第 2 章 数 値 シミュレーションによる 過 給 機 付 直 噴 ガソリン エンジンの 諸 元 検 討 2.1 緒 論 開 発 した 排 気 量 660cc ターボ 過 給 機 付 直 噴 ガソリンエンジンは, 直 噴 システムとターボ 過 給 ステムを 組 み 合 わせたシステムで 構 成 されている.また,K6A エンジンと 呼 ばれる 660cc 直 列 3 気 筒 PFI エンジンをベースにターボ 過 給 機 付 直 噴 ガソリンエンジンへ 再 設 計 したものである.ターボ 過 給 システムは,エンジンの 出 力 増 強 に 有 効 な 手 段 であり,660cc という 小 排 気 量 ながら 大 きな 排 気 量 と 同 等 の 出 力 を 発 生 させ,エンジンのダウンサイジン グを 図 るには 不 可 欠 な 手 段 である.しかしながら,これまでのターボ 過 給 エンジンでは, 排 気 流 量 の 増 大 とともに 排 気 管 直 後 に 置 かれたターボ 過 給 機 の 熱 損 失 により 触 媒 の 浄 化 活 性 化 が 遅 れ, 冷 機 始 動 時 の 排 出 ガスの 低 減 が 無 過 給 (NA: Natural Aspirated)エンジンより も 困 難 であった.さらには, 過 給 運 転 領 域 でのノッキングを 避 けるために 圧 縮 比 は NA エ ンジンよりも 低 く 設 定 され, 低 燃 費 化 には 不 利 とされていた. 本 章 では, 上 記 のターボ 過 給 機 エンジンでの 不 利 な 点 を 直 噴 化 することにより, 燃 焼 を 大 幅 に 改 善 し, 低 燃 費 化 と 低 排 出 ガス 化 を 図 った 軽 自 動 車 初 のターボ 過 給 機 付 直 噴 ガソリ ンエンジンを 開 発 した 結 果 について 述 べる.そのために, 数 値 シミュレーションを 導 入 し, 筒 内 現 象 の 詳 細 な 把 握 し,エンジンの 吸 気 ポート 形 状,ピストン 形 状 諸 元 の 最 適 化 するこ とにより, 開 発 期 間 の 短 縮 と 試 作 コストの 低 減 も 目 的 とする. また,エンジンシを 生 産 するにあたり,エンジンシリンダヘッドの 吸 気 ポート 中 子 型 の ズレによりポート 形 状 にはバラツキが 生 じることに 注 目 し,ポート 形 状 の 型 ズレに 対 する 吸 気 ポート 性 能 の 安 定 性 を 評 価 するために, 型 ズレが 起 こった 際 のモデルを 各 吸 気 ポート 形 状 に 対 して,シミュレーションにより 検 討 を 行 った. 筒 内 混 合 気 分 布 は 筒 内 流 れ 場 と 同 様 に 火 炎 伝 播 速 度 の 向 上 や 大 量 EGR の 導 入 に 重 要 な 要 因 である. 安 定 した 運 転 をさせるためには, 点 火 プラグ 近 傍 に 最 適 な 混 合 気 を 配 置 するこ とが 重 要 となる.このため, 本 エンジンでは 点 火 プラグ 近 傍 に 最 適 濃 度 の 燃 料 混 合 気 を 配 置 させ,わずかに 成 層 化 させることを 目 指 す. 本 エンジンでの 燃 焼 コンセプトは, 上 記 のように 点 火 プラグ 近 傍 に 最 適 な 濃 度 の 燃 料 混 合 気 配 置 と 吸 気 ポートおよびピストン 形 状 選 定 により,エンジン 筒 内 の 空 気 流 動 を 高 タン ブル( 縦 渦 ) 化 させ,また, 吸 気 ポートの 高 流 量 係 数 化 も 両 立 させることである. 高 タンブル - 14 -
化 は, 筒 内 燃 焼 火 炎 伝 播 を 促 進 させることだけではなく, 小 さなシリンダボア 径 での 噴 霧 のペネトレーションによる 筒 内 壁 への 燃 料 付 着 の 低 減 も 図 ることを 目 的 としている. 高 タ ンブル 化 を 図 ることにより, 一 般 的 に 流 量 係 数 は 低 下 し,エンジン 出 力 が 低 下 することか ら,ここでは, 数 値 シミュレーションを 活 用 することで 高 タンブル 化 と 高 流 量 係 数 化 を 目 指 した. 上 記 と 直 噴 化 の 効 果 も 併 せて, 本 エンジンでは, 以 下 のように 低 燃 費 化 及 び 低 排 出 ガス 化 を 図 る. 低 燃 費 化 は,(1) 燃 焼 安 定 化 による 大 量 EGR の 導 入 によるポンプロスの 低 減,(2) 耐 ノッ ク 性 向 上 による 高 圧 縮 比 化,(3) 過 渡 時 燃 料 供 給 制 御 性 の 向 上 をねらいとしている. 低 排 出 ガス 化 は, 混 合 気 分 布 筒 内 流 動 の 最 適 化 による 燃 焼 の 安 定 化 を 図 り,(1) 冷 機 運 転 時 の 点 火 時 期 の 遅 角 による 触 媒 早 期 活 性 化,(2) 冷 機 運 転 時 の 空 燃 比 のリーン 化 での HC を 低 減,(3) 大 量 EGR の 導 入 による NOx の 低 減 をねらいとしている. - 15 -
2.2 数 値 シミュレーションによるエンジン 諸 元 の 最 適 化 数 値 シミュレーションには,General Motor 社 R&D 部 門 で 開 発 された 多 次 元 流 体 解 析 コード GMTEC(General Multi-dimensional Thermal-fluid Engineering Codes) (1) を 用 い た. 本 コードは 非 構 造 完 全 不 連 続 接 合 格 子 を 用 いることができる. 接 合 格 子 は 特 に 吸 気 行 程 のインテークバルブ 可 動 部 分 や 点 火 プラグ 近 傍 などの 詳 細 な 計 算 を 必 要 とする 部 分 に 用 いている.また,インテークバルブが 閉 じられた 後 は, 計 算 時 間 の 低 減 や 圧 縮 行 程 の 詳 細 な 計 算 を 目 的 に, 吸 気 行 程 計 算 メッシュから 燃 焼 室 内 を 細 分 化 した 圧 縮 行 程 計 算 メッシュ へ 物 理 量 をリマップする 機 能 を 備 えている.さらに,メッシュサイズを 最 適 化 するための 解 適 合 格 子 の 機 能 も 備 えている. 計 算 はすべて 非 定 常 で 実 施 しているが, 評 価 内 容 に 必 要 に 応 じて, 流 れ 場 計 算, 噴 霧 混 合 気 計 算, 燃 焼 計 算 を 行 う. 下 記 項 目 を 計 算 し, 評 価 を 行 うこととした. (1) 筒 内 混 合 気 濃 度 分 布 (2) 点 火 プラグ 近 傍 当 量 比 (3) 筒 内 流 速 分 布 (4) タンブル 比 (5) 点 火 プラグ 近 傍 流 速 (6) 乱 流 エネルギ (7) 流 量 係 数 (8) 壁 面 付 着 面 積, 付 着 量 (9) 内 部 EGR ガス 分 布 さらに, 生 産 時 におけるポート 形 状 の 型 ズレに 対 する 性 能 安 定 性 も 評 価 の 対 象 とした. 計 算 は 改 善 のねらいとしている 運 転 条 件 数 点 に 絞 込 みを 行 い 実 施 する.なお, 計 算 手 法 や 噴 霧 モデル 等 の 詳 細 に 関 しては 参 考 文 献 (1)(2)(3)を 参 照 のこと. (1) 筒 内 混 合 気 濃 度 分 布 点 火 プラグ 付 近 に 若 干 濃 い 混 合 気 を 分 布 させるねらいから, 筒 内 の 混 合 気 分 布 の 計 算 を 行 った. 混 合 気 分 布 の 計 算 を 行 った 縦 断 面, 横 断 面 の 位 置 は, (x, y, z) = (0, 0, 0) をヘッドデッキ 面 のシリンダ 中 心 とすると, x = 0,y = 0 の 平 面 : 縦 断 面 - 16 -
z = -0.5mmの 平 面 : 横 断 面 (2) 点 火 プラグ 近 傍 当 量 比 当 量 比 を 計 算 した 点 火 プラグ 近 傍 の 位 置 は, (x, y, z) = (-1.5mm, 0, 0) とした. また, x = ラジアル 方 向, 正 方 向 は 排 気 排 気 方 向 y = スラスト 方 向, 正 方 向 は No.1 気 筒 No.3 気 筒 方 向 とする. (3) 筒 内 流 速 分 布 筒 内 流 速 分 布 は, 縦 断 面 2 箇 所 で 計 算 を 行 った.1 箇 所 は,シリンダ 中 心,もう1 箇 所 は, 吸 気 バルブ 中 心 での 縦 断 面 とした. (4) タンブル 比 タンブル 比, 筒 内 でのタンブル 流 ( 縦 渦 ),の 強 さを 示 すものであり,タンブル 比 は, 下 記 のように 定 義 した. 2πNe/ω ここで,ωを 筒 内 全 域 にわたる 平 均 角 速 度,Ne をエンジン 回 転 数 とする. 燃 焼 コンセプトから,タンブルによる 空 気 流 動 を 強 くすることで, 燃 焼 の 安 定 性 を 目 指 しており,ここでの 評 価 では, 特 にタンブル 比 の 強 さに 注 目 した. (5) 点 火 プラグ 近 傍 流 速 前 記 点 火 プラグ 近 傍 の 位 置 にて, 流 速 計 算 を 行 う. 点 火 プラグ 近 傍 の 流 速 は, 火 炎 伝 播 速 度 に 影 響 すると 考 えられ, 安 定 した 燃 焼 を 実 現 するためには, 点 火 プラグ 近 傍 の 流 速 も 考 慮 することとした. (6) 乱 流 エネルギ 乱 流 エネルギ K は, 以 下 の 式 で 定 義 する. 1 K = x u 2 2 ここで,u は u 方 向 の 速 度 変 動 分 である. - 17 -
(7) 流 量 係 数 流 量 係 数 は, 以 下 のように 定 義 する. C d = m& m& id = ρ id m& u id A ここで,id は, 流 れ 損 失, 熱 伝 導,バルブカーテンエリアで 流 れの 分 布 が 無 い 場 合 の 値 また, 以 下 を 仮 定 熱 伝 達 無 し Mach 数 が 低 い( 比 圧 縮 性 ) 下 記 を 流 量 係 数 として 求 める. C = d u r, ex u id ここ で, u r, ex は, 吸 気 バルブ 周 方 向 の 流 速 とする. (8) 壁 面 表 面 付 着 燃 料 面 積, 付 着 燃 料 量 付 着 燃 料 は,インジェクタから 噴 射 された 燃 料 が, 壁 面 (ピストン 頂 部,シリンダ 壁 面 ) に付 着 した 面 積 及 び 量 で 示 す. 付 着 燃 料 を, 壁 面 での 跳 ね 返 り 分 も 計 算 し, 差 し 引 いてい る. (9) 内 部 EGR ガス 分 布 EGR ガスには,EGR ラインをとおり 吸 気 に 戻 される 外 部 EGR ガスと, 内 部 EGR ガス がある. 内 部 EGR ガスとは, 前 サイクルの 燃 焼 後 のガスが 排 気 ポートに 排 気 されずに 筒 内 に 残 留 したガスと, 一 度 排 気 ポートに 排 出 されるがバルブオーバーラップ 時 に 筒 内 に 戻 さ れる 排 気 ガスをいう. 筒 内 の 内 部 EGR ガスが不 均 一 で EGR ガスの 濃 度 が 高 い 場 合,つまり, 酸 素 濃 度 低 い 場 合 は, 燃 焼 が 弱 くなるという 影 響 が 生 じる. 従 って,ここでは, 内 部 EGR ガス 分 布 の 均 一 性 を 評 価 する. なお, 初 期 条 件 では, 内 部 EGR ガスは 筒 内 に 均 一 に 分 布 した 状 態 に 設 定 し, 吸 気 行 程 で の空 気 流 動 及 び 噴 霧 の 挙 動 を 加 え, 点 火 時 期 付 近 (710 CA ATDC)での 内 部 EGR ガス 分 布 を 計 算 する. - 18 -
2.3 吸 気 ポート 形 状 の 検 討 -1 本 エンジンは,K6A エンジンと 同 じ 基 本 諸 元 とし,2 つの 吸 気 バルブを 持 つことから, 吸 気 ポートは,2 つの 独 立 した 吸 気 ポートとした. 先 ずは, 吸 気 ポート 形 状 の 検 討 として, 2 つの 吸 気 ポートを 同 じとする 対 称 ポートと 異 なる 非 対 称 ポートを 作 製 し, 両 者 の 性 能 比 較 を 行 うこととした. 対 称 ポートとは, 図 2-1(a)のように,2つの 吸 気 ポートの 通 路 断 面 積 を 大 きく 同 一 にしたものである.このポートを,L-L ポートと 呼 ぶことにする.また, 非 対 称 ポートとは, 図 2-1(b)のように, 吸 気 ポートの 一 方 の 通 路 断 面 積 を 大 として,もう 一 方 の 通 路 断 面 積 を 小 としたものである.このポートを L-S ポートと 呼 ぶことにする. エンジン 回 転 数 が 4000rpm で, 負 荷 条 件 が 全 開 運 転 時 (WOT: Wide Open Throttle) 及 び 正 味 トルク 80Nm での 性 能 確 認 テストでは, 非 対 称 ポートは 対 称 ポートに 対 し 修 正 最 高 出 力 が 高 く,トルク 変 動 を 表 す COV (Coefficient of Variation) of IMEP (Indicated Mean Effective Pressure)も 低 くなる.なお,COV of IMEP は, 各 サイクルの IMEP の 標 準 偏 差 を IMEP の 平 均 で 割 ったものである.また, 筒 内 圧 センサーを 用 いた 燃 焼 解 析 結 果 からも, 10-90% 主 燃 焼 期 間 が 30% 以 上 短 くなった. 燃 焼 期 間 は,0-10%の 筒 内 の 燃 料 が 燃 焼 するま での 期 間 を 初 期 燃 焼 とし, 筒 内 の 10-90%の 燃 料 が 燃 焼 した 期 間 を 主 燃 焼 期 間 とする. 燃 焼 期 間 は, 燃 焼 に 要 したクランク 角 で 示 す. 本 検 討 では, 上 記 要 因 について 数 値 解 析 を 用 いて 確 認 する. (1) 吸 気 ポート 形 状 以 下 の 非 対 称 ポート及 び 対 称 ポートの 2 形 状 について 検 討 を 行 った. (a) Symmetric port (b) Asymmetric port Figure 2-1 Shape of symmetric and asymmetric ports - 19 -
(2) 計 算 条 件 計 算 条 件 は, 表 2-1 のとおりである. Table 2-1 Calculation conditions Partial WOT Engine speed (rpm) 2500 4000 Load (Nm) 20 80 BMEP (kpa) 382 1614 SOI (CA ATDC) 388 398 EOI (CA ATDC) 406 514 IVO (CA ATDC) 339 IVC (CA ATDC) 601 Calculation duration (CA ATDC) 370 600 ( 3) 計 算 結 果 1) 混 合 気 濃 度 分 布 図 2-2 のように, 対 称 ポートでの 混 合 気 濃 度 は 対 称 的 な 分 布 となる. 非 対 称 ポートは 筒 内 流 動 が 複 雑 で 濃 度 差 は 若 干 小 さいが, 上 死 点 に 近 づくに 従 い 高 濃 度 域 は 小 ポートのほうに 偏 る. 非 対 称 ポートの 部 分 負 荷 条 件 では 排 気 バルブ 側 スキッシュ 部 分,また,WOT, 部 分 負 荷 条 件 ともにインジェクタ 噴 口 近 傍 に 高 濃 度 混 合 気 の 残 留 が 見 られる. 2)プラグ 近 傍 当 量 比 変 動 図 2-3 のように, 当 量 比 は 1.1~1.2 であり, 対 称 ポートの 濃 度 変 動 が 小 さい. 特 に WOT 条 件 では 点 火 時 期 付 近 では 両 ポートとも 当 量 比 が 同 レベルであるが, 非 対 称 ポートは 当 量 比 の 時 間 的 変 化 が 大 きく 不 安 定 である. 3)タンブル 比 非 対 称 ポートは 対 称 ポートに 比 べ 最 大 タンブルが 部 分 負 荷 条 件 で25%,WOT 条 件 で30% 程 度 大 きい. 図 2-4で 示 されるように,WOTでは 上 死 点 付 近 までタンブル 流 が 維 持 される. 非 対 称 ポートのタンブル 流 が 強 化 されたのは, 非 対 称 性 よりも 片 方 のポート 通 路 断 面 積 が 小 さい 効 果 と 考 えられる. 4) 筒 内 流 速 分 布 - 20 -
図 2-5, 2-6のように,シリンダ 上 面 の 流 速 分 布 から, 非 対 称 ポートは 対 称 ポートに 比 べ 非 対 称 性 が 強 く, 渦 を 形 成 する.また, 上 向 きの 流 れが 強 くタンブル 強 化 に 貢 献 している. TDC 付 近 でも 筒 内 タンブルは 維 持 され,プラグ 付 近 流 速 は 大 きくなる. 4) 乱 流 エネルギ 乱 流 エネルギは非 対 称 ポートの 方 が 約 5% 程 度 大 きく, 図 2-7で 示 すように,WOT 条 件 では 上 死 点 付 近 まで 維 持 する. 5) 吸 入 空 気 量 図 2-8のように, 吸 入 空 気 量 は, 対 称 ポートの 方 が 約 2% 程 度 大 きい.これは, 非 対 称 ポ ートの 片 方 の 通 路 断 面 積 が 小 さいためである. 6)まとめ 表 2-2 で示 すように, 性 能 確 認 テストで 非 対 称 ポートの 方 が 良 かった 要 因 は, 高 いタンブ ル比 を 維 持 することができ,シリンダ 内 の 乱 れが 促 進 されることにより 火 炎 伝 播 が 良 好 に なったためと 考 えられる. 非 対 称 ポートでタンブル 流 が 強 化 された 要 因 は,ポートの 非 対 称 性 ではなく, 片 方 の 通 路 断 面 積 が 小 さいことにより, 空 気 流 動 が 強 化 されたものと 推 定 する. 但 し, 混 合 気 分 布 については 対 称 ポートの 方 が 均 一 かつ 安 定 しており, 燃 焼 安 定 性 の 面 では 有 利 である. 以 上 から, 高 タンブルでするためには, 吸 気 ポートの 通 路 断 面 積 は 大 と 小 のものとの 中 間 の 断 面 積 とする. 混 合 気 分 布 の 偏 りが 少 なするために, 対 称 ポートを 作 製 し 性 能 を 確 認 する. Table 2-2 Summary of test result Symmetric port +: 優 れる, -: 劣 る Asymmetric port Mixture distribution + - Equivalent ratio + - Tumble number - + Air velocity distribution - + Turbulence energy + - Air flow mass + - - 21 -
Equivalent ratio Symmetric port (Partial) Equivalent ratio Asymmetric port (Partial) Equivalent ratio Symmetric port (WOT) Equivalent ratio Asymmetric port (WOT) Figure 2-2 Mixture distribution - 22 -
Asymmetric port Symmetric port Equivalent ratio Crank angle ATDC Figure 2-3 Equivalent ratio at vicinity of spark plug (WOT) Asymmetric port Symmetric port Tumble number Crank angle ATDC Figure 2-4 Swirl and Tumble number (WOT) - 23 -
Cross section at cylinder center 590ATDC Velocity m/s Symmetry Asymmetry 700ATDC Velocity m/s Symmetry Asymmetry Figure 2-5 Air velocity distribution in cylinder (WOT) - Cross section at cylinder center - - 24 -
Cross section of cylinder axis Cross section at cylinder center 590ATDC Velocity m/s Symmetry Asymmetry 700ATDC Velocity m/s Symmetry Asymmetry Figure 2-6 Air velocity distribution in cylinder (WOT) - Cross section at cylinder axis - - 25 -
Crank angle ATDC Figure 2-7 Turbulence Energy (WOT) Air flow mass kg Crank angle ATDC Figure 2-8 Air flow mass - 26 -
2.4 吸 気 ポート 形 状 の 検 討 -2 ( 1) 吸 気 ポート 形 状 前 記 のように, 検 討 の 結 果, 吸 気 ポート 形 状 は, 対 称 ポートとして,ポート 通 路 断 面 積 は, 中 間 のものとした. 本 吸 気 ポート 形 状 は, 両 ポートの 通 路 断 面 積 が 中 間 であることか ら,M-M ポートと 呼 ぶことにする. 今 回 は, 通 路 断 面 積 通 路 を 中 間 のものとして, 以 下 の 4 つのポート 形 状 について, 数 値 シミュレーションによる 検 討 を 行 った.ポート 形 状 のねら いは, 高 タンブルで 混 合 気 濃 度 の 点 火 プラグ 付 近 への 最 適 分 布 とした. Type1:ストレート 形 状 Type2: 小 径 化 通 路 で 正 タンブル 強 化 ( 滑 り 台 形 状 ) Type3:Type1ベースで 通 路 断 面 積 をさらに 絞 る Type4:Type2ベースで 通 路 上 壁 を 落 とし 絞 ったもの( 滑 り 台 形 状 ) Type 1 Type 2 Type 3 Type 4 Figure 2-9 Intake port shape - 27 -
(2) 計 算 条 件 計 算 条 件 は, 表 2-3 のとおり. Table 2-3 Calculation conditions Idle Partial WOT Engine speed (rpm) 800 2500 4000 Load (Nm) 0.6 20 80 BMEP (kpa) - 382 1614 SOI ( CA ATDC) 399 388 398 EOI ( CA ATDC) 402 406 514 IVO (CA ATDC) 339 IVC (CA ATDC) 601 Calculation duration (CA ATDC) 370-720 - 28 -
(3) 計 算 結 果 1) タンブル 比 図 2-10 に 示 すように, 部 分 負 荷 条 件 において,タンブル 比 のピーク 値 で 評 価 すると, 対 称 (L-L) ポートに 比 べ, 対 称 (M-M) ポートでは, Type1 から 順 に 35%,58%,35%,63% 増 加 した.また, 非 対 称 (L-S)ポートと 比 較 しても,それぞれ 18%, 40%,19%,44% 増 加 し た.タンブルが 安 定 する IVC(Intak e Valve Close)10 前 (590 CA ATDC)で 評 価 すると, T ype1,3 は 対 称 (L-L)ポートより 25% 大 きく, 非 対 称 (L-S) ポー トとほぼ 同 等 の 値 を 示 した. T ype2,4 は 対 称 (L-L)ポートより 45% 程 度 大 きく, 非 対 称 (L-S) ポートよりもそれぞれ 18%, 24% 大 きい. 図 2-11 のように, WOT 条 件 においても Type1,3 は 10%,Type2,4 は 約 25% 非 対 称 ポ ート(L-S) よりピー ク 値 は 大 きくなっており, 部 分 負 荷 条 件 と傾 向 は 一 致 している. Type1 と Type3,Type2 と Type4 が 類 似 したタンブル 特 性 であり,ストレート 形 状,ま たは 滑 り 台 形 状 のベース 形 状 によって 傾 向 が 決 まる 傾 向 がある.また,Type1 比 べ Type2, Type3 に 比 べ Type4 のほうが 通 路 断 面 積 を 小 径 化 している 分 タンブルは 大 きくなっている が, 断 面 積 変 化 よりもポート 形 状 変 化 の 方 が 支 配 的 である. 2) 筒 内 流 速 分 布 図 2-13 に 示 すように, 吸 気 バルブ 最 大 リフト 時 (488 CA ATDC),Type4は Type1~3 に 比 べ,シリンダ 内 に 流 れ 込 む 流 速 が 大 きくなっている.この 流 れは, 図 2-12 の 590 CA ATDC のシリンダ 中 心 断 面 に 見 られるように,ピストン 上 面 で 上 向 きの 流 れとなり,タンブル 生 成 に 貢 献 していると 考 えられる.Type4 ではバルブステム 上 流 で 上 壁 を 下 げることで,ス テムガイド 下 方 のデッドスペースに 空 気 が 流 れ 込 みにくく,ポートからスムーズに 燃 焼 室 に 流 れ 込 むためだと 推 察 される.また,Type2 はシリンダ 内 に 流 れ 込 む 流 速 については Type1,3 とあまり 変 わらないが, 吸 気 バルブ 側 に 流 れ 込 む( 逆 タンブルを 生 成 する) 流 れ がポート 形 状 によって 抑 制 され, 正 タンブルが 打 ち 消 されることがないため,590 CA ATDC では Type4 と 同 様 の 強 いタンブル 流 が 見 られる.また, 部 分 負 荷,WOT 条 件 とも に 同 様 の 傾 向 が 見 られる. Type2,Type4 は 高 タンブルを 生 成 するものの,ポートを 寝 かした 形 状 であるためにバル ブシートとの 交 差 角 ができ, 加 工 のばらつきを 受 けやすいことが 懸 念 される. 従 って, 生 産 時 のバばらつきにより, 筒 内 の 空 気 流 動 が 変 化 し, 混 合 気 分 布 へも 影 響 を 与 えることに なり,ロバスト 性 の 低 いエンジンとなる 可 能 性 が 高 い. - 29 -
3) 乱 流 エネルギ 図 2-14 のように, 乱 流 エネルギに 関 しては,Type1~4 での 違 いはほとんど 見 られない. 非 対 称 (L-S)ポートと 比 べるとそれぞれ 約 3% 増 加 した.タンブル 強 化 によると 考 えられる が,タンブル 比 の 変 化 に 比 べ 乱 流 エネルギの 変 化 は 非 常 に 微 小 である. 4) 流 量 係 数 図 2-15 のように, 非 対 称 (L-S)ポートに 比 べ, 最 大 バルブリフト 付 近 において Type1 が 7%, Type2 が 4%,Type3が 5%,Type4が 1.5% 向 上 している.Type3 と Type4 は 通 路 を 絞 った 影 響 でベースとなる Type1,Type2 より 2 3% 程 度 低 下 するが, 非 対 称 (L-S)ポートの 性 能 は 上 回 る. 従 って, 流 量 係 数 に 関 しては,どのポート 形 状 でも 問 題 はない. 5) 吸 入 空 気 量 図 2-16 のように, 今 回 の 4 形 状 ともにほとんど 変 化 がなく,どのポートでも 問 題 はない. 6) まとめ 表 2-4 に 示 すとおり,GMTEC による 解 析 評 価 の 結 果, 正 タンブル 強 化 を 想 定 した 対 称 (M-M)ポートの Type4 ポート 形 状 がねらいどおり 高 いタンブル 比 ( 非 対 称 (L-S)ポート 比 24% 向 上 at590atdc)を 示 した. 全 負 荷 での 流 量 係 数 も 非 対 称 (L-S)ポートを 若 干 上 回 った. しかし Type4 はポートを 寝 かした 分,バルブシートとの 交 差 角 ができ 加 工 のバラツキを 受 けやすいためタンブル 比, 流 量 係 数 にバラツキが 生 じると 想 定 される. 量 産 時 の 型 ズレ 等 に 注 意 する 必 要 がある. よって,Type4 ポートと, 非 対 称 (L-S)ポートと 同 等 のタンブル 比 ではあるが, 型 ズレ 性 能 安 定 性 が 良 いと 思 われる Type1 を 選 定 した. 型 ズレの 影 響 が 懸 念 される Type4 を 選 んだので, 型 ズレの 影 響 を 計 算 で 事 前 に 見 積 るこ とにした.タンブル 比 や 流 量 係 数 について 最 も 影 響 が 大 きいポート 半 径 方 向 に 設 計 上 の 最 大 バラツキである±1mm( 生 産 実 力 は±0.5mm) 分 ずらして,Type1 と 比 較 評 価 する. 型 ズレの 影 響 としては, 吸 気 流 動 に 変 化 を 与 えことにより, 混 合 気 分 布 燃 焼 速 度 に 影 響 を 与 え, 最 終 的 には, 出 力 燃 費 性 能 へ 影 響 を 与 えることになる. - 30 -
Table 2-4 Summary of test result +: 優 れる,0: 同 等,-: 劣 る Type 1 Type 2 Type 3 Type 4 Tumble number - 0 - + Air velocity distribution - + - + Turbulence energy 0 0 0 0 Coefficient of discharge + 0 + 0-31 -
Tumble number -1.05(Asymmetry port) -0.638(Asymmetry port) Crank angle ATDC Figure 2-10 Tumble number (Partial) Tum ble n u mber -1.32(Asymmetry port) -1.06(Asymmetry port) Crank angle ATDC Figure 2-11 Tumble ratio (WOT) - 32 -
第 2 章 数値シミュレーションによるターボ過給機付直噴ガソリンエンジンの諸元検討 Velocity m/s Cross section at cylinder center Cross section at intake valve center Velocity m/s Type 1 Type 2 Type 3 Type 4 Figure 2-12 Air velocity distribution in cylinder at 488 CA ATDC Partial Velocity m/s Cross section at cylinder center Cross section at intake valve center Type 1 Type 2 Velocity m/s Type 3 Type 4 Figure 2-13 Air velocity distribution in cylinder at 590 CA ATDC Partial - 33 -
Turbulence energy Crank angle ATDC Figure 2-14 Turbulence energy (WOT) Coefficient of discharg e Crank angle ATDC Figure 2-15 Coefficient of discharge (WOT) Air flow mass kg Crank angle ATDC Figure 2-16 Air flow mass (WOT) - 34 -
2.5 吸 気 ポート 形 状 とピストン 形 状 との 検 討 4 タイプの 対 称 (M-M)ポート 計 算 結 果 から, 図 2-17 に 示 されるように, 高 タンブル, 高 流 量 係 数 を狙 っ た Type4ポートと 性 能 安 定 性 を 狙 った Type1 ポートを 選 定 した. 性 能 確 認 テストを 実 施 し実 機 からの 評 価 も 行 った.Type1~Type4 での 対 称 (M-M)ポートの 計 算 では 開 発 時 間 の短 縮 のため 流 れ 場 のみ 解 析 を 行 い, 噴 霧 混 合 気 挙 動 は 計 算 していない. 本 段 階 では 実 機 の 結 果 との 整 合 性 を 得 るため, 噴 霧 混 合 気 挙 動, 燃 焼 を 含 めた 計 算 を 行 い, 実 機 に 近 い 条 件 で 評 価 することとした.またピストン 形 状 は,Flat タイプと Dish タ イプの2 種 類 を 試 作 した.Flat タイプは, 図 2-17 に 示 すように,ピストン 頂 部 の 中 心 部 の 窪 み 部 は 大 きくし, 形 状 は 平 面 とし, 周 辺 部 に 平 面 部 を 設 けたが 面 積 的 には 小 さくした. また,Dish タイプも 図 2-17 に 示 すように,ピストン 頂 部 の 中 心 部 の 窪 み 部 は 小 さくし, 形 状 は 球 面 とし, 周 辺 部 の 平 面 部 は Flat タイプより 大 きなものとした.これらの 吸 気 ポート およびピスト ンで数 値 シミュレーションを 実 施 し, 最 終 形 状 をから 決 定 する. ( 1) 計 算 条 件 計 算 条 件 は, 表 2-5のとおり. Type 1 port Type 1 port Type 4 port Type 4 port Flat type piston Dish type piston Flat type piston Dish type piston Figure 2-17 Intake port type and piston type - 35 -
Table 2-5 Calculation conditions Idle Partial WOT Engine speed (rpm) 800 2500 4000 Load (Nm) 0.6 20 80 BMEP (kpa) - 382 1614 SOI (CA ATDC) 399 388 398 EOI (CA ATDC) 402 406 514 IVO (CA ATDC) 339 IVC (CA ATDC) 601 Calculation duration (CA ATDC) 370-720 (2) 計 算 結 果 1) 混 合 気 濃 度 分 布 図 2-18~2-20 に 示 すように, 混 合 気 濃 度 分 布 はピストン 形 状 よりポート 形 状 が 支 配 的 で あり,Idle から 部 分 負 荷,WOT と 負 荷 が 高 くなるにつれてこの 傾 向 は 顕 著 になる.Idle, 部 分 負 荷 条 件 では 燃 焼 室 上 部 から 層 状 に 分 布 しているが,WOT では 均 一 化 が 進 んでいる. いずれの 負 荷 条 件 においても,Type4 に 比 べ Type1 の 方 が 濃 い 混 合 気 がプラグ 近 傍 に 見 ら れ,Type4 は 排 気 ポート 側 に 濃 い 混 合 気 が 集 中 している. 非 対 称 ポートよりも Type1,Type4 ポートの 方 が 対 称 的 な 分 布 となっている. 2) プラグ 近 傍 当 量 比 変 動 Idle, 部 分 負 荷 条 件 では Type4 ポートに 比 べ,Type1 ポートの 方 が 当 量 比 の 変 動 は 少 な く,かつ 当 量 比 も 大 きい. 図 2-21 で 示 すように,WOT 条 件 では Idle, 部 分 負 荷 と 比 較 し て TDC 直 前 での 濃 度 変 動 が 少 なく,Type1 ポートと Type4 ポートはほぼ 同 じ 当 量 比 となる. 当 量 比 変 動 もピストン 形 状 よりポート 形 状 が 支 配 的 であり, 点 火 時 期 付 近 では Flat タイプ ピストンと Dish タイプピストンの 濃 度 が 逆 転 する 傾 向 が 見 られる. 3) 筒 内 流 速 分 布 図 2-22,2-23 のように, 吸 入 行 程 である 488 CA ATDC では,Type1 に 比 べ Type4 の 方 はポートからシリンダ 内 に 流 れ 込 む 流 速 が 強 く, 吸 気 側 に 流 れ 込 む( 逆 タンブル 生 成 方 向 ) の 流 速 は 小 さく, 正 タンブル生 成 に 貢 献 している.バルブ 中 心 断 面 でのピストン 上 面 付 近 の 流 速 は,Dish タイプに 比 べ Flat タイプの 方 が 若 干 大 きい.これは,バルブ 中 心 断 面 では - 36 -
Flat タイプは,シリンダ 壁 面 付 近 でピストン 上 面 が 斜 めになっているのに 対 し,Dish タイ プは 平 面 となっており,Fla t タイプはタンブル 流 を 生 成 しやすい形 状 になっているためと 考 えられる. 図 2-24,2-25 のように, 圧 縮 行 程 である 590 CA ATD C でも傾 向 は 変 わらず Type4 の 方 が強 いタンブ ル 流 を 生 成 する.なお,ピストン 形 状 による 影 響 が, 圧 縮 行 程 では 出 始 めて い る.ピストン 窪 み部 が 球 状 である Dish タイプでは,タンブル 流 の 流 れを 損 なうことが 少 なく, 流 れを 保 持 する 形 状 の 特 性 から,Dish タイプは, Flat タイプと 比 べてタンブル 流 が 強 くなり 始 めている. 図 2-26,2-27 のように,TDC 付 近 でも Type4 が 強 いタンブル 流 を 維 持 している.Dish ピ ストンは 渦 中 心 がシリンダ 中 心 に 近 く, 整 然 としたタ ンブルが 生 成 されているのに 対 し, Flat ピ ストンでは 渦 中 心 が 排 気 ポート 側 に 位 置 し, 押 しつぶされた 形 のタンブル 流 になっ ている. 4) タンブル 比 図 2-28 のように, ピストン 形 状 よりポート 形 状 が 支 配 的 であり,Type4 ポートの 方 が 強 いタンブルを 生 成 する.また,タンブルのピーク 値 は,Dish ピストンに 比 べ Flat ピストン の 方 が 大 きいが,TDC 付 近 ではタンブル 強 度 が 逆 転 する 傾 向 が 見 られる. 筒 内 流 速 分 布 で 述 べたように, 流 入 行 程 では Flat ピストンの 方 がタンブルを 形 成 しやすく, 筒 内 容 積 が 小 さくなるに 従 い,Dish ピストン 形 状 がタンブル 生 成 に 貢 献 するためである. 非 対 称 ポート のピーク 値 はそれほど 大 きくないが, 減 衰 が 小 さく,TDC 付 近 では Type1 より 強 いタンブ ルを 得 ることができる. 5) 点 火 プラグ 近 傍 流 速 点 火 プラグ 近 傍 流 速 に 関 しては, ピストン 形 状 よりポート 形 状 が 支 配 的 である. Idle, 部 分 負 荷 では Type1 より Type4 の 方 が 流 速 は 大 きく,TDC 付 近 ではほぼ 一 定 になる. 図 2-29 では,WOT では Type1の 方 が 大 きく, 圧 縮 上 死 点 に 近 づくと 急 速 に 流 速 が 減 少 し 流 速 の 変 化 が 大 きい. 非 対 称 ポートは 流 動 場 の 非 対 称 性 のため, 流 速 変 化 が 大 きい. 従 って, 点 火 時 期 のタイミングで, 燃 焼 が 大 きく 変 わることが 懸 念 される. 点 火 時 期 を 多 少 変 えても 安 定 した 燃 焼 が 得 られることが 望 ましい. 6) 乱 流 エネルギ 乱 流 エネルギに 関 しては, 図 2-30 に 示 すように,650 CA ATDC 付 近 まではポートによ る 差 はほとんどないが,Type4 ポートでは 650 CA ATDC 以 降 に 乱 流 エネルギが 急 速 に 増 - 37 -
加 する. 乱 流 エネルギは,ポート 形 状 が 支 配 的 であり,Flat ピストンの 方 がわずかに 大 き い. 7) 流 量 係 数 図 2-31 のように, 最 大 バルブリフト 付 近 において 非 対 称 (L-S)ポートに 比 べ Type4 はほ ぼ 同 等,Type1 は 8% 向 上 している. 従 って, 吸 入 空 気 量 の 増 加 し, 出 力 が 向 上 すると 推 察 される. 8) 壁 面 付 着 面 積, 付 着 量 壁 面 付 着 量 は 噴 射 量 で 無 次 元 化 している. 図 2-32~2-37 のように, 付 着 面 積 付 着 量 と もに 微 小 量 での 評 価 ではあるが, 図 2-33,2-35 などからポート 形 状 よりピストン 形 状 の 方 が 支 配 的 であると 考 えられる.Flat タイプが Dish タイプよりも, 多 くの 付 着 燃 料 を 生 成 し ているタイミングとしては,400~430 CA ATDC 付 近 であり, 噴 射 された 噴 霧 がピストン へ 衝 突 しているタイミングと 考 えられる. 従 って,Flat タイプが Dish タイプよりも,ピス トン 頂 部 の 窪 みの 深 さが 深 く, 噴 霧 のピストンへの 衝 突 が 少 ないため, 付 着 燃 料 が 少 なく なっていると 推 察 される.また,400~430 CA ATDC 付 近 では,ピストン 位 置 は 上 死 点 に 近 いため,ピストンによりシリンダ 壁 面 に 露 出 は 少 ないため, 噴 射 された 燃 料 は,シリン ダ 壁 面 への 付 着 は 少 ないと 考 えられる. 9) 内 部 EGRガス 分 布 図 2-38 のように, 部 分 負 荷 では 非 対 称 ポートを 除 き,ポート,ピストンの 影 響 はあまり 見 られず, 排 気 バルブ 付 近 に 濃 い EGR ガスが 残 留 している. 図 2-39 のように,WOT では Type4 は,EGR ガスの 分 布 がほぼ 均 一 化 されてしまっているが,Type1 ではシリンダ 周 囲 に 多 少 濃 い EGR ガスが 残 留 している. 燃 焼 の 安 定 性 を 考 えると,より 均 一 な EGR ガス 分 布 を 示 す Type4 が 望 ましい. 10) 燃 焼 速 度 燃 焼 速 度 に 関 しては, 図 2-40 に 示 すように, 違 いはわずかであるが,ポート 形 状,ピス トン 形 状 の 違 いにより 燃 焼 状 態 が 変 化 している. 非 対 称 ポートの 初 期 の 燃 焼 が 最 も 速 い. 主 燃 焼 速 度 (MBF: Mass Burned Fraction 10-90)について 実 験 値 と 計 算 値 を 比 較 すると 実 験 値 は Type1 に 比 べ Type4 ポートの 方 が 20% 程 度 燃 焼 速 度 は 速 くなっているのに 対 し, 計 算 値 ではわずかな違 いであった. 燃 焼 モデルの 再 確 認, 実 験 データにあわせて 再 計 算 す るなどの 見 直 しが 必 要 となる. 11) まとめ - 38 -
表 2-6 のように, 空 気 流 動 に 関 しては,Type4 が 優 れているが,Type1 の 方 が 混 合 気 形 成 については, 優 れている. 後 述 する 吸 気 ポートの 型 ズレによる 影 響 度 を 考 慮 して,ポー ト 形 状 を 決 定 する. なお,ピストン 形 状 は,Dish タイプは,ピストン 頂 部 の 窪 み 部 の 深 さが 深 いことにより, 燃 料 付 着 量 が 少 なく,スモークの 発 生 が 低 減 できると 考 え,Dish タイプとする. Table 2-6 Summary of calculation results +: 優 れる,0: 同 等,-: 劣 る Type1 Type1 Type4 Type 4 Flat Dish Flat Dish Mixture distribution + + - - Air velocity distribution - - + + Tumble number - - + + Air velocity at vicinity of spark plug - - + + Turbulence energy - - + + Wall film - + - + Mass burn fraction - - + + - 39 -
Equivalent ratio Type 1 Flat Type 1 Dish Type 4 Flat Type 4 Dish Figure 2-18 Mixture distribution (Idle, 710 CA ATDC) Equivalent ratio Type 1 Flat Type 1 Dis h Type 4 Flat Ty pe 4 Dish Figure 2-19 Mixture di stribution (Parti al, 710 CA ATD C) Equivalent ratio Type 1 Flat Type 1 Dish Type 4 Flat Type 4 Dish Figure 2-20 Mixture distribution (WOT, 710 CA ATDC) - 40 -
Equivalent ratio Crank angle ATDC Figure 2-21 Equivalent ratio at vicinity of spark plug (WOT) - 41 -
Velocity m/s Type 1 Flat Type 1 Dish Type 4 Flat Type 4 Dish Figure 2-22 Air flow distribution in cylinder (Partial, 480 CA ATDC) Velocity m/s Type 1 Flat Type 1 Dish Type 4 Flat Type 4 Dish Figure 2-23 Air flow distribution in cylinder (WOT, 480 CA ATDC) - 42 -
Velocity m/s Ty pe 1 Flat Type 1 Dish Type 4 Flat Type 4 Dish Figure 2-24 Air flow distribution in cylinder (Partial, 590 CA ATDC) Velocity m/s Type 1 Flat Type1 Dish Type 4 Flat Type 4 Dish Figure 2-25 Air flow distribution in cylinder (WOT, 590 CA ATDC) - 43 -
Velocity m/s Type 1 Flat Type 1 Dish Type 4 Flat Type 4 Dish Figure 2-26 Air flow distribution in cylinder (Partial, 700 CA ATDC) Velocity m/s Type 1 Flat Type 1 Dish Type 4 Flat Type 4 Dish Figure 2-27 Air flow distribution in cylinder (WOT, 700 CA ATDC) - 44 -
Crank angle ATDC Figure 2-28 Tumble number (WOT) m/s Figure 29 Flow velocity (WOT) Velocity Tumble number Crank Crank angle angle ATDC Figure 2-29 Flow velocity (WOT) - 45 -
Turbulence energy Crank angle ATDC Figure 2-30 Turbulence energy (WOT) Coef fic ie nt of discharge Crank angle ATDC Figure 2-31 Coefficient of discharge (WOT) - 46 -
Wall film area mm 2 Crank angle ATDC Fig ure 2-32 Wall film area (Idle) Wall film area mm 2 Crank angle ATDC Figure 2-33 Wall film area (Partial) - 47 -
Wall film area mm 2 2 Crank angle ATDC Figure 2-34 Wall film area (WOT) Wall film mas s (no r maliz ed) Crank angle ATDC Figure 2-35 Wall film mass (Idle) - 48 -
Wall film mass (normalized) Crank angle ATDC Figure 2-36 Wall film mass (Partial) Wall film mass (normalized) Crank angle ATDC Figure 2-37 Wall film mass (WOT) - 49 -
Type 1Flat Type1Dish Type4Flat Type4Dish Figure 2-38 Internal EGR Distribution (Partial 710CA ATDC) T ype 1 Flat Type 1 Dish Type 4 Flat Type 4 Dish Figure 2-39 Internal EGR distribution (WOT 710CA ATDC) - 50 -
Crank angle Type 1 flat Type 1 dish Type 4 flat Type 4 dish L-S flat Figure 2-40 Comparison of mass burned fraction - 51 -
2.6 吸 気 ポート 型 ズレの 評 価 エンジンを 量 産 する 際 に 生 産 時 のバラツキ 考 慮 する 必 要 がある.エンジンシリンダヘッ ドを 生 産 するにあたり, 吸 気 ポート 中 子 型 のズレによりポート 形 状 にバラツキが 生 じる. このバラツキにより, 筒 内 の 空 気 流 動 が 影 響 を 受 け, 筒 内 混 合 気 濃 度 分 布 が 変 わり, 燃 焼 特 性 に 影 響 を 与 えることが 考 えられる.この 影 響 によるエンジンの 出 力 燃 費 性 能 への 安 定 性 も 考 慮 して, 吸 気 ポートの 形 状 を 決 定 する 必 要 がある. 従 って,この 型 ズレが 性 能 に 及 ぼす 影 響 を 調 査 することも 開 発 の 一 つの 重 要 な 項 目 となる.そこでポート 形 状 の 型 ズレ に対 する 性 能 の 安 定 性 を 評 価 するために, 型 ズレが 起 こった 際 のモデルを 各 吸 気 ポート 形 状 に 対 して 作 製 し,シミュレーションにより 検 討 を 行 った. 図 2-41 に 今 回 計 算 を 行 った 型 ズレモデルを 示 す.モデルはタンブル 比 や 流 量 係 数 について 影 響 が 大 きい 吸 気 ポート 半 径 方 向 にズレを 仮 定 し 作 製 されている. Type4 ポートは,タンブル 性 能 は 向 上 するものの 加 工 のバラツキを 受 けやすいため,タ ンブル 比, 流 量 係 数 にバラツキが 生 じると 想 定 される. 量 産 時 の 型 ズレ 等 に 注 意 する 必 要 がある.そこで,この 型 ズレの 影 響 による 性 能 安 定 性 を 計 算 で 事 前 に 見 積 ることにした. タンブル 比 や 流 量 係 数 について 最 も 影 響 が 大 きいポート 半 径 方 向 に 設 計 上 の 最 大 バラツキ である 図 2-41 のように±1mm( 生 産 実 力 は± 0.5mm) 分 ずらして,Type1 と 比 較 評 価 するこ ととした. 1) 計 算 条 件 は, 表 2-7 のとおり. Table 2-7 Calculation conditions Idle Partial WOT Engine speed (rpm) 800 2500 4000 Load (Nm) 0.6 20 80 BMEP (kpa) - 382 1614 SOI (CA ATDC) 399 388 398 EOI (CA ATDC) 402 406 514 IVO (CA ATDC) 339 IVC (CA ATDC) 601 Calculation duration (CA ATDC) 370-720 - 52 -
+1mm (upper) core shift +1mm (upper) core shift Type 1 port,flat piston +1mm (Upper) Standard -1mm (Lower) Type 4 port,flat psiton +1mm (Upper) Standard -1mm ( Lower) Figure 2-41 Shape of intake port core shift - 53 -
2) 計 算 結 果 i)タンブル 比 図 2-42,2-43 ように,Type1ポートでは 型 を 下 にずらすとタンブル 比 は 増 加 し,Type4 ポートでは 上 下 どちらにずらしてもタンブル 比 は 増 加 する.ピーク 値 だけでなく,590 CA ATDC 付 近 においても 同 じ 傾 向 が 見 られる. 図 2-44 のタンブル 変 動 率 をみると,Type4 は 上 下 両 方 の 型 ズレに 対 し 15% 程 度 のタンブル 変 動 が 見 られる.Type1 では 下 側 のズレに 対 しては 変 動 が 大 きいものの, 上 側 のズレに 対 する 変 動 は 小 さい.また, 図 2-45 の 標 準 偏 差 から Type1 に 対 し Type4 の 方 がタンブル 比 のバラツキが 大 きいことがわかる. ii) 筒 内 流 速 分 布 Type1 の 下 側 の 型 ズレにおけるバルブ 付 近 流 速 分 布 は,ポート 鋳 造 部 と 加 工 部 の 接 続 部 分 で 剥 離 が 発 生 し Type4 に 類 似 した 流 れになっている.これは, 中 子 先 端 部 の 球 状 部 分 が 加 工 部 よりはみ 出 し,Type4 に 類 似 した 形 状 になっているためである.Type4 の 上 側 の 型 ズレではさらに 剥 離 を 生 じやすい 形 状 になっており, 逆 タンブルを 生 成 する 流 れが 抑 制 さ れている. 図 2-47,2-48 で 示 されるように,590 CA ATDC においてもこれらの 形 状 で 強 いタンブル 流 が 生 成 されている.また, 部 分 負 荷.WOT 条 件 とも 同 様 の 傾 向 が 見 られる. さらに, 図 2-50~2-53 のように,バルブカーテンエリア 周 方 向 の 流 速 分 布 から Type1 に 対 し Type4 のバラツキが 大 きいことがわかる.また,Type4では, 上 下 型 ズレ 形 状 に 比 べ Standard の 逆 タンブル 方 向 の 流 れが 大 きく, 正 タンブルを 抑 制 していることがわかる. iii) 流 量 係 数 図 2-53,2-54 から,Type1 は 型 ズレによって 流 量 係 数 はほとんど 変 化 しないが,Type4 は 上 側 の 型 ズレで 約 5% 低 下 する. 筒 内 流 速 分 布 にみられるように, 剥 離 が 生 じやすい 形 状 に なっているためであると 考 えられる. 図 2-55 のように, 流 量 係 数 変 動 率 からも Type4 は 上 側 の 型 ズレモデルにおいて 変 動 が 大 きいことがわかる.また, 図 2-56 の 標 準 偏 差 から 流 量 係 数 のバラツキも Type4 の 方 が 大 き いことがわかる. iv)まとめ Type4 の 方 が,Type1 に 比 べて 高 タンブルを 維 持 できるが, 性 能 安 定 性 は 悪 いと 考 えら れ, 部 分 負 荷,WOT 条 件 ともに 同 様 な 傾 向 を 示 す. 性 能 安 定 性 を 決 める 要 因 の 一 つはポー ト 接 続 部 分 形 状, 角 度 で 発 生 する 剥 離 の 遷 移 領 域 が 型 ズレの 範 囲 に 含 まれると 安 定 性 は 悪 化 する. - 54 -
1 0.5 0 type1 STD type1 Upper type1 Lower type4 STD type4 Upper type4 Lower Tumble number -0.5-1 -1. 5-2 -2.5 390 440 490 540 590 Crank angle ATDC Figure 2-42 Tumble number (Partial) Tumble number 1 0.5 0-0.5-1 -1.5 type1 STD type1 Upper type1 Lower type4 STD type4 Upper type4 Lower -2-2.5 390 440 490 540 590 ( ) Crank angle ATDC Figure 2-43 Tumble number (WOT) - 55 -
40% Deviation of tumble ratio 30% 20% 10% 0% -10% -20% -30% -40% 23.3% 16.7% 16.3% 15.5% Lower STD Upper Intake port core shift 18.3% 14.5% 5.7% 2.0% Type1 Partial Type1 WOT Type4 Partial Type4 WOT Figure 2-44 Deviation of tumble ratio Standard deviation of tumble number (at 590CA ) Calculated (as designed) Measured (avg) Intake port and operation condition Figure 2-45 Standard deviation of tumble number - 56 -
Type 1 Velocity m/s Type 4 Upper Standard Lower Figure 2-46 Air flow distribution in-cylinder (Partial, 488 CA ATDC) Type 1 Type 4 Upper Standard Lower Figure 2-47 Air flow distribution in cylinder ( Partial, 590 CA ATDC) - 57 -
Type 1 Type 4 Upper Standard Lower Figure 2-48 Air flow distribution in cylinder (WOT, 488 CA ATDC) Type 1 Type 4 Upper Standard Lower Figure 2-49 Air flow distribution in cylinder (WOT, 590 CA ATDC) - 58 -
0 deg m/s 120 100 80 Type1 STD (CA456) Type1 Upper (CA456) Type1 Lower (CA456) Type1 STD (CA488) Type1 Upper (CA488) Type1 Lower (CA488) Velocity y 60 40 20 0 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 A l (d ) Angle Figure 2-50 Tangential flow velocity at valve curtain area (Type 1, Partial) 0 deg 120 100 Type4 STD (CA456) Type4 Upper (CA456) Type4 Lower (CA456) Type4 STD (CA488) Type4 Upper (CA488) Type4 Lower (CA488) 80 m/s Velocity Velocity (m/s) 60 40 20 0 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 A ( ) Angle Figure 2-51 Tangential flow velocity at valve curtain area (Type 4, Partial) - 59 -
0 deg 160 140 120 Type1 STD (CA456) Type1 Upper (CA456) Type1 Lower (CA456) Type1 STD (CA496) Type1 Upper (CA496) Type1 Lower (CA496) V el oci ty m/s Velocity (m/s) 100 80 60 40 20 0 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 Figure 2-52 Tangential flow velocity Angle at valve curtain area (Type 1, WOT) 160 140 120 0 deg Type4 STD (CA456) Type4 Upper (CA456) Type4 Lower (CA456) Type4 STD (CA496) Type4 Upper (CA496) Type4 Lower (CA496) Velocity m/s 100 80 60 40 20 0 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 330 360 ( ) Angle Figure 2-53 Tangential flow velocity at valve curtain area (Type 4, WOT) - 60 -
1 0.8 Type1 STD Type1 Upper Type1 Lower Type4 STD Type4 Upper Type4 Lower Coefficient of disc harge 0.6 0.4 0.2 0 390 440 490 540 Crank angle ATDC Figure 2-54 Coefficient of discharge (Pa rtial) 1 0.8 Type1 STD Type1 Upper Type1 Lower Type4 STD Type4 Upper Type4 Lower Coefficient of discharge 0.6 0.4 0.2 0 390 440 490 540 Crank angle ATDC Figure 2-55 Coefficient of discharge (WOT) - 61 -
10% S tandard deviation of coef ficient of discharge De viation of Coefficient of discharge 8% 6% 4% 2% 0% -2% -4% -6% -8% -10% Type1 Partial Type1 WOT Type4 Partial Type4 WOT 0.7% 0.5% -1.1% -0.9% -1.2% -1.2% Lower STD Upper Intake port core shift Figure 2-56 Deviation of coefficient of discharge Calculated (as designed) Measured (avg) -5.1% -6.1% Intake port shape and operation condition Figure 2-57 Standard deviation of coefficient of discharge - 62 -
2.7 まとめ (1) 本 章 では, 低 燃 費 化 及 び 排 出 ガス 化 を 目 指 した 軽 自 動 車 初 の 直 噴 ターボエンジンを 開 発 するために, 開 発 期 間 の 短 縮 と 試 作 コストの 低 減 および 筒 内 現 象 の 詳 細 な 把 握 を 目 的 とし て数 値 シミュレーションを 導 入 し,エンジンの 吸 気 ポート 形 状, ピストン 形 状 諸 元 の 検 討 を行 った.また,エンジンを 生 産 する 際 のバラツキによるエンジ ン 性 能 への 影 響 を 確 認 す るた め, 生 産 時 の 吸 気 ポートの 型 ズレに 対 する 性 能 安 定 性 について も 評 価 を 行 った. (2) 数 値 シミュレーションには,GM R&D で 開 発 された GMTEC を 用 いた. 計 算 はすべて 非 定 常 で行 っているが,それぞれのステージで 必 要 に 応 じて, 流 れ 場 計 算, 噴 霧 混 合 気 計 算, 燃 焼 計 算 を 行 う. 評 価 はねらいとなっている 下 記 項 目 を 計 算 した. 1 ) 筒 内 混 合 気 濃 度 分 布 2) 点 火 プラグ 近 傍 当 量 比 3 ) 筒 内 流 速 分 布 4 ) タンブル比 5) 点 火 プラグ 近 傍 流 速 6) 乱 流 エネルギ 7) 流 量 係 数 8) 壁 面 付 着 面 積, 付 着 量 9) 内 部 EGR 分 布 (3) 上 記 数 値 シミュレーションを 行 うことにより, 以 下 の 結 果 を 得 た. 1) 吸 気 ポートでの 数 値 シミュレーション 結 果 では, 非 対 称 (L-S)ポートは, 高 いタンブ ル比 を 維 持 することができるが, 混 合 気 分 布 については 対 称 (L-L)ポートの 方 が 均 一 かつ 安 定 している.ただし, 高 いタンブル 比 を 得 られた 要 因 は,ポートの 非 対 称 性 で はなく, 非 対 称 (L-S)ポートの 片 方 のポート 通 路 断 面 積 が 小 さいことによるものであ っ た. 従 って, 安 定 した 混 合 気 分 布 を 得 るために 対 称 ポートとし, 高 いタンブルを 得 るために, 通 路 断 面 積 を 大 (L)と 小 (S)の 中 間 (M)とした 対 称 (M-M)ポートとした. 2) 対 称 (M-M)ポートの 中 で,Type4 ポート 形 状 がねらいどおり 高 いタンブル 比 ( 非 対 称 (L-S)ポート 比 24% 向 上 at590atdc)を 示 した. 全 負 荷 での 流 量 係 数 も 非 対 称 (L-S) ポートを 若 干 上 回 った.しかし Type4 はポートを 寝 かした 分,バルブシートとの 交 差 角 ができ 加 工 のバラツキを 受 けやすいため, 吸 気 ポートの 型 ズレを 生 じた 場 合,タ ンブル 比, 流 量 係 数 にバラツキが 生 じると 想 定 される. - 63 -
3) 空 気 流 動 に 関 しては,Type4 が 優 れているが,Type1 の 方 が 混 合 気 形 成 については, 優 れてい る.また,Type1 の 方 が, 型 ズレに 対 して 影 響 が 少 ない. 4) ピストン 形 状 は,Dish タイプは,ピストン 頂 部 の 窪 み 部 の 深 さが 深 いことにより, 燃 料 付 着 量 が 少 なく,スモークの 発 生 が 低 減 できると 考 えられえる.また, 筒 内 タン ブル 流 を 点 火 時 期 まで 持 続 できる. (4) 上 記 結 果 から, 図 2-58 に 示 すとおり, 吸 気 ポート 形 状 は, 対 称 (M-M)ポートの Type1, ピストン 形 状 は,Dish タイプを 選 定 し, 下 記 燃 焼 コンセプトを 実 現 することを 目 指 した. 1) 吸 気 ポートおよびピストン 形 状 による 高 タンブル 高 流 量 係 数 化 2) 点 火 プラグ 近 傍 に 最 適 な 濃 度 の 燃 料 混 合 気 配 置 (5) 選 定 したエンジン 諸 元 でエンジンを 試 作 し, 実 験 的 評 価 を 行 い, 次 章 でその 結 果 につい て 述 べる. Port section area: M-M Port shape: Type 1 Piston shape: Dish type Figure 2-58 Selected intake port shape and piston shape - 64 -
第 2 章 参 考 文 献 (1) Khalighi B., El Tahry S. H., Haworth D.C. and Huebler M.S., Computation and Measurement of Flow and Combustion in a Four-Valve Engines with Intake Variations, and Combustion in a Four-Valve Engines with Intake Variations, SAE Paper 950287, 1995. (2) 中 間 健 二 郎, 村 瀬 栄 二 他, 日 本 機 械 学 会 2001 年 度 年 次 大 会 講 演 論 文 集,K1921 (3) 中 間 健 二 郎, 村 瀬 栄 二 他, 日 本 機 械 学 会 2002 熱 工 学 講 演 会 講 演 論 文 集,E211 (4) 村 瀬 栄 二, 中 間 健 二 郎 他, 日 本 機 械 学 会 2001 年 度 年 次 大 会 講 演 論 文 集,K1922 (5) T.H. Lake, J. Stokes, P.A. Whitaker, J.V. Crum, "Comparison of Direct Injection Gasoline Combustion Systems," SAE 980154. (6) Moriyoshi, Y., Morikawa, H., Komatsu, E., Analysis of Turbulent Combustion in Simplified Stratified Charge Condition, International Journal of JSME.. (7) Moriyoshi, Y., Morikawa, Y., Kamimoto, T., and Hayashi, T., Combustion Enhancement of Very Lean Premixture in Stratified Charge Condition, SAE Paper No.962087. (8) Shiraishi, T., Nakayama, Y., Kihara, Y., and Nogi, T., A Study of Mixture Formation in Spark Ignited Direct Fuel Injection Engines, NO.15-01 JSAE SYMPOSIUM. (9) Ortmann, R., Arndt, S., Raimann, J., Grzeszik, R., and Gernot Würfel, G., Methods and Analysis of Fuel Injection,Mixture Preparation and Charge Stratification Indifferent Direct Injected SI Engines,SAE 2001-01-0970. - 65 -