水素火炎ジェット点火法における燃焼特性および燃焼制御に関する研究

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Title 水素火炎ジェット点火法における燃焼特性および燃焼制御_{に関する研究( 本文(Fulltext) )} Author(s) 鬼頭, 俊介 Report No.(Doctoral Degree) 博士(工学) 乙第073号 Issue Date 2014-12-31 Type 博士論文 Version ETD URL http://hdl.handle.net/20.500.12099/50900 ※この資料の著作権は、各資料の著者・学協会・出版社等に帰属します。

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水素火炎ジェット点火法における燃焼特性

および燃焼制御に関する研究

Combustion characteristics and control

by hydrogen ﬂame jet ignition

2014

_年

12 _月

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第 1 章序論 1 1.1 _{研究の背景 . . . .} 1 1.2 _{希薄燃焼の特性 . . . .} 5 1.3 _{点火方法の分類および関連する研究の動向 . . . .} 6 1.3.1 _{通常点火 . . . .} 7 1.3.2 _{光エネルギー点火 . . . .} 7 1.3.3 _{副室点火 . . . .} 8 1.3.4 _{プラズマジェット点火 . . . .} 9 1.3.5 _{パルスジェット点火 . . . 10} 1.3.6 _{その他の点火法 . . . 12} 1.3.7 _{水素火炎ジェット点火 . . . 12} 1.4 _{燃焼室壁面での熱損失の解析 . . . 13} 1.5 _{本研究の概要 . . . 15} 第 2 章実験装置および実験方法 17 2.1 _{実験装置の概要 . . . 17} 2.2 _{燃焼室，燃料供給系 . . . 17} 2.3 _{長方形型燃焼室 . . . 18} 2.4 _{急速圧縮機 . . . 18} 2.4.1 _{急速圧縮機の燃焼室 . . . 19} 2.5 _{圧力測定装置 . . . 19} 2.6 _{点火回路 . . . 19} 2.7 _{シュリーレン写真撮影装置 . . . 20} 2.8 _{熱流束計 . . . 20} 2.8.1 _{熱流束計の構造 . . . 20} 2.8.2 _{熱流束の算出方法 . . . 20} 2.8.3 _{熱流束計の検定 . . . 21} 2.8.4 _{熱流束の測定位置 . . . 21} 2.9 NOx_{分析装置 . . . 21} 2.9.1 _{測定原理 . . . 21} 2.9.2 _{測定方法 . . . 22} 2.10 _{イオン探針 . . . 22} 2.11 _{データ処理系 . . . 22}

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第 3 章燃焼過程 36 3.1 _{燃焼過程の比較 . . . 36} 3.2 _{ノズル径の影響 . . . 38} 3.3 _{キャビティーの大きさおよび形状の影響 . . . 39} 3.4 _{点火位置の影響 . . . 39} 3.5 _{本章のまとめ . . . 41} 第 4 章希薄燃焼特性および希薄点火限界 53 4.1 _{希薄混合気に対する効果 . . . 53} 4.1.1 _{燃焼過程 . . . 53} 4.1.2 _{窒素酸化物の排出量 . . . 54} 4.2 _{希薄点火限界および着火性 . . . 54} 4.2.1 _{定容燃焼室の場合 . . . 54} 4.2.2 _{急速圧縮機の場合 . . . 55} 4.3 _{本章のまとめ . . . 56} 第 5 章燃焼促進の要因 65 5.1 キャビティー混合気濃度の影響 . . . 65 5.2 _{プラズマ放電の影響 . . . 66} 5.3 _{本章のまとめ . . . 67} 第 6 章燃焼室壁面での熱損失 75 6.1 _{主燃焼室内における熱流束 . . . 75} 6.1.1 _{通常点火の場合 . . . 75} 6.1.2 _{水素‐空気火炎ジェットの場合 . . . 76} 6.1.3 _{水素‐酸素火炎ジェットの場合 . . . 76} 6.2 _{キャビティー内熱流束 . . . 78} 6.3 _{希薄混合気の場合の熱流束 . . . 79} 6.4 _{ノズル内の熱流束 . . . 80} 6.5 _{熱流束の時間積分値についての検討 . . . 80} 6.5.1 _{主燃焼室 . . . 81} 6.5.2 _{キャビティー . . . 81} 6.5.3 _{主燃焼室当量比の影響 . . . 82} 6.5.4 ノズル . . . 82 6.6 _{本章のまとめ . . . 82} 第 7 章結論 97 参考文献 99 謝辞 105

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図目次

1.1 NO, CO, HC _{の排出特性 . . . .} 7 2.1 _{実験装置の概要 . . . 24} 2.2 _{燃焼器 . . . 25} 2.3 _{キャビティーの詳細図 . . . 25} 2.4 _{点火位置 . . . 25} 2.5 _{長方形型燃焼室 . . . 26} 2.6 _{急速圧縮機 . . . 27} 2.7 _{急速圧縮機の燃焼室 . . . 28} 2.8 _{圧力の検定結果 . . . 29} 2.9 圧力変換器取り付け法 . . . 29 2.10 _{圧力変換回路 . . . 30} 2.11 _{通常点火回路 . . . 30} 2.12 _{プラズマ放電回路 . . . 31} 2.13 _{シュリーレン写真撮影装置 . . . 31} 2.14 _{熱流束計の構造 . . . 32} 2.15 _{熱流束計の構造 (ノズル内測定用) . . . 32} 2.16 熱流束計の検定装置図 . . . 32 2.17 _{熱流束計の検定結果 . . . 33} 2.18 _{熱流束の測定位置 . . . 33} 2.19 NOx_{検定曲線 . . . 34} 2.20 _{イオン探針 . . . 34} 2.21 _{イオン探針増幅回路 . . . 34} 2.22 _{データ処理系 . . . 35} 3.1 _{燃焼過程 . . . 43} 3.2 _{ノズル径の影響 (条件 (III)) . . . 44} 3.3 _{ノズル径の影響 (条件 (IV)) . . . 45} 3.4 _{ノズル径と燃焼時間の関係 . . . 46} 3.5 _{キャビティー体積の影響 (条件 (III)) . . . 47} 3.6 _{キャビティー体積の影響 (条件 (IV)) . . . 47} 3.7 _{キャビティー内での火炎伝播の様子 (模式図) . . . 48} 3.8 _{燃焼過程に及ぼす点火位置の影響 (条件 (II)) . . . 49} 3.9 _{燃焼過程に及ぼす点火位置の影響 (条件 (III)) . . . 50} 3.10 _{燃焼過程に及ぼす点火位置の影響 (条件 (IV)) . . . 51} 3.11 _{燃焼過程に対するノズル径の影響 (水素‐酸素) . . . 52}

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4.1 _{希薄燃焼時の指圧線図 (条件 (III),(IV)) . . . 57} 4.2 _{主室当量比と燃焼時間の関係 . . . 58} 4.3 _{当量比と燃焼短縮率の関係 . . . 59} 4.4 _{当量比と NOx 排出量の関係 (条件 (III)) . . . 60} 4.5 _{当量比と NOx 排出量の関係 (条件 (IV)) . . . 60} 4.6 _{当量比と燃焼効率の関係 . . . 61} 4.7 _{燃焼の様子 . . . 62} 4.8 _{指圧線図 (φ}_m_{=0.55) . . . 63} 4.9 _{指圧線図 (φ}_m_{=0.34) . . . 63} 4.10 _{指圧線図 (φ}_m_{=0.31) . . . 64} 4.11 _{点火可能性の分布図 . . . 64} 5.1 _{混合気の燃焼速度 . . . 68} 5.2 OH_{の濃度 . . . 69} 5.3 キャビティー混合気濃度の影響 . . . 70 5.4 _{キャビティー混合気濃度と燃焼時間の関係 . . . 71} 5.5 _{プラズマ放電の影響 . . . 71} 5.6 _{イオン信号 . . . 72} 5.7 _{イオン信号に及ぼすプラズマ放電のディレイ時間の影響 . . . 73} 5.8 _{指圧線図に及ぼすプラズマ放電のディレイ時間の影響 . . . 74} 6.1 _{通常点火における熱流束 . . . 83} 6.2 _{水素火炎ジェット点火法における熱流束 (水素‐空気) . . . 83} 6.3 _{熱流束に対するノズル径の影響 (測定位置 4，水素‐空気) . . . 84} 6.4 _{燃焼過程の比較 . . . 85} 6.5 _{熱流束の比較 (測定位置 4) . . . 86} 6.6 _{ノズル径の熱流束への影響 (測定位置 4，水素‐酸素) . . . 86} 6.7 _{キャビティー体積の影響 (水素‐酸素) . . . 87} 6.8 _{キャビティー体積の熱流束への影響 (測定位置 4，水素‐酸素) . . . 88} 6.9 _{キャビティー内における圧力 (水素‐空気) . . . 88} 6.10 _{キャビティー内における熱流束 (水素‐空気) . . . 89} 6.11 キャビティー内における熱流束 (水素‐酸素) . . . 89 6.12 _{キャビティー内での圧力 (水素‐酸素) . . . 90} 6.13 _{ノズル径と最大熱流束の関係 . . . 90} 6.14 _{希薄燃焼時の熱流束 (測定位置 4，水素‐空気) . . . 91} 6.15 _{当量比 0.6 における熱流束 (測定位置 4，水素‐空気) . . . 91} 6.16 _{希薄燃焼時の熱流束 (測定位置 4，水素‐酸素) . . . 92} 6.17 _{当量比と最大熱流束の関係 (測定位置 4，水素‐空気) . . . 93} 6.18 _{燃焼時間と最大熱流束の関係 (測定位置 4，水素‐空気) . . . 93} 6.19 _{主燃焼室および副室の圧力履歴 (d = 4mm) . . . 94} 6.20 _{ノズル内の熱流束 (d = 4mm) . . . 94} 6.21 _{熱流束の積分量に対するノズル径の影響 (主燃焼室内) . . . 95} 6.22 _{熱流束の積分量に対する測定位置の影響 (主燃焼室内) . . . 95}

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6.23 _{熱流束の積分量に対するノズル径の影響 (キャビティー内) . . . 96} 6.24 _{熱流束の積分量に対する当量比の影響 (主燃焼室内) . . . 96}

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表目次

3.1 キャビティー混合気の燃焼速度 . . . 36

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第

1 _章

序論

1.1 研究の背景

近年，大気汚染，地球温暖化，石油資源の枯渇問題などの地球環境に関する諸問題が大きくクローズアップされ，それらに対する関心が年々高まっている．この背景には，1997 年に京都で行われた気候変動枠組条約第 3 回締約国会議 (COP3) で決定された京都議定書があり，そこでは温室効果ガスの排出量に関して，2010 年の排出量を 1990 年の排出レベルに対して 6%削減するという目標値が提案された．そして， 2005年にこの京都議定書が発効されるに至った．それ以降も，原油価格の高騰にともない，身近なところでは電気料金の上昇，ガソリン価格の高騰などにつながり，エネルギー問題に一層関心が持たれるようになった．このような地球規模での問題に対して，わが国でも早急な対策が必要であることは言うまでもなく，多くの施策が試みられてきた．また，2011 年 3 月 11 日に起こった東日本大震災での原発事故を受けて，発電方法が火力発電へシフトして，電力事情が大きく変わることになり，多くの人がそれに関心を持ち，電気の節約意識が高まったことも記憶に新しい．また，災害に強いとされる分散型の電源の必要性も言われるようになった．地球温暖化に関して言えば，温室効果ガスのうち大きな割合を占める CO2 に関しては，エネルギー消費に起因するものが大部分を占めている．そのうち自動車をはじめとする運輸部門でも 19%排出されており，近い将来，陸上輸送のエネルギー源が脱化石燃料に移行するとは考えにくい状況では，その低減が必須であり，内燃機関においてさらなる燃費の向上等の改善が必要とされる．また，一方で，人体に害を及ぼす窒素酸化物 ( NOx )，炭化水素 ( HC )，一酸化炭素 ( CO ) などをはじめとする有害排出物の低減も求められ，排ガス規制がなされてきた．このような環境問題に関わる排ガス規制に関しては，アメリカで光化学スモッグの問題の深刻化に伴って，1970 年に大気浄化法 (マスキー法) が制定された．わが国では，1966 年に一酸化炭素の排出量の規制が始まり，1968 年に大気汚染防止法が制定された．その後，対象物質や対象車種の拡大など，規制の強化が順次行われた．また排気ガス規制のみでなくエネルギー問題への対応も同時に必要になり，燃料消費量の抑制のために燃費の向上も求められてきた．そのため各自動車メーカーではその規制をクリアするための技術を開発してきた．しかし年々その規制値が厳しくなるとともに，前倒しで施行されることが多くなるに至って，それに適応する技術は高度なものが要求されている．そこでガソリンエンジン，ディーゼルエンジンな

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どの現行の内燃機関の改良および新しいコンセプトの燃焼法の開発がなされてきた．また燃料として従来のガソリン，軽油等に代わり天然ガス(1) ，メタノール(2)(3)(4) ，バイオエタノールなどを利用する研究もなされている．また，現行の内燃機関に代わる動力源として電気自動車(5) ，燃料電池自動車(6) ，ハイブリッド自動車(7) などが注目され，それらの開発，実用化がされつつある．特にハイブリッド自動車は一般にもかなり普及している．しかしこれらの新しい動力源をより広く普及させるためには，製造に要するコスト，ランニングコストなどの低減，インフラの整備，耐久性の向上，信頼性の確保，廃車後の環境負荷など乗り越えなければならない数多くの問題がある．このような理由から，少なくともここ数 10 年程は，やはり内燃機関が動力源として主力であることは間違いなく，そのさらなる高効率化および排気ガスのクリーン化がエンジンの開発において重要な課題であると考えられる．これらの課題を解決するひとつの方法として，希薄混合気を用いて燃焼を行うリーンバーンエンジンがこれまで注目されてきた．リーンバーンエンジンでは混合気の比熱比の増大に伴う熱効率の向上，燃焼温度の低下による熱解離の減少と，壁面などへの熱伝達による冷却損失の減少，また窒素酸化物などの有害排出物の低減も期待される．希薄燃焼ではこのような利点があるが，一方で着火，火炎伝播の安定性に劣り，また燃焼時間が長くなり等容度が低下するため効率が悪くなる可能性を秘めており，高い運転性能を維持するためにはそれを克服するための方法が必要である．希薄燃焼におけるこれらの欠点を解決する方法として，初期の希薄燃焼エンジンでは副室を用いる方法が考えられた(8)(9) ．特に CVCC エンジンは大きな効果を示した．しかしこれらの副室式では，副室での火炎伝播時間が長いのが欠点であり，三元触媒の登場により姿を消した．その後インレットポートを改良して，シリンダ内にスワールやタンブルなどの旋回流を形成し，燃焼速度を速くして，燃焼時間を短縮する方法が用いられた．これらの方法により，空燃比で約 25 での運転が可能となった．さらに燃料をシリンダー内に直接噴射する筒内噴射方式が開発されている．この方法は石油ショックの頃，副室付燃焼室が現れた頃も開発が試みられたもので，特に部分負荷のときに大きな損失として問題となるポンピング仕事の欠点を克服しようとしたものであるが，燃料供給技術が未熟であったため，商品化できなかったものである．この方式が最近台頭できた背景には，ディーゼルエンジンの技術の改善がある．すなわちディーゼルエンジンではガソリンエンジン以上に深刻な悩み，すなわち NOx とすすの同時低減という課題をかかえており，その解決のため電子制御のコモンレール方式が開発され，その技術と並行して，ガソリンの電子制御高圧噴射技術も発達した．これらの技術により可能となった筒内噴射方式では吸気行程のみでなく圧縮行程での燃料供給が可能であり，高負荷時の均質燃焼と低負荷時の成層燃焼の使い分けが可能で，幅広い燃焼制御をすることが出来る．特に低負荷時には点火プラグ周辺に濃い混合気が集まるような流れを形成し，燃料を不必要に拡散させることなく，より一層安定した成層吸気燃焼を可能にし，平均的な濃度は空燃比で 1:50 という非常に希薄な燃焼を実現している．この技術により部分負荷時にもスロットルバルブをある程度開けたまま新気を吸入し，ポンピング損失を大幅に減少させ，熱効率を向上させている．この結果燃費が格段に改善され，NOx の排出

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もかなり低減されている．しかしこれらの方法でも，混合気濃度の高い部分での燃焼により，多量の NOx が生成される可能性がある．従ってこれらの問題を解決するには，やはり均質な希薄混合気を用いつつ，ポンピング仕事を減らすことが理想的である．前述のようにガソリンエンジンが部分的に理想混合比，他は空気のみという分布を持たせた，いわゆるディーゼルエンジン的な燃焼を目指したのに対し，ディーゼルエンジンでは逆にガソリンエンジンの燃焼に近い均一自着火燃焼を狙うようになってきたのは皮肉である．結局のところどちらのエンジンにせよ，排気のためには均一燃焼が良く，燃費のためにはポンピングロスを避けられるよう吸気絞りを避けたいということに落ち着いてきたとも言える．ディーゼルエンジン，すなわち圧縮自着火で均一混合気を燃やすためには，要求される負荷に応じた濃度の混合気に対して，回転数にかかわらず最適な着火タイミングを実現しなくてはならない．ところが自着火は混合比により変わる総括化学反応速度で，クランク角に依存した圧力，温度のもとでの低温度酸化から熱炎へと至るので制御は非常に難しく，商品化には至っていない．均一混合気によるガソリン機関で吸気絞りを無くすためには，低負荷になるほど希薄になり，着火性の極端な悪化，火炎伝播速度の低下をいかに克服するかにかかっている．そこで希薄な均一混合気に対する着火性の向上や，燃焼時間を短縮するための方法としてジェット点火法が考えられてきた．ジェット点火法は，主燃焼室とは別に副燃焼室を設けたいわゆる副室点火法のひとつであるが，副室の体積が小さく，従来の副室点火法に比べて副室での火炎伝播時間がそれほど長くならず，また火炎ジェット噴出の持続時間が短いのが特徴である．このジェット点火法に関してはパルスジェット点火法(10)(11)(12)，プラズマジェット点火法(13)(14)などがあり，その特性および希薄混合気に対する効果について研究されている．プラズマジェット点火法は副室 (キャビティー) に数 J という大きな点火エネルギーを与えて燃焼させるものであり，高エネルギーの放電により発生したプラズマを高速のジェットにより主燃焼室に噴出させて燃焼促進を図る方法である．これらのジェット点火法では燃焼促進の要因として，流体的効果，化学的効果，熱的効果が考えられ，このうちどれが燃焼促進に対して重要な因子となるかが問題となる．プラズマジェット点火法では放電により大量の活性基が発生し，それが燃焼促進の主要因となり，化学的な効果が大きいといわれてきた．しかし実は活性基の寿命は短く，それが燃焼期間全体にわたり効いているというのには疑問が残る．また，この方法では，高エネルギーの放電による電極の溶損の問題があり，これは装置の耐久性を低下させる要因となる．そのため，あえて高エネルギーで点火する必要があるのかという疑問があるのも事実である．そこで燃焼室の構造はプラズマジェット点火法とほぼ同じであるが，点火エネルギーが通常用いられているものと同等である方法が考えられた．これがパルスジェット点火法である．キャビティー (副室) には，主燃焼室と同じ混合気，あるいは燃料の種類は同じで過濃な混合気が用いられる．これは少量の点火エネルギーによりキャビティー内で点火し，キャビティーの混合気の燃焼により中間生成物が形成され，それらを主燃焼室に送り込むことにより燃焼促進を図るものである．これもプラズマジェット点火法と同様に化学的効果が大きいと言われている．しかしこれら 2 つの

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方法では，キャビティーの燃焼に伴いジェットが噴出し，主燃焼室の混合気を乱流化して燃焼を促進させるという，流体的効果も当然影響しているのではと思われる．そこで本研究では流体的効果が燃焼促進に及ぼす影響に着目して，より速い燃焼速度を持つ水素をキャビティーの燃料として用いる，水素火炎ジェット点火法を提案している．この方法では主燃焼室の 1%以下の非常に小さいキャビティーに水素‐空気または水素‐酸素混合気を用いる．水素混合気の燃焼速度は非常に速く，激しい乱れを伴った火炎ジェットが主燃焼室に噴出し，主燃焼室の混合気が大きく乱され火炎面積が増大するとともに，燃焼速度が増大し燃焼が促進されるものと期待される．実際のエンジンの運転においても，燃焼時間を大幅に短縮することにより，理想的なサイクルに近づき熱効率の向上に結びつくと考えられる．水素火炎ジェット点火法は，主室に用いる混合気が理論混合比の場合には大きな効果が期待されるが，実用上は希薄混合気を用いることが社会を取り巻く情勢からも当然の要求であり，希薄領域での燃焼特性についても把握することが重要である．また，水素火炎ジェット点火法を実際のエンジンに適用するためには，燃焼室形状の各種パラメーターや，点火位置が燃焼過程に及ぼす影響を調べ，最適な条件を見出す必要がある．水素火炎ジェット点火法では上述のような燃焼促進という利点がある反面，通常の点火とは違い，速度の速い噴流が生じるため燃焼室壁面での熱損失が増大することが懸念され，これが熱効率の低下を招く可能性がある．また，火炎ジェットが直接衝突する位置でホットスポットが生じることも考えられる．また，火炎ジェットが非常に速い時には圧力振動が生じることがあり，これがノッキングと同じような作用をして，通常の点火による燃焼に比べて熱負荷が高くなり，燃焼室に悪影響を与える可能性がある．燃焼室壁面の熱損失の分布は一様ではなく，場所により大きく異なる可能性が十分にあり得る．熱損失が特に大きくなると予想される場所は，主燃焼室の火炎ジェットが直接衝突する対向面，キャビティー内およびノズル部分であるが，これらの部分での熱損失が実際あまり大きくならないのであれば，水素火炎ジェット点火法を実用化する上で，大きな障害とはならないことになる．このように，燃焼室の耐久性，熱効率の向上の観点から，燃焼室各部での熱的特性について検討する必要がある．さて，水素火炎ジェット点火法の実用化に当たっては，有害排気物質の問題も解決すべき重要な課題である．排出ガス成分のうち，現在自動車の排気規制の対象になっている主なものは CO，HC，NOx などである．CO，HC に関しては，燃料過濃側で酸素不足のために多く発生し，希薄側では減少するが，HC は希薄可燃限界付近で失火の発生とともに増加する．NOx に関しては，一般的に理論混合比よりやや希薄な領域で大きくなるが，さらに希薄化するにつれて低減され，希薄可燃限界付近では非常に小さな値になる．そのような混合気に対して水素火炎ジェット点火法を用いることにより，失火を防ぎ，また燃焼時間を短縮して運転性能を低下させることなく，結果として NOx の排出を大幅に下げることが可能だと考えられる．このように水素火炎ジェット点火法は NOx 排出量の低減につながる有効な方法として期待される．水素火炎ジェット点火法の希薄混合気に対する燃焼促進効果は大きいと期待されるが，それは混合気に着火してからの燃焼能力である．一方ではどれだけ薄い混合

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気に点火させ，燃焼を開始することができるかというのも点火性能を評価する指標である．通常の点火法に比べて，水素火炎ジェット点火法ではより薄い混合気に点火できる可能性があるが，これについては，実機への適用を念頭に置いた場合には，実際のエンジンに近い条件である高温・高圧場での性質を把握することも必要である．そこで定容燃焼室を用いた場合だけでなく，急速圧縮機を用いた高温・高圧場における点火特性についても調べ，水素火炎ジェット点火法の実用性について調べる必要がある．このような水素火炎ジェット点火法の応用分野としては，自動車のエンジンも考えられるが，その場合には通常の燃料に加えて，水素も同時に搭載しなければならないので，安全性，インフラなどの面から考えて，使い勝手は余り良くない．むしろ，定置式の発電用エンジンへの応用が最も有力であり，実際，副室燃焼式は発電用ガスエンジンに多く採用されている(15)(16) ．天然ガスを燃料とした発電用のガスエンジンはコージェネレーションの需要の高まりにより，近年多く用いられている．天然ガスは，燃焼における二酸化炭素の排出量がガソリンなどに比べて少ないという特徴がある．コージェネレーションとは，1 つのエネルギー源から 2 種類以上の形態のエネルギーを取り出し利用することである．発電用ガスエンジンでは，まず電力を取り出し，その運転により生じた排熱を別の用途，例えば暖房，給湯などに用い，全体としての熱効率を向上させるものであり，ホテル，病院などの大規模施設はもちろん，一般家庭などでも普及しつつある．このようなコージェネレーションシステムは，分散型電源システムとしての意味もあり，災害に強い，送電に伴う損失が少ないなどメリットも多く，注目されているシステムである．これらのエンジンでは燃料消費率，排気ガスのクリーン化などの観点から希薄混合気を用いるものが主流になっている．この方法では副室からの噴出火炎を点火源として主燃焼室の希薄混合気を燃焼させ，高効率化，低 NOx 化が実現されている．本研究の水素火炎ジェット点火法をこのようなガスエンジンに採用することにより，より一層の高効率運転および，有害排出物，温暖化ガスの低減が期待される．

1.2 希薄燃焼の特性

ここでは希薄燃焼を行う上で重要な性質を示す．内燃機関においてガソリン機関の理論サイクルであるオットーサイクルの熱効率は，次のようになる． η = 1 − 1 εκ−1 ここで，η : 熱効率，ε : 圧縮比，κ : 比熱比である． この式より熱効率を向上させるためには，次の 2 つの方法が考えられる．ひとつは，圧縮比を上げることであり，もうひとつは比熱比を大きくすることである．前者については，圧縮比を大きくするとノッキングが生じやすくなる．そこで耐ノック性の高い，いわゆるオクタン価の高い燃料を使用することで，圧縮比を上げる方法を採っている．しかしこのような方法でさらに圧縮比を上げようとすると，燃料の化学的な成分組成とエンジンの構造を同時に変えなければ熱効率の向上は

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望めないため，工業的にコストがかなり上昇すると考えられる．よって圧縮比をさらに上げることはかなり難しい．混合気が希薄になればノッキングが起こりにくくなるため，圧縮比を高くすることができる．ただし，ノッキングは未燃焼ガスが高温にさらされる時間に依存するので，希薄混合気を急速に燃焼させることが高圧縮比化の条件となる． 後者に関して考えると，比熱比は 0 ℃ ，760mmHg において空気 κ=1.4，本研究で主 に用いる燃料であるメタン κ=1.317 となり，空気の比熱比のほうが，一般的に用い られる燃料 (メタン，ガソリンなど) の成分に比べて大きい．従って，燃焼に用いる混合気は空気の比率が大きいほど比熱比が大きくなる．混合気が希薄になればなるほど空気の比率が大きくなり，熱効率が向上することになる．燃焼ガスの熱解離を考えた場合，混合気の当量比が 1 に近くなるほど，上死点近くでは熱解離が激しく，圧力，温度を上げない方向に反応は移り，膨張中に再結合で発熱が起こり十分温度が下がりにくくなるので，排気ガスの温度が高くなる．つまり，燃料により発熱した熱量の一部分が有効に使われずに外に捨てられるため熱効率が低下する．それに対して，希薄になればこのような熱解離が少なくなり，熱効率が良くなる．また希薄混合気を用いると燃焼温度が低下するが，このことにより燃焼室壁面への熱伝達による冷却損失が低減され，熱効率が向上する．また，内燃機関から排出される窒素酸化物の大部分を占める Thermal NO は温度の上昇に伴い，指数関数的に生成量が増えるので，温度が低下することにより，その生成が大幅に抑制される．内燃機関で一般的に問題となる燃焼排出物で，特に人体に有害なものとしては，窒素酸化物 ( NOx )，炭化水素 ( HC )，一酸化炭素 ( CO ) があり，それ以外に，有害ではないが温暖化に関係する二酸化炭素 ( CO₂ )などがある．これらの有害排出物に関して，当量比と排出量の関係を図 1.1 に示す(17)．NO は理論混合比より若干希薄側で最大となり，希薄側でも過濃側でも減少し，希薄可燃限界付近では非常に小さい値となる．HC と CO は過濃側で酸素不足のために多く発生し，希薄側では減少する．しかし HC は希薄燃焼限界付近で失火の発生と共に増加する．希薄限界付近の混合気を用いることにより，NO と CO を減少させることができるが，さらに，失火を防ぐことにより HC を低減させることが可能であると考えられる．このことからわかるように，希薄混合気を確実に点火し，燃焼させることができれば，有害排出物の低減に有効である．以上に示したように，希薄燃焼は熱効率の向上や有害排出物の低減に有効であるが，希薄混合気を確実に，しかも速く燃焼させることが前提である．従って，燃焼促進効果の大きい水素火炎ジェット点火法を希薄混合気に適用することが，問題を解決する有効な方法になると考えられる．

1.3 点火方法の分類および関連する研究の動向

ここでは，従来考えられてきた点火法について紹介し，その概要について述べる．また，それらに関連した研究の動向について述べる．点火方法としては，最も基本的な方法であるスパーク点火，希薄混合気に対して効果的である副室を用いた方法，さらにそれが進化したジェット点火法など様々な方法が考えられている．これらの方法では，火花点火により燃焼を開始するが，こ

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図 1.1 NO, CO, HC の排出特性の他に火花点火を用いずにレーザーなどの光エネルギーを用いる方法などもある． 1.3.1 通常点火これは通常用いられている，いわゆるスパークプラグによる一点での火花点火である．通常のスパーク点火システムは，数 10mJ のエネルギーを短時間に局所に与えて点火する方法である．点火過程はアークエネルギー，ピーク電圧，放電期間，スパークギャップの形状や位置などの多くの因子によって左右される(17) ．通常点火では，火炎は点火位置を中心として球状（または半球状）に伝播していく．その火炎伝播の状態は層流である．燃焼室の末端まで火炎が伝播するのに時間がかかり，特に燃焼室が長い場合には燃焼時間が非常に長くなる．一般的にはスワールがかけられ，また吸気バルブで乱流を発生させるなどで，燃焼速度を回転数に依存しやすくしている．点火効率を高めるために，スパークプラグを複数用いる方法も考えられ，実際のエンジンに採用された． 1.3.2 光エネルギー点火この点火法は，エネルギーの高い光を照射し，局所的に活性の高い活性化学種を生成し，燃焼反応を活性化し，着火を行なうものである．非接触で，任意の位置での着火が可能であり，混合気の不均一性が高い場合でも，着火に適した予混合気部分を選択的に着火することにより，安定した着火が得られる可能性がある．光を照射して混合気を着火する技術については，“ ブレイクダウン ”，“ 多光子過程によるマイクロプラズマ ”，“ 一光子過程で生成される活性化学種による着火 ”な

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どの例がある(18) ．光源としては紫外域の波長を持つレーザーなどが用いられる(19) ．また，可視光や赤外線を用いて加熱，点火する方法もある(20)(21) ．例として水素‐酸素‐アルゴン予混合気のレーザーによる着火の研究が行なわれている(18)．これらの方法は光源としてのレーザーが高価であり，またその寿命が短いという欠点があるが，他の方法では実現できないような着火も可能である． 1.3.3 副室点火副室点火法は燃焼室を穴の開いた仕切り板で 2 つに分け，その一方の燃焼室 (副室) で点火して高速の噴流を発生させて，主燃焼室における燃焼を促進するものである．この方法では，火炎面積の増大による流体的効果，高温の噴流により着火性を向上させるという熱的効果が大きいと考えられる．副室点火法は副室に用いる混合気の違いにより，2 つに分けられる．ひとつは主燃焼室と同じ混合気を用いる方法であり，もうひとつは過濃混合気を用いる方法である．前者の方法の例としては，TGP 方式(8) などが実用化されたことがある．TGP とは乱流生成ポット (Turbulent Generating Pot)という意味でトヨタ自動車が名付けたものである．副室に過濃混合気を用いた方法は，成層給気方式と呼ばれている．これは副室の濃い混合気に点火し，それを主燃焼室の希薄混合気に導いて点火させるものである．前述の流体，熱的効果の他に，化学的効果が加わる．

この種の点火法に関しては Gussak らが LAG Process として研究を行った(22)

．これはひとつ，または複数のノズルを通じて，副室からジェットを噴出しトーチ点火するものである．この方法は化学活性基により燃焼促進されるとしてその燃焼機構が調べられ，Gussak らは副室体積の大きさや，ノズル断面積などの副室形状が，燃焼過程および効率に及ぼす影響を調べている．また副室混合気の濃度の影響について調べている．その後 3 弁式エンジンとして，石油ショックが起こった 1970 年代に盛んに研究された．それらの中で実際のエンジンに採用されたものに CVCC があり，当時の厳しい排気ガス規制をクリアした画期的な方法であった(9)．しかし火炎が副室を伝播する時間が比較的長いため，スパークアドバンスを非常に早くする必要があるものの，成層給気であるため，2 次的な燃焼が上死点後も続き，燃焼排気温度は高く，熱効率はそれほど良くならない，さらにはジェットの効果が長く続くため壁面からの熱損失を増大させるなどの問題が解決できないうちに，優秀な三元触媒の登場により姿を消した．また山口ら(23) ，若井ら(24) ，田坂ら(25) が定容燃焼室を用いて副室点火法について研究し，着火機構について詳細に調べている．山口らは，LAG Process による活性基説をその指圧線図から証明したような発表をしており，それに全面的に賛成する解説記事(26) もあるが，若井らはその指圧線図の特徴がやはり通常の火炎伝播に起因することを示している．このような副室点火法は，近年ではコージェネレーションシステムなどに用いられている，発電用希薄燃焼ガスエンジンに多く採用され(27)(28)，高効率，低 NOx 化を実現している．また実際の天然ガス自動車に用いられるエンジンに点火室を設けた，天然ガス希薄混合気のトーチ点火についての研究もなされており，点火室を設

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けることにより，燃焼を改善し出力を向上させるという結果が得られ，特に希薄領域で有効であることが示されている(29) ． 1.3.4 プラズマジェット点火プラズマジェット点火法は，小さなキャビティー内で高エネルギーの放電を行い，高温のプラズマを発生させ，これを主燃焼室に送り込み燃焼を促進するものである．放電回路は数 1000V の電圧でコンデンサーに充電し，そのエネルギーは数 J で ある．このエネルギーは通常のスパーク放電により絶縁破壊された電極間で約 20μs の期間に放電され，高温のプラズマを生成する．そしてキャビティー内の圧力が急激に上昇し，それにより高速のプラズマジェットが主燃焼室に噴出する．主燃焼室内での着火は乱流化されたジェットの中で起こり，火炎は乱流火炎として成長する．この点が，最初は層流火炎として伝播する通常の点火とは異なる．これまで述べてきた副室点火法に代表されるジェット点火法は一般に，流体的効果，熱的効果，化学的効果により燃焼が促進されると考えられてきたが，プラズマジェット点火法では，前述の LAG Process 以上に活性基による化学的効果が大きいと主張された．放電により高濃度の活性基が生成され，それが主燃焼室に噴出して燃焼を促進する．本来プラズマのような高温 (6000 ℃ 以上) の場，あるいは火炎噴流のような化学的に 活性な場で生成されたラジカルの寿命は数 μs と考えられているが，プラズマジェッ ト点火法の提案者はそう考えず，キャビティーで発生した活性基が燃焼の初期だけでなく燃焼の終わりまで，高い濃度を伝播で維持すると主張している．いずれにしてもこの方法を実際のエンジンに適用すると，高エネルギーの放電により電極の溶損という問題があり，装置の耐久性を低下させる要因となる．プラズマジェット点火法の目的は，通常では燃焼が困難な希薄混合気を確実に燃焼させることである．そのためには，プラズマジェット点火法の燃焼特性について把握する必要があり，いろいろな研究がなされている．Cetegen らは，プラズマジェットの特性について，イグナイターの形状を変えて，特性長さと呼ばれるパラメーターを用いて調べている(30)．特性長さとは，キャビティー体積をノズル断面積で除した値である．ジェットの噴出距離は特性長さの平方根に比例するとしている．また Karim らはプラズマジェット点火を通常の点火と比較して，実験を行っている．それによると，シリンダー内の最大圧力は通常の点火に比べてプラズマジェット点火の方が高くなる．また燃焼の初期の段階での燃焼速度が速くなることを示している (31) ．Murase らは燃焼室にスワールのある場合とない場合での，プラズマジェットの影響について，通常点火と比較して調べている．スワールがある場合には，プラズマジェット点火では乱流火炎塊は燃焼室中央部で成長する．それに対して通常点火では，火炎が電極に保持された形で形成され，伝播が進行する．その結果通常点火の方が早く最高圧力を示す．一方，スワールがない場合にはプラズマジェット点火の方が通常点火より圧力の立ち上がりが早く，燃焼初期の火炎面積が非常に大きくなるという結果を示している(32)(33)(34) ．プラズマジェット点火の燃焼促進の機構，特に燃焼促進の要因については興味のある問題である．それについて調べたもののひとつに，Vosen らの報告がある．Vosen らはプラズマジェット点火において，OH ラジカルが着火および初期の火炎の発達

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に対して大きな役割を果たすという考えの下，希薄可燃限界に近いメタン‐空気混合気を用いた実験を行い，シュリーレン写真および OH 濃度の測定によりプラズマジェットが火炎核の発達に及ぼす影響について調べている．ここではプラズマジェットの効果が見られるのはごく狭い領域であり，キャビティーガスの種類により効果が異なることを示している(13) ．また，Dawe ら(35) は，プラズマジェット点火法をメタノール燃料に用いて，通常の点火法では困難である低温での始動性の向上につながることを示している．吉田らは副室点火法とプラズマジェット点火法との比較を行っている(14)．副室の体積が大きくなるほど，またノズルの直径が小さくなるほど，燃焼時間は短く，すなわち促進効果が大きくなることを示している．ノズルが小さい場合には，ジェットが速くなり，ラジカルの噴出も大きく，大きな乱れが燃焼室に生じるからであると述べている．従って，燃焼促進に対しては化学的効果だけでなく流体的効果も大きいと考えられる．また，副室点火では燃焼の後半でその効果を示すが，プラズマジェット点火では燃焼の初期に促進効果が見られることを示している．吉田らはまた，燃焼促進に影響を与えるパラメータのうち，キャビティーの形状の影響を調べるために，特性長さで燃焼促進効果を整理している．この特性長さとプラズマジェットの噴出距離，噴出期間の関係を調べている．特性長さが大きいほど促進効果が大きくなるが，これは副室の体積が大きくなりトーチ点火の効果も持っているからである(36) ．放電エネルギーはプラズマジェットの噴出距離に影響を与え，エネルギーが大きいほど噴出距離や噴出期間も増大する(37) ．また放電エネルギーと燃焼時間の関係も調べられており，放電エネルギーが大きいほど効果が大きいことも示されている．この方法では通常点火に比べ燃焼時間が約 70%に短縮されることを示している．またプラズマジェットの噴出方向が従来の中心軸方向とは異なり，中心軸の垂直方向に噴出するイグナイタを開発し，それが燃焼に及ぼす影響を調べている(38) ．田上ら(39) は繰り返しパルスプラズマ放電を用いた点火の研究を行っており，初期火炎核の増大と火炎核表面のしわによる表面積の増加により，希釈条件下での点火およびその後の燃焼促進に有効であることを示している．また，Shiraishi ら(40) は放電時間の短いプラズマ放電を用いた実験を行い，誘導時間の短縮や希薄混合気への点火に効果があることを示している．このようにプラズマジェット点火法では燃焼促進効果は見られるものの，その主な要因となると，化学的効果のみでなく，ジェットの噴出に伴う流体的効果あるいは熱的効果も大きな影響を与えるものと思われる．また使用したエネルギーに見合うだけの効果が得られるかどうかは疑問である． 1.3.5 パルスジェット点火この方法は，プラズマジェット点火法の 2 人の提唱者のうちのひとりである，A K Oppenheim のグループにより提案されたものであり，プラズマジェット点火法の電極の欠点を補おうとしたものと思われる．これも小さな副室を用いたものであるが，そこに主燃焼室と同じ燃料の過濃混合気を使用している．副室内での過濃混合気を燃焼させることにより，主燃焼室内に化学的に活性な不完全燃焼生成物を含むジェットが噴出し燃焼を促進するものである．副室法との違いは，副室法が 3 弁式

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で完全に副室への混合気の流入を制御していたのに対し，この方法は単にチェックバルブが副室にあたるキャビティーに向けて備えられているのみで，キャビティー用予混合気を形成する側への逆流は防いでいるものの，シリンダー内が低圧時には流れ続けるため，吸気絞りエンジンを用いるときは低負荷時ほど大量のガスがキャビティーへ流れることとなるし，もちろん排気過程でも流れつづける．このためキャビティーは非常に小さく作られており，CVCC や TGP の体積の 2 桁程小さい．これは，それら旧型副室法の欠点であるジェット効果の長大化に伴う壁面へのヒートロスを避けることを目論んだとも考えられるが真意はわからない．このキャビティーサイズはプラズマジェット点火のキャビティーよりは 1 桁程大きい．この方法では，プラズマジェット点火法とよく似た燃焼過程を示している．放電エネルギーは通常の点火に用いるものと同程度であり，電極の耐久性については問題ない．パルスジェット点火法はプラズマジェット点火法との比較で研究されてきた．Op-penheimら(41)，村瀬ら(11)はこの方法による燃焼促進効果を調べており，通常の点火と比べて燃焼時間が短くなることを示している．また実際のエンジンの条件に近い高温高圧場での実験も行われており(42)(43) ，この場合には放電からジェットの噴出までの時間遅れがあることが明らかになっている．この遅れはキャビティー内での放電位置から，オリフィスまでの過濃混合気の火炎伝播にかかる時間であり，そのため点火位置を検討する必要があるとしている．また炭化水素系燃料の燃焼で重要な役割を果たしている OH，CH，C2などのラジカルに注目し，その発光，蛍光強度について調べ，パルスジェットの点火機構について調べている例もある(10)(11) ．これらのラジカルの測定から，噴出するジェットには多くのラジカルが含まれていることが示されている．またパルスジェット点火法では，オリフィスから噴出したジェットは一旦その活性を失った後，燃焼が行われ，またキャビティーに用いる混合気が濃いほどジェット内に OH ラジカルが多く存在することを示している．しかしこれらのラジカルが燃焼促進に大きな役割を果たすという結論には至っていない．パルスジェット点火法を実機に適用した実験も多く見られる．しかしそれらの実験では，基本的な性質を把握するための定容燃焼器を用いた研究においてすら，給気する際に主燃焼室と副室を区切っていないため，副室に使用した混合気の量がはっきりせず，定量的な評価が難しい．一方，パルスジェット点火における着火機構についての数値解析も行われている．林らは，副室の混合気が水素‐空気の場合の着火機構，主燃焼室へ噴出するジェットの挙動について調べている(44)(45) ．しかしこれらの解析は，着火機構の解明というよりも，数値計算の手法についての検討に重点が置かれており，火炎伝播の初期の段階に議論が終始している．

Higelin らは APIR (フランス語で Auto-inﬂammation Pilot´ee par Injection de Radicaux，ラジカルの噴射により引き起こされる自着火) と呼ばれる燃焼法の研究を行っている．これはパルスジェット点火法と同じような副室を用いているが，ノズルの直径は 1mm と小さく，複数のノズルを有している．この APIR により通常の点火に比べて，燃焼時間が短く，再現性が高くなり，サイクル変動が小さくなるという結果を得ている(46)(47)．

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1.3.6 その他の点火法以上に述べた点火法以外に，燃焼ガスジェット点火法，パフジェット点火法などがある．燃焼ガスジェット点火法は完全な燃焼生成物を点火源として主室混合気に噴出するものである．パフジェット点火法はキャビティーを用いた点火ではないが，成層給気と似ている．パフ (Puﬀ) とはひと吹きという意味である．エンジン回転中にタイミングよくノズルから燃料を噴射して，その噴流が燃焼室の希薄混合気と適当に混合したと思われる位置まで電極の足を引き伸ばした通常のスパークにより点火する． 1.3.7 水素火炎ジェット点火この方法は本研究での方法である．基本的にはパルスジェット点火法と同じであるが，キャビティーの燃料として，水素を用いる点が異なっている．燃焼促進に対しては流体的効果が大きく寄与するという考えのもとに，主燃焼室に大きな乱れを与えるために，燃焼速度が通常の燃料と比べて比較的速い水素を使用している．キャビティーの体積は主燃焼室に対して 1%以下と非常に小さくなっている．この研究には 2 つの流れがあり，ひとつは著者の属する岐阜大学のグループの定容燃焼室を用いた基礎的研究，もうひとつは実機を用いたオーストラリア，メルボルン大学のグループのものである．岐阜大学の基礎的な研究では，主燃焼室とキャビティーとでは異なる混合気を用いるため，混合気が互いに混ざらないように，燃料を供給する際には主燃焼室とキャビティーを完全に区切っている．これにより，燃焼特性を調べる上で定量的な検討が可能である．火炎ジェットの速度は数 10∼100 m/s になり，パルスジェット点火法に比べて速い．乱れによる燃焼促進効果は，火炎面が乱れにより変形され実質的な火炎面積の増大により燃焼が促進されると考えられる．このような状態での火炎伝播速度は次のようになる． ST = SL+ U ここで，ST : 乱流火炎速度，SL : 層流火炎速度，U : 乱れ強度である．この式からわかるように乱流火炎速度は乱れ強度が大きいほど大きくなる．水素火炎ジェット点火法が大きな効果を発揮するのはどんな条件であるか考えてみると，理論混合比の混合気において燃焼時間短縮効果があるのは当然として，それ以上に，プラズマジェット点火法，パルスジェット点火法と同様に，希薄混合気に対して大きな効果を発揮し，希薄燃焼による高効率化が期待される．ジェットの存在が燃焼促進に効果がある反面，ジェットにより壁面での熱損失が大きくなる可能性がある．これは実際のエンジンでは熱効率の低下に結びつくものである．またジェットが非常に強い場合には圧力振動が生じる場合があり，これがノッキングと同じような作用をして，熱損失が大きくなることも考えられる．またジェットが直接衝突する場所では局所的に高温になり熱負荷が高くなる可能性もある．したがってジェット点火法において壁面での熱損失について調べることは重要

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であると考えられる．特に水素火炎ジェット点火法ではジェット速度が非常に速いため，他のジェット点火法と比べてより大きな影響が予想され，その熱損失を調べることが重要だと思われる．水素火炎ジェット点火法を実際のエンジンに用いる場合には，キャビティーの燃料である水素の供給方法をどうするのかが問題となる．主燃料とは別に水素を用意するのは不便である．また実際にキャビティーに用いる水素の量は非常に微量であるので，発電用の定置式ガスエンジンの場合には，一般的に供給されている都市ガス等を改質して水素を主成分とする燃料を得る方法が考えられる．

水素火炎ジェット点火法を実機に応用した HAJI (Hydrogen Assisted Jet Ignition) という方式の研究が，上述のようにメルボルン大学で進められ(48)(49) ，その運転特性やエミッションについて調べられている．この研究の開始は岐阜大学で着手したとほぼ同時期の 1990 年直前である．しかし，供給される水素の量や水素火炎ジェットの供給のタイミングが不明であり，本質的な燃焼機構の議論には向いていない．水素火炎ジェット点火法の目的とするところは，燃焼時間を短縮することか，あるいは希薄混合気の点火限界を向上させることか，どちらに重点を置いているのかが興味のあるところであり，重要なポイントでもある．水素火炎ジェット点火法は一般的に点火が困難とされる希薄混合気に対して安定した点火を行い，なおかつ点火後の燃焼時間を短縮するという両方の点を実現することを目的としている．燃焼形態は燃焼室形状などの影響を受ける．その燃焼形態に影響を及ぼすパラメーターとしては，主燃焼室とキャビティーをつなぐノズルの直径，キャビティーの形状，体積などが考えられ，これらと燃焼過程との関係を調べ，燃焼促進に対して最適なパラメーターを見出す必要がある．

1.4 燃焼室壁面での熱損失の解析

内燃機関において，燃料の燃焼エネルギーのうちシリンダー壁へ伝わり，最終的に冷却水に放出される熱量は約 30%であり，これは効率に影響してくる．また，それは燃焼状態により大きく変化する．従って，燃焼状態と熱損失との関係についての解析は重要であり，理論，実験の両面でガソリンエンジンやディーゼルエンジンなどでの解析が試みられている．ここでは，熱損失の測定に関する研究の動向，そして，熱的問題について本研究で明らかにしようとすることを述べる．

内燃機関シリンダー内熱伝達に関しては，古くは Nusselt(50)_{, Eichelberg}(51)_{, Woschni}(52)(53) らが実験にもとづいた熱伝達率の推定式を提唱している．これらの式ではピストン速度，燃焼室圧力などとの関係を表している．しかしこれらの式は平均的な熱の流れを表すものであり，また機関寸法，運転条件などの制約があり，適用範囲が限られている．小栗(54) は内燃機関における熱伝達について調べ，ピストン表面の温度振動を測定して，得られた流入熱量から熱伝達率を求めて，Eichelberg の式と比較している．そして，燃焼から膨張行程前半までの区間では Eichelberg の式とよく一致していることを示している．理論的に解析しているものとして，一色ら，西脇らの研究がある．一色らは理論解析により求めた熱流束が，実験とほぼ一致することを示している(55) ．また火花点火機関の熱流束の数値計算法を提案しているものもある (56) ．