压缩比和燃烧室形状对商用车柴油机燃油经济性的影响

李军成，曾丽丽，韦红玲，田翀

(广西玉柴机器股份有限公司工程研究院，广西 南宁 530000)

在未来很长的一段时间里，传统内燃机仍是汽车的主要动力源，汽车动力系统的变化是从单一的内燃机动力系统向多样化的动力系统发展。我国已于2019年开始实施重型商用车第三阶段燃料消耗量限值法规，2021年在全国范围实施第六阶段重型柴油车污染物排放限值法规。无论是从参与市场竞争还是满足法规要求来说， 传统内燃机都必须持续提高热效率和减少尾气污染物排放量。在柴油机节能增效方面，燃烧系统的设计是关键，而压缩比和燃烧室形状则是设计燃烧系统时必须考虑的关键因素。因此，研究压缩比和燃烧室形状对柴油机燃油经济性的影响，对优化设计燃烧系统具有实际指导意义。基于计算流体力学的三维数值模拟技术，是对燃烧室进行研究的有效手段。本研究基于三维数值模拟与试验测试结合，对某商用车柴油机压缩比和燃烧室形状的影响进行模拟计算和试验研究，以达到提高柴油机燃油经济性的目的。

1 柴油机工作循环热效率

往复活塞式柴油机的理想工作循环称为混合加热循环，由绝热压缩、定容加热、定压加热、绝热膨胀和定容放热五个过程构成。混合加热循环的热效率计算公式如下：

(1)

式中：为压缩比；为等熵指数；为定容增压比；为定压预胀比。

分析式(1)可知，在不限定最高循环压力的条件下，提高可使热效率提高，但随着的不断提高，热效率提高率逐渐降低；增大也可提高热效率；但增大则使热效率降低。

式(1)为实际柴油机燃油经济性的提高提供了理论指导。但是，实际柴油机工作循环受机械可承受的最高循环压力和燃烧速度等方面的约束，无法使燃烧持续期压缩到非常短的程度来提高定容加热的比例，从而降低膨胀加热比例。初始循环压力和最高循环压力的水平，也使压缩比不可能无限提高。所以，在给定的循环压力峰值条件下，柴油机的曲柄连杆机构运动特点和喷雾燃烧特性使得闭口系统的热效率与初始压力、喷油器参数及喷油控制参数、油气混合质量和压缩比等直接相关。因此，要提高柴油机燃油经济性，就是要研究如何使这些参数达到最优的组合。

2 缸内燃烧模型

2.1 几何模型

研究用柴油机基本参数如表1所示，基础燃烧室压缩比为16.8(称为CR16.8)。为了研究压缩比和优化燃烧室形状对提高燃油经济性的影响，设计了两个压缩比为17.5(分别称为CR17.5A和CR17.5B)和一个压缩比为18.6(称为CR18.6)的新燃烧室，燃烧室形状如图1所示。CR17.5A是通过减小CR16.8的燃烧室深度得到，形状与CR16.8相似，所以它们是同一类型燃烧室；CR17.5B和CR18.6形状相似，它们也是同一类型燃烧室。两种类型燃烧室的主要差异是中心凸台和喉口以上至活塞顶面之间的形状的差异。因此，对比CR16.8和CR17.5A，CR17.5B和CR18.6的性能，可研究压缩比的影响，对比CR17.5A和CR17.5B的性能，可研究燃烧室形状的影响。

表1 柴油机基本参数

图1 燃烧室形状

喷孔以气缸中心线对称分布，故只对1/8气缸区域进行建模，仅计算高压循环过程，即进气门关闭时刻至排气门开启时刻，所述的指示燃油消耗率()是指高压循环指示燃油消耗率。

2.2 数学子模型

用AVL FIRE软件建立三维数值模拟模型，使用的主要子模型有WAVE喷雾破碎模模型、Dukowicz蒸发模型、Table自着火模型、ECFM-3Z燃烧模型、Extended Zeldovich热力型NO模型和kinetic model炭烟模型。模拟模型使用的燃料为AVL FIRE燃料库中的DIESEL-D1。

2.3 模型校核

选择表2所示3个工况进行研究。首先，用测试的缸内压力和放热率对计算模型进行校核。以工况2为例，计算值与试验值的对比如图2所示。计算的着火时刻、放热率型线、燃烧持续期与试验结果吻合良好，缸内压力值与试验值吻合良好。然后，将3个工况的炭烟和NO排放值分别除以工况1的值进行当量化处理，以便对模型预测的趋势和测试的趋势进行对比，从而对排放模型进行定性校核。排放物的计算值与试验值的对比如图3所示，模型预测的不同工况的炭烟和NO变化趋势与试验趋势吻合。其中，工况2炭烟的试验值比工况1的试验值高16.67%，工况2炭烟的计算值比工况1的计算值高61.76%。可见，工况2的计算趋势偏高，主要原因可能是喷雾燃烧过程存在一定误差，炭烟模型是简化的化学机理模型，也存在一定误差。总的来说，计算模型能预测缸内燃烧的主要特征，能对炭烟和NO进行趋势性预测。

表2 柴油机工况

图2 工况2计算值与测试值对比

图3 排放物的计算值与试验值对比

3 计算结果与分析

3.1 燃烧室与油嘴凸出高度匹配的影响

在燃烧室形状和喷油器参数一定的条件下，喷油器的安装参数——油嘴凸出高度(凸高)，会对燃烧性能产生影响。因此，首先研究燃烧室形状与凸高匹配的影响。为了在相同的循环压力峰值条件下进行对比，相对于CR16.8的喷油时刻(SOI)，CR17.5A和CR17.5B工况1～3的SOI分别被推迟1°，1.25°和1.25°，CR18.6工况1～3的SOI分别被推迟2.5°，3°和3°。

将燃烧室各工况的除以燃烧室CR16.8凸高2.4 mm(基础值)时对应各工况的进行当量化，便于分析参数对的影响趋势和影响幅度。如图4所示，CR16.8和CR17.5A三个工况的都随着凸高的增大而减小；CR17.5B工况1的随着凸高的增大而增大，工况2和工况3的随着凸高的增大而减小；CR18.6工况1的随着凸高的增大而增大，工况2和工况3随着凸高的增大先减小再增大。在相同的凸高条件下，CR16.8的比CR17.5A的低；CR17.5B的比CR18.6的低。

图4 油嘴凸高对bi的影响

由图4中CR17.5A与CR17.5B的计算结果可知，在相同压缩比条件下，不同类型燃烧室的受凸高影响的趋势不同。由CR16.8和CR17.5A的对比及CR17.5B与CR18.6的对比可知，相同类型燃烧室的随凸高变化而变化的趋势相似，这是因为这两对燃烧室的喉口特征几乎相同。可见，燃烧室的喉口特征是影响喷油器凸高选值的关键。

在所研究的3个工况条件下，CR16.8和CR17.5A的当量化的最大值与最小值相差0.019，CR17.5B的当量化的最大值与最小值相差0.008，CR18.6的当量化的最大值与最小值相差0.029。由此可见，不同燃烧室形状对油嘴凸高的敏感度不同。

3.2 压缩比的影响

选择燃烧室匹配凸高2.4 mm的当量化进行对比，结果如图5所示。燃烧室CR17.5A是在CR16.8基础上减小燃烧室深度，从而将压缩比从16.8提高到17.5，CR17.5三个工况的比CR16.8的分别高0.24%，0.13%和0.35%，压缩比从16.8提高到17.5并未使降低。同样，相同类型的燃烧室CR17.5B和CR18.6的当量化有相同的趋势，并且压缩比由17.5提高到18.6使升高的幅度增加，即CR18.6的比CR17.5B的分别增高1.56%，0.91%和1.64%。

图5 不同燃烧室当量化bi的对比

以上现象的主要成因是，不同压缩比燃烧室的循环压力峰值被控制为相同值，那么高压缩比燃烧室的燃烧相位就被推迟，从而做功量减少。以工况2进行分析，如表3所示，CR16.8与CR17.5A相比，CR17.5B与CR18.6相比，随着压缩比的升高，CA10，CA50和CA90对应的时刻都后移。CR16.8和CR17.5A上止点前后43°曲轴转角范围内的-示功图如图6所示。从着火后压力快速上升至循环压力峰值的过程，几乎在上止点附近完成，这一过程可近似于定容增压过程。CR17.5A的燃烧相位推迟，相当于式(1)中的定容增压比降低，即定容过程的加热量比例降低；另外，CR17.5A又无法在达到循环压力峰值之后的膨胀过程使放热速率比CR16.8明显加快，从而其膨胀线位于CR16.8的膨胀线之下，即使压缩比增高也无法提高热效率。

表3 工况2的累计放热量特征时刻

图6 闭口循环局部p-V示功图(工况2)

与CR17.5B相比，燃烧室CR18.6的升高的幅度增大，这是因为压缩比提高量增大，在相同循环压力峰值条件下，CR18.6的燃烧相位被推迟更多。因此，在循环压力峰值不变的约束条件下，仅提高压缩比而不提高放热速率无法提高柴油机燃油经济性。

3.3 燃烧室形状的影响

由图5可见，燃烧室CR17.5B的比CR17.5A的降低，并且比CR16.8的低，即通过燃烧室形状的改变使得压缩比由16.8提高到17.5，实现了热效率的提高。如图7所示，CR17.5B的放热率峰值比CR16.8和CR17.5A的略高，且在上止点后10°～20°曲轴转角范围内放热率都增高，即膨胀阶段放热速率较快，这也与表3所示CR17.5B的CA90对应时刻比CR16.8提前1°曲轴转角相对应。因此，在相等循环压力峰值条件下与CR16.8相比，虽然CR17.5B的定容加热量比例降低，但是其膨胀阶段加热更快，最终三个工况的分别降低1.00%，1.69%和1.37%。

图7 放热率曲线(工况2)

燃烧室CR17.5B在膨胀阶段放热速率更快的原因是，其形状改善了燃油与空气混合质量，提高了空气利用率。针对图7放热率差异明显的时段上止点后10°～20°区间，过气缸中心线和喷孔轴线的截面做当量燃空比云图，如图8所示。在上止点之后14°和20°曲轴转角时刻，CR17.5B喉口以上区域的混合气浓度比CR17.5A和CR16.8的稍低；另外，CR17.5B的燃烧室深度减小而直径增大，使得燃烧室凹坑内的油气混合也得到一定改善，这两方面使得CR17.5B的放热率提高。而CA17.5A和CR16.8燃烧室是同类型形状，当量燃空比的分布非常相似，故CA17.5A的放热率未有提高。

图8 当量燃空比云图(工况2)

由此可见，提高压缩比耦合改进燃烧室形状以缩短燃烧持续期，可以有效地提高燃油经济性。

3.4 循环压力峰值的影响

将工况2的主喷SOI设置如下：CR16.8为-8.7°和-10.0°，CR17.5A为-7.45°和-8.7°，CR17.5B为-7.45°和-8.7°，CR18.6为-5.7°和-7.45°，由此可比较等主喷SOI条件下，提高循环压力峰值的油耗变化情况。当量化的和循环压力峰值随主喷SOI的变化如图9所示。由图可知，同一燃烧室类型的CR17.5A和CR16.8的主喷SOI都为-8.7°时，与CR16.8相比，CR17.5A的降低1.10%，而循环压力峰值升高0.96 MPa。同样地，CR17.5B和CR18.6的主喷SOI都为-7.45°时，与CR17.5B相比，CR18.6的降低1.11%，而循环压力峰值升高1.34 MPa。此时高压缩比燃烧室的得以降低是因为燃烧相位没有被推迟，使得定容加热量的比例得以恢复，定容增压比升高。

图9 当量化bi和循环压力峰值(工况2)

循环压力峰值的升高使NO排放相应升高，如图10所示，当量化的NO-的trade-off关系表明：某一燃烧室的NO排放随着主喷SOI的提前而升高，但不同燃烧室的-NO的trade-off性能随着压缩比的提高而改善。这说明在相等的NO排放条件下，高压缩比燃烧室的低。如图10中圆圈所示数据，CR17.5B和CR18.6的NO排放几乎相同，而CR18.6的更低。

图10 当量化的NOx-bi(工况2)

由此可见，提高燃烧室压缩比的同时提高循环压力峰值，可有效降低，也可在降低与NO排放升高之间获得更好的平衡。

4 试验结果

根据燃烧室CR17.5B和CR18.6制作活塞，在发动机试验台架上对其性能开展试验测试。测试的当量化有效燃油消耗率()和循环压力峰值如图11所示，在等爆压条件下CR17.5B三个工况的比CR16.8的分别降低0.83%，1.32%和0.60%，验证了模拟计算对CR17.5B降油耗效果的预测；当压缩比由17.5提高至18.6后，在等爆压条件下CR18.6的比CR17.5B的分别升高1.07%，1.93%和0.81%；当CR18.6三个工况的循环压力峰值由17.9～18.7 MPa升高至20.0～20.5 MPa后，其三个工况的比CR16.8三个工况的分别降低0.92%，1.42%和1.27%，比CR17.5B的略有降低，模拟计算预测的变化趋势与试验的变化趋势基本吻合。

图11 测试的当量化be和循环压力峰值

工况2测试的当量化的NO-如图12所示，试验验证了模拟计算预测的趋势，即随着压缩比的升高NO-的trade-off关系得到改善。对于CR18.6而言，其循环压力峰值提高到20.5 MPa，与原机燃烧室CR16.8相比，可使降低1.42%，同时NO排放降低4.58%。对于CR17.5B，虽然也可以通过提高循环压力峰值进一步降低，但是NO排放明显升高。因此，高压缩比燃烧室CR18.6在降油耗和控制NO原始排放两方面均有收益。

图12 测试的当量化NOx-be(工况2)

5 结论

a) 对于不同类型的燃烧室形状，油耗对油嘴凸高的敏感度不同，其中燃烧室的喉口特征是影响喷油器凸高取值的关键；

b) 相同类型的燃烧室仅通过减小燃烧室深度来提高压缩比，在原机循环压力峰值条件下，高压缩比燃烧室的燃烧相位必被推迟，其定容增压比降低，而膨胀阶段又无法使放热速率加快，最终无法提高燃油经济性；在相同喷油时刻下，高压缩比燃烧室的燃烧相位未被推迟，使循环压力峰值升高，定容增压比升高，从而提高热效率；

c) 燃烧室CR17.5B与CR16.8相比，提高了压缩比又改进了燃烧室形状，在原机循环压力峰值条件下，虽然其定容增压比降低，但其放热速率更快，缩短了燃烧持续期，最终使三个工况的分别降低1.00%，1.69%和1.37%；

d) 高压缩比燃烧室CR18.6循环压力峰值提高1.34 MPa后，工况2的比CR17.5B的降低1.11%，并且可在降低油耗和控制NO原始排放之间获得更好的平衡；

e) 柴油机台架试验验证了模拟研究的趋势，其中在1 300 r/min全负荷工况，燃烧室CR18.6与基础燃烧室CR16.8相比，循环压力峰值由18.4 MPa提高到20.5 MPa后，降低1.42%，同时NO排放降低4.58%。