轴流式增压器与船用低速柴油机的匹配*

张发政 乔信起 顾 骏

(1.上海交通大学机械与动力工程学院高新船舶与深海开发装备协同创新中心 上海 200240)(2.曼恩动力设备(上海)有限公司 上海 201206)

轴流式增压器与船用低速柴油机的匹配*

张发政1,2乔信起1顾 骏2

(1.上海交通大学机械与动力工程学院高新船舶与深海开发装备协同创新中心 上海 200240)(2.曼恩动力设备(上海)有限公司 上海 201206)

基于增压器/船用柴油机匹配试验一直没有统一标准和成熟经验,提出了增压器/船用低速二冲程柴油机匹配方法,建立了匹配试验装置,研究了轴流式增压器喷嘴环、废气叶轮和扩压器尺寸对增压器参数、柴油机性能及喘振稳定性的影响。结果表明:随柴油机负荷增加,增压器效率先升后降,燃油消耗率和喘振裕度先降后升,中高负荷时性能最优。换用小一档喷嘴环加小一档废气叶轮后,柴油机的耗气特性曲线向左向上移动,扫气压力、燃油消耗率变化明显。换用小一档扩压器后,压气机流量特性曲线绕坐标原点逆时钟转动,明显增加高负荷区的喘振裕度,但柴油机耗气特性曲线变化不大。

增压器; 匹配; 喷嘴环; 柴油机; 喘振

(1. Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration, School of Mechanical Engineering,

Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240)(2. MAN Diesel & Turbo Shanghai Co., Ltd., Shanghai 201206)

Class Number TK421+.8

1 引言

由于石油日益短缺,柴油机油耗越来越受到关注。增压器与柴油机的合理匹配,可在满足动力性及排放标准的情况下,保证高的柴油机燃料经济性,因此增压器配机试验是必要的。

一艘新船舶选定柴油机后,据功率、转速等,选择增压器并通过台架性能和排放试验,以满足船舶的螺旋桨特性要求。本文研究MAN增压器与MAN二冲程电控柴油机的匹配,以达到如下规定指标: 1) 扫气压力、排气温度、空气流量、增压器效率、燃油消耗率; 2) 喘振稳定性(喘振裕度); 3) 废气排放标准。

增压器配机试验中,常会遇到一个或几个设计指标不能满足的情况,这就需更换增压器不同档位的流通元件从而调整增压器流通元件流通面积,但需要哪一种流通元件及哪一档,要基于增压器气体和柴油机性能参数的精确测量和档位间隔对应的增压器和柴油机行为参数的间隔。

2 MAN增压器的特性

MAN增压器已广泛应用于二冲程和四冲程柴油机,使用滑动轴承和非冷却式废气涡壳。按废气流过涡轮叶片的方向,分为轴流式涡轮TCA(Turbocharger Axial)系列和径流式涡轮TCR(Turbocharger Radial)系列。后者适合于小流量。

TCA系列涡轮增压器主要应用于大功率船用低速柴油机,有七种规格:TCA33、TCA44、TCA55、TCA66、TCA77、TCA88和TCA88-25,适合脉冲或定压增压,覆盖2000kW～30000kW柴油机功率范围,见表1[1]。配二冲程柴油机时,压气机压比最高达4.8,见表2[1];空气流量为6.2m3/s～58.0m3/s,见图1[1]。效率、压比、流量高,振动小,重量轻、结构紧凑,寿命长,易维修、运行安全、产品成本和寿命期成本低。已应用于MAN公司的二冲程柴油机系列S35MC-C,S35ME-B,S40MC-C,S40ME-B,S50ME-B,G50ME-B,G60ME-C,G70ME-C,G80ME-C,K80ME-C,缸数为5～12缸。

表1 单台增压器(二冲程柴油机)可达到的最大功率输出

表2 压气机最大压比和废气温度最高允许值(配二冲程柴油机)

涡轮增压器的压气端由消音器、压气机壳、扩压器和压气机叶轮组成,废气端由废气进口壳、喷嘴环、废气出口壳和废气叶轮组成,增压器的流通元件有[1～2]:

图1 增压器的应用范围

1) 压气机叶轮(Compressor Wheel,CW),由铝块经锻造、碾压成形,可承受高圆周速度;叶轮紧固在涡轮转子轴上,对吸入的新鲜空气增压。

2) 扩压器(DIffuser,DI),坯件由延展性铸铁制成,然后铣削成叶片型。

3) 废气叶轮(Turbine Rotor),叶轮盘由耐高温合金锻造而成,并通过摩擦焊焊接到轴上。叶片由镍基合金经精锻或熔模铸造而成,它们通过枞树形脚连接方式与叶轮盘固接。

4) 喷嘴环(Nozzle Ring),由铸造而成,带有异型叶片,保证了高涡轮效率和很低的转子叶片激振。

基于空气流量和压比的估算,新船首台柴油机匹配增压器时,通常配备不同档位的流通部件,特别是喷嘴环和扩压器。不同型号增压器可供选择的流通部件都有很多档,每档的叶片角度不同,相邻两档间流通面积约相差3%。通过更换增压器不同档位的喷嘴环和不同档位的扩压器以分别保证柴油机动力性和增压器喘振稳定性[3]。

柴油机转速突然降低时,空气流量需求也应突然降低,而压气机压比仍较高,进气流量较大,导致压气机运行不稳定。当空气流道里的反冲压力太高时,空气流向就会被打乱,部分顺流方向上的空气通过压气机逆向流动,与正向气流对冲,从而造成喘振。喘振使压气机叶轮承受太大的压力,持续的喘振会导致叶轮损坏,所以柴油机进气管道要设计成承受超过1bar的过压冲击。在柴油机动力性能满足设计指标的情况下,还要看喘振裕度(surge margin)是否足够,所以必须对柴油机做增压器喘振试验。喘振裕度是柴油机运行工况的增压器进气流量Qe与该工况压比对应的压气机喘振线上的流量Qc之差△Q和Qc的比值△Q/Qc,如图2所示。

图2 柴油机-增压器联合运行特性曲线

3 增压器配机试验装置建立

如图3所示,配机试验装置包括MAN公司二冲程柴油机6G70ME-C9.5(技术参数见表3)、增压器、CF-SR水力测功机、PMI缸压测取装置[4](见图4)、YHY4燃油耗仪、CAI600气体分析仪、采集增压器气体参数的CANSAS数据实时采集系统[5](见图5)。由实测的缸压曲线,可提取压缩压力、爆发压力等。使用油耗仪、排放分析仪分别测量燃油消耗率、NOx排放。

根据图1和表2,TCA44增压器的最高压比4.55可满足该柴油机要求,但单台增压器的空气流量范围只有12.00m3/s～13.50m3/s(13.96kg/s～15.70kg/s),因此选配两台TCA44增压器并排连到柴油机排气集管。

表3 二冲程柴油机6G70ME-C9.5技术参数

现在,各柴油机厂对增压器气体参数的测点不相同。比如,增压器后的排气管有粗有细;排气背压测点不是在增压器出口,而是距增压器排气出口有1m、3m和10m的。很多柴油机厂用手持设备测量或人工读取机旁数据,不能保证柴油机工况波动时的实时测量、各参数的同步测量和短时间内的许多次测量。

图3 配机试验装置

图4 PMI缸压测取装置

图5 CANSAS2.6数据采集系统

图6[6]是CANSAS实时数据采集系统在TCA44增压器上的数据测点分布,分别测量压气机进口的新鲜空气温度和压力(距消音器进口端面2/3位置)、压气机出口的增压压力和温度、透平进出口的废气温度和压力及压气机涡旋通道径向内和外空气压力(volute pressure)。软件由这些一定环境下的实测数据计算空气流量和效率,并修正空气流量、增压压力、和废气进口温度到ISO标况值。CANSAS还采集增压器转速等。

压气叶轮在增压器选型时据柴油机与增压器联合运行特性曲线选定,在柴油机配机时一般不需更换。增压器的初始配置为NR1-TR1-DI1-CW1,配机备用流通部件有: 1) 流通面积小于DI1的邻档扩压器DI2, 2) 流通面积小于TR1的邻档废气叶轮TR2, 3) 流通面积小于NR1的邻档喷嘴环NR2。不同档喷嘴环的进排气口方向也不同,导致气体对废气叶轮的冲击力不同,当喷嘴环与废气叶轮的流通面积比超出限制范围时,转子不平衡,震动过大。

图6 增压器测点布置

本文采用三种配置: 1) 配置1:CW1-DI1-TR1-NR1,为初始配置。 2) 配置2:CW1-DI1-TR2-NR2,在配置1不满足设计指标时,换用小一档的喷嘴环MR2加小一档的废气涡轮TR2。 3) 配置3:CW1-DI2-TR2-NR2,配置2不满足喘振稳定性要求时,换用小一档的扩压器DI2。

4 增压器配机过程

如图7所示,增压器配机过程是: 1) 柴油机磨合后,标定柴油机功率、转速,调整喷射参数、进排气阀参数至设计值,调整工况依次至50%、75%、85%、100%MCR(maximum continuous rating),测量缸压、增压器气体参数、柴油机性能,并评估这些行为参数。 2) 测试喘振稳定性。 3) 测量排放,MAN公司生产的二冲程柴油机因采用包括后处理在内的排放控制技术,排放测试结果基本都满足排放标准。增压器选型时,已预留一定的喘振裕度,因此在柴油机参数标定时,喘振基本不会发生。

图7 增压器配机过程

4.1 柴油机试运行

柴油机经磨合试验确认无漏油、漏气、漏水、零部件松动等现象,在100%MCR稳定运行,按设计要求确认柴油机喷油定时、排气定时、压缩压力、爆发压力等参数,同时将透平后废气背压调至30mbar。

4.2 柴油机缸内、性能、增压器气体参数测量测量及评估

在100%MCR下,评估柴油机工作状态和性能。若测得的扫气压力或废气温度修正到ISO状态下后超出允许范围,则须更换喷嘴环。要提高扫气压力或降低废气进口温度,一般要换用小一档喷嘴环。若扫气压力或废气温度达标,则排气温度、空气流量、油耗、增压器效率等一般会满足设计要求。

4.3 喘振试验

喘振试验步骤为: 1) 运行柴油机到50%MCR,确认柴油机的辅助鼓风机停止运行,突然切断一个缸的燃油泵进油,并对其它缸重复此步骤。若喘振未出现,则稳定性很好。 2) 由压比和流量实测值结合压气机特性曲线计算50%、75%、85%、100%MCR的增压器喘振裕度,若该值大于15%,则喘振稳定性良好。 3) 在15s内将柴油机负荷从100%快速降到50%MCR,如无喘振现象,则喘振稳定性良好。当然,喘振裕度稍低于15%也是可以的,只要在依次停缸和速降负荷时增压器无喘振现象。如喘振发生,则需更换增压器的扩压器,重新配试。

5 试验结果分析

图8～13分别给出增压器配置对不同负荷扫气压力、空气流量、废气进口温度、增压器效率、燃油消耗率和喘振裕度的影响。柴油机负荷增加,则: 1) 扫气压力和废气温度升高; 2) 每千瓦时计的单位空气流量减小,当然空气流量总量增加; 3) 增压器喘振裕度在75%MCR最低。 4) 增压器效率先升后降,在75%MCR时最大(配置1:69.3%,配置2:70.0%,配置3:69.6%),随后降低,在100%负荷最低(配置1:66.9%,配置2:67.5%,配置3:67.3%)。 5) 燃油消耗率的变化跟增压器效率相反,在75%MCR最低。柴油机耗气特性曲线在柴油机-增压器联合运行特性曲线中,低负荷时处于增压器低效率区,中高负荷时处于高效率区,而高负荷时又远离高效率区,因此效率曲线呈现先升后降的趋势,参见图2。增压器效率对燃油消耗率影响很大,这也满足客户需求——船舶运营常用部分负荷工况的燃油经济性最佳。

在100%MCR,经ISO标况修正后,配置1的柴油机参数为:废气进口温度434℃,燃油消耗率168.5g/(kW·h),尽管满足设计要求,但是偏高;扫气压力3.73bar、空气流量6.82kg/(kW·h)、增压器效率66.9%,均低于表3的设计要求。过低的扫气压力和空气流量会恶化缸内燃烧,增加有害排放,而过高的扫气压力又会导致缸内爆发压力过高,因此需保持在一个合理的范围。在该配置中,扫气压力、废气温度分别比标准值低0.11bar、高11℃,而小一档喷嘴环可提高扫气压力0.06bar～0.15bar,降低废气温度5℃～15℃,因此考虑换用小一档喷嘴环NR2。

喷嘴环NR2与废气涡轮NTR1的流通面积比超出限值,所以配置2的废气涡轮也换用小一档的。与配置1比,采用小一档的喷嘴环加小一档废气叶轮后,着眼100%MCR,柴油机参数变化如下: 1) 扫气压力和空气流量分别升高0.13bar和0.23kg/(kW·h),见图8(a)和图8(b); 2) 废气进口温度降低8℃,见图8(c); 3) 增压器效率提高0.6%,见图8(d);燃油消耗率降低2.0g/(kW·h),见图8(e); 4) 喘振裕度减少2%,达12%,低于15%的目标值,见图8(f);且15S内从100%MCR到50%MCR快降负荷时,增压器发生喘振。而更换一档扩压器引起喘振裕度变化3%～5%,因此考虑换用小一档扩压器DI2。

与配置2比,配置3采用小一档扩压器,在100%MCR,柴油机参数变化如下: 1) 扫气压力和空气流量分别降低0.03bar和0.05kg/(kW·h),见图8(a)和8(b); 2) 废气进口温度升高2℃,见图8(c); 3) 增压器效率降低0.2%,见图8(d),燃油消耗率增加0.3g/(kW·h),见图8(e); 4) 喘振裕度增加4%,见图8(f)。可见,该配置的柴油机各项参数均满足设计要求,且喘振稳定性好,对应的尾气排放也满足标准。最后,选择配置3。

虽然喷嘴环和扩压器改换一档后的流通面积都相差3%,但两者对柴油机参数的影响不同。更换用小一档的喷嘴环导致废气压力增加,废气通过涡轮机释放的能量增加,叶轮转速变高,因为功率平衡,提高了增压压力和空气流量,进入柴油机缸内空气量增多,改善缸内燃烧,降低废气温度。在增压器压气机的特性图上,柴油机的耗气特性曲线向左向上移动,压气机特线曲线不变,因此喘振裕度会有一定的负面影响,参见图2。

而更换用小一档流通面积的扩压器,叶片角度发生变化,压气机特性曲线绕坐标原点逆时钟转动,明显影响喘振裕度,但由于压气效率范围宽泛,改变一档扩压器对压气效率影响不大,对增压器效率的影响更是甚微,因此柴油机耗气特性线变化小,对柴油机性能参数影响不大,参见图2。

采用本增压器配机流程,基于各种流通部件档位间隔及对应的柴油机参数间隔,能快速有效地配机至设计要求。

图8 增压器配置对柴油机性能参数的影响

6 结语

1) 增压器据柴油机功率、转速等选型,再通过台架性能试验微调增压器流通元件,以满足船舶螺旋桨特性要求。

2) 增压器配机过程是:标定柴油机功率和转速;调整喷射参数、进排气阀参数至设计值;测量并评估中高负荷的缸压、增压器气体参数、柴油机行为参数;测试喘振稳定性;测量排放。

3) 喘振性能需要通过实际试验验证:在柴油机50%负荷时依序停缸和从100%负荷快速降到50%负荷,判断喘振否。如喘振发生,则更换增压器扩压器。

4) 随柴油机负荷的增加,扫气压力、废气温度、空气流量总量升高,单位千瓦时计的空气流量减少,增压器效率先升后降,燃油消耗率和喘振裕度先降后升。

5) 换用小一档喷嘴环加小一档废气叶轮后,柴油机的耗气特性曲线向左向上移动,在100%负荷,柴油机扫气压力明显升高,燃油消耗率明显下降。而压气机特线曲线不变,会负面影响一定的喘振裕度。

6) 换用小一档扩压器后,压气机特性曲线绕坐标原点逆时钟转动,明显增加喘振裕度,但柴油机耗气特性线变化不大,对柴油机性能参数影响小。在100%负荷,柴油机扫气压力略微降低,燃油消耗率略微升高。

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Matching of TCA Turbocharger with Marine Low-speed Engine

ZHANG Fazheng1,2QIAO Xinqi1GU Jun2

Based on the matching test of turbocharger-diesel engine without uniform standard and rich experience so far, a matching method for turbocharger/marine low-speed two-stroke engine was introduced and the matching equipment was established. The different sizes of the nozzle ring, the turbine rotor and the diffuser were researched, which had different influence on turbocharger parameters, engine performance and surge stability. As engine load being increased: the turbocharger efficiency was decreased at first and then raised, the specific fuel consumption and the surge margin were raised at first and then decreased; the optimal performance was at medium-high load. As the installation of one step smaller nozzle ring and turbine rotor, the engine air consumption characteristic curve moved upward and left, which changed the charge air pressure and the specific fuel consumption significantly. As the installation of one step smaller diffuser, the compressor flow map turned counter-clockwise around the origin of coordinate, which increased surge margin obviously at high load, along with a slight variation of engine air consumption characteristic curve.

turbocharger, matching test, nozzle ring, marine engine, surging test

2016年6月6日,

2016年7月25日

国家自然科学基金项目(编号:91441124)资助。

张发政,男,硕士研究生,高级工程师,研究方向:增压器与柴油机的匹配。乔信起,男,博士,教授,博士生导师,研究方向:内燃机设计、电控与代用燃料。顾骏,男,硕士,高级工程师,研究方向:柴油机增压的模拟计算。

TK421+.8

10.3969/j.issn.1672-9730.2016.12.039