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JARI Research Journal (2016.7)

バーナー式スート発生器を用いた

ディーゼルパティキュレートフィルタの評価

Evaluation of Diesel Particulate Filter Using Burner-type Soot Generator

青木 寿夫*1

Toshio AOKI

北村 高明*2

Takaaki KITAMURA

Abstract

In this study, we investigated a reliable and reproducible test method of full-size DPF

using a burner-type soot generator. The burner operates with continuous combustion of a

diesel fuel spray with a three-stage introduction of controlled airflows. The oxygen

concentration of the burner’s primary air was controlled so that the size distribution of the

burner-generated soot became almost equal to that of real engine-out soot. As a result, the

pressure drop across a DPF, as a function of soot load, became closer to that of an engine test.

1. まえがき

世界的な排出ガス規制の強化により，ディーゼ

ルパティキュレートフィルタ（以後，DPF）の採

用地域が急速に拡大している．そのため，各自動

車会社は DPF システムおよびその制御に関する

開発工数が増加しており，モデルベース開発の精

度向上による試作・試験の削減／手戻り抑制や実

エンジンによる確認試験段階の時間短縮が強く求

められている．

本研究では，エンジンベンチの様な大規模設備

を使用せず，かつ，再現性の高い DPF 評価手法

の構築を目指して，連続燃焼方式の軽油バーナー

により発生したスートおよびアッシュをフルサイ

ズ DPFに堆積する手法について検討した．

一方，これまでにも軽油バーナーを用いた DPF

評価手法は研究されているが，発生スートの凝集

粒子径がエンジン排出PMに比べて大となる傾向

があり 1)，スート堆積時の DPF圧力損失がエンジ

ン試験と一致しないという懸念があった．

本報では，バーナー燃焼の酸素濃度や空燃比を

変化させることで発生スートの粒子径分布を制御

することを試み，エンジン試験時のDPF圧力損失

と比較を行った．

2. 実験方法

2. 1 バーナー式スート発生器

バーナー式スート発生器としてCambustion社

製のDiesel Particulate Generator（以後，DPG）

を使用した．Fig. 1にDPGの外観写真を，Fig. 2

に内部構造の模式図を示す．

DPGはDPF下流に設置された排気ブロアによ

り所定のガス量を吸引する方式をとっており，

DPF へスートやアッシュを堆積した場合でも

DPF上流側（バーナー部を含む）の圧力は概ね大

気圧に保たれる．そのため，安定したバーナーか

らのスート発生が可能になる．

軽油バーナーに対しては 3段階の空気供給がな

される．スート発生量は一次空気量で制御されて

おり，DPFへスート堆積を行う場合は，一次空気

はリッチ制御される．Table 1 にスート発生量を

10 g/h とした際の燃料流量，一次空気量（以後，

PAF）および二次空気量（以後，SAF）の制御値

JARI Research Journal 20160708*

【研究速報】

＊1 一般財団法人本自動車研究所 エネルギ・環境研究部

＊2 一般財団法人日本自動車研究所 エネルギ・環境研究部博士

(工学)

＊本速報はJSAE著作権規則に基づくJSAE20165134の転載である．

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JARI Research Journal (2016.7)

Fig. 1 Appearance of Diesel Particulate Generator

(DPG)

Fig. 2 Structure of DPG

を示す．燃料流量と PAFから求まる当量比は 1.8

程度であり，火炎上流部ではリッチ燃焼によるス

ート生成が生じる．その後，二次空気との混合に

より，火炎下流部では未燃燃料のリーン燃焼が行

われる．一方，三次空気は DPFへ流すガス流量・

温度を調整するために使われる．

本研究で使用した DPFは，SiC製のウォールフ

ロータイプであり，サイズは143.8 mm x L127

mmである．

Table 1 Fuel flow and air flow (Soot emission = 10g/h)

2. 2 バーナー発生スートの粒子径制御

DPGが採用しているリッチ・リーンの二段燃焼

方式では，PAFによってスート発生量は顕著に変

化するが，スート凝集粒子径分布の変化は殆ど見

られない 2)．

そこで，一次空気の酸素濃度をスート発生の制

御因子に加えることで，スート発生量のみならず

粒子径制御の可能性を検討した．具体的には，一

次空気に酸素ガスもしくは窒素ガスを混合するこ

とで酸素濃度を7%～27%の範囲で変化させた．な

お，発生スートの凝集粒子径分布の計測にはTSI

社のEngine Exhaust Particle Sizerモデル3090

（以後，EEPS）を使用した．

2. 3 エンジンを用いた比較データの取得

スート凝集粒子径分布および DPF 圧力損失に

関して，DPGとエンジンの比較を行うため，エン

ジン台上試験を行った．供試エンジンは，ボア径

86 mm，ストローク長 86 mmの 4ストローク直

列 4気筒ディーゼルエンジンである．燃料噴射装

置はコモンレール方式であり，後処理装置はDOC

＋DPF（DPGで使用した物と同じ諸元）である．

DPG試験と同様，スート凝集粒子径分布の計測に

は EEPSを使用した．

3. 実験結果

3. 1 バーナー発生スートの粒子径制御

一次空気の酸素濃度制御により，バーナー発生

スートの凝集粒子径分布が変化するかを調べた．

Fig. 3および Fig. 4に，PAFを 8.7 kg/hに固定し

た状態で酸素濃度を 15%～27%の範囲で変化さ

せた際のスート凝集粒子径分布を示す．また，Fig.

5 に一次空気の酸素濃度が平均凝集粒子径に及ぼ

す影響を示す．これから，一次空気の酸素濃度に

よってバーナー発生スートの粒径分布は変化し，

エンジン排出PM相当に小粒径化を図るには酸素

濃度の低下が効果的であることが分かる．低酸素

濃度化により凝集粒子が小径化するメカニズムと

しては，

・ リッチ燃焼の火炎温度低下（Table 2参照）

・ リッチ燃焼の火炎形成位置がノズルから離れ

た位置に後退し 3)，燃料と一次空気の予混合化

が促進

により，スート生成速度が低下し，一次粒子数の

低減から一次粒子同士の凝集が抑制されたと考え

られる．

Secondary air

Tertiary air

Primary air

Fuel systemExhaust blower

Exhaust cooler

Burner air inletBurner exhaustCooling air outlet Cooling air inlet

Fuel flow PAF SAFkg/h kg/h kg/h

1.1 8.7 100

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JARI Research Journal (2016.7)

Fig. 3 Effect of oxygen concentration in primary air

on soot size distributions derived from DPG (PAF=8.7kg/h, O2=15~21%)

Fig. 4 Effect of oxygen concentration in primary air

on soot size distributions derived from DPG (PAF=8.7kg/h, O2=21~27%)

Table. 2 Adiabatic flame temperature

Fig. 5 Effect of oxygen concentration in primary air on average soot aggregation diameter derived from

DPG

一方，Fig. 3から明らかなように，一次空気の

酸素濃度低下により，低粒径化は可能であるが，

スート濃度の大幅な低下を伴う．そこで，一次空

気の低酸素濃度化と低流量化の組み合わせ効果を

検証した．Fig. 6に示す通り，一次空気の低酸素

濃度化に併せて低流量化を行うことにより，スー

ト濃度を高く保った状態でスート凝集粒子の小径

化が可能になった．

Fig. 6 Effect of oxygen concentration in primary air

on soot size distributions derived from DPG (PAF=3.2~8.7kg/h, O2=7~21%)

次に，一次空気の低酸素濃度化と低流量化がス

ート一次粒子径に及ぼす影響を確認するため，透

過型電子顕微鏡（以後，TEM）を用いてスート凝

集体の観察を行った．Fig. 7にスート凝集体の

TEM撮影結果を示す．

Fig. 7 TEM images of soot aggregates derived from

DPG

0.0E+00

4.0E+04

8.0E+04

1.2E+05

1.6E+05

1 10 100 1000

dN

/dlo

gD

p [

#/c

m3]

Electrical mobility diameter [nm]

PAF=8.7kg/h, O2=21%

PAF=8.7kg/h, O2=19%

PAF=8.7kg/h, O2=17%

PAF=8.7kg/h, O2=15%

0.0E+00

4.0E+04

8.0E+04

1.2E+05

1.6E+05

1 10 100 1000

dN

/dlo

gD

p [

#/c

m3]

Electrical mobility diameter [nm]

PAF=8.7kg/h, O2=21%

PAF=8.7kg/h, O2=23%

PAF=8.7kg/h, O2=25%

PAF=8.7kg/h, O2=27%

O2 Tad

% - K

21 1 2273

21 1.8 1767

15 1 1907

15 1.8 1466

0

25

50

75

100

125

150

175

200

10 15 20 25 30

Mo

bilit

y d

iam

ete

r [n

m]

O2 conc. in primary air [%]

Engine

PM

0.0E+00

4.0E+04

8.0E+04

1.2E+05

1.6E+05

1 10 100 1000

dN

/dlo

gD

p [

#/c

m3]

Electrical mobility diameter [nm]

PAF=8.7kg/h, O2=21%

PAF=4.4kg/h, O2=13%

PAF=3.4kg/h, O2=12%

PAF_3.2kg/h_O2_7%

④Mobility diameter=80nmSoot=10g/h (Low O2&A/F）

②Mobility diameter=70nmSoot=0.5g/h (Low O2）

①Mobility daimeter=110nmSoot=10g/h (STD）

③Mobility diameter=70nmSoot=2g/h (Low O2&A/F）

Lower O2

+ Lower A/F

Similar in sizeto engine PM

Ave. primarysoot diamater

27.6nm

Ave. primarysoot diamater

60.9nm

+ Lower A/F

200nm200nm

200nm 200nm

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JARI Research Journal (2016.7)

左上の画像がDPG標準状態でのスート凝集体で

あり，平均一次粒子径はエンジンと同等の27.6

nmであった．一方，一次空気の低酸素濃度化およ

び低流量化を進め，10 g/h程度の高濃度スートを

発生した状態で小径化を図った場合（左下の画像），

平均一次粒子径が60.9 nmまで粗大化することが

分かった．そのため，低酸素濃度条件下で一次粒

子径をエンジン排出PMと同等の25 nm程度に保

つには，適度な空気量を確保し，スート発生量を

2 g/h程度に抑える必要がある．

3. 2 DPGとエンジンとの比較

エンジン台上試験を行い，スート凝集粒子径分

布およびDPF圧力損失に関してDPGとエンジン

の比較を行った．

Fig. 8に，スート凝集粒子径分布を比較した結

果を示す．ここで，エンジンの粒径分布は噴射圧

力を40 MPaから105 MPaまで増減させてスート

排出量を大きく変化させた際の結果を示している．

DPGにおいて，一次空気の「低酸素濃度化＋低流

量化」を実施した場合，DPG標準状態よりもエン

ジン実験で得られたスート凝集粒子径分布に近い

分布が得られた．

Fig. 8 Comparison of soot size distributions

between engine and DPG

Fig. 9に，DPF入口ガス温度300℃，GHSV =

100,000 h-1の条件におけるスート堆積量に対す

るDPF圧力損失を示す．DPGのスート粒径制御に

より，エンジンで取得した圧力損失に近づく傾向

が得られたが完全に一致するには至らなかった．

その理由として，エンジンとDPGで異なる点があ

り，スート粒径分布が完全には一致していないこ

と，PM中のSOF比率が異なること，エンジンで

はNO2による連続再生が生じていることが考えら

れる．

Fig. 9 Comparison of pressure drop across a DPF

between engine and DPG (300°C，GHSV= 100,000h

-1)

4. まとめ

本研究では，エンジンベンチの様な大規模設備

を使用せず，かつ，再現性の高いDPF評価手法の

構築を目指して，連続燃焼方式の軽油バーナーに

よるフルサイズDPFへのスート堆積手法を検討

し，以下の知見を得た．

1) バーナー一次空気の酸素濃度によって発生ス

ートの二次粒径分布は変化し，エンジン排出

PM 相当に小粒径化を図るには酸素濃度の低

下が効果的である．

2) 一次空気の低酸素濃度化に併せて低流量化を

行うことにより，スート濃度を高く保った状

態でスート二次粒径の小径化が可能になる．

ただし，低流量化を進めすぎるとスート一次

粒径が粗大化する．

3) バーナー発生スートの粒径制御により，エン

ジン台上試験の DPF 圧力損失挙動に近づく

傾向が得られた．

参考文献

1) Hands, T. et al. : A New Instrument for Diesel

Particulate Filter Functional Tests in Development

and Quality Control Applications, SAE Paper

2010-01-0809 (2010)

2) Nickolaus C. : A Standard Soot Generator for Diesel

Particulate Filter Testing, DEER conference (2007)

3) Siebers, D. et al. : Flame Lift-Off on Direct-Injection

Diesel Fuel Jets: Oxygen Concentration Effects,

SAE Paper 2002-01-0890 (2002)

0.0E+00

1.2E+07

2.4E+07

3.6E+07

0 50 100 150 200 250 300

dN

/dlo

gD

p〔/c

m3〕

Mobility diameter 〔nm〕

ENG 40MPa

ENG 60MPa

ENG 105MPa

DPG Low&A/F

DPG STD

0

5

10

15

20

0 1 2 3 4 5

Pre

ss

ure

dro

p 〔

KP

a〕

Soot loading 〔g/L〕

ENG 55MPa

DPG Low&A/F

DPG STD