中速柴油机四机双桨驱动调距桨是国内外大型舰船的主要动力形式之一，某型船用主推进系统采用大缸径四冲程中速柴油机，单机功率超过10000 kW，并采用单增压器涡轮增压。根据实船应用，该型柴油机在低转速加载过程中排气冒黑烟现象十分明显，在达到设定工况稳定运行时冒黑烟现象消失。在面向更大的船体和桨轴惯量时，其黑烟现象可能更加突出。涡轮增压是柴油机发展的一个关键性技术，该型柴油机在低速阶段冒黑烟主要原因是进气空气流量小，原增压器响应滞后，运行过程中“气不跟油”而导致的燃烧恶化。涡轮增压器的瞬态响应对柴油机动态特性产生影响，如何合理地解决该型中速柴油机黑烟问题是确保舰船动力性能和长期可靠性的关键^{[1 − 2]}。

科研人员在柴油机黑烟控制等方面进行了大量的研究^{[3 − 6]}。Yokomura等^[7]针对柴油机瞬态工况下碳烟排放过高的问题，提出基于过量空气系数的瞬态EGR控制策略。张永洋等^[8]对柴油机加载过程和过量空气系数等关键性能参数进行分析，优化喷油策略并开展实船试验，优化后的柴油机冒黑烟现象得到明显改善。刘锦荣等^[9]为解决船用柴油机怠速合排以及急加速工况时冒黑烟的问题，分析柴油机进气不足的原因为废气倒流，通过优化配气相位并结合台架验证，改善了该型柴油机的黑烟问题。近年来，基于柴油机黑烟控制学者做了大量研究，但在中速柴油机低转速加载过程中对黑烟现象的评估以及增压器瞬态响应性能解决黑烟问题上缺乏研究。本文基于GT-Power仿真模型与不透光度台架试验结合提出一套船用中速柴油机低转速加载中的工程化排烟评估模型，并采用转动惯量较低的双增压方案来改善其瞬态响应性能。经过分析计算确定了惯量接近的B、C增压器，以具体评估该型船用中速柴油机匹配B、C双增压器后在低转速加载过程中对黑烟问题的改善程度，并为船用中速柴油机低转速工况时的排烟评估以及双增压方案针对黑烟问题的优化提供模型依据与可行性分析。

该型柴油机的主要技术参数及要求如下：型式为V型16缸、采用增压中冷技术；额定转速为600 r/min；额定单缸功率达到750 kW；压缩比为14.2。为了深入研究，利用GT-Power软件的模块化建模功能，分别构建了中冷器、进排气管路、涡轮增压器、曲轴箱及气缸等关键部件的仿真模型，并按照柴油机的实际结构顺序进行连接配置。建立原A增压器与柴油机匹配的仿真模型，如图1所示。

图 1 增压器与柴油机匹配模型 Fig. 1 Turbocharger and diesel engine matching model

为提高该仿真模型的准确度与可信度，对其进行了柴油机推进特性的110%、100%、90%、75%、50%、25%负荷工况点的匹配计算。同时结合台架试验实测结果，对各工况点的爆压、燃油消耗率、增压压力、增压器转速仿真计算结果进行对比，如表1所示。通过分析，可以发现柴油机多参数标定偏差较小，最大误差保持在工程可接受的5%以内，因此认为该模型搭建比较准确，可以较为真实地反映该型柴油机的运行情况并继续后续增压器与柴油机全负荷工况的匹配特性研究。

表 1(Tab. 1)

表 1 模型准确性结果校核 Tab. 1 Verification of model accuracy results 负荷/ % 燃油消耗率/ (g·(kW·h)−1) 增压压力/ MPa 增压器转速/ (r·min−1) 空燃比 25 实测值 208.13 0.132 5812 27.84 仿真值 211.10 0.135 5592 26.54 误差/% 1.43 2.27 3.79 4.6 50 实测值 185.73 0.247 10709 36.38 仿真值 192.65 0.242 10806 35.96 误差/% 3.73 2.02 0.91 1.1 75 实测值 184.44 0.382 13716 39.78 仿真值 187.46 0.389 13718 41.24 误差/% 1.64 1.84 0.14 3.7 90 实测值 187.93 0.459 14665 40.03 仿真值 189.41 0.463 14964 41.44 误差/% 0.79 0.86 2.04 3.5 100 实测值 191.1 0.502 15310 39.24 仿真值 190.8 0.496 15656 40.21 误差/% 0.16 1.25 2.26 2.5 110 实测值 194.92 0.531 15910 37.26 仿真值 192.24 0.527 16315 38.42 误差/% 1.37 0.75 2.55 3.1

表 1 模型准确性结果校核 Tab.1 Verification of model accuracy results

台架试验通过采用一台AVL不透光度测试仪器，在原A柴油机系统排烟管上对管内排烟的不透光度进行了动态测量记录，采样点设置在排气管上尽可能长且直的管道段上，如图2所示。该仪器主要应用于测量柴油机瞬态工况下的排气不透光度，其原理主要基于光衰减的物理作用，通过测量光穿过被测废气后的衰减程度来确定废气的不透光特性。

图 2 不透光度测试原理 Fig. 2 Principle of opaque light test

船用柴油机在低转速加载过程中引起冒黑烟的影响因素众多，对于涡轮增压器因素，其在加载过程中，需提供足够的空气量才能满足柴油机的加载需求。而本文所建立的柴油机GT-Power模型主要将可表征排烟特征的过量空气系数模型以及记录评估黑烟排放时的重要指标不透光度相结合，对过量空气系数、不透光度与黑烟之间的关系进行定性分析，便能合理地分析双增压方案对黑烟问题的改善情况。柴油机原A型增压器加速台架试验与GT-Power模型仿真试验均按照同一瞬态加载程序进行。

图3为视频记录下柴油机在14～65 s的加载过程中黑烟排放的动态变化，通过观察可以详细了解柴油机的排烟特性。在加载初期即第14 s时，测得的不透光度为20%，此时有轻微黑烟排放，但不易被肉眼察觉。在20 s时，不透光度迅速升至60%，此时黑烟排放变得明显，能够被肉眼识别到。在第25～40 s，不透光度维持在100%，可以观察到浓浓的黑烟，完全不透明，说明此时柴油机黑烟排放问题较为严重。在第45～65 s间，不透光度逐渐降低，黑烟逐步消散，最终变得难以观察到。

图 3 柴油机冒烟情况 Fig. 3 Diesel engine smoke condition

在加载程序过程中分别记录台架试验不透光度与仿真模型过量空气系数，如图4所示。可以发现，过量空气系数与不透光度变化趋势对应较好，说明两者之间是强相关的。当过量空气系数低于1.5时，不透光度快速上升并迅速达到峰值，并在过量空气系数回升后急速下降并趋于稳定。在该加载程序下过量空气系数在12～64 s维持于1.5以下，而相应的不透光度在14～65 s之间处于20%以下，这一对应关系说明该仿真模型能够较为合理地评估该型柴油机冒黑烟情况。因此，可以定性得出结论，当过量空气系数低于临界值1.5时，该型柴油机存在产生黑烟的风险。

图 4 不透光度与过量空气系数 Fig. 4 Opacity and excess air coefficient

双增压方案中，柴油机增压系统由2个独立的增压器组成，每个增压器分别负责为一排（8个气缸）提供压缩空气，从而实现高效的增压效果。图5为双增压方案中进气和排气的流向，空气从2个增压器的压气机入口流入压缩，通过中冷器冷却后经进气管流入气缸，燃烧后的废气则经排气管驱动涡轮机，完成循环。

图 5 双增压方案示意图 Fig. 5 Schematic diagram of dual turbocharging scheme

当转动惯量降低时，过量空气系数升高，而过量空气系数的高低与黑烟问题具有密切关系，表现为当过量空气系数低于一定值时会有黑烟风险。考虑到增压器转动惯量受限于材料、技术等原因不会无限小，因此决定匹配总转动惯量在原单增压器20%左右的双增压器方案。并根据增压器数值匹配计算，基于自主可控要求与成本分析，并结合主要技术参数，初步选定了2种国产化增压器型号，如表2所示。

表 2(Tab. 2)

表 2 增压器型号 Tab. 2 Turbocharger Model 型号 结构形式 转动惯量/kg·m2 整机效率/% A 离心式 5.2 70 B 离心式 0.533 68 C 轴流式 0.73 72

表 2 增压器型号 Tab.2 Turbocharger Model

其中B、C转子转动惯量相近，总转动惯量分别仅为A的20.1%和28%，同时轴流式C在整机效率方面均略高于离心式A与B。对双增压方案下的B、C在原仿真模型的基础上，进行与柴油机匹配推进特性的110%、100%、90%、75%、50%、25%稳态负荷工况点的匹配计算，如图6所示。

图 6 双增压方案稳态性能验证 Fig. 6 Verification of steady-state performance of dual turbocharging scheme

可知，使用双增压方案的B、C与使用单增压方案的A稳态性能十分接近，能够较好地满足该型柴油机的性能需求，因此可以认为双增压方案下的B、C增压器可行。

柴油机仿真模型匹配双增压器后，分别对A、B、C按低转速工况瞬态加载程序进行计算。图7为柴油机在与不同型号增压器联合运行时的性能曲线，它们均通过了各自增压器的高效工作区域。其中A、C由于其较高的效率与性能能够支持更高的柴油机运行功率，因此运行线在高负荷时并未完全居中通过增压器的最高效率区域；而B效率与性能相对较低，柴油机在稳定时正好穿过其最高效率区。可以看出，柴油机与C匹配时，高负荷工况时穿过高效区的时间最长，并且能够提供更多的功率运行余量。

图 7 柴油机与增压器联合运行线 Fig. 7 Combined operation of diesel engine and turbocharger

图8(a)揭示了3种型号增压器对进气压力建立速度的影响。进气压力在加载初期均呈现缓慢增长后急速上升最终平稳于稳定压力的趋势，这主要是由于增压器响应性能的原因。具体来说，A的进气压力上升至0.15 MPa所需时间为57 s，而采用低转动惯量设计的B和C分别仅需35 s和25.8 s，分别缩短了38.6%和54.7%，这说明双增压方案在响应性能上表现出更为卓越的效果。此外，尽管C的转动惯量略高于B，但其凭借相对较高的效率对瞬态响应有着更显著的提升效果。同时，这些数据表明，低转动惯量和高效率的双增压方案有利于在加载过程中更迅速地建立所需的进气压力以此提供更多的进气量。

图 8 分控加载程序下柴油机性能参数 Fig. 8 Diesel engine performance parameters under the sub-control loading program

图8(b)和图8(c)表明，在加载初期的20 s内，由于增压器转速尚未达到设计值，未能供应充足空气量。在这一阶段，恒定转速下增加扭矩的加载方式使得喷油量激增，导致过量空气系数迅速下降，燃烧混合气处于富油状态。随后，B和C增压器较快地建立了进气压力，确保了充足的空气供应，从而优化了燃烧，并使得在随后的加载阶段过量空气系数稳定上升，最终趋于一致。而A由于瞬态响应较慢，其过量空气系数持续缓慢下降，直至50 s后的升负荷阶段才开始快速回升并逐步稳定。C的过量空气系数在20 s时降至最低1.72，但在加载过程中未曾低于1.5，说明加载中未出现黑烟问题。相较之下，A在12～64 s间的过量空气系数持续低于1.5，持续时间达52 s；B则在14.4～25.4 s间短暂出现黑烟，持续11 s，与A相比时间减少了78.8%。结果证明双增压方案在改善柴油机低转速工况下的不透光度及黑烟排放上具有显著效果。

基于图8(d)，B、C燃油消耗率在几秒内骤降后减缓下降，并在柴油机达到稳定工况后逐渐趋于一致。而A燃油消耗率在骤降后有一段回升，之后逐渐降低并最终稳定，这反映了其加载前期因转动惯量大，无法提供足够的进气量导致气缸内燃烧不充分。优化后的B、C双增压器的柴油机燃油消耗率在转速变化点30 s与70 s时分别降低了16、27.7 g/kW·h¹以及9.7、12.9 g/kW·h¹，显著降低了该型柴油机的运行成本，提高了经济性。

1）过量空气系数、不透光度与排烟之间具有强相关性，当过量空气系数低于1.5时，该型船用柴油机在低转速工况时有黑烟风险，为船用中速柴油机在低转速工况时的黑烟评估以及针对性优化提供依据。

2）通过原A增压器与B、C双增压器3种型号，从涡轮增压器提升瞬态响应角度对低转速工况的黑烟问题进行分析，发现双增压方案能够有效优化低转速工况时的黑烟问题并显著降低燃油消耗率。并且当转动惯量接近时，轴流式增压器C因其效率更高，对黑烟的优化效果要明显高于离心式增压器B。