噴油提前角對新型STC-VGT增壓柴油機的性能影響

毛旭東，陳 堅

(集美大學輪機工程學院，廈門 361021)

0 引 言

柴油機作為一類熱功轉換效率最高的動力機械，具有熱效率高、燃油經濟性好、功率范圍廣等特點[1]，已成為船舶運輸領域最主要動力來源，有著十分重要的地位。柴油機燃料主要由石油提煉而來，而石油作為現代工業的“血液”，是世界各國生存發展不可或缺的戰略物資[2]。當今，經濟全球化趨勢日益明顯，對石油的敏感度越來越高、需求量也愈來愈大，隨著石油消耗量大幅上升且短期內無法再生，導致石油資源正日趨枯竭[3]。科學統計表明：按目前的開采速度，已探明的石油儲備量僅夠開采五十年左右，大量石油能源的使用也造成大氣環境污染日益嚴峻[4]。

船用柴油機大多為中低速大功率柴油機，為提高其低負荷性能同時考慮到裝配和后期維護成本以及操作運行的復雜程度[5]，船用柴油機通常采用相繼增壓系統和可變截面渦輪增壓系統這兩種增壓方式來改進傳統廢氣渦輪增壓技術[7-9]。因此本文結合這兩種不同增壓系統，提出一種新型的增壓系統—STC-VGT增壓系統。

通過試驗研究STC-VGT增壓系統以最佳VGT開度運行時，其NOx排放相比原機惡化較為嚴重[10]，因此本文著重對STC-VGT增壓柴油機NOx排放問題進行優化研究。柴油機各參數中，噴油參數對柴油機油氣混合及燃燒品質的影響較大，因而噴油參數對柴油機最終NOX排放會產生一定影響[11]，所以本文選用柴油機工作性能重要參數：噴油提前角，研究噴油提角對STC-VGT增壓柴油機性能影響。TBD234V6型柴油機的噴油提前角為25°CA，由于試驗室條件所限，不易對噴油提前角進行調整[12]，故本文建立STC-VGT增壓柴油機仿真模型并驗證模型準確性，尋找最佳噴油提前角以進一步優化新型STC-VGT增壓柴油機的綜合性能。

1 研究方案

1.1 研究對象

本文采用TBD234型V列、6缸、四沖程柴油機為原型機建立AVL-Fire的仿真模型，柴油機基本性能參數見表1。

表1 柴油機性能參數

1.2 TBD234V6增壓中冷柴油機仿真模型與驗證

運用GT-Power軟件的柴油機部件模塊建立TBD234V6增壓中冷柴油機計算模型。首先，依次建立氣缸、曲軸箱、氣閥、進排氣管路、中冷器及渦輪增壓器等模型；其次，根據試驗數據，合理設置整機模型中各模塊的結構及性能參數并反復調試，使得仿真模型工作過程與實機保持較高的一致性；最后，對TBD234V6增壓中冷柴油機仿真模型進行試驗驗證，確定仿真模型的合理性。圖1為TBD234V6增壓中冷柴油機仿真模型圖。

圖1 TBD234V6增壓中冷柴油機仿真模型圖

選取TBD234V6型柴油機螺旋槳特性10%Pe0、25%Pe0、50%Pe0、80%Pe0和100%Pe0進行仿真計算。圖2為柴油機主要性能參數仿真與試驗數據對比圖，由圖可知：柴油機功率、扭矩的仿真與試驗數據基本吻合，而缸內最高燃燒壓力與燃油消耗率的誤差均在3%以內，這表明TBD234V6增壓中冷柴油機仿真模型仿真模型各模塊的參數及邊界條件設置合理，精度較高。圖3為柴油機螺旋槳特性下10%Pe0、25%Pe0、50%Pe0、80%Pe0和100%Pe0的試驗與仿真示功圖對比，由圖可知：四個負荷的仿真與試驗示功圖高度吻合，誤差范圍在5%以內，存在誤差的主要原因是數值模擬的噴油規律與實際噴油規律不能完全一致，與此同時，噴霧和燃燒等模型的提出基于一定的假設，模型不能完全仿真實際的燃燒過程，所以仿真與試驗結果難免存在一定的誤差，但誤差很小，因此TBD234V6增壓中冷柴油機仿真模型可以用于STC-VGT增壓柴油機的性能仿真研究。

圖2 柴油機主要性能參數仿真與試驗數據對比

圖3 不同負荷仿真與試驗示功圖對比

1.3 STC-VGT增壓柴油機仿真模型與驗證

基于TBD234V6增壓中冷柴油機仿真模型，將原增壓系統改造為 STC-VGT新型相繼增壓系統，建立STC-VGT增壓柴油機仿真模型，如圖4所示，除替換原普通定渦輪增壓器為STC-VGT增壓系統外，還需加裝放氣閥、進氣閥及燃氣閥，當Pe<50%Pe0時，關閉進氣閥和燃氣閥，此時可變截面渦輪單獨工作(1TC)，若Pe≥50%Pe0，打開進氣閥和燃氣閥，則兩臺增壓器同時工作(2TC)。

圖4 STC-VGT增壓柴油機仿真模型

表2 為STC-VGT增壓系統各螺旋槳特性負荷的最佳VGT開度試驗值，圖5為柴油機與GTB15增壓器的匹配運行圖，GTB15增壓器以最佳VGT開度運行，在整個運行范圍內，均處于壓氣機的高效運行區，且離喘振線有一定的喘振裕度，說明STC-VGT增壓系統以最佳VGT開度運行時，與柴油機匹配效果良好。

表2 STC-VGT增壓系統各螺旋槳特性負荷的最佳VGT開度試驗值

圖5 柴油機與GTB15增壓器的匹配運行圖

本文由于試驗選取的負荷工況點較多，因此本文對STC-VGT增壓柴油機進行優化研究時，選取10%Pe0和25%Pe0為低負荷的代表工況點；50%Pe0為中負荷的代表工況點；80%Pe0和100%Pe0為高負荷的代表工況點。通過對比各代表負荷工況下柴油機主要性能參數的仿真與試驗數據來驗證模型準確性。圖6為STC-VGT增壓柴油機主要性能參數仿真與試驗數據對比圖，圖7為STC-VGT增壓柴油機螺旋槳特性下10%Pe0、25%Pe0、50%Pe0、80%Pe0和100%Pe0的試驗與仿真示功對比圖，由圖可知：仿真值與試驗值吻合良好，其誤差度均小于5%，表明仿真模型參數設置合理，計算具有準確性，可用于噴油提前角的優化研究。

圖6 STC-VGT增壓柴油機主要性能參數仿真與試驗數據對比

圖7 STC-VGT增壓柴油機不同負荷仿真與試驗示功圖對比

1.4 噴油提前角仿真研究方案

TBD234V6增壓中冷柴油機裝配P1000型噴油泵，其噴油提前角為25°CA。噴油提前角是指噴油泵開始向缸內噴射燃油時活塞距離上止點的曲軸轉角。若噴油提前角選擇過大，柴油機易出現粗暴運行、高強度噪聲等問題；若選擇過小，缸內燃油易斷火，綜合考慮，最終選取噴油提前角 19°CA、20°CA、21°CA、22°CA、23°CA、24°CA、25°CA、26°CA、27°CA進行研究，研究負荷工況點為10%Pe0、25%Pe0、50%Pe0、80%Pe0、100%Pe0。圖8為GT-Power軟件中噴油提前角調節界面。

圖8 GT-Power軟件中噴油提前角調節界面

2 噴油提前角對 STC-VGT增壓柴油機性能影響

2.1 缸內最高燃燒壓力的影響

圖9為STC-VGT增壓柴油機各負荷缸內最高燃燒壓力隨噴油提前角的變化圖，圖中可以看出：噴油提前角對STC-VGT增壓柴油機各負荷缸內最高燃燒壓力的影響趨勢一致，即，隨著噴油時刻延時，缸內最高燃燒壓力逐漸降低，如25%Pe0和80%Pe0、噴油提前角為19°CA時，相比27°CA初始值分別下降10.7、6.6 bar，且低負荷時，缸內最高燃燒壓力隨噴油提前角下降的幅度大于中高負荷，這主要是因為：隨著噴油提前角的減小，缸內燃油預混合期縮短，油氣混合不夠充分，從而使得缸內焰前反應減弱，與此同時，噴油提前角減小還會縮短缸內滯燃期，使得油氣的預混合燃燒比例減少，缸內燃燒隨之惡化，因此缸內最高燃燒壓力隨之降低。

圖9 各負荷缸內最高燃燒壓力隨噴油提前角的變化

2.2 燃油消耗率的影響

圖10為STC-VGT增壓柴油機各負荷缸內燃油消耗率隨噴油提前角的變化圖，由圖可知：隨著噴油提前角的減小，各負荷燃油消耗率逐漸上升，經濟性惡化，且低負荷時，上升的幅度高于中高負荷，如25%Pe0和80%Pe0，噴油提前角從27°CA提前至19°CA時，燃油消耗率分別上升14.5 g/kW·h和5.7g/kW·h，這主要是因為:隨著噴油提前角的減小，導致滯燃期縮短，燃料與空氣混合不充分，導致缸內燃燒延后,在缸內燃燒過程中，燃油利用率較低，后燃較為嚴重,單位時間內所消耗的燃油質量增多，所以油耗率呈現上升趨勢。

圖10 各負荷燃油消耗率隨噴油提前角的變化

2.3 NOx排放量的影響

圖11為STC-VGT增壓柴油機各負荷NOx排放量隨噴油提前角的變化圖，由圖可知:各負荷的NOx排放量均隨著噴油提前角的減小而下降,且中高負荷的NOx排放量下降幅度大于低負荷，如25%Pe0和80%Pe0，噴油提前角從27°CA提前至19°CA時，NOx排放量分別下降130 ppm和496 ppm，是因為隨著噴油提前角的減小，滯燃期縮短，缸內著火時刻后移，嚴重時甚至發生活塞下行時才著火的情況，此時氣缸容積增大，缸內熱效率低，使得缸內最高燃燒溫度和壓力都下降，破壞NOx生成所需的高溫富氧條件，與此同時噴油時刻滯后，會縮短缸內高溫持續時間，從而抑制NOx的生成。

圖11 各負荷下NOx排放量隨噴油提前角的變化

2.4 Soot排放量的影響

圖12為STC-VGT增壓柴油機各負荷Soot排放量隨噴油提前角的變化圖，由圖可知：各負荷的Soot排放量均隨著噴油提前角的減小，整體呈現先減小后增大的趨勢，如25%Pe0，噴油提前角從27°CA到25°CA下降0.2%,從25°CA到19°CA，Soot排放量上升2.2%，這是因為Soot的生成過程分別包含形成和氧化兩部分，并且兩部分是同時發生的，當噴油提前角在一定范圍內時，因缸內溫度相對較高，氧化的Soot量大于柴油機擴散期燃油燃燒所形成的Soot量，造成Soot排放量的整體呈下降趨勢，但當主噴提前角進一步降低時，缸內燃燒惡化，柴油機尾燃嚴重，使得Soot氧化量小于Soot生成量，故Soot排放量又隨之上升。

圖12 各負荷下Soot排放量隨噴油提前角的變化

3 最佳噴油提前角的確定與優化效果分析

經上述仿真計算研究，結果表明：隨著噴油提前角的減小，STC-VGT增壓柴油機的動力性、經濟性有所惡化，Soot排放體呈現先減小后增大的趨勢，而NOx排放量隨噴油提前角的減小而逐漸降低。在對噴油提前角進行優化分析時，運用多目標灰色決策模型[13]來綜合評價變噴油提前角對NOx增壓柴油機綜合性能影響，從而確定最佳噴油提前角。STC-VGT增壓系統以最佳VGT開度運行時，其NOx排放相比原機惡化較為嚴重，所以著重對STC-VGT增壓柴油機NOx排放問題進行優化，因此對各負荷均采用NOx排放量為核心決策目標，初始賦權均為η1=0.5，表3為STC-VGT增壓柴油機以不同噴油提前角運行的綜合性能優化值。

表3 STC-VGT增壓柴油機以不同噴油提前角運行的綜合性能優化值

由上表可知：當噴油提前角為21°CA BTDC時，各負荷綜合優化效果值最高，故將21°CABTDC作為STC-VGT增壓柴油機最佳噴油提前角。

圖13～16為噴油提前角優化后的STC-VGT增壓系統與原機和傳統定渦輪相繼增壓在燃油消耗率、缸內最高燃燒壓力、NOx和Soot排放量的對比圖，由圖可知：燃油經濟性方面，優化后的STC-VGT增壓系統燃油消耗率均低于原機，Pe=10%Pe0時下降幅度最大，相比原機降低約21.5 g/kW·h，低中負荷時，優化后的STC-VGT增壓系統，燃油經濟性能優于傳統定渦輪相繼增壓，Pe=50%Pe0時，與傳統定渦輪相繼增壓相差最大，下降約3.6 g/kW·h，高負荷時，燃油經濟性略差于傳統定渦輪相繼增壓，Pe=100%Pe0時，燃油消耗率相比后者上升2.7 g/kW·h；動力性方面，低中負荷時，優化后的STC-VGT增壓系統缸內最高燃燒壓力均高于原機和傳統定渦輪相繼增壓，Pe=50%Pe0時，增長幅度最大，比原機上漲約14 bar，比傳統定渦輪相繼增壓上升約18bar，高負荷時，優化后的STC-VGT增壓系統缸內最高燃燒壓力上升幅度較小，100%Pe0時，甚至略低于原機，下降約1 bar，但動力性仍然略高于傳統定渦輪相繼增壓；NOx排放性方面，中低負荷時，優化后的STC-VGT增壓系統NOx排放性能已與傳統定渦輪相繼增壓相差無幾，10%Pe0時，NOx排放量甚至低于原機和傳統相繼增壓系統，高負荷時，優化后的STC-VGT增壓系統NOx排放量相比原機和傳統相繼增壓均有較大幅度下降，NOx排放性能明顯優于另外兩種增壓方式，如100%Pe0，NOx排放量相比原機下降224 ppm，相比傳統定渦輪相繼增壓下降184 ppm；Soot排放方面，低中負荷時，優化后的STC-VGT增壓系統Soot排放量低于原機，50%Pe0時，Soot排放量相比原機下降幅度最大，約3.4%，10%Pe0時，優化后的STC-VGT增壓系統Soot排放量高于傳統定渦輪相繼增壓，高負荷時，STC-VGT增壓系統Soot排放量性能降低，100%Pe0時，Soot排放量相比原機上升1.5%,相比傳統定渦輪相繼增壓下降1.4%,Soot排放有所惡化。綜上表明，以21°CA BTDC噴油提前角優化后的STC-VGT增壓系統能夠使得柴油機在低中負荷NOx排放性能達到傳統定渦輪相繼增壓柴油機水平，而在高負荷運行時，NOx排放和燃油消耗率明顯低于原機和傳統定渦輪相繼增壓柴油機，同時柴油機缸內最高燃燒壓力整體高于傳統定渦輪相繼增壓柴油機。

圖13 優化后燃油消耗率對比

圖14 優化后缸內最高燃燒壓力對比

圖15 優化后對比NOx排放量對比

圖16 優化后對比Soot排放量對比

4 結束語

(1)本文采用GT-Power仿真軟件，建立TBD234V6增壓中冷柴油機仿真模型，并在原機模型基礎上將原增壓系統改造為STC-VGT增壓系統，建立STC-VGT增壓柴油機仿真模型，通過對比10%Pe0、25%Pe0、50%Pe0、80%Pe0和100%Pe0各代表負荷工況下柴油機主要性能參數的仿真與試驗數據及示功圖，驗證模型準確性。

(2)為應對STC-VGT增壓柴油機NOx排放問題，選用20°CA、21°CA、22°CA、23°CA、24°CA、25°CA、26°CA、27°CA噴油提角對STC-VGT增壓柴油機仿真優化研究，分析對STC-VGT增壓柴油機缸內最高燃燒壓力、燃油消耗率、NOx排放量、Soot排放量的影響，通過多目標灰色決策模型，以NOx排放量為核心決策目標，確定最佳噴油提前角21°CA BTDC。

(3)將最佳噴油提前角優化后的STC-VGT增壓柴油機與原機和傳統定渦輪相繼增壓進行對比，結果表明，以21°CA BTDC噴油提前角優化后的STC-VGT增壓系統能夠使得柴油機在低中負荷NOx排放性能達到傳統定渦輪相繼增壓柴油機水平，高負荷NOx排放明顯低于原機和傳統定渦輪相繼增壓柴油機，同時保持柴油機動力性與經濟性整體優于傳統定渦輪相繼增壓增壓柴油機。