曹佳樂，李鐵，依平，黃帥，楊潤岱，黃雅婷

(1.上海交通大學海洋工程國家重點實驗室，上海 200240；2.重慶普什機械有限責任公司，重慶 400050)

天然氣燃燒清潔、儲量豐富，作為發(fā)動機燃料備受關(guān)注[1-2]。目前大功率點燃式天然氣發(fā)動機大多由柴油機改制而成，需針對天然氣燃燒特性進行燃燒室、缸頭和氣閥正時等優(yōu)化。天然氣發(fā)動機可采用稀薄燃燒提高熱效率并降低NOx，然而，采用稀薄燃燒技術(shù)會導致燃料燃燒速度慢、負荷變動大、發(fā)動機性能下降、排氣溫度增高。天然氣辛烷值(RON)高達130，抗爆性較好，可通過增加幾何壓縮比改善熱效率，提高發(fā)動機性能，降低渦前排溫。然而，提高幾何壓縮比會增加發(fā)動機的爆震傾向，減少發(fā)動機壽命。在維持較高幾何壓縮比的同時，采用米勒循環(huán)降低實際壓縮比，可以改進發(fā)動機抗爆震性能，在提高熱效率的同時降低排溫和NOx排放，但需要利用優(yōu)化手段對發(fā)動機多參數(shù)、多變量進行合理匹配[3-4]。

本研究通過GT-Power發(fā)動機一維仿真軟件建立了某天然氣發(fā)動機的性能仿真模型，通過實機數(shù)據(jù)進行模型標定。采用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建模與遺傳算法對天然氣發(fā)動機的幾何壓縮比和米勒度等進行協(xié)同優(yōu)化，降低大缸徑天然氣發(fā)動機排氣溫度，保證發(fā)動機扭矩輸出。

1 研究方法

1.1 發(fā)動機建模及驗證

研究對象為一臺直列9缸預(yù)混點燃式天然氣發(fā)動機，原機參數(shù)見表1。

表1 原機參數(shù)

燃燒模型采用Keck等[5]提出的SITurb湍流燃燒模型，見式(1)至式(6)。

(1)

(2)

SL*=m1SL，

(3)

lM*=m3lM，

(4)

(5)

(6)

式中：mb和me為已燃和未燃混合氣質(zhì)量；ρu為未燃混合氣密度；Af為火焰前鋒面面積；SL*，lM*和uT*分別代表修正后的層流火焰速度、泰勒微尺度長度和湍流火焰速度；τb*為修正后的特征時間。其中火焰核增長速率系數(shù)(m1)、湍流火焰速度系數(shù)(m2)、泰勒長度尺度系數(shù)(m3)等參數(shù)可以用來組合調(diào)整以準確標定天然氣發(fā)動機的燃燒過程。GT-Power中采用有限容積法仿真進氣管中的流動。本研究使用Woschni傳熱模型[6]進行熱傳導計算，其中活塞頂部溫度設(shè)置為550 K，缸蓋底部溫度設(shè)置為500 K，缸套表面溫度設(shè)置為450 K。

圖1示出在常用工況(90%負荷、1 000 r/min)下模型標定后缸內(nèi)壓力與表觀放熱率仿真值與試驗值對比。由圖1可見，仿真模型計算結(jié)果與臺架試驗數(shù)據(jù)有較高的一致性，可采用該模型進行本研究的優(yōu)化工作。本研究后續(xù)優(yōu)化工作都將在標定中使用的常用工況條件下進行。

圖1 仿真結(jié)果與試驗結(jié)果對比

爆震是發(fā)動機性能優(yōu)化的限制條件之一。本研究采用Livengood-Wu積分[7]：

(7)

式中：tIVC及tKO分別為進氣閥關(guān)閉(IVC)時刻及爆震起始時刻；τ為末端混合氣在壓力p和溫度T狀態(tài)下的著火延遲。積分I等于1時對應(yīng)的tKO即為爆震起始時刻。

本研究中τ的計算采用Soylu等[8]提出的天然氣著火延遲關(guān)系式：

(8)

GT-Power模型中采用Zeldovich[9]機理模型預(yù)測排氣閥打開時刻缸內(nèi)NOx生成量。

1.2 優(yōu)化方法

采用拉丁超立方抽樣方法進行試驗設(shè)計，使用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建模得出天然氣發(fā)動機性能指標的近似模型。使用遺傳算法進行發(fā)動機的多參數(shù)、多變量協(xié)同優(yōu)化設(shè)計。種群個體對應(yīng)幾何壓縮比(GCR)、米勒度(M)、點火提前角(SA)、過量空氣系數(shù)(λ)和增壓壓力(BP)的組合。優(yōu)化變量取值范圍見表2。幾何壓縮比和米勒度的取值將在后續(xù)優(yōu)化中根據(jù)計算結(jié)果合理調(diào)整，點火提前角根據(jù)工程經(jīng)驗限制在-40°ATDC～0°ATDC，λ取值受限于發(fā)動機實際工作條件，增壓壓力取值受限于增壓器增壓能力。本研究米勒度(M)表示米勒循環(huán)進氣門關(guān)閉時刻相對于下止點時刻的提前角，如圖2所示，實線表示原機的進氣閥升程曲線，原機米勒度為M20，米勒度M0～M60則表示進氣門相對于下止點提前0°～60°關(guān)閉。

表2 優(yōu)化變量的取值范圍

圖2 進氣門早關(guān)米勒循環(huán)氣門升程變化范圍

本研究遺傳算法優(yōu)化目標為最高的指示熱效率，優(yōu)化約束條件見式(9)。式中x對應(yīng)著包含幾何壓縮比(GCR)、米勒度(M)、點火提前角(SA)、過量空氣系數(shù)(λ)、增壓壓力(BP)等參數(shù)信息的個體，TORQUE0為優(yōu)化前原機扭矩，TORQUE，TEMP，KI，NOx，η分別為神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型預(yù)測的扭矩、排氣溫度(渦輪前排氣溫度)、爆震指標、NOx、指示熱效率。采用GT-Power中基于聲學響度的爆震強度模型定義KI值，KICritical為爆震臨界點對應(yīng)的爆震指標閾值。

(9)

2 結(jié)果與討論

2.1 幾何壓縮比對發(fā)動機性能的影響

提高幾何壓縮比可增加發(fā)動機的膨脹比[10]，有潛力提高發(fā)動機指示熱效率，降低排氣溫度。圖3示出發(fā)動機在標定工況(90%負荷、1 000 r/min)下固定進氣壓力、過量空氣系數(shù)，通過改變點火提前角計算不同幾何壓縮比下爆震邊界點處的CA50值(燃料累計放熱50 %時對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角)、 指示熱效率、排氣溫度與扭矩。

由圖3可以看出，爆震邊界點處的點火提前角一直向后推遲，這是由于幾何壓縮比的提高增加了發(fā)動機爆震傾向，通過推遲點火提前角以抑制爆震,且不同壓縮比爆震邊界下的扭矩變化量很小。當發(fā)動機幾何壓縮比從11提高至13時，發(fā)動機指示熱效率提升，排氣溫度降低。但是，當發(fā)動機幾何壓縮比繼續(xù)提高，點火提前角繼續(xù)向后推遲，則會導致燃燒相位CA50后移致使發(fā)動機指示熱效率降低，排氣溫度升高。因此，爆震是接下來優(yōu)化發(fā)動機設(shè)計與控制參數(shù)的主要限制條件[11-12]。

圖3 爆震邊界下幾何壓縮比對發(fā)動機性能的影響

2.2 米勒度與增壓壓力對發(fā)動機性能的影響

通過發(fā)動機進氣門相對于下止點時刻早關(guān)或者晚關(guān)使發(fā)動機的膨脹比大于有效壓縮比可實現(xiàn)米勒循環(huán)。本研究只考慮通過進氣門早關(guān)實現(xiàn)米勒循環(huán)，以避免進氣門晚關(guān)使部分預(yù)混合氣重新回到進氣道帶來回火風險。圖4示出標定工況(90%負荷、1 000 r/min)不同米勒度下爆震邊界點或MBT點(最大扭矩點)對應(yīng)的點火提前角、CA50值、指示熱效率、排氣溫度與扭矩。其中，實線表示發(fā)動機在標定工況、不同米勒度下的爆震臨界點或扭矩最大點時的性能，虛線表示發(fā)動機在標定工況高米勒度、最大進氣壓力0.5 MPa條件下的性能。

隨著米勒度的增加，發(fā)動機的爆震得到抑制，爆震邊界遠離上止點，排氣溫度隨之下降，指示熱效率隨著米勒度的提高而增加。然而，隨著米勒度的提高，進氣過程變短導致扭矩顯著減小，通過提高進氣壓力可以提高發(fā)動機扭矩，但是進氣壓力的提高受限于增壓能力。尤其當米勒度為M50時，最大扭矩點的燃燒相位CA50位于0.5°ATDC，扭矩較低，在最大進氣增壓壓力0.5 MPa下的扭矩仍然較低。

圖4 爆震邊界或MBT點下米勒度對發(fā)動機性能的影響

因此，這是個典型的多目標多參數(shù)優(yōu)化問題，需要后續(xù)通過幾何壓縮比與其他發(fā)動機運行參數(shù)的協(xié)同優(yōu)化來綜合改進發(fā)動機性能。

2.3 幾何壓縮比與米勒度的協(xié)同優(yōu)化

通過上述研究可知，發(fā)動機幾何壓縮比的增加有潛力提高指示熱效率、提高發(fā)動機扭矩，但是會加重發(fā)動機爆震傾向，致使點火提前角向后推遲。增加米勒度可以有效抑制發(fā)動機爆震，提高指示熱效率，降低排氣溫度，但是發(fā)動機扭矩會明顯降低。故本節(jié)中采用前述的優(yōu)化方法，對發(fā)動機幾何壓縮比、米勒度與其他發(fā)動機控制參數(shù)在90%負荷(13.6 kN·m)下利用遺傳算法進行協(xié)同優(yōu)化，以提高發(fā)動機指示熱效率，降低排氣溫度并維持發(fā)動機的扭矩，同時將優(yōu)化預(yù)測結(jié)果與幾何壓縮比為11以及米勒度為M20時爆震臨界點的原機數(shù)據(jù)進行對比。得到最優(yōu)的發(fā)動機設(shè)計參數(shù)幾何壓縮比與米勒度后，通過發(fā)動機控制參數(shù)的優(yōu)化驗證其在100%負荷(15.1 kN·m)的扭矩輸出能力。

圖5示出在90%負荷下不同幾何壓縮比時以最高指示熱效率為目標經(jīng)過遺傳算法優(yōu)化的發(fā)動機最優(yōu)設(shè)計參數(shù)與控制參數(shù)。圖6預(yù)測了發(fā)動機在以上優(yōu)化后的參數(shù)運行時的性能參數(shù)?？梢钥闯?，幾何壓縮比從11提高到15時，最優(yōu)工況點的點火提前角向后推移，過量空氣系數(shù)不斷提高以及米勒度不斷加大，可以抑制爆震，提高指示熱效率，降低排氣溫度。進氣增壓壓力隨著米勒度的提高而增加，以此來保證扭矩。隨著幾何壓縮比的增加，排氣溫度先減小后增加，指示熱效率先增加后減小，NOx排放的變化量小于5%。

圖5 優(yōu)化后的發(fā)動機運行參數(shù)(90%負荷)

圖6 運行參數(shù)優(yōu)化后的發(fā)動機性能(90%負荷)

表3列出在發(fā)動機最優(yōu)設(shè)計參數(shù)下改變發(fā)動機控制參數(shù)對其在100%負荷下的扭矩驗證情況。由圖6可以看出，在90%負荷下，通過參數(shù)優(yōu)化，不同壓縮比下的扭矩輸出都可以滿足常用工況的扭矩要求。當幾何壓縮比從11增加到13時，優(yōu)化后的排氣溫度隨著指示熱效率的增加而降低。在幾何壓縮比為13時，指示熱效率達到最高，約高于原機2%，排氣溫度約低于原機34 K，NOx略微降低，約2%。當幾何壓縮比繼續(xù)增加到14及以上時，優(yōu)化后的米勒度繼續(xù)加大以抑制爆震，提高進氣增壓壓力到接近增壓極限以提高進氣充量保證扭矩，由于此時發(fā)動機爆震傾向嚴重，燃燒相位后移，排氣溫度增高，導致指示熱效率下降。綜上所述，本研究中發(fā)動機較為理想的幾何壓縮比為13，此時最優(yōu)米勒度為M41，其在常用工況下具有最高的指示熱效率和最低的排氣溫度。此外，由表3可知，發(fā)動機采用上述優(yōu)化后的壓縮比和米勒度后，在100%負荷下經(jīng)控制變量優(yōu)化仍滿足原機15.1 kN·m的標定扭矩要求，同時指示熱效率達到45.6%，排氣溫度低于原機最高排溫限制。

表3 發(fā)動機最優(yōu)設(shè)計參數(shù)的扭矩輸出驗證

3 結(jié)論

a) 提高幾何壓縮比有潛力提高發(fā)動機指示熱效率，降低排氣溫度，但幾何壓縮比提高會明顯增加爆震傾向，提高米勒度可降低爆震傾向，但較大的米勒度會使發(fā)動機損失扭矩；

b) 通過多目標、多變量的優(yōu)化設(shè)計對發(fā)動機幾何壓縮比、米勒度與其他控制參數(shù)進行協(xié)同優(yōu)化，可以在保證發(fā)動機扭矩的同時提高指示熱效率，降低排氣溫度；本研究在發(fā)動機常用工況下優(yōu)化后的幾何壓縮比為13，米勒度為M41，協(xié)同控制變量優(yōu)化，較原機指示熱效率提高約2%，排氣溫度降低約34 K，NOx排放降低約2%，同時100%負荷時維持扭矩輸出并有較高的指示熱效率。