郭強，馬彪，劉杰

(北京交通大學(xué) 機械與電子控制工程學(xué)院，北京 100044)

隨著排放法規(guī)的日益嚴(yán)格和汽車電氣化、智能化的發(fā)展，傳統(tǒng)內(nèi)燃機面臨越來越多的挑戰(zhàn).據(jù)中國移動源環(huán)境管理年報統(tǒng)計，汽車是機動車大氣污染排放的主要貢獻(xiàn)者，貨車的NOx和顆粒(PM)排放量明顯高于客車，其中重型柴油貨車是主要貢獻(xiàn)者[1].因而如何改善重型柴油內(nèi)燃機的燃燒及排放特性迫在眉睫.雖然采用選擇性催化還原技術(shù)(SCR)和顆粒捕集器(DPF)等[2-4]后處理系統(tǒng)能顯著降低尾氣排放，但成本會大大增加.只有降低缸內(nèi)污染物的生成水平才能降低對后處理器的依賴程度.因此，需要開展柴油機缸內(nèi)燃油噴霧、燃燒室結(jié)構(gòu)和壓縮比等參數(shù)的優(yōu)化匹配，從而提高發(fā)動機的熱效率、降低污染物排放.

通過優(yōu)化柴油機燃燒室結(jié)構(gòu)能夠改善缸內(nèi)油、氣混合過程，提高缸內(nèi)空氣利用率，最新提出的燃燒系統(tǒng)包括天津大學(xué)的BUMP 燃燒系統(tǒng)[5]、北京理工大學(xué)LSCS 側(cè)卷流燃燒系統(tǒng)[6]和MSCS 復(fù)合卷流燃燒系統(tǒng)[7]以及AVL 公司的凹角縮口型燃燒室等[8].除此之外，帶有圓形導(dǎo)向碰撞臺的直噴柴油機雙層分流燃燒系統(tǒng)能夠改善燃油碰壁和霧化效果，通過將燃燒室形狀和噴射油束相配合，能實現(xiàn)燃油噴霧的雙層分流和二次霧化，從而有效利用壓縮余隙的空氣，使得油、氣混合更加充分[9].研究表明，雙層分流燃燒系統(tǒng)中燃油密度分布更加均勻，使得燃燒過程中燃燒室內(nèi)溫度分布也相對均勻[10].在柴油機氮氧化物排放量平均增加12.4%的情況下，其油耗和碳煙排放分別平均降低5.5%和25.5%[11].此外，通過對不同噴油壓力、噴油提前角和噴嘴伸出長度等噴射參數(shù)與雙層分流燃燒室的優(yōu)化匹配，能夠有效地改善柴油機的燃油經(jīng)濟(jì)性和排放性能[12].付 垚等[13]研究表明，提高噴油壓力和提前噴油正時均增大了燃油噴霧的分布范圍；降低碰撞臺位置和增大上層燃燒空間容積有利于燃燒室頂層空間的利用.然而由于雙層分流燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)和噴射參數(shù)較多，對其進(jìn)行多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化較為困難.目前，國內(nèi)外針對噴油噴射參數(shù)和燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行耦合優(yōu)化的研究較少.

筆者以雙層分流燃燒室為研究對象，通過采用NSGA-Ⅱ遺傳算法耦合KIVA-3V 程序，對燃油噴射參數(shù)、燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)和運行參數(shù)的多目標(biāo)進(jìn)行了智能優(yōu)化研究.在優(yōu)化過程中，以發(fā)動機的指示燃油消耗率、NOx和碳煙排放作為優(yōu)化目標(biāo)，以柴油噴射定時和噴孔夾角兩個噴油噴射參數(shù)、含壓縮比在內(nèi)6個燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)以及渦流比作為優(yōu)化參數(shù)，獲得了不同參數(shù)匹配的Pareto 優(yōu)化解集.同時對比分析了3個特征工況點的缸內(nèi)壓力及放熱率曲線、污染物生成特性和缸內(nèi)溫度及污染物的空間分布.

1 試驗裝置及仿真模型

1.1 試驗用發(fā)動機及結(jié)構(gòu)參數(shù)

試驗采用的發(fā)動機型號為濰柴WP10 直列6 缸重型柴油機，發(fā)動機的主要技術(shù)參數(shù)如表1 所示.試驗中，采用Horiba 7100 氣體分析儀與 AVL 415 煙度計進(jìn)行尾氣排放的測試，使用Horiba 7100 氣體分析儀中的不分光紅外分析儀(NDIR)測量CO2和CO 排放；采用化學(xué)發(fā)光分析儀(CLD)測量NOx排放；利用氫火焰離子化學(xué)分析儀(FID)測量HC 排放.使用AVL 415 濾紙式煙度計測量尾氣中的碳煙排放.

表1 發(fā)動機結(jié)構(gòu)及噴油器參數(shù)Tab.1 Engine structure and injector parameters

1.2 仿真模型

采用KIVA-3V 程序開展柴油發(fā)動機缸內(nèi)燃燒過程的計算研究[14].其中，湍流模型采用RNGκ-ε 模型[15]，液滴的初次以及二次破碎過程采用KH-RT 模型進(jìn)行仿真[16]，柴油噴射燃燒過程采用PaSR 燃燒模型進(jìn)行模擬[17]，噴霧碰壁模型采用Han等[18]模型進(jìn)行模擬，碳煙的生成以及氧化過程采用瑞典Golovitchev等[19]提出的基于詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)的碳煙模型進(jìn)行預(yù)測，NOx生成過程采用擴(kuò)展的Zeldovich 機理進(jìn)行模擬[20].

2 柴油機燃燒過程優(yōu)化方法

2.1 NSGA-Ⅱ遺傳算法

由于柴油機的優(yōu)化目標(biāo)較多，同時各優(yōu)化目標(biāo)之間存在trade-off 關(guān)系，因而一般需要采用多目標(biāo)函數(shù)優(yōu)化方法進(jìn)行優(yōu)化.目前多目標(biāo)智能優(yōu)化算法較多，其中非支配排序遺傳算法NSGA-Ⅱ是目前的研究熱點[21-22].該方法具有遺傳學(xué)的基本特點，具備多方向和全局搜索，同時潛在優(yōu)化種群能夠一代又一代地維持下來.由于多目標(biāo)優(yōu)化中的優(yōu)化目標(biāo)是相互制約的，因而多目標(biāo)優(yōu)化問題的解并不唯一，通常存在一個最優(yōu)解的集合，稱之為Pareto 最優(yōu)解[23].NSGA-Ⅱ中采用擁擠度比較算子進(jìn)行人口選擇，擁擠度表示在種群中給定點的周圍個體的密度，直觀上用個體i 周圍不包含其余個體的最大長方形的周長來表示，具體如圖1 所示.根據(jù)非支配關(guān)系以及個體擁擠度選出Pareto 前沿最優(yōu)解.

圖1 NSGA-Ⅱ中擁擠度計算方法Fig.1 Calculation method of the crowding-distance in NSGA-Ⅱ

2.2 優(yōu)化目標(biāo)及約束條件

選取的優(yōu)化目標(biāo)包括NOx排放、碳煙(soot)排放和指示燃料消耗率(ISFC).在計算過程中通過設(shè)置最大壓力升高率 (dp/d?)max＜2 MPa/(°)CA、缸內(nèi)峰值壓力 pmax≤20 MPa 和最大指示燃油消耗率ISFC≤250 g/(kW·h)作為約束條件，從而排除由于參數(shù)匹配不當(dāng)導(dǎo)致的爆震、機械負(fù)荷過高或燃料未能完全燃燒等現(xiàn)象，確保發(fā)動機運行在合理的工況范圍內(nèi).

2.3 優(yōu)化設(shè)計變量及其取值范圍

所優(yōu)化的參數(shù)包括柴油噴射定時、噴孔夾角和6個燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)(中心凸臺高度H2、最大底部半徑L1、喉部半徑L2、上層燃燒室高度H3、上層燃燒室寬度L3、壓縮比及渦流比).表2 為原機參數(shù)和優(yōu)化過程中9 個參數(shù)的取值范圍，其中BTDC 代表壓縮上止點前，ATDC 代表壓縮上止點后，TDC 代表壓縮上止點.燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)定義如圖2 所示，圖中H1為燃燒室深度.

圖2 雙層分流燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)定義Fig.2 Definition of geometry parameters of double-layer diverging combustion chamber

表2 優(yōu)化參數(shù)及其變化范圍Tab.2 Optimization parameters and their range of variation

計算過程只考慮從進(jìn)氣門關(guān)閉到排氣門打開期間燃燒室內(nèi)進(jìn)行的壓縮、燃油噴射、油氣混合及燃燒過程，計算區(qū)間為從進(jìn)氣門關(guān)閉角(150°CA BTDC)至排氣門開啟角(126°CA ATDC).所采用發(fā)動機的燃燒室為中心對稱結(jié)構(gòu)，且噴油器的位置在燃燒室中心處，因此，為了提高計算效率，選取整個燃燒室的八分之一進(jìn)行計算.

3 模型驗證

為了確保燃燒過程計算中數(shù)值模型選取的正確性以及網(wǎng)格劃分的合理性，選取不同噴油時刻和原機算例，進(jìn)行了模型的驗證分析，驗證參數(shù)包括缸內(nèi)壓力、放熱率以及污染物排放.

橋面鋼纖維混凝土鋪裝施工橫向伸縮縫應(yīng)根據(jù)要求設(shè)置，橫向縮縫自墩頂開始每隔25m的距離設(shè)置，并確保橫向縮縫與橋頂兩側(cè)防撞欄縮縫對齊。綜合考慮鋼纖維混凝土初凝的環(huán)境溫度和澆筑所需時間進(jìn)行切縫施工，通常切縫深度為2～3cm，并根據(jù)工程實際選擇優(yōu)質(zhì)填縫料灌縫。完成混凝土澆筑后，及時進(jìn)行混凝土養(yǎng)護(hù)，本工程采用噴水養(yǎng)護(hù)和噴灑養(yǎng)護(hù)劑的方式，以減少混凝土面層干裂，確保工程質(zhì)量與美觀。

3.1 不同噴油時刻仿真結(jié)果驗證

圖3 給出了當(dāng)柴油噴油時刻為-8°CA ATDC 及0°CA ATDC 時計算得到的缸內(nèi)壓力和放熱率曲線與試驗結(jié)果的對比.當(dāng)噴油時刻為-8°CA ATDC時，仿真得到的缸內(nèi)壓力及放熱率曲線與試驗結(jié)果吻合較好；預(yù)測的著火時刻與試驗結(jié)果較一致，預(yù)測的缸內(nèi)壓力、放熱率趨勢及大小與試驗結(jié)果接近.當(dāng)噴油時刻為0°CA ATDC時，試驗值和仿真值略有差異，缸壓峰值相差為0.06 MPa，偏差約為0.45%，此時對應(yīng)的相位差為2.42°CA ATDC，相對誤差較小，說明采用的噴霧破碎及燃燒模型等能夠準(zhǔn)確地模擬柴油的噴霧及燃燒過程.

圖3 缸內(nèi)壓力和放熱率曲線計算值與試驗值對比Fig.3 Comparison of the calculation and experimental results of cylinder pressures and heat release rates

3.2 原機算例仿真結(jié)果驗證

在轉(zhuǎn)速為1 200 r/min、循環(huán)噴油量為150 kg/h時，分別選取噴油時刻為-8°CA ATDC 及0°CA ATDC 為原機案例A 和案例B.圖4 給出了兩個原機算例仿真預(yù)測的NOx和soot 排放與試驗結(jié)果的對比.NOx排放預(yù)測值與試驗結(jié)果吻合良好，soot 排放的預(yù)測值與試驗值僅有略微差異，表明所選擇的排放模型能夠用于準(zhǔn)確模擬柴油機的污染物計算.

圖4 NOx 和soot排放仿真值與試驗值的對比Fig.4 Comparison of calculation and experimental results of NOx and soot emissions

4 結(jié)果和討論

4.1 多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化結(jié)果

圖5 為采用KIVA-3V 耦合NSGA-Ⅱ程序進(jìn)行柴油機燃燒過程優(yōu)化計算得到的所有解和Pareto 最優(yōu)解的NOx排放、soot 排放和ISFC 的三維分布.使用KIVA3V-NSGA-Ⅱ耦合計算得到的解廣泛分布于三維目標(biāo)空間中，Pareto 最優(yōu)算例分布于最接近理想點的前沿面上，同時遺傳算法的選擇策略確保了空間分布的多樣性.

圖5 優(yōu)化結(jié)果 NOx 排放、soot排放和ISFC的三維分布Fig.5 Three-dimensional distribution diagram of the calculated NOx emissions，soot emissions and ISFC

圖6 為采用KIVA3V-NSGA-Ⅱ耦合計算得到的所有解與Pareto 最優(yōu)解的二維分布.由圖6a 可知，NOx和soot 排放呈現(xiàn)出明顯的trade-off 關(guān)系，soot 排放減少將導(dǎo)致NOx排放增加，反之亦然.部分Pareto前沿算例的soot 排放明顯低于原機算例，但是NOx排放顯著升高.某些Pareto 前沿算例NOx排放低于原機算例，然而soot 排放顯著惡化.圖6b中，NOx排放和ISFC 之間存在一定的trade-off 關(guān)系，ISFC 的降低導(dǎo)致NOx排放顯著升高.與原機算例相比，部分Pareto 算例的ISFC 明顯降低，但NOx排放略微升高.同時可以發(fā)現(xiàn)，原機算例幾乎位于Pareto 前沿鋒面上，在圖6b 中選取3 個特征工況點，包括ISFC 最小(工況1)、NOx排放最小(工況3)以及NOx排放和ISFC 同時最小(工況2)，做后續(xù)特征點的研究.

圖6 所有解與Pareto最優(yōu)解的二維分布Fig.6 Two-dimensional distribution for all solutions and Pareto optimal solutions

4.2 Pareto前沿參數(shù)優(yōu)化結(jié)果

利用遺傳算法進(jìn)行多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化的過程中，以NOx排放、soot 排放和ISFC 共3 個參數(shù)作為優(yōu)化目標(biāo)，得到的Pareto 最優(yōu)前沿解集具有較低的排放和燃油消耗率，結(jié)果如表3 所示.柴油噴射正時始終分布于上止點前0°～16°CA內(nèi)，說明不同噴油時刻均有各自的排放或燃油消耗率的優(yōu)勢，因而能夠被選為Pareto 前沿解.Pareto 前沿噴孔夾角向160°、153°、135°和128°集中.當(dāng)噴孔夾角高于150°時，油束主要位于燃燒室上部空間，油束撞擊碰撞平臺后，分為上、下兩層，氣缸內(nèi)的空氣利用率較為充分.當(dāng)噴孔夾角較小時，油束主要位于燃燒室中下部空間，上層燃燒室內(nèi)空氣利用率較小.最優(yōu)解集的渦流比分別為1.96、1.72、1.52、1.27 和0.25 左右，說明較大的渦流比有利于降低柴油機的排放及油耗水平.優(yōu)化后的壓縮比分別為15.2、17.7 和19.5.優(yōu)化后的燃燒室的中心凸臺高度在0.55～1.40 cm 之間，下層燃燒室喉口與底部半徑的差值在-0.09～0.42 cm 之間.其中負(fù)值表示喉口半徑小于底部半徑，為縮口型燃燒室；正值為敞口型燃燒室，當(dāng)差值在0～0.05 cm 之間時，可以稱之為豎直型燃燒室.上層燃燒室優(yōu)化后的高度為0.37～0.55 cm、寬度為0.24～0.42 cm.

表3 優(yōu)化后的Pareto前沿參數(shù)Tab.3 Optimized Pareto cutting edge parameters

4.3 特征點燃燒及排放特性對比

為了進(jìn)一步對比燃燒參數(shù)對燃燒及排放的影響特性，從圖6b 中選取3 個特征工況點，其參數(shù)如表4所示.圖7 給出了3 個特征工況的缸內(nèi)壓力及放熱率曲線，結(jié)合表4 可知，工況1 和工況2 的壓縮比較為接近，但工況1 的噴油提前角與工況2 相比較為提前，因而著火時刻較早，使得缸內(nèi)壓力峰值明顯高于工況2.由于工況3 的壓縮比最低，噴油時刻最遲，因而著火時刻最晚，缸內(nèi)壓力峰值最低.從放熱率峰值來看，工況1 至工況3 的放熱率峰值呈現(xiàn)出略微降低的趨勢.工況1 的噴孔夾角最大，接近160°，因而燃油噴射時能夠較好地利用碰撞平臺形成分流.工況2 和工況3 的噴孔夾角均在140°以下，因此，噴霧油束主要占據(jù)燃燒室中下部空間，對噴霧平臺的利用較小.另外，工況3 的渦流比最大接近2.00，工況1的渦流比為1.27，工況2 的渦流比最小為0.25.

圖7 3個特征工況下的缸內(nèi)壓力及放熱率Fig.7 Cylinder pressures and heat release rates under three characteristic conditions

表4 特征工況點的參數(shù)Tab.4 Parameters of the characteristic operating condition

圖8 給出了3 個算例的排放特性.由于工況1的壓縮比最高，著火時刻最早，使得缸內(nèi)壓力及溫度較高，因而NOx排放生成量最大.工況3 的壓縮比最低，同時噴油時刻最晚，著火時刻在上止點之后，使得缸內(nèi)溫度較低，NOx排放最小.工況2 中NOx的生成量位于工況1 和工況3 之間.

圖8 3個特征工況下排放特性Fig.8 Emission generation profiles under three characteristic conditions

4.4 特征點溫度及污染物空間分布特性

圖9 為不同曲軸轉(zhuǎn)角下3 種特征工況下缸內(nèi)溫度、NOx和soot 排放的空間分布特性.工況2 和工況3 為敞口型燃燒室，噴油時刻較晚，因而著火時刻也較晚.工況1 為豎直型燃燒室，噴油時刻較早，并且著火時刻也較早.3 個算例的著火位置均在燃燒室中部.此外，由于工況1 的噴孔夾角較大，油束分流效果明顯，氣缸內(nèi)部空氣利用率較為充分，高溫區(qū)域分布較廣.工況2 和工況3 的噴孔夾角較小，油束射流方向在燃燒室底部，空氣利用率較低，高溫區(qū)域分布范圍較小.同時，由于工況3 采用較低的壓縮比，缸內(nèi)溫度是最低的.由于NOx的形成主要與溫度、氧濃度和反應(yīng)時間相關(guān)，因而NOx生成區(qū)域和缸內(nèi)高溫區(qū)域相吻合.

從圖9b 中可以看出，由于工況1 缸內(nèi)空氣利用率較高，燃料燃燒比較充分，因而NOx生成區(qū)域分布較為廣泛，NOx生成量最高.工況2 與工況3 相比噴油時刻較早，同時壓縮比較高，缸內(nèi)高溫區(qū)域分布相對較廣，因而NOx生成量較高.soot 的生成與溫度和當(dāng)量比相關(guān)，主要在高溫及高當(dāng)量比區(qū)域生成.

由圖9c 可以看出，工況1 雖然受到射流分流的影響，生成區(qū)域較為分散，但是大部分能夠在燃燒后期與新鮮空氣混合從而被氧化掉，因而soot 排放最低.工況2 和工況3 燃料射流分流效果較小，因而soot 生成區(qū)域主要集中在燃燒室底部區(qū)域，燃燒室上部空間的空氣利用不足，使得soot 的氧化速率較慢，從而導(dǎo)致較高的soot 排放.特別是工況3，因受缸內(nèi)較低溫度以及較弱的后期空氣卷吸效果的影響，soot氧化速率明顯不足，soot 排放量最高.

圖9 3種特征工況下的溫度及污染物空間分布特性Fig.9 Spatial distribution of cylinder temperature and emission under three characteristic conditions

5 結(jié)論

通過采用NSGA-Ⅱ遺傳算法耦合KIVA-3V 程序，開展了雙層分流燃燒系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)和噴油噴射參數(shù)的多目標(biāo)智能優(yōu)化研究.主要結(jié)果如下：

(1) 針對柴油機中存在trade-off 關(guān)系的ISFC、NOx排放和soot 排放等優(yōu)化目標(biāo)，所采用的遺傳算法及其選擇策略能夠?qū)λx目標(biāo)進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化；所優(yōu)化的Pareto 前沿解分布區(qū)域廣泛，能夠為下一步參數(shù)的選擇提供參考.

(2) 優(yōu)化后的柴油噴射正時廣泛分布于上止點前0°～16°CA 的范圍內(nèi)，噴孔夾角在160°、153°、135°和128°左右，渦流比在1.96、1.72、1.52、1.27 和0.25 左右，壓縮比在15.2、17.7 和19.5 左右；燃燒室中心凸臺高度在0.55～1.40 cm 之間，下層燃燒室喉口與底部半徑的差值在-0.09～0.42 cm 之間；優(yōu)化后的上層燃燒室的高度在0.37～0.55 cm 之間，上層燃燒室的寬度在0.24～0.42 cm 之間.

(3) 與不帶碰撞平臺的敞口型燃燒室相比，帶碰撞平臺的雙層分流型燃燒室能夠通過優(yōu)化匹配噴油時刻、噴油角度與碰撞凸臺的位置，從而促進(jìn)油、氣混合過程，提高燃燒室內(nèi)空氣的利用率.

(4) 由于雙層分流燃燒室缸內(nèi)空氣利用率較高，燃料燃燒較為充分，因而NOx生成區(qū)域分布較為廣泛，NOx生成量最高；受到雙層燃燒室燃料噴射分流的影響，在燃燒室內(nèi)部以及壓縮余隙區(qū)域均有明顯soot 生成，使得soot 生成區(qū)域較為分散，但是大部分soot 能夠在燃燒后期與新鮮空氣混合從而被氧化，soot 排放最低.