康與寧，李向榮※，薄大偉，陳彥林，劉 棟，常 江

（1.北京理工大學機械與車輛學院，北京 100081；2.中國人民解放軍陸軍裝備部駐北京地區(qū)軍事代表室，北京100072）

0 引 言

柴油機具有功率密度高和可靠性好的特點，在生產(chǎn)生活中取得廣泛應用，開展柴油機節(jié)能減排技術研究對社會可持續(xù)發(fā)展和國家能源安全具有重要意義[1-4]。隨著現(xiàn)代柴油機技術的發(fā)展，采用高噴射壓力燃油供給系統(tǒng)和新型燃燒室改善柴油機擴散燃燒質量成為提高柴油機動力性和經(jīng)濟性、降低污染物排放的重要途徑[5-8]?，F(xiàn)代柴油機供油系統(tǒng)壓力的不斷提升使得噴霧質量得到較大改善，但噴油壓力增大不可避免地引發(fā)燃油濕壁問題，導致柴油機燃燒持續(xù)期延長、Soot排放量增加，限制了整機性能的進一步提升[9-12]。

為解決上述問題，研究者們設計了能夠充分利用高噴射壓力燃油動能的導流燃燒系統(tǒng)，借助特殊的燃燒室結構引導觸壁燃油流動并形成燃油空間擴散，從而提高油氣混合速率。豐田的TRB（Toyota Reflex Burn）燃燒系統(tǒng)設有燃燒室反射壁，射流燃油的一部分碰撞反射壁形成壁面射流，與另一部分自由射流二次混合，油氣混合質量提高，燃油附壁燃燒現(xiàn)象有所減弱[13]；天津大學的Bump燃燒系統(tǒng)在燃燒室壁面設有限流沿，燃油撞壁后經(jīng)限流沿形成向燃燒室中心區(qū)域發(fā)展的二次射流，有效降低了壁面燃油堆積面積，燃燒性能有所提升[14-15]；北京理工大學研制的雙卷流燃燒系統(tǒng)設有弧脊結構，燃油撞擊弧脊后夾帶空氣向內(nèi)外室 2個方向卷動，空氣利用率和混合燃燒速度均有所提高[16-18]；北京理工大學研制的側卷流燃燒系統(tǒng)在缸內(nèi)壁面設計了分流造型，燃油經(jīng)分流造型導向兩側形成卷流運動，在相鄰分流造型處形成干涉壁射流，顯著提高了柴油機熱效率[19-22]。

道依茨公司的 TCD2015（T表示渦輪增壓器，Turbocharger，C表示進氣中冷，Charge air cooling，D為柴油顆粒捕集器，Diesel particle filter）系列機型上配備了帶有環(huán)形凸起的導流燃燒系統(tǒng)，稱之為 TCD燃燒系統(tǒng)，其特點為在傳統(tǒng)ω燃燒系統(tǒng)的基礎上增設一淺盤形凹坑，采用燃燒室壁面環(huán)狀凸起引導燃油壁面發(fā)展。研究表明該系列柴油機具備良好的動力性能，排放滿足歐Ⅲ標準[23-25]，目前具備相似燃燒室特征的導流燃燒系統(tǒng)已在多家公司的柴油機產(chǎn)品上得到良好應用，例如福特公司的倒角縮口燃燒系統(tǒng)（Chamfered Re-entrant Combustion System）[26-27]、奔馳公司的階梯凹口燃燒系統(tǒng)（Stepped Recess Combustion System）[28]和豐田公司的錐緣燃燒系統(tǒng)（Taper Lip Combustion System）[29]等，但目前關于TCD燃燒系統(tǒng)在不同運行工況下的性能研究和缸內(nèi)油氣混合機理探索工作相對較少。

為研究 TCD燃燒系統(tǒng)對柴油機性能的影響，揭示TCD燃燒系統(tǒng)在不同運行工況下缸內(nèi)油氣混合的機理，本文采用試驗與仿真相結合的方法對柴油機TCD燃燒系統(tǒng)的燃燒和排放性能開展研究，通過對比TCD燃燒系統(tǒng)和傳統(tǒng)ω燃燒系統(tǒng)在不同負荷和過量空氣系數(shù)下的性能參數(shù)分析TCD燃燒系統(tǒng)性能，并借助仿真手段探索TCD燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)噴霧和燃燒過程，以期為后續(xù)柴油機導流燃燒系統(tǒng)開發(fā)和優(yōu)化提供參考。

1 材料與方法

1.1 試驗裝置設計與工況

燃燒性能試驗在 1132Z單缸柴油機臺架上進行，試驗臺架如圖1a所示，臺架組成如圖1b所示，單缸柴油機主要技術參數(shù)如表1所示，采用四氣門直氣道缸蓋。

表1 單缸柴油機技術參數(shù)Table 1 Technical parameters of single-cylinder diesel engine

試驗臺架采用 Bosch電控單體泵供油系統(tǒng)，柱塞直徑12 mm，最高噴油壓力160 MPa；CW160電力測功機由凱邁機電有限公司生產(chǎn)，最大吸收功率160 kW，最高轉速4 500 r/min，扭矩測量精度±0.2%FS；瞬態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)為Kistler公司生產(chǎn)的KiBox系統(tǒng)，其中包括進/排氣壓力溫度傳感器、缸壓傳感器、針閥升程傳感器等，曲軸轉角分辨率為0.1°，轉速測量精度±2 r/min；CMFG010瞬時油耗儀用于測定柴油機瞬態(tài)燃油消耗，測量精度為0.12 %FS；排放污染物采集儀器為 Horiba MEXA-720 NOx分析儀和AVL 415S煙度計，NOx在0～1 000 mL/m3范圍內(nèi)測量精度為±30 mL/m3，在1 000～2 000 mL/m3范圍內(nèi)測量精度為±3%，Soot測量精度為±0.2FSN（Filter Smoke Number）。

試驗活塞采用TCD燃燒室和傳統(tǒng)ω燃燒室，主要結構尺寸如圖2所示，2種燃燒室采用相同的容積以保證柴油機壓縮比不變，均采用 8孔噴油器，噴孔直徑為0.27 mm，TCD燃燒室油束夾角為145°，ω燃燒室油束夾角為150°。燃燒室尺寸和油束夾角均經(jīng)過優(yōu)化。

試驗工況為變轉速、變負荷和變過量空氣系數(shù)φ工況，如表2所示。轉速由高到低選取2 100，1 800，1 500和1 300 r/min，過量空氣系數(shù)選取柴油機工況常用值1.8，在最優(yōu)噴油提前角下比較燃燒和排放性能，在此基礎上選擇最大扭矩轉速1 800 r/min研究變負荷和過量空氣系數(shù)下性能變化情況。對于變負荷和過量空氣系數(shù)工況，為了凸顯不同燃燒系統(tǒng)間的性能差異以便于研究和分析，將噴油提前角減小至9°。

<1)，且各件產(chǎn)品是否為不合格品相互獨立．

表2 試驗工況Table 2 Operating conditions

試驗通過控制進氣壓力和噴油脈寬控制進氣量和燃油量，每個工況點下待柴油機穩(wěn)定運轉2 min后進行數(shù)據(jù)采集，功率、油耗取5次測量結果的平均值，缸壓取100個連續(xù)工作循環(huán)的平均值，NOx和Soot排放量取3次采集結果的平均值。

為比較不同燃燒系統(tǒng)的燃燒過程，分析柴油機燃燒過程滯燃期、速燃期、主燃期和后燃期4個階段的特點，以針閥開啟時刻作為滯燃期起點，瞬時放熱率起點作為速燃期起點，瞬時放熱率第一個波谷位置作為主燃期起點，缸內(nèi)平均溫度達到最高點位置作為后燃期起點，至95%累計放熱量點作為燃燒終點，由此計算各燃燒階段燃燒放熱情況[30-32]。

1.2 仿真模型與分析內(nèi)容

為進一步探究 TCD燃燒系統(tǒng)改善燃燒和排放的機理，采用AVL Fire軟件建立柴油機三維仿真模型，并選取最大扭矩轉速1 800 r/min工況進行研究，仿真模型選擇從進氣門關閉時刻（上止點前123 °CA）至排氣門打開時刻（上止點后118 °CA）這一時間段進行計算。選用的燃燒室網(wǎng)格模型如圖3所示，經(jīng)無關性檢驗選取整體網(wǎng)格尺寸為1 mm，TCD燃燒室網(wǎng)格總數(shù)為120 690個，ω燃燒室網(wǎng)格總數(shù)為105 210個。

仿真子模型選取 k-ζ-f湍流模型，Wave噴霧破碎模型，Dukowicz噴霧蒸發(fā)模型和 ECFM-3Z燃燒模型。為保證噴霧模型和燃燒模型的準確性，在定容燃燒彈和試驗單缸機上完成了相應的噴霧和燃燒測試工作，通過對比噴霧液相貫穿距、噴霧總貫穿距（含氣相）、缸內(nèi)壓力和瞬時放熱率數(shù)據(jù)完成仿真模型驗證。

2 結果與分析

2.1 仿真結果與驗證

在轉速1 800 r/min，72 kW負荷工況下的模型驗證結果如圖4所示。由圖可知仿真結果與試驗結果保持較好的一致性，說明仿真模型計算結果能夠反映柴油機實際運行情況。

2.2 轉速對燃燒和排放性能的影響

不同轉速下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率和污染物排放量變化如圖5所示。

由圖5可知，隨著轉速升高TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率先減小后增大，在 4個轉速工況下，TCD燃燒系統(tǒng)燃油消耗率均低于 ω燃燒系統(tǒng)，其中2 100 r/min下TCD燃燒系統(tǒng)燃油消耗率相比ω燃燒系統(tǒng)降幅達到最大，為 1.84%（3.8 g/kW·h），表明不同轉速下TCD燃燒系統(tǒng)的經(jīng)濟性更好，這是因為TCD燃燒系統(tǒng)的導流作用能夠加速缸內(nèi)油氣混合，在高轉速大油量工況下對缸內(nèi)油氣混合的改善效果更加明顯，有利于燃油快速充分燃燒進而降低燃油消耗率。排放性能上，TCD燃燒系統(tǒng)在不同轉速下的Soot排放量相比ω燃燒系統(tǒng)大幅降低，1 300 r/min下TCD燃燒系統(tǒng)Soot排放量相比ω燃燒系統(tǒng)降幅達到最大，為53.28%（1.213FSN），這是因為TCD燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)油氣混合質量較好，缸內(nèi)不完全燃燒的燃油量較少，限制了Soot的生成。各轉速下TCD燃燒系統(tǒng)的 NOx排放量相比 ω燃燒系統(tǒng)均升高，1 500 r/min下TCD燃燒系統(tǒng)相比ω燃燒系統(tǒng)NOx排放量增幅最大，為16.59%（214.7 mL/m3），這是由于缸內(nèi)燃油快速燃燒導致溫度上升促進了 NOx的生成，因而需要借助后處理系統(tǒng)減少NOx排放。

2 100 r/min下的TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率曲線如圖6所示。由圖6可知，TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的兩階段放熱峰值基本相同，放熱峰值點后的12~52 °CA區(qū)間內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率均高于ω燃燒系統(tǒng)，最高相差約22.2 J/°CA，而在52 °CA之后TCD燃燒系統(tǒng)瞬時放熱率低于ω燃燒系統(tǒng)，由放熱率曲線積分可得到2 100 r/min下TCD燃燒系統(tǒng)的后燃期放熱比例為23.2%，相比ω燃燒系統(tǒng)減少3.8%，表明TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃燒放熱集中，后燃燃油比例較小，這是由于 TCD燃燒系統(tǒng)在高轉速大油量工況下能夠起到良好的導流作用，缸內(nèi)油氣混合速率較快，燃燒持續(xù)期縮短，后燃燃油量少，有利于燃油充分燃燒從而降低Soot排放量和排氣熱量損失，提高柴油機熱效率。

2.3 負荷對燃燒和排放性能的影響

最大扭矩轉速1 800r/min不同負荷下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率和污染物排放量如圖7所示。由圖7可知，隨著負荷增大TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率先減小后增大，在4個負荷工況點下TCD燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率均低于ω燃燒系統(tǒng)，72 kW工況下TCD燃燒系統(tǒng)相比ω燃燒系統(tǒng)燃油消耗率降幅最大，為3.53%（7.0 g/kW·h），這是因為大負荷工況下TCD燃燒系統(tǒng)能夠充分發(fā)揮燃油導流作用，增大燃油擴散面積從而促進均勻混合氣的形成與燃燒，降低燃油消耗率。排放性能方面，隨著負荷的增大 NOx排放量逐漸增大而 Soot排放量逐漸減小，不同負荷下 TCD燃燒系統(tǒng)NOx排放量高于ω燃燒系統(tǒng)同時Soot排放量明顯低于ω燃燒系統(tǒng)，36 kW工況下 NOx排放量增幅最大，為26.35%（280.7 mL/m3），54 kW工況下Soot排放量降幅最大，為86.67%（2.657 FSN），這是因為TCD燃燒系統(tǒng)能夠將觸壁燃油引導至遠離壁面的區(qū)域進而提高空氣利用率，緩解壁面燃油堆積帶來的燃油不完全燃燒問題，起到抑制Soot的生成和促進Soot高溫氧化的作用，同時高燃燒速率使缸內(nèi)平均溫度升高促進了NOx的生成。

1 800 r/min、72 kW負荷工況下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率曲線如圖8所示。由圖可知TCD燃燒系統(tǒng)的擴散燃燒峰值略高于ω燃燒系統(tǒng)，在45 °CA前的放熱率下降段TCD燃燒系統(tǒng)瞬時放熱率高于ω燃燒系統(tǒng)，最高相差約 22.8 J/°CA，由放熱率曲線可得1 800 r/min、72 kW工況下，TCD燃燒系統(tǒng)后燃期放熱比例為22.5%，相比ω燃燒系統(tǒng)減少2.3%，表明TCD燃燒系統(tǒng)的后燃現(xiàn)象較輕，這是由于TCD燃燒系統(tǒng)相比ω燃燒系統(tǒng)具有更強的燃油導流能力，在高負荷大油量工況下能夠有效促進油氣混合，燃油燃燒更加集中，因而有利于柴油機熱效率提高和Soot排放降低。

2.4 過量空氣系數(shù)對燃燒和排放性能的影響

最大扭矩轉速1 800 r/min不同過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率和污染物排放量變化如圖9所示。

由圖9可知隨著過量空氣系數(shù)增大TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的燃油消耗率逐漸降低，在不同過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)對應燃油消耗率均低于ω燃燒系統(tǒng)，過量空氣系數(shù)為1.2時TCD燃燒系統(tǒng)燃油消耗率相比ω燃燒系統(tǒng)降幅最大，為7.01%（15.8 g/kW·h），表明TCD燃燒系統(tǒng)在低過量空氣系數(shù)下經(jīng)濟性相比 ω燃燒系統(tǒng)更好，這是因為低過量空氣系數(shù)下燃油在TCD燃燒系統(tǒng)的導流作用下與空氣迅速，油氣混合質量得到改善。不同過量空氣系數(shù)下 TCD燃燒系統(tǒng)對應 Soot排放量相比 ω燃燒系統(tǒng)均下降，NOx有所上升，過量空氣系數(shù)為1.6時TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)Soot排放量相比ω燃燒系統(tǒng)降幅最大，為81.28%（1.385 FSN），過量空氣系數(shù)為1.4時TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi) NOx排放量相比 ω燃燒系統(tǒng)增幅最大，為43.05%（509.4 mL/m3），這是因為 TCD燃燒系統(tǒng)能夠引導燃油流動和擴散，低過量空氣系數(shù)下的缸內(nèi)濃混合氣區(qū)域減小，緩解了低過量空氣系數(shù)導致燃油燃燒不完全引發(fā)的熱效率下降和Soot排放問題，同時高溫促進了缸內(nèi)NOx的生成。

1 800 r/min、過量空氣系數(shù)1.2工況下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率曲線如圖10所示。由圖10可知，2種燃燒系統(tǒng)的預混放熱峰值基本相同，在 8～45°CA區(qū)間內(nèi) TCD燃燒系統(tǒng)燃燒放熱率高于 ω燃燒系統(tǒng)，最大相差29.4 J/°CA，表明TCD燃燒系統(tǒng)擴散燃燒速率較快，這是由于TCD燃燒系統(tǒng)的導流作用促進了缸內(nèi)油氣混合，空氣利用率提高從而使燃油快速燃燒。隨著燃燒過程進行 2種燃燒系統(tǒng)的瞬時放熱率逐漸下降，且TCD燃燒系統(tǒng)瞬時放熱率下降速度明顯大于ω燃燒系統(tǒng)，表明TCD燃燒系統(tǒng)燃燒放熱較為集中，由放熱率曲線可得1 800 r/min、過量空氣系數(shù)為1.2時TCD燃燒系統(tǒng)后燃期為29.0%，相比ω燃燒系統(tǒng)減小了4.6%，這是由于低過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)的導流作用能夠有效引導燃油擴散加速油氣混合，燃燒持續(xù)期縮短，后燃燃油比例減少，因而具備更好的燃燒和排放性能。

2.5 燃燒系統(tǒng)油氣混合過程仿真結果

上述試驗結果表明，TCD燃燒系統(tǒng)在不同負荷和過量空氣系數(shù)下對燃燒和排放性能有不同程度的改進，為進一步研究高負荷、低負荷、高過量空氣系數(shù)和低過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)改進缸內(nèi)燃燒過程的差異，揭示TCD燃燒系統(tǒng)促進缸內(nèi)油氣混合的機理，選取柴油機最大扭矩轉速 1 800 r/min下的低負荷 23 kW、高負荷72 kW、低過量空氣系數(shù)1.2和高過量空氣系數(shù)2.0共4個工況進行仿真計算，通過切片觀察燃油當量比和速度分布情況，分析TCD燃燒系統(tǒng)在不同負荷和過量空氣系數(shù)下的油氣混合過程。

仿真計算得到1 800 r/min下不同負荷和過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)和ω燃燒系統(tǒng)燃油當量比分布情況如圖11和圖12所示。由圖可知，TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)油束撞壁時間早于 ω燃燒系統(tǒng)，在環(huán)狀凸起的導流作用下油束分別向內(nèi)外兩室發(fā)展，且在最優(yōu)油束夾角下內(nèi)室燃油略多于外室。隨著噴油過程進行和活塞向下運動，TCD燃燒系統(tǒng)中流入外室的燃油逐漸增多，在14 °CA下內(nèi)外室燃油比例大致相同，流入內(nèi)室的燃油經(jīng)燃燒室底部圓弧段向燃燒室中心區(qū)域擴散，流入外室的燃油沿淺盤底面發(fā)展并碰撞側壁形成向缸蓋底面發(fā)展的射流并向缸蓋底面周圍區(qū)域擴散，從而擴大了燃油擴散面積，提高了油氣混合質量，而 ω燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油碰壁后主要沿燃燒室側壁向頂隙和燃燒室底部區(qū)域擴散，燃油擴散面積相比TCD燃燒系統(tǒng)較小，壁面附近燃油分布集中，因而油氣混合質量較差，燃燒性能降低，Soot排放量增大。活塞繼續(xù)下移會使油束撞擊燃燒室壁面的位置發(fā)生變化，在28 °CA下TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)油束直接撞擊淺盤側壁，在缸蓋底面附近形成大面積油氣混合區(qū)域，從而促進了燃油燃燒，而ω燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油在28 °CA下直接進入頂隙區(qū)域并在活塞頂面聚集，不利于均勻混合氣的形成。對比各工況燃油當量比分布情況可知，不同負荷和過量空氣系數(shù)下TCD燃燒系統(tǒng)油氣混合質量均優(yōu)于ω燃燒系統(tǒng)，在72 kW負荷和過量空氣系數(shù)1.2工況下TCD燃燒系統(tǒng)燃油當量比在1附近的區(qū)域更廣，說明TCD燃燒系統(tǒng)改善油氣混合的效果更明顯，這是因為ω燃燒系統(tǒng)在高負荷工況和低過量空氣系數(shù)下附壁燃油更加集中，難以與周圍空氣快速混合形成均勻混合氣，不利于燃油快速燃燒，而TCD燃燒系統(tǒng)通過環(huán)狀凸起和淺盤側壁的導流作用將燃油帶離壁面并向周圍區(qū)域擴散，能夠快速形成適合燃燒的均勻混合氣，因而相比ω燃燒系統(tǒng)油氣混合促進效果更加明顯。

為更好地分析不同負荷和過量空氣系數(shù)下的缸內(nèi)油氣混合過程，針對燃油撞壁和噴霧終止后的缸內(nèi)速度分布進行分析，如圖13和圖14所示。由圖可知，在8 °CA下兩燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油均發(fā)生撞壁，并在撞壁位置形成低速區(qū)，TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)的低速區(qū)出現(xiàn)在環(huán)狀凸起圓角處，速度約為 40 m/s，在凸起兩側的壁面附近存在高于100 m/s的高速流動區(qū)域，而在ω燃燒系統(tǒng)燃油撞壁區(qū)域形成了低于40 m/s的大面積低速區(qū)，表明TCD燃燒系統(tǒng)環(huán)狀凸起結構能夠起到良好的導流效果，相比 ω燃燒系統(tǒng)的燃油碰壁能量損失更小，從而緩解了燃油壁面堆積和附壁燃燒問題。

在 28 °CA下活塞位置下移使油束與壁面撞擊點上移，在TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油直接撞擊淺盤側壁并形成高于20 m/s的撞壁射流，在缸蓋底部區(qū)域形成向燃燒室中心和頂隙區(qū)域擴散的兩股燃油，從而增大了燃油擴散面積促進油氣混合，而ω燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油直接噴入頂隙區(qū)域并沿活塞頂面發(fā)展，頂面附近燃油速度迅速降低至20 m/s以下，表明ω燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油發(fā)展受到限制。對比各工況速度分布情況可知，在72 kW負荷和過量空氣系數(shù)1.2工況下TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油在環(huán)狀凸起的壁面導流作用下發(fā)展速度較快，因而相比ω燃燒系統(tǒng)缸內(nèi)油氣混合質量更好，這是因為ω燃燒系統(tǒng)中燃油直接撞擊燃燒室側壁導致速度下降，在壁面附近產(chǎn)生大面積低速區(qū)，減緩了油氣混合速度，而TCD燃燒系統(tǒng)的環(huán)狀凸起和淺盤側壁結構能夠引導燃油沿壁面方向發(fā)展，在高負荷和低過量空氣系數(shù)工況下緩解了燃油與壁面接觸導致的速度下降問題，加快了油氣混合過程。

為更好地評價TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)油氣混合質量，選擇不同燃油當量比區(qū)間的燃油質量比例作為評價參數(shù)，統(tǒng)計小于1，1～2，2～4和大于4共4個當量比區(qū)間的燃油質量占缸內(nèi)總噴油量的百分比進行分析[33]，以ω燃燒系統(tǒng)作為對照。不同燃燒系統(tǒng)變工況下各當量比區(qū)間的燃油質量比例變化如圖15所示。由圖15可知，隨著油氣混合過程進行燃油當量比大于 1的燃油質量先增大后減小，燃油當量比小于1的燃油質量比例逐漸增大，在0～30 °CA范圍內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)內(nèi)燃油當量比為2～4和大于4的燃油質量比例明顯低于ω燃燒系統(tǒng)，這是因為TCD燃燒系統(tǒng)的環(huán)狀凸起結構能夠引導撞壁燃油運動，限制了濃混合氣區(qū)域形成，燃油發(fā)展速度更快，在過量空氣系數(shù)1.2工況下TCD燃燒系統(tǒng)燃油當量比大于4的燃油質量比例相比ω燃燒系統(tǒng)降幅最大，最大降幅為9.75%，這是因為低過量空氣系數(shù)下缸內(nèi)背景密度較低，噴霧貫穿速度較快，燃油在TCD燃燒系統(tǒng)的環(huán)狀凸起導流作用下能夠向更大區(qū)域擴散，從而減少了濃混合氣區(qū)域的燃油量。在30～60 °CA范圍內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)相比ω燃燒系統(tǒng)燃油當量比小于1的燃油質量比例更高，燃油當量比1～2的燃油質量比例更低，在72 kW負荷工況下TCD燃燒系統(tǒng)燃油當量比小于1的燃油質量比例相比ω燃燒系統(tǒng)增幅最大，最大增幅為 7.45%，這是因為在高油量大負荷工況下 TCD燃燒系統(tǒng)的淺盤結構能夠將撞壁燃油快速導向缸蓋底面附近區(qū)域，提高了缸內(nèi)空氣利用率，因而油氣混合更加均勻，有利于緩解燃油后燃現(xiàn)象促進燃燒。

3 結 論

1）TCD燃燒系統(tǒng)在不同轉速、負荷和過量空氣系數(shù)工況下相比傳統(tǒng) ω燃燒系統(tǒng)燃燒放熱速度更快，后燃放熱比例較低，NOx排放量上升的同時Soot排放量顯著降低，燃油消耗率最大降幅為7.01%，NOx排放量最大增幅為43.05%，Soot排放量最大降幅為86.67%；

2）TCD燃燒系統(tǒng)在高負荷和低過量空氣系數(shù)工況下改善柴油機燃燒和排放性能的效果更佳明顯；

3）TCD燃燒系統(tǒng)的環(huán)狀凸起結構能夠將觸壁燃油導向內(nèi)外兩室，促進了燃油發(fā)展，限制了濃混合氣區(qū)域形成，0～30 °CA范圍內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)相比傳統(tǒng)ω燃燒系統(tǒng)濃混合氣區(qū)域燃油質量比例最大降幅為9.75%；

4）TCD燃燒系統(tǒng)的淺盤結構能夠形成向缸蓋底面發(fā)展的燃油撞壁射流，提高了空氣利用率，改善了缸內(nèi)油氣混合質量，30～60 °CA范圍內(nèi)TCD燃燒系統(tǒng)相比傳統(tǒng)ω燃燒系統(tǒng)均勻混合氣區(qū)域燃油質量比例最大增幅為7.45%。