高噴油壓力下雙層分流燃燒室性能的研究

付垚，馮立巖，田華，隆武強，冷先銀

(1.大連理工大學 能源與動力學院，遼寧 大連 116024； 2.江蘇大學 能源研究院，江蘇 鎮江 212013)

設計合理的直噴式柴油機燃燒室形狀并實現良好的油氣室匹配是提高柴油機燃油經濟性、降低污染物排放量的重要手段[1]。研究人員對直噴式柴油機燃燒室結構的改進從未停止，近年來比較典型的新燃燒室結構有天津大學的BUMP燃燒系統[2]、北京理工大學LSCS側卷流燃燒系統[3]、MSCS復合卷流燃燒系統[4]、AVL公司的凹角縮口型燃燒室[5]，這些燃燒室能夠改善缸內油氣混合，提高柴油機綜合性能。為了充分發揮直噴式柴油機過量空氣系數大的優勢，擴大燃油噴霧分布范圍，提高缸內空氣利用率，改善柴油機性能。

在一臺缸徑為135 mm的單缸四沖程自然吸氣水冷柴油機(以下簡稱單缸135柴油機)上采用雙層分流燃燒室進行了初步試驗研究，發現E2循環加權平均燃油消耗率降低10.58 g/(kW·h)，NOx排放增加2.54 g/(kW·h)[6]。基于該柴油機的雙層分流燃燒室燃油噴霧可視化研究結果顯示，噴油參數，特別是噴油壓力和噴油正時對燃燒室內燃油擴散及油氣混合過程有明顯影響[7]。文獻[8-10]研究表明提高噴油壓力可以明顯改善燃油霧化，促進油氣混合，提升柴油機性能。可見，在高噴油壓力條件下進一步優化雙層分流燃燒室結構十分重要，因此本文采用數值模擬的方法對高噴油壓力條件下雙層分流燃燒室內的油氣混合及柴油機性能進行研究。

1 雙層分流燃燒室的結構設置

圖1是直噴式柴油機雙層分流燃燒室(double-layer diverging combustion chamber，DLDC chamber)[11-12]結構簡圖，該燃燒室活塞凹坑側壁中部有一道由碰撞面和剝離面組成的碰撞臺，碰撞臺將燃燒室凹坑分為上、下2層燃燒空間。從雙層分流燃燒室與ω形燃燒室和縮口型燃燒室的型線對比圖(圖2)可見：雙層分流燃燒室活塞凹坑徑深比最大，靠近氣缸壁區域的頂隙空間最小，燃燒室內空氣率[13]最高；上止點時，雙層分流燃燒室碰撞臺恰在燃油噴霧中心線處，可以實現燃油分層流動與燃燒[14]；碰撞臺使雙層分流燃燒室的喉口直徑最小，燃油撞壁最早發生，加速油氣混合[14]。

圖2 雙層分流燃燒室與ω形燃燒室和縮口型燃燒室型線對比Fig.2 Comparison of the profiles of DLDC chamber, ω chamber and re-entrant chamber

圖1 雙層分流燃燒室結構簡圖Fig.1 Basic schematic diagram of DLDC chamber

本研究是基于單缸135柴油機開展的，應用三維CFD軟件AVL Fire分別對該柴油機采用2種雙層分流燃燒室時的額定工況進行計算。單缸135柴油機基本參數如下：進氣方式為自然吸氣；壓縮比為16；排氣量為2.15 L；缸徑為135 mm；行程為150 mm；氣門數為4;額定轉速為1 500 r/min；額定功率為14.7kW；噴油嘴參數：孔數為8、孔徑為0.16 mm、噴孔油束夾角150°；油嘴伸出高度1.4 mm； 燃油噴射系統為高壓共軌。圖3為2種雙層分流燃燒室型線，兩者凹坑容積均為105 mL，保證柴油機的壓縮比不變。A型雙層分流燃燒室喉口直徑柴油機φ70 mm，活塞凹坑深度21 mm，碰撞臺距活塞頂面4 mm；B型雙層分流燃燒室喉口直徑φ77 mm，活塞凹坑深度23.4 mm，碰撞臺距活塞頂面6.9 mm；2種燃燒室上層燃燒空間容積(圖中陰影部分)占活塞凹坑容積的比例P分別為A型燃燒室35%，B型燃燒室50%。

圖3 2個雙層分流燃燒室型線Fig.3 Profiles of the two DLDC chambers

2 計算模型與條件

柴油機缸內流動、噴霧、燃燒過程的計算模型選擇如下：湍流模型采用k-ζ-f四方程模型；噴霧破碎過程利用基于Kelvin-Helmholtz破碎模型和Rayleigh-Taylor破碎模型聯合機理的KH-RT模型進行計算；噴霧撞壁模型采用Naber-Reitz模型；油滴蒸發模型采用Dukowicz模型；油滴與壁面相互作用模型采用Walljet1模型；油滴與湍流渦團相互作用模型采用Gosman-Ioannides隨機湍流擴散模型；燃燒過程采用ECFM-3Z模型；NOx生成模型采用Zeldovich模型；soot的生成及氧化過程采用Kennedy/Hiroyasu/Magnussen模型進行計算。

單缸135柴油機噴油嘴在氣缸蓋中心正置，8個噴孔在噴油嘴上均勻分布。為節省計算資源，利用對稱性建立1/8燃燒室模型。2個雙層分流燃燒室的外圍均設置了補償容積，用以替代包括避閥坑與火力岸等在內的縫隙容積，保證計算模型壓縮比與原機一致。為滿足計算精度，進行了網格敏感性分析，分析結果顯示，2種燃燒室上止點時網格數在49 000～57 000，相應下止點時網格數范圍在87 000～95 000時，計算結果穩定。圖4為2種燃燒室上止點(top dead center，TDC)時的網格模型。數值模擬涉及的邊界條件與初始條件如下：進氣渦流比為1.2；初始壓力為0.1 MPa；初始溫度為303 K；活塞溫度為525 K；氣缸蓋溫度為425 K；氣缸壁溫度為375 K。考慮到高壓共軌噴油系統特性和AVL Fire噴油速率設置特點，采用方波替代真實的噴油速率曲線，不同噴油壓力對應的方波周期不同。

圖4 上止點時1/8雙層分流燃燒室計算模型Fig.4 1/8 sector meshes for the two DLDC chambers at TDC

圖5為單缸135柴油機額定工況缸內壓力曲線計算值與試驗值的對比，兩者吻合較好。圖6給出了3個噴油正時條件下NOx排放量和soot排放量的計算值與試驗值的對比：NOx的計算值高于試驗值，噴油正時為上止點前(before top dead center，BTDC)13°CA相對誤差最大，約為10%；soot的計算值與試驗值單位不同，噴油正時改變引起的soot變化率計算值與試驗值最大相差2.8%，這是由于污染物的生成量會受到化學反應動力學條件與物理因素的影響。盡管污染物排放量存在一定誤差，但計算結果仍能較好地預測污染物排放的相對變化，可以定性地反映該柴油機在不同噴油條件下污染物排放的變化情況。

圖5 試驗值與計算值對比Fig.5 Comparison between experimental and numerical simulation results

圖6 NOx與soot試驗值與計算值對比Fig.6 Comparison between experimental and numerical results of NOx and soot emissions

計算過程從進氣門關閉時刻132°CA BTDC開始到排氣門打開時刻上止點后(after top dead center，ATDC)120°CA結束，噴油壓力依次為110、160、200和250 MPa，噴油正時依次為13°CA BTDC，11°CA BTDC、9°CA BTDC，循環供油量78.4 mg。

3 計算結果與討論

3.1 2種雙層分流燃燒室燃油擴散與燃燒的比較

圖7和圖8分別是噴油壓力250 MPa，噴油正時13°CA BTDC和9°CA BTDC條件下，噴油開始后(after start of injection，ASOI)16°CA時，A型燃燒室內當量比和速度分布圖。可見不同燃燒空間內的燃油分布隨著噴油正時的變化有所變化。噴油正時13°CA BTDC時，活塞距上止點較遠，因此上層燃燒空間燃油進入量多，近氣缸壁的頂隙空間內燃油存在更明顯，下層燃燒空間內的燃油分布濃度與上層差異不大，燃油分布均勻度高，燃燒室內各處速度的數值差異小；噴油正時9°CA BTDC時，活塞距上止點較近，因此下層燃燒空間燃油進入量多，燃油分布濃度高，上層燃燒空間底部燃油濃度也較高，近氣缸壁的頂隙空間內沒有明顯的燃油存在，不同燃燒空間內混合氣分布差異較大，各空間底部的燃油流動速度較高。

圖7 噴油壓力250 MPa、不同噴油正時，A型燃燒室內當量比分布對比(t=16°CA ASOI)Fig.7 Comparison of equivalence ratio in the A-type DLDC chamber with 250 MPa injection pressure and different injection timings (t=16°CA ASOI)

圖8 噴油壓力250 MPa、不同噴油正時，A型燃燒室內速度分布對比(t=16°CA ASOI)Fig.8 Comparison of velocity in the A-type DLDC chamber with 250 MPa injection pressure and different injection timings (t=16°CA ASOI)

圖9是噴油壓力250 MPa，噴油正時13°CA BTDC和9°CA BTDC條件下，26°CA ASOI時，A型燃燒室內溫度分布圖。受燃油分布和流動的影響，噴油正時13°CA BTDC時的缸內溫度更高，高溫區域更大，近氣缸壁的頂隙空間內的燃燒更明顯；噴油正時9°CA BTDC時的燃油分布均勻度低且易近壁面流動，燃燒室內的溫度整體較低，但各燃燒空間底部的溫度相對高。

圖9 噴油壓力250 MPa、不同噴油正時，A型燃燒室內溫度分布對比(t=26°CA ASOI)Fig.9 Comparison of temperature in the A-type DLDC chamber with 250 MPa injection pressure and different injection timings (t=26°CA ASOI)

圖10和圖11顯示了噴油正時13°CA BTDC，噴油壓力110 MPa和250 MPa條件下，16°CA ASOI時，B型燃燒室內當量比和速度分布情況。可見提高噴油壓力加快了燃油的流動，擴大了燃油分布范圍，頂層空間特別是近氣缸壁的頂隙空間得到了更好的利用，燃燒室內混合氣均勻度高，降低了近壁面區域的燃油濃度和流動速度。

圖10 噴油正時13°CA BTDC、不同噴油壓力，B型燃燒室內當量比分布對比(t=16°CA ASOI)Fig.10 Comparison of equivalence ratio in the B-type DLDC chamber with 13°CA BTDC injection timing and different injection pressures (t=16°CA ASOI)

圖11 噴油正時13°CA BTDC、不同噴油壓力，B型燃燒室內速度分布對比(t=16°CA ASOI)Fig.11 Comparison of velocity in the B-type DLDC chamber with 13°CA BTDC injection timing and different injection pressures (t=16°CA ASOI)

圖12顯示了噴油正時13°CA BTDC，噴油壓力110 MPa和250 MPa條件下，26°CA ASOI時，B型燃燒室內溫度分布情況。可見，噴油壓力提高導致強化了燃油擴散和油氣混合，明顯提高了燃燒溫度，有利于燃燒的快速進行。

圖12 噴油正時13°CA BTDC、不同噴油壓力，B型燃燒室內溫度分布對比(t=26°CA ASOI)Fig.12 Comparison of temperature in the B-type DLDC chamber with 13°CA BTDC injection timing and different injection pressures (t=26°CA ASOI)

上述現象說明不同噴油壓力與噴油正時條件下，雙層分流燃燒室均能實現燃油噴霧的分層流動與燃燒。噴油正時的變化會使燃油與碰撞臺的接觸時刻和接觸位置發生變化，產生不同的上、下層燃油分配比例，影響油氣混合過程，提前噴油正時使更多的燃油噴霧進入上層燃燒空間，提高近氣缸壁的頂隙空間利用率，使缸內溫度更高、分布更均勻；提高燃油噴射壓力促進了燃油的擴散，提高混合氣均勻度以及近氣缸壁的頂隙空間利用率，有利于燃油的快速燃燒。

圖13和圖14是2種雙層分流燃燒室在噴油壓力160 MPa，噴油正時9°CA BTDC條件下，16°CA ASOI時，2種燃燒室內當量比和速度分布圖。B型燃燒室燃油流動速度較高，近氣缸壁的頂隙空間內有明顯的燃油存在，說明B型燃燒室較大的喉口直徑和較低的碰撞臺位置使更多的燃油進入較大的上層燃燒空間，促進了燃油的擴散，近氣缸壁的頂隙空間利用得更好；2種燃燒室活塞凹坑底部燃油濃度較高、流動速度較快，說明此處有較明顯的燃油沿壁射流，但B型燃燒室的這種區域小，燃油近壁面分布更均勻，說明B型燃燒室內油氣混合好于A型燃燒室。

圖13 噴油壓力160 MPa、噴油正時9°CA BTDC，2種燃燒室內當量比分布對比(t=16°CA ASOI)Fig.13 Comparison of equivalence ratio in the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=16°CA ASOI)

圖14 噴油壓力160 MPa、噴油正時9°CA BTDC，2種燃燒室內速度分布對比(t=16°CA ASOI)Fig.14 Comparison of velocity in the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=16°CA ASOI)

圖15是2種雙層分流燃燒室在噴油壓力160 MPa，噴油正時9°CA BTDC條件下，26°CA ASOI時，2種燃燒室內溫度分布圖。可見A型雙層分流燃燒室內油氣混合效果低導致燃燒溫度分布均勻度低，B型雙層分流燃燒室內燃油燃燒得更好。

圖15 噴油壓力160 MPa、噴油正時9°CA BTDC，2種燃燒室內溫度分布對比(t=26°CA ASOI)Fig.15 Comparison of temperature in the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=26°CA ASOI)

3.2 2種雙層分流燃燒室污染物的比較

以噴油壓力160 MPa，噴油正時9°CA BTDC為例，對2種燃燒室的NOx與soot進行對比。圖16對比了該條件下2種雙層分流燃燒室NOx生成曲線。A型雙層分流燃燒室的NOx排放高于B型雙層分流燃燒室。圖17對比了40°CA ATDC時，2種燃燒室內NOx分布。受燃油分層流動和燃燒的影響，2種燃燒室內均存在2個NOx生成區域，一個區域靠近氣缸壁的，另一個區域靠近氣缸軸線。A型燃燒室在近氣缸軸線區域的溫度較高，燃油濃度較低，故NOx生成明顯，較大的范圍和較高的濃度導致排放量高；B型燃燒室在近氣缸壁區域的溫度高，氧氣含量多，有NOx生成，但受燃燒室結構影響，分布范圍小、排放量低。可見A型燃燒室的NOx主要來自近氣缸軸線區域內燃油的燃燒，排放量高；B型燃燒室的NOx主要來自近氣缸壁區域內燃油的燃燒。

圖16 噴油壓力160 MPa、噴油正時9°CA BTDC，2種燃燒室NOx生成曲線Fig.16 NOx production curves of the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing

圖17 噴油壓力160 MPa、噴油正時9°CA BTDC，2種燃燒室內NOx分布對比(t=40°CA ATDC)Fig.17 NOx comparison of the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=40°CA ATDC)

圖18對比了該條件下2種雙層分流燃燒室soot生成曲線。圖19對比了40°CA ATDC時，2種燃燒室內soot分布。A型雙層分流燃燒室的soot排放高于B型燃燒室，且主要分布在靠近氣缸軸線的區域。B型燃燒室內soot主要分布在2個區域，分別位于近氣缸壁處和距氣缸軸線1/4缸徑處。氣缸壁附近的soot濃度較高，分布范圍小；距氣缸軸線1/4缸徑處的soot濃度較低，分布范圍大。結合前文，距氣缸軸線1/4缸徑處的燃燒溫度較低導致了soot的產生，近氣缸壁區域的燃油濃度過高是導致此處soot產生的主要原因。此外，A型燃燒室soot主要來自近氣缸軸線區域內燃油的燃燒，高濃度范圍大，排放量高；B型燃燒室soot排放主要來自近氣缸壁區域內燃油的燃燒。

圖19 噴油壓力160 MPa、噴油正時9°CA BTDC，2種燃燒室內soot分布對比(t=40°CA ATDC)Fig.19 Soot comparison of the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing (t=40°CA ATDC)

圖18 噴油壓力160 MPa、噴油正時9°CA BTDC，2種燃燒室內soot生成曲線Fig.18 Soot production curves of the two chambers with 160 MPa injection pressure and 9°CA BTDC injection timing

綜上，A型燃燒室NOx和soot主要由擴散至近氣缸軸線區域的燃油燃燒產生，B型燃燒室的NOx和soot主要是由擴散至近氣缸壁區域的燃油燃燒產生。采用較低的碰撞臺位置，較大的喉口直徑以及較大的上層燃燒空間，有利于降低污染物排放量。

3.3 2種雙層分流燃燒室性能的比較

圖20顯示了不同噴油正時和噴油壓力條件下2種燃燒室的平均指示壓力(indicated mean effective pressure，IMEP)、NOx和soot排放的對比。本文的模擬計算從進氣門關閉時刻開始至排氣門開啟時刻結束，故文中IMEP僅由高壓循環部分構成，忽略了壓力差異較小的低壓循環部分，以相對變化值做定性判斷。

圖20(a)顯示隨著噴油壓力的提高、噴油正時的提前，2種雙層分流燃燒室的IMEP增大。圖20(b)、(c)顯示隨著噴油正時的提前、噴油壓力的提高，2種雙層分流燃燒室的NOx排放增加、soot排放降低。這是因為提高噴油壓力促進了燃油霧化，改善了油氣混合過程，噴油正時提前有利于燃油與空氣充分混合，因此2種燃燒室的IMEP增大，NOx排放增多而soot排放減少。相同噴油參數時，B型燃燒室的燃油擴散得更快，燃油分布和燃燒溫度分布得更均勻，故其IMEP高于A型燃燒室，NOx和soot排放低于A型燃燒室，綜合性能更優。

4 結論

1)不同噴油參數條件下，2種雙層分流燃燒室內的燃油均能分層流動與燃燒，說明碰撞臺對燃油噴射參數具有較好的適應性；噴油參數的改變會使燃油與碰撞臺接觸時刻和位置不同，影響缸內的油氣混合過程。

2)較高的噴油壓力能夠擴大燃油噴霧分布范圍，使雙層分流燃燒室近氣缸壁的頂隙空間得以更好的利用。

3)較早的噴油正時可使更多的燃油進入上層燃燒空間，有利于充分利用雙層分流燃燒室近氣缸壁的頂隙空間，提高燃燒室內的空間利用率。

4)較大的吼口直徑和較低的碰撞臺使更多的燃油進入上層燃燒空間，較大的上層燃燒空間有利于近氣缸壁頂隙空間的利用，改善缸內混合氣。因此相較于A型雙層分流燃燒室，B型雙層分流燃燒室的動力性高，燃油經濟性好，污染物排放少。