CN101839166B - 侧卷流燃烧室 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种可以在普通ω型柴油机燃烧室基础上改造的燃烧室结构，包括：在原有ω型燃烧室外缘上加工制造出尖端分流造型。该尖端分流造型不改变原基准ω型燃烧室的几何尺寸、喷油夹角、喷油器的喷油特性之间的匹配关系。当燃油在恰当的时刻撞击尖端分流造型，燃油发生侧向卷流，燃烧室远端的空气利用率提高，燃烧室径向方向上的燃油分布区域得以扩大，可使柴油机油气混合及燃烧加快。因此对进气涡流的要求也相应下降。该发明可在原有普通ω型燃烧室的基础上进行改造，加工尖端分流造型简便易行。

Description

侧卷流燃烧室

技术领域

本发明涉及一种特殊设计及加工的柴油机燃烧室，此燃烧室可以在普通ω型燃烧室的基础上加装数量合适的尖端分流造型，喷油器喷孔中喷出的燃油撞击尖端分流造型而向尖端造型两侧扩散形成侧向卷流，提高燃烧室远端的空气利用率，加速油气混合速率，从而达到优化柴油机燃烧性能及排放的目的。

背景技术

现代柴油机的燃油破碎、油气混合过程直接影响着燃烧性能及排放特性。因此，使燃油尽早雾化、在燃烧室空间范围内分布更广，提高与空气的混合速度，减少燃烧室中出现燃油的极浓极稀区，都可以明显改善柴油机的动力性、经济性及排放性能。

现代柴油机中应用了各种不同的手段来提高发动机燃烧及排放性能，但这些技术路线在一定程度上造成燃油、空气与燃烧室不匹配。为了更好的说明，下面结合图1分别分析几种典型的技术手段的缺陷。图1是典型的ω型燃烧室的造型，1、2、3、4区分别为燃烧室中的不同空间位置。燃油高压喷射技术可使燃油喷出后在2区内快速雾化，更好的解决油气混合速度问题，但是燃烧室远端的3、4区及油束下面的1区空间仅有少量燃油，空气利用率偏低，即使利用增大喷孔直径来增加燃油贯穿度，也仅会使得3、4区空气利用率有所提高；燃烧室与涡流优化匹配技术虽然可综合优化2、3、4区的油、气混合，但上止点附近时1区内燃油几乎无法达到，活塞下移的过程中只靠燃油的扩散依然无法充分利用该区的空气；而涡轮增压中冷技术实际上依靠提高进气密度、供油系统增加循环喷油量从而达到增加功率、降低燃油消耗率等目的，空气密度的增加会导致燃油贯穿度的减小，从而燃烧室中远端及挤流区3、4区内的空气利用率下降，同样1区内由于燃油到达量很少、油气混合很差。综上所述，目前这些技术手段只注重在燃烧室的轴向方向上进行燃油的分布，在燃烧室的径向方向扩大燃油分布一般采用进气涡流的方式。本发明的目的就是通过喷射出的燃油在恰当的时机撞击燃烧室尖端分流造型，形成侧向卷流，燃烧室远端径向方向油、气浓度均匀，油、气混合及燃烧速度加快，发动机动力、排放性能得到改善。

本发明涉及的侧卷流燃烧室通过燃油撞击燃烧室尖端分流造型，加快燃烧室径向方向上的燃油分布。该燃烧室的应用可降低对进气涡流的要求，使用方便，在现有的普通ω型燃烧室的基础上加装尖端分流造型即可实现。

发明内容

本发明的目的是提供一种可使燃油雾注与燃烧室尖端分流造型碰撞的柴油机燃烧室，以达到扩大燃油分布范围、促进油气混合进而提高动力及排放性能的目的。

为了实现本发明的目的，提出了一种可以在普通ω型燃烧室基础上改造的燃烧室结构，包括：加装在原有ω型燃烧室上的尖端分流造型。在合适的曲轴转角时，油嘴喷孔中喷出的油束与燃烧室尖端分流造型相撞，形成侧向卷流，燃烧室内径向方向上的燃油分布扩大，燃油扩散到更大的空间内，与空气混合效果也会更好，燃烧室远端的空气利用率明显提高，燃油经济性及动力性将有一定程度的提高，极浓极稀区的减少会使得碳烟排放物相应减少。

本发明中的尖端分流造型加装到普通ω型燃烧室中时，需考虑燃油撞击尖端分流造型的时间。当尖端分流造型的尖端过于靠近燃烧室中心时，燃油喷出后很快与尖端分流造型相撞，燃油被侧向分流，相邻油束间有可能发生干涉，这样侧向卷流的效果被大打折扣；而当尖端分流造型过于远离燃烧室中心时，燃油油束有可能还没有撞击尖端分流造型前就已经雾化，这样尖端分流造型起不到应有的作用，自然也没有使得燃油发生侧向卷流的效果。尖端分流造型中尖端的半径和尖端圆弧的圆心所在的大圆直径决定了燃油撞击尖端分流造型的时间。因此，通过仿真计算确定以上两个尖端分流造型中的参数数值是有必要的。

采用本发明可使柴油机油气混合及燃烧加快，由于尖端分流造型这样一种特殊结构造型的引入，燃油在合适的时刻撞击尖端分流造型，燃油发生侧向卷流，燃烧室远端的空气利用率提高，使得燃烧室径向方向上的燃油分布区域得以扩大，因此对进气涡流的要求也相应下降；该发明可在原有普通ω型燃烧室的基础上进行改装，加装尖端分流造型简便易行。

附图说明

图1为普通ω型燃烧室空间分区图。

图2为侧卷流燃烧室中燃油撞击尖端分流造型示意图。

图3为侧卷流燃烧室俯视图中各主要参数示意图。

图4为侧卷流燃烧室正视图。

图5为极限情况下的侧卷流燃烧室各参数间几何关系图。

图6为具体实施例中的侧卷流燃烧室三维模型视图。

图7为具体实施例中的侧卷流燃烧室三维模型俯视图。

图8为具体实施例中的侧卷流燃烧室三维模型正视图。

图9为具体实施例中的侧卷流燃烧室对应单喷嘴时的三维模型。

图10为CFD软件中的侧卷流燃烧室对应单喷嘴时的网格造型。

图11为CFD软件中的ω型燃烧室对应单喷嘴时的网格造型。

图12为CFD软件中的双卷流燃烧室对应单喷嘴时的网格造型。

图13为缸内平均压力曲线。

图14为缸内平均温度曲线。

图15为平均湍动能曲线。

图16为瞬时放热率曲线。

图17为累积放热率曲线。

图18为未燃当量比曲线。

图19为侧卷流燃烧室的未燃当量比云图。

图20为侧卷流燃烧室的速度场云图。

具体实施方式

下面结合附图对本发明做进一步说明：

如图2所示，为该发明中的侧卷流燃烧室俯视图，该燃烧室造型中有12个小圆弧段，适合6喷孔的喷油器，每束燃油分别撞击尖端分流造型，燃油向尖端分流造型两侧流动，形成侧向卷流，燃烧室远端的径向方向燃油扩散得到加强，燃烧室远端的空气利用率得到提高，对发动机的动力性、经济性及排放性都有一定程度的改善。

图3为侧卷流燃烧室俯视图中各主要参数示意图，D₁为燃烧室直径，D₂为尖端分流造型各个圆弧圆心所在的圆的直径，r为尖端分流造型各个圆弧的半径。其中参数D₁决定了燃烧室尺寸的大小，一般由喷嘴的喷油特性参数、喷油夹角、缸径可以确定；由于要求尖端分流造型中的每个圆弧都与燃烧室直径相切，参数r与参数D₁和D₂相关联；最后，参数D₂决定了尖端分流造型中尖端部分距离喷孔的距离，D₂越大，尖端部分越远离燃烧室中心，但当D₂大于一定数值后，小圆弧段之间无法连接，侧卷流燃烧室的造型也就无法完成。

图4为侧卷流燃烧室正视图，可以看到燃烧室造型中含有12个小圆弧段。

如图5所示，为侧卷流燃烧室的一种极限，图中L₁和L₂分别为燃烧室的两条中心线，相互之间夹角为15°，当尖端分流造型中的圆弧与中心线构成相切关系时，即达到侧卷流燃烧室的极限状态，当D₂继续加大时，尖端分流造型中的圆弧无法与其相邻的圆弧相连，从而无法构成燃烧室。在此极限状态下，各参数间可构成一个直角三角形。根据该直角三角形的几何关系，有如下等式：

小圆弧半径r与D₁和D₂之间存在如下关系：

$r=\frac{D_1-D_2}{2}........................\left(2\right)$

由(1)式和(2)式，可得：

因此，对于侧卷流燃烧室来说，当燃烧室直径确定下来后，小圆弧半径r和小圆弧圆心所在圆的直径D2应满足如下(5)式和(6)式：

具体实施例

分别建立相同压缩比条件下的侧卷流燃烧室、ω型燃烧室及双卷流燃烧室的CFD三维网格模型，进行仿真计算对比。其中双卷流燃烧室为本试验室提出的一种利用造型上分出的内室和外室形成两个方向的卷流的一种燃烧室，该燃烧室对提前角及喷油夹角与燃烧室的匹配有很高要求，当匹配的恰当时才会发挥该燃烧室的最大作用。

燃烧室设计参数及计算设置为：六孔喷油器适用，缸径110mm，冲程110mm，连杆长度200mm，余隙高度1mm。

按照压缩比15.5计算，侧卷流燃烧室体积应为49381mm³。实际造型体积为49570mm³，偏差率为0.4％。几何尺寸中，基础ω型燃烧室直径为80mm，锥尖高度为6mm，圆弧半径为10mm，中心锥尖角为150°。挖去的12个尖端圆弧半径在直径为59.6mm的圆上，小圆弧半径为10.2mm。与其相比较的普通ω型燃烧室造型体积为49518mm³，偏差率为0.28％。几何尺寸中，燃烧室直径为10mm，锥尖高度为6mm，圆弧半径为10mm，中心锥尖角为157°。图6、图7和图8分别为侧卷流燃烧室在Pro/E软件中的一般视图、俯视图、正视图。图9为Pro/E软件中对应单喷嘴时的三维造型。

三维建模中力图建立近乎同等网格条件下的三种燃烧室进行计算加以比较，计算设置相同。

图10、图11、图12分别为侧卷流燃烧室、ω型燃烧室、双卷流燃烧室在三维流体仿真软件中的体网格造型。下止点时三种燃烧室的网格数同为41920个。

计算要求：过量空气系数为1.8，循环供油量为26.7mg/cyc。转速为4200转/分，进气始点压力为3.74bar，进气温度为333K，喷油从350°CA到380°CA，喷油夹角为160°。计算中经过多次计算比对，此提前角和喷油夹角对于该双卷流燃烧室是比较理想的。

图13-18分别为三种燃烧室的二维计算结果图线，依次为缸内平均压力、缸内平均温度、平均湍动能、瞬时放热率、累积放热率、未燃当量比。

从图13中可以看出，双卷流燃烧室可达到最大的缸内平均压力21.8MPa，侧卷流燃烧室和ω型燃烧室分别可达到21.2、21.3MPa。从开始燃烧到380°CA时，双卷流燃烧室的缸内平均压力始终处于最高的位置，但侧卷流燃烧室在368-372°CA间的缸内平均压力基本保持在其可达到的最高位置21.2MPa。ω型燃烧室的缸内平均压力达到最高压力后下降的很快，372°CA后一直处于前两种燃烧室之下。

从图14中可以看出，480°CA排气门打开时，三种燃烧室的缸内平均温度，即排温很接近。从开始燃烧到380°CA，双卷流燃烧室始终处于最高的水平，这与图13的规律是一致的。

由图15可知，侧卷流燃烧室的平均湍动能最低，这与其不需要太多进气涡流是一致的，另两种燃烧室平均湍动能比较高。

由图16可知，侧卷流燃烧室在扩散燃烧期内的363°CA和371°CA出现双峰，这与先前的柴油机放热规律是不相符的，一般柴油机放热规律中主燃期内瞬时放热率达到最大放热率点后开始下降，而侧卷流燃烧室在主燃期内达到第一个峰值放热速度略微下降一些后继续上升达到第二个峰值，在这一时间段内活塞下行，放热速度的加快弥补了缸内容积的增加可使得缸内平均压力维持不变，这与图13中该燃烧室的缸内平均压力保持在最高压力的一段是一致的。双峰规律的成因将在后面的三维结果分析中有所阐述。双卷流燃烧室在368°CA前的放热速度最快，而后略高于ω型燃烧室的放热速度。由于侧卷流燃烧室主燃期内的双峰规律，其在368°CA后仍可保持较高的燃烧放热速度。

图17中，侧卷流燃烧室中燃烧初期累积放热率较少，而后由于燃烧放热加快、持续时间较长，累积放热率处于最高的位置，与图16相符。

图18中，侧卷流燃烧室得益于主燃期中后期的燃烧、放热速率较高，因此其未燃当量比始终是最低的。

排气门打开时，侧卷流燃烧室、ω型燃烧室和双卷流燃烧室的NOx排放的质量分数为2.14‰、2.52‰、2.87‰，Soot排放的质量分数为86.5‰、180‰、149‰。侧卷流燃烧室在NOx和Soot排放方面都是最少的。可见，侧卷流燃烧室通过燃油油束撞击尖端分流造型形成燃油的侧向分流，扩大了燃油在燃烧室空间范围内分布，减少了燃烧室全空间范围内的燃油分布极浓极稀区，从而减少了Soot生成及排放，并且不增加燃烧、放热速率，因此NOx排放也有一定程度的下降。

从进气门关闭到排气门打开的计算时间段内，侧卷流燃烧室、ω型燃烧室和双卷流燃烧室的指示功率经计算，分别为104.3kW、102.9kW、103.4kW，按照放热率10％到放热率90％计算主燃期长度，依次为49.7°CA、62.7°CA、60.5°CA。

侧卷流燃烧室的功率比ω型燃烧室提高1.4％，比双卷流燃烧室提高0.9％。侧卷流燃烧室瞬时放热率主燃期内出现的双峰规律是其功率提高的主要影响因素。

侧卷流燃烧室的主燃期是最短的，双卷流燃烧室次之，ω型燃烧室最长，侧卷流燃烧室主燃期比双卷流燃烧室缩短17.9％，这得益于侧卷流燃烧室主燃期双峰规律的第二个峰使得放热速率持续比较高，燃烧中后期的加速使得主燃期急剧缩短。

图19、图20分别为侧卷流燃烧室在370°CA时的未燃当量比和速度场云图，图中显示燃油撞击尖端分流造型后分别向两侧形成卷流的情形，侧卷流燃烧室的设计意图得到体现，该曲轴转角与侧卷流燃烧室放热率曲线上出现的双峰中的第二个峰值角度接近，说明放热率的突然升高与燃油撞击尖端分流造型后形成卷流，更好的利用燃烧室远端的空气密切相关，这是放热率曲线上出现双峰规律的成因。

要想使得该燃烧室发挥最大作用，形成放热率“主燃期双峰”是最关键的，这就要求燃油在恰当的时刻撞击到尖端分流造型，尖端部分距离燃烧室中心过近会使得燃油喷出后很快撞击尖部而形成侧向卷流，喷孔过多时容易使燃油连成一片，对混合不利；而尖端部分距离燃烧室中心过远时，燃油撞击尖部后速度已经损失过多，形成侧向卷流不够充分，无法发挥该燃烧室的优势。因此，尖端分流造型和基准ω型燃烧室的几何尺寸、喷油夹角、喷油器的喷油特性之间的匹配是关键。

Claims (1)

1.一种柴油机侧卷流燃烧室，用于扩大燃油径向分布、提高燃烧室远端空气利用率，其特征在于：在柴油机普通ω型燃烧室上加装一种尖端分流造型，该尖端分流造型在圆周方向上依次相连且呈周向均布，喷油器喷嘴喷出的燃油油束通过尖端分流造型的作用，在每个尖端分流造型两侧形成两个方向的侧向卷流运动，对于适合6喷孔喷油器的该燃烧室来说，当确定燃烧室直径D₁后，尖端分流造型中各个圆弧的半径r和各个圆弧圆心所在圆的直径D₂应满足

和

的要求，侧卷流燃烧室与普通ω型燃烧室的不同在于其可形成放热率曲线中主燃期内除第一个峰值外的第二个峰值，产生第二个峰值的时刻对应的是燃油撞击尖端分流造型后产生缸内径向卷流运动的时间，侧卷流燃烧室通过更好的利用燃烧室远端的空气，形成“主燃期双峰”放热规律，燃烧中后期的加速使得主燃期缩短、功率升高。

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