常 江，李向榮，劉 洋，謝 亮, ，陳彥林，劉 棟

(1. 北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081；2. 特種車輛研究所，北京 100072；3. 河北華北柴油機(jī)有限責(zé)任公司，河北 石家莊 050081)

隨著各國(guó)對(duì)能源問(wèn)題和排放問(wèn)題的逐漸重視，柴油機(jī)的油耗和排放法規(guī)日益嚴(yán)苛[1]，研究人員需要通過(guò)各種技術(shù)措施提升柴油機(jī)的燃燒和排放性能．?dāng)U散燃燒在直噴式柴油機(jī)燃燒過(guò)程中占主導(dǎo)地位，良好的油、氣混合質(zhì)量是改善直噴式柴油機(jī)擴(kuò)散燃燒過(guò)程的關(guān)鍵．隨著高壓供油系統(tǒng)噴射壓力不斷提升，燃油射流在缸內(nèi)的破碎和霧化質(zhì)量得到提升，然而高噴射壓力也導(dǎo)致燃油噴霧貫穿距增大，噴霧撞壁成為中、小缸徑柴油機(jī)無(wú)法避免的現(xiàn)象[2]．在這一技術(shù)背景下，壁面導(dǎo)流型燃燒系統(tǒng)利用特殊設(shè)計(jì)的燃燒室壁面結(jié)構(gòu)引導(dǎo)燃油射流在缸內(nèi)運(yùn)動(dòng)，充分利用高速燃油射流的動(dòng)能，促進(jìn)燃油與空氣宏觀混合，改善油、氣混合質(zhì)量．許多研究機(jī)構(gòu)根據(jù)這一理念設(shè)計(jì)了各種壁面導(dǎo)流型燃燒系統(tǒng)．

Quazi 等[3]提出階梯型(stepped-lip)燃燒系統(tǒng)，噴霧撞擊階梯入口后分流，一路壁射流沿凹坑壁面向下形成卷流，進(jìn)入燃燒室底部；另一路壁射流沿階梯進(jìn)入燃燒室頂部，燃油在燃燒室軸向空間充分?jǐn)U散，提高了空氣利用率．Fu 等[4]提出雙層分流燃燒系統(tǒng)(DLDC)，在燃燒室壁面設(shè)計(jì)碰撞臺(tái)和剝離面，實(shí)現(xiàn)燃油射流的分層流動(dòng)與燃燒，加速油、氣混合過(guò)程．魏勝利等[5]提出渦流室式燃燒系統(tǒng)(SCCS)，燃油射流沿環(huán)形通道進(jìn)入渦流室，渦流室中的高速氣流運(yùn)動(dòng)促進(jìn)了均質(zhì)混合氣的快速形成，著火后未燃混合氣高速?zèng)_出渦流室，與頂隙的空氣二次混合，改善燃燒過(guò)程．Yoo 等[6]提出超低顆粒燃燒系統(tǒng)(ULPC)，該燃燒系統(tǒng)側(cè)重于斜坡結(jié)構(gòu)和噴孔錐角的匹配，使噴霧撞壁后的上、下分流燃油質(zhì)量比與上、下燃燒室容積比相同，充分利用燃燒室軸向空間空氣，實(shí)現(xiàn)高效油、氣混合和低碳煙排放．

北京理工大學(xué)提出了雙卷流燃燒系統(tǒng)(DSCS)[7]和側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)(LSCS)[8]．雙卷流和側(cè)卷流燃燒室分別提升燃燒室軸向和周向方向的空氣利用率．結(jié)合DSCS 和LSCS 的研究成果，將燃燒室結(jié)構(gòu)特疊加設(shè)計(jì)，進(jìn)一步提出了復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)(MSCS)[9]，同時(shí)提升燃燒室軸向和周向方向的空氣利用率．相比于DSCS，MSCS 進(jìn)一步改善了柴油機(jī)燃燒性能，其燃油消耗率進(jìn)一步降低 4 ～5 g/(kW·h)，碳煙排放降低60%[10]．

雖然MSCS 相比于DSCS 體現(xiàn)出更好的燃燒性能，但目前從未開(kāi)展過(guò)LSCS 和MSCS 的燃燒性能對(duì)比研究，LSCS 和MSCS 缸內(nèi)油、氣混合特性的差異也尚不明確．為探究LSCS 和MSCS 的燃燒性能及油、氣混合特性的差異，筆者在不同柴油機(jī)工況下開(kāi)展了LSCS 和MSCS 的燃燒性能試驗(yàn)，并通過(guò)數(shù)值仿真揭示LSCS 和MSCS 的缸內(nèi)油、氣混合機(jī)理．研究結(jié)果將對(duì)直噴柴油機(jī)壁面導(dǎo)流型燃燒系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)意義，為直噴式柴油機(jī)的油、氣和室優(yōu)化匹配提供參考．

1 燃燒系統(tǒng)

DSCS 和LSCS 的設(shè)計(jì)原理和活塞模型如圖1 所示．雙卷流燃燒室在傳統(tǒng)ω 燃燒室的基礎(chǔ)上增設(shè)弧脊，燃油射流撞擊弧脊后按一定比例在內(nèi)室和外室形成卷流運(yùn)動(dòng)．側(cè)卷流燃燒室在傳統(tǒng)ω 燃燒室的側(cè)壁增設(shè)分流造型，燃油射流撞擊分流造型尖端后沿分流圓弧形成側(cè)向卷動(dòng)的壁射流，相鄰油束的壁射流流出分流圓弧時(shí)產(chǎn)生干涉作用，形成朝燃燒室中心運(yùn)動(dòng)的干涉壁射流．研究表明，相比于傳統(tǒng)ω 燃燒系統(tǒng)，雙卷流和側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率和碳煙排放均降低，改善了直噴式柴油機(jī)的燃燒性能．

圖1 雙卷流和側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)原理和活塞模型Fig.1 Design principles and piston models of DSCS and LSCS

復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)理念是結(jié)合雙卷流和側(cè)卷流燃燒室的壁面導(dǎo)流優(yōu)勢(shì)，同時(shí)促進(jìn)燃油在燃燒室軸向和周向的擴(kuò)散，其設(shè)計(jì)原理和活塞模型如圖2所示．燃油射流在復(fù)合卷流燃燒室中依次形成軸向和周向卷流運(yùn)動(dòng)：燃油射流首先撞擊弧脊，在內(nèi)室和外室形成卷流運(yùn)動(dòng)；隨后外室燃油撞擊分流造型尖端，形成側(cè)向卷動(dòng)的壁射流和干涉壁射流．

圖2 復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)原理和活塞模型Fig.2 Design principle and piston model of MSCS

2 研究方法

2.1 試驗(yàn)

在1132Z 單缸柴油機(jī)上進(jìn)行了側(cè)卷流和復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)性能的試驗(yàn)，圖3 為臺(tái)架系統(tǒng)示意．表1為1132Z 單缸柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)．

表1 單缸柴油機(jī)技術(shù)參數(shù)Tab.1 Specifications of single-cylinder diesel engine

圖3 單缸柴油機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架系統(tǒng)示意Fig.3 Single-cylinder diesel engine test bench

進(jìn)氣壓力和進(jìn)氣溫度利用VHN-16/8 壓氣機(jī)和AEH100 加熱器調(diào)節(jié)，模擬柴油機(jī)增壓和中冷．排氣管路中安裝節(jié)流孔板，模擬排氣背壓．采用柱塞直徑為12 mm、預(yù)行程為9 mm 的Bosch 電控單體泵供油系統(tǒng)．試驗(yàn)使用交流電力測(cè)功機(jī)的標(biāo)定吸收功率為160 kW，最高轉(zhuǎn)速為4 500 r/min，轉(zhuǎn)矩控制精度為±0.2%FS，轉(zhuǎn)速控制精度為±2 r/min．采用上海同圓的CMF 發(fā)動(dòng)機(jī)瞬態(tài)油耗儀采集動(dòng)態(tài)油耗，響應(yīng)時(shí)間小于0.1 s，測(cè)試誤差小于0.12%FS．采用上海同圓ToCeil-20N 空氣流量計(jì)測(cè)量空氣流量，量程為0～750 kg/h，測(cè)試精度為±0.1%FS．試驗(yàn)用缸蓋在兩進(jìn)氣門中間和兩排氣門中間分別布置了K 型熱電偶，以兩進(jìn)氣門中間溫度和兩排氣門中間溫度的平均值作為缸蓋溫度的測(cè)試值[11]．進(jìn)/排氣的溫度和壓力、機(jī)油溫度和壓力、冷卻水溫度和流量等穩(wěn)態(tài)數(shù)據(jù)利用穩(wěn)態(tài)數(shù)據(jù)采集箱采集．缸內(nèi)壓力使用Kistler 6052C型缸壓傳感器測(cè)量，最大測(cè)試壓力為30 MPa，測(cè)試精度為±0.5%FSO(full-scale output)．缸內(nèi)壓力、針閥升程和噴油壓力等瞬態(tài)數(shù)據(jù)利用Kibox 瞬態(tài)數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)采集．排放測(cè)量中，采用AVL 415S 煙度計(jì)測(cè)量煙度排放，設(shè)備量程為0～10 FSN，測(cè)量精度為±0.2 FSN．采用Horiba MEXA-720 NOx分析儀測(cè)量NOx排放，測(cè)量誤差為±30×10-6(0～1 000×10-6)和±3%(1 001～2 000×10-6)．試驗(yàn)過(guò)程中控制機(jī)油溫度為(343±5)K，冷卻水溫度為(353±5)K，進(jìn)氣溫度為(333±2)K，燃油溫度為(313±2)K．

試驗(yàn)采用直氣道缸蓋、無(wú)渦流．選擇燃燒室直徑為100 mm，且經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證燃燒性能較好的側(cè)卷流和復(fù)合卷流活塞．兩種活塞燃燒室容積相同，柴油機(jī)壓縮比相同．活塞樣件及結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖4 所示，所有長(zhǎng)度單位為mm．

圖4 側(cè)卷流和復(fù)合卷流活塞以及燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.4 Pistons and combustion chamber structural parameters of LSCS and MSCS

圖5 不同網(wǎng)格尺寸下LSCS的瞬時(shí)放熱率Fig.5 Heat release rate of LSCS with different mesh size

試驗(yàn)前，針對(duì)1 800 r/min、100%負(fù)荷工況，利用仿真計(jì)算匹配噴孔錐角，結(jié)果表明：側(cè)卷流和復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)的最佳噴孔錐角均為150°．

為了對(duì)側(cè)卷流和復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)的燃燒及排放性能做出全面評(píng)價(jià)，在轉(zhuǎn)速為1 800 r/min，分別開(kāi)展不同負(fù)荷及不同過(guò)量空氣系數(shù)φa工況下的燃燒性能試驗(yàn)，試驗(yàn)工況控制參數(shù)設(shè)置如表2 所示．其中，不同負(fù)荷工況下改變?nèi)加拖牧亢瓦M(jìn)氣壓力，控制過(guò)量空氣系數(shù)不變；不同過(guò)量空氣系數(shù)工況下保持燃油消耗量不變，通過(guò)改變進(jìn)氣壓力調(diào)整過(guò)量空氣系數(shù)．過(guò)量空氣系數(shù)通過(guò)試驗(yàn)實(shí)測(cè)空氣流量和燃油消耗量，結(jié)合柴油理論空燃比計(jì)算得到．

表2 試驗(yàn)工況控制參數(shù)Tab.2 Control parameters of experimental conditions

2.2 仿真

使用 AVL Fire 對(duì)進(jìn)氣門關(guān)閉到排氣門開(kāi)啟(-123°～118°CA ATDC)的缸內(nèi)工作過(guò)程進(jìn)行仿真計(jì)算．由于采用8 噴孔噴油器，并且側(cè)卷流和復(fù)合卷流燃燒室的16 個(gè)分流造型沿氣缸軸線在周向均勻分布，為了節(jié)省計(jì)算資源，同時(shí)準(zhǔn)確反映相鄰油束之間干涉作用，采用1/4 燃燒室模型．仿真計(jì)算子模型選用AVL 提供的k-ε 湍流模型、Wave 破碎模型、Dukowicz 蒸發(fā)模型、ECFM-3Z 燃燒模型、Kinetic 碳煙模型和Extended Zeldovich NO 模型等．不同工況下仿真運(yùn)行參數(shù)如表3 所示．

表3 仿真運(yùn)行參數(shù)設(shè)置Tab.3 Operating parameters of simulation

針對(duì)側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)，在1 800 r/min、100%負(fù)荷工況進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，不同網(wǎng)格尺寸下LSCS 的瞬時(shí)放熱率仿真結(jié)果如圖 5 所示．網(wǎng)格尺寸由1.1 mm 減小至0.8 mm 時(shí)，瞬時(shí)放熱率隨網(wǎng)格尺寸變化不大，但計(jì)算時(shí)間明顯增長(zhǎng)．因此，選用網(wǎng)格尺寸為1.1 mm 的模型．

對(duì)于柴油機(jī)缸內(nèi)工作過(guò)程這類采用壁面函數(shù)的高雷諾數(shù)問(wèn)題，為保證邊界層內(nèi)流動(dòng)的求解精度，仿真模型的量綱為1 壁面距離y＋(壁面法向坐標(biāo)用黏性尺度歸一化的參數(shù)：y＋＝μT·y/ν．其中：μT 為基于壁面摩擦力得到的摩擦速度；y 為第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)與壁面的法向距離；ν 為流體動(dòng)力黏度)[12]應(yīng)在30～300 區(qū)間內(nèi)．對(duì)側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)活塞表面、缸蓋底面和缸套內(nèi)壁的第一層網(wǎng)格進(jìn)行4 倍加密時(shí)，各壁面的y＋處于合適區(qū)間內(nèi)，如圖6 所示．因而選用壁面第一層網(wǎng)格4 倍加密的模型進(jìn)行仿真研究．側(cè)卷流和復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)在上止點(diǎn)的網(wǎng)格模型如圖7 所示．

圖6 LSCS的量綱為1壁面距離y＋Fig.6 Dimensionless wall distance y＋of LSCS

圖7 LSCS和MSCS在上止點(diǎn)的網(wǎng)格模型Fig.7 Mesh models of LSCS and MSCS at top dead center

為保證噴霧和燃燒過(guò)程的計(jì)算精度，針對(duì)轉(zhuǎn)速為1 800 r/min、100%負(fù)荷工況，分別在定容燃燒彈(背景環(huán)境參數(shù)為對(duì)應(yīng)噴油時(shí)刻的缸內(nèi)壓力和溫度，即背景壓力為11 MPa，背景溫度為780 K；噴油參數(shù)是噴孔直徑為0.27 mm、噴油量為35 mg 及噴油持續(xù)期為32°CA 且單孔噴油器)和單缸柴油機(jī)上進(jìn)行了噴霧和燃燒特性測(cè)試，并利用試驗(yàn)結(jié)果校核仿真模型，結(jié)果如圖8 所示．噴霧液相貫穿距、總的噴霧貫穿距(含氣相)、缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的一致性較好．因此，仿真模型能較好地模擬缸內(nèi)噴霧和燃燒過(guò)程，由于仿真計(jì)算不涉及排氣過(guò)程和排氣管建模，排放模型并沒(méi)有進(jìn)行標(biāo)定．

圖8 噴霧模型和燃燒模型校核結(jié)果Fig.8 Calibration results of spray model and combustion model

3 結(jié)果和討論

3.1 燃燒性能試驗(yàn)

為探索燃燒性能的差異，在轉(zhuǎn)速為1 800 r/min、不同負(fù)荷和不同過(guò)量空氣系數(shù)工況下分別開(kāi)展LSCS和MSCS 的燃燒性能試驗(yàn)．

3.1.1 不同負(fù)荷工況

選取轉(zhuǎn)速為1 800 r/min 以及32%、50%、75%和100%負(fù)荷作為試驗(yàn)工況，對(duì)應(yīng)有效功率設(shè)計(jì)值分別為23、36、54 和72 kW．不同負(fù)荷下LSMS 和MSCS的燃油消耗率以及排放性能如圖9 所示．MSCS 在中、小負(fù)荷(32%和50%負(fù)荷)工況體現(xiàn)出較好的燃燒性能，LSCS 則是在大負(fù)荷(75%和100%負(fù)荷)工況體現(xiàn)出更好的燃燒性能．在32%負(fù)荷工況，MSCS的燃油消耗率降低了2.4 g/(kW·h)，碳煙排放降低了0.13 g/(kW·h)；隨著負(fù)荷增大，MSCS 和LSCS的燃油消耗率和碳煙排放差異縮?。辉?5%負(fù)荷工況，LSCS 體現(xiàn)出更好的燃燒性能；在100%負(fù)荷工況，LSCS 的燃油消耗率降低了1.9 g/(kW·h)，碳煙排放降低了0.04 g/(kW·h)．對(duì)于NOx排放，MSCS在小負(fù)荷工況下的NOx排放更高，而LSCS 在大負(fù)荷工況下的NOx排放較高，符合NOx與碳煙排放的trade-off 關(guān)系．

圖9 不同負(fù)荷下LSCS和MSCS的燃油消耗率及排放性能Fig.9 Fuel consumption and emission performance of LSCS and MSCS under various loads

不同負(fù)荷下LSCS 和MSCS 的缸蓋溫度如圖10所示．在各個(gè)負(fù)荷下，LSCS 的缸蓋溫度相比于MSCS 降低了12～30 K；并且隨著負(fù)荷增大，循環(huán)噴油量和進(jìn)氣壓力升高，LSCS 和MSCS 的缸蓋溫度均升高，缸蓋溫度的差異更加明顯．

圖10 不同負(fù)荷下LSCS和MSCS的缸蓋溫度Fig.10 Cylinder head temperature of LSCS and MSCS under various loads

一般認(rèn)為，燃燒性能較好時(shí)，燃燒速率快，缸內(nèi)平均溫度高，缸內(nèi)工質(zhì)向缸蓋傳熱增加，因而缸蓋溫度較高．低負(fù)荷工況下，MSCS 燃燒性能更好，其缸蓋溫度較高，符合常規(guī)的結(jié)論．大負(fù)荷工況下，LSCS燃燒性能更好，理論上，其缸蓋溫度也應(yīng)當(dāng)更高．實(shí)際上，大負(fù)荷工況下，循環(huán)噴油量大，燃燒室壁面的導(dǎo)流效應(yīng)強(qiáng)烈，缸內(nèi)混合氣的分布規(guī)律也即缸內(nèi)局部高溫場(chǎng)的分布規(guī)律對(duì)缸蓋溫度的影響更加明顯，以往也有類似的試驗(yàn)現(xiàn)象佐證這一觀點(diǎn)[11]．LSCS 在大負(fù)荷工況下燃燒性能較好，而缸蓋溫度反而較低，表明LSCS 的壁面導(dǎo)流作用能更加合理地組織燃油射流在缸內(nèi)的分布，在提升燃燒性能的同時(shí)，維持缸蓋的熱負(fù)荷不至于過(guò)高．

針對(duì)轉(zhuǎn)速為1 800 r/min、32%和100%負(fù)荷工況，分析LSCS 和MSCS 缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率，結(jié)果如圖11 所示．由圖11a 可知，32%負(fù)荷工況下，MSCS 在整個(gè)燃燒過(guò)程中的缸內(nèi)壓力始終高于LSCS，表明32%負(fù)荷工況下MSCS 膨脹功更高，相應(yīng)指示功率更高，在機(jī)械效率近似相等時(shí)，獲得了更高的有效功率；而100%負(fù)荷下，MSCS 的缸內(nèi)壓力在5°～15°CA ATDC 時(shí)略微高于LSCS，而在15°CA ATDC 后，LSCS 的缸內(nèi)壓力明顯高于MSCS，綜合來(lái)看，LSCS 在15°CA ATDC 后更高的缸內(nèi)壓力，使其在整個(gè)燃燒過(guò)程中獲得了更高的指示功率．

圖11 LSCS和MSCS在32%和100%負(fù)荷工況下的缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率Fig.11 In-cylinder pressure and heat release rate of LSCS and MSCS under 32% and 100% loads

由圖11b 可知，LSCS 和MSCS 的瞬時(shí)放熱率差異主要位于擴(kuò)散燃燒階段．在 32%負(fù)荷工況下，MSCS 在擴(kuò)散燃燒階段的瞬時(shí)放熱率始終較高，表明其在上止點(diǎn)附近放熱速率更高，獲得更高的熱功轉(zhuǎn)換效率；在100%負(fù)荷工況下，MSCS 在0～10°CA ATDC 燃燒過(guò)程前期的瞬時(shí)放熱率略微高于LSCS，而在10°～30°CA ATDC 的燃燒過(guò)程后期，LSCS 的瞬時(shí)放熱率則明顯更高，表明此時(shí)LSCS 更加顯著地提升了燃燒放熱速率，并且在30°CA ATDC 后，LSCS 的瞬時(shí)放熱率明顯降低，表明其后燃較少．

進(jìn)一步分析不同負(fù)荷下LSCS 和MSCS 的燃燒相位．各燃燒階段定義為：(1)滯燃期是噴油時(shí)刻至瞬時(shí)放熱率大于零時(shí)經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角；(2)速燃期是滯燃期終點(diǎn)至瞬時(shí)放熱率第一次達(dá)到波谷時(shí)經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角；(3)主燃期是速燃期終點(diǎn)至缸內(nèi)平均溫度達(dá)到最大值時(shí)經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角；(4)后燃期是主燃期終點(diǎn)至累計(jì)放熱比例達(dá)到 95% 時(shí)經(jīng)歷的曲軸轉(zhuǎn)角．燃燒持續(xù)期定義為速燃期、主燃期和后燃期的曲軸轉(zhuǎn)角之和．

圖12 為不同負(fù)荷工況下LSCS 和MSCS 的燃燒相位．小負(fù)荷工況下，MSCS 的主燃期和后燃期更短，整個(gè)燃燒持續(xù)期較短；而大負(fù)荷工況下，LSCS 的主燃期和后燃期顯著縮短，燃燒持續(xù)期也相應(yīng)縮短．在32%和50%負(fù)荷工況下，MSCS 的主燃期縮短了0.9°CA 和0.3°CA，后燃期縮短了1.8°CA 和0.5°CA，整個(gè)燃燒持續(xù)期縮短了 2.2°CA 和0.4°CA．在75%和100%負(fù)荷工況下，LSCS 的主燃期則縮短了0.7° CA 和1.5° CA，后燃期縮短了0.6°CA 和1.8°CA，整個(gè)燃燒持續(xù)期縮短了1.6°CA和2.8°CA．

圖12 不同負(fù)荷工況下LSCS和MSCS燃燒相位Fig.12 Combustion phases of LSCS and MSCS under various loads

3.1.2 不同過(guò)量空氣系數(shù)工況

選取轉(zhuǎn)速為1 800 r/min 及過(guò)量空氣系數(shù)為1.2、1.4、1.6、1.8 和2.0 作為試驗(yàn)工況，測(cè)試LSCS 和MSCS 的燃油消耗率以及排放性能，結(jié)果如圖13 所示．在φa為1.2、1.4 和1.6 工況下，LSCS 的燃油消耗率和碳煙排放較低，體現(xiàn)出較好的燃燒性能；LSCS在φa＝1.2 工況下的燃油消耗率降低了 3.6 g/(kW·h)，碳煙排放降低了0.56 g/(kW·h)；隨著過(guò)量空氣系數(shù)的增大，LSCS 和MSCS 的燃燒性能差異逐漸減??；φa為1.8 和2.0 工況下，MSCS 則體現(xiàn)出了更好的燃燒性能，MSCS 在φa＝2.0 工況下的燃油消耗率降低了 2.6 g/(kW·h)，碳煙排放降低了0.03 g/(kW·h)．

圖13 不同過(guò)量空氣系數(shù)下LSCS和MSCS的燃油消耗率以及排放性能Fig.13 Fuel consumption and emission performance of LSCS and MSCS under various excess air coefficients

不同過(guò)量空氣系數(shù)工況下LSCS 和MSCS 的缸蓋溫度如圖14 所示．LSCS 在不同過(guò)量空氣系數(shù)工況下的缸蓋溫度相比MSCS 降低了6～26 K；隨著過(guò)量空氣系數(shù)增大，進(jìn)氣壓力增大，LSCS 和MSCS 的缸蓋溫度均降低，缸蓋溫度差異逐漸顯著．

圖14 不同過(guò)量空氣系數(shù)下LSCS和MSCS的缸蓋溫度Fig.14 Cylinder head temperature of LSCS and MSCS under various excess air coefficients

不同過(guò)量空氣系數(shù)工況下LSCS 和MSCS 的燃燒相位如圖15 所示．低過(guò)量空氣系數(shù)下，LSCS 主燃期縮短了 1.5°～1.9°CA，后燃期縮短了 0.7°～1.2°CA，燃燒持續(xù)期縮短了2.2°～2.6°CA．高過(guò)量空氣系數(shù)下，MSCS 主燃期則縮短了 0.6°CA 和0.4°CA，后燃期縮短了1.3°CA 和1.5°CA，燃燒持續(xù)期縮短了1.2°CA 和1.6°CA．

以上試驗(yàn)結(jié)果表明，小負(fù)荷和高過(guò)量空氣系數(shù)工況下，MSCS 體現(xiàn)出更好的燃燒性能，其燃油消耗率和碳煙排放較低，燃燒持續(xù)期較短；而在大負(fù)荷和低過(guò)量空氣系數(shù)工況下，LSCS 則體現(xiàn)出更佳的燃燒性能．另一方面，在不同負(fù)荷和不同過(guò)量空氣系數(shù)工況下，LSCS 的缸蓋溫度均較低，表明在大負(fù)荷和低過(guò)量空氣系數(shù)工況下，LSCS 能夠在改善燃燒性能的同時(shí)，維持缸蓋熱負(fù)荷不至于過(guò)高．

3.2 缸內(nèi)油、氣混合特性仿真分析

選擇轉(zhuǎn)速為1 800 r/min、32%和100%負(fù)荷以及φa為1.2 和2.0 作為特征工況，分析LSCS 和MSCS的油、氣混合過(guò)程．

圖16 所示油束中心線所在平面及相鄰油束干涉平面分別建立切面．不同工況下LSCS 和MSCS 油束中心線所在平面的油、氣當(dāng)量比分布如圖17 所示．相鄰油束干涉平面的油、氣當(dāng)量比和速度場(chǎng)分布如圖18 所示．其中，4°、12°和36°CA ATDC 分別為噴油過(guò)程中和噴油結(jié)束后特征時(shí)刻．

圖16 LSCS和MSCS切面位置Fig.16 Slice-cut positions of LSCS and MSCS

圖17 不同負(fù)荷和不同過(guò)量空氣系數(shù)工況下LSCS和MSCS的油、氣當(dāng)量比分布Fig.17 Equivalence ratio distributions of LSCS and MSCS under various loads and excess air coefficients

圖18 100%負(fù)荷和φa＝1.2工況下LSCS和MSCS干涉平面的當(dāng)量比和速度分布Fig.18 Equivalence ratio and velocity distributions in LSCS and MSCS interference plane under 100% loads and φa＝1.2

從圖17 可以看出，復(fù)合卷流燃燒室的弧脊與噴油器噴孔距離較近，在4°CA ATDC 時(shí)，燃油射流已經(jīng)接觸到復(fù)合卷流燃燒室的弧脊，并且在弧脊的導(dǎo)流作用下形成了內(nèi)室和外室的卷流運(yùn)動(dòng)，促進(jìn)了燃油在軸向空間的擴(kuò)散．因此，復(fù)合卷流燃燒室較早地促進(jìn)了油、氣混合過(guò)程，在燃燒過(guò)程早期提升空氣利用率，這一現(xiàn)象與MSCS 在燃燒過(guò)程早期缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率較高的測(cè)試結(jié)果相符．

在12°CA ATDC 時(shí)，對(duì)于LSCS，燃油射流撞擊分流造型尖端，形成了沿分流圓弧卷動(dòng)的壁射流，促進(jìn)了燃油在周向空間的擴(kuò)散．對(duì)于MSCS，內(nèi)室燃油繼續(xù)朝著燃燒室中心運(yùn)動(dòng)，而外室的燃油同樣撞擊分流造型尖端，形成壁射流，提升燃油對(duì)燃燒室周向空間空氣的利用率．

在36°CA ATDC 時(shí)，壁射流運(yùn)動(dòng)到分流圓弧末端，流出分流圓弧時(shí)，相鄰油束的壁射流產(chǎn)生干涉作用，形成干涉壁射流．干涉壁射流進(jìn)一步朝著燃燒室中心運(yùn)動(dòng)，促進(jìn)了對(duì)燃燒室中心空氣利用率．

可以明顯發(fā)現(xiàn)，32%負(fù)荷和φa＝2.0 工況下，LSCS和MSCS 的干涉壁射流朝燃燒室中心運(yùn)動(dòng)的距離均較短，燃燒室中心的空氣利用率較低；而在100%負(fù)荷和φa＝1.2 工況下，LSCS 的干涉壁射流朝燃燒室中心的運(yùn)動(dòng)距離較長(zhǎng)，有效利用了燃燒室中心的空氣，而MSCS 的干涉壁射流朝燃燒室中心的運(yùn)動(dòng)距離依舊較短，燃油射流與燃燒室中心空氣混合不充分．小負(fù)荷工況下，噴油持續(xù)期短，噴油壓力低，燃油射流初始動(dòng)能低；高過(guò)量空氣系數(shù)工況下，進(jìn)氣壓力高，缸內(nèi)空氣密度高，燃油射流的運(yùn)動(dòng)阻力大．這兩種效應(yīng)均導(dǎo)致燃油射流在撞擊分流造型尖端時(shí)動(dòng)能較低，進(jìn)而導(dǎo)致壁射流的動(dòng)能較低，壁射流流出分流圓弧時(shí)無(wú)法形成高速的干涉壁射流，因而干涉壁射流朝燃燒室中心運(yùn)動(dòng)的距離較短，此時(shí)LSCS 和MSCS 均無(wú)法有效促進(jìn)燃油在周向空間的擴(kuò)散．而由于復(fù)合卷流燃燒室的弧脊促進(jìn)了燃油在軸向空間的擴(kuò)散，因而小負(fù)荷和高過(guò)量空氣系數(shù)工況下，MSCS 獲得了較好油、氣混合質(zhì)量，燃燒性能得到改善．

大負(fù)荷工況下，噴油持續(xù)期長(zhǎng)，噴油壓力高，燃油射流的初始動(dòng)能高；在低過(guò)量空氣系數(shù)下，進(jìn)氣壓力低，缸內(nèi)空氣密度低，燃油射流運(yùn)動(dòng)阻力?。虼耍筘?fù)荷和低過(guò)量空氣系數(shù)工況下，燃油射流撞擊分流造型尖端時(shí)動(dòng)能較高．在LSCS 中，壁射流在流出分流圓弧后，能夠形成高速運(yùn)動(dòng)的干涉壁射流，干涉壁射流朝燃燒室中心的運(yùn)動(dòng)距離顯著增大，有效提升了燃燒室中心的空氣利用率，改善油、氣混合質(zhì)量．

對(duì)于相鄰油束干涉平面，從圖18 可以看出，在36°CA ATDC、LSCS 中，干涉壁射流以較高的速度朝著燃燒室中心運(yùn)動(dòng)；而復(fù)合卷流燃燒室的弧脊阻礙了干涉壁射流朝燃燒室中心的運(yùn)動(dòng)，在燃燒室中心產(chǎn)生了低速區(qū)，并且干涉壁射流在弧脊的導(dǎo)流作用下朝著缸蓋底面運(yùn)動(dòng)，在缸蓋底面附近形成濃混合氣堆積．

復(fù)合卷流燃燒室的弧脊阻礙干涉壁射流朝燃燒室中心運(yùn)動(dòng)，并且導(dǎo)致缸蓋底面附近濃混合氣堆積，因此，MSCS 在大負(fù)荷和低過(guò)量空氣系數(shù)工況下燃燒性能較差，缸蓋溫度始終較高．

以空氣卷吸量(整個(gè)燃燒室網(wǎng)格模型中，燃油噴霧分布區(qū)域內(nèi)空氣質(zhì)量之和)作為評(píng)價(jià)參數(shù)，定量分析LSCS 和MSCS 的油、氣混合特性，結(jié)果如圖19所示．可以看出，32%負(fù)荷和φa＝2.0 工況下，MSCS的空氣卷吸量始終較高，表明此時(shí)其空氣利用率更高，在70°CA ATDC 時(shí)，MSCS 的空氣卷吸量提升了5.9%和2.7%；而100%負(fù)荷和φa＝1.2 工況下，由于復(fù)合卷流燃燒室的弧脊在燃燒過(guò)程早期促進(jìn)了油、氣混合，因而MSCS 的空氣卷吸量在5°～15°CA ATDC時(shí)略微高于LSCS，這與缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率較高的試驗(yàn)結(jié)果是相符的；而在15°CA ATDC 后，LSCS的空氣卷吸量高于MSCS，表明LSCS 在15°CA ATDC 后的燃燒過(guò)程中更加顯著地促進(jìn)了油、氣混合，提升了空氣利用率，在70°CA ATDC 時(shí)，LSCS的空氣卷吸量提升了3.7%和6.3%．

圖19 不同負(fù)荷和過(guò)量空氣系數(shù)下LSCS和MSCS的空氣卷吸量Fig.19 Air entrainment quality of LSCS and MSCS under various loads and excess air coefficients

4 結(jié) 論

開(kāi)展了LSCS 和MSCS 性能試驗(yàn)和油、氣混合特性仿真研究，探索了LSCS 和MSCS 在不同試驗(yàn)工況下的燃燒性能差異．結(jié)合缸內(nèi)工作過(guò)程仿真研究，分析了不同試驗(yàn)工況下LSCS 和MSCS 的缸內(nèi)油、氣混合特性，得到以下結(jié)論：

(1) 小負(fù)荷和高過(guò)量空氣系數(shù)工況下，MSCS 體現(xiàn)出更好的燃燒性能，其燃油消耗率的最大降幅為3.6 g/(kW·h)，碳煙排放的最大降幅為 0.13 g/(kW·h)，燃燒持續(xù)期的最大降幅為2.6°CA；而大負(fù)荷和低過(guò)量空氣系數(shù)工況下，LSCS 則體現(xiàn)出更佳的燃燒性能，其燃油消耗率的最大降幅為 2.6 g/(kW·h)，碳煙排放的最大降幅為0.56 g/(kW·h)，燃燒持續(xù)期的最大降幅為2.8°CA．

(2) 不同負(fù)荷和不同過(guò)量空氣系數(shù)工況下，相比于MSCS，LSCS 的缸蓋溫度降低了6～30 K；在大負(fù)荷和低過(guò)量空氣系數(shù)工況下，LSCS 在改善燃燒性能的同時(shí)，維持缸蓋熱負(fù)荷不至于過(guò)高．

(3) 隨著柴油機(jī)負(fù)荷減小或者過(guò)量空氣系數(shù)增大，燃油射流貫穿能力減弱，復(fù)合卷流燃燒室的弧脊有效地改善了油、氣混合質(zhì)量；隨著柴油機(jī)負(fù)荷增大或者過(guò)量空氣系數(shù)減小，燃油射流貫穿能力增強(qiáng)，側(cè)卷流燃燒室的分流造型更加顯著地提升了油、氣混合質(zhì)量．