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某四缸乘用車柴油機(jī)燃燒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)優(yōu)化

摘要介紹了長(zhǎng)城汽車研發(fā)的一款高性能"2.0VGT"柴油發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)優(yōu)化過程，通過模擬計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)整個(gè)工作過程，對(duì)進(jìn)排氣系統(tǒng)和進(jìn)氣道形狀、氣流運(yùn)動(dòng)形式、噴油器噴霧特性、燃燒室形狀進(jìn)行多方案優(yōu)化選型。研究不同工況下，噴油規(guī)律（次數(shù)、噴油間隔、每次噴油量、噴油時(shí)刻）、噴油器特性（噴孔數(shù)量、噴孔直徑、噴油壓力、噴油錐角）的噴霧特性（油滴細(xì)化程度、貫穿度）對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能、排放和油耗的影響規(guī)律。并對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)國(guó)Ⅴ排放要求，對(duì)所需要的噴油系統(tǒng)特性及燃燒室形狀進(jìn)行研究。

關(guān)鍵詞：燃燒系統(tǒng)燃燒室噴油規(guī)律仿真優(yōu)化

1　概述

燃燒系統(tǒng)開發(fā)一直是國(guó)內(nèi)內(nèi)燃機(jī)開發(fā)的薄弱環(huán)節(jié)，相關(guān)數(shù)據(jù)庫(kù)和開發(fā)經(jīng)驗(yàn)都較少。穩(wěn)定、高效的燃燒取決于油氣混合的過程和對(duì)燃燒過程的控制。因此本課題燃燒系統(tǒng)設(shè)計(jì)的難點(diǎn)是通過對(duì)油氣混合過程和燃燒過程的研究，設(shè)計(jì)與進(jìn)氣系統(tǒng)和噴油特性相匹配的燃燒室結(jié)構(gòu)。

2　優(yōu)化目標(biāo)

本次優(yōu)化的主要目標(biāo)是降低排放和油耗。同時(shí)，原始soot水平的降低會(huì)減小DPF再生頻率，延長(zhǎng)再生間隔；原始NOx水平降低減小了對(duì)高EGR率的需求，同樣也起到了改善燃燒和降低油耗的作用。

在本次計(jì)算分析中，優(yōu)化的主要方向是活塞燃燒室，期望通過燃燒室型線的優(yōu)化改善排放NOx和soot的折中關(guān)系，并保證達(dá)到原機(jī)功率和扭矩。

對(duì)于NEDC（New European Driving Cycle）循環(huán)的油耗和排放水平的評(píng)價(jià)，在計(jì)算中首先要選擇典型工況點(diǎn)，在實(shí)驗(yàn)選型中，其所用的工況包括17個(gè)穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)排放工況點(diǎn)以及十余個(gè)外特性工況點(diǎn)。綜合計(jì)算成本和對(duì)于評(píng)價(jià)的全面性要求，在此次某四缸柴油機(jī)燃燒系統(tǒng)優(yōu)化中選取了權(quán)重最大的四個(gè)排放工況點(diǎn)，并驗(yàn)證最終優(yōu)化方案對(duì)外特性四個(gè)典型工況點(diǎn)的影響。

3　計(jì)算模型的建立和校正

本次優(yōu)化工作使用了AVL Fire 2011的一個(gè)新工具DVI，這個(gè)工具是一個(gè)接口工具，能夠?qū)IRE系列軟件中計(jì)算出的結(jié)果以及一些設(shè)置條件提取出來作為反饋或者變量，供多目標(biāo)優(yōu)化軟件進(jìn)行變參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)。優(yōu)化過程中還主要應(yīng)用了FIRE中另一個(gè)模塊——ESE DIESEL[1]，這個(gè)模塊適用于柴油機(jī)的燃燒模擬，根據(jù)噴油器和燃燒室的對(duì)稱性，利用簡(jiǎn)化模型加快計(jì)算速度（例如7孔噴油器只需要建立1/7模型），如圖1所示。

簡(jiǎn)化模型相對(duì)于包括氣道在內(nèi)的全模型對(duì)計(jì)算精度有一定程度的影響，但是計(jì)算速度會(huì)顯著提高。多目標(biāo)優(yōu)化在每個(gè)工況點(diǎn)共約計(jì)算200余個(gè)方案進(jìn)行對(duì)比分析，使用全模型會(huì)使計(jì)算成本難以接受。除此之外，使用ESE DIESEL模塊可以將活塞簡(jiǎn)化模型實(shí)現(xiàn)參數(shù)化，通過參數(shù)調(diào)整來達(dá)到改變活塞形狀的目的，故采用DVI和ESE DIESEL兩個(gè)模塊聯(lián)合進(jìn)行本次活塞燃燒室的優(yōu)化工作。為了提高計(jì)算精度，首先利用全模型計(jì)算進(jìn)氣行程，將得到的進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻的瞬態(tài)渦流比作為ESE DIESEL模塊的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的初始條件。

整個(gè)計(jì)算流程如下：首先使用AVL-BOOST建立一維整機(jī)模型，然后從一維模型中提取邊界條件和初始條件輸入3D-CFD軟件FIRE，計(jì)算進(jìn)氣行程。將FIRE計(jì)算得到的進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻的瞬態(tài)渦流比作為ESE DIESEL模塊的缸內(nèi)氣流運(yùn)動(dòng)的初始條件。

在建立ESE DIESEL的活塞燃燒室模型過程中，由于是參數(shù)化建模，所得到的燃燒室型線與實(shí)際模型會(huì)有一定的誤差，因此需要對(duì)型線進(jìn)行校核，如圖2所示，ESE DIESEL的活塞型線為黑色線條表示，藍(lán)色區(qū)域?yàn)閷?shí)際的活塞形狀，可以看到兩者有一些差異，但是非常小。

燃燒模型采用ECFM3Z，經(jīng)驗(yàn)常數(shù)包括點(diǎn)火模塊參數(shù)（Auto ignition model parameter）、熄火溫度（Extinction temperature）和化學(xué)反應(yīng)時(shí)間（Chemical reaction time），噴霧模型采用WAVE，主要經(jīng)驗(yàn)常數(shù)包括C2，需要用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)這些參數(shù)進(jìn)行校核。校核中通過調(diào)整這些參數(shù)，使計(jì)算的缸壓曲線及放熱率曲線與實(shí)驗(yàn)值吻合。

排放區(qū)的評(píng)價(jià)指標(biāo)主要是兩項(xiàng)排放指標(biāo)NOx、soot以及平均指示壓力pi，其中NOx和soot表征發(fā)動(dòng)機(jī)的排放水平，pi表征發(fā)動(dòng)機(jī)的做功能力。這里，NOx和soot分別為排氣行程開始時(shí)的缸內(nèi)對(duì)應(yīng)濃度，質(zhì)量百分?jǐn)?shù)；同時(shí)由于在計(jì)算中同一工況點(diǎn)噴油量保持不變，因此，pi同時(shí)也反映了油耗水平。

為了評(píng)價(jià)燃燒室方案在排放區(qū)四個(gè)工況點(diǎn)的綜合表現(xiàn)，特定義了以下幾個(gè)綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)：

持續(xù)時(shí)間為NEDC測(cè)試循環(huán)中對(duì)應(yīng)工況的持續(xù)時(shí)間，總質(zhì)量為缸內(nèi)物質(zhì)的總質(zhì)量，包括空氣、燃油以及反應(yīng)后的物質(zhì)。NOx的綜合指標(biāo)的意義為在一個(gè)NEDC循環(huán)中4個(gè)排放工況點(diǎn)總的NO排放量，soot的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)和NO的意義相似，pi的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)的意義為4個(gè)工況的加權(quán)之和。

為了更清晰地表達(dá)各個(gè)燃燒室方案的差異，特定義了各個(gè)方案評(píng)價(jià)指標(biāo)之差，用這3個(gè)綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)改進(jìn)前后的變化率來表示。如平均指標(biāo)壓力pi之差如下式，NO之差和soot之差與pi之差的定義相似。

4　噴油器的優(yōu)化[2]

噴油器的主要參數(shù)包括噴孔孔徑、噴孔相對(duì)缸蓋底面的突出高度、噴霧錐角。其中噴孔孔徑主要由最大功率決定，本次優(yōu)化重點(diǎn)在于噴孔突出高度和噴霧錐角。

在性能開發(fā)過程中突出高度可以通過使用不同厚度的墊片調(diào)整，在性能開發(fā)過程中最終優(yōu)化墊片厚度為3 mm，噴油器噴孔距缸蓋底面實(shí)際突出高度為0.88 mm。

本次優(yōu)化計(jì)算中考察了4種噴孔突出高度，分別為0.88、1.38、1.88和2.38 mm。評(píng)價(jià)工況采用四個(gè)排放點(diǎn)。由圖3中可見，不同噴孔突出高度對(duì)平均指示壓力（油耗）的影響較小。

圖4為噴孔突出高度對(duì)于四個(gè)排放點(diǎn)NO和soot排放的影響，由圖4可以看到，噴孔突出高度為0.88 mm時(shí)，在75 N·m（1 520 r/min）、25 N·m （1 880 r/min）、200 N·m（2 010 r/min）這3個(gè)工況都取得了最優(yōu)的NO和soot排放折中效果，在110 N·m（1 850 r/min）工況，也NO和soot排放處于較優(yōu)水平，0.88 mm噴孔突出高度在排放區(qū)綜合表現(xiàn)最優(yōu)，和試驗(yàn)結(jié)果完全吻合。因此原機(jī)方案的噴孔突出高度為最優(yōu)位置，無明顯優(yōu)化空間。

噴霧錐角是油束的中心相對(duì)于氣缸中心的夾角，發(fā)動(dòng)機(jī)噴油器的噴霧錐角為156毅，半錐角為78毅。在優(yōu)化噴霧錐角時(shí)，以原機(jī)的156毅錐角為基礎(chǔ)，考察了152毅、154毅、158毅和160毅在4個(gè)排放工況點(diǎn)的表現(xiàn)。圖5所示為不同噴霧錐角對(duì)平均指示壓力pi的影響。由圖中可得，平均指示壓力隨噴霧錐角的增大呈現(xiàn)降低趨勢(shì)，但是差異很小。

圖6為噴霧錐角對(duì)于NO和soot排放的影響?？梢钥吹剑S著噴霧錐角的增大，4個(gè)工況點(diǎn)的變化趨勢(shì)不一致。其中75 N·m（1 520 r/min）和110 N·m（1 850 r/min）2個(gè)工況的soot排放隨噴霧錐角的增加而升高，NO排放隨噴霧錐角的增加而降低；而其余2個(gè)工況，隨噴霧錐角的增大，soot和NO的折中關(guān)系趨于優(yōu)化。綜合考慮4個(gè)工況點(diǎn)，原機(jī)的156毅噴霧錐角處于較優(yōu)的位置，因此噴霧錐角無明顯的優(yōu)化空間。

對(duì)噴油器的優(yōu)化計(jì)算結(jié)果表明，原機(jī)的0.88 mm噴孔突出高度處于最優(yōu)水平，且156毅噴霧錐角在4個(gè)工況點(diǎn)的綜合排放較優(yōu)，均沒有優(yōu)化空間。因此以下的計(jì)算過程中采用的噴油器參數(shù)保持原機(jī)狀態(tài)。

5　活塞燃燒室的優(yōu)化[3]

活塞燃燒室的整個(gè)優(yōu)化流程如圖7所示。由于燃燒室參數(shù)眾多，如果同時(shí)進(jìn)行優(yōu)化，則計(jì)算負(fù)荷非常高，因此采用了分階段優(yōu)化的方法。首先是表征活塞燃燒室最重要的2個(gè)參數(shù)——口徑比和深徑比的優(yōu)化，從中選出較優(yōu)的方案。在此基礎(chǔ)上優(yōu)化凸臺(tái)的高度和寬度，然后進(jìn)行燃燒室凹坑半徑、縮口比及縮口形狀的優(yōu)化，最后對(duì)凹坑的容積進(jìn)行調(diào)節(jié)，保證壓縮比不變。以上優(yōu)化流程針對(duì)的是排放區(qū)，重點(diǎn)考察soot和NOx的折中關(guān)系，最后對(duì)優(yōu)化方案驗(yàn)證其在外特性的表現(xiàn)，確保功率和扭矩的設(shè)計(jì)指標(biāo)。

保持縮口比不變。圖8為ESE DIESEL中使用的活塞頂部形狀的模版?？趶奖群蜕顝奖鹊淖兓ㄟ^變化R3的橫坐標(biāo)和縱坐標(biāo)實(shí)現(xiàn)，縮口比通過變化Di的值實(shí)現(xiàn)。過程中，壓縮比通過調(diào)節(jié)補(bǔ)償容積保持不變。

圖9所示為口徑比和深徑比優(yōu)化過程中所有的計(jì)算方案示意圖。其中矩形點(diǎn)為發(fā)動(dòng)機(jī)原機(jī)燃燒室。根據(jù)前期經(jīng)驗(yàn)和BOSCH對(duì)于歐Ⅴ以上柴油機(jī)燃燒室的建議，該發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室口徑比偏大而深徑比不足。因此計(jì)算方案主要覆蓋了口徑比縮小和深徑比增加的方案，其中口徑比變化范圍為0.56~0.67，深徑比變化范圍為0.24~0.295，共計(jì)72個(gè)方案。

根據(jù)前期經(jīng)驗(yàn)和BOSCH對(duì)于歐Ⅴ以上柴油機(jī)燃燒室的建議，某該發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室口徑比偏大而深徑比不足，因此計(jì)算方案主要覆蓋了口徑比縮小和深徑比增加的方案，其中口徑比變化范圍為0.56~0.67，深徑比變化范圍為0.24~0.295，共計(jì)72個(gè)方案。

綜合評(píng)估72個(gè)計(jì)算方案在排放區(qū)的平均指示壓力pi、NO以及soot，選出了最優(yōu)結(jié)果：優(yōu)化方案的口徑比仍為0.66，深徑比由0.24變?yōu)?.27。

圖10為綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)示意圖。從圖10可以看到優(yōu)化方案與原機(jī)相比，對(duì)平均指示壓力pi幾乎沒有受到影響，而soot排放大幅度降低，達(dá)33.77%，NO也降低了14.83%。

在確定了燃燒室口徑比和深徑比的優(yōu)化方案基礎(chǔ)上，進(jìn)一步優(yōu)化燃燒室凸臺(tái)高度Dm和寬度Tm。通過改變凸臺(tái)高度和寬度，共得到20個(gè)方案，其中凸臺(tái)高度Dm變化范圍為3.5 mm至7.5 mm，凸臺(tái)寬度Tm變化范圍為2 mm至5 mm，計(jì)算方案如圖11所示。

圖12為20個(gè)方案的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)的計(jì)算結(jié)果，其中3個(gè)方案由于計(jì)算結(jié)果發(fā)散，沒有得到結(jié)果，故未在圖中繪出?？梢钥闯觯琋Ox和soot的折中關(guān)系相比原機(jī)并未體現(xiàn)出明顯的優(yōu)勢(shì)：或者變化率較小，或者soot的降低帶來NOx的明顯升高。因此原機(jī)的凸臺(tái)高度和寬度處于較優(yōu)水平，沒有繼續(xù)優(yōu)化的空間。仍以口徑比和深徑比優(yōu)化后的結(jié)果作為基礎(chǔ)，進(jìn)行下一步的優(yōu)化。

下一步對(duì)活塞燃燒室的凹坑進(jìn)行優(yōu)化，即R3半徑。過程中為了保持口徑比和深徑比不變，在變化R3的同時(shí)調(diào)節(jié)了R3的橫坐標(biāo)和縱坐標(biāo)。R3半徑的變化范圍從4.5 mm至6.5 mm，共計(jì)11個(gè)方案，其中圓點(diǎn)為口徑比和深徑比優(yōu)化后的原機(jī)結(jié)果，見圖13。

圖14為11個(gè)方案的計(jì)算結(jié)果其中圓點(diǎn)為口徑比和深徑比優(yōu)化后的結(jié)果，圖中soot和NO綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)是軟件的評(píng)價(jià)參數(shù)，沒有物理量綱?？梢钥吹交钊紵野伎影霃絻?yōu)化對(duì)NO和soot的折中關(guān)系沒有得到明顯的改善，以下的計(jì)算中仍保持R3=5.5 mm。

由于凸臺(tái)高度和寬度以及凹坑半徑的優(yōu)化對(duì)NOx和soot排放均沒有明顯的改善效果，因此繼續(xù)在口徑比和深徑比優(yōu)化后的基礎(chǔ)上作進(jìn)一步優(yōu)化。決定縮口特征的關(guān)鍵參數(shù)主要有Di、R2半徑以及R2的縱坐標(biāo)，這些尺寸必須相互配合，否則就會(huì)出現(xiàn)不平滑過渡。通過改變直徑Di為Ф50.8 mm、Ф48 mm和Ф46 mm，并且每個(gè)Di的尺寸下對(duì)應(yīng)若干R2的數(shù)值和R2的縱坐標(biāo)共計(jì)有27個(gè)方案。

綜合排放區(qū)四個(gè)排放點(diǎn)的表現(xiàn)從27個(gè)方案中選取了最優(yōu)結(jié)果，其綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)相比優(yōu)化前（即口徑比和深徑比的優(yōu)化結(jié)果）如圖15所示.可以看到，優(yōu)化縮口比與縮口形狀主要降低了NO排放，達(dá)到26.35%，soot略微降低了4.72%，對(duì)平均指示壓力略有影響為0.89%。

優(yōu)化后的趨勢(shì)是縮口進(jìn)一步減小，直徑Di由Ф50.8 mm減小到Ф48 mm，R2由1.84 mm減小至1.5 mm，R2的縱坐標(biāo)保持不變。

在之前的優(yōu)化過程中，保持壓縮比不變是通過調(diào)節(jié)補(bǔ)償容積的大小來實(shí)現(xiàn)。在確定了口徑比、深徑比、縮口比等關(guān)鍵參數(shù)后，本節(jié)通過調(diào)節(jié)燃燒室的容積保證壓縮比不變，即同時(shí)調(diào)節(jié)R3圓心的橫坐標(biāo)和縱坐標(biāo)來實(shí)現(xiàn)，共8種方案，如圖16所示。

綜合排放區(qū)4個(gè)排放點(diǎn)的表現(xiàn)，從8個(gè)方案中選取了最優(yōu)結(jié)果，如圖17所示。此處對(duì)比基準(zhǔn)為原機(jī)狀態(tài)，而不是口徑比和深徑比優(yōu)化后的方案。從圖中可以看出，相比原機(jī)狀態(tài)，soot的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)降低了50.83%，NOx降低了14.42%，平均指示壓力pi略有降低，為1.37%。

最終優(yōu)化后的燃燒室參數(shù)為：燃燒室最小直徑Di由Ф50.8 mm減小到Ф48 mm，口徑比由0.664變?yōu)?.653，深徑比由0.24變?yōu)?.26，縮口比由0.96調(diào)整為0.88。

均勻性是表征缸內(nèi)油氣混合程度的一個(gè)指標(biāo)。對(duì)于柴油機(jī)，快速的混合消除濃區(qū)是降低soot的有效措施。在圖18中，將110 N·m（1850 r/min）工況下的燃燒室容積優(yōu)化后的結(jié)果與原機(jī)狀態(tài)進(jìn)行了對(duì)比?？梢钥吹?，在預(yù)混和擴(kuò)散燃燒階段二者的均勻性相差無幾，但是在后期氧化過程中二者出現(xiàn)了明顯的差異：優(yōu)化方案明顯加速了后期的混合，因此顯著降低了soot排放。

當(dāng)量比-溫度圖（Φ-T）是柴油機(jī)排放指標(biāo)的主要評(píng)價(jià)手段，如圖19所示。在某一曲軸轉(zhuǎn)角下，Φ-T圖上覆蓋的區(qū)域表示了所有的計(jì)算單元當(dāng)量比－溫度的分布關(guān)系，同時(shí)Φ-T圖上還標(biāo)出了soot半島區(qū)域及NOx半島區(qū)域。

可以看到優(yōu)化方案計(jì)算單元的最濃當(dāng)量比較稀，表示油氣混合的程度更好；在soot半島所占的區(qū)域較小而且對(duì)應(yīng)的單元溫度高，對(duì)soot的后期氧化有利，這可以解釋soot大幅降低的主要原因。

綜合排放區(qū)4個(gè)排放點(diǎn)的表現(xiàn)，活塞燃燒室型線的最終優(yōu)化結(jié)果大幅度降低了soot排放，同時(shí)NO也有一定程度的降低，因此在排放區(qū)明顯優(yōu)于原機(jī)方案。本節(jié)對(duì)優(yōu)化方案在外特性的表現(xiàn)進(jìn)行評(píng)估，驗(yàn)證其對(duì)功率和扭矩指標(biāo)的影響。選取工況為外特性上4檔轉(zhuǎn)速800 r/min、1 800 r/min、2 800 r/min和4 000 r/min，評(píng)價(jià)指標(biāo)分別為未燃當(dāng)量比（表示燃燒完全程度）、soot、平均指示壓力pi（功率和油耗），在計(jì)算中采用原機(jī)的噴油策略，沒有進(jìn)行調(diào)整。優(yōu)化前后的平均指示壓力pi對(duì)比如圖20所示，soot排放的對(duì)比結(jié)果如圖21所示，未燃當(dāng)量比的對(duì)比結(jié)果如圖22所示。

可以看到，優(yōu)化方案對(duì)外特性平均指示壓力影響不大，800 r/min時(shí)的平均指示壓力降低了1.28%，1 800 r/min時(shí)的平均指示壓力增加了0.64%，2 800 r/min時(shí)的平均指示壓力增加了2.18%，而4 000 r/min時(shí)的平均指示壓力幾乎保持不變。以上結(jié)果是在噴油策略沒有優(yōu)化的情況下得到的，說明了優(yōu)化方案可以達(dá)到原機(jī)的功率和扭矩水平。

可以看到，優(yōu)化方案在外特性各個(gè)工況點(diǎn)的soot排放大幅度降低，尤其是4 000 r/min的工況點(diǎn)，soot排放降幅極為明顯，說明優(yōu)化方案提升功率和扭矩水平的潛力更高。

6　結(jié)論

本次優(yōu)化設(shè)計(jì)，針對(duì)排放和油耗的優(yōu)化，選取了權(quán)重較高的4個(gè)典型工況點(diǎn)。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)噴霧和燃燒模型進(jìn)行了校準(zhǔn)，在此基礎(chǔ)上對(duì)柴油機(jī)活塞燃燒室進(jìn)行參數(shù)化建模，利用多目標(biāo)優(yōu)化軟件對(duì)燃燒室關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行尋優(yōu)。為了限制計(jì)算負(fù)荷，采用了分階段優(yōu)化的方法，得到了最終優(yōu)化結(jié)果。

優(yōu)化方案在保持燃油消耗率基本不變的基礎(chǔ)上，大幅度降低了soot排放50%左右，NOx也有一定程度的降低，綜合表現(xiàn)明顯優(yōu)于原機(jī)方案。最后驗(yàn)證了優(yōu)化方案對(duì)于外特性的影響，結(jié)果表明優(yōu)化方案可以明顯降低外特性的soot和未燃當(dāng)量比，進(jìn)一步提升功率和扭矩水平的潛力更高。優(yōu)化方案兼顧了排放區(qū)和外特性，排放區(qū)主要通過soot的降低延長(zhǎng)DPF再生間隔降低綜合油耗，而外特性綜合性能更優(yōu)，潛力更高。

[1]顏金龍.中速柴油機(jī)重油燃燒過程分析[D].杭州電子科技大學(xué). 2013.

[2]司鵬鹍.燃燒室和噴油器結(jié)構(gòu)對(duì)重型柴油機(jī)性能與排放的影響[J].農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2013，44（11）.

[3]胡東.高強(qiáng)化柴油機(jī)燃燒室對(duì)燃燒過程及性能影響的仿真研究[D].北京交通大學(xué)，2012.

Design and Optimization of Combustion System for Multi-cylinders Diesel Engine of Passenger Vehicles

2.Hebei Automobile Engineering Technology & Research Center, Baoding 071000, China）

Abstract:This paper presents a design and optimization of combustion system for a high performance turbocharged diesel engine of 2.0 L displacement. Through simulating the whole working processes, optimization of the air intake and exhaust system, shape of intake port, forms of air-flow, spray characteristic of injector and types of the combustion chamber were carried out. Under different loads, the effects of the injection strategies (injection times, injection timing and fuel quantity injected per cycle), injector parameters (number of spray holes, spray hole diameter, spray cone angle and fuel injection pressure) and related spray characteristics (droplet breakup and spray penetration) on the engine performance, engine fuel consumption and engine emissions were studied. In order to meet the emissions regulation of China V, researches on the injection system and combustion chamber were conducted for the engine.

Key words:combustion system, combustion chamber, injecting law, simulation and optimizing

作者簡(jiǎn)介：周碩（1988-），男，本科，主要研究方向?yàn)椴裼蜋C(jī)。

某四缸乘用車柴油機(jī)燃燒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)優(yōu)化

1 概述

2 優(yōu)化目標(biāo)

3 計(jì)算模型的建立和校正

4 噴油器的優(yōu)化[2]