臺階型和斜錐型燃燒室對高強化柴油機燃燒過程影響的試驗研究

摘要： 為了提高高強化單缸柴油機燃燒室內空氣利用率、優化油氣混合過程，設計了臺階型和斜錐型縮口燃燒室，通過試驗方法得到喉口直徑對燃燒過程的影響規律。口徑為72 mm的臺階型縮口燃燒室能夠在過量空氣系數1.5～1.7條件下達到平均有效壓力（BMEP）為2.6 MPa的目標，并具有較低的油耗、排溫和煙度，燃燒持續期短；在相同BMEP（2.6 MPa）下，斜錐型縮口燃燒室比臺階型縮口燃燒室具有更低的油耗、排溫和最高燃燒壓力，放熱速率更快、燃燒持續期更短。

關鍵詞： 高強化柴油機；燃燒過程；燃燒室；結構設計

DOI： 10.3969/j.issn.1001-2222.2024.04.004

中圖分類號： TK423.2文獻標志碼： B文章編號： 1001-２２２２（２０24）０4-００24-０7

面對日益嚴苛的排放和油耗法規的要求，車用發動機正朝小型強化（Downsize）方向發展。該概念的實質是，通過功率密度強化，用小排量發動機取代大排量發動機，裝備在相同質量級別的車輛上，整車的質量減輕、摩擦損失減少、熱量損失減少，且常用運行工況偏向較高負荷的低比油耗區域［1-10］。大眾汽車公司［11］多年來一直在開展缸內工質流動、燃油噴霧特性、油氣快速混合等方面的研究工作，并將其研究成果應用于產品開發。2015年針對歐六排放標準開發了帕薩特2.0 L TDI轎車柴油機，其升功率已達88 kW/L，額定轉速4 000 r/min，采用噴油壓力250 MPa的高壓共軌燃油系統、高壓壓比和低壓壓比分別為1.5和3.8的二級增壓系統，最高燃燒壓力控制在18 MPa以內。法國IFP研究所［12-13］在最高燃燒壓力不超過20 MPa的情況下獲得了90 kW/L的功率密度，在煙度≤3.0 FSN限值下過量空氣系數可以降低到1.18，大幅提高了油氣混合的質量。德國FEV發動機咨詢公司［14-15］開發的高效燃燒系統（HECS）柴油機樣機，采用壓比為3.8的單級VGT增壓器，噴油壓力為200 MPa，最高燃燒壓力控制在20 MPa，在轉速4 800 r/min時升功率達到105 kW/L，隨后又在此基礎上進行了功率優化，開發了HECS-P燃燒系統，功率密度達到了115 kW/L。

為了提高升功率，空燃比必須降低，過量空氣系數將由通常的1.8～2.0減小到1.5～1.6，此時，缸內流動和燃燒室設計必須以提高空氣利用率為目標。燃燒室形狀設計［16-21］對于以擴散燃燒方式為主的柴油機至關重要［22-23］。首先，燃燒室為燃油噴霧提供了擴展的空間，在這個空間內，高速噴霧與空氣運動之間的巨大速度差造成了強烈的空氣卷吸運動，促進油霧的早期蒸發與混合；噴霧的貫穿距離通常大于燃燒室空間，造成了噴霧撞壁，撞壁區唇口形狀、撞壁落點以及撞壁后形成的油霧二次反彈等對油氣混合造成很大的影響。其次，燃燒室凹坑形狀對缸內流動影響也很大，不僅加強了壓縮終了渦流的強度，而且形成一定的擠流運動，對油氣混合有一定影響；尤其是燃油停噴以后，缸內噴霧動量的影響消失，這些流動對燃燒后期的油氣混合作用得到彰顯，可以改善后期的燃燒過程。李向榮等［24］通過對一臺缸徑為132 mm的柴油機進行雙卷流燃燒室的參數化設計，找到了最佳的燃燒室設計參數，使油氣混合更加均勻，缸內空氣利用率更高，在轉速1 100～2 100 r/min的大負荷工況下，油耗、煙度、排溫顯著降低。王錫斌等［25］對一臺105 mm缸徑柴油機進行了試驗研究，在轉速2 800 r/min下開展了縮口燃燒室和直口燃燒室對缸內氣體流場影響研究，結果顯示：縮口燃燒室可提高上止點附近缸內的氣流運動速度，并且能在更寬的曲軸轉角范圍內維持較高的氣流速度；在壓縮期間渦流轉速提高，并且形成強烈的擠流運動，在燃燒期間形成強烈的逆擠流，促進混合和燃燒；而直口燃燒室內的氣流運動相對較弱。袁野等［26］對某高速直噴柴油機燃燒室進行了多維仿真計算，仿真計算中選取了最適合柴油機的模型參數，研究了燃燒室形狀和噴孔結構參數之間的匹配規律；建立了缸內平均湍流混合速率、燃油蒸發質量分數方差的中間特征參數，同時詳細分解了柴油機燃燒室形狀與噴孔結構間的耦合作用機制。結果表明，對于所研究的機型，隨著喉口直徑的減小，擠流速度增大，預混過程好，燃燒速度快，后期擴散燃燒過程階段放熱更均勻。M. Wen等［27］對高強化柴油機燃燒室進行了參數化研究，結果表明：ω型燃燒室有7個設計參數，其中3個參數是獨立參數，即喉口直徑、縮口角度、縮口深度，其中喉口直徑對高強化柴油機預混和擴散燃燒階段影響最為明顯，且在進氣壓力和噴油量不變條件下，存在最優喉口直徑使高強化柴油機達到最高功率，而縮口角度及深度影響較小。

因此為了提高高強化柴油機燃燒室內空氣利用率、優化油氣混合過程，燃燒室的設計就顯得尤為重要，本研究針對以上問題創新設計了臺階型和斜錐型縮口燃燒室，并對其燃燒過程的影響開展了研究。

1臺階型和斜錐型燃燒室定義

本研究基于高強化柴油機燃燒過程特點，創新性地設計了臺階型縮口燃燒室和斜錐型縮口燃燒室。臺階型縮口燃燒室在壓縮末期能夠在凹坑內產生較強的擠流運動，促進油束的蒸發、霧化和混合；臺階型唇口結構能夠將撞擊唇口的油束分配成上下兩部分，下部的油束在噴霧動量和擠流作用下卷入凹坑與空氣混合，上部的油束經過臺階的二次導流，將油霧擴散到活塞頂隙空氣更充分的區域，提高活塞頂隙的空氣利用率，并且避免油霧沿活塞頂面進入活塞與缸套的側隙中，減少炭煙和HC排放，提高燃燒效率。斜錐型縮口燃燒室是對臺階型縮口燃燒室的唇口形狀進行局部改進設計而來，從圖1所示斜錐型縮口燃燒室的示意圖可見，斜錐型與臺階型燃燒室的差別主要是，唇口為斜錐面，且與活塞頂面直接銜接，無明顯的臺階型結構，以期提高唇口處的空氣利用率。兩種燃燒室的主要參數有喉口直徑D、縮口角β、縮口深度h等。因縮口角和深度對燃燒過程影響較小［27］，因此燃燒室試驗主要針對喉口直徑開展，試驗燃燒室的參數范圍如表1所示。

開展燃燒室結構對高強化柴油機燃燒過程影響的試驗研究，具體包括：基于3種口徑的臺階型縮口燃燒室開展不同口徑燃燒室對燃燒過程影響的試驗，基于優選的臺階型燃燒室和相同口徑的斜錐型燃燒室開展對比試驗。試驗目的一是分析不同口徑燃燒室對燃燒過程的影響規律，二是對比不同類型燃燒室以期得到最優綜合性能。

2試驗裝置和試驗方法

2.1試驗裝置

發動機參數見表2，發動機試驗臺架和測量系統設置示意圖見圖2。發動機氣缸蓋采用4氣門結構，噴油器垂直安裝在缸蓋中央，兩個頂置凸輪軸分別驅動進氣門和排氣門；共軌燃油系統的高壓油泵由一個單獨的電機驅動，共軌壓力為180 MPa，燃料流量由安裝在高壓燃油泵和柴油油箱之間的燃料流量計測量。高壓氣源由一臺外源空氣壓縮機提供，經過管道引入單缸柴油機試驗室的穩壓箱，在穩壓箱中設置壓力傳感器和壓力閉環控制系統，以調節發動機所需的進氣壓力；在穩壓箱中還設置了加熱器和溫度閉環控制系統，以調節進氣溫度。在發動機排氣管上安裝一個錐形閥門，以調節排氣背壓，模擬整機渦輪前壓力。進氣流量采用ABB渦街流量計測量，進排氣管瞬時壓力采用壓阻式壓力傳感器測量。氣缸壓力由Kistler壓電晶體壓力傳感器測量，曲軸轉角的采樣分辨率為0.5°，采用內部自制的Labview數據采集和燃燒分析系統可以在線顯示氣缸壓力、壓升率、燃燒持續期、放熱速率等燃燒特性。采用電力測功機測量發動機扭矩，它還用來進行發動機倒拖和起動。

2.2試驗方案

不同燃燒室對燃燒過程影響的試驗方案見表3。優選喉口直徑分別為70 mm，72 mm，74 mm的3種臺階型燃燒室和喉口直徑為72 mm的斜錐型燃燒室，圖3給出了燃燒室照片。選用渦流比為0的直氣道和噴孔數為10的噴油器組成燃燒系統。試驗在3 800 r/min、平均有效壓力（BMEP）目標2.6 MPa工況點下進行，試驗中保持相同的進氣壓力、噴油壓力及噴油脈寬，即噴油量不變，進氣溫度均為60 ℃。試驗中的最高燃燒壓力控制在22 MPa，按照BMEP最大的原則調整噴油提前角，但當氣缸壓力超過22 MPa時則適當推后噴油相位。

3臺階型燃燒室對燃燒過程特征參數的影響分析

3.1對宏觀性能參數的影響

3種不同口徑燃燒室的BMEP、燃油消耗率、排氣溫度和煙度的對比分別見圖4至圖7。在發動機轉速3 800 r/min時，試驗設置的進氣壓力420 kPa，440 kPa和460 kPa分別對應過量空氣系數1.53，1.6和1.71。從圖4可以看出，3種不同口徑燃燒室在最高進氣壓力下，即最大過量空氣系數下BMEP均最高，在最高燃燒壓力限制在22 MPa的條件下，口徑為72 mm的A2燃燒室在3個過量空氣系數下都達到了2.6 MPa的目標BMEP，其中進氣壓力460 kPa（過量空氣系數1.71）時，BMEP達到最大值2.63 MPa。

從圖5中可以看出，口徑為74 mm燃燒室方案A1的燃油消耗率比另外兩個燃燒室方案的燃油消耗率高，而對于同一燃燒室，在進氣壓力460 kPa下的燃油消耗率均比其他兩個進氣壓力下的燃油消耗率低；其中，口徑為72 mm的A2燃燒室的最低燃油消耗率為254 g/（kW·h），口徑為70 mm的A3燃燒室的最低燃油消耗率為250.8 g/（kW·h）。

從圖6中可以看出，3個燃燒室方案下的排氣溫度均小于750 ℃，滿足該高強化柴油機對排氣溫度的限值要求。對于同一燃燒室方案，排氣溫度隨進氣壓力的減小（過量空氣系數降低）而單調遞增，這是因為隨過量空氣系數降低，燃燒過程惡化，后燃增加；在同一進氣壓力下，排氣溫度隨燃燒室口徑的增加而增加。A2和A3燃燒室的排氣溫度較低，3個進氣壓力下的平均排氣溫度比A1燃燒室分別減少14 ℃和26 ℃。

從圖7中可以看出，對于同一燃燒室方案，煙度隨進氣壓力減小而增加；對于同一進氣壓力（過量空氣系數），煙度值隨燃燒室口徑的增加而增加。A2、A3燃燒室比A1燃燒室在3個進氣壓力下的平均煙度值分別減少1.09 FSN和1.44 FSN。

綜合以上分析結果可知，口徑為72 mm的A2臺階型燃燒室的BMEP最大，燃油消耗率、排氣溫度、炭煙排放等指標也較好，因此該燃燒室綜合性能指標最優。

3.2對放熱特征的影響

3種燃燒室在460 kPa進氣壓力下的氣缸壓力及放熱率曲線見圖8。由圖可見，A3燃燒室氣缸壓力和放熱率在燃燒初期上升最快，但達到最大值后下降速率也快；A2燃燒室具有最大的放熱率。

3種燃燒室在460 kPa進氣壓力下的放熱相位特征如圖9所示，圖中CA5、CA50和CA90分別表示累計放熱5%，50%和90%所對應的曲軸轉角，燃燒持續期是指CA5至CA90對應的曲軸轉角。由圖可以看出，A1燃燒室的放熱始點（CA5）均較其他幾種燃燒室靠后約1°曲軸轉角，同時放熱重心（CA50）和放熱終點（CA90）也均靠后約2°，說明A1燃燒室燃燒放熱較慢；A2、A3燃燒室放熱重心和放熱終點均靠前，主燃燒持續期分別比A1燃燒室縮短了1.9°和0.5°；A2燃燒室的放熱規律更加理想，燃燒持續期比A3燃燒室縮短了1.4°。

3.3對噴油器凸出高度的適應性分析

在發動機燃燒系統工程開發中，希望燃燒室對噴油器凸出高度不太敏感，以減少噴油器裝配誤差帶來的燃燒系統惡化，因此針對燃燒室對噴油器凸出高度的敏感性進行3種燃燒室方案匹配不同噴油器凸出高度對比試驗，試驗結果見圖10。從圖中可以看出，隨著噴油器凸出高度的變化，A1燃燒室的油耗、排溫、煙度等主要性能參數變化幅度相對較大，其中燃油消耗率變化幅度達到16 g/（kW·h），煙度變化幅度達到2.8 FSN；A2和A3燃燒室各參數變化幅度相對較小，其中噴油器凸出高度為2.0～2.5 mm時各參數數值較低。因此A1燃燒室對噴油器凸出高度敏感度較大，A2和A3對噴油器凸出高度敏感度較小。

3.4臺階型和斜錐型燃燒室對比試驗

選喉口直徑為72 mm的斜錐型燃燒室，在額定轉速3 800 r/min、目標BMEP為2.6 MPa工況下進行燃燒試驗，采用相同的進氣壓力和噴油設置（見表3），最高燃燒壓力的限值為22 MPa，并將試驗結果與相同口徑的臺階型燃燒室（A2）進行對比分析。

圖11示出斜錐型和臺階型兩種燃燒室方案下的燃油消耗率和指示熱效率對比。斜錐型燃燒室的燃油消耗率為250.1 g/（kW·h），比臺階型燃燒室燃油消耗率下降了0.7 g/（kW·h）。相對應地，斜錐型燃燒室40.2%的指示熱效率也比臺階型燃燒室的40.1%有所提高。

圖12示出兩種燃燒室的氣缸壓力曲線，由圖可見，臺階型燃燒室在燃燒初期的壓力上升較快，但在燃燒過程中后期（40°～80°）缸內壓力比較高。圖13示出兩種燃燒室的最高燃燒壓力和排氣溫度的對比。由圖可見，斜錐型燃燒室最高燃燒壓力為21.3 MPa，比臺階型燃燒室的最高燃燒壓力降低了0.4 MPa；斜錐型燃燒室的排氣溫度為601 ℃，比臺階型燃燒室的排氣溫度降低了130 ℃。

圖14示出兩種燃燒室瞬時放熱率和累計放熱率的對比。由圖可知，兩種燃燒室的瞬時放熱速率上升段差別不大，說明兩種不同唇口形狀的燃燒室對從燃油噴入氣缸到噴霧撞壁之前的初期燃燒放熱階段（-5°～10°區間）的影響不大；在最大放熱率階段（10°～20°區間，對應于噴霧撞擊燃燒室唇口，并反彈形成上下兩股高速油霧運動），斜錐型唇口燃燒室的瞬時放熱速率明顯快于臺階型唇口燃燒室，因此最先達到瞬時放熱率峰值；斜錐型燃燒室累計放熱率曲線上升速率開始時明顯高于臺階型燃燒室，在放熱率下降階段（25°～60°），其瞬時放熱速率快速下降，累計放熱率曲線的上升速率放緩，而臺階型燃燒室的瞬時放熱圖15示出兩種燃燒室主燃期和燃燒重心的對比。由圖可見，斜錐型燃燒室的燃燒重心靠前，為21.7°，比臺階型燃燒室提前了1.2°；斜錐型燃燒室的主燃燒持續期較短，為56.7°，比臺階型燃燒室縮短了0.8°。

4結論

a） 在3 800 r/min標定工況下，口徑為72 mm的臺階型縮口燃燒室BMEP最大，燃油消耗率、排氣溫度、炭煙排放等指標也較好，該燃燒室綜合性能指標最優；

b） 在3 800 r/min標定工況下，口徑較大的A1燃燒室燃燒放熱較慢，A2、A3燃燒室放熱重心和放熱終點均靠前，主燃燒持續期分別比A1燃燒室縮短了1.9°和0.5°；A2燃燒室的放熱規律更加理想，燃燒持續期比A3燃燒室縮短了1.4°；

c） 隨著噴油器凸出高度的變化，A1燃燒室的油耗、排溫、煙度等主要性能參數變化幅度相對較大，其中燃油消耗率變化幅度達到16 g/（kW·h），A2和A3燃燒室各參數變化幅度相對較小，對噴油器凸出高度敏感度較小；

d） 在3 800 r/min標定工況下，斜錐型縮口燃燒室具有更低的油耗、排溫和最高燃燒壓力、更短的燃燒持續期、更高的熱效率和放熱速率，說明斜錐型縮口燃燒室能顯著改善高強化柴油機的燃燒過程。

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Effects of Step and Tilted Lip Combustion Chamber on"Combusion of Highly Intensified Diesel Engine

ZANG Jianlin，MA Qiang，CHEN Shi，ZHANG Weimin

（Military Representative Office in Datong，Military Representative Bureau in Beijing，Land Force Equipment Department，Datong037036，China）

Abstract： To optimize the fuel and air mixing process and improve the utilization rate of air in highly-intensified single-cylinder diesel engine， the re-entrant combustion chambers with step-typed lip and tilted lip were designed， and the influence law of throat diameter on combustion process was acquired by the experiment. By using the step-typed lip combustion chamber with a thoat diameter of 72 mm， the target of 2.6 MPa BMEP could be achieved under the excess air coefficient of 1.5～1.7， which had the characteristics of low fuel consumption， exhaust temperature and smoke and short combustion duration. The re-entrant combustion chamber with tilted lip presented lower fuel consumption， exhaust temperature and peak combustion pressure， faster heat release rate and shorter comustion duration than the counterpart with step lip under the same BMEP.

Key" words： highly-intensified diesel engine；combustion process；comubustion chamber；structual design

［編輯： 潘麗麗］