利用CFD 仿真軟件，對(duì)燃油供給系統(tǒng)、燃燒室結(jié)構(gòu)及進(jìn)氣渦流進(jìn)行多參數(shù)協(xié)同優(yōu)化匹配，改善燃燒過程，減少污染物排放。
2.1 燃油供給系統(tǒng)優(yōu)化
　　利用AVL-HYDSIM 軟件為工具，建立樣機(jī)燃油系統(tǒng)的液力過程仿真計(jì)算模型。圖1、2 中給出了原機(jī)仿真結(jié)果，可以看出，原機(jī)的燃油系統(tǒng)其泵端和嘴端壓力僅為40 和50 MPa 左右，噴油持續(xù)期也較長(zhǎng)（達(dá)10.6°CA），噴油速率偏低，這些都會(huì)影響噴油霧化質(zhì)量，對(duì)燃燒過程組織及排放達(dá)標(biāo)不利。針對(duì)原機(jī)的不足，利用仿真模型，從噴油泵柱塞直徑、油泵凸輪升程、高壓油管直徑、噴油器類型等參數(shù)入手，通過分析研究噴油系統(tǒng)參數(shù)對(duì)液力過程的影響，對(duì)燃料供給系統(tǒng)參數(shù)進(jìn)行匹配優(yōu)化，來提高噴油壓力，優(yōu)化噴油規(guī)律，改善燃油霧化性能[8-10]。

1）加大噴油泵柱塞直徑，用柱塞直徑為10 mm 的DP 型噴油泵取代原機(jī)9 mm 柱塞直徑的AD 型噴油泵，有效增大了泵端壓力及供油速率。
2）增大噴油泵凸輪升程，優(yōu)化凸輪型線，油泵凸輪升程由原機(jī)的8 mm 升程增加至10 mm，凸輪改為“切線+函數(shù)過渡段”型凸輪，提高平均噴油速率，有效縮短了供油持續(xù)期。
3）對(duì)噴油泵的出油閥的減壓容積進(jìn)行的優(yōu)化，避免出現(xiàn)二次噴射。
4）適當(dāng)縮小高壓油管內(nèi)徑，將原機(jī)使用的Φ2.0 mm內(nèi)徑高壓油管換成Φ1.8 mm 內(nèi)徑油管，進(jìn)一步增加系統(tǒng)液力剛性。
5）原機(jī)使用的是S 型5 孔0.29 mm 孔徑噴油器（記為S529），噴霧錐角為76°，現(xiàn)改用液力研磨的低慣量小壓力室P 型噴油器，較常用的S 系列噴油器運(yùn)動(dòng)件質(zhì)量減小了一半以上，針閥的響應(yīng)速度更快，而其下部的
盛油槽容積也隨之減少，降低了因針閥上升引起泵吸作用產(chǎn)生的噴油壓力損失，從而改善了噴油液力過程，提高了噴油霧化質(zhì)量。同時(shí)，根據(jù)噴油壓力及循環(huán)供油量，優(yōu)化噴油器的流量范圍，由原來的1.9 L/min 左右減小至1.7 L/min 左右，并將針閥開啟提高至24 MPa。為此設(shè)計(jì)了如下3 種方案：5 孔0.23 mm 孔徑P 型噴油器（記為P523）、P521、P619，噴霧錐角選擇74°、76°、78°3 種方案，進(jìn)行優(yōu)化匹配。
6）為了減小NOx 排放，供油提前角由原機(jī)的22°CA減小為9°～11°CA。較大幅度的推遲供油必然會(huì)對(duì)冷起動(dòng)帶來困難，因此選擇使用柱塞上帶起動(dòng)加濃槽的噴油泵，以保證冷起動(dòng)性能。
    通過以上措施，以P523 型噴油器為例，從優(yōu)化前后油管壓力及噴油規(guī)律對(duì)比可見（如圖1、2），優(yōu)化方案不僅提高了噴油壓力（增大34.6%）及供油速率（提高20%），而且縮短了噴油持續(xù)期（縮短22%），有利于改善燃油在燃燒室內(nèi)的霧化混合，為提升柴油機(jī)的燃燒與
排放性能提供了條件。

　　2.2 燃燒室結(jié)構(gòu)優(yōu)化
　　現(xiàn)代柴油機(jī)燃燒室發(fā)展趨勢(shì)是采用縮口燃燒室，加強(qiáng)燃燒室中央底部凸起，利用燃燒室形狀改變?nèi)紵覂?nèi)的氣流運(yùn)動(dòng)特性，在燃燒室中產(chǎn)生較強(qiáng)烈的擠流與逆擠流運(yùn)動(dòng)，并可增大燃燒室的渦流保持率，以改善混合氣
的燃燒過程，降低柴油機(jī)煙度。將原機(jī)直口燃燒室改為縮口ω 燃燒室[11]，燃燒室參數(shù)基本方案設(shè)計(jì)如圖3 所示。
1）縮口率δ=Φ1/Φ2=0.85～0.92（Φ1 燃燒室最小直徑，
Φ2 燃燒室最大直徑）
2）H=12～15 mm（H 燃燒室最大高度）
3）h=8～10 mm（h 凸臺(tái)定點(diǎn)到燃燒室上端面的高度）
4）β=130°～140°（β凸臺(tái)張口角度）
由此設(shè)計(jì)了縮口率分別為0.88 和0.92 的2 種燃燒室結(jié)構(gòu)。

　　2.3 進(jìn)氣渦流優(yōu)化
　　對(duì)于混合氣形成和擴(kuò)散燃燒過程來說，在上止點(diǎn)位置空氣運(yùn)動(dòng)的渦流強(qiáng)度是一個(gè)決定性的參數(shù)[12-13]。經(jīng)氣道試驗(yàn)臺(tái)測(cè)試，原機(jī)螺旋氣道的渦流比達(dá)到了3.9，在提高燃油系統(tǒng)的噴射壓力后，原機(jī)的渦流比與之不相適應(yīng)，為此在保證合適的流量系數(shù)同時(shí)對(duì)進(jìn)氣道進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，適當(dāng)降低渦流比[14]，設(shè)計(jì)了進(jìn)氣渦流比分別為2.5和2.75 兩種進(jìn)氣道。
　　2.4 燃燒系統(tǒng)多參數(shù)匹配設(shè)計(jì)
　　提高噴油壓力、優(yōu)化噴油規(guī)律及噴油器參數(shù)等能改善燃油的霧化性能，采用縮口ω 型燃燒室及優(yōu)化渦流比可達(dá)到油氣均勻混合的目的，但是柴油機(jī)要實(shí)現(xiàn)清潔高效燃燒的目標(biāo)，燃油系統(tǒng)、燃燒室、空氣運(yùn)動(dòng)等各種特性參數(shù)的協(xié)同優(yōu)化匹配是關(guān)鍵[15-16]。
　　利用AVL-fire 三維模擬軟件為主要工具對(duì)燃燒系統(tǒng)參數(shù)進(jìn)行協(xié)同匹配優(yōu)化。首先用ProE 建立氣道、燃燒室及氣缸的三維物理仿真模型，接著利用Hypermesh 對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。Fire 模擬計(jì)算所需的噴油規(guī)律、初始缸內(nèi)溫度、壓力等邊界值由Hydism 及Boost 模擬結(jié)果所得。
　　通過標(biāo)定工況下的原機(jī)缸內(nèi)壓力模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比來對(duì)模型進(jìn)行標(biāo)定，見圖4?？梢钥闯瞿M值與試驗(yàn)值基本一致，缸壓值誤差均在3%以內(nèi)，說明模型的計(jì)算精度較好，較為準(zhǔn)確地反映了柴油機(jī)燃燒過程，可以用來進(jìn)行燃燒系統(tǒng)參數(shù)匹配優(yōu)化與設(shè)計(jì)工作[17]。

　　對(duì)燃燒系統(tǒng)參數(shù)進(jìn)行虛擬優(yōu)化匹配，包括噴油器參數(shù)、噴霧錐角、渦流比及燃燒室縮口率，優(yōu)化匹配方案見表2。模擬計(jì)算結(jié)果以原機(jī)方案排放值為基準(zhǔn)，其余值與其相比，取百分?jǐn)?shù)。優(yōu)化過程如下：首先，保持燃燒室縮口率和噴霧錐角不變（縮口率為0.88，噴霧錐角為76°），對(duì)噴油器參數(shù)及進(jìn)氣渦流比進(jìn)行匹配優(yōu)化，仿真結(jié)果如圖5，從中可見，P521 型噴油器配合2.5 進(jìn)氣渦流比此方案排放改善效果最佳，標(biāo)定工況下NOx 值降低52%，PM值降低62%；最大扭矩工況下NOx 值降低56%，PM 值降低84%，可以滿足NOx 和PM 排放全面降低的要求。
　　其次，燃燒室縮口率改為0.92，噴霧錐角保持76°不變，對(duì)各參數(shù)進(jìn)行匹配，結(jié)果表明選擇P521 型噴油器，進(jìn)氣渦流比為2.75 時(shí)，其綜合排放性能最優(yōu)，標(biāo)定工況下NOx 值降低47%，PM 值降低68%；最大扭矩工況下NOx 值降低53%，PM 值降低77%。

　　從圖5 和圖6 中可以發(fā)現(xiàn)，在噴油量及流通截面總面積基本相等情況下，隨著噴孔數(shù)增加，噴孔直徑減小，噴霧油粒的直徑越小，霧化效果越好，因此缸內(nèi)燃燒充分迅速，燃燒溫度較高，NOx 排放隨之增加，PM 排放量則呈下降趨勢(shì)。
　　最后，研究噴霧錐角對(duì)排放性能的影響。表3 為2種優(yōu)選方案其排放性能隨噴霧錐角變化的關(guān)系，結(jié)果顯示，隨著噴錐錐角的增大，NOx 排放值在提高，PM 排放水平降低，由此，確定噴霧錐角均為74°。

　　根據(jù)模擬計(jì)算結(jié)果選擇了兩組較優(yōu)方案（見表4）進(jìn)行排放測(cè)試試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖7 所示。與模擬計(jì)算結(jié)果基本相似，方案一的NOx 與PM 值都較方案二低，因此選擇方案一的參數(shù)作為最終優(yōu)化方案。