TCD燃燒室結構優化對發動機性能的影響

隨著環保問題日益嚴峻，各個國家在節能減排方面的法規愈發嚴格。雖然新能源技術在不斷地發展并取得了很大的成就，但是內燃機憑借著強大的動力性和良好的經濟性，在運輸、農業、船舶等領域仍舊是主要動力裝置[1]。2021年，我國開始全面實施更加嚴格的柴油機第六階段排放法規，對發動機的動力性、排放性、經濟性和可靠性要求更加嚴苛[2]，因此對發動機燃燒系統的開發提出了新的要求[3]。

直噴式柴油機燃燒室結構對柴油機的排放有一定的影響，燃燒室作為“油-氣-室”匹配的基本載體，是一切改善燃燒技術的基礎[4]。燃燒室的幾何形狀與發動機缸內混合氣的形成、氧氣的分布以及污染物的生成有直接關系[5-6]。因此，設計出合理且高效的燃燒室形狀可以促進缸內混合氣的形成，改善缸內氧氣的分布，提高燃燒速率，有效抑制 的生成并氧化Soot[。國內外研究機構在發動機燃燒室結構優化方面做了大量研究工作。付垚等[8利用仿真軟件進行模擬計算，發現提前噴油正時和采用雙層分流燃燒室能夠改善燃油噴霧、提高發動機性能、降低污染物排放。陳東潤9對不同結構燃燒室的氣流特性進行仿真，發現適當增大凸臺夾角有利于組織更加合理的缸內氣流。胡東[10利用CFD軟件Fire對柴油機燃燒室結構進行仿真研究，結果表明：增大 ω 型燃燒室的凸臺頂半徑能夠增強缸內湍動能，提高缸內平均壓力和放熱率。P.SINGH等[11]研究發現，即使對燃燒室幾何形狀進行微小的改變，也能對柴油機的性能產生影響。V.KAR-THICKEYAN[2]設計了兩種新型燃燒室，即環形燃燒室和梯形燃燒室，研究發現環形燃燒室能更好地混合空氣和燃料。F.MILLO等[13]利用CFD軟件Converge進行數值計算，模擬了發動機燃燒室單個扇形區域，以一個噴霧軸為中心的壓縮行程和燃燒過程。在縮口型燃燒室的內緣連接了一個階梯唇和徑向凸起，設計出一種新型燃燒室結構。結果表明：該新型燃燒室減少了噴流間的相互作用，改善了空氣與燃料的混合，從而能在噴射過程結束后加快燃燒過程，在燃料消耗率沒有惡化的基礎上減少碳煙生成。

此外，北京理工大學提出了雙卷流燃燒室[14]、側卷流燃燒室[15]和復合卷流燃燒室[16]，天津大學提出了BMUP燃燒室[1，大連理工大學提出了雙層分流燃燒室[18]，這些燃燒室在油氣混合、發動機性能和排放方面表現較好。

本研究應用AVLFire軟件研究了TCD（T表示渦輪增壓，Turbocharger；C表示進氣中冷，Chargeraircooling；D表示柴油顆粒捕集器，Dieselparticlefilter）燃燒室結構對燃燒性能的影響規律，對TCD燃燒室進行了結構優化，并將優化前后的結果進行了比較。研究結果為直噴式柴油機燃燒室結構的優化匹配，油氣混合的改善，燃燒和排放性能的提高提供了參考。

1仿真模型的建立

1.1仿真模型參數設置

研究對象為一臺直列四缸四沖程柴油機，發動機主要參數如表1所示。該發動機燃燒室為深坑 ω 型燃燒室。試驗地點為海拔 的云南昆明，試驗工況為 1800r/min 全負荷工況。仿真模型參數依據試驗控制參數設置，表2示出了初始條件和仿真邊界條件，表3示出了各子模型的選取情況。

1.2燃燒室模型建立

試驗發動機的燃燒室為直噴 ω 型燃燒室，將原型 ω 燃燒室改造為TCD燃燒室，借助AVLFire軟件建立燃燒室模型進行仿真分析，模型參數按照試驗發動機參數設置。為了節約計算成本，只考慮從進氣門關閉到排氣門開啟這一時間段的缸內流動和燃燒情況，進氣門關閉時刻為 ，排氣門開啟時刻為 。由于噴油器6個噴孔呈周向均勻布置且對稱，故建立 1/6 燃燒室模型作為計算對象。模型全部采用六面體網格，主要網格平均尺寸為 0.5mm 左右。原型 ω 燃燒室和TCD燃燒室的總網格數分別為20740和19890。圖1和圖2分別示出兩種類型燃燒室的結構示意圖和模型網格示意圖。

1.3 模型驗證

將模擬計算的缸內平均壓力和瞬時放熱率與試驗結果進行對比，結果如圖3所示。缸內壓力和放熱率的模擬結果與試驗結果吻合較好，表明建立的模型能有效模擬實際柴油機燃燒過程。

2燃燒室結構參數化

使用CFD軟件AVLFire對柴油機進行仿真計算，通過改變原有燃燒室的幾何形狀進行研究。在嚴格控制變量的前提下，僅改變原型柴油機燃燒室的幾何形狀，并保證燃燒室缸徑、容積和壓縮比保持不變。通過對TCD燃燒室的幾何參數進行調整，研究燃燒室結構對發動機性能的影響。

TCD燃燒室幾何結構主要包括中心凸臺結構和環形凸起分流引導造型兩部分，如圖4所示。圖中，中心凸臺結構參數包括凸臺深度 ，凸臺半徑 ，凸臺傾角 ，連接弧半徑 ；環形凸起分流引導結構參數包括環形凸起深度 ，凸起上連接弧半徑 ，凸起下連接弧半徑 ，凸起傾角 。

3 結果與討論

3.1中心凸臺結構對TCD燃燒室性能的影響

通過改變中心凸臺結構參數，設計出不同中心凸臺結構的TCD燃燒室。以凸臺深度 作為調整參數，以此保證燃燒室容積和壓縮比不變。表4示出不同燃燒室的中心凸臺結構參數，其中0號燃燒室為基準燃燒室。圖5示出不同中心凸臺燃燒室的結構示意。

圖6示出匹配最優油束夾角后不同中心凸臺結構TCD燃燒室的指示功率計算結果、NO和Soot排放結果。從圖中可以看出，2號燃燒室的指示功率最高，燃燒性能最好，NO排放量最高，Soot排放量最低；1號燃燒室的指示功率最小，燃燒性能最差，NO排放量最低，Soot排放量最高。對于不同凸臺結構的燃燒室，指示功率變化并不明顯，變化幅度僅為 0.39kW ，這表明中心凸臺造型對于燃燒室性能的影響不大。

3.2 燃燒室直徑對TCD燃燒室性能的影響

圖7和表5分別示出不同燃燒室直徑下的TCD燃燒室結構示意圖和結構參數。燃燒室直徑D 分別為 50，52，54，56，58，60，62mm ，各燃燒室中心凸臺半徑均為 3mm 。當燃燒室直徑變化時，燃燒室的深度也會隨之變化，導致原始匹配的最優油束夾角也會發生變化。因此，針對不同燃燒室直徑的雙層分流引導式燃燒系統分別匹配最優油束夾角，然后再比較指示功率。

圖8示出匹配最優油束夾角后燃燒室直徑對TCD燃燒室系統指示功率、Soot和NO排放的影響。從圖8可以看出，當 D 為 56mm 時，TCD燃燒室的指示功率最大，燃燒性能最好。燃燒室直徑在56mm 的基礎上減少或增加，指示功率均下降，Soot排放均增加，NO排放均減少，燃燒性能下降。當燃燒室直徑大于 60mm 時，指示功率明顯下降，Soot排放明顯上升。

圖9示出不同燃燒室直徑下的缸內油氣當量比分布。由圖可知，在環形凸起分流引導的作用下油束向內外兩室發展，且在最佳油束夾角下內室燃油略多于外室。隨著噴油過程的進行和活塞向下運動，TCD燃燒室的外室燃油逐漸增多。當燃油撞擊環形凸起后，油束分別向內外兩室擴散，流入內室的燃油沿著燃燒室底部圓弧段向燃燒室中心發展，流入外室的燃油經淺盤底面擴散，撞擊側壁后形成向缸蓋底面發展的射流，并向缸蓋底面周圍區域擴散，從而增加了燃油的擴散面積，進而提高了油氣混合質量。隨著燃燒室直徑的增加，噴霧撞擊環形凸起分流造型的時間增加。當 D=52mm 時，噴霧撞擊環形凸起造型較早，在內外兩室形成較強烈的燃油湍流，造成較濃混合氣堆積。當 D=60mm 時，噴孔與環形凸起結構距離增加，噴霧與環形凸起結構撞擊后能量減弱，造成油氣混合變差，燃燒性能降低。

3.3環形凸起造型對TCD燃燒室性能的影響

通過改變凸起結構參數，設計出不同凸起結構的TCD燃燒室，以凸臺深度 作為調整參數，以保證燃燒室容積和壓縮比不變。表6示出不同凸起結構參數，圖10示出不同凸起結構的燃燒室示意，其中0號燃燒室為基準燃燒室。

圖11示出匹配最優油束夾角后不同凸起結構對雙層分流引導燃燒系統指示功率、NO和Soot排放的影響。由圖11a可知，隨著凸起深度的增加，燃燒室的指示功率先減少后增加，Soot排放先增加后降低，NO排放先降低后增加。由圖11b可知，隨著凸起傾斜角度的增加，指示功率增加，NO排放也增加，Soot排放降低。由圖11c可知，當凸起上連接弧半徑增加時，燃燒室的指示功率也增加，NO排放增加，Soot排放降低。由圖11d可知，隨著凸起下連接弧半徑的增加，燃燒室的指示功率下降，燃燒性能變差，NO排放降低，Soot排放增加。

3.4基于指示功率靈敏度的優化參數選取

為了優化TCD燃燒室結構以改善燃燒系統性能，對燃燒室的指示功率進行了靈敏度分析，以明確凸臺結構、凸起分流引導造型和燃燒室直徑等參數對燃燒性能的影響。指示功率 對結構參數變量x 的靈敏度如式（1）所示， 是一個無量綱參數，反映了指示功率對參數變量的相對變化率[19]。計算 值時，在結構參數變化范圍內，左端點取右斜率，右端點取左斜率，其他工況點取左、右斜率的平均值。

進行凸臺結構的靈敏度分析時，選取參數 和 進行分析；進行燃燒室直徑的靈敏度分析時，選取參數 D 進行分析；進行凸起結構的靈敏度分析時，選取參數 和 進行分析。

圖12示出TCD燃燒室不同結構參數對指示功率的靈敏度平均值及變動范圍的影響。其中，條形圖為各結構參數的靈敏度平均值，上下點為各計算工況下靈敏度的變動范圍。由圖12可知，燃燒室直徑 D 對應的指示功率靈敏度及變動范圍最大；凸起結構中 和 兩個參數對應的靈敏度較大，而其他參數對應的靈敏度及變動范圍很小；凸臺結構中 和 兩個參數對應的靈敏度較大。由此可知，TCD燃燒室的燃燒性能主要受燃燒室直徑 D 和凸起結構中 和 參數的影響。因此，根據指示功率靈敏度值對燃燒室結構進行優化時，需依次對 和 參數進行優化。

3.5關鍵結構參數的優化

由圖8可知，當 D 為 56mm 時指示功率取得最大值，故確定 D=56mm 。在 D 為 56mm 時，保持凸臺結構參數不變，改變凸起傾角 ，因受結構的限制，參數 只能往大調。 為調整參數，以保證壓縮比和容積不變。圖13示出 D=56mm 時，不同凸起傾角結構下燃燒室指示功率、Soot和NO排放的計算結果。由圖13可知，當 D 為 56mm 時，隨著凸起傾角的增大，燃燒室指示功率減小，NO排放減少，但Soot排放增加。因此，初次優化結果為 D=56mm，=100。

確定D=56mm，=100后，改變下連接弧半徑 ，因受結構的限制，參數 只能往大調。以 h 為調整參數，保證壓縮比和容積不變，設計不同的下連接弧半徑燃燒室結構。圖14示出 D=56mm ， 時，不同下連接弧半徑 下燃燒室指示功率、Soot和NO排放的計算結果。從圖中可知，當 時，燃燒室的指示功率最大，Soot排放量為 ，NO排放量為 。因此，二次優化結果為 。

確定 ，改變凸臺傾角 ，以 為調整參數，保證壓縮比和容積不變，設計不同的凸臺燃燒室結構。圖15示出 D= 時，不同凸臺傾角 下燃燒室指示功率、Soot和NO排放的計算結果。從圖中可以看出，當 時，燃燒室的指示功率最大，Soot排放量最少。因此二次優化結果為 15°。

綜上所述，TCD燃燒室結構優化后的尺寸如圖16所示。

3.6TCD燃燒室優化前后性能對比

圖17示出原型 ω 燃燒室和TCD燃燒室優化前后指示功率和Soot排放對比結果。由圖可知，優化后TCD燃燒室的指示功率比優化前TCD燃燒室和原型 ω 燃燒室均有所增加，分別增加了 0.98% 和8.26% ；優化后的TCD燃燒室的Soot排放比優化前的TCD燃燒室和原型 ω 燃燒室均有所降低，分別降低了 67.19% 和 88.37% 。

4結論

a）TCD燃燒系統的性能主要受燃燒室直徑 D 的影響，當 D=56mm 時，TCD燃燒室的指示功率較大， D 過大或過小均會降低燃燒室的指示功率；

b）TCD燃燒室各結構參數中指示功率靈敏度較大的參數包括燃燒室直徑 D 、凸起傾角 、凸起下連接弧半徑 和凸臺傾角 ，以 作為調整參數，分別對TCD燃燒室的凸臺結構、燃燒室直徑和凸起結構進行優化設計；

c）TCD燃燒室結構優化后的燃燒性能和排放均有改善，優化后TCD燃燒室的指示功率相對于優化前增加了 0.98% ，相對于原型 ω 燃燒室增加了8.26% ，優化后TCD燃燒室的Soot排放相對于優化前降低了 67.19% ，相對于原型 ω 燃燒室降低了88.37% 。

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