第 3 章 NOx と Soot を同時に低減する燃焼法の実現

(1)

第

3

章

NOx

と

Soot

を同時に低減する燃焼法の実現

第 3 章 NOx と Soot を同時に低減する燃焼法の実現

本章では，第

1

章において提案したディーゼル燃焼コンセプトを実験に適用した際の結果について述べる．近年，ガソリンエンジンの燃費向上策として実用化されている可変バルブタイミング機構を，ディーゼルエンジンの排出ガス低減策として用いる方法について実証し，NOxと

Soot

を同時に低減する燃焼制御の方向性を明らかにする．

3.1. 基本性能試験

乗用車用ディーゼル機関として使用頻度の高いエンジン回転数

1800 rpm，20%，33%負

荷率の低負荷条件それぞれにおいて，基本性能試験を行った．その実験条件を表

3.1

に示す．これらの各負荷率において，従来の燃焼技術の適用によって

NOx

と

Soot

の排出を低減した結果を図

3.1

に示す．ここでは可変バルブタイミング機構による有効圧縮比の変更は行っておらず，吸排気バルブの動作は通常のカムでのみ行っている．なお，燃料噴射時期は最小燃費となる条件に設定した．

表

3.1 基本性能試験の実験条件

1.86 Swirl ratio

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

φ0.153 mm x 5 holes (145 deg.) Fuel injection nozzle

(Spray angle deg.)

15.4 (constant) Expansion ratio

Reentrant (φ40.9 mm) Piston cavity design

21.5 (33) 14.6

(-150) Effective compression ratio ε_eff

(IVC timing deg.ATDC)

12.5 (20) Fuel quantity mg/st.(Load %)

Conventional diesel (Cetane number: 58) Test fuel

1800 Engine speed rpm

w/o VVT

33% Load 20% Load

1.86 Swirl ratio

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

(Spray angle deg.)

21.5 (33) 14.6

w/o VVT

33% Load 20% Load

(2)

第

3

章

NOx

と

Soot

EGR EGR

-5 0 5 10 15 20 25 30

0 1 2 3 4 5 6 7

NOx g/kWh

Smoke %

: 12.5 mg/st.(20% Load)

Cooled-EGR:40%

Boost:

20 kPa P_inj: 80 MPa : 21.5 mg/st.(33% Load)

60%

Cooled- EGR:40%

Boost:

50 kPa Hot-EGR:

NA, P_inj: 80 MPa

10 % Cooled- EGR:40%

Boost:

50 kPa Hot-EGR:

NA, P_inj: 80 MPa

10 % P_inj: 120 MPa

P_inj: 160 MPa P_inj: 120 MPa P_inj: 160 MPa

VVT

図

3.1 各負荷において過給， EGR，高圧燃料噴射を適用した際の燃焼改善効果（1800 rpm）

20%負荷率

（燃料噴射量

12.5 mg/st.）では，燃料噴射圧 80 MPa

において

60%の Cooled-EGR

を行うことにより，NOx と

Soot

の大幅な同時低減が可能であった．この負荷率では，燃料噴射圧の大幅な高圧化は必要なく，80 MPa程度の燃料噴射圧でも，多量

EGR

により十分な排出ガスの低減が可能となった．このとき，

EGR

による燃費の悪化は最小限に抑えることができており，EGRの増加に伴い最大圧力上昇率も低減し，燃焼騒音も低くなった．

一方，33%負荷率（燃料噴射量

21.5 mg/st.）の場合は，図 3.1

に示すように

40%の EGR

により

20%負荷率の場合と同様に NOx

の大幅な低減は可能となるが，Sootの急激な増加

を伴った．このとき，燃料噴射圧を

160 MPa

まで高圧化することにより，Sootは減少する傾向を示したものの，なお一層の低減が求められる．

そこで，この

33%負荷率条件に焦点を当て，第 1

章で提示した燃焼コンセプトに基づき可変バルブタイミング機構を用いて有効圧縮比を低減させることで着火遅れを長期化させて予混合化を促進し，Soot の排出を低減することをねらいとした．すなわち，大量

EGR

により吸気酸素濃度を低下させることで燃焼温度を低温化し

NOx

の生成を抑制した上で，

このような低酸素雰囲気条件下でも

Soot

を発生しない程度まで予混合化を促進することで，NOxと

Soot

の同時低減を図る燃焼コンセプトの成立を目指すことにした．

3.2. 予混合型燃焼（ PCCI 燃焼）の着火時期制御

前節での検討をもとに，エンジン回転数

1800 rpm，33%負荷率（燃料噴射量 21.5 mg/st.）

(3)

第

3

章

NOx

と

Soot

において，着火遅れを長期化して予混合化を促進させるために，160 MPaまでの燃料噴射圧の高圧化とあわせ

40%の EGR

を行ったうえで，燃料噴射時期の進角を試みた．このときの実験条件を表

3.2

に

Baseline

として示し，その燃焼特性を図

3.2

に細線（赤色）で示す．

同図には，筒内平均燃焼圧力，熱発生率，燃料の噴射開始を判断する目安であるインジェクタへの通電信号，吸気バルブのリフトおよび指圧より算出した筒内平均温度を付記する．

なお，このとき設定した過給圧

50 kPa

（gauge）は，本供試機関と同等サイズのターボチャージャ付き多気筒機関の同等負荷率において得られる過給圧である．同図に示すように，

単に燃料噴射時期の進角を行うのみでは，

EGR

により燃焼反応速度を抑制しても急峻な圧力上昇率を有する過早着火が起こり，振動，騒音の観点から運転が困難であった．

表

3.2 有効圧縮比の可変化を利用した着火時期の能動制御

40 Cooled-EGR rate %

Low ε_eff

160 50 10.5 Fuel injection duration deg.

Intake and exhaust gas pressure kPa(gauge)

-14.0 Fuel injection timing deg.ATDC

10.5 (-100) : LIVC

with VVT

1.86 Swirl ratio

Fuel injection pressure MPa

(Spray angle deg.)

21.5 (33) 14.6

(IVC timing deg.ATDC) Fuel quantity mg/st.(Load %)

w/o VVT Baseline

Low ε_eff

160 50 10.5 Fuel injection duration deg.

Intake and exhaust gas pressure kPa(gauge)

10.5 (-100) : LIVC

with VVT

1.86 Swirl ratio

Fuel injection pressure MPa

(Spray angle deg.)

21.5 (33) 14.6

(IVC timing deg.ATDC) Fuel quantity mg/st.(Load %)

w/o VVT Baseline

(4)

第

3

章

NOx

と

Soot

そこで，過早着火を防ぎ，局所的過濃部をもたない混合気を形成するための着火遅れを確保する燃焼制御を行うために，膨張比は維持したうえで実質的な圧縮比のみを下げることとした．このときの実験条件を表

3.2

に

Low ε

effとして示す．2つの吸気バルブ双方を遅く閉じる（LIVC: Late Intake Valve Closing）制御を行うことにより，有効圧縮比を下げた場合の燃焼特性を図

3.2

に太線（茶色）示す．このとき，吸気バルブの閉弁時期は，ベースの-150 deg.ATDCから-100 deg.ATDCに変更しており，それに伴い有効圧縮比は

10.5

まで低下させている．ただし，吸気バルブが開く時期および排気バルブの開閉時期に関しては変更を加えていない．図

3.2

に示すように，有効圧縮比の低減によって，圧縮後の筒内ガス温度が大幅に低温化している．これにより，過早着火となった

Baseline

条件と同じ燃料噴射時期に設定しても，着火遅れが長期化し，熱発生率の重心位置を上死点後に移行することが可能となった．すなわち，LIVC を行うことにより，燃料噴射時期を早期化しても過早着火とならず，着火時期を遅らせることができた．これは，反応速度の支配因子であるガス温度が制御可能となり，着火遅れ期間中のガス温度を低温に保つことが実現した効果によるものであり，燃料噴射開始から着火までの予混合気形成時間が大幅に長期化している．

以上より，有効圧縮比の低減による圧縮端温度の低温化は，予混合型ディーゼル燃焼の着火時期の制御を行う上で有効な手段となることが示唆された．また，図

3.2

に示すように，過早着火条件と比較して，最高筒内圧力を低減することが可能となったため，エンジンへの機械的負荷も軽減しており，これも好ましい効果といえる．

図

3.2

に示すように，低温度自着火を経ていずれも場の温度が

900 K

付近まで上昇したのち，熱炎に移行しているのが特徴的である．このときの

IMEP

は

0.75 MPa

であるが，低温酸化反応の出現は予混合燃焼（PCCI燃焼）の成立を裏付けている．ここで，燃料噴射時期が同一である図

3.2

の

2

条件の熱発生率の拡大図を図

3.3

に示す．有効圧縮比の低減により冷炎反応が発現する時期が遅れ，かつ冷炎反応を上死点後まで持続することが可能となっている．冷炎反応を持続する間に生じた熱炎反応までの時間的余裕により，燃料の良好な予混合化がもたらされていることが示唆される．このときサイクル間の燃焼変動は少なく，着火時期が上死点に近いために安定した着火，燃焼が実現した．さらに，有効圧縮比を

10.5

としたときには，低温酸化反応を呈したうえで膨張行程での燃焼となるため，このとき同時に最大筒内圧力上昇率も低減し，燃焼騒音が低下する効果も得られた．

(5)

第

3

章

NOx

と

Soot

0 2 4 6 8 10

In-cylinder pressure MPa

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

Injector current

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

IVC: -150 deg.ATDC

IVC: -100 deg.ATDC (ε_eff: 10.5) (ε_eff: 14.6)

図

3.2 吸気バルブの遅閉じ（LIVC）による着火時期制御

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

-50 0 50 100 150 200 250 300

-30 -20 -10 0 10 20 30 40

Crank angle deg.ATDC

R.H.R. J/deg.

IVC: -150 deg.ATDC (ε_eff: 14.6)

IVC: -100 deg.ATDC (ε_eff: 10.5) Cool-flame

reaction

Hot-flame reaction

Fuel injection duration

図

3.3 吸気バルブの遅閉じ（LIVC）による着火時期制御を行った際の熱発生率の変化

(6)

第

3

章

NOx

と

Soot

3.3. Miller-PCCI 燃焼による NOx と Soot の低減効果

前節で示した相対的に高膨張比，低圧縮比となる燃焼制御を加えた

PCCI

燃焼条件の排出ガス特性を従来の燃焼条件と比較することにする．ここでは，可変バルブタイミング機構を用いずに

EGR

を

0%， 40%行ったそれぞれの場合における最小燃費条件を取り上げる．

これらの実験条件をそれぞれ表

3.3

に示す．エンジン回転数は

1800 rpm，33%負荷率（燃

料噴射量

21.5 mg/st.）である．ここでも，燃料噴射圧は 160 MPa，過給圧は 50 kPa（gauge）

にそれぞれ一定になるよう設定した．ここでは，燃焼質量割合（MFB: Mass Fraction of

Burned fuel）が 50 %となる位置（以後 MFB50%）が 7 deg.ATDC

になるようそれぞれの条件において燃料噴射時期を調整した．その結果として，いずれの条件においてもほぼ上死点で着火することになる．これにより，過早着火による急峻な圧力上昇を抑制するとともに，着火時期をそろえたうえで，排出ガスと燃費の評価を行った．

表

3.3 エンジン運転条件

(Spray angle deg.)

1.86 Swirl ratio

1.2 1.5

Excess air ratio λ 2.5

10.5 Fuel injection duration deg.

40 0

Cooled-EGR rate %

Intake and exhaust gas pressure 50 kPa(gauge)

-14.0 -7.0

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

160 Fuel injection pressure MPa

10.5 (-100) : LIVC 14.6

with VVT w/o VVT

EGR40%+LIVC (Miller-PCCI) EGR40%

EGR0%

(Spray angle deg.)

1.86 Swirl ratio

1.2 1.5

40 0

Cooled-EGR rate %

-14.0 -7.0

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

10.5 (-100) : LIVC 14.6

with VVT w/o VVT

EGR40%+LIVC (Miller-PCCI) EGR40%

EGR0%

(7)

第

3

章

NOx

と

Soot

このとき，吸気バルブの遅閉じ制御を行った条件（EGR40%+LIVC）では，圧縮行程中にもなお吸気バルブが開弁していることになる．したがって，吸気行程において筒内に導入し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）が減少することになる．本試験条件では

1

サイクルあたりの燃料噴射量を一定としているため，吸入空気量の減少に伴い排出ガスの酸素濃度は低下する．したがって，表

3.3

に示すように同じ

EGR

率

40%の条件でも，有効圧縮比を低下させた条件では，

空気過剰率λはさらに低くなる．従来の拡散燃焼を主体としたディーゼル燃焼では，全体のλの低下は

Soot

の増加につながるため，第

1

章でも述べたように，この条件下ですすの生成を抑制するには，λの低下による

Soot

の増加を打ち消すほどの予混合化が求められることになる．

このときの

3

条件の燃焼特性を図

3.4

に比較して示す．同図中には，これら

3

条件の指圧と熱発生率，燃料噴射時期の目安となるインジェクタ電流，吸気バルブのリフト，指圧から計算した筒内の平均温度と

PV

線図をそれぞれ示す．EGRにより燃焼反応速度が抑制されるため，EGRを

0%から 40%にすることによって，着火時期をそろえたうえでわずか

に燃料噴射時期を進角することが可能となっている．一方，

40%の EGR

に加えて吸気バルブの遅閉じ制御を行った条件では，有効圧縮比の低下により圧縮端のガス温度が低温化するため，着火時期を他の

2

条件と同等としたうえ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．これによって，着火までの燃料と空気の予混合時間は長期化したことになる．本研究における予混合型燃焼では，Millerサイクル（低圧縮比，高膨張比サイクル）

を用いていることから

Miller-PCCI（Miller-Premixed Charge Compression Ignition）燃焼と呼

ぶことにする．同図の

PV

線図に示すように，従来燃焼条件と比較して圧縮仕事の低減を可能としたうえで，膨張仕事をこれまでどおり確保している．また，

Miller-PCCI

燃焼では，

従来燃焼条件と比較して筒内の最高圧力が低減していることから，エンジンにかかる機械的な熱負荷は低減しているものと推察される．さらに，指圧から算出したみかけの燃焼後筒内平均ガス温度は大幅に上昇している傾向が認められるが，これは

LIVC

による動作ガスの低減に伴い，動作ガスの熱容量が低下したためである．

(8)

第

3

章

NOx

と

Soot

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

100 1000 10000

0 100 200 300 400 500 600 In-cylinder volume cm³

In-cylinder pressure kPa

EGR 40%+LIVC

Injecton rate 0 2 4 6 8 10

0 50 100 150 200 250 300 350

R.H.R. J/deg.

0 5 10

Valve lift mm

EGR40%

EGR0% EGR40%+LIVC

LIVC (ε_eff=10.5)

EGR40%

+LIVC

EGR 40%

EGR 0%

IMEP:

0.75 MPa

Fuel

EGR40%+LIVC: Miller-PCCI combustion

図

3.4 従来燃焼と Miller-PCCI

燃焼の比較

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

NOx g/kWh 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

So ot g /k W h

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

So ot g /k W h

1800 rpm 21.5 mg/st.

160 MPa EGR40%

LIVC

EGR0%

Miller-PCCI

(IMEP: 0.75 MPa)

図

3.5 Miller-PCCI

燃焼による

NOx-Soot

の大幅な同時低減

(9)

第

3

章

NOx

と

Soot

これまでに示した

3

条件に対する排出ガス特性を図

3.5

に比較して示す．EGR0%，

EGR40%の 2

条件の結果から，過給，高圧燃料噴射を前提として

EGR

を行うことによって

NOx

は低減する反面，

Soot

が増加する従来のディーゼル燃焼特有のトレードオフ関係が認められた．これに対し，

40%の EGR

を行ったうえで

LIVC

を適用した条件では，

NOx

の排出をさらに抑制したうえで

Soot

の排出を大幅に低減することが可能となった．EGR により

NOx

の生成を抑制したうえで，LIVCにより圧縮端温度を低温化し，燃料と空気の予混合化を促進させることにより，

Soot

の大幅な低減が可能となったものと考えられる．前述のように，

Miller-PCCI

燃焼では全体の空気過剰率が減少しているが，このような条件下でも予混合化の促進により

Soot

の排出を抑制できることを明らかにした．以上により，

NOx

の低減が可能となる

EGR

条件下での

Soot

の生成を抑制する本燃焼コンセプト（Miller-PCCI 燃焼）の適用により，従来の

NOx

と

Soot

のトレードオフ関係から脱却し，それらを同時に低減できることを実証した．

このときの燃費性能，燃焼騒音の目安となる燃焼圧力の最大圧力上昇率，排気温度を図

3.6

にそれぞれ示す．図から明らかなように，EGR40%の条件をベースとした場合に，

Miller-PCCI

燃焼では約

3.7%の図示燃費の悪化を伴った．しかしながら，有効圧縮比のみ

の低下にとどめ膨張比は維持していることから，幾何圧縮比を低下させた場合に比べると燃費の悪化を最小限に抑制しているといえる．また，正味燃費はその悪化が

2.0%にまで抑

制されている．これは筒内最大圧力の減少や圧縮仕事が低減した効果によるものと考えられる．さらに，Miller-PCCI燃焼では，低温酸化反応を経た燃焼となっているため，今回の

EGR0%や EGR40%の条件と比較すると燃焼が急峻になることがなく，最大筒内圧力上昇率

の低減が可能となった．また，動作ガスの熱容量の減少に伴い，排出ガス流量は減少し，

排気温度は大幅に上昇した．このとき，燃焼効率が等しいと仮定した場合，排出ガスの有するエンタルピーは一定であり，排気エネルギー自体が大幅に増加したわけではない．しかしながら，流量の減少と共に排気温度が上昇するという本燃焼法の特徴は，後処理システムの併用を想定した場合，その触媒の活性を維持する上で有用である．

以上の検討から，EGRと

LIVC

の組み合わせによって得られた排出ガスの改善効果を図

3.7

に示す．図に示すように，本燃焼法の適用により，NOx の排出をさらに抑制した上での

Soot

の大幅な低減が可能となることを明らかにした．

(10)

第

3

章

NOx

と

Soot

187 188 195

170 180 190 200 210 220 230

ISFC g/kWh

335 346 386

300 320 340 360 380 400

Ex.temp. deg.C

1.22

1.05 0.93

0 0.5 1 1.5

dP/dθ MPa/deg.

EGR 0% 40% 40%+LIVC EGR 0% 40% 40%+LIVC (Miller-PCCI) (Miller-PCCI)

dP/dθmaxMPa/deg.

356 368 375

300 320 340 360 380 400 420

BSFC g/kWh

図

3.6 従来燃焼と Miller-PCCI

燃焼の比較（燃費，圧力上昇率，排気温度）

EGR EGR

-5 0 5 10 15 20 25 30

0 1 2 3 4 5 6 7

NOx g/kWh

Smoke %

: 12.5 mg/st.(20% Load)

Cooled-EGR:40%

Boost:

20 kPa P_inj: 80 MPa : 21.5 mg/st.(33% Load)

60%

Cooled- EGR:40%

Boost:

50 kPa Hot-EGR:

NA, P_inj: 80 MPa

10 % Cooled- EGR:40%

Boost:

50 kPa Hot-EGR:

NA, P_inj: 80 MPa

10 % P_inj: 120 MPa

P_inj: 160 MPa P_inj: 120 MPa P_inj: 160 MPa

VVT

図

3.7 可変バルブタイミング機構を利用した Miller-PCCI

燃焼による排出ガスの改善効果（1800 rpm）

(11)

第

3

章

NOx

と

Soot

以上の検討から，多量の

EGR

と吸気バルブの閉弁時期を遅延して有効圧縮比を低下させる制御を組み合わせることにより，PCCI燃焼が成立することを明らかにした．

そこで，エンジン回転数

1800 rpm，負荷率 33%

（燃料噴射量

21.5 mg/st.），過給圧 50 kPa

（gauge），燃料噴射圧

160 MPa

の同様の運転条件において，

EGR

率を

40%一定とし，有効

圧縮比を変化させて試験を行い，有効圧縮比の変動に対する

PCCI

燃焼の成立範囲を明確化することをねらいとした．このときの実験条件を表

3.4

に示す．

吸気バルブの閉弁時期を変化させたときの有効圧縮比と吸入新気量，および指圧から求めた圧縮始めの筒内平均温度，圧力をそれぞれ図

3.8

に示す．同図には，上死点近傍の-20

deg.ATDC

における筒内平均温度と圧力もそれぞれ示す．これらの結果から，圧縮行程中

の吸気バルブの閉弁時期を遅延するほど有効圧縮比は低下し，上死点近傍の筒内圧力が下がるのと同時にガス温度が低温化していることが確認でき，吸気バルブの閉弁時期の変更によって筒内ガス温度の能動的な制御が可能となっていることがわかる．

ここでは，吸気バルブの閉弁時期の変更に応じて燃料噴射時期を適宜調整し，燃焼質量割合（MFB: Mass Fraction of Burned fuel）が

50%となる位置（MFB50%）を 7 deg.ATDC

に制御した．各有効圧縮比における燃焼特性を図

3.9

に比較して示す．このように各実験条件の着火時期をそろえることで，過早着火を抑制した上で排出ガスと燃費性能の評価を行った．吸気バルブを閉じるタイミングを遅延することにより，圧縮行程中のガス温度が低温化していくため，有効圧縮比を低下させた条件ほど

MFB50%を 7 deg.ATDC

に保ったうえで燃料噴射時期の進角が可能となっている．

表

3.4 有効圧縮比の変更に伴う燃焼特性の変化

Adjust MFB50% position at 7deg.ATDC

Fuel injection timing deg.ATDC

14.6, 13.4, 12.1, 11.3, 10.5 (-150, -130, -115, -107, -100) Effective compression ratio ε_eff

(12)

第

3

章

NOx

と

Soot

8 9 10 11 12 13 14 15 16

-180 -140 -100 -60 IVC timing deg.ATDC Effective compression ratio εeff

300 350 400 450 500 550 600

In-cylinder temperature K 0 1 2 3 4 5 6 7

-180 -140 -100 -60 IVC timing deg.ATDC

Fresh air L/s

100 150 200 250 300 350 400 450 500

In-cylinder pressure kPa(abs)

Base Base

LIVC

Base

1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

-180 -140 -100 -60 IVC timing deg.ATDC Pressure at -20 deg.ATDC MPa(abs)

660 710 760 810 860

Temperature at -20 deg.ATDC K

T_TDC≒T_IVCε^κ-1

LIVC

図

3.8 吸気バルブの遅閉じ（LIVC）によって可能となる圧縮端ガス温度の低温化

0 2 4 6 8 10

0 50 100 150 200 250 300 350

R.H.R. J/deg.

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

0 5 10

Valve lift mm

Injector current

100 1000 10000

0 100 200 300 400 500 600

In-cylinder pressure kPa

In-cylinder volume cm³ (ε_eff: lowered)

LIVC LIVC Earlier

Low er Prolonged

Ignition delay

①

②

③ Low

er ②

図

3.9 吸気バルブの遅閉じによって可能となる燃焼噴射時期の進角化

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

図

3.9

に示した各条件の諸特性を図

3.10

に示す．同図では，横軸に燃料噴射時期をとっているが，噴射時期を早期化させた条件ほど有効圧縮比を低下させていることになる．有効圧縮比を低下させるために吸気バルブの遅閉じ量を増加させると，一度筒内に吸気したガスの一部が吸気ポートに逆流し，正味の吸入空気量が減少する．したがって，同図において燃料噴射時期を早期化した条件ほど，空気過剰率λは小さくなり，全体として混合気

(13)

第

3

章

NOx

と

Soot

がリッチになっている．しかしながら，

MFB50%を 7 deg.ATDC

に制御しているため，燃料噴射時期を早期化した条件ほど，予混合時間τ_mix が確保できていることになり，着火前に局所的な燃料過濃部が低減された混合気が形成されている可能性がある．なお，ここでの予混合時間τmixは図

3.11

のように定義した．τmixは，針弁リフトから判断した燃料噴射終了後から，燃焼質量割合（MFB）が

2%となるまでの時間と定義して求めており，全燃料の

噴射が終了した後で着火が起こる場合にτ_mix は正となる．また，τ_mix が負となる場合は

MFB2%位置が噴射期間中であることを意味する．

図

3.10

には，図

3.4

において従来燃焼条件として引き合いに出した

EGR

率

0%と 40%の

条件の結果も付記するが，EGR率を

0%から 40%に増加させたときは，燃料の高圧噴射を

行っているもののτmixが短く，空気過剰率λの減少が

Soot

の生成に大きく影響する傾向が見られた．しかしながら，さらに燃料噴射時期を進角して，同時に有効圧縮比を低下させると，λが

1

に近づくにもかかわらず，Sootは減少する傾向を示した．このとき，LIVCに伴う吸入空気量の減少は，排気流量の低減を意味するため，同図のように

Soot

の単位仕事量あたりの排出量も低いレベルとなった．このことは，λの低下による

Soot

生成の効果以上に，τ_mixが確保され

Soot

の生成が抑制される効果が支配的となり，τ_mixが増えるほど

Soot

は低減したと理解できる．このことから，全体のλが低くても，τ_mixを長期化して予混合化を促進すれば，Sootを低減できる可能性があることを実証した．

一方，NOx に関しては，EGR0%の条件と比較して

EGR40%の条件ではその排出が大幅

に低減しており，さらに同率の

EGR

において燃料噴射時期を早期化し有効圧縮比を低下するにつれて

NOx

は低減する傾向を示した．このとき，有効圧縮比の低下に伴い吸気酸素濃度が低下し，吸気

CO

₂濃度は増加している．これは，λの減少から排気中の酸素濃度が低下し，この条件下で排出ガスを同じ割合だけ吸気に還流しているためである．

NOx

の低減には

EGR

による吸気酸素濃度の低下が支配的な因子となっていることが示唆される．

(14)

第

3

章

NOx

と

Soot

0 0.05 0.1 0.15 0.2

-20 -16 -12 -8 -4 0 Fuel injection timing deg.ATDC

Smoke g/kWh

0 0.5 1 1.5 2

NOx g/kWh

1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6

Excess air ratio

-4-3 -2-1 01 23 4 5

Mixing time mixdeg.

10.5 12.1 11.3 13.4 ε_eff:

Soot g/kWh

50 ppm 21 ppm

0.045 g/kWh

EGR 40%+LIVC EGR 0%

EGR 40% (ε_eff: 14.6) (ε_eff: 14.6)

0 2 4 6 8 10 12

Exhaust gas flow L/s

-5 0 5 10 15 20 25 30

Smoke%

10 12 14 16 18 20 22

In.O2 vol.%

0 1 2 3 4 5 6

In.CO2 vol.%

λ τmix deg.

図

3.10 有効圧縮比の低下にあわせて噴射時期を進角したときの諸特性

τ

_mix

>0 τ

_mix

>0

MFB2%

Needle lift R.H.R.

MFB50%

Crank angle End of injection End of injection Injector current

MFB (Mass Fraction of Burned fuel)

Conventional diesel

（Premixed＋Diffusion）

Conventional diesel

（Premixed＋Diffusion）

Needle lift

R.H.R.

Needle lift

R.H.R.

τ

_mix

=0

τ

_mix

<0

図

3.11 予混合時間τ

_mixの定義

(15)

第

3

章

NOx

と

Soot

0 10 20 30 40 50 60 70 80

CO g/kWh

0 1 2 3 4 5

THC g/kWh

170 180 190 200 210 220 230

ISFC g/kWh

330 340 350 360 370 380 390

Ex.temp. deg.C

10.5 12.1 11.3 13.4

ε_eff: EGR 40%+LIVC EGR 0%

EGR 40% (ε_eff: 14.6) (ε_eff: 14.6)

図

3.12 有効圧縮比の低下にあわせて噴射時期を進角したときの燃費と排気温度特性

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

図

3.8

に示した各条件における燃費性能と排気温度および

CO，THC

の排出特性をそれぞれ図

3.12

に示す．有効圧縮比の低下に伴い，λが

1

に近づくために

CO

と

THC

の増加が顕著となり，特に燃料噴射時期を大幅に早期化し有効圧縮比を低下させた場合には，膨張比を確保しても燃費が悪化する傾向が認められた．すなわち，THC，CO の増加が燃費の大幅な改善を困難にした原因であると考えられる．また，同図に示すように，動作ガスの熱容量の低下に伴い排気ガス流量は減少し，排気温度は上昇したが，この効果は，後処理の触媒活性を高める上で有利に作用する可能性がある．

以上の結果より，多量

EGR

条件下において有効圧縮比を低下させつつ燃料噴射時期を早期化させることで，NOx と

Soot

の大幅な低減が可能となり排気温度も上昇する効果が得られるが，この条件では

CO，THC

の排出が増加し，燃費の悪化につながることを明らかにした．

これまでに，多量

EGR

条件下における有効圧縮比の変動が排出ガスおよび燃費特性に及ぼす影響を調査したが，過渡運転においてこのような多量

EGR

の利用を想定すると，

VVT

による有効圧縮比制御の応答性は十分高いとしても，EGRガスの還流遅れや

EGR

システムの熱容量による応答遅れが避けられない可能性がある．このことから，

EGR

率の変動による燃焼特性の変化を明らかにする必要がある．

そこで，EGR0%から

50%までの範囲において，有効圧縮比を変化させる試験を行い，

NOx

と

Soot

の排出を大幅に低減できる運転条件を調査した．表

3.5

に示すようなエンジン

(16)

第

3

章

NOx

と

Soot

圧

160 MPa

の運転条件において，

EGR

率を

0%から 50%まで変化させた場合それぞれに対

し，吸気バルブの閉弁時期の変更を行いつつ燃料噴射時期の調整を行い，MFB50%を

7 deg.ATDC

に一定制御した．このときの燃焼および排出ガス特性を図

3.13

に示す．各

EGR

率において，燃料噴射時期を早期化している条件ほど有効圧縮比を低下させた条件となる．

NOx

に関しては，いずれの燃料噴射時期においても

EGR

率を増加させるほど

NOx

は低減する傾向を示す．

EGR0%の場合には，有効圧縮比を低下させながら燃料噴射時期の進角

させても，

NOx

の低減効果は得られない．しかしながら，20%～50%の

EGR

を行った各条件においては，有効圧縮比を低下させるほど，吸気酸素濃度は低下し吸気

CO

₂濃度は増加するため，いずれの

EGR

率においても

NOx

は低減する傾向を示した．特に

EGR

率

40%

以上の条件では，いずれの有効圧縮比の場合も大幅に

NOx

が低減している．

一方，

Soot

に関しては，

EGR40%あるいは 50%の多量 EGR

条件下においても，有効圧縮比を低下させつつ燃料噴射時期の進角させると，Sootは低減する傾向を示した．

このことから，NOxと

Soot

が大幅に同時低減するのは，多量

EGR

かつ有効圧縮比を低下させた条件に限定されることがわかる．

表

3.5 有効圧縮比と EGR

率を変更した際の燃焼特性

0, 20, 30, 40, 50 Cooled-EGR rate %

(17)

第

3

章

NOx

と

Soot

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6

Smoke g/kWh

1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6

-20 -16 -12 -8 -4 0 Fuel injection timing deg.ATDC Excess air ratio λ

-4 -2 0 2 4 6

Mixing time tmix deg.

0 2 4 6 8 10

-20 -16 -12 -8 -4 0 Fuel injection timing deg.ATDC NOx g/kWh EGR0%

EGR20%

EGR40%

EGR50%

EGR0%

EGR20%

EGR30%

EGR40%

EGR50%

Soot g/kWh

EGR30%

EGR20%

EGR30%

EGR40%

EGR50%

EGR0%

10 12 14 16 18 20 22

In.O2 vol.%

0 0.5 1 1.5 2

-20 -16 -12 -8 -4 0 Fuel injection timing deg.ATDC dP/dθ MPa/deg.

0 100 200 300 400 500

Ex.temp. deg.C

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

THC g/kWh

0 10 20 30 40 50 60 70

CO g/kWh

7.5 8 8.5 9 9.5

-20 -16 -12 -8 -4 0 Fuel injection timing deg.ATDC Pmax MPaλ

τmix deg. dP/dθmax

図

3.13 各 EGR

率条件に対し吸気バルブの遅閉じに伴って噴射時期を進角させたときの

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

(18)

第

3

章

NOx

と

Soot

EGR rate % EGR rate %

Effective compression ratioεeffEffective compression ratioεeff

NOx g/kWh Soot g/kWh

τ_mixdeg. λ

EGR rate % EGR rate %

Miller-PCCI Miller-PCCI

τ_mix<0

τ_mix>0

NOx Soot

Mixing time τ

_mix

Excess air ratio λ

Effective compression ratioεeff

・ ^: Experiment point

EGR EGR

IVC deg.ATDC

-150

-130

-115 -107 -100

IVC deg.ATDC

-150

-130

-115 -107 -100

LIVC LIVC

図

3.14 高 EGR

率と低有効圧縮比の組み合わせによるクリーンディーゼル燃焼

これまでに示した各

EGR

率に対して有効圧縮比を変化させた各試験結果を，横軸

EGR

率，縦軸有効圧縮比のマップで整理すると図

3.14

のようになる．同図中の黒点が実験点であり，各点における実験値をもとに

NOx，Soot，予混合時間τ

_mix，空気過剰率λをマップ化して表記している．ここでも過給圧は

50 kPa

（gauge），燃料噴射圧は

160 MPa

で一定とし，

燃料噴射時期を調整することで着火時期をそろえている．このとき，同図中には，図

3.4

で示した

3

条件の位置付けを付記した．

有効圧縮比が高い従来のディーゼル燃焼に相当する条件では，EGR 率の増加に伴い

NOx

は減少するものの，

Soot

が増加するトレードオフの関係を示している．しかしながら，

EGR

を行ったうえで有効圧縮比を低下させた条件において

Soot

は大幅に低減しており，この領域で

NOx

と

Soot

の同時低減が可能となっている．これは，

EGR

と

LIVC

の増加によってλ は低下していくものの，予混合時間τ_mixが長期化し，Soot の生成を抑制する効果が支配的となったためであると考えられる．

(19)

第

3

章

NOx

と

Soot

Effective compression ratioεeff In.O₂vol.% dP/dθ_maxMPa/deg.

EGR rate % EGR rate %

In.O

₂

dP/dθ

_max

IVC deg.ATDC

-150

-130

-115 -107 -100

Effective compression ratio εeff Ex.temp deg.CISFC g/kWh

EGR rate % EGR rate %

Ex.temp ISFC

Miller-PCCI Miller-PCCI

Effective compression ratio εeff

・ ^: Experiment point

IVC deg.ATDC

-150

-130

-115 -107 -100

EGR EGR

LIVC LIVC

Effective compression ratio εeff

図

3.15 高 EGR

率と低有効圧縮比を組み合わせた際の燃費特性

以上より，可変バルブタイミング機構の導入により有効圧縮比を低下させることで，

NOx

と

Soot

のトレードオフを脱却する一つの方向性が示唆された．しかしながら，この燃焼条件では，図

3.13

に示すように

CO， THC

が増加している．これらの条件では，図

3.15

のように排気温度の上昇は認められ酸化触媒での低減は期待できるものの，CO，THC の排出が増加したことにより膨張比は確保しても燃費の維持ができなかった原因である考えられるため，これらの一層の低減が求められる．

3.4. 過給圧の増大による CO，THC の低減と燃費の改善

本節では，前節までと同様のエンジン運転条件において，CO，THC の排出を低減しつつ燃費を改善するために行った検討結果について述べる．

有効圧縮比を

10.5

まで低下させた過給圧一定条件で，

EGR

率を増加させた場合の燃焼特

(20)

第

3

章

NOx

と

Soot

れら

3

条件の諸特性を図

3.18

にまとめた．有効圧縮比を低下させたうえで

EGR

を増加させると，

NOx

は大幅に低減する傾向を示し，特に

EGR40%において NOx

排出は

0.11 g/kWh

を得た．また，

EGR

を増加させるにつれて圧力上昇率も低減する傾向を示し，燃焼騒音は大幅に低下した．さらに，このような低有効圧縮比条件では，十分な予混合時間が得られるため，いずれの条件においても

Soot

の大幅な低減が可能となっている．多量

EGR

と低有効圧縮比の組み合わせは，NOx と

Soot

および燃焼騒音の同時低減が可能となる．しかしながら，図

3.17

に示したように，これらの条件では

EGR

の増加に伴って

CO，THC

の排出が顕著となる．したがって，これらの排出を抑制し，燃費の改善を図ることが課題といえる．

0 2 4 6 8 10

0 50 100 150 200 250 300 350

R.H.R. J/deg.

0 5 10

Valve lift mm

Injector current

0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000

ε_eff: 10.5

EGR:

40%

30%0%

IVC: -100 deg.ATDC

図

3.16 低有効圧縮比条件において EGR

の増量に伴う燃焼特性の変化

（1800 rpm，33% load（21.5 mg/st.），Boost：50 kPa（gauge），Pinj：160 MPa，εeff：10.5）

(21)

第

3

章

NOx

と

Soot

EGR rate % EGR rate %

Effective compression ratioεeff THC g/kWhCO g/kWh

CO THC

Effective compression ratioεeff NOx g/kWh Soot g/kWh

EGR rate % EGR rate %

NOx Soot

・ ^: Experiment point

IVC deg.ATDC

-150

-130

-115 -107 -100

IVC deg.ATDC

-150

-130

-115 -107 -100

EGR EGR

図

3.17 低有効圧縮比条件において EGR

の増量に伴う排出ガス特性の変化

8.03

0.59 0.11 0

2 4 6 8 10

NOx g/kWh

0.027 0.033 0.045 0

0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

Smoke g/kWh

1.56 1.23

0.93

0 0.5 1 1.5 2

dP/dθ MPa/deg. Soot g/kWh

197 194 195

170 180 190 200 210 220

ISFC g/kWh

EGR 0% 30% 40% EGR 0% 30% 40%

図

3.18 低有効圧縮比条件において EGR

の増量に伴う排出ガス特性

(22)

第

3

章

NOx

と

Soot

CO， THC

の排出が増加した原因として，

LIVC

に伴って吸気ガスが減少したことが考えられる．そこで，40%の

EGR

を行った低有効圧縮比条件（図

3.18

の

EGR40%の条件）に

おいて，EGR率一定のまま過給圧を

87 kPa（gauge）まで増大させ，それによって燃焼に

使用されるガスを増加させることを考えた．そのときの実験条件を表

3.6

に示す．またこれら

2

条件の燃焼特性を図

3.19

に，

CO， THC

の排出特性を図

3.20

にそれぞれ示す．

LIVC

を行った上で過給圧を増加させた結果，圧縮端温度が低減しつつ正味吸入空気量が増加するため，空気過剰率が上昇し

CO，THC

の低減が可能となったものと考えられる．このときの燃費性能の比較を図

3.21

に示す．同図に示すように，低有効圧縮比と高過給圧の組み合わせにより，有効圧縮比の低下を適用しない

EGR

条件と同等まで燃費は改善する傾向を示した．このとき，筒内圧力の上昇に伴い着火遅れが短縮化しているが，ここでも燃料噴射終了後の着火は実現しており，予混合型のディーゼル燃焼形態（Miller-PCCI燃焼）である．しかしながら，空気量の増大に伴い，NOxの抑制効果は低くなる．

表

3.6 高過給 Miller-PCCI

燃焼

1.5 -9.0 -14.0

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

87

10.5 (-100) : LIVC Effective compression ratio ε_eff

with VVT

High Boost Miller-PCCI Miller-PCCI

1.5 -9.0 -14.0

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

87

10.5 (-100) : LIVC Effective compression ratio ε_eff

with VVT

High Boost Miller-PCCI Miller-PCCI

(23)

第

3

章

NOx

と

Soot

0 2 4 6 8 10

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

R.H.R. J/deg.

Needle lift

Valve lift

Boost: 50 kPa(gauge)

Boost: 87 kPa(gauge)

ISFC: 195.0 g/kWh

ISFC: 188.9 g/kWh

ε_eff: 10.5

IVC: -100 deg.ATDC : Calc.

図

3.19 低有効圧縮比条件において過給圧を増加させたときの燃焼特性の変化

（1800 rpm，33% load（21.5 mg/st.），EGR40%，P_inj：160 MPa，ε_eff：10.5）

10.8 41.3

0 10 20 30 40 50

CO g/kWh

1.60

0.81

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

THC g/kWh

Boost: 50 kPa +LIVC

87 kPa +LIVC

図

3.20 低有効圧縮比条件における過給圧の増加による CO，THC

の低減

(24)

第

3

章

NOx

と

Soot

0.045 0.048 0

0.05 0.1 0.15 0.2

Smoke g/kWh

0.110

0.331

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

NOx g/kWh

195.0 188.9

160 180 200 220 240 260

ISFC g/kWh

87 kPa +LIVC

Soot g/kWh

図

3.21 低有効圧縮比条件において過給圧を増加させたときの排出ガス特性の変化

3.5. Miller-PCCI 燃焼の高速回転条件への適用

本節では，前節までに実証した

Miller-PCCI

燃焼を高速エンジン回転条件へ適用し，その成立を検証した結果について述べる．

エンジン回転数が高回転化すると，1 サイクルあたりの燃料噴射量が一定でも実時間あたりに投入される燃料量は増加するため，シリンダおよび燃焼室の壁温が上昇し，実時間でみた着火遅れの確保が困難となる可能性がある．そこで，本論文において提案する

表

3.7 高速回転時の Miller-PCCI

燃焼

1.3 1.5

-18.4 -5.6

11.3 (-107) : LIVC 14.6

with VVT w/o VVT

EGR50%

+ LIVC EGR50%

+Retard EGR50%

1.3 1.5

-18.4 -5.6

11.3 (-107) : LIVC 14.6

with VVT w/o VVT

EGR50%

+ LIVC EGR50%

+Retard EGR50%

(25)

第

3

章

NOx

と

Soot

0 5 10

Valve lift mm

Injector current0 2 4 6 8 10

0 50 100 150 200 250 300

R.H.R. J/deg.

LIVC

LIVC Retard

injection

LIVC(ε_eff:11.3) Baseline

Baseline

Retard injection (w/o LIVC)

(w/o LIVC)

400 600 800 1000 1200 1400 1600

LIVC

Baseline

Retard injection

図

3.22 エンジン回転数を高速化した際の Miller-PCCI

燃焼特性

Miller-PCCI

燃焼をエンジン回転数の高い運転条件への適用し，そのエンジン回転数に対す

るロバスト性を調査した．ここでは，表

3.7

に示すような回転数

2700 rpm， 30%負荷率（20

mg/st.）を対象として試験を行った． NOx

の抑制をねらい

50%の多量 EGR

を行うことを前

提とし，このうえで，燃料噴射時期を遅角化した条件および

LIVC

により有効圧縮比を低下させた条件を比較対象とした．それらの燃焼特性を図

3.22

に比較して示す．このとき

EGR50%条件の IMEP

は

0.78 MPa，噴射時期を遅角化した条件の IMEP

は

0.72 MPa，

Miller-PCCI

条件の

IMEP

は

0.77 MPa

であり，これまでに

1800 rpm

において

Miller-PCCI

(26)

第

3

章

NOx

と

Soot

ても，LIVCを行うことにより圧縮行程後期の平均ガス温度が低下するため，LIVCを適用した場合には着火時期をベースラインと同等とした上で，燃料噴射時期を進角できている．

すなわち，LIVC によって予混合時間の長期化が可能となっており，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た．

上記

3

条件に対する諸性能値を図

3.23

に示す．ベースライン条件では燃料の高圧燃料噴射のみではこのような多量

EGR

条件下では

Soot

の低減が困難であったのに対し，

LIVC

を適用した低圧縮比，高膨張比燃焼により，燃費性能の悪化を最小限に抑制したうえで

NOx

と

Soot

の大幅な同時低減が可能となった．これにより，従来のは極めて困難であった

IMEP:

0.77 MPa

の負荷率まで

PCCI

燃焼の成立範囲を拡大することができた．これと比較して，

燃料噴射時期を遅角させた場合では，Sootの低減効果は低く，また燃焼時期の遅角化に起因して燃費は大幅に悪化しており，この点において着火時期を上死点近傍に保持できる

Miller-PCCI

燃焼の優位性が認められる．ここでも，LIVCを行った場合には排出ガス流量

は減少し，動作ガスの熱容量の低下は排気温度の上昇につながった．

178.8 194.4

179.8 170

180 190 200 210 220

ISFC g/kWh

0.179

0.107 0.114 0

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

NOx g/kWh

Baseline Retard LIVC

injection Baseline Retard LIVC

injection 0.175

0.075 0.022 0

0.05 0.1 0.15 0.2

Smoke g/kWh

333 346

367

300 320 340 360 380

Ex.temp. deg.C

Soot g/kWh

図

3.23 エンジン回転数を高速化した際の Miller-PCCI

燃焼の排出ガス特性

(27)

第

3

章

NOx

と

Soot

燃料噴射量，

EGR

率を一定とし，エンジン回転数を

1800 rpm

から

2700 rpm

まで

300 rpm

ごとに変化させ，各有効圧縮比に対して試験を行った．このときの実験条件を表

3.8

に示し，

Soot

と

NOx

の排出特性および予混合時間τmixと空気過剰率λを図

3.24

にそれぞれ示す．

このとき，同図中の黒点が実験点であり，各点における実験値をもとにマップ化して表示した．なお，ここでも各実験点において，上死点近傍で着火が生じるよう燃料噴射時期を調整している．

48%の EGR

を行うことにより，全条件において

NOx

を

40 ppm

以下に抑制することが可能となった．しかしながら，高速回転時には，単位時間あたりの投入熱量が増加し，シリンダ内壁温度の上昇により，実時間での着火遅れの確保が困難になる．そのため，吸気バルブの遅閉じを用いない条件（εeff

=14.6）において回転数を増加させると，Soot

は増加する．しかしながら，いずれの回転数においても，有効圧縮比を減少させることによって圧縮後のガス温度が低温化するため予混合時間が長期化し，有効圧縮比を低下させるほど

Soot

は低減する傾向を示した．これは同図に示すように，LIVC に伴う空気過剰率の低下によって

Soot

が増加する効果に比べ，予混合化の促進により

Soot

の生成が抑制される効果が支配的になった結果であると推察される．このように，広範なエンジン回転数において多量

EGR

と低有効圧縮比の組み合わせは，NOxと

Soot

の大幅な同時低減につながることを明らかにした．

表

3.8 エンジン回転数に対する Miller-PCCI

燃焼のロバスト評価試験

1800, 2100, 2400, 2700 Engine speed rpm

14.6, 13.4, 12.1, 11.3 (-150, -130, -115, -107) Effective compression ratio ε_eff

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

1800, 2100, 2400, 2700 Engine speed rpm

14.6, 13.4, 12.1, 11.3 (-150, -130, -115, -107) Effective compression ratio ε_eff

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

(28)

第

3

章

NOx

と

Soot

Effective compression ratioεeff Soot g/kWh NOx g/kWh Engine speed rpm

Soot NOx

: Experimental points

Engine speed rpm

IVC deg.ATDC

-150

-130

-115

-107

Miller-PCCI

τ_mixms λ

Mixing time τ

_mix

Excess air ratio λ

Engine speed rpm Engine speed rpm

LIVC

1.30 1.33 1.35 1.38 1.40 1.43 1.45 1.48 1.50 1.53 1.55

図

3.24 各回転数において高 EGR，低有効圧縮比制御を行うことによる NOx

と

Soot

の低減（2700 rpm，33% load（21.0 mg/st.），EGR48%，Boost：54 kPa（gauge），P_inj：160 MPa）

3.6. まとめ

本章では，第

1

章で提案したディーゼル燃焼コンセプトをもとにエンジンベンチ試験を行った際の実験結果について述べた．本章の内容をまとめると以下のとおりである．

極低負荷運転条件においては，多量の

EGR

を適用することで，NOxと

Soot

の同時低減が可能となる．しかしながら，負荷率を増加させると，多量

EGR

により

NOx

の低減は可能となる反面，たとえ燃料噴射圧を高圧化しても

Soot

の低減が極めて困難となる．

そこで，このような特徴が現れる

1800 rpm， 33%負荷率の多量 EGR

条件に対し，可変バルブタイミング機構により吸気バルブの閉弁時期を変更し，低有効圧縮比，高膨張比となるサイクルを適用することで，従来の燃焼技術のみでは成立が不可能であった負荷域において大幅に排出ガスを低減することをねらいとした．

吸気バルブの遅閉じ（LIVC）により有効圧縮比を低下させると，燃焼反応の支配因子である圧縮行程の平均ガス温度が低温化するため，着火時期をベースラインと同等に制御し