李樹生，李林科，王令金，董占春，李 丹

（濟(jì)南柴油機股份有限公司，山東濟(jì)南250306）

CAE已經(jīng)大量應(yīng)用于現(xiàn)代柴油機設(shè)計，采用這種先進(jìn)的設(shè)計分析技術(shù)，可以加快新產(chǎn)品研發(fā)進(jìn)度，減少試驗件的投制和各種對比方案試驗的工作量，進(jìn)而減少樣機開發(fā)的成本。

對新研制的船用柴油機的概念設(shè)計，利用CAE技術(shù)和設(shè)計分析經(jīng)驗進(jìn)行了整機性能計算，預(yù)測了發(fā)動機整機性能，確定了配氣定時、增壓匹配方案。

1 計算模型

計算模型中包括增壓器、中冷器、進(jìn)氣腔、進(jìn)排氣管和氣缸（圖1所示）。該模型中管25，26和單向閥R1形成進(jìn)氣旁通閥，可以模擬在低負(fù)荷時打開進(jìn)氣旁通閥時發(fā)動機的性能。模型中考慮管道內(nèi)的一維氣體動力特性，通過對發(fā)動機工作循環(huán)和氣體交換過程分析，可以對新設(shè)計柴油機的經(jīng)濟(jì)性和動力性指標(biāo)進(jìn)行準(zhǔn)確的預(yù)測。

圖1 整機計算模型

2 確定進(jìn)氣系統(tǒng)和排氣系統(tǒng)幾何尺寸

2.1 進(jìn)氣系統(tǒng)幾何尺寸

進(jìn)氣系統(tǒng)和排氣系統(tǒng)的幾何尺寸的確定是本著發(fā)動機壓力損失最小和較短瞬態(tài)響應(yīng)原則確定的，為減少整個進(jìn)氣系統(tǒng)的壓力損失，建議進(jìn)氣管中所有的彎管應(yīng)該光滑，避免銳邊和彎曲半徑過小。連接到壓氣機的管路和增壓器的法蘭大小有關(guān)，應(yīng)保證空氣流量速度低于限值。通過對比計算確定：壓氣機進(jìn)口管子直徑φ229 mm；壓氣機和中冷器之間的管最小直徑φ175mm；中冷器和進(jìn)氣腔之間的管最小直徑φ250mm；進(jìn)氣腔容積大約400L；進(jìn)氣門座內(nèi)徑φ79mm。

2.2 排氣系統(tǒng)幾何尺寸

通常排氣系統(tǒng)的容積稍微小于進(jìn)氣系統(tǒng)的容積。為了達(dá)到可接受的瞬態(tài)反應(yīng)效果，排氣系統(tǒng)應(yīng)該保持較小容積，而且應(yīng)采用一個脈沖轉(zhuǎn)換器系統(tǒng)。另一方面必須有足夠的容積來減少氣缸之間的相互作用，減少壓力損失。通過計算推薦的排氣支管直徑為180mm是一個很好的折中方案?？紤]到整個系列化機型的通用性，排氣系統(tǒng)采用MPC。連接到渦輪機的管路和增壓器的法蘭大小有關(guān)，應(yīng)保證空氣流量速度低于限值。

通過對比計算確定：排氣總管的內(nèi)徑φ180mm；渦輪進(jìn)口直徑φ153mm；排氣閥座內(nèi)徑φ79mm。

3 氣門正時

氣門正時影響發(fā)動機容積效率、高壓循環(huán)的指示效率以及發(fā)動機的泵氣損失。因此，這是提高發(fā)動機性能的最重要因素之一。

3.1 排氣門開啟時刻

排氣門開啟時刻（EVO）對燃油消耗率產(chǎn)生主要影響。延遲排氣門開啟時刻可以加大膨脹沖程，因此提高高壓循環(huán)效率。但是，如果選擇的排氣門開啟時刻太延遲，縮短已燃燒氣缸內(nèi)氣體的交換時間，這將增加發(fā)動機的泵氣功。關(guān)于排氣門開啟時刻優(yōu)化的問題，應(yīng)在高壓循環(huán)和氣體交換之間取一個平衡。

排氣門開啟時刻的優(yōu)化對比方案在圖3中給出，各種排氣門開啟時刻方案對發(fā)動機性能參數(shù)的影響見圖2。結(jié)果顯示排氣門開啟時刻選擇135°是折衷方案，可以保證氣門與活塞間間隙，也可以使整個轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)各工況燃油經(jīng)濟(jì)性、排氣溫度滿足要求，另外對容積效率的影響也很小。

3.2 進(jìn)氣門關(guān)閉時刻

進(jìn)氣門關(guān)閉時刻（IVC）對容積效率影響很大，延遲IVC可以使發(fā)動機有足夠的時間吸入新鮮空氣，從而提高容積效率。但如果IVC正時太延遲的話，通過發(fā)動機的空氣流量反而減少，因為已經(jīng)吸入的空氣又隨著活塞的向上運動回到進(jìn)氣道。進(jìn)氣門早關(guān)可以降低燃燒開始時的交換氣體溫度，從而降低爆發(fā)溫度減少氮氧化物的排量。為了滿足NOx排放標(biāo)準(zhǔn)，采用了進(jìn)氣門早關(guān)的Miller循環(huán)，同時為了保證在發(fā)動機的整個運行范圍內(nèi)有足夠的過量空氣系數(shù)，選用更高壓比的增壓器來補償減少的容積效率。

圖2 排氣門開啟時刻對發(fā)動機性能的影響

圖3 排氣門開啟時刻的的優(yōu)化對比方案

圖4 進(jìn)氣門關(guān)閉時刻的的優(yōu)化對比方案

圖5 進(jìn)氣門關(guān)閉時刻對發(fā)動機性能的影響

圖4列出了進(jìn)氣門關(guān)閉時刻的各種對比方案，在各負(fù)荷下IVC對發(fā)動機性能的影響在圖5中給出。選擇在上止點后538°進(jìn)氣門關(guān)閉的Miller循環(huán)，較常規(guī)的進(jìn)氣門早關(guān)，將適當(dāng)降低容積效率，燃油消耗率保持基本不變，稍微會升高渦輪前排氣溫度，但會明顯降低NOx排放。此氣門正時方案意味著更高增壓器壓比，以保證所需要的過量空氣系數(shù)，這需要一個更小的渦輪。

3.3 氣閥重疊

氣門重疊（VO）影響通過發(fā)動機的空氣流量和泵損失。增加氣門重疊可以減少換氣過程上止點的壓縮殘余氣體量，減少發(fā)動機的泵氣功損失。增加氣門重疊將增加排氣掃氣系數(shù)，降低排氣溫度和燃燒室零部件的熱負(fù)荷。如果選擇的氣門重疊過大，反而對空氣流量產(chǎn)生副作用，因為當(dāng)排氣門和進(jìn)氣門都打開時，前一個氣缸的排氣脈沖波會對排氣產(chǎn)生干擾。另外氣門重疊選擇受氣門和活塞間允許的最小間隙的限制。因此，需要尋找氣體交換和燃燒質(zhì)量兼容的設(shè)計方案。對于氣門重疊的優(yōu)化方案在圖7中給出，氣門重疊方案對發(fā)動機性能的影響見圖6。結(jié)果顯示，氣門重疊期為72°對于氣體交換、排氣溫度和氣閥—活塞的間隙限制是最好的折中方案。

圖6 氣門重疊的優(yōu)化方案

4 進(jìn)氣旁通系統(tǒng)

高增壓發(fā)動機按船用螺旋漿推進(jìn)特性曲線運行時，經(jīng)常會遭受在部分負(fù)荷（25%～50%負(fù)荷）空氣流量不足的情況，這將導(dǎo)致排氣溫度高、冒黑煙以及壓氣機喘震。為了解決低負(fù)荷時的問題，采用了發(fā)動機進(jìn)氣旁通系統(tǒng)，在中冷器后進(jìn)氣管路中引一股空冷氣，通過一個旁通閥控制其直接進(jìn)入渦輪前面的排氣管中。旁通控制閥只有在負(fù)荷低于50%時才打開，在高負(fù)荷時關(guān)閉。引入的這股冷空氣將增加渦輪的流量，使增壓器向高效區(qū)移動，增加了壓氣機壓比。這樣實際進(jìn)入氣缸內(nèi)的空氣流量增加，改善了氣缸內(nèi)燃燒狀況，降低了排氣溫度。不帶和帶進(jìn)氣旁通閥對發(fā)動機性能的影響見圖8和圖9。

5 發(fā)動機整機性能預(yù)測

按照船用螺旋漿推進(jìn)特性曲線，預(yù)測了發(fā)動機在各負(fù)荷工況下的平均有效壓力、燃油消耗率、氣缸爆發(fā)壓力、容積效率、過量空氣系數(shù)（圖10、圖11）。

6 試驗測量值與計算結(jié)果對比

表1列出了樣機試驗實測值與模擬計算值的對比，可以看出偏差微小。由于為了滿足更嚴(yán)格的排放法規(guī)，增大了增壓器的壓比，犧牲了一些經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)，導(dǎo)致試驗測量的油耗、過量空氣系數(shù)和爆壓稍大于計算值。

圖7 氣門重疊對發(fā)動機性能的影響

圖8 不帶進(jìn)氣旁通閥發(fā)動機的性能

圖9 帶進(jìn)氣旁通閥發(fā)動機的性能

圖10 柴油機平均有效壓力和比油耗預(yù)測

圖11 柴油機爆壓、容積效率和過量空氣系數(shù)預(yù)測

表1 試驗實測值與模擬計算值對比

7 結(jié) 論

（1）通過樣機試驗驗證，整機性能計算預(yù)測的發(fā)動機性能是正確的；

（2）計算確定的進(jìn)氣、排氣系統(tǒng)幾何尺寸，能夠滿足柴油機的要求；

（3）計算確定的配氣定時方案能使柴油機滿足性能和排放的要求；

（4）采用進(jìn)氣旁通能改善低負(fù)荷時發(fā)動機的性能。

［1］ 西安交通大學(xué)內(nèi)燃機教研室編.內(nèi)燃機原理［M］.北京：中國農(nóng)業(yè)機械出版社，1981.

［2］ 易生海，等.D114B船用柴油機的性能預(yù)測和優(yōu)化計算·柴油機［J］.2002，（2）：19－22.