研究論文ガソリン高圧噴射を用いた高圧縮比エンジンの燃焼技術 ( 第 3 報 ) * 混合気制御による熱効率改善の検討神長隆史 1) 養祖隆 1) 長野高皓 1) 藤川竜也 1) 山川正尚 1) Combustion Technologies of High Compressio

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しほこうえや
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1 研究論文 * 混合気制御による熱効率改善の検討神長隆史養祖隆長野高皓藤川竜也山川正尚 Combustion Technologies of High Compression Ratio Engine Using High Pressure Gasoline Injection (Third Report) - Study on Improvement of Thermal Efficiency by Mixture Control - Takashi Kaminaga Takashi Youso Takaaki Nagano Tatsuya Fujikawa Masahisa Yamakawa In the previous research, it became possible to avoid abnormal combustion at high load by using gasoline high pressure injection and showed the possibility of high compression ratio. In this paper, we tried to make the concentration of the mixture in the combustion chamber homogeneous for the purpose of further improving efficiency at low speed full load. By using CAE to analyze and improve the mixture state, we achieved thermal efficiency over conventional engine. KEY WORDS: Heat engine, Spark ignition engine, Mixture Formation, High Pressure Injection (A. まえがき地球温暖化への対応として CO 削減が求められる中, ガソリンエンジンの熱効率改善が引き続き必要である. 高圧縮比化による熱効率改善の試みはこれまでも進められてきたが (, 圧縮比を ~ まで高め, 同時にリーン化により比熱比 ( 空気過剰率 ) を適正化することでさらなる熱効率改善が可能である (). しかしながら, このような高圧縮比エンジンにおいては高負荷域における異常燃焼が課題となり, それを回避す ()() る技術が必要である. そこで筆者らはこれまでの研究において, ガソリン高圧噴射による高速混合, および, 乱れ強化の機能を実際のエンジンに適用することで, 圧縮比の高圧縮比エンジンにおける異常燃焼回避の実現性と, 燃焼の基本的な特性を明らかにした. しかし, 圧縮比の従来圧縮比エンジンに対して, 低速全負荷においてわずかながら熱効率が未達という課題が残った. そこで, 本研究では未燃損失に着目し前報からの熱効率改善を試みた. さらに, 実用化に向けて広い運転条件についても性能を確認したので報告する. してプリイグニッションを回避するとともに, 噴霧流動による乱れ強化の効果で急速燃焼を実現しノッキングを抑制することをねらいとした. この効果を事前に机上予測した際の P-V 線図を図に示す. 異常燃焼を回避した上で同一の熱効率を達成するためには, 圧縮比にも関わらず TDC 後で急速燃焼するため, 圧縮比とほぼ等しい P-V 線図となった... コンセプトの初期評価供試エンジンの仕様を表に示す. 圧縮比は, 噴射圧力は最高で MPa とした. 異常燃焼の発生しやすい低速 rpm, 全負荷,λ( 空燃比 ) が. での実験結果を図に示す ().TDC 直前に噴射を開始することでプリイグニッションを回避しながら, 噴射によって発生する強い乱れの効果で, 圧縮比のエンジンに比べて約半分の燃焼期間となっている. 図にこのときの熱勘定を示す. 圧縮比で急速燃焼できたにも関わらず, 圧縮比での熱効率に対して未達であった. 各損失を比較すると, 高圧縮比化によって排気損失が改善し. ガソリン高圧噴射の効果.. ガソリン高圧噴射を用いた燃焼コンセプト高圧縮比化の課題として, 火花点火前に発生するプリイグニッションと, 火炎伝播中に未燃ガスが自着火するノッキングの二つの異常燃焼がある. これらを同時に解決するために, 高圧噴射による燃料の高速混合と筒内ガスの乱れ強化に着目した. これは, 高速混合を活用して圧縮上死点 (TDC) 直前まで燃料噴射を遅らせることで, 燃料の化学反応の進行を抑制 * 年月日受理. 年月日自動車技術会春季学術講演会において発表. マツダ ( 株 ) (- 広島県安芸郡府中町新地 - Fig. CR= rpmwot λ= Knock limit Cylinder Volume [cc] Simulation result of pressure-volume diagrams for compression ratio and. 自動車技術会論文集 Vol.,No.,September.

2 Table Engine specifications Concept Current Engine Type stroke, valves DOHC Cylinder Number Single In-line Four Displacement [cc], Bore Stroke [mm].. Compression ratio.. Fuel System Direct Injection (Common-Rail) Direct Injection Number of Spark Plug Tumble ratio.. Aspiration NA Fuel type Gasoline ( RON) Fig. Heat Balance % CR= [J/deg.CA] Pressure and heat release rates of and CR= under rpm, WOT, λ=.. () CR= Fig. Heat balance analysis results. () Pumping Exhaust Unburned Cooling Work たが, 冷却損失は悪化している. この両損失の和では圧縮比に対して改善しており, 熱効率で上回る可能性を有している. しかし, 未燃損失が圧縮比に対して悪化したことで熱効率が下回ってしまった. この未燃損失としては, ピストントップランドなどから排出される未燃炭化水素と, 燃焼反応を経由するものの十分な O が供給されないため CO に至らない CO が考えられる. ここでは排ガス分析の結果から CO 起因の未燃損失量が約割であったため, 燃焼室内の混合気分布の不均質性が未燃損失の原因と考え, 混合気分布の均質性改善を行うことにした. SOI(CR=) なお, インジェクタによる改善検討を行うために, 噴孔, 噴孔径 φ.mm で噴射角はインジェクタ中心軸からのインジェクタをベースとして以下の検討を行った. なお, 以降の図中では各噴霧に時計回りに番号を付けて識別する... 混合気分布と燃焼性能の考察本コンセプトでの燃焼形態を考察するために, 可視化エンジンにて燃焼の直接撮影を行った. なお, 燃焼圧力の制約から可視化エンジンでは実機から点火時期をリタードしている. 図にベースインジェクタを用いた際の火炎伝播の様子を示す. 本の点火プラグから火炎伝播が始まり, deg.atdc においては点火プラグ近傍にて火炎が伝播しつつ輝炎の発生が始まっている. それ以降では, 移動しながら発光が強くなる様子が確認され, 噴霧との領域がエンドガス部になっている様子が見られた. 次に, 実機と同様の運転条件でベースインジェクタを用いた際の非燃焼 CFD 計算を行い, 混合気の均質性を評価した. 図に燃焼室断面での混合気分布を示す. まず, 図で燃焼開始となる deg.atdc において点火プラグ近傍に着目すると, 図 (a) の section - では噴霧とが燃焼室上面に集まっており, 過濃になっていることがわかる. 次に, 火炎が伝播し熱発生率が最大になる deg.atdc 以降においては, 図 (b)(c) の水平断面および section - から, 噴霧との半径方向への進行が他の噴霧に比べて遅いことがわかり, これらの噴霧の均質性を改善することで, さらなる燃焼改善が期待できる. したがって, 各領域での混合気が均質になる deg.atdc deg.atdc Exhaust Intake deg.atdc deg.atdc deg.atdc deg.atdc. 混合気の均質性改善の検討と効果未燃損失の要因となった混合気の均質性改善を検討した. Fig. Photographs of flame propagation using base injector under rpm, SOI = - deg.atdc, spark timing = deg.atdc. 自動車技術会論文集 Vol.,No.,September.

φ:.. Exhaust Intake Section - Section - Section - Section - Section - Fig.

Injection hole diameter in millimeter and angle in degree. Fig. Section - Section - (b) deg.atdc (c) deg.

ように, インジェクタの噴孔径および噴射角を燃焼室形状に応じて, 個別に制御することとした. Section -.. 噴孔径と噴射角の制御による混合気分布改善まず, 噴孔径について検討した.

倍であった. ベースインジェクタではそれぞれの領域に同量の燃料を噴射しているため, 希薄, 過濃になっている. そこで, これらの領域の混合気の均質化を図るために, 各領域の容積に応じて噴孔径を. mm から変更して噴射量を変化させた.

このため, 噴射角を大きくすることで燃焼室外側までの到達距離を短縮させることとした. 図にベースと改善インジェクタの噴孔径と噴射角を示す.

図に示す CFD 結果のうち特に図 (c) の断面図から,Type とすることで噴霧とが燃焼室全体に分散していることがわかる.

3 φ:.. Exhaust Intake Section - Section - Section - Section - Section - Fig. Cross section on each spray axis of combustion chamber. Base Type Type (a) deg.atdc Section - φ. φ. φ. φ. φ. φ. φ. φ. φ. φ. φ. Fig. Injection hole diameter in millimeter and angle in degree. Fig. Section - Section - (b) deg.atdc (c) deg.atdc Fuel distribution in horizontal section and cross section of combustion chamber using base injector. ように, インジェクタの噴孔径および噴射角を燃焼室形状に応じて, 個別に制御することとした. Section -.. 噴孔径と噴射角の制御による混合気分布改善まず, 噴孔径について検討した. 図からわかるように噴霧との領域にはスキッシュエリアがあるため燃焼室容積は相対的に小さい. 一方で, 燃焼室がわずかながらペントルーフ形状であるため噴霧との領域の容積は大きくなっており, 最小容積である噴霧の領域に比べて約. 倍であった. ベースインジェクタではそれぞれの領域に同量の燃料を噴射しているため, 希薄, 過濃になっている. そこで, これらの領域の混合気の均質化を図るために, 各領域の容積に応じて噴孔径を. mm から変更して噴射量を変化させた. 次に, 噴射角について検討した. 図に各噴霧軸での燃焼 () 室断面を示す. 既報のように噴霧がキャビティに沿って移流し燃焼室の上面に達するが, ペントルーフ形状の影響で噴霧とではこの距離が長くなっている. このため, 噴射角を大きくすることで燃焼室外側までの到達距離を短縮させることとした. 図にベースと改善インジェクタの噴孔径と噴射角を示す. 噴孔径のみを制御し各領域への噴射燃料量の適正化をねらった Type と, これに加えて噴射角を制御することで半径方向への均質化をねらった Type を設定した. 図に示す CFD 結果のうち特に図 (c) の断面図から,Type とすることで噴霧とが燃焼室全体に分散していることがわかる. また, 点火プラグ近傍である噴霧とおよびとの領域を初期燃焼領域と定義し, この領域での φ( 当量比 ) が以上の燃料量を図に示す. 過濃混合気が抑制されており, 均質性を向上できることが確認された... 実験結果ベース,Type,Type のインジェクタを用いてエンジン実験を行った. 運転条件はこれまでと同様の rpm, 全負荷, λ=. において, スモーク排出の制約を. FSN として実験を行った. 実験結果の熱勘定を図に, 筒内圧と熱発生率を図に示す.Type とインジェクタでは, ベースインジェクタに比べて未燃損が低減しており, 各領域の燃料量の適正化の効果が得られたと考えられる.Type インジェクタでは, 同一点火時期でスモーク低減したことから, 点火進角が可能となり熱効率.% を得たが, 図で示した圧縮比の熱効率に比べては.%pnt. の未達となった. 自動車技術会論文集 Vol.,No.,September.

φ:..... Base Type Type (a) deg.atdc Heat Balance %............ Base Type Type Fig. Heat balance analysis results. Pumping Exhaust Unburned Cooling Work Fig. Fuel amount φ mg Fig. (b) deg.atdc (c) deg.

なお, 噴霧とおよびとの初期燃焼領域以外の領域を主燃焼領域と定義した. まず, エンジン実験において点火時期を変化させた際の,Mb( 質量燃焼割合 )% 時期に対する dq/dθ max( 熱発生率の最大値 ) の特性を図 (a) に示す.Type インジェクタでは急速燃焼が実現できており, 他のインジェクタに比べて同一 Mb% での dq/dθ max が大きいことがわかる.

Base SOI EOI Ignition Type Type Base Type Type Mb% Injection & Spark Timing - - - [J/deg.CA] Fig. Pressure and heat release rates of base and modified injectors under rpm, WOT, λ=., injection press.

4 φ:..... Base Type Type (a) deg.atdc Heat Balance % Base Type Type Fig. Heat balance analysis results. Pumping Exhaust Unburned Cooling Work Fig. Fuel amount φ mg Fig. (b) deg.atdc (c) deg.atdc Fuel distribution in horizontal section and cross section of combustion chamber. Fuel amount at φ. in early combustion region by CFD... さらなる改善の検討と効果 CFD を用いて燃料分布と燃焼性能の関係を検討した. なお, 噴霧とおよびとの初期燃焼領域以外の領域を主燃焼領域と定義した. まず, エンジン実験において点火時期を変化させた際の,Mb( 質量燃焼割合 )% 時期に対する dq/dθ max( 熱発生率の最大値 ) の特性を図 (a) に示す.Type インジェクタでは急速燃焼が実現できており, 他のインジェクタに比べて同一 Mb% での dq/dθ max が大きいことがわかる. これは主燃焼領域での可燃範囲にある燃料量の違いが要因であると考え,A/F( 空燃比 ) がから () の燃料量に着目した. 次に, 図 (b) に CFD から得られた主燃焼領域での A/F の燃料量の変化を示す.Type インジェクタではこの範囲の燃料量が多くなっており, 急速燃焼のためには, 主燃焼領域での可燃範囲の燃料量を増加させることを指標とした. Base SOI EOI Ignition Type Type Base Type Type Mb% Injection & Spark Timing [J/deg.CA] Fig. Pressure and heat release rates of base and modified injectors under rpm, WOT, λ=., injection press.=mpa. dq/dθmax J/deg. Mb% deg.atdc (a) Engine test results of maximum value of heat release rate Fuel amount A/F mg (b) Fuel amount at A/F in main combustion region by CFD Fig. Effect of main combustion region on maximum value of heat release rate under rpm, WOT, λ=.. 自動車技術会論文集 Vol.,No.,September.

さらなる熱効率の改善のために, 主燃焼領域での可燃範囲の燃料量の増加をねらって,Type インジェクタをベースとして噴射速度を増加させた CFD 計算を行った. 図に Type インジェクタと噴射速度を % 向上させたインジェクタでの燃焼室断面での混合気分布を示す. 噴射速度の向上によってキャビティ内の噴霧流動による縦渦が強化され, 混合気が均質になっていることがわかる.

% を達成し, 圧縮比での.% を上回った. なお, 図には噴射圧力を変更した結果も示した. φ:.. Type Type +%up (a) deg.atdc Type SOI EOI Ignition TypeA Base Type TypeA Mb% Injection & Spark Timing - - - [J/deg.CA] Fig.

5 さらなる熱効率の改善のために, 主燃焼領域での可燃範囲の燃料量の増加をねらって,Type インジェクタをベースとして噴射速度を増加させた CFD 計算を行った. 図に Type インジェクタと噴射速度を % 向上させたインジェクタでの燃焼室断面での混合気分布を示す. 噴射速度の向上によってキャビティ内の噴霧流動による縦渦が強化され, 混合気が均質になっていることがわかる. 図に主燃焼領域での可燃範囲にある燃料量を示す. ねらい通り A/F の燃料量が増加しており, 急速燃焼による熱効率の改善が期待される. この効果を検証するために, 噴孔形状の変更により同一噴射圧力での噴射速度を増加させた TypeA インジェクタを新たに試作し実験を行った. スモーク性能が悪化したため, わずかに点火リタードしながらも, 図および図に示すように TypeA において熱効率が.% を達成し, 圧縮比での.% を上回った. なお, 図には噴射圧力を変更した結果も示した. φ:.. Type Type +%up (a) deg.atdc Type SOI EOI Ignition TypeA Base Type TypeA Mb% Injection & Spark Timing [J/deg.CA] Fig. Pressure and heat release rates of base and new injectors under rpm, WOT, λ=., injection press.=mpa. Smoke [FSN]..... MPa MPa First Concept (nd Report) MPa Base MPa Type TypeA Current MPa η th % Fig. Comparison of thermal efficiency and smoke emission among each injector under rpm, WOT, λ=.. Fig. Fuel amount A/F mg Fig. (b) deg.atdc (c) deg.atdc Fuel distribution in horizontal section and cross section of combustion chamber. Fuel amount at A/F in main combustion region by CFD using increasing fuel injection speed.. 運転範囲を拡大した性能評価低速全負荷以外の運転条件について実機の性能を確認した... 冷間始動時のリタード燃焼冷間始動時には触媒早期暖気の必要性から, 点火リタードでの燃焼を安定して運転する必要がある (). この性能を確認するために, rpm, 充填効率 % の条件で点火リタードした際の燃焼安定性を評価した. 図に示すように, 圧縮比では圧縮比よりも Mb % 時期を deg. 遅角した条件においても同等の燃焼安定性となっており, この Mb % 時期から排気までの有効膨張比は圧縮比の方が低いことから, 触媒早期暖気について同等以上の性能を有することがわかった... 中負荷での多量 EGR 燃焼運転頻度の高い中負荷においては, ポンプ損失低減, および, 比熱比の増加による熱効率の改善をねらって, 多量 EGR での運転が要求されるが, 燃焼安定性から導入できる EGR 量が制限されている. 噴霧流動による乱れ強化を活用する本燃焼方式では,EGR 導入時の燃焼安定性の向上が期待されるため, rpm,λ=. にて全負荷から外部 EGR を導入し, 多量 EGR 条件での燃焼安定性を評価した. その結果, 図に示すように EGR 率 % まで熱効率を改善しつつ安定した運転が可能であった. 自動車技術会論文集 Vol.,No.,September.

6 CoV [%] CoV [%] ηth [%] Fig. J/deg.CA Fig. Fig. CR= Concept P inj = MPa SOI = deg.atdc Mb% [deg.atdc] Comparison of CoV in ignition retard condition under rpm, η c =., λ=.. EGR Ratio [%] CoV and thermal efficiency in heavy EGR condition under rpm, WOT, λ=.. Point ignition P inj =MPa Point ignition P inj =MPa - - Comparison of heat release rates of and point ignition under rpm, WOT, λ=.... 高速全負荷燃焼前述のように本燃焼方式では, 急速燃焼に必要な筒内乱れを高圧噴射により生成することから, 吸気ポートはタンブル流れを抑制した高流量係数ポートとして設計 () している. 一方で, 高速回転域においても燃料噴射圧力が固定の場合, 噴霧誘起の流動に変化はないため, クランク角速度に対する相対的な燃焼速度は低下する. このため, このような運転条件では点火プラグを本用いることの効果が大きくなる. rpm における点点火と点点火の熱発生率を図に示す. 点点火では, 現行型エンジンと比較して燃焼速度が劣る結果となっている. 吸気流動の代わりに噴霧流動を主体にした本方式のような火炎伝播燃焼においては, 高速回転域まで性能を確保するために複数点点火による補助が必要となる.. まとめ本研究では, 圧縮比のガソリンエンジンの高負荷域における熱効率改善を目的として, 未燃損失に着目し改善を試みた. さらに, 実用化に向けて広い運転条件についても性能を確認した結果, 以下の結論を得た. ( CFD による混合気分布, および, 可視化エンジンによる燃焼の直接撮影より, 筒内混合気の均質性を改善することで, さらなる燃焼改善が期待できることがわかった. このため, インジェクタの噴孔径および噴射角を燃焼室形状に応じて, 個別に制御することとした. その結果, 熱効率.% を得たが圧縮比の熱効率に比べては.%pnt. の未達となった. () CFD 結果と実機での実験結果を比較することで,CFD での主燃焼領域の A/F の燃料量を, 実機での急速燃焼の指標とした. これを用いた CFD 検討より, 噴射速度を増加させた際の改善効果が示され, インジェクタを新たに試作し実験を行った. その結果, 熱効率が.% を達成し, 圧縮比での.% を上回った. () 燃焼を大きくリタードさせた条件にて圧縮比よりも安定した運転が可能であったことから, 触媒早期暖気について同等以上の性能を有することがわかった. また, 中負荷において,EGR 率 % まで熱効率を改善しつつ安定した運転が可能であった. 吸気流動の代わりに噴霧流動を主体にした本方式のような火炎伝播燃焼においては, 高速回転域まで性能を確保するために複数点点火による補助が必要となることが示された. 謝辞本研究を実施するにあたり, インジェクタの試作に多大なるご協力を頂いた株式会社デンソー殿に深く感謝致します. 参考文献 ( 山川正尚ほか : 高圧縮比ガソリンエンジンの燃焼技術の開発, 自動車技術会論文集, Vol., No., p.- () () 神長隆史ほか : ガソリン高圧噴射を用いた高圧縮比エンジンの燃焼技術 ( 第報 ), 自動車技術会論文集, Vol., No., p.- () () 神長隆史ほか : ガソリン高圧噴射を用いた高圧縮比エンジンの燃焼技術 ( 第報 ), 自動車技術会論文集, Vol., No., p.- () () 長尾不二夫 : 内燃機関講義上巻. 養賢堂,. () 藤川竜也ほか : 高圧縮比ガソリンエンジンの掃気性改善と触媒早期暖機のための燃焼技術開発, 自動車技術会論文集, Vol., No., p.- () 自動車技術会論文集 Vol.,No.,September.

Journal of the Combustion Society of Japan Vol.51 No.155 (2009) FEATURE Clarification of Engine Combustion and the Evolution デ

51 155 2009 23-30 Journal of the Combustion Society of Japan Vol.51 No.155 (2009) 23-30 FEATURE Clarification of Engine Combustion and the Evolution ディーゼルエンジン燃焼の課題と今後 Diesel Combustion Challenge and Future

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