船用柴油機(jī)STC 系統(tǒng)設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究

王尚鵬，高占斌,2，尹自斌，范金宇

(1.集美大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院，福建 廈門 361021；2.哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引 言

為有效節(jié)約能源利用率，優(yōu)化柴油機(jī)性能，目前，廢氣渦輪增壓技術(shù)因其能提高柴油機(jī)功率和降低油耗率，而成為一項(xiàng)重要措施之一。渦輪增壓器可以在功率不變的條件下，縮小排量，提高柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性，降低排放[1]。傳統(tǒng)的增壓技術(shù)雖然能提高柴油機(jī)PMEP 指數(shù)，但同時(shí)也有一定的弊端，主要包括：1）隨著柴油機(jī)轉(zhuǎn)速范圍的拓展，在低工況時(shí)柴油機(jī)運(yùn)行點(diǎn)靠增壓器喘振線較近，甚至越過喘振線[2-3]。2）傳統(tǒng)的柴油機(jī)匹配渦輪增壓器時(shí)，主要著重考慮柴油機(jī)在最大扭矩的85% 左右時(shí)的整機(jī)性能，故渦輪增壓器的通流面積通常較大，而當(dāng)柴油機(jī)運(yùn)行工況點(diǎn)偏離最大扭矩時(shí)，尤其在低工況，增壓壓力下降明顯，增壓器效率低下（嚴(yán)重時(shí)會(huì)發(fā)生惰轉(zhuǎn)），進(jìn)氣量嚴(yán)重不足，缸內(nèi)燃燒效果惡化，柴油機(jī)的性能下降，且隨著增壓度逐漸提高，這種弊端越明顯。

而國(guó)內(nèi)外針對(duì)此弊端先后研發(fā)出了廢氣旁通、進(jìn)排氣旁通、可變截面渦輪和相繼增壓渦輪等改善柴油機(jī)性能的措施[4-5]。其中廢氣旁通雖然可在低速區(qū)獲得較高的增壓壓力，但在高速區(qū)卻限制了增壓壓力的提高。進(jìn)排氣旁通可以使柴油機(jī)運(yùn)行點(diǎn)遠(yuǎn)離喘振線，在無葉擴(kuò)壓器，壓氣機(jī)的有效利用率較高，但在有葉擴(kuò)壓器，壓氣機(jī)效率較低。此外，系統(tǒng)調(diào)節(jié)、控制難度較大，一般應(yīng)用于大功率高速增壓柴油機(jī)[6-8]。VGT與STC 系統(tǒng)原理類似，都屬于調(diào)節(jié)增壓器范疇，且都是改善柴油機(jī)低工況性能的有效手段，但STC 系統(tǒng)相對(duì)VGT 更有優(yōu)越性。如STC 系統(tǒng)調(diào)節(jié)渦輪流通面積較大，且可同時(shí)調(diào)節(jié)壓氣機(jī)進(jìn)口面積，并可選用現(xiàn)有增壓器進(jìn)行匹配組合，結(jié)構(gòu)較為簡(jiǎn)單[9]。而VGT 的故障率較高，且在低工況運(yùn)行條件下，總體效率偏低[10]。

本文針對(duì)V 型6 缸小型船用增壓柴油機(jī)進(jìn)行研究，將原機(jī)常規(guī)增壓系統(tǒng)設(shè)計(jì)為STC 系統(tǒng)，通過試驗(yàn)，分析采用STC 系統(tǒng)后對(duì)柴油機(jī)性能的影響。

1 STC 系統(tǒng)設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)樣機(jī)

本文以TBD234V6 型增壓柴油機(jī)為原型機(jī)進(jìn)行研究，圖1 為發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架及測(cè)控設(shè)備示意圖，該機(jī)的主要性能結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1 所示。

圖 1 TBD234V6 型柴油機(jī)及測(cè)控設(shè)備示意圖Fig.1 Schematic diagram of TBD234V6 diesel engine and control equipment

表 1 TBD234V6 型柴油機(jī)性能參數(shù)表Tab.1 Performance parameter table of TBD234V6 diesel engine

1.2 相繼增壓進(jìn)、排氣管路系統(tǒng)改造設(shè)計(jì)

圖2（a）為TBD234V6 型柴油機(jī)原機(jī)常規(guī)增壓示意圖?？梢钥闯觯瓩C(jī)只配有1 個(gè)渦輪增壓器（型號(hào)J100），且為脈沖增壓，廢氣通過A 列和B 列氣缸之后直接推動(dòng)渦輪做功。圖2（b）為對(duì)該機(jī)進(jìn)、排氣管路改造之后的相繼增壓系統(tǒng)示意圖。可以看出，本試驗(yàn)臺(tái)架將原機(jī)常規(guī)增壓采用的J100 渦輪增壓器換成2 個(gè)型號(hào)相同的M12 增壓器，并采用連通管連接A 列和B 列排氣管，在受控增壓器渦輪前面加裝1 個(gè)燃?xì)忾y，在受控壓氣機(jī)后面安裝1 個(gè)空氣閥。當(dāng)柴油機(jī)在低工況運(yùn)行時(shí)，空氣閥和燃?xì)忾y都關(guān)閉，只有1 臺(tái)增壓器工作（1TC），6 個(gè)氣缸的排氣集中供給基本增壓器。當(dāng)在高工況或高負(fù)荷狀態(tài)下，先將燃?xì)忾y打開，而后打開空氣閥，2 臺(tái)增壓器同時(shí)工作（2TC）。

圖 2 TBD234V6 型柴油機(jī)原機(jī)增壓與相繼增壓系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the original turbocharged and sequential turbocharging system of TBD234V6 diesel engine

1.3 加裝蝶閥對(duì)進(jìn)氣流量的影響

圖3 為TBD234V6 型柴油機(jī)加裝蝶閥前后進(jìn)氣流量對(duì)比圖?？梢钥闯?，本試驗(yàn)所選取的4 個(gè)工況點(diǎn)，在加裝蝶閥后，柴油機(jī)的進(jìn)氣流量稍有減小，但下降率均很小。由此可知，加裝燃?xì)忾y和空氣閥后，對(duì)柴油機(jī)整體的進(jìn)氣流量影響不大，故選用的2 只蝶閥較為合理。

1.4 排煙管設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)臺(tái)架經(jīng)上述改造之后，渦輪增壓器由1 個(gè)變?yōu)? 個(gè)，渦輪出口后的排煙管因此也由1 個(gè)增加為2 個(gè)。為節(jié)約成本，此次設(shè)計(jì)只針對(duì)排煙管中段部分。圖4 為STC 系統(tǒng)排煙管中段三維模型設(shè)計(jì)圖，可以看出，來自兩渦輪排出的廢氣通過兩支管合并到總管，總管直接連接原機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架排煙管的后半部分，從而將煙氣排出。此設(shè)計(jì)的優(yōu)點(diǎn)在于節(jié)約了空間，且對(duì)排氣背壓影響較小。

圖 3 加裝蝶閥前后進(jìn)氣流量對(duì)比Fig.3 Comparison of intake air flow before and after adding butterfly valve

圖 4 排煙管三維模型設(shè)計(jì)圖Fig.4 Three-dimensional model design of exhaust pipe

圖5 為STC 系統(tǒng)排煙管實(shí)物安裝圖?？梢钥闯?，在所設(shè)計(jì)的排煙管下部安裝了波紋管，目的在于降低柴油機(jī)在工作時(shí)所產(chǎn)生的震動(dòng)對(duì)排煙管的沖擊和熱膨脹對(duì)排煙管的影響。此外，排煙管2 個(gè)管法蘭盤上分別安裝了懸吊裝置，懸吊拉桿承受著排煙管重力，從而避免兩渦輪增壓器渦輪出口受力過大。

排煙管改造完成之后，相對(duì)于原機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架，排煙管路增加了5 個(gè)直角彎頭，故需對(duì)所設(shè)計(jì)的排煙管排氣背壓重新進(jìn)行分析。本試驗(yàn)共選取5 個(gè)工況點(diǎn)進(jìn)行分析，分別是標(biāo)定功率的10%，25%，50%，75% 和100%。圖6 為推進(jìn)特性下相繼增壓與原機(jī)常規(guī)增壓的排氣背壓對(duì)比圖?？梢钥闯?，STC 系統(tǒng)改造之后的排煙管排氣背壓相比原機(jī)，略有增高，但增加幅度較小，對(duì)柴油機(jī)的性能影響較小。故本試驗(yàn)所設(shè)計(jì)的相繼增壓排煙管較為合理。

1.5 STC 系統(tǒng)氣動(dòng)蝶閥控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)

圖 5 排煙管實(shí)物安裝圖Fig.5 Physical installation diagram of smoke exhaust pipe

圖 6 推進(jìn)特性下相繼增壓與原機(jī)增壓排氣背壓對(duì)比Fig.6 Comparison of sequential turbo charging and original machine exhaust back pressure under the propulsion characteristics

相繼增壓柴油機(jī)設(shè)計(jì)控制系統(tǒng)的主要目的是依據(jù)柴油機(jī)的工作狀態(tài)實(shí)現(xiàn)1TC 到2TC 以及2TC 到1TC 的切換控制，以滿足在不同工況下，渦輪增壓器都能在高效率區(qū)工作。STC 系統(tǒng)氣動(dòng)蝶閥主要由電磁閥控制，其控制系統(tǒng)是由空壓機(jī)、氣動(dòng)開關(guān)閥、2 只兩位三通常閉電磁閥和氣路軟管組成，且執(zhí)行器為單作用氣動(dòng)執(zhí)行氣缸。圖7 為相繼增壓蝶閥氣動(dòng)控制系統(tǒng)原理圖?？梢钥闯?，電磁閥A 和B 中X 口與高壓氣源相連，Y 口與執(zhí)行氣缸相連，T 口為放氣口，與大氣相通。當(dāng)電磁閥通電時(shí)，閥芯向下移動(dòng)，X 口與Y 口連通，T 口被截止，Y 口有壓縮空氣通過，執(zhí)行氣缸中的活塞向右移動(dòng)，此時(shí)蝶閥打開。當(dāng)電磁閥斷電后，在復(fù)位彈簧的作用下，閥芯向上移動(dòng)，Y 口與T 口連通，X 口截止，無壓縮空氣流過，執(zhí)行氣缸內(nèi)的氣體經(jīng)氣路軟管向T 口排出，執(zhí)行氣缸里的活塞在復(fù)位彈簧的作用下，向左移動(dòng)，此時(shí)空氣閥和燃?xì)忾y均關(guān)閉。

圖 7 相繼增壓蝶閥氣動(dòng)控制系統(tǒng)原理圖Fig.7 Schematic diagram of pneumatic control system for sequential turbo charging butterfly valves

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

本次試驗(yàn)根據(jù)所需，從標(biāo)定功率（Pe0）的10% 開始，1TC 狀態(tài)下選取7 個(gè)工況點(diǎn)作為研究，分別為10%，20%，25%，30%，35%，40% 和45%，2TC 狀態(tài)下以10%，20%，25%，30%，35%，40%，45%，50%，60%，70%，80%，90% 和100% 這13 個(gè)負(fù)荷作為研究工況點(diǎn)。

2.1 STC 系統(tǒng)對(duì)柴油機(jī)動(dòng)力性的影響

圖8 為柴油機(jī)在推進(jìn)特性下采用1 臺(tái)增壓器和2 臺(tái)增壓器并聯(lián)等2 種方案時(shí)的最高爆發(fā)壓力和增壓壓力與原機(jī)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖。因增壓器工作時(shí)受最高轉(zhuǎn)速的限制，故本試驗(yàn)當(dāng)只采用1 個(gè)渦輪增壓器時(shí)，試驗(yàn)工況點(diǎn)最高運(yùn)行到45%Pe0。

由圖8 可知，柴油機(jī)按相繼增壓的2 種增壓方式運(yùn)行時(shí)，最高爆發(fā)壓力和增壓壓力都隨負(fù)荷的增加而增大，當(dāng)Pe≤45%Pe0時(shí)，1TC 狀態(tài)下的最高爆發(fā)壓力和增壓壓力均高于2TC 和原機(jī)常規(guī)增壓，而2TC 狀態(tài)下的爆壓和增壓壓力相比原機(jī)差別較小。從圖8（a）可以看出，在10%Pe0時(shí)，1TC 和2TC 的爆壓值差距最大，約為13 bar。這主要是因?yàn)樵诘凸r下，柴油機(jī)的排氣量較少，若按2TC 工作，則發(fā)動(dòng)機(jī)排出的廢氣流經(jīng)2 個(gè)渦輪，此時(shí)每個(gè)增壓器所獲得的廢氣量不足，增壓器渦輪的效率降低，從而壓氣機(jī)增壓壓力也較低，進(jìn)入氣缸的空氣流量減少，空燃比下降，燃燒不充分， 故爆壓較低。 而采用單個(gè)小渦輪增壓器（1TC）工作時(shí)，6 個(gè)缸的廢氣量集中供給此增壓器，渦輪轉(zhuǎn)速提高，帶動(dòng)壓氣機(jī)做功增多，因此壓氣機(jī)的壓比增加，增壓壓力提高，進(jìn)氣量充足，燃燒更加完全，最高爆發(fā)壓力升高。從圖8（b）可以看出，低工況下采用1TC 時(shí)，在增壓效果上，明顯優(yōu)于2TC 和原機(jī)常規(guī)增壓。

圖 8 三種增壓方式的動(dòng)力性能參數(shù)與原機(jī)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparison of dynamic performance parameters of three supercharged modes and original test results

2.2 STC 系統(tǒng)對(duì)渦前排氣溫度的影響

圖9 為改造STC 系統(tǒng)前后柴油機(jī)渦前排氣溫度對(duì)比圖?？芍捎肧TC 系統(tǒng)后，柴油機(jī)各工況的排氣溫度均隨負(fù)荷的增加而上升，按1TC 運(yùn)行時(shí)，其渦前排溫在10%Pe0≤Pe≤45%Pe0下比2TC 和原機(jī)試驗(yàn)結(jié)果要低，在10%Pe0≤Pe≤30%Pe0之間，隨著負(fù)荷的增加，2TC 與1TC 排溫溫差逐漸增大，當(dāng)Pe=30%Pe0時(shí)，2TC 與1TC 排溫溫差最大，約為42 ℃，當(dāng)30%Pe0≤Pe≤45%Pe0時(shí)，1TC 與2TC 以及原機(jī)試驗(yàn)的結(jié)果溫差逐漸減小，直至接近原機(jī)的渦前排溫。這主要是因?yàn)椴裼蜋C(jī)匹配STC 系統(tǒng)后，在低工況時(shí)只采用1 個(gè)渦輪增壓器（1TC），渦輪轉(zhuǎn)速升高，壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速升高，增壓壓力增加，過量空氣系數(shù)提高，燃燒效果變好，同時(shí)降低缸內(nèi)熱負(fù)荷，渦前排氣溫度隨之下降。而2TC 的渦前排溫試驗(yàn)結(jié)果與原機(jī)差距甚微，這表明所選取的2 個(gè)小渦輪增壓器并聯(lián)使用時(shí)的整體效果與原機(jī)1 臺(tái)增壓器差別較小。

圖 9 采用STC 系統(tǒng)前后柴油機(jī)渦前排氣溫度對(duì)比Fig.9 Comparison of front and rear exhaust temperatures of diesel engines before and after using STC system

2.3 STC 系統(tǒng)對(duì)NOx 和Soot 的影響

圖 10 推進(jìn)特性下1TC，2TC 與原機(jī)NOx 濃度對(duì)比Fig.10 Comparison of NOx concentration among 1TC and 2TC and original machine under propulsion characteristics

圖10 為柴油機(jī)在推進(jìn)特性下利用排氣分析儀所測(cè)得的采用STC 系統(tǒng)后與原機(jī)NOx 濃度對(duì)比圖。圖10表明，1TC，2TC 和原機(jī)狀態(tài)下NOx 濃度隨負(fù)荷的增加而逐漸上升，在10%Pe0≤Pe≤45%Pe0時(shí)，1TC 的NOx 濃度明顯低于2TC 與原機(jī)試驗(yàn)結(jié)果，這是由于1TC 狀態(tài)下進(jìn)氣壓力高，進(jìn)氣量充足，缸內(nèi)進(jìn)入的低溫氣體較多，冷卻效果較好，最高燃燒溫度下降。且缸內(nèi)燃空當(dāng)量比較低，燃燒效果較好，故NOx 濃度較低。此外，當(dāng)10%Pe0≤Pe≤40%Pe0時(shí)，采用1TC，NOx上升幅度較緩，這是由于此階段柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒反應(yīng)速率比NOx 生成速度快，燃?xì)馔Ａ魰r(shí)間較短，NOx 的生成量被抑制。

圖11 為STC 系統(tǒng)與原機(jī)在各個(gè)工況點(diǎn)的Soot 值對(duì)比圖。可知，在高工況時(shí)，Soot 值要比低工況高，這是由于在高工況時(shí)，缸內(nèi)溫度上升，進(jìn)氣不夠充分， 從而形成高溫缺氧的環(huán)境。 但在低工況時(shí)，1TC 的煙度值低于2TC 和原機(jī)試驗(yàn)值，在35%Pe0時(shí)，差值最大，約為0.22 m-1。這主要是因?yàn)椴捎?TC 在低工況工作時(shí)，六缸的廢氣集中供給此渦輪，渦輪增壓器的效率提高，因而進(jìn)氣壓力增加，進(jìn)氣量更充足，故缸內(nèi)局部缺氧環(huán)境得到改善。

圖 11 推進(jìn)特性下1TC，2TC 與原機(jī)Soot 值對(duì)比Fig.11 Comparison of soot values among 1TC and 2TC and original machine under propulsion characteristics

2.4 STC 系統(tǒng)對(duì)柴油機(jī)經(jīng)濟(jì)性的影響

圖 12 采用三種增壓方式燃油消耗率對(duì)比Fig.12 Comparison of fuel consumption rates by using three supercharging methods

圖12 為STC 系統(tǒng)與原機(jī)燃油消耗率的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖?？芍捎?TC 在10%～40%Pe0時(shí)，有效燃油消耗率隨著負(fù)荷的增長(zhǎng)而逐漸降低，經(jīng)濟(jì)性較好。當(dāng)Pe＞40%Pe0時(shí)，燃油消耗率急劇上升，而2TC 和原機(jī)常規(guī)增壓運(yùn)行狀態(tài)下柴油機(jī)的總體油耗率隨著負(fù)荷的增加而下降。1TC 最低燃油消耗率為40% 負(fù)荷時(shí)，約為223 g/kW·h，在滿足動(dòng)力性和排放性較好的前提下，為提高柴油機(jī)的經(jīng)濟(jì)性，故切換點(diǎn)選擇為40%Pe0，轉(zhuǎn)速為1105 r/min。此外，當(dāng)Pe≤40%Pe0時(shí)，1TC 時(shí)的燃油消耗率明顯低于2TC 和原機(jī)，在Pe=10%Pe0時(shí)，1TC 相比原機(jī)油耗率下降了10.5 g/kW·h，約降低4.7%。而2TC 在35%Pe0≤Pe≤70%Pe0時(shí)，燃油消耗率相比原機(jī)略高一點(diǎn)，其余工況點(diǎn)，與原機(jī)差別較小。

3 結(jié) 語

1）本文將TBD234V6 型柴油機(jī)設(shè)計(jì)改造為STC 系統(tǒng)，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、可靠。驗(yàn)證了所加裝的蝶閥和所設(shè)計(jì)的排煙管具有合理性，同時(shí)設(shè)計(jì)了2 只蝶閥的控制系統(tǒng)，以期達(dá)到便捷操控1TC 與2TC 相互切換的目的。

2）采用2 個(gè)型號(hào)為M12 的渦輪增壓器設(shè)計(jì)為STC系統(tǒng)后，在低工況狀態(tài)下，采用1TC，柴油機(jī)的廢氣能量利用率有效提高，增壓壓力增加，進(jìn)氣量充足，缸內(nèi)燃燒效果良好，動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性顯著改善。

3）對(duì)比原機(jī)常規(guī)增壓系統(tǒng)與STC 系統(tǒng)的排放物可知，在P≤45%Pe 時(shí)，NOx 和Soot 值均有所降低，其中NOx 最大降低幅度約為22.92%，Soot 最大降低幅度約為48.83%。由此表明，采用相繼增壓技術(shù)是降低船用柴油機(jī)NOx 和Soot 的一種有效措施。若能對(duì)噴油提前角進(jìn)行優(yōu)化，則柴油機(jī)的排放性能可進(jìn)一步得到改善。