第 5 章 Miller-PCCI 燃焼の運転領域拡大に関する検討

(1)

第

5

章

Miller-PCCI

燃焼の運転領域拡大に向けた検討

第 5 章 Miller-PCCI 燃焼の運転領域拡大に関する検討

本章では，前章までに述べた

Miller-PCCI

燃焼をより負荷の高い条件において成立させるための検討を実験と数値計算の両面から行い，この負荷域において排気後処理システムの負担を大幅に軽減する燃焼制御の方向性を明らかにする．それにより，本論文で提案し

た

Miller-PCCI

燃焼は，幅広いエンジン回転数，負荷率において，ディーゼルエンジンの

排出ガスを低減しうることを明確にする．

5.1. 負荷の増大に伴い予混合燃焼が困難となる理由

本章では，前章までにその有用性を実証した

Miller-PCCI

燃焼をさらに負荷率の高い領域に適用した場合について検討する．ここでは，前章において予混合型燃焼が成立した

30%

程度の負荷率（燃料噴射量

20 mg/st.）から， 45%負荷率（30 mg/st.）まで燃料噴射量を徐々

に増加させることとした．このとき，エンジン回転数は乗用車用途として使用頻度の高い

1800 rpm

に設定しており，多気筒機関の吸気条件を想定して，負荷の増大にあわせて過給

圧を増加させ，同時に

EGR

率を低下させた．このうえで各燃料噴射量において，吸気バル

30 34 38 42 45

Injection quantity mg/st.

E ff ec tiv e c o m pr e ss io n r a tio ε ef f Boost kPa(gauge) Cooled-EGR %

50 46 43 39 35

50 58 65 73 80

Engine load %

IV C deg. A T D C

-150

-130

-115 -107 -100

LI V C ( Lat e I n ta ke V a lv e C los in g)

Baseline Baseline

Lowering ε _eff Lowering ε _eff

1800 rpm, Inj.pres.:

160 MPa, MFB50%

=7deg.ATDC : Experimental points

図

5.1 Miller-PCCI

燃焼が成立する負荷領域拡大の検討のための実験条件

(2)

第

5

章

Miller-PCCI

ブの閉弁時期を変化させて，有効圧縮比の変更を行った．横軸に負荷率（燃料噴射量），縦軸に有効圧縮比をとって図

5.1

に実験条件を示す．圧縮行程の後期で閉弁するほど有効圧縮比は低下するが，いずれの条件においても膨張比は一定としている．同図に示す黒色のプロットが各実験点である．いずれの条件においても燃料噴射圧は

160 MPa

で一定とし，

また，

MFB50%位置が上死点後 7 deg.ATDC

となるように燃料噴射時期を調整し，着火時期

をそろえている．

0 2 4 6 8 10

In -cyl in de r pr ess u re M P a

0 50 100 150 200 250 300 350

R. H. R. J /d e g .

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

In je ct o r cur rent

0 5 10

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

V a lv e lift m m

400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

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

In -cyl in d e r t e m p er a tur e K

( ε

_eff

: lowered) LIVC

LIVC Slight

advance

1800 rpm 30 mg/st.

(45% Load)

図

5.2 負荷拡大に伴う予混合型燃焼の困難さ（1800 rpm， 45% load

（30.0 mg/st.），

EGR35%，

Boost：80 kPa（gauge），P _inj

：160 MPa，MFB50%：7 deg.ATDC）

(3)

第

5

章

Miller-PCCI

45%負荷率（30 mg/st.）において有効圧縮比を変化させた 3

条件（図

5.1

中の丸印）の燃

焼特性を図

5.2

に示す．同図に示すように，

LIVC

を行うと圧縮端の平均ガス温度は低下するが，このような負荷を増加させた場合には

LIVC

によって可能となる燃料噴射時期の早期化はわずかにとどまっていることがわかる．負荷を増加させると，過給圧および燃焼室内壁温度が上昇するため，着火遅れの長期化が極めて困難になる．また，LIVC を行うといったん筒内に導入したガスの一部を吸気ポートに押し戻すことになるため，燃料噴射量が一定の本試験条件下では，有効圧縮比が低いほど空気過剰率λは減少することになる．

したがって，排出ガス特性を評価する際には，

λと予混合時間τ _mix

が重要な因子となることが予想される．

燃料噴射量と有効圧縮比を変化させた図

5.1

の

25

条件それぞれの

IMEP

を図

5.3

に示す．

本節では，各条件における実験値をもとに，各種性能をマップ化して考察する．横軸の燃

E ff ec tiv e c o m pr e ss io n r a tio ε

eff

Ef fe ct iv e c o m pr e ss io n r a tio ε

eff

Boost kPa(gauge) Cooled-EGR %

50 46 43 39 35 50 58 65 73 80

Injection quantity mg/st.

IMEP

Injection quantity mg/st.

τ

_mix

<0 τ

_mix

>0

λ IMEP kPa

Soot g/kWh

τ

_mix

deg.

E ff ec tiv e c o m pr e ss io n r a tio ε

eff

Ef fe ct iv e c o m pr e ss io n r a tio ε

eff

Injection quantity mg/st.

減

減減

増減増

増増

Mixing time τ _mix Soot

Excess air ratio λ 　

図

5.3 負荷拡大に伴う Soot

の排出特性の変化

（1800 rpm，P

_inj

(4)

第

5

章

Miller-PCCI

料噴射量の増加により，IMEPは

1100 kPa

まで増加している．同図中に等高線の向きを矢印によって補足的に付記しており，緑の○印が図

5.2

の

3

条件に相当する．また，25条件それぞれにおける空気過剰率λの変化を同図に示す．過給圧の増加とともに

EGR

率を減少させることにより，各有効圧縮比において燃料噴射量を増加させてもλはほぼ一定となり，

また，いずれの燃料噴射量の場合にも有効圧縮比の低下に応じてλは

1

に近づく．さらに，

予混合時間τ

_mix

は，いずれの噴射量でも有効圧縮比の低下に伴い増加していくものの，負荷の増加に伴って短くなるため，等τ

_mix

ラインの向きは図

5.3

において斜めになる傾向を示した．なお，τ

_mix =0

のラインを白い点線で付記している．

このときの

Soot

の排出特性を図

5.3

に示す．前章までに述べたように，燃料噴射量

20 mg/st.付近の低負荷においては，有効圧縮比を低下させるとλは小さくなるものの，τ mix

が

増加することによって予混合化が促進することが支配的な因子となり，

Soot

は減少する傾向を示す．燃料噴射量

25 mg/st.の条件では，有効圧縮比を低下させるといったん Soot

は増加した後，低減する傾向を示すようになり，さらに燃料噴射量

30 mg/st.の場合には，Soot

は終始増加傾向となった．したがって，燃料噴射量

30 mg/st.の場合では有効圧縮比低減の

メリットはないことが示唆された．仮に，Sootの排出が抜本的に低減するまで有効圧縮比を下げることを考えると，有効圧縮比を

8

程度にしなくてはならない可能性があることが予想される．

燃料噴射量

30 mg/st.（45%負荷率）において，有効圧縮比を低下させても Soot

が低減しなかったメカニズムを考察する．図

5.2

に示したように，負荷を増加させた場合には有効圧縮比を低下させても，顕著に着火遅れが長期化しない．それゆえ，有効圧縮比の低下に伴うλの低下が支配因子となって，Soot の増加につながったものと考えられる．これが，

有効圧縮比を低下させても

Soot

が低減しなかった原因であると推察される．その証拠に，

τ mix <0

となり拡散燃焼が主体となる領域では，

Soot

の等排出量線の向きが横になっており，

有効圧縮比の低下とともに

Soot

が増加していることから，Sootの排出が空気過剰率λと強い相関があることがわかる．したがって，拡散燃焼が主体となってしまう場合（τ

_mix <0）

では，あえて有効圧縮比を低下させずに，λを高く保つことが

Soot

を低減する上で重要となることが示唆された．

一方，各燃料噴射量に対しτ

_mix >0

の予混合燃焼領域に存在する各実験点において，Soot の排出をさらに低減するためには，有効圧縮比を低下させてτ

_mix

を増加させる必要がある．

例えば，図

5.3

右上に赤丸で示した燃料噴射量

25 mg/st.における 2

条件は，同じ等排出量

(5)

第

5

章

Miller-PCCI

Injection quantity mg/st.

Ef fe ct iv e c o mpr e ss io n ra tio ε

eff

Boost kPa(gauge) Cooled-EGR %

50 46 43 39 35 50 58 65 73 80

Injection quantity mg/st.

In.O ₂

In.O

₂

vol.%

NOx g/kWh

Ef fe ct iv e c o mpr e ss io n ra tio ε

eff

NOx <50 ppm

図

5.4 負荷拡大に伴う NOx

の排出特性の変化

（1800 rpm，P

inj

線上にあるため

Soot

の排出量は同じであるが，拡散燃焼条件（有効圧縮比

14

付近の赤丸）

の

Soot

排出を改善するためには有効圧縮比を高く設定してλを大きくすることが

Soot

の低減につながり，一方で予混合燃焼条件（有効圧縮比

11.5

付近の赤丸）の

Soot

排出を改善するためにはさらに予混合時間を長期化する必要がある．

以上のように，燃焼形態が拡散燃焼か予混合燃焼かによって

Soot

の排出を支配する因子が大きく異なることを明らかにした．予混合型燃焼の領域，すなわちτ

mix >0

の領域においては，予混合時間を増加させることが

Soot

の低減につながるが，高負荷側（例えば燃料噴

射量

30 mg/st.）では，有効圧縮比を低下させてもτ _mix

を得ることがそもそも困難であり，

拡散燃焼条件でλが低下するため，Sootは増加したものと考えられる．

このときの各条件に対する

NOx

の排出特性と吸気酸素濃度を図

5.4

に示す．

NOx

に関しては，いずれの燃料噴射量条件においても，有効圧縮比を低下させることで低減する傾向を示す．

NOx

の排出特性は，同図に示すように吸気酸素濃度と強い相関をもつことがわかる．

33%負荷率と 45%負荷率それぞれの場合に対し，有効圧縮比を低下させた際の排出ガス

特性の変化を図

5.5

に示す．これまで述べたとおり，低負荷の場合には，EGRと

LIVC

の組み合わせにより着火遅れが長期化し，NOx と

Soot

の大幅な同時低減が可能となった．

しかしながら，負荷を増加させると，過給圧および燃焼室内壁温度が上昇するために着火遅れの長期化が極めて困難になり，

LIVC

による

NOx

の低減効果は有するものの

Soot

は逆に大幅に増加する．これは，予混合時間の長期化による

Soot

の抑制効果よりも空気量が低

(6)

第

5

章

Miller-PCCI

下する効果が支配的となり，Sootは大幅に増加したと考えられる．

ここで，45%負荷率（燃料噴射量

30 mg/st.）の低有効圧縮比の条件における筒内の燃焼

現象を明確化するため，図

5.5

において有効圧縮比を

10.5

とした場合に

Soot

の排出が低減した燃料噴射量

21.5 mg/st.の条件と Soot

の排出が増加した

30.0 mg/st.の 2

条件を比較する．

それらの実験条件を表

5.1

に，燃焼特性を図

5.6

に示す．図

5.6

には，KIVA3Vを用いた数値計算の予測結果も付記した．この場合においても，計算によって実験で得られた指圧，

熱発生率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噴霧，燃焼モデルの定数は前章と同様に一定である．また，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．

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9

0 0.2 0.4 0.6 0.8

NOx g/kWh

Sm ok e g/ kW h

LIVC

LIVC: ε _eff =10.5

30 mg/st.

1800 rpm

21.5 mg/st.

S oot g/ kW h

EGR40%

EGR35%

図

5.5 負荷の増大に伴い困難となる NOx

と

Soot

の同時低減（実験結果）

（1800 rpm，MFB50%：7 deg.ATDC，P

_inj

：160 MPa，LIVC：ε

_eff =10.5）

33% load（Fueling: 21.5 mg/st.，Boost: 50 kPa（gauge），EGR40%）

45% load（Fueling: 30 mg/st.，Boost: 80 kPa（gauge）

，EGR35%）

(7)

第

5

章

Miller-PCCI

表

5.1 Miller-PCCI

燃焼の中負荷域への適用

-9.1 -14.0

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

370 35 30 (45)

80 Cylinder wall, head and cavity 550 wall temp K

Initial temperature at IVC K Initial gas

composition at IVC (Calc.start)

13.7 12.6

O

₂

vol.%

4.38 5.05

CO

₂

vol.%

Excess air ratio λ 1.2

81.9 82.4

N

₂

vol.%

145 Fuel spray cone angle deg.

40 Cooled-EGR rate %

Intake and exhaust gas pressure 50 kPa(gauge)

12.5 10.5

Fuel injection duration deg.

160 Fuel injection pressure MPa

15.4 (constant) Expansion ratio

363 10.5 (-100) : LIVC Effective compression ratio ε

_eff

(IVC timing deg.ATDC)

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

1800 Engine speed rpm

with VVT

b) 30 mg/st.

a) 21.5 mg/st.

-9.1 -14.0

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

370 35 30 (45)

80 Cylinder wall, head and cavity 550 wall temp K

Initial temperature at IVC K Initial gas

composition at IVC (Calc.start)

13.7 12.6

O

₂

vol.%

4.38 5.05

CO

₂

vol.%

Excess air ratio λ 1.2

81.9 82.4

N

₂

vol.%

145 Fuel spray cone angle deg.

40 Cooled-EGR rate %

Intake and exhaust gas pressure 50 kPa(gauge)

12.5 10.5

Fuel injection duration deg.

160 Fuel injection pressure MPa

15.4 (constant) Expansion ratio

363 10.5 (-100) : LIVC Effective compression ratio ε

_eff

(IVC timing deg.ATDC)

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

1800 Engine speed rpm

with VVT

b) 30 mg/st.

a) 21.5 mg/st.

(8)

第

5

章

Miller-PCCI

0 2 4 6 8 10

In -c yl inder pr essur e M P a

0 50 100 150 200 250 300 350

R. H. R. J /d e g .

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

In je ct o r cu rre n t

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

EGR: 40%

Boost: 50 kPa

EGR: 35%

Boost: 80 kPa Fueling: 30 mg/st.

(45% Load) Fueling : 21.5 mg/st.

(33% Load)

33% Load 45% Load

LIVC( ε

_eff

:10.5) : Calc.

図

5.6 低有効圧縮比の条件での負荷の増加が燃焼特性に及ぼす影響（MFB50%

：7

deg.ATDC, P _inj

：160 MPa, LIVC：ε

_eff =10.5），33% load（Fueling：21.5 mg/st.，Boost：50 kPa

（gauge），EGR40%），45% load（Fueling：30 mg/st.，Boost：80 kPa（gauge），EGR35%）

上記の結果をもとに，各条件のシリンダ内の局所燃焼温度・当量比分布の履歴を図

5.7

に示した．前節で示した低負荷条件の場合は，EGRと

LIVC

の併用により着火前に予混合化を促進できており，

φ-T

マップ上において

Soot

と

NOx

の生成域をいずれも回避した燃焼が可能となった．しかしながら，燃料噴射量

30.0 mg/st.の条件では予混合時間が短く，い

まだ当量比が高い領域が燃焼室内に存在する中で着火しており，

Soot

の生成域を通過していることがわかる．Sootの酸化が期待できない

EGR

条件であることから，Soot の酸化領域を有効に利用することもできていない．これらが

45%負荷率の条件において，EGR

と

LIVC

を組み合わせても

Soot

の排出を抑制できなかった原因であると考えられる．

(9)

第

5

章

Miller-PCCI

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al e nc e r a tio

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q uiv ale nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al e nc e r a tio

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q uiv ale nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q uiv ale nc e ra ti o

φ

SOOT NOx SOOT

NOx

SOOToxidation SOOT

oxidation SOOT

oxidation 600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al e nc e r a tio

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al e nc e r a tio

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q uiv ale nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q uiv ale nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al e nc e r a tio

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al e nc e r a tio

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q uiv ale nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q uiv ale nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q uiv ale nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q uiv ale nc e ra ti o

φ

NOx

oxidation

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

Premixed

Low temp.

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al en ce r at io

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q ui va le nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al en ce r at io

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q ui va le nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q ui va le nc e ra ti o

φ

NOx

oxidation 600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al en ce r at io

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al en ce r at io

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q ui va le nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q ui va le nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al en ce r at io

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

Equiv al en ce r at io

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q ui va le nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q ui va le nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q ui va le nc e ra ti o

φ

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K

5

4 3 2 1 0

E q ui va le nc e ra ti o

φ

NOx

oxidation

混ざらずに着火(当量比が高い領域が燃焼室内に存在する中で，燃焼温度の高いセルが存在し始めている) 着火前に当量比が2.5以下まで混合(局所的にも当量比の高い領域はない)

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

b) Fueling: 30.0 mg/st. (EGR35%+LIVC, Inj.timing: -9.1 deg.ATDC, Boost: 80 kPa(gage)) a) Fueling: 21.5 mg/st. (EGR40%+LIVC, Inj.timing: -14.0 deg.ATDC, Boost: 50 kPa(gage))

図

5.7 シリンダ内の局所燃焼温度・当量比分布の時間履歴（MFB50%：7 deg.ATDC, P _inj

：

160 MPa, LIVC

：

ε _eff =10.5）

，

33% load

（Fueling：

21.5 mg/st.， Boost

：

50 kPa

（gauge），

EGR40%），

45% load（Fueling：30 mg/st.，Boost：80 kPa（gauge），EGR35%）

以上より，45%負荷率（燃料噴射量

30 mg/st.）では，LIVC

による有効圧縮比の低下に伴い

NOx

の低減は可能となるものの，Soot は逆に増加してしまうことになる．そのトレードオフ関係を図

5.8

の赤い四角枠内に示す．ここで，その中の条件に対し，過給圧を増加させることを試みた．図

5.8

には，横軸を過給圧とし，縦軸に

Soot，NOx

の排出量および空気過剰率λと予混合時間τ

_mix

をとって示す．過給圧を増加させると，λが増加するとともにτ

mix

は減少し，拡散燃焼が主体となることがわかる．これまで述べたように，拡散燃焼条件では

Soot

の排出がλと強い相関を有するために，ここでもλの増加に伴い，Soot は減少する傾向を示した．しかしながら，過給圧を

110 kPa（gauge）まで増加させても Soot

を抜本的に低減することはできず，一方で，過給圧の増加に伴って

NOx

は増加するため，

NOx

と

Soot

の大幅な同時低減には一層の高過給・高

EGR

率化が求められることになる．

したがって，過給圧の増加を併用し拡散燃焼条件で燃焼改善をねらうことを前提とせずに，

これまで検討してきたような多気筒機関において得られる妥当な過給圧を用いたうえで，

高負荷側において予混合型の

Miller-PCCI

燃焼を実現する方法の検討が必要である．

(10)

第

5

章

Miller-PCCI

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

60 80 100 120

Boost kPa(gage)

Sm o ke g/ kW h

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

N O x g /kW h

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8

60 80 100 120

Boost kPa(gage) Excess a ir r a tio λ

-3.5 -3 -2.5 -2 -1.5 -1 -0.5 0

Mi xi n g ti m e τ

mix

de g.

Base Base

So o t g/ kW h NO x g/ kW h E xce ss a ir ra tio λ Mi xi ng ti m e τ

mix

de g.

ε

_eff

↓ ε

_eff

↓

ε

_eff

↓ ε

_eff

↓

Boost up Boost up

(gauge) (gauge)

図

5.8 過給圧の増加によって拡散燃焼を改善することによる Soot

の低減方針（1800 rpm，

45% load

（Fueling: 30.0 mg/st.），

EGR35%， P _inj

：

160 MPa， ε _eff =13.4， MFB50%： 7 deg.ATDC）

そこで，これまでに検討してきた

45%負荷率（燃料噴射量 30 mg/st.）の条件を対象として，空

気量を減らさずに圧縮後のガス温度を下げ，予混合時間

τ

mixを長期化する方法について検討した．

ここでは，

LIVC

を行った場合（①）に加え，図

5.9

に示すように，いったん吸気弁が閉弁した後に再び開閉弁動作を加えた場合（②

IVO），吸気弁が閉弁した後に排気弁を動作させた場合（③

EVO）の 3

条件の比較を行った．それら①～③の燃焼特性を図

5.9

に，排出ガス特性を図

5.10

に

それぞれ示す．それぞれの閉弁時期は同一であり，有効圧縮比を

10.5

にそろえた．②IVOでは，

①

LIVC

に比べて圧縮行程中の筒内圧力が高いため，動作ガスの減少が少ない．そのため，空気量を増加させたうえで予混合時間が確保され，図

5.10

のように

Soot

は減少した（①→②）．③EVO においては，吸気の

CO ₂

濃度を他の

2

条件と同一に設定することで

EGR

率を同等としているが，

図

5.9

に示すように圧縮行程の筒内圧力が高く，燃焼に使われるガス量が他の条件に比べて多い．

したがって，図

5.10

に示すように

Soot

は低減する傾向を示す（②→③）．しかしながら，

Soot

は一層の低減が求められるレベルであり，このとき

NOx

の増加も認められる．

(11)

第

5

章

Miller-PCCI

-30 -20 -10 0 10 20 30 40

Crank angle deg.ATDC In je ct o r cur ren t

③EVO ②IVO

①LIVC

0 2 4 6 8 10 12

In -cyl in d e r pr essur e M P a

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

R. H. R. J /d e g .

0 5 10

V a lv e lif t m m

0 5 10

V a lv e li ft m m

0 5 10

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

V a lv e lif t m m Valv e lift

①LIVC

②IVO

Intake stroke ③EVO

Compression stroke

図

5.9 空気量を減らさずに圧縮端温度を下げる方法の検討（ 1800 rpm，45% load（Fueling: 30.0 mg/st.），EGR35%， Boost: 80 kPa（ gauge），P _inj

：

160 MPa， ε eff =10.5）

0.5 1 1.5 2

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε

eff

dP/ d ξ

max

M P a/ de g.

160 210 260

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε eff

IS F C g /k W h

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε

eff

N O x g /kW h

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε

eff

Smo ke g /k W h

0.5 1 1.5 2

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε

eff

dP/ d ♦

max

M P a/ de g.

0.5 1 1.5 2

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε

eff

dP/ d ♦

max

M P a/ de g.

160 210 260

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε eff

IS F C g /k W h

160 210 260

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε eff

IS F C g /k W h

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε

eff

N O x g /kW h

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2

8 9 10 11 12 13 14 15 Effective compression ratio ε

eff

Smo ke g /k W h

1800 rpm 30 mg/st.

EGR35%

LIVC IVO

EVO

LIVC IVO

EVO Valve Closing

timing retard

③

②

①

④ Soo t g/ kW h dP/ d θ

max

図

5.10 有効圧縮比の低下によるエミッションの低減

（1800 rpm，

45% load（ Fueling: 30.0 mg/st.），EGR35%， Boost: 80 kPa（gauge），P inj

：

160 MPa）

(12)

第

5

章

Miller-PCCI

LIVC

により有効圧縮比を

10.5

とした条件（①）では，空気過剰率が低下しており，これ以上の低圧縮比化は燃費の悪化を招く．そこで，空気量が低減しにくい③EVOの条件に対してその開弁期間を増加させることで，圧縮端温度をさらに低温化することを試みた

（④）．

EVO

量の増加に伴う燃焼特性の変化を図

5.11

に，排出ガス特性を図

5.10

にそれぞれ示す．④EVOでは有効圧縮比の大幅な低下が実現したことにより，③に比べて空気量は減少するものの予混合化が促進したために，Soot は減少する傾向を示した（図

5.10，③

→④）．しかしながら，抜本的な

Soot

の低減にはつながっておらず，さらに④では急峻な筒内圧力上昇率を有しているため，これによって発生する燃焼騒音の低減対策が必要となる．

-30 -20 -10 0 10 20 30 40

Crank angle deg.ATDC In je ct o r cu rr e n t 0

2 4 6 8 10 12

In -c yl in d e r p re ss u re M P a

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

R. H. R. J /de g.

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

V a lv e lift m m

Intake stroke Compression stroke

③EVO

④EVO (ε

_eff

=10.5)

(ε

_eff

=8.5)

EVO

図

5.11 圧縮中排気バルブ開け（EVO during compression stroke）による低圧縮比高膨張比

燃焼（1800 rpm，45% load（Fueling: 30.0 mg/st.），EGR35%，Boost: 80 kPa（gauge），P

_inj

：

160 MPa）

5.2. 中負荷での Miller-PCCI 燃焼の実現

これまでの検討結果をふまえ，45%負荷率での予混合型の燃焼の成立に向けて，膨張行程中の筒内温度低下を予混合時間の長期化に利用することを試みた．実験条件を表

5.2

に示す．前節と同

(13)

第

5

章

Miller-PCCI

様の

45%負荷率（燃料噴射量 30 mg/st.）の条件において，噴射時期を遅角化し高圧噴射（HPLI: High Pressure Late Injection）した場合をベースラインに設定し，同時に噴射時期を固定したまま LIVC

を行った条件および吸気弁が閉弁した後に排気弁を動作させる（EVO）ことにより有効圧縮比を大幅に低下させた条件をそれぞれ検討した．これら

3

条件の燃焼特性を図

5.12

に示す．同図に示すように，膨張行程中の筒内温度低下および有効圧縮比の制御による圧縮端のガス温度の低減効果により，有効圧縮比を低下させた

2

条件ではベースラインと比較して熱発生率の重心位置が遅角化した．着火時期に関しては，低圧縮比化の有無によらず大きな差異はないが，熱発生率がピークを示すまでの間で燃焼が緩慢となる傾向を示す．このとき，有効圧縮比を低下させた

2

条件

（

IMEP: 1.04 MPa）では，最大圧力上昇率は 0.66 MPa/deg.であり，燃焼騒音も大幅に抑制された．

表

5.2 Miller-PCCI

燃焼が成立する負荷領域の拡大に向けた検討

13.4 (-130) with VVT

12.5 Fuel injection duration deg.

Cylinder wall, head and cavity 550 wall temp K

Initial temperature at IVC K Initial gas

composition at IVC (Calc.start)

15.1 14.9

15.5 O

₂

vol.%

3.75 3.8

3.46 CO

₂

vol.%

81.2 81.3

81.0 N

₂

vol.%

145 Fuel spray cone angle deg.

35 Cooled-EGR rate %

Intake and exhaust gas 80 pressure kPa(gauge)

1.75 -1.25

1.75 Fuel injection timing deg.ATDC

160 Fuel injection pressure MPa

15.4 (constant) Expansion ratio

349 384

338 9.8 (-94) 14.6

(-150) Effective compression ratio ε

_eff

(IVC timing deg.ATDC)

30 (45) Fuel quantity mg/st.(Load %)

1800 Engine speed rpm

w/o VVT

c) LIVC b) EVO

a) Baseline

13.4 (-130) with VVT

12.5 Fuel injection duration deg.

Cylinder wall, head and cavity 550 wall temp K

Initial temperature at IVC K Initial gas

composition at IVC (Calc.start)

15.1 14.9

15.5 O

₂

vol.%

3.75 3.8

3.46 CO

₂

vol.%

81.2 81.3

81.0 N

₂

vol.%

145 Fuel spray cone angle deg.

35 Cooled-EGR rate %

Intake and exhaust gas 80 pressure kPa(gauge)

1.75 -1.25

1.75 Fuel injection timing deg.ATDC

160 Fuel injection pressure MPa

15.4 (constant) Expansion ratio

349 384

338 9.8 (-94) 14.6

(-150) Effective compression ratio ε

_eff

(IVC timing deg.ATDC)

30 (45) Fuel quantity mg/st.(Load %)

1800 Engine speed rpm

w/o VVT

c) LIVC b) EVO

a) Baseline

(14)

第

5

章

Miller-PCCI

0 2 4 6 8 10

In -cyl inder pr essur e M P a

0 50 100 150 200 250 300 350

R .H .R . J/ deg.

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

In je ct o r cu rre n t

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

LIVC EVO

Baseline

LIVC(ε

_eff

=13.5)

EVO( ε

_eff

=9.8) Baseline

V alv e li ft

EVO Baseline LIVC IMEP:

1.04 MPa

図

5.12 低有効圧縮比制御と燃料噴射時期の遅角化（HPLI：High Pressure Late Injection）

による着火遅れの長期化と圧力上昇率の低減（1800 rpm，

45% load

（Fueling：30.0 mg/st.），

EGR35%，Boost：80 kPa（gauge），P _inj

：160 MPa）

これら

3

条件の諸特性を図

5.13

に示す．いずれの条件においても

EGR

を行うことで燃焼温度が低下し，NOx の大幅な低減が可能となる反面，ベースライン条件では

Soot

の排出が顕著である．これに対し，

EGR

を同様に行った上で

LIVC

あるいは

EVO

の低圧縮比，

高膨張比制御を加えることにより，

NOx

の排出をベースラインと比較して低く抑えたうえで

Soot

の大幅な低減が可能となった．このとき，燃焼が遅角化したことにより，ベースラインから約

3.5%の図示燃費の悪化を伴ったものの，その悪化を最小限に抑制している．ま

た，EVOの場合は，LIVCと比較して排気温度が低下する傾向を示した．これは，筒内を吹き抜ける新気により排気管のガスが希釈されるためと考えられ，

EVO

の排出ガス流量はベースラインと同等となる．

(15)

第

5

章

Miller-PCCI

0.162 0.027 0.032 0

0.05 0.1 0.15 0.2

Sm ok e g/ kW h

193.0 199.7 199.9

170 180 190 200 210 220

IS F C g /k W h

405 402

437 380 400 420 440 460

E x.te m p . d e g .C

Baseline EVO LIVC Baseline EVO LIVC

0.89 0.66 0.66 0.5

0.7 0.9 1.1 1.3

dP/ d θ M P a/ de g.

1075

1041 1043

950 1000 1050 1100 1150

IM E P k P a

Baseline EVO LIVC 0.458

0.302 0.408 0

0.5 1 1.5

N O x g/ kW h

So ot g/ kW h dP /d θ

max

M P a/ de g.

図

5.13 低有効圧縮比制御と燃料噴射時期の遅角化（HPLI： High Pressure Late Injection）の組み合

わせによる排出ガス低減（

1800 rpm，45% load（Fueling： 30.0 mg/st.），EGR35%， Boost：80 kPa

（

gauge），P _inj

：160 MPa）

ここで，これら

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

5.14

に示す．3条件とも，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．このうえで，筒内の各計算セルが有する燃焼温度・当量比のφ-Tマップ上での履歴を図

5.15

に示す．この数値解析結果をもとに，

NOx

と

Soot

の大幅な同時低減が可能となった

Miller-PCCI

燃焼条件の筒内現象をベースライン条件と比較した．ベースライン条件では，着火前の予混合化が不十分であり，Sootの生成域を含む燃焼となっている．一方，

LIVC

あるいは

EVO

の低圧縮比，高膨張比制御を加えた

Miller-PCCI

燃焼では，EGRとの組み合わせにより燃焼温度が低温化し

NOx

の生成域を避けたうえで，着火前の予混合化の促進により，燃焼期間中の混合気に局所的に含まれる高当量比・高温域が回避され，Sootの生成域を回避した燃焼となっている．これにより，NOxと

Soot

の排出が大幅に低減したものと考えられる．

このように，

45%負荷率の条件においても，膨張行程中の筒内温度の低下を利用すると，

前章までに示した

Miller-PCCI

燃焼と同様のメカニズムによって，NOxと

Soot

の排出を低減することができることを明らかにした．

(16)

第

5

章

Miller-PCCI

0 2 4 6 8 10

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

In -cyl inder p ressur e M P a

0 50 100 150 200 250 300 350

R .H .R . J/ deg.

0 2 4 6 8 10

In -cyl inder pr ess u re M P a

0 50 100 150 200 250 300 350

R. H. R. J /d e g .

Exp.

Exp.+Cal.

Baseline LIVC EVO

図

5.14

実験結果と

KIVA3V

による計算結果の比較（1800 rpm，

45% load

（Fueling：

30.0 mg/st.），

EGR35%，Boost：80 kPa（gauge），P _inj

：160 MPa）

(17)

第

5

章

Miller-PCCI

a) EGR35%: Baseline (Inj.timing: 1.8 deg.ATDC)

600 1000 1400 1800 2200 2600 3000 Combustion temperature K 5

4 3 2 1 0

Equivalence ratio φ

4 3 2 1 0

NOx

NOx SOOT

oxidation 600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

Combustion temperature K 5

4 3 2 1 0

NOx

NOx SOOT

oxidation

4 3 2 1 0

Equivalence ratioφ

4 3 2 1 0

NOx

oxidationSOOT SOOT

oxidation 600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

4 3 2 1 0

NOx

oxidation 600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

4 3 2 1 0

NOx

oxidation 600 1000 1400 1800 2200 2600 3000

4 3 2 1 0

NOx

oxidation

c) EGR35%+LIVC; Miller-PCCI (Inj.timing: 1.8 deg.ATDC) b) EGR35%+EVO; Miller-PCCI (Inj.timing: -1.3 deg.ATDC)

11 deg.ATDC 13 deg.ATDC 15 deg.ATDC 17 deg.ATDC 23 deg.ATDC

¾有効圧縮比の低減により，着火前に混合気の当量比がφ=2以下まで減少した後で燃焼が起こる．⇒SootとNOxの排出抑制 SOOT oxidation rate dM/dt

Slow Fast SOOT oxidation rate dM/dt Slow Fast Miller-PCCI

図

5.15 シリンダ内の局所燃焼温度・当量比分布の時間履歴（1800 rpm， 45% load

（Fueling：

30.0 mg/st.）

，EGR35%，Boost：80 kPa（gauge），P

_inj

：160 MPa）

上記の結果をふまえ，

1800 rpm, 45%負荷率（燃料噴射量 30 mg/st.）において，多量 EGR

によって増加した

Soot

を低減するための方向性を図

5.16

にまとめた．同図に示すように，

EGR

を用いて

NOx

を低減した条件下で

LIVC

と

HPLI

を組み合わせることにより，燃焼の遅角化するぶん燃費の悪化は伴うものの，NOx，Soot，燃焼騒音の同時低減が可能となることを明らかにした．したがって，本燃焼法

Miller-PCCI

燃焼は，NOxの低減は可能となるものの従来は適用が見送られてきた多量

EGr

条件下における

Soot

の大幅な低減法を示唆するものである．

(18)

第

5

章

Miller-PCCI

0.5 0.7 0.9 1.1 1.3

0.1 1 10

NOx g/kWh dP/ d η

max

M P a/ de g.

0.5 0.7 0.9 1.1 1.3

0.1 1 10

NOx g/kWh dP/ d ∪

max

M P a/ de g.

160 180 200 220 240

0.1 1 10

NOx g/kWh

IS F C g /k W h

160 180 200 220 240

0.1 1 10

NOx g/kWh

IS F C g /k W h

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

0.1 1 10

NOx g/kWh

S m oke g /kW h

LIVC ^EGR _increase

10 0%

20 30 35%

40%

+HPLI Soot g/kW h dP/d θ

max

図

5.16 EGR

によって増加した

Soot

の低減

（1800 rpm，45% load（Fueling：30.0 mg/st.），Boost：80 kPa（gauge），P

_inj

：160 MPa）

図

5.16

に示した

HPLI

を組み合わせた

Miller-PCCI

燃焼の成立範囲を調査するために，

有効圧縮比と燃焼質量割合

50%（MFB50%）位置を変化させた実験を行った．その試験条

件を図

5.17

にマップとして示す．同図においては，横軸に

MFB50%位置をとり，縦軸には

図

5.3， 5.4

と同様に有効圧縮比をとっており，黒点で表す計

20

条件の実験を行った．このとき，有効圧縮比は

LIVC

によって低下させている．図

5.3， 5.4

における燃料噴射量

30 mg/st.

の条件は

MFB50%位置をいずれも上死点後 7deg.に制御していたため，図 5.13

における左

端の条件が図

5.3，5.4

の右端の条件と同じ結果となる．この条件から燃料の噴射時期のみを遅角化することで，MFB50%位置を遅角化した．

(19)

第

5

章

Miller-PCCI

Ef fe ct iv e c o m pr e ss io n r a tio ε ef f

MFB50% deg.ATDC 1800 rpm, Boost: 80 kPa(gauge) EGR: 35%, Inj. pres.:160 MPa

Baseline Baseline

Fuel injection timing: Retard Fuel injection timing: Retard

図

5.17 低圧縮比高膨張比燃焼において NOx

と

Soot

が同時低減した理由を調査するため

の実験条件

このときの予混合時間

τ _mix

と空気過剰率λを図

5.18

にそれぞれ示す．MFB50%を

7 deg.ATDC

とした場合には，有効圧縮比

11

以上の全域で拡散燃焼（τ

_mix <0）であったが，

MFB50%が遅角化した領域かつ有効圧縮比の低い領域でτ _mix

が正の領域が現れた．

λに関し

ては，図

5.3

と同様に等高線は横向きとなり，有効圧縮比の低下に伴い減少する傾向となる．

このときの

Soot

5.18

に示す．これまで述べてきたように，拡散燃焼領域での

Soot

の排出特性はλに依存する．しかしながら，この特徴は

MFB50%位置が 10

deg.ATDC

までの領域で顕著に認められ，その後に関しては，

MFB50%位置を遅角するにつ

れて

Soot

の等排出量線の向きが縦になり，λに依存しなくなる傾向が認められ，MFB50%

位置を遅角化するほど

Soot

は低減した．また，予混合燃焼領域（τ

_mix >0）においては，こ

れまで示したように，τ

mix

が長期化するほど

Soot

は低減するが，MFB50%位置が

10 deg.ATDC 以降では，τ mix

が長期化するほど

Soot

が低減するわけではないことがわかる．

すなわち，いずれの有効圧縮比においても，

MFB50%位置が遅角化するほど Soot

が低減する傾向を示した．

■

(20)

第

5

章

Miller-PCCI

MFB50% deg.ATDC τ

_mix

<0

τ

_mix

>0

Effe cti ve com p re ssio n ra tio ε

eff

MFB50% deg.ATDC MFB50% deg.ATDC

λ

τ

_mix

>0 Excess air ratio

Diffusion

Premixed

Mixing time τ _mix τ

_mix

deg. λ ^Soot ^g/kWh

Soot

Effe cti ve com p re ssio n ra tio ε

eff

Effe cti ve com p re ssio n ra tio ε

eff

A

C B

図

5.18 LIVC

と

HPLI

による予混合型燃焼領域の拡大（1800 rpm，

45% load

（Fueling：

30.0 mg/st.），EGR35%，Boost：80 kPa（gauge），P _inj

：160 MPa）

これまでの検討から，図

5.18（A）の領域では依然として拡散燃焼条件下でλが Soot

の生成に対し支配的な因子となっているものの，図

5.18（B）の領域では拡散燃焼でありな

がら

Soot

の排出がλに依存しなくなっている．さらに，図

5.18（C）の領域は，予混合型

の燃焼となる領域でありながら，Soot の排出にとってτ

_mix

が支配因子ではない領域といえる．このことから，図

5.18（B）と（C）の領域では，Soot

の生成が局所の当量比を決定しうる因子のひとつであるλやτ

_mix

に依存していないことがわかる．したがって，MFB50%位置が

20 deg.ATDC

となる領域で

Soot

が大幅に低減した理由としては，

Soot

の等排出量線の向きが縦であることから，横軸の

MFB50%の遅角化に伴う燃焼温度の低下が Soot

の低減に少なからず寄与したものと考えられる．ただし，

Soot

の排出が大幅に低減する条件はτ

_mix

>0

の領域のみに存在している．したがって，

Soot

の排出を低減するためには少なくともτ

_mix

>0

の予混合型燃焼とすることが必要で，その上で燃焼温度を低温化させることが中負荷以

上の領域において

Soot

を低減するために重要な条件であることが示唆される．

(21)

第

5

章

Miller-PCCI

<50 ppm

Injection quantity mg/st.

E ffecti ve compr essi on ra tio ε

eff

NOx

Injection quantity mg/st.

E ffecti ve compr essi on ra tio ε

eff

Boost kPa(gage)

Cooled-EGR %

50 46 43 39 35

50 58 65 73 80

50 56 63 69 75

Engine load %

IV C d eg .A T DC

-150

-130

-115 -107 -100

τ

_mix

<0 τ

_mix

>0

Soot

MFB50% deg.ATDC MFB50% deg.ATDC

τ

_mix

>0 τ

_mix

<0

identical

Load Retard

Premixed

<60 ppm

図

5.19 負荷の拡大と 30 mg/st.条件での MFB50%位置の遅角化を行った際の Soot

と

NOx

の排出特性（1800 rpm，P

_inj

：160 MPa）

上記の各条件に対する

Soot

と

NOx

5.19

にまるめる．同図の左側の

2

つが横軸に噴射量をとって負荷の増大を行った前節で示したマップ（

MFB50%=7 deg.ATDC：一定），右側 2

つが燃料噴射量

30 mg/st.の条件で MFB50%を遅角化した前述の

マップである．これにより，燃料噴射量

30 mg/st.では， MFB50%を 7 deg.ATDC

に維持しては予混合型のディーゼル燃焼とすることが極めて困難であったが，LIVC による有効圧縮比の低下と燃料噴射時期の遅角化（HPLI）を組み合わせることにより，予混合型の燃焼となる領域が現れたことになる．このとき，遅角側で

NOx

に大きな変化は認められないが，

予混合燃焼の領域（τ

mix >0）では NOx

の排出が十分に抑制されている．Sootの排出が大幅に低減された

MFB50%：20 deg.ATDC

の各条件においては，有効圧縮比を低下させるほど

NOx

は低減する傾向を示した．

第 5 章 Miller-PCCI 燃焼の運転領域拡大に関する検討

5

Miller-PCCI

第 5 章 Miller-PCCI 燃焼の運転領域拡大に関する検討

Miller-PCCI

Miller-PCCI

5.1. 負荷の増大に伴い予混合燃焼が困難となる理由

Miller-PCCI

30%

20 mg/st.）から， 45%負荷率（30 mg/st.）まで燃料噴射量を徐々

1800 rpm

EGR

30 34 38 42 45

Injection quantity mg/st.

E ff ec tiv e c o m pr e ss io n r a tio ε ef f Boost kPa(gauge) Cooled-EGR %

50 46 43 39 35

50 58 65 73 80

Engine load %

IV C deg. A T D C

-150

-130

-115 -107 -100

LI V C ( Lat e I n ta ke V a lv e C los in g)

Baseline Baseline

Lowering ε eff Lowering ε eff

1800 rpm, Inj.pres.:

160 MPa, MFB50%

=7deg.ATDC : Experimental points

5.1 Miller-PCCI

5

Miller-PCCI

5.1

160 MPa

MFB50%位置が上死点後 7 deg.ATDC

0 2 4 6 8 10

In -cyl in de r pr ess u re M P a

0 50 100 150 200 250 300 350

R. H. R. J /d e g .

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

In je ct o r cur rent

0 5 10

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

V a lv e lift m m

400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800

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

In -cyl in d e r t e m p er a tur e K

( ε

: lowered) LIVC

LIVC Slight

advance

1800 rpm 30 mg/st.

(45% Load)

5.2 負荷拡大に伴う予混合型燃焼の困難さ（1800 rpm， 45% load

EGR35%，

Boost：80 kPa（gauge），P inj

5

Miller-PCCI

45%負荷率（30 mg/st.）において有効圧縮比を変化させた 3

5.1

5.2

LIVC

LIVC

λと予混合時間τ mix

5.1

25

IMEP

5.3

E ff ec tiv e c o m pr e ss io n r a tio ε

Ef fe ct iv e c o m pr e ss io n r a tio ε

Boost kPa(gauge) Cooled-EGR %

Injection quantity mg/st.

Injection quantity mg/st.

IMEP

Injection quantity mg/st.

τ

<0 τ

>0

λ IMEP kPa

Soot g/kWh

τ

Lowering ε _eff Lowering ε _eff

Boost：80 kPa（gauge），P _inj

λと予混合時間τ _mix

Mixing time τ _mix Soot

Excess air ratio λ 　

_inj

_mix

_mix

_mix =0

_mix <0）

_mix >0

_mix

In.O ₂

30 mg/st.）では，有効圧縮比を低下させてもτ _mix