低速柴油机范文

低速柴油机范文（精选7篇）

低速柴油机 第1篇

轮机模拟器是利用计算机仿真技术将轮机设备的运行情况编制成数学模型, 通过调用模型, 模拟出实际船舶在运行过程中可能出现的情况, 用来对船员进行操作、值班、故障产生、判断及排除等项目的培训[1]。学员可以在较短的时间培养较强的综合判断分析能力和应变能力, 成为适应航运科技发展高素质的现代轮机管理人员。调速器仿真是轮机模拟器的重要组成部分, 它的主要功能是:接受驾驶台、集控室车钟指令, 对低速、长冲程大型柴油机的转速进行调节控制, 并可实现多种操作方式、精确的限制功能及故障自动显示与报警[2]。以挪威NOCONTROL公司生产的DGS 8800e调速器为仿真对象, 介绍调速器的仿真实现。

1 调速器组成

在实际大型低速柴油机系统中, 调速器与起动换向逻辑控制系统接受遥控系统来的车令信号, 控制柴油机按正确的转速变化规律安全运行。系统中调速器包括调速器本体与其监控系统两部份, 它们都是实际器件。但在轮机模拟器中以软件模拟其功能, 只有监控面板才是实体, 其结构图如图1。

1.1 调节器

调节器是按照PI (比例与积分) 规律进行调节的, 其偏差为给定值与实际值之差。给定值进入调节器之前, 需要经过限制环节。转速指令先进入调节器的输入级进行运算。它可以对调速器在柴油机不同工作状态时输入不同的转速指令给定值。

调节器按PI设计, 有利于根本消除偏差。因为只要有偏差, 就会因积分而再引起油门的变化, 使转速与给定值一样, 所以PI调节器可以消除偏差, 称为恒值调速器。有些电子调速器尚有微分, 转速死区控制, 前向增益等功能, 但这些都在风浪下, 或调节器故障时才有用的。一方面由于训练器目前暂不作海况仿真;训练器也不需作调速器PI整定的高级训练, 故不设这些功能。

1.2 执行器

通常柴油机调速器的执行需要很大的输出力, 并且动作十分迅速, 也就是要求很大的功率及通频带, 而又不能有很大尺寸, 所以不是一般电动伺服器能胜任。现假定它由前置放大级及气动伺服系统串联而成。伺服系统必是一个闭环, 从动态结构看会有振荡的可能性, 以及为防其发生而加入的措施, 这些都会增大调试困难, 故干脆把它看成一个简单的输出追随输入的无惯性系统, 它只存在输出与输入是否保持1∶1, 即其静态增益可能不是1的输出有限的放大器。其增益的误差靠前级放大补偿, 于是伺服器模型简化成可调增益K和增益近似为1有上下饱和的比例放大器。其输出范围是10～100Index。

1.3 面板监控系统

电子调速器面板分成调节器和执行器 (Regulator和Actuator) 两大部分, 监控面板图见图2。DGS8800e有多种工作方式, 此外还有若干个功能按钮用来实现特殊功能。工作方式选择、参数调整和系统试验等操作主要在调速器面板上进行。

2 调速器功能实现

调速器在工作时为了完全仿真实际主机遥控系统中的转速调节功能, 开发的功能很多。转速与负荷限制功能是调速器中最主要和最基本的功能, 此项功能原理图如图3。

2.1 转速限制

转速指令经过三个限制:

第一个转速给定限制环节。

它包括最大转速 (正车和反车) 的限制, 即“手动转速限制”;SLOW DOWN的限制;SHUT DOWN限制, 其实就是把转速指令限制为0。其具体的限制原理与过程如图3 (a) 。

第二个限制环节是转速给定加速度及热负荷限制。

两个限制都是限定转速给定值的变化速度, 只是在100r/min以下称转速给定限制, 100r/min以上称热负荷限制。限制的是变化速度绝对值, 即转速给定值不能上升太快, 也不能下降太快。限制的条件参数是先行设置好的, 但采取的办法是规定某转速段的最短变化时间。其具体的限制原理与过程如图3 (a) 。

当安保系统发出Shut down时, 此时为应急操纵, 第一与第二限制环节就绕过。当这些指令取消时, 又要恢复这二个限制, 但是第三个环节不能绕过。

第三个限制环节是临界转速避让。

临界转速避让范围在调节器面板上设置。假定临界转速避让范围是50～70r/min。当上一环节输入的转速指令W (t) 从50以下上升, 输出V (t) 跟着一起变化, 但是W (t) 一超过50, V (t) 却仍停留在50, 直到W (t) 超过70时, W (t) 才突然从50跃变到70, 随后继续跟踪W (t) 变化。其具体的限制原理与过程如图3 (b) 。

经三重限制的转速给定值V (t) 就可与柴油机转速比较, 而得出偏差, 然而按偏差进行PI运算。由于转速调节器是不管正、反转的, 故运算中转速依绝对值计算, Rpm开关的0位是空档, 1位引入柴油机转速 (绝对值, 偏差是d (t) 。在作调速器试验时, 可用试验信号代替柴油机转速, 此时开关放在2位。

2.2 负荷 (油门) 限制

第一限制是由转速给定值确定的限制, 不同转速指令V与油门限制值关系见图3 (c) , 此图形中的有关参数已予先设置。

第二限制是扫气压力的限制, 函数关系已在监控面板上设置。正常运行时, 扫气压力由柴油机测得, 通过Scav开关1触点进入。其具体的限制原理与过程如图3 (c) 。

第三限制是手动油门限制, 它给出了允许的最大油门。其具体的限制原理与过程如图3 (c) 。

应急操纵下这三种限制将被绕过。

2.3 软件系统

调速器软件系统是在以MSWindowsXP-t-SP2为运行环境, MSVisualStudio为开发环境的基础上开发出的。系统采用最新的分布式运算架构。软件既可在同一台计算机上运行, 也可以在通过连接起来的多台计算机上运行。

3 结论

1) 仿真结果表明调速过程及其各有关主要参数值接近实际大型低速柴油机调速过程的变化情况, 也证明了所建立的物理数学模型和计算软件的正确性以及所选用的一些经验公式和参数值的合理性。

2) 调速器仿真是2H-4000型轮机模拟器中大型低速柴油机和遥控系统模块的重要组成部分, 完全能够满足轮机专业学员学习调速器操作和维护的需要。近年来, 运用轮机模拟器培养了大量的高级船员, 创造了可观的经济效益和社会效益。

参考文献

[1]郑华耀.计算机网络与轮机仿真训练器[J].上海造船, 2000 (1) :45-46.

低速柴油机 第2篇

【摘 要】 从事故调查的角度出发，以事故经过、现场调查为基础，分析二冲程低速柴油机曲拐箱爆炸的成因。在一些特定的条件下，如果管理不善，船用二冲程低速柴油机还是会发生类似于“曲拐箱爆炸”的重大机损事故，管理人员应引起重视。

【关键词】 缸头漏水；汽缸水击；倒车冲车；轴承干摩；闪爆；曲拐箱爆炸

1 事故概述

某船由德国VULKAN船厂建造，1994年出厂，为 TEU的集装箱船，机舱配备额定功率为34 380 kW，SULZER NSD 9RTA84C型的直流扫气低速主机，营运转速为97 r/min。

某日，该船在锚地抛锚。次日凌晨，驾驶台通知备车，准备进港。约10 min后，主机备妥；约20 min后，起锚离底，驾驶台动车，正车操主机，从DEAD SLOW逐步上升到HALF车令。当动车约5 min时，机舱发出沉闷的爆炸声，同时火警报警，主机自动减速。机舱致电驾驶台，立即停车。响声过后，机舱出现浓烟、局部火烧，初步判断为主机曲拐箱爆炸，造成机损。船舶失去动力，由拖船拖带至码头，靠泊后进行主机检查和修理。

2 事故调查

低速二冲程柴油机曲拐箱爆炸的现象比较罕见。船管公司立即组织人员到现场查明事故原因，以吸取教训，避免类似事件再次发生。调查小组随即开展资料收集等相关的事故调查、取证工作。

2.1 事故经过

某日1610时，该船抵锚地抛锚，主机完车，准备次日凌晨靠泊。1800时，轮机部决定利用船舶抛锚的间隙，对主机No.6排气阀进行更换。2030时，No.6排气阀更换完毕。2200时，主机完成压水，加温暖缸，主机系统恢复正常。

次日凌晨0225时，机舱高温膨胀，水箱低位报警，当值轮机员下机舱处理报警，对报警原因进行了简单查找，没有发现特别异常。0320时，驾驶台通知机舱备车，准备进港靠泊，当值轮机员及机工下机舱进行备车；随后备车完毕，准备冲车。0332时，集控室手动控制，冲车，主机转速10 r/min，发现No.3缸示功阀有水柱喷出，机工立即将情况报告在集控室操车的值班轮机员；值班轮机员继续进行第2次冲车，主机没有转速，从No.3缸示功阀喷出的水量减少；紧接着，值班轮机员进行第3次冲车，本次为倒车冲车，主机转速 10 r/min；此时，No.3缸示功阀没有水喷出，值班轮机员命令机工关闭所有缸示功阀。0336时，值班轮机员在集控室正车启动主机，启动正常。0338时，主机转换为驾驶台自动控制，驾驶台操纵，主机正、倒车启动正常，备车完毕，等待起锚进港；在备车时，共动车6次，其中集控室动车4次，第2次为倒车冲车。约等待12 min后，起锚离底，准备正式用车。

0350时54秒，驾驶台操主机正车DEAD SLOW（指令主机转速25 r/min）；0351时01秒，主机转速达30 r/min；驾驶台开正车SLOW（指令主机转速38 r/min）；0351时14秒，主机转速达41 r/min；0354时44秒，开HALF （指令主机转速52 r/min），主机实际转速47 r/min；0355时36秒，动车约5 min，主机油雾因浓度高报警；0355时41秒，机舱火警报警（以上数据采自于车钟自动记录仪以及报警自动打印仪）。

几乎在报警的同时，机舱突然发出沉闷的爆炸声，主机自动减速。机舱致电驾驶台，并立即停车。船长感到事态严重，命令原地抛锚，要求机舱查清原因。在巨响过后，机舱出现浓烟，能见度不足1 m，主机周围易燃物被引燃，多只灯罩及透平滤网烧毁。

经船方初步检查，判断为主机曲拐箱爆炸。

2.2 现场调查

在现场，主机No.3缸已被全面拆开，由专业厂家进行检查、修理，更换已有严重裂缝、漏水的缸头，以及对曲拐箱内的十字头下瓦、连杆轴瓦、该缸前后主轴瓦、各处轴颈等进行检查、修理。这些轴瓦有明显的局部损坏，并存在局部与轴径粘连后严重的拉毛现象，相关轴径也有不同程度的拉毛损伤。

在现场可以看到，主机侧面共有9个防爆门，已有8个防爆门有开启的痕迹。防爆门开启处有明显的烧痕，特别是No.3缸的防爆门，烧痕较为明显，说明曲拐箱爆炸的主要位置在No.3缸附近。

现场没有发现在曲拐箱内有明显的着火点及燃烧痕迹。查看已更换下来的No.3缸缸头，发现缸头内部裂缝非常大，在排气阀座下方的触火面已有长约75 cm的裂缝，大量的水从该裂缝处漏出，进入燃烧室。裂缝处有明显的、由于漏水而形成的锈迹。

该船舶膨胀水箱为手动补水，而在4 h左右的时间内，漏水逾1 m3，可见该裂缝较大。在膨胀水箱低位报警后，当值轮机员下机舱处理，并对报警原因进行了简单查找，但未作进一步检查，失去一次发现问题的绝佳机会。

在发生故障时，该缸盖换新后已运行了 h，触火面有多处明显裂纹，包括喷油嘴附近的小裂缝（未穿透）以及已大量漏水的排气阀座下的一圈大裂缝。从该缸已有的裂缝看，裂缝多、长、深、宽。这些裂缝的形成应该有一个发展过程，特别是排气阀下裂缝的形成和逐步渗漏应有一定的时间了。该缸在1个月前进行吊缸检修时没有发现相关裂缝痕迹，吊缸后只运行了561 h，说明吊缸时对缸头检查不够认真。在事发前10天，轮机部人员进行了扫气箱清洁。大管轮负责扫气箱内部清洁和燃烧室内部检查，轮机长负责主机外部，从小道门处对主机内部进行检查。此次检查均未发现No.3缸有滴水痕迹等异常情况，说明检查有可能存在不到位的地方。船舶失去了吊缸时检查、扫气箱检查2次发现隐患的良好机会。

据轮机长反映，主机单缸冷却使水阀无法关严，在换No.6排气阀时，需对整台主机放水，因此，在换排气阀完工后对高温冷却系统进行大量且长时间的补水，造成主机冷、热变化范围大，局部热应力大，可能导致原有的裂缝加速开裂。

3 事故原因

从以上调查到的情况分析，事故原因为“缸头漏水，形成水击，损坏轴瓦，造成干摩，引发曲拐箱爆炸”。

具体原因分析如下：

在停机状态时，No.3缸活塞正处于压缩冲程，封闭了扫气口。由于No.3缸缸头的排气阀座下方触火面出现裂缝，大量向燃烧室内漏水，一小部分水通过不能完全密封的活塞令漏到扫气箱内，大量的水积聚在该缸活塞头顶，但此时的缸套内并未完全积满水。

在第一次冲车时（主机转速10 r/min），相邻缸进入压缩空气，带动该缸活塞上行。在压缩空气的动力下，No.3缸活塞快速向上运动，引发缸内水击。巨大的冲击力从活塞传到曲拐箱内的十字头瓦、连杆轴瓦以及该缸前、后的主轴瓦等，导致相关部件损坏。本次冲车示功阀为开启状态，可以释放一定的压力，因此，作用在运动部件上的水击力量相对要小一点。由于在第一次冲车的作用下该缸活塞上部全部积满了水，第二次冲车主机没有运转，也就不至于形成水击而伤害主机。在紧接着的一次倒车过程中，积聚在活塞上部的水通过扫气口全部释放到了扫气箱内，因此，在以后的冲车及启动中，主机表现为正常状态。

在备车完毕等待起锚的这12 min内，No.3缸又正好处于压缩冲程，缸头又形成一定量的积水。在启动时，由于该缸示功阀为关闭状态，形成了更为严重的水击。

在主机运行过程中，气缸内形成一定的压力，迫使内漏减轻或消失，甚至缸内燃气会倒灌到水系统中，即使还有少量漏水，在扫气口打开时，水就进入扫气箱，因此，在主机运转时是不会造成水击的。

从以上分析可以判断，造成主机相关轴瓦损坏的过程主要是在第一次冲车及主机正式启动时No.3缸形成的水击作用。

在这2次的水击作用下，巨大的冲击力使该缸相关轴瓦局部损坏，并与轴径粘连，轴承间没有间隙，无法建立油膜。

在主机开始运行时，相关损坏轴承局部干磨，使轴承间干磨处的温度快速升高。在开始运行到发生爆炸的这5 min时间内，为一个加热过程，轴承周围的油快速蒸发，形成油气，与曲拐箱内的空气混合，油气浓度达到爆炸上限。同时，这5 min的干磨过程也是损坏的轴承间形成着火热源的过程。

损坏的轴承周围油气温度达到了该油气的闪点（200℃左右），遇到轴承间干磨产生的热源点，点燃了曲拐箱内油气和空气的混合物，瞬间发生化学爆炸（称之为“闪爆”），致使曲拐箱内压力急速升高，冲开防爆门。“闪爆”的油气冲出曲拐箱，形成火球，扫过主机周围并快速向上窜，在火球经过的路径上，将可燃物烧掉。由于机舱内没有堆放大量的可燃物，火球在烧完后自然熄灭，并留下燃烧痕迹。机舱内没有形成真正的火灾，得益于该船舶对机舱的清洁、整理，没有乱堆、乱放，且主机周围比较整洁。

曲拐箱内发生的化学爆炸需要消耗大量的空气，原有的空气和油气混合物在“闪爆”后冲出了曲拐箱，导致曲拐箱内缺少新鲜空气。由于来不及从曲拐箱透气孔（自闭式）补充新鲜空气，所以“闪爆”后的油气冲出曲拐箱后，在曲拐箱内没有形成真正的燃烧，就不存在燃烧痕迹。

至于着火点，也就是热源点，应该是在No.3缸的某轴瓦与轴径的干磨处，但无法判断具体位置。这是因为产生高温的时间短（主机仅运行5 min），还不足以使轴径发蓝（500～600℃），并且在着火后，主机还运行了1 min左右，即使留下轻微的着火点痕迹，也在继续运行的这1 min内被磨掉了。

4 结 语

低速柴油机 第3篇

瓦锡兰公司近日推出两款新型低速柴油机：瓦锡兰RT-flex型电控共轨柴油机和瓦锡兰RTA型机械控制柴油机。据了解，该项目是2005年9月瓦锡兰和三菱重工建立战略联盟后的一项合作项目。

新型低速柴油机的功率范围约为3500～9000kW，它们的缸径分别为350 mm和400 mm。其中瓦锡兰RT-flex35型、瓦锡兰RTA35型、三菱UEC35LSE型柴油机的缸径为350 mm，活塞冲程为1550 mm，转速167r/m时单缸最大持续功率为870kW。瓦锡兰RT-flex40型、瓦锡兰RTA40型、三菱UEC40LSE型柴油机的缸径为400 mm，活塞冲程为1770 mm，转速146r/min时单缸最大持续功率为1135kW。这几型低速柴油机的可选缸数为5～8个。新型柴油机符合IMO TierⅡ排放规定，具有油耗低，汽缸供油率低，可靠性强，维修周期长等特点。

大型低速柴油机配气相位的优化计算 第4篇

配气机构是柴油机的重要组成部分,它直接关系到柴油机运转的可靠性、振动和噪声,并影响柴油机的动力性、经济性和排放等基本性能[1]。所以,合理的配气相位是提高功率,降低油耗的一种有效方法,对改善柴油机的技术状况,节约能源,提高经济效益和降低排放都有十分重要的现实意义[2]。目前对配气相位优化设计主要有试验和数值模拟两种方法。通过传统试验对配气相位进行优化将导致工作量过大,耗费大量的人力和物力。随着计算机技术的发展,以及预测模型的不断完善,数值模拟方法在柴油机研制和开发中得到了广泛应用,并大幅度缩短了研制周期[3,4]。

AVL BOOST是一维发动机循环和气体交换的模拟软件。它可以模拟包括燃烧在内的发动机所有循环和进排气系统的特性。它可应用于各种发动机设计方案的优化,气门正时的优化,增压系统的设计,各零部件的优化设计和发动机瞬态性能的评价等。

笔者采用AVL BOOST软件,建立了整机的工作过程模型,计算分析了排气提前角、排气迟闭角和进气正时对柴油机性能的影响,以经济性和可靠性为优化指标,对其进行了优化,最后将优化前后的柴油机性能进行了比较。

1 模型的建立

笔者研究的样机为MAN B&W 5S50MC型柴油机,主要参数见表1。

根据MAN B&W 5S50MC型柴油机的系统结构特征,利用AVL BOOST软件所建立的仿真模型见图1。该模型燃烧室部分选择Vibe燃烧放热模型、Woschni 1978传热模型,增压器选择简单模式[5]。图1中,SB1和SB2为系统边界,TC1为废气涡轮增压器,C01为中冷器,P11为扫气箱,P12为排气总管,VP1~VP5为曲轴箱,C1~C5为五个气缸,MP1~MP8为定义的八个测量点,1~20为管段。

2 配气相位的优化计算

2.1 排气提前角的优化计算

排气提前开启可减少排气损失和气缸内残余废气量,这样既减少了推出废气的功消耗,又为增加新鲜空气创造了有利的条件。为此,可适当加大排气提前角。但是,排气提前角过大,就会影响活塞做功冲程的进行,导致发动机动力性、经济性下降。因此,存在一个最佳的排气提前角。保持其它配气相位角度不变,初步选定排气提前角为67~89℃A,每隔2℃A模拟计算排气提前角对柴油机性能的影响,见图2、图3、图4、图5。

由图2可知,排气提前角对柴油机功率的影响很小。由图3可知,排气提前角对柴油机的油耗率影响很大,排气提前角在67~89℃A范围内变化时,油耗率先减小后增大。当柴油机在50%负荷和75%负荷下,排气提前角为79℃A时,柴油机的油耗率最低;当柴油机在100%负荷下,排气提前角为71℃A时,柴油机的油耗率最低。

由图4可以看到,随着排气提前角的增大,涡轮前排温先减小后增大。50%负荷下排气提前角为81℃A时,涡轮前排温达到最小值;75%负荷下排气提前角为83℃A时,涡轮前排温达到最小值;100%负荷下排气提前角为79℃A时,涡轮前排温达到最小值。

由图5可以看出,随着排气提前角的增大,最高燃烧压力先增大后减小。排气提前角为83℃A时,最高燃烧压力达到最大值。

通过上述分析,综合考虑柴油机的经济性和可靠性,排气提前角宜选取71,79,83℃A这三个角度。

2.2 排气迟闭角的优化计算

二冲程柴油机的过后排气阶段是指从扫气口关闭到排气口关闭为止。在这一阶段,缸内的部分新鲜空气将经开启着的排气口排至排气管,是一个新气损失阶段,所以过后排气阶段不宜过长。但是如果这一阶段过短可能导致废气排出不充分,气缸中残留废气较多,柴油机燃烧恶化,降低了柴油机的性能。因此,存在一个最佳的排气迟闭角,使柴油机的性能最佳。保持其它配气相位角度不变,初步选取排气迟闭角为42~87℃A,每隔5℃A模拟计算排气迟闭角对柴油机性能的影响,以确定最佳排气迟闭角,见图6、图7、图8、图9。

由图6可知,排气迟闭角对柴油机功率的影响很小。由图7可以看出,随着排气迟闭角的增大,柴油机的油耗率先减小后增大。在50%,75%和100%负荷时,排气迟闭角分别为52,57,72℃A,柴油机的油耗率最低,经济性最佳。

由图8可知,随着排气迟闭角的增大,柴油机涡轮前排气温度先减小后增大。在50%负荷和75%负荷下,排气迟闭角为72℃A时涡前排温达到最低值;在100%负荷下,排气迟闭角为67℃A时涡前排温达到最低值。

由图9可知,随着排气迟闭角的增大,柴油机的最高燃烧压力先增大后减小,在排气迟闭角为47℃A时,该柴油机的最高燃烧压力达到最大值。

通过上述分析,综合考虑柴油机的经济性和可靠性,最佳的三个排气迟闭角应为52,57,72℃A。

2.3 进气正时的优化计算

笔者研究的大型低速柴油机采用排气阀扫气口直流扫气的换气形式。在缸套的下部设有一圈扫气口,由活塞的启闭来控制柴油机的进气。改变扫气口在气缸套上的位置,柴油机的进气正时随之改变,从中选取一个最佳位置,即最佳进气正时,使该柴油机的性能达到最佳。改变扫气口在气缸套上的位置,扫气口上下每移动5 mm计算一次,得到一组进气开启角/进气关闭角为:134.54℃A/225.46℃A,135.20℃A/224.80℃A,135.93℃A/224.07℃A,136.65℃A/223.35℃A,137.36℃A/222.63℃A,138.08℃A/221.92℃A,138.79℃A/221.21℃A,139.53℃A/220.47℃A,140.28℃A/219.72℃A,141.10℃A/218.90℃A,141.93℃A/218.07℃A,142.75℃A/217.25℃A,序号依次记为1~12。通过模拟计算,得到不同负荷,不同进气正时下的柴油机性能,见图10、图11、图12、图13。

由图10可知,进气正时对柴油机功率的影响很小。由图11可知,二冲程柴油机的油耗率随扫气口在缸套上位置的下移而先减小后增大。但负荷不同,使柴油机油耗率达到最低值时的进气正时也不同。在50%,75%,100%负荷时,使油耗达到最低值时的进气开启角/进气关闭角分别为141.93℃A/218.07℃A,141.10℃A/218.90℃A,138.08℃A/221.92℃A。

由图12可以看出,柴油机涡前排温随扫气口在缸套上位置的下移而逐渐增大,所以单从降低柴油机热负荷的角度考虑,应该使扫气口在缸套上的位置上移。

由图13可知,柴油机最高燃烧压力随扫气口在缸套上位置的下移而逐渐减小,所以从降低柴油机爆压提高可靠性考虑,应适当降低扫气口在缸套上的位置。

通过上述综合分析可知,使柴油机性能最优的三个最佳进气开启角/进气关闭角为138.08℃A/221.92℃A,141.10℃A/218.90℃A,141.93℃A/218.07℃A。

2.4 配气相位的正交试验

综合考虑柴油机的经济性和可靠性,根据配气相位的计算结果,排气提前角优选的三个角度分别为71,79,83℃A;排气迟闭角优选的三个角度分别为52,57,72℃A;进气开启角/进气关闭角优选的三个角度分别为138.08℃A/221.92℃A,141.10℃A/218.90℃A,141.93℃A/218.07℃A。利用正交试验法选出一组最优的配气相位角度,正交试验表见表2。

通过模拟计算,获得了不同组合方案下的柴油机性能,见图14、图15、图16、图17。

由图14可知,各组合方案在一定的负荷下对应的功率只存在细微的差别。当柴油机为50%负荷时,试验方案4和6是较好的,当柴油机为75%负荷和100%负荷时,试验方案3和6是较好的。由图15可知,柴油机的油耗率,当柴油机为50%负荷时,试验方案4和6是较低的,当柴油机为75%和100%负荷时,试验方案3和6是较低的。

由图16可知,从柴油机的热负荷考虑,当柴油机在试验方案4和7时,涡轮前排气温度较低。由图17可以看出,在试验方案3和6时柴油机具有较低的最高燃烧压力。因此,从柴油机可靠性考虑,试验方案3和6是较好的。

通过上述分析,综合考虑柴油机的经济性和可靠性,在试验方案6时能使柴油机的性能最佳,所以确定试验方案6的配气相位为该柴油机的最佳配气相位。

3 优化前后结果对比

在对配气相位优化后,用同样的方法计算分析压缩比、燃烧起始角、燃烧持续期和排气系统对柴油机性能的影响,通过优化后,最佳压缩比为14.5,最佳燃烧起始角为-2℃A,最佳燃烧持续期为31℃A,最佳排气总管直径为1 300 mm,最佳排气支管直径380 mm[6]。将优化后的所有参数应用于MAN B&W5S50MC型柴油机上,对柴油机在不同负荷下进行模拟计算,并把结果与原机值进行对比,见图18、图19、图20、图21。

由图18、图19、图20、图21可以看出,优化后,柴油机的功率得到了提高;柴油机的油耗率降低;柴油机涡前排温降低,即热负荷降低;优化后柴油机的最高燃烧压力增大,但是在气缸能承受的压力范围之内。综上所述,优化后柴油机的经济性得到了改善。

4 结论

a.计算分析了排气提前角、排气迟闭角和进气正时对柴油机性能的影响,综合考虑柴油机的动力性和经济性,分别优选出排气提前角、排气迟闭角和进气正时的3个角度,再利用正交试验法选出一组最优的配气相位角度。优化结果为排气开启角为101℃A,进气开启角为141.10℃A,进气关闭角为218.90℃A,排气关闭角为252℃A。

b.通过对优化前后的结果对比,可以看出优化后柴油机的动力性和经济性得到了不同程度的改善,为柴油机的性能研发与改进提供理论依据。

c.通过数值模拟计算结果可以得出,大型低速船用柴油机在结构强度增强的前提下,柴油机性能还有优化提高的空间。

参考文献

[1]周龙保.内燃机学[M].北京:机械工业出版社,2005.

[2]高国珍,陆金华,陈光敏,等.满足欧Ⅲ排放标准的柴油机配气相位优化计算[J].现代车用动力,2008(,2):10-15.

[3]张海燕.配气定时对柴油机性能影响的数值模拟分析[J].柴油机设计与制造,2006,14(4):22-26.

[4]涂南明,彭友德,李芳.柴油机配气相位的优化设计[J].汽车科技,2007(,1):35-37.

[5]AVL List,Graz.AVL BOOST Users Guide.Version 5.1.Austria:AVL Company,2006.

低速柴油机 第5篇

关键词：MAN,低速柴油机,电控系统,整合试验

0 引言

传统的机械式MC-C型柴油机, 其燃油喷射和排气阀的启闭都是通过凸轮来驱动和控制的, 因其结构简单, 维护方便, 深受船东的喜爱, 一直延用了几十年。直到2000年以后, 随着低油耗, 低排放, 更低的转速, 降功率优化, 灵活的修改运行参数等市场需求的不断变化, 出现了电控型的柴油机。全电子控制的柴油机优点是非常明显的, 但是相比较机械式的柴油机而言, 价格要高出一些, 尤其是对于小缸径柴油机。为了解决这个矛盾, MDT公司适时的推出了ME-B型柴油机, 也就是折中型的柴油机。其燃油喷射仍由电子模块精确控制, 确保燃油的经济性, 而不是非常重要的排气阀控制以及起动空气的控制则交由凸轮轴来执行, 这样就降低了整机成本, 所以赢得了很多船东的欢迎, 订单量不断攀升。

柴油机台架试验即柴油机生产商按照船级社规范规定并与船东、船厂达成协议的试验项目进行柴油机车间出厂试验, 例如安全装置试验、负荷试验、最低稳定转速试验、试车后拆检等。对于电控柴油机各大船级社有特殊要求。本文以合肥熔安动力的首台6S46ME-B8柴油机入籍CCS船级社为例, 具体为整合试验[1]:“确认电控柴油机在各种工作模式下, 整个机械、液压、电子系统的反应与预计的一致, 试验内容应根据故障模式与影响分析 (FMEA) 确定, 并征得CCS同意。” (CCS船规第3篇第9章附录6“评估柴油机工作能力的试验程序”1.工厂试验1.6整合试验) 。为了满足CCS的这一特殊要求, 我们提出试验项目, 与CCS进行磋商, 在征得CCS认可后最终成功地完成了试验项目。本文即介绍该试验项目及原理。

1 ME-B电控系统简介

电控系统的整合试验就是针对ME型主机控制系统的试验, 是对控制系统的有效性和可靠性的验证。所以有必要简单介绍下ME型主机的控制系统。

MAN公司ME-B型主机的控制系统简称为ECS (Engine Control System) 系统, 原理如图1所示, 相比较ME-C机型而言已大为简化。

整个ECS系统包括以下几个子单元[2]:

MOP (Main Operating Panel) , 主操作板, 共两个, 是冗余设计的, 当一个故障时, 另外一个可以确保主机正常工作而不受影响, 这两个MOP均布置在集控室的控制台面上。主要作用是作为人机接口界面, 上面有柴油机各个方面的状态显示、报警显示以及柴油机相关的各种信息, 还可以修改和存储各种参数 (进入chief权限) , 控制着整个主机。

EICU (Engine Interface Control Unit) , 柴油机接口控制单元模块, 只有一个, 这是与ME-C型主机不同的地方。主要有两个作用, 第一是起到一个对外接口的作用, ECS系统与外部的报警系统、遥控系统、安保系统之间的连接都是通过EICU来实现;第二个是对主机内部的一些控制和计算, 例如HPS电动马达的控制, 液压系统压力的计算、气缸注油器注油率的计算, 主机运行模式和喷射型线的确定等。

CCU (Cylinder Control Unit) , 气缸控制单元模块, 每个气缸或每两个气缸共用一个 (根据缸径的大小) , 控制着每缸的喷油、气缸注油以及调速等;液压控制单元HCU (Hydraulic Control Unit) 上有控制燃油喷射量和喷射正时的执行器ELFI阀, 以及控制气缸注油的执行器, 他们都是由CCU直接控制的。

ESC (Engine Side Console) , 机旁控制台, 是船员在机旁应急操作时使用的。与MC-C主机类似, 上面有一些电磁阀和转换开关, 可实现从机旁的起动、停车以及控制位置的转换。此外, 还有一个调速用的小手柄, 用于机旁应急调速, 直接输出信号给CCU单元, 这是与MC-C主机最大的不同。

TSA (Tacho Signal Amplifier) , 测速信号放大器, 与角度编码器一起构成ME-B主机的测速系统, 两条冗余的网络线与CCU实现通讯, 发出转速和曲轴位置信号, 因精度很高, 且需要的数据量很大, 需要网络线来进行传递。

MOP、EICU与CCU之间也是用过两条通讯线路将这些控制模块联系起来, 实现数据共享传递, 这些模块都有自己的ID号, 这样就不会造成混乱, 数据的交换会更顺利。两条是冗余的设计概念, 即当一条失效时, 另外一路网络线仍然可以工作, 使得系统不会崩溃, 提高了可靠性。

当遇到紧急情况时, 为了确保主机运行的安全, 安保系统的停车命令会直接发送信号给每个CCU单元, 控制ELFI阀停车喷油, 同时给EICU信号, 控制HPS电动泵停止运行。使安保系统发出的停车命令得以可靠的执行。当危险解除, 手柄复位以后, 才可重新起动主机。

2 电控系统整合试验

2.1 船级社要求

CCS船规第3篇第9章附录6“评估柴油机工作能力的试验程序”1.工厂试验1.6整合试验[1]。

“确认电控柴油机在各种工作模式下, 整个机械、液压、电子系统的反应与预计的一致, 试验内容应根据故障模式与影响分析 (FMEA) 确定, 并征得CCS同意。”

CCS从安全的角度, 对于电控柴油机的设计和制造提出特殊要求, 即电子控制的柴油机系统, 能够满足控制系统的指令安全、有效、快速地反馈到机械、液压、电子终端, 从而保障柴油机在服务期间的安全运转, 进而保障船舶的安全运行。达不到船级社要求的船舶是无法入籍而且没有安全保障的, 也不能合法地在海洋上航行。以下项目借鉴MAN公司ME-B控制系统型式认可试验项目, 进行电控系统的整合试验。

2.2 试验项目及过程

根据CCS船规, 我们对整合试验进行了深入的研究, 并多次与验船师进行交流。最终根据熔安动力的实际情况, 以及待提交的6S46ME-B主机的实际情况, 与验船师在试验项目上达成了一致, 下面简要进行介绍。

2.2.1 软件版本证明

从主操作界面 (MOP) 中通过操作菜单查看软件版本 (见图2) , ME-B-SW-0906-3.4。记录软件版本是验证试验的第一步, 也是基础。

2.2.2 燃油喷射控制阀功能

主机运行的同时验证喷油控制阀功能, 通过主操作板查看喷油控制阀的运行状态, 亦可通过燃烧腔内爆发压力来验证 (若爆发压力在设计值范围内, 说明喷油控制阀功能正常) 。反之, 若喷油阀功能不正常工作, 将不能得到各缸平衡及在设计范围内的爆发压力。图3为ME-B燃油喷射控制阀。

2.2.3 一缸控制模块电源故障

选定主机其中一缸的控制模块 (CCU) , 拔掉一路24V电源 (Power A/Power B选一路) , 如图4所示。每个控制模块有两路24V电源, 它们之间互为备用, 一路断电后, 另外一路电源能保持给模块继续供电。主机将保持运转, 主操作界面 (MOP) 上出现此控制模块上该电源不工作报警。

2.2.4 紧急停车装置功能

紧急停车装置功能试验为台架试验传统项目, 通过机旁紧急停车按钮或者集控室紧急停车按钮紧急停车, 以验证遇紧急情况时, 紧急停车装置功能正常。按下紧急停车按钮后, 主机停车。

2.2.5 一个曲轴转角传感器故障

在CCU1上拔掉J40插头, 曲轴转角传感器与气缸控制模块相连的端子TMA断连。由于主机有两套曲轴转角传感器, 分别由两路接线与气缸控制模块 (CCU) 相连 (分别为J40和J44) , 如图5所示, TMA断连之后, 另外一路TMB正常工作, 保证线路通畅。在TMA断连之后主机保持运转, 主操作界面 (MOP) 上出现“tacho system”故障报警。

2.2.6 EICU装置故障

验证柴油机接口控制单元模块 (EICU) 故障, 通过拔一根网络线插头A (J65) 或B (J66) , 如图6所示, 这样EICU通信网络中有一路就断掉, 出现故障, 但是另外一路保持正常工作。这时并不影响主机正常工作, 主操作界面 (MOP) 上会出现报警。

如果将A (J65) 或B (J66) 同时拔掉, EICU的网络全部中断, 将不能正常工作, 由于ME-B主机控制系统只有一块EICU, 所以此时只能通过机旁操纵台来控制主机, 集控室控制将不能起作用。

2.2.7 通信网络故障

主机各控制模块之间的通信通过网络线连接, 有两路, 分别为Net A和Net B。试验时移去CCU1和CCU2之间的网络接线Net A或Net B, 若Net A断连时, Net B保持正常工作, 如图7所示。这时主机运转正常, 但是主操作界面 (MOP) 上出现网络故障报警。

2.2.8 活动控制手柄故障

活动控制手柄即集控室操纵台上调速手柄, 与EICU相连的端子为J20, 如图8所示。拔掉J20插头, 手柄控制失效, 但是主机保持运转。

集控室手柄失效, 相当于集控室内不能控制主机, 但是机旁的手柄还是可以控制主机的。

2.2.9 主操作板故障

主操作板即集控室电脑MOP, 主机控制系统分别有两台操作板, 分别为MOP A和MOP B, 其互为备用。MOP A和MOP B各有一路电源, 与供电单元接通, 如图9所示。当拔掉操作板A的电源时, MOP A断电不能使用, 但是MOP B可以继续工作。

MOP A断电后, 主机保持运转不变, 主操作板 (MOP B) 上出现MOP A失效报警。

3整合试验结果分析

通过以上试验项目, 合肥熔安动力的首台6S46ME-B8主机顺利地通过出厂台架试验电控系统整合试验项目。通过试验, 演示了MAN公司ME-B主机控制系统的设计理念, 即对于系统内的各控制模块和相连线路, 均考虑到了为保障系统的安全和有效, 采用冗余式的设计。MAN在设计ME-B控制系统时, 沿用了很多ME-C控制的思路和理念, 考虑到各个不同模块的功能需求, 最终目的是不论哪个模块的失效和缺失, 首先要保障主机安全、可靠地运行。但是, 出于小缸径机型成本的考虑, 又不能完全沿用ME-C机型的设计理念, 比如单EICU设计, 排气阀控制非电子控制, 这些特点形成了ME-B机型的独特之处[3]。

海洋的海况变化莫测, 船用柴油主机的运行环境也不能和陆地相比, 机舱内和船舶自身的各种振动、大风浪带来的冲击、潮湿高盐分的海洋大气环境, 对主机运行的各个环节都是考验。一个新产品的诞生不仅需要从设计上保持可靠, 而且需要经过实际环境的长久考验, 在正式推出ME-B机型之前, MAN公司就将该系统安装于实船运行, 经过长久的无故障运行考验之后, ME-B机型才被推广给全球的用户。

从船级社的角度来看, 船级社首要保证主机的安全和质量。在主机运转过程中, 不能因为某一个环节出现故障导致整个主机不能运行。本文介绍的ME-B系统互为备用的通信网络、电源, 很好的满足船级社这一要求。在现场的实际验证, 也向验船师演示了ME-B系统的可靠性。

作为合肥熔安动力首台6S46ME-B8柴油机, 电控系统整合试验顺利通过船级社验收, 在与船级社共同协商过程中, 达成基于熔安动力实际生产情况的验证项目, 在全国的船用柴油主机制造厂中也是独特的。本文介绍的试验项目, 操作简单、方便, 作为试车台提交过程中一个独立的试验项目, 并不占用多长时间, 一般20分钟左右可完成。通过一连串模拟失效、出现报警的验证方式, 在保证有效验证结果的同时不会额外增加成本, 也不会伤害主机硬件。实际证明船级社和船东也乐于接受。

4 结束语

目前的船舶主机订单中, 电控主机是一个趋势, 其低燃油消耗率、低有害物质排放而造价成本越来越低的特点逐步受到船东的青睐。目前的各大船级社对于电控主机的出厂试验均要求进行电控系统的整合试验。6S46ME-B8柴油机电控系统整合试验对于合肥熔安动力交付的MAN二冲程柴油机也是首次, 其成功提交为后续的电控主机生产及交付提供了宝贵的经验和指导方向。随着行业内电控主机订单的增多, 该项目的成功完成也为我司在竞争日益激烈的船舶主机市场增添了竞争力。

参考文献

[1]中国船级社钢质海船入级规范.人民交通出版社.2012.

[2]Main engine manual.MAN Corporation.2011.

低速柴油机 第6篇

甲醇改制为氢富气由柴油引燃是甲醇利用柴油机的废气加热汽化进入氢发生器, 在催化剂的作用下, 分解形成氢富气 (H2、CO、甲醇气) , 进入发动机后由柴油引燃。柴油机的有效热利用率一般只有0.3~0.4, 而大部分热则由排气带出。因此, 在柴油机上应用该系统可以明显的提高热利用率。同时, 混合气中所含的氢气对改善柴油机的燃烧性能、降低NOX等有害气体的产生、降低烟度方面都有很大的作用。

1 甲醇裂解反应器设计和特性研究

1.1 反应器设计

该反应器使甲醇在300~350℃的温度范围内, 铜作为催化剂, 裂解成H2和CO, 裂解率在正常反应条件下可达98%, 裂解后的混合气体中H2约为65%, CO约为33%, 其他气体 (甲醇气, 二甲醚, CO2, 水蒸气) 约为2%。反应装置 (见图1) 中的主反应为:CH3OH-----CO+2H2

1.2 反应器特性研究

该反应器通过控制加入反应器的甲醇流量来控制混合气体的产生速度, 基本思路是在反应器中建立起该反应的动态平衡状态, 并产生流量和压力以及组成基本稳定的混合气体。每一种加甲醇的方式对一种动态近似平衡状态, 并对应种流量和压力的混合气体。通过实验, 在一定流量范围内建立起各甲醇滴加方式和对应混合气体流量和压力的特性表。

2 裂解混合器装置的系统设计

根据柴油机低速、大负荷等特点, 设计了甲醇裂解混合气的掺烧系统 (见图2) 。

1、16.放气阀2、8、12.截止阀6、15.单向阀3、13.过滤阀4、9.电磁阀5.甲醇滴加泵14.流量传感器7.控温仪10.氢气浓度传感器11.风机

2.1 各负荷最佳掺混合气体的比例实验设计

将装置系统安装好, 通过调节甲醇的滴加方式来控制甲醇裂解混合气的产生量。将柴油机的负荷调整到某一确定的负荷不变, 等到氢气浓度传感器显示在正常反应时氢气的体积浓度范围内时 (正常反应条件下, 氢气体积浓度为65%左右) 打开电磁阀想柴油机的进气口中通氢气, 测得该负荷该混合气体掺比条件下柴油机的油耗。然后调整甲醇的滴加方式, 改变混合气体的掺比, 并调整柴油机的负荷到原负荷, 测得该混合气体掺比下柴油机的油耗。之后再改变甲醇的滴加量, 并重复上面的操作。在这过程中, 甲醇的滴加量按掺混合气体的比例增加而顺序改变。然后计算出在该负荷下, 各混合气体掺比下, 柴油机的节油量和节油率, 从而确定在该负荷下, 该柴油机掺烧该混合气体的最佳节油量、最佳节油率以及与此对应的该混合气体的最佳掺比。然后在改变柴油机的负荷, 重复上面的操作。在实验中混合气体的掺比分别按甲醇的油当量掺比进行测, 分别测掺甲醇的油当量为:0%, 5%, 10%, 15%, 20%, 25%, 30%, 35%, 40%, 45%等10个数值。柴油机的负荷测:0%, 10%, 20%, 30%, 40%, 50%, 60%, 70%, 80%, 90%, 100%等11个负荷值。根据所测得的数据建立一张对应柴油机各个负荷的最佳节油率、最佳节油量以及与此对应的最佳混合气体的掺比。

2.2 模糊表和温度传感器的设计

采用单片机作为智能控制器, 运用模糊控制技术。根据得到的对应应柴油机各个负荷的最佳节油率、最佳节油量以及与此对应的最佳混合气体的掺比建立模糊控制表, 并将其存入单片机中, 用于柴油机运行时根据柴油机的负荷进行模糊查表计算出最佳节油率, 从而调整混合气体的掺比。温度传感器的设计, 将温度控制在3 000℃~4 500℃之间, 当温度高于4 500℃ (该温度为温度计的耐温极限) 时停止热电偶的加热, 当温度降到3 000℃一下时重新开启热电偶进行加热。

3 裂解混合气体的掺烧过程及控制

甲醇裂解混合气在柴油机上的掺少烧系统与原燃油系统管路并联, 工作时用转换阀进行切换。如图1所示, 通过甲醇滴加泵5控制甲醇滴加方式来控制气体的产生, 使混合气体的产生量和气体的压力在对应的甲醇滴加量时保持基本稳定, 并通过单片机来调节风机的转速使混合气体的产生量与气体的掺混量保持基本的平衡, 混合气体从柴油机的进气口入与空气混合, 并通过涡沦增压机将混合气体与空气混合均匀;电磁阀控制甲醇滴加以及混合气体掺烧的通断。油与裂解混合气体的配比由柴油的运行状态, 即负载情况决定, 而柴油机的负载情况又由转速与油耗决定。两种参数经传感器检测后送入单片机进行运算, 通过模糊查表确定当前状态下的最佳混合气体的掺混比例。另一方面单片机以当前掺混合气体的偏差e和偏差变化率△e为输入, 通过查找另一个二维模糊控制表输出0~5v的控制电压驱动甲醇滴加泵对管中的甲醇流量进行调解。单片机形成闭环控制, 使油、混合气体实现精确配比。甲醇裂解混合气体掺烧系统控制流程如图3所示。

4 结论

甲醇改制为氢富气由柴油引燃这种方法还可以一定程度上克服如前所述的甲醇在柴油机的应用困难, 发挥甲醇改善柴油机上的燃烧性能方面的优点。因此该方法具有广泛的实际应用研究。目前国内外在这方面有一定的实验研究, 但是在柴油机的实机应用方面的研究少。开发低速柴油机掺烧甲醇裂解混合气的应用装置系统实验研究具有十分重要的现实意义。

摘要：本文介绍了一种基于单片机控制的低速柴油机掺烧甲醇裂解混合气的应用装置系统的设计方案, 包括裂解混合器装置的系统设计、各负荷最佳掺混合气体的比例实验设计、模糊表和温度传感器的设计、裂解混合气体的掺烧过程及控制的设计。该系统主要用于研究甲醇裂解反应器的反应特性、柴油机各个负荷对甲醇裂解混合气体的最佳掺比。

关键词：甲醇裂解混合气体,掺烧,单片机,传感器

参考文献

[1]冯春晃, 高孝洪.甲醇裂解燃料点燃式发动机的研究[J].内燃机学报, 1989, 7 (2) :151-157.

[2]陆小明, 高孝洪.裂解甲醇燃料点燃式发动机工作过程试验研究[J].内燃机学报, 1991, 9 (2) :103-108.

[3]吴绍情.甲醇裂解燃料[J].化学通报, 1988 (12) :18-20.

[4]陆辰.甲醇蒸发器在直喷式柴油机上的应用[J].内燃机工程, 1989 (9) .

[5]姚春德, 李云强.甲醇燃料在柴油机中的应用与发展[J].小型内燃机与摩托车, 2004, 33 (1) :37-40.

低速柴油机 第7篇

现代大缸径柴油机在全负荷范围内为满足排放法规以及燃油消耗率的要求,需要更加柔性地控制进入气缸的空气量和燃料量,这已成为完成上述要求的关键因素。可变喷嘴截面涡轮的使用,使空气量与燃料量的精确匹配成为可能,从而使柴油机在全负荷范围内降低燃油消耗率的同时,HC和CO排放也大幅度降低,并且对负荷变化的响应速度也有了很大的改善。

当柴油机工作在部分负荷时,适当减小增压器喷嘴环流通面积,可以提高流经喷嘴环叶片的气体流速,从而使气流冲击涡轮叶片的力量加大,增压器涡轮转子获得更高的转速,压气叶轮获得更高的圆周速度,进而柴油机获得更高的扫气压力, 使得更多的新鲜空气进入气缸,带来燃烧品质的改善[1]。

涡轮增压器上采用可变喷嘴环技术已有很多年,主要是为了改善发动机在中低负荷的性能,但受以往可变喷嘴环技术条件的限制,该技术的应用范围以往仅局限于以轻质燃油或可燃气体为燃料的发动机,因为船舶发动机一般使用劣质重油为主要燃料,使得该技术一直未在船舶动力行业推广。但随着2008年全球金融危机爆发给航运业带来的持续不景气,各船公司为降低运营成本,纷纷要求船舶降低航速、主机低负荷运行,这就为向船舶动力行业引入可变喷嘴环技术创造了条件。近年来, 数家涡轮增压器厂家纷纷涉足这个过去的“技术禁区”,研发并向船舶发动机市场推出了可适用于劣质燃油的可变喷嘴环涡轮增压器。

1可变喷嘴环增压系统的基本结构和原理

可变喷嘴环增压系统主要由2部分构成:喷嘴环流通截面积可调的涡轮增压器、扫气压力控制单元(SCU)。

(1)喷嘴环流通截面积可调的涡轮增压器主要包括可变喷嘴环本体、伺服马达、执行机构、VT控制系统,如图1所示。 VT控制系统接收到由柴油机扫气压力控制单元发出的位置信号后,将自主控制可变喷嘴环的动作,并在动作结束后将喷嘴环位置信号发回柴油机扫气压力控制单元。

(2)扫气压力控制单元主要包括中央控制器(MPC)、油门齿条传感器、扫气压力传感器、柴油机转速传感器、操控面板、 控制软件,如图2所示。

柴油机扫气压力控制单元负责对扫气压力进行调整,向VT控制系统发出喷嘴环开合的位置信号。各负荷点的扫气压力期望值已被预先写入中央控制器。当柴油机工作时,中央控制器对扫气压力、油门齿条位置以及柴油机转速等信号进行实时采样,计算出该时刻的柴油机功率,并与预设的在该功率点下的期望扫气压力值进行比较,根据比较结果向VT控制系统发出相应的动作指令。假设实际的扫气压力低于设定值,中央控制器就向VT控制系统发出小电流信号,VT控制系统根据小电流信号值,向VT伺服马达发出指令,使执行机构向减小喷嘴环流通面积的方向动作,并将动作后最终的位置信号反馈回中央控制器。这种采样、比对以及调整周而复始地不间断进行,直至实际扫气压力与设定值相一致。

2柴油机实际运行参数比较

对相同的柴油机在分别配置可变喷嘴环增压器与固定喷嘴环增压器的情况下进行了对比试验。可变喷嘴环增压器安装于柴油机,如图3所示。

通过试验结果对比可以看出,柴油机在使用了可变喷嘴环增压器后,在中低负荷段,柴油机的运行参数与使用固定喷嘴环增压器时相比有了显著的变化,主要有以下几方面:

(1)当负荷低于90%时,柴油机各参数变化明显;当负荷高于90%时,性能参数变化不大。

(2)涡轮前后废气温度在中低负荷时有大幅度的降低,特别在低于50%负荷时,废气温度降低30~40℃。

(3)空气消耗率在中低负荷提高2%~3%,改善了柴油机缸内换气过程和燃烧质量。

(4)扫气压力在中低负荷提高约0.03MPa。

(5)增压器效率在中低负荷提高约2%。

(6)燃油消耗率在中低负荷降低约3g/kWh,在100% 负荷时有1g/kWh的增加。

(7)HC以及CO排放在中低负荷有大幅度下降;NOx排放略有升高,但还是在排放法规所允许的范围内。

具体参数变化如表1所示。

试验结果很好地证明了通过可变喷嘴环的使用可以使柴油机性能提高的预期。

3运行参数评估以及排放文件上的新问题

可变喷嘴环增压器应用的初衷是改善柴油机在中低负荷段的运行性能,特别是以降低燃油消耗率为目的。而实际使用后,又获得事实上的另外一个益处,就是补偿了外部条件变化对柴油机运行参数的影响,也就是说,对于一般大气环境的变化,柴油机都可以通过对可变喷嘴环面积的适当调整,而使柴油机的关键运行参数基本保持不变。这个益处也是发动机行业数十年来一直苦苦追求的目标,现在通过可变喷嘴环增压器的使用,这个目标得到了部分实现。这里举一个例子进行说明:柴油机如果在夏天运行,由于环境温度高,吸入的新鲜空气温度也会较高,从而导致扫气压力低、缸内压缩压力低、缸内爆发压力低、涡轮前后废气温度高等一系列问题。但如果使用可变喷嘴环增压器,柴油机控制系统就会实时对扫气压力进行采样,并与预设值进行比对,当发现扫气压力低于预设值时,就会减小喷嘴环流通面积来提高扫气压力,并调整到最终与预设值一致。由于扫气压力值保持不变,从而缸内压缩压力、缸内爆发压力也保持不变,涡轮前后的废气温度也将部分得到补偿, 虽然会比设计值高些,但也终将比使用常规固定喷嘴环增压器要来的低些。

对柴油机性能的评估,目前行业内的通行规则是先将实际运行参数在ISO条件下进行修正,然后对修正值进行评估比较,以判断柴油机性能的好坏。之所以要修正,是为了消除外部因素对柴油机性能参数造成的影响,建立一个性能评估的公共基础[2]。这种按修正值进行性能评估的办法,对零部件以及设定参数不能自动调整的柴油机是合理的,也是必要的。然而可变喷嘴环增压器技术的引入却对这个规则造成了冲击,因为通过喷嘴环流通截面的实时调整,可以使得柴油机关键运行参数保持不变。但目前的ISO修正规则要求首先必须将柴油机零部件尺寸、参数以及设定值固定,然后才可以对运行参数进行修正并分析比较,这显然和可变喷嘴环技术是相矛盾的,这样就引出了新的问题:柴油机实际运行参数ISO条件下的修正对于零部件可以实时调整的柴油机是否还有必要?老的技术标准是否适用于最新出现的柴油机技术?作者的观点是否定的,新的技术不应该被老标准束缚住,但改变行业标准和被行业接受需要时间。

柴油机NOx排放证书获得也遇到了相类似的问题。根据排放法规的要求,NOx排放值要求在系列柴油机的母型机上实际测量,并要求在NOx排放测量后对柴油机技术状态进行固定,即与排放相关的零部件尺寸以及柴油机设置参数不能再有变化,作为今后该系列柴油机的标准设置。因此,这个规则也与可变喷嘴环增压器的特性存在矛盾。作为折中方案,排放认证组织要求对可变喷嘴环的“可用最大面积”进行设定,即将100%柴油机负荷时,获得相同柴油机运行参数的固定喷嘴环面积作为可变喷嘴环的“可用最大面积”。因此可以看出,这种折中办法会很大地限制可变喷嘴环的调整范围,束缚其调整能力,使船舶在低气温区域航行时柴油机原本可以发挥的优良表现被人为限制住。这又是一个老标准束缚新技术的例子。相关的海事管理机构、柴油机设计公司、船舶检验公司以及排放认证组织必须要有所作为,协力为零部件参数可调整的智能型柴油机制定新的技术标准。

4结论

(1)可变喷嘴环增压器可以很好地应用于以重油为燃料的船用低速柴油机。

(2)可变喷嘴环增压器需要和柴油机控制系统进行整合, 并按照柴油机控制系统的指令工作。

(3)柴油机应用可变喷嘴环增压器后,高负荷时对燃油消耗率、废气温度等参数影响不大;但中低负荷时,这些参数有很大的改善。

(4)柴油机应用可变喷嘴环增压器后,通过喷嘴环面积的自动调整,可以补偿由于环境条件变化对柴油机运行参数造成的影响。

(5)柴油机应用可变喷嘴环增压器后,运行参数是否需要被ISO条件修正有待进一步讨论,需要柴油机设计公司、 船舶检验公司以及相关标准组织做进一步的调查研究,得出结论。

(6)柴油机应用可变喷嘴环增压器后,喷嘴环面积的可调整范围受现行排放法规的约束,不能很好地发挥可变喷嘴环增压器应有的性能优势,也亟待相关组织有所作为,制定新的标准,与时俱进。

摘要：介绍了可变喷嘴增压系统的基本结构及原理,并根据柴油机试验参数,获得了运行经验,然后分析了由于可变喷嘴环增压器的采用,给船舶动力行业带来的有关NOx排放文件、性能评估方面的新问题。

关键词：可变喷嘴环增压器,低速柴油机,NOx排放

参考文献

[1]黄少竹,翁泽民.二冲程主柴油机增压系统的运行规律[J].中国航海,2001(2):95~99