直噴柴油機雙壁面射流燃燒系統(tǒng)燃燒特性研究

郭 鵬 江， 高 希 彥

（大連理工大學(xué) 內(nèi)燃機研究所，遼寧 大連 116024）

0 引 言

柴油機是一種熱效率高、用途廣的動力裝置，受到使用者的青睞.研究者們對柴油機的性能進行了深入的研究，其中改善燃燒性能的主要難點是高速與大負荷工況下對著火始點和燃燒速率的控制［1－7］.本文通過降低幾何壓縮比推遲車用柴油機高速工況下的著火始點，并采用幾何方法提高缸內(nèi)混合氣的燃燒速率，達到同時降低NOx排放并保持高的熱效率的效果.

保持噴油提前角不變，通過降低幾何壓縮比來降低壓縮終了時刻的汽缸壓力，使著火始點在原機的基礎(chǔ)上向后推遲2～3℃A，從而降低最高燃燒溫度和NOx排放.降低壓縮比的同時，為保持良好的油耗率和煙度，作者開發(fā)了一種用于直噴柴油機的新型雙壁面射流燃燒系統(tǒng)［8－9］，該系統(tǒng)能在較低壓縮比下，加快柴油機高速工況下的燃燒放熱率，在動力性能不降低的情況下，保證柴油機有最佳的排放性能和經(jīng)濟性能.

本文主要對雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率、燃燒持續(xù)期和排放性能進行研究.

1 雙壁面射流技術(shù)

雙壁面射流技術(shù)是指燃燒室壁面周向上設(shè)有導(dǎo)向凸弧和小臺階，多孔噴油器噴出的液態(tài)油束撞擊在燃燒室壁面上，經(jīng)壁面上的導(dǎo)向凸弧和小臺階的反射，形成分層壁面射流，簡稱雙壁面射流，如圖1所示.

圖1 雙壁面射流技術(shù)燃燒室示意圖和混合氣形成原理Fig.1 Schematic of double－wall－jet combustion chamber and theory of fuel－air mixture forming

2 試驗裝置與設(shè)備

4100ZL柴油機原機參數(shù)如表1所示.雙壁面射流燃燒系統(tǒng)是在原4100ZL柴油機的結(jié)構(gòu)上改造而成的.重新設(shè)計燃燒室形狀（圖1），將發(fā)動機的幾何壓縮比降低到16.5，燃燒室的口徑為59 mm，燃燒室的深度為18.1mm，導(dǎo)向凸弧的高度取1.2mm，小臺階臺階面的切向與活塞頂面之間的夾角為30°，沿臺階面方向的高度為1.8 mm.重新設(shè)計噴油器的噴孔結(jié)構(gòu)尺寸和分布，使用了2種多孔式噴油器：一種是6孔，孔徑為0.21 mm，噴孔夾角為158°的多孔噴油器，簡記為621；另一種是5孔，孔徑為0.25mm，噴孔夾角為158°的多孔噴油器，簡記為525.進氣渦流比在本文中保持不變，與原機相同.主要使用的試驗設(shè)備和儀器有：啟東DW250電渦流測功機，F(xiàn)GA－4100汽車排氣分析儀，F(xiàn)BY－3波許煙度計，AVL Indiset 620燃燒分析儀等.

表1 4100ZL柴油機原機參數(shù)Tab.1 Original parameters of the 4100ZL diesel engine

3 雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的排放

圖2是3 000r·min－1雙壁面射流燃燒系統(tǒng)與原機負荷特性下的排放與油耗率比較.試驗中雙壁面射流燃燒系統(tǒng)與原機保持相同的噴油速率和相同靜態(tài)供油提前角12℃A BTDC（圖3～5同）.可以看出，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)油耗率在大負荷工況下比原機略微增加，NOx排放得到了大大的降低，煙度在大負荷下有所增加.原因在于：采用雙壁面射流后，通過降低幾何壓縮比，著火始點向后推遲，燃燒最高溫度降低，NOx排放降低.另外，傳統(tǒng)柴油機噴束中心混合氣濃，擴散強度低，該區(qū)域容易燃燒生成高濃度的NOx，新的雙壁面射流系統(tǒng)中，油束經(jīng)過燃燒室壁面射流的引導(dǎo)，促進了噴束和空氣的混合，改善了油氣混合均勻性，NOx濃度大幅度降低.雙壁面射流燃燒系統(tǒng)中，噴孔直徑增加后，油束貫穿度增加，壁面油膜變厚，隨著負荷的增加，燃燒持續(xù)期延長，由于油膜不能迅速蒸發(fā)、混合、燃燒，碳煙生成量相對增加；由于原機的壓縮比高，最高燃燒溫度高，燃燒速率高，燃燒持續(xù)期短，擴散燃燒中生成的碳煙在較高的溫度和較長的時間內(nèi)容易被氧化掉，因此原機的碳煙排放較低.

圖2 雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的排放特性Fig.2 Emission characteristics of double－wall－jet combustion system

4 雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的放熱率與燃燒特性分析

圖3是雙壁面射流燃燒系統(tǒng)與原機在3 000 r·min－1，缸內(nèi)平均有效壓強pme為0.762MPa工況下的示功圖和壓力升高比的比較.可以看到，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的缸壓峰值與原機相比，有大幅度的降低.雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的著火始點比原機向后推遲了2～3℃A，著火后的壓力升高比也低于原機.雙壁面射流燃燒系統(tǒng)中，使用兩種噴油器的示功圖曲線與壓力升高比曲線幾乎重合.

圖3 不同燃燒系統(tǒng)的示功圖和壓力升高比的比較Fig.3 Comparison of work diagram and pressure rise ratio for different combustion systems

圖4 是雙壁面射流燃燒系統(tǒng)與原機在3 000 r·min－1不同負荷下的瞬時放熱率.可以看出，在許多負荷下，不同燃燒系統(tǒng)的放熱率呈現(xiàn)出單峰趨勢.這主要因為這兩種燃燒系統(tǒng)都具有快速燃燒的特性，且預(yù)混合燃燒不明顯，但是雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的放熱率重心（放熱率曲線的幾何重心）比原機推遲2～3℃A.在小負荷下，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的放熱率峰值高于原機，這主要是因為放熱率的峰值主要取決于燃燒速率，而本文壓縮比與預(yù)混合燃燒量影響燃燒速率，在小負荷時，噴油時間短，燃燒持續(xù)期相對來說短一些，所以隨著燃燒的進行，活塞在離開上止點后很短的時間內(nèi)燃燒基本結(jié)束，放熱率峰值受壓縮比的影響較小，主要受預(yù)混合燃燒量的影響，而雙壁面射流燃燒系統(tǒng)具有快速混合的特性，所以放熱率峰值高于原機.隨著負荷的增加，這兩種燃燒系統(tǒng)的放熱率峰值增加.在中高負荷下，原機的放熱率峰值要高一些，由于負荷的增加，噴油持續(xù)期和燃燒持續(xù)期都相對要延長，但是雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的壓縮比降低，燃燒相位向后推遲，并且燃燒室的凹坑容積也大于原機，隨著燃燒的進行和活塞的下行，與原機相比，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)在一個很大的容積內(nèi)燃燒，燃燒速率降低，放熱率峰值也相應(yīng)地低于原機.

圖5是3 000r·min－1不同負荷特性下的著火始點θi與累計放熱率比較.這里著火始點定義為放熱率由負值變?yōu)檎邓鶎?yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角.圖中θ5、θ10、θ30、θ50、θ70、θ90分別表示累計放熱率為5%、10%、30%、50%、70%、90%時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角.θ90～θ5可作為燃燒持續(xù)期來考慮.在靜態(tài)供油時刻同為12℃A BTDC的條件下，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的著火始點比原機滯后2～3℃A.在3 000r·min－1各負荷下，在θ5～θ50階段，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)幾乎與原機有相同的燃燒速率，都屬于快速燃燒.在θ50～θ90階段，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的燃燒速率變慢，這主要是由于在小負荷時，兩種燃燒系統(tǒng)預(yù)混合燃燒都占有較大的比重，新燃燒系統(tǒng)燃燒速率與原機的差別較小，隨著負荷的增加，噴油持續(xù)期的延長和噴油量的增多，壁面上的油膜生成量也增多，壁面上的油膜不能吸收足夠的熱量迅速蒸發(fā)，導(dǎo)致了燃燒后期燃燒速率的降低.另外，負荷增加導(dǎo)致燃燒持續(xù)期增加，以及雙壁面射流燃燒系統(tǒng)放熱率重心的向后推遲，燃燒室容積將遠遠大于原機的燃燒室容積，也降低了燃燒速率，所以雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的油耗率略高于原機，因此新燃燒系統(tǒng)還需要進一步改善燃燒后期的燃燒速率.

圖4 3 000r·min－1不同負荷下的放熱率比較Fig.4 Comparison of heat release rate at 3 000r·min－1 of different loads

圖5 著火始點與累計放熱率的比較Fig.5 Comparison of SOC and accumulated heat release rate

5 不同噴油時刻原機與雙壁面射流柴油機的性能對比

圖6是不同噴油時刻原機與雙壁面射流柴油機外特性性能對比.為了體現(xiàn)雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的優(yōu)勢，使雙壁面射流柴油機的燃燒相位與原機保持一致，可以將雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的供油提前，或?qū)⒃瓩C的供油推遲.這里采用了兩種方法：一是將原機的靜態(tài)供油時刻向后推遲2℃A，二是將雙壁面射流柴油機的靜態(tài)供油時刻提前2℃A.可以看出，將原機靜態(tài)供油時刻向后推遲2℃A后，油耗率和碳煙出現(xiàn)惡化，NOx排放仍高于靜態(tài)供油時刻為12℃A BTDC的雙壁面射流柴油機，但是碳煙排放在中高速比雙壁面射流柴油機低0.2BSU.即使雙壁面射流柴油機的供油提前2℃A，在中高速工況NOx排放仍低于12℃A BTDC靜態(tài)供油的原機，但是提前噴油后，在低速工況的油耗率有所改善，在中高速工況的油耗率高于12℃A BTDC靜態(tài)供油的原機.

圖6 不同噴油時刻的原機與雙壁面射流柴油機外特性性能對比Fig.6 External characteristics comparison of different injection timing of the double－wall－jet diesel engine and the original one

圖7 是供油推遲后的原機與雙壁面射流柴油機扭矩點的缸壓和放熱率對比，通過對比可以看出，雙壁面射流柴油機與供油推遲后的原機有相同的燃燒相位，但缸壓峰值仍大大低于原機.

圖7 雙壁面射流柴油機與推遲供油后的原機缸壓與放熱率對比（2 100r·min－1，307N·m）Fig.7 Comparison of in－cylinder pressure and heat release rate between the double－wall－jet diesel engine and the retarded fuel injection original one（2 100r·min－1，307N·m）

6 結(jié) 論

（1）控制柴油機在高速工況的放熱率，通過降低柴油機幾何壓縮比，使著火始點在原機的基礎(chǔ)上向后推遲2～3℃A，降低NOx排放；通過采用雙壁面射流技術(shù)，使降低壓縮比后的柴油機仍然有較高的燃燒速率，不至于使油耗率和煙度過于惡化.

（2）在相同的噴油時刻，3 000r·min－1的負荷特性下雙壁面射流燃燒系統(tǒng)油耗率在大負荷工況下比原機略微增加，NOx排放得到了大大的降低，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的煙度在大負荷下增加，但是煙度在可允許的范圍內(nèi).

（3）在相同的噴油時刻，3 000r·min－1的負荷特性下，雙壁面射流柴油機的缸壓峰值與原機相比，有大幅度的降低.雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的著火始點比原機向后推遲了2～3℃A，著火后的壓力升高比也低于原機.在小負荷下，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)的放熱率峰值高于原機，在中高負荷下，放熱率峰值低于原機，放熱率重心與原機相比，向后推遲3～4℃A.累計放熱率在θ5～θ50階段，雙壁面射流燃燒系統(tǒng)幾乎與原機有相同的燃燒速率；在θ50～θ90階段，由于雙壁面射流燃燒室容積的變大和壁面油膜不能迅速吸收熱量而蒸發(fā)，燃燒速率降低.

（4）靜態(tài)供油時刻為12℃A BTDC的雙壁面射流柴油機與10℃A BTDC靜態(tài)供油的原機外特性性能相比較，雙壁面射流柴油機NOx排放仍然低于原機，油耗率與原機相當，中高速的碳煙排放比原機高0.2BSU，但雙壁面射流柴油機的缸壓峰值仍大大低于原機.

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