馬志豪，劉 成，王 鑫，劉文斌，馬凡華

非道路用重型柴油機燃燒過程優(yōu)化

馬志豪1，劉 成1，王 鑫1，劉文斌2，馬凡華3

（1. 河南科技大學(xué)車輛與交通工程學(xué)院，洛陽 471003；2. 河南柴油機重工有限責(zé)任公司，洛陽 471000；3. 清華大學(xué)汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084）

為了降低非道路用重型柴油機的有害物排放，該文對柴油機的燃燒室結(jié)構(gòu)、噴油策略進行優(yōu)化。以一臺CHD234V8型高壓共軌直噴式柴油機為樣機，對整機優(yōu)化前后燃燒過程進行分析。試驗結(jié)果表明，柴油機缸內(nèi)油氣混合得到改善，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力降低，有害物排放量減少；與優(yōu)化前相比，標(biāo)定工況和最大扭矩工況的燃油消耗率分別下降2.5%和6.2%，不透光煙度分別降低71.4%和67.9%；整機CO、(HC+NOx)、顆粒(PM)分別減少了33.9%、11.8%和73%，滿足非道路車輛的國三排放限值要求。該研究可為非道路用重型柴油機的排放控制提供參考。

柴油機；排放；優(yōu)化；非道路用重型柴油機；噴油策略；燃燒室

0 引 言

柴油機因熱效率高、動力性能優(yōu)良，被廣泛應(yīng)用于工程、農(nóng)業(yè)等非道路移動機械領(lǐng)域，功率范圍從十幾千瓦到幾百千瓦不等，但其同時也帶來了較高的NOx及碳煙（soot）排放[1-2]。近年來，為了防治非道路用柴油機污染物排放對環(huán)境的影響，中國政府制定了一系列嚴格的排放法規(guī)[3-4]，相較于國二排放標(biāo)準(zhǔn)各污染物限值都大幅降低，標(biāo)準(zhǔn)要求堪比國際上最為嚴格的美國EPA-IV[5]。為了應(yīng)對日益嚴格的排放法規(guī)要求，國內(nèi)外內(nèi)燃機工作者對非道路用柴油機轉(zhuǎn)型升級做了大量研究工作。中國是典型的農(nóng)業(yè)大國，中小功率（＜75 kW）非道路用柴油機在農(nóng)業(yè)生產(chǎn)中具有先天優(yōu)勢且應(yīng)用廣泛，大多學(xué)者都將研究重心轉(zhuǎn)移到了中小功率非道路用柴油機的轉(zhuǎn)型升級上[6]，導(dǎo)致重型柴油機滿足非道路國三排放限值可供參考的技術(shù)資料有限。非道路用重型柴油機技術(shù)更新慢，大部分機型還使用20世紀(jì)末期的2氣門技術(shù)路線，這給降低碳煙排放增加了一定難度。中小功率非道路用柴油機轉(zhuǎn)速較高（>2 000 r/min），為了降低碳煙排放，可通過組織進氣渦流，加強缸內(nèi)氣流運動強度,使油氣混合更加充分，以降低碳煙排放；而非道路用重型柴油機工作轉(zhuǎn)速較低（<2 000 r/min），進氣氣流運動較弱，只能通過優(yōu)化燃燒室結(jié)構(gòu)加強擠流與逆擠流強度來降低碳煙排放，這進一步增加了重型柴油機升級至非道路國三排放的難度。企業(yè)為了降低排放升級成本，其使用的技術(shù)路線常不包含后處理技術(shù)，僅通過機內(nèi)凈化措施來達到排放法規(guī)要求，這也給升級帶來了不小的挑戰(zhàn)[7]。因此開發(fā)低排放非道路用重型柴油機仍有相當(dāng)難度。

柴油機缸內(nèi)燃燒過程是影響柴油機性能與排放特性的重要因素之一[8-9]，通過改善柴油機缸內(nèi)燃燒過程能顯著降低原機排放。劉勝吉等[10]對一臺單缸直噴式非道路用柴油機進排氣道、燃燒室空間結(jié)構(gòu)和噴油策略進行優(yōu)化，進行油氣混合“數(shù)量、時間、空間”關(guān)系的協(xié)同匹配，實現(xiàn)了柴油機低排放的高效燃燒，結(jié)果滿足非道路國三排放要求。馬志豪等[11]對一臺直噴式非道路用柴油機進行燃料噴射系統(tǒng)、燃燒室結(jié)構(gòu)、配氣定時以及燃燒過程優(yōu)化，結(jié)果滿足非道路國三排放要求。尹必峰等[12]以一臺小型非道路單缸直噴式柴油機為研究對象，運用CAE和CFD仿真模擬技術(shù)，對燃燒室、燃油供給系統(tǒng)參數(shù)與進氣渦流參數(shù)進行虛擬協(xié)同優(yōu)化，各項排放指標(biāo)滿足美國EPA第IV階段限值要求。以上研究多局限于農(nóng)業(yè)機械用小功率的中小型柴油機，而360 kW以上的船舶、工程機械用重型柴油機滿足非道路國三排放限值要求的研究尚未見報道。針對這一國內(nèi)空白，同時為了使該機型滿足非道路國三排放限值的要求，本文開展了燃燒室結(jié)構(gòu)、噴油策略對367 kW重型柴油機排放影響的試驗研究，以期為非道路用重型柴油機滿足非道路國三排放要求的排放控制提供參考。

1 試驗設(shè)備與原機排放性能

1.1 試驗原機與儀器

試驗原機為CHD234V8型柴油機，其基本參數(shù)如表1所示。試驗中采用AVL公司生產(chǎn)的631型燃燒分析儀進行數(shù)據(jù)采集和分析。采用AVL公司生產(chǎn)的SPC472顆粒物采集分析系統(tǒng)收集排氣中的顆粒物，在環(huán)境倉中對收集到的顆粒進行質(zhì)量稱量。采用AVL公司生產(chǎn)的AMAi60型氣體排放分析儀分析排放氣體中的氣體成分。采用啟東波峰公司生產(chǎn)的HZB2000型油耗儀測量發(fā)動機耗油量。采用AVL公司生產(chǎn)的439型不透光煙度計測量排放氣體煙度。

表1 試驗樣機基本參數(shù)

1.2 原機排放性能

優(yōu)化前，對原機進行排放測試。試驗按照非道路用柴油機8工況試驗循環(huán)進行排放測試，表2為8工況試驗工況及加權(quán)系數(shù)[3]，圖1為原機的各工況排放測試結(jié)果。由圖1可知，標(biāo)定工況（工況1）下NOx排放量達到7.67 g/(kW·h)，CO為3.17 g/(kW·h)，不透光煙度為0.566 m-1；最大扭矩工況（工況5）下NOx排放量為5.98 g/(kW·h)，CO為3.19 g/(kW·h)，不透光煙度達到0.552 m-1。整機的CO、(HC+NOx)排放量經(jīng)過加權(quán)比換算分別為4.338和0.363 g/(kW·h)。通過顆粒物采集分析系統(tǒng)，用一對濾紙收集排放氣體中的顆粒，8個工況采集總時間為600 s[3]，每個工況采集時間通過加權(quán)比換算得到，最后用微量天平稱量濾紙總質(zhì)量，求出各工況的排放物顆?？傎|(zhì)量，根據(jù)非道路國三標(biāo)準(zhǔn)[3]求得顆粒排放量為2.156 g/(kW·h)。CO排放量低于限值，(HC+NOx)、PM排放量分別超出限值8.5%、81.5%，與國三排放標(biāo)準(zhǔn)要求還有較大差距?；贏VL Fire軟件，對原機燃燒室進行仿真計算，分析了燃燒室結(jié)構(gòu)對缸內(nèi)氣流運動及混合氣形成的影響，發(fā)現(xiàn)原機直口型燃燒室在壓縮上止點前后擠流強度不足，與當(dāng)前主流的低排放燃燒室結(jié)構(gòu)存在差距[13]，不利于降低NOx和顆粒物(PM)排放。因此，需對燃燒室結(jié)構(gòu)進行改進，并重新與燃油噴射系統(tǒng)進行匹配，調(diào)整噴油策略。

表2 原機試驗工況及加權(quán)系數(shù)

圖1 原機的各工況排放測試結(jié)果

2 原機結(jié)構(gòu)與噴油策略優(yōu)化

2.1 燃燒室結(jié)構(gòu)優(yōu)化

為了改善缸內(nèi)油氣混合條件，維持燃燒中后期的湍流強度，在維持原機燃燒室容積不變的條件下，將原機直口型燃燒室改為縮口型燃燒室[14]，并加強中央底部凸起，在活塞上行和下行時利用進氣渦流形成較強的擠流和逆擠流，增大燃燒室內(nèi)的渦流保持率[15-18]。利用AVL Fire軟件計算分析發(fā)現(xiàn)，相較于直口型燃燒室，縮口型燃燒室增大了壓縮上止點前后燃燒室內(nèi)擠流和逆擠流強度，有利于燃油與空氣的充分混合，改善燃燒室內(nèi)燃油空氣混合質(zhì)量，能有效減少柴油機排氣煙度燃燒室優(yōu)化方案如圖2所示。燃燒室容積為95.466 mL。燃燒室喉口直徑d與氣缸直徑之比d/、燃燒室徑深比d/h用來定量描述優(yōu)化前后的燃燒室尺寸[19]。根據(jù)模擬計算結(jié)果，將d值由67mm(原機)調(diào)整為66mm，值由29.6mm(原機)調(diào)整為28mm，d/值由0.523(原機)調(diào)整為0.516，d/h值由2.26(原機)調(diào)整為2.35。

注：D為氣缸直徑，mm；dk為燃燒室吼口直徑，mm；h為燃燒室深度，mm。

2.2 冷卻系統(tǒng)管路優(yōu)化

由于原機的冷卻與增壓中冷為同一冷卻系統(tǒng)，使得柴油機冷卻液出口溫度與中冷后空氣溫度互相影響，無法使柴油機冷卻液溫度和中冷后空氣溫度同時達到最佳狀態(tài)，最終影響柴油機性能。為此，對原機冷卻系統(tǒng)進行改造，將柴油機冷卻水系統(tǒng)管路與增壓中冷管路由原機的同一管路更改為互不干涉的2個管路，分別控制柴油機冷卻水和中冷后空氣溫度，圖3為冷卻系統(tǒng)優(yōu)化前后簡圖。通常冷卻水出水溫度維持在85 ℃[20-22]，同時為了增加進氣充量，改善缸內(nèi)燃燒，中冷后進氣溫度通常維持在45 ℃[23]。

圖3 冷卻系統(tǒng)管路優(yōu)化前后簡圖

圖4為不同工況下冷卻管路優(yōu)化前后燃油消耗率及煙度?？梢钥闯?，在標(biāo)定工況（工況1）下，排氣煙度由優(yōu)化前的0.562 m-1降為0.168 m-1，降幅70.1%；燃油消耗率由243.5 g/(kW·h)降為238.3 g/(kW·h)，降幅5.2%；最大扭矩工況（工況5）下，排氣煙度由0.492 m-1降為0.163 m-1，降幅32.9%；燃油消耗率由245.3g/(kW·h)降至240.4g/(kW·h)，降幅4.9%。優(yōu)化后排氣煙度大幅降低，燃油消耗率降幅較小。這是由于冷卻管路優(yōu)化后的冷卻水溫度較優(yōu)化前提高，使得缸內(nèi)傳熱溫差減小，傳熱損失降低；進氣終了溫度下降使進氣充量增加，改善了缸內(nèi)燃燒效率，使排氣煙度降低，經(jīng)濟性提高。

2.3 噴油策略優(yōu)化

柴油機缸內(nèi)燃燒相位（以上止點為參考）與柴油機的性能（動力性、經(jīng)濟性、污染物排放和噪聲）有著密切聯(lián)系，噴油定時、噴油壓力、噴油次數(shù)的變化是改變?nèi)紵辔坏挠行Х椒╗24-27]。利用電控高壓共軌燃油噴射系統(tǒng)的優(yōu)勢對噴油定時、噴油壓力、噴油次數(shù)等參數(shù)進行精確控制，達到控制燃燒時間分布（即預(yù)混燃燒時間和擴散燃燒時間）的目的[28-30]。

NOx與碳煙（soot）排放之間存在Trade-off關(guān)系，為了同時兼顧兩者排放，試驗過程中使用開放的ECU（electronic control unit）控制軟件，結(jié)合實測的污染物排放數(shù)值與缸內(nèi)壓力曲線，動態(tài)調(diào)整主噴油定時和噴油壓力。若NOx排放太高，將噴油定時推遲并增加預(yù)噴射，此時碳煙排放增加，最大爆發(fā)壓力所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角位置遠離上止點；若碳煙排放高，增大噴油壓力，此時NOx排放增加，最大爆發(fā)壓力升高。試驗中結(jié)合實測的缸內(nèi)壓力曲線，根據(jù)最大爆發(fā)壓力及其所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角位置來確定噴油策略調(diào)整方向，噴油策略的優(yōu)化過程就是不斷調(diào)整噴油壓力與噴油定時，綜合考慮NOx與碳煙排放，取其折衷數(shù)值的過程。圖5為標(biāo)定工況下NOx排放隨主噴油定時的變化?？梢钥闯?，NOx排放量隨著主噴油定時向上止點后推遲而降低，這是因為噴油定時推遲，噴油時刻燃燒室內(nèi)溫度升高，縮短了燃料的著火延遲期，預(yù)混燃燒比例下降，從而使缸內(nèi)燃燒溫度降低。NOx排放量隨噴油壓力升高而增加，這是因為當(dāng)噴油壓力升高時，燃油噴射索特平均直徑SMD(sauter mean diameter)減小，噴油速率增大使單位時間內(nèi)噴油量增加，使滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣增多，從而使前期燃燒溫度升高，NOx排放量增加。由圖5還可看出，主噴油定時在上止點后時噴油壓力對NOx排放的影響較主噴油定時在上止點前明顯削弱，如主噴油定時在上止點前3 °CA，軌壓從100 MPa升高至110 MPa時NOx排放量增加43.25×10-6，而主噴油定時為上止點前7 °CA時NOx排放量增加124.19×10-6。原因是上止點后缸內(nèi)壓力和溫度較高，燃油在高溫環(huán)境中霧化速率加快，索特平均直徑SMD大小對燃油空氣混合氣形成的影響減弱。

圖4 不同工況下冷卻管路優(yōu)化前后燃油消耗率及煙度

為了同時兼顧碳煙與NOx排放，將標(biāo)定工況主噴油定時由原機的上止點前13.5 °CA推遲至上止點后2 °CA，增加預(yù)噴，預(yù)噴定時為上止點前20 °CA；最大扭矩工況主噴油定時由原機的上止點前10 °CA推遲至上止點后3 °CA，增加預(yù)噴，預(yù)噴定時為上止點前20 °CA，預(yù)噴油量1.5 mg。試驗時冷卻水溫度由65 ℃(原機)調(diào)整為85 ℃，進氣平均溫度由65 ℃(原機)調(diào)整為45 ℃。

注：轉(zhuǎn)速2 100 r×min-1，扭矩1 668 N·m。

3 燃燒過程對比分析

3.1 試驗設(shè)計

為了檢驗柴油機優(yōu)化后（注：優(yōu)化后指柴油機燃燒室、冷卻系統(tǒng)管路以及噴油策略優(yōu)化匹配完成，原機指未優(yōu)化的柴油機，下同）的性能，對優(yōu)化后柴油機的燃燒過程開展試驗研究。利用燃燒分析儀測取柴油機缸內(nèi)壓力和放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角變化曲線，并根據(jù)缸內(nèi)壓力計算缸內(nèi)平均燃燒溫度和壓力升高率。本文選取標(biāo)定工況和最大扭矩工況，從缸內(nèi)壓力、壓力升高率、缸內(nèi)燃燒溫度和放熱率方面對優(yōu)化后的柴油機進行對比分析。表3為優(yōu)化前后各工況試驗參數(shù)。

表3 原機優(yōu)化前后各工況試驗參數(shù)

注：“-”表示上止點后。

Note: “-“means after top dead center.

3.2 缸內(nèi)壓力

圖6為優(yōu)化前后標(biāo)定工況和最大扭矩工況下缸內(nèi)壓力曲線?？梢钥闯?，優(yōu)化后缸內(nèi)壓力曲線峰值與理論壓力線的峰值很接近，這是由于優(yōu)化后在上止點前噴油量較少（預(yù)噴1.5 mg），上止點附近缸內(nèi)燃燒溫度和壓力較低導(dǎo)致。優(yōu)化前后冷卻水溫度、進氣平均溫度的變化使得優(yōu)化前后的壓縮過程線不重合。

標(biāo)定工況下，優(yōu)化后的柴油機缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力由12.65 MPa下降到10.72 MPa，較原機降低15.3%，最大爆發(fā)壓力所對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角由上止點后14 °CA變?yōu)樯现裹c后1 °CA，提前13 °CA；最大扭矩工況下，優(yōu)化后的缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力由12.47 MPa下降到10.85 MPa，較原機降低12.9%，最大爆發(fā)壓力所對應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角由上止點后13 °CA變?yōu)樯现裹c后1 °CA，提前12 °CA；這是因為增加預(yù)噴以及推遲噴油時刻后，燃油滯燃期縮短，滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣數(shù)量減少，柴油機預(yù)混燃燒比例下降，使得缸內(nèi)最高燃燒溫度和最高爆發(fā)壓力降低，NOx排放減少。

圖6 原機優(yōu)化前后標(biāo)定工況和最大扭矩工況下缸內(nèi)壓力曲線

圖7為優(yōu)化前后標(biāo)定工況和最大扭矩工況缸內(nèi)壓力升高率變化。由圖7可知，優(yōu)化后的壓升率峰值較原機都大幅降低，標(biāo)定工況下壓力升高率峰值由4.23（優(yōu)化前）下降到2.97 MPa/(°CA)，降低29.8%，壓力升高率峰值所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角由上止點后1 °CA變?yōu)樯现裹c前13 °CA，提前14 °CA。最大扭矩工況下壓力升高率峰值由4.16（優(yōu)化前）下降到3.19 MPa/(°CA)，降低23.3%，壓力升高率峰值所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角由上止點后1 °CA變?yōu)樯现裹c前14 °CA，提前15 °CA。優(yōu)化后柴油機缸內(nèi)最高爆發(fā)壓力與最高壓力升高率所在相位較原機都提前，一方面因為燃油噴射系統(tǒng)及燃燒室結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計及匹配（直口型燃燒室改為縮口啞鈴型燃燒室），在壓縮沖程后期，氣缸內(nèi)的空氣被壓入燃燒室內(nèi)，產(chǎn)生較強的氣流運動強度（擠流），有利于燃油卷吸周圍空氣，使燃油空氣混合更加充分，改善了原機燃燒室局部混合氣過濃的問題。另一方面主噴油定時在壓縮上止點后，此時缸內(nèi)溫度較高，燃燒幾乎為定壓擴散燃燒；預(yù)噴的增加使壓縮后期缸內(nèi)溫度提高，燃油滯燃期縮短，預(yù)混燃燒比例下降。幾種因素共同作用促進了混合氣快速燃燒，使缸內(nèi)壓升率峰值降低，但峰值相位稍有提前提前。雖然缸內(nèi)壓升率峰值相位提前使上止點附近的缸內(nèi)壓力升高，但提前幅度較低，且預(yù)噴的作用占主導(dǎo)，缸內(nèi)壓升率峰值最終降低。壓升率峰值的下降能有效降低柴油機工作噪聲和振動，提高柴油機的可靠性和壽命。改善原機燃燒室局部混合氣過濃還有利于降低碳煙（soot）和提高燃油經(jīng)濟性。在做功沖程活塞下行時，縮口型燃燒室有利于使燃燒室內(nèi)氣體外流到環(huán)形空間形成逆擠流，逆擠流的形成使混合氣進一步與氣缸內(nèi)空氣接觸并氧化，進一步降低碳煙生成量。

圖7 原機化前后標(biāo)定工況和最大扭矩工況下缸內(nèi)壓力升高率

3.3 缸內(nèi)平均燃燒溫度

將主噴油定時推遲到上止點后，柴油機缸內(nèi)燃燒過程類似于定壓燃燒過程，既可以大幅降低上止點附近的放熱率，降低最高燃燒溫度和壓力，有效降低NOx排放。圖8為優(yōu)化前后標(biāo)定工況和最大扭矩工況缸內(nèi)平均溫度變化。圖中示出，優(yōu)化后柴油機做功膨脹后期氣缸內(nèi)平均溫度高于原機，燃燒污染物在活塞下行時繼續(xù)被氧化，對于降低碳煙（Soot）、HC以及CO排放十分有利。

圖8中示出，原機標(biāo)定工況缸內(nèi)最高燃燒溫度達到2 200 K，缸內(nèi)溫度高于1 800 K持續(xù)期為3.97 ms；而優(yōu)化后缸內(nèi)最高燃燒溫度為2 000 K，較原機降低了200 K；缸內(nèi)溫度高于1 800 K持續(xù)期為3.65 ms。原機最大扭矩工況缸內(nèi)最高燃燒溫度達2 400 K，缸內(nèi)溫度高于1 800 K持續(xù)期為7.72 ms；優(yōu)化后缸內(nèi)最高燃燒溫度為2 100 K，較原機下降300 K；缸內(nèi)溫度高于1 800 K持續(xù)期為7.19 ms。當(dāng)缸內(nèi)溫度超過1 800 K時會生成大量NOx，縮短缸內(nèi)溫度超過1 800 K的持續(xù)期能有效降低NOx排放。圖中最大扭矩工況缸內(nèi)1 800 K以上持續(xù)期約為標(biāo)定工況2倍，但據(jù)圖1、圖10所示，最大扭矩工況NOx排放與標(biāo)定工況相當(dāng)甚至更低，這是因為最大扭矩工況過量空氣系數(shù)（1.6）較標(biāo)定工況（1.8）更低，缸內(nèi)氧含量限制了最大扭矩工況NOx的進一步生成。缸內(nèi)最高平均溫度降低是由于推遲噴油定時至上止點后，預(yù)混燃燒比例減少所致。

圖8 原機優(yōu)化前后標(biāo)定工況和最大扭矩工況缸內(nèi)平均燃燒溫度

3.4 放熱率

本文將循環(huán)累計放熱量為總放熱量10%（CA 10）到90%（CA 90）所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角間隔定義為燃燒持續(xù)期，循環(huán)累計放熱量為總放熱量50%時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角定義為燃燒重心（CA 50）[8]，燃燒持續(xù)期和放熱率重心（CA 50）常用于定性描述燃燒放熱規(guī)律。CA 50和燃燒持續(xù)期與發(fā)動機的熱效率、最高燃燒壓力以及能量流向等規(guī)律密切聯(lián)系[31]。

圖9為柴油機優(yōu)化前后標(biāo)定工況和最大扭矩工況下放熱率。預(yù)混燃燒是指放熱率曲線開始急劇上升點與達到曲線第一個峰值后開始下降點之間所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，預(yù)混燃燒占比指預(yù)混燃燒與燃燒持續(xù)期之比[19]。標(biāo)定工況下，優(yōu)化后的最高放熱率由3 055.5下降到2 680.3 kJ/(kmol·°CA)，降幅12.3%；燃燒持續(xù)期由28 °CA增加到39 °CA，預(yù)混燃燒占比由32.1%降低到23.1%。最大扭矩工況下，優(yōu)化后的最高放熱率由3 331.2下降到2 967.8 kJ/(kmol·°CA)，降幅10.9%；燃燒持續(xù)期由32 °CA增加到35 °CA，預(yù)混燃燒占比由28.1%降低到到25.1%。優(yōu)化后放熱率降低是由于推遲噴油時刻和增加預(yù)噴都使燃油滯燃期縮短，滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣數(shù)量減少，使柴油機預(yù)混燃燒占比較原機都有所降低，燃燒初期的放熱率大幅降低，缸內(nèi)最高燃燒溫度和壓力降低。優(yōu)化后的柴油機在上止點前放熱率很小，放熱率曲線在上止點后5 °CA才開始急劇上升，較原機遲后14 °CA，這是由于預(yù)噴油量較少（1.5 mg），且上止點前放熱量完全由預(yù)噴油量燃燒釋放，導(dǎo)致上止點前放熱率較原機大幅減小，有效的減少了NOx的生成量。優(yōu)化后的放熱率重心（CA 50）相較于原機愈加遠離上止點，標(biāo)定工況與最大扭矩工況都遲后18 °CA；優(yōu)化后燃燒持續(xù)期都延長，最大扭矩工況延長3 °CA，標(biāo)定工況延長11 °CA。與最大扭矩工況相比，標(biāo)定工況整個燃燒持續(xù)期延長主要是燃燒放熱后半期（CA50-90）延長所致，因為最大扭矩工況噴油量較多，燃燒放熱后半期缸內(nèi)燃燒溫度高，擴散燃燒階段速率快，使得燃燒后半期持續(xù)時間縮短。當(dāng)燃燒重心CA 50遠離上止點后，使燃燒定容度降低，導(dǎo)致熱效率有所降低。

注：CA10，CA50，CA90分別表示循環(huán)累計放熱量為總放熱量的10%，50%和90%。

3.5 整機排放性能

柴油機燃燒室結(jié)構(gòu)、噴油策略及冷卻系統(tǒng)管路優(yōu)化后試驗結(jié)果表明，柴油機排放性能得到了提升。柴油機最大功率達到367 kW，最大扭矩達到2 000 N·m，滿足柴油機動力性指標(biāo)要求。標(biāo)定工況下的燃油消耗率由237 g/(kW·h)下降到231 g/(kW·h)，降幅2.5%，不透光煙度由0.566 m-1下降到0.162 m-1，降幅71.4%；最大扭矩工況下燃油消耗率由226.7 g/(kW·h)下降到212.7 g/(kW·h)，降幅6.2%，不透光煙度由0.552 m-1降低到0.177 m-1，降幅67.9%。圖10和表 4為柴油機優(yōu)化后各工況排放測試結(jié)果。與原機排放性能（圖1）相比，各污染物排放量都有所降低，如原機標(biāo)定工況CO、NOx、HC分別為3.17、7.67、0.27 g/(kW·h)，優(yōu)化后分別為2.92、7.35、0.1 g/(kW·h)。由表 4可知，其中CO最大降低幅度為58.6%，HC為70%，NOx為56.8%。分析其原因，燃燒室結(jié)構(gòu)由直口型改為縮口型，加強了壓縮上止點前后燃燒室內(nèi)氣流運動強度，使燃油混合更加充分，在降低碳煙排放的同時提高了燃油經(jīng)濟性。優(yōu)化后冷卻水溫度基本維持在85 ℃，進氣終了溫度維持在45 ℃，相較于優(yōu)化前，傳熱損失降低，燃油霧化質(zhì)量得到改善，進氣充量增加提高了缸內(nèi)燃燒效率，改善了燃油經(jīng)濟性。

圖10 原機優(yōu)化后各工況排放測試結(jié)果

表4 優(yōu)化后各工況下排放物較原機的降低幅度

表5為優(yōu)化前后整機排放結(jié)果對比。其中CO和(HC+NOx)為整機加權(quán)比排放[3]結(jié)果，PM為按照標(biāo)準(zhǔn)計算得到的整機顆粒物排放[3]。可以看出，CO由原機2.156 g/(kW·h)降低到1.426 g/(kW·h)，降幅33.9%；(HC+NOx)由原機的4.338 g/(kW·h)下降到3.826 g/(kW·h)，降幅11.8%；顆粒(PM)由原機0.363 g/(kW·h)下降0.098 g/(kW·h)，降幅73%，整機污染物排放顯著降低，污染物排放滿足中國非道路第三階段排放限值要求。

表5 整機排放結(jié)果對比

4 結(jié) 論

本文對一臺CHD234V8非道路用重型柴油機燃燒室結(jié)構(gòu)、噴油策略以及冷卻系統(tǒng)管路進行優(yōu)化匹配，得出以下主要結(jié)論：

1）使用縮口啞鈴型燃燒室可以在壓縮上止點前后形成較強的擠流和逆擠流，加強缸內(nèi)空氣湍流運動強度，使燃油與空氣混合更加充分，改善燃燒過程。

2）經(jīng)過燃燒室優(yōu)化匹配以及噴油策略的調(diào)整，CHD234V8型柴油機燃燒過程得以改善。與原機相比，標(biāo)定工況下最大爆發(fā)壓力下降15.3%，最大扭矩工況下最大爆發(fā)壓力下降12.9%；放熱率峰值也大幅降低，標(biāo)定工況下降幅為12.3%，最大扭矩工況下降幅為10.9%。

3）通過對CHD234V8型柴油機燃燒室結(jié)構(gòu)、冷卻系統(tǒng)和噴油策略的優(yōu)化優(yōu)化匹配，整機排放性能得到大幅提升。標(biāo)定工況和最大扭矩工況下，柴油機燃油消耗率分別下降2.5%和6.2%，不透光煙度分別降低71.4%和67.9%；整機CO、(HC+NOx)、顆粒（PM）排放較原機分別減少33.9%、11.8%和73%。整機污染物排放滿足中國非道路用柴油機第三階段排放限值要求。

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Optimization of combustion process for non-road heavy-duty diesel engines

Ma Zhihao1, Liu Cheng1, Wang Xin1, Liu Wenbin2, Ma Fanhua3

(1., 471003,; 2.,, 471000,;3.,,100084)

Due to its high thermal efficiency and excellent performance, diesel engine is widely used in non-road mobile machinery, such as engineering and agricultural industry, whose power ranges from a dozen to several hundred kilowatt. However, it also brings amounts of NOxand soot emissions. The problems caused by emissions from non-road diesel engine have widely drawn people’s attention. In recent years, Chinese government has also launched a series of stringent regulations to limit emissions from non-road engines, which can even be equivalent with the US EPA-IV, the most stringent emissions regulation in the whole world. In order to meet those harsh items of emissions regulation, all the engine manufacturers have to upgrade the products in a short time. At the same time, domestic and foreign internal combustion engine (ICE) experts have also carried out a lot of research related to the upgrading of non-road diesel engines. Small and medium power (< 75 kW) non-road diesel engines have innate advantages and wide applications in agricultural production. With the rapid development of after-treatment technology, such as diesel oxidation catalyst (DOC), diesel particulates filter (DPF), selective catalyst reduction (SCR), et al, the path to meet emissions regulations becomes more diverse. However, to meet the non-road stage IV emissions regulation, in addition to exhaust gas recirculation (EGR) and after-treatment technology, basic measurements (in-cylinder purification) must be used to reduce the raw emissions of engine. For the purpose of reducing raw emissions of the non-road heavy-duty diesel engine, experimental study was carried out on the in-cylinder combustion process of the diesel engine in this paper. CHD234V8 common rail direct injection diesel engine was used as a prototype. Through optimization design and matching of the diesel engine combustion chamber structure with fuel injection strategy, the quality of fuel and gas mixture in the cylinder was improved, the proportion of fuel impacting on the combustion chamber wall was optimized, and the maximum in-cylinder pressure was reduced. After the optimization of the diesel engine, the emission performance was greatly improved. Compared with the original engine, the specific fuel consumption at rated power and maximum torque conditions decreased 2.5% and 6.2%, and the smoke emission decreased 71.4% and 67.9%, respectively. CO, (HC+NOx), and particulate matters (PM) decreased 33.9%, 11.8%, and 73%, respectively. Emission performance of CHD234V8 diesel engine met the non-road stage III emissions regulation after optimization.

diesel engines; emissions; optimization; non-road heavy-duty diesel engine; fuel injection strategies; combustion chamber

2019-06-24

2019-07-01

國家重點研發(fā)計劃項目（2016YFD0700800）

馬志豪，博士，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向為內(nèi)燃機燃燒與污染物排放控制。Email：mazhihao@haust.edu.cn

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.16.009

TK42

A

1002-6819(2019)-16-0078-09

馬志豪，劉 成，王 鑫，劉文斌，馬凡華.非道路用重型柴油機燃燒過程優(yōu)化[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報，2019，35(16)：78－86. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.16.009 http://www.tcsae.org

Ma Zhihao, Liu Cheng, Wang Xin, Liu Wenbin, Ma Fanhua. Optimization of combustion process for non-road heavy-duty diesel engines[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2019, 35(16): 78－86. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.16.009 http://www.tcsae.org