壓縮比和燃燒室形狀對(duì)商用車柴油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響

李軍成，曾麗麗，韋紅玲，田翀

(廣西玉柴機(jī)器股份有限公司工程研究院，廣西 南寧 530000)

在未來很長的一段時(shí)間里，傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)仍是汽車的主要?jiǎng)恿υ矗噭?dòng)力系統(tǒng)的變化是從單一的內(nèi)燃機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)向多樣化的動(dòng)力系統(tǒng)發(fā)展。我國已于2019年開始實(shí)施重型商用車第三階段燃料消耗量限值法規(guī)，2021年在全國范圍實(shí)施第六階段重型柴油車污染物排放限值法規(guī)。無論是從參與市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)還是滿足法規(guī)要求來說， 傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)都必須持續(xù)提高熱效率和減少尾氣污染物排放量。在柴油機(jī)節(jié)能增效方面，燃燒系統(tǒng)的設(shè)計(jì)是關(guān)鍵，而壓縮比和燃燒室形狀則是設(shè)計(jì)燃燒系統(tǒng)時(shí)必須考慮的關(guān)鍵因素。因此，研究壓縮比和燃燒室形狀對(duì)柴油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響，對(duì)優(yōu)化設(shè)計(jì)燃燒系統(tǒng)具有實(shí)際指導(dǎo)意義。基于計(jì)算流體力學(xué)的三維數(shù)值模擬技術(shù)，是對(duì)燃燒室進(jìn)行研究的有效手段。本研究基于三維數(shù)值模擬與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)合，對(duì)某商用車柴油機(jī)壓縮比和燃燒室形狀的影響進(jìn)行模擬計(jì)算和試驗(yàn)研究，以達(dá)到提高柴油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的目的。

1 柴油機(jī)工作循環(huán)熱效率

往復(fù)活塞式柴油機(jī)的理想工作循環(huán)稱為混合加熱循環(huán)，由絕熱壓縮、定容加熱、定壓加熱、絕熱膨脹和定容放熱五個(gè)過程構(gòu)成?；旌霞訜嵫h(huán)的熱效率計(jì)算公式如下：

(1)

式中：為壓縮比；為等熵指數(shù)；為定容增壓比；為定壓預(yù)脹比。

分析式(1)可知，在不限定最高循環(huán)壓力的條件下，提高可使熱效率提高，但隨著的不斷提高，熱效率提高率逐漸降低；增大也可提高熱效率；但增大則使熱效率降低。

式(1)為實(shí)際柴油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的提高提供了理論指導(dǎo)。但是，實(shí)際柴油機(jī)工作循環(huán)受機(jī)械可承受的最高循環(huán)壓力和燃燒速度等方面的約束，無法使燃燒持續(xù)期壓縮到非常短的程度來提高定容加熱的比例，從而降低膨脹加熱比例。初始循環(huán)壓力和最高循環(huán)壓力的水平，也使壓縮比不可能無限提高。所以，在給定的循環(huán)壓力峰值條件下，柴油機(jī)的曲柄連桿機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)特點(diǎn)和噴霧燃燒特性使得閉口系統(tǒng)的熱效率與初始?jí)毫Α娪推鲄?shù)及噴油控制參數(shù)、油氣混合質(zhì)量和壓縮比等直接相關(guān)。因此，要提高柴油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性，就是要研究如何使這些參數(shù)達(dá)到最優(yōu)的組合。

2 缸內(nèi)燃燒模型

2.1 幾何模型

研究用柴油機(jī)基本參數(shù)如表1所示，基礎(chǔ)燃燒室壓縮比為16.8(稱為CR16.8)。為了研究壓縮比和優(yōu)化燃燒室形狀對(duì)提高燃油經(jīng)濟(jì)性的影響，設(shè)計(jì)了兩個(gè)壓縮比為17.5(分別稱為CR17.5A和CR17.5B)和一個(gè)壓縮比為18.6(稱為CR18.6)的新燃燒室，燃燒室形狀如圖1所示。CR17.5A是通過減小CR16.8的燃燒室深度得到，形狀與CR16.8相似，所以它們是同一類型燃燒室；CR17.5B和CR18.6形狀相似，它們也是同一類型燃燒室。兩種類型燃燒室的主要差異是中心凸臺(tái)和喉口以上至活塞頂面之間的形狀的差異。因此，對(duì)比CR16.8和CR17.5A，CR17.5B和CR18.6的性能，可研究壓縮比的影響，對(duì)比CR17.5A和CR17.5B的性能，可研究燃燒室形狀的影響。

表1 柴油機(jī)基本參數(shù)

圖1 燃燒室形狀

噴孔以氣缸中心線對(duì)稱分布，故只對(duì)1/8氣缸區(qū)域進(jìn)行建模，僅計(jì)算高壓循環(huán)過程，即進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻至排氣門開啟時(shí)刻，所述的指示燃油消耗率()是指高壓循環(huán)指示燃油消耗率。

2.2 數(shù)學(xué)子模型

用AVL FIRE軟件建立三維數(shù)值模擬模型，使用的主要子模型有WAVE噴霧破碎模模型、Dukowicz蒸發(fā)模型、Table自著火模型、ECFM-3Z燃燒模型、Extended Zeldovich熱力型NO模型和kinetic model炭煙模型。模擬模型使用的燃料為AVL FIRE燃料庫中的DIESEL-D1。

2.3 模型校核

選擇表2所示3個(gè)工況進(jìn)行研究。首先，用測(cè)試的缸內(nèi)壓力和放熱率對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行校核。以工況2為例，計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比如圖2所示。計(jì)算的著火時(shí)刻、放熱率型線、燃燒持續(xù)期與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，缸內(nèi)壓力值與試驗(yàn)值吻合良好。然后，將3個(gè)工況的炭煙和NO排放值分別除以工況1的值進(jìn)行當(dāng)量化處理，以便對(duì)模型預(yù)測(cè)的趨勢(shì)和測(cè)試的趨勢(shì)進(jìn)行對(duì)比，從而對(duì)排放模型進(jìn)行定性校核。排放物的計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比如圖3所示，模型預(yù)測(cè)的不同工況的炭煙和NO變化趨勢(shì)與試驗(yàn)趨勢(shì)吻合。其中，工況2炭煙的試驗(yàn)值比工況1的試驗(yàn)值高16.67%，工況2炭煙的計(jì)算值比工況1的計(jì)算值高61.76%?？梢?，工況2的計(jì)算趨勢(shì)偏高，主要原因可能是噴霧燃燒過程存在一定誤差，炭煙模型是簡化的化學(xué)機(jī)理模型，也存在一定誤差。總的來說，計(jì)算模型能預(yù)測(cè)缸內(nèi)燃燒的主要特征，能對(duì)炭煙和NO進(jìn)行趨勢(shì)性預(yù)測(cè)。

表2 柴油機(jī)工況

圖2 工況2計(jì)算值與測(cè)試值對(duì)比

圖3 排放物的計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 燃燒室與油嘴凸出高度匹配的影響

在燃燒室形狀和噴油器參數(shù)一定的條件下，噴油器的安裝參數(shù)——油嘴凸出高度(凸高)，會(huì)對(duì)燃燒性能產(chǎn)生影響。因此，首先研究燃燒室形狀與凸高匹配的影響。為了在相同的循環(huán)壓力峰值條件下進(jìn)行對(duì)比，相對(duì)于CR16.8的噴油時(shí)刻(SOI)，CR17.5A和CR17.5B工況1～3的SOI分別被推遲1°，1.25°和1.25°，CR18.6工況1～3的SOI分別被推遲2.5°，3°和3°。

將燃燒室各工況的除以燃燒室CR16.8凸高2.4 mm(基礎(chǔ)值)時(shí)對(duì)應(yīng)各工況的進(jìn)行當(dāng)量化，便于分析參數(shù)對(duì)的影響趨勢(shì)和影響幅度。如圖4所示，CR16.8和CR17.5A三個(gè)工況的都隨著凸高的增大而減?。籆R17.5B工況1的隨著凸高的增大而增大，工況2和工況3的隨著凸高的增大而減?。籆R18.6工況1的隨著凸高的增大而增大，工況2和工況3隨著凸高的增大先減小再增大。在相同的凸高條件下，CR16.8的比CR17.5A的低；CR17.5B的比CR18.6的低。

圖4 油嘴凸高對(duì)bi的影響

由圖4中CR17.5A與CR17.5B的計(jì)算結(jié)果可知，在相同壓縮比條件下，不同類型燃燒室的受凸高影響的趨勢(shì)不同。由CR16.8和CR17.5A的對(duì)比及CR17.5B與CR18.6的對(duì)比可知，相同類型燃燒室的隨凸高變化而變化的趨勢(shì)相似，這是因?yàn)檫@兩對(duì)燃燒室的喉口特征幾乎相同?？梢?，燃燒室的喉口特征是影響噴油器凸高選值的關(guān)鍵。

在所研究的3個(gè)工況條件下，CR16.8和CR17.5A的當(dāng)量化的最大值與最小值相差0.019，CR17.5B的當(dāng)量化的最大值與最小值相差0.008，CR18.6的當(dāng)量化的最大值與最小值相差0.029。由此可見，不同燃燒室形狀對(duì)油嘴凸高的敏感度不同。

3.2 壓縮比的影響

選擇燃燒室匹配凸高2.4 mm的當(dāng)量化進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖5所示。燃燒室CR17.5A是在CR16.8基礎(chǔ)上減小燃燒室深度，從而將壓縮比從16.8提高到17.5，CR17.5三個(gè)工況的比CR16.8的分別高0.24%，0.13%和0.35%，壓縮比從16.8提高到17.5并未使降低。同樣，相同類型的燃燒室CR17.5B和CR18.6的當(dāng)量化有相同的趨勢(shì)，并且壓縮比由17.5提高到18.6使升高的幅度增加，即CR18.6的比CR17.5B的分別增高1.56%，0.91%和1.64%。

圖5 不同燃燒室當(dāng)量化bi的對(duì)比

以上現(xiàn)象的主要成因是，不同壓縮比燃燒室的循環(huán)壓力峰值被控制為相同值，那么高壓縮比燃燒室的燃燒相位就被推遲，從而做功量減少。以工況2進(jìn)行分析，如表3所示，CR16.8與CR17.5A相比，CR17.5B與CR18.6相比，隨著壓縮比的升高，CA10，CA50和CA90對(duì)應(yīng)的時(shí)刻都后移。CR16.8和CR17.5A上止點(diǎn)前后43°曲軸轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)的-示功圖如圖6所示。從著火后壓力快速上升至循環(huán)壓力峰值的過程，幾乎在上止點(diǎn)附近完成，這一過程可近似于定容增壓過程。CR17.5A的燃燒相位推遲，相當(dāng)于式(1)中的定容增壓比降低，即定容過程的加熱量比例降低；另外，CR17.5A又無法在達(dá)到循環(huán)壓力峰值之后的膨脹過程使放熱速率比CR16.8明顯加快，從而其膨脹線位于CR16.8的膨脹線之下，即使壓縮比增高也無法提高熱效率。

表3 工況2的累計(jì)放熱量特征時(shí)刻

圖6 閉口循環(huán)局部p-V示功圖(工況2)

與CR17.5B相比，燃燒室CR18.6的升高的幅度增大，這是因?yàn)閴嚎s比提高量增大，在相同循環(huán)壓力峰值條件下，CR18.6的燃燒相位被推遲更多。因此，在循環(huán)壓力峰值不變的約束條件下，僅提高壓縮比而不提高放熱速率無法提高柴油機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性。

3.3 燃燒室形狀的影響

由圖5可見，燃燒室CR17.5B的比CR17.5A的降低，并且比CR16.8的低，即通過燃燒室形狀的改變使得壓縮比由16.8提高到17.5，實(shí)現(xiàn)了熱效率的提高。如圖7所示，CR17.5B的放熱率峰值比CR16.8和CR17.5A的略高，且在上止點(diǎn)后10°～20°曲軸轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)放熱率都增高，即膨脹階段放熱速率較快，這也與表3所示CR17.5B的CA90對(duì)應(yīng)時(shí)刻比CR16.8提前1°曲軸轉(zhuǎn)角相對(duì)應(yīng)。因此，在相等循環(huán)壓力峰值條件下與CR16.8相比，雖然CR17.5B的定容加熱量比例降低，但是其膨脹階段加熱更快，最終三個(gè)工況的分別降低1.00%，1.69%和1.37%。

圖7 放熱率曲線(工況2)

燃燒室CR17.5B在膨脹階段放熱速率更快的原因是，其形狀改善了燃油與空氣混合質(zhì)量，提高了空氣利用率。針對(duì)圖7放熱率差異明顯的時(shí)段上止點(diǎn)后10°～20°區(qū)間，過氣缸中心線和噴孔軸線的截面做當(dāng)量燃空比云圖，如圖8所示。在上止點(diǎn)之后14°和20°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)刻，CR17.5B喉口以上區(qū)域的混合氣濃度比CR17.5A和CR16.8的稍低；另外，CR17.5B的燃燒室深度減小而直徑增大，使得燃燒室凹坑內(nèi)的油氣混合也得到一定改善，這兩方面使得CR17.5B的放熱率提高。而CA17.5A和CR16.8燃燒室是同類型形狀，當(dāng)量燃空比的分布非常相似，故CA17.5A的放熱率未有提高。

圖8 當(dāng)量燃空比云圖(工況2)

由此可見，提高壓縮比耦合改進(jìn)燃燒室形狀以縮短燃燒持續(xù)期，可以有效地提高燃油經(jīng)濟(jì)性。

3.4 循環(huán)壓力峰值的影響

將工況2的主噴SOI設(shè)置如下：CR16.8為-8.7°和-10.0°，CR17.5A為-7.45°和-8.7°，CR17.5B為-7.45°和-8.7°，CR18.6為-5.7°和-7.45°，由此可比較等主噴SOI條件下，提高循環(huán)壓力峰值的油耗變化情況。當(dāng)量化的和循環(huán)壓力峰值隨主噴SOI的變化如圖9所示。由圖可知，同一燃燒室類型的CR17.5A和CR16.8的主噴SOI都為-8.7°時(shí)，與CR16.8相比，CR17.5A的降低1.10%，而循環(huán)壓力峰值升高0.96 MPa。同樣地，CR17.5B和CR18.6的主噴SOI都為-7.45°時(shí)，與CR17.5B相比，CR18.6的降低1.11%，而循環(huán)壓力峰值升高1.34 MPa。此時(shí)高壓縮比燃燒室的得以降低是因?yàn)槿紵辔粵]有被推遲，使得定容加熱量的比例得以恢復(fù)，定容增壓比升高。

圖9 當(dāng)量化bi和循環(huán)壓力峰值(工況2)

循環(huán)壓力峰值的升高使NO排放相應(yīng)升高，如圖10所示，當(dāng)量化的NO-的trade-off關(guān)系表明：某一燃燒室的NO排放隨著主噴SOI的提前而升高，但不同燃燒室的-NO的trade-off性能隨著壓縮比的提高而改善。這說明在相等的NO排放條件下，高壓縮比燃燒室的低。如圖10中圓圈所示數(shù)據(jù)，CR17.5B和CR18.6的NO排放幾乎相同，而CR18.6的更低。

圖10 當(dāng)量化的NOx-bi(工況2)

由此可見，提高燃燒室壓縮比的同時(shí)提高循環(huán)壓力峰值，可有效降低，也可在降低與NO排放升高之間獲得更好的平衡。

4 試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)燃燒室CR17.5B和CR18.6制作活塞，在發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架上對(duì)其性能開展試驗(yàn)測(cè)試。測(cè)試的當(dāng)量化有效燃油消耗率()和循環(huán)壓力峰值如圖11所示，在等爆壓條件下CR17.5B三個(gè)工況的比CR16.8的分別降低0.83%，1.32%和0.60%，驗(yàn)證了模擬計(jì)算對(duì)CR17.5B降油耗效果的預(yù)測(cè)；當(dāng)壓縮比由17.5提高至18.6后，在等爆壓條件下CR18.6的比CR17.5B的分別升高1.07%，1.93%和0.81%；當(dāng)CR18.6三個(gè)工況的循環(huán)壓力峰值由17.9～18.7 MPa升高至20.0～20.5 MPa后，其三個(gè)工況的比CR16.8三個(gè)工況的分別降低0.92%，1.42%和1.27%，比CR17.5B的略有降低，模擬計(jì)算預(yù)測(cè)的變化趨勢(shì)與試驗(yàn)的變化趨勢(shì)基本吻合。

圖11 測(cè)試的當(dāng)量化be和循環(huán)壓力峰值

工況2測(cè)試的當(dāng)量化的NO-如圖12所示，試驗(yàn)驗(yàn)證了模擬計(jì)算預(yù)測(cè)的趨勢(shì)，即隨著壓縮比的升高NO-的trade-off關(guān)系得到改善。對(duì)于CR18.6而言，其循環(huán)壓力峰值提高到20.5 MPa，與原機(jī)燃燒室CR16.8相比，可使降低1.42%，同時(shí)NO排放降低4.58%。對(duì)于CR17.5B，雖然也可以通過提高循環(huán)壓力峰值進(jìn)一步降低，但是NO排放明顯升高。因此，高壓縮比燃燒室CR18.6在降油耗和控制NO原始排放兩方面均有收益。

圖12 測(cè)試的當(dāng)量化NOx-be(工況2)

5 結(jié)論

a) 對(duì)于不同類型的燃燒室形狀，油耗對(duì)油嘴凸高的敏感度不同，其中燃燒室的喉口特征是影響噴油器凸高取值的關(guān)鍵；

b) 相同類型的燃燒室僅通過減小燃燒室深度來提高壓縮比，在原機(jī)循環(huán)壓力峰值條件下，高壓縮比燃燒室的燃燒相位必被推遲，其定容增壓比降低，而膨脹階段又無法使放熱速率加快，最終無法提高燃油經(jīng)濟(jì)性；在相同噴油時(shí)刻下，高壓縮比燃燒室的燃燒相位未被推遲，使循環(huán)壓力峰值升高，定容增壓比升高，從而提高熱效率；

c) 燃燒室CR17.5B與CR16.8相比，提高了壓縮比又改進(jìn)了燃燒室形狀，在原機(jī)循環(huán)壓力峰值條件下，雖然其定容增壓比降低，但其放熱速率更快，縮短了燃燒持續(xù)期，最終使三個(gè)工況的分別降低1.00%，1.69%和1.37%；

d) 高壓縮比燃燒室CR18.6循環(huán)壓力峰值提高1.34 MPa后，工況2的比CR17.5B的降低1.11%，并且可在降低油耗和控制NO原始排放之間獲得更好的平衡；

e) 柴油機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證了模擬研究的趨勢(shì)，其中在1 300 r/min全負(fù)荷工況，燃燒室CR18.6與基礎(chǔ)燃燒室CR16.8相比，循環(huán)壓力峰值由18.4 MPa提高到20.5 MPa后，降低1.42%，同時(shí)NO排放降低4.58%。