改善增压天然气发动机排放特性的途径
刘敬平1, 2，杨汉乾1, 2，王树青1, 2，付建勤1, 2，夏孝朗1, 2，徐政欣1, 2
(1. 湖南大学 先进动力总成技术研究中心，湖南 长沙，410082；
2. 湖南大学 先进车身制造技术国家重点试验室，湖南 长沙，410082)
摘 要：通过试验研究增压稀薄燃烧天然气发动机的排放特性，以及排气温度受过量空气系数λ的影响，研究结果表明：随着过量空气系数的增大，NOx与CO和HC的排放量变化趋势相反；压缩天然气发动机采用稀薄燃烧(λ>1.0)技术的源排放能达到国Ⅲ标准，在加装普通三效催化转化器(TWC)后，其排放也只能达到国Ⅲ标准。原因是普通三效催化转化器只有在λ≈1.0时，其转化效率最高；米勒循环发动机的膨胀比大于压缩比，这有利于降低排气温度和提高热效率。因此，本文提出天然气发动机达到国Ⅳ排放标准一种新的技术路线：基于当量比燃烧(λ=1.0)的米勒循环技术，通过连续可变气门正时(CVVT)机构来调节气阀的开启和关闭时刻。采用该技术可以适当地增大发动机的压缩比，从而保证发动机的动力性和提高热效率，又可有效地降低排气温度，实现当量比燃烧，极大地提高了排放污染物在三效催化转化器中的转化效率，使天然气发动机排放达到国Ⅳ排放标准。
关键词：压缩天然气；米勒循环；当量比燃烧；增压；热效率
中图分类号：TK402 文献标志码：A 文章编号：1672-7207(2012)01-0143-08
Approach of improvement in emission characteristic of turbocharged CNG engine
LIU Jing-ping1, 2, YANG Han-qian1, 2, WANG Shu-qing1, 2, FU Jian-qin1, 2,
XIA Xiao-lang1, 2, XU Zheng-xin1, 2
(1. Research Center for Advanced Power Train Technologies, Hunan University, Changsha 410082, China;
2. State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body,
Hunan University, Changsha 410082, China)
Abstract: The emission characteristic of turbocharged lean combustion natural gas engine and exhaust temperature influenced by excess air coefficient (λ) was studied by experiment. The results show that the trend of NOx with CO and HC are reverse with the increase of λ; source emissions of compressed natural gas (CNG) engine can meet States Ⅲ Emission Standard by adopting lean combustion technology, however its emissions only meet States Ⅲ Emission Standard with installing normal three-way catalytic converter (TWC). This is because normal three-way catalytic converter achieves maximal conversion efficiency when the excess air coefficient is about 1.0. Expansion ratio is greater than compression ratio of Miller-cycle engine, which will help to reduce exhaust temperature and improve thermal efficiency. Therefore, a new method of CNG engine is proposed to meet States Ⅳ Emission Standard which is Miller cycle technology based on equivalence ratio combustion (λ=1.0), through continue variable valve timing (CVVT) assembly to adjust valves opening/closing timing. Adopting this technology can not only properly increase engine compression ratio which ensures engine power output and improving thermal efficiency, but also effectively lower exhaust temperature and achieve equivalence ratio combustion, and greatly improve the three-way catalyst conversion efficiency for exhaust pollutants, which ensures the engine to meet States Ⅳ Emission Standard.
Key words: compressed natural gas (CNG); Miller cycle; equivalence ratio combustion; boost; thermal efficiency
天然气是一种多组分的混合气体，主要成分是烷烃，其中甲烷含量最多，另有少量的乙烷、丙烷和丁烷等，是一种分布范围广、储藏量丰富的能源。由于其开采后不需经过复杂的炼制过程，所以成本低。天然气燃烧后无废渣和废水产生，与煤炭、石油等能源相比具有使用安全、热值大和洁净等优点。压缩天然气是指压缩压力为20.7~24.8 MPa的天然气，储存在车载高压气瓶中。压缩天然气是一种无色透明、无味、热值大、密度比空气低的气体，主要成分是甲烷，由于其组分简单，易于完全燃烧，又因燃料含碳少，辛烷值高，抗爆性好，不稀释润滑油，能够延长发动机使用寿命，是优质的点燃式内燃机燃料[1]。此外，天然气汽车释放的二氧化碳要比汽油少30%以上[2]，这有利于减少温室气体，它所释放出的氮氧化物和一氧化碳也较少，更符合国家节能减排的政策要求。然而，天然气发动机与石油燃料发动机相比也有其不足之处：首先，其功率密度比柴油机和汽油机的低，采用进气口多点顺序喷射的发动机在当量比燃烧模式下，其进气量要比柴油机少10%左右[3]；其次，燃料本身为气体，与液体燃料相比，液体燃料喷入缸内吸热被蒸发成气体，由于吸热从而降低缸内的燃烧温度。因此，天然气发动机的热负荷大，排温较高，易超出普通增压器所能承受的极限温度。由于上述原因，采用当量比燃烧模式的奥托循环天然气发动机的应用受到了极大限制。近年来，增压中冷稀薄燃烧方式已成为天然气发动机的主流技术，但随着更为苛刻的排放法规实施，人们又开始采用当量比燃烧模式，如美国康明斯公司推出的ISL G发动机。
1 奥托循环稀燃天然气发动机
为了解决奥托循环非增压当量比燃烧天然气发动机动力不足的问题，增压中冷技术是最有效的解决方法。首先，通过增压中冷技术，发动机的进气量可以大幅度增加，以便有足够多的新鲜空气进入气缸，克服了天然气发动机充气效率较低的缺陷，从而保证发动机的动力性与柴油机的动力性相当[3]；其次，较多的新鲜空气进入气缸，增大缸内新鲜工质的总热容，即可采用稀燃方式(λ＞1.0)来降低缸内燃烧温度，有效地降低发动机的热负荷，提高发动机的可靠性，同时还可减少热损失，在一定程度上可以提高发动机的热效率。同时，稀薄燃烧可以减少NOx的排放量，其排放可达到国Ⅲ排放标准。图1所示为YC6J210N发动机在1 500 r/min时，不同平均有效压力(pme)的有效热效率(ηet)随过量空气系数λ的变化关系。
图1 有效热效率ηet随λ的变化曲线
Fig.1 Relationship between valid thermal efficiency and λ
本文针对YC6J210N稀燃发动机的性能特性，进行技术升级，使其满足国Ⅳ排放标准，并对比各技术方案，分析采用米勒循环技术的可行性。发动机主要参数如表1所示。
表1 发动机的基本参数
Table 1 Engine specification
随着国Ⅳ排放法规的实施，稀燃天然气发动机难以达到国Ⅳ标准中对NOx和CH4的限值要求，国家排放标准如表2所示。其原因在于天然气发动机采用稀燃方式，缸内有富余的氧气，这会造成NOx物排放量较高(NOx形成的条件为高温和富氧)；与此同时，当λ超过某一临界值时，HC和CO排放量会随着λ的增大而增大。窦慧莉等[4]研究了某一排量为6.6 L的增压稀燃天然气发动机的稀燃特性，在转速为1 450 r/min、节气门开度为75%时，排放特性、texh(排气温度)、be(平均有效比油耗)等随λ的变化关系如图2所示。从图2可知：排气温度随着λ的增大而降低；NOx排放量随着λ的增大先增大后减小，在λ等于1.1时最大；非甲烷碳氢化合物(NMHC)和CH4的排放量因稀燃随着λ的增大而增大；CO的排放量随着λ的增大先减小后增大，在λ为1.1时最小。图3所示为YC6J210N发动机在ETC(European Transient Cycle)循环测试结果中排放污染物通过催化转化器转化量的结果对比(AC表示催化后，BC表示催化前)。从图3可见：NOx和CH4的催化后的排放只能满足国Ⅲ标准，而其他2种排放污染物最终皆可达到国Ⅳ标准。
实验研究了发动机在进气压力为87 KPa条件下，不同转速的NOx和NMHC源排放量随空燃比变化的关系，如图4和图5所示。从图4可见：在不同转速下，NOx排放量先随过量空气系数的增大而增大，在过量空气系数 λ等于1.2左右达到最大值；然后，随着空燃比的增大而减小，但源排放均不能达到国Ⅳ标准要求。从图5可知：NMHC随着过量空气系数λ增大排放量也增大。这是过量空气系数λ增大后，混合气过稀，燃烧不充分造成的。
表2 ETC试验排放污染物限值
Table 2 Exhaust pollutants limits for ETC test g·kW-1·h-1
图2 多参数随λ的变化曲线
Fig.2 Relationship between different parameters and λ
图3 发动机的排放量测试结果
Fig.3 Engine emission test results
图4 NOx比排放量随λ的变化曲线
Fig.4 Relationship between Specific NOx emission and λ
图5 NMHC比排放量随λ变化曲线
Fig.5 Relationship between specific NMHC emission and λ
马凡华等[5-6]通过实验研究发现CH4在THC(总碳氢)中所占的体积分数为90%左右，通过加装不同型号的氧化催化转化器，催化器对CH4的转化效果明显，经过三效催化器后的CH4和CO排放量远小于国Ⅳ排放标准值，但三效催化器后的NOx排放量却不能达到国Ⅳ标准。
本文研究YC6J210N稀燃天然气发动机当转速为1 500 r/min时不同负荷下HC和NOx在催化转化器前后比排放量随λ的变化关系，以及催化转化效率η与排温随λ的变化关系，结果见图6~9。图6表明：随着负荷(平均有效压力)的增大，HC源排放量随之减小；随着λ的增大，不同负荷HC源排放量先减小后增大，在λ为1.1附近达到最小值；从催化器后HC的排放量分析，随着λ的增大，HC的排放量越高；当λ为1.0时，HC的排放量接近0 g/(kW·h)，这说明当量比燃烧模式下，催化器对HC的转化效率最高，接近100%。图7表明：随着负荷的增大，NOx源排放量随之增大；随着λ的增大，不同负荷NOx源排放量先增大后减小，在λ为1.15附近达到最大值；从催化器后NOx的排放量来分析，其受催化前的源排放影响较大，在λ为1.0时，催化后NOx的排放量接近0。这说明在当量比燃烧模式下，催化器对NOx的转化效率亦最高，接近100%。图8表明：随着λ的增大，NOx和HC的转化效率降低，而CO的转化效率有所上升，但上升幅度较小；从总体转化效率来选择，当λ为1时，三效催化器的转化效率处于最佳状态。图9表明：随着λ的增大，不同负荷的排温随之降低，为使发动机达到最大平均有效压力，则λ应不低于1.4，从而保证排气温度不至于超过涡轮增压器所能承受的极限温度。
图6 不同负荷催化器前后的HC比排放量
Fig.6 Specific HC emission before and after catalyst
图7 催化器前后NOx比排放量随λ变化曲线
Fig.7 Relationship between specific NOx emission before and after catalyst and λ
图8 TWC转化效率随λ的变化关系(pme=1.0 MPa)
Fig.8 Relationship between TWC catalyst converter efficiency and λ (pme=1.0 MPa)
图9 涡轮入口温度随λ的变化曲线
Fig.9 Relationship between temperature at turbine inlet and λ
2 三效催化转化器(TWC)的催化特性
根据普通三效催化转化器的转化效率，NOx在TWC中的转化效率受过量空气系数的影响非常大[7]，如图10所示。从图10可知：浓混合气(λ＜1.0)不利于CO和HC的转化效率的提高，但NOx的转化效率较高，达到95%以上；而稀混合气(λ＞1.0)对CO和HC的转化效率非常有利，但会使NOx的转化效率降低。因为当氧浓度超过一定计量时，NOx不能被有效地还原。要使三者转化效率都达到80%以上，则其工作窗口很窄，而且在过量空气系数(λ)为1.0附近。图11所示为TWC的起燃温度特性。从图11可见：对于天然气发动机的排气温度，普通TWC的起燃温度较低，一般工况都可满足催化转化器对起燃温度的要求；在冷启动工况，提高起燃温度可通过推迟点火来实现。但是，过高的温度会使TWC中催化CO和HC化合物氧化的氧化剂钯(Pd)与NOx的还原剂铑(Rh)或铂(Pt)形成合金，使TWC失去催化转化作用。这从催化器方面也要求降低缸内排气温度。
图10 λ对TWC转化效率的影响
Fig.10 Relationship between TWC converter efficiency and λ
图11 三效催化转化器的起燃温度特性
Fig.11 Relationship between catalyst converter efficiency and initiation combustion temperature
3 冷却废气再循环技术的应用
为了使天然气发动机输出强劲的动力，又能够满足国Ⅳ排放标准，必须解决3个问题：
(1) 输出强劲的动力，保证天然气发动机动力性不比柴油机的动力性差。
(2) 提高后处理器对NO x、NMHC和CH4的转化效率。
(3) 降低排温，保证涡前温度低于增压器所能承受的极限温度，同时防止催化剂结焦形成合金。
为使天然气发动机输出强劲动力，一般应采用增压中冷技术。要使排放满足国Ⅳ标准，从前文分析可知：应采用当量比燃烧方式，并且加装三效催化转化器。
美国康明斯公司认为未来天然气发动机的技术路线是：增压中冷+EGR中冷+当量比燃烧+三效催化转换器。该公司在2007年推出增压中冷废气再循环技术的ISL G发动机，排放达到美国环境保护局和美国加州空气资源局2010排放标准(PM为0.013 g/(kW·h)；NOx为0.267 g/(kW·h)；NMHC为0.187 g/(kW·h))。
废气再循环中冷技术能够减少缸内燃烧过程中NOx生成量，但废气再循环量过大会影响燃烧的稳定性，还会造成HC和CO排放量升高[8]；而且采用EGR中冷技术后，发动机的标定工作难度加大，成本较高[9]。
4 米勒循环的热效率分析
本文提出一种新的达到国Ⅳ排放标准的技术方法，即：增压中冷+米勒循环+当量比燃烧+三效催化转换器。米勒循环可使实际压缩比小于实际膨胀比，充分利用缸内废气能量做功来降低排气温度，提高发动机的热效率。在压缩比相同的条件下，还可以降低缸内最高爆发压力。更为重要的是，采用当量比燃烧后，有害气体通过三效催化器催化转化，使整车的排放接近零排放[10, 13]。
对于压缩比和膨胀比相同的普通往复式内燃机，理论热效率
可用下式表示：
(1)
式中：
为发动机的压缩比；
为工质的等熵指数。从式(1)可见：要提高理论热效率，必须提高。但是，对于以天然气为燃料的燃气发动机，若提高，则缸内气体温度上升，在火焰传播过程中就会发生因未燃气体的自燃而引起发动机爆震，使缸内温度和压力急剧升高，严重时将损坏发动机。为避免这个问题，一般的应对措施是延迟点火定时。但过分地推迟点火，燃烧的等容度降低，从而抵消了理论热效率改善的效果[11]。对于普通奥托循环内燃机，进气门的关闭定时和排气门的开启定时都在下止点附近，压缩比和膨胀比大致相同。为了解决奥托循环所存在的问题，采用米勒循环是一种有效的解决方法[12]。
米勒循环是将进气门的实际关闭定时在下止点后推迟，只降低实际压缩比。因此，膨胀比便大于压缩比，相当于排气阀晚开，有利于提高有效膨胀比，延长高温高能工质在缸内停留时间，推动活塞多做功，同时也可使未燃尽气体充分燃烧。式(1)中也可以用膨胀比代替，于是可以通过加大膨胀比来提高发动机的热效率。但是，过多的增大易造成气阀与活塞碰撞和发生爆震现象。采用米勒循环应合理优化进排气凸轮型线，控制压缩比以不发生气门干涉和敲缸为准。一般米勒循环天然气发动机的压缩比可以比奥托循环的高2~3，热效率可提高5%左右[13-15]。图12所示为典型的米勒循环与奥托循环进气阀关闭时的对比结果。从图12可知：米勒循环的实际压缩比要小于奥托循环的实际压缩比，而膨胀比相同。从图12还可知，采用米勒循环可通过调节挤气间隙来提高压缩比。对于米勒循环天然气发动机，进气阀关闭时间较晚，要使缸内新鲜工质的质量和温度与采用奥托循环的相等(即2种循环的空燃比保持一致)，则必须通过增压中冷来提高进气密度。在进气质量相等气体状态相同的情况下奥托循环与米勒循环的示功图p-V如图13所示。其中，1—2—3—4—1为奥托循环，6—2—3—5—6为米勒循环。分析图13可知：区域1—4—5—6—1的面积在数值上即为米勒循环比奥托循环多作的功。
本文研究YC6J210N发动机是将稀薄燃烧方式转变成当量比燃烧方式，即空燃比不一致。因为采用米勒循环后缸内新鲜工质的质量要比奥托循环的少，所以，在压缩冲程过程中，活塞对工质做的压缩负功要少，其示功图p-V与图13有所差别。本文在YC6J210N发动机标定好的GT-power数模上进行计算验证，图14所示为在最大扭矩点3种不同循环的示功图p-V曲线。从图14可知：推迟进气门关闭正时，可减小克服压缩过程中的做功量，见图14中区域1为米勒循环压缩功的增量，图中区域2为压缩比增大后，增加的膨胀功。由于奥托循环稀薄燃烧缸内空气质量多，图中区域3和4为采用米勒循环而未提高压缩比时比奥托循环稀薄燃烧少作的膨胀功，图中区域6为米勒循环因推迟排气而产生的多余膨胀功。
图12 活塞的运动轨迹
Fig.12 Moving trajectory of piston
图13 奥托循环与米勒循环的理论p-V图
Fig.13 Theory p-V graph for Otto and Miller cycles
图15所示为3种不同循环缸内温度的对比结果。从图15可知：奥托循环稀薄燃烧的缸内工质多，缸内总热容量大，温度相对较低；米勒循环ε压缩比为14的缸内平均温度比压缩比ε为11时的要低，原因是压缩比增大后，缸内压力更高，工质做功能力较强，热能转化效率较高。表3所示为不同循环的有效热效率。从表3可知：采用米勒循环增大压缩比后，发动机的热效率可以达到稀薄燃烧的水平，同时排温也基本一样。
图14 不同循环的p-V示功图对比
Fig.14 p-V graphs for different cycles
图15 不同循环的缸内温度对比
Fig.15 Temperature comparison for different cycles
表3 不同循环的热效率
Table 3 Thermal efficiency for different cycles
为了保证缸内油气质量比等于理论空燃比，首先要精确控制进入各缸的新鲜空气含量和喷嘴的燃气流量。另外，要求各缸的均匀性较好，才能使各缸的实际空燃比接近理论空燃比。由于该发动机采用进气口多点顺序喷射，进入缸内新鲜工质为燃料与空气的混合气。若工质较多，则缸内最高爆发压力和燃烧温度过高，影响发动机的可靠性；若工质较少，则影响发动机动力性。因此，必须通过采用连续可变气门正时系统技术来控制米勒循环在每个工况下的气阀最佳关闭时刻，使得该循环进入缸内的工质质量既达到动力性要求，又实现当量比燃烧。米勒循环天然气发动采用当量比燃烧后，其源排放要比稀薄燃烧的差，但经三效催化转化器后，催化转化效率高，其排放可达到国Ⅳ标准。
5 结论
(1) 增压稀薄燃烧天然气发动机动力性强，热效率高，源排放可达到国Ⅲ标准；加装普通三效催化转化器后，NOx的转化效率低，仍不能达到国Ⅳ排放。
(2) 在λ接近1.0时，三效催化转化器对NOx，NMHC和CH4和CO的转化效率最高。天然气发动机要达到国Ⅳ排放标准，则可采用当量比燃烧，加装三效催化转化器。
(3) 增压天然气发动机采用米勒循环后，实现当量比燃烧，在不增加压缩比的情况下，热效率有所下降，排温升高；增大压缩比后，热效率提高，排温降低，但过大的增加压缩比会造成敲缸等问题。
(4) 为使增压天然气发动机采用米勒循环实现当量比燃烧，必须采用CVVT技术来控制各工况下的气阀正时关闭，使各工况下缸内新鲜工质质量适当，从而保证动力的输出。
参考文献：
[1] 张笑文. 浅论天然气车用发动机的开发[J]. 山东内燃机, 2005, 21(5): 14-18.
ZHANG Xiao-wen. Discussion about development of natural gas vehicle engine[J]. Shandong Internal Combustion Engine, 2005, 21(5): 14-18.
[2] Reynolds C C O, Evans R L, Andreassi L, et al. The effect of varying the injected charge stoichiometry in a partially stratified charge natural gas engine[C]. SAE, 2005-01-0247.
[3] Manivannan A, Porai P T, Chandrasekaran S, et al. Lean burn natural gas spark ignition engine—An overview[C]. SAE, 2003-01-0638.
[4] 窦慧莉, 刘忠长, 李骏, 等. 电控喷射稀燃天然气发动机的开发[J]. 内燃机学报, 2007, 25(2): 137-143.
DOU Hui-li, LIU Zhong-chang, LI Jun, et al. Development of electronically-controlled injection lean burn CNG engine[J]. Transactions of CSICE, 2007, 25(2): 137-143.
[5] 马凡华, 汪俊君, 程伟, 等. 增压稀燃天然气发动机排放特性[J]. 内燃机工程, 2008, 29(2): 9-14.
MA Fan-hua, WANG Jun-jun, CHENG Wei, et al. Emission characteristic of turbocharged lean burn CNG engine[J]. Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2008, 29(2): 9-14.
[6] Tunestal P, Christensen M, Einewall P, et al. Hydrogen addition for improved lean burn capability of slow and fast burning natural gas combustion chambers[C]. SAE, 2002-01-2686.
[7] 龚金科. 汽车排放及控制技术[M]. 北京: 人民交通出版社, 2007: 97-112.
GONG Jin-ke. Automotive emission and control technology[M]. Beijing: China Communications Press, 2007: 97-112.
[8] Jack A S, Gordon J J. Stoichiometric operation of a gas engine utilizing synthesis gas and EGR for nex contral[J]. Transactions of the ASME, 2000, 122: 617-623.
[9] Cho H M, He B Q. Spark ignition natural gas engines: A review[J]. Energy Conversion and Management, 2007, 48(2): 608-618.
[10] Patrik E, Per T, Bengt J. Lean burn natural gas operation vs. stoichiometric operation with EGR and a three way catalyst[C]. SAE, 2005-01-0250.
[11] Puzinauskas P V, Willson B D, Evans K H. Optimization of natural gas combustion in sparklgnited engines through manipulation of intake-flow configuration[C]. SAE, 2000-01-1948.
[12] Kazuhisa Okamoto, ZHANG Fu-rong, Satoshi Shimogata, et al. Development of a late intake-valve closing (VIVC) miller cycle for stationary natural gas engines: Effect of EGR utilization[C]. SAE, 972948, 1997.
[13] 张志福, 杨俊伟. 高增压米勒循环发动机及其控制方法: 中国专利, 200710029143[P]. 2007-10-12.
ZHANG Zhi-fu, YANG Jun-wei. High turbocharged miller cycle engine and control method: China Patent, 200710029143[P]. 2007-10-12.
[14] Al-Sarkhi A, Jaber J O, Probert S D. Efficiency of miller engine[J]. Applied Energy, 2006, 83: 343-351.
[15] Fukuzawa Y, Shimoda H, Kakuhama Y, et al. Development of high efficiency miller cycle gas engine[J]. Mitsubishi Heavy Industries, Ltd. Technical Review, 2001, 38(3): 146-150.
(编辑 陈灿华)
收稿日期：2011-02-10；修回日期：2011-04-25
基金项目：国家高技术研究发展计划(“863”计划)项目(2008AA11A135)；国家科技支撑计划项目(2009BAG13B01)
通信作者：杨汉乾(1982-)，男，湖南新宁人，博士研究生，从事内燃机性能开发及缸内工作过程研究；电话：13548657345；E-mail: yhanqian@sina.com
