甲醇缸內直噴復合導流分層燃燒系統的優化研究

摘 要：綜合缸內直噴發動機壁面引導、噴霧引導和氣流引導分層燃燒系統的特點，在一臺柴油機改造的火花點火發動機上，開展了甲醇缸內直噴復合導流分層燃燒的研究，對影響燃燒系統性能的導流面位置、火花塞伸出缸蓋的距離、渦流比、供油提前角、點火提前角、噴油器啟噴壓力、噴油嘴形式等主要參數進行了優化。優化后的甲醇發動機可以實現過量空氣系數為2.23的分層燃燒，在1500r/min時扭矩為135N·m(是同工況下原柴油機的65.5％)，熱效率達到29.7％，較好地實現了分層燃燒系統的優化匹配。

關鍵詞：缸內直噴；復合導流；分層燃燒；甲醇發動機

中圖分類號：TK464 文獻標志碼：A 文章編號：0253-987X(2008)01-0027-05

缸內直噴(GDI)發動機的燃燒系統設計，需要將燃油噴射、氣流運動和燃燒室形狀三者之間進行合理的優化配合，根據混合氣形成的方式不同，GDI發動機主要分為壁面引導、噴霧引導、氣流引導三種燃燒系統，壁面引導方式噴油器和火花塞的布置比較靈活，可避免沾濕火花塞，噴霧變形對循環變動影響較小，因此目前應用較多，但壁面引導中噴霧濕壁導致的燃燒室凹坑油膜會產生大量未燃HC和碳煙，噴霧引導在降低排放和油耗方面表現出很大的潛力，但火花塞與油束之間的距離過近，噴油正時與點火正時間隔太短，很容易影響著火的穩定性，同時火花塞容易被液態燃油沾濕而造成積炭和點火困難，氣流引導主要靠缸內有組織的氣流運動與油束的相互作用在火花塞周圍形成可燃混合氣，但氣流運動的組織是此類燃燒系統設計的一個難點。

西安交通大學采用火花塞助燃法，開發了國內首臺周向分層(DICSC)燃燒系統的靈活燃料發動機，將醇類燃料應用于缸內直噴發動機上，綜合缸內直噴發動機壁面引導、噴霧引導、氣流引導分層燃燒系統的特點和甲醇燃料的優點，借鑒DICSC系統，本文在一臺四缸柴油機上研究開發了一種采用火花點火、缸內直噴、復合導流分層燃用甲醇的燃燒系統。

1 試驗裝置

試驗用火花點火缸內直噴式甲醇發動機由4102QB型柴油機改裝而成，參數見表1，主要調整如下：增加火花點火系統；由于燃燒是以火焰傳播方式進行的，故不需要原柴油機那樣高的渦流比，除采用低渦流比的缸蓋外，還在進氣道中加裝擾流片來獲得不同的進氣渦流；燃燒室設計為斜坡碗型，壓縮比降至14；甲醇的熱值比柴油低，為了恢復原機功率水平，需增加循環供油量，但受原機高壓油泵安裝空間位置的限制，油泵柱塞直徑從9mm只能增大到10mm；為使火花塞周圍能形成理想的分層混合氣，設計加工了不同孔數、孔徑及油束夾角的噴油嘴；為使燃油在缸內有較長的時間蒸發混合，通過優化試驗，供油提前角θ_fd從上止點前14°提前到上止點前30°～40°；靜態點火提前角o，確定在上止點前13°～20°范圍進行匹配研究。

2 缸內直噴復合導流分層燃燒系統

缸內直噴復合導流分層燃燒系統如圖1所示(圖中：θ為噴霧錐角；φ為油束中心向火花塞偏斜的角度；β為油束1與火花塞之間的周向夾角；ψ為油束1與缸蓋的夾角)，試驗設計使用了不同孔徑、孔數和噴油夾角的多孔油嘴，在壓縮沖程后期將甲醇直接噴人氣缸，借助燃燒室導流面和進氣渦流的引導以及噴霧射流的共同作用，將可燃混合氣引向火花塞，使火花塞附近的混合氣較濃，燃燒室其他部分的混合氣較稀，從而形成易于點燃和火焰傳播的分層混合氣。

燃燒系統中的混合氣濃度分布隨著發動機工況變化而改變，故只有對噴霧特性、燃燒室形狀、渦流比、噴油時刻和點火時刻等參數進行嚴格控制和優化匹配，才能保證該燃燒系統可靠點火并順利進行火焰傳播。

3 燃燒系統主要參數優化

在不同工況下，以熱效率為評價指標，分別對導流面位置、火花塞伸出缸蓋的距離、渦流比、供油提前角、點火提前角、噴油器啟噴壓力、噴油嘴形式等影響燃燒系統性能的主要參數進行優化，初始的優化試驗表明：當火花塞伸出缸蓋的距離為4.5mm、噴油器啟噴壓力為14MPa時，發動機的熱效率最高，點火提前角以獲得發動機的最大扭矩為準，進行動態調整。

3．1 導流面位置的優化

受缸蓋可加工火花塞孔空間的限制，火花塞的位置可變裕度較小，數值模擬計算結果表明(見圖2)，當燃燒室的直徑d_k為70mm、燃燒室的深度h_k為15mm、導流面的高度h為13mm、導流面的角度∠A為50°、導流面與燃燒室中心的夾角∠B為32°、導流面位于火花塞順渦流方向的上游(見圖3)時，發動機工作穩定性好，熱效率高。

圖4為上止點前20°時(θ_fd為上止點前35°)，利用KIVA-3V程序對缸內軸向截面上氣流運動進行的數值模擬，由圖4a可看出：在進氣渦流的作用下。氣缸內形成的是規則的周向氣流運動，在活塞運動的干擾下，旋轉運動的強度隨著與缸蓋距離的增加而減小，在導流面的上部，即截面到燃燒室底面的距離(活塞在下止點)z=12.20cm截面以上，氣流運動幾乎沒有受到導流面的影響，渦流運動以燃燒室軸線為中心，向外逐漸增強，而在導流面所處的截面上，由于導流面的影響，氣流運動的方向已發生了明顯的改變，但氣流的方向并沒有在整個導流面上都向氣缸上部偏轉，在靠近燃燒室壁面的部位，氣流會沿著導流面向上運動，而在靠近燃燒室中心的范圍內，氣流由于受到導流面的阻擋而變向，流向了燃燒室的中心，這種現象在z＝11.80cm的截面上表現得比較明顯。在導流面的背面，由于受到導流面的阻擋，氣流運動的強度明顯減弱。當有燃油噴人氣缸時(見圖4b)，由于燃油對空氣的引射作用，缸內出現了明顯的湍流運動，空氣的卷吸會促進燃油的破碎、霧化并與空氣混合，但氣流在導流面上向2個方向分散運動的特點可能會導致可燃混合氣在徑向分布上的斷層，從而影響火焰的連續傳播，而將導流面設計在火花塞順渦流方向的上游，既可以利用導流面對空氣的阻擋作用保證點火的可靠性，又可以避免因可燃混合氣斷層而使火焰無法連續傳播。

3．2 渦流比(Ω)的優化

優化試驗所用噴油嘴為6，直徑為0.27mm，β為20°，ψ為15°；供油提前角為上止點前36°，發動機轉速為1500r/min，油門開度最大。

由圖5可見，進氣渦流運動對于混合氣的穩定分層起重要作用：同一轉速下渦流比過大或過小都會使發動機的熱效率下降，渦流比太大會導致火花塞附近的氣流運動太強，易吹滅火核，增加循環變動和失火率，渦流比太小則會造成油氣混合與分層不良，發動機的熱效率下降，在圖5所示工況下，渦流比為1.1時，發動機的熱效率最高。

3．3 供油提前角的優化

為使甲醇噴霧既有較充分的時間與空氣混合形成良好的分層混合氣，同時又能在適當的時刻將分層混合氣輸送到火花塞間隙，供油(噴油)提前角至關重要，過大的供油提前角會引起混合氣過稀，推遲噴油又可能無法形成分層混合氣，在圖6所示工況下，供油提前角為上止點前36°時，發動機的熱效率最高。

3．4 噴油嘴形式的優化

根據甲醇的物化特性，結合前期的甲醇噴霧試驗，設計加工了不同型式的噴油嘴共計14組，孔數為6，主要參數見表2，不同形式的噴油嘴對發動機熱效率的影響如圖7所示，從圖7a可以看出，對于噴霧錐角相同的噴油嘴，大孔徑要比小孔徑對應的熱效率高，這是由于小孔徑的噴油嘴油束貫穿距離不夠，不能充分利用燃燒室內的空氣，導致混合氣形成不良，從圖7a還可以看出，噴油嘴噴霧錐角為80°時要比噴霧錐角為90°時對應的熱效率低，其原因可能是由于噴霧錐角減小時，相鄰油束之間的重疊角變大，混合氣容易出現過濃區域所致。

圖7b所示是孔徑和噴霧錐角相同、噴油角度不同的幾種噴油嘴所對應的發動機熱效率，從圖7b可以得出，8號噴油嘴對應的熱效率要明顯高于其他幾種噴油嘴，因此選用8號噴油嘴進行發動機的性能試驗。

4 甲醇發動機的稀燃能力

良好的分層燃燒能力是GDI發動機在部分負荷時經濟性提高的保證，由圖8可見，隨著負荷的變化，發動機過量空氣系數φ。在1.58～2.23范圍內變化，說明本文設計的燃燒系統經過參數優化后，較好地解決了著火可靠性問題，在寬廣的轉速和負荷范圍內，能保證可燃混合氣正常點燃和火焰穩定傳播，通過分層燃燒的方式實現了發動機在部分負荷時燃用稀薄混合氣，進而提高了發動機的經濟性。

5 甲醇發動機的熱效率

由圖9可以看出：甲醇發動機的熱效率在不同轉速下都是隨負荷的增加而逐漸增大的，甲醇的低熱值僅為柴油的46.4％，受原機高壓油泵循環供油量的限制，甲醇發動機的動力性低于原機，熱效率未能恢復到原機水平，但仍保持了較高水平，在1500r/min時扭矩為135N·m(是同工況下原柴油機的65.5％)，此時發動機熱效率達到29.7％，高于一般汽油機水平。

理論計算表明，不考慮泄漏、回油損失等因素，當甲醇發動機的供油量為原機的2.28倍時，可達到與原機一樣的輸出功率，可以預測，若換用大供油量的高壓油泵，甲醇發動機的動力性有望達到或超過原機水平，而發動機的熱效率有望達到原機水平。

6 結 論

(1)本文開發了甲醇缸內直噴復合導流分層燃燒系統，將影響燃燒系統性能的導流面位置、火花塞伸出缸蓋的距離、渦流比、供油提前角、點火提前角、噴油器啟噴壓力、噴油嘴形式等主要參數優化后，甲醇發動機在寬廣的轉速和負荷范圍內能穩定運轉。

(2)甲醇發動機可以實現過量空氣系數為2.23的分層燃燒，有較強的稀燃能力。

(3)在轉速為1500r/min時甲醇發動機扭矩為135N·m(是同工況下原柴油機的65.5％)，此時熱效率達到29.7％，表明分層燃燒具有提高甲醇缸內直噴發動機動力經濟性的巨大潛力。

(編輯 王煥雪)