研究論文 * ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究 - 噴射圧力が熱流束に及ぼす影響 - 巽 健 ) 前田 篤志 ) 宮田 哲次 ) 小橋 好充 ) 桑原 一成 松村 恵理子 千田 二郎 A Study on the Wall Heat Loss from

Vol.47,No.6,November 2016.

1291

ディーゼル酸化触媒の諸元が HC 由来白煙の排出挙動に及ぼす影響 研究論文

ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究

＊ －噴射圧力が熱流束に及ぼす影響－ 巽 健）_{   前田 篤志}）_{ 宮田 哲次}）_{ 小橋 好充}）_{   桑原 一成} 松村 恵理子_{ 千田 二郎}

A Study on the Wall Heat Loss from Diesel Spray Flame

-Effects of Injection Pressure on the Heat Flux-

Takeshi Tatsumi Shigeyuki Maeda Satoshi Miyata Yoshimitsu Kobashi Kazunari Kuwahara Eriko Matsumura Jiro Senda Diesel engines have a high thermal efficiency, but 20-30% of the input heat quantity is lost as the cooling loss. It is

important to investigate the mechanism of wall heat transfer with impinging flame on the wall in improving the thermal efficiency. Therefore, in order to investigate the correlation of diesel flame and the wall heat loss, chemiluminescence photography, luminous flame photography and measurement of heat flux were carried out by using a wall insertion type constant volume vessel.

KEY WORDS: Heat Engine, Compression Ignition Engine, Spray Combustion, Flame Characteristics, Lower Heat Loss (A1)

．緒   言 近年，燃費規制の厳格化が進められており，内燃機関には 更なる熱効率向上が求められている(1)_{．ディーゼル機関は} 40％程度の熱効率を有しており，最大熱効率 50％を達成する 燃焼技術の開発が進められている．熱勘定の内，冷却損失は₃ 割程度と大きな割合を占めているため，冷却損失の低減は重 要である(2)_{．冷却損失低減に向けて現在多段噴射を用いて時空} 間的に火炎を制御する方法や遮熱膜を用いて壁面温度を制御 する方法など様々な方法が提案されている(3)_． ディーゼル機関における壁面熱損失は対流熱伝達の原理を 基礎としているため，噴霧火炎の衝突により壁面付近の温度 場や流れ場が大きく変化し壁面への熱伝達に寄与する．対流 熱伝達による熱損失量はニュートンの冷却則に従い，熱伝達 率，火炎温度，壁面温度，火炎の接触面積および接触時間の 物理因子により決定される．しかしながら，噴霧燃焼におい て各物理因子間にはトレードオフの関係があるため，熱損失 の低減は困難である．熱損失を低減するためには，各物理因 子と噴射条件およびノズル諸元等の制御パラメータの相関を 詳細に把握する必要がある． そこで，本研究では実機において適用される条件の内，噴 射圧力について着目してパラメータスタディを行なった．そ して，衝突噴霧火炎による熱損失のメカニズムを解明し，制 御パラメータおよび火炎における物理因子の相関性の把握を 試みた．これまで急速圧縮膨張装置にて噴射圧力が熱流束に 及ぼす影響は調査されているが(4)，壁面挿入型定容燃焼容器に て高圧噴射の熱流束計測を行なった例はない．そこで本実験 では衝突噴霧火炎による熱損失に着目し，壁面挿入型定容燃 焼容器を用いて熱流束を計測した．また，化学種自発光計測 および輝炎の同時撮影，画像相関法および二色法温度解析に より，壁面近傍における噴霧火炎の流動および温度を計測し た． ．実験装置および実験条件 実験装置および実験方法 本実験では高温・高圧のディーゼル雰囲気場における噴霧 火炎の壁面衝突を模擬できる壁面挿入型定容燃焼容器を用い *2016 年 6 月 1 日受理．2016 年 5 月 27 日自動車技術会春季学 術講演会において発表． 1)・2)・3) 同志社大学大学院 (610-0394 京都府京田辺市 多々羅都谷_1-3) 4) 北海道大学（060-8628 札幌市北区北 13 条西 8） 5) 大阪工業大学 (535-8585 大阪府大阪市旭区大宮 5-16-1) 6)・7) 同志社大学 (610-0394 京都府京田辺市多々羅都谷1-3) Wall-insert type Injector Timing control unit

PC Pressure

Spark plug _transducer

Amp． Mixer

N2

O2

C2H2

Common rail system

Oil pump Heating medium Heating tank Data logger Coaxial Mixed gas tank Mixer Pressure indicator Pressure pick up Amp．

Vacuum pump thermocouple

constant volume vessel

Fig.1 Experimental setup

ける_{HC の酸化反応に由来すると考えられる．} 図_{16 および図 17 に，180℃で HC 溜め込み運転を実施した} 場合にゼオライト量が_{HC 溜め込み運転中の平均 DOC 床温お} よび _{DOC 上での CO2}発生量に及ぼす影響をそれぞれ示す． 180℃ではゼオライト量が減少するほど DOC の上流から下流 方向へと進むにしたがって床温は高くなる傾向にあり，_DOC 上での_CO2発生量も増加していることがわかる．したがって， 180℃ではゼオライト量が減少するほど HC の酸化反応が促進 していると推察される．図_{11 に示したように，白煙排出量が} DOC における重質 HC の吸着量で概ね整理できることを勘案 すれば，_{180℃ではゼオライト量が少ないほど HC 溜め込み運} 転中に重質_{HC の酸化が促進され，結果として重質 HC の吸着} 量が減少していると推察される．そのため，図 _{8 に示す結果} に代表されるように，_{180℃で HC を溜め込んだ場合にはゼオ} ライト量_{20g/L や 40g/L と比較して，0g/L において白煙排出} 量が大幅に抑制される結果に至ったと考えられる． 4．ま と め 本研究ではディーゼルエンジンからの白煙排出抑制を目的 とし，本報では排ガス温度_{120℃および 180℃の条件下で HC} を_{DOC に吸着させた際の HC 吸着，脱離，酸化特性ならびに} 白煙排出量に対して _{DOC のゼオライト量，PGM 量および} Pt/Pd 比が及ぼす影響を調査した．得られた知見を以下に示す． (1) 触媒活性が得られない温度域では DOC に含まれる PGM 量や_{Pt/Pd 比を変化させても HC 吸着量および白煙排出} 量は概ね同等になるが，ゼオライト量の増加に伴って HC 吸着量および白煙排出量は多くなる． (2) DOC にゼオライトが含まれない場合，比較的低温から HC の脱離が開始され，酸化反応も早期化して白煙排出 期間は短縮する． (3) 触媒活性が得られない温度域で HC を DOC に溜め込む 場合，_{DOC に含有されるゼオライト量が少ないほど重質} HC の吸着割合が増加する． (4) 白煙排出量は DOC への重質 HC 吸着量により概ね整理 可能である． (5) 触媒活性が得られる温度域で HC を DOC に溜め込む場 合，_{DOC に含まれるゼオライト量が少ないほど HC 溜め} 込み運転中の_{HC 酸化反応が進行する．} 今後は，_{DOC における重質 HC の吸着挙動に関する詳細を} 調査・把握するとともに，併せてエンジン燃焼改善により_DOC へ供給される重質 _{HC 量を低減させることも検討する予定で} ある． 本稿の研究開発は，自動車用内燃機関技術研究組合が経済産 業省「平成_{27 年度エネルギー使用合理化先進的技術開発費補} 助金_{(クリーンディーゼルエンジン技術の高度化に関する研究} 開発_{)」の助成を受けて実施したものである．関係者各位に深} く感謝の意を表します． 参 考 文 献

(1) Hirano T., Goto I., Kitano K., Kojima T. and Ikeda M. : Analysis of Sulfur-Related White Smoke Emissions from DPF System, SAE Paper 2015-01-2023 (2015)

(2) 北村高明，松本雅至：ディーゼル酸化触媒への HC 蓄積に 由来した白煙発生メカニズム解析，自動車技術会論文集， Vol.46，No.6，p.1045-1050 (2015)

Fig. 16 Averaged bed temperature inside DOC during HC adsorption driving duration (180℃)

174 176 178 180 182 184 0 20 40 A ve . b ed tem per at ur e ins id e D O C [ ℃ ] Zeolite content [g/L] Upstream Midstream Downstream

Fig. 17 Differential CO2 emission during HC adsorption

driving duration (180℃) 180 200 220 240 260 0 20 40 CO 2 OU T -CO 2 IN du rin g H C a ds or pt ion [g/ h] Zeolite content [g/L] 60min adsorption Fig. 15 Comparison of heavy HC amount 0 2 4 6 8 10 H C a m ou nt (n C 16 ~) [ g] on DOC Engine out on DOC 120 180

Gas temp. during HC adsorption [℃]

Engine out 60min adsorption

201340 20164622

1292

自動車技術会論文集 ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究

ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究 た．図 _{1 に実験装置の概略図を示す．本実験における実験装} 置は壁面挿入型定容燃焼容器，可燃混合気を作製する混合容 器，燃料噴射装置および制御装置，壁面加熱装置により構成 される．まず，混合容器内においてアセチレン，酸素および 窒素を組成とする可燃予混合気を作製し，定容燃焼容器内に 充填した．その後，スパークプラグを用いて可燃予混合気を 点火・燃焼させ雰囲気場を高温・高圧にし，雰囲気圧力が任 意の圧力まで低下した際に燃料を噴射した．なお，定容燃焼 容器には雰囲気場を均一にするため，攪拌機を設置した．ま た，燃料噴射装置にはコモンレール式燃料噴射装置_(DENSO： HP-7 システム)を用いて，単噴孔ホールノズル(DENSO：G3P インジェクタ_{)により燃料を噴射した．噴霧火炎の壁面衝突を} 観測するために，ノズル直下にアルミ壁面_{(A2017)を挿入した．} アルミ壁面を加熱するために，ヒータを用いて加熱した熱媒 体_{(Soken Tecnix：NeoSK-OIL 330)を壁面内部に循環させた．} 定容燃焼容器内の圧力測定には圧力センサ_{(KISTLER：6125C)} を用い，チャージアンプ_{(KISTLER：type5011)を介してデータ} ロガー_{(GRAPHTEC：GL900)により取得した圧力データを PC} に取り込んだ．なお，データロガーのサンプリング間隔は_10µs であり，アルミ壁面の表面粗さ_{(Ra)は 1.6µm である．} 熱流束の測定手法 熱流束の計測には同軸型熱電対_{(Medtherm：11443)を用いた．} 同軸型熱電対の構成は壁面と同一材料であるアルミを母材と し，熱電対の頂面および頂面から_{3.9mm 下方の底面にはクロ} メルおよびアルメルからなる_{K 型熱電対を埋め込み接点を形} 成している．それぞれの冷接点からの起電力をデータロガー (GRAPHTEC：GL900) により取り込み，冷接点補償を行ない それぞれの温度を計測した．本実験における熱流束の算出で は熱電対頂面と底面の間の熱流れを一次元と仮定し，陽解法 により非定常一次元熱伝導解析を行なっている(5)_{．非定常一次} 元熱伝導の基礎式はフーリエの一次元熱伝導微分方程式から 次式で求められる． 2 2 2

_.

2

(1)











_



_







_p



　　　 　

T

T

T

x

c

x

  熱電対の頂面から底面までを_{n 分割し，頂面を i=0，底面を i=n} として，式から前進差分形差分式を用いると次式が導かれ る．





( , 1)

 

( , )

 

( 1, )





( 1, ) 2 ( , )





　

T i k

T i k

x T i

k T i

k

T i k (2)

 なお，収束条件は次式となる． 2

1

₍₃₎

( )

2





 





　　　　　 　 　　 　　 　

x a

x

ここで，_{i は深さ方向の刻み，k は時間方向の刻みを示して} おり，_{T(i,k)は時刻 k における深さ i の温度を示している．ま} た，α は熱拡散率であり，Δx および Δt はそれぞれ刻み方向と 時間方向の分割幅となっている．境界条件として_{i=0 および n} における温度に熱電対の頂面および底面における計測温度を 与えている．熱流束の算出には以下の階差式を使用した．

 

(

flame wall

)

q k



h T



T



(0, )

(1, )



(0,

1)

(0, )

(4)

2



_





 









_x

T k T k

C

p

x T k



T k

　

ここで，_{λ は熱伝導率，CP}は比熱，_{ρ は密度を示している．} また，図 _{2 に示すように熱電対を壁面にノズル直下から半} 径方向へ_{10mm ごとに直線上に埋め込んだ．Point1 は最も中} 心の測定点を示し，_{Point4 は最も外縁の測定点を示す．各測定} 点から算定した熱流束を壁面中心に対して同心円状に面積・ 時間積分することで熱損失量を算定した．面積積分において Point1 は 0-5mm，Point2 は 5-15mm，Point3 は 15-25mm ， Point4 は 25-35mm の同心円を代表させて測定した熱流束を 積分している． 化学種自発光計測および輝炎同時撮影における光学系 図_{3 に化学種自発光計測および輝炎の同時撮影で用いた光} 学系の概略図を示す．噴霧燃焼の非定常性を考慮して同時撮 影を行なうために，ダイクロイックミラーを用いて定容燃焼 容器内の火炎からの発光を波長_{320nm で分光を行なった．化} 学種自発光計測では，高温酸化反応において観察される中間 生成物の _{OH ラジカルからの自発光を撮影した．ダイクロイ} ックミラーの反射光を透過中心波長_{309nm，半値幅 8.98nm の} バンドパスフィルタを介してイメージインテンシファイアユ ニット _{(Hamamatsu Photonics：C10880-03) を取り付けたハイ} スピードカメラ_{(Phantom：V2011)により撮影を行なった．輝} 炎の撮影ではダイクロイックミラーの透過光をカラーハイス ピードビデオカメラ_{(Phantom：V2511C)により撮影を行なった．} P1 P4 P3 P2 10mm 20mm 30mm  Fig.2 Sensor position of coaxial thermocouple

UV/IR cut filter

Color high speed video camera

High speed video camera Image intensifier with image booster

Bandpass filter ・OH radical (309nm) Bandpass filter ・HCHO(402nm) ・_{OH radical (309nm)} High speed video camera Image intensifier with image booster Relay lens

U.V. nikkor

ND filter Color high speed

video camera Fuel injector Constant volume vessel Dichroic mirror OH radical (309nm) Constant volume combustion vessel Luminous flame photography

Chemiluminesce photography Dichroic mirror(320nm)

 Fig.3 Optical setup for chemiluminescense photography

and luminous flame photography

また，次章で述べる二色法温度解析における温度計測上の誤 差を減らすため，_{UV/IR カットフィルタを使用し波長 650nm} 以上の発光を除いた．なお，両カメラの撮影速度は _62015fps とし，ハイスピードカメラおよびカラーハイスピードカメラ の露光時間はそれぞれ_{8µs および 1µs とした．} 実験条件 表  に実験条件を示す．本実験では実機における高負荷運 転時を想定し実験条件を設定した．供試燃料には軽油の代替 燃料であるノルマルトリデカン_{(nC13)を使用した．雰囲気条件} は実機における高負荷運転時のシリンダ内を想定し，雰囲気 圧力_(Pa)は 7MPa，雰囲気密度(ρa)は 27.8kg/㎥，雰囲気温度(Ta) は_{1050K とし，雰囲気酸素濃度(X}O2)は 21mol.%とした．壁面 温度_(Tw)は実機におけるピストンの表面温度を想定し 473K と し，ノズル先端から壁面までの距離_(Zw)は 35mm とした．また， 燃料温度_(Tf)は 350K とした．本実験では噴射圧力(Pinj)を変更 した際の衝突噴霧火炎における熱損失量の変化を把握するた めに，Pinj を 50MPa から 200MPa まで 50MPa ずつ変更した． 燃料噴射量_(Qf)は 5.3mg とし，噴孔径(dn)が 0.123mm の単噴孔 ホールノズルにより噴射した． ．解析手法 画像相関法 本実験では火炎の濃度により変化する輝度むらをとらえ， 画像相関法を用いて解析した．画像相関法とは微小時間差を 持つ二画像の輝度むらから任意の探査領域内の相互相関係数 を求め，その値が極大となる位置からその微小時間内におけ る対象の移動量を知るものである．ある時間t における撮影画 像の位置_{(R,Z)での画像濃度を I(R,Z)，その微小時間後 t+Δt の} 撮影画像の位置_{(R,Z)での画像濃度を I´(R,Z)とすれば，座標} (R,Z)を中心とする時間 t の処理領域とその微小時間後 t+Δt の 処理領域との相互相関係数_{S(ζ,η)は次式となる．}    







 



 







 



, , , ₂ 1/ 2 ₂ 1/ 2 , ,

(5)

         



_

_

_

_











_

 

_

_

_





 





 



　

R Z R Z R Z R Z

I

I I

I

S

I

I

I

I

 ここで，_{ζ および η はそれぞれ微小時間内における，R および} Z 方向の移動量である．Ī および Ī´はそれぞれの時間における 座標(R,Z)および(R+ζ,Z+η)を中心とする処理領域内の空間濃 度平均，_{[ ]は処理領域の総和を示す．解析には PIV 解析ソフ} トウェア_{(西華産業：KoncertoⅡ)を使用し，直接相関法を用い} た．なお，検査領域は_{32×32 ピクセルであり，オーバーラッ} プ率は_{75%である．} 二色法温度解析 二色法は物体からの異なる二波長における輻射輝度を計測 することで，物体の表面温度を非接触で算出する方法である． 計測した輻射輝度の比をとることで未知数を消去できるため， 放射率による補正を実施せずに真温度に近い温度計測が可能 である．煤粒子群の単色輻射率ελに対してHottel-Broughton の 式が成り立つものと仮定すると次式が表される．



,



1 exp

(6)

 

 







 

_



_





　　　 　 　

KL

T

 ここで，K は吸収係数，L は火炎の光学的長さとする．以上 の式をKL について解くと次式となる． 2

1 1

1 exp

(7)























 







































　　

a

C

KL

T

T

 二波長λ1，λ2について輝度温度Ta1，Ta2を測定し，上式に代入 して2 つの式を KL について等置すれば次式が得られる． 1 2 1 2 2 2 1 1 2 2

1 1

1 1

1 exp

1 exp

   







_





_



_









_{ }







_



_









































































　

a a

C

C

T T

T T



(8)

 指数αは煤粒子径や煤の複素屈折率の関数であり，本実験 ではαは_{1.39 とする}_{．これを7について解き，火炎の温度} を求める．解析には二色温度計測システム_{(Mitsui Photonics：} Thermera-HS)を使用し，輝炎画像から火炎温度を算出した．  ．実験結果および考察  噴射圧力が燃焼特性に及ぼす影響 図  に_Pinjを変化させた場合の熱発生率および累積熱発生量 の時間履歴を示す．図  より_Pinjが上昇するに伴い，熱発生率 の最大値が増加し，燃焼期間が短縮している．これは_Pinjの上

Table 1 Experimental conditions

Ambient temperature Ambient pressure

O2concentration

Injection heat quantity Injection pressure

Injection equipment Injection nozzle diameter

50，100，150，200

Single hole nozzle 0.123 [K] [MPa] [mol.%] 5.3 [MPa] 21 Ta Pa XO2 Pinj 1050 Test fuel nC13 7.0 Fuel temperature Tf[K] 350 Ambient density _ρ [kg/m3_] a 27.8 [mm] dn

Injection nozzle configuration ln /dn[-] 6.5

Wall temperature Tw[K] 473 Impingement distance Zw[mm] 35 [mg] Qf 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 Total heat re leas e[J]

Time after start of injection [ms]

Ra te of heat re leas e [J/ ms ] 0 80 40 120 -40 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 0 40 80 160 120 200 Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa Q1=Qf×Hu=233 J 160 200 㻌 㻌 㻌 㻌 Ignit ion delay  [ms ] 0.1 0.5 1.0 100 50 150

Injection pressure Pinj[MPa] inj P  0.75   200

Fig.4 Apparent heat release rate, total heat release and ignition delay for various Pinj

Vol.47,No.6,November 2016.

1293

ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究

ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究 た．図 _{1 に実験装置の概略図を示す．本実験における実験装} 置は壁面挿入型定容燃焼容器，可燃混合気を作製する混合容 器，燃料噴射装置および制御装置，壁面加熱装置により構成 される．まず，混合容器内においてアセチレン，酸素および 窒素を組成とする可燃予混合気を作製し，定容燃焼容器内に 充填した．その後，スパークプラグを用いて可燃予混合気を 点火・燃焼させ雰囲気場を高温・高圧にし，雰囲気圧力が任 意の圧力まで低下した際に燃料を噴射した．なお，定容燃焼 容器には雰囲気場を均一にするため，攪拌機を設置した．ま た，燃料噴射装置にはコモンレール式燃料噴射装置_(DENSO： HP-7 システム)を用いて，単噴孔ホールノズル(DENSO：G3P インジェクタ_{)により燃料を噴射した．噴霧火炎の壁面衝突を} 観測するために，ノズル直下にアルミ壁面_{(A2017)を挿入した．} アルミ壁面を加熱するために，ヒータを用いて加熱した熱媒 体_{(Soken Tecnix：NeoSK-OIL 330)を壁面内部に循環させた．} 定容燃焼容器内の圧力測定には圧力センサ_{(KISTLER：6125C)} を用い，チャージアンプ_{(KISTLER：type5011)を介してデータ} ロガー_{(GRAPHTEC：GL900)により取得した圧力データを PC} に取り込んだ．なお，データロガーのサンプリング間隔は_10µs であり，アルミ壁面の表面粗さ_{(Ra)は 1.6µm である．} 熱流束の測定手法 熱流束の計測には同軸型熱電対_{(Medtherm：11443)を用いた．} 同軸型熱電対の構成は壁面と同一材料であるアルミを母材と し，熱電対の頂面および頂面から_{3.9mm 下方の底面にはクロ} メルおよびアルメルからなる_{K 型熱電対を埋め込み接点を形} 成している．それぞれの冷接点からの起電力をデータロガー (GRAPHTEC：GL900) により取り込み，冷接点補償を行ない それぞれの温度を計測した．本実験における熱流束の算出で は熱電対頂面と底面の間の熱流れを一次元と仮定し，陽解法 により非定常一次元熱伝導解析を行なっている(5)_{．非定常一次} 元熱伝導の基礎式はフーリエの一次元熱伝導微分方程式から 次式で求められる． 2 2 2

_.

2

(1)











_



_







_p



　　　 　

T

T

T

x

c

x

  熱電対の頂面から底面までを_{n 分割し，頂面を i=0，底面を i=n} として，式から前進差分形差分式を用いると次式が導かれ る．





( , 1)

 

( , )

 

( 1, )





( 1, ) 2 ( , )





　

T i k

T i k

x T i

k T i

k

T i k (2)

 なお，収束条件は次式となる． 2

1

₍₃₎

( )

2





 





　　　　　 　 　　 　　 　

x a

x

ここで，_{i は深さ方向の刻み，k は時間方向の刻みを示して} おり，_{T(i,k)は時刻 k における深さ i の温度を示している．ま} た，α は熱拡散率であり，Δx および Δt はそれぞれ刻み方向と 時間方向の分割幅となっている．境界条件として_{i=0 および n} における温度に熱電対の頂面および底面における計測温度を 与えている．熱流束の算出には以下の階差式を使用した．

 

(

flame wall

)

q k



h T



T



(0, )

(1, )



(0,

1)

(0, )

(4)

2



_





 









_x

T k T k

C

p

x T k



T k

　

ここで，_{λ は熱伝導率，CP}は比熱，_{ρ は密度を示している．} また，図 _{2 に示すように熱電対を壁面にノズル直下から半} 径方向へ_{10mm ごとに直線上に埋め込んだ．Point1 は最も中} 心の測定点を示し，_{Point4 は最も外縁の測定点を示す．各測定} 点から算定した熱流束を壁面中心に対して同心円状に面積・ 時間積分することで熱損失量を算定した．面積積分において Point1 は 0-5mm，Point2 は 5-15mm，Point3 は 15-25mm ， Point4 は 25-35mm の同心円を代表させて測定した熱流束を 積分している． 化学種自発光計測および輝炎同時撮影における光学系 図_{3 に化学種自発光計測および輝炎の同時撮影で用いた光} 学系の概略図を示す．噴霧燃焼の非定常性を考慮して同時撮 影を行なうために，ダイクロイックミラーを用いて定容燃焼 容器内の火炎からの発光を波長_{320nm で分光を行なった．化} 学種自発光計測では，高温酸化反応において観察される中間 生成物の _{OH ラジカルからの自発光を撮影した．ダイクロイ} ックミラーの反射光を透過中心波長_{309nm，半値幅 8.98nm の} バンドパスフィルタを介してイメージインテンシファイアユ ニット _{(Hamamatsu Photonics：C10880-03) を取り付けたハイ} スピードカメラ_{(Phantom：V2011)により撮影を行なった．輝} 炎の撮影ではダイクロイックミラーの透過光をカラーハイス ピードビデオカメラ_{(Phantom：V2511C)により撮影を行なった．} P1 P4 P3 P2 10mm 20mm 30mm  Fig.2 Sensor position of coaxial thermocouple

UV/IR cut filter

Color high speed video camera

High speed video camera Image intensifier with image booster

Bandpass filter ・OH radical (309nm) Bandpass filter ・HCHO(402nm) ・_{OH radical (309nm)} High speed video camera Image intensifier with image booster Relay lens

U.V. nikkor

ND filter Color high speed

video camera Fuel injector Constant volume vessel Dichroic mirror Constant volume combustion vessel Luminous flame photography

Chemiluminesce photography Dichroic mirror(320nm)

 Fig.3 Optical setup for chemiluminescense photography

and luminous flame photography

また，次章で述べる二色法温度解析における温度計測上の誤 差を減らすため，_{UV/IR カットフィルタを使用し波長 650nm} 以上の発光を除いた．なお，両カメラの撮影速度は _62015fps とし，ハイスピードカメラおよびカラーハイスピードカメラ の露光時間はそれぞれ_{8µs および 1µs とした．} 実験条件 表  に実験条件を示す．本実験では実機における高負荷運 転時を想定し実験条件を設定した．供試燃料には軽油の代替 燃料であるノルマルトリデカン_{(nC13)を使用した．雰囲気条件} は実機における高負荷運転時のシリンダ内を想定し，雰囲気 圧力_(Pa)は 7MPa，雰囲気密度(ρa)は 27.8kg/㎥，雰囲気温度(Ta) は_{1050K とし，雰囲気酸素濃度(X}O2)は 21mol.%とした．壁面 温度_(Tw)は実機におけるピストンの表面温度を想定し 473K と し，ノズル先端から壁面までの距離_(Zw)は 35mm とした．また， 燃料温度_(Tf)は 350K とした．本実験では噴射圧力(Pinj)を変更 した際の衝突噴霧火炎における熱損失量の変化を把握するた めに，Pinj を 50MPa から 200MPa まで 50MPa ずつ変更した． 燃料噴射量_(Qf)は 5.3mg とし，噴孔径(dn)が 0.123mm の単噴孔 ホールノズルにより噴射した． ．解析手法 画像相関法 本実験では火炎の濃度により変化する輝度むらをとらえ， 画像相関法を用いて解析した．画像相関法とは微小時間差を 持つ二画像の輝度むらから任意の探査領域内の相互相関係数 を求め，その値が極大となる位置からその微小時間内におけ る対象の移動量を知るものである．ある時間t における撮影画 像の位置_{(R,Z)での画像濃度を I(R,Z)，その微小時間後 t+Δt の} 撮影画像の位置_{(R,Z)での画像濃度を I´(R,Z)とすれば，座標} (R,Z)を中心とする時間 t の処理領域とその微小時間後 t+Δt の 処理領域との相互相関係数_{S(ζ,η)は次式となる．}    







 



 







 



, , , ₂ 1/ 2 ₂ 1/ 2 , ,

(5)

         



_

_

_

_











_

 

_

_

_





 





 



　

R Z R Z R Z R Z

I

I I

I

S

I

I

I

I

 ここで，_{ζ および η はそれぞれ微小時間内における，R および} Z 方向の移動量である．Ī および Ī´はそれぞれの時間における 座標(R,Z)および(R+ζ,Z+η)を中心とする処理領域内の空間濃 度平均，_{[ ]は処理領域の総和を示す．解析には PIV 解析ソフ} トウェア_{(西華産業：KoncertoⅡ)を使用し，直接相関法を用い} た．なお，検査領域は_{32×32 ピクセルであり，オーバーラッ} プ率は_{75%である．} 二色法温度解析 二色法は物体からの異なる二波長における輻射輝度を計測 することで，物体の表面温度を非接触で算出する方法である． 計測した輻射輝度の比をとることで未知数を消去できるため， 放射率による補正を実施せずに真温度に近い温度計測が可能 である．煤粒子群の単色輻射率ελに対してHottel-Broughton の 式が成り立つものと仮定すると次式が表される．



,



1 exp

(6)

 

 







 

_



_





　　　 　 　

KL

T

 ここで，K は吸収係数，L は火炎の光学的長さとする．以上 の式をKL について解くと次式となる． 2

1 1

1 exp

(7)























 







































　　

a

C

KL

T

T

 二波長λ1，λ2について輝度温度Ta1，Ta2を測定し，上式に代入 して2 つの式を KL について等置すれば次式が得られる． 1 2 1 2 2 2 1 1 2 2

1 1

1 1

1 exp

1 exp

   







_





_



_









_{ }







_



_









































































　

a a

C

C

T T

T T



(8)

 指数αは煤粒子径や煤の複素屈折率の関数であり，本実験 ではαは_{1.39 とする}_{．これを7について解き，火炎の温度} を求める．解析には二色温度計測システム_{(Mitsui Photonics：} Thermera-HS)を使用し，輝炎画像から火炎温度を算出した．  ．実験結果および考察  噴射圧力が燃焼特性に及ぼす影響 図  に_Pinjを変化させた場合の熱発生率および累積熱発生量 の時間履歴を示す．図  より_Pinjが上昇するに伴い，熱発生率 の最大値が増加し，燃焼期間が短縮している．これは_Pinjの上

Table 1 Experimental conditions

Ambient temperature Ambient pressure

O2concentration

Injection heat quantity Injection pressure

Injection equipment Injection nozzle diameter

50，100，150，200

Single hole nozzle 0.123 [K] [MPa] [mol.%] 5.3 [MPa] 21 Ta Pa XO2 Pinj 1050 Test fuel nC13 7.0 Fuel temperature Tf[K] 350 Ambient density _ρ [kg/m3_] a 27.8 [mm] dn

Injection nozzle configuration ln /dn[-] 6.5

Wall temperature Tw[K] 473 Impingement distance Zw[mm] 35 [mg] Qf 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 㻌 Total heat re leas e[J]

Time after start of injection [ms]

Ra te of heat re leas e [J/ ms ] 0 80 40 120 -40 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 0 40 80 160 120 200 Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa Q1=Qf×Hu=233 J 160 200 㻌 㻌 㻌 㻌 Ignit ion delay  [ms ] 0.1 0.5 1.0 100 50 150

Injection pressure Pinj[MPa] inj P  0.75   200

Fig.4 Apparent heat release rate, total heat release and ignition delay for various Pinj

1294

自動車技術会論文集 ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究

ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究 昇により燃料噴射率が増加し，燃焼率が増加したためと考え られる．また，図_{4 より P}injの上昇に伴い累積熱発生量が増加 している．これはPinjの上昇により，エントレインメントが増 加するとともに噴霧の微粒化が進み，燃料と周囲気体との混 合が促進されたため，燃焼が改善したと考えられる． 図_4にPinjを変化させた場合の着火遅れ期間(τ)を両対数グラ フに示す．ここで，τ は燃料噴射開始から熱発生率が正に転じ るまでの期間と定義した．図_{4 より P}injが上昇するにつれて， τ が短期化している．また，τ に対する Pinjの指数値は_δ=-0.75 となった．_Pinjの上昇による噴射率の増加および微粒化促進の 効果により早期に可燃混合気が形成されたため，物理的着火 遅れが短くなったと考えられる．  噴射圧力が壁面熱流束に及ぼす影響 図_5にPinjを変化させた場合の各測定点における熱流束の時 間履歴を示す．図_{5 より，P}injが上昇するにつれて各測定点に おける熱流束のピーク値が高くなっている．また，各測定点 における熱流束ピーク値は_{Point1 から Point4 に向かうにつれ} て減少している．図_{6 に P}injを変化させた場合の熱損失量(Qloss) を示す．_{15ms まで(2000rpm 下死点到達時間)の熱損失量を示} している．図_{6 より，P}injが上昇するにつれて15ms までの熱 損失量は増加している．また図_{6 の右に P}inj が 150MPa の場 合の火炎半径方向に対する熱流束を示す．その結果，Zw _が 35mm では壁面中心での熱流束が最も大きい結果となった ここで制御パラメータである_Pinjが熱損失に与える影響を 定量的に評価するため，_{15ms までの熱損失に対する P}injの指 数相関を算出した．図_{7 から熱損失に対する指数値 a は a=0.15} となる．熱流束および熱損失に対する物理因子が及ぼす影響 について_{4.5 節以降で考察する．}  噴射圧力が火炎流速に及ぼす影響 図_{8 に各熱流束測定点直上の 3mm×3mm の領域における空} 間平均火炎流速_{(u)の時間履歴を示す．ここで，Point4 に関し} ては輝炎が到達していないため，_{Point1 から Point3 における} 結果を示す．図_{8 より，全ての測定点において，P}injが上昇す るにつれて火炎流速が高い値を示している．これは_Pinjの上昇 による燃料噴出速度の上昇によるものであると考えられる． また，各測定点に注目すると火炎流速は_{Point1 から Point3 に} 向かうにつれて減少している．これは壁面による摩擦および 周囲気体との運動量交換により，速度が減衰したためと考え られる． 図_{8 右下に各測定点において火炎が存在する時間での時間} 平均を行なった火炎流速 _{(u)と Pinj}の関係を示す．また，図₉ に時間平均を行なった火炎流速に対して空間平均を行なった 火炎流速_(uave.)を示す．図 9 より壁面近傍おける空間および時 間平均火炎流速に対する_Pinjの指数値は_{b=0.73 となった．こ} こで，流速と_Pinjの関係はベルヌーイの式より，_{b=0.50 となる．} しかし，_Pinjの上昇に伴う火炎温度の上昇により，火炎がガス 膨張するためuave.とPinjとの指数相関がb=0.73になったと考え られる． 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻝㻜 㻝㻞 㻝㻠 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻝㻜 㻝㻞 㻝㻠 㻜 㻝㻜 㻞㻜 㻟㻜 㻠㻜 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻝㻜 㻝㻞 㻝㻠 㻜 㻝㻜 㻞㻜 㻟㻜 㻠㻜 㻡㻜 㻢㻜 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻝㻜 㻝㻞 㻝㻠 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻌 㻌 㻌 㻌

Time after start of injection[ms]

Loc al heat flux q [M W /m 2] Point1

Time after start of injection[ms]

Loc al heat flux q [M W /m 2] Point2

Time after start of injection[ms]

Loc al heat flux q [M W /m 2] Point3

Time after start of injection[ms]

Loc al heat flux q [M W /m 2] Point4

Inj. duration Inj. duration

Inj. duration Inj. duration

 Fig.5 Local heat flux for various Pinj

㻌

㻌

㻌

㻌 150

50 100 200

Injection Pressure Pinj [MPa] 50

100 200

Total heat loss

Qloss [J ] 300 500 0.15 Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa a loss inj Q P

a 

Time after injection-15ms(2000rpm bottom dead center) 400

 Fig.7 Index correlation between total heat loss and Pinj

㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻜 㻡 㻝㻜 㻝㻡 㻞㻜 㻞㻡 㻟㻜 㻟㻡 㻠㻜 㻠㻡 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻜 㻡 㻝㻜 㻝㻡 㻞㻜 㻞㻡 㻟㻜 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻜 㻡 㻝㻜 㻝㻡 㻞㻜 㻞㻡 㻟㻜 㻟㻡 㻠㻜 㻠㻡 㻌 㻌 㻌 㻌 Point1

Time after start of injection[ms]

Area averaged flame

vel oc ity u [m/s ] Point2

Time after start of injection[ms]

Area av eraged flame v el oc ity u [m/s ] Point3

Time after start of injection[ms]

Area av eraged flame vel oc ity u [m/s ] Area av eraged 㻌 㻌 㻌 㻌 50 100 150 200 1.0 10 20

Injection Pressure P_inj[MPa]

30 40 . injb ave u P Time av eraged f lame velocit y uave. [m /s ] Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa 0.89  b 0.60  b 0.68  b

Fig.8 Local area averaged flame velocity for various Pinj and index correlation between flame velocity and Pinj

 Fig.6 Local heat loss for various Pinj

 噴射圧力が火炎温度に及ぼす影響 図 _{9 に P}injを変化させた場合の各熱流束測定点直上の 3mm×3mm の領域における空間平均火炎温度(Tflame)の時間履 歴を示す．ここで，_{Point4 に関しては 4.3 項と同様に輝炎が到} 達していないため，_{Point1 から Point3 における結果を記載す} る．図_{9 より，全ての測定点において，P}injが上昇するにつれ て火炎温度は上昇している．これは_{4.1 項で述べたように P}inj の上昇に伴う燃料噴射率の増加により，燃焼率が増加したた めと考えられる．また，各測定点における火炎温度は _Point1 から_{Point3 に向かうに従って上昇しており，時間経過に対し} ても上昇している．これは火炎外縁部において周囲気体を活 発に取り込み，燃焼が促進されたためと考えられる． 図_{10 右下に各測定点において火炎が存在する時間での時間} 平均を行なった火炎温度_(Tflame)と Pinjの関係を示す．また，図 11 に時間平均した火炎温度に対して空間平均を行なった火炎 温度_{(Tflame,ave.)と Pinj}の関係を示す．図_{11 より壁面近傍おける} 空間および時間平均火炎温度_(Tflame,ave.)に対するPinjの指数値は c=0.027 となった．そのため，火炎温度に対する Pinjの影響度 は低いことが推測される．  噴射圧力が火炎接触面積・時間に及ぼす影響 図_{12 に P}injを変化させた場合のOH ラジカルおよび輝炎 の撮影画像を示す．図12 より，周囲気体との混合が促進さ れる火炎の巻き上がりで不輝炎が生じていることが分かる． また，Pinjが高くなるにつれて，不輝炎領域が大きくなって いる．これは Pinjの上昇による火炎流速の上昇により周囲 気体との混合が促進されたためと考えられる．また図_{12 よ} り，輝炎が観測されなくなった後も不輝炎が壁面近傍で対 流している．このことから輝炎画像では火炎の壁面上の接 触面積および時間を評価することが困難であるため，主に 高温反応領域であるOH ラジカルに着目し，不輝炎領域を 含めた燃焼反応領域について評価した． 図_{13 に OH ラジカルの撮影画像より算出した火炎の壁面} 上の接触面積_{(Area)の時間履歴を示す．ここで，接触面積は} 火炎を噴霧軸に対して軸対象と仮定し，火炎が壁面に接し ている領域を同心円状に面積積分した．図13 より，Pinjの 上昇により接触時間は減少するが．接触面積の最大値が増 加する傾向にある．また，図_{10 より算出した火炎の壁面上} の接触面積の時間積分値_(Area・とPinjの関係を図_{13 に} 示す．図 13 より火炎の壁面上の接触面積の時間積分値 (Area・に対するPinjの指数値d は d = -0.27 となった．そ のため，火炎の壁面上の接触面積および時間に対する Pinj の影響度は大きな負の相関になることが推察される．  熱流束および熱損失量に関する総合考察 図3 の各測定点における熱流束の時間履歴に関して，Pinj 㻌 㻌 㻌 㻌 50 100 150 200 1.0 10 20

Injection Pressure Pinj[MPa] 0.73  b 30 40 . injb ave

u



P

Area and time ave raged flame veloci ty uave. [m /s] Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa  Fig.9 Index correlation between flame velocity and Pinj

Time after start of injection[ms]

Area av eraged flame temperature Tfla me [K] Point1

Time after start of injection[ms] Point2

Time after start of injection[ms] Point3 Area av eraged flame temperature Tfla me [K] Area av eraged fl ame temperature Tfla me [K ] 㻌 㻌 㻌 㻌

Injection Pressure Pinj[MPa]

Tim e av eraged flame temperature Tflam e [K] , . injc flame ave T P Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa 2000 2100 1900 2200 2300 _c0.026 0.030  c 0.025  c 50 100 150200 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻝㻥㻜㻜 㻞㻜㻜㻜 㻞㻝㻜㻜 㻞㻞㻜㻜 㻞㻟㻜㻜 㻞㻠㻜㻜 㻞㻡㻜㻜 㻞㻢㻜㻜 㻌 㻌 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻝㻥㻜㻜 㻞㻜㻜㻜 㻞㻝㻜㻜 㻞㻞㻜㻜 㻞㻟㻜㻜 㻞㻠㻜㻜 㻞㻡㻜㻜 㻞㻢㻜㻜 㻌 㻌 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻝㻥㻜㻜 㻞㻜㻜㻜 㻞㻝㻜㻜 㻞㻞㻜㻜 㻞㻟㻜㻜 㻞㻠㻜㻜 㻞㻡㻜㻜 㻞㻢㻜㻜 㻌 㻌  Fig.10 Local Area averaged flame temp. for various Pinj

and index correlation between flame temp.

㻌

㻌

㻌

㻌

50 100 150 200

Injection Pressure Pinj[MPa]

Area and time ave raged flame t emperatur e Tflame , av e. [K] , . injc flame ave

T



P

c 

0.027 Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa 2000 2100 1900 2200 2300  Fig.11 Index correlation between flame temperature and Pinj

35 23 27 31 D is tanc e from noz zle tip [ m m ] 10 0 20 20 10 0 20 10 0 20 10 0 Injection pr es su re Pinj [MP a] 35 23 27 31 35 23 27 31 150 50 100

0.6 Time after start of injection [ms]1.2 1.8 2.4

Wall 35 23 27 31 35 23 27 31 35 23 27 31

(Upper : OH radical images, Lower : Luminous flame images)

20 0 35 23 27 31 35 23 27 31  Fig.12 OH radical images in high temperature region  and visible luminous flame for various Pinj

Vol.47,No.6,November 2016.

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ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究

ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究 昇により燃料噴射率が増加し，燃焼率が増加したためと考え られる．また，図_{4 より P}injの上昇に伴い累積熱発生量が増加 している．これはPinjの上昇により，エントレインメントが増 加するとともに噴霧の微粒化が進み，燃料と周囲気体との混 合が促進されたため，燃焼が改善したと考えられる． 図_4にPinjを変化させた場合の着火遅れ期間(τ)を両対数グラ フに示す．ここで，τ は燃料噴射開始から熱発生率が正に転じ るまでの期間と定義した．図_{4 より P}injが上昇するにつれて， τ が短期化している．また，τ に対する Pinjの指数値は_δ=-0.75 となった．_Pinjの上昇による噴射率の増加および微粒化促進の 効果により早期に可燃混合気が形成されたため，物理的着火 遅れが短くなったと考えられる．  噴射圧力が壁面熱流束に及ぼす影響 図_5にPinjを変化させた場合の各測定点における熱流束の時 間履歴を示す．図_{5 より，P}injが上昇するにつれて各測定点に おける熱流束のピーク値が高くなっている．また，各測定点 における熱流束ピーク値は_{Point1 から Point4 に向かうにつれ} て減少している．図_{6 に P}injを変化させた場合の熱損失量(Qloss) を示す．_{15ms まで(2000rpm 下死点到達時間)の熱損失量を示} している．図_{6 より，P}injが上昇するにつれて15ms までの熱 損失量は増加している．また図_{6 の右に P}inj が 150MPa の場 合の火炎半径方向に対する熱流束を示す．その結果，Zw _が 35mm では壁面中心での熱流束が最も大きい結果となった ここで制御パラメータである_Pinjが熱損失に与える影響を 定量的に評価するため，_{15ms までの熱損失に対する P}injの指 数相関を算出した．図_{7 から熱損失に対する指数値 a は a=0.15} となる．熱流束および熱損失に対する物理因子が及ぼす影響 について_{4.5 節以降で考察する．}  噴射圧力が火炎流速に及ぼす影響 図_{8 に各熱流束測定点直上の 3mm×3mm の領域における空} 間平均火炎流速_{(u)の時間履歴を示す．ここで，Point4 に関し} ては輝炎が到達していないため，_{Point1 から Point3 における} 結果を示す．図_{8 より，全ての測定点において，P}injが上昇す るにつれて火炎流速が高い値を示している．これは_Pinjの上昇 による燃料噴出速度の上昇によるものであると考えられる． また，各測定点に注目すると火炎流速は_{Point1 から Point3 に} 向かうにつれて減少している．これは壁面による摩擦および 周囲気体との運動量交換により，速度が減衰したためと考え られる． 図_{8 右下に各測定点において火炎が存在する時間での時間} 平均を行なった火炎流速 _{(u)と Pinj}の関係を示す．また，図₉ に時間平均を行なった火炎流速に対して空間平均を行なった 火炎流速_(uave.)を示す．図 9 より壁面近傍おける空間および時 間平均火炎流速に対する_Pinjの指数値は_{b=0.73 となった．こ} こで，流速と_Pinjの関係はベルヌーイの式より，_{b=0.50 となる．} しかし，_Pinjの上昇に伴う火炎温度の上昇により，火炎がガス 膨張するためuave.とPinjとの指数相関がb=0.73になったと考え られる． 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻝㻜 㻝㻞 㻝㻠 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻝㻜 㻝㻞 㻝㻠 㻜 㻝㻜 㻞㻜 㻟㻜 㻠㻜 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻝㻜 㻝㻞 㻝㻠 㻜 㻝㻜 㻞㻜 㻟㻜 㻠㻜 㻡㻜 㻢㻜 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻝㻜 㻝㻞 㻝㻠 㻜 㻞 㻠 㻢 㻤 㻌 㻌 㻌 㻌

Time after start of injection[ms]

Loc al heat flux q [M W /m 2] Point1

Time after start of injection[ms]

Loc al heat flux q [M W /m 2] Point2

Time after start of injection[ms]

Loc al heat flux q [M W /m 2] Point3

Time after start of injection[ms]

Loc al heat flux q [M W /m 2] Point4

Inj. duration Inj. duration

Inj. duration Inj. duration

 Fig.5 Local heat flux for various Pinj

㻌

㻌

㻌

㻌 150

50 100 200

Injection Pressure Pinj [MPa] 50

100 200

Total heat loss

Qloss [J ] 300 500 0.15 Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa a loss inj Q P

a 

Time after injection-15ms(2000rpm bottom dead center) 400

 Fig.7 Index correlation between total heat loss and Pinj

㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻜 㻡 㻝㻜 㻝㻡 㻞㻜 㻞㻡 㻟㻜 㻟㻡 㻠㻜 㻠㻡 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻜 㻡 㻝㻜 㻝㻡 㻞㻜 㻞㻡 㻟㻜 㻌 㻌 㻌 㻌 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻜 㻡 㻝㻜 㻝㻡 㻞㻜 㻞㻡 㻟㻜 㻟㻡 㻠㻜 㻠㻡 㻌 㻌 㻌 㻌 Point1

Time after start of injection[ms]

Area averaged flame

vel oc ity u [m/s ] Point2

Time after start of injection[ms]

Area av eraged flame v el oc ity u [m/s ] Point3

Time after start of injection[ms]

Area av eraged flame vel oc ity u [m/s ] 㻌 㻌 㻌 㻌 50 100 150 200 1.0 10 20

Injection Pressure P_inj[MPa]

30 40 . injb ave u P Time av eraged f lame velocit y uave. [m /s ] Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa 0.89  b 0.60  b 0.68  b

Fig.8 Local area averaged flame velocity for various Pinj and index correlation between flame velocity and Pinj

 Fig.6 Local heat loss for various Pinj

 噴射圧力が火炎温度に及ぼす影響 図 _{9 に P}injを変化させた場合の各熱流束測定点直上の 3mm×3mm の領域における空間平均火炎温度(Tflame)の時間履 歴を示す．ここで，_{Point4 に関しては 4.3 項と同様に輝炎が到} 達していないため，_{Point1 から Point3 における結果を記載す} る．図_{9 より，全ての測定点において，P}injが上昇するにつれ て火炎温度は上昇している．これは_{4.1 項で述べたように P}inj の上昇に伴う燃料噴射率の増加により，燃焼率が増加したた めと考えられる．また，各測定点における火炎温度は _Point1 から_{Point3 に向かうに従って上昇しており，時間経過に対し} ても上昇している．これは火炎外縁部において周囲気体を活 発に取り込み，燃焼が促進されたためと考えられる． 図_{10 右下に各測定点において火炎が存在する時間での時間} 平均を行なった火炎温度_(Tflame)と Pinjの関係を示す．また，図 11 に時間平均した火炎温度に対して空間平均を行なった火炎 温度_{(Tflame,ave.)と Pinj}の関係を示す．図_{11 より壁面近傍おける} 空間および時間平均火炎温度_(Tflame,ave.)に対するPinjの指数値は c=0.027 となった．そのため，火炎温度に対する Pinjの影響度 は低いことが推測される．  噴射圧力が火炎接触面積・時間に及ぼす影響 図_{12 に P}injを変化させた場合のOH ラジカルおよび輝炎 の撮影画像を示す．図12 より，周囲気体との混合が促進さ れる火炎の巻き上がりで不輝炎が生じていることが分かる． また，Pinjが高くなるにつれて，不輝炎領域が大きくなって いる．これは Pinjの上昇による火炎流速の上昇により周囲 気体との混合が促進されたためと考えられる．また図_{12 よ} り，輝炎が観測されなくなった後も不輝炎が壁面近傍で対 流している．このことから輝炎画像では火炎の壁面上の接 触面積および時間を評価することが困難であるため，主に 高温反応領域であるOH ラジカルに着目し，不輝炎領域を 含めた燃焼反応領域について評価した． 図_{13 に OH ラジカルの撮影画像より算出した火炎の壁面} 上の接触面積_{(Area)の時間履歴を示す．ここで，接触面積は} 火炎を噴霧軸に対して軸対象と仮定し，火炎が壁面に接し ている領域を同心円状に面積積分した．図13 より，Pinjの 上昇により接触時間は減少するが．接触面積の最大値が増 加する傾向にある．また，図_{10 より算出した火炎の壁面上} の接触面積の時間積分値_(Area・とPinjの関係を図_{13 に} 示す．図 13 より火炎の壁面上の接触面積の時間積分値 (Area・に対するPinjの指数値d は d = -0.27 となった．そ のため，火炎の壁面上の接触面積および時間に対する Pinj の影響度は大きな負の相関になることが推察される．  熱流束および熱損失量に関する総合考察 図3 の各測定点における熱流束の時間履歴に関して，Pinj 㻌 㻌 㻌 㻌 50 100 150 200 1.0 10 20

Injection Pressure Pinj[MPa] 0.73  b 30 40 . injb ave

u



P

Area and time ave raged flame veloci ty uave. [m /s] Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa  Fig.9 Index correlation between flame velocity and Pinj

Time after start of injection[ms]

Area av eraged flame temperature Tfla me [K] Point1

Time after start of injection[ms] Point2

Time after start of injection[ms] Point3 Area av eraged flame temperature Tfla me [K] Area av eraged fl ame temperature Tfla me [K ] Area av eraged fl ame 㻌 㻌 㻌 㻌

Injection Pressure Pinj[MPa]

Tim e av eraged flame temperature Tflam e [K] , . injc flame ave T P Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa 2000 2100 1900 2200 2300 _c0.026 0.030  c 0.025  c 50 100 150200 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻝㻥㻜㻜 㻞㻜㻜㻜 㻞㻝㻜㻜 㻞㻞㻜㻜 㻞㻟㻜㻜 㻞㻠㻜㻜 㻞㻡㻜㻜 㻞㻢㻜㻜 㻌 㻌 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻝㻥㻜㻜 㻞㻜㻜㻜 㻞㻝㻜㻜 㻞㻞㻜㻜 㻞㻟㻜㻜 㻞㻠㻜㻜 㻞㻡㻜㻜 㻞㻢㻜㻜 㻌 㻌 㻜㻚㻜 㻜㻚㻡 㻝㻚㻜 㻝㻚㻡 㻞㻚㻜 㻞㻚㻡 㻟㻚㻜 㻟㻚㻡 㻠㻚㻜 㻝㻥㻜㻜 㻞㻜㻜㻜 㻞㻝㻜㻜 㻞㻞㻜㻜 㻞㻟㻜㻜 㻞㻠㻜㻜 㻞㻡㻜㻜 㻞㻢㻜㻜 㻌 㻌  Fig.10 Local Area averaged flame temp. for various Pinj

and index correlation between flame temp.

㻌

㻌

㻌

㻌

50 100 150 200

Injection Pressure Pinj[MPa]

Area and time ave raged flame t emperatur e Tflame , av e. [K] , . injc flame ave

T



P

c 

0.027 Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa 2000 2100 1900 2200 2300  Fig.11 Index correlation between flame temperature and Pinj

35 23 27 31 D is tanc e from noz zle tip [ m m ] 10 0 20 20 10 0 20 10 0 20 10 0 Injection pr es su re Pinj [MP a] 35 23 27 31 35 23 27 31 150 50 100

0.6 Time after start of injection [ms]1.2 1.8 2.4

Wall 35 23 27 31 35 23 27 31 35 23 27 31

(Upper : OH radical images, Lower : Luminous flame images)

20 0 35 23 27 31 35 23 27 31  Fig.12 OH radical images in high temperature region  and visible luminous flame for various Pinj

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自動車技術会論文集 ディーゼル噴霧火炎における壁面熱損失に関する研究

の上昇に伴い，各測定点における熱流束のピーク値が高く なっている．これは4.3 項の図 9 および 4.4 項の図 11 の結 果より，Pinjが上昇するに従って，火炎流速が大きく，火炎 温度が高いため，熱流束のピーク値が高くなると考えられ る．また，図_{5 より Point1 から Point4 に向かうにつれて熱} 流速の最大値が減少している．_{4.3 節以降の結果を考慮する} と，火炎温度に関しては図10 および図 11 より火炎外縁部 において燃焼が活発に行われており，火炎温度が高い結果 となっている．しかし，火炎流速は図_{8 および図 9 より，} Point1 から Point4 に向かうにつれて減少している．このこ とから，熱流束は火炎流速が支配因子であることが考えら れる． また，図6 より 15ms までの熱損失は point4 が大きな割 合を占めている．この結果から燃焼終了後に高温ガスが残 存した流動により外縁部で熱伝達を行い，熱損失に大きく 寄与することがわかる． 次に，図7 の熱損失量に対する Pinjの指数値a (=0.15) に 対して Newton の冷却則における各物理因子が及ぼす影響 について考察する．図_{14 に熱損失を支配する各物理因子に} 対する _Pinjの指数値を示す．ここで，ニュートンの冷却則 を考慮したときに，熱損失量と熱損失を支配する各物理因 子の関係は次式のように表される．

(

)

loss flame w

Q

 

h T



T Area







Re (



)

_





T

_flame



T Area

_w





(

)



_

_

_

_{ }

_



u T

_flame

T Area

_w   (9) 4.2 および 4.3 節の指数相関を式(9)に適用すると， ´

( )















a b c d b c d

inj inj inj inj inj inj inj

P

P

P P

P P P

 (10) 以上から

a b c d が成立する

  

´

． ここで，レイノルズ数Re の指数値である γ は噴流群の衝 突 す る 平 板 の 強 制 対 流 熱 伝 達 で 用 い ら れ る _Gardon Cobonpue の実験式の指数値 0.625 (7)_{を用いると，指数値b’} は 0.45 となる．本実験の結果では a=0.15 で，一方 b’ +c+d=0.207 となり，おおよそ同様の値になっている．図 14 に着目すると Pinjを変更させた場合において火炎流速およ び火炎の壁面上接触面積および時間が熱損失の指数相関に 対してトレードオフの関係となるものの，火炎流速による 影響が支配的となり，最終的に熱損失量に対する Pinjの影 響度は正の相関になると考えられる． ．結 言  _{制御パラメータである噴射圧力が熱損失に与える影響} を定量的に評価するため，指数相関QlossPinjを算出し， 指数値a=0.15 を得た．  _{火炎流速および火炎の接触面積・接触時間が熱損失に} 対してトレードオフの関係となる．また

P

_injに対する 熱損失の支配因子は火炎流速であると考えられる_.



謝 辞 本研究は，総合科学技術・イノベーション会議の SIP（戦 略的イノベーション創造プログラム）「革新的燃焼技術」 (管理法人：JST)によって実施された．ここに記して謝意を 表する．  参 考 文 献  _{内 閣 府 ， 6,3 革 新 的 燃 焼 技 術 研 究 開 発 計 画 ，} http://www8cao.go.jp/cstp/gaiyo/sip/keikaku/1_nenshou.pdf 参照日  年  月  日  _{樋口健治，横森求，“自動車工学”，第  版， } S，東京電機大学出版局．  _{小坂英雅ほか，“壁温スイング遮熱法によるエンジンの} 熱損失低減”，自動車技術，9RO，1R，SS．  _{李世文ほか，“衝突ディーゼル火炎の熱伝達に関する研} 究”，日本機械学会論文集(B 編)，9RO，1R， SS．  _{榎本良輝ほか，“内燃機関の燃焼室壁面の瞬時熱流束解} 析に関する研究熱的物性値の温度依存性および蓄熱項 を考慮した場合の検討”，日本機械学会論文集_{(B 編)，} 9RO，1R，SS．

(6) H. C. Hottel and F. P. Broughton, “F.P. determination of true temperature and total radiation from luminous gas flames”, Industrial and Engineering Chemistry, Vol.4, No.2, pp. 166-175. (1932)  _{甲藤好郎，“伝熱概論”，養賢堂，S，．} Ef fec tiv en es s for h eat los s[ -] b’ u Tcflame d Area・Δτ 0.4 -0.4 0.2 -0.2 0 a Qloss Trade-off 0.6

'

a b c d

  

0.15 0.45 0.027 -0.27  Fig.14 Empirical constant of Pinj, flame velocity (uave.),

flame temperature (Tflame), time integration

of flame contact area (Area・⊿τ)

Time after start of injection [ms]

Flame co ntact ar ea Area [mm 2] 㻌 㻌 㻌 㻌 30 50 70 100 200

Injection Pressure Pinj[MPa] 10000 1000 2000 4000 6000 Time integration of flame contact area Area ・  [mm 2× ms] d -0.27 d inj Area  P 3000 8000 Ta=1050K XO2=21mol.% Pa=7.0MPa 㻜㻚㻜 㻞㻚㻜 㻠㻚㻜 㻢㻚㻜 㻜 㻠㻜㻜 㻤㻜㻜 㻝㻞㻜㻜  Fig.13 The flame contact areaand index correlation between