Presentation title - Waseda UniversityPresentation slides of Doctor thesis Kusaka Laboratory Previous Studies of Urea-SCR System NOx組成と後処理装置の浄化率に関する従来研究

2008/12/15

Presentation slides of Doctor thesis

Kusaka Laboratory

Presentation title　

燃焼制御によるディーゼル排出ガス中のNOｘ組成の制御法とその活用に関する研究

高田　圭

早稲田大学理工学部機械工学科

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Study on the Control Methods of NOx Component in Diesel Exhaust by Combustion Control and its Application

博士論文研究発表

Keishi TAKADA

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Contents 2 / 54

第3章　汎用数値流体解析コードによるディーゼル燃焼解析の妥当性に関する検証

第4章　燃焼制御による燃焼特性およびNOx排出特性の変化に関する数値解析

第1章　序　論

第2章　NOx組成がUrea-SCRシステムのNOx浄化特性に与える影響

第5章　多段噴射化によるNOx組成コントロールの可能性に関する検討

第6章　NOx組成コントロールのUrea-SCRシステムへの適用

第7章　結論および今後の研究の発展

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第1章

序　　論

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Background and Motivation 4 / 54

自動車用動力源とCO2排出量

日本におけるCO2排出量

1.274 x 109 t/year　（2006）19.9%

運輸部門からの排出

Vehicles 89.7 %Cf.) http://www.jaf.or.jp/1.34 x 109 t/year　（2006）

※温室効果ガス(CO2換算)

自動車から排出されるCO2量は全体の約18%に相当し，大幅な削減が求められる

次世代低公害/低燃費自動車と課題>燃料電池車

>電気自動車三菱自動車工業(株) MiEV トヨタ自動車（株）　FCHV

>低公害ディーゼル車

低公害ディーゼル車の導入は，他と比べてインフラ面などで課題が少なく，自動車から排出されるCO2を低減するための重要な選択肢の一つと考えられる．

信頼性/耐久性向上，大幅な低コスト化

低コスト化，航続距離，充電時間/方法，低重量化

低公害化，燃費改善，低コスト化

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Background and Motivation 5 / 54

ディーゼルエンジンの普及によるCO2排出量削減の可能性と課題

ディーゼルエンジンと

　　　　　　　ガソリンエンジンの比較　

熱効率

PM e

mis

sion

NOx emission

Combustion improvement

Aftertreatment

Fig. Conceptual figure of diesel emission standards

排出ガス

後処理装置の浄化効率を最大限高めるための燃焼制御が求められる

特に低減が困難なNOxを対象とし,詳細な燃焼解析を実施して燃焼制御によるNOx排出量、NOx組成の変化を把握し,後処理装置の性能向上にむけた燃焼制御について検討

>浄化効率は排気温度，組成によって変化

>DPFによる重量ベースのPM低減率は約100%．

ディーゼル－○　

ディーゼル－×(NOx，PMの同時低減が困難)

ディーゼルエンジンの排気後処理装置

>NOx低減率は高くても80‐90%程度

(対ガソリン比で約2～3割優れる)

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Previous Studies 6 / 54

排気組成と後処理装置の浄化性能

>DPF, CSF (Catalyzed Soot Filter)前段酸化触媒，あるいはフィルタに担持された触媒上でNOがNO2に酸化される．NO2は265℃程度の比較的低温からPMを酸化させるため，運転中に連続的なPM酸化が生ずる．

>LNT, NSR (NOx吸蔵還元型触媒)空燃比リーン運転時に,NOxを触媒上に硝酸塩として吸蔵させ,定期的なリッチスパイクにより吸蔵されていたNOxをN2に還元する．NOx吸蔵時にはNOもNO2に酸化された後に吸蔵される．NOからNO2への酸化が不十分であっても，NO2は触媒に吸着あるいは吸蔵される．

C + 2NO2 → CO2 + 2NONO2によるSootの連続酸化反応式の例

O2

Al2O3

Pt

NOx storage materialNO

NO2 NOxH2, CO, HC

N2, CO2, H2O

Lean operation Rich spike

NO2

Al2O3

Pt

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Previous Studies of Urea-SCR System

NOx組成と後処理装置の浄化率に関する従来研究

0

20

40

60

80

100

0

0.5

1

1.5

2

100 150 200 250 300 350 400 450

DOC_ADOC_BDOC_C

DOC_ADOC_BDOC_C

NO

x re

duct

ion

%

NO

2/N

Ox

SCR Catalyst Temperature deg. CFig. NOx reduction and NO2/NOx v.s. SCR cat. Temp.* *SAE Paper 2004-01-155を参考に作成

Johnson Matthey社 York らによる報告(2004)

酸化力の異なる3つの酸化触媒（DOC）を用いて，NOx浄化率を評価(左図)

広範な温度域で高い浄化率を得ることは不可能

Urea-SCRシステムに関するその他の研究動向

排気の安全性評価(JARI，Ford)，Biodieselとの組み合わせ(NREL)，HC被毒（Ford），

析出物の調査(ORNL)，低負荷域において生ずる反応経路の調査(PSI)，DPF内のPM堆積量によるNO2比率の変化(Penn. State Univ.)，など

Oxidation powerA > B > C

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>Urea-SCRシステムに関する研究

NOx組成のコントロールに関しては検討されていない

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Outline of Doctor Thesis 8 / 54

１．NOx組成がUrea-SCRシステムのNOx浄化特性に与える影響 (第2章)

２．汎用数値流体解析コードによるディーゼル燃焼解析の妥当性に関する検討 (第3章)

NOx組成により，浄化特性が大きく変化するとされるUrea-SCR NOx還元システムに対して，実機試験により，流入するNOxの組成を変化させた際の浄化特性を調査した．

３．燃焼制御による燃焼特性およびNOx排出特性の変化に関する数値解析 (第4章)

４．多段噴射によるNOx組成コントロールの可能性に関する検討 (第5章)

５．NOx組成コントロールのUrea-SCRシステムへの適用 (第6章)

ディーゼル燃焼における詳細なNOx排出特性を把握することを目的に，汎用の数値流体解析コードSTAR-CDを用いて詳細化学反応を考慮した燃焼解析を実施し，その妥当性について検証した．

妥当性が確認された解析コードを用いて，各種パラメータを変化させた際の燃焼特性の変化，およびNOx排出挙動の変化を数値解析の利点を活かした手法を用いて解析した．

NOと炭化水素の反応によりNO2を生成する反応経路に着目し，Pilot噴射あるいはPost噴射の適用により，NOx組成をコントロールする方法について実機試験および数値解析を用いて検討した．

前章で検討したNOx組成コントロールをUrea-SCRシステムに適用した際のNOx浄化特性の改善効果を調査した．また，燃焼制御と後処理装置の浄化特性に関して総括した．

NOx組成の評価も検討可能な数値解析コードの構築

NOx組成制御による後処理装置の浄化性能の評価

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第2章

NOx組成がUrea-SCRシステムのNOx浄化特性に与える影響

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10 / 54Outline of ‘Urea-SCR System’

Overall SCR reaction4NH3 + 4NO + O2 → 4N2 + 6H2O8NH3 + 6NO2 → 7N2 + 12H2O

―　(1)　Standard SCR reaction― (2)　NO2 SCR reaction

―　(3)　Fast SCR reaction2NH3 + NO + NO2 → 2N2 + 3H2O

Urea decomposition(NH2)2CO → HNCO + NH3 HNCO + H2O→ NH3 + CO2- Pyrolysis - Hydrolysis

Urea-SCR システムとは?排出ガス中に尿素水を添加し，生成したアンモニアを触媒上に吸着させ，排気中のNOxをアンモニアとの間で生ずる還元反応により，窒素と水にして無害化する触媒システム

Urea-SCR システムの長所と短所高いNOx浄化率，貴金属使用量の低減，硫黄に対する強い耐性，燃費のロスが無い，etc．長所

短所尿素タンク，噴射装置による装置の大型化，インフラの整備，アンモニアスリップ発生の可能性，触媒低温時の浄化率の低下，etc．

NOx組成の変化によるUrea-SCRシステムのNOx浄化特性の変化について詳細な調査を実施し，NOx組成コントロールの重要性を明確にする

本章の目的

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Experimental Apparatus 1 - Engine Test Bench -

RadiatorDynamometer

Turbocharger　 Engine

AirFilter

Air flow meter

Common Rail

Intercooler

Supply pump

Analyzing RecorderRotary Encoder

MEXA-9100DEGR

Fuel consumption meter

Fuel tank

Urea-SCRsystem

MEXA-4000FT

エンジン諸元 The numbers of cylinders : In-line 6

Aspiration : TurbochargedBore × Stroke : 115 × 125 mm

Type : 7.8 L, DOHC, DI

A/D converter

PC

Engine

MEXA-9100DEGR

MEXA-4000FT

Fourier Transform Infrared spectrometer (FT-IR)

NOx – Chemiluminescence CO, CO2 – Non-Dispersive Infrared Detection (NDIR)THC – Flame Ionization Detection (FID)

Measuring method

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Urea tank

Pre-oxidation catalyst

Exhaust gas

SCR catalyst Post-oxidation catalyst

Urea Injector

Function generator

Pump

Water jacket

Urea dosing control circuit

(32.5 wt% urea-solution)

12

3 4 5 6 7

Experimental Apparatus 2 - Base Urea-SCR System -

SCR catalyst specifications

Cell density : 300 cells/inch2

Total catalyst volume : 22.6 L(2.8 times engine swept volume)

Vanadium catalyst

Cell density : 400 cells/inch2

Total catalyst volume : 22.6 L(2.8 times engine swept volume)

Zeolite catalyst

catalyst

Urea-SCRシステムの基本レイアウト

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Basic performance test 1 - experimental condition -

Table Experimental condition

Operation steady state

Engine speed rpm 1440

Load % 20, 40, 60, 80

Urea equivalence ratio 1.0

SCR catalyst Zeolite × 3

Pre-oxidation catalyst 1

Post-oxidation catalyst 1

Sampling Points

Urea Injection

3

Zeolite SCR catalyst

Diesel oxidation catalyst

Urea equivalence ratio φurea

NO NO2NO reduction by Standard SCR

NO2 reduction by NO2 SCR

NO and NO2 reduction by Fast SCR

φurea=1.0 means the precise amount of urea, which can reduce all of the NOx.

4 5 6 7

12

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0

50

100

150

200

250

1 2 3 4 5 6 7

NO

, N

O2

ppm

sampling point

Zeolite catalyst : 20% LoadSCR Catalyst temp. 457 K (184℃)

NONO

2

Basic performance test 2 - test results -

Sampling Points 73 4 5 6

Oxi. cat. SCR cat.

Standard SCR

Fast SCR

NO:NO2=1:1

負荷率の変化とNOx浄化率

>20%負荷の条件においてもFast SCR reactionは十分に進行

>SCR触媒に流入するNO2の量が少なく，1段目の触媒で消費される

NOx浄化率向上のためには低温域においてもNO2の量を増加させることが重要

0

20

40

60

80

100

20%Load40%Load60%Load80%Load

NO

x re

duct

ion

%

sampling point4 5 6 7

Zeolite catalyst : NOx reduction

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Experimental Apparatus 3 - Modified System Layout -

Pre-oxidation catalyst (×2)

Exhaust gas

Bypass line

Catalyst line

ValveModification

2. Bypass line

1. Pre-oxidation catalyst

3. Two valves

3 4 5 6 7

2 1

前段酸化触媒の容量増加により，低負荷域におけるNOからNO2への酸化を促進すると同時に，触媒活性向上時の過剰なNO2の生成をバイパスラインにより抑制可能なシステム

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Definition of ‘ NO2/NOx ’

Exhaust gas

NO, NO2, N2O

NOx

trace quantity

NO2/NOx = NO2

NO + NO2

Load %NO2/NOx

with Pre-Oxi. cat. w/o Pre-Oxi. cat.

20 0.143 0.131

40 0.536 0.071

60 0.574 0.023

80 0.374 0.020

NO 100% NO2 0% - NO2/NOx = 0.0

NO 50% NO2 50% - NO2/NOx = 0.5

NO 0% NO2 100% - NO2/NOx = 1.0

NO NO2

NOx組成を表現するパラメータNO2/NOxの定義

NOx組成を示すパラメータNO2/NOxを定義し，以降この値を用いてデータを整理する．

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SCR catalyst temp. K 450, 500

NO2/NOx450 K – 0.1, 0.2, 0.29, 0.42

500 K – 0.1, 0.27, 0.5

SCR catalyst Zeolite x 3


7

Urea Injection

3 4 5 6

SCR cat.Oxi. cat.

catalyst line

bypass line

Zeolite

Effect of NO2/NOx on NOx Reduction (1) 17 / 54

SCR触媒温度を固定し，NO2/NOxをパラメータとした際のNOx浄化特性を調査

NOx組成がUrea-SCRシステムのNOx浄化特性に及ぼす影響

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Effect of NO2/NOx on NOx Reduction (2)

触媒温度が低い条件，および触媒容量が小さなシステムにおいてNOx組成のコントロールが特に有効に作用し，未還元のNOxは6 – 21 %まで大幅に削減することが可能

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0

20

40

60

80

100

NOx reduction performanceCatalyst temperature : 450 K

S. P. 4 S. P. 7

43.0% 92.6% 60.1% 91.8%

NOx reduction

100

13

100

21Nor

mal

ized

NO

x em

issi

on %

0

20

40

60

80

100

NOx reduction performanceCatalyst temperature : 500 K

S. P. 4 S. P. 7

72.7% 97.4% 90.6% 99.4%

NOx reduction

100

10100

6N

orm

aliz

ed N

Ox

emis

sion

%

Conventional SCR system Modified SCR system

システムレイアウトの変更によるNOx浄化率改善効果

NO2/NOx = 0.14　　　0.42 NO2/NOx = 0.35　　　0.50

73 4 5 64 7

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SCR catalyst temp. K 550

NO2/NOxVa. – 0.1, 0.2, 0.3, 0.4, 0.5, 0.59, 0.65

Ze. – 0.02, 0.25, 0.49, 0.69

SCR catalyst Vanadium x 3, or Zeolite x 3


7

Urea Injection

3 4 5 6

catalyst line

bypass line

Effect of Catalyst Composition on NOx Reduction 19 / 54

ゼオライト系触媒に加え，活性金属として五酸化バナジウム(V2O5)を担持したバナジウム系触媒に対して，NOx組成と浄化率の関係を調査した．

触媒の種類の違いによるNOx浄化特性の変化

Vanadium SCR cat.

Zeolite SCR cat.

※2つの触媒はセル密度が異なる(Slide No.9 参照)　　バナジウム系触媒－300 cpsi, ゼオライト系触媒－400 cpsi

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Effect of Catalyst Composition on NOx Reduction 20 / 54

触媒の種類の違いによるNOx浄化特性の変化 3 5 64 74 7

0

20

40

60

80

100

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

45

67N

Ox

redu

ctio

n %

NO2/NOx

Vanadium catalystSCR Cat. temp. 550 K (277℃)

Sampling point No.

0

20

40

60

80

100

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1N

Ox

redu

ctio

n %

NO2/NOx

Zeolite catalystSCR Cat. temp. 550 K (277℃)

バナジウム系触媒ではStandard SCR reactionの方がNO2 SCR reactionより速く進行する

Fast SCR reactionが最も速く進行する特性は触媒の種類によらないUrea-SCRの特徴である

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Summary of ‘Section II’

コモンレール式燃料噴射装置を採用した直列6気筒7.8Lインタークーラ付ターボ過給ディーゼルエンジンを供試機関として，NOx低減型の排気後処理装置としてUrea-SCRシステムを採用し，特にNOx組成の変化に対する触媒上におけるNOx還元反応の挙動の変化に着目して試験を実施した．実験結果は以下のようにまとめられる．

Urea-SCRシステムにおけるNOx還元反応の中では，NOとNO2が等モルで反応するFast SCR reactionが触媒温度200℃以下の温度域から十分に速い速度で進行する主要な反応であるため，NO2/NOxを0.5に保つことにより高いNOx浄化率が達成される．

酸化力の大きい触媒を採用し，中・高負荷域における過剰なNO2の生成を抑制するバイパスラインを設けるレイアウトを採用したシステムは，幅広い運転条件に対してFast SCR reactionを促進し触媒温度450K(177℃)の条件においてNOx排出量を従来の約1/5にまで低減し，さらに他の温度域においても浄化率を向上させることが可能である．

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触媒の種類によらず，Urea-SCRシステムにおける主要なNOx還元反応である3式の中で，Fast SCR reactionの反応速度が最も大きい．また，本研究で用いた触媒に関する限り，NOが単独で反応するStandard SCRについてはバナジウム系触媒の方が速く，NO2が単独で反応するNO2SCR reactionについてはゼオライト系触媒の方が速く進行する．

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第3章

汎用数値流体解析コードによる

ディーゼル燃焼解析の妥当性に関する検討

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多次元の数値流体解析

>筒内の不均一性は燃焼過程に影響し，NOxやPMの排出特性　にも多大な影響を及ぼす

詳細な化学反応解析RH

R

ROO

QOOH

OOQOOH

HOOQ’OOH

HOOQ’O + OHR: Alkyl radical

>着火，燃焼過程を正確に表現することは，その後の筒内温度，　　　圧力の履歴を再現するために不可欠である．　　

>近年のディーゼルエンジンは着火遅れの長い燃焼法を採用する　ため，詳細な化学反応過程を考慮することが重要．

Coupling

>燃料噴射，液滴の分裂，蒸発，燃料と空気の混合などの複数　の現象がエンジン筒内で生じ，不均一な分布を形成している．

Chemical process

Physical process

Outline of Diesel Combustion Modeling

詳細な化学反応過程を考慮したディーゼル燃焼の数値解析について検討し，燃焼およびNOx排出特性の解析に必要な精度を有するモデルを構築する

本章の目的

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Reaction Scheme - Outline

Species : 33　Elementary reactions : 66

N series reactions

Extended Zel’dovich mechanism, Prompt NO, NO via N2O, NO2 formation

n-heptane reaction scheme*

*A. Patel et al., Development and Validation of a Reduced Reaction Mechanism for HCCI Engine Simulations, SAE Paper 2004-01-0558 (2004).

本研究で使用したCFDコード

STAR-CD v3.26 Complex Chemistry Module

素反応スキーム

CPU time: Approximately 54 hours for basic conditions.

Parameter modification

Machine spec. : Intel Core 2 Duo processor 2.40 GHz 2GB Memory (single core calculation)

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セタン価が軽油とほぼ同等

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Engine Specifications and Calculation Grids

Engine type 4-cycle, 2.2L, DOHC, In-line 4 cylinders, DI

Bore × Stroke 86 mm × 96 mm

Top clearance 0.98 mm

Con-rod length 147.5 mm

Compression ratio 15.8

Table Engine specifications

Calculation grids

Fixed lineThe number of cells

5464 at BDC timing

2344 at TDC timing

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Calculation Models Used in This Study

Turbulence model RNG k-epsiron model

Breakup modelKH-RT modelsb0=0.61, b1=15.0, ctau=1.0crt=0.1, Wel=100.0, cb0=17.5

Wall impingement model Bai model

Atomization model Reitz-Diwarkar model

NOx modelExtended Zel’dovichN2O, NO2 reaction

Turbulent chemistry interaction model

Kong modelCmix=0.01*

Table Applied physical models

*Adjusted as a fitting parameter

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Reaction Scheme – Ignition Delay Test

素反応機構の着火遅れ特性

Ignition delay characteristics of each scheme calculated by 0-D chemical reaction analysis.

LLNL scheme: 560 species, 2537 reactionsERC scheme : 29 species, 52 reactions

This study : 33 species, 66 reactions

各素反応機構の反応数と化学種数

2

3

4

5

-10 0 10 20 30

Exp_pressureERC scheme

Crank angle deg. ATDC

Pres

sure

MPa

Engine speed : 2000 rpmFuel injection timing : TDCFuel quantity : 20 mm3/stEGR ratio: 19.1%

Operating conditions

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ベーススキームのパラメータをそのまま使用したところ，燃焼による圧力上昇が全く確認されなかった

素反応スキームのアレニウスパラメータの変更により実測値の再現を目指した．

LLNL schemeERC scheme

0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.70.01

0.1

1

10

100

1000/K

igni

tion

dela

y m

s

P = 1.3 MPaφ=1.0

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炭化水素系燃料の着火機構とn-heptaneの素反応スキーム

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RH RH-atom abstraction

ROO

O2 addition

QOOH

isomerization

OOQOOH

O2 addition

HOOQ’OOH

isomerization

HOOQ’O + OHchain branching

OQ’O + OH

CH3,　C2H5Methyl radical, Ethyl radical

C7H15-2 + O2 = C7H15O2

C7H15O2 + O2 = C7KET12 + OHC7KET12 = C5H11CO + CH2O + OH

C7H16 + O2 = C7H15-2 + HO2

C7H16 + HO2 = C7H15-2 + H2O2

系の温度上昇に伴う熱解離により負の温度領域（NTC）が存在する

着火機構を表現するこれらの反応のアレニウスパラメータを変更の対象とした

C7H15-2 = C2H5 + C2H4 + C3H6

着火機構と素反応スキームに含まれる反応式の関係

Fuel

R：Alkyl radical

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Arrhenius parameter modification

Arrhenius’ Equation: k=ATnexp(-E/RT)

Elementary reactionA

ERC mech. This studyC7H16 + HO2 = C7H15 -2 + H2O2 1.65E+13 6.60E+13

C7H15 + O2 = C7H15 -2 + HO2 2.00E+15 8.00E+15C7H15-2 + O2 = C7H15O2 1.56E+12 6.24E+12

C7H15O2 + O2 = C7KET12 + OH 4.50E+14 1.80E+15C7KET12 = C5H11CO + CH2O + OH 9.53E+14 3.81E+15

C7H15-2 = C2H5 + C2H4 + C3H6 7.05E+14 1.25E+15H + O2 + M = HO2 + M 3.60E+13 7.20E+17

H2O2 + M = OH + OH + M 1.00E+16 2.00E+16OH + H2 = H2O + H 1.17E+09 2.34E+09

頻度因子Aのみを変更の対象とし，値を2-4倍することで着火を早める方向へ変更した

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素反応機構の着火遅れ特性

Ignition delay characteristics of each scheme calculated by 0-D chemical reaction analysis.

LLNL scheme: 560 species, 2537 reactionsERC scheme : 29 species, 52 reactions

This study : 33 species, 66 reactions

LLNL schemeERC schemeApplied scheme

0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.70.01

0.1

1

10

100

1000/K

igni

tion

dela

y m

s

P = 1.3 MPaφ=1.0

各素反応機構の反応数と化学種数

2

3

4

5

-10 0 10 20 30

Exp_pressureERC scheme

Crank angle deg. ATDCPr

essu

re M

Pa

Engine speed : 2000 rpmFuel injection timing : TDCFuel quantity : 20 mm3/stEGR ratio: 19.1%

Operating conditions

2

3

4

5

-10 0 10 20 30

Exp_pressureERC schemeApplied scheme

Crank angle deg. ATDCPr

essu

re M

Pa

±3%

±0.1 msPressure rise

±0.1 msPeak Pressure timing

Peak Pressure

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パラメータの変更により，実験値を高い精度で再現することを可能とした．

排出ガスの生成過程についても再現している可能性を有すると判断できる

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Calculation Conditions for Validation


Intake pressure kPa 103 (±1 in Exp.)

Intake temperature K 303.15* (± 1.5 in Exp.)

Injection timing deg. ATDC -5, -2, 0, 2

Injection quantity mm3/st 20EGR ratio % 0

Intake O2 concentration vol. % 20.9

Parameter : Fuel Injection Timing


Injection timing deg. ATDC 0

Injection quantity mm3/st 20

Intake pressure kPa 103 103 101 97

Intake temperature K 303.4* 327.5 336.2 343.7

EGR ratio % 0 27.8 30.2 32.5

Intake O2 concentration vol. % 20.9 17.2 16.2 15.3

Parameter : EGR Ratio (Intake O2 concentration)

*Heat transfer (+10 - 15 K) between intake gas and cylinder wall is assumed in calculation

31 / 54

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Calculation Results - Pressure and Heat Release -

Parameter : Fuel Injection Timing Parameter : EGR Ratio (Intake O2 concentration)

修正した素反応パラメータを適用することにより，計算対称とした8条件すべてにおいて，先に述べた基準を満たす高い精度で筒内圧力を再現することができた．

-2

0

2

4

6

8

0

100

200

300

400

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

Exp.Cal.

0.4%27.8%

30.2%

Cyl

inde

r pr

essu

re M

Pa

Hea

t re

leas

e J/

deg.

CA

EGR ratio

32.5%

32 / 54

筒内圧力および熱発生率の計算結果

-2

0

2

4

6

8

0

100

200

300

400

-20 -10 0 10 20 30 40

Cyl

inde

r pr

essu

re M

Pa

Hea

t re

leas

e J/

deg.

CA


Exp.Cal.

Fuel injection timing-5 deg. ATDC

-2 deg. ATDCTDC

2 deg. ATDC

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Calculation Results - NOx (NO, NO2) Emission -

050

100150200250300350400

0

40

80

120

160

200

NO

x em

issi

on p

pm

NO

2 em

issi

on p

pm

O2 concentration vol%

15.3 16.2 20.9

NO2

Exp.Cal.

NOx Exp.Cal.

32.5 27.8 0.0EGR ratio %

700Exp. 700.0

Cal. 690.7

17.2

30.2

650

Parameter : Fuel Injection Timing Parameter : EGR Ratio (Intake O2 concentration)

EGR量が多い条件下においては，NOx排出濃度を定量的に再現できていない．しかしながら，着火時期に対するNOx排出量の変化，およびNO2量の変化の傾向は再現されている．

33 / 54

NOx排出濃度およびNO2排出濃度の計算結果

0

200

400

600

800

1000

0

100

200

300

400

NO

x em

issi

on p

pm

NO

2 em

issi

on p

pmFuel injection timing deg. ATDC

-5 -2 0(TDC) 2

NO2

Exp.Cal.

NOx Exp.Cal.

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Calculation Results - NO2/NOx Prediction - 34 / 54

NO2/NOxおよびNO2排出濃度の予測値と実測値の比較

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Cal

cula

ted

NO

2/N

Ox

Measured NO2/NOx

Oxygen concentration vol%20.9 17.2 16.2 15.3

Injection timing deg. ATDC-5 -2 0 2

0

50

100

150

0 50 100 150Cal

cula

ted

NO

2 em

issi

on p

pmMeasured NO

2 emission ppm

Oxygen concentration vol%20.9 17.2 16.2 15.3

Injection timing deg. ATDC-5 -2 0 2

NO2/NOｘ NO2 emission4通りの吸気酸素濃度と4通りの燃料噴射時期を組み合わせた16条件で評価

±15%

数値解析は噴射時期の遅角化に伴ってNO2/NOxの値を低く見積もる傾向にある．

吸気酸素濃度が低い条件においてNO2生成量を低く見積もる傾向にある．

上死点噴射を行う条件においては±15%の精度でNO2/NOxを予測可能

2008/12/15


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Summary of ‘Section III’

ディーゼルエンジンの燃焼制御によるNOx生成挙動の変化について検証することを最終的な目的として，本章においては汎用の数値流体解析コードと詳細な化学反応解析のカップリングコードを用いた燃焼解析を実施した．基礎的な運転条件の違いをパラメータとした解析結果を実験結果と比較して，解析の妥当性について検討した結果は以下のようにまとめられる．

軽油とセタン価がほぼ等しいn-heptaneの素反応機構を適用した本計算において，アレニウスパラメータの修正により，反応スキームの着火遅れ特性を変化させることで精度良く（圧力上昇±0.1ms，筒内圧力のピーク値±3%，ピーク値を示す時期±0.1ms）ディーゼル燃焼による筒内圧力履歴を再現することが可能である．

アレニウスパラメータの修正を施した素反応スキームを適用することにより，燃料噴射時期およびEGR率をパラメータとした際の筒内圧力，および熱発生率履歴の変化を非常に高い精度で再現することが可能である．

EGRを適用した条件において数値解析はNOx排出量を低く見積もる傾向にあり，また上死点から離れた時期に燃料噴射を行う場合はNOx組成の予測精度が低い．しかしながら，EGRを適用しない条件でのNOx排出量，上死点噴射時のNO2/NOxの予測精度は高い．

35 / 54

2008/12/15


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第4章

燃焼制御による燃焼特性およびNOx排出特性の変化

に関する数値解析

36 / 54

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37 / 54Outline of Supercharge with EGR

EGRと過給の併用によるエンジンアウトの排出ガス低減

EGR line

Common-rail fuel injection system

>高過給，高EGR燃焼によるPMとNOxの低減に関する検討は，主にエンジンアウトの排気　性能に重点が置かれ，排気温度や組成に関して十分に議論されることがない．

前章で妥当性を確認した燃焼解析手法を適用し，燃焼制御が燃焼特性やNOx排出特性，NO2/NOxの値に及ぼす影響について詳細に調査する．

本章の目的

Fig. Diesel engine system

EGR率を高くすることによって，エンジンアウトNOxを大幅に低減

空気過剰率が低下し，PM排出量が増加

過給により多量の空気を筒内へ吸入する

高過給，高EGR燃焼

VNT/VGT turbocharger

>過給による圧力変化，EGRによる酸素濃度変化はNOxの組成に大きな影響を与える．

>過給とEGRの併用は低公害化だけでなく，高出力化，低燃費化のためにも重要

2008/12/15


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Analysis Method of EGR Mechanism

EGRによるNOx低減メカニズムの解析

主要な要素として，以下の2つの要素がNOx低減に作用していると考えられている．

吸気酸素濃度の低減不活性ガスの還流に伴う筒内ガスの比熱の増大

両者の影響を数値解析により分離して評価する

分析方法

架空の化学種 “Inert O2” を定義し，通常のEGRと比較する．

Inert O2O2 “Inert O2”の性質

>酸素と同一の熱物性値を有する．

>他の化学種と反応しない

“Inert O2”で筒内ガスを希釈すれば，比熱を変化させることなく，吸気酸素濃度のみを低減させることが可能となり，上記の2つの影響を分離することができる．

38 / 54

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Calculation Conditions - EGR Mechanism -

Table 　Calculation conditions (Operating conditions)Engine speed rpm 2000

Intake pressure kPa 100


Injection quantity mm3/st 20Intake temperature K 344.7

Case A B C O2 vol% 21.0 19.3, 17.7, 16.0

N2 vol% 79.0 78.7, 78.3, 78.0

H2O, CO2 vol% 0.0 1.0, 2.0, 3.0 0.0Inert O2 vol% 0.0 0.0 2.0, 4.0, 6.0

Table 　Calculation conditions (In-cylinder gas components)

EGRを行わないCase A，通常のEGRを模擬してCO2とH2Oで筒内ガスを希釈する

Case B，Inert O2で筒内ガスを希釈するCase Cを比較する．

39 / 54

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Calculation results - EGR mechanism -

筒内温度履歴の計算結果

Inert O2で希釈した場合の圧縮行程における温度履歴が希釈しないCase(A)と一致している．

希釈ガス割合の増加に伴い比熱の差が拡大するため，燃焼後のCase (B)，(C)の温度差が拡大するが，燃焼による温度上昇のタイミングはほぼ同時期となる．

880

900

920

940

960

-5 0 5 10 15

Tem

pera

ture

K


Dilution gas

Inert_O2

EGR

0%2.0%4.0%6.0%

1400

1500

1600

1700

10 15 20 25 30

Tem

pera

ture

KCrank angle deg. ATDC

Inert_O2EGR

Average in-cylinder temp. (-5 – 15 deg. ATDC) Average in-cylinder temp. (10 – 30 deg. ATDC)

40 / 54

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Calculation Results - EGR Mechanism -

0

2

4

6

0

100

200

300

400

0 5 10 15 20 25 30Crank angle deg. ATDC

w/o EGR

Cyl

inde

r pr

essu

re M

Pa

Hea

t re

leas

e J/

deg.

CA

Dilution gas

CO2, H2O

Inert_O2

0%Dilution gas

4.0%6.0%

2.0%

筒内圧力と熱発生率，およびNOx排出濃度の計算結果

A B B BCCC

In-cylinder Pressure and HRR NOx emissions

41 / 54

0

200

400

600

800

1000

NONO2

NO

, N

O2

ppm

Inert O2 EGR Inert O2 EGR Inert O2 EGR

Dilution gas vol%0.0 2.0 4.0 6.0

821.89

450.21

346.94

197.21130.69

62.8331.20

2

筒内圧力と熱発生率は，筒内の酸素濃度によってほぼ決定されている．

Case AとCの差(酸素濃度の違い)がCase BとCの差(比熱の違い)よりも大きいことからEGRによるNOx低減の主要なメカニズムが吸気酸素濃度の低減であると示唆される．

EGRガス量の増加によるNOxの低減に伴ってNO2/NOxは上昇する．

NO2/NOx

0.093 0.12 0.15 0.18 0.20 0.22 0.23

Case

Inert O2

EGR(CO2,H2O)

2008/12/15


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In-cylinder Behaviour of NO and Gas Temp.

筒内ガス温度およびNO濃度分布の変化 (movie)

Case A Case B* Case C*

Temperature K

Min. 400 – Max. 2500

NO mass fraction

Min. 0.0 – Max. 0.0008

*Dilution gas amount of Case B and C is 4.0%

1 – 90 deg. ATDC (10 deg. CA/sec)

42 / 54

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Kusaka Laboratory

NO and Temperature Distribution

各条件におけるNOと筒内ガス温度の分布

Temperature K 400 – 2500 NO mass fraction 0.0 – 0.0008

吸気酸素濃度によって，NOを生成する領域の大きさが決定される．

比熱の違いは，NO生成領域の内部におけるNO濃度の差を形成する．

14 deg. ATDC

18 deg. ATDC

26 deg. ATDC

14 deg. ATDC

18 deg. ATDC

26 deg. ATDC

(A) w/o EGR (B) EGR (C) Inert O2 (A) w/o EGR (B) EGR (C) Inert O2

43 / 54

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Sensitivity Analysis - Analysis method -

吸気パラメータが燃焼特性に与える影響の感度解析

実験では相互に影響しあうパラメータについても，数値解析では単独で変化させることが可能

44 / 54

熱発生率線図の形状に着目

Typical heat release rate curve

7.0 J/deg. CASOI

C B

A

D

E

A:Ignition delay (Cool flame)

B:Ignition delay (Hot flame)

C:Max. heat releaseD:Max. heat release timing

E:Combustion duration

Crank angle

Hea

t re

leas

e>熱発生率はエンジン性能を代表する．

感度解析の手法

>単段噴射，かつ燃料と空気の混合が十分　　進んでから着火する燃焼においては，　熱発生率の形状が右図のような形状となる．

各パラメータの変化量と熱発生率線図を代表する上記5つの値の変化の相関を調査

燃費　–　熱発生率の重心と相関が強い(B, C, D, E)騒音　–　圧力上昇率と相関が強い(B, C, D)

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Sensitivity Analysis - Analysis method -

吸気パラメータが燃焼特性に与える影響の感度解析の一例

45 / 54

解析パラメータ：吸気圧力 base 100 kPabase –20, +20, +40, +60, +80, +100 kPa

着火時期

Engine speed : 2000 rpmEGR ratio. : 19.1 %Fuel quantity : 20 mm3/stFuel injection timing : TDC (single)

-2

0

2

4

6

8

10

0

100

200

300

400


Cylin

der

pres

sure

MPa

Hea

t re

leas

e J/

deg

base+20kPa

+40kPa+60kPa

+100kPa

-20kPa+80kPa

Base operating conditions

In-cylinder pressure and heat release

圧力の上昇と共に早期化，圧力を低下させた場合の遅角化が顕著

熱発生率

着火時期の早期化に伴い，ピーク値が低下し，燃焼期間が長期化

数値計算により得られた上記の熱発生率線図に対して前述の手法で形状の変化を解析する

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Sensitivity analysis results Parameter : Intake pressure

In-cylinder Pressure and HRR

-2

0

2

4

6

8

10

0

100

200

300

400


Cylin

der

pres

sure

MPa

Hea

t re

leas

e J/

deg

base

+20kPa+40kPa

+60kPa

+100kPa

-20kPa

+80kPa

0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100Rel

ativ

e se

nsiti

vity

Initial pressure kPa (v.s. base)

A: Cool flame timing

base

0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100

Rel

ativ

e se

nsiti

vity


B: Hot flame timing

base

0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100

Rel

ativ

e se

nsiti

vity


base

C: Maximum heat release rate

0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100

Rel

ativ

e se

nsiti

vity


D: Timing of maximum H. R. R.

base

0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100

Rel

ativ

e se

nsiti

vity


E: Combustion duration

base

吸気圧力が燃焼特性に与える影響の感度解析結果

46 / 54

同様の解析を‘吸気温度’，‘酸素濃度’，‘酸素分圧を一定とした場合の吸気圧力’に対して実施

2008/12/15


Kusaka Laboratory

-2

0

2

4

6

8

10

0

100

200

300

400


Cylin

der

pres

sure

MPa

Hea

t re

leas

e J/

deg

base+20kPa

+40kPa+60kPa

+100kPa

-20kPa+80kPa

Ignition timing and intake pressure -

酸素の空間密度と着火時期

吸気圧力のみを向上させた場合に着火時期の早期化が確認できる

5 deg．ATDCにおける燃料蒸気の分布と筒内平均温度

Base

Base+40 kPa

Base+80 kPa

912.9 K

918.5 K

922.9 K

2fuel O product+ → 2

[ ][ ] [ ]

d fuelk fuel O

dtα β− = ⋅⋅⋅

総括反応で表した着火反応

温度が一定の条件下であっても吸気圧の上昇に伴う酸素の空間密度の上昇により着火反応の速度を向上させ，着火時期の早期化をもたらしている

2[ ]O ：O2 molar concentration　mol/cm3


47 / 54

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Numerical Analysis of Supercharge with EGR

-2

0

2

4

6

8

10

0

100

200

300

400

500


Cylin

der

pres

sure

MPa

Hea

t re

leas

e J/

deg

base+20kPa

+40kPa+60kPa

+100kPa

-20kPa

+80kPa


Intake pressure / O2 vol% : base 100 kPa / 18.5%

base –20kPa / 23.4%, +20kPa / 15.3%, +40kPa / 13.0%, +60kPa / 11.4%, +80kPa / 10.1%, +100 kPa / 9.0%

EGRによる酸素濃度の低減分を過給圧の増加で補い，酸素の空間密度を一定とした．

過給とEGRの併用を想定したディーゼル燃焼の数値解析

48 / 54

熱発生率

酸素の体積濃度が高いほど急峻な立ち上がりが確認され，ピーク値が大きくなる

解析結果は，長い着火遅れを伴うディーゼル燃焼の着火時期が酸素の空間密度によって決定されることを示唆している.

着火時期

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Sensitivity analysis results Parameter : Intake pressure

吸気圧力に関する感度解析結果（酸素の空間密度が一定の場合）

49 / 54

C, EはO2の体積濃度に依存し，B, Dは空間密度に依存する傾向にある．

-2

0

2

4

6

8

10

0

100

200

300

400

500


Cylin

der

pres

sure

MPa

Hea

t re

leas

e J/

deg

base+20kPa

+40kPa+60kPa

+100kPa

-20kPa

+80kPa


0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100Rel

ativ

e se

nsiti

vity


A: Cool flame timing

base

0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100

Rel

ativ

e se

nsiti

vity


B: Hot flame timing

base

0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100

Rel

ativ

e se

nsiti

vity


base

C: Maximum heat release rate

0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100

Rel

ativ

e se

nsiti

vity


D: Timing of maximum H. R. R.

base

0

0.5

1

1.5

2

2.5

-20 0 20 40 60 80 100

Rel

ativ

e se

nsiti

vity


E: Combustion duration

base

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Calculation conditions - EGR and supercharge - 50 / 54

吸気パラメータの変化によるNOx排出特性の変化に関する数値解析燃焼特性だけでなく，NOx排出量およびNO2/NOxの値の変化の関係を調査．

0

50

100

150

200

250

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

-40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40

NO

x em

issi

on p

pm

NO

2/N

Ox

Intake temperature vs. base+ + + +

NOxNO

2/NOx

Parameter: Intake temp. Parameter: Intake pres.

0

50

100

150

200

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

-20 0 20 40 60 80 100

NO

x em

issi

on p

pm

NO

2/N

Ox

Intake pressure kPa (gage)

Parameter: O2 concentration Parameter: Intake pres. (PO2: const)

吸気酸素濃度による変化が最も大きいが，同一の吸気酸素濃度条件における変化の傾向は，熱発生率のピーク値の変化と同一の形状を示す．

10-1

100

101

102

103

104

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

NO

x em

issi

on p

pm

NO

2/N

Ox

Oxygen concentration vol.%23 22 21 20 19 18 17 16 15 14

10-1

100

101

102

103

104

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

-20 0 20 40 60 80 100

NO

x em

issi

on p

pm

NO

2/N

Ox

Intake pressure kPa (gage)

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Calculation conditions - EGR and supercharge -

Engine speed rpm 2000Intake temperature K 353.15


Injection quantity mm3/st 20Intake O2 concentration vol% 20.9 16.2

EGR ratio % 0 30.0 35.9Intake pressure kPa 100 100 120

Case name A B CExp. or Cal. Cal. Exp.,Cal. Exp., Cal.

Table 　Calculation and experimental conditions

w/o EGR with EGR

w/o Supercharge with Supercharge

51 / 54

過給とEGRの併用を想定したディーゼル燃焼

過給とEGRの有無による燃焼特性，NOx排出特性の違いについて，実機試験により確認すると同時に，過給とEGR併用時の解析精度の妥当性を検証

2008/12/15


Kusaka Laboratory

0

200

400

600

800

1000NO NO2

NO

, N

O2

ppm

ExpCal

ExpCal

Intake pressure kPa120

821.9

14383.3

150103.0

100100

Intake oxygen concentration vol%20.9 16.2

Cal 2

-2

0

2

4

6

8

0

100

200

300

400

-20 -10 0 10 20 30 40

Cyl

inde

r pr

essu

re M

Pa

Hea

t re

leas

e J/

deg.

CA


Exp.Cal.

100 kPa, O2 16.2 vol%

100 kPa, O2 20.9%

NA, w/o EGR

Supercharge with EGR120 kPa, O

2 16.2 vol%

NA, with EGR

Calculation results - EGR and supercharge -

過給とEGRを併用したディーゼル燃焼の燃焼特性とNOx排出特性

52 / 54

In-cylinder Pressure and HRR NOx emissionEngine speed: 2000 rpm20 mm3/st, singleInjection timing: TDC

過給により酸素の空間密度を高めて着火遅れを低減し，燃費が改善　[310→289 g/kWh]

熱発生率のピークが低下し，NOx排出濃度が同等のままNO2/NOxの値が上昇　[0.119→0.193]

100 kPaO2 20.9 %

100 kPaO2 16.2 %

120 kPaO2 16.2 %

NOx g/kWh

0.707 0.421 0.808 0.5555.34

過給とEGRの併用によりNOx排出量をおよそ85%低減可能

2008/12/15


Kusaka Laboratory

Summary of ‘Section IV’

前章において妥当性が確認された数値解析コードを用いて，燃焼制御を行った際の燃焼特性，およびNOx生成挙動の変化を調査した．代表的な燃焼制御である過給とEGRを対象として，NOx低減メカニズム，およびNOx組成の変化に及ぼす影響を調査した．本章で得られた知見は以下のようにまとめられる．

過給とEGRを併用した燃焼の数値解析を実施した結果，EGRによる吸気酸素濃度の低減によりNOx排出量が大幅に低減され，さらに過給による酸素の空間密度の保持が着火遅れを抑制することにより，NOx排出量の低減と燃費の維持を両立していることが示された．

EGRによるNOx低減の主要なメカニズムが吸気酸素濃度の低減によるものであることを数値解析により明らかにした．筒内圧力と熱発生率も，吸気酸素濃度によってほぼ決定される．

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NOx生成挙動に関する解析から，吸気酸素濃度の低減によりNOの生成領域の大きさが決定され，EGRガスの還流に伴う動作ガスの比熱の変化は，NOx生成領域内におけるNO濃度に差を与える副次的な要素である．

EGRによりNOx中のNOが主に減少するため，排出NOx中のNO2/NOxの値が上昇する．

2008/12/15


Kusaka Laboratory

End

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Presentation title - Waseda UniversityPresentation slides of Doctor thesis Kusaka Laboratory Previous Studies of Urea-SCR System NOx組成と後処理装置の浄化率に関する従来研究