陳金昊，李向榮，魏福華，陳彥林，劉 棟，常 江

(1.北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081；2.陸裝北京地區(qū)第一軍代室，北京 100072)

0 概述

隨著環(huán)境與能源問題日漸嚴(yán)峻，當(dāng)今世界對發(fā)動機(jī)性能的要求日漸嚴(yán)格。柴油機(jī)以其良好的動力性和排放性受到重視，有關(guān)柴油機(jī)的改進(jìn)研究不斷進(jìn)行[1]。ω燃燒系統(tǒng)從淺坑形燃燒系統(tǒng)演變而來，相比于球形燃燒系統(tǒng)和淺坑形燃燒系統(tǒng)，ω燃燒系統(tǒng)更加強(qiáng)調(diào)利用氣體流動來促進(jìn)缸內(nèi)油氣的混合與燃燒，綜合效果更好[2]。科研人員深入地研究了ω燃燒系統(tǒng)內(nèi)部獨(dú)特的流場、燃油與輻射等分布特征[3-5]，各結(jié)構(gòu)參數(shù)對燃燒室內(nèi)燃燒過程[6-8]及動力性、排放性等整體性能的影響[9-11]等等，都說明了ω燃燒系統(tǒng)具有很充足的設(shè)計(jì)空間，能夠廣泛地滿足各種工況要求。

為了進(jìn)一步改善缸內(nèi)的燃燒效果，北京理工大學(xué)提出了側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)(lateral-swirl combustion system，LSCS)。側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)能顯著減弱壁面附近的燃油堆積現(xiàn)象，提高缸內(nèi)周向空氣利用率[12]。已有的研究[13-14]表明，側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)可明顯降低燃油消耗和碳煙排放。目前，對側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)的對比研究[12-15]主要集中在定容裝置中進(jìn)行噴霧及著火特性的試驗(yàn)對比，缺乏實(shí)際內(nèi)燃機(jī)工況下缸內(nèi)的燃燒性能研究；或者利用仿真計(jì)算對側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)進(jìn)行缸內(nèi)流動和燃燒特性的對比分析，缺乏試驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐。本研究中在單缸機(jī)試驗(yàn)臺上完成了側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)在多種內(nèi)燃機(jī)實(shí)際工況下的試驗(yàn)，得到了兩種燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)的燃燒特性，并對比分析了二者在內(nèi)燃機(jī)實(shí)際工況下的燃燒及排放性能，為仿真提供了數(shù)據(jù)支撐；利用仿真計(jì)算的研究方法揭示了側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的工作機(jī)理，用試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的方式研究了側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的性能，總結(jié)了其工作過程。

1 燃燒系統(tǒng)

ω燃燒系統(tǒng)油束與燃燒室的匹配如圖1所示，其主要對沿噴油軌跡的燃燒室徑向方向上的空氣進(jìn)行利用，如圖1中的A區(qū)域。如果沒有一定強(qiáng)度的進(jìn)氣渦流，在燃燒室空間中占比較大的B區(qū)域中的空氣則無法得到有效利用，而進(jìn)氣渦流的引入又將導(dǎo)致進(jìn)氣流動損失，進(jìn)而導(dǎo)致進(jìn)氣量的減小。因此ω燃燒系統(tǒng)一般對缸內(nèi)周向空氣利用不足。此外，近些年柴油機(jī)燃油噴射系統(tǒng)的噴射壓力不斷升高，在一定程度上改善了缸內(nèi)燃油霧化及其與空氣的混合效果，但隨著噴油壓力的升高，燃燒室內(nèi)的噴霧碰壁現(xiàn)象不可避免地出現(xiàn)，會造成燃料在燃燒室壁面附近堆積，堆積的燃油無法與周圍空氣有效混合，從而造成燃燒過程不充分，使動力性和經(jīng)濟(jì)性變差。

圖1 ω燃燒系統(tǒng)油束與燃燒室的匹配示意圖

側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)油束與燃燒室的匹配如圖2所示。在正對噴油方向的燃燒室壁面上設(shè)置分流造型，燃油接觸分流造型后在分流造型的導(dǎo)流作用下流向兩側(cè)的圓弧形壁面，促使兩股強(qiáng)烈的側(cè)向卷流在分流造型兩側(cè)的圓弧形壁面內(nèi)形成，以此減少燃油在壁面堆積并在周向促進(jìn)油氣混合，從而提高缸內(nèi)周向的空氣利用率，進(jìn)而改善燃燒及排放，提高柴油機(jī)的動力性和排放性。

圖2 側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)油束與燃燒室的匹配示意圖

2 研究方法

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

針對燃燒及排放性能，試驗(yàn)對比研究了側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)。試驗(yàn)在直徑132 mm的單缸發(fā)動機(jī)(1132Z型單缸柴油機(jī)臺架)上進(jìn)行，單缸機(jī)的主要參數(shù)如表1所示，其中壓縮比13.5是單缸機(jī)試驗(yàn)統(tǒng)一的壓縮比。采用VHN-16/8空氣壓縮機(jī)提供增壓環(huán)境；發(fā)動機(jī)與進(jìn)氣加熱器AEH100相連接以加熱進(jìn)氣并建立恒溫環(huán)境；采用BOSCH電控單體泵向發(fā)動機(jī)供油；單缸機(jī)臺架的瞬時(shí)油耗儀響應(yīng)時(shí)間小于0.1 s，準(zhǔn)確度為滿量程的0.12%；采用KISTLER 6052型缸壓傳感器測量缸壓。發(fā)動機(jī)與燃燒分析儀箱連接，收集和分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)。在排放數(shù)據(jù)的測量中，采用AVL 415S煙度計(jì)測量廢氣中的煙塵水平，其準(zhǔn)確度為0.001 FSN；采用HORIBA MEXA-720 NOx分析儀，測量誤差為±30×10-6(≤1 000×10-6)和±3%(>1 000×10-6)。

表1 單缸機(jī)主要參數(shù)

試驗(yàn)過程中，側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)的幾何參數(shù)如圖3所示，結(jié)構(gòu)尺寸均通過優(yōu)化取得，并控制壓縮比均為13.5。在兩種燃燒系統(tǒng)中噴油器均中置，噴孔直徑均為0.27 mm，噴孔數(shù)量均為8。圖4為活塞實(shí)物圖。

圖3 兩種燃燒系統(tǒng)的主要尺寸示意

圖4 側(cè)卷流活塞和ω活塞實(shí)物圖

試驗(yàn)對比研究了側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)在不同轉(zhuǎn)速、負(fù)荷和過量空氣系數(shù)等多種實(shí)際工況下的燃燒及排放特性。試驗(yàn)設(shè)置的具體試驗(yàn)工況如表2所示，其中變負(fù)荷工況下72 kW、54 kW、36 kW和 23 kW 分別對應(yīng)著平均有效壓力2.40 MPa、1.80 MPa、1.20 MPa和0.77 MPa。通過調(diào)節(jié)進(jìn)氣溫度和進(jìn)氣壓力控制進(jìn)氣量，調(diào)節(jié)噴油脈寬控制噴油量。每個(gè)工況下均在發(fā)動機(jī)工作穩(wěn)定后測量其油耗、排放及缸壓等數(shù)據(jù)。

表2 試驗(yàn)工況

2.2 仿真模型

為詳細(xì)研究側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)的工作過程，利用仿真軟件AVL FIRE對側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)進(jìn)行仿真分析。根據(jù)單缸機(jī)參數(shù)建立仿真模型，使模型參數(shù)與單缸機(jī)參數(shù)保持一致。

圖5為兩種燃燒系統(tǒng)模型的網(wǎng)格。為了簡化計(jì)算過程，只考慮從進(jìn)氣門關(guān)閉(-123°)到排氣門開啟(118°)這一時(shí)間段的缸內(nèi)流動與燃燒情況。由于噴油器中置且在其周向均勻布置8個(gè)噴孔，而且兩種燃燒系統(tǒng)均呈周向?qū)ΨQ，故建立1/8燃燒室模型作為計(jì)算對象即可滿足要求。模型全部采用六面體網(wǎng)格，主要網(wǎng)格尺寸為1 mm左右。

圖5 側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)模型網(wǎng)格圖

仿真過程選擇k-zeta-f、Wave破碎和相關(guān)火焰模型(coherent flame model, CFM)分別作為湍流、噴霧和燃燒模型。如圖6所示為缸壓和瞬時(shí)放熱率的驗(yàn)證結(jié)果。由圖可知，該模型的仿真結(jié)果較好地模擬了缸壓和瞬時(shí)放熱率的試驗(yàn)結(jié)果，模型可用于研究缸內(nèi)的燃燒過程。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 轉(zhuǎn)速對兩種燃燒系統(tǒng)性能的影響

不同轉(zhuǎn)速下兩種燃燒系統(tǒng)燃油消耗率和排放結(jié)果的對比如圖7所示，試驗(yàn)分別在1 300 r/min、1 500 r/min、1 800 r/min和2 100 r/min轉(zhuǎn)速工況下進(jìn)行。由圖可知側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率比ω燃燒系統(tǒng)降低了5.82 g/(kW·h)～7.22 g/(kW·h)，這意味著節(jié)省了2.85%～3.83%的燃油。排放方面，側(cè)卷流較好的油氣混合效果使得碳煙排放降低了 1.37 FSN～1.64 FSN，下降了65.04%～67.50%，效果明顯；但側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的NOx排放比ω系統(tǒng)高，整體變化趨勢與碳煙排放呈現(xiàn)此消彼長關(guān)系，實(shí)際應(yīng)用時(shí)可通過后處理降低NOx排放量。

圖7 不同轉(zhuǎn)速下兩種燃燒系統(tǒng)燃油消耗率和排放結(jié)果

為了進(jìn)一步分析缸內(nèi)燃燒過程，對比研究了側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)在1 800 r/min轉(zhuǎn)速工況下的缸內(nèi)燃燒過程分析結(jié)果，圖8給出了兩種燃燒系統(tǒng)的缸壓、瞬時(shí)放熱率和缸內(nèi)平均溫度的對比。由圖8可知側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)幾乎在缸內(nèi)燃燒的整個(gè)過程中都比ω燃燒系統(tǒng)有更大的缸壓、瞬時(shí)放熱率和缸內(nèi)平均溫度，其中缸壓和瞬時(shí)放熱率的區(qū)別在0°～20°過程中尤其明顯，而此過程可能與側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)中油束接觸分流造型有關(guān)。

圖8 1 800 r/min下兩種燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)燃燒過程分析

3.2 負(fù)荷對兩種燃燒系統(tǒng)性能的影響

不同負(fù)荷下兩種燃燒系統(tǒng)燃油消耗率和排放結(jié)果的對比如圖9所示。試驗(yàn)在轉(zhuǎn)速1 800 r/min條件下進(jìn)行，功率分別在23 kW、36 kW、54 kW和 72 kW，即平均有效壓力在0.77 MPa、1.20 MPa、1.80 MPa和2.40 MPa之間變化。結(jié)果表明：隨著發(fā)動機(jī)平均有效壓力從0.77 MPa增大到2.40 MPa，側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率比ω燃燒系統(tǒng)降低了1.84 g/(kW·h)～5.98 g/(kW·h)，其中平均有效壓力0.77 MPa工況下下降幅度最大，下降了2.79%。排放方面，側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的碳煙排放量只有 0.44 FSN～1.52 FSN，僅占到ω燃燒系統(tǒng)碳煙排放量的17.79%～40.40%。由表2數(shù)據(jù)可知，負(fù)荷越大，噴油量越大，則電控單體泵的噴油壓力越大，霧化越好，碳煙排放越低。

圖9 不同平均有效壓力下兩種燃燒系統(tǒng)燃油消耗率和排放結(jié)果

如圖10所示為側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)在平均有效壓力2.40 MPa工況下缸內(nèi)燃燒過程分析結(jié)果。由圖10可知，側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)幾乎在缸內(nèi)燃燒的整個(gè)過程中都比ω燃燒系統(tǒng)具有更好的燃燒效果，尤其是側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)始終具有更高的缸內(nèi)平均溫度，這意味著側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)分流造型能有效地加速油氣混合，加快燃燒速度，從而顯示出更高的缸內(nèi)平均溫度。這種燃燒特性可以使側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)獲得更低的燃油消耗率和碳煙排放，但也會增加NOx的排放。

圖10 平均有效壓力2.4 MPa下兩種燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)燃燒過程

3.3 過量空氣系數(shù)對兩種燃燒系統(tǒng)性能的影響

不同過量空氣系數(shù)下兩種燃燒系統(tǒng)燃油消耗率和排放結(jié)果的對比如圖11所示。試驗(yàn)在轉(zhuǎn)速 1 800 r/min 條件下進(jìn)行，過量空氣系數(shù)分別在1.2、1.4、1.6和1.8之間變化。由圖11可知，隨著過量空氣系數(shù)從1.2增大到1.8，燃油消耗率呈現(xiàn)出大幅減小的趨勢。側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率比ω燃燒系統(tǒng)降低了2.76 g/(kW·h)～6.36 g/(kW·h)，過量空氣系數(shù)為1.2時(shí)下降幅度最大，下降了2.82%,而過量空氣系數(shù)為1.8時(shí)下降幅度最小，為1.40%，呈現(xiàn)出隨著過量空氣系數(shù)的減小，兩者的燃油消耗率差距增大的現(xiàn)象。這表明空氣量不足時(shí)，側(cè)卷流的作用顯現(xiàn)得更充分。側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的碳煙排放量相比于ω燃燒系統(tǒng)降低了1.17 FSN～2.00 FSN，其中過量空氣系數(shù)為1.8時(shí)下降幅度最大，為71.03%。

圖11 不同過量空氣系數(shù)下兩種燃燒系統(tǒng)燃油消耗率和排放

圖12為側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)在過量空氣系數(shù)為1.2時(shí)的缸內(nèi)燃燒過程分析結(jié)果對比。由圖12可知，相比于ω燃燒系統(tǒng)，側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的瞬時(shí)放熱率在10° 附近出現(xiàn)了明顯的增長，這意味著可能在這一點(diǎn)附近燃油與壁面接觸，造成兩種燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)混合氣形成過程的不同。側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)中設(shè)置的分流造型有效地促進(jìn)了燃燒室內(nèi)的油氣混合過程，進(jìn)而促進(jìn)缸內(nèi)燃燒快速進(jìn)行，這種快速燃燒的特性改善了燃燒效果和排放性能。

圖12 過量空氣系數(shù)1.2下兩種燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)燃燒過程分析

3.4 仿真結(jié)果

為了深入研究側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)促進(jìn)油氣混合及改善燃燒和排放性能的機(jī)理，揭示側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)在燃燒過程中的聯(lián)系和差異，對側(cè)卷流和ω燃燒系統(tǒng)在轉(zhuǎn)速1 800 r/min、平均有效壓力2.40 MPa工況下的缸內(nèi)當(dāng)量比和速度分布進(jìn)行仿真研究。圖13為不同曲軸轉(zhuǎn)角下兩種燃燒系統(tǒng)中油氣當(dāng)量比的分布示意圖。在圖13中可以看出，燃油沒有與壁面接觸(4°)時(shí)，兩種燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)燃油的分布區(qū)域基本相同；然而燃油與壁面接觸(12°)后，燃油的分布情況在兩種燃燒系統(tǒng)內(nèi)出現(xiàn)了區(qū)別。在側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)中，燃油被導(dǎo)流向分流造型兩側(cè)，并開始沿圓弧形壁面形成側(cè)向卷流；而此時(shí)在ω燃燒系統(tǒng)中，壁面并未對燃油進(jìn)行及時(shí)的導(dǎo)流，甚至產(chǎn)生了阻礙的作用，使得燃油接觸壁面后難以擴(kuò)散，出現(xiàn)了燃油在壁面大量堆積的現(xiàn)象，阻礙了混合氣的形成過程。20°時(shí)，在側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)分流造型兩側(cè)的圓弧形壁面內(nèi)，兩束側(cè)向卷流已經(jīng)成型，燃油的分布區(qū)域比ω燃燒系統(tǒng)更廣，增加了燃油與空氣的混合面積；而此時(shí)ω燃燒系統(tǒng)中燃油依然集中于壁面附近，擴(kuò)散緩慢。這意味著側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)比ω燃燒系統(tǒng)更有利于燃油擴(kuò)散，可以加速油氣混合過程，增強(qiáng)燃燒效果，減少碳煙生成。

圖13 不同曲軸轉(zhuǎn)角下兩種燃燒系統(tǒng)中油氣當(dāng)量比分布對比

不同曲軸轉(zhuǎn)角下兩種燃燒系統(tǒng)中的速度矢量分布如圖14所示。在圖14中可以看出，12°時(shí)，ω燃燒系統(tǒng)中燃油在碰壁后出現(xiàn)了滯止區(qū)，這意味著燃油在壁面附近出現(xiàn)了堆積現(xiàn)象，燃油的擴(kuò)散過程受到了阻礙。燃油向壁面兩側(cè)的擴(kuò)散過程在ω燃燒系統(tǒng)中較為緩慢，在側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)中更快速，側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)中的燃油更快地分布到了沿著壁面更遠(yuǎn)的地方，這也是圖13中側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)燃油分布區(qū)域比ω燃燒系統(tǒng)更廣的原因之一，意味著側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)具有更好的燃油擴(kuò)散效果。16°至20°曲軸轉(zhuǎn)角過程中，側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)，兩個(gè)非常明顯的側(cè)向卷流在分流造型兩側(cè)的圓弧形壁面內(nèi)逐漸成型；而在ω燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)，雖然燃油碰壁后也形成了兩個(gè)側(cè)向碰壁射流，但無論是流動速度還是分布面積都不及側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)。側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)中分流造型的設(shè)置使燃油在壁面堆積的問題得到了有效的改善，燃燒室周向空氣利用率增強(qiáng)，有利于油氣混合與燃燒，可減少碳煙生成。

4 結(jié)論

(1)試驗(yàn)結(jié)果表明，相比ω燃燒系統(tǒng)，采用側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)可有效降低燃油消耗率和碳煙排放，燃油消耗率和碳煙排放的最大降幅分別為3.83%和82.21%。

(2)試驗(yàn)結(jié)果表明，側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的缸壓、瞬時(shí)放熱率和缸內(nèi)平均溫度均高于ω燃燒系統(tǒng)。

(3)仿真結(jié)果表明，側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的分流造型起到了導(dǎo)流的作用，促使燃油及時(shí)擴(kuò)散，避免了燃油在壁面的堆積，從而有利于充分利用周向空氣，可改善燃燒及排放性能。