程的三个阶段都是具有放热效应的，但多数热量是
在急燃期内放出，因而它对循环热效率有决定性影响。
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二、汽油机的点火
汽油机的燃油消耗率和污染物排放量都与点火装置的性能有
密切关系。无论是化油器式还是电控喷射汽油机，都希望提高点
火能量，延长点火时间，且最好火焰离散，以期能迅速形成势头
强劲的火焰核心。
（一）火焰核心的形成及其初期发展
设火花塞电极间的电压为 V，板间电流为 I，放电时间为 T，
则单次点火释放的能量可表示为,
（ 4－ 20）
研究表明，当Ｅ大于最小点火能量 Emin时才能成功点火。 Emin的值
与燃料种类、可燃混合气的浓度、压力、温度和流动状态、电极
形状和间隙大小等多个因素有关。根据混合气成分和压缩压力的
不同，点火所需的最小能量大体上是 4～ 7ｍＪ。为保证各种条件
下都能点火成功，实际点火的能量必须大于上述的最小能量值。
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TE VIdt? ?
一般，汽油机的火花塞电极间隙为 0.6～ 1.2ｍｍ，实际点火
电压为 10～ 30ｋＶ，电压上升时间为 50～ 200 单次点火能量
为 40～ 100ｍＪ，而高能点火能量为 200～ 300ｍＪ。从点火开始
到火焰核心形成需经历一段时间称为滞燃期（诱导期），其值约
为 0.1～ 0.2ｍｓ。
点火失败有两种情况，一种为点火电压不够，不能在火花塞
间隙处产生跳火，出现所谓的断火现象；另一种为点火后不能形
成一定容积的火焰核心和产生必要的热量，致使火焰无法向外正
常传播，焰核很快熄灭，这种现象称为失火。影响点火成败的因
素十分复杂，除与点火能量大小，还与火花塞的布置及附近的流
动状态、燃烧室形状、混合气浓度有关。
（二）点火界限
实验证明，混合气的点火只能在一定的浓度范围内才能获得
成功，这一浓度范围简称点火界限。图 4－ 14表明了点火界限。
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图 4－ 14 混合气浓度与Ｅ ｍｉｎ 的关系
1－稀燃极限； 2－浓燃极限；
3－稀燃下限； 4－浓燃上限； B－化学计量比
对于浓度接近化学计量比（ B点）的混合气，其成功点火所
需要的 Eｍｉｎ 值最小。混合气太浓或太稀（ U形外）均不能点火 。
（三）点火提前角
点火提前角对汽油机工作性能影响较大，偏离最佳值 10°CA
时，热效率下降５％，提前角过大汽油机还可能出现爆震现象。
汽油机的点火提前角一般为 20～ 30°CA，最佳点火提前角与
汽油机的转速、负荷、燃烧室结构、燃料品质、空燃比等参数相
关，其中转速、负荷是两个主要的影响因素。
车用汽油机随着转速与负荷的变化，最佳提前角也在变化，
基于此，比较多的使用点火正时调整器。原来较多使用机械式的，
即离心调节器和真空调节器来共同控制点火提前角。机械式点火
调节器只能完成较简单的调节功能，控制精度较低，难以使汽油
机在所有工况都能获得最佳点火正时。
为改变这种状况，目前车用新型汽油机已开始大量采用微机
控制点火系统。其工作特点是，预先将实验所得汽油机多工况最
佳点火提前角存入只读存储器，构成一标准数据库；汽油机工作
时，根据微机综合各传感器输入的转速和负荷等信息，从标准数
据库中选取最佳点火提前角，然后按预定程序控制点火线圈的初
级电流的断续，进行点火提前角的调节。这是一开环控制方式。
近年来发展的另一类点火提前角的调节装置采用了自适应控
制技术，即闭环控制或反馈控制技术。在实施中，根据反馈量确
定下次点火提前角的调节方向，以反馈量是转速为例，首先预定
一个点火提前角,若调节 后转速增加，则 角继续朝原方向
调节；若调节 后，转速下降，则 角朝反方向进行调节，直至
达到该油门开度下的最佳值为止。
开环控制的优点是响应速度快，系统动态特性好，缺点是无
法将全部因素考虑进去，否则传感器数目增多，价格昂贵，系统
可靠性降低。自适应控制可以使点火提前角自动跟踪至最佳值，
所需传感器少，可靠性提高，成本相对较低。
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（四）汽油机点火系统
汽油机点火系统应根据汽油机的不同工况，以足够高的点
火能量，在规定时刻准确可靠的点燃汽油机燃烧室内被压缩的
可燃混合气，保证缸内可燃混合气快速而又充分地燃烧。此外
还能依据不同工况能自动调整点火正时。
汽油机点火系统由电源（蓄电池或磁电机）、断电器、点
火线圈、分电器及火花塞等组成。按使用电源不同，可分为蓄
电池点火系统和磁电机点火系统两类。汽油机多采用前者，小
汽油机多采用后者。
图 4－ 15 蓄电池点火系统线路简图
如图 4－ 15所示，蓄电池点火是以蓄电池为电源，使低压直
流电流进入点火线圈的初级线圈。靠断电器使初级线圈电流骤然
断开，由于电磁感应，在初级线圈中产生高压电流。这股高压电
再通过分电器和高压线按顺序送到汽油机各缸的火花塞，以产生
火花放电。由于火花能量是由次级线圈以电能形式供给的，故依
次级电压值作为点火性能的判定基准。
图 4－ 16 磁电机初级断
电式点火系统线路简图
图 4－ 16是磁电机初级断电式点火系统的线路简图。磁电机
点火系统是在以永久磁铁作为磁极的交流发电机转动时，在初级
线圈内产生低压感应电流，然后完成的点火系统。
在采用电控汽油喷射系统的汽油机中，已不再使用上述普通
点火系统，而改为电子控制。在电控点火系统中，点火信号由装
于分电器内的电磁式、光电式或霍尔效应式无触点点火信号发生
器送至点火器。而点火线圈初级电流的断通由晶体管开关电路来
承担，点火高电压则由凸轮轴驱动的高压分电器分配给各缸的火
花塞。
三、火焰结构与火焰传播速度
汽油机点火成功以后，焰核能否成长为自身具有传播能力的
火焰，完全取决于可燃混合气自身的化学反应速度。通常存在一
个火焰传播的最小值，其值的大小意味着自身的化学反应必须进
行的足够快，以使化学反应热大于向周围未燃混合气的散热损失，
在火焰核心形成后，自行维持燃烧反应以及火焰的正常传播。
例如：利用实验得到的电子
点火正时脉普图（图 4－ 17）
来控制汽油机的实际点火时
刻。
图 4－ 17 点火正时脉普图
由于汽油机的正常燃烧是通过火焰锋面的传播而完成的。所以,
火焰传播速度越快，质量燃烧率也就越高。但火焰传播速度和质量
燃烧率是两个不同的概念。
火焰传播速度 vp是指火焰锋面在其法线方向推进的绝对速度，
它涉及到正常的火焰速度 vR和未燃混合气运动速度 vg，是二者的合
成。正常的火焰速度 vR很小,约为几十厘米至几米之间，当气流静
止或速度很低时，即 Vg ＝ 0，火焰传播速度 VP＝ VR,
为了提高火焰传播速度通常加强空气运动使 vg上升,VP上升,
质量燃烧率是指单位火焰前锋表面积在单位时间内所燃烧的混合气
质量 ［ kg/(m2·s)］。二者之间有如下简单关系,`
式中,ρ —— 未燃混合气的密度,。
显然，要实现快速燃烧，除了提高火焰传播速度 vP 以外，还
应通过选择燃烧室的适当形状、提高湍流强度来增大火焰锋面面积。
cm
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3/kg m
（一）层流火焰结构及其传播速度
层流预混合火焰中，热量和质量传递主要是借助于导热和分子
扩散而进行的。火焰锋面以层流火焰传播速度 vL向未燃混合气传播，
而 vL主要依赖于可燃混合气的物理化学性质，除稀薄混合外，局部
流动状态对其影响一般较小。
层流火焰的火焰面是一个厚度在 1ｍｍ左右，甚至更薄的狭窄
区域。在此区域内，可燃混合气的成分和温度都在剧烈的变化。火
焰锋面包括两个区域，即预热区和反应区。在预热区中，未燃混合
气首先获得较热一侧因导热所给予的热量，温度开始上升，但不发
生明显的反应和能量释放。当温度达到某一临界温度，碳氢燃料开
始裂解，生成大量的自由原子和自由基，并与自由反应区扩散来的
活性中心共同作用，开始化学反应。进一步吸热和反应放热使温度
迅速升高，然后进入反应区着火燃烧。
影响层流火焰传播速度的因素主要包括燃料的性质、燃空当
量比、温度和压力等。最大火焰传播速度往往发生在化学计量比
附近。对于任何一种由燃料和氧化剂组成的可燃混合气来说，过
浓或过稀，都难以使火焰在其中传播。
层流燃烧速度或火焰速度是火焰锋面相对于未燃气体沿着垂
直于其表面的方向移动的速度。火焰传播速度 vL由下式给出,
（ 4－ 22）
式中，ｄｍ ｂ ／ｄｔ－－质量燃烧速率，由容器中的压力升高率
决定； Aｆ －－火焰面积,－－未燃混合气的密度。
（二）湍流火焰结构及火焰传播速度
可燃混合气处于湍流状态时，由于气体中存在着大量的湍动
涡旋，使燃料和氧以及流体能量迅速传播扩散，因此，可燃混合
气的混合和燃烧大大加快。
在大尺度弱湍流的湍流火焰中，其湍流尺度已超过燃烧区的
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L
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A ??
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厚度，在湍流脉动的作用下，火焰锋面出现如图 4－ 18（ａ）所
示的凸凹不平或褶皱。与平滑的火焰锋面相比，火焰锋面的扭曲
变形使火焰表面积大大增加，这时的湍流火焰传播速度ｖ T要比
Ｖ L大的多，且质量燃烧速率也随之增加，在此情况下，ｖ T不但
依赖于可燃混合气的物理化学性质，而且也与流动状态密切相关。
ｘ T－－湍流燃烧区厚度
图 4－ 18 大尺度湍流对火焰结构的影响
（ａ）大尺度弱湍流； （ｂ）大尺度强湍流
在大尺度强湍流的湍流火焰中，湍流的脉动速度超过了层流
的火焰传播速度，流体涡旋冲破火焰表面，使单一连续的火焰锋
面不再存在。此时湍流燃烧区厚度ｘ T较上例大为增加，期间存
在大量的已燃和未燃的湍流微涡旋，呈现出如图 4－ 18（ｂ）所
示的所谓容积或空穴燃烧现象。在此情况下，已燃湍流微涡旋深
入到未燃气体中，燃烧化学反应不仅在通常意义的火焰面上发生，
而且也在已燃和未燃湍流微涡旋的界面上发生，从而使火焰面积
大大增加。总之，大尺度湍流燃烧速度的增大主要是火焰表面的
褶皱使表面积增大所致。
与大尺度湍流相比较，小尺度湍流的燃烧速度的增大主要是
漩涡运动，使整个火焰锋面传热过程强化所致。就一般湍流预混
合火焰而言，它们与层流预混合火焰相比具有以下显著特点,
1）燃烧速度显著增大，可达层流燃烧速度的数倍到数十倍；
2）火焰面的燃烧区厚度大，可达数毫米到数十毫米；
3）与层流预混合火焰相比，火焰的亮度极高。
汽油机中所发生的湍流火焰传播几乎贯穿于火核形成以后缸
内燃烧的全过程。汽油机中的湍流火焰传播速度在 15～ 70ｍ／ｓ
的范围内，其值正比于汽油机的转速。湍流火焰传播速度或湍流
燃烧速度所具有的随湍流强度的增大而加快的特点，有利于汽油
机以不同转速运转时，按曲轴转角计的燃烧持续时间大致保持不
变。所以说，湍流混合和燃烧对于保证汽油机在一定的转速范围
内正常运转是十分重要的。
湍流火焰传播速度ｖ T的计算，最常用的方法是先计算出层
流的火焰传播速度ｖ L,然后按下式求得湍流火焰的传播速度，即
vT = KvL （ 4－ 26）
式中，Ｋ－－与湍流强度有关的经验常数。
四,循环变动
对火花点燃汽油机实测示功图的观察分析发现，各循环中的
气缸压力随时间变化而变化情况存在着明显的差别。这种循环间
燃烧过程的不稳定性通常称为循环变动，它是提高汽油机的性能
的障碍之一，尤其在稀薄混合燃烧中显得更为突出。
循环变动可选用循环最大燃烧压力 pｍａｘ 循环变动率 作为
评价的主要参数。对于 N个连续循环的最大燃烧压力 pｍａｘ 进行统
计分析可以求得其平均值和最大压力 变动的标准偏差
pｍａｖＳＴＤ,然后用下式求得 值,
（ 4－ 27）
式中,；Ｎ－－采样循环数；
pｉｍａｘ －－第ｉ循环的最大燃烧压力。
车用汽油机实际运转情况表明，当 >10％时，汽油机的
动力性和经济性将明显下降；而燃烧变动导致汽油机的噪声的增
加量可达 5～ 10ｄＢ。另外，过大的噪声和振动又会使点火系统
机械传动机构、化油器、配气机构振动过大，从而引起汽油机充
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气量、空燃比、点火正时的波动，最终又回过头来加重燃烧循环
变动。
图 4－ 19 车用汽油机的循环变动量
N=3000r/min
图 4－ 19所示的是汽油机燃烧变动在示功图上的具体表现。
由图可见：汽油机各燃烧循环之间在压力值与其相位、燃烧始点
与燃烧持续期，以及示功图大小与形状等方面都存在着相当大的
差别。统计数据表明：点火正时的偏差可达 ?（ 5～ 7°ＣＡ），
最高压力偏差可达 0.5～ 1.2MPa，与最高压力相应的曲轴转角偏
差可达 8～ 10°ＣＡ。
影响循环变动的主要因素包括：点火正时不稳定，各循环间
及同一循环中各缸混合气时空分布不均匀，各循环燃烧室内气体
流动的变化，每循环实际进入燃烧室的燃料组分的差异等。运行
参数同样对循环变动产生影响，现简要说明如下,
1.空燃比 AF的影响
空燃比控制在 12～ 13范围内时，循环变动率 将变化不
大；而当混合气偏稀时，循环变动率 明显增大。这主要是当
混合气变稀时，火焰传播速率降低很明显，容易引起早期火焰不
稳定，从而加剧了循环变动。
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2.汽油机转速的影响
。
3.点火提前角的影响
点火提前角过早或过晚都会使火焰传播速率降低，从而造成
循环变动加剧。
4.循环水温的影响
循环水温与燃烧初期焰核生成的条件直接有关。冷却水温高，
混合气燃烧的热积累条件改善，初期焰核生成时间缩短而且比较
稳定，使循环变动率明显降低。
5.压缩比的影响
压缩比增加，压缩上止点附近混合气的温度和压力都将上升，
残余废气量将减少，这些都有利于火焰传播速率的提高和循环变
动率的降低。
n ?? ? ? ? ?s涡流、湍流
6.燃料品质的影响
燃料品质的不一致性会引起点火和燃烧稳定性的不一致，导致循
环变动加剧。
五、各缸充量的不均匀性
对于化油器式多缸汽油机来说，各缸充量的不均匀性是普遍存在
的。这是由于通往各缸的进气支管长度及几何形状并不完全相同，
使进入各缸的进气充量受到支管结构、连接方式、燃烧流程、进
气管壁上油膜的沉积状况、沿壁流的燃油量及汽油机发火次序等
的影响所致。对各缸流动的差异性所做的测定表明，各缸流量相
对其平均流量的变化范围多在 5％左右，最大可达 15％。汽油机
转速和负荷发生变化时，上述变化范围会更加显著。 各
缸充量不均匀的程度可用分配不均匀指数 MI表示即,
（ 4－ 28） 式中,－－充量最浓气缸的空燃比； －－
充量最稀气缸的空燃比； －－各缸充量平均的空燃比。
汽油喷射可使各缸分配汽油的不均匀性大为减小。
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2.汽油机的非正常燃烧
火花塞点火后，离火花塞较远的末端混合气，在正常火焰锋面
到达前，其锋前反应已完成而发生自燃，引起爆炸性燃烧，产生金
属敲 击声则称之为爆燃（或敲缸）。
如果气缸内的混合气在火花塞点火前，已被燃烧室内其他的炽
热表面点燃，则称早燃或称表面点火。
暴燃和早燃均属不正常燃烧。
(1)爆燃
1 爆燃及危害
汽油机爆燃时，接近等容燃烧，局部压力和温度骤然上升，造
成气缸内各处压力的分布不平衡，从而形成压力脉冲（暴燃波），
在燃烧室内波动，每循环燃烧过程中爆燃波要在燃烧室内波动 10～
20次，从而引起零件的高频振动，发出金属振声。在示功图上压力
曲线出现高频大振幅波动，上止点附近的 dp/dφ 高达
65MPa/(° CA)。
当爆燃较为轻微时，引起的自燃混合气量少，不足以产生零件
的金属敲击声，此时 有所提高。
汽油机的爆燃现象同柴油机的工作粗暴性在燃烧本质上是一致
的，均为可燃混合气自燃的结果。但发生的时间和缸内状态互有差
（ Δ p/Δφ）
高，但缸内压力分布仍是均匀的；而汽油机的爆燃发生于急燃期的
终点，缸内的压力分布不平衡，有压力波冲击现象。
2 影响爆燃的因素
影响爆燃的因素很多，不仅受燃料 (如分子结构、添加剂等 )的影
响，而且还与燃烧室结构型式和运转条件 (如点火提前角、转速、
负荷、空燃比、冷却水温、进气温度等 )有关。
如果由火焰中心开始形成起至正常火焰传播到末端混合气为止
所需的时间为,而由火焰中心开始形成起至末端混合气自燃着
t?
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? ? ?发生爆燃 机械负荷 零件损坏
1t
火所需的时间为,则当 ＜ 时，就不会发生爆燃，否则就
会发生爆燃。因此，凡是能够使 的措施均可抑制或消除
爆燃。其主要措施,
1) 缩短火焰传播距离 r、提高火焰传播速度
2) 降低末端混合气温度, 增加末端混合气中残余废气的含量,
使末端混合气过浓或过稀 （ ） ；
3) 当压缩比一定时，选用合适牌号的汽油。
（ 2）早燃
1 早燃现象
早燃的外部表现与爆燃相似，不仅有强烈的敲缸声 (但较沉闷 )，
而且伴有较大的压力升高率，使压缩行程负功很大，增加了汽油机
机件的热负荷和机械负荷，从而损坏零件。
1t
1t ? 2t ?
2t
2t
1t ?
2t ?
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但是早燃本质与爆燃不一样。早燃是燃烧室内的积碳、过热的
火花塞电极和排气门等炽热点或炽热表面引燃混合气所致，一般发
生于火花点火之前，无压力波产生；而爆燃是在电火花点火以后末
端混合气的自燃现象，且有压力波产生。
在因表面点火使火焰锋面提早产生时，也会引起汽油机的爆燃，
而爆燃又进一步促使更多的炽热表面温度升高，助长早燃的发生。
这两种现象相互促进，形成所谓的激爆，发出很强的尖锐敲击声，
比爆燃有更大的危害。激爆现象一般发生在高压缩比汽油机 (ε ＞ 9)
中。
2 影响早燃的因素
影响早燃的因素同爆燃相似，包括运转条件、燃烧室设计、混
合气成分和沉积物的生成等。一般来说，凡是能够降低燃烧室温度、
压力和防止积碳等炽热点形成的因素和条件，都会抑制和消除早燃。
三、汽油机的燃烧室
燃烧室结构设计的好坏对汽油机的功率、油耗、爆燃、排污和
启动等各方面都起着至关重要的作用。
由理论循环可知，提高热效率的主要途径是提高压缩比,
但 。为了改善汽油机的燃料经济性
和降低排污，近年来，提高压缩比和燃用稀薄混合气已成为当前的
主要研究方向。
1.汽油机典型燃烧室
根据配气机构的不同布置，燃烧室可分为侧置式和顶置式两种。
侧置气门式燃烧室结构不紧凑，面容比大，散热损失多，燃烧速率
低，许用压缩比小，目前在 ε ＞ 7的汽油机上已很少采用。顶置气
门式燃烧室有多种型式，如楔形、盆形和半球形等，下面分别予以
简要介绍,
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??? ? ? ?爆燃倾向增加 限制
（ 1）楔形燃烧室
目前汽油机比较广泛地采用了这种燃烧室，如 SH— 490Q型车用
汽油机和 CA— 72型轿车（红旗）汽油机都采用了这种燃烧室 (图 4－
21)。
图 4－ 21 CA— 72型轿车汽油机楔形燃烧室
该燃烧室设置在气缸盖上，优点是结构较紧凑，火焰距离较短，散
热损失小。由于进气道阻力小（进气道弯曲小）,较高。火花塞
布置在楔形顶部进排气阀之间，便于利用新鲜气体扫除火花塞周围
的废气，缩短火焰传播路径，使抗爆性能得以提高。另外由于活塞
顶有一定的挤气面积，因而能产生较强的挤流，提高燃烧速率。同
时燃烧室壁对末端混合气的冷却作用也较强，其压缩比可以达到
9～ 10，故这种燃烧室的经济性较好。但混合气过分集中于火花塞
处，使初期燃烧率大，压升率 高，工作有些粗暴，而且燃烧温度
较高,NOx生成也较多。
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图 4－ 22 25Y— 6100Q型汽油机浴
盆形燃烧室
（ 2）浴盆形燃烧室
我国 2.5t越野车上用的
25Y— 6100Q型汽油机所采用
的浴盆形燃烧室。
该燃烧室的形状像一个
椭圆形的浴盆，高度是相同
的，宽度略超出气缸范围以
加大气门直径。
由于其气门平行于气缸
轴线布置，加上为减小进气
阻力，气门头部外径与燃烧
室壁之间要保留 5.5～ 6.5mm
的壁距，因此，气门尺寸
所受限制比楔形燃烧室为大，充气性能较楔形燃烧室差。火焰
传播路径也较长，使汽油机的高速动力性能降低但它结构紧凑，散
热损失较小等；适当增加其挤气面积比，可以使汽油机的性能得到
一定程度的改善。
（ 3）半球形燃烧室
燃烧室位于气缸盖上，形状大致呈
半球形或篷形 (图 4－ 23)，一般配凸出的
活塞顶。
它具有双行倾斜排列的气门，使配
气机构变复杂，宜采用双顶置凸轮轴；
但它容许布置较大的进气门，且进气道
比较圆滑，气道阻力较小，充气效率高,
最高转速在 6000r/min以上的车用汽油机几乎都采用这种燃烧室。
即使是在非常高的转速下，其充气系数仍然较高，故结构紧凑，其
面容比在各种燃烧室中是最小的。火花塞能布置在燃烧室中央、火
图 4－ 23半球形燃烧室
图 4－ 24是挤压射流燃烧室中的一种。这种燃烧室的共同特
点是在活塞顶沿圆周方向加工出一个个小凹坑，坑低与活塞顶平
面呈一定的角度而向气缸中心线倾斜，活塞顶与气缸盖相配合形
成紧凑形燃烧室。当活塞顶接近上止点时，滞留于活塞顶外围凹
坑中的气体受挤压，形成若干流经狭小通道截面而进入活塞中心
图 4－ 24 UBCI形燃烧室活塞顶
焰传播路径短，燃烧速率高，
热损失小，发动机高速动力
性最好。但由于燃烧室内混
合气的涡流较弱，容易在低
速大负荷工况时引起爆燃；
此外，汽油机压升率 高，
工作较粗暴,NOx排放也较高。
目前二冲程汽油机都采用半
球形燃烧室，四冲程汽油机
采用半球形燃烧室的也越来
越多。
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凹坑的挤压射流。这些射流以一定的角度相互碰撞、混合、变形，
很容易在中心凹坑形成高强度小尺度的湍流。测试结果表明，这
种燃烧室比普通浴盆形凹坑燃烧室提高大约 50％。他有利于提高
扭矩、平均有效压力，油耗率降低约 5％，而污染物排放明显改
善。
（ 2）火球形燃烧室
为了组织稀混快速燃烧，还可以采取诸如缩短火焰传播距离，
增强缸内斜轴涡流或滚流以形成强涡流，并采用高能点火系统和
分 层 燃烧方式等措施。
为了保持汽油机原有结构，使供油系统不做大的改动。近年
来高压缩比汽油机采用了一种化油器式的均质稀燃方式，并发展
了相应的新型燃烧室，梅氏火球形燃烧室就是其中的一例。
火球形燃烧室的结构如图 4－ 25所示，燃烧室呈直径较小的
盆形，位于缸盖的排气门下方。进气门下部有一浅凹坑，通过切
向气道与盆形燃烧室相连。进气过程所形成的旋流在压缩行程中
被挤入燃烧室中形成强烈的紊流，使位居
燃烧室边缘的火花塞点火后混合气产生很
高的紊流火焰速度，在稀混合气的情况下
能快速而稳定地燃烧。这种燃烧室可以燃
用空燃比值高达 26左右（ ）
的希混合气，压缩比一般可提高到 13.5～
14.6，燃用 97号汽油时压缩比可高达 16,
因此热效率高。据装车道路试验结果，与
标准型相比，火球形燃烧室汽油机可节油
40%，而且 CO,NOx,HC的排放量也有
明显的下降。
因该室工作范围的某些部分 (如高工况
范围 )已接近爆燃临界状态，且对缸内积碳
比较敏感，所以目前火球形燃烧室实际使
用的压缩比分别为 11.5和 12.5。 图 4－ 25 火球形燃烧室
1.76? ?
2.稀混合系统及快燃系统
为使汽油机在各种工况下都能稳定可靠的工作，缸内混合气
的空燃比（ A/F）一般接近化学计量比，即 A/F＝ 12.5～ 17。在此
空燃比范围内。汽油机不仅比油耗和 NO,CO,HC的排放均较
高，而且还易发生爆燃现象。
1984年日本本田汽车公司率先在世界上推出了稀薄混合气燃
烧汽油机，其空燃比高达 22.1。稀燃的优点在于热效率高，可降
低 Noｘ 排放。另外可采用高的压缩比,可进一步提高 。
混合气的湍流强烈的影响着预混合火焰的燃烧速度，且几乎
与湍流强度呈线性关系。点燃式汽油机中的湍流是由进气过程中
出现的剪切流动和活塞即将到大上止点时的挤流运动产生的。挤
流运动可使湍流在压缩冲程的末期，即恰好在最重要影响它燃烧
过程之前生成。基于这一考虑，出现了各种挤压射流燃烧室。
（ 1）挤压射流燃烧室
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四、分层充气燃烧系统
前面讲的燃烧室均为均质燃烧系统改善汽油机的燃烧,除了加
强湍流，提高燃烧速率，以实现均质混合气的高压缩比、稀薄混合
气燃烧外，目前正在开展研究的还有分层充气燃烧系统。该系统借
鉴了柴油机燃油喷射和扩散燃烧的一系列经验，形成了一个改善汽
油机排污，提高热效率，提高其经济性的最有前途的研究方向。
分层充气燃烧系统的特点，即在火花塞附近形成具有良好点火
条件的较浓混合气，其空燃比 AF=12～ 13,＝ 0.81～ 0.88；而在
其余大部分区域混合气较稀，空燃比 AF可达 20以上,可达 1.35以
上。这种由浓到稀的混合气非均匀分布，既容易形成火焰中心，又
能使火焰迅速传播。
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?
与前述均匀混合气的燃烧系统相比，分层充气燃烧系统有如下
优点,
①可采用更高的压缩比 (ε ＞ 15)和燃用更稀的混合气 (空燃比
AF 20)，因此循环热效率较高。与按理论空燃比 14.8工作的情况
相比，以空燃比 AF在 20和 27工作时，其热效率将提高 8％和 12%。
②汽油机功率由变量（改变节气门）调节改为变质调节，可大
大降低在部分负荷时由于节气门节流而引起的泵气损失。
③可使火焰温度降低，有利于减少热损失和热分解，从而改善
排气中有害成分（ CO,HC,）含量高的情况。
④汽油机在稀混合气下工作时，其末端气体不易产生爆燃。
分层充气燃烧系统的类型很多，归纳起来，如按燃烧室型式
划分，有分隔式和统一式燃烧室两种；如按供油方式划分，有化油
器供油和油泵供油两种。
1.汽油喷射统一式燃烧室分层充气燃烧系统
?
xNO
这种燃烧系统几乎都有活塞顶凹坑即利用进气道产生缸内涡流
又利用凹坑产生挤流。
图 4－ 26 直喷式汽油机燃烧系统
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（ a） TCCS燃烧系统； （ b）丰田 D4汽油机控制基本概念
1－火花塞； 2－可燃混合气； 3－火焰面；
4－燃烧产物； 5－空气涡流； 6－喷油嘴
美 美国德士古公司（ Texaco）的 TCCS(Texaco Controlled
Combustion System)燃烧系统具有代表性图 4－ 26(a)所示的为 TCCS
燃烧系统示意图。该系统在上止点前 30゜ CA将油顺气流喷入，采用
多火花点火系统，点火后喷油还未结束，这就保证了形成火焰中心
。空燃比沿气流运动方向逐渐增大（变稀），遇到火焰即燃烧。
TC TCCS系统类似于直喷式柴油机燃烧系统，压缩比 可高达
12，它对汽油的辛烷值要求不高，可用多种燃料，作为军用车辆用
,其油耗在满负荷时接近一般汽油机水平，在部分负荷时介于一般
汽油机和直喷式柴油机之间。
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2.化油器供油分隔式燃烧室分层充气燃烧系统
日本本田公司的 CVCC（ Compound Vortex Controlled
Combustion）燃烧系统即为此种型式。进气时由一主化油器通过主
进气门向主燃烧室供给稀混合气 (空燃比 AF为 20～ 21.5)，另有一副
化油器通过辅助进气门向预燃室供给浓混合气 (空燃比 AF为 12.5～
13.5)，达到分层充气的目的。主、副室之间有火焰喷孔相连，火花
塞就安装在副室中。点火后火焰从通道喷出，然后扩展到整个燃烧
室空间。
CVCC燃烧系统主燃烧室不组织涡流，加上混合气浓度较低，燃
烧进行缓慢。其最高温度＝ 1493K，因而可抑制 NOx的生成，而排气
温度却较高（后燃引起），又可使 HC和 CO在排气过程中进一步氧化。
它的各项排放指标都较好，是目前唯一不用机外净化装置而能达到
美国最新排放标准的燃烧系统。但其经济性比 TCCS系统差，尤其是
低负荷时更差；且结构较复杂，两个化油器调整也较困难，很难满
足各种运转工况下控制混合气分层以达到稳定燃烧的要求。
4－ 5 内燃机放热率
一、内燃机的放热率
放热规律的分析是认识改进燃烧过程的重要手段，也为工作过
程模拟提供边界条件。目前，计算燃烧放热规律的方法有三种,
1）根据喷油规律求算放热规律,；
2） 由燃烧过程的放热模型 (包括经验和半经验数学模型, 以及
准维和多维燃烧模型 )预测 内燃 机的放热规律；
3） 从实测示功图计算出放热规律,。这种方法计
算过程简捷，示功图容易获得，是应用十分广泛的一种方法。
1.由 p-- 图进行放热率计算的方法
()ffd m d Qfdd?????
fdQp
d? ???
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据热力学第一定律（能量守恒）有,
（ 4－ 33）
—— 该瞬时前燃料燃烧放出的累计热量；
Q—— 该瞬时前缸内气体吸收的累计热量；
—— 该瞬时前传给气缸壁的累计热量；
ΔU—— 缸内气体内能的增量, ΔU=U-, 其中
为计算始点气体的内能；
W—— 从计算始点至该瞬时气体所作的功 。
对于某瞬时 （ 或某一计算步长 ） 有,
（ 4－ 34）
式中, —— 燃料放热率, kJ/ (° CA) ；
—— 燃料燃烧时对气体的加热率,
kJ/(° )CA ；
—— 气体与燃烧室壁间的传热率, kJ/(° )CA；
p—— 瞬时气体压力, MPa；
V—— 瞬时气缸容积可由式 （ 4－ 35） 求出, 。
f w wQ Q Q U W Q? ? ? ? ? ?
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f wwdQ d Q d Qd Q d U d Vp
d d d d d d? ? ? ? ? ?? ? ? ? ?
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fdQd?
dQd?
3m
上式中 p随 的变化已知。
（ 1） 可由式（ 4－ 36）求出
（ 2） 瞬时气体内能
（ 4－ 37）
n:工质的摩尔数；
,定容摩尔比热；
下标,a－空气 e－纯燃气；
T 由（ 4－ 43）求出，式中 v由（ 4－ 35）求出，于是 U可求出。
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()a v a e v eU n c n c T??
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n
n
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c
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由（4－38） 求出；
由（4－39） 求出；
由（4－41） 求出；
由（4－42） 求出；
图 4－ 33 柴油机放热规律的三个阶段
（ 3） 由 （ 4－ 44） 求出；
式中 －传热系数，可以选用沃希尼的经验公式求得。
2.放热率的阶段划分（直喷式燃烧室）
燃料喷入气缸内吸热，有一小段放热为负（相当于滞燃期）如
图 4－ 33所示；放热率曲线 (即放热率 )明显地可以划分为以下三个
阶段。
第一阶段 （ a～ b） 预混合燃烧阶段（急燃阶段）
特点：着火从几个发火点开始，随后迅速燃烧滞燃期内已准备
好的可燃混合气，放热率迅速达到第一个尖峰。当把滞燃期内已准
备好的可燃混合气全部燃烧完毕，放热率迅速下降到 b点。 a～ b段
约占 5° ～ 7° CA，累计放热量约占循环总热量的 20%。
峰值的高低由滞燃期内形成的可燃混合气的数量决定，它可以
用来判断燃烧是否粗暴，此阶段尽管也有扩散燃烧（一边喷油一边
混合燃烧），但不是占主要的。
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g?
第二阶段 （ b～ c） 扩散燃烧阶段 （ 缓燃阶段 ）
此阶段放热率受燃料与空气混合速率的控制 。 一边喷油一边混
合燃烧 。
一般来说, 随着火焰前锋面积的扩大, 燃烧速度也有所提高,
因此, 放热率曲线出现第二峰值 。
此阶段延续约 40° CA，其间放出的热量约占整个循环放热量的
60%。
第三阶段 （ c～ d） 尾部燃烧阶段 （后燃期）
其延续约 60° CA,放热量约占循环总热量的 20%。
图 4－ 32是一柴油机的实际放热率曲线图
柴油机类型及工况不同, 放热率曲线的形状也会有很大的不同
。 图 4－ 34所示的是不同燃烧系统的放热率曲线 。
图 4－ 32 燃烧放热规律
图 4－ 34 不同燃烧系统放热比较
其中 (A)为直喷式高速柴油机,(B)为 M燃烧系统,(C)为泼金斯
公司的挤流口燃烧系统,(D)为电火花点燃的直喷式德士古燃烧系
统。
二、放热规律与发动机性能的关系
气缸压力的变化主要由放热规律所决定。因此，燃烧放热规律
对平均有效压力,有效燃油消耗率,最高燃烧压力 和
燃烧噪声等性能指标影响很大。
有人对四种简单的放热规律进行了分析计算（均从上止点开始
放热，都在上止点后 40℃A 结束），其结果如图 4－ 35所示。
图 4－ 35 不同放热率对发动机性能的影响
ep eg zp
曲线 a初期放热多, 压升率 高, 最高燃烧压力 达 8MPa，
其计算热效率 ＝ 52.9%；
曲线 d初期放热少, 加上气缸容积不断增大, 气体受热后的压
力增加小于气体膨胀造成的压力下降, 使压力一直呈跌落的趋势；
曲线 b,c介于 a,d二者之间。
计算还表明,
1） 即使放热规律相同, 如果放热的始点及其放热持续时间不
同, 则工作过程的主要参数值也会出现明显的差别 。
2）若燃烧持续时间相同（定为 40℃A ），且均在其最佳时刻开
始放热，则不论放热规律如何，它们之间的热效率差别不大，只是
dp/dφ 变化较大。
希望的最佳的放热规律应当是压升率与热效率二者之间的最佳
折衷。在不牺牲热效率的情况下，实现低噪声和低 NOx排放的放热
规律应是燃烧过程先缓后急。即适当减少预混合燃烧阶段的放热高
峰；随后加速扩散燃烧阶段的放热率，使尽量在上止点附近将热量
dp
d?
zp
t?
放完。
为了实现上述较理想的燃烧，采取的措施主要有,
（ 1）对于无涡流或弱涡流开式燃烧室，采用高压喷射
（ 100 )，以增大初始喷油速率，改善油气混合，从而有利于推
迟喷油定时。这样可以兼顾燃料经济性,噪声和 NOx排放等性能
指标；
（ 2） 对于有涡流的半开式燃烧室，则是寻求油、气、室三者之
间的良好配合，缩短燃烧持续期。
（ 3）泵喷嘴燃料系统易使喷油持续期在整个转速范围内大体保
持在恒定的曲轴转角内，这有利于空气涡流更好地与喷油持续期相
配合，而且还便于采用适当的喷油规律来控制放热率,所以泵喷
嘴燃料喷射系统在转速范围宽广的车用柴油机上应用比较广泛。
aMP
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