柴油机活塞碗参数化建模方法及在优化设计中的应用

张来超 崔树鑫 张明 SAROCH Michael Frank

摘要：为解决活塞碗排放优化过程中的参数驱动问题，提出一种柴油机活塞碗的参数化建模方法。该方法能够确保在活塞碗轮廓线变形过程中燃烧室的控制容积不变，以满足恒定压缩比的要求。采用CAESES建立活塞碗的参数化模型，在CONVERGE中对活塞碗内的燃烧进行分析，使用CAESES的遗传算法驱动优化流程，通过案例验证该方法的有效性。结果表明：遗传算法对活塞碗进行4代优化后得到的算例最佳，NOx浓度降低66%，Soot浓度降低78%。

关键词：柴油机；活塞碗；参数化；优化；NOx；Soot

中图分类号：U464.232

文献标志码：B

0 引 言

直喷柴油机活塞碗对缸内气体流动和柴油混合具有非常关键的作用，直接影响燃烧的化学反应速率和燃烧反应的路径，在很大程度上决定发动机的性能和排放物的生成量。[1]

STYRON等[2]和KURTZ等[3]对倒棱型和缩口型活塞碗进行对比，认为倒棱型活塞碗可以加快燃料的雾化，导致油气混合和燃烧速率较快；同时由于其总表面积较小，热量损失较少，因此热效率也较高。JUTTU等[4]研究活塞碗的碗半径和凸台尺寸对排放的影响，发现活塞碗结构对发动机的动力性能影响不大，但对排放却有明显影响。LEE等[5]分析碗半径和碗深对排放气体的影响，最优结果的Soot含量降低60%。QIN等[6]分析燃烧室内部温度对排放的影响，结果表明，燃烧室内较高的温度可降低Soot的最终排放量，但同时也增大NOx的浓度。污染物排放其实是由燃烧室的热力学状态和燃烧过程决定的，很明显，喷射策略和燃料喷射方向对污染物也有重要影响。RAJAMANI等[7]分别对喷射角、碗半径和喉部半径等参数进行研究，结果表明：碗半径和喷射角对废气排放的影响较大，而喷油器中喷嘴的数量对排放几乎没有影响。GENZALE等[8]研究喷雾落点位置、活塞碗凹坑形状以及涡流比对柴油机的影响，结果表明：喷雾落点位置对燃料消耗和尾气排放影响较大，凹坑形状和涡流比决定燃料和空气的混合效果；此外，他们还对以上3个变量进行耦合计算，发现合适的匹配方案能够明显降低Soot和CO的排放。

目前，燃烧室研究方法受建模方法限制，主要针对单个几何形状参数进行实验设计分析，难以将多个几何形状参数进行综合考虑，参数化建模方法则可以很好地解决这一难题。现已有一些对进气道等零部件进行参数化设计的案例，但对活塞的参数化研究主要关注结构分析，对燃烧室活塞碗的优化还不多见。[9-10]本文针对柴油机活塞碗提出一种参数化建模方法，在CAESES中建立活塞碗的参数化模型，并驱动CONVERGE执行CFD优化计算，从而降低NOx和Soot的排放。

1 参数化建模方法

柴油机活塞碗可由轮廓线绕中心轴旋转得到，因此对轮廓线进行参数化设计可以实现活塞碗的参数化控制。活塞碗型线参数化设计步骤见图1，基于某款柴油机活塞碗，通过分段拟合，提出一种参数化建模方法。

根据轮廓线对活塞碗进行参数化建模，具体步骤如下。

（1）1号线：凸台。根据凸台深度和凸台半径创建凸台。

（2）2号圆弧：凹坑圆。以燃烧室深度、碗半径和燃烧室最大半径确定凹坑圆。

（3）3号线：凸台的右端点到2号圆弧底部做切线。

（4）4号圆弧：喉部倒圆。圆心位于以偏转角α和2号圆弧的圆心确定的直线4-1上，通过喉部半径确定圆心，半径设为r。

（5）5号线：2号圆弧与4号圆弧的内公切线。定义参数喉部尺寸，表示喉口凸出的距离。

（6）6号线：燃烧室斜面轮廓线。根据缩口半径和P1点坐标确定。

（7）7号线：自由线。与圆弧4相切，并光滑连接至6号线，自动改变7号线形状，从而保证活塞碗变形后燃烧室的压缩比不变。

（8）8号段线（多条）：表示燃烧室壁面以及顶部平面的轮廓线。

（9）光滑連接1号线、3号线和2号圆弧的圆弧段，与其余曲线（4号圆弧取切点分割后的圆弧）从左到右连接，得到活塞碗的轮廓线。

在对活塞碗进行优化的过程中，几何变形通常会导致燃烧室容积变化，继而改变压缩比，难以准确评估设计参数对性能的影响。CAESES可以计算出每次变形后燃烧室的容积，通过自动迭代算法调整7号自由线，保持燃烧室容积始终不变。对每个变形的活塞碗分别修改喷雾方向，从而保证喷射开始时喷射器朝向喉部，见图2。

最终用于仿真的模型，各设计参数的约束范围见表1（D为原模型的缩口半径）。

2 计算方法

2.1 模型简化

原燃烧室结构见图3。由于采用的喷油器为8孔，为提高仿真效率，取1/8气缸，即45°扇形区域作为计算域。

2.2 计算条件

根据文献[5]中的实验数据，EGR量为25%。喷油规律、气体组分和发动机运行工况分别见图4及表2和3。

2.3 网格无关性验证和实验验证

为验证计算的可靠性和准确性，分别以3套不同精度的网格进行分析，并与实验值进行对比，网格尺寸见表4。曲轴转角为15°时不同密度网格下燃烧室温度场对比见图5。由此可知，随着网格尺寸的减小，仿真计算可以捕捉到更精细的火焰传播过程。温度对于燃烧室的NOx和Soot浓度具有重要影响，因此火焰的散热率就显得尤为重要，网格B和网格C对应的散热率与实验值吻合度较高（见图6）。为提高计算效率，最终选择网格B用于后续的优化分析。

3 计算结果

3.1 设计参数对尾气排放的影响

通过实验设计方法研究碗半径、喉部尺寸和缩口半径对活塞碗性能的影响，优化结果见图7（直线为Pareto优化结果）。由此可知：随着碗半径的增大，NOx的浓度逐渐降低，而Soot的浓度有所提高；喉部尺寸变化后也有类似的趋势；随着缩口半径的增大，NOx的浓度逐渐增大，Soot浓度逐渐降低。总体而言，这3个参数对NOx和Soot浓度都有明显影响，并且对二者的影响是反相关关系。

3.2 活塞碗的优化

在参数允许范围内进行计算，产生50个计算样本，在此基础上采用遗传算法对活塞碗进行多目标（同时降低NOx和Soot浓度）优化。该过程共进行4代优化（种群规模50个），最终得到Pareto前沿，见图8。

从图8可以看出：第1代优化得到NOx浓度最小的设计方案，这种设计的主要特点是具有较小的喉部尺寸；第2代优化得到Soot浓度最小的设计方案，其具有较深的凹坑；第3代和第4代优化得到NOx+Soot最小方案（图中最接近坐标原点的点）为最佳设计方案，该方案同时具有较低的NOx和Soot浓度。

曲轴转角为30°时，分别对NOx浓度最小方案、最佳方案和Soot浓度最小方案的计算结果进行分析，Pareto设计对应的设计参数见表5，3个方案的结果对比见图9。

对于NOx浓度最低方案，由于燃烧室内产生较强的涡流，使得NOx浓度较低，但是由于其喉部较凸出，导致燃料燃烧不充分，因而Soot浓度明显增大。对于Soot浓度最低方案，由于燃烧室温度较高，燃料燃烧充分，从而产生较少的Soot，但是由于燃烧室内温度过高，导致NOx浓度明显增加。最佳方案活塞碗参数介于以上两者之间，优化方案与原模型的结果对比见表6，NOx浓度降低66%，Soot浓度降低78%。

4 结 论

（1）提出柴油机活塞碗的参数化建模方法，方便、准确地对活塞碗形状进行参数控制，从而满足活塞碗参数化的需求。

（2）迭代算法通过对活塞碗轮廓线进行调整，以满足活塞碗控制容积不变的约束条件，可以有效地对固定压缩比的活塞碗形状进行优化。

（3）使用CAESES和CONVERGE联合创建的参数化、仿真和优化流程，可以很好地对活塞碗形状进行优化。优化算例验证该方法的有效性。

参考文献：

[1] 于刚. 燃烧室结构和进气条件对船用柴油机燃烧和排放影响的数值模拟研究[D]. 天津： 天津大学， 2016.

[2] STYRON J， BALDWIN B， FULTON B， et al. Ford 2011 6.7 L power stroke diesel engine combustion system development[C]// Proceedings of SAE 2011 World Congress & Exhibition. Detroit， 2011. DOI： 10.4271/2011-01-0415.

[3] KURTZ E M， STYRON J. An assessment of two piston bowl concepts in a medium-duty diesel engine[J]. SAE International Journal of Engines， 2012， 5（2）： 344-352. DOI： 10.4271/2012-01-0423.

[4] JUTTU S， THIPSE S S， MARATHE N V， et al. CFD study of combustion chambers for lower engine exhaust emissions from diesel engines operated in HCCI and conventional diesel mode[DB/OL]. （2009-01-21）[2018-08-02]. https：//www.sae.org/publications/technical-papers/content/2009-26-0027/.

[5] LEE J， LEE S， KIM J， et al. Bowl shape design optimization for engine-out PM reduction in heavy duty diesel engine[DB/OL]. （2015-04-14）[2018-08-02]. https：//www.sae.org/publications/technical-papers/content/2015-01-0789/.

[6] QIN S N， FENG G D， LIU Y. Simulation of geometry parameters optimization of diesel engine combustion chamber on passenger vehicle[J]. Advanced Materials Research， 2014， 1006-1007： 204-208. DOI： 10.4028/www.scientific.net/AMR.1006-1007.204.

[7] RAJAMANI V K， SCHOENFELD S， DHONGDE A. Parametric analysis of piston bowl geometry and injection nozzle configuration using 3D CFD and DOE[DB/OL]. （2012-04-06）[2018-08-02]. https：//www.sae.org/publications/technical-papers/content/2012-01-0700/.

[8] GENZALE C L， REITZ R D， WICKMAN D D. A computational investigation into effects of spray targeting， bowl geometry and swirl ratio forlow-temperature combustion in a heavy-duty diesel engine[DB/OL]. （2007-04-16）[2018-08-02]. https：//www.sae.org/publications/technical-papers/content/2007-01-0119/.

[9] 戴云， 孫平， 冯伟伟. 基于参数化的螺旋进气道造型[J]. 拖拉机与农用运输车， 2008， 35（5）： 91-93.

[10] 简迎新. 发动机零部件参数化设计及工程分析[D]. 武汉： 武汉理工大学， 2008. DOI： 10.7666/d.y1364476.

（编辑 付宇靓）