審査委員会081214_4章まで.ppt

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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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証

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}

第

1章 序 論

第

2章 NOx組成がUrea-SCRシステムのNOx浄化特性に与える影響

第

5章 多段噴射化によるNOx組成コントロールの可能性に関する検討

第

_{6章 NOx組成コントロールのUrea-SCRシステムへの適用}

第

_{7章 結論および今後の研究の発展}

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第

1章

Background and Motivation

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自動車用動力源と

CO2

排出量

日本におけるCO₂排出量

1.274 x 10

9

_{t/year （2006）}

19.9% 運輸部門からの排出 Vehicles 89.7 % Cf.) http://www.jaf.or.jp/ 1.34 x 109 _{t/year （2006）} ※温室効果ガス(CO₂換算) 自動車から排出されるCO₂量は全体の約18%に相当し，大幅な削減が求められる

次世代低公害

/低燃費自動車と課題

>燃料電池車

>電気自動車

_{三菱自動車工業(株) MiEV} トヨタ自動車（株） FCHV

>低公害ディーゼル車

低公害ディーゼル車の導入は，他と比べてインフラ面などで課題が少なく， CO 信頼性/耐久性向上，大幅な低コスト化 低コスト化，航続距離，充電時間/方法，低重量化 低公害化，燃費改善，低コスト化

Background and Motivation

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ディーゼルエンジンの普及による

_CO2

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、 >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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排気組成と後処理装置の浄化性能

>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． C + 2NO₂ → CO₂ + 2NO NO₂によるSootの連続酸化反応式の例 O₂ Pt

NOx storage material

NO

NO₂ H2, CO, HC NOx N₂, CO₂, H₂O

Lean operation

Rich spike

NO₂

Previous Studies of Urea-SCR System

NOx組成と後処理装置の浄化率に関する従来研究

0 20 40 60 80 100 0 0.5 1 1.5 2 100 150 200 250 300 350 400 450 DOC_A DOC_B DOC_C DOC_A DOC_B DOC_C NOx reduction % NO 2 /NOx

SCR Catalyst Temperature deg. C

Fig. NOx reduction and NO2/NOx v.s. SCR cat. Temp.* *SAE Paper 2004-01-155を参考に作成

Johnson Matthey社 York らによる報告(2004)

酸化力の異なる3つの酸化触媒（DOC） を用いて，NOx浄化率を評価(左図) 広範な温度域で高い浄化率を得ることは不可能

Urea-SCRシステムに関するその他の研究動向

排気の安全性評価(JARI，Ford)，Biodieselとの組み合わせ(NREL)，HC被毒（Ford）， 析出物の調査(ORNL)，低負荷域において生ずる反応経路の調査(PSI)， Oxidation power A > B > C

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>Urea-SCRシステムに関する研究 NOx組成のコントロールに関しては 検討されていない

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

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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

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 Engine MEXA-9100DEGR MEXA-4000FT 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 Urea dosing 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

Urea-SCRシステムの基本レイアウト

Basic performance test 1

experimental condition

-Table Experimental condition

Operation steady state

Engine speed rpm 1440

Load % 20, 40, 60, 80

Urea equivalence ratio 1.0

SCR catalyst Zeolite × 3 Pre-oxidation catalyst 1 Post-oxidation catalyst 1 Sampling Points Urea Injection 3 Zeolite SCR catalyst Diesel oxidation catalyst

Urea equivalence ratio φ

_urea NO NO₂

NO reduction by Standard SCR NO₂ reduction by NO₂ SCR NO and NO reduction by Fast SCR φ_urea=1.0 means the precise amount of urea, which can reduce all of the NOx.

4 5 6 ₇

1 2

0 50 100 150 200 250 1 2 3 4 5 6 7 NO, NO 2 ppm sampling point Zeolite catalyst : 20% Load

SCR Catalyst temp. 457 K (184℃) NO NO₂

Basic performance test 2

test results

-Sampling

Points_{3 4 5 6 7} Oxi. cat. _{SCR cat.}

Standard SCR Fast SCR NO:NO₂=1:1

負荷率の変化と

NOx浄化率

>20%負荷の条件においてもFast SCR reactionは十分に進行 >SCR触媒に流入するNO₂の量が少なく，1段目の触媒で消費される NOx浄化率向上のためには低温域においてもNO の量を増加させることが重要 0 20 40 60 80 100 20%Load 40%Load 60%Load 80%Load NOx reduction % sampling point 4 5 6 7 Zeolite catalyst : NOx reduction

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% NO 100% - NO /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)

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SCR触媒温度を固定し，NO2/NOxをパラメータとした際のNOx浄化特性を調査

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

Operation steady state

Engine speed rpm 1440

Urea equivalence ratio 1.0

SCR catalyst temp. K 550

NO₂/NOx Va. – 0.1, 0.2, 0.3, 0.4, 0.5, 0.59, 0.65 Ze. – 0.02, 0.25, 0.49, 0.69

SCR catalyst Vanadium x 3, or Zeolite x 3

Table Experimental condition

7 Urea Injection

3 4 5 6

catalyst line bypass line

Effect of Catalyst Composition on NOx Reduction

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ゼオライト系触媒に加え，活性金属として五酸化バナジウム(V2O5)を担持したバナジウム系 触媒に対して，NOx組成と浄化率の関係を調査した．

触媒の種類の違いによる

NOx浄化特性の変化

Vanadium SCR cat. Zeolite SCR cat. ※2つの触媒はセル密度が異なる(Slide No.9 参照)   バナジウム系触媒−_{300 cpsi, ゼオライト系触媒−400 cpsi}

Effect of Catalyst Composition on NOx Reduction

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触媒の種類の違いによる

NOx浄化特性の変化

_{3 44 5 6 77} 0 20 40 60 80 100 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 4 5 67 NOx reduction % NO2/NOx Vanadium catalyst SCR Cat. temp. 550 K (277℃)

Sampling point No.

0 20 40 60 80 100 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 NOx reduction % NO2/NOx Zeolite catalyst SCR Cat. temp. 550 K (277℃)

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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触媒の種類によらず，Urea-SCRシステムにおける主要なNOx還元反応である3式の中で，Fast SCR reactionの反応速度が最も大きい．また，本研究で用いた触媒に関する限り，NOが単独で 反応するStandard SCRについてはバナジウム系触媒の方が速く，NO₂が単独で反応するNO₂ SCR reactionについてはゼオライト系触媒の方が速く進行する．

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

>筒内の不均一性は燃焼過程に影響し，NOxやPMの排出特性  にも多大な影響を及ぼす

詳細な化学反応解析

RH R ROO QOOH OOQOOH HOOQ’OOH HOOQ’O + OH R: Alkyl radical >着火，燃焼過程を正確に表現することは，その後の筒内温度，    圧力の履歴を再現するために不可欠である．   >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，不均一な分布を形成している． 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，

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*

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 This study : 33 species, 66 reactions

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

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ベーススキームのパラメータをそのまま使用したところ，燃焼による圧力上昇が 全く確認されなかった LLNL scheme ERC 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

Reaction Scheme – Ignition Delay Test

炭化水素系燃料の着火機構と

n-heptaneの素反応スキーム

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RH

R

H-atom abstraction

ROO

O2 addition

QOOH

isomerization

OOQOOH

O2 addition

HOOQ’OOH

isomerization

HOOQ’O + OH

chain branching

OQ’O + OH

CH

3

, C

2

H

5 Methyl radical, Ethyl radical C7H15-2 + O2 = C7H15O2 C7H15O2 + O2 = C7KET12 + OH C7KET12 = C5H11CO + CH2O + OH C7H16 + O2 = C7H15-2 + HO2 C7H16 + HO2 = C7H15-2 + H2O2 系の温度上昇に伴う熱解離により 負の温度領域（NTC）が存在する C7H15-2 = C2H5 + C2H4 + C3H6 着火機構と素反応スキームに含まれる反応式の関係

Fuel

R：Alkyl radical

Arrhenius parameter modification

Arrhenius’ Equation: k=ATn_exp(-E/RT)

Elementary reaction A

ERC mech. This study

C₇H₁₆ + HO₂ = C₇H₁₅ -2 + H₂O₂ 1.65E+13 6.60E+13 C₇H₁₅ + O₂ = C₇H₁₅ -2 + HO₂ 2.00E+15 8.00E+15

C₇H₁₅-2 + O₂ = C₇H₁₅O₂ 1.56E+12 6.24E+12

C₇H₁₅O₂ + O₂ = C₇KET12 + OH 4.50E+14 1.80E+15 C₇KET12 = C₅H₁₁CO + CH₂O + OH 9.53E+14 3.81E+15 C₇H₁₅-2 = C₂H₅ + C₂H₄ + C₃H₆ 7.05E+14 1.25E+15 H + O₂ + M = HO₂ + M 3.60E+13 7.20E+17 H₂O₂ + M = OH + OH + M 1.00E+16 2.00E+16 OH + H₂ = H₂O + H 1.17E+09 2.34E+09 頻度因子Aのみを変更の対象とし，値を2-4倍することで着火を早める方向へ変更した

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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 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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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 O concentration vol. % 20.9 17.2 16.2 15.3

Parameter : EGR Ratio (Intake O

2

concentration)

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) 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.

Calculation Results

- NO

₂

/NOx Prediction

-

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NO2/NOxおよびNO2

排出濃度の予測値と実測値の比較

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 Calculated NO 2 /NOx Measured NO₂/NOx

Oxygen concentration vol%

20.9 17.2 16.2 15.3

Injection timing deg. ATDC

-5 -2 0 2 0 50 100 150 0 50 100 150 Calculated NO 2 emission ppm Measured NO₂ emission ppm

Oxygen concentration vol%

20.9 17.2 16.2 15.3

Injection timing deg. ATDC

-5 -2 0 2

NO

2

/NOｘ

NO

2

emission

4通りの吸気酸素濃度と4通りの燃料噴射時期を組み合わせた16条件で評価 ±15% 数値解析は噴射時期の遅角化に伴ってNO2/NOxの値を低く見積もる傾向にある． 吸気酸素濃度が低い条件においてNO2生成量を低く見積もる傾向にある．

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． EGRを適用した条件において数値解析はNOx排出量を低く見積もる傾向にあり，また上死点 から離れた時期に燃料噴射を行う場合はNOx組成の予測精度が低い．しかしながら，EGRを 適用しない条件でのNOx排出量，上死点噴射時のNO /NOxの予測精度は高い．

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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

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 >過給による圧力変化，EGRによる酸素濃度変化はNOxの組成に大きな影響を与える． >過給とEGRの併用は低公害化だけでなく，高出力化，低燃費化のためにも重要

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

Calculation results

EGR mechanism

-筒内温度履歴の計算結果

Inert O2で希釈した場合の圧縮行程における温度履歴が希釈しないCase(A)と一致している． 希釈ガス割合の増加に伴い比熱の差が拡大するため，燃焼後のCase (B)，(C)の 温度差が拡大するが，燃焼による温度上昇のタイミングはほぼ同時期となる． 880 900 920 940 960 -5 0 5 10 15 Temperature K

Crank angle deg. ATDC

Dilution gas Inert_O2 EGR 0% 2.0% 4.0% 6.0% 1400 1500 1600 1700 10 15 20 25 30 Temperature K

Crank angle deg. ATDC

Inert_O2

EGR

Average in-cylinder temp. (-5 – 15 deg. ATDC) Average in-cylinder temp. (10 – 30 deg. ATDC)

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Cの差(酸素濃度の違い)がCase BとCの差(比熱の違い)よりも大きいことから 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であると示唆される． NO₂/NOx 0.093 0.12 0.15 0.18 0.20 0.22 0.23 Case Inert O2 EGR(CO2,H2O)

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

1 – 90 deg. ATDC (10 deg. CA/sec)

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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． 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

Sensitivity Analysis

Analysis method

-吸気パラメータが燃焼特性に与える影響の感度解析

実験では相互に影響しあうパラメータについても，数値解析では単独で変化させることが可能

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熱発生率線図の形状に着目

Typical heat release rate curve

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．

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． 燃費 – 熱発生率の重心と相関が強い(B, C, D, E) 騒音 – 圧力上昇率と相関が強い(B, C, D)

Sensitivity Analysis

Analysis method

-吸気パラメータが燃焼特性に与える影響の感度解析の一例

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解析パラメータ：吸気圧力 base 100 kPa base –20, +20, +40, +60, +80, +100 kPa

着火時期

Engine speed : 2000 rpm EGR ratio. : 19.1 % Fuel quantity : 20 mm3_/st

Fuel injection timing : TDC (single)

-2 0 2 4 6 8 10 0 100 200 300 400 -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

Base operating conditions

In-cylinder pressure and heat release

圧力の上昇と共に早期化，圧力を低下 させた場合の遅角化が顕著

熱発生率

着火時期の早期化に伴い，ピーク値が 低下し，燃焼期間が長期化

Sensitivity analysis results

Parameter : Intake pressure

In-cylinder Pressure and HRR

-2 0 2 4 6 8 10 0 100 200 300 400 0 5 10 15 20 25 30

Crank angle deg. ATDC

Cylinder pressure MPa

Heat release J/deg

base +20kPa +40kPa +60kPa +100kPa -20kPa +80kPa 0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base)

A: Cool flame timing

base 0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base)

B: Hot flame timing

base 0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base) base

C: Maximum heat release rate

0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base)

D: Timing of maximum H. R. R. base 0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base)

E: Combustion duration

base

吸気圧力が燃焼特性に与える影響の感度解析結果

-2 0 2 4 6 8 10 0 100 200 300 400 -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

Ignition timing and intake pressure

-酸素の空間密度と着火時期

吸気圧力のみを向上させた場合に 着火時期の早期化が確認できる 5 deg．ATDCにおける燃料蒸気の分布と 筒内平均温度 Base Base+40 kPa Base+80 kPa 912.9 K 918.5 K 922.9 K 2

fuel

+

O

→

product

2

[

]

[

] [

]

d fuel

k fuel

O

dt

α β

−

=

⋅⋅⋅

総括反応で表した着火反応

温度が一定の条件下であっても吸気圧の上昇に伴う酸素の空間密度の上昇により 2 [O ]：O₂ molar concentration mol/cm3

In-cylinder Pressure and HRR

Numerical Analysis of Supercharge with EGR

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

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，酸素の空間密度を一定とした．

過給と

EGRの併用を想定したディーゼル燃焼の数値解析

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熱発生率

酸素の体積濃度が高いほど急峻な立ち 上がりが確認され，ピーク値が大きくなる 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.

着火時期

Sensitivity analysis results

Parameter : Intake pressure

吸気圧力に関する感度解析結果（

酸素の空間密度が一定の場合）

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-2 0 2 4 6 8 10 0 100 200 300 400 500 0 5 10 15 20 25 30

Crank angle deg. ATDC

Cylinder pressure MPa

Heat release J/deg

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

In-cylinder Pressure and HRR

0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base)

A: Cool flame timing

base 0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base)

B: Hot flame timing

base 0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base) base

C: Maximum heat release rate

0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base)

D: Timing of maximum H. R. R. base 0 0.5 1 1.5 2 2.5 -20 0 20 40 60 80 100 Relative sensitivity

Initial pressure kPa (v.s. base)

E: Combustion duration

Calculation conditions

- EGR and supercharge -

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吸気パラメータの変化による

NOx排出特性の変化に関する数値解析

燃焼特性だけでなく，NOx排出量およびNO₂/NOxの値の変化の関係を調査． 0 50 100 150 200 250 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 NOx emission ppm NO 2 /NOx

Intake temperature vs. base

+ + + +

NOx

NO₂/NOx

Parameter: Intake temp. Parameter: Intake pres.

0 50 100 150 200 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)

Parameter: O2 concentration Parameter: Intake pres. (PO2: const)

吸気酸素濃度による変化が最も大きいが，同一の吸気酸素濃度条件における 10-1 100 101 102 103 104 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 NOx emission ppm NO 2 /NOx

Oxygen concentration vol.%

23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 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

Calculation conditions

EGR and supercharge

-Engine speed rpm 2000

Intake temperature K 353.15

Injection timing deg. ATDC 0

Injection quantity mm3_{/st 20}

Intake O₂ concentration vol% 20.9 16.2

EGR ratio % 0 30.0 35.9

Intake pressure kPa 100 100 120

Case name A B C

Exp. or Cal. Cal. Exp.,Cal. Exp., Cal.

Table  Calculation and experimental conditions

w/o EGR

with EGR

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過給と

EGRの併用を想定したディーゼル燃焼

過給とEGRの有無による燃焼特性，NOx排出特性の違いについて，実機試験により確認

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 -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.

100 kPa, O₂ 16.2 vol%

100 kPa, O₂ 20.9%

NA, w/o EGR

Supercharge with EGR

120 kPa, O₂ 16.2 vol% NA, with EGR

Calculation results

EGR and supercharge

-過給と

EGRを併用したディーゼル燃焼の燃焼特性とNOx排出特性

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In-cylinder Pressure and HRR NOx emission

Engine speed: 2000 rpm 20 mm3_{/st, single} Injection timing: TDC 熱発生率のピークが低下し，NOx排出濃度が同等のままNO₂/NOxの値が上昇 [0.119→0.193] 100 kPa O220.9 % 100 kPaO216.2 % 120 kPaO216.2 % NOx g/kWh 0.707 0.421 0.808 0.555 5.34 過給とEGRの併用によりNOx排出量をおよそ85%低減可能

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． 過給とEGRを併用した燃焼の数値解析を実施した結果，EGRによる吸気酸素濃度の低減により NOx排出量が大幅に低減され，さらに過給による酸素の空間密度の保持が着火遅れを抑制す ることにより，NOx排出量の低減と燃費の維持を両立していることが示された． 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． 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．

End