摘要： 為了提高高強(qiáng)化單缸柴油機(jī)燃燒室內(nèi)空氣利用率、優(yōu)化油氣混合過(guò)程，設(shè)計(jì)了臺(tái)階型和斜錐型縮口燃燒室，通過(guò)試驗(yàn)方法得到喉口直徑對(duì)燃燒過(guò)程的影響規(guī)律?？趶綖?2 mm的臺(tái)階型縮口燃燒室能夠在過(guò)量空氣系數(shù)1.5～1.7條件下達(dá)到平均有效壓力（BMEP）為2.6 MPa的目標(biāo)，并具有較低的油耗、排溫和煙度，燃燒持續(xù)期短；在相同BMEP（2.6 MPa）下，斜錐型縮口燃燒室比臺(tái)階型縮口燃燒室具有更低的油耗、排溫和最高燃燒壓力，放熱速率更快、燃燒持續(xù)期更短。

關(guān)鍵詞： 高強(qiáng)化柴油機(jī)；燃燒過(guò)程；燃燒室；結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

DOI： 10.3969/j.issn.1001-2222.2024.04.004

中圖分類(lèi)號(hào)： TK423.2文獻(xiàn)標(biāo)志碼： B文章編號(hào)： 1001-２２２２（２０24）０4-００24-０7

面對(duì)日益嚴(yán)苛的排放和油耗法規(guī)的要求，車(chē)用發(fā)動(dòng)機(jī)正朝小型強(qiáng)化（Downsize）方向發(fā)展。該概念的實(shí)質(zhì)是，通過(guò)功率密度強(qiáng)化，用小排量發(fā)動(dòng)機(jī)取代大排量發(fā)動(dòng)機(jī)，裝備在相同質(zhì)量級(jí)別的車(chē)輛上，整車(chē)的質(zhì)量減輕、摩擦損失減少、熱量損失減少，且常用運(yùn)行工況偏向較高負(fù)荷的低比油耗區(qū)域［1-10］。大眾汽車(chē)公司［11］多年來(lái)一直在開(kāi)展缸內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)、燃油噴霧特性、油氣快速混合等方面的研究工作，并將其研究成果應(yīng)用于產(chǎn)品開(kāi)發(fā)。2015年針對(duì)歐六排放標(biāo)準(zhǔn)開(kāi)發(fā)了帕薩特2.0 L TDI轎車(chē)柴油機(jī)，其升功率已達(dá)88 kW/L，額定轉(zhuǎn)速4 000 r/min，采用噴油壓力250 MPa的高壓共軌燃油系統(tǒng)、高壓壓比和低壓壓比分別為1.5和3.8的二級(jí)增壓系統(tǒng)，最高燃燒壓力控制在18 MPa以?xún)?nèi)。法國(guó)IFP研究所［12-13］在最高燃燒壓力不超過(guò)20 MPa的情況下獲得了90 kW/L的功率密度，在煙度≤3.0 FSN限值下過(guò)量空氣系數(shù)可以降低到1.18，大幅提高了油氣混合的質(zhì)量。德國(guó)FEV發(fā)動(dòng)機(jī)咨詢(xún)公司［14-15］開(kāi)發(fā)的高效燃燒系統(tǒng)（HECS）柴油機(jī)樣機(jī)，采用壓比為3.8的單級(jí)VGT增壓器，噴油壓力為200 MPa，最高燃燒壓力控制在20 MPa，在轉(zhuǎn)速4 800 r/min時(shí)升功率達(dá)到105 kW/L，隨后又在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了功率優(yōu)化，開(kāi)發(fā)了HECS-P燃燒系統(tǒng)，功率密度達(dá)到了115 kW/L。

為了提高升功率，空燃比必須降低，過(guò)量空氣系數(shù)將由通常的1.8～2.0減小到1.5～1.6，此時(shí)，缸內(nèi)流動(dòng)和燃燒室設(shè)計(jì)必須以提高空氣利用率為目標(biāo)。燃燒室形狀設(shè)計(jì)［16-21］對(duì)于以擴(kuò)散燃燒方式為主的柴油機(jī)至關(guān)重要［22-23］。首先，燃燒室為燃油噴霧提供了擴(kuò)展的空間，在這個(gè)空間內(nèi)，高速?lài)婌F與空氣運(yùn)動(dòng)之間的巨大速度差造成了強(qiáng)烈的空氣卷吸運(yùn)動(dòng)，促進(jìn)油霧的早期蒸發(fā)與混合；噴霧的貫穿距離通常大于燃燒室空間，造成了噴霧撞壁，撞壁區(qū)唇口形狀、撞壁落點(diǎn)以及撞壁后形成的油霧二次反彈等對(duì)油氣混合造成很大的影響。其次，燃燒室凹坑形狀對(duì)缸內(nèi)流動(dòng)影響也很大，不僅加強(qiáng)了壓縮終了渦流的強(qiáng)度，而且形成一定的擠流運(yùn)動(dòng)，對(duì)油氣混合有一定影響；尤其是燃油停噴以后，缸內(nèi)噴霧動(dòng)量的影響消失，這些流動(dòng)對(duì)燃燒后期的油氣混合作用得到彰顯，可以改善后期的燃燒過(guò)程。李向榮等［24］通過(guò)對(duì)一臺(tái)缸徑為132 mm的柴油機(jī)進(jìn)行雙卷流燃燒室的參數(shù)化設(shè)計(jì)，找到了最佳的燃燒室設(shè)計(jì)參數(shù)，使油氣混合更加均勻，缸內(nèi)空氣利用率更高，在轉(zhuǎn)速1 100～2 100 r/min的大負(fù)荷工況下，油耗、煙度、排溫顯著降低。王錫斌等［25］對(duì)一臺(tái)105 mm缸徑柴油機(jī)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，在轉(zhuǎn)速2 800 r/min下開(kāi)展了縮口燃燒室和直口燃燒室對(duì)缸內(nèi)氣體流場(chǎng)影響研究，結(jié)果顯示：縮口燃燒室可提高上止點(diǎn)附近缸內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)速度，并且能在更寬的曲軸轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)維持較高的氣流速度；在壓縮期間渦流轉(zhuǎn)速提高，并且形成強(qiáng)烈的擠流運(yùn)動(dòng)，在燃燒期間形成強(qiáng)烈的逆擠流，促進(jìn)混合和燃燒；而直口燃燒室內(nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)相對(duì)較弱。袁野等［26］對(duì)某高速直噴柴油機(jī)燃燒室進(jìn)行了多維仿真計(jì)算，仿真計(jì)算中選取了最適合柴油機(jī)的模型參數(shù)，研究了燃燒室形狀和噴孔結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的匹配規(guī)律；建立了缸內(nèi)平均湍流混合速率、燃油蒸發(fā)質(zhì)量分?jǐn)?shù)方差的中間特征參數(shù)，同時(shí)詳細(xì)分解了柴油機(jī)燃燒室形狀與噴孔結(jié)構(gòu)間的耦合作用機(jī)制。結(jié)果表明，對(duì)于所研究的機(jī)型，隨著喉口直徑的減小，擠流速度增大，預(yù)混過(guò)程好，燃燒速度快，后期擴(kuò)散燃燒過(guò)程階段放熱更均勻。M. Wen等［27］對(duì)高強(qiáng)化柴油機(jī)燃燒室進(jìn)行了參數(shù)化研究，結(jié)果表明：ω型燃燒室有7個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)，其中3個(gè)參數(shù)是獨(dú)立參數(shù)，即喉口直徑、縮口角度、縮口深度，其中喉口直徑對(duì)高強(qiáng)化柴油機(jī)預(yù)混和擴(kuò)散燃燒階段影響最為明顯，且在進(jìn)氣壓力和噴油量不變條件下，存在最優(yōu)喉口直徑使高強(qiáng)化柴油機(jī)達(dá)到最高功率，而縮口角度及深度影響較小。

因此為了提高高強(qiáng)化柴油機(jī)燃燒室內(nèi)空氣利用率、優(yōu)化油氣混合過(guò)程，燃燒室的設(shè)計(jì)就顯得尤為重要，本研究針對(duì)以上問(wèn)題創(chuàng)新設(shè)計(jì)了臺(tái)階型和斜錐型縮口燃燒室，并對(duì)其燃燒過(guò)程的影響開(kāi)展了研究。

1臺(tái)階型和斜錐型燃燒室定義

本研究基于高強(qiáng)化柴油機(jī)燃燒過(guò)程特點(diǎn)，創(chuàng)新性地設(shè)計(jì)了臺(tái)階型縮口燃燒室和斜錐型縮口燃燒室。臺(tái)階型縮口燃燒室在壓縮末期能夠在凹坑內(nèi)產(chǎn)生較強(qiáng)的擠流運(yùn)動(dòng)，促進(jìn)油束的蒸發(fā)、霧化和混合；臺(tái)階型唇口結(jié)構(gòu)能夠?qū)⒆矒舸娇诘挠褪峙涑缮舷聝刹糠?，下部的油束在噴霧動(dòng)量和擠流作用下卷入凹坑與空氣混合，上部的油束經(jīng)過(guò)臺(tái)階的二次導(dǎo)流，將油霧擴(kuò)散到活塞頂隙空氣更充分的區(qū)域，提高活塞頂隙的空氣利用率，并且避免油霧沿活塞頂面進(jìn)入活塞與缸套的側(cè)隙中，減少炭煙和HC排放，提高燃燒效率。斜錐型縮口燃燒室是對(duì)臺(tái)階型縮口燃燒室的唇口形狀進(jìn)行局部改進(jìn)設(shè)計(jì)而來(lái)，從圖1所示斜錐型縮口燃燒室的示意圖可見(jiàn)，斜錐型與臺(tái)階型燃燒室的差別主要是，唇口為斜錐面，且與活塞頂面直接銜接，無(wú)明顯的臺(tái)階型結(jié)構(gòu)，以期提高唇口處的空氣利用率。兩種燃燒室的主要參數(shù)有喉口直徑D、縮口角β、縮口深度h等。因縮口角和深度對(duì)燃燒過(guò)程影響較?。?7］，因此燃燒室試驗(yàn)主要針對(duì)喉口直徑開(kāi)展，試驗(yàn)燃燒室的參數(shù)范圍如表1所示。

開(kāi)展燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)高強(qiáng)化柴油機(jī)燃燒過(guò)程影響的試驗(yàn)研究，具體包括：基于3種口徑的臺(tái)階型縮口燃燒室開(kāi)展不同口徑燃燒室對(duì)燃燒過(guò)程影響的試驗(yàn)，基于優(yōu)選的臺(tái)階型燃燒室和相同口徑的斜錐型燃燒室開(kāi)展對(duì)比試驗(yàn)。試驗(yàn)?zāi)康囊皇欠治霾煌趶饺紵覍?duì)燃燒過(guò)程的影響規(guī)律，二是對(duì)比不同類(lèi)型燃燒室以期得到最優(yōu)綜合性能。

2試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)方法

2.1試驗(yàn)裝置

發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)見(jiàn)表2，發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架和測(cè)量系統(tǒng)設(shè)置示意圖見(jiàn)圖2。發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸蓋采用4氣門(mén)結(jié)構(gòu)，噴油器垂直安裝在缸蓋中央，兩個(gè)頂置凸輪軸分別驅(qū)動(dòng)進(jìn)氣門(mén)和排氣門(mén)；共軌燃油系統(tǒng)的高壓油泵由一個(gè)單獨(dú)的電機(jī)驅(qū)動(dòng)，共軌壓力為180 MPa，燃料流量由安裝在高壓燃油泵和柴油油箱之間的燃料流量計(jì)測(cè)量。高壓氣源由一臺(tái)外源空氣壓縮機(jī)提供，經(jīng)過(guò)管道引入單缸柴油機(jī)試驗(yàn)室的穩(wěn)壓箱，在穩(wěn)壓箱中設(shè)置壓力傳感器和壓力閉環(huán)控制系統(tǒng)，以調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)所需的進(jìn)氣壓力；在穩(wěn)壓箱中還設(shè)置了加熱器和溫度閉環(huán)控制系統(tǒng)，以調(diào)節(jié)進(jìn)氣溫度。在發(fā)動(dòng)機(jī)排氣管上安裝一個(gè)錐形閥門(mén)，以調(diào)節(jié)排氣背壓，模擬整機(jī)渦輪前壓力。進(jìn)氣流量采用ABB渦街流量計(jì)測(cè)量，進(jìn)排氣管瞬時(shí)壓力采用壓阻式壓力傳感器測(cè)量。氣缸壓力由Kistler壓電晶體壓力傳感器測(cè)量，曲軸轉(zhuǎn)角的采樣分辨率為0.5°，采用內(nèi)部自制的Labview數(shù)據(jù)采集和燃燒分析系統(tǒng)可以在線(xiàn)顯示氣缸壓力、壓升率、燃燒持續(xù)期、放熱速率等燃燒特性。采用電力測(cè)功機(jī)測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩，它還用來(lái)進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)倒拖和起動(dòng)。

2.2試驗(yàn)方案

不同燃燒室對(duì)燃燒過(guò)程影響的試驗(yàn)方案見(jiàn)表3。優(yōu)選喉口直徑分別為70 mm，72 mm，74 mm的3種臺(tái)階型燃燒室和喉口直徑為72 mm的斜錐型燃燒室，圖3給出了燃燒室照片。選用渦流比為0的直氣道和噴孔數(shù)為10的噴油器組成燃燒系統(tǒng)。試驗(yàn)在3 800 r/min、平均有效壓力（BMEP）目標(biāo)2.6 MPa工況點(diǎn)下進(jìn)行，試驗(yàn)中保持相同的進(jìn)氣壓力、噴油壓力及噴油脈寬，即噴油量不變，進(jìn)氣溫度均為60 ℃。試驗(yàn)中的最高燃燒壓力控制在22 MPa，按照BMEP最大的原則調(diào)整噴油提前角，但當(dāng)氣缸壓力超過(guò)22 MPa時(shí)則適當(dāng)推后噴油相位。

3臺(tái)階型燃燒室對(duì)燃燒過(guò)程特征參數(shù)的影響分析

3.1對(duì)宏觀(guān)性能參數(shù)的影響

3種不同口徑燃燒室的BMEP、燃油消耗率、排氣溫度和煙度的對(duì)比分別見(jiàn)圖4至圖7。在發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速3 800 r/min時(shí)，試驗(yàn)設(shè)置的進(jìn)氣壓力420 kPa，440 kPa和460 kPa分別對(duì)應(yīng)過(guò)量空氣系數(shù)1.53，1.6和1.71。從圖4可以看出，3種不同口徑燃燒室在最高進(jìn)氣壓力下，即最大過(guò)量空氣系數(shù)下BMEP均最高，在最高燃燒壓力限制在22 MPa的條件下，口徑為72 mm的A2燃燒室在3個(gè)過(guò)量空氣系數(shù)下都達(dá)到了2.6 MPa的目標(biāo)BMEP，其中進(jìn)氣壓力460 kPa（過(guò)量空氣系數(shù)1.71）時(shí)，BMEP達(dá)到最大值2.63 MPa。

從圖5中可以看出，口徑為74 mm燃燒室方案A1的燃油消耗率比另外兩個(gè)燃燒室方案的燃油消耗率高，而對(duì)于同一燃燒室，在進(jìn)氣壓力460 kPa下的燃油消耗率均比其他兩個(gè)進(jìn)氣壓力下的燃油消耗率低；其中，口徑為72 mm的A2燃燒室的最低燃油消耗率為254 g/（kW·h），口徑為70 mm的A3燃燒室的最低燃油消耗率為250.8 g/（kW·h）。

從圖6中可以看出，3個(gè)燃燒室方案下的排氣溫度均小于750 ℃，滿(mǎn)足該高強(qiáng)化柴油機(jī)對(duì)排氣溫度的限值要求。對(duì)于同一燃燒室方案，排氣溫度隨進(jìn)氣壓力的減?。ㄟ^(guò)量空氣系數(shù)降低）而單調(diào)遞增，這是因?yàn)殡S過(guò)量空氣系數(shù)降低，燃燒過(guò)程惡化，后燃增加；在同一進(jìn)氣壓力下，排氣溫度隨燃燒室口徑的增加而增加。A2和A3燃燒室的排氣溫度較低，3個(gè)進(jìn)氣壓力下的平均排氣溫度比A1燃燒室分別減少14 ℃和26 ℃。

從圖7中可以看出，對(duì)于同一燃燒室方案，煙度隨進(jìn)氣壓力減小而增加；對(duì)于同一進(jìn)氣壓力（過(guò)量空氣系數(shù)），煙度值隨燃燒室口徑的增加而增加。A2、A3燃燒室比A1燃燒室在3個(gè)進(jìn)氣壓力下的平均煙度值分別減少1.09 FSN和1.44 FSN。

綜合以上分析結(jié)果可知，口徑為72 mm的A2臺(tái)階型燃燒室的BMEP最大，燃油消耗率、排氣溫度、炭煙排放等指標(biāo)也較好，因此該燃燒室綜合性能指標(biāo)最優(yōu)。

3.2對(duì)放熱特征的影響

3種燃燒室在460 kPa進(jìn)氣壓力下的氣缸壓力及放熱率曲線(xiàn)見(jiàn)圖8。由圖可見(jiàn)，A3燃燒室氣缸壓力和放熱率在燃燒初期上升最快，但達(dá)到最大值后下降速率也快；A2燃燒室具有最大的放熱率。

3種燃燒室在460 kPa進(jìn)氣壓力下的放熱相位特征如圖9所示，圖中CA5、CA50和CA90分別表示累計(jì)放熱5%，50%和90%所對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，燃燒持續(xù)期是指CA5至CA90對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。由圖可以看出，A1燃燒室的放熱始點(diǎn)（CA5）均較其他幾種燃燒室靠后約1°曲軸轉(zhuǎn)角，同時(shí)放熱重心（CA50）和放熱終點(diǎn)（CA90）也均靠后約2°，說(shuō)明A1燃燒室燃燒放熱較慢；A2、A3燃燒室放熱重心和放熱終點(diǎn)均靠前，主燃燒持續(xù)期分別比A1燃燒室縮短了1.9°和0.5°；A2燃燒室的放熱規(guī)律更加理想，燃燒持續(xù)期比A3燃燒室縮短了1.4°。

3.3對(duì)噴油器凸出高度的適應(yīng)性分析

在發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒系統(tǒng)工程開(kāi)發(fā)中，希望燃燒室對(duì)噴油器凸出高度不太敏感，以減少?lài)娪推餮b配誤差帶來(lái)的燃燒系統(tǒng)惡化，因此針對(duì)燃燒室對(duì)噴油器凸出高度的敏感性進(jìn)行3種燃燒室方案匹配不同噴油器凸出高度對(duì)比試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖10。從圖中可以看出，隨著噴油器凸出高度的變化，A1燃燒室的油耗、排溫、煙度等主要性能參數(shù)變化幅度相對(duì)較大，其中燃油消耗率變化幅度達(dá)到16 g/（kW·h），煙度變化幅度達(dá)到2.8 FSN；A2和A3燃燒室各參數(shù)變化幅度相對(duì)較小，其中噴油器凸出高度為2.0～2.5 mm時(shí)各參數(shù)數(shù)值較低。因此A1燃燒室對(duì)噴油器凸出高度敏感度較大，A2和A3對(duì)噴油器凸出高度敏感度較小。

3.4臺(tái)階型和斜錐型燃燒室對(duì)比試驗(yàn)

選喉口直徑為72 mm的斜錐型燃燒室，在額定轉(zhuǎn)速3 800 r/min、目標(biāo)BMEP為2.6 MPa工況下進(jìn)行燃燒試驗(yàn)，采用相同的進(jìn)氣壓力和噴油設(shè)置（見(jiàn)表3），最高燃燒壓力的限值為22 MPa，并將試驗(yàn)結(jié)果與相同口徑的臺(tái)階型燃燒室（A2）進(jìn)行對(duì)比分析。

圖11示出斜錐型和臺(tái)階型兩種燃燒室方案下的燃油消耗率和指示熱效率對(duì)比。斜錐型燃燒室的燃油消耗率為250.1 g/（kW·h），比臺(tái)階型燃燒室燃油消耗率下降了0.7 g/（kW·h）。相對(duì)應(yīng)地，斜錐型燃燒室40.2%的指示熱效率也比臺(tái)階型燃燒室的40.1%有所提高。

圖12示出兩種燃燒室的氣缸壓力曲線(xiàn)，由圖可見(jiàn)，臺(tái)階型燃燒室在燃燒初期的壓力上升較快，但在燃燒過(guò)程中后期（40°～80°）缸內(nèi)壓力比較高。圖13示出兩種燃燒室的最高燃燒壓力和排氣溫度的對(duì)比。由圖可見(jiàn)，斜錐型燃燒室最高燃燒壓力為21.3 MPa，比臺(tái)階型燃燒室的最高燃燒壓力降低了0.4 MPa；斜錐型燃燒室的排氣溫度為601 ℃，比臺(tái)階型燃燒室的排氣溫度降低了130 ℃。

圖14示出兩種燃燒室瞬時(shí)放熱率和累計(jì)放熱率的對(duì)比。由圖可知，兩種燃燒室的瞬時(shí)放熱速率上升段差別不大，說(shuō)明兩種不同唇口形狀的燃燒室對(duì)從燃油噴入氣缸到噴霧撞壁之前的初期燃燒放熱階段（-5°～10°區(qū)間）的影響不大；在最大放熱率階段（10°～20°區(qū)間，對(duì)應(yīng)于噴霧撞擊燃燒室唇口，并反彈形成上下兩股高速油霧運(yùn)動(dòng)），斜錐型唇口燃燒室的瞬時(shí)放熱速率明顯快于臺(tái)階型唇口燃燒室，因此最先達(dá)到瞬時(shí)放熱率峰值；斜錐型燃燒室累計(jì)放熱率曲線(xiàn)上升速率開(kāi)始時(shí)明顯高于臺(tái)階型燃燒室，在放熱率下降階段（25°～60°），其瞬時(shí)放熱速率快速下降，累計(jì)放熱率曲線(xiàn)的上升速率放緩，而臺(tái)階型燃燒室的瞬時(shí)放熱圖15示出兩種燃燒室主燃期和燃燒重心的對(duì)比。由圖可見(jiàn)，斜錐型燃燒室的燃燒重心靠前，為21.7°，比臺(tái)階型燃燒室提前了1.2°；斜錐型燃燒室的主燃燒持續(xù)期較短，為56.7°，比臺(tái)階型燃燒室縮短了0.8°。

4結(jié)論

a） 在3 800 r/min標(biāo)定工況下，口徑為72 mm的臺(tái)階型縮口燃燒室BMEP最大，燃油消耗率、排氣溫度、炭煙排放等指標(biāo)也較好，該燃燒室綜合性能指標(biāo)最優(yōu)；

b） 在3 800 r/min標(biāo)定工況下，口徑較大的A1燃燒室燃燒放熱較慢，A2、A3燃燒室放熱重心和放熱終點(diǎn)均靠前，主燃燒持續(xù)期分別比A1燃燒室縮短了1.9°和0.5°；A2燃燒室的放熱規(guī)律更加理想，燃燒持續(xù)期比A3燃燒室縮短了1.4°；

c） 隨著噴油器凸出高度的變化，A1燃燒室的油耗、排溫、煙度等主要性能參數(shù)變化幅度相對(duì)較大，其中燃油消耗率變化幅度達(dá)到16 g/（kW·h），A2和A3燃燒室各參數(shù)變化幅度相對(duì)較小，對(duì)噴油器凸出高度敏感度較小；

d） 在3 800 r/min標(biāo)定工況下，斜錐型縮口燃燒室具有更低的油耗、排溫和最高燃燒壓力、更短的燃燒持續(xù)期、更高的熱效率和放熱速率，說(shuō)明斜錐型縮口燃燒室能顯著改善高強(qiáng)化柴油機(jī)的燃燒過(guò)程。

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Effects of Step and Tilted Lip Combustion Chamber on"Combusion of Highly Intensified Diesel Engine

ZANG Jianlin，MA Qiang，CHEN Shi，ZHANG Weimin

（Military Representative Office in Datong，Military Representative Bureau in Beijing，Land Force Equipment Department，Datong037036，China）

Abstract： To optimize the fuel and air mixing process and improve the utilization rate of air in highly-intensified single-cylinder diesel engine， the re-entrant combustion chambers with step-typed lip and tilted lip were designed， and the influence law of throat diameter on combustion process was acquired by the experiment. By using the step-typed lip combustion chamber with a thoat diameter of 72 mm， the target of 2.6 MPa BMEP could be achieved under the excess air coefficient of 1.5～1.7， which had the characteristics of low fuel consumption， exhaust temperature and smoke and short combustion duration. The re-entrant combustion chamber with tilted lip presented lower fuel consumption， exhaust temperature and peak combustion pressure， faster heat release rate and shorter comustion duration than the counterpart with step lip under the same BMEP.

Key" words： highly-intensified diesel engine；combustion process；comubustion chamber；structual design

［編輯： 潘麗麗］