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Presentation title 

燃焼制御によるディーゼル排出ガス中の

NOｘ組成の制御法とその活用に関する研究

高田 圭

早稲田大学理工学部機械工学科

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Study on the Control Methods of NOx Component

in Diesel Exhaust by Combustion Control and its Application

博士論文研究発表

Contents

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>論文の構成

>本論文で取り組んだ研究内容

>研究背景および目的

>結論および今後の研究の発展性

・NOx組成がUrea-SCRシステムのNOx浄化特性に与える影響 ・汎用数値流体解析コードによるディーゼル燃焼解析の妥当性に関する検討 ・燃焼制御による燃焼特性およびNOx排出特性の変化に関する数値解析 ・多段噴射によるNOx組成コントロールの可能性に関する検討 ・NOx組成コントロールのUrea-SCRシステムへの適用

Background and Motivation

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ディーゼルエンジンの普及による

_CO

₂

排出量削減の可能性と課題

ディーゼルエンジンと

       ガソリンエンジンの比較．

熱効率

PM emission

NOx emission

Combustion improvement Aftertreatment

Fig. Conceptual figure of diesel emission standards

排出ガス

後処理装置の浄化効率を最大限高めるための燃焼制御が求められる 特に低減が困難なNOxを対象とし,詳細な燃焼解析を実施して燃焼制御によるNOx排出量、 NOx組成の変化を把握し,後処理装置の性能向上にむけた燃焼制御について検討 >浄化効率は排気温度，組成によって変化 >DPFによる重量ベースのPM低減率は約100%． ディーゼル−○  ディーゼル−× (NOx，PMの同時低減が困難)

ディーゼルエンジンの排気後処理装置

>NOx低減率は高くても80‐90%程度 (対ガソリン比で約2∼3割優れる)

Previous Studies

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Urea-SCRシステムに関する従来研究

Johnson Matthey社  酸化力の異なるDOCでNOx浄化率を評価(York et al.,2004)，触媒からの放熱を抑制する レイアウトを採用した触媒システムの評価(Walker et al., 2003)など  Ford社  尿素由来物質の毒性評価(Ball, 2001)，乗用車用SCR，過渡モードFTP-75におけるNOx 浄化率の評価(Tenisson et al., 2004)など 

エンジン筒内の多次元燃焼解析に関する従来研究

Wisconsin大学(ERC)  簡略化n-heptane素反応機構を用いた数値解析(2004)，KIVA-3VとCHEMKIN-IIのカップ リングコードにより低温燃焼時のHC/CO排出挙動を予測(Opat et al., 2007)など 

燃焼制御と

_{NOx排出挙動に関する研究}

新エィシーイー社  吸気圧5bar，最高圧力30MPaまで耐え得る実機を用いた高過給，高EGR燃焼の試験を 実施しNOx，Sootの大幅な同時低減の可能性を報告(Aoyagi et al., 2003~)など NOx組成をコントロールするシステムに関する研究は見られない NOxの組成に着目，あるいは組成制御を行う研究は見られない

Outline of Doctor Thesis

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１．

NOx組成がUrea-SCRシステムのNOx浄化特性に与える影響 (第2章)

２．汎用数値流体解析コードによるディーゼル燃焼解析の妥当性に関する検討

(第3章)

NOx組成により，浄化特性が大きく変化するとされるUrea-SCR NOx還元システムに対して，実機試験 により，流入するNOxの組成を変化させた際の浄化特性を調査した．

３．燃焼制御による燃焼特性および

_{NOx排出特性の変化に関する数値解析 (第4章)}

４．多段噴射による

NOx組成コントロールの可能性に関する検討 (第5章)

５．

_{NOx組成コントロールのUrea-SCRシステムへの適用 (第6章)}

ディーゼル燃焼における詳細な_{NOx排出特性を把握することを目的に，汎用の数値流体解析コード} STAR-CDを用いて詳細化学反応を考慮した燃焼解析を実施し，その妥当性について検証した． 妥当性が確認された解析コードを用いて，各種パラメータを変化させた際の燃焼特性の変化，および NOx排出挙動の変化を数値解析の利点を活かした手法を用いて解析した． NOと炭化水素の反応によりNO2を生成する反応経路に着目し，Pilot噴射あるいはPost噴射の適用により， NOx組成をコントロールする方法について実機試験および数値解析を用いて検討した． 前章で検討したNOx組成コントロールをUrea-SCRシステムに適用した際のNOx浄化特性の改善効果を 調査した．また，燃焼制御と後処理装置の浄化特性に関して総括した． NOx組成の評価も検討可能な数値解析コードの構築 NOx組成制御による後処理装置の浄化性能の評価

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第

2章

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Outline of ‘Urea-SCR System’

Overall SCR reaction

4NH₃ + 4NO + O₂ → 4N₂ + 6H₂O 8NH₃ + 6NO₂ → 7N₂ + 12H₂O ― (1) Standard SCR reaction ― (2) NO₂ SCR reaction ― (3) Fast SCR reaction 2NH₃ + NO + NO₂ → 2N₂ + 3H₂O

Urea decomposition

(NH₂)₂CO → HNCO + NH₃ - Pyrolysis HNCO + H₂O→ NH₃ + CO_{2 - Hydrolysis}

Urea-SCR システムとは?

排出ガス中に尿素水を添加し，生成したアンモニアを触媒上に吸着させ，排気中のNOxを アンモニアとの間で生ずる還元反応により，窒素と水にして無害化する触媒システム

Urea-SCR システムの長所と短所

高いNOx浄化率，貴金属使用量の低減，硫黄に対する強い耐性，燃費のロスが無い，etc．

長所

短所

尿素タンク，噴射装置による装置の大型化，インフラの整備，アンモニアスリップ発生の 可能性，触媒低温時の浄化率の低下，etc． NOx組成の変化によるUrea-SCRシステムのNOx浄化特性の変化について 詳細な調査を実施し，NOx組成コントロールの重要性を明確にする

本章の目的

Experimental Apparatus 1

Engine Test Bench

-Radiator Dynamometer Turbocharger 

Engine

Air Filter Air flow meter

Common Rail Intercooler Supply pump Analyzing Recorder Rotary Encoder MEXA-9100DEGR

Fuel consumption meter Fuel tank

Urea-SCR

system

MEXA-4000FT

エンジン諸元

The numbers of cylinders : In-line 6

Aspiration : Turbocharged Bore × Stroke : 115 × 125 mm Type : 7.8 L, DOHC, DI A/D converter PC

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Engine MEXA-9100DEGR MEXA-4000FT

Fourier Transform Infrared spectrometer (FT-IR) NOx – Chemiluminescence

CO, CO₂ – Non-Dispersive Infrared Detection (NDIR)

THC – Flame Ionization Detection (FID) Measuring method

Urea tank

Pre-oxidation catalyst

Exhaust gas

SCR catalyst

Post-oxidation catalyst

Urea

Injector

Function generator

Pump Water jacket Injection control circuit

(32.5 wt% urea-solution)

1

2

3

4

5

6

7

Experimental Apparatus 2

Base UreaSCR System

-SCR catalyst specifications

Cell density : 300 cells/inch2

Total catalyst volume : 22.6 L (2.8 times engine swept volume)

Vanadium catalyst

Cell density : 400 cells/inch2

Total catalyst volume : 22.6 L (2.8 times engine swept volume)

Zeolite catalyst

catalyst

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Experimental Apparatus 3

Modified System Layout

-Pre-oxidation catalyst (×2) Exhaust gas Bypass line Catalyst line Valve

Modification

2. Bypass line

1. Pre-oxidation catalyst

3. Two valves

3 4 5 6 7 2 1 前段酸化触媒の容量増加により，低負荷域におけるNOからNO2への酸化を促進すると同時に， 触媒活性向上時の過剰なNO2の生成をバイパスラインにより抑制可能なシステム

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Definition of ‘ NO

₂

/NOx ’

Exhaust gas

NO, NO

₂

, N

₂

O

NOx

trace quantity

NO

₂

/NOx =

NO

2

NO + NO

₂ Load % NO2/NOx

with Pre-Oxi. cat. w/o Pre-Oxi. cat. 20 0.143 0.131 40 0.536 0.071 60 0.574 0.023 80 0.374 0.020 NO 100% NO₂ 0% - NO₂/NOx = 0.0 NO 50% NO₂ 50% - NO₂/NOx = 0.5 NO 0% NO₂ 100% - NO₂/NOx = 1.0

NO

NO

₂

NOx組成を表現するパラメータNO

₂

/NOxの定義

NOx組成を示すパラメータNO₂/NOxを定義し，以降この値を用いてデータを整理する．

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Operation steady state

Engine speed rpm 1440

Urea equivalence ratio 1.0 SCR catalyst temp. K 450, 500

NO₂/NOx 450 K – 0.1, 0.2, 0.29, 0.42 500 K – 0.1, 0.27, 0.5

SCR catalyst Zeolite x 3

Table Experimental condition

7 Urea Injection 3 4 5 6 SCR cat. Oxi. cat. catalyst line bypass line Zeolite

Effect of NO

₂

/NOx on NOx Reduction (1)

Urea equivalence ratio φ

_urea

NO NO₂

NO reduction by Standard SCR NO₂ reduction by NO₂ SCR NO and NO₂ reduction by Fast SCR

φ_urea=1.0 means the precise amount of urea, which can reduce all of the NOx.

Effect of NO

₂

/NOx on NOx Reduction (2)

触媒温度が低い条件，および触媒容量が小さなシステムにおいてNOx組成のコントロール が特に有効に作用し，未還元のNOxは6 – 21 %まで大幅に削減することが可能

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0 20 40 60 80 100

NOx reduction performance Catalyst temperature : 450 K S. P. 4 S. P. 7 43.0% 92.6% 60.1% 91.8% NOx reduction 100 13 100 21 Normalized NOx emission % 0 20 40 60 80 100

NOx reduction performance Catalyst temperature : 500 K S. P. 4 S. P. 7 72.7% 97.4% 90.6% 99.4% NOx reduction 100 10 100 6 Normalized NOx emission %

Conventional SCR system Modified SCR system

システムレイアウトの変更による

NOx浄化率改善効果

NO₂/NOx = 0.14   0.42 NO₂/NOx = 0.35   0.50 7

Summary of ‘Section II’

コモンレール式燃料噴射装置を採用した直列6気筒7.8Lインタークーラ付ターボ過給ディーゼ ルエンジンを供試機関として，NOx低減型の排気後処理装置としてUrea-SCRシステムを採用 し，特にNOx組成の変化に対する触媒上におけるNOx還元反応の挙動の変化に着目して試験 を実施した．実験結果は以下のようにまとめられる． Urea-SCRシステムにおけるNOx還元反応の中では，NOとNO₂が等モルで反応するFast SCR reactionが触媒温度200℃以下の温度域から十分に速い速度で進行する主要な反応であるため， NO₂/NOxを0.5に保つことにより高いNOx浄化率が達成される． 酸化力の大きい触媒を採用し，中・高負荷域における過剰なNO₂の生成を抑制するバイパスライ ンを設けるレイアウトを採用したシステムは，幅広い運転条件に対してFast SCR reactionを促進 し触媒温度450K(177℃)の条件においてNOx排出量を従来の約1/5にまで低減し，さらに他の温 度域においても浄化率を向上させることが可能である．

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第

3章

汎用数値流体解析コードによる

ディーゼル燃焼解析の妥当性に関する検討

多次元の数値流体解析

>筒内の燃料蒸気や温度の分布が着火，燃焼過程影響する

詳細な化学反応解析

RH R ROO QOOH OOQOOH HOOQ’OOH HOOQ’O + OH R: Alkyl radical >着火，燃焼過程は1段の総括反応で表現できない． >近年のディーゼルエンジンは着火遅れの長い燃焼法を採用す るため，詳細な化学反応過程を考慮することが重要． Coupling >燃料噴射，液滴の分裂，蒸発，燃料と空気の混合などの複数 の現象がエンジン筒内で生じている Chemical process Physical process

Outline of Diesel Combustion Modeling

詳細な化学反応過程を考慮したディーゼル燃焼の数値解析について検討し，

燃焼およびNOx排出特性の解析に必要な精度を有するモデルを構築する

本章の目的

Reaction Scheme - Outline

Species : 33 Elementary reactions : 66

N series reactions

Extended Zel’dovich mechanism, Prompt NO, NO via N₂O, NO₂ formation

n-heptane reaction scheme*

*A. Patel et al., Development and Validation of a Reduced Reaction Mechanism for HCCI Engine Simulations, SAE Paper 2004-01-0558 (2004).

本研究で使用した

CFDコード

STAR-CD v3.26 Complex Chemistry Module

素反応スキーム

CPU time: Approximately 54 hours for basic conditions.

Parameter modification

Machine spec. : Intel Core 2 Duo processor 2.40 GHz 2GB Memory (single core calculation)

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Engine Specifications and Calculation Grids

Engine type

4-cycle, 2.2L, DOHC, In-line 4 cylinders, DI

Bore × Stroke

86 mm × 96 mm

Top clearance

0.98 mm

Con-rod length

147.5 mm

Compression ratio

15.8

Table Engine specifications

Calculation grids

Fixed line The number of cells

5464 at BDC timing 2344 at TDC timing

Calculation Models Used in This Study

Turbulence model RNG k-epsiron model Breakup model

KH-RT model

sb0=0.61, b1=15.0, ctau=1.0 crt=0.1, We_l=100.0, cb0=17.5

Wall impingement model Bai model

Atomization model Reitz-Diwarkar model

NOx model Extended Zel’dovich

N₂O, NO₂ reaction Turbulent chemistry

interaction model

Kong model C_mix=0.01*

Table Applied physical models

*Adjusted as a fitting parameter

Reaction Scheme – Ignition Delay Test

素反応機構の着火遅れ特性

Ignition delay characteristics of each scheme calculated by 0-D chemical reaction analysis.

LLNL scheme: 560 species, 2537 reactions ERC scheme : 29 species, 52 reactions In this study : 33 species, 66 reactions

LLNL scheme ERC scheme Applied scheme 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 0.01 0.1 1 10 100 1000/K ignition delay ms P = 1.3 MPa φ=1.0

各素反応機構の反応数と化学種数

2 3 4 5 -10 0 10 20 30 Exp_pressure ERC scheme

Crank angle deg. ATDC

Pressure MPa Engine speed : 2000 rpm_{Fuel injection timing : TDC}

Fuel quantity : 20 mm3_/st EGR ratio: 19.1% Operating conditions 2 3 4 5 -10 0 10 20 30 Exp_pressure ERC scheme Applied scheme

Crank angle deg. ATDC

Pressure MPa

±3% ±0.1 ms

Pressure rise ±0.1 ms Peak Pressure timing

Peak Pressure

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本研究においては着火遅れ特性ではなく，エンジンの筒内圧力を再現することを優先し， 一部の素反応パラメータを修正した．

Calculation Conditions for Validation

Engine speed rpm 2000

Intake pressure kPa 103 (±1 in Exp.) Intake temperature K 303.15* (± 1.5 in Exp.) Injection timing deg. ATDC -5, -2, 0, 2

Injection quantity mm3_{/st 20}

EGR ratio % 0

Intake O₂ concentration vol. % 20.9

Parameter : Fuel Injection Timing

Engine speed rpm 2000

Injection timing deg. ATDC 0

Injection quantity mm3_{/st 20}

Intake pressure kPa 103 103 101 97

Intake temperature K 303.4* 327.5 336.2 343.7

EGR ratio % 0 27.8 30.2 32.5

Intake O₂ concentration vol. % 20.9 17.2 16.2 15.3

Parameter : EGR Ratio (Intake O

2

concentration)

*Heat transfer (+10 K) between intake gas and cylinder wall is assumed in calculation

Calculation Results

Pressure and Heat Release

-Parameter : Fuel Injection Timing Parameter : EGR Ratio (Intake O2 concentration) 修正した素反応パラメータを適用することにより，計算対称とした8条件すべてにおいて， 先に述べた基準を満たす高い精度で筒内圧力を再現することができた． -2 0 2 4 6 8 0 100 200 300 400 -20 -10 0 10 20 30 40

Crank angle deg. ATDC

Exp. Cal.

0.4%

27.8%

30.2%

Cylinder pressure MPa Heat release J/deg. CA

EGR ratio 32.5%

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筒内圧力および熱発生率の計算結果

-2 0 2 4 6 8 0 100 200 300 400 -20 -10 0 10 20 30 40

Cylinder pressure MPa Heat release J/deg. CA

Crank angle deg. ATDC

Exp. Cal.

Fuel injection timing

-5 deg. ATDC -2 deg. ATDC

TDC

Calculation Results

- NOx (NO, NO

₂

) Emission

-0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 40 80 120 160 200 NOx emission ppm NO 2 emission ppm O₂ concentration vol% 15.3 16.2 20.9 NO 2 Exp. Cal. NOx Exp. Cal. 32.5 27.8 0.0 EGR ratio % 700 _{Exp. 700.0} Cal. 690.7 17.2 30.2 650

Parameter : Fuel Injection Timing Parameter : EGR Ratio (Intake O2 concentration) 本解析コードはNOxの排出特性を定性的に再現できると判断した EGR量が多い条件下においては，NOx排出濃度を定量的に再現できていない．しかしながら， 着火時期に対するNOx排出量の変化，およびNO2量の変化の傾向は再現されている．

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NOx排出濃度およびNO2

排出濃度の計算結果

0 200 400 600 800 1000 0 100 200 300 400 NOx emission ppm NO 2 emission ppm

Fuel injection timing deg. ATDC-5 -2 0(TDC) 2 NO₂ Exp.

Cal.

NOx Exp. Cal.

Summary of ‘Section III’

ディーゼルエンジンの燃焼制御によるNOx生成挙動の変化について検証することを最終的な 目的として，本章においては汎用の数値流体解析コードと詳細な化学反応解析のカップリング コードを用いた燃焼解析を実施した．基礎的な運転条件の違いをパラメータとした解析結果を 実験結果と比較して，解析の妥当性について検討した結果は以下のようにまとめられる． 軽油とセタン価がほぼ等しいn-heptaneの素反応機構を適用した本計算において，アレニウス パラメータの修正により，反応スキームの着火遅れ特性を変化させることで精度良く（圧力上 昇±0.1ms，筒内圧力のピーク値±3%，ピーク値を示す時期±0.1ms）ディーゼル燃焼による 筒内圧力履歴を再現することが可能である． アレニウスパラメータの修正を施した素反応スキームを適用することにより，燃料噴射時期お よびEGR率をパラメータとした際の筒内圧力，および熱発生率履歴の変化を非常に高い精度 で再現することが可能である． 詳細な素反応過程を考慮した解析を実施することにより，運転条件の変化に対するNOx排出 量およびNO₂排出量の定性的な傾向を十分に表現することが可能である．

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第

4章

燃焼制御による燃焼特性および

NOx排出特性の変化

に関する数値解析

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Outline of Supercharge with EGR

EGRと過給の併用によるエンジンアウトの排出ガス低減

EGR line Common-rail fuel injection system >高過給，高EGR燃焼によるPMとNOxの低減に関する検討は，主にエンジンアウトの排気  性能に重点が置かれ，排気温度や組成に関して十分に議論されることがない． 前章で妥当性を確認した燃焼解析手法を適用し，燃焼制御が燃焼特性や NOx排出特性，NO2/NOxの値に及ぼす影響について詳細に調査する．

本章の目的

Fig. Diesel engine system

EGR率を高くすることによって， エンジンアウトNOxを大幅に低減 空気過剰率が低下し，PM排出量が増加 過給により多量の空気を筒内へ吸入する

高過給，高EGR燃焼

VNT/VGT turbocharger

Analysis Method of EGR Mechanism

EGRによるNOx低減メカニズムの解析

主要な要素として，以下の2つの要素がNOx低減に作用していると考えられている．

吸気酸素濃度の低減

不活性ガスの還流に伴う筒内ガスの比熱の増大

両者の影響を数値解析により分離して評価する

分析方法

架空の化学種 “Inert O2” を定義し，通常のEGRと比較する． Inert O2 O2 _{“Inert O} 2”の性質 >酸素と同一の熱物性値を有する． >他の化学種と反応しない “Inert O2”で筒内ガスを希釈すれば，比熱を変化させることなく，吸気酸素濃度の みを低減させることが可能となり，上記の2つの影響を分離することができる．

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Calculation Conditions

EGR Mechanism

-Table  Calculation conditions (Operating conditions)

Engine speed rpm 2000

Intake pressure kPa 100

Injection timing deg. ATDC 0

Injection quantity mm3_{/st 20} Intake temperature K 344.7 Case A B C O₂ vol% 21.0 19.3, 17.7, 16.0 N₂ vol% 79.0 78.7, 78.3, 78.0 H₂O, CO₂ vol% 0.0 1.0, 2.0, 3.0 0.0 Inert O₂ vol% 0.0 0.0 2.0, 4.0, 6.0

Table  Calculation conditions (In-cylinder gas components)

EGRを行わないCase A，通常のEGRを模擬してCO2とH2Oで筒内ガスを希釈する

Case B，Inert O2で筒内ガスを希釈するCase Cを比較する．

Calculation Results

EGR Mechanism -0 2 4 6 0 100 200 300 400 0 5 10 15 20 25 30

Crank angle deg. ATDC

w/o EGR

Cylinder pressure MPa Heat release J/deg. CA

Dilution gas CO2, H2O Inert_O2 0% Dilution gas 4.0% 6.0% 2.0%

筒内圧力と熱発生率，および

NOx排出濃度の計算結果

A C B C B C B

In-cylinder Pressure and HRR NOx emissions

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0 200 400 600 800 1000 NO NO2 NO, NO 2 ppm

Inert O2 EGR Inert O2 EGR Inert O2 EGR

Dilution gas vol%

0.0 2.0 4.0 6.0 821.89 450.21 346.94 197.21 130.69 62.83 31.20 2 筒内圧力と熱発生率は，筒内の酸素濃度によってほぼ決定されている．

Case AとCase Bの差はCase BとCase Cの差に比べて非常に大きく，EGRによるNOx低減の主要 なメカニズムは，筒内の吸気酸素濃度が低減する効果であることを示唆している．

EGRガス量の増加によるNOxの低減に伴ってNO2/NOxは上昇する．

NO₂/NOx

0.093 0.12 0.15 0.18 0.20 0.22 0.23

In-cylinder Behaviour of NO and Gas Temp.

筒内ガス温度および

NO濃度分布

の変化

(movie)

Case A Case B* Case C*

Temperature K

Min. 400 – Max. 2500

NO mass fraction

Min. 0.0 – Max. 0.0008

*Dilution gas amount of Case B and C is 4.0%

1 – 90 deg. ATDC (10 deg. CA/sec)

NO and Temperature Distribution

各条件における

NOと筒内ガス温度の分布

Temperature K 400 – 2500 NO mass fraction 0.0 – 0.0008

吸気酸素濃度によって，NOを生成する領域の大きさが決定される． 比熱の違いは，_{NO生成領域の内部におけるNO濃度の差を形成する．} 14 deg. ATDC 18 deg. ATDC 26 deg. ATDC 14 deg. ATDC 18 deg. ATDC 26 deg. ATDC

(A) w/o EGR (B) EGR (C) Inert O2 (A) w/o EGR (B) EGR (C) Inert O2

Numerical Analysis of Supercharge with EGR

-2 0 2 4 6 8 10 0 100 200 300 400 500 -20 -10 0 10 20 30 40

Crank angle deg. ATDC

Cylinder pressure MPa

Heat release J/deg

base +20kPa +40kPa +60kPa +100kPa -20kPa +80kPa

In-cylinder Pressure and HRR

Intake pressure / O₂ vol% : base 100 kPa / 18.5%

base –20kPa / 23.4%, +20kPa / 15.3%, +40kPa / 13.0%, +60kPa / 11.4%, +80kPa / 10.1%, +100 kPa / 9.0% EGRによる酸素濃度の低減分を過給圧の増加で補い，筒内の酸素の空間密度を一定とした． 解析結果は，長い着火遅れを伴うディー ゼル燃焼の着火時期が酸素の空間密度 によって決定されることを示唆している.

EGRと過給の併用を想定したディーゼル燃焼の数値解析

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10-1 100 101 102 103 104 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 -20 0 20 40 60 80 100 NOx emission ppm NO 2 /NOx

Intake pressure kPa (gage)

NOx

Numerical Analysis of Supercharge with EGR

数値解析結果と実測値との比較

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-2 0 2 4 6 8 0 100 200 300 400 -20 -10 0 10 20 30 40

Cylinder pressure MPa Heat release J/deg. CA

Crank angle deg. ATDC

Exp. Cal. 120 kPa 100 kPa 100 kPa O2 16.2% O2 20.9% 0 200 400 600 800 1000 NO NO2 NO, NO 2 ppm Exp

Cal Exp Cal

Intake pressure kPa 120

821.9

143

83.3 150 103.0

100 100

Intake oxygen concentration vol%

20.9 16.2

Cal 2

BSFC and NO

2

/NOx 

(measured value)

Case B （Int. P 100 kPa, EGR 30.0%) Case C （Int. P 120 kPa, EGR 35.9%)

In-cylinder Pressure and HRR NOx emission Engine speed: 2000 rpm 20 mm3_{/st, single} Injection timing: TDC A B C BSFC NO₂/NOx 熱発生率のピークが低下し，NOx 排出濃度が同等に保持されたまま NO₂/NOxの値が上昇 過給により酸素の空間密度を高め て着火遅れを低減し，燃費が改善 310 g/kWh 289 g/kWh 7.3%  improved 0.119 0.193 NO2  increase

Summary of ‘Section IV’

前章において妥当性が確認された数値解析コードを用いて，燃焼制御を行った際の燃焼特性， およびNOx生成挙動の変化を調査した．代表的な燃焼制御である過給とEGRを対象として， NOx低減メカニズム，およびNOx組成の変化に及ぼす影響を調査した．本章で得られた知見 は以下のようにまとめられる． 吸気条件の各パラメータに関する感度解析を実施した結果，燃料の蒸発，混合に十分な時間 を伴い，化学反応の進行度が着火の律速過程となる燃焼においては，筒内ガス中の酸素の  空間密度が着火時期を支配するパラメータの一つであることが示唆された． EGRによるNOx低減の主要なメカニズムが吸気酸素濃度の低減によるものであることを数値解 析により明らかにした．筒内圧力と熱発生率も，吸気酸素濃度によってほぼ決定されている．

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NOx生成挙動に関する解析から，吸気酸素濃度の低減によりNOの生成領域の大きさが決定さ れ，EGRガスの還流に伴う動作ガスの比熱の変化は，NOx生成領域内におけるNO濃度に差を 与える副次的な要素であることが明らかとなった． EGRによりNOx中のNOが主に減少するため，排出NOx中のNO₂/NOxの値が上昇する．

第

5章

多段噴射による

NOx組成コントロールの可能性に関する検討

Outline of NOx Composition Control

排出ガス組成と排出ガス浄化技術との関係

>低温燃焼

大量EGRにより，Sootが生成する温度域よりも低い温度で燃焼させることによって，低NOx， 低Soot燃焼を実現する．多量に排出されるHC，COは触媒床温を上昇させる．

>DPF, CSF (Catalyzed Soot Filter)

前段酸化触媒，あるいはフィルタに担持された触媒上でNOがNO₂に酸化される．NO₂は265℃ 程度の比較的低温からPMを酸化させるため，運転中に連続的なPM酸化が生ずる． >LNT, NSR (NOx吸蔵還元型触媒) 空燃比リーン運転時に,NOxを触媒上に硝酸塩として吸蔵させ,定期的なリッチスパイクにより 吸蔵されていたNOxをN₂に還元する．NOx吸蔵時にはNOもNO₂に酸化された後に吸蔵される． NOからNO₂への酸化が不十分であっても，NO₂は触媒に吸着あるいは吸蔵される． >SCR (NOx選択還元型触媒) ※第2章において評価済 酸化雰囲気中でもNOxを触媒上で選択的に還元する．NH₃を還元剤とするUrea-SCRシステム は，触媒に流入する排気中のNOx組成(NO₂割合)によってNOx浄化率が大幅に変化する．

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排気後処理装置の浄化性能を左右すると考えられる‘NO2割合’を燃焼制御 によりコントロールする手法について，実験と計算の両面から検討する．

本章の目的

‘NO-NO

₂

Reaction’ by Multi-Injection

燃焼制御により，排出

NOx中のNO

₂

の割合を上昇させる手段

炭化水素の添加による

NOの酸化促進*

NO-NO₂変換の反応機構

 

NO+HO₂⇔NO₂+HO (1) Alkyl+O₂⇔Olefin+HO₂   (2) Alkyl-O₂⇔Olefin+HO₂   (3) HCO+O₂⇔CO₂+HO₂    (4) H+O₂+M⇔HO₂+M    (5)

*Ref. HORI，et al., An experimental and kinetic calculation of the promotion effect of hydrocarbons on the NO-NO₂ conversion in a flow reactor

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 600 700 800 900 1000 1100 1200 CH₄ C 2H4 CH₃OH DME NO 2 /NO x Temperature K

20 deg. ATDCにおけるNOのmass fraction=0.001の等値面

2000 rpm, 20 mm3_{/st, Fuel inj. Timing : TDC（Single）, EGR : 0% (STAR-CDによる計算結果)}

早期Pilot噴射による 未燃HCとNOが反応

Post噴射により生成

したHCとNOが反応

Experimental Setup

Number of cylinders Inline 4 Bore × Stroke mm 86×96 Swept volume cc 2231 Max power kW / rpm 130 / 3600 Max torque Nm / rpm 400 / 2000∼2600 Pt/Al₂O₃ Size mm Φ130 × 140 Volume L 1.86

Test Engine (2AD-FHV)

DOC Sampling Point

A

B

A. DOC Inlet B. DOC outlet

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Experimental Conditions

Table  Experimental conditions

EGR effect

Load x/8 1, 2

Engine Speed rpm 1500

Pilot Injection Timing deg. ATDC

w/o -80 ~ -10 w/o

Pilot Injection Quantity mm3_{/st 2.0}

Main Injection Timing deg. AYDC 0

Post Injection Timing deg. ATDC

w/o 10 - 80

Post Injection Quantity mm3_{/st 2.0}

EGR ratio % 40 (1/8 Load), 32 (2/8 Load)

実際の運転条件に近い条件（EGR率40%）におけるPost/Pilot噴射の影響を調査する

ために下記の条件に対して実験を実施した

※ _{1/8負荷における結果のみを紹介する．トルクを一定として実験を}   実施したため，_{Main噴射量が各条件によって異なっている．}

Experimental Results

1/8 Load with EGR

-0 5 10 15 20 25 30 0 20 40 60 80 100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 NOx g/h _NO 2 /NOx

Injection timing deg. ATDC

Pilot _Single Post

NO₂/NOx NOx 160 200 240 280 320 360 400 440 0 50 100 150 200 250 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 BSFC g/kWh CO, THC g/h

Injection timing deg. ATDC

BSFC baseline CO baseline THC baseline BSFC CO THC

Pilot Single Post

NOx排出量とNO

₂

/NOｘ

BSFCとCO，THC排出量

NOx排出量

燃料噴射タイミングの影響は小さい

NO

₂

/NOx

燃料噴射タイミングによる影響を受け， 最大で84.6%，最低で37.3%を示した．

BSFC

Post噴射時期30 deg. ATDCを超える

と大幅な悪化．TDC近傍では，ベース 条件よりも良好．

CO排出量

TDCから離れた条件で排出量が増加． NO₂/NOxの変化と同様の傾向

THC排出量

Post噴射時期30deg．ATDC以降に おいて排出量が急増．

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Calculation Conditions

– Analysis of NO-NO

₂

Conversion

-NO-NO

₂

変換反応に関する数値解析

Pilot/Post噴射によるNO₂生成の促進効果は確認されたが，筒内のどの部分において 反応が活発におきているのか，あるいは膨張行程ではなく排気行程で反応が生じてい るのか，実験結果のみからでは判断できない． Engine speed 1500 rpm Engine load 1/8

Injection timing deg. ATDC Single(TDC)，Pilot(-40)+Main, Main+Post(40)

EGR w/o EGR, with EGR

Table Calculation conditions

実験で検証した条件に関して数値解析を実施して筒内の様子を解析する

Pilot/Post噴射，およびEGRの有無によるNO₂/NOxの変化に着目した解析を目的とする． (ここではEGRを適用した条件のみを紹介)

Calculation Results

- Pressure and

HRR- Pilot噴射時の膨張行程の圧力に関して，計算値が実験値を上回っている点，  Post噴射時の熱発生率の位相がずれている点を除き高い精度で再現できている

筒内圧力および熱発生率線図の解析結果

0 2 4 6 0 50 100 150 200 -10 0 10 20 30

Crank angle deg. ATDC

Cylinder pressure MPa

Heat release J/deg. CA

Engine speed: 1500 rpm

Load: 1/8, with EGR _CalExp

Pilot(-40)+Main

Main+Post(40)

Base (single)

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Calculation Results

NOx emission

-NOx排出量，NOx組成の時間履歴 (1/8 load, with EGR)

Pilot/Post噴射の適用によりNO2生成量が増加する傾向を数値計算により再現可能 Post噴射した燃料によるHO2の増加と，NOの減少，NO2の増加が同時期に生じている． 全ての条件において，実験値のNO2/NOxの値は解析結果を上回っている．したがって， 排気行程および排気管内でもNO-NO2変換反応が進行することが示唆される． 0 50 100 150 200 NO NO2 NO, NO 2 ppm Base Exp. Cal. Pilot -40 Exp. Cal. Post 40 Exp. Cal. 2 NO₂/NOx 59.4% 46.8% 76.3%_40.9% 84.7% 56.6% -40 0 40 80 120 0 2 4 6 8 0 1 2 3 NO, NO 2 mass μ g HO 2 mass μ g

Crank angle deg. ATDC

NO₂ NO HO₂ Base Pilot Post

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In-cylinder Behaviour (movie)

- NO, NO

₂

, HO

₂

, Gas temp.

-Min. Max. 0 0.0005 NO mass frac. 0 0.0002 NO₂ mass frac. 0 0.0001 HO₂ mass frac. 300 2600 Temperature K 1500 rpm, 1/8 load

with EGR, 0 – 120 deg. ATDC

Single injection (TDC)

Double injection

Main + Post (40 deg. ATDC)

筒内温度，

NO, NO

₂

, HO

₂

濃度の分布

NO₂ HO₂

53 deg. ATDC

58 deg. ATDC

80 deg. ATDC

※初期NO₂濃度が異なる

In-cylinder Behaviour

- NO, NO

₂

, HO

₂

, Gas temp.

-NO, NO

₂

, HO

₂

濃度の分布

Min. Max.

0 0.0005 NO 0 0.0002 NO₂ 0 0.0001 HO₂ 300 2600 Temp． 15 deg. ATDC 30 deg. ATDC 60 deg. ATDC 90 deg. ATDC 120 deg. ATDC Single injection Temp. NO NO₂ HO₂ Single   Post Post噴射によるNO-NO₂変換反応の促進効果 Single   Post Post噴射によってシリンダ外周付近にHO₂が生成 し，NO₂はシリンダ外周付近で高い濃度を示す．

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Summary of ‘Section V’

Post噴射および早期Pilot噴射を実施することにより，排出NOx中のNO₂の量，および割合 を増加させることが可能である．NO2/NOxの値は，機関回転数1500 rpm，1/8負荷の条件 において，37.3 – 84.6%の範囲で変化した． Post噴射された燃料はシリンダライナ近く，かつシリンダヘッド近傍においてHO2ラジカルを 生成し，燃焼で生じたNOと反応してNO2への転化が促進され，NOx中のNO2割合が高まる ことが，数値解析の結果から示唆された． NOx組成のコントロールのためにPilot/Post噴射を適用すると，特にMain噴射から離れた 時期に噴射を行う場合，燃料消費率，CO，HC排出の大幅な悪化を伴う， 燃焼制御によって排気中のNOx組成をコントロールする方法として，炭化水素によるNOからNO2 への酸化反応の促進効果に着目し，Pilot噴射およびPost噴射がNOx組成へ及ぼす影響につい て調査した．乗用車用ディーゼル機関を用いた実機試験，およびこれまでに用いてきた数値解析 コードによる検討を行った結果得られた知見は以下のようにまとめられる．

46 / 62

第

6章

NOx組成コントロールのUrea-SCRシステムへの適用

Exhaust gas temperature

Emissions reduction

performance

Cost Extra cost Cost Combustion Aftertreatment

‘Synergy effect’ of combustion and aftertreatment

Outline of Diesel Engine System Optimization

燃焼および排出ガス浄化技術の最適化制御に関するイメージ図

>燃焼技術，排気後処理技術による低公害化が期待できるエンジン負荷の範囲は異なる． >中間領域では，双方の技術を効果的に組み合わせることが重要． Cost 補機類の搭載，特殊な燃料の使用，大型の触媒，多量の貴金属の使用 など （超高温域では触媒が劣化）

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前章で検討したNOx組成コントロールをUrea-SCRシステムに適用した際の 浄化性能を調査し，燃焼制御と後処理装置の最適化について考察する．

本章の目的

Experimental Setup

Material Vanadium Size mm Φ150 × 165 Volume L 2.92 (2.92/2.2≒1.32) Specifications of SCR catalyst Sampling Point A. DOC inlet B. DOC outlet C. SCR inlet D. SCR outlet

A

B

C

_D

Aftertreatment device : Urea-SCR

※ 検討のためバイパスラインを設けたが，バイパスを用いないことを前提に試験を実施した．

これまで検討したものと同じエンジンの後処理装置 にUrea-SCRシステムを適用

Experimental Conditions

Table Experimental conditions

Effect of NOx control on NOx conversion Load x/8 1, 2

Engine Speed rpm 1500 Pilot Injection Timing deg. ATDC

w/o -40, -20, -10 w/o

Pilot Injection Quantity mm3_{/st 2.0} Main Injection Timing deg. AYDC 0

Post Injection Timing deg. ATDC

w/o 10, 20, 40

Post Injection Quantity mm3_/st 2.0 EGR ratio % 0, or 40(1/8 Load), 32(2/8 Load)

前章で検討した条件のうち，NOx組成等の変化が少ないPilot噴射時期-50 deg. ATDC以前

の条件，Post噴射時期50 deg．ATDC以降の条件などを除外した下記条件を対象とした．

※ トルクを一定として実験を実施したため，_{Main噴射量が各条件に}   よって異なっている．

Experimental Results

NO

₂

/NOx，NOx浄化率およびSCR触媒温度の関係

Single injection, w/o EGR

NO₂/NOx− 29.9% NOx浄化率− 33.3% SCR触媒温度− 174.0 ℃ BSFC− 361 g/kWh

Post 20 deg. ATDC, w/o EGR

NO₂/NOx− 44.0% (↑14.1%(point)) NOx浄化率− 48.1% (↑14.8%(point)) SCR触媒温度−194.7 ℃ (↑20.7℃) BSFC− 363 g/kWh (↓0.55%) NO2/NOx, SCR触媒温度の変化による NOx浄化率の改善効果が確認できる．

NOx組成コントロールによるNOx浄化率の改善効果

Pilot –10 deg.ATDC, w/o EGR，2/8 load

NO₂/NOx− 62.3% NOx浄化率− 76.8% SCR触媒温度−236.1 ℃ BSFC− 275 g/kWh

Post 20 deg.ATDC, w/o EGR，2/8 load

NO₂/NOx− 49.6% (↓12.7%(point)) NOx浄化率− 80.2% (↑3.4%(point)) SCR触媒温度−236.2 ℃(↑0.1℃) BSFC− 272 g/kWh (↑1.09%) NO2/NOx値が0.5に近づくことによる NOx浄化率の改善効果が確認される． (残存NOx量を約1割低減可能) -100 -50 0 50 100 150 200 250 300 350 400 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 NO 2 /NOx, NOx conversion %

SCR catalyst temp. deg. C

Pilot/Post Timing deg. ATDC

NOx conversion

NO₂/NOx (SCR_inlet)

SCR temperature

w/o EGR with EGR

Combination of Combustion and Aftertreatment

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0 10 20 30 40 50 60 NOx emission g/h Case A Case B Case C Case D SCR_in_NO SCR_out_NO DeNOx 39.7% DeNOx 51.5% DeNOx 68.9% DeNOx 60.8% SCR Cat.: 174 deg. C SCR Cat.: 179 deg. C SCR Cat.: 191 deg. C SCR Cat.: 196 deg. C Relative NOx eimission 100 60.3 8.50 4.12 43.6 13.5 7.06 2.77 GHSV = 46300 GHSV = 25000 GHSV = 49600 GHSV = 26500 NO₂/NOx=29.9% NO 2/NOx=46.7% NO₂/NOx=65.3% NO₂/NOx=71.0% SCR_in_NO₂ SCR_in_NO₂ 0 20 40 60 80 100 120 NOx emission g/h Case A Case B Case C Case D DeNOx 80.8% DeNOx 88.3% DeNOx 64.1% DeNOx 72.4% SCR Cat.: 225 deg. C SCR Cat.: 252 deg. C SCR Cat.: 258 deg. C SCR Cat.: 280 deg. C Relative NOx eimission 100 19.2 18.7 2.19 39.5 14.2 9.56 2.64 GHSV = 57600 GHSV = 41900 GHSV = 61600 GHSV = 46100 NO₂/NOx=53.8% NO 2/NOx=69.5% NO 2/NOx=76.9% NO₂/NOx=51.4%

SCR_in_NO SCR_in_NO₂ SCR_out_NO SCR_in_NO₂

Injection

Case A

EGR

Single w/o EGR Case B Single with EGR Case C Multi w/o EGR Case D Multi with EGR

Engine load : 1/8 Engine load : 2/8

燃焼制御と

NOx低減効果

エンジンアウトNOxの低減 多段噴射 - ★★ EGR - ★★★ NO₂/NOxの増加 多段噴射 - ★★ EGR - ★★ 排気，触媒温度の上昇 多段噴射 - ★★★ EGR - ★★ 空間速度(SV)の減少 多段噴射 -  X EGR - ★★★ エンジンアウトの排気低公害化技術は，後処理装置の浄化性能向上にも寄与し， またそれらを組み合わせた際には，相乗効果が得られていることがわかる．

Summary of ‘Section VI’

燃料噴射制御によるNOx組成のコントロールを行って，Urea-SCRシステムのNOx浄化特性 の向上を図り，機関回転数1500rpm，1/8負荷でEGRを適用しない条件においてPost噴射の 適用による触媒温度上昇の効果と併せて14.8%(point)，触媒温度が同等となる条件において もNOx組成の違いのみによって3.4%(point)の浄化率改善効果が確認できた． 本研究におけるまとめとして，初めに調査したUrea-SCRシステムのNOx浄化率がNOx組成に 対して敏感に変化する特性を活かすため，前章で検討したNOx組成コントロールをUrea-SCR  システムに適用した際の浄化性能の変化を調査した．Pilot噴射，およびPost噴射の実施，およ びEGRの適用の有無による浄化特性への影響を調べた結果は以下のようにまとめられる．

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エンジンアウトのNOxを低減させるためのEGRと多段噴射，後期噴射の適用は，排気温度上 昇，NO₂/NOx値の増加，そして触媒通過ガスのGHSV低下といった後処理装置の浄化効率 を向上させる作用を併せ持つ．これらの制御の有無によるNOx排出量の違いを定量的に評価 したところ，実験対象とした1/8，2/8負荷の条件においては燃焼制御により，エンジンアウトに おいて7-10%，システム出口において3%以下にまでNOxを低減していることが示された．

第

7章

結論および今後の研究の発展性

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Concluding Remarks

ディーゼル機関における燃焼制御と排気後処理装置を組み合わせた

NOx低減

>高過給・高EGR燃焼 (第3章，第4章において検討) >多段噴射/後期噴射 (第3章，第5章において検討) 低酸素濃度条件下における燃焼によりサーマルNOの生成を抑制． NO₂生成量はサーマルNOの低減と比べて少なくNO₂/NOxが高まる． 膨張行程における燃焼によりサーマルNOの生成を抑制．排気温度が上昇． Pilot/Post噴射によりNO-NO₂変換反応が促進されNO₂/NOxが高まる．

EGRにより動作ガス流量が低下し，吸気温度が上昇 >Urea-SCR(第2章，第6章において検討)，LNT/NSR触媒システム NOx浄化率は，触媒温度，NOx組成，排気の空間速度に依存．

本研究により得られた成果

燃焼制御に伴う排気温度，組成，流量の変化は後処理装置の性能改善に寄与している 着火遅れの長い燃焼を概ね再現可能なディーゼル燃焼解析を汎用数値流体コードで実現した． NOx組成の制御を目的とした燃料噴射制御による，更なる低公害化の可能性を示した．

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Future Work

Numerical analysis

-Engine speed rpm 2000

Engine load 2/8 3/8 6/8

1st _{pilot injection timing deg. ATDC -22.8 -24.4} -1st _{pilot injection quantity mm}3_{/st 1.80 1.87} -2nd _{pilot injection timing deg. ATDC -3.2 -4.8 -19.1}

2nd _{pilot injection quantity mm}3_{/st 1.80 1.87 2.17}

Main injection timing deg. ATDC 10.8 8.8 0.4

Main injection timing mm3_{/st 26.4 35.9 66.0}

Intake pressure kPa(abs) 142.4 164.5 205.4

Intake temperature K 367.55 336.25 312.05*

EGR ratio % 30.4 14.4 0.0

Table Calculation and experimental conditions

近年のディーゼル燃焼は，多段噴射，後期噴射，高EGR，高過給といった燃焼制御が適 用される．これら実際の運転条件に対する現モデルの予測精度について検討した．

*Heat transfer (+15 K) between intake gas and cylinder wall is assumed in calculation

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Future Work

Numerical analysis

-多段噴射時においてPilot噴射された燃料の燃焼を再現することが難しいため，

主燃焼時における緩やかな熱発生率の立ち上がりが再現できない．

高過給条件では，EGRを伴わない条件においてもNOx排出量の予測値が実測値を下回る．

Experimental and numerical results

-2 0 2 4 6 8 10 12 14 0 100 200 300 400 -20 0 20 40 60

Crank angle deg. ATDC

Exp. Cal.

6/8

3/8

Cylinder pressure MPa Heat release J/deg. CA

Load 2/8 0 200 400 600 800 1000 1200 NO NO2 NO, NO 2 ppm 2

2/8 load 3/8 load 6/8 load

Exp. Cal. Exp. Cal. Exp. Cal.

77.0 36.4 197 127

1119

841

In-cylinder Pressure and HRR _{NOx emission}

*NOx in EGR gas is considered

* *

Future Work

Simplified Heat Release Prediction Model

-吸気パラメータの感度解析と簡易型熱発生率予測モデル

3次元の数値解析をエンジン開発に役立てる方法の一つとして，各パラメータの感度解析を数 値計算で実施して簡易的な式を導出し，エンジン制御に用いる方法を提案する．

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熱発生率線図の形状に着目

Heat release rate curve of base condition

7.0 J/deg. CA SOI C B A D E

A:Ignition delay (Cool flame) B:Ignition delay (Hot flame) C:Max. heat release

D:Max. heat release timing E:Combustion duration Crank angle Heat release >熱発生率はエンジン性能を代表する． (出力, 排気. 騒音性能, etc…) >吸気圧，温度，酸素濃度など主要なパラ  メータに関して感度解析を実施．

感度解析の手法

>単段噴射，かつ燃料と空気の混合が十分  進んでから着火する燃焼においては，熱  発生率の形状が右図のような形状となる． 各パラメータの変化量と熱発生率線図を代表する上記5つの値の変化の相関を調査

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Future Work

Simplified Heat Release Prediction Model

-2 3 4 5 6 -20 0 20 40 60 80 100 Cool flame deg. ATDC

Cool flame deg. CA

Initial pressure kPa (v.s. base)

base 6 8 10 12 14 -20 0 20 40 60 80 100 Hot flame deg. ATDC

Hot flame deg. CA

Initial pressure kPa (v.s. base)

base 6 8 10 12 14 16 -20 0 20 40 60 80 100 Combustion duration deg. CA

Combustion duration deg. CA Initial pressure kPa (v.s. base)

base 0 50 100 150 200 -20 0 20 40 60 80 100 HRR max J/deg Max. HRR J/deg

Initial pressure kPa (v.s. base)

base 10 12 14 16 18 20 -20 0 20 40 60 80 100 HRR max timing deg. ATDC

HRR max. timing deg. CA _{Initial pressure kPa (v.s. base)}

base base Sensitivity analysis A B C D E Simple equations A = f(x,y,…) B = g(x,y,…) C = h(x,y,…) D = i(x,y,…) E = j(x,y,…) SOI

Heat release J/deg

Crank angle deg. ATDC AB

E D

C

Heat release J/deg

Crank angle deg. ATDC SOI AB E D C ベース条件からの変化量を解析対象パラメータの一次関数に近似．各パラメータに対して同様の処理を行う．

詳細な数値解析の結果を利用した簡易型熱発生率予測モデルの検討

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簡易型熱発生率予測手法の予測精度

0 50 100 150 -10 0 10 20 30 40

Heat release J/deg

Crank angle degCA ATDC

Intake pressure : 103 kPa

Intake O₂ concentration : 16.2 vol%

3-D CFD Simple calc. Exp. 0 50 100 150 -10 0 10 20 30 40

Heat release J/deg

Crank angle degCA ATDC

Intake pressure : 120 kPa

Intake O₂ concentration : 16.2 vol%

3-D CFD Simple calc. Exp. 0 50 100 150 -10 0 10 20 30 40

Heat release J/deg

Crank angle degCA ATDC

Intake pressure : 140 kPa

Intake O₂ concentration : 16.2 vol%

3-D CFD Simple calc. Engine speed : 2000 rpm

Fuel injection : 20 mm3/st, single, TDC >吸気温度，吸気圧力，酸素の空間密度を   一定とした際の吸気圧力の感度解析結果  から簡易式を導出し，それらのパラメータ   が異なる条件に適用した． モデルの適用範囲は狭い領域であるが，前スライドに示した簡易式により，上記の精度 で熱発生率をトレース可能であり，制御モデルへの適用の可能性は十分にあると考える．

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簡易型熱発生率予測モデルを用いたモデルベース燃料噴射制御

Future Control System for Diesel Engine

ECU

( , , )...

y

=

f x y t

Simple H.R.R.

prediction model H.R.R. output

Torque, Soot(#, mass) NOx (NO₂/NOx)

Ambient temp., pres., Wall temp., Oil temp., Catalyst temp., etc…

Engine/Catalyst information Input (Sensor) Performance evaluation Optimized injection Good!! Injection pattern modification

Number of injection

Injection quantity/timing etc…

NG Base control

Injection pattern

EGR ratio

Intake air mass

Input (Accel pedal)

NOx (NO₂/NOx)

3D-CFD Analysis

3D-CFDの結果から導かれる簡易モデル，NOx組成制御を導入した 次世代ディーゼルエンジンの根幹を担うモデルベース制御の実現へ

End of the Presentation

End

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