TCD燃燒系統(tǒng)對柴油機(jī)燃燒和排放性能改善效果的試驗研究

康與寧，李向榮※，薄大偉，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.中國人民解放軍陸軍裝備部駐北京地區(qū)軍事代表室，北京100072）

0 引 言

柴油機(jī)具有功率密度高和可靠性好的特點，在生產(chǎn)生活中取得廣泛應(yīng)用，開展柴油機(jī)節(jié)能減排技術(shù)研究對社會可持續(xù)發(fā)展和國家能源安全具有重要意義[1-4]。隨著現(xiàn)代柴油機(jī)技術(shù)的發(fā)展，采用高噴射壓力燃油供給系統(tǒng)和新型燃燒室改善柴油機(jī)擴(kuò)散燃燒質(zhì)量成為提高柴油機(jī)動力性和經(jīng)濟(jì)性、降低污染物排放的重要途徑[5-8]?，F(xiàn)代柴油機(jī)供油系統(tǒng)壓力的不斷提升使得噴霧質(zhì)量得到較大改善，但噴油壓力增大不可避免地引發(fā)燃油濕壁問題，導(dǎo)致柴油機(jī)燃燒持續(xù)期延長、Soot排放量增加，限制了整機(jī)性能的進(jìn)一步提升[9-12]。

為解決上述問題，研究者們設(shè)計了能夠充分利用高噴射壓力燃油動能的導(dǎo)流燃燒系統(tǒng)，借助特殊的燃燒室結(jié)構(gòu)引導(dǎo)觸壁燃油流動并形成燃油空間擴(kuò)散，從而提高油氣混合速率。豐田的TRB（Toyota Reflex Burn）燃燒系統(tǒng)設(shè)有燃燒室反射壁，射流燃油的一部分碰撞反射壁形成壁面射流，與另一部分自由射流二次混合，油氣混合質(zhì)量提高，燃油附壁燃燒現(xiàn)象有所減弱[13]；天津大學(xué)的Bump燃燒系統(tǒng)在燃燒室壁面設(shè)有限流沿，燃油撞壁后經(jīng)限流沿形成向燃燒室中心區(qū)域發(fā)展的二次射流，有效降低了壁面燃油堆積面積，燃燒性能有所提升[14-15]；北京理工大學(xué)研制的雙卷流燃燒系統(tǒng)設(shè)有弧脊結(jié)構(gòu)，燃油撞擊弧脊后夾帶空氣向內(nèi)外室 2個方向卷動，空氣利用率和混合燃燒速度均有所提高[16-18]；北京理工大學(xué)研制的側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)在缸內(nèi)壁面設(shè)計了分流造型，燃油經(jīng)分流造型導(dǎo)向兩側(cè)形成卷流運(yùn)動，在相鄰分流造型處形成干涉壁射流，顯著提高了柴油機(jī)熱效率[19-22]。

道依茨公司的 TCD2015（T表示渦輪增壓器，Turbocharger，C表示進(jìn)氣中冷，Charge air cooling，D為柴油顆粒捕集器，Diesel particle filter）系列機(jī)型上配備了帶有環(huán)形凸起的導(dǎo)流燃燒系統(tǒng)，稱之為 TCD燃燒系統(tǒng)，其特點為在傳統(tǒng)ω燃燒系統(tǒng)的基礎(chǔ)上增設(shè)一淺盤形凹坑，采用燃燒室壁面環(huán)狀凸起引導(dǎo)燃油壁面發(fā)展。研究表明該系列柴油機(jī)具備良好的動力性能，排放滿足歐Ⅲ標(biāo)準(zhǔn)[23-25]，目前具備相似燃燒室特征的導(dǎo)流燃燒系統(tǒng)已在多家公司的柴油機(jī)產(chǎn)品上得到良好應(yīng)用，例如福特公司的倒角縮口燃燒系統(tǒng)（Chamfered Re-entrant Combustion System）[26-27]、奔馳公司的階梯凹口燃燒系統(tǒng)（Stepped Recess Combustion System）[28]和豐田公司的錐緣燃燒系統(tǒng)（Taper Lip Combustion System）[29]等，但目前關(guān)于TCD燃燒系統(tǒng)在不同運(yùn)行工況下的性能研究和缸內(nèi)油氣混合機(jī)理探索工作相對較少。

為研究 TCD燃燒系統(tǒng)對柴油機(jī)性能的影響，揭示TCD燃燒系統(tǒng)在不同運(yùn)行工況下缸內(nèi)油氣混合的機(jī)理，本文采用試驗與仿真相結(jié)合的方法對柴油機(jī)TCD燃燒系統(tǒng)的燃燒和排放性能開展研究，通過對比TCD燃燒系統(tǒng)和傳統(tǒng)ω燃燒系統(tǒng)在不同負(fù)荷和過量空氣系數(shù)下的性能參數(shù)分析TCD燃燒系統(tǒng)性能，并借助仿真手段探索TCD燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)噴霧和燃燒過程，以期為后續(xù)柴油機(jī)導(dǎo)流燃燒系統(tǒng)開發(fā)和優(yōu)化提供參考。

1 材料與方法

1.1 試驗裝置設(shè)計與工況

燃燒性能試驗在 1132Z單缸柴油機(jī)臺架上進(jìn)行，試驗臺架如圖1a所示，臺架組成如圖1b所示，單缸柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)如表1所示，采用四氣門直氣道缸蓋。

表1 單缸柴油機(jī)技術(shù)參數(shù)Table 1 Technical parameters of single-cylinder diesel engine

試驗臺架采用 Bosch電控單體泵供油系統(tǒng)，柱塞直徑12 mm，最高噴油壓力160 MPa；CW160電力測功機(jī)由凱邁機(jī)電有限公司生產(chǎn)，最大吸收功率160 kW，最高轉(zhuǎn)速4 500 r/min，扭矩測量精度±0.2%FS；瞬態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)為Kistler公司生產(chǎn)的KiBox系統(tǒng)，其中包括進(jìn)/排氣壓力溫度傳感器、缸壓傳感器、針閥升程傳感器等，曲軸轉(zhuǎn)角分辨率為0.1°，轉(zhuǎn)速測量精度±2 r/min；CMFG010瞬時油耗儀用于測定柴油機(jī)瞬態(tài)燃油消耗，測量精度為0.12 %FS；排放污染物采集儀器為 Horiba MEXA-720 NOx分析儀和AVL 415S煙度計，NOx在0～1 000 mL/m3范圍內(nèi)測量精度為±30 mL/m3，在1 000～2 000 mL/m3范圍內(nèi)測量精度為±3%，Soot測量精度為±0.2FSN（Filter Smoke Number）。

試驗活塞采用TCD燃燒室和傳統(tǒng)ω燃燒室，主要結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示，2種燃燒室采用相同的容積以保證柴油機(jī)壓縮比不變，均采用 8孔噴油器，噴孔直徑為0.27 mm，TCD燃燒室油束夾角為145°，ω燃燒室油束夾角為150°。燃燒室尺寸和油束夾角均經(jīng)過優(yōu)化。

試驗工況為變轉(zhuǎn)速、變負(fù)荷和變過量空氣系數(shù)φ工況，如表2所示。轉(zhuǎn)速由高到低選取2 100，1 800，1 500和1 300 r/min，過量空氣系數(shù)選取柴油機(jī)工況常用值1.8，在最優(yōu)噴油提前角下比較燃燒和排放性能，在此基礎(chǔ)上選擇最大扭矩轉(zhuǎn)速1 800 r/min研究變負(fù)荷和過量空氣系數(shù)下性能變化情況。對于變負(fù)荷和過量空氣系數(shù)工況，為了凸顯不同燃燒系統(tǒng)間的性能差異以便于研究和分析，將噴油提前角減小至9°。

<1)，且各件產(chǎn)品是否為不合格品相互獨立．

表2 試驗工況Table 2 Operating conditions

試驗通過控制進(jìn)氣壓力和噴油脈寬控制進(jìn)氣量和燃油量，每個工況點下待柴油機(jī)穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)2 min后進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，功率、油耗取5次測量結(jié)果的平均值，缸壓取100個連續(xù)工作循環(huán)的平均值，NOx和Soot排放量取3次采集結(jié)果的平均值。

為比較不同燃燒系統(tǒng)的燃燒過程，分析柴油機(jī)燃燒過程滯燃期、速燃期、主燃期和后燃期4個階段的特點，以針閥開啟時刻作為滯燃期起點，瞬時放熱率起點作為速燃期起點，瞬時放熱率第一個波谷位置作為主燃期起點，缸內(nèi)平均溫度達(dá)到最高點位置作為后燃期起點，至95%累計放熱量點作為燃燒終點，由此計算各燃燒階段燃燒放熱情況[30-32]。

1.2 仿真模型與分析內(nèi)容

為進(jìn)一步探究 TCD燃燒系統(tǒng)改善燃燒和排放的機(jī)理，采用AVL Fire軟件建立柴油機(jī)三維仿真模型，并選取最大扭矩轉(zhuǎn)速1 800 r/min工況進(jìn)行研究，仿真模型選擇從進(jìn)氣門關(guān)閉時刻（上止點前123 °CA）至排氣門打開時刻（上止點后118 °CA）這一時間段進(jìn)行計算。選用的燃燒室網(wǎng)格模型如圖3所示，經(jīng)無關(guān)性檢驗選取整體網(wǎng)格尺寸為1 mm，TCD燃燒室網(wǎng)格總數(shù)為120 690個，ω燃燒室網(wǎng)格總數(shù)為105 210個。

仿真子模型選取 k-ζ-f湍流模型，Wave噴霧破碎模型，Dukowicz噴霧蒸發(fā)模型和 ECFM-3Z燃燒模型。為保證噴霧模型和燃燒模型的準(zhǔn)確性，在定容燃燒彈和試驗單缸機(jī)上完成了相應(yīng)的噴霧和燃燒測試工作，通過對比噴霧液相貫穿距、噴霧總貫穿距（含氣相）、缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率數(shù)據(jù)完成仿真模型驗證。

2 結(jié)果與分析

2.1 仿真結(jié)果與驗證

在轉(zhuǎn)速1 800 r/min，72 kW負(fù)荷工況下的模型驗證結(jié)果如圖4所示。由圖可知仿真結(jié)果與試驗結(jié)果保持較好的一致性，說明仿真模型計算結(jié)果能夠反映柴油機(jī)實際運(yùn)行情況。

2.2 轉(zhuǎn)速對燃燒和排放性能的影響

不同轉(zhuǎn)速下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率和污染物排放量變化如圖5所示。

由圖5可知，隨著轉(zhuǎn)速升高TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率先減小后增大，在 4個轉(zhuǎn)速工況下，TCD燃燒系統(tǒng)燃油消耗率均低于 ω燃燒系統(tǒng)，其中2 100 r/min下TCD燃燒系統(tǒng)燃油消耗率相比ω燃燒系統(tǒng)降幅達(dá)到最大，為 1.84%（3.8 g/kW·h），表明不同轉(zhuǎn)速下TCD燃燒系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性更好，這是因為TCD燃燒系統(tǒng)的導(dǎo)流作用能夠加速缸內(nèi)油氣混合，在高轉(zhuǎn)速大油量工況下對缸內(nèi)油氣混合的改善效果更加明顯，有利于燃油快速充分燃燒進(jìn)而降低燃油消耗率。排放性能上，TCD燃燒系統(tǒng)在不同轉(zhuǎn)速下的Soot排放量相比ω燃燒系統(tǒng)大幅降低，1 300 r/min下TCD燃燒系統(tǒng)Soot排放量相比ω燃燒系統(tǒng)降幅達(dá)到最大，為53.28%（1.213FSN），這是因為TCD燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)油氣混合質(zhì)量較好，缸內(nèi)不完全燃燒的燃油量較少，限制了Soot的生成。各轉(zhuǎn)速下TCD燃燒系統(tǒng)的 NOx排放量相比 ω燃燒系統(tǒng)均升高，1 500 r/min下TCD燃燒系統(tǒng)相比ω燃燒系統(tǒng)NOx排放量增幅最大，為16.59%（214.7 mL/m3），這是由于缸內(nèi)燃油快速燃燒導(dǎo)致溫度上升促進(jìn)了 NOx的生成，因而需要借助后處理系統(tǒng)減少NOx排放。

2 100 r/min下的TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率曲線如圖6所示。由圖6可知，TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的兩階段放熱峰值基本相同，放熱峰值點后的12~52 °CA區(qū)間內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率均高于ω燃燒系統(tǒng)，最高相差約22.2 J/°CA，而在52 °CA之后TCD燃燒系統(tǒng)瞬時放熱率低于ω燃燒系統(tǒng)，由放熱率曲線積分可得到2 100 r/min下TCD燃燒系統(tǒng)的后燃期放熱比例為23.2%，相比ω燃燒系統(tǒng)減少3.8%，表明TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃燒放熱集中，后燃燃油比例較小，這是由于 TCD燃燒系統(tǒng)在高轉(zhuǎn)速大油量工況下能夠起到良好的導(dǎo)流作用，缸內(nèi)油氣混合速率較快，燃燒持續(xù)期縮短，后燃燃油量少，有利于燃油充分燃燒從而降低Soot排放量和排氣熱量損失，提高柴油機(jī)熱效率。

2.3 負(fù)荷對燃燒和排放性能的影響

最大扭矩轉(zhuǎn)速1 800r/min不同負(fù)荷下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率和污染物排放量如圖7所示。由圖7可知，隨著負(fù)荷增大TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率先減小后增大，在4個負(fù)荷工況點下TCD燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率均低于ω燃燒系統(tǒng)，72 kW工況下TCD燃燒系統(tǒng)相比ω燃燒系統(tǒng)燃油消耗率降幅最大，為3.53%（7.0 g/kW·h），這是因為大負(fù)荷工況下TCD燃燒系統(tǒng)能夠充分發(fā)揮燃油導(dǎo)流作用，增大燃油擴(kuò)散面積從而促進(jìn)均勻混合氣的形成與燃燒，降低燃油消耗率。排放性能方面，隨著負(fù)荷的增大 NOx排放量逐漸增大而 Soot排放量逐漸減小，不同負(fù)荷下 TCD燃燒系統(tǒng)NOx排放量高于ω燃燒系統(tǒng)同時Soot排放量明顯低于ω燃燒系統(tǒng)，36 kW工況下 NOx排放量增幅最大，為26.35%（280.7 mL/m3），54 kW工況下Soot排放量降幅最大，為86.67%（2.657 FSN），這是因為TCD燃燒系統(tǒng)能夠?qū)⒂|壁燃油引導(dǎo)至遠(yuǎn)離壁面的區(qū)域進(jìn)而提高空氣利用率，緩解壁面燃油堆積帶來的燃油不完全燃燒問題，起到抑制Soot的生成和促進(jìn)Soot高溫氧化的作用，同時高燃燒速率使缸內(nèi)平均溫度升高促進(jìn)了NOx的生成。

1 800 r/min、72 kW負(fù)荷工況下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率曲線如圖8所示。由圖可知TCD燃燒系統(tǒng)的擴(kuò)散燃燒峰值略高于ω燃燒系統(tǒng)，在45 °CA前的放熱率下降段TCD燃燒系統(tǒng)瞬時放熱率高于ω燃燒系統(tǒng)，最高相差約 22.8 J/°CA，由放熱率曲線可得1 800 r/min、72 kW工況下，TCD燃燒系統(tǒng)后燃期放熱比例為22.5%，相比ω燃燒系統(tǒng)減少2.3%，表明TCD燃燒系統(tǒng)的后燃現(xiàn)象較輕，這是由于TCD燃燒系統(tǒng)相比ω燃燒系統(tǒng)具有更強(qiáng)的燃油導(dǎo)流能力，在高負(fù)荷大油量工況下能夠有效促進(jìn)油氣混合，燃油燃燒更加集中，因而有利于柴油機(jī)熱效率提高和Soot排放降低。

2.4 過量空氣系數(shù)對燃燒和排放性能的影響

最大扭矩轉(zhuǎn)速1 800 r/min不同過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率和污染物排放量變化如圖9所示。

由圖9可知隨著過量空氣系數(shù)增大TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率逐漸降低，在不同過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)對應(yīng)燃油消耗率均低于ω燃燒系統(tǒng)，過量空氣系數(shù)為1.2時TCD燃燒系統(tǒng)燃油消耗率相比ω燃燒系統(tǒng)降幅最大，為7.01%（15.8 g/kW·h），表明TCD燃燒系統(tǒng)在低過量空氣系數(shù)下經(jīng)濟(jì)性相比 ω燃燒系統(tǒng)更好，這是因為低過量空氣系數(shù)下燃油在TCD燃燒系統(tǒng)的導(dǎo)流作用下與空氣迅速，油氣混合質(zhì)量得到改善。不同過量空氣系數(shù)下 TCD燃燒系統(tǒng)對應(yīng) Soot排放量相比 ω燃燒系統(tǒng)均下降，NOx有所上升，過量空氣系數(shù)為1.6時TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)Soot排放量相比ω燃燒系統(tǒng)降幅最大，為81.28%（1.385 FSN），過量空氣系數(shù)為1.4時TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi) NOx排放量相比 ω燃燒系統(tǒng)增幅最大，為43.05%（509.4 mL/m3），這是因為 TCD燃燒系統(tǒng)能夠引導(dǎo)燃油流動和擴(kuò)散，低過量空氣系數(shù)下的缸內(nèi)濃混合氣區(qū)域減小，緩解了低過量空氣系數(shù)導(dǎo)致燃油燃燒不完全引發(fā)的熱效率下降和Soot排放問題，同時高溫促進(jìn)了缸內(nèi)NOx的生成。

1 800 r/min、過量空氣系數(shù)1.2工況下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率曲線如圖10所示。由圖10可知，2種燃燒系統(tǒng)的預(yù)混放熱峰值基本相同，在 8～45°CA區(qū)間內(nèi) TCD燃燒系統(tǒng)燃燒放熱率高于 ω燃燒系統(tǒng)，最大相差29.4 J/°CA，表明TCD燃燒系統(tǒng)擴(kuò)散燃燒速率較快，這是由于TCD燃燒系統(tǒng)的導(dǎo)流作用促進(jìn)了缸內(nèi)油氣混合，空氣利用率提高從而使燃油快速燃燒。隨著燃燒過程進(jìn)行 2種燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率逐漸下降，且TCD燃燒系統(tǒng)瞬時放熱率下降速度明顯大于ω燃燒系統(tǒng)，表明TCD燃燒系統(tǒng)燃燒放熱較為集中，由放熱率曲線可得1 800 r/min、過量空氣系數(shù)為1.2時TCD燃燒系統(tǒng)后燃期為29.0%，相比ω燃燒系統(tǒng)減小了4.6%，這是由于低過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)的導(dǎo)流作用能夠有效引導(dǎo)燃油擴(kuò)散加速油氣混合，燃燒持續(xù)期縮短，后燃燃油比例減少，因而具備更好的燃燒和排放性能。

2.5 燃燒系統(tǒng)油氣混合過程仿真結(jié)果

上述試驗結(jié)果表明，TCD燃燒系統(tǒng)在不同負(fù)荷和過量空氣系數(shù)下對燃燒和排放性能有不同程度的改進(jìn)，為進(jìn)一步研究高負(fù)荷、低負(fù)荷、高過量空氣系數(shù)和低過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)改進(jìn)缸內(nèi)燃燒過程的差異，揭示TCD燃燒系統(tǒng)促進(jìn)缸內(nèi)油氣混合的機(jī)理，選取柴油機(jī)最大扭矩轉(zhuǎn)速 1 800 r/min下的低負(fù)荷 23 kW、高負(fù)荷72 kW、低過量空氣系數(shù)1.2和高過量空氣系數(shù)2.0共4個工況進(jìn)行仿真計算，通過切片觀察燃油當(dāng)量比和速度分布情況，分析TCD燃燒系統(tǒng)在不同負(fù)荷和過量空氣系數(shù)下的油氣混合過程。

仿真計算得到1 800 r/min下不同負(fù)荷和過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)燃油當(dāng)量比分布情況如圖11和圖12所示。由圖可知，TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)油束撞壁時間早于 ω燃燒系統(tǒng)，在環(huán)狀凸起的導(dǎo)流作用下油束分別向內(nèi)外兩室發(fā)展，且在最優(yōu)油束夾角下內(nèi)室燃油略多于外室。隨著噴油過程進(jìn)行和活塞向下運(yùn)動，TCD燃燒系統(tǒng)中流入外室的燃油逐漸增多，在14 °CA下內(nèi)外室燃油比例大致相同，流入內(nèi)室的燃油經(jīng)燃燒室底部圓弧段向燃燒室中心區(qū)域擴(kuò)散，流入外室的燃油沿淺盤底面發(fā)展并碰撞側(cè)壁形成向缸蓋底面發(fā)展的射流并向缸蓋底面周圍區(qū)域擴(kuò)散，從而擴(kuò)大了燃油擴(kuò)散面積，提高了油氣混合質(zhì)量，而 ω燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油碰壁后主要沿燃燒室側(cè)壁向頂隙和燃燒室底部區(qū)域擴(kuò)散，燃油擴(kuò)散面積相比TCD燃燒系統(tǒng)較小，壁面附近燃油分布集中，因而油氣混合質(zhì)量較差，燃燒性能降低，Soot排放量增大?；钊^續(xù)下移會使油束撞擊燃燒室壁面的位置發(fā)生變化，在28 °CA下TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)油束直接撞擊淺盤側(cè)壁，在缸蓋底面附近形成大面積油氣混合區(qū)域，從而促進(jìn)了燃油燃燒，而ω燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油在28 °CA下直接進(jìn)入頂隙區(qū)域并在活塞頂面聚集，不利于均勻混合氣的形成。對比各工況燃油當(dāng)量比分布情況可知，不同負(fù)荷和過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)油氣混合質(zhì)量均優(yōu)于ω燃燒系統(tǒng)，在72 kW負(fù)荷和過量空氣系數(shù)1.2工況下TCD燃燒系統(tǒng)燃油當(dāng)量比在1附近的區(qū)域更廣，說明TCD燃燒系統(tǒng)改善油氣混合的效果更明顯，這是因為ω燃燒系統(tǒng)在高負(fù)荷工況和低過量空氣系數(shù)下附壁燃油更加集中，難以與周圍空氣快速混合形成均勻混合氣，不利于燃油快速燃燒，而TCD燃燒系統(tǒng)通過環(huán)狀凸起和淺盤側(cè)壁的導(dǎo)流作用將燃油帶離壁面并向周圍區(qū)域擴(kuò)散，能夠快速形成適合燃燒的均勻混合氣，因而相比ω燃燒系統(tǒng)油氣混合促進(jìn)效果更加明顯。

為更好地分析不同負(fù)荷和過量空氣系數(shù)下的缸內(nèi)油氣混合過程，針對燃油撞壁和噴霧終止后的缸內(nèi)速度分布進(jìn)行分析，如圖13和圖14所示。由圖可知，在8 °CA下兩燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油均發(fā)生撞壁，并在撞壁位置形成低速區(qū)，TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)的低速區(qū)出現(xiàn)在環(huán)狀凸起圓角處，速度約為 40 m/s，在凸起兩側(cè)的壁面附近存在高于100 m/s的高速流動區(qū)域，而在ω燃燒系統(tǒng)燃油撞壁區(qū)域形成了低于40 m/s的大面積低速區(qū)，表明TCD燃燒系統(tǒng)環(huán)狀凸起結(jié)構(gòu)能夠起到良好的導(dǎo)流效果，相比 ω燃燒系統(tǒng)的燃油碰壁能量損失更小，從而緩解了燃油壁面堆積和附壁燃燒問題。

在 28 °CA下活塞位置下移使油束與壁面撞擊點上移，在TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油直接撞擊淺盤側(cè)壁并形成高于20 m/s的撞壁射流，在缸蓋底部區(qū)域形成向燃燒室中心和頂隙區(qū)域擴(kuò)散的兩股燃油，從而增大了燃油擴(kuò)散面積促進(jìn)油氣混合，而ω燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油直接噴入頂隙區(qū)域并沿活塞頂面發(fā)展，頂面附近燃油速度迅速降低至20 m/s以下，表明ω燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油發(fā)展受到限制。對比各工況速度分布情況可知，在72 kW負(fù)荷和過量空氣系數(shù)1.2工況下TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油在環(huán)狀凸起的壁面導(dǎo)流作用下發(fā)展速度較快，因而相比ω燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)油氣混合質(zhì)量更好，這是因為ω燃燒系統(tǒng)中燃油直接撞擊燃燒室側(cè)壁導(dǎo)致速度下降，在壁面附近產(chǎn)生大面積低速區(qū)，減緩了油氣混合速度，而TCD燃燒系統(tǒng)的環(huán)狀凸起和淺盤側(cè)壁結(jié)構(gòu)能夠引導(dǎo)燃油沿壁面方向發(fā)展，在高負(fù)荷和低過量空氣系數(shù)工況下緩解了燃油與壁面接觸導(dǎo)致的速度下降問題，加快了油氣混合過程。

為更好地評價TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)油氣混合質(zhì)量，選擇不同燃油當(dāng)量比區(qū)間的燃油質(zhì)量比例作為評價參數(shù)，統(tǒng)計小于1，1～2，2～4和大于4共4個當(dāng)量比區(qū)間的燃油質(zhì)量占缸內(nèi)總噴油量的百分比進(jìn)行分析[33]，以ω燃燒系統(tǒng)作為對照。不同燃燒系統(tǒng)變工況下各當(dāng)量比區(qū)間的燃油質(zhì)量比例變化如圖15所示。由圖15可知，隨著油氣混合過程進(jìn)行燃油當(dāng)量比大于 1的燃油質(zhì)量先增大后減小，燃油當(dāng)量比小于1的燃油質(zhì)量比例逐漸增大，在0～30 °CA范圍內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油當(dāng)量比為2～4和大于4的燃油質(zhì)量比例明顯低于ω燃燒系統(tǒng)，這是因為TCD燃燒系統(tǒng)的環(huán)狀凸起結(jié)構(gòu)能夠引導(dǎo)撞壁燃油運(yùn)動，限制了濃混合氣區(qū)域形成，燃油發(fā)展速度更快，在過量空氣系數(shù)1.2工況下TCD燃燒系統(tǒng)燃油當(dāng)量比大于4的燃油質(zhì)量比例相比ω燃燒系統(tǒng)降幅最大，最大降幅為9.75%，這是因為低過量空氣系數(shù)下缸內(nèi)背景密度較低，噴霧貫穿速度較快，燃油在TCD燃燒系統(tǒng)的環(huán)狀凸起導(dǎo)流作用下能夠向更大區(qū)域擴(kuò)散，從而減少了濃混合氣區(qū)域的燃油量。在30～60 °CA范圍內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)相比ω燃燒系統(tǒng)燃油當(dāng)量比小于1的燃油質(zhì)量比例更高，燃油當(dāng)量比1～2的燃油質(zhì)量比例更低，在72 kW負(fù)荷工況下TCD燃燒系統(tǒng)燃油當(dāng)量比小于1的燃油質(zhì)量比例相比ω燃燒系統(tǒng)增幅最大，最大增幅為 7.45%，這是因為在高油量大負(fù)荷工況下 TCD燃燒系統(tǒng)的淺盤結(jié)構(gòu)能夠?qū)⒆脖谌加涂焖賹?dǎo)向缸蓋底面附近區(qū)域，提高了缸內(nèi)空氣利用率，因而油氣混合更加均勻，有利于緩解燃油后燃現(xiàn)象促進(jìn)燃燒。

3 結(jié) 論

1）TCD燃燒系統(tǒng)在不同轉(zhuǎn)速、負(fù)荷和過量空氣系數(shù)工況下相比傳統(tǒng) ω燃燒系統(tǒng)燃燒放熱速度更快，后燃放熱比例較低，NOx排放量上升的同時Soot排放量顯著降低，燃油消耗率最大降幅為7.01%，NOx排放量最大增幅為43.05%，Soot排放量最大降幅為86.67%；

2）TCD燃燒系統(tǒng)在高負(fù)荷和低過量空氣系數(shù)工況下改善柴油機(jī)燃燒和排放性能的效果更佳明顯；

3）TCD燃燒系統(tǒng)的環(huán)狀凸起結(jié)構(gòu)能夠?qū)⒂|壁燃油導(dǎo)向內(nèi)外兩室，促進(jìn)了燃油發(fā)展，限制了濃混合氣區(qū)域形成，0～30 °CA范圍內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)相比傳統(tǒng)ω燃燒系統(tǒng)濃混合氣區(qū)域燃油質(zhì)量比例最大降幅為9.75%；

4）TCD燃燒系統(tǒng)的淺盤結(jié)構(gòu)能夠形成向缸蓋底面發(fā)展的燃油撞壁射流，提高了空氣利用率，改善了缸內(nèi)油氣混合質(zhì)量，30～60 °CA范圍內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)相比傳統(tǒng)ω燃燒系統(tǒng)均勻混合氣區(qū)域燃油質(zhì)量比例最大增幅為7.45%。