大缸徑天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比與米勒度協(xié)同優(yōu)化

曹佳樂，李鐵，依平，黃帥，楊潤岱，黃雅婷

(1.上海交通大學(xué)海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240；2.重慶普什機(jī)械有限責(zé)任公司，重慶 400050)

天然氣燃燒清潔、儲(chǔ)量豐富，作為發(fā)動(dòng)機(jī)燃料備受關(guān)注[1-2]。目前大功率點(diǎn)燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)大多由柴油機(jī)改制而成，需針對(duì)天然氣燃燒特性進(jìn)行燃燒室、缸頭和氣閥正時(shí)等優(yōu)化。天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)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(huì)導(dǎo)致燃料燃燒速度慢、負(fù)荷變動(dòng)大、發(fā)動(dòng)機(jī)性能下降、排氣溫度增高。天然氣辛烷值(RON)高達(dá)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(dòng)機(jī)性能，降低渦前排溫。然而，提高幾何壓縮比會(huì)增加發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震傾向，減少發(fā)動(dòng)機(jī)壽命。在維持較高幾何壓縮比的同時(shí)，采用米勒循環(huán)降低實(shí)際壓縮比，可以改進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)抗爆震性能，在提高熱效率的同時(shí)降低排溫和NOx排放，但需要利用優(yōu)化手段對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)多參數(shù)、多變量進(jìn)行合理匹配[3-4]。

本研究通過GT-Power發(fā)動(dòng)機(jī)一維仿真軟件建立了某天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的性能仿真模型，通過實(shí)機(jī)數(shù)據(jù)進(jìn)行模型標(biāo)定。采用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建模與遺傳算法對(duì)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的幾何壓縮比和米勒度等進(jìn)行協(xié)同優(yōu)化，降低大缸徑天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度，保證發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩輸出。

1 研究方法

1.1 發(fā)動(dòng)機(jī)建模及驗(yàn)證

研究對(duì)象為一臺(tái)直列9缸預(yù)混點(diǎn)燃式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)，原機(jī)參數(shù)見表1。

表1 原機(jī)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(shí)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(zhǔn)確標(biāo)定天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程。GT-Power中采用有限容積法仿真進(jìn)氣管中的流動(dòng)。本研究使用Woschni傳熱模型[6]進(jìn)行熱傳導(dǎo)計(jì)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(fù)荷、1 000 r/min)下模型標(biāo)定后缸內(nèi)壓力與表觀放熱率仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比。由圖1可見，仿真模型計(jì)算結(jié)果與臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)有較高的一致性，可采用該模型進(jìn)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(biāo)定中使用的常用工況條件下進(jìn)行。

圖1 仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

爆震是發(fā)動(dòng)機(jī)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(jìn)氣閥關(guān)閉(IVC)時(shí)刻及爆震起始時(shí)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(shí)對(duì)應(yīng)的tKO即為爆震起始時(shí)刻。

本研究中τ的計(jì)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(jī)理模型預(yù)測排氣閥打開時(shí)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(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)，使用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建模得出天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能指標(biāo)的近似模型。使用遺傳算法進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)的多參數(shù)、多變量協(xié)同優(yōu)化設(shè)計(jì)。種群個(gè)體對(duì)應(yīng)幾何壓縮比(GCR)、米勒度(M)、點(diǎn)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(jì)算結(jié)果合理調(diào)整，點(diǎn)火提前角根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)限制在-40°ATDC～0°ATDC，λ取值受限于發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)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(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻相對(duì)于下止點(diǎn)時(shí)刻的提前角，如圖2所示，實(shí)線表示原機(jī)的進(jìn)氣閥升程曲線，原機(jī)米勒度為M20，米勒度M0～M60則表示進(jìn)氣門相對(duì)于下止點(diǎn)提前0°～60°關(guān)閉。

表2 優(yōu)化變量的取值范圍

圖2 進(jìn)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(biāo)為最高的指示熱效率，優(yōu)化約束條件見式(9)。式中x對(duì)應(yīng)著包含幾何壓縮比(GCR)、米勒度(M)、點(diǎn)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(gè)體，TORQUE0為優(yōu)化前原機(jī)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(biāo)、NOx、指示熱效率。采用GT-Power中基于聲學(xué)響度的爆震強(qiáng)度模型定義KI值，KICritical為爆震臨界點(diǎn)對(duì)應(yīng)的爆震指標(biāo)閾值。

(9)

2 結(jié)果與討論

2.1 幾何壓縮比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

提高幾何壓縮比可增加發(fā)動(dòng)機(jī)的膨脹比[10]，有潛力提高發(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率，降低排氣溫度。圖3示出發(fā)動(dòng)機(jī)在標(biāo)定工況(90%負(fù)荷、1 000 r/min)下固定進(jìn)氣壓力、過量空氣系數(shù)，通過改變點(diǎn)火提前角計(jì)算不同幾何壓縮比下爆震邊界點(diǎn)處的CA50值(燃料累計(jì)放熱50 %時(shí)對(duì)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(diǎn)處的點(diǎn)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(dòng)機(jī)爆震傾向，通過推遲點(diǎn)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(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比從11提高至13時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率提升，排氣溫度降低。但是，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比繼續(xù)提高，點(diǎn)火提前角繼續(xù)向后推遲，則會(huì)導(dǎo)致燃燒相位CA50后移致使發(fā)動(dòng)機(jī)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(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

2.2 米勒度與增壓壓力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

通過發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門相對(duì)于下止點(diǎn)時(shí)刻早關(guān)或者晚關(guān)使發(fā)動(dòng)機(jī)的膨脹比大于有效壓縮比可實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)。本研究只考慮通過進(jìn)氣門早關(guān)實(shí)現(xiàn)米勒循環(huán)，以避免進(jìn)氣門晚關(guān)使部分預(yù)混合氣重新回到進(jìn)氣道帶來回火風(fēng)險(xiǎn)。圖4示出標(biāo)定工況(90%負(fù)荷、1 000 r/min)不同米勒度下爆震邊界點(diǎn)或MBT點(diǎn)(最大扭矩點(diǎn))對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火提前角、CA50值、指示熱效率、排氣溫度與扭矩。其中，實(shí)線表示發(fā)動(dòng)機(jī)在標(biāo)定工況、不同米勒度下的爆震臨界點(diǎn)或扭矩最大點(diǎn)時(shí)的性能，虛線表示發(fā)動(dòng)機(jī)在標(biāo)定工況高米勒度、最大進(jìn)氣壓力0.5 MPa條件下的性能。

隨著米勒度的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)的爆震得到抑制，爆震邊界遠(yuǎn)離上止點(diǎn)，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(jìn)氣過程變短導(dǎo)致扭矩顯著減小，通過提高進(jìn)氣壓力可以提高發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩，但是進(jìn)氣壓力的提高受限于增壓能力。尤其當(dāng)米勒度為M50時(shí)，最大扭矩點(diǎn)的燃燒相位CA50位于0.5°ATDC，扭矩較低，在最大進(jìn)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(diǎn)下米勒度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

因此，這是個(gè)典型的多目標(biāo)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(dòng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)的協(xié)同優(yōu)化來綜合改進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)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(dòng)機(jī)幾何壓縮比的增加有潛力提高指示熱效率、提高發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩，但是會(huì)加重發(fā)動(dòng)機(jī)爆震傾向，致使點(diǎn)火提前角向后推遲。增加米勒度可以有效抑制發(fā)動(dòng)機(jī)爆震，提高指示熱效率，降低排氣溫度，但是發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩會(huì)明顯降低。故本節(jié)中采用前述的優(yōu)化方法，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比、米勒度與其他發(fā)動(dòng)機(jī)控制參數(shù)在90%負(fù)荷(13.6 kN·m)下利用遺傳算法進(jìn)行協(xié)同優(yōu)化，以提高發(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率，降低排氣溫度并維持發(fā)動(dòng)機(jī)的扭矩，同時(shí)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(shí)爆震臨界點(diǎn)的原機(jī)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。得到最優(yōu)的發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)幾何壓縮比與米勒度后，通過發(fā)動(dòng)機(jī)控制參數(shù)的優(yōu)化驗(yàn)證其在100%負(fù)荷(15.1 kN·m)的扭矩輸出能力。

圖5示出在90%負(fù)荷下不同幾何壓縮比時(shí)以最高指示熱效率為目標(biāo)經(jīng)過遺傳算法優(yōu)化的發(fā)動(dòng)機(jī)最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)與控制參數(shù)。圖6預(yù)測了發(fā)動(dòng)機(jī)在以上優(yōu)化后的參數(shù)運(yùn)行時(shí)的性能參數(shù)?？梢钥闯觯瑤缀螇嚎s比從11提高到15時(shí)，最優(yōu)工況點(diǎn)的點(diǎn)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(jìn)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(dòng)機(jī)運(yùn)行參數(shù)(90%負(fù)荷)

圖6 運(yùn)行參數(shù)優(yōu)化后的發(fā)動(dòng)機(jī)性能(90%負(fù)荷)

表3列出在發(fā)動(dòng)機(jī)最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)下改變發(fā)動(dòng)機(jī)控制參數(shù)對(duì)其在100%負(fù)荷下的扭矩驗(yàn)證情況。由圖6可以看出，在90%負(fù)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(dāng)幾何壓縮比從11增加到13時(shí)，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(shí)，指示熱效率達(dá)到最高，約高于原機(jī)2%，排氣溫度約低于原機(jī)34 K，NOx略微降低，約2%。當(dāng)幾何壓縮比繼續(xù)增加到14及以上時(shí)，優(yōu)化后的米勒度繼續(xù)加大以抑制爆震，提高進(jìn)氣增壓壓力到接近增壓極限以提高進(jìn)氣充量保證扭矩，由于此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)爆震傾向嚴(yán)重，燃燒相位后移，排氣溫度增高，導(dǎo)致指示熱效率下降。綜上所述，本研究中發(fā)動(dòng)機(jī)較為理想的幾何壓縮比為13，此時(shí)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(dòng)機(jī)采用上述優(yōu)化后的壓縮比和米勒度后，在100%負(fù)荷下經(jīng)控制變量優(yōu)化仍滿足原機(jī)15.1 kN·m的標(biāo)定扭矩要求，同時(shí)指示熱效率達(dá)到45.6%，排氣溫度低于原機(jī)最高排溫限制。

表3 發(fā)動(dòng)機(jī)最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)的扭矩輸出驗(yàn)證

3 結(jié)論

a) 提高幾何壓縮比有潛力提高發(fā)動(dòng)機(jī)指示熱效率，降低排氣溫度，但幾何壓縮比提高會(huì)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(huì)使發(fā)動(dòng)機(jī)損失扭矩；

b) 通過多目標(biāo)、多變量的優(yōu)化設(shè)計(jì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)幾何壓縮比、米勒度與其他控制參數(shù)進(jìn)行協(xié)同優(yōu)化，可以在保證發(fā)動(dòng)機(jī)扭矩的同時(shí)提高指示熱效率，降低排氣溫度；本研究在發(fā)動(dòng)機(jī)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(jī)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(shí)100%負(fù)荷時(shí)維持扭矩輸出并有較高的指示熱效率。