Intke Air Tle Speifitions of test engine Lminr Flow Mter Surge Tnk -Cyle Air-oole Diesel Engine Numer of Cyliners Bore Stroke 7 mm Displement 99 m 3 C

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1 DME とメタンを用いた予混合圧縮着火機関における 熱発生率解析に関する研究 * 武藤拓也西見涼香野村広哲飯島晃良庄司秀夫 A Stuy of Anlysis of in Homogeneous Chrge Compression Ignition Engine Using DME n Methne Tkuy Muto Syk Nishimi Hiroki Nomur Akir Iijim Hieo Shoji This reserh exmine the influene of the metho of lulting het relese rte on the lultion result of het relese rte of homogeneous hrge ompression ignition (HCCI omustion. It ws foun tht the lultion result of het relese rte ffete y k/ n hrteristis of k/ epens on hnge of rtio of speifi hets oring to temperture. This stuy lso exmine the influene of the egree of onstnt volume, omustion effiieny n ooling losses on the therml effiieny of HCCI engine when operte on lene fuel of imethyl ether (DME n methne. It ws foun tht therml effiieny ws minly ffete y omustion effiieny n ooling losses. Key Wors: Compression Ignition Engine, Comustion, Therml Effiieny / HCCI, Degree of Constnt Volume, Comustion Effiieny, Cooling Loss, Dimethyl Ether, Methne. 序論 予混合圧縮着火 (Homogeneous Chrge Compression Ignition, ( 以下 HCCI 機関は, 高効率, 低公害な次世代内燃機関とし て注目されているが着火時期や, 燃焼速度の制御が困難であ ることが問題として残されている. HCCI 燃焼の制御を目的 として, 着火性の異なる 種類の燃料を混合して用いる方法 が研究され, IMEP や熱効率の向上が確認されている ( (3 が等 容度, 燃焼効率, 冷却損失割合と HCCI 機関の熱効率との関 係については不明な点が多い. 本研究では, ディーゼル機関に DME (Dimethyl Ether: CH 3 OCH 3 とメタン (Methne: CH の混合燃料を用いて HCCI 運転を行い, その指圧線図より等容度, 燃焼効率, 冷却 損失等の指標を用いて熱発生率解析 ( を行った. 首藤らによ り燃焼速度の大きい水素燃焼においては燃焼過程での比熱比 の変化が大きく, 熱発生率算出における比熱比変化率の影響 度が高いことなどが明らかにされており (5, 急峻な燃焼とな る HCCI 燃焼においても比熱比変化率が熱発生率の計算結 果に大きな影響を及ぼしていると考えられる. そこで, 熱発 生率の計算方法が熱発生率の算出結果に与える影響について * 年 月 日受理. 3 日本大学大学院理工学研究科 (-3 東京都千代田 区神田駿河台 -- 5 日本大学理工学部 ( 同上 検討した. その結果, 熱発生率の計算結果に対して比熱比変化率の影響が大きいこと, 比熱比変化率は比熱比の温度変化に依存しており, 筒内ガスの組成の変化の影響は小さいことがわかった. また, HCCI 燃焼において等容度, 燃焼効率, 冷却損失割合について計算を行ったところ, 燃焼速度の大きい HCCI 燃焼においては, 燃焼終了直後の冷却損失が燃焼効率, 冷却損失割合の計算結果に大きな影響を与えていることがわかった. また, HCCI 燃焼の等容度は運転条件に対して変化が小さいため, 熱効率改善のためには燃焼効率と冷却損失を向上させる必要があることが示された.. 実験装置および実験方法供試機関には サイクル空冷単気筒のディーゼル機関を使用した (3. 供試機関の仕様を表 に示す. シリンダヘッドに取り付けた水晶圧力変換器により筒内圧力を測定し, サイクル分のデータを平均した後に熱発生率, 等容度, 燃焼効率および冷却損失などの解析に用いた. 供試燃料には, DME とメタンを用いた. 表 にそれぞれの物性値 ( を示す. DME は, 圧縮着火機関の代替燃料として注目されており, 低温酸化反応によって冷炎を生じるという特徴を持つ. 一方, メタンは低温酸化反応機構を持たないため冷炎を生じず一段の着火を示す. また, 自着火温度が高く, セタン価が であるという特徴を持つ. 各燃料はマスフロコントローラにより流量制御され, 吸気弁より約 mm 上

2 Intke Air Tle Speifitions of test engine Lminr Flow Mter Surge Tnk -Cyle Air-oole Diesel Engine Numer of Cyliners Bore Stroke 7 mm Displement 99 m 3 Compression Rtio : Vlve Arrngement Intke Vlve Close Exhust Vlve Open Tle Properties of test fuels Fuel DME Methne Moleulr Formul CH 3OCH 3 CH Cetne Numer >55 Auto-ignition Temperture [K] 3 95 Lower Heting Vlue [MJ/kg]. 5.3 Stoihiometri A/F Rtio [kg/kg] 9.9 Intke Air Premixer Control Unit Mss Flow Controller Control Unit OHV ABDC 5 eg. BBDC 5 eg. Methne Gs Cyliner Mss Flow Controller DME Gs Cyliner Exhust Gs P クランク角 q における筒内ガス組成 n i と平均ガス温度 T から比熱比 k(n i, T を算出するが, 比熱比変化率 k/ は無視し, 次式 ( により熱発生率を計算. æ P V ö = çv + kp ( k -è ø シリンダ内に吸入された初期の組成 n と吸気温度 T in の実測値から初期比熱比 k を算出. その比熱比が変化せず, k が一定の条件で式 ( により熱発生率を計算. 熱発生率を算出する上で, シリンダ内に充填された気体の組成とモル数は, 吸入空気量と, DME 及びメタンの消費量から決定した. また, 燃焼中の化学反応の進行による組成の変化は, 計算された熱発生率を積分してその時点までの積算発生熱量を求め, 完全燃焼を仮定した上で消費された燃料モル数を計算し, O, CO, H O のモル数変化を求めた. DMEとメタンの混合燃料の場合は, 表 の燃料の物性より DME に比べ, メタンの自着火温度が高いことから, DME が燃焼した後にメタンが燃焼すると仮定して組成の変化を計算した. 理想気体の状態式より筒内平均ガス温度を算出し, その温度における各成分の比熱を計算 ((7 して作動ガスの平均比熱比を求めた. Personl Computer A/D Converter Dynmo Meter Enoer Chrge Amplifie r 流の予混合装置内に連続的に投入することで予混合気を形成 する. 図 に実験装置の概略図を示す. 3.. 熱発生率の算出方法 3. 実験結果および考察 熱発生率の算出において, 組成の変化, 比熱比の温度によ る変化, 比熱比変化率などの考慮の有無が熱発生率の算出結 果に与える影響について検討するために, 以下の 条件の比 較を行った. = Fig. Composition of test equipment クランク角 q における筒内ガス組成 n i と平均ガ ス温度 T から比熱比 k(n i, T を算出. 比熱比変化 率 k/ を考慮し, 式 ( により熱発生率を計算. k - æ P V ö çv + kp - è ø PV ( k - k 筒内ガスの組成の変化は考慮せず, シリンダ内に 吸入された初期の組成 n と筒内の平均ガス温度 T から比熱比 k(t を算出. 比熱比変化率 k/ を考慮し, 式 ( により熱発生率を計算. ( 3.. 熱発生率算出結果の比較図 -( に機関回転数 N = rpm, 圧縮比 e = :, DME 単体燃料で当量比 f DME =.3 の条件にて HCCI 運転した結果を, 図 -( には当量比 f DME =.3 の条件にて実験した結果を示す. 図 -( には DME とメタンの混合燃料を用いて図 -( と等しい投入熱量の条件 ( fuel (= DME + CH = ± J/yle で, 全投入熱量 fuel に占めるメタンの熱量割合 g CH = 3 % における実験結果を示す. 以上の実験結果について前述の 種類の方法により熱発生率を算出した. 横軸にクランク角 q [eg.], 縦軸には上から筒内圧力 P [MP], 熱発生率 / [J/eg.], 熱発生率を積分した熱発生量, 筒内ガスの比熱比 k を示す. 熱発生率の算出において比熱比変化率の項を含めて計算した場合としない場合で結果が大きく異なっていることがわかる. 熱発生率 / のピークに着目すると,, は高く,, の順に低く計算されている. 冷炎における熱発生率も, が高く計算され,, の順に低くなっている. 一方, 燃焼終了後の冷却損失により熱発生率が負となる領域においては, が低く計算され,, の順に高く計算されている. DME 単体燃料で他の当量比の条件について冷炎における熱発生率のピーク / Coolmx, 熱発生率のピーク / mx, 燃焼終了後の冷却損失による負の熱発生率の最低値 / min, 比熱比変化率の絶対値 k/ mx について調査した結果を図

3 P [MP] / [J/eg.] P V PV k, : V kp ( : k = k(n i, T, :k = k(t q = æ ö ç + - k - è q q ø ( k - q æ P V ö, : = çv + kp ( : k = k(n i, T, :k = Constnt k - è ø Het Relese N = rpm fuel = J/yle f DME =.3 f CH = g CH = % P [MP] / [J/eg.], N = rpm fuel = 3 J/yle f DME =.3 f CH = g CH = % : : : : k P [MP] / [J/eg.] k Rtio of Speifi Hets - TDC, 3 ( Stnr onition N = rpm fuel = J/yle f DME =.3 f CH =. g CH = 3 % Rtio of Speifi Hets, 3 - TDC ( Mixing of methne Fig. Clultion result of het relese rte 3-( に示す. 同様の解析を投入熱量一定の条件で DME とメ タンの二種混合燃料を用いてメタンの熱量割合を変化させた 場合について行った結果を図 3-( に示す. いずれの結果に おいても冷炎における熱発生率のピーク / Coolmx, 熱発生 率のピーク / mx の図より, に比べ, の計 算結果が低くなっており, 熱発生率の最低値 / min は, に比べ, の結果が高く計算されている. した がって, 比熱比変化率の項を無視する場合や, 比熱比を一定 として熱発生率を計算した場合は, 熱発生率の最大値や最小 k k/ mx / Coolmx / mx / min Rtio of Speifi Hets ( Vrying equivlene rtio 値の絶対値が小さく計算されることがわかる. このことから 熱発生率の計算結果に与える比熱比変化率 k/ の影響は大 きいことがわかる Equivlene Rtio of DME, f DME, 3 - TDC k/ mx / Coolmx / mx / min ( Vrying f DME ( Vrying g CH Fig.3 Influene of lultion metho of het relese rte k/ mx の図を見ると, 当量比が高い条件や, メタン割合 が小さい条件など, 燃焼速度が大きくなる条件においては比 熱比変化率の絶対値が大きくなっている. また, k/ mx の 図において, と が近い結果となっていることが / [J/eg.] /Coolmx /mx /min 3 Injete Het Vlue Rtio of Methne, g CH

4 わかる. の計算においては比熱比を変化させる要因として, 作動ガス組成の変化, 温度変化の つがあるが, 作動ガス組成の変化を考慮していない の結果と の結果に大きな差がないことから比熱比変化率に対して, 作動ガス組成の変化による影響は小さく, 温度変化が大きな影響を与えていると考えられる. 当量比変化の解析においては当量比の増加にともないガス組成の変化の影響が大きくなり, と の差が大きくなることが予想されたが変化は見られなかった. これは HCCI 運転可能であるのがいずれも希薄な領域であったためであると考えられる. 以上の解析により, 熱発生率の計算結果に対して比熱比変化率の影響は大きいことや, 比熱比変化率に対する作動ガス組成の変化による影響は小さいため, 比熱比の温度変化の影響のみを考慮することで に近い計算が可能なことがわかった. / [J/eg.] T [K] P [MP] (Cl. y Men Gs Temperture - - TDC Enlrgement of / (A CoolLoss 3.3. 熱発生率解析方法についての検討図 に投入熱量 fuel (= DME + CH = ± J/yle の条件でメタン割合を変化させたときの実験結果を示す. 熱発生率は前述の により計算した. / の拡大図 -(A よりメタン割合の増加にしたがい燃焼終了後の冷却損失による負の熱発生領域 CoolLoss が減少していくことから, メタン割合の増加にともない冷却損失が減少すると推察される. 吸排気行程を無視したサイクルにおいて理論熱効率を h th, 等容度を, 燃焼効率を h u, 冷却損失割合を f w とすると図示熱効率 h i は次式 (3 のように示される (. i th glh u ( f h = h h h - (3 本研究では等容度, 燃焼効率 h u, 冷却損失割合 f w に着目して解析を行った. ここで等容度 は熱発生率 / より式 ( を用いて求めた (9. 積分区間は熱発生期間として計算を行った. h hth = ò h glh q また, 燃焼効率 h u と冷却損失割合 f w の関数に相当する h u ( - f w を熱発生量の最大値と定義した総熱発生量 mx と, サイクルに供給した DME, メタンの合計投入熱量 fuel の比 mx / fuel により式 (5 のように推定した (. h u ( - f w = mx (5 fuel 図 5-(A にメタン割合に対する等容度, 図 5-(B に mx を用いて求めた燃焼効率 h u と冷却損失割合 f w の関数に相当する値 h u ( - f w を計算した結果を で示す. 横軸に全投入熱量 fuel に占めるメタン熱量割合 g CH を示しており, 図中の線,,, は図 の波形の条件に対応して th w q ( fuel[j/yle] DME f DME CH f CH g CH Fig. Influene of mixture rtio of DME n methne いる. 図 5-(C に示したメタン割合に対する CO 排出濃度の 関係より, 失火しない範囲では CO 排出濃度が大きく変化し ないことから燃焼効率 h u は大きくは変化していないものと 推察される. したがって, 図 5-(B は主に冷却損失割合 f w の 特性を示していると考えられる. 図 の熱発生率 / の 拡大図 -(A に示した負の熱発生領域 CoolLoss の挙動からメ タン割合の増加にしたがい冷却損失は減少すると推察された が, 図 5-(B の結果からは冷却損失がメタン割合に対し変化 していないと読み取れる. 図 5-(D に等容度 と h u ( - f w の積である h u ( - f w の値を で示すが, 図 5-(E に示した図示熱効率 h i とは異なった傾向を示している. 以 上のことから式 (5 により求めた h u ( - f w は HCCI 燃焼 の特性を十分に表現していないものと考えられる. 図 -(A よりメタン割合が低く急峻な燃焼となる条件にお いては燃焼終了後に遅れて大きな冷却損失が観測されている ことから, 熱発生量のピーク ( 燃焼終了時の熱発生量 と定義 した総熱発生量 mx には冷却損失が十分に含まれていない ものと考えられる. それに対し, メタン割合が高く緩やかな 燃焼となる条件では燃焼期間が長期化することで冷却損失を 含みながら熱発生量のピークを迎えていると考えられる. HCCI 燃焼のように運転条件により燃焼期間が大きく変化す る燃焼においては, 熱発生量のピークと定義した総熱発生量 mx への冷却損失の含み方が異なっていると考えられる. メタン割合に対する冷却損失特性について考察するために, 図 -(A の熱発生率の拡大図に示すような燃焼終了後の負の 熱発生率を積算した冷却損失量の履歴を図 に示す.

5 h u CO Conentrtion [Vol %] h u h i 横軸は燃焼終了時期 ( 熱発生率が J/eg. 以下になる点 から経過したクランク角度を示している. この図からメタン 割合が低い線 (g CH =, % は燃焼終了後, 急激に冷却損失 量が増加していることがわかる. このように冷却損失の特性 がメタン割合により大きく異なっていることから, 冷却損失 割合を解析する上で燃焼終了後の冷却損失も考慮する必要が あると考えられる. HCCI 燃焼の特に燃焼速度が大きいときに特徴的な燃焼終 了後の大きな冷却損失を考慮し, サイクル全体の冷却損失に ついて検討するために, 排気弁が開く時期の熱発生量を総熱 発生量 EVO ( として fuel との比により式 ( を用いて h u ( - f w の値を計算した結果を図 5-(B に で示す. ( - f = EVO hu w ( fuel 図 5-(B よりメタン割合の増加にしたがい EVO を用いて 求めた h u ( - f w の値が増加しており, 冷却損失割合が減少 していく傾向となっていることがわかる. 図 5-(D に等容度. (A (B. (C (D.35 (E.3.5 mx EVO mx EVO 3 Injete Het Vlue Rtio of Methne, g CH Fig.5 Exmintion of nlysis of het relese rte と h u ( - f w の積である h u ( - f w の値を で 示す. h u ( - f w の傾向が図 5-(E の図示熱効率 h i と概 ね同様の傾向を示していることから, 等容度, 燃焼効率 h u, 冷却損失割合 f w を用いて HCCI 燃焼の特性が表現され ていると考えられる. したがって, HCCI 燃焼の冷却損失割合 について検討を行う場合は, 燃焼終了後の冷却損失を考慮し て計算を行う必要があることがわかる. Fig.5-(A : Degree of onstnt volume Fig.5-(B h u ( - f w = / fuel h u : Comustion effiieny f w : Cooling loss mx EVO Fig.5-(C CO onentrtion Fig.5-(D (A (B = h u ( - f w Fig.5-(E h i : Inite therml effiieny q EVO 3.. 熱発生率の算出方法が熱発生率解析結果に与える影響 熱発生率の算出方法が熱発生率解析の結果に与える影響を 考察するために, 前述した,, 3 で算出した熱発生率を 用いて熱発生率解析を行い, その結果の比較を行う. 図 と 同様の条件である投入熱量 fuel = ± J/yle でメタン割 合を変化させたときの実験結果を用いて熱発生率解析を行っ た結果を図 に示す. また, 図 7 に示すような DME 単体 燃料で当量比を変化させた実験結果を用いて熱発生率解析を 行った結果を図 9 に示す. いずれの図も (A に等容度, (B に EVO を用いて求めた燃焼効率及び冷却損失割合の関 数に相当する h u ( - f w, (C に排気ガス中の CO 排出濃度, (D に等容度と h u ( - f w の積である h u ( - f w, (E に図示熱効率 h i, (F に正味熱効率 h e を示す. 熱発生率の算出方法によって熱発生率の図心の変化は小さ いため図 -(A, 図 9-(A に示した等容度 の算出結果の 差は小さい. また, 図 -(A においてメタン割合の増加によ り着火時期が遅角し, 等容度が低下する条件になると失火し ていることがわかる. メタン割合の変化に対して前述の通り図 -(C に示す排気 計測の結果から失火しない範囲では燃焼効率 h u は大きく変 化していないと考えられるため, 図 -(B に示した h u ( - f w は主に冷却損失割合 f w の影響を示していると考えられ る. 各 Cse においてメタン割合の増加とともに冷却損失割 合 f w が減少するため h u ( - f w の値が増加したと考えられ る. 当量比の変化の影響については図 9-(C より, CO 排出濃 度が当量比の増加にしたがい低下していくことから当量比 f DME =.3 付近までは燃焼効率 h u の向上が図 9-(B に示す h u ( - f w の値の主な増加要因であり, それ以降は冷却損失 割合 f w が増加することにより h u ( - f w の値が減少してい くと考えられる. h u ( - f w の算出結果において, の 結果は概ね一致しているが, 比熱比変化率の項を含めないで 熱発生率を計算した の解析結果は低く見積もられて いる点はメタン割合変化, 当量比変化で共通していることが わかる. メタン割合変化, 当量比変化のいずれの場合も等容 度 Cooling Loss, CoolLoss [J] 5 g CH = % % 3, 3 % 3 Crnk Angle fter En of Comustion, q en [eg.] Fig. Cooling loss of fter en of omustion と h u ( - f w の積である h u ( - f w の値が図示 熱効率 h i, 正味熱効率 h e と同様の傾向を示していることが わかる. 等容度が低下すると考えられた燃焼期間が長期化す る条件や, 着火時期が遅れる条件においても等容度の低下に よる熱効率の減少はわずかであるため, 燃焼効率を確保しつ つ燃焼を緩慢にさせて冷却損失を低減させる手法が熱効率の 向上に有効であると考えられる.

6 / [J/eg.] T [K] 3 (Cl. y 3 P [MP] 結論 HCCI 機関におけるインジケータ線図を用いた熱発生率の 計算方法がその計算結果に与える影響や, 熱発生率解析結果 に与える影響について調査し, その燃焼特性について解析し た結果, 以下のことが明らかになった.. HCCI 燃焼においては燃焼速度が大きいために熱発生率 の計算結果に与える比熱比変化率の影響は大きい.. 比熱比変化率の計算結果に与える作動ガス組成の変化の 影響は小さいが, 比熱比の温度変化の影響は大きい. 3. 条件により燃焼期間が異なる HCCI 燃焼の冷却損失を評 価するには, 燃焼終了後の冷却損失も考慮した計算が望ま しい. Men Gs Temperture. 熱発生率解析結果に与える作動ガス組成の変化の影響は 小さく, 比熱比変化率の影響は大きい. 5. 本研究の実験条件においては, 等容度が大きく変化しない ため主に燃焼効率と, 冷却損失の特性が機関熱効率に影響 を与えている TDC fuel [J/yle] DME f DME CH f CH g CH Fig.7 Influene of vrying equivlene rtio of DME 参考文献 ( 陳之立, 金野満, 加藤英人 : 圧縮比による予混合圧縮着火 機関の燃焼制御, 自動車技術会論文集, 355, Vol.3, No.3, p.3- (3 ( 山下大輔, 權淳杓, 佐藤進, 飯田順正 : HCCI 機関における メタン /DME 混合燃料の自着火と燃焼機構に関する研究, 自動車技術会論文集, 5, Vol.3, No., p. 5-9 (5 h u CO Conentrtion [Vol %] h u h i h e. (A.9..7 (B (C (D (E (F.5. 3 Injete Het Vlue Rtio of Methne, g CH Fig. Anlysis of het relese rte (Vrying g CH (3 武藤拓也, 西見涼香, 野村広哲, 吉田和範, 吉田幸司, 庄司 秀夫 : DME メタンを用いた HCCI 機関の燃焼解析, 自動車 技術会論文集, 537, Vol.37, No., p. 95- ( ( 首藤登志夫, 鍋谷茂樹, 中島泰夫 : 水素予混合燃焼機関の 等容度および冷却損失の解析, 自動車技術会論文集,, Vol.3, No., p. 5- ( (5 首藤登志夫, 鍋谷茂樹, 中島泰夫 : インジケータ線図を用 いた水素エンジンの燃焼解析に関する研究, 機械学会論文 集, 7-5, B 編, p ( ( 藤本薫, 大野陽太郎, 梶谷修一, 後藤新一, 金野満, 鹿田勉, 鈴木信市 : DME ハンドブック, オーム社, p. 3 ( (7 A. Prothero: Computing with Thermohemil Dt, Comustion n Flme, Vol.3, No., p.339- (99 ( 藤本元ほか : 自動車工学 - 基礎 -, 社団法人自動車技術 会, p. -7, (3 (9 長尾不二夫 : 内燃機関講義, 上巻, 株式会社養賢堂, p. - (93 ( 金野満 : エンジン解析 : 熱発生率解析, 自動車技術, Vol.59, No., p.- (5 ( 首藤登志夫 : 水素エンジンにおける直接噴射層状給気によ る冷却損失低減と熱効率向上に関するサイクル論的検討, 自動車技術会論文集, 35, Vol.37, No.5, p.95- ( h u CO Conentrtion [Vol %] h u h i h e. (A.9..7 (B (C (D (E (F Equivlene Rtio of DME, f DME Fig.9 Anlysis of het relese rte (Vrying f DME