第 4 章 NOx と Soot の低減メカニズムの数値解析

(1)

第

4

章

NOx

と

Soot

の低減メカニズムの数値解析

第 4 章 NOx と Soot の低減メカニズムの数値解析

本章では，第

3

章で明らかにした

Miller-PCCI

燃焼条件において

NOx

と

Soot

が大幅に低減したメカニズムを解明するため，3 次元の数値流体シミュレーションを行い解析した結果について述べる．混合気形成過程と燃焼温度に注目して，ディーゼルエンジンにおいて

NOx

と

Soot

の排出を低減するための燃焼制御の方向性について考察する．

4.1. 数値モデルの検証

本節では，第

2

章で概説した数値流体コード

KIVA3V

の予測精度の検証を行った．検証に用いた実験・計算条件を表

4.1

に，ディーゼルサロゲート反応機構による有害排出物の予測結果を実験結果と比較して図

4.1

に示す．同図に示すように，本モデルは

33%負荷率

から

60%負荷率の各条件において，EGR

を広範に変化させた際の

NO

と

Soot

の排出傾向

を定性的には予測できることを確認した．このとき，いずれも圧縮行程の吸気バルブが閉じた瞬間から数値計算を行い，筒内の初期ガス組成は実験で得られた吸気組成をもとに与えた．なお，第

2

章で示した各種サブモデルの任意定数は一貫して固定して計算を行っている．このことから，本モデルは，実験で得られた現象を定性的に理解するツールとして適性があるといえる．

表

4.1 数値モデルの検証に用いた実験・計算条件

0-30 0-40

15.0 12.5

110 80

40 30

0-50 Cooled-EGR rate %

10.5 Fuel injection duration deg.

1800 Engine speed rpm

Intake and exhaust gas pressure 50 kPa(gauge)

Adjust MFB50% at 7deg.ATDC Fuel injection timing deg.ATDC

160 Fuel injection pressure MPa

15.4 (constant) Expansion ratio

14.6 (-150) Effective compression ratio ε_eff

(IVC timing deg.ATDC)

21.5 Fuel quantity mg/st.

60% Load 45% Load

33% Load

0-30 0-40

15.0 12.5

110 80

40 30

0-50 Cooled-EGR rate %

Adjust MFB50% at 7deg.ATDC Fuel injection timing deg.ATDC

14.6 (-150) Effective compression ratio ε_eff

21.5 Fuel quantity mg/st.

60% Load 45% Load

33% Load

(2)

第

4

章

NOx

と

Soot

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 0.16

0.001 0.01 0.1 1 10

NO mg/st.

Soot mg/st.

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

0.001 0.01 0.1 1 10

NO mg/st.

Soot mg/st.

Cal.

Exp.

@60 deg.ATDC

EGR0%

20%10%

30%

40%

EGR50%

EGR0%

20%10%

30%

40%

EGR50%

33% Load 33% Load

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 0.16

0.001 0.01 0.1 1 10

NO mg/st.

Soot mg/st.

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

0.001 0.01 0.1 1 10

NO mg/st.

Soot mg/st.

Cal.

Exp.

@60 deg.ATDC

EGR0%

30% 20%

EGR40%

35%

EGR0%

30% 20%

EGR40%

35%

45% Load 45% Load

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 0.16

0.001 0.01 0.1 1 10

NO mg/st.

Soot mg/st.

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4

0.001 0.01 0.1 1 10

NO mg/st.

Soot mg/st.

Exp. Cal.

@60 deg.ATDC

EGR0%

20%

EGR30%

25%

EGR0%

20%

EGR30%

25%

60% Load 60% Load

図

4.1 ディーゼルサロゲート反応機構による有害排出物の予測

4.2. 従来燃焼と PCCI 燃焼の違い

本節では，前節で検証した数値シミュレーションコードを用いて，代表的な従来型ディーゼル燃焼と

PCCI

燃焼を対象に数値解析し，その特徴を明確化する．

ディーゼル乗用車において代表的な運転条件である機関回転数

1800 rpm， 33%負荷率（燃

料噴射量

21.5 mg/st.）において，従来のディーゼル燃焼と PCCI

燃焼の特徴を比較するため

(3)

第

4

章

NOx

と

Soot

に行った計算条件を表

4.2

に示す．ここでは，EGRは行わず，燃料噴射圧は

160 MPa

で一定とした．バルブ動作をカムでのみ行った従来燃焼条件

a）においては，燃料噴射ノズル

の噴射角度を

145 deg.，燃料噴射時期を-3.5 deg.ATDC

とすることで，燃焼質量割合

50%

（MFB50%）位置を

7 deg.ATDC

に制御している．一方，PCCI燃焼を想定した条件

b）で

は，燃料噴射時期を-40 deg.ATDCに早期化するとともに燃料噴射角が

60 deg.の狭角ノズル

を適用している．これは，早期噴射を行った場合においても燃料が燃焼室内に収まることをねらったためである．さらに，条件

b）では過早着火を少しでも抑制するために，吸気

バルブの遅閉じ（LIVC）を行って有効圧縮比を

10.5

まで低下させた．この際の過給圧は

50 kPa（gauge）で一定である．

上記

2

条件における燃焼温度および当量比の燃焼室内分布の時間履歴を燃料液滴の分布とともに図

4.2

に示す．本研究での各計算格子が有する当量比φの定義は，詳細反応を扱う数値計算において

D. N. Assanis

らが用いた

Global equivalence ratio

とした⁽¹⁾．すなわち，当量比φは，

∑

=

+

=

φ

_Nspecies

1 i

# i Nspecies

1 i

# i Nspecies

1 i

# i

O 2 H C 1 2

として定義した．ここで，C_i^#，H_i^#，O_i^#は，存在する化学種

i

の原子数である．

図

4.2

から明らかなように，従来燃焼条件では燃料噴射期間中に噴霧の外縁から着火が起きており，拡散燃焼を主体としたディーゼル燃焼の形態となっている．一方，

PCCI

燃焼条件では，LIVC を行うことにより圧縮端の平均ガス温度が低下するため，予混合時間は長期化し，燃料噴射終了後に着火が起きている．これにより，着火までに燃料と空気の予混合化が促進していることが示唆される．しかしながら，

PCCI

燃焼条件では低温かつガス密度の低い雰囲気に噴射した燃料の蒸発が不十分となり，燃焼室壁面への燃料の付着が確認され，未燃成分の排出とともに燃焼効率の悪化が予想される．これは，揮発性の低い軽油を用いていることがその一因である．また，LIVC を行っているものの上死点前での過早着火に起因して急峻な燃焼が起きており，燃焼騒音の観点で課題が残る．

(4)

第

4

章

NOx

と

Soot

表

4.2 数値解析の対象とする計算条件（従来燃焼と早期噴射 PCCI

燃焼）

79.6 0.044

20.4 O₂vol.%

Initial gas

composition at IVC (Calc.start)

CO₂vol.%

N₂vol.%

363 Cylinder wall, head and cavity 550

wall temp K

Initial temperature at IVC K

10.5 (-100) : LIVC 14.6

(-150) Effective compression ratio ε_eff

21.5 (33) Fuel quantity mg/st.(Load %)

60 145

Fuel spray cone angle deg.

325 Intake and exhaust gas 50

pressure kPa(gauge)

-40.0 -3.5

(Adjust MFB50%

position at 7deg.ATDC) Fuel injection timing deg.ATDC

with VVT w/o VVT

b) EGR0%+LIVC a) EGR0%

79.6 0.044

20.4 O₂vol.%

Initial gas

CO₂vol.%

N₂vol.%

363 Cylinder wall, head and cavity 550

wall temp K

Initial temperature at IVC K

10.5 (-100) : LIVC 14.6

60 145

pressure kPa(gauge)

-40.0 -3.5

(Adjust MFB50%

position at 7deg.ATDC) Fuel injection timing deg.ATDC

with VVT w/o VVT

b) EGR0%+LIVC a) EGR0%

(5)

第

4

章

NOx

と

Soot

-32 deg.ATDC -25 deg.ATDC -5 deg.ATDC 0 deg.ATDC 5 deg.ATDC 15 deg.ATDC 3 deg.ATDC 5 deg.ATDC 7 deg.ATDC 9 deg.ATDC 15 deg.ATDC 25 deg.ATDC

a) EGR0%: Conventional (Inj.timing: -3.5deg.ATDC, Spray angle: 145deg.)

b) EGR0%+LIVC: PCCI(Inj.timing: -40deg.ATDC, Spray angle: 60deg.)

-32 deg.ATDC -25 deg.ATDC -5 deg.ATDC 0 deg.ATDC 5 deg.ATDC 15 deg.ATDC 3 deg.ATDC 5 deg.ATDC 7 deg.ATDC 9 deg.ATDC 15 deg.ATDC 25 deg.ATDC

a) EGR0%: Conventional (Inj.timing: -3.5deg.ATDC, Spray angle: 145deg.)

b) EGR0%+LIVC: PCCI(Inj.timing: -40deg.ATDC, Spray angle: 60deg.)

Equivalence ratio φ 0 1 2 3 4 5

Equivalence ratio φ 0 1 2 3 4 5 Combustion temperature K 400 1050 1700 2350 3000

Combustion temperature K Combustion temperature K

400 1050 1700 2350 3000 早期噴射PCCI

¾壁面付着燃料による未燃成分排出(燃焼効率低下)

¾長い着火遅れ(燃料噴射終了後の着火)

¾過早着火に伴う急峻な燃焼(騒音)

図

4.2 従来燃焼と早期噴射 PCCI

それぞれの燃焼温度と当量比の分布

（1800 rpm，33% load（21.5 mg/st.），EGR0%，Boost：50 kPa（gauge），P_inj：160 MPa）

ここで，

KIVA3V

による

3

次元シミュレーションと神本らが示したφ-Tマップ⁽²⁾を練成さ

せて解析を進めることにする^(3)-(6)．上記の

2

条件におけるシリンダ内の局所燃焼温度・当量比分布の時間履歴を図

4.3

に示す．この図は，計算メッシュの各セルそれぞれが有する燃焼温度と当量比を，φ-T マップ上にプロットしたものである．マップ上に点が存在するということは，その温度・当量比を有する局所領域が燃焼室内に存在することを示す．さらに，各プロットの色が赤いほど，そのセルで

Soot

の酸化速度が速いことを示す．本論文でのφ-Tマップ解析における

Soot

の酸化速度は，下記のような

Nagle

と

Strickland-Constable

らが明らかにした

Soot

の酸化モデル⁽⁷⁾⁽⁸⁾をもとに予測した．これは，Sootの酸化が酸素分圧と温度に依存すると仮定したモデルである．

(6)

第

4

章

NOx

と

Soot

( )

B T O

O

O b O

z O a Total

Total s s

WC oxid

K / K P x P

x 1 P K P x

K 1

P R K

D R M 6 dt dM

2 2

2

= +

−

 +













= +

= ρ

なお，M_wc：炭素の分子量（12 g/mol），ρ_s：Sootの密度（2.0 g/cm³），Ds：Sootの直径（30

nm），x：活性サイトの割合，P

_O2：酸素分圧であり，各反応速度定数は下記のように与え

られている．

) RT / 4100 exp(

3 . 21 K

) RT / 97000 exp(

10 x 51 . 1 K

) RT / 15200 exp(

10 x 46 . 4 K

) RT / 30000 exp(

0 . 20 K

z

5 T

3 B

A

=

−

=

−

=

−

=

−

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000 Combustion temperature K 5

4 3 2 1 0

Equivalence ratio φ

4 3 2 1 0

Equivalence ratio φ

4 3 2 1 0

Equivalence ratio φ

4 3 2 1 0

SOOT NOx SOOT

NOx

-25 deg.ATDC -5 deg.ATDC 0 deg.ATDC 5 deg.ATDC 15 deg.ATDC

b) EGR0%+LIVC(Inj.timing: -40deg.ATDC, Spray angle: 60deg.)

4 3 2 1 0

NOx

3 deg.ATDC 5 deg.ATDC 7 deg.ATDC 9 deg.ATDC 15 deg.ATDC

a) EGR0% (Inj.timing: -3.5deg.ATDC, Spray angle: 145deg.)

SOOT oxidation rate dM/dt Slow Fast SOOT oxidation rate dM/dt Slow Fast

¾Sootの生成域を通過しない燃焼

¾NOxの多量排出早期噴射PCCI

Sootの生成域を通過するが，余剰酸素によって燃焼後期でSootの酸化促進

図

4.3 従来燃焼と早期噴射 PCCI

それぞれの局所燃焼温度・当量比分布の時間履歴

(7)

第

4

章

NOx

と

Soot

図

4.3

より，従来燃焼と

PCCI

燃焼では，燃焼の過程で使われるφ-Tマップ上での燃焼温度・当量比領域が大きく異なっていることがわかる．

PCCI

燃焼では，混合気中の最も濃い領域の当量比が

1

以下まで予混合化した後に着火が起き，燃焼温度が上昇している．それゆえ，Sootの生成域を大幅に回避した燃焼となっていることがわかる．それに対し従来燃焼では，Sootの生成域を通過しているものの，リーン燃焼ゆえの余剰酸素によって，燃焼後期で

Soot

の酸化が促進していることが示唆される．

PCCI

燃焼では，

Soot

の生成域そのものを回避した燃焼が実現しているものの，従来燃焼と同様に

NOx

の生成域を避けることはできておらず，

NOx

の多量排出を招く．したがって，上死点近傍の燃料噴射を用いた

PCCI

燃焼において，

NOx

の生成を抑制するまで混合気を予混合化し希薄化することは極めて困難といえる．

そこで，噴射時期を早期化したうえで，多量の

EGR

を適用することとした．ここでは，

燃料噴射時期-40 deg.ATDC，

EGR

率

40%とし，燃料噴射ノズルの噴射角度を変化させてそ

の影響について検討を行った．ここでは，噴射角度が

60 deg.と 100 deg.の条件を比較する

こととし，それらの計算条件を表

4.3

に示す．いずれの場合も先ほどと同様に

LIVC

を行い，有効圧縮比を

10.5

としている．これら

2

条件の燃焼温度分布の比較を図

4.4

に示す．

EGR

と

LIVC

を併用することにより，過早着火が抑制され，着火時期は上死点に近づくことがわかる．ここでも早期噴射した燃料は燃焼室内で十分に混合した後に，燃焼室内全域から比較的均一な発熱が起きており，局所的に高温となる領域は認められない．しかしながら，ここでも早期噴射に伴う燃料の壁面付着が残存する点は改善されておらず，燃焼効率の悪化が懸念される．

これら

2

条件のシリンダ内の局所的な燃焼温度・当量比分布の時間履歴を図

4.5

に示す．

EGR0%の場合の PCCI

燃焼では

NOx

の生成域を通過してしまうことが課題であったが，多

量の

EGR

を行うことにより，いずれの燃料噴射角度の場合においても

NOx

の生成域を回避することが可能となっている．両条件とも，混合気中の最も濃い領域の当量比が

1.5

以下まで予混合化した後に着火が起きている．予混合気の希薄化によって，

EGR0%の場合に

実現した

PCCI

燃焼の場合と同様に

Soot

の生成域そのものを回避した燃焼が実現していることが確認できる．

(8)

第

4

章

NOx

と

Soot

表

4.3 EGR

条件下での早期噴射

PCCI

燃焼計算（燃料噴射角度の検討）

40 Cooled-EGR rate %

-40.0 Fuel injection timing deg.ATDC

Cylinder wall, head and cavity 550 wall temp K

Initial temperature at IVC K Initial gas

12.6 O₂vol.%

5.05 CO₂vol.%

82.4 N₂vol.%

10.5 (-100) : LIVC Effective compression ratio ε_eff

100 60

pressure kPa(gauge)

with VVT

d) Cone 100 deg.

c) Cone 60 deg.

40 Cooled-EGR rate %

-40.0 Fuel injection timing deg.ATDC

12.6 O₂vol.%

5.05 CO₂vol.%

82.4 N₂vol.%

10.5 (-100) : LIVC Effective compression ratio ε_eff

100 60

pressure kPa(gauge)

with VVT

d) Cone 100 deg.

c) Cone 60 deg.

-32 deg.ATDC -25 deg.ATDC -5 deg.ATDC 0 deg.ATDC 5 deg.ATDC 15 deg.ATDC -32 deg.ATDC -25 deg.ATDC -5 deg.ATDC 0 deg.ATDC 5 deg.ATDC 15 deg.ATDC

c) Spray angle: 60 deg.

d) Spray angle: 100 deg.

Inj.timing: -40deg.ATDC

Combustion temperature K 400 1050 1700 2350 3000

Combustion temperature K Combustion temperature K 400 1050 1700 2350 3000 早期噴射PCCI

¾壁面付着燃料による未燃成分排出(燃焼効率低下)

¾長い着火遅れ(燃料噴射終了後の着火)

¾過早着火に伴う急峻な燃焼(騒音)

図

4.4 早期噴射 PCCI

の燃焼温度分布

（1800 rpm，33% load（21.5 mg/st.），EGR40%，Boost：50 kPa（gauge），Pinj：160 MPa）

(9)

第

4

章

NOx

と

Soot

¾Sootの生成域を通過しない燃焼

¾NOxの排出抑制早期噴射PCCI

-25 deg.ATDC -5 deg.ATDC 0 deg.ATDC 5 deg.ATDC 15 deg.ATDC

4 3 2 1 0

NOx

NOx 600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K 5

4 3 2 1 0

NOx

-25 deg.ATDC -5 deg.ATDC 0 deg.ATDC 5 deg.ATDC 15 deg.ATDC c) Spray angle: 60 deg.

d) Spray angle: 100 deg.

Inj.timing: -40deg.ATDC

SOOT oxidation rate dM/dt Slow Fast SOOT oxidation rate dM/dt

Slow Fast

図

4.5 早期噴射 PCCI

におけるφ-Tマップ上での局所燃焼温度・当量比分布の時間履歴

4.3. Miller-PCCI 燃焼の排出ガス低減メカニズム

前節の検討をもとに，

PCCI

の成立を目指す際の燃料噴射ノズルの噴射角度は従来燃焼で用いて

いた

145 deg.が適切であることを確認した．できるだけガス密度の高い上死点近傍で燃料噴射を行

うことで，燃料噴霧のペネトレーションを抑制し，燃料の壁面への付着に由来する未燃成分の排出を抑制することをねらいとする．本節では，第

3

章において実現した

Miller-PCCI

燃焼条件と拡散燃焼を主体とした従来のディーゼル燃焼条件を対比して数値解析することで，大幅な

NOx

と

Sootの低減効果を有するMiller-PCCI

燃焼の排出ガス低減メカニズムを明らかにすることをねらい

とした．それにより，筒内現象を明確化するとともに，

NOx

と

Soot

の同時低減につながる燃焼条件について考察することを目的とした．

エンジン回転数

1800 rpm， 33%負荷率（燃料噴射量 21.5 mg/st.）において，従来のディーゼル燃

焼と上死点近傍噴射を用いた

PCCI

燃焼の燃焼特性を数値解析する．解析対象とする

3

つの実験条件を表

4.4

に示す．EGR0%，

40%の場合は，それぞれバルブ動作を通常のカムでのみ行った従来

燃焼条件（IVC：

-150 deg.ATDC，

εeff：

14.6）である．第 3

章において述べた

Miller-PCCI

燃焼条件

(10)

第

4

章

NOx

と

Soot

としては，

40%の EGR

を前提とし噴射時期を早期化した上で

LIVC

により有効圧縮比ε_effを

10.5

まで低下させた場合（

IVC：-100 deg.ATDC）を取り上げる．いずれの条件においても，燃料噴射

時期を調整し，

MFB50%位置を 7 deg.ATDC

に制御している．このとき，燃費性能に配慮するため，

膨張比はいずれも一定としており，過給圧はいずれも

50 kPa（gauge），燃料噴射圧力は 160 MPa

に設定している．

Miller-PCCI

燃焼条件では，LIVC によりいったん筒内に導入された吸気ガスの一部を吸気ポートに逆流させて戻してしまうため，燃焼に使われる空気量（動作ガス）は減少することになる．したがって，本試験条件では燃料噴射量を一定としているため，有効圧縮比の低下に伴い，同じ

EGR

率

40%でも LIVC

を用いた場合は空気過剰率λが低くなる．

Miller-PCCI

燃焼条件の吸気酸素濃度は同一

EGR

率の従来燃焼条件より低く，吸気

CO2

濃度は増加しているが，

これは，λの減少から排気中の酸素濃度が低下し，この条件下で同じ割合のガスを吸気に還流して

いるためである．

表

4.4 数値解析の対象とする実験条件

12.6 14.4

20.4 O₂vol.%

5.05 4.23

0.044 CO₂vol.%

1.2 1.5

Excess air ratio λ 2.5

82.4 81.4

79.6 N₂vol.%

145 Fuel spray cone angle deg.

40 0

Cooled-EGR rate %

-14.0 -7.0

Fuel injection timing deg.ATDC -3.5 (Adjust MFB50% at 7deg.ATDC)

363 325

325

10.5 (-100) : LIVC 14.6

with VVT w/o VVT

c) EGR40%+LIVC b) EGR40%

a) EGR0%

12.6 14.4

20.4 O₂vol.%

5.05 4.23

0.044 CO₂vol.%

1.2 1.5

Excess air ratio λ 2.5

82.4 81.4

79.6 N₂vol.%

145 Fuel spray cone angle deg.

40 0

Cooled-EGR rate %

-14.0 -7.0

Fuel injection timing deg.ATDC -3.5 (Adjust MFB50% at 7deg.ATDC)

363 325

325

10.5 (-100) : LIVC 14.6

with VVT w/o VVT

c) EGR40%+LIVC b) EGR40%

a) EGR0%

(11)

第

4

章

NOx

と

Soot

以上の

3

条件に対し，燃焼特性の実験結果を図

4.6

にそれぞれ示す．同図には，筒内圧力センサによって計測した筒内平均圧力，熱発生率，燃料噴射率，吸気バルブのリフト，指圧より算出した筒内平均ガス温度の履歴が示されている．

40%の EGR

を行った上で

LIVC

により有効圧縮比を

10.5

まで低下させた場合には，

LIVC

により圧縮行程の平均ガス温度が低下するため，

MFB50%を

7 deg.ATDC

に維持したうえで，3条件の中で最も燃料噴射時期を進角することが可能となってい

る．すなわち，この条件では予混合時間が最も長く得られ，これにより燃料と空気の予混合化が促進していることが示唆される．なお，このときの

IMEP

は

0.75 MPa

である．

-40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 Crank angle deg.ATDC

Injecton rate 0 2 4 6 8 10

In-cylinder pressure MPa

0 50 100 150 200 250 300 350

R.H.R. J/deg.

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

In-cylinder temperature K

0 5 10

-360 -300 -240 -180 -120 -60 0 Crank angle deg.ATDC

Valve lift mm

EGR40%

EGR0% EGR40%+LIVC

(Miller-PCCI)

LIVC (εeff=10.5) EGR40%

+LIVC

EGR 40%

EGR 0%

EGR 40%+LIVC (IMEP:

0.75 MPa)

(IVC: -100 deg.ATDC)

図

4.6 数値解析の対象とする燃焼特性（実験結果）

（

1800 rpm，33% load（21.5 mg/st.），Boost：50 kPa（ gauge），P

_inj：160 MPa）

(12)

第

4

章

NOx

と

Soot

これら

3

条件の

NOx

と

Soot

の排出特性の実験結果を図

4.7

に示す．EGR0%の条件から

40%ま

で

EGR

率を増加させることで，大幅な

NOx

の低減は可能となるものの，160 MPaの高圧燃料噴射を行っても

Soot

の排出が増加するトレードオフ関係を示したが，

EGR

条件下で

LIVC

を適用した低圧縮比，高膨張比燃焼によって，NOx と

Soot

の大幅な同時低減が可能となった．このとき

CO， THC

の排出量は他の条件に比べて増加したが，膨張比を維持したことで，燃費性能は

EGR40%

と比較して約

3.7%の悪化にとどまっている．また，LIVC

に伴い排出ガス流量は減少し，動作ガスの熱容量の低下は排気温度の上昇に寄与するため，排気後処理システムを併用した場合，触媒温度を維持する効果が見込まれる．

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 0.16 0.18 0.2

0 1 2 3 4 5 6 7 8

NOx g/kWh

Soot g/kWh

1800 rpm 21.5 mg/st.

160 MPa EGR40%

LIVC

EGR0%

Miller-PCI

図

4.7 数値解析の対象とする 3

条件の排出ガス特性（実験結果）

（1800 rpm，33% load（21.5 mg/st.），Boost：50 kPa（gauge），P_inj：160 MPa）

このように，EGRに加えて

LIVC

を行うことにより，NOxと

Soot

の大幅な同時低減が可能となることを実証した．しかしながら，

Miller-PCCI

燃焼条件では，全体の空気過剰率

λが小さいにもかかわらず，Soot の生成は抑制されており，それを可能にした因子に関し

ては，一層の考察が求められる．また，図4.6に示したように，Miller-PCCI 燃焼条件では燃焼後の筒内の平均ガス温度が上昇しているにもかかわらず，

NOx

の低減が可能となっている．この点に関しても，数値解析による現象理解が求められる．そこで，Miller-PCCI燃焼における排出ガス低減のメカニズムを解明するために，これら

3

条件に対して数値計算を行った．

上記の

3

条件を対象として，KIVA3Vにより数値計算を行った際の筒内平均圧力，熱発生率のシミュレーション結果を実験値と比較して図

4.8

に示す．図に示すように，

3

条件と

(13)

第

4

章

NOx

と

Soot

も実験で得られた着火時期およびその後の燃焼過程が概ね再現できている．なお，これらの計算において使用した各種サブモデルの任意定数は一定である．なお，数値計算の開始は，吸気バルブが閉じた瞬間のクランク角度とし，吸気ガス組成および初期圧力は実験値をもとに与えた．ここで，数値計算の入力条件として使用した燃料噴射率波形と数値計算で得られた熱発生率の拡大図を図

4.9

に示す．Miller-PCCI燃焼条件では，燃料噴射終了後

に数

deg.の時間を経たのち混合気が着火に至っている．

0 2 4 6 8 10

0 50 100 150 200 250 300 350

R.H.R. J/deg.

0 2 4 6 8 10

0 50 100 150 200 250 300 350

R.H.R. J/deg.

Exp.

Exp.+Cal.

EGR0% EGR40%

EGR40%

+LIVC

図

4.8 実験結果と KIVA3V

による計算結果の比較

（1800 rpm，33% load（21.5 mg/st.），Boost：50 kPa（gauge），Pinj：160 MPa）

(14)

第

4

章

NOx

と

Soot

0 50 100 150 200 250

-15 -10 -5 0 5 10 15 20 25 30

Crank angle deg.ATDC

Calculated R.H.R. J/deg.

EGR40%

EGR0%

EGR40%+LIVC (Miller-PCCI)

Fuel injection rate

3 5 7 9 111315 25 deg.ATDC

図

4.9 入力条件とした燃料噴射率波形と熱発生率の予測結果（拡大図）

これまでに述べた

3

条件それぞれの筒内における燃焼温度分布の時間履歴を燃料噴射軸の断面図として図

4.10

に示す．EGR0%の条件においては，燃焼室内に局所的に高温となる領域が形成されており，温度勾配の形成が確認できる．また，ピストントップランドの上部においても高温領域が認められる．

40%の EGR

を行うと燃焼温度が低温化し，さらに

LIVC

と

EGR

を組み合わせた

Miller-PCCI

燃焼条件では，燃焼室内のほぼ全域からの発熱を伴う低温ディーゼル燃焼（LTC：Low Temperature Combustion）が実現していることが確認できる．このように，Miller-PCCI 燃焼条件では，局所的な高温領域は存在しておらず，

着火時期が等しい従来燃焼条件と比較して燃焼温度が低いことがわかる．

さらに燃焼温度に関して解析を進めるなかで，Miller-PCCI 燃焼において

NOx

の低減が実現したメカニズムを解析した．その結果を図

4.11

に示す．同図では，3条件それぞれに

対して，

2300 K

以上の高温領域と

NO

が

400 ppm

以上生成している高濃度域の時間履歴を

示している．局所的に燃焼温度が高温化する

EGR0%の条件では，クランク角度 5 deg.ATDC

以降において，高温領域から

NO

の生成が開始し，その後，生成域が燃焼室内に広がりつつ生成した

NO

は凍結していく現象が確認できる．燃焼温度が低温化する

EGR40%条件で

は，

2300 K

以上の高温域はわずかであり，それに伴って高濃度で

NO

が生成する領域も低

減している．一方，

Miller-PCCI

燃焼条件では，EGRと

LIVC

の複合的な効果により，局所的に高温となる領域が存在していないことがわかる．このように

NOx

の生成する燃焼温度域が燃焼室内に形成されなかったことが，実験において

NOx

の排出を大幅に抑制できた理由であると考えられる．

(15)

第

4

章

NOx

と

Soot

b) EGR40% (Inj.timing: -7.0deg.ATDC) a) EGR0%(Inj.timing: -3.5deg.ATDC)

End of fuel injection

Combustion temperature K 600 1400 2200 3000

Combustion temperature K 600 1400 2200 3000 噴射期間中に着火(拡散燃焼)　　　

局所的な高温域なし　　 (広域で発熱)

噴射終了後に着火

局所的な高温域あり

-6 deg.ATDC 3 deg.ATDC 5 deg.ATDC 7 deg.ATDC 9 deg.ATDC 15 deg.ATDC 25 deg.ATDC

c) EGR40%+LIVC: Miller-PCCI(Inj.timing: -14.0deg.ATDC)

図

4.10 燃料噴霧と燃焼温度分布の数値解析結果

deg.ATDC 3 5 7 9 15 25 Temp.

>2300K EGR0%

EGR40%

+LIVC

NO>

400ppm

Temp.

>2300K

NO>

400ppm

Temp.

>2300K

NO>

400ppm (Miller-

PCCI)

図

4.11 局所的な高温域と NO

の高濃度生成領域の時間変化

(16)

第

4

章

NOx

と

Soot

ここで，上記

3

条件それぞれの

7 deg.ATDC，60 deg.ATDC

における燃焼温度の頻度分布

（体積割合）および計算セル平均の燃焼温度を図

4.12

に示す．ここで，計算セル平均の燃焼温度は下記の式で定義しており，燃焼温度分布の重心位置と等価な指標として導入した．

Cell averaged temp.=

( )

∑

⋅ ρ

⋅

ncells i ncells

i

)i ( v )i (

)i ( v )i ( )i ( temp

このとき，同図には，

NOx

排出量と排気温度の実験結果も付記した．図から明らかなように，燃焼質量割合が

50%となる 7 deg.ATDC

においては，Miller-PCCI燃焼条件の最高燃焼温度が最も低く，

EGR0%の最高燃焼温度が最も高いことがわかるが，この傾向は，最高燃

焼温度が

NOx

排出量と相関があることを示唆している．一方，燃焼温度分布の重心位置（平均温度）に関しては，7 deg.ATDCにおいて

Miller-PCCI

燃焼条件が最も高温側に位置している．この傾向は

60 deg.ATDC

においても継続しており，排気温度の実験値と相関をなすものである．したがって，

Miller-PCCI

燃焼では，局所的な高温域が抑制された燃焼が実現するものの，動作ガスの熱容量が減少していることから，平均温度としては

3

条件の中で最も高温な燃焼となっていることが明らかである．

Miller-PCCI

燃焼では，局所の最高燃焼温度は低いものの，燃焼平均温度が高く排気温度が高い傾向を示すことがわかる．

(17)

第

4

章

NOx

と

Soot

0 5 10 15 20 25 30

500 1000 1500 2000 2500 3000

Combustion temperature K

In-cylinder volume fraction %

EGR0%

EGR40%

EGR40%+LIVC

7 deg.ATDC (MFB50%)

EGR0% 40%40%+LIVC : Miller-PCCI 1300

1320 1340 1360 1380 1400 1420 1440

Cell averaged temperature K

最高燃焼温度は低いが，分布の重心(平均温度)は高温

最高燃焼温度がNOx排出量の傾向と相関あり

7.20

0.34 0.11 0

2 4 6 8 10

NOx g/kWh

EGR0% 40%40%+LIVC : Miller-PCCI 平均燃焼温度 NOx排出量

(実験)

980 1000 1020 1040 1060 1080 1100 1120 1140 1160

Cell averaged temperature K

335 346 386

300 320 340 360 380 400

Ex.temp. deg.C

0 10 20 30 40 50 60 70 80

500 1000 1500 2000 2500 3000

Combustion temperature K

In-cylinder volume fraction %

EGR0%

EGR40%

EGR40%+LIVC

60 deg.ATDC

平均燃焼温度排気温度 (実験)

EGR0% 40%40%+LIVC : Miller-PCCI

図

4.12 燃焼温度の体積割合（頻度分布）と平均燃焼温度

これまでに進めてきた

Miller-PCCI

燃焼の排出ガス低減メカニズムを明らかにするための検討をさらに発展させ，KIVA3V による

3

次元シミュレーションと神本らが示したφ-T マップ⁽⁴⁾を練成させて解析を進めることにする^(5)-(8)．

前節で対象とした

3

つの代表的な条件を対象に，図

4.9

において特徴的なクランク角度それぞれに対し，筒内の全計算セルが有する燃焼温度・当量比を，φ-T マップ上にプロットした結果を図

4.13

に示す．最高燃焼温度は，いずれのクランク角度においても当量比φ が

1

付近となるセルが有しており，

3

条件の中で

EGR0%条件の最高燃焼温度が最も高くな

っている．つまり，EGR0%の条件は，2800 K 付近に到達する局所領域が存在し，かつ高温での滞留時間が最も長く

NOx

が最も生成していることが確認できる．

NOx

に関しては，

筒内で還元されて減少するということは起こりにくいため，

NOx

の生成域を通過させない制御が求められる．また，

EGR0%の条件では，燃料噴射期間中に着火が起こり，拡散燃焼

が主体的な燃焼形態となるため，5～9 deg.ATDCにおいて局所的に高い当量比域が存在し