定量制度比较与发动机性能评估：基于运行工况的基线建立与比较方法在在役推进系统评价中的应用 尼科莱塔·阿科米（Nicoleta Acomi）和 米克塔·切尔文斯基（Mykyta Chervinskyi）

《Journal of Marine Science and Engineering》：Quantitative Regime Comparison and Engine Performance Assessment: Regime-Dependent Baselining and Comparison for In-Service Propulsion Evaluation Nicoleta Acomi and Mykyta Chervinskyi

　　摘要 海洋推进引擎的在役评估需求不仅仅是简单的额定值比较，因为运行条件受到螺旋桨需求、阻力增长、空气路径响应和热状态的影响。本研究开发了一种定量基准测试方法，用于评估安装在31,000 DWT多用途集装箱船上的低速二冲程W?rtsil? 6RT-flex58T-D引擎的性能，该方法能够根据不同的运行状态进行评估。该方法将经过认证的海上试验数据、耐久性测试记录、制造商提供的负荷图限制以及15%的服务裕度预测整合在一个共同的参考框架内。研究了三种代表性的运行状态：测量得到的轻负荷基线（SR1）、测量得到的热稳定的持续运行状态（SR2）以及基于基线并考虑15%服务裕度预测的重负荷运行状态（R2）。通过比较运行点位置、轴扭矩、螺旋桨律一致性、选定的空气路径和热变量、负荷图接近度以及在有数据情况下的校正后的燃油消耗率等指标来进行评估。SR1基线下的螺旋桨律偏差不超过1.18%，证明了其作为轻负荷运行的参考值的可靠性。在SR2状态下，校正后的燃油消耗率从174.4 g/kWh降至172.0 g/kWh，涡轮前的排气温度从359°C升至435°C，相应的热裕度也从156°C降至80°C。在+15%服务裕度预测下，100%负荷点所需的轴功率从12,046.0 kW增加到13,852.9 kW，超出了安装时的最大连续运行功率（MCR）13,560 kW 2.2%，同时扭矩和平均有效压力（BMEP）也相应增加了15%。这些结果表明，在一个基于特定安装负荷图的基准测试框架内，可以定量区分测量得到的基线运行状态、持续负荷的运行条件以及预测的重负荷运行需求。

1. 引言
海洋推进引擎的在役评估不能仅依赖于额定值数据，因为船舶的实际运行条件与用于测试床认证和设计点规范的假设条件有显著差异。在实际运行中，引擎的运行点受到船体阻力、螺旋桨需求、负荷条件、天气、吃水深度变化以及空气和控制系统响应的共同影响[1,2,3]。因此，相同的额定负荷水平可能对应不同的扭矩需求、热状态、空气供应充足性和运行储备。对于驱动固定螺距螺旋桨的低速二冲程引擎而言，这种问题尤为明显，因为阻力增加会使得运行点向低速、高扭矩区域移动，从而导致扫气裕度减小和热负荷增加[1,4,5]。这种解释与标准的低速二冲程推进特性以及制造商提供的固定螺距螺旋桨运行指南是一致的[3,6]。制造商提供的负荷图定义了给定引擎安装的允许运行范围，并规定了连续运行、过载和瞬态运行所遵循的主要机械和热力学限制[3]。然而，实际的推进评估不仅仅是确定测量点是否在该范围内，更重要的是需要一个定量的基础来比较运行点相对于经过验证的基线的偏移程度、持续运行如何改变热暴露和空气路径行为，以及阻力增加或操纵条件如何降低可用运行裕度[5,7,8]。从这个意义上说，负荷图在与可测量的特定运行状态指标结合使用时最为有用，而不仅仅作为一个静态的合规性图表[8,9]。在本案例中，相关的制造商定义的限制包括连续运行区域、允许的最低速度扭矩边界（第5线）和瞬态运行边界（第6线），这些在W?rtsil?的操作文档中有明确说明[3]。这些限制在操作上非常关键：接近第5线意味着低速扭矩需求的增加和扫气不足，而接近第6线则表示热负荷增加和较低的缸体冲洗条件。

最近的研究从多个互补的角度考察了海洋推进性能。针对集装箱船的应用，分析了偏离设计规格的引擎行为和改变的推进运行窗口；同时，也有研究在恶劣海况下研究了船舶-引擎-螺旋桨的集成匹配问题[4,10,11]。此外，还研究了船体和螺旋桨的退化，包括生物污垢相关的恶化现象，这些因素在实际运行条件下会导致额外的阻力、速度损失和推进需求增加[12,13]。还有一些研究考虑了涡轮增压器性能下降对海洋引擎性能的影响，以及使用数据驱动方法进行海洋柴油引擎性能评估和预警[14,15]。最近的全尺寸研究还检验了低速二冲程海洋柴油引擎在实际海况下的性能行为，进一步证明了基于特定安装的性能解释的持续相关性[16]。最近的诊断工作也转向了基于第一原理的数字孪生模型和大型引擎数据集，表明引擎健康状况的解释越来越依赖于校准后的参考条件和实测运行变量，而不仅仅是额定值数据[17,18]。长期的全尺寸推进研究还表明，船体和螺旋桨的污垢会显著增加所需的轴功率，而生物污垢评估方法现在明确地将速度-功率预测与安全、燃油消耗和运行条件下的排放量联系起来[19,20]。可解释的运行数据模型也被用来预测在船体污垢和天气共同影响下的轴功率、燃油消耗和速度；而在役阻力建模也证实了风、波浪、水流、负荷条件和速度范围可能会导致与模型测试或清洁状态下的行为存在可测量的偏差[21,22]。在引擎方面，最近的研究表明，扫气空气的压力和温度对功率、平均有效压力、热效率和排放行为有显著影响；数值能量分析也证实了二冲程引擎性能对扫气空气温度和喷射相关运行参数的敏感性[23,24]。数据驱动和混合物理-机器学习方法也被提出用于燃油消耗和推进效率的预测，这进一步强调了将可测量的运行变量与物理可解释的绩效指标相结合的必要性[25,26]。最近的推进系统建模和船厂与海况对比进一步支持了这样的观点：在比较受控和实际运行条件下的引擎性能时，需要基于船上或特定船舶的运行数据[27,28]。尽管取得了这些进展，现有文献尚未提供一个紧凑的、针对特定安装的比较框架，将该框架内的测量海上试验基线数据、测量得到的持续负荷数据以及分析预测的重负荷需求放在一个共同的制造商参考负荷图基础上。大多数现有研究分别关注热力学模拟、退化建模或数据驱动的监测，而实际的在役推进评估通常需要系统地比较基线条件、持续负荷的运行条件和预测的偏离设计规格的需求，这些都需要基于特定安装的文档证据。

本研究通过开发一种定量基准测试方法，解决了这一需求，该方法适用于安装在31,000 DWT多用途集装箱船上的低速二冲程W?rtsil? 6RT-flex58T-D引擎的性能评估。该方法将经过认证的海上试验数据、耐久性测试记录、制造商提供的负荷图限制以及15%的服务裕度预测整合在一个共同的参考框架内。评估了三种代表性的运行状态：测量得到的轻负荷基线（SR1）、测量得到的热稳定的持续运行状态（SR2）以及基于基线预测的重负荷运行状态（R2）。比较采用了包括标准化运行点坐标、轴扭矩、制动平均有效压力、螺旋桨律一致性、选定的空气路径和热变量、负荷图接近度以及在有记录情况下的校正后燃油消耗率等指标。

本研究的新颖之处在于建立了一个特定安装的基准测试框架，该框架将测量得到的海上试验基线数据、测量得到的持续负荷耐久性数据以及分析预测的重负荷需求整合在一个共同的制造商参考负荷图基础上，从而可以进行定量比较。通过在单一的分析框架内区分测量数据、推导数据和分析预测的数据，本研究旨在支持对基线运行、持续负荷运行条件和预测的重负荷运行条件的更系统化比较。在这个结构中，可以使用可追溯到认证船舶文档的指标，在相同的参考基础上比较基线运行、持续负荷运行条件和预测的重负荷运行。

2. 材料与方法
2.1. 案例研究船舶和推进系统
定量评估基于一艘配备单个右旋固定螺距螺旋桨布置的31,000 DWT多用途集装箱船。案例研究船舶的主要参数总结在表1中。该船舶由一台低速二冲程W?rtsil? 6RT-flex58T-D Tier II型引擎驱动（由中国上海的沪东重机有限公司制造），该引擎直接连接到轴系上[3]。这种安装方式适用于定量推进基准测试，因为轴速、螺旋桨需求和引擎负荷保持直接耦合，使得运行点的变化可以直接对照制造商提供的负荷图进行解释[2,4]。表1列出了船舶的具体参数。在本研究中，这艘船被用作特定安装的额定基准。从认证的船舶文档中取得的安装引擎额定值为在105 rpm时的13,560 kW（MCR），而在推进分析中使用的服务参考值为在88.6 rpm时的8136 kW（CSR）。这些值仅作为船舶特定的标准化基准，CSR的解释、服务裕度和允许的运行区域遵循制造商的负荷图框架。

这种推进布置特别适合本次分析，因为海上试验文档提供了经过认证的稳定推进测量数据和同一安装的耐久性负荷记录。这使得可以在一个特定于船舶的参考框架内比较基线、持续运行和预测的重负荷运行条件，而不仅仅是与名义目录值进行比较。本研究中使用的文档来源包括经过认证的船舶海上试验记录、耐久性测试文档和制造商的操作文档。海上试验和耐久性记录提供了用于定量运行状态比较的测量轴速、轴功率、船舶速度以及选定的热和空气路径变量，而制造商文档仅用于引擎几何形状、负荷图边界和报警/参考值的参考。因此，本研究是一种基于经过认证的船舶试验和耐久性文档的特定安装分析评估，其中制造商的操作数据仅作为解释的参考限制。这种区分与最近的船厂与海况对比结果一致，这些对比表明，受控的测试循环条件和船上运行数据可能导致不同的热状态、燃油消耗和引擎性能特征[28]。

2.2. 参考运行范围和指标基础
推进装置使用制造商提供的负荷图作为所有代表性状态的共同参考框架进行评估。在直接耦合的固定螺距螺旋桨安装中，轴功率需求随旋转速度变化而变化，而船体和环境阻力决定了运行点相对于名义试验曲线的位移[2,3,4]。因此，运行条件的严重程度必须通过工作点在功率-速度场上的位置来解读，而不仅仅是基于名义负荷百分比。

对于本次定量评估，仅保留了直接影响指标定义的引擎和推进特性。首先，MCR点被用作标准化运行点坐标的主要参考值，并用于与允许的运行范围进行比较。其次，CSR点提供了与持续推进负荷相关的实际服务参考。第三，制造商提供的负荷图边界定义了本次比较中使用的工程限制，具体包括推荐的连续运行区域、允许的最低速度扭矩边界（第5线）和具有操作时间限制的瞬态运行边界（第6线）[3]。

所选的引擎是一种低速十字头二冲程单元，具有废气涡轮增压、单流扫气系统以及电子控制的共轨燃油喷射和排气阀驱动[1,3]。对于本文而言，这些特性尤为重要，因为它们影响了在不同运行条件下的扭矩需求、空气路径充足性和热响应之间的关系。在稳定运行状态下，可以通过稳定的指标（如扫气压力、涡轮增压器速度和排气侧温度水平）来评估空气和排气系统[5,6,7]。在此框架内，该方法重点关注运行点位置、轴扭矩（此处用作比较的标准化指标）、选定的空气路径和热指标，以及与负荷图边界接近程度。本节的目的是为了确定下文提到的基于特定安装的计算所需的参考基础。

需要注意的是，制造商提供的负荷图和操作文档在这里并不被视为实际服务测量的替代品，而是作为特定安装的参考限制，用于解释测量得到的海上试验和耐久性运行点。实际测量得到的点仍然特定于船舶，并反映了文档记录的海上试验和耐久性条件，而不是理想化的船厂运行条件。在最近的在役阻力建模中也做了类似的区分，其中运行数据被用来识别在不同环境、负荷和速度条件下的模型测试或清洁状态下的偏差[22]。

2.3.**代表性运行模式的操作定义**
本研究中的运行模式比较基于案例船舶的海上试验文档，并使用制造商提供的负载图作为所有运行模式的共同参考框架。对于当前的定量评估，运行模式的定义基于可用证据的类型、这些证据支持的物理解释以及每个运行状态所赋予的比较作用。

现有的试验计划提供了与运行模式识别相关的两个主要数据组：恒定推进测量数据和耐久性负载记录。此处仅报告与定量分析中使用的变量直接相关的测量系统和试验记录，即轴功率、轴转速、船速、校正后的燃油消耗率（SFOC）、扫气压力、涡轮增压器转速和废气温度。恒定推进测量数据提供了定义轻载运行参考条件所需的轴转速、轴功率和船速数据。耐久性记录提供了持续负载信息以及选定的空气路径和热变量，包括扫气压力、涡轮增压器转速和废气温度。

本研究的测量基础遵循经认证的船舶试验文档。试验速度和机动性测量使用THALES 3011 DGPS系统（Sercel公司，法国卡尔凯富）进行，其试验报告称最大动态位置误差小于5米。螺旋桨轴功率的测量基于CK-II钢弦应变片系统，该系统配备有套管和吸气流环换能器布置，钢弦传感器安装在轴上。船速和轴功率的测量在反复的试验运行期间同时进行。根据试验文档，在五种负载条件下进行了十次试验运行，使用配对的方向角来获得平均轴功率和平均速度值。

源文档中报告的环境和试验条件包括东海作为海域：海况3-4级，海水温度25°C，水密度1.027吨/立方米，水深约66米。这些细节在此报告是为了明确文档中的测量背景。本文不会重新处理原始传感器信号或校准文件，而是使用试验和耐久性记录中包含的经认证的报告值。

由于作者无法获得所有测量量的完整校准证书和不确定性文档，因此本分析将试验和耐久性数据视为经认证的报告值，并不尝试重建完整的计量不确定性链。相反，考虑了测量精度的影响，这与研究的比较目的以及衍生指标的敏感性相关。由于运行数据集可能包含传感器误差、异常值和环境变化，最近的船舶性能研究强调了数据准备、可物理解的变量选择以及在从轴功率、速度和燃料消耗趋势得出结论之前仔细区分测量量和衍生量[21,25]。

这一限制对主要解释的影响有限，因为研究比较的是运行模式，而不是试图认证绝对的发动机性能。轴扭矩与轴功率成正比，与转速成反比，而BMEP是从轴扭矩和固定的发动机几何形状推导出来的。因此，轴功率和速度的不确定性会传递到扭矩和BMEP中，但它不会改变SR1（测量基线）、SR2（测量到的持续负载模式）和R2（分析预测的+15%需求情况）之间的证据区分。因此，R2中安装MCR的预测超出应被解释为基于经认证的试验数据的名义计算需求，而不是直接测量的过载情况。更广泛的运行模式比较仍受测量基线关系、持续负载耐久性记录和施加的服务裕度预测的约束。

因此，代表性模式的定义使得证据来源在整个分析过程中保持明确，清楚地区分了测量模式和分析预测的模式。

在修订后的框架内，使用了三种代表性模式：

- **SR1（测量到的轻载运行基线）**：在清洁船体和有利试验条件下获得的恒定海上试验速度-功率测量值。SR1为运行点坐标、螺旋桨定律拟合、轴扭矩和衍生的BMEP提供了经过验证的特定于船舶的参考。
- **SR2（测量到的持续负载模式）**：在足够的停留时间以建立热稳定性后，在固定负载下的耐久性试验记录。在本数据集中，SR2用于评估稳定的扫气压力、涡轮增压器转速、废气温度、校正后的SFOC和文档中记录的制动效率。
- **R2（预测的重载运行模式）**：通过对验证后的SR1基线应用15%的海域裕度因子，在相同的轴速度下获得的分析预测服务条件。R2被视为分析预测的非设计状态，用于量化增加的轴功率需求、扭矩、BMEP以及与制造商定义的Line 5和Line 6边界的接近程度。

因此，每种模式的比较作用是不同的。SR1提供了用于评估运行点迁移的测量基线。SR2提供了用于热力学解释的稳定持续负载参考。R2提供了用于量化相对于基线的服务相关裕度侵蚀的预测重载运行条件。这种结构允许后续方法一致地区分测量量、衍生量和预测量，从而减少对非设计推进行为的处理歧义[4]。

为了清晰起见，三种模式的证据状态可以总结如下：SR1和SR2基于测量的试验文档，并支持进一步的衍生指标，而R2是从测量基线数据分析预测的。这样，这些模式集作为一个操作比较协议，而不仅仅是对发动机行为的纯粹描述性分类。三种代表性模式的证据状态和分析作用在表2中进行了总结。

**2.4 方法论和性能指标**
为了评估制造商定义的操作范围内依赖于运行模式的发动机行为，使用发动机负载图（图1）作为共同参考基础。从海上试验和耐久性文档中得出的代表性运行点相对于推荐的连续操作区域、通过CMCR（Line 1）的恒定Mep/Torque线、过载限制（Line 2）、可接受的低速扭矩边界（Line 5）以及具有操作时间限制的瞬态服务范围（Line 6）进行解释。这样，运行模式的变化被视为运行点位置、机械负载、热状态和接近限制条件的可测量变化。图1作为基准网格，用于量化SR1到R2的迁移。

该方法遵循第2.3节中定义的三种代表性模式。对于SR1，目的是在轻载运行试验条件下建立经过验证的基线推进特性。对于SR2，目的是使用来自试验记录的热学、空气路径和燃料相关指标来量化稳定的持续负载行为。对于R2，目的是通过对SR1基线应用代表性的海域裕度来分析预测重载运行条件。

在这个框架内，发动机性能在三个相互关联的领域进行评估：机械负载、热力学稳定性和燃料消耗。选定的指标有意限制为可以直接从试验文档或在船舶操作期间一致获得的量。这保持了测量量、计算量和预测量之间的清晰区分。使用扭矩、BMEP、空气路径指标和燃料消耗变量也与最近的船舶发动机健康评估研究一致，这些研究使用校准的参考状态和测量的操作参数来描述操作范围内的偏差[17]。

性能评估在制造商的负载图坐标（功率与速度）内执行，使用负载图作为本研究中考虑的测量和分析预测模式的无量纲参考框架。在这个框架内，发动机性能在三个主要性能领域进行评估：机械负载、热力学/空气路径响应和燃料消耗。此外，使用边界接近度作为运行模式比较的衡量标准，以量化运行点接近制造商定义的操作限制的程度。为了量化运行点在定义的模式（SR1、SR2和R2）之间的迁移，使用了以下指标：

- **机械负载**：运行点相对于名义螺旋桨曲线和制造商定义的扭矩相关边界（Line 5和Line 6）的位置。
- **制动平均有效压力（BMEP）** 作为发动机扭矩需求和负载强度的标准化指标。
- **热力学和空气路径响应**：从SR2记录中评估稳定的指标，包括扫气压力、涡轮增压器转速和废气温度，这些指标表征了持续运行下的空气供应响应和热负载。
- **燃料消耗**：校正后的燃油消耗率（SFOC），调整至ISO参考条件以确保文档中的试验测量结果与在服务中的运行模式解释之间的可比性。

**2.4.1 SR1 基线指标**
在SR1模式下，使用海上试验推进特性来量化基线轻载运行行为。与轻载运行相关的储备通过轻载运行裕度（LRM）表示，定义为在相同吸收功率下测量的轻载运行螺旋桨曲线速度与名义螺旋桨特性速度之间的相对差：
（1）正的LRM表示轻载运行行为，即与名义螺旋桨特性速度相比，轴转速更高。

SR1的输入数据在表3中总结。表3中的百分比负载标签遵循试验文档的命名法，仅作为点标识符保留。它们不表示用于标准化的安装MCR的确切分数。

对于固定螺距螺旋桨（FPP），发动机运行点主要由螺旋桨吸收特性决定。在平静水域/轻载运行条件下，吸收功率可以近似为：
（2）其中

这是与制造商用于固定螺距螺旋桨安装的近似立方螺旋桨特性一致。

在SR1中，发动机性能在狭窄但严格的推进能力意义上进行处理，通过以下方式量化：
- 运行点坐标（标准化）。这些允许直接放置在发动机负载图上并易于在不同模式之间进行比较。
- 提供的轴扭矩（机械负载）。扭矩是“重载运行”背后的直接机械量：增加的船体阻力推动螺旋桨曲线并提高扭矩需求。

（3）
（4）

- 制动平均有效压力（BMEP）作为负载强度指标。BMEP非常有用，因为它独立于速度比较运行程度，并且自然地与负载图上的恒定Mep边界相关联。在本研究中，BMEP仅用作衍生的比较负载强度指标，而不是作为主要的机载测量变量。对于二冲程发动机，BMEP可以等效地写为：
（6）其中

在当前计算中，在从测量功率和速度得出轴扭矩后，使用基于等效扭矩的形式（方程（9）进行计算。首先，使用发动机几何形状（气缸数i、缸径、行程）计算总 swept volume：
（7）

（8）对于W?rtsil? 6RT-flex58T-D（i = 6, D = 0.58 m, S = 2.416 m），得到的总 swept volume是

（9）

- 螺旋桨定律拟合质量（基线条件的验证）。一旦从参考点校准了，则其他SR1点应随之调整。小的偏差表示测量分散和轻微的环境影响，而大的偏差可能表示非稳定点或假设定律的不匹配。

**2.4.2 SR2 持久负载指标**
对于SR2，方法保留了SR1中使用的相同核心机械指标，因为运行点仍然由轴功率和轴速度定义。额外使用了扫气压力和排气侧温度，因为最近的研究表明，扫气空气压力、扫气空气温度和热边界条件会影响平均有效压力、热效率、燃烧行为和与能量相关的性能[23,24]。然而，SR2通过增加仅在持续和热稳定条件下有意义的熱、空气路径和燃料消耗指标来扩展评估。

热力学稳定性是根据持续负载操作期间关键过程变量的响应来评估的，特别是扫气压力和废气温度，偏差根据发动机文档中指定的稳态预期进行解释。用于SR2的持续负载输入数据在表4中总结。SR2的输入数据表1。对于SR2，使用了在方程（3）-（5）中介绍的相同的标准化工作点坐标和轴扭矩定义。扭矩是衡量发动机在给定速度下机械负载“剧烈程度”的最直接指标。使用总扫气量BMEP（如方程（9）所定义的），可以即使在不同速度下，也能稳健地比较60%和90%持续负载点之间的工作强度。校正后的燃油消耗率（SFOC）是直接从记录的海上试验燃油消耗记录中得出的，应用了试验校正程序后得出的。因此，在本研究中，校正后的SFOC被视为报告的试验数据，而不是从间隔燃油质量独立重新计算得出的。相应的试验记录提供了测量的燃油消耗间隔、低热值校正因子、ISO校正系数以及此处用于比较的最终校正后SFOC。试验记录校正程序被认为是报告的校正后SFOC值的来源，但在此不作为独立的计算步骤进行再现。

制动热效率：当已知校正后的SFOC和燃油低热值（LCV）时，可以不依赖燃油流量时间序列来计算制动热效率：
(10)
其中：单位为kg/kWh和kJ/kg。

SR2提供了稳定的温度和涡轮增压器转速，从而可以量化合规性裕度：
排气温度裕度（涡轮增压器入口/涡轮前）：
(11)

采用的参考值515°C对应于发动机工作数据表中每个涡轮增压器前的高报警设置。

除了平均排气温度指标外，还检查了每个气缸出口的排气温度，作为持续负载条件下热均匀性的补充指标。图2比较了60%和90% SR2参考点下的每个气缸的排气温度，从而提供了发动机内部热分布的更详细视图。图2显示了60%和90% SR2持续负载点下每个气缸的排气温度。

涡轮增压器转速裕度（超速报警）：
(12)
涡轮增压器转速裕度是参考了记录中的超速报警阈值。如果以rpm表示，该阈值是从试验文档中使用的相应涡轮增压器报警设置转换而来的。

对于SR2来说，最高持续负载点特别有用，因为它提供了可用耐久性数据集中最为苛刻的热条件，并包含了记录的校正后SFOC。

参考额定常数：
2.4.3 R2重载运行预测
R2重载运行状态是通过在海上试验基准上增加15%的服务裕度来建模的，从而在发动机负载图上产生预测的工作点。然后可以相对于制造商定义的限值线来检查这些点，特别关注允许的低速扭矩边界。

固定螺距螺旋桨下的重载运行条件可以用两种互补的方式来描述：
需求增加的观点：对于给定的螺旋桨速度，增加的阻力需要更大的输出轴功率和扭矩。这可以通过在每个点上应用海上裕度因子直接体现到SR1功率需求上。

功率限制响应的观点：如果发动机无法提供增加的需求功率（调速器限制、燃油指数限制、烟雾限制和热限制），则通常转速会下降，工作点会向低速/高扭矩区域移动。这就是为什么重载运行与减少的扫气空气裕度和更高的热应力相关联。

类似的满尺度污损和生物污损研究表明，船体和螺旋桨状况的恶化会增加在给定工作条件下的所需轴功率，这支持使用需求增加预测作为一种保守的服务裕度场景，而不是直接测量的重载运行记录[19,20]。

R2使用SR1的机械指标，并通过从发动机负载图边界得出的接近限值指标来扩展它们。
(1)轴功率的海上裕度预测：
(13)

(2)在相同转速（相同螺旋桨速度）下，扭矩与功率成比例：
(14)

(3)在发动机几何形状不变的情况下：
(15)

为了表示预测工作点与制造商定义的低速限制区域的接近程度，使用线5和线6的边界函数作为标准化负载图坐标中的参考曲线。线5代表稳定运行的允许低速扭矩边界，并且随着接近这个边界，扫气空气充足性逐渐降低。线6代表上边界服务界限，与制造商限制的短时间运行操作相对应。作为基准，过载运行被限制在最多一小时[3]。因此，相应的指数并不是直接的物理效率或压力。它们是无量纲的边界接近度度量，参考了制造商的负载图。实际上，每个接近度指数是作为预测的R2标准化功率与在同一标准化轴速度下评估的相应线5或线6参考函数值之间的比率来计算的。

负载图边界函数（线5和线6）用作制造商定义的接近度参考：
(16)
(17)
线5在负载图中表示为幂律关系：
(18) （在95%速度，95%功率时）

线6（运行时间限制边界/瞬态服务边界）类似地表示：
(19) （在93.8%速度，100%功率时）

(5)接近度指数（无量纲且易于解释）
定义了一个负载图接近度指数：
低速扭矩/扫气裕度接近度（线5）：
(20)
瞬态服务范围接近度（线6）：
(21)
接近1的值表示接近相应的制造商定义的边界。因此，表示接近允许的低速扭矩/减少的扫气裕度限制，而表示接近带有运行时间限制的瞬态服务边界。只有在瞬态条件下，才允许在线5以上并达到线6的运行。

当预测的需求超过标准化负载图意义上的安装MCR时，R2点应被视为需求上的准稳态运行状态，而不是保证实现的稳态运行条件。

2.4.4 定量工作流程和整合
定量工作流程分为三个连续的分析阶段，以确保在基线、持续负载和偏离设计运行条件之间进行有条理的比较：
基线特征（SR1）：通过有利试验条件下的轴功率与轴速度之间的关系，从认证的海上试验数据中建立基准推进特性。此阶段定义了后续状态迁移评估的基准参考。
持续负载验证（SR2）：整合耐久性试验记录以定义发动机的热稳定运行状态。在此阶段，评估包括空气路径和热响应指标，为制动效率和SFOC评估提供了基础。
偏离设计评估（R2）：使用采用的服务裕度假设，分析预测SR1基线，以量化所需功率、扭矩需求、BMEP的增加，以及与制造商定义的线5和线6边界的接近程度。

这种多阶段整合允许使用制造商的负载图作为一个结构化的诊断框架，区分测量的基线行为、持续负载响应和分析预测的重载运行条件。

3. 结果
3.1 状态量化
以下结果展示了第2节中定义的代表性状态的计算工作指标。计算按状态组织，以量化基线轻载运行行为（SR1）、热稳定持续运行（SR2）和预测的重载运行条件（R2）。所有计算值都在制造商负载图的共同参考框架内进行解释，允许直接比较工作点迁移、裕度减少以及不同状态下的机械和热力学行为变化。

3.1.1 SR1
用于标准化的参考额定常数为 和 。对于SR1的100%点（平均值）： , 和 。
标准化坐标：
轴扭矩：
发动机几何形状：
使用这些值，然后计算其他SR1点的相应值以评估偏差。小的偏差确认SR1是一个一致的基线螺旋桨曲线。
推导出的SR1基线指标在表5中总结。偏差计算为测量轴功率与计算螺旋桨功率之间的绝对百分比差异。表5确认SR1形成了一个连贯的轻载运行基线。在分析范围内，轴扭矩从644.0增加到了1094.6 kN·m，BMEP从10.56增加到了17.96 bar，而拟合的螺旋桨定律偏差保持在0.00–1.18%的范围内。这个小的偏差范围支持使用SR1作为后续比较的验证基线参考。从工程角度来看，表5中最重要的结果不仅是轴功率随速度的增加，还有整个机械趋势的一致性。在45%到100%的试验点之间，轴速度增加了约31%，而轴功率增加了约123%，这与固定螺距螺旋桨的预期三次方特性一致。在同一区间内，扭矩和BMEP大约增加了70%，表明基线曲线代表了一种渐进的机械加载趋势，而不是一组孤立的试验测量值。100%的海上试验点也很重要，因为测量的速度实际上等于MCR参考速度，而测量的轴功率保持在安装MCR以下。这确认了SR1代表了一个轻载运行、清洁船体的试验条件，并为后续评估扭矩需求、BMEP和负载图接近度的增加提供了合适的参考。从工程角度来看，表5中最重要的结果不仅是轴功率随速度的增加，还有整个机械趋势的一致性。在45%到100%的试验点之间，轴速度增加了约31%，而轴功率增加了约123%，这与固定螺距螺旋桨的预期特性一致。在同一区间内，扭矩和BMEP增加了大约70%，表明基线曲线代表了一种渐进的机械加载趋势，而不是一组孤立的试验测量值。100%的海上试验点也很重要，因为测量速度实际上等于MCR参考速度，而测量的轴功率保持在安装MCR以下。这确认了SR1代表了一个轻载运行的清洁船体试验条件，并为之后评估扭矩需求、BMEP和负载图接近度的增加提供了合适的参考。与拟合的螺旋桨定律的小偏差，特别是在75%点的最大偏差1.18%，应解释为正常的试验散布和环境影响，而不是基线不一致的证据。这种小的偏差很重要，因为最近的在役阻力研究表明，环境影响、加载条件和速度范围可以明显区分操作行为与清洁或模型测试参考。因此，小的SR1偏差范围加强了它作为当前数据集中受控基线的角色[22]。

3.1.2 SR2
SR2使用两组记录的持续负载参考数据进行评估：机械、热和空气路径指标的耐久性负载记录，以及校正后SFOC和制动热效率的燃油消耗报告。
对于最高持续负载参考点，耐久性负载记录给出了以下机械和热指标：
制动热效率是根据报告的校正后SFOC和燃油低热值直接得出的。使用报告的校正后SFOC 和燃油低热值40,185，稳定90%燃油消耗点下的制动热效率为：
排气温度裕度（涡轮前）：
涡轮增压器转速裕度：
SR2的所有推导出的持续负载指标总结在表6中。表6显示，从60%到90%持续负载点的过渡伴随着热和空气路径储备的明显收紧。轴扭矩从769增加到1069 kN·m，BMEP从12.62增加到17.54 bar，同时扫气压力、涡轮增压器转速和涡轮前的排气温度都增加了。与此同时，可用的热裕度从156°C减少到80°C，表明尽管校正后的SFOC有所改善，但持续负载条件在热方面更为苛刻。因此，表6表明仅凭校正后的SFOC无法评估持续负载响应。从60%到90%持续负载点，轴功率增加了约59%，而轴扭矩和BMEP增加了约39%。这表明机械负载强度明显增加，但热和空气路径指标的相对增加更为显著。扫气压力从1.75 bar增加到3.10 bar，增加了约77%，而涡轮增压器转速增加了约23%。涡轮前的排气温度增加了约21%，涡轮温度从132°C增加到186°C，表明更高的持续负载点伴随着更大的排气能量流。同时，涡轮前的热裕度几乎减半，从156°C减少到80°C，涡轮增压器转速从6572 rpm减少到4202 rpm。这些变化表明，90%持续负载点在校正后SFOC方面更高效，但也以减少的热和空气路径储备运行。因此，校正后SFOC从174.4 g/kWh的适度改善应解释为稳定负载下的燃油效率趋势，而不是操作条件较不苛刻的证据。扫气压力、涡轮增压器转速、排气温度、扭矩和BMEP的同时增加应解释为空气路径和热强度的综合响应，而不仅仅是名义负载的变化。这种解释与最近的两冲程研究结果一致，这些研究表明扫气压力和扫气空气温度会影响平均有效压力、热效率和与能量相关的性能指标[23,24]。图3通过将SR2的热效率和空气路径指标表示为可用储备的利用情况，而不仅仅是测量值，从而扩展了表6的解释。涡轮机前的排气温度按照采用的515°C参考值进行了标准化，而涡轮增压器的速度则按照相应的超速参考值进行了标准化。这种展示方式说明了从60%持续负载点到90%持续负载点的过渡如何压缩了可用的热储备和涡轮增压器速度储备。图3显示，在60%到90%持续负载点之间，涡轮机前的排气温度从大约69.7%的参考值增加到84.5%，剩余的热储备从大约30.3%减少到15.5%。在同一时间内，涡轮增压器的速度利用率从大约61.2%增加到75.2%，相应的剩余储备从大约38.8%减少到24.8%。因此，该图为表6增加了关于操作储备的解释，并说明了为什么即使修正后的SFOC略有改善，更高的持续负载点仍应被视为更严格的条件。

在“相同转速+15%的需求”预测下，所需功率超过了名义上100%的最大连续运行功率（MCR）。这种超出应该被解释为预测的需求负载，而不是在同一轴速下可持续实现的稳定运行状态的证明。从SR1来看，100%点的扭矩是：因此：BMEP的缩放方式相同：通过第5条线和第6条线函数计算第5条线的限制，在相同速度下计算第6条线：现在来看看接近度指数：在相同转速下，+15%的需求预测下，操作点仍然低于两个边界函数，但它显著更接近可接受的扭矩边界（第5条线）。这正是“在重负荷运行中减少空气裕度”的工程含义，即使没有压缩机图也是如此。表7总结了所有SR1参考点的预测重负荷运行指标。表7量化了在恒定轴速下+15%服务裕度预测的机械后果。由于预测是乘法应用于验证过的SR1基线，因此在整个负载范围内，预测的扭矩和BMEP相应增加。在100% SR1点，预测功率升至13,852.9 kW，这超出了安装的最大连续运行功率（MCR），表示一个所需的重负荷运行条件，而不是一个保证的可持续稳定运行点。表7的实际重要性在于它将服务裕度假设转化为可以直接与测量的SR1基线进行比较的机械后果。因为R2预测是在恒定轴速下应用的，所以轴功率的15%增加在每个参考点都会产生相同的轴扭矩和BMEP的相对增加。这是一个有用的诊断简化，因为它在考虑发动机的功率限制响应之前，隔离了增加的阻力需求的影响。在较低和中等试验点，预测值仍在机械上可行的运行范围内，但曲线的上部显示了解释上的关键变化。在100% SR1参考点，预测需求从12,046.0 kW增加到13,852.9 kW，大约高于安装的最大连续运行功率（MCR）13,560 kW的2.2%。在实际服务中，这并不意味着发动机必然会继续在同一速度和功率下稳定运行。相反，它表明所需的螺旋桨负载将超过安装的连续功率参考值，因此实际的操作响应通常会涉及速度降低、调速器/燃油限制或向更受限的负载图区域的移动。因此，表7的价值不仅仅是数值上的15%增加，还证明了现实的服务裕度预测可以将上基线点从轻负荷运行试验条件转变为需要重负荷运行的条件，且运行储备减少。这种预测的增加与最近的污染和生物污染研究结果在物理上是一致的，其中船体或螺旋桨条件的恶化与轴功率需求的增加有关。不同之处在于，本研究应用了一个规定的15%服务裕度预测，而不是使用直接测量的退化时间序列[19,20]。

图4通过显示预测的R2运行点相对于制造商定义的第5条线和第6条线参考值的边界接近度，扩展了对表7的解释。虽然表7报告了预测的功率和扭矩增加，但图4显示了这种增加如何改变运行点相对于负载图限制区域的位置。图4显示，+15%的服务裕度预测在所有基准点上的操作意义并不相同。在较低和中等负载下，预测的R2点与制造商定义的限制边界相对较远。然而，向较高负载范围过渡时，相同的轴功率需求比例增加导致了更严重的条件，因为预测的运行点更接近低速扭矩和瞬态服务边界。这种基于边界的解释仅从表7中无法直接看出，支持使用R2作为预测的重负荷运行需求案例，而不是直接测量的稳定运行状态。

三种代表性运行状态可以通过结合计算出的机械指标、持续负载的热效率和空气路径变量以及与每个数据集相关的不同证据水平，在一个共同的负载图参考框架内进行比较。图5在共同的轴功率-轴速平面中比较了SR1基线曲线、SR2持续负载参考、R2预测重负荷曲线和名义螺旋桨特性。与主要估计轴功率、燃料消耗或速度作为输出变量的预测导向研究不同，当前的比较同时展示了机械负载、热响应、与燃料相关的行为和边界接近度[21,25]。该图清楚地显示了从轻负荷运行基线向日益苛刻的运行条件的渐进过程。SR1运行点在整个分析范围内始终低于名义螺旋桨特性，这与清洁船体的海试行为一致，并确认基线条件包括了可测量的轻负荷运行储备。相比之下，SR2曲线位于SR1之上，并且在较高负载范围内接近或略高于名义螺旋桨特性，而R2预测在整个速度范围内进一步向上位移，表明了与假设的15%服务裕度相关的额外功率需求。计算出的SR1指标证实，海试点形成了一个连贯的基线特性。轴扭矩从45% MCR时的约644 kN·m增加到100% MCR时的约1.095 MN·m，而BMEP从10.56 bar增加到17.96 bar。拟合的螺旋桨定律偏差保持较小，这支持使用SR1作为后续比较的参考条件。实际上，SR1定义了从中可以解释扭矩需求、BMEP和边界接近度变化的测量推进状态。相对于SR1，SR2的结果显示了当发动机在持续和热稳定运行下被检查时发生了哪些变化。在60% MCR时，计算出的扭矩约为769 kN·m，BMEP为12.62 bar；在90% MCR时，扭矩增加到约1.069 MN·m，BMEP增加到17.54 bar。相关的热效率和空气路径指标也显示了预期的持续运行严重性的增加：扫气压力从1.75 bar增加到3.10 bar，涡轮增压器速度从10,364 rpm增加到12,734 rpm，涡轮机前的排气温度从359°C增加到435°C。同时，可用的热裕度从156°C减少到80°C，涡轮增压器速度裕度从6572 rpm减少到4202 rpm。修正后的SFOC略微从174.4 g/kWh提高到172.0 g/kWh，而制动效率从51.4%提高到52.1%。这些值表明，SR2不仅仅是SR1的高负荷版本，而是一个具有明显减少的储备和不同热特性的稳定持续负载条件。最大的分离是由R2曲线产生的。这与预测的重负荷运行计算结果一致，其中每个SR1点在恒定轴速下增加了15%。因此，在分析范围内，预测的轴功率从6219 kW增加到13,853 kW，而预测的扭矩从约741 kN·m增加到1.258 MN·m。由于预测是直接应用于验证过的SR1基线的，R2曲线提供了一个定量估计，说明服务退化可能将运行状态从试验条件移开多远。这种变化的实际意义可以描述为相对于负载图中允许的低速扭矩区域的运行裕度的减少[4,5,6]。

综合考虑，比较显示了三种运行状态在运行严重性上的持续进步。SR1提供了测量的基线，并确认了在名义螺旋桨特性下可见的轻负荷运行储备。SR2引入了持续负载条件，并展示了在长时间运行下热效率和空气路径指标如何变得更加严格。R2通过与预测功率、扭矩和BMEP的明确增加来量化额外服务需求的影响。

结果表明，这三种代表性运行状态不能用一套单一的未区分的描述符来评估。它们的差异体现在计算出的运行点位置、衍生的机械指标以及每种状态可用的证据水平中。早期的基于状态的解释确定了基线、持续和预测运行的物理含义。当前的分析通过引用相同的特定于船舶的负载图基础的量化指标来扩展了这个框架。与最近的文献相比，当前框架的贡献不仅仅是独立地对船体污染、发动机燃烧、燃料消耗或推进效率进行建模。最近的研究使用了运营数据模型、数字孪生、CFD/能量模型和混合预测方法来解决这些问题[17,21]。其他研究则专注于两冲程燃烧敏感性、推进效率预测或车间与海试性能比较[24,26,28]。相比之下，当前分析结合了测量的海试基线数据、测量的持续负载耐久数据以及在单一制造商参考的负载图框架内的预测重负荷运行场景。这为那些可用证据是文档化且不连续且频率较低的安装提供了一种实用的运行状态比较结构。SR1是最可靠的参考条件，因为它基于在轻负荷运行条件下获得的经过认证的稳定海试测量结果。SR1点遵循一个连贯的推进趋势，因此支持扭矩、BMEP和运行点位置的基线标准化。这使得SR1适合作为后续偏差评估的参考。实际上，SR1的价值在于定义了一个测量的推进状态，而不是假设的名义条件。SR2提供了从基线试验点单独无法获得的信息。一旦发动机在持续和热稳定运行下被检查，比较就从简单的推进匹配转变为对负载、空气路径响应和热储备的综合解释。耐久数据显示，更高的持续负载伴随着更高的扭矩和BMEP，以及增加的扫气压力、涡轮增压器速度和排气温度水平[5,6,14]。同时，可用的热裕度和涡轮增压器速度裕度变小。这种模式表明，即使在发动机仍保持在允许的稳定运行范围内，SR2也在长时间服务条件下具有更紧密的运行储备[4,5,6]。从评估的角度来看，SR2因此是评估在稳定条件下持续热严重性和与燃料相关行为的最相关状态。这也解释了为什么修正后的SFOC的轻微改进不应被解释为运行严重性的降低。最近的燃料消耗和推进效率研究表明，与燃料相关的指标是有用的，但应该与机械运行状态、环境背景和物理上有意义的性能变量一起解释[25,26]。R2提供了服务退化的最清晰的定量表达。通过将15%的服务边际预测应用于经过验证的SR1基准数据，分析发现了重负荷运行情况下轴功率、扭矩和BMEP（爆发压强）的明显增加[4,9]。操作点向低速扭矩边界的相应移动为减少的空气裕度概念提供了可测量的形式[5,6]。这是一个重要的步骤，因为重负荷运行通常仅以定性方式在运行参数中描述，而当前方法展示了如何在制造商的负载图框架内数字化表示同样的条件[4,7]。在这方面，R2作为一个实际估计值很有用，它表明服务条件可能在出现严重退化的直接机载证据之前偏离清洁船体试验状态的程度有多远。这种解释也与最近的船厂与海试对比结果一致，这些对比表明，从受控测试条件得出的发动机性能结论并不总是可以直接应用于机载操作，而不考虑实际的船舶运行环境[28]。综合来看，这些结果支持了一种特定于运行状态下的推进系统评估方法。基准海试数据最适合用于验证和标准化；而耐久性数据则用于热性能和燃油相关的解释。重负荷运行的预测有助于估计服务条件裕度的侵蚀情况。这种区分提高了框架的分析严谨性，并减少了用相同标准比较不同运行条件时的风险。

该研究存在一些局限性。重负荷运行状态是预测得到的，而不是在实际重负荷航行条件下直接测量的。燃油消耗分析仅限于那些有校正后的SFOC（燃料油消耗率）记录的操作点。由于没有完整的校准证书和所有测量变量的完整不确定性文档，因此无法进行全面的计量学不确定性重建。然而，不确定性影响是根据比较运行状态结构和衍生指标的敏感性来考虑的。虽然研究过程中对瞬态操控文档进行了定性审查，但由于现有记录无法提供在相同时间基准上的轴扭矩、燃油供应、扫气压力、涡轮增压器响应和瞬时排气温度的同步测量数据，因此这些数据没有被纳入定量运行状态比较中。这些局限性并不使框架失效，但它们定义了该框架目前的应用范围。未来的工作可以从结合轴功率、发动机状态变量和空气路径响应的机载测量中受益，这样就可以利用更强的瞬态和退化证据来扩展现有的基准评估结构。这样的扩展还将所提出的运行状态比较框架与最近的数字孪生技术和运行数据方法对齐，后者利用连续测量数据来更新参考状态，并在整个运行范围内改进发动机状态的解读[17,21]。

从工程角度来看，该框架很有用，因为它将每种运行状态与其对应的有效指标联系起来。这使得该方法适用于需要进行实际推进系统评估的情况，尤其是在可用的证据不均衡且结论必须同时符合制造商的操作限制和船舶实际运行情况时。

5. 结论
本研究开发了一个定量基准评估框架，用于评估基于认证海试数据、耐久性测试记录、制造商负载图约束和服务边际预测的低速二冲程 Marine 推进发动机在不同运行状态下的性能。该框架应用于三种代表性运行状态：测量的轻负荷基线（SR1）、测量的持续负荷状态（SR2）以及预测的重负荷运行状态（R2）。
定量分析结果显示，在SR1基准状态下，螺旋桨律的偏差不超过1.18%，扭矩从644.0 kN·m增加到1094.6 kN·m，BMEP从10.56 bar增加到17.96 bar。在SR2状态下，从60%持续负荷点过渡到90%持续负荷点时，扭矩从769 kN·m增加到1069 kN·m，BMEP从12.62 bar增加到17.54 bar；校正后的SFOC从174.4 g/kWh降低到172.0 g/kWh，涡轮前的热裕度从156°C降低到80°C。在R2状态下，+15%的服务边际预测使100%参考点的所需功率从12,046.0 kW增加到13,852.9 kW，从而超过了13,560 kW的安装最大持续推荐功率（MCR），量化了在重负荷运行需求下的运行储备下降情况。
从实际应用的角度来看，这项研究的价值在于它展示了如何通过基于相同验证基准的量化机械、热性能和边界相关指标来比较不同运行状态下的推进系统行为。这使得能够在同一分析框架内比较清洁船体试验操作、稳定持续服务和预测的退化情况，而无需将所有运行状态视为具有相同的证据基础。
尽管如此，这项研究也有明显的局限性。重负荷运行状态是预测得出的，而不是在实际退化服务条件下直接测量的。燃油消耗分析仅限于那些有校正后的燃油油消耗率记录的操作点。瞬态操控文档虽然经过了定性审查，但由于缺乏轴扭矩、燃油供应、扫气压力和瞬时排气温度的同步高频测量数据，因此没有被纳入定量运行状态比较中，这限制了负载图的稳健重建。
在这些局限性范围内，该框架为机载推进系统评估提供了实用的基础，并有助于在基线操作、持续负荷严重性和预测的重负荷运行之间进行更有条理的比较。未来的工作应该利用结合轴功率、发动机状态变量和空气路径响应的机载测量数据，这两种数据同时涵盖稳定服务和瞬态服务条件，从而扩展现有的基准评估结构。