船用LNG發動機廢氣重整再循環控制系統設計分析

曾濤，張尊華，龍焱祥，魏文文，李格升

(武漢理工大學 a.高性能船舶技術教育部重點實驗室；b.船海與能源動力工程學院，武漢 430063)

近年來，廢氣重整再循環(reformed exhaust gas recirculation，REGR)技術因其能夠實現發動機在線摻氫、余熱回收,以及降低排放[1-2]，是一種將摻氫燃燒與廢氣再循環(exhaust gas recirculation，EGR)技術相結合的新型技術，得到了一定的關注和研究。

由文獻[3-7]可知:REGR技術對發動機燃燒排放性能的改善在理論上已經得到驗證。但是由于重整器與發動機之間存在復雜的耦合作用關系，重整器需實時匹配發動機運行狀態才能保證裝有REGR系統的發動機處于最佳運行狀態。REGR技術的實際應用需要一套穩定的控制系統，用于保證發動機與廢氣重整器之間的聯合匹配運行。 為此，設計并開發基于CAN總線通信的船用LNG發動機REGR控制系統，根據發動機運行工況實時調整重整器工作參數，實時調節發動機缸內燃燒過程，以保證發動機在不同負荷下都具有較低排放并穩定運行。

1 系統結構

1.1 發動機REGR系統

LNG發動機REGR系統組成見圖1。系統中的重整器位于發動機尾氣端，利用廢氣加熱重整器，為催化重整反應創造有利條件。REGR閥和流量控制器分別控制進入重整器的廢氣和天然氣流量，天然氣和廢氣中的O2、H2O在重整器內發生重整制氫反應，生成富含氫氣的重整氣送入缸內燃燒，可有效改善缸內燃燒和降低污染物排放。

圖1 LNG發動機REGR系統組成及原理示意

1.2 控制系統

REGR控制系統主要調控對象為REGR閥和流量控制器。根據REGR系統催化重整反應特性，結合CAN總線結構具有模塊清晰化、可拓展性強以及抗干擾能力好等優點[8]，設計基于CAN總線的REGR控制系統，用以實現發動機運行在不同負荷下能夠實時調整重整器入口處的CH4和O2等重整反應物的濃度。控制系統信號拓撲見圖2。

圖2 REGR系統信號拓撲

控制系統是以玉柴YC6MK200NL-C20船用LNG發動機為原型，完成控制系統臺架的搭建，該發動機的主要參數見表1。

表1 發動機主要參數

2 控制系統硬件設計

REGR控制系統是一種集軟件、硬件于一體的嵌入式控制系統，其硬件可分為REGR控制器、執行器、傳感器3大部分。

2.1 REGR控制器設計

考慮到REGR系統的應用場景，REGR控制器應該具備足夠的安全性和穩定性。主控芯片選用瑞薩RL78系列R5F10TPJ100FB。如圖3所示，控制器利用MCU自帶的ADC模塊采集轉矩信號、重整器溫度信號、REGR閥和流量控制器的反饋信號；利用芯片內部計數器采集發動機轉速信號；利用CAN控制器與外圍設備實現通信；利用定時器功能輸出頻率信號驅動無源蜂鳴器，實現系統報警功能。

圖3 控制器結構

2.2 執行器選型

REGR閥選用一款智能調節型電動閥，流量控制器選用一款氣體質量流量計；考慮到REGR閥和流量計的控制信號都是模擬量，因此選用C4404模擬量模塊，該模塊可同時輸出4路模擬量，支持CAN協議輸入控制，可實現和REGR控制器便捷通信，系統各執行器參數見表2。

表2 執行器參數表

2.3 傳感器及其他硬件選型

系統需要采集發動機的轉矩、轉速，以及重整器溫度信號用于對工況的判斷，考慮到玉柴YC6MK200NL-C20船用LNG發動機的有效轉速范圍600～1 500 r/min，轉矩范圍0～900 N·m，故選用的傳感器及其他硬件參數見表3。

表3 傳感器及其它硬件參數表

3 控制策略設計

本系統所使用的鎳基催化劑(Ni/Al2O3)應用在天然氣發動機上具有如下催化制氫特性。

1)在相同的空速、進料比(M/O)下，產氫率與溫度成正相關，溫度在300 ℃以上產氫效率較好。

在相同的空速和溫度下，產氫率與重整器入口M/O值密切關聯。M/O在1.5～2.5之間產氫效率最佳；M/O大于2.5之后，隨著M/O的增加，產氫率增長不明顯甚至出現抑制效應；M/O過低催化劑容易被氧化導致失效。

其中M/O定義如下。

M/O=Yin,CH4/Yin,O2

(1)

式中:Yin,CH4，Yin,O2分別為重整入口CH4和O2的質量濃度。

根據以上催化制氫特性，同時結合玉柴YC6MK200NL-C20船用LNG發動機的運行場景，將REGR模式的開啟溫度設定為300 ℃，進行系統軟件的開發工作，同時以M/O=2.0為準則展開控制脈譜圖的標定。

3.1 系統函數設計

系統算法流程見圖4，狀態機跳轉閾值配置見表4，后期可根據不同的機型更換不同的閾值。

圖4 算法流程

表4 狀態機閾值配置表

3.2 控制脈譜圖標定

控制系統工作在重整模式下，控制器對REGR閥和流量計的控制是采用開環查詢脈譜的方式。因此，控制脈譜的標定值將直接關聯重整器產氫效率和發動機工作性能。本系統在C4404模塊上選用4～20 mA電流模式用于對REGR閥和燃料流量計控制，各負荷工況點的標定遵循以M/O為2及NOx排放符合IMO Tier III法規為原則，同時兼顧發動機運行穩定性，完成控制脈譜圖的手動標定，標定流程見圖5，最終獲得REGR閥和燃料流量計的控制脈譜見圖6、7。

圖5 脈譜圖標定流程

圖6 流量計控制脈譜圖

圖7 REGR閥控制脈譜圖

3.3 上位機設計

采用LabVIEW設計REGR控制系統上位機界面，通過REGR控制器采集系統的溫度信號和執行器的反饋信號，將各信號通過CAN報文形式發送至總線上，上位機通過USB-CAN連接至總線，獲取總線上的報文并按照指定格式完成解析即可得到REGR閥開度、流量計流量、重整器溫度、轉速、轉矩等系統信息，同時利用報文發送函數實現了對系統執行器的手動控制。

4 發動機臺架試驗

為了驗證本控制系統運行的穩定性及減排效果，在發動機臺架上進行控制系統功能驗證及發動機性能測試試驗。其中發動機性能測試記錄發動機在不同負荷工況下的性能數據,包括重整器出口的重整氣體成分、發動機缸壓，以及尾氣排放等數據。試驗所用儀器見表5。

表5 測試儀器一覽表

4.1 系統功能測試步驟

1)在發動機啟動后，將REGR控制器上電啟動，隨后將發動機負荷調節至75%穩定運行，使得重整器快速被加熱至300℃，觀察REGR控制器對系統輸入信號采集情況及閥門和流量計的運行情況。

2)將發動機調至低負荷區(即指轉速低于690 r/min,轉矩低于360 N·m)，觀察控制器各項輸入輸出信號、REGR閥門和流量計的工作情況。

3)將發動機從低負荷區域調節至30%負荷，觀察控制器各項信號指標及發動機工作情況。

4)將發動機關機，觀察REGR控制器的輸入輸出信號以及REGR閥、流量計的工作狀態。

測試結果見表6。

表6 系統功能試驗結果

4.2 發動機性能測試

選取部分負荷工況點進行測試，各負荷工況點參數見表7。

表7 試驗工況點參數表

排放分析儀通過橡膠軟管連接至尾氣采樣管進行排放物采集分析；通過采樣袋采集重整回路的重整氣并通入至氣相色譜儀進行重整氣組分測量。為保證數據的準確性，試驗采用定工況點法，將負荷調節至指定工況點，待發動機-重整器系統穩定后，開始進行重整氣與尾氣的采樣與分析。由于氣相色譜分析時間為8 min，因此每隔8 min采一組重整氣進行分析，并連續采樣分析3次，取其平均值作為最終測試結果。同時進行發動機尾氣排放測量與數據記錄。

REGR模式各工況下的重整器溫度見圖8。

圖8 REGR模式下重整器和混合氣溫度

由圖8可知，重整器溫度隨著負荷增加而增加，這是因為隨著發動機負荷增加，尾氣溫度上升對重整器的加熱作用增強；與此同時由于缸內燃燒溫度上升，需要引入更多的重整氣進入缸內，通過稀釋作用降低燃燒溫度以控制NOx的生成速率。因此，REGR控制器將增加REGR閥開度，進入重整器的廢氣流量增加導致混合氣體溫度也上升，這也促進了重整器的產氫量增加。

為驗證系統控制策略，根據元素守恒法計算各工況下重整氣組分，得出對應工況下重整器入口處的M/O值。如圖9所示，在不同工況下的M/O值分別為2.23、2.16、2.04、1.92、2.26，與目標值(M/O=2)的相對偏差在11%以內，且均在1.5～2.5區間內，達到了預期目標，因此可認為標定所得的脈譜圖適用于本控制系統。

圖9 各工況下實測M/O值與目標值

不同發動機負荷下重整器出口處重整氣體的組分分布見圖10。

圖10 各工況重整氣組分分布

由圖10可知，隨著發動機負荷的變化，REGR閥在控制器的調控下實現了在線調節，隨著REGR閥開度的增大，重整器產氫量也得到提升。總體而言，重整器產氫比較穩定，氫氣含量穩定在7%～10%之間。此外，重整氣成分中除了氫氣以外，還有5%～12%比例的CH4，這是由于有部分CH4的在重整器內未及時參與反應；此外，還存在少量的CO，它們都將作為燃料送入缸內參與燃燒。此外，重整氣中還包括非可燃氣體N2和CO2，兩者之和約占重整氣體含量的80%，處于主導地位。

不同工況下的缸壓曲線、燃燒CA50見圖11、12。

圖11 各工況缸壓變化

圖12 各工況燃燒CA50圖

由圖11、12可知，REGR模式下相比于原機模式下，缸內最大壓力有所降低，同時燃燒重心(CA50)也相應推遲，這是由于重整氣的主要成分為N2和CO2，相比于同等條件下的原機試驗結果，重整氣將稀釋可燃混合氣進而導致缸內燃燒速度略有降低，從而表現為較原機試驗結果缸壓有所降低以及CA50推遲。

為得到REGR模式下工作穩定性評價指標，采用200個連續循環的平均指示壓力變動系數表征燃燒循環變動情況，平均指示壓力變動系數COVIMEP定義如下。

(2)

各工況下REGR/原機模式的平均指示壓力變動系數見圖13。

圖13 各工況循環變動比較

比較可知，REGR模式下的循環變動率略高于原機，但所有運行工況下平均指示壓力變動系數低于5%，發動機均能穩定運行。

各工況下的RGER/原機模式下的有效燃油消耗率見圖14。

圖14 各工況有效燃油消耗率

相比于原機，REGR模式下發動機的有效燃油消耗率(be)在不同工況下分別有增加。這是由于REGR模式下的甲烷重整制氫反應主要為放熱反應，因此導致了系統能量部分損耗，表現為有效燃油消耗率略微增加。

各工況下的排放數據見圖15、16。

圖15 各工況NOx排放對比

圖16 各工況CO排放對比

由于重整器氣的稀釋作用，導致缸內燃燒溫度降低，熱力學NOx形成速率大幅降低，表現為 REGR模式下的NOx排放顯著降低，相比同等工況下的原機模式，NOx在不同工況下分別有降低，滿足IMO Tier III 排放標準。此外，相比于原機模式，因為稀釋原因，CO氧化速率變慢，但是由于重整氣的氫氣可提高缸內燃燒速度，這將促進CO的氧化，因此REGR模式下CO的排放增加并不明顯，具體表現為在不同工況下排放增加1.7%，2.5%，5.3%，5.2%，5.1%。可見當前控制器可有效調節不同工況下的重整器入口參數，在穩定運行的同時，可以有效降低各工況下的發動機NOx的排放，達到Tier III排放標準。

5 結論

1)基于CAN總線的REGR控制系統可實現廢氣再循環量及燃料供給流量的在線調節，能較好地滿足REGR系統在LNG發動機上應用需求。

2)控制系統應用在LNG發動機上，重整器產氫率較穩定，可有效改善缸內燃燒。

3)可實現在CO排放增加不明顯的前提下，有效降低NOx排放。

4)發動機的有效燃油消耗率略有增加。

5)REGR模式下發動機總體運行穩定。