魏胜利，王 忠，毛功平，倪培永

(江苏大学汽车与交通工程学院，镇江 212013)

前言

在现代中小型柴油机中，由于高压喷射带来的燃油撞壁问题已不可避免［1］。一方面，造成燃油沉积壁面，形成近壁过浓混合气，导致燃烧恶化、油耗及CO和HC排放升高;而另一方面，积极合理地利用喷雾撞壁，可以改善燃油雾化，促进油气混合，降低柴油机的油耗和排放。

在传统的撞壁喷雾方式中，一般是在较长距离下利用从喷孔喷出的油束撞击面积相对较大的壁面，由于距离较远，油束撞击时的动量相对较低;另外油束与碰撞壁面的接触面积大，导致较多的燃油易附着其上，壁面附近的燃油因无法卷吸足够的空气而形成过浓混合气区。如能最大限度地利用油束喷射动能并使油束撞击在指定的局部有限壁面上，则有可能获得高质量的雾化效果。此外，由于碰撞壁面有限，碰撞后的喷雾迅速脱离壁面向空间发展，在其两侧均可卷吸大量空气，减少了局部过浓区。

在火花点火直喷式汽油机中，利用单孔喷油器喷出的油束撞击燃烧室中央凸台来形成圆盘状的油雾分布，在燃烧室内挤流作用下，油雾层上下卷入空气，快速形成层状分布的混合气，称之为OSKA燃烧系统。随后，OSKA方式被运用于直喷式柴油机中，称为 OSKA-D 型［2－3］和 OSKA-DH 型［4－5］。

TRB(TOYOTA Reflex Burn)燃烧系统［6］的特点是在燃烧室凹坑的侧壁上设有反射凸缘，既可促进空气卷入，又减少了壁面油膜的沉积和壁面被喷湿的机会，促进了油气混合气的形成。实验证明，TRB燃烧系统不仅大大改善了发动机性能，而且也有效地减少了HC排放。

BUMP燃烧室［7］利用缸内空气运动使油束在燃烧前分布在燃烧室的适当位置，加快与空气的混合，形成稀的、较均匀的混合气。文献［8］中进行了预混合压燃近、远距撞壁喷雾的研究。文献［9］中提出了多片喷雾燃烧系统。从多孔油嘴喷出的油束在很短距离内(约5mm)以很高动能撞击设置于油嘴头部外围的多片导向斜壁，碰撞后的油束沿壁面方向迅速扩展成近似扇形片状的喷雾分布。

1 撞壁喷雾燃烧室的设计

合理的撞壁喷雾已经成为改善混合气分布的有效手段之一。喷雾撞壁后实现二次雾化，使油、气接触面积增大，加强了对空气的卷吸作用;在靠近上死点时，挤流可以促使燃油在气流作用下快速运动，有助于形成更大范围的稀薄混合气，进而有效地改善形成的混合气质量。因此，燃烧室形状、喷雾和气流运动匹配一直是研究的主要任务之一。

为了改善燃烧室内喷雾的空间分布，促进油气混合，降低排放，本文中提出了一种新型的直喷式柴油机撞壁喷雾燃烧系统，见图1。该燃烧系统在缩口型燃烧室中央设有较高的大凸台，并在燃烧室喉口设有喷雾碰撞凸缘(大凸台表面和喉口凸缘面统称导向面)。大凸台不仅适应喷油锥体的形成，把空气挤向周边，还可促使挤流的形成，并在膨胀行程初期，使高温燃气以逆挤流形式向活塞顶周边上空冲出时，主热流避开了喷嘴端部，使喷嘴不会过热。

在压缩行程中，在挤流作用下，气流经中央凸台与喉口凸缘之间进入燃烧室下方凹坑;高速喷雾以一定角度撞击中央大凸台表面或喉口凸缘面，其一小部分被反弹;绝大部分顺着导向面扩散成扇形，继而与导向面剥离，在气流作用下进入燃烧室下方凹坑。较快的气流运动和分布范围较广的喷雾促进了均匀混合气的快速形成。

由于喷孔夹角的不同造成油束在燃烧室落点位置有较大差异，从而形成了喷雾落点在中央凸台的近距撞壁(简称近撞)，包括全撞(喷孔夹角130°)和半撞(喷孔夹角140°，喷雾的一半碰撞在凸台末端，而另一半未与中央凸台碰撞);喷雾落点在喉口凸缘的远距撞壁(喷孔夹角150°，简称远撞)，见图1。

2 数值模拟

2.1 计算方案

采用了相同油嘴伸出长度和孔径不同喷孔夹角的油嘴，对上述3种不同的撞壁喷雾方式的混合气形成与燃烧过程进行了数值模拟。采用1/4缸内空间模型，每个CFD模型的网格数在分区之前都超过了60 000个。

2.2 模型与验证

计算采用k-ε湍流模型。喷雾破碎子模型采用WAVE模型。撞壁子模型采用Naber Reitz的油粒－壁面碰撞模型，相互作用类型为Walljet1，C2=12，临界 Weber数为 50，反射角度小于 5°［10］。喷雾蒸发采用Dukowicz模型，着火采用Shell自燃模型。

燃烧过程的反应速率基于Magnussen的湍流控制模型计算。NOx排放采用扩展的Zeldovich模型，碳烟排放采用Kennedy-Hiroyasu-Magnussen模型。

相关的计算初始参数见表1。

表1 计算初始参数

计算从进气门关闭时刻开始，到排气门打开时刻结束。该柴油机的进气门关闭时刻为上止点前150°CA，进气压力0.10MPa，进气温度为 297K，考虑传热和摩擦转化为热量对进气加热，设定初始温度为330K。计算采用100%负荷供油量。

为验证计算模型的有效性，将计算与实验结果进行了比较。图2为气缸压力曲线计算值与实验值的对比。由于实验柴油机缸套老化等原因实测值与计算值存在一定偏差，但总的看来，采用上述计算模型和边界条件进行数值模拟是可信的。

2.3 数值模拟结果分析

图3为在不同撞壁喷雾情况下，燃空比分布随曲轴转角的变化。由图可见:总体分布近撞优于远撞方式，半撞优于全撞方式。随着曲轴转角的变化，燃空比分布差异较大，半撞与远撞在气流作用下在凹坑内发生明显的顺时针旋转。半撞方式中未发生撞壁的那部分燃油及撞壁后的喷雾迅速脱离壁面向空间发展，在其两侧均可卷吸大量空气，减少了局部过浓区。这样使燃烧室外围空气得到充分利用，有利于在较大范围形成均匀混合气。在5°CA ATDC时，全撞方式在中央凸台和通道处混合气较浓，半撞方式在中央凸台表面浓混合气的范围较小，通道处较均匀，其余受气流运动影响，分布在凹坑壁面，而远撞则主要分布在凹坑壁面。在15°CA ATDC时，三者在燃烧室中的过浓区基本消失，半撞和远撞的混合气主要分布在喉口与凸台圆弧处附近，而全撞方式的混合气则主要分布在凸台拐角至喉口上方空间。在20°CA ATDC时，三者的燃空比均在3以下，半撞喷雾在燃烧室中形成的混合气最均匀，分布范围较广，其主要分布于凸台上方至燃烧室喉口空间。

图4为全撞、半撞和远撞喷雾方式在燃烧室内温度场分布对比。在5°CA ATDC时，全撞中高温区出现在通道处，半撞中高温区出现在通道处及凹坑中，以上两者最高温度均在2 500K以上，远撞中高温区则主要出现在凹坑的中心附近，很小部分位于喉口上方，最高温度达2 300K。在20°CA ATDC时，最高温度超过了2 700K，三者的温度场分布已出现较大差异:全撞中高温区主要集中在通道到喉口上方，半撞和远撞则主要分布在凸台上方。从10°CA～20°CA ATDC燃烧室内温度分布随曲轴转角变化情况可以看出:凹坑中心的温度只有1 700K左右，凹坑壁附近的温度较高，达2 500K左右，在凹坑中温度形成了中心低、四周高的现象，说明此时温度场主要受燃烧涡流和逆挤流影响。在30°CA ATDC以后，全撞方式出现了局部高温区，而半撞和远撞高温区范围大，温度场均匀。全撞中高温区呈不连续带状分布，绝大多数分布在在活塞顶上方，而半撞和远撞则呈连续性片状分布，位于凸台、通道到喉口上方空间，三者的最高温度则差别不大。

图5为不同喷孔夹角的燃烧和排放性能比较曲线。在整个燃烧过程中，半撞具有最高的缸内平均温度，生成NO的质量分数最高，达15.68g/kg，生成碳烟的质量分数最低，为10.70g/kg，远撞喷雾生成NO的质量分数最低，为9.27g/kg。由于远碰喷雾方式油雾到达喉口导向面时动能相对较低，喷雾贴近燃烧室壁面无法卷吸足够的空气，形成过浓区，使NO较低，碳烟排放高。半撞喷雾方式在燃烧室中形成的混合气分布最均匀，油粒与空气接触面积较大，因而碳烟排放最低。全撞喷雾方式虽然油束对中央凸台的撞击动能较大，但由于其喷雾撞壁后沿凸台面展开，喷雾紧贴凸台导向面，如果喷孔数目较多，则会产生相互干涉而形成过浓区。燃烧初期全撞的碳烟质量分数大于其他两者，半撞与远撞喷雾基本相同，这是因为全撞喷雾方式油雾最早接触到凸台碰撞面，油气未能充分混合，导致碳烟排放高。在燃烧中后期碳烟质量分数最大值从高到底依次为:远撞喷雾、全撞喷雾、半撞喷雾。

3 结论

(1)由于喷孔夹角不同导致在燃烧室内喷雾落点不同，形成了近撞(包括全撞和半撞)与远撞喷雾方式。燃空比总体分布近撞喷雾优于远撞方式，其中半撞又优于全撞方式。

(2)3种撞壁喷雾方式中，半撞喷雾方式生成的碳烟排放最低，NO排放最高;远撞喷雾方式生成的碳烟排放最高，NO排放最低。

(3)燃烧涡流和逆挤流对速燃期的燃烧室内温度分布有较大的影响。

(4)在30°CA ATDC以后，全撞中高温区呈不连续带状分布，而半撞与远撞则呈连续性片状分布，三者的最高温度则相差不大。

［1］Bianchi G M，Pelloni P，Corcione Felice E，et al.Numerical Study of the Combustion Chamber Shape for Common Rail H.S.D.I.Diesel Engines［C］.SAE Paper 2000 －01 －1179.

［2］Akasaka Yukio，Curran Patrick D，Sasaki Takanobu，et al.Evaluation of Oxygenated Fuel by Direct Injection Diesel and Direct Fuel Injection Impingement Diffusion Combustion Diesel Engines［C］.SAE Paper 901566.

［3］Kato Satoshi，Onishi Shigeru.New Type of Diesel Engine by Impingement of Fuel Jet(OSKA-D)［C］.SAE Paper 901618.

［4］Kato Satoshi，Fujita Kenshi，Tanabe Hideaki，et al.Combustion Observation of OSKA-DH Diesel Engine by High-Speed Photography and Video System［C］.SAE Paper 961159.

［5］Kato Satoshi，Onishi Shigeru，Tanabe Hideaki，et al.Development of OSKA-DH Diesel Engine Using Fuel Jet Impingement and Diffusion Investigation of Mixture Formation and Combustion［C］.SAE Paper 940667.

［6］Sakata Ichiro，Ishisaka Kazuyoshi，Yanagihara Hiromichi，et al.Development of TOYOTA Reflex Burn(TRB)System in DI Diesel［C］.SAE Paper 900658.

［7］裴毅强，苏万华，林铁坚.一种基于稀扩散燃烧的BUMP燃烧室及其对柴油机碳烟和NOx排放影响的实验研究［J］.内燃机学报，2002(5):381－386.

［8］冯立岩.基于柴油预混合压燃的碰撞喷雾及燃烧数值模拟［D］.大连:大连理工大学，2003.

［9］杜宝国.基于近距撞壁的柴油机准伞状喷雾系统研究［D］.大连:大连理工大学，2007.

［10］AVL List Gmbh.AVL Fire 2008 Manual-spray［M］.Graz，Austria，2008.