專利名稱：側(cè)卷流燃燒室的制作方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及一種特殊設(shè)計及加工的柴油機燃燒室，此燃燒室可以在普通ω型燃 燒室的基礎(chǔ)上加裝數(shù)量合適的尖端分流造型，噴油器噴孔中噴出的燃油撞擊尖端分流造型 而向尖端造型兩側(cè)擴散形成側(cè)向卷流，提高燃燒室遠端的空氣利用率，加速油氣混合速率， 從而達到優(yōu)化柴油機燃燒性能及排放的目的。
背景技術(shù)：
現(xiàn)代柴油機的燃油破碎、油氣混合過程直接影響著燃燒性能及排放特性。因此，使 燃油盡早霧化、在燃燒室空間范圍內(nèi)分布更廣，提高與空氣的混合速度，減少燃燒室中出現(xiàn) 燃油的極濃極稀區(qū)，都可以明顯改善柴油機的動力性、經(jīng)濟性及排放性能。現(xiàn)代柴油機中應(yīng)用了各種不同的手段來提高發(fā)動機燃燒及排放性能，但這些技 術(shù) 路線在一定程度上造成燃油、空氣與燃燒室不匹配。為了更好的說明，下面結(jié)合圖1分別分 析幾種典型的技術(shù)手段的缺陷。圖1是典型的ω型燃燒室的造型，1 、2、3、4區(qū)分別為燃燒 室中的不同空間位置。燃油高壓噴射技術(shù)可使燃油噴出后在2區(qū)內(nèi)快速霧化，更好的解決 油氣混合速度問題，但是燃燒室遠端的3、4區(qū)及油束下面的1區(qū)空間僅有少量燃油，空氣 利用率偏低，即使利用增大噴孔直徑來增加燃油貫穿度，也僅會使得3、4區(qū)空氣利用率有 所提高；燃燒室與渦流優(yōu)化匹配技術(shù)雖然可綜合優(yōu)化2、3、4區(qū)的油、氣混合，但上止點附近 時1區(qū)內(nèi)燃油幾乎無法達到，活塞下移的過程中只靠燃油的擴散依然無法充分利用該區(qū)的 空氣；而渦輪增壓中冷技術(shù)實際上依靠提高進氣密度、供油系統(tǒng)增加循環(huán)噴油量從而達到 增加功率、降低燃油消耗率等目的，空氣密度的增加會導(dǎo)致燃油貫穿度的減小，從而燃燒室 中遠端及擠流區(qū)3、4區(qū)內(nèi)的空氣利用率下降，同樣1區(qū)內(nèi)由于燃油到達量很少、油氣混合很 差。綜上所述，目前這些技術(shù)手段只注重在燃燒室的軸向方向上進行燃油的分布，在燃燒室 的徑向方向擴大燃油分布一般采用進氣渦流的方式。本發(fā)明的目的就是通過噴射出的燃油 在恰當(dāng)?shù)臅r機撞擊燃燒室尖端分流造型，形成側(cè)向卷流，燃燒室遠端徑向方向油、氣濃度均 勻，油、氣混合及燃燒速度加快，發(fā)動機動力、排放性能得到改善。本發(fā)明涉及的側(cè)卷流燃燒室通過燃油撞擊燃燒室尖端分流造型，加快燃燒室徑向 方向上的燃油分布。該燃燒室的應(yīng)用可降低對進氣渦流的要求，使用方便，在現(xiàn)有的普通ω 型燃燒室的基礎(chǔ)上加裝尖端分流造型即可實現(xiàn)。

發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明的目的是提供一種可使燃油霧注與燃燒室尖端分流造型碰撞的柴油機燃 燒室，以達到擴大燃油分布范圍、促進油氣混合進而提高動力及排放性能的目的。為了實現(xiàn)本發(fā)明的目的，提出了一種可以在普通ω型燃燒室基礎(chǔ)上改造的燃燒 室結(jié)構(gòu)，包括加裝在原有ω型燃燒室上的尖端分流造型。在合適的曲軸轉(zhuǎn)角時，油嘴噴孔 中噴出的油束與燃燒室尖端分流造型相撞，形成側(cè)向卷流，燃燒室內(nèi)徑向方向上的燃油分 布擴大，燃油擴散到更大的空間內(nèi)，與空氣混合效果也會更好，燃燒室遠端的空氣利用率明顯提高，燃油經(jīng)濟性及動力性將有一定程度的提高，極濃極稀區(qū)的減少會使得碳煙排放物 相應(yīng)減少。本發(fā)明中的尖端分流造型加裝到普通ω型燃燒室中時，需考慮燃油撞擊尖端分 流造型的時間。當(dāng)尖端分流造型的尖端過于靠近燃燒室中心時，燃油噴出后很快與尖端分 流造型相撞，燃油被側(cè)向分流，相鄰油束間有可能發(fā)生干涉，這樣側(cè)向卷流的效果被大打折 扣；而當(dāng)尖端分流造型過于遠離燃燒室中心時，燃油油束有可能還沒有撞擊尖端分流造型 前就已經(jīng)霧化，這樣尖端分流造型起不到應(yīng)有的作用，自然也沒有使得燃油發(fā)生側(cè)向卷流 的效果。尖端分流造型中尖端的半徑和尖端圓弧的圓心所在的大圓直徑?jīng)Q定了燃油撞擊尖 端分流造型的時間。因此，通過仿真計算確定以上兩個尖端分流造型中的參數(shù)數(shù)值是有必 要的。采用本發(fā)明可使柴油機油氣混合及燃燒加快，由于尖端分流造型這樣一種特殊結(jié) 構(gòu)造型的引入，燃油在合適的時刻撞擊尖端分流造型，燃油發(fā)生側(cè)向卷流，燃燒室遠端的空 氣利用率提高，使得燃燒室徑向方向上的燃油分布區(qū)域得以擴大，因此對進氣渦流的要求 也相應(yīng)下降；該發(fā)明可在原有普通ω型燃燒室的基礎(chǔ)上進行改裝，加裝尖端分流造型簡便 易行。


圖1為普通ω型燃燒室空間分區(qū)圖。圖2為側(cè)卷流燃燒室中燃油撞擊尖端分流造型示意圖。圖3為側(cè)卷流燃燒室俯視圖中各主要參數(shù)示意圖。圖4為側(cè)卷流燃燒室正視圖。圖5為極限情況下的側(cè)卷流燃燒室各參數(shù)間幾何關(guān)系圖。圖6為具體實施例中的側(cè)卷流燃燒室三維模型視圖。圖7為具體實施例中的側(cè)卷流燃燒室三維模型俯視圖。圖8為具體實施例中的側(cè)卷流燃燒室三維模型正視圖。圖9為具體實施例中的側(cè)卷流燃燒室對應(yīng)單噴嘴時的三維模型。圖10為CFD軟件中的側(cè)卷流燃燒室對應(yīng)單噴嘴時的網(wǎng)格造型。圖11為CFD軟件中的ω型燃燒室對應(yīng)單噴嘴時的網(wǎng)格造型。圖12為CFD軟件中的雙卷流燃燒室對應(yīng)單噴嘴時的網(wǎng)格造型。圖13為缸內(nèi)平均壓力曲線。圖14為缸內(nèi)平均溫度曲線。圖15為平均湍動能曲線。圖16為瞬時放熱率曲線。圖17為累積放熱率曲線。圖18為未燃當(dāng)量比曲線。圖19為側(cè)卷流燃燒室的未燃當(dāng) 量比云圖。圖20為側(cè)卷流燃燒室的速度場云圖。
具體實施例方式下面結(jié)合附圖對本發(fā)明做進一步說明如圖2所示，為該發(fā)明中的側(cè)卷流燃燒室俯視圖，該燃燒室造型中有12個小圓弧 段，適合6噴孔的噴油器，每束燃油分別撞擊尖端分流造型，燃油向尖端分流造型兩側(cè)流 動，形成側(cè)向卷流，燃燒室遠端的徑向方向燃油擴散得到加強，燃燒室遠端的空氣利用率得 到提高，對發(fā)動機的動力性、經(jīng)濟性及排放性都有一定程度的改善。圖3為側(cè)卷流燃燒室俯視圖中各主要參數(shù)示意圖，D1為燃燒室直徑，D2為尖端分 流造型各個圓弧圓心所在的圓的直徑，r為尖端分流造型各個圓弧的半徑。其中參數(shù)D1決 定了燃燒室尺寸的大小，一般由噴嘴的噴油特性參數(shù)、噴油夾角、缸徑可以確定；由于要求 尖端分流造型中的每個圓弧都與燃燒室直徑相切，參數(shù)r與參數(shù)D1和D2相關(guān)聯(lián)；最后，參數(shù) D2決定了尖端分流造型中尖端部分距離噴孔的距離，D2越大，尖端部分越遠離燃燒室中心， 但當(dāng)D2大于一定數(shù)值后，小圓弧段之間無法連接，側(cè)卷流燃燒室的造型也就無法完成。圖4為側(cè)卷流燃燒室正視圖，可以看到燃燒室造型中含有12個小圓弧段。 如圖5所示，為側(cè)卷流燃燒室的一種極限，圖中L1和L2分別為燃燒室的兩條中心 線，相互之間夾角為15°，當(dāng)尖端分流造型中的圓弧與中心線構(gòu)成相切關(guān)系時，即達到側(cè)卷 流燃燒室的極限狀態(tài)，當(dāng)D2繼續(xù)加大時，尖端分流造型中的圓弧無法與其相鄰的圓弧相連， 從而無法構(gòu)成燃燒室。在此極限狀態(tài)下，各參數(shù)間可構(gòu)成一個直角三角形。根據(jù)該直角三 角形的幾何關(guān)系，有如下等式
sinl5° = —............................................................... (1)
D2/2小圓弧半徑r與D1和D2之間存在如下關(guān)系r =..................................................................⑵由(1)式和(2)式，可得
D2- A ............................................................... (3)
2 1 +sin 15°
r=_sinl5!_ ............................................................ (4)
2(1+ sin 15°) 1因此，對于側(cè)卷流燃燒室來說，當(dāng)燃燒室直徑確定下來后，小圓弧半徑r和小圓弧 圓心所在圓的直徑D2應(yīng)滿足如下(5)式和(6)式
D2 < A ............................................................... (5)
1+ Siniso
sinl5° D1............................................................ (6)
2(1+ sinl5°) 1
具體實施例
分別建立相同壓縮比條件下的側(cè)卷流燃燒室、ω型燃燒室及雙卷流燃燒室的CFD 三維網(wǎng)格模型，進行仿真計算對比。其中雙卷流燃燒室為本試驗室提出的一種利用造型上 分出的內(nèi)室和外室形成兩個方向的卷流的一種燃燒室，該燃燒室對提前角及噴油夾角與燃 燒室的匹配有很高要求，當(dāng)匹配的恰當(dāng)時才會發(fā)揮該燃燒室的最大作用。燃燒室設(shè)計參數(shù)及計算設(shè)置為六孔噴油器適用，缸徑110mm，沖程110mm，連桿長 度200mm，余隙高度1mm。按照壓縮比15. 5計算，側(cè)卷流燃燒室體積應(yīng)為49381mm3。實際造型體積為 49570mm3，偏差率為0.4%。幾何尺寸中，基礎(chǔ)ω型燃燒室直徑為80mm，錐尖高度為6mm， 圓弧半徑為10mm，中心錐尖角為150°。挖去的12個尖端圓弧半徑在直徑為59. 6mm的圓 上，小圓弧半徑為10. 2mm。與其相比較的普通ω型燃燒室造型體積為49518mm3，偏差率為 0.28%。幾何尺寸中，燃燒室直徑為10mm，錐尖高度為6mm，圓弧半徑為10mm，中心錐尖角 為157°。圖6、圖7和圖8分別為側(cè)卷流燃燒室在Pro/E軟件中的一般視圖、俯視圖、正視 圖。圖9為Pro/E軟件中對應(yīng)單噴嘴時的三維造型。三維建模中力圖建立近乎同等網(wǎng)格條件下的三種燃燒室進行計算加以比較，計算 設(shè)置相同。圖10、圖11、圖12分別為側(cè)卷流燃燒室、ω型燃燒室、雙卷流燃燒室在三維流體 仿真軟件中的體網(wǎng)格造型。下止點時三種燃燒室的網(wǎng)格數(shù)同為41920個。 計算要求過量空氣系數(shù)為1. 8，循環(huán)供油量為26. 7mg/cyc0轉(zhuǎn)速為4200轉(zhuǎn)/分， 進氣始點壓力為3.74bar，進氣溫度為333K，噴油從350° CA到380° CA，噴油夾角為160°。 計算中經(jīng)過多次計算比對，此提前角和噴油夾角對于該雙卷流燃燒室是比較理想的。圖13-18分別為三種燃燒室的二維計算結(jié)果圖線，依次為缸內(nèi)平均壓力、缸內(nèi)平 均溫度、平均湍動能、瞬時放熱率、累積放熱率、未燃當(dāng)量比。從圖13中可以看出，雙卷流燃燒室可達到最大的缸內(nèi)平均壓力21. 8MPa，側(cè)卷流 燃燒室和ω型燃燒室分別可達到21.2、21.3MPa。從開始燃燒到380° CA時，雙卷流燃燒 室的缸內(nèi)平均壓力始終處于最高的位置，但側(cè)卷流燃燒室在368-372° CA間的缸內(nèi)平均壓 力基本保持在其可達到的最高位置21. 2MPa。ω型燃燒室的缸內(nèi)平均壓力達到最高壓力后 下降的很快，372° CA后一直處于前兩種燃燒室之下。從圖14中可以看出，480° CA排氣門打開時，三種燃燒室的缸內(nèi)平均溫度，即排溫 很接近。從開始燃燒到380° CA，雙卷流燃燒室始終處于最高的水平，這與圖13的規(guī)律是
一致的。由圖15可知，側(cè)卷流燃燒室的平均湍動能最低，這與其不需要太多進氣渦流是一 致的，另兩種燃燒室平均湍動能比較高。由圖16可知，側(cè)卷流燃燒室在擴散燃燒期內(nèi)的363° CA和371° CA出現(xiàn)雙峰，這 與先前的柴油機放熱規(guī)律是不相符的，一般柴油機放熱規(guī)律中主燃期內(nèi)瞬時放熱率達到最 大放熱率點后開始下降，而側(cè)卷流燃燒室在主燃期內(nèi)達到第一個峰值放熱速度略微下降一 些后繼續(xù)上升達到第二個峰值，在這一時間段內(nèi)活塞下行，放熱速度的加快彌補了缸內(nèi)容 積的增加可使得缸內(nèi)平均壓力維持不變，這與圖13中該燃燒室的缸內(nèi)平均壓力保持在最 高壓力的一段是一致的。雙峰規(guī)律的成因?qū)⒃诤竺娴娜S結(jié)果分析中有所闡述。雙卷流燃 燒室在368° CA前的放熱速度最快，而后略高于ω型燃燒室的放熱速度。由于側(cè)卷流燃燒室主燃期內(nèi)的雙峰規(guī)律，其在368° CA后仍可保持較高的燃燒放熱速度。圖17中，側(cè)卷流燃燒室中燃燒初期累積放熱率較少，而后由于燃燒放熱加快、持續(xù)時間較長，累積放熱率處于最高的位置，與圖16相符。圖18中，側(cè)卷流燃燒室得益于主燃期中后期的燃燒、放熱速率較高，因此其未燃 當(dāng)量比始終是最低的。排氣門打開時，側(cè)卷流燃燒室、ω型燃燒室和雙卷流燃燒室的NOx排放的質(zhì)量分 數(shù)為2. 14%>2. 52%>2. 87%。，Soot排放的質(zhì)量分數(shù)為86. 5%。、180%。、149%。。側(cè)卷流燃燒 室在NOx和Soot排放方面都是最少的?？梢?，側(cè)卷流燃燒室通過燃油油束撞擊尖端分流造 型形成燃油的側(cè)向分流，擴大了燃油在燃燒室空間范圍內(nèi)分布，減少了燃燒室全空間范圍 內(nèi)的燃油分布極濃極稀區(qū)，從而減少了 Soot生成及排放，并且不增加燃燒、放熱速率，因此 NOx排放也有一定程度的下降。從進氣門關(guān)閉到排氣門打開的計算時間段內(nèi)，側(cè)卷流燃燒室、ω型燃燒室和雙卷 流燃燒室的指示功率經(jīng)計算，分別為104. 3kW、102. 9kW、103. 4kff,按照放熱率10%到放熱 率90%計算主燃期長度，依次為49. 7° CA、62. 7° CA、60. 5° CA。側(cè)卷流燃燒室的功率比ω型燃燒室提高1.4%，比雙卷流燃燒室提高0.9%。側(cè) 卷流燃燒室瞬時放熱率主燃期內(nèi)出現(xiàn)的雙峰規(guī)律是其功率提高的主要影響因素。側(cè)卷流燃燒室的主燃期是最短的，雙卷流燃燒室次之，ω型燃燒室最長，側(cè)卷流燃 燒室主燃期比雙卷流燃燒室縮短17. 9%，這得益于側(cè)卷流燃燒室主燃期雙峰規(guī)律的第二個 峰使得放熱速率持續(xù)比較高，燃燒中后期的加速使得主燃期急劇縮短。圖19、圖20分別為側(cè)卷流燃燒室在370° CA時的未燃當(dāng)量比和速度場云圖，圖中 顯示燃油撞擊尖端分流造型后分別向兩側(cè)形成卷流的情形，側(cè)卷流燃燒室的設(shè)計意圖得到 體現(xiàn)，該曲軸轉(zhuǎn)角與側(cè)卷流燃燒室放熱率曲線上出現(xiàn)的雙峰中的第二個峰值角度接近，說 明放熱率的突然升高與燃油撞擊尖端分流造型后形成卷流，更好的利用燃燒室遠端的空氣 密切相關(guān)，這是放熱率曲線上出現(xiàn)雙峰規(guī)律的成因。要想使得該燃燒室發(fā)揮最大作用，形成放熱率“主燃期雙峰”是最關(guān)鍵的，這就要 求燃油在恰當(dāng)?shù)臅r刻撞擊到尖端分流造型，尖端部分距離燃燒室中心過近會使得燃油噴出 后很快撞擊尖部而形成側(cè)向卷流，噴孔過多時容易使燃油連成一片，對混合不利；而尖端部 分距離燃燒室中心過遠時，燃油撞擊尖部后速度已經(jīng)損失過多，形成側(cè)向卷流不夠充分，無 法發(fā)揮該燃燒室的優(yōu)勢。因此，尖端分流造型和基準ω型燃燒室的幾何尺寸、噴油夾角、噴 油器的噴油特性之間的匹配是關(guān)鍵。
權(quán)利要求
一種柴油機側(cè)卷流燃燒室，用于擴大燃油徑向分布、提高燃燒室遠端空氣利用率，其特征在于在柴油機普通ω型燃燒室上加裝一種尖端分流造型。
2.根據(jù)權(quán)利要求1所述的尖端分流造型，其特征在于，其可使得噴油器噴嘴噴出的燃 油油束撞擊到尖端分流造型，燃油油束形成側(cè)向卷流。
3.根據(jù)權(quán)利要求2所述的尖端分流造型，其特征在于，其造型中尖端的數(shù)量是噴油器 噴孔數(shù)量的兩倍。
4.根據(jù)權(quán)利要求1所述的側(cè)卷流燃燒室，其特征在于，該燃燒室的壓縮比與選取的普 通《型燃燒室的設(shè)計壓縮比一致或接近。
5.根據(jù)權(quán)利要求4所述的側(cè)卷流燃燒室，其特征在于，燃油油束撞擊尖端分流造型，擴 大了燃油在燃燒室徑向上的空間分布，降低對進氣渦流的要求。
全文摘要
本發(fā)明涉及一種可以在普通ω型柴油機燃燒室基礎(chǔ)上改造的燃燒室結(jié)構(gòu)，包括在原有ω型燃燒室外緣上加工制造出尖端分流造型。該尖端分流造型不改變原基準ω型燃燒室的幾何尺寸、噴油夾角、噴油器的噴油特性之間的匹配關(guān)系。當(dāng)燃油在恰當(dāng)?shù)臅r刻撞擊尖端分流造型，燃油發(fā)生側(cè)向卷流，燃燒室遠端的空氣利用率提高，燃燒室徑向方向上的燃油分布區(qū)域得以擴大，可使柴油機油氣混合及燃燒加快。因此對進氣渦流的要求也相應(yīng)下降。該發(fā)明可在原有普通ω型燃燒室的基礎(chǔ)上進行改造，加工尖端分流造型簡便易行。
文檔編號F02B23/00GK101839166SQ200910237440
公開日2010年9月22日 申請日期2009年11月6日 優(yōu)先權(quán)日2009年11月6日
發(fā)明者劉福水, 尚勇, 李向榮 申請人:北京理工大學(xué)