燃料噴射ノズルの流量係数が噴霧・燃焼特性に及ぼす影響

TUMSAT-OACIS Repository - Tokyo University of Marine Science and Technology (東京海洋大学)

燃料噴射ノズルの流量係数が噴霧・燃焼特性に及ぼ

す影響

著者

後藤 俊介

学位授与機関

東京商船大学

学位授与年度

2004

URL

http://id.nii.ac.jp/1342/00000656/

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      修士学位論文

燃料噴尉ノズルの流量係数が噴霧・燃焼特性

      に及ぼす影響

       平成16年度

       （2004）

嚇

東京商船大学大学院

商船学研究窟

商船システム工学専攻

  後藤俊介

記号一覧 To：雰囲気温度 Po：雰囲気圧力 Pa：開弁圧 MPa：：圧力 r：噴口入口部半径 Dt：噴口径 R：rIDt Am：噴口総面積 Q：定常流量 C：流量係数 △P：圧力差 K：絶対温度

g：重力加速度

W：重量流量 glcm3：密度 cSt：動粘度

mV：電圧

N：燃料噴射ポンプ駆動モーター回転数 ρ：動粘度

目次

       ページ番号

第1章  緒言・・・・・・・・・・・・・・・・…  ￠・・・・・・・・・…  1 第2章  実験装置及び計測装置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  3   2−1 実験装置・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  3

  2−H  円筒形高圧容器・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  3

  2−1−2 高圧噴射装置・・・・…  9・・・・・・・・・・・・・・・…  3

  2−2

第3章

  3−1   3−2   3−3

第4章

  4−1   4−2   4−3   4−4   4−5

第5章

計測装置・・・・・・・・・・・・・・…  ●。’●’●。。。”。●’4 実験方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  5 実験方法・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  5 燃料噴射ノズル・・・・・・・・・・・…  麟・・・・・・・・・・…  5

雰囲気温度6・…  6・・・・・・…  9・・・・・・・・・・・…  7

実験結果及び考察・・・・・・・・…  6・・・…  9・・・・…  8 定常流量と噴射特性の関係・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  8 噴口総面積と噴射特性の関係・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  9 低負荷域でのR取りの有無が燃焼特性に及ぼす影響・・・・・・・・・…  9

高負荷域でのR取りの有無が燃焼特性に及ぼす影響・・・・・・・・…  10

噴口径の違いによる燃焼特性の比較・・・・・・・・・・・・・・・…  10 結論9・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  12

謝辞・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  9・・…  e13

参考文献・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・…  14

図表リスト・・・・・・・・・・…  66・・・・・・・・・・…  15

第一章緒言

 ディーゼル機関は、長年に渡る技術開発の成果を集積し、正味熱効率が50％を超える機関が 現れ、高効率で経済性に富む原動機として、自動車や船舶をはじめ各種の産業分野において広 く利用されている。その一方で、近年では大気汚染物質の排出や化石燃料の大量消費、さらに は地球温暖化ガスであるCO，の排出、酸性雨の原因となる窒素酸化物（NOx）や硫黄酸化物（SO x）排出等の環境・エネルギー問題に関連して、一層の排気浄化と低燃費化の為の技術開発が 求められている。その中でも舶用2ストロークディーゼル機関は安価な低質の燃料油を使用で き、あらゆる熱機関の内で高い燃料経済性を持ち、さらに高い熱効率を持っていることからエ ネルギーの有効利用のみならず、地球環境保全の対亦に適合する要素を備えている。  元来、ディーゼル機関は、高い圧縮比で圧縮着火燃焼を行うため、ノッキング防止のため圧 縮比が制限される火花点火機関より高い熱効率が得られる点が大きな長所となっている。しか し、噴霧燃焼であるため不均一な拡散燃焼が特徴で、燃料の希薄な領域と過濃の領域が同じ場 所に存在し、それぞれで窒素酸化物（NOx）と粒子状物質（PM）が不可逆的に生成・排出される。 しかも、それらの物質の後処理が難しく、三元触媒システムが利用可能な火花点火機関のよう な大幅な排気浄化が極めて困難な状況にある。さらに削減要求の高まりと反対に使用燃料油の 悪化が進み、最近では燃料油の動粘度が300cStを超える粗悪な燃料の使用も起きている。燃 料油の性状低下にも関わらず、熱効率・機関出力を維持しさらには、排気ガスを浄化するため には、ディーゼル機関の燃焼室への噴霧、着火、燃焼現象を正確に把握する必要がある。  以前より、定容容器や実機を用いての燃料噴霧、燃焼現象に関する様々な研究がなされてき た。西田ら1）は、これまでに例のない噴射圧300MPaの超高圧燃料噴射装置を用い、室温、雰 囲気圧力1．2MPaの窒素雰囲気中に燃料を噴射し、到達距離、噴霧角、ザウタ平均粒径の測定 を行っている。噴射圧250MPaの範囲では噴霧角は増加し、ザウタ平均粒径は減少するという 結果が報告されている。清水2）らは高速噴霧域に主眼を置き、噴射速度、ノズル管長、雰囲 気圧力を変化させ、噴流の分裂長さに及ぼす影響について実験を行っている。雰囲気圧力が噴 流の分裂長さに及ぼす影響は大きく、雰囲気圧力が大気圧の40倍となるとき分裂長さは40％ 以下になるという結果が報告されている。小西ら3）は高圧雰囲気に噴射された噴霧をレーザー 法で計測を行った結果、雰囲気圧力が増加すると、粒径の均一性は減少し、粒子の分布範囲は 拡大することさらに、噴射圧力が高くなると、噴霧粒径の均一性は高くなることが分かった。 鈴木ら4）は実機の燃焼室を高温・高圧雰囲気下に置き、噴霧燃料液滴、燃料蒸気の挙動を、 透過光減衰率のレーザー光路長方向の積算値分布を測定することで走性的に解析を行った。結 果、ある噴霧衝突角度において、燃料液滴の蒸発及び噴霧内への雰囲気導入が最も促進される 衝突距離が存在する結果が出るなど、その他燃焼室内の噴霧・燃焼挙動について明らかにした。 さらに、ディーゼル機関の燃焼は噴射ノズルから燃焼室へどのような噴霧を供給できるかによ って大きく左右されることから液体噴流の微粒化の原因がノズル噴口内に発生するキャビテ ーションであるという知見に基づき廣安ら5）は噴流の微粒化をより促進させるために、噴口入

口真上に金網や間げきを設けたノズルを使用し実験を行った。その結果、噴口入口部に金網を 設置すると、噴霧角が大きく分裂長さが短くなり、噴流の微粒化が促進することが分かった。 さらに玉木ら6）は低噴射圧でも良好な微粒化が可能なノズルの研究を行っている。噴口の途 中に隙間を設け、導管と隙間を結ぶ連絡口を設けると、噴霧角が広がり、分裂長さが短くなり 良好な噴霧が得られることが分かった。  しかし、舶用2ストロークディーゼル機関での燃料噴射ノズルの使用環境は以前にもまして 苛酷な状況になってきている。一部の機関においては噴射圧力が200MPaに達する機関も現れ、 さらには燃料の粗悪化にともない金属表面にキャビテーションによる壊食が発生し、シート部 の損傷により油密機能維持が不可能となる場合がある。7）燃料噴射ノズルは燃料供給と遮断を 繰り返すため、圧送燃料油は100MPa∼150MPaから10MPa前後まで変動する。従って、噴射ノ ズルシート部には、常に燃料油からの分離した気泡が存在すると考えられ、ポンプから発生す る圧送圧力波やその反射波が常に作用するため、気泡が潰されそのエネルギーで金属表面に壊 食が発生することになる。そのため、機関排気温度の急激な上昇や、煙濃度の悪化が顕著にな った。そこで岩澤ら8）は噴口入口を噴口径に適した大きなR取りをすることにより流量特性が 大幅に向上することに着目し、R取り量の適正化についての実験を行った。そこで、ノズル噴 口入口角部丸味形状の半径（r）と噴口径（Dt）との比を無次元Rとすると、R≧0．3以上とするこ とで流量係数が一定となり、R取りをしていない物に比べて流量が20％増加することが分かっ た。さらに実機による耐久性試験では、全負荷領域において性能の改善をもたらした。特に燃 料消費率、排気スモーク濃度、排気温度が改善され、ノズルの耐久性が増すことによって機関 性能の経時変化が少なくなり、機関の初期性能を維持することが分かった。ここで、噴口入口 部のR取りの有無によるノズルの経時変化を調査するため発電用ディーゼル機関で約5000時 間使用したR取りの無いノズルの噴口部の写真を図1に示す。ここでは噴口入口部が自然にR 取りされているのが見られる。また図2には、噴口穴部の断面形状の経時変化を示す。噴口入 口部のR取りの無いものは、使用時間の増加とともに自然に角部が丸くR取りされてしまい、 噴口穴中央部は壊食によると思われる樽型状に変形している。一方、噴口入口部のR取りのあ るものは、使用時間とともにこの様な変形は認められない。  しかし、上述した岩澤らの実験は大気圧下での噴霧実験と実機を用いての性能試験のため、 燃焼室内の着火遅れなど不明な点が多く残されている。そこで、本研究では高温高圧雰囲気内 での噴霧の着火、燃焼機構の解明を目的とし、燃料油の臨界点を超える雰囲気圧力・温度を達 成しうる円筒形高圧容器及び高圧噴射装置を用いて2種類の本噴口入口部をR取りしたノズル と3種類のR取りをしていないノズルを使用し、雰囲気温度、雰囲気圧力、ラック目盛りなど のパラメータを変化させて実験を行い、ノズルの流量特性が着火遅れ時問、燃焼時間に及ぼす 影響について調べた。

第2章実験装置

2−1実験装置  本研究で用いる実験装置は実機の燃焼室と同程度の空間を持った円筒形高圧燃焼容器と実 機の燃料噴射システムを模擬した燃料噴射装置よりなる。図3に実験装置の全体図を示す。 2−1。1 円筒形高圧容器  本実験で用いた円筒形容器の断面図を図4に示す。この装置はディーゼル機関の燃焼室を想 定した定容燃焼装置である。容器の内部に内径386m皿、高さ533皿皿（容積6．3×10−2m3）の空間を 持つ円筒形高圧容器である。その内部側面に内径267m皿、高さ512皿mの着脱可能な円筒形のヒ ータを、下面には直径235m皿の円盤状のカンタル線ヒータを設置し両方のヒータで容器内の温 度を指定の温度まで上昇させている。また、燃焼時の衝撃から断熱材とヒータを保護するため に材質SUS310Sのステンレス鋼製の内筒（内径267皿皿、厚さ4皿皿）を設けている。直径50m皿の 観察用窓が側面に8個、下面に1個設けられている。この観察用窓のガラスは強化パイレック スガラス（直径90mm、厚さ50皿皿・．耐熱753K）を使用する。容器内の温度は4箇所に設けた直 径1皿皿のクロメル・アルメル熱電対で測定した。実験の内容によって必要な窓の断熱材を取り 外す以外は、側面と上下を断熱材で囲んでいる。観察用窓周囲は冷却水を循環させることによ り冷却される。容器側面のやや上部には、空気流入口が設置されており、ここから高圧空気を 流入させることにより容器内の圧力が調整できるようになっている。この空気流入口には3本 の高圧空気ボンベが連結されており、短時間内に容器を加圧することができる。容器内に流入 した空気は内壁と断熱材の隙間を通って燃焼室に入ることによって、容器内の空気を撹搾する 役目もする。この空気流入口の反対側には排気口が設置され、燃焼ガスの排出のために容器内 を真空にする場合には、排気孔に真空ポンプを接続することができる・  容器内の圧力を計測するためのブルドン管圧力計が上部に取り付けてある。また、噴射弁は 上部中央に取り付けられており、燃料油は鉛直下向きに噴射される。 2−1−2 高圧噴射装置  高圧噴射装置の配管図を図5に示す。駆動モータによって燃料カムが回転し、燃料噴射ポン プから燃料が送り出される。以後、回転数（N）とはこの駆動モータの回転数のことを表すこと とする。噴射していない時は、燃料は方向切換え弁、リリーフバルブを通って、燃料タンクに 戻るという循環を繰り返している。燃料を噴射する場合には、噴射装置の制御盤からの信号で 方向切換え弁が切り替わり、燃料噴射弁に燃料が送られ噴射される。チェック弁、リリーフ弁 は、燃料が噴射されていないときも噴射管内圧力を5MPaに保つために設置されている。また、 燃料タンクと燃料循環ラインにはリボンヒーターが巻いており、電圧を調整することにより燃 料油温度を制御することが出来る。  燃料噴射弁には単口のノズルチップを用いた。開弁圧とは、この噴射弁の針弁を持ち上げる

のに必要となる最低圧力のことをいい、噴口径（Dt）とは、この噴射弁の噴口の直径を表す。な お燃料噴射弁の最高噴射圧は12脳Paである。  燃料噴射弁の直前には、噴射管内圧力測定用の圧力変換器が取り付けられており、これによ りって燃料噴射中の燃料圧力（噴射圧力）を測定した。本装置は1回のみの噴射と連続50回ま で噴射することができる。しかし、連続噴射した場合でも、最高噴射圧力は変動しない。 2−2計測装置  図6に計測機器配置図を示す。火炎からの発光を感知するために、上部の観察窓の左右に1 つづつ、底部の観察窓に1つの計3箇所にフォトダィオードを設置した。これにより図6に示 すような噴霧領域全体を観察することができる。フォトダイオードからの信号は、針弁リフト センサ、噴射圧力変換器からの信号とともに増幅器を介してデジタルスコープに記録される。 各計測機器の特性は次の通りである。 （1）針弁リフトセンサ   燃料噴射弁上部に取り付け、噴射弁内部のスピンドルの移動距離を信号にし変換アンプ   を介して記録装置に記録される。また本センサは渦電流式非接触変位計で感度が非常に高   く、1μmの変位に対して1mVの電流が生じる。 （2）フォトダイオード   微弱光を迅速に検出する事ができるセンサ（Si PINフォトダイオードS5973：感度波長範  囲320∼1000nm）を使用した。 （3）圧力変換器    噴射圧力をより正確に計測するために、燃料噴射弁の直前に圧力変換器（共和電業   PG−2TH 定格出力：1．5皿V／V［300×10−6］±0．5％許容温度範囲：一20∼80℃）を取り付けた。   0．05MPaから196MPaまでと計測範囲が広く液体の圧力測定に最適で、小型軽量、高精度、   高信頼で、長期にわたって安定性がある。 （4）熱電対温度計    クロメル・アルメル熱電対温度計（素線径0．2mm、シース外形1mm）を用い、図4に示す   ように、容器の中心軸から半径方向50mm、ノズル先端から垂直下方距離50皿m、100mm、150皿m、   200mmの4箇所に配置した。 （5）デジタルスコープ   横川電気製DL716デジタルスコープを使用した。最大16チャンネル入力が可能で、高速  絶縁モジュールと高速モジュールを持ち、より高速に信号を処理することができる。なお、  本実験では高速モジュールを使用した。高速絶縁モジュールでは減衰器（ATT）、換算器、ア  ンプで入力信号の減衰・増幅を行い、次にアナログアイソレータを通して、信号のアイソ   レーションを行う。帯域制限はAD変換器の直前で行われ、AD変換器では入力信号が10MS／s  のサンプリングレートでサンプリングされた後、デジタルデータに変換される。変換後の  データは内蔵のハードディスクに保存される。

第3章実験方法

3−1 実験方法  本実験では市販のA重油｛密度：o．8845g／c皿3（15℃）、動粘度：3．1cst（50℃）、CCAI：843｝を 使用した。また燃料タンクにリボンヒータを巻く事により噴射時の燃料温度が40℃で一定とな るよう加熱を行なった。実験に使用した燃料油の性状を表1に示す。  使用ノズルは、単孔ホールノズルで、噴口内部をR取りされていないノズルで噴口径（Dt） 0．45mm、0．5mm、0．57mmの3種類と、R取りした物で噴口径（Dt）0．4mm、0．5mmの2種類、計5 種類の噴射ノズルを用いて噴霧燃焼実験を行った。なお以降では、R取りの有無で比較をする ため噴口をR取りしたノズルをそれぞれ0．4R、0．5Rと記述する。使用ノズルの形状を図7に 示す。暇口径と流量係数の算出法との関係は後述する。  また燃料噴射ポンプのラック目盛りは10、20、30の3種類に設定した。駆動モータの回転 数は150rpm、250rpmを使用した。実験を行った各条件での一回噴射あたりの噴射圧力、噴射 量の関係を表2・3に示す。  実験における容器内の雰囲気温度は748K∼923Kとし、その問で雰囲気圧力を3MPa、4MPa、 5MPa、6MPa、7MPaと変化させた。雰囲気温度と雰囲気圧力の設定方法については後述する。  実験を行なった雰囲気温度、雰囲気圧力、ラック目盛り、回転数、噴口径の条件は表4に示 す通りである。  着火遅れの定義には、温度上昇遅れ、圧力上昇遅れ、発火遅れがあるが本実験では発火遅れ により着火遅れを計測する方法を用いた。容器底面と側面の観察用窓にフォトダイオードを設 置し、火炎を感知する事により発せられる信号（電圧）を記録装置に記録させ、同時に針弁リフ トセンサ、噴射圧センサからの信号も記録を行なった。その記録例を図8に示す。ごこでは、 着火遅れを燃料油が噴射されフォトダイオードが可視火炎を検出するまでの時間として定義 した。出力記録装置によって記録された線形は信号反応速度やノイズの関係により、反応の瞬 間は少しカーブを描くため、正確な反応速度を得る事ができない。よって、一般的に接線の交 点より時問を求める方法が用いられているが、本実験では数値で記録させたため、一定の電圧 を通過した点より時問を算出する方法を用いた。図8では、針弁リフトからの出力がL8V以 下になった点Aの時間を開弁時期すなわち燃料噴射開始時期とし、フォトダイオードからの出 力が3．3V以下になる点Bの時間を燃焼開始時期とし、この間の時間を着火遅れ時間Sとした。 また燃焼時間は、フォトダイオードが可視光を検出している時間として定義した。図8では、 フォトダイオードからの出力が3．3V以下になる燃焼開始時期Bとフォトダイオードからの出 力が3．3Vを超える燃焼終了時期Cとの時間差丁を燃焼時間とした。 3−2 燃料噴射ノズル  今回、実験に使用したノズル形状及び要目を図7に示した。R有りのノズルは噴口入口部が R取りしていることが分かる。ノズルは噴口入口部を噴口径に適した大きなR取りをすること

により、流量特性が大幅に向上することに着目しノズルの作製を行った。一方、このような大 幅な流量増加は噴射率の増加にっながるが、同時に墳射管内の著しい圧力低下を招くため機関 性能に大きな悪影響を与える事から、噴口径を絞ったノズルの作製を行った。  噴口径（Dt）に対する実際の角部丸み形状の半径（r）との比率を無次元（R）とすると、R≧o．3 となるととき流量特性が大幅に向上し、流量係数（C）が安定することから、今回実験で使用し たノズルの噴口径（Dt）の決定を行った。以前より本実験室で高圧容器を用いての実験の際に使 用されていたノズル（Dtニ0．4R、0．5R）は作製段階において噴口入口部をR取り（r＝0．15）され ていることから、この二つのノズルを基準に3種類のR取りのされていないノズルを作製した。 噴口径（Dt）がo．45、o．57のノズルは、R取りされているノズルとほぼ定常流量が同じになるよ うに噴口径を決定し、R取りの有無が各実験条件でどのような影響を表すのかを調べた。また、 噴口径（Dt）がo．5のノズルはR取りされたo．5Rのノズルと噴口径が同一である場合に、R取り の有無によってどのような影響が現れるかを調べるために作製した。  なお、本実験に用いたノズルは三洋ノッズル製作所製である。なお、表5、図7中に示され た定常流量試験結果並びに流量係数の算出は以下の方法で行われた。 流量係数の算出 圧力0．5MPa、温度40℃の軽油をノズルの噴口より30秒間吐出させ、吐出した軽油の重量を計 測する。小径の孔から噴出する流量に関する一般式は 9 ＝ c × 肋    躍

9 ＝ 一

   ρ

・停

… ①

… ②

ここで    C：流量係数        Q：容積流量       Am：噴口総面積       △P：圧力差        ρ＝密度        W：質量流量        g：重力加速度 ①、②より流量係数Cを求めると 皿3／s 皿2 0。5MPa 8。16kg／皿3 kg／s 9．8m／s2        研 C 自

   z海×ρX浮

検査装置の設定条件△P＝0．5MPa、ρ＝8．16kg／皿3を代入して

C ＝ _{2．87 x 。4椛}『 30秒間吐出した軽油の質量をW、。、噴口総面積Amをmm2に単位換算したものをAとする。 W30ニ30×W （kgf／30s） A＝Am×106 （mm2） 従って    研      Iv C＝      30   2．87×／霊〃露  8．4×10−5×／霊

… ③

検査計測値W、。（kg／30s）、噴口面積A（mm・）を③に代入すれば流量係数Cを得る． 3−3 雰囲気温度  拡散燃焼である噴霧燃焼においては雰囲気温度、雰囲気圧力の影響は大きいと考えられる。 そこで本実験においては、過去に本実験室で実験した結果から容器を加圧する際に雰囲気温度 の下降が生じるため、筒内雰囲気温度を1000K付近まで加熱後に加圧を開始した。また、本装 置での雰囲気温度の分布は加圧直後では一定であるが、加圧・加熱後の静止時間が長引くにっ れて容器内上下の温度差が次第に大きくなる。上下の温度差は40∼70K程度に及ぶことが確認 されたため、本実験においては、燃料を噴射するごとに圧縮空気を入れて容器内の空気を撹搾 させ、容器内上下の温度差が10K程度であることを確認した後に燃料を噴射させ計測を行った。 また、本研究での雰囲気温度（To）は、ノズルの下方100mmの所に設置した熱電対温度計の値を 用いた。

第4章 実験結果及び考察  ディーゼル機関の着火遅れ・燃焼時間は、燃焼時の騒音や機関性能ばかりではなく窒素酸化 物（NOx）や微粒子などの有害物質の排出にも大きな影響を及ぼし、燃焼課程を予測するうえで 極めて重要なパラメータとなっている。噴射された燃料の噴流（到達距離、噴射角、噴流幅、 噴流方向での燃料の分布など）の特性値、及びそれに続く微粒化の経過に対しては、多くの物 理的及び様々な構造上の要因が影響を及ぼす．この場合最も重要な構造上の要因としてはノズ ル・燃焼室の形状、また物理的な要因として燃料の粘性、媒質の抵抗、噴射圧力、空気の運動 が挙げられる。これらの要因は実質的に燃料噴流の生成並びに微粒化に影響を与え、しいては 着火遅れ時間、燃焼時間に影響を及ぼす。  図9にディーゼル噴霧の挙動を示す。十分に発達したディーゼル噴霧は3つの部分に分けら れる。一つは、噴霧が与えられた運動量と速度を保っ領域である助走部、二つめは、助走部と 下流の噴霧と周囲空気との境界の乱れが著しい領域である混合部、最後はさらに混合部下流に 液滴が滞留する領域である滞留部となる。燃料噴霧の着火課程では、容器内に噴射された燃料 噴霧の周辺部が高温高圧気体に触れることにより蒸発、空気との拡散混合を起こすため、ノズ ル近傍ではなく、ノズルから少し離れた噴霧周辺（いわゆる混合部）のある点に火炎核ともい える小さな火炎が現れる。その後、火炎が急激に噴霧の下流に伝播し、噴霧の先端まで火炎に包 まれる。その後、ノズルの先端から10mm∼20mm離れたところで止まる。つまり、噴霧期間中には燃料 の助走部は燃焼しないと考えられる。  また本実験で計測を行う着火遅れ時間は、燃料が噴射されてから燃料蒸気（可燃性混合気）が 形成されるまでを物理的着火遅れ期問、燃料蒸気（可燃性混合気）が化学反応を起こして着火す るまでを科学的着火遅れ期間を呼ぶ。着火遅れ時間が短いと、着火前の可燃性混合気の形成が 十分に行われないため、初期燃焼圧力が低くなり拡散燃焼が比較的長く続く。反対に着火遅れ 時間が長いと、着火前に可燃性混合気が多く形成され、それが急激に燃焼するため初期の燃焼 圧力が高くなり、拡散燃焼の時問が長くなる。これらのことより、本研究では、雰囲気温度、 雰囲気圧力、ラック目盛りなどのパラメータを変化させて実験を行い、ノズルの流量特性が着 火遅れ時問、燃焼時間に及ぼす影響について調べた。  ここで、各実験条件で実験を行った結果を、実際の機関の運転状態と仮定し、R取りの有無 による着火遅れ時間、燃焼時間に及ぼす影響について比較を行った 。本実験では高温高圧容 器を用いての単独噴射試験ではあるが、機関の運転状態に置き換えて比較する事によって、R 取りノズルを使用すること有効性を確認できると考える。回転数150rpm、ラックm、雰囲気 圧力3MPa、雰囲気温度748Kを低負荷域の機関運転状態と仮定する。また回転数250rpm、ラッ ク30、雰囲気圧力7MPa、雰囲気温度923Kを高負荷域と仮定した。

4−1 定常流量と噴射特性の関係 図10，12に無次元Rが0．3以上になるように噴口入口部をR取りしたものと、R取りしないも のについて、定常流量と噴射特性の関係を示す。Y軸には最高管内圧と噴射期間を、X軸には 定常流量を示した。噴射管内圧力と噴射期間は、定常流量が増加するのに比例して減少し、R 取りをしたものはR取りをしていものに比べて噴射管内最高圧は低く、噴射期問も短くなる傾 向にある。また、噴口入口部をR取りし、噴口径を絞ることによって定常流量が約20％程度上 昇していることが分かる。これは無次元Rが0．3以上となるように噴口入口部をR取りするこ とにより、動的な噴射特性が改善されるためであると考えられる。 4−2 噴口総面積と噴射特性の関係   図9，11に無次元Rが0．3以上になるように噴口入口部をR取りしたものと、R取りしな いものについて、噴口総面積と噴射特性の関係を示す。Y軸には最高管内圧と噴射期問を、X 軸には噴口総面積を示す。4−1で示したように、定常流量試験で得られた流量は噴口総面積に 比例関係にあるが、最高管内圧及び噴射期問もまたほぼ右下がりの直線勾配の比例関係にある ことが分かる。 4−3 低負荷域でのR取りの有無が燃焼特性に及ぼす影響  低負荷域で回転数、雰囲気圧力、雰囲気温度が着火遅れに及ぼす影響について 図13，14 に示した。回転数が着火遅れ時間に及ぼす影響では、0．45のノズルは回転数に関係なく低負荷 域では着火しない傾向を示した。回転数が上昇するのに比例して燃料噴射圧は増加するが噴口 径が0．45のノズルは着火することができなかった。ここで、図21に低負荷域での噴射圧、針 弁リフト、燃焼時間の波形を示す。破線で記録した方が噴口径0、45のノズルである。図21か ら分かるように噴口径が0．45のノズルは着火していないことが見て取れる。また0．4Rのフォ トダイオードによる波形では長い着火遅れの後にようやく燃料着火の光を感知している。これ は、着火遅れに大きく影響を及ぼす雰囲気温度が低いことによって、着火遅れ時問が長くなり 完全な燃焼を行ってないと考えられることから、一部着火とした。しかし、0、45のノズルは着 火していないことから、0．4Rのノズルは0．45に比べて燃料の微粒化が進んだことにより着火 したと考えられる。また、雰囲気圧力、雰囲気温度が上昇するに従って着火遅れ時問はR取り の有無に関係なく減少する傾向となった。また燃焼期間は雰囲気圧力が上昇すると、0．45のノ ズルの方が燃焼期間が長くなっている。これは、噴口径が0．4Rに比べて大きいことから、燃 料を多く噴射したためと考えられる。  図15，16には噴口径が0．5Rと0．57のノズルの低負荷域での回転数、雰囲気圧力、雰囲気温 度が着火遅れに及ぼす影響を示し、図22には、噴口径が0．5Rと0．57のノズルの低負荷域で の波形を示した。両ノズルとも噴射されてから長い時間を経過した後、フォトダイオードの波 形が現れているが0．45のノズルのように未着火ではなく一部着火していることが見て取れる。 回転数が上昇すると着火遅れは長くなり、燃焼時間は短くなる傾向となったが、噴口径0．5R のノズルでは回転数の変化による、着火遅れの影響は見られなかった。さらに、雰囲気温度が

着火遅れ時間、燃焼時間に及ぼす影響では、0．4Rと0．45と同様に、雰囲気温度が上昇するに したがって着火遅れ時間減少し、燃焼時問は長くなる傾向が見られる。さらに、雰囲気圧力が 燃焼時問に及ぼす影響では、0．57のノズルは0．5Rに比べて燃焼時間は大きくなっている。キ ャビテーションの発生に伴う噴口内の液流のかく乱が噴流の微粒化の要因の一つであるとい う報告がある。（5）噴口長（L）と噴口径（Dt）の比であるDt／Lが小さいほど、キャビテーション の発生による液流のかく乱が、噴出する噴流に直接影響を及ぼすため、噴流の微粒化に大きく 寄与すると考えられるためである。そのため、噴口管長が長いと噴口入口角部で生じたキャビ テーションは噴口管内で清流されるため微粒化は促進されない。よって、0．5Rと0．57のノズ ルでは、噴口径による初期噴射圧に違いはほとんど無いが、噴口内部で生じたキャビテーショ ンにより燃料が微粒化され、燃焼時間が長くなったとも考えられる。 4−4高荷域でのR取りの有無が燃焼特性に及ぼす影響   図17，18には噴口径が0．4Rと0．45のノズルの高負荷域での回転数、雰囲気圧力、雰囲気 温度が着火遅れに及ぼす影響を示し、図23には、噴口径が0．4Rと0．45のノズルの高負荷域 での波形を示した。若干ではあるが0．45のノズルの方がフォトダイオードに見られるように 着火遅れ時間が短くなっている。しかし、噴射期間、最高管内圧はほぼ同じになっている。  回転数が着火遅れ時間、燃焼時間に及ぼす影響では、着火遅れ時問の波形が示したようにほ ぼ同じになっている。また150rpmにおいても同様となっている。また雰囲気圧力、雰囲気温 度が着火遅れ時間、しかし、燃焼時問に及ぼす影響では、前述したような結果となっている。 また、均一混合気の着火遅れについては、化学反応に依存するためグラフは直線的関係にある ことが知られている。噴霧燃焼の場合の着火遅れは、化学的な要因の他に蒸発、拡散、混合な どの物理的な要因も関係するため、必ずしも直線関係になるとはいえないが、噴口径0．4Rと 0．45のノズルにおいても直線的に変化していることが分かる。  図19，20に噴口径0．5Rと0．57の高負荷域での回転数、雰囲気圧力、雰囲気温度が着火遅れ 時間、燃焼時間に及ぼす影響を示した。図24には、高負荷域での波形を示した。0．57のノズ ルの管内圧力は0．5Rに比べて大きくなっていることが分かる。しかし、着火遅れ時問はほぼ 同じ時問になっている。そこで、図19、20の雰囲気温度、雰囲気圧力が着火遅れ時間、燃焼 時間に及ぼす影響を見ると、R取りの有無による着火遅れ時間、燃焼時問に及ぼす影響はあま り見られ無い。R取りを行ったノズルは、R取りをしていないノズルに比べて噴射圧が低く、 噴射期間が短くなる傾向があるが、噴口入口部をR取りをすることによって、動的な噴射特性 が改善されるためであると考えられる。 4−5噴口径の違いによる燃焼特性の比較  図26に噴口径の違いによる着火遅れ時間と燃焼時間への影響を示した。噴射条件及び雰囲 気温度・圧力は同一に設定し、ノズルの噴口径のみを変化させた結果である。図27には燃料 噴射圧、燃料噴射期間、フォトダイオードの波形を示した。図27より、噴口径が小さくなる ほど噴射圧力は高くなり噴射期間は長くなる傾向が見られる。また、着火遅れ時間は若干では

あるが噴口径が小さくなるほど短くなり、燃焼時間はほぼ同じ傾向を示した。噴口径が小さく なると噴霧の微粒化が促進され着火遅れ時間が若干短くなったと考えられる。

第5章結論

 高温、高圧の雰囲気下において2種類のR取りをしたノズル、3種類のR取りをしてい

ないノズルを用い、雰囲気圧力、雰囲気温度、ラック目盛り、噴射ポンプの回転数などの 着火、燃焼に及ぼす様々な因子を変化させ、燃料噴射ノズルの噴口径のR取りの有無が着 火遅れ時間、燃焼時間に及ぼす影響を調べた結果つぎのような結論が得られた。また、今 回の実験結果を踏まえ、実機でこれらのノズルを使用した時に考えられる状況を表に示し た。

R取り無し

R取り有り

噴射管内圧力 （変化無し） （変化無し） 噴射期間 高負荷域    （変化無し） 負荷域    （変化無し） 高負荷域    （変化無し） 負荷域    （変化無し） 着火遅れ時間 高負荷域    （変化無し） 負荷域    （長くなる） 高負荷域    （変化無し） 負荷域    （変化無し） 燃焼時聞 高負荷域    （変化無し） 負荷域    （長くなる〉 高負荷域    （変化無し） 負荷域    （変化無し） 着火の有無 高負荷域    （変化無し） 負荷域    （着火せず） 高負荷域    （変化無し） 負荷域    （着火有り） （1）雰囲気温度が増加すると、噴口径の違いや、R取りの有無に関係なく着火遅れ   時間は短くなり、燃焼時間は長くなる傾向を示した。 （2）雰囲気圧力が増加すると着火遅れ、燃焼時間は短くなる。 （3）噴口入口部を噴口径に適したR取りを行うことにより、流量係数が一定となり   定常流量が約20％程度増加する。 （4）噴口入口部をR取りしたノズルはR取りを行っていないノズルに比べて、管内噴   射圧は低くなる。 （5） 噴口径の違いによる着火遅れ時間、燃焼時間への影響では、噴口径が小さくなる   ほど短くなり、燃焼時間への影響はあまりなかった。

謝辞  最後に、本実験は東京海洋大学内燃機関実験室で行ったものであり、実験及び論文作成をご 指導下さった岡田博教授、塚本達郎助教授、大江賢二助手並びに本学海事交通共同研究センタ ーの岩澤勝三氏に厚くお礼を申し上げるとともに、実験を手伝って下さった学部4年生の葉祥 文、天野智之、大学院2年生の大塚哲郎氏、また試験装置の修理に多大な尽力をっくして下さ った博士3年生の張 涛氏の諸氏に深く感謝致します。

参考文献 1） 2） 3） 4） 5） 6） 7） 8） 西田恵哉，落合裕晶，新井雅隆，廣安博之，日本機会学会論文集（B編），63（605），（1997），344． 清水正則，新井雅隆，廣安博之，日本機会学会論文集（B編），49（448），（1983），2886． 小西克亨，佐藤順一，岡田博，日本機会学会論文集（B編），56（523），（1990），320． 鈴木護，西田恵哉，廣安博之，日本機会学会論文集（B編），60（569），（1994），327． 廣安博之，玉木伸茂，西田恵哉，清水正則，日本機会学会論文集（B編），63（614），（1997），3144， 清水正則，玉木伸茂，廣安博之，日本機会学会論文集（B編），67（664），（2001），3147． 関良一日本マリンエンジニアリング学会誌，38（5），（2002），20． 岩澤勝三大阪大学大学院博士論文（2002）．

図表リスト 表1 表2 表3 表4 表5 使用燃料油性状 噴口径、回転数及び、ラック目盛り、噴射圧、噴射量の関係（噴口径0．4R、0．45） 噴口径、回転数及び、ラック目盛り、噴射圧、噴射量の関係（噴口径0．5R、0．5、0．57） 実験条件一覧 流量計測試験結果（三洋ノッズル製作所） 図1 図2 図3 図4 図5 図6 図7 図8 図9

図10

図11

図12

図13

図14

図15

図16

図17

図18

図19

図20

図21

図22

図23

図24

図25

図26

図27

ノズル噴口部の径時変化写真 噴口部断面形状の径時変化 実験装置全体図 高圧容器断面図 燃料噴射装置経路図 計測装置配置図 燃料噴射ノズル形状 針弁リフト、噴射圧力、フォトダイオード出力計測記録例 噴霧挙動 噴口総面積と噴射特性の関係（低負荷時） 定常流量と噴射特性の関係  （低負荷時） 噴口総面積と噴射特性の関係（高負荷時） 定常流量と噴射特性の関係 低負荷域での着火遅れ時間 低負荷域での燃焼時間 低負荷域での着火遅れ時間 低負荷域での燃焼時間 高負荷域での着火遅れ時間 高負荷域での燃焼時間 高負荷域での着火遅れ時間 高負荷域での燃焼時間 低負荷域での噴射圧、針弁リフト、燃焼時間の波形 低負荷域での噴射圧、針弁リフト、燃焼時間の波形 高負荷域での噴射圧、針弁リフト、燃焼時間の波形 高負荷域での噴射圧、針弁リフト、燃焼時間の波形 噴口径の違いによる着火遅れ時間、燃焼時間への影響 噴口径の違いによる噴射圧、針弁リフト、燃焼時間の波形 （高負荷時） （噴口径0．4Rと0．4の比較） （噴口径0．4Rと0．4の比較） （噴口径0．5Rと0。57の比較） （噴口径0．5Rと0．57の比較） （噴口径0．4Rと0．4の比較） （噴口径0．4Rと0．4の比較） （噴口径O．5Rと0．57の比較） （噴口径O．5Rと0．57の比較）       （噴口径0．4Rと0．4の比較）       （噴口径0．5Rと0．57の比較）       （噴口径0．4Rと0．4の比較）       （噴口径0。5Rと0．57の比較）

表1 使用燃料油性状表（A重油）

試験項目

単位

密度（15℃）

9／cm2

0．8845

動粘度（50℃）

（cSt） _3．1

引火点

℃

85

水分

％（質量）

_0．01

残留炭素

％（質量）

_0．04

灰分

％（質量）

_0．00

硫黄分

％（質量）

_0．08

アスファルテン

％（質量）

_0．5未満1

ドライスラッジ

％（質量）

_0，001

総発熱量（実測）

MJ／kg

_44．85

総発熱量（計算）

MJ1：kg

_45．0

真発熱量（計算）

_MJ／kg

_42．32

CCAI

_一

843

表2 噴口径、回転数及びラック目盛り、噴射圧、噴射量の関係

（使用燃料油：A重油、雰囲気圧力：大気圧、温度：300：K）

噴口径（mm） 回転数

rpm）

ラック目盛り 噴射圧力（MPa） 噴射量（g）

0．4R

150

10 48 0，073 20 78 0，325 30 101 0，642

250

10 60 0，070 20 85 0，266 30

120

0，513 0．45

150

10

47

_0．07 20 78 _0．32 30 106 _0．64

250

10 59 _0．06 20

82

0，265 30 119 _0，515

表3 噴口径、回転数及びラック目盛り、噴射圧、噴射量の関係

（使用燃料油：A重油、雰囲気圧力：大気圧、温度：300K）

噴口径（mm） 回転数

rpm）

ラック目盛り 噴射圧力（MPa） 噴射量（g） 0．5 150 10

49

_0，105

20

77 _0．37 30

97

_0．76

250

10 59 0．1 20 78 _0，325 30

120

_0．63

0．5R

150

10 41 _0，104 20 73 _0，472 30 91 0，902

250

10

69

0，078

20

84

0，390 30 115 _0，744 0．57

150

10 48 _0，105

20

72 0，555 30 97 _0，885

250

10

68

_0．13 20

84

_0，395 30 114 _0．74

表4 実験条件一覧

燃料油

_A重油

雰囲気温度

To（K）

_{748、 748、 813、 853、 893、 923}

雰囲気圧力

Po（MPa）

3、 4、 5、 6、 7

ラック

目盛り数

_10、20．30

回転数

N（rpm）

_150，250

噴口径

Dt（mm）

0．4（R）、0．45、0．5（R）、0．5、0．57

開弁圧

Pa（MPa〉

_31．4

表5 燃料噴射ノズル流量計測結果

計測日：H：16年3月4日

場所：三洋ノッズル製作所

計測結果

仕様 φ0．40 φ0．45 φ0．50 φ0．57

R有り

φ0．40 φ0．50

A

0，126 0．1963

Q

0．090∼0．092 0．138∼0．142

C

0．853∼0．857 0．837∼0．861

R無し

φ0．45 φ0．50 φ0．57

A

0．1590 0．1963 0．2551

Q

0．086∼0．090 0．110∼0．116 0．140∼0．140

C

0．644∼0．674 0．667∼0．703 0．653∼0．653

＊A：噴口径  Q：定常流量  C：流量係数

薩．（）

G9

騰 鋤

爆07

○φ織32翼8為緯敬58絹o《》￠》α33鶏○穿φQ5＄蝿嚢c鵜尋Ox肇o 鞘鎗3慧篤9ム夢Q護3覇○つφG護5x肇G攣蟹ン53裏＄簸頓06Sx筍 ボ   癒    懲

〆

  Ψ掌 燃 o．6 ’ 霊 倉 今

       婦一勲

 一瀞繊一

         合

％．為蓼o   轡￠  o◎

μ箪窺cノ窺馨熱  免己  婁実灘擁澱  窺毫難＝理鹸織鷺

窺t鼓鱗A儒郡

  A  2畷獄総藩積   ム…》毒換給蕉力i整   β 毒蜜  愛 晶一ぎル鼻無し

o

o．1

02   Q3   0，4   G5

  無次元衆〈辮ぎ／φD〉

○、6 ＊（8）より引用

噴費部外観

嘆口穴鉱大

噴臼穴紙藤拡大        噴鷺穴簸蚕拡大

     、、麟翻鱒襲，

噴口穴錯潰都鉱大

_{暖蒙穴入口部拡大}

＊（8）より引用

図1 ノズル噴口部の経時変化写真

掻．濫

｝ミ騙

     掩・

臓．なごδ

，、

    盗復．ぬ鷺

      、   ’ 電q ㍊

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  ’ lo  ，

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        ♂

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     轍無．獄肴

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  o繊硬轡じ

毒      価

      ぐ

_{22。G瞼，‘}

麟’

蓼   矯・‘

      傘    儒

3       轡・

奪 ＊（8）より引用

図2 噴口部断面形状の経時変化

噺 韮 麟鰍  蔦轍 路         麟轍 備 妻 葦

魯

一 驚 紳  欄勲一礁

…

拳

癒

§

鴬 駄 蝋      懸

一一一轍一

肇 準 塵 熟 蓬 瀞一欄 螂 ㎜ 韮 毒 鞭 雲 毒 華 鐙鐙 1 蜘 震 垂

灘

雛

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裁

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鰹

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葦

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麟

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R

出 ユ

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肥 螺 腺 醤 蘂 蓑 で 八 餐 取 長H

R取り無し

R取り有（拡大図）  1  ド  I  l  ！  ！  ！  ！  ！  ！  …  ド  i  I      ／ 一 ！ 、、   ／     ￥￥  〆

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4

L

R

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Dt＿匹＿

L

噴口径Dt（mm〉

0．4（R） _0．45 0．5（R） 0．5 _0．57

噴口数

1

噴口長L（mm〉

1．75 1．75 1．75 1．75 1．75

1／Dt

4，375 3，889 3．5 3．5 _3，070 噴口面積A（mm・） 0，126 0，159 0，196 0，196 0，255

流量係数C

0，861 0，665 0，844 0，681 0，653       ＊（R）は噴口内部をR取り有りのノズル

図7 燃料噴射ノズル形状

  ヱ

  喪

蹴桑

醤志r￥

li、

 罧罧

 歯盤

罧藻卜r

歯麗潔

4k襲襲

匪襲蓑

く的O

 誕

 罧

誕冥踵

罧暇歯

孫這K襲

樫柵襲

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図15低負荷域での燃焼時間 （ラック10一定）

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図16低負荷域での着火遅れ時間

（ラック10一定）

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図17低負荷域での燃焼時間 （ラック10一定）

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図18高負荷域での着火遅れ時間 （ラック30一定）

38

回転数が燃焼時間に及ぼす影響

  （Po＝7MPa、T＝923K）

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雰囲気温度が燃焼時間に及ぼす影響

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図19高負荷域での燃焼時間 （ラック30一定）

回転数が着火遅れ時間に及ぼす影響

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雰囲気圧力が着火遅れ時間に及ぼす影響

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雰囲気温度が着火遅れ時間に及ぼす影響

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＋0．5R

一一 一一 ．57

図20高負荷域での着火遅れ時間 （ラック30一定）

回転数が燃焼時間に及ぼす影響

  （Po＝7MPa、T＝923K）

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翁25

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雰囲気圧力が燃焼時間に及ぼす影響

   （N＝250rpm、T＝923K）

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雰囲気温度が燃焼時間に及ぼす影響

   （N＝250rpm、Po自7MPa）

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図21高負荷域での燃焼時間 （ラック30一定）

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