劉明超，堯命發(fā)，王 滸，鄭尊清，梁和平，束銘宇

(1.天津大學(xué) 內(nèi)燃機燃燒學(xué)國家重點實驗室，天津 300072；2.玉柴聯(lián)合動力股份有限公司，蕪湖 241080)

0 概述

柴油機由于具有熱效率高、輸出轉(zhuǎn)矩高等優(yōu)勢，廣泛應(yīng)用于重型汽車、工程機械、農(nóng)業(yè)機械、船舶和發(fā)電等領(lǐng)域，在國民經(jīng)濟和社會生活中發(fā)揮著重要作用，但同時重型柴油機也消耗了大量的石油資源。如何進一步提高重型柴油機熱效率從而降低油耗對于減少石油消耗和二氧化碳排放有重要的意義。

除了熱效率外，柴油機常用工況的不同也是影響柴油機實際使用油耗的重要因素。對于同一型號的柴油機，其最低油耗區(qū)一般在某一固定工況區(qū)間，但是在不同的應(yīng)用場景，柴油機的常用工況有很大的不同，如：城市道路車輛的常用工況為低速中低負荷，重載自卸車和發(fā)電機組的常用工況為中等轉(zhuǎn)速中高負荷，重型工程機械的常用工況為高速中高負荷。探究如何通過燃燒系統(tǒng)的優(yōu)化匹配提高熱效率并使柴油機的最低油耗區(qū)間落入其使用頻率最高的工況區(qū)間，滿足不同應(yīng)用場景的需求，對降低柴油機實際使用油耗有重要意義。

提高壓縮比是提高熱效率的有效手段之一[1-3]。文獻[4]中研究表明，在一定范圍內(nèi)適當(dāng)增大壓縮比有利于改善柴油機經(jīng)濟性能。文獻[5]中研究表明，將壓縮比由18提高到26時，指示熱效率可提高約5%。合理匹配渦輪增壓器是改善柴油機油耗的另一有效手段。文獻[6]中研究表明，采用渦輪增壓后發(fā)動機燃油經(jīng)濟性可以改善10%左右。文獻[7-10]中研究表明，相比于自然吸氣發(fā)動機，渦輪增壓發(fā)動機更高的進氣密度可改善缸內(nèi)的燃燒，從而改善發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性。此外，進氣增壓技術(shù)可以降低摩擦損失、泵氣損失及柴油機壁面散熱，利用廢氣中的部分能量，從而改善柴油機的燃油經(jīng)濟性。柴油機優(yōu)化增壓器匹配對不同工況的油耗改善效果不同[11-13]，文獻[14]中指出優(yōu)化增壓系統(tǒng)后發(fā)動機整體油耗有所改善，其中高速高負荷工況的改善幅度最大。文獻[15]中研究了不同增壓器當(dāng)量流通截面積對不同負荷油耗的影響，結(jié)果顯示在一定范圍內(nèi)隨著當(dāng)量流通截面積的增大，高負荷工況油耗降低，低負荷工況油耗升高，通過改變增壓器參數(shù)可以改善特定工況的油耗。綜上，增壓器的匹配優(yōu)化對發(fā)動機不同工況的油耗改善幅度不同，但目前大多數(shù)研究僅關(guān)注增壓器匹配對發(fā)動機性能的影響，具有一定的局限性。本研究以匹配不同使用工況為目標，對通過燃燒室和增壓器的匹配優(yōu)化實現(xiàn)發(fā)動機最低油耗區(qū)間與常用工況的匹配潛力進行了探索。

以某重型柴油機為研究對象，針對發(fā)動機的不同使用場景要求，通過數(shù)值模擬方法對不同工況特征的燃燒室及進氣增壓方案優(yōu)化進行了研究，提出改善燃油經(jīng)濟性及最低油耗區(qū)間與常用工況匹配更合理的技術(shù)方案，從而實現(xiàn)基于一臺發(fā)動機通過調(diào)整較少的參數(shù)或配置滿足不同應(yīng)用場景的使用需求，有效改善發(fā)動機的實際使用油耗。

1 仿真模型及研究方法

1.1 柴油機仿真建模及標定

以某重型柴油機為研究對象，該柴油機的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示?；谠摬裼蜋C建立了GT-Power一維模型和CONVERGE三維模型，進行數(shù)值模擬計算研究。

表1 柴油機主要技術(shù)參數(shù)

選取了如表2所示的工程上常用的低、中、高3個不同轉(zhuǎn)速下的不同負荷的6個工況點以探究燃燒室及增壓系統(tǒng)參數(shù)對柴油機燃油經(jīng)濟性的改善及最低油耗工況區(qū)間的影響。選取工況的轉(zhuǎn)速、轉(zhuǎn)矩、平均指示壓力(indicated mean effective pressure, IMEP)情況如圖1所示，根據(jù)發(fā)動機廠家提供的信息，A2工況為柴油機應(yīng)用于載貨車輛等道路車輛時的常用工況，B2、B3工況為應(yīng)用于發(fā)電機組時的常用工況，C3工況為應(yīng)用于寬體礦用車等工程機械時的常用工況。

表2 關(guān)鍵工況

圖1 關(guān)鍵工況點所處位置

發(fā)動機一維計算的燃燒模型采用DIPulse模型，三維計算的燃燒模型采用CTC模型，湍流模型采用RNGk-ε湍流模型，噴霧模型采用KH-RT長度破碎模型。A2工況三維仿真計算設(shè)置的邊界條件如表3所示。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)對仿真模型進行了標定，一維仿真部分參數(shù)的仿真計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比如圖2所示。一維和三維仿真計算得到的缸壓和放熱率與試驗數(shù)據(jù)的對比如圖3所示，其中V/Vmax為當(dāng)前氣缸容積與發(fā)動機氣缸有效容積的比值。A2工況三維仿真部分性能參數(shù)與試驗結(jié)果的對比如表4所示。雖然三維仿真計算在10°曲軸轉(zhuǎn)角附近放熱率高于試驗值，缸壓上升速率快于試驗值，但二者相差不大。仿真計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，模型可以較好地反映發(fā)動機的運行狀態(tài)，后續(xù)將以此開展相關(guān)研究工作。

表3 A2工況三維仿真計算邊界條件

圖2 一維模型部分關(guān)鍵參數(shù)驗證

圖3 缸壓和放熱率驗證

表4 A2工況三維仿真結(jié)果與試驗值對比

1.2 研究方法

進行增壓器的匹配計算時有簡單增壓器模型(采用孔板流動模型和熱力學(xué)方程計算增壓器出口氣體狀態(tài)參數(shù)的增壓器模型)和詳細增壓器模型(根據(jù)脈譜數(shù)據(jù)計算出口氣體參數(shù)的增壓器模型)兩種模型可供選擇，圖4為基于兩種模型的計算結(jié)果對比。由于簡單增壓器模型對泵氣損失(pumping mean effective pressure, PMEP)的預(yù)測稍有不足，因此本研究中在使用簡單增壓器模型時假設(shè)PMEP保持原機水平不變。簡單增壓器模型的油耗為通過優(yōu)化噴嘴環(huán)直徑得到的計算結(jié)果，詳細增壓器模型的油耗為匹配當(dāng)量流通截面積較小的增壓器得到的計算結(jié)果。簡單增壓器模型的參數(shù)難以與實際增壓器的參數(shù)完全一致，導(dǎo)致數(shù)值上兩個模型的計算結(jié)果稍有不同，但在油耗的變化趨勢上兩個模型的計算結(jié)果基本一致。本研究主要探究改善柴油機不同工況熱效率的優(yōu)化方案，需要提出增壓器的最佳匹配參數(shù)，簡單增壓器可以在無需增壓器脈譜的條件下較方便地探究增壓系統(tǒng)參數(shù)變化對發(fā)動機性能的影響規(guī)律，因此將主要基于簡單增壓器模型進行相關(guān)計算。

圖4 簡單增壓器與詳細增壓器油耗對比

首先在最高燃燒壓力允許范圍內(nèi)采用三維仿真計算探究不同工況下不同燃燒室方案對熱效率的影響，進而選出匹配各工況熱效率最佳的燃燒室方案；之后基于確定的燃燒室方案采用一維仿真計算，基于簡單增壓器模型，改變渦輪機噴嘴環(huán)直徑進而改變進氣壓力與進氣量，研究油耗的變化情況；最后以目標工況油耗最佳的方案為基準，調(diào)整其他工況的廢氣旁通閥直徑，實現(xiàn)最低油耗區(qū)間與常用工況的匹配。

將缸內(nèi)燃燒壓力限制在試驗機型可承受的最高燃燒壓力下，進行針對不同使用工況的匹配研究。當(dāng)前重型柴油機逐漸向高強化方向發(fā)展，發(fā)動機能承受的最高燃燒壓力不斷提高，為了進一步探索提高熱效率的潛力，本研究中將最高燃燒壓力限值提高到25 MPa[16]，以探討提高缸內(nèi)燃燒壓力后提高熱效率的可行性。

2 結(jié)果與討論

2.1 燃燒室方案設(shè)計

通過改變?nèi)紵倚螤罘謩e設(shè)計了壓縮比(compression ratio, CR)為17.5、18.5、19.5及21.5的4個燃燒室，設(shè)計時保持壓縮余隙容積及縮口位置不變，通過減小凹坑的半徑及深度提高壓縮比，設(shè)計的燃燒室形狀如圖5所示。在原機最高缸內(nèi)燃燒壓力限值內(nèi)，從壓縮比為17.5、18.5和19.5的燃燒室中選擇合適的燃燒室方案。提高最高燃燒壓力后，將最低油耗區(qū)間與高轉(zhuǎn)速工況匹配，設(shè)計了壓縮比為21.5的燃燒室方案。

圖5 燃燒室方案

2.2 不同燃燒室方案對熱效率的影響

針對低轉(zhuǎn)速中負荷工況， 將最高缸內(nèi)燃燒壓力限制在原機水平，保持噴油時刻和進氣壓力不變，探究不同燃燒室方案對熱效率的影響。不同燃燒室方案的缸壓和放熱率如圖6所示。壓縮比由17.5提高至19.5，缸內(nèi)峰值壓力升高，滯燃期縮短，燃燒相位提前，前期放熱增多，后期放熱變緩?？偟膩碚f，隨著壓縮比的提高，燃燒放熱速率加快，缸內(nèi)燃燒壓力增大。

圖6 不同壓縮比的燃燒室方案下缸壓和放熱率對比

圖7為燃燒相位(即燃燒放熱率達到10%時的曲軸轉(zhuǎn)角，記為CA10)和燃燒重心(即燃燒放熱率達到50%時的曲軸轉(zhuǎn)角，記為CA50)時刻不同燃燒室方案下缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布，圖8為CA50時刻不同燃燒室方案下缸內(nèi)溫度分布。在3種燃燒室方案下，燃油碰壁位置基本相同，缸內(nèi)當(dāng)量比分布的形狀差異較小，說明燃油噴霧發(fā)展和缸內(nèi)流動變化不大，因此噴油器參數(shù)保持不變。提高壓縮比后，在相同曲軸轉(zhuǎn)角下缸內(nèi)空間減少，過稀區(qū)域減少，同時缸內(nèi)高溫區(qū)域呈現(xiàn)增多的趨勢。不同壓縮比下發(fā)動機的傳熱損失如表5所示，隨著壓縮比提高，缸內(nèi)溫度升高，發(fā)動機傳熱損失增大。

圖7 不同燃燒室方案下缸內(nèi)當(dāng)量比分布

圖8 不同燃燒室方案下CA50時刻缸內(nèi)溫度分布

表5 不同壓縮比燃燒室傳熱損失占燃油熱值比例

圖9為不同壓縮比燃燒室的油耗及最高燃燒壓力。隨著壓縮比的升高，熱效率提高，油耗降低，最高燃燒壓力升高但低于限值，壓縮比為19.5時油耗最低。

圖9 A2工況不同燃燒室油耗和最高燃燒壓力

表6為不同壓縮比燃燒室的NOx排放。隨著壓縮比的升高，NOx排放升高，但升高幅度不大，通過引入廢氣再循環(huán)及選擇性催化還原技術(shù)有望滿足相關(guān)排放要求。

表6 不同壓縮比燃燒室NOx排放

中高轉(zhuǎn)速工況壓縮比對油耗和最高燃燒壓力的影響如圖10所示。不同工況最佳壓縮比不同，對于中轉(zhuǎn)速工況，在最高燃燒壓力限值內(nèi)壓縮比為18.5的燃燒室油耗最低，類似地確定了在原機最高燃燒壓力限值下不同工況區(qū)間對應(yīng)的最佳壓縮比，結(jié)果如表7所示。

圖10 中高轉(zhuǎn)速工況不同燃燒室油耗和最高燃燒壓力

表7 燃燒室方案選擇

另一方面，壓縮比提高，缸內(nèi)燃燒溫度升高，傳熱損失增加，不利于熱效率的進一步提高。為了進一步提高熱效率，需要匹配合適的增壓器，提高進氣量，降低缸內(nèi)溫度，減少傳熱損失。

2.3 提高不同工況熱效率的優(yōu)化方案

2.3.1 改善低速中低負荷工況熱效率的優(yōu)化方案

在最高燃燒壓力限制在原機最高燃燒限值條件下，通過適當(dāng)提高壓縮比可以降低低轉(zhuǎn)速中低負荷工況的油耗。該工況下壓縮比為19.5的燃燒室熱效率最高，在此基礎(chǔ)上以降低低轉(zhuǎn)速中低負荷工況的油耗為目標進行增壓器匹配，采用較小當(dāng)量流通截面積的增壓器，得到了低轉(zhuǎn)速中低負荷工況熱效率提高幅度最大的增壓器方案。采用該增壓器方案的增壓系統(tǒng)部分參數(shù)及油耗改善情況如表8所示。需要指出的是，如前文所述，油耗主要受到壓縮比變化的影響，因此本部分采用一維計算預(yù)測油耗變化。結(jié)果表明，當(dāng)以降低低轉(zhuǎn)速中低負荷工況區(qū)間油耗為目標進行增壓器的匹配時， A1、A2工況的過量空氣系數(shù)升高，增壓壓力提高，油耗相比于原機有明顯改善，其他工況過量空氣系數(shù)和進氣壓力略有降低，油耗略有升高或變化不大。

表8 低轉(zhuǎn)速匹配增壓器參數(shù)及油耗改善

圖11為原機及燃燒室和增壓器優(yōu)化匹配后的油耗對比。B2、B3、C3工況優(yōu)化后的油耗與原機的油耗相差不大，但在1 100 r/min轉(zhuǎn)速下各個負荷的油耗均有所改善，中低負荷對應(yīng)的兩個工況點優(yōu)化后的油耗相比于原機改善幅度明顯，在所選工況點中A2工況的油耗最低。綜上，最低油耗區(qū)實現(xiàn)了與經(jīng)常在低轉(zhuǎn)速中低負荷工況運行的柴油機的良好匹配。

圖11 低轉(zhuǎn)速工況匹配方案油耗(壓縮比為19.5)

圖12為增壓器和燃燒室優(yōu)化前后排氣能量和渦輪機利用的排氣能量對比。優(yōu)化后各個工況的排氣能量均有所降低，這是因為采用壓縮比為19.5的燃燒室后，熱功轉(zhuǎn)換效率提高，排氣能量降低。增壓器優(yōu)化匹配后，由于匹配時以降低低轉(zhuǎn)速中低負荷油耗為目標，低轉(zhuǎn)速中低負荷下增壓器的回收能量明顯提高，A3、B2、B3、C3工況增壓器回收能量有所下降。低轉(zhuǎn)速中低負荷工況渦輪機利用了更多的排氣能量，進氣壓力和進氣量升高，油耗有所降低。此外，優(yōu)化后低轉(zhuǎn)速中等負荷下渦輪機利用的排氣能量處于較高水平，說明在該工況下增壓器的工作性能較好，廢氣能量利用率高，油耗改善幅度大。

圖12 優(yōu)化匹配前后排氣及渦輪機利用能量

圖13為原機、僅提高壓縮比和提高壓縮比同時優(yōu)化匹配增壓器的傳熱損失的變化情況。提高壓縮比后，由于缸內(nèi)溫度升高，相比原機傳熱損失增加。增壓器優(yōu)化匹配后，A1、A2工況進氣量提高，缸內(nèi)溫度降低，傳熱損失降低，達到與原機相當(dāng)?shù)乃?，其他工況由于進氣量降低，傳熱損失升高。

圖13 不同方案的傳熱損失

圖14為原機、僅提高壓縮比和提高壓縮比同時優(yōu)化匹配增壓器的傳熱損失占燃油熱值比例的變化情況。提高壓縮比后，傳熱損失的占比相比原機增高，針對低轉(zhuǎn)速工況對增壓器優(yōu)化匹配后，A1、A2工況傳熱損失的占比降低，接近原機水平，其他工況傳熱損失占比升高。因此,從傳熱損失的角度增壓器優(yōu)化匹配后有利于實現(xiàn)最低油耗區(qū)間與低轉(zhuǎn)速中低負荷匹配。

圖14 不同方案的傳熱損失占燃油熱值比例

2.3.2 改善中轉(zhuǎn)速中高負荷工況熱效率的優(yōu)化方案

將最低油耗區(qū)與中等轉(zhuǎn)速中高負荷工況匹配時，如前文所述宜采用壓縮比為18.5的燃燒室方案。使用該燃燒室，以降低中等轉(zhuǎn)速中高負荷工況油耗為目標進行增壓器匹配，采用中等當(dāng)量流通截面積的增壓器，得到的增壓器部分參數(shù)及油耗改善情況如表9所示。結(jié)果表明，A3、B2工況過量空氣系數(shù)和增壓壓比提高，油耗相比于原機有所改善，A1和C3工況過量空氣系數(shù)和增壓壓比降低，油耗變化相對較小。對于中等轉(zhuǎn)速高負荷工況，由于增壓壓力的提高受到最高燃燒壓力的限制，過量空氣系數(shù)比原機略有下降，油耗稍有升高。

表9 中等轉(zhuǎn)速匹配增壓器參數(shù)及油耗改善

圖15為原機及優(yōu)化后的油耗變化。A1、A2、B3和C3工況重新匹配后的油耗與原機的油耗相差不大，而新燃燒室及新匹配的增壓器優(yōu)化后B2工況的油耗相比于原機有明顯改善，降低了3 g/(kW·h)。綜上，通過重新設(shè)計燃燒室和增壓器優(yōu)化匹配，最低油耗區(qū)間可以實現(xiàn)與中等轉(zhuǎn)速中等負荷工況的匹配。

圖15 中轉(zhuǎn)速工況匹配方案油耗(CR為18.5)

研究中針對這一方案進行了初步的試驗驗證，試驗采用壓縮比為18.5的燃燒室方案，增壓器方案暫未實現(xiàn)與仿真方案相同，試驗結(jié)果見圖16。采用壓縮比為18.5的燃燒室方案后，最低油耗區(qū)間有向中轉(zhuǎn)速移動的趨勢，若對增壓器匹配進行進一步優(yōu)化，有實現(xiàn)最低油耗區(qū)間與中等轉(zhuǎn)速工況匹配的潛力。

圖16 中轉(zhuǎn)速工況匹配方案試驗驗證

2.3.3 最高燃燒壓力不變條件下，提高高轉(zhuǎn)速高負荷工況熱效率

最低油耗區(qū)間匹配高轉(zhuǎn)速高負荷工況時，燃燒室的壓縮比為17.5。使用該燃燒室方案，以降低高轉(zhuǎn)速高負荷工況油耗為目標進行增壓器匹配，采用較大流通截面積的增壓器，原機及優(yōu)化匹配后的油耗變化如圖17所示。其中高轉(zhuǎn)速高負荷工況的油耗稍有改善，但最高燃燒壓力限制了油耗進一步改善，低轉(zhuǎn)速及中等轉(zhuǎn)速中等負荷工況的油耗明顯升高，最低油耗區(qū)間移動效果不明顯，因此若不提高發(fā)動機最高燃燒壓力，難以提高高轉(zhuǎn)速高負荷工況區(qū)域的熱效率并降低油耗。

圖17 匹配高轉(zhuǎn)速工況油耗(CR為17.5)

2.3.4 25 MPa最高燃燒壓力限值下熱效率改善潛力探索

如前文所述，在將最低油耗區(qū)間匹配高轉(zhuǎn)速高負荷工況時，由于受到最高燃燒壓力的限制，燃油消耗沒有得到明顯改善。為了探究通過適當(dāng)提高壓縮比及重新匹配增壓器這兩種方法在未來高強化發(fā)動機平臺上實現(xiàn)最低油耗區(qū)間匹配高轉(zhuǎn)速高負荷工況，進而滿足工程機械等應(yīng)用場景的使用需求的潛力，將最高燃燒壓力提高至目前機械強度可以承受的 25 MPa，對最低油耗區(qū)與高轉(zhuǎn)速高負荷工況匹配的潛力進行進一步研究。

如前文所述，采用壓縮比為21.5的燃燒室方案。由于原機在高轉(zhuǎn)速高負荷工況受最高燃燒壓力限制，燃燒相位有所推遲，因此本研究中提高最高燃燒壓力后適當(dāng)提前噴油，使各工況CA50盡量接近原機熱效率最高的CA50時刻，同時以降低高轉(zhuǎn)速工況油耗為目標進行增壓器匹配，采用較大流通截面積的增壓器，得到了將最低油耗區(qū)間向高轉(zhuǎn)速區(qū)間移動所匹配的增壓器的部分參數(shù)及油耗改善情況，如表10所示。結(jié)果顯示，采用上述方案，高轉(zhuǎn)速工況下的油耗可以得到最大幅度的改善，C3工況油耗降低4.2%。

表10 高轉(zhuǎn)速工況匹配增壓器參數(shù)及油耗改善潛力

圖18為原機及以高轉(zhuǎn)速為匹配基準優(yōu)化匹配后的油耗的對比。結(jié)果顯示，中高轉(zhuǎn)速高負荷工況油耗有所改善，其他工況油耗變化相對較小，最低油耗區(qū)間有向高轉(zhuǎn)速區(qū)間移動的趨勢。

圖18 匹配高轉(zhuǎn)速工況潛力(CR為21.5)

2.4 匹配不同工況優(yōu)化方案總結(jié)

根據(jù)前文改善不同使用工況熱效率的方案，計算了各方案下不同轉(zhuǎn)速和負荷下的油耗，繪制了最低油耗區(qū)間與不同工況匹配效果的示意圖，見圖19。采用壓縮比為19.5的燃燒室方案和小流量增壓器可以提高低轉(zhuǎn)速工況的熱效率，紅色區(qū)域油耗相比原機改善3%，最低油耗區(qū)在低轉(zhuǎn)速工況區(qū)域。采用壓縮比為18.5的燃燒室方案和適中流量的增壓器，可以使最低油耗區(qū)在中等轉(zhuǎn)速工況區(qū)域，與原機相同工況相比，圖中橄欖綠色框內(nèi)區(qū)域油耗改善了1.6%。而將最高燃燒壓力提高至 25 MPa 并采用壓縮比為21.5的燃燒室方案和大流量增壓器時，最低油耗區(qū)間有向高轉(zhuǎn)速工況移動的趨勢，與原機相同工況相比，圖中藍色框內(nèi)區(qū)域油耗改善了3.6%。

圖19 最低油耗區(qū)間移動示意圖

3 結(jié)論

(1) 在原機的最高燃燒壓力限制下，采用壓縮比為19.5的燃燒室方案，同時采用較小流量的渦輪增壓器，可以實現(xiàn)最低油耗區(qū)與低轉(zhuǎn)速中低負荷工況匹配。

(2) 采用壓縮比為18.5的燃燒室方案，同時以降低中等轉(zhuǎn)速工況油耗為目標進行增壓器的匹配，可以使最低油耗區(qū)與中等轉(zhuǎn)速工況匹配。

(3) 提高最高燃燒壓力后，采用壓縮比為21.5的燃燒室方案，同時采用較大流量的渦輪增壓器，最低油耗區(qū)間有向高轉(zhuǎn)速工況移動的趨勢。

(4) 通過試驗對仿真方案進行了初步驗證，結(jié)果表明，通過合理匹配增壓器和燃燒室有實現(xiàn)柴油機最低油耗區(qū)間與目標工況區(qū)間匹配的潛力。