壓縮比和燃燒室形狀對商用車柴油機燃油經濟性的影響

李軍成，曾麗麗，韋紅玲，田翀

(廣西玉柴機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間里，傳統內燃機仍是汽車的主要動力源，汽車動力系統的變化是從單一的內燃機動力系統向多樣化的動力系統發展。我國已于2019年開始實施重型商用車第三階段燃料消耗量限值法規，2021年在全國范圍實施第六階段重型柴油車污染物排放限值法規。無論是從參與市場競爭還是滿足法規要求來說， 傳統內燃機都必須持續提高熱效率和減少尾氣污染物排放量。在柴油機節能增效方面，燃燒系統的設計是關鍵，而壓縮比和燃燒室形狀則是設計燃燒系統時必須考慮的關鍵因素。因此，研究壓縮比和燃燒室形狀對柴油機燃油經濟性的影響，對優化設計燃燒系統具有實際指導意義。基于計算流體力學的三維數值模擬技術，是對燃燒室進行研究的有效手段。本研究基于三維數值模擬與試驗測試結合，對某商用車柴油機壓縮比和燃燒室形狀的影響進行模擬計算和試驗研究，以達到提高柴油機燃油經濟性的目的。

1 柴油機工作循環熱效率

往復活塞式柴油機的理想工作循環稱為混合加熱循環，由絕熱壓縮、定容加熱、定壓加熱、絕熱膨脹和定容放熱五個過程構成。混合加熱循環的熱效率計算公式如下：

(1)

式中：為壓縮比；為等熵指數；為定容增壓比；為定壓預脹比。

分析式(1)可知，在不限定最高循環壓力的條件下，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)為實際柴油機燃油經濟性的提高提供了理論指導。但是，實際柴油機工作循環受機械可承受的最高循環壓力和燃燒速度等方面的約束，無法使燃燒持續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。初始循環壓力和最高循環壓力的水平，也使壓縮比不可能無限提高。所以，在給定的循環壓力峰值條件下，柴油機的曲柄連桿機構運動特點和噴霧燃燒特性使得閉口系統的熱效率與初始壓力、噴油器參數及噴油控制參數、油氣混合質量和壓縮比等直接相關。因此，要提高柴油機燃油經濟性，就是要研究如何使這些參數達到最優的組合。

2 缸內燃燒模型

2.1 幾何模型

研究用柴油機基本參數如表1所示，基礎燃燒室壓縮比為16.8(稱為CR16.8)。為了研究壓縮比和優化燃燒室形狀對提高燃油經濟性的影響，設計了兩個壓縮比為17.5(分別稱為CR17.5A和CR17.5B)和一個壓縮比為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和喉口以上至活塞頂面之間的形狀的差異。因此，對比CR16.8和CR17.5A，CR17.5B和CR18.6的性能，可研究壓縮比的影響，對比CR17.5A和CR17.5B的性能，可研究燃燒室形狀的影響。

表1 柴油機基本參數

圖1 燃燒室形狀

噴孔以氣缸中心線對稱分布，故只對1/8氣缸區域進行建模，僅計算高壓循環過程，即進氣門關閉時刻至排氣門開啟時刻，所述的指示燃油消耗率()是指高壓循環指示燃油消耗率。

2.2 數學子模型

用AVL FIRE軟件建立三維數值模擬模型，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個工況進行研究。首先，用測試的缸內壓力和放熱率對計算模型進行校核。以工況2為例，計算值與試驗值的對比如圖2所示。計算的著火時刻、放熱率型線、燃燒持續期與試驗結果吻合良好，缸內壓力值與試驗值吻合良好。然后，將3個工況的炭煙和NO排放值分別除以工況1的值進行當量化處理，以便對模型預測的趨勢和測試的趨勢進行對比，從而對排放模型進行定性校核。排放物的計算值與試驗值的對比如圖3所示，模型預測的不同工況的炭煙和NO變化趨勢與試驗趨勢吻合。其中，工況2炭煙的試驗值比工況1的試驗值高16.67%，工況2炭煙的計算值比工況1的計算值高61.76%。可見，工況2的計算趨勢偏高，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機理模型，也存在一定誤差。總的來說，計算模型能預測缸內燃燒的主要特征，能對炭煙和NO進行趨勢性預測。

表2 柴油機工況

圖2 工況2計算值與測試值對比

圖3 排放物的計算值與試驗值對比

3 計算結果與分析

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一定的條件下，噴油器的安裝參數——油嘴凸出高度(凸高)，會對燃燒性能產生影響。因此，首先研究燃燒室形狀與凸高匹配的影響。為了在相同的循環壓力峰值條件下進行對比，相對于CR16.8的噴油時刻(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(基礎值)時對應各工況的進行當量化，便于分析參數對的影響趨勢和影響幅度。如圖4所示，CR16.8和CR17.5A三個工況的都隨著凸高的增大而減小；CR17.5B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小；CR18.6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bi的影響

由圖4中CR17.5A與CR17.5B的計算結果可知，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不同。由CR16.8和CR17.5A的對比及CR17.5B與CR18.6的對比可知，相同類型燃燒室的隨凸高變化而變化的趨勢相似，這是因為這兩對燃燒室的喉口特征幾乎相同。可見，燃燒室的喉口特征是影響噴油器凸高選值的關鍵。

在所研究的3個工況條件下，CR16.8和CR17.5A的當量化的最大值與最小值相差0.019，CR17.5B的當量化的最大值與最小值相差0.008，CR18.6的當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的當量化進行對比，結果如圖5所示。燃燒室CR17.5A是在CR16.8基礎上減小燃燒室深度，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的當量化有相同的趨勢，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 不同燃燒室當量化bi的對比

以上現象的主要成因是，不同壓縮比燃燒室的循環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對應的時刻都后移。CR16.8和CR17.5A上止點前后43°曲軸轉角范圍內的-示功圖如圖6所示。從著火后壓力快速上升至循環壓力峰值的過程，幾乎在上止點附近完成，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又無法在達到循環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的累計放熱量特征時刻

圖6 閉口循環局部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，這是因為壓縮比提高量增大，在相同循環壓力峰值條件下，CR18.6的燃燒相位被推遲更多。因此，在循環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燃油經濟性。

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，實現了熱效率的提高。如圖7所示，CR17.5B的放熱率峰值比CR16.8和CR17.5A的略高，且在上止點后10°～20°曲軸轉角范圍內放熱率都增高，即膨脹階段放熱速率較快，這也與表3所示CR17.5B的CA90對應時刻比CR16.8提前1°曲軸轉角相對應。因此，在相等循環壓力峰值條件下與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量，提高了空氣利用率。針對圖7放熱率差異明顯的時段上止點后10°～20°區間，過氣缸中心線和噴孔軸線的截面做當量燃空比云圖，如圖8所示。在上止點之后14°和20°曲軸轉角時刻，CR17.5B喉口以上區域的混合氣濃度比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 當量燃空比云圖(工況2)

由此可見，提高壓縮比耦合改進燃燒室形狀以縮短燃燒持續期，可以有效地提高燃油經濟性。

3.4 循環壓力峰值的影響

將工況2的主噴SOI設置如下：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，提高循環壓力峰值的油耗變化情況。當量化的和循環壓力峰值隨主噴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，與CR16.8相比，CR17.5A的降低1.10%，而循環壓力峰值升高0.96 MPa。同樣地，CR17.5B和CR18.6的主噴SOI都為-7.45°時，與CR17.5B相比，CR18.6的降低1.11%，而循環壓力峰值升高1.34 MPa。此時高壓縮比燃燒室的得以降低是因為燃燒相位沒有被推遲，使得定容加熱量的比例得以恢復，定容增壓比升高。

圖9 當量化bi和循環壓力峰值(工況2)

循環壓力峰值的升高使NO排放相應升高，如圖10所示，當量化的NO-的trade-off關系表明：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中圓圈所示數據，CR17.5B和CR18.6的NO排放幾乎相同，而CR18.6的更低。

圖10 當量化的NOx-bi(工況2)

由此可見，提高燃燒室壓縮比的同時提高循環壓力峰值，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 試驗結果

根據燃燒室CR17.5B和CR18.6制作活塞，在發動機試驗臺架上對其性能開展試驗測試。測試的當量化有效燃油消耗率()和循環壓力峰值如圖11所示，在等爆壓條件下CR17.5B三個工況的比CR16.8的分別降低0.83%，1.32%和0.60%，驗證了模擬計算對CR17.5B降油耗效果的預測；當壓縮比由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CR18.6三個工況的循環壓力峰值由17.9～18.7 MPa升高至20.0～20.5 MPa后，其三個工況的比CR16.8三個工況的分別降低0.92%，1.42%和1.27%，比CR17.5B的略有降低，模擬計算預測的變化趨勢與試驗的變化趨勢基本吻合。

圖11 測試的當量化be和循環壓力峰值

工況2測試的當量化的NO-如圖12所示，試驗驗證了模擬計算預測的趨勢，即隨著壓縮比的升高NO-的trade-off關系得到改善。對于CR18.6而言，其循環壓力峰值提高到20.5 MPa，與原機燃燒室CR16.8相比，可使降低1.42%，同時NO排放降低4.58%。對于CR17.5B，雖然也可以通過提高循環壓力峰值進一步降低，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 測試的當量化NOx-be(工況2)

5 結論

a) 對于不同類型的燃燒室形狀，油耗對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，在原機循環壓力峰值條件下，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濟性；在相同噴油時刻下，高壓縮比燃燒室的燃燒相位未被推遲，使循環壓力峰值升高，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了燃燒室形狀，在原機循環壓力峰值條件下，雖然其定容增壓比降低，但其放熱速率更快，縮短了燃燒持續期，最終使三個工況的分別降低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) 柴油機臺架試驗驗證了模擬研究的趨勢，其中在1 300 r/min全負荷工況，燃燒室CR18.6與基礎燃燒室CR16.8相比，循環壓力峰值由18.4 MPa提高到20.5 MPa后，降低1.42%，同時NO排放降低4.58%。