小型渦流室柴油機(jī)供油與燃燒系統(tǒng)協(xié)同匹配

劉勝吉，徐　康，孫　健，王　建（江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212013）

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小型渦流室柴油機(jī)供油與燃燒系統(tǒng)協(xié)同匹配

劉勝吉，徐康，孫健，王建
（江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，鎮(zhèn)江 212013）

摘要：小型渦流室柴油機(jī)的供油與燃燒系統(tǒng)優(yōu)化是滿足不斷加嚴(yán)排放法規(guī)的基礎(chǔ)。該文以某170F渦流室柴油機(jī)為研究對(duì)象，運(yùn)用模擬計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)合的方法，對(duì)其供油及燃燒系統(tǒng)開展研究。借助工程軟件構(gòu)建了供油系統(tǒng)仿真模型，通過設(shè)計(jì)長(zhǎng)型短結(jié)構(gòu)噴油器、優(yōu)化供油系統(tǒng)參數(shù)，來提高噴油壓力和優(yōu)化噴油特性；利用FIRE軟件對(duì)燃燒過程進(jìn)行模擬，找出了噴油油線在渦流室內(nèi)位置及燃燒室容積比的最佳范圍。柴油機(jī)優(yōu)化后整機(jī)初次試驗(yàn)氣體比排放低于國家第三階段排放限值，CO和HC＋NOX分別較原機(jī)下降了72.8%和21.3%（八工況循環(huán)），標(biāo)定工況煙度由原機(jī)4.5下降到1.2 BSU，有效燃油消耗率較原機(jī)下降了約16.1%。該研究工作為小型渦流室柴油機(jī)性能提高和節(jié)能減排提供了參考。

關(guān)鍵詞：柴油機(jī)；模型；優(yōu)化；渦流室；供油系統(tǒng)；燃燒系統(tǒng)；性能；排放

劉勝吉，徐康，孫健，王建. 小型渦流室柴油機(jī)供油與燃燒系統(tǒng)協(xié)同匹配[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2016，32（2）：51－57.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2016.02.008http://www.tcsae.org

Liu Shengji， Xu Kang， Sun Jian， Wang Jian. Matching of fuel injection and combustion systems for small swirl chamber diesel engine[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering （Transactions of the CSAE）， 2016， 32（2）: 51－57. （in Chinese with English abstract）doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2016.02.008http://www.tcsae.org

0　引　言

小型單缸柴油機(jī)在中國生產(chǎn)量大，廣泛應(yīng)用于小型農(nóng)業(yè)機(jī)械、園林機(jī)械、小型工程機(jī)械、發(fā)電機(jī)組等領(lǐng)域，近幾年國內(nèi)缸徑小于80 mm渦流室柴油機(jī)年產(chǎn)量均維持在200萬臺(tái)左右，85～95 mm缸徑段的渦流室柴油機(jī)也有一定的產(chǎn)量[1-4]，國外缸徑80 mm以下非道路用柴油機(jī)，渦流室燃燒方式仍是主流[5]。中國非道路柴油機(jī)的第三、四階段排放標(biāo)準(zhǔn)2015年10月1日開始實(shí)施[6]，而目前國內(nèi)批量生產(chǎn)的此類柴油機(jī)仍然難以達(dá)到國家第二階段排放限值，因此優(yōu)化性能降低排放的研究迫在眉睫。

國外對(duì)渦流式柴油機(jī)的排放研究較早且較為深入[7-9]。Iwazaki Kouji等[10]通過采取預(yù)噴及二次噴射的措施有效降低了比油耗，同時(shí)HC、NOX及煙度都有所改善；Choi Gyeung Ho等[11]探討了連接通道角度、形狀及面積對(duì)渦流室內(nèi)湍流的影響，通過參數(shù)的優(yōu)化降低排放的同時(shí)提高燃油經(jīng)濟(jì)性；Kim H G等[12]，Ashraful A M 等[13]利用渦流室柴油機(jī)多種燃料適應(yīng)性好的特點(diǎn)對(duì)代用燃料及添加劑在產(chǎn)品中應(yīng)用開展了一些研究工作。國內(nèi)早期渦流式柴油機(jī)研究較多[14-17]，近幾年柴油機(jī)直噴化研究不斷推進(jìn)，渦流室的研究較少。劉玉梅等[18]運(yùn)用FLUENT軟件對(duì)不同容積比下的缸內(nèi)燃燒進(jìn)行了數(shù)值模擬，找出了合適的容積比，使NOX及soot生成量均為較?。辉娜A等[19]提出雙連接通道渦流室結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)雙通道傾角對(duì)渦流室內(nèi)渦流形態(tài)發(fā)展具有重要影響，45°通道傾角時(shí)渦流形態(tài)更穩(wěn)定、矢量速度和渦流尺度更大，有利于提高油氣混合質(zhì)量。但上述研究的機(jī)型多是缸徑偏大的機(jī)型，或以研究燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)為主，對(duì)小缸徑渦流室柴油機(jī)供油系統(tǒng)和燃燒系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化匹配及低排放優(yōu)化研究工作鮮見報(bào)道。

本文以某企業(yè)研發(fā)的170F渦流室柴油機(jī)為研究對(duì)象，通過供油系統(tǒng)結(jié)構(gòu)匹配設(shè)計(jì)優(yōu)化及燃燒系統(tǒng)優(yōu)化，探討小缸徑渦流室柴油機(jī)低排放高性能的技術(shù)措施。

1　試驗(yàn)樣機(jī)及測(cè)試臺(tái)架介紹

試驗(yàn)用170F柴油機(jī)的基本參數(shù)如表1所示，該機(jī)型為輕量化汽改柴產(chǎn)品。

表1 170F柴油機(jī)的基本參數(shù)Table 1　Basic parameters of 170F diesel engine

柴油機(jī)整機(jī)性能試驗(yàn)臺(tái)架如圖1所示，試驗(yàn)中氣缸壓力的測(cè)量采用KISTLER公司6052C傳感器，數(shù)據(jù)的采集采用DEWETRON公司的DEWE-800燃燒分析儀，采用HORIBA公司的MEXA-7200D測(cè)量排放氣體成分，顆粒的測(cè)量采用AVL公司的SPC472測(cè)量?jī)x。

圖1　整機(jī)性能試驗(yàn)臺(tái)架布置示意圖Fig.1　Schematic diagram of engine performance test bed

2　渦流室柴油機(jī)供油系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和參數(shù)優(yōu)化

為盡量減少供油系統(tǒng)參數(shù)匹配試驗(yàn)工作量、降低成本，首先利用AVL-HYDSIM 軟件建立樣機(jī)燃油系統(tǒng)的液力過程計(jì)算模型，設(shè)定低壓油路壓力為0.1 MPa，燃油密度取為840 kg/m3。發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)壓力的邊界值由示功圖試驗(yàn)獲得。圖2為原機(jī)標(biāo)定工況下供油系統(tǒng)高壓油管嘴端壓力模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。從圖2中可以看出兩者數(shù)據(jù)基本吻合，整體趨勢(shì)一致，壓力峰值及壓力波形最大誤差不超過5%，說明本文所建模型具有較高的計(jì)算精度，能夠滿足工程分析的要求，可以用作供油系統(tǒng)優(yōu)化改進(jìn)的研究。同時(shí)原機(jī)分析結(jié)果是：噴油最高壓力僅17.46 MPa，噴油壓力偏低，通過對(duì)噴油參數(shù)計(jì)算分析可知，噴油壓力低的原因是柴油機(jī)噴油量小，噴油嘴流通面積偏大，供油系統(tǒng)參數(shù)匹配不盡合理，噴油壓力難以提高。

圖2　原機(jī)高壓油管嘴端壓力模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.2　Comparison result of fuel pressure at nozzle volume

2.1噴油器結(jié)構(gòu)型式的匹配設(shè)計(jì)

項(xiàng)目組前期已在一種170F柴油機(jī)（沖程為54 mm）上對(duì)原機(jī)噴油器（圖3a）改進(jìn)開展了部分研究工作，設(shè)計(jì)了長(zhǎng)型噴油嘴（圖3b），取得了較好結(jié)果[20]。在已有研究工作的基礎(chǔ)上，結(jié)合現(xiàn)170F柴油機(jī)渦流室結(jié)構(gòu)，綜合考慮噴油器加工工藝、氣缸蓋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、噴油器可靠性以及在原普通軸針式噴油器改用長(zhǎng)型噴油器后高壓油管需加長(zhǎng)等因素，設(shè)計(jì)了長(zhǎng)型短結(jié)構(gòu)噴油嘴如圖3c所示。用長(zhǎng)型短結(jié)構(gòu)噴油嘴使渦流室形狀規(guī)整，氣缸蓋上噴油器孔結(jié)構(gòu)長(zhǎng)度有利于整體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，較長(zhǎng)型結(jié)構(gòu)減少了材料和機(jī)械加工難度，降低了成本；同時(shí)長(zhǎng)型短結(jié)構(gòu)噴油嘴較長(zhǎng)型噴油嘴更利于與原機(jī)的配套使用，不需更換高壓油管，噴油器無明顯突出，整機(jī)外觀更協(xié)調(diào)。

圖3　170F渦流室柴油機(jī)噴油器安裝方式Fig3　Installation ways of swirl chamber diesel engine injector

圖4為170F柴油機(jī)用長(zhǎng)型短結(jié)構(gòu)噴油嘴在結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化后計(jì)算得出的標(biāo)定工況噴油過程，由于實(shí)際作用于針閥上的油壓為噴油嘴盛油槽內(nèi)燃油壓力，為此下文分析結(jié)果均采用噴油嘴盛油槽內(nèi)燃油壓力。

圖4　優(yōu)化噴油器后170F柴油機(jī)噴油過程Fig.4　Injection process of 170F diesel engine after injector optimization

由圖4可知，盛油槽內(nèi)燃油峰值壓力為20.35 MPa，較原機(jī)有所提高，這是因?yàn)殚L(zhǎng)型短結(jié)構(gòu)噴油嘴優(yōu)化了最大針閥升程和流通特性，最大升程由原機(jī)的0.7優(yōu)化為0.3 mm，較小的最大針閥升程，使針閥在往復(fù)運(yùn)動(dòng)時(shí)產(chǎn)生較小的泵吸作用，從而間接提高了燃油噴射壓力；原機(jī)噴油嘴為國內(nèi)渦流室柴油機(jī)通用[21]，匹配的氣缸排量從0.2～0.9 L，依據(jù)170F柴油機(jī)的噴油量對(duì)噴油嘴頭部結(jié)構(gòu)重新設(shè)計(jì)，流通面積適當(dāng)減小。結(jié)果噴油持續(xù)期由原機(jī)的15增加到18°CA。這樣初期噴油速率較低，減少了著火滯燃期內(nèi)噴油量，有利于渦流室內(nèi)油氣的混合及燃燒，但圖4的噴油壓力的主壓力波形的后半部分壓力略有降低且有較長(zhǎng)時(shí)間的壓力平段，說明噴油后期供油速率偏低使壓力下降，為此需對(duì)柴油機(jī)供油系統(tǒng)的泵、管、嘴之間的參數(shù)協(xié)同匹配提高噴油過程的壓力，改善噴油特性。

2.2供油系統(tǒng)噴油過程中的壓力提高

2.2.1減小高壓油路容積

原噴油泵出油閥緊帽采用壓緊出油閥大圓墊片實(shí)現(xiàn)高低壓密封，出油閥緊帽腔內(nèi)容積大，現(xiàn)采用高低壓獨(dú)立密封型式[22]，以減小緊帽腔的容積；原機(jī)高壓油管內(nèi)徑為2.0 mm，長(zhǎng)度為260 mm，高壓油管容積約為816.4 mm3，通過計(jì)算分析，油管內(nèi)徑采用1.6 mm，供油系統(tǒng)高壓油路容積大大減少，不同高壓油路容積的計(jì)算結(jié)果見圖5。由圖5可知，噴油持續(xù)期內(nèi)噴油嘴盛油槽內(nèi)燃油峰值壓力明顯提高，噴油器噴油后噴油壓力繼續(xù)增大，由原來的20.35升高至22.25 MPa，這有利于燃燒持續(xù)期內(nèi)燃油霧化和混合。

圖5　不同高壓油路容積嘴端壓力對(duì)比Fig.5　Comparison of fuel pressure at nozzle volume under different high-pressure oil circuit volume

2.2.2出油閥減壓容積與高壓油路容積的匹配

170F柴油機(jī)原機(jī)出油閥直徑為5 mm，減壓容積為37.3 mm3，國內(nèi)渦流室柴油機(jī)通用一種出油閥，此減壓容積原為S195渦流室柴油機(jī)所用，兩機(jī)型標(biāo)定工況的循環(huán)噴油量分別約為40和10 mm3，170F柴油機(jī)減壓容積顯然相對(duì)過大，造成減壓過度影響噴油過程的油壓變化。綜合考慮加工工藝及減小減壓容積所需，將出油閥直徑由原來的5改為4 mm，設(shè)計(jì)減壓高度為1.9、1.7和1.5 mm 的3種方案。

圖6所示為不同出油閥減壓帶參數(shù)對(duì)170F柴油機(jī)噴油過程的影響。從燃油壓力圖形來看，當(dāng)出油閥減壓高度為1.5 mm時(shí)，盛油槽內(nèi)燃油峰值壓力最大，達(dá)26.73 MPa，較原機(jī)出油閥方案增加15.1%，其他方案噴油壓力均有一定提升。同時(shí)隨著減壓容積的不斷減少，盛油槽內(nèi)的燃油壓力升高較快；然而減壓容積的減小使得高壓油路內(nèi)殘余壓力持續(xù)增加，由于燃油的可壓縮性以及壓力波的傳播與反射，當(dāng)減壓高度為1.5 mm時(shí)，盛油槽內(nèi)燃油壓力的第二峰值達(dá)8.87 MPa，接近針閥關(guān)閉壓力，易引起針閥的抖動(dòng)，產(chǎn)生燃油滲漏，因此選取1.7 mm為170F渦流室柴油機(jī)出油閥減壓高度，相應(yīng)的減壓容積為21.4 mm3，最大盛油槽內(nèi)燃油壓力為25.28 MPa。

圖6　不同出油閥減壓帶參數(shù)對(duì)170F柴油機(jī)噴油過程的影響Fig.6　Influence of different decompression zones on injection process of 170F diesel engine

供油系統(tǒng)參數(shù)采用上述方案優(yōu)化后，噴油峰值壓力從原機(jī)17.46增大到25.28 MPa，提高了44.8%，噴油持續(xù)期為20°CA，噴油壓力波形、噴油速率形狀更為合理，噴油過程中平均噴油壓力提高，有利于改善油氣的混合。

3　燃燒系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化

3.1噴油特性對(duì)170F柴油機(jī)性能及排放的影響

柴油機(jī)要實(shí)現(xiàn)清潔高效燃燒的目標(biāo)，優(yōu)化的供油系統(tǒng)和燃燒室參數(shù)的協(xié)同匹配是關(guān)鍵。利用AVL-FIRE軟件建立了170F渦流室柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒過程仿真模型。

圖7為170F柴油機(jī)原機(jī)標(biāo)定工況渦流室內(nèi)壓力模擬值與試驗(yàn)值的對(duì)比。由圖7可知，渦流室內(nèi)壓力的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在變化趨勢(shì)上基本一致。表2為標(biāo)定工況下模擬與試驗(yàn)的排放對(duì)比結(jié)果，從對(duì)比結(jié)果可知，模擬計(jì)算值比試驗(yàn)值略低，此模型的計(jì)算精度能滿足工程分析要求，可以用來對(duì)170F柴油機(jī)部分參數(shù)的優(yōu)化改進(jìn)展開研究。

圖7　原機(jī)標(biāo)定工況下渦流室內(nèi)壓力試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比Fig.7　Comparison of swirl chamber pressure between experiment and simulation at rated conditions

表2　排氣污染物計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 2　Comparison of pollutan

圖8為170F柴油機(jī)供油系統(tǒng)優(yōu)化前后的噴油規(guī)律曲線圖，由圖8可知兩者的噴油規(guī)律差異較大，原機(jī)噴油持續(xù)期太短，優(yōu)化后噴油持續(xù)期近20°CA，噴油規(guī)律先緩后急，較符合燃燒要求。

圖8　170F柴油機(jī)供油系統(tǒng)優(yōu)化前后的噴油規(guī)律Fig.8　Injection laws before and after fuel injection system optimization of 170F diesel engine

為了更直觀地看出噴油規(guī)律的優(yōu)化前后對(duì)170F渦流室柴油機(jī)性能及排放的影響，仿真模擬了2種噴油規(guī)律下柴油機(jī)缸內(nèi)的燃燒過程。供油系統(tǒng)優(yōu)化前后對(duì)170F渦流室柴油機(jī)NOX及soot排放的影響如圖9所示。由圖可知，供油系統(tǒng)優(yōu)化后，NOX及soot排放均有改善，NOX排放由原來的616.2×10-6（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）下降為512.9×10-6，soot排放由65.5×10-6下降到36.5×10-6，降幅分別為16.8% 和44.3%。這是因?yàn)樵瓩C(jī)噴油壓力較低，持續(xù)期太短，在著火滯燃期內(nèi)燃油以較低的噴油壓力噴入渦流室內(nèi)，油氣混合不均勻，燃燒速度慢，soot排放大幅增長(zhǎng)；同時(shí)原機(jī)初期噴油速率較大，使得滯燃期內(nèi)的可燃混合氣數(shù)量增加，NOX排放惡化；優(yōu)化后，柴油機(jī)噴油壓力大幅提升，燃油在一定的持續(xù)時(shí)間內(nèi)以較高壓力噴入渦流室內(nèi)，燃油霧化較好，油氣混合更均勻，使soot排放大幅降低；前期較低的噴油速率使得著火滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣數(shù)量較少，NOX排放減少；此外改進(jìn)后的柴油機(jī)燃燒過程合理，經(jīng)濟(jì)性改善，循環(huán)噴油量少，燃燒室內(nèi)總過量空氣系數(shù)變大，也有利于soot的減少。因此噴油規(guī)律優(yōu)化后，soot和NOX排放大幅度下降。

圖9　供油系統(tǒng)優(yōu)化前后對(duì)渦流室柴油機(jī)排放的影響Fig.9　Influence on swirl chamber diesel engine pollutants before and after fuel injection system optimization

3.2噴油油線在渦流室的位置優(yōu)化

如圖3所示，渦流室內(nèi)噴油油線位置由油束偏離渦流室中心的距離e（簡(jiǎn)稱偏離距）及噴油器安裝角度α確定，170F原機(jī)偏離距為2 mm，噴油器安裝角為25°，經(jīng)分析保持噴油器安裝角不變改變偏離距研究柴油機(jī)性能及排放的變化。圖10a所示為偏離距對(duì)170F渦流室柴油機(jī)NOX及soot排放的影響。隨著偏離距的增加，soot排放呈現(xiàn)先減后增現(xiàn)象，NOX排放與soot排放大致呈現(xiàn)trade-off關(guān)系。這是因?yàn)樵跍u流室內(nèi)氣體大致按勢(shì)渦規(guī)律運(yùn)動(dòng)[23]，氣體流速隨偏離渦流室中心距離的增加先增后減。偏離距在3 mm附近，渦流的氣流速度最大，燃燒速度快，小于3 mm愈靠近燃燒室中心，氣流速度低，燃油被約束在中心不利油氣向外擴(kuò)散，燃燒速度變慢，NOX減少，中心混合氣濃soot排放增加；當(dāng)偏離距大于3 mm，NOX和soot排放變化出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，這是由于當(dāng)偏離距繼續(xù)增大時(shí)較多燃油在渦流室壁面形成油膜，形成局部較濃混合氣，此時(shí)壁面附近的溫度相對(duì)較低，控制燃油的前期氧化，控制放熱率使燃燒柔和，NOX排放較低，然而soot排放增加。綜合考慮柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性、排放性能及加工生產(chǎn)要求，選取偏離距為3.2 mm。

圖10　480°CA偏離距和容積比對(duì)渦流室柴油機(jī)排放的影響Fig.10　Influence of offset distance on swirl chamber diesel engine pollutants at 480°CA

3.3渦流室容積比優(yōu)化

原機(jī)170F柴油機(jī)渦流室容積比為0.43，壓縮比為22，容積比相對(duì)較小，為此通過改變氣缸蓋墊片的厚度及渦流室容積，從而在保持壓縮比不變的前提下，增大容積比，分別取渦流室容積比為0.45、0.47、0.5，模擬標(biāo)定工況下容積比對(duì)170F柴油機(jī)性能及排放的影響。

隨著容積比的不斷增大，渦流室內(nèi)峰值壓力有小幅增加，當(dāng)容積比為0.5時(shí)，渦流室內(nèi)峰值壓力為5.85 MPa，較優(yōu)化供油系統(tǒng)前的5.74增加1.9%。這是因?yàn)殡S著容積比的不斷增加，進(jìn)入到渦流室內(nèi)的氣體量增加，渦流室內(nèi)的混合氣濃度變稀，從而使較多的燃油在渦流室內(nèi)混合燃燒，壓力增大；同時(shí)容積比的增大使得氣體流經(jīng)主、副燃燒室之間的連接通道時(shí)節(jié)流損失增加，較大的渦流室容積使得壁面的散熱損失增多，在兩者的雙重影響下，渦流室內(nèi)的壓力略有增加。

圖10b所示為渦流室容積比對(duì)170F柴油機(jī)NOX及soot排放的影響，隨著容積比的增大，NOX排放增大，soot排放減少，當(dāng)容積比由0.43增大到0.5時(shí)，NOX排放增加了20.1%；soot排放下降了61.3%，這是因?yàn)殡S著容積比的增大，進(jìn)入到渦流室內(nèi)的空氣變多，渦流室內(nèi)過量空氣系數(shù)增大，較多的氧氣導(dǎo)致NOX排放的生成，同時(shí)容積比增大加強(qiáng)了渦流室內(nèi)的壓縮渦流，渦流室內(nèi)油氣混合較好，soot排放改善。綜合考慮柴油機(jī)動(dòng)力性、排放性能及起動(dòng)性能，確定最終渦流室容積比為0.48。

4　試驗(yàn)結(jié)果與分析

在完成170F渦流室柴油機(jī)供油系統(tǒng)、燃燒系統(tǒng)優(yōu)化及供油提前角調(diào)整試驗(yàn)后，對(duì)其進(jìn)行3 000 r/min的負(fù)荷特性試驗(yàn)，并與原機(jī)進(jìn)行了對(duì)比，對(duì)比結(jié)果見圖11。從整機(jī)優(yōu)化前后的性能試驗(yàn)對(duì)比結(jié)果來看，優(yōu)化后整機(jī)有效燃油消耗率及排溫均大為改善，其中標(biāo)定工況的排溫大幅降低，比原機(jī)低約100℃，有效燃油消耗率由327.3下降到274.7 g/（kW·h），下降了16.1%左右。從排放對(duì)比結(jié)果來看，原機(jī)標(biāo)定工況煙度為4.5 BSU，高于國家標(biāo)準(zhǔn)限值4.0 BSU，整機(jī)優(yōu)化后煙度為1.2 BSU，較原機(jī)下降了約73.3%。其他工況點(diǎn)也有不同幅度的改善；優(yōu)化后標(biāo)定工況下的NOX排放實(shí)測(cè)值為395×10-6（體積分?jǐn)?shù)），較原機(jī)NOX排放461×10-6下降了14.3%；CO排放從2402×10-6降低到234×10-6，CO的降低充分說明了缸內(nèi)不完全燃燒得以改善，油氣混合均勻，燃燒更加充分。

圖11　優(yōu)化前后170F柴油機(jī)性能試驗(yàn)對(duì)比Fig.11　Comparison of performance test of 170F diesel engine before and after optimization

圖12為外特性上渦流室內(nèi)峰值壓力優(yōu)化前后的對(duì)比結(jié)果，由圖12可知，優(yōu)化后3 000 r/min、100%負(fù)荷下渦流室內(nèi)峰值壓力為5.93 MPa，較原機(jī)5.72增加3.5%，其他工況均有不同程度上升。整體來看對(duì)170F渦流室柴油機(jī)噴油系統(tǒng)的改進(jìn)與燃燒系統(tǒng)參數(shù)的優(yōu)化，改善了油氣間的混合及燃燒，渦流室內(nèi)壓力有一定幅度增加。由于單缸柴油機(jī)供油提前角恒定不能隨轉(zhuǎn)速變化，因此柴油機(jī)在全負(fù)荷低轉(zhuǎn)速時(shí)，氣缸壓力增大，燃燒的壓力峰值更接近上止點(diǎn)，對(duì)標(biāo)定工況以低排放組織燃燒的柴油機(jī)而言，低轉(zhuǎn)速的NOX會(huì)增大，而燃燒效率會(huì)提高。

圖12　外特性上整機(jī)優(yōu)化前后渦流室內(nèi)峰值壓力對(duì)比Fig.12　Peak pressure comparisons under external characteristics before and after optimization

對(duì)改進(jìn)后的樣機(jī)進(jìn)行了整機(jī)排放測(cè)試，分別采用五工況和八工況測(cè)試循環(huán)試驗(yàn)。表3為柴油機(jī)整機(jī)排放和加權(quán)燃油耗試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，改進(jìn)后的170F柴油機(jī)初次試驗(yàn)氣體排放均滿足了中國第三階段排放限值。整機(jī)優(yōu)化后八工況CO和HC＋NOX分別較原機(jī)下降了72.8%和21.3%，加權(quán)燃油耗為317.8 g/（kW·h），較原機(jī)下降了10.3%，遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于國家強(qiáng)制標(biāo)準(zhǔn)395 g/（kW·h）限值，優(yōu)化后整機(jī)綜合性能明顯改善。在后續(xù)工作中通過降低機(jī)油耗減少顆粒排放，采用氧化催化劑進(jìn)一步使整機(jī)排放減少，留出柴油機(jī)排放劣化數(shù)值空間，柴油機(jī)能完全達(dá)到中國第三階段排放標(biāo)準(zhǔn)要求。

表3　柴油機(jī)整機(jī)排放和加權(quán)燃油耗試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 3　Test results of 170F diesel engines

5　結(jié)　論

1）通過對(duì)170F柴油機(jī)供油系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和參數(shù)匹配，使標(biāo)定工況的噴油峰值壓力從17.46增大到25.28 MPa。研究表明：渦流室柴油機(jī)供油系統(tǒng)的各結(jié)構(gòu)參數(shù)量值應(yīng)類同于直噴柴油機(jī)，依據(jù)其單缸排量大小設(shè)計(jì)確定，并與燃燒系統(tǒng)協(xié)同匹配。

2）對(duì)于渦流室柴油機(jī)，油線偏離距、渦流室容積比等參數(shù)改變對(duì)NOX和soot排放存在trade-off關(guān)系，通過這些參數(shù)的最佳匹配設(shè)計(jì)能優(yōu)化柴油機(jī)的排放和其他性能。

3）170F柴油機(jī)通過供油、燃燒的優(yōu)化設(shè)計(jì)和匹配，臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果表明整機(jī)性能大幅提升，CO、HC＋NOX分別較原機(jī)下降了72.8%、21.3%，初次試驗(yàn)氣體比排放均低于國家第三階段限值要求；標(biāo)定工況煙度降幅為73.3%，有效燃油消耗率較原機(jī)下降16.1%，柴油機(jī)綜合性能得到優(yōu)化。

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Matching of fuel injection and combustion systems for small swirl chamber diesel engine

Liu Shengji, Xu Kang, Sun Jian, Wang Jian
（School of Automobile ɑnd Trɑffic Engineering, Jiɑngsu University, Zhenjiɑng 212013， Chinɑ）

Abstract:The huge annual output of single-cylinder diesel engines is a major feature of Chinese internal combustion engine industry. In China the amount of these engines with bore diameter below 80 mm accounts for 35% of domestic production. Most of these diesel engines adopt the swirl chamber combustion system. However， with the development of direct-injection process， many problems for these engines occur， such as large smoke emissions at full load， poor performance under low speed and high idle speed， and there are few basic researches on them. Therefore， the research of low-emission high-performance swirl chamber diesel engines contains certain academic significance and practical value. The 170F swirl chamber diesel engine was used as the research prototype， and with the method of experiment and numerical simulation， the fuel injection and combustion systems were analyzed. By the design of new injector， the establishment of simulation model of injection system and the optimization of the injection parameters， the maximum fuel pressure under the rated conditions increased from 18.54 to 25.28 MPa， the initial injection rate reduced and the shape of injection rate was optimized. By the simulation of combustion with the software FIRE， the deviate distance from the injection oil line to the center of the swirl chamber and the best volume ratio were determined. The results showed that when the deviate distance from the injection oil line to the center of the swirl chamber was at 0.33-0.38 R （R is the radius of the swirl chamber）， and the volume ratio was in the range of 0.47-0.50， the mixing and combustion performance would be better. This study showed that in order to achieve the targets of low emissions and high performance， the injection parameters and performances of the swirl chamber diesel engine should be designed and optimized according to its displacement just similar with the direct-injection diesel engine. The test results of 170F swirl chamber diesel engine showed that the brake specific fuel consumption （BSFC） of the original engine under the rated condition （2.6 kW， 3 000 r/min） was 327.3 g/（kW·h） and the smoke was 4.5 BSU. When the long-size short-structure nozzle was used and the fuel injection system was optimized， the BSFC and the smoke decreased to 282.2 g/（kW·h） and 2.0 BSU respectively. After the parameters of the combustion system were matched， the BSFC and the smoke dropped to 274.7 g/（kW·h） and 1.2 BSU respectively. The experimental results showed that the specific emissions of the optimized diesel were lower than the emission standards in Phase Ⅲ in China. Compared with results of the original engine， the CO and HC＋NOXemissions decreased by 70.3% and 20.9% respectively under the 5 conditions. Moreover， the CO and HC＋NOXemissions decreased by 72.8% and 21.3% respectively under the 8 conditions. The BSFC decreased by 16% and the diesel smoke was reduced from 4.5 to 1.2 BSU under the rated condition. The research provides a technology route of energy-saving and emission-reduction for swirl chamber diesel engines.

Keywords:diesel engines; models; optimization; swirl chamber; fuel injection system; combustion system; performance; emission

作者簡(jiǎn)介：劉勝吉，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)橹行」β蕛?nèi)燃機(jī)工作過程研究與性能優(yōu)化。鎮(zhèn)江江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，212013。Email：liusj@ujs.edu.cn

基金項(xiàng)目：江蘇高校優(yōu)秀學(xué)科建設(shè)工程（蘇證辦發(fā)[2015]）；江蘇省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目（BE201518）

收稿日期：2015-08-30

修訂日期：2015-12-21

中圖分類號(hào)：TK421＋.5

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1002-6819（2016）-02-0051-07

doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2016.02.008