JP2005523396A - 触媒コンバータの耐久性を試験する方法及び装置 - Google Patents

Abstract

本発明は一般に、長時間の運転条件にわたり自動車に生じる条件をシミュレートする条件下で自動車用触媒コンバータ（１７０）の性能を試験する装置（１）及び方法に関する。本発明は、多数のスワールジェット（２４２）の相互作用を伴うフローパターンを生じさせる新規なスワールプレート（１８）を提供する。スワールジェット（２４２）の相互作用により、好ましくは長さが燃焼管（２１０）の内径に実質的に等しい間隔で潰れたり膨らむスワール流が生じる。スワールプレート（１８）及び燃料噴射器（１６）によりバーナは長時間にわたり理論量的に作動できる。

Description

優先権データ
本願は、２００１年８月６日に出願された米国仮特許出願第６０／３１０，３４５号明細書に基づく優先権主張出願であり、この米国仮特許出願の開示内容を本明細書の一部を形成するものとしてここに引用する。

本発明は、概略的には、長時間の運転条件にわたり自動車に生じる条件をシミュレートする条件下で自動車用触媒コンバータの性能を試験する装置及び方法に関する。

自動車用触媒コンバータは、排気マニホルドとマフラとの間で自動車の排気系統に組み込むことができる排出ガス制御装置である。触媒コンバータは、１以上の触媒、例えば、プラチナ、パラジウム又はロジウムを利用した触媒を収容しており、これら触媒は、排出ガス中の炭化水素（ＨＣ）、一酸化炭素（ＣＯ）及び窒素酸化物（ＮＯ_x）を減少させ、それにより、もしそうしなかったとすれば自動車から大気中に放出されることになるこれら汚染物質の量を減少させる。典型的な商用触媒コンバータでは、排ガス中のＨＣ及びＣＯは、酸化されて二酸化炭素（ＣＯ₂）及び水を生じさせ、ＮＯ_xは、還元されて窒素、二酸化炭素及び水を生じさせる。

最近の規制導入の結果として、触媒コンバータを含む自動車用排出ガス制御装置は、今や長い有効寿命を有することが必要とされている。例えば、米国環境保護省（ＥＰＡ）は、１９９６年の４０Ｃ．Ｆ．Ｒ．８６．０９４−２において自動車用排出ガス制御要素が機能しなければならない走行距離（マイル数）を５０，０００車両マイルから１００，０００車両マイルに増加させた。この要件により、厳しい要求が触媒コンバータに課せられている。というのは、典型的な自動車用内燃機関の排気ガス中に導入される多くの成分は、コンバータ内に存在する触媒に対し触媒毒として働く場合があるからである。

潜在的な触媒コンバータの触媒毒の影響を理解するためには、触媒の性能に悪影響を及ぼす場合がある個々の変数の長期間にわたる影響の評価を可能にする試験装置及び手順を提供することが必要である。歴史的に、内燃機関はかかる評価のために用いられたが、かかる装置は、首尾一貫しておらず、保守に手間がかかり、作動するのに費用が高くつく場合がある。加えて、かかる装置は、個々の変数の別々の評価、例えば、燃料の成分の影響及びオイルの成分の影響の別々な評価を楽には行えない。また、エンジンオイル消費量は、エンジン年齢（稼働年数）、作動温度、速度及び他の変数によりばらつきがあり、これら変数は制御するのが困難である。
上記欠点を解決する試験装置及び試験方法が要望されている。

本発明は、一特徴において、触媒コンバータをエージングする装置であって、触媒コンバータ手段と、上記触媒コンバータ手段と流体連通状態にある燃焼手段と、上記燃焼手段と流体連通状態にある燃料噴射手段と、上記触媒コンバータ手段と流体連通状態にある潤滑剤噴射手段とを有する装置を提供する。この装置は、データ収集手段と、上記燃焼手段と流体連通状態にある空気供給手段と、上記燃焼手段と流体連通状態にある熱交換器手段とを更に有するのが好ましい。

本発明は、別の特徴では、触媒コンバータをエージングする装置であって、供給流の実質的に連続した理論燃焼をもたらして排出生成物を生じさせるようになったバーナと、上記バーナと流体連通状態にある燃料噴射システムと、上記排出生成物と流体連通状態にある触媒コンバータと、上記触媒コンバータと流体連通状態にある潤滑剤噴射システムとを有している。好ましい実施形態では、この装置は、実質的に連続した燃料計量制御を行い、好ましくは実質的に連続した触媒安全性のモニタリングを行うようになったデータ収集システムを更に有する。

好ましくは、バーナは、スワールプレート手段を有する。好ましい実施形態では、スワールプレート手段は、スワール安定化バーナである。スワール安定化バーナは好ましくは、プレナム室と、燃焼管と上記プレナム室と上記燃焼管を互いに分離し、エアアシステッド燃料噴射ノズル組立体手段を含むスワールプレートとを有する。

別の特徴では、スワール安定化バーナは、プレナム室と、ボアを備えた燃焼管と、上記プレナム室と上記燃焼管を互いに分離するスワールプレートとを有し、上記スワールプレートは、少なくとも１つの流路、好ましくは少なくとも３つの流路を上記ボアに沿って構成する潰れた円錐形及びスワール流のパターンを上記燃焼管中に生じさせるようになっている。この実施形態では、スワールプレートは好ましくは、空気供給源及び燃料供給源と流体連通状態にあるエアアシステッド燃料噴射ノズル組立体を有する。空気供給源及び燃料供給源は好ましくは、霧化燃料を上記燃焼手段に提供するようになっている。スワールプレートによって得られるパターンは好ましくは、バーナの内径に実質的に等しい間隔で潰れたり膨れたりする。本明細書において説明する実施形態では、バーナの内径は、約４インチであり、スワールプレートによって得られるパターンは好ましくは、約４インチ間隔で潰れたり膨れたりする。この装置は好ましくは、上記少なくとも１つの流路と流体連通状態にある少なくとも１つのイグナイタ、好ましくは、３つの流路各々と流体連通状態にある少なくとも１つのイグナイタを有する。潤滑剤噴射システムは好ましくは、上記バーナへの暴露時に蒸発するのに十分小さな直径を持つ液滴を含む潤滑剤の霧化スプレーを生じさせるようになっている。好ましい実施形態では、液滴の直径は、約８０ミクロン以下、好ましくは約２０ミクロン以下である。

別の特徴では、本発明は、自動車用燃料の連続した理論燃焼を生じさせるバーナを提供する。このバーナは、プレナム室と、燃料管と、上記プレナム室と上記燃焼管を互いに分離し、エアアシステッド燃料噴射ノズル組立体手段を含むスワールプレートとを有する。好ましいバーナは、上述したスワール安定化バーナである。

本発明は、自動車の内燃機関によって生じた組成及び温度に一致する組成及び温度のシミュレートされた排出ガスを生じさせる試験装置を提供する。この装置は、その作動の際潤滑油を用いても用いなくても利用できる。必要ならば、正確な量の潤滑油を排出ガスに加えることができる。本装置及び方法は、触媒コンバータ、或いは所望ならばシミュレートされた長時間にわたる運転条件にわたって縮尺コア触媒コンバータのエージングに適している。本装置は、シミュレートされた長時間にわたる運転期間にわたり、現尺触媒コンバータの耐久性に対するエンジン燃料及び（又は）潤滑油からの添加物及び汚染要因物の影響を迅速且つ正確に生じさせる。本装置は、実際の自動車に対する性能試験を行うことができるエージングされたコンバータ触媒を生じさせることができる。

本明細書で用いる「自動車用触媒コンバータ」又は「触媒コンバータ」という用語は、排気マニホルドとマフラとの間で自動車の排気系統に組み込まれるのに適した現尺排出ガス制御装置を意味している。本明細書で用いる「長時間にわたる運転条件」という用語は、少なくとも５０，０００車両マイル、より好ましくは少なくとも１０，０００車両マイルを意味している。

本明細書において立証されるように、本発明は、シミュレートされた長時間にわたる運転条件の期間にわたり、触媒コンバータの耐久性に対する自動車用燃料及び潤滑油中の添加物及び汚染要因物の影響を同時に又は別個に判定することができる。加えて、本願は、実際の車両に対する性能試験に適したエージングされた触媒コンバータ用の触媒を生じさせることができる。

自動車用燃料及び潤滑油の種々の成分は、触媒コンバータ中の触媒の劣化又は毒作用の原因となる場合がある。例えば、鉛入りガソリンは、触媒の毒作用を引き起こす場合のあることは知られている。というのは、アンチノック配合物としてガソリンに添加されたテトラエチル鉛は、公知の触媒毒である。加えて、内燃機関の燃料及び潤滑系の他の構成要素は、もしエンジンを通過して排ガスの成分になる場合には触媒毒として働く場合がある。例えば、硫黄が燃料中に存在していると、これは排ガス中の触媒毒として存在しがちになる。加えて、燐及び亜鉛は、エンジン潤滑油中に存在していれば、排ガス中に存在して触媒毒として働く場合がある。

本発明は、燃料及びオイルの影響を分けることができ、各変数の正確な制御を可能にする新規な装置及びその使用方法を提供する。本発明は、ガソリン又は他の燃料、例えば、合成ガソリン、ディーゼル油、石炭、泥炭又はこれに類似した原料から得られる液化燃料、メタノール、圧縮天然ガス又は液化石油ガスの燃焼から得られる油を含まない排気ガスをもたらす。エキゾーストは、排気ガスには正確な空燃比制御装置及び種々の消費率及び種々の酸化状態で燃料の影響と潤滑油（オイル）の影響を決定的に隔離する別個のオイル霧化システムを備えている。本装置は、種々の条件にわたって動作でき、シミュレートされるべきエンジン作動の種々のモード、例えば低温始動、定常状態理論混合比、リーン（希薄）、リッチ（濃厚）、周期的摂動等を可能にする。

本装置は、（１）燃焼用空気をバーナに提供する空気供給システム、（２）燃料をバーナに提供する燃料システム、（３）空気と燃料の混合気を燃焼させて適当な排出ガス成分を生じさせるバーナシステム、（４）排出ガス温度を制御する熱交換器、（５）オイル噴射システム及び（６）コンピュータ処理される制御システムを有している。

空気供給システム
次に図面を参照し、最初に図１を参照すると、本システムの略図が示されている。送風機又は空気ブロワ３０が、周囲空気を入口空気フィルタ２０を通して引き込み、加圧された空気の流れを排出する。送風機３０及び空気質量流量センサ５０は、当業者に周知の任意の従来設計のものであってよい。好ましい実施形態では、送風機３０は、電気式遠心ブロワ、例えば、富士電気モデルＶＦＣ４０４Ａリングブロワであり、空気質量流量センサ５０は、自動車用入口空気流量センサ、例えば、大抵の自動車部品小売店から入力できるボッシュモデル番号0280214001である。空気の供給量は、所望の空気流量を生じさせるようバイパス弁４０を調節することによって設定され、この空気流量は、質量流量センサ５０によって測定される。

燃料供給系
標準型自動車用燃料ポンプ１０は、自動車用燃料を燃料ライン１２を通って電気式燃料制御弁１４に圧送し、次にバーナ６０（以下に詳細に説明する）に圧送する。本明細書で用いる「自動車用燃料」という用語は、自動車の内燃機関用の燃料として用いることができる任意の物質を意味し、かかる燃料としては、ガソリン、合成ガソリン、ディーゼル油、石炭、泥炭又はこれに類似した原料から得られる液化燃料、メタノール、圧縮天然ガス又は液化石油ガスが挙げられるが、これらには限定されない。

他形式の制御弁を用いることができるが、好ましい燃料制御弁１４は、コンピュータ制御システムからのパルス幅変調信号を受信し、パルス幅に比例してバーナへの燃料の流量を調整するソレノイド弁である。電気式ソレノイド弁１４は、当業者には周知のパルス変調信号で動作する設計のものであるのがよい。好ましい実施形態では、電気式燃料制御弁１４は、大抵の自動車部品小売供給業者から入手できる。ボッシュ周波数弁モデル番号0208 150 306-850である。燃料は、燃料制御弁１４からバーナ組立体中のエアアシステッド燃料噴射ノズル１６に送られる。

バーナ
バーナは、以下に説明するように、燃料と空気の理論燃焼を生じさせるよう特別に製作されている。好ましい実施形態では、バーナ６０は、自動車用燃料の連続理論燃焼を生じさせることができるスワール安定化バーナである。

次に図２を参照すると、好ましい実施形態では、バーナは、プレナム室２００及び燃焼管２１０を有している。スワールプレート１８が、プレナム室２００を燃焼管２１０から分離している。燃焼管２１０は、極めて高い温度に耐えることができる材料で作られている。好ましい材料としては、ＩＮＣＯＮＥＬ又はステンレス鋼が挙げられるがこれらには限定されず、かかる材料は、結果的に得られる火炎パターンの目視観察を行えるようＩＮＣＯＮＥＬ管に代えて石英管を備えてもよいが、このようにするかどうかは任意である。

空気と燃料を別々にバーナ６０内へ導入する。質量流量センサ５０からの空気をプレナム室２００（図２）に導き、次にスワールプレート１８を通ってバーナ管内へ導く、スワールプレート１８は、燃料噴射器１６を備えている。

燃料噴射器
第１の実施形態では、プレナム室２００の内部でスワールプレート１８の中央に従来手段を用いてエアアシステッド燃料噴射ノズル１６を稼働させる（図２）。燃料供給ライン１４からの燃料をエアアシステッド燃料噴射ノズル１６に送り、ここで空気ライン１５からの圧縮空気と混合して、燃焼管２１０内へ噴霧する（図２）。圧縮空気ライン１５は、燃料霧化を助けるよう高圧空気を提供する。

図５Ａは、エアアシステッド燃料噴射ノズル１６の一実施形態を示している。図５Ａから分かるように、エアアシステッド燃料噴射ノズル１６は、スワールプレート１８と係合する雄型フランジ付き継手と雌型フランジ付き継手を有している。種々の適当な係合方法は、当業者には知られている。雌型継手２５０は、フランジ付き端部２５２及び実質的に管状の延長部２５１を有している。雄型継手２５４は、フランジ付き端部１５６及び反対側の端部２６８を備えた実質的に円筒形の延長部２５３を有している。円筒形延長部は、雌型継手の管状延長部内にその長さに沿って嵌まる。好ましい実施形態では、管状延長部２５１の内壁２５９、管状延長部２５３の外壁２６３との間の隙間２７０は好ましくは、約１／８インチ（約３．１７５ｍｍ）である。隙間は、燃料の噴射のための円周方向溝２５７を構成し、この溝は、燃料噴射穴２６４と連通している。

噴射ボア２６２（好ましくは、約１／１６インチ（約１．５９ｍｍ））が、雄型継手の管状延長部２５３の軸線に実質的に平行にフランジ付き端部２５６を通ってボア２６０まで延びており、このボア２６０は、スワールプレート１８とインタフェースを取っている。燃料噴射ボア２６４は、空気噴射ボア２６２に隣接したところで外壁２６３から半径方向内方に延びている。空気噴射ボア２６２は、任意適当な方法で空気ライン１５と嵌合している。燃料噴射ボア２６４は、任意適当な方法で燃料ライン１２と嵌合している。

図５Ｂは、雄型継手のフランジ付き端部２５４の正面図であり、空気噴射ボア２６２の構造を示している。図５Ｂで分かるように、空気噴射ボア２６２ａ〜２６２ｄ，２６５は、ゲーム用サイコロ上の番号“５”と同様に配列されている。具体的に説明すると、中央空気穴２６５の中心及び隅の空気穴２６２ａ〜２６２ｄのうち任意の１つの中心を通って引かれた線は、図５Ｂの５ｘ−５ｘに沿って引いた線と比較したときに４５゜の角度をもつことになる。換言すると、隅の空気穴２６２ａ〜２６２ｄの中心は、中央空気穴２６５周りに引かれた正方形の４つの隅のところに見出される。

稼働状態におけるエアアシステッドノズル１６の全ての部品の反対側の端部の正面図が図５Ｃに示されている。この「標的（bulls-eye ）」図では、内側の円は、雌型継手のボア２６０であり、その隣の同心リングは、雄型継手の管状延長部２５３の反対側の端部２６８であり、次の同心リングは、雌型継手の管状延長部２５１と雄型継手の延長部２５３との間の隙間によって形成された環状溝２７０であり、最も外側のリングは、ポート２５５を構成するフランジ２５２である。

燃料噴射器１６（図５Ｄ〜図５Ｆ）の好ましい実施形態では、図５Ａ〜図５Ｃの場合と同様同一の部品には同一の番号が付けられている。図５Ｄを参照すると、空気噴射ボア２６２は、直接燃料ジェットを通過した噴射空気によって燃料噴射ボア２６４を通って供給された燃料を剪断しながら混合及び保護のための空気シュラウド内へ燃料を差し向けるよう斜めになっている。燃料噴射ボア２６４は好ましくは、混合及び保護のための空気シュラウド中へ直接差し向けられている。噴射角度は、スペースに関する要件内で燃料の霧化を最大にし、スワールプレート１８と協働する。

エアアシステッド燃料噴射ノズル１６は、スワールプレート１８の中央のところに設けられた従来手段を用いて稼働する。エアアシステッド燃料噴射ノズル１６は、スワールプレート１８に設けられた中央ボア２４４（図３Ｃ）と嵌合するようになったフランジ付き雄型継手２５２を有している。好ましい実施形態では、エアアシステッド噴射ノズルの外壁２５４ａとスワールプレート１８の中央ボアの壁２８１との間の同心状の隙間２７０は、好ましくは、約０．２インチ〜約０．７５インチ（約５．０８ｍｍ〜約１９．０５ｍｍ）、最も好ましくは約０．２５インチ（約６．３５ｍｍ）である。エアアシステッド燃料噴射ノズル１６は、線Ｙ−Ｙ′によって表された長手方向軸線を有する空気噴射ボア２６２を備えている。線Ｙ−Ｙ′は、スワールプレートの内壁２８０に沿って引かれた線５Ｆ〜５Ｆに対し角度ｘ，ｘ′をなしている。角度ｘ，ｘ′は好ましくは、約６５゜〜約８０゜、好ましくは約７６゜である。空気噴射ボア２６２は、実質的に任意の形状のものであってよい。好ましい形態では、空気噴射ボア２６２は、円筒形のボアである。

空気噴射ボア２６２は、供給端部２９８から噴射端部２９９まで延びており、この空気噴射ボアは、適当な燃料の流れを可能にするのに有効な内径を有している。好ましい実施形態では、空気噴射ボア２６２の内径は、約０．０６０インチ〜約０．０８０インチ（約１．５２４ｍｍ〜約２．０３２ｍｍ）、好ましくは０．０７０インチ（約１．７７８ｍｍ）である。空気噴射ボア２６２は、供給端部２９８から噴射端部２９９に設けられた燃焼管２１０（図２）まで延びている。

エアアシステッド燃料噴射ノズル１６は、スワールプレート１８の外壁２８２と合致するようになった第１のフランジ付き端部２５２ａを有している。第１のフランジ付き端部２５２ａと外壁２８２の整列手段は、多くの形態を取ることができ、例えば、相補形状の溝、相補形状のアングル又は他形式の嵌合機械継手の形態を取ることができる。好ましい実施形態では、第１のフランジ付き継手２５２ａと外壁２８２は、実質的に平らであって互いに平行であり、実質的に長手方向軸線Ａ−Ｂに垂直な線に沿って互いに当接している。好ましい実施形態では、第１のフランジ付き端部２５２ａは、線Ａ−Ｂで示される長手方向軸線から半径方向外方に、約０．３８インチ〜約０．６５インチ（約９．６５２ｍｍ〜約１６．５１ｍｍ）の距離まで、好ましくはこれから約０．３８インチ（約９．６５２ｍｍ）の距離まで延びている。

第２のフランジ付き端部は、必ずしも必要ではないが、好ましい実施形態では、エアアシステッド噴射ノズル１６は、線Ａ−Ｂで定められた長手方向軸線から半径方向外方に、約０．３インチ〜約０．４５インチ（約７．６２ｍｍ〜約１１．４３ｍｍ）、好ましくはこれから約０．３８インチの距離まで延びている。

図５Ｄに示すように、第１のフランジ付き端部２５２ａ及び第２のフランジ付き端部２５２ｂは、供給端部２９８のところにポート２５５を有する流れ室２９７を構成している。このポート２５５の寸法形状は、重要な要件ではない。ただし、ポート２５５が流れ室２９７を通ってエアアシステッド噴射ノズル１６の燃料噴射ボア２６４への適当な量の燃料の流れを可能にすることを条件とする。エアアシステッド噴射ノズル１６の噴射端部２９９は、燃料噴射ボア２６４を備え、これら燃料噴射ボアは、流れ室２９７から空気噴射ボア２６２の開口部２９１まで延びている。燃料噴射ボア２６４は、適当な流量の燃料を送り出す限り実質的に任意の形状のものであってよい。燃料噴射ボア２６４は、線Ｒ−Ｒ′によって表された長手方向軸線を有し、線Ｒ−Ｒ′は、線５Ｆ〜５Ｆに対し角度ｚ，ｚ′をなしている。好ましい実施形態では、燃料噴射ボア２６４は円筒形であり、その直径は、約０．０２０インチ〜約０．０４０インチ（約０．５０８ｍｍ〜約１．０１６ｍｍ）、好ましくは約０．０３１インチ（約０．７８７４ｍｍ）である。好ましくは、角度ｚ，ｚ′は、約６０゜〜約８０゜、好ましくは約７３゜である。

作用を説明すると、燃料は、ポート２５５を通り、流れ室２９７を通り、燃料噴射ボア２６４及び開口部２９１を通って流れ、空気噴射ボア２６２内へ噴射され、その結果、エアアシステッド燃料噴射ノズル２１６の噴射端部２９９のところに空気と燃料の並流の噴射が得られる。燃料は、開口部２９１のところで空気と衝突し、その結果、空気シュラウドと衝突するのに有効な流れのジェットが生じる。噴射ノズル１６の全ての部品の構成材料及び寸法形状は、プロセス動作条件に基づいて様々であろう。

図５Ｅに示すように、空気噴射ボア２６２は、噴射端部２９９のところに開口部２６２ａ〜２６２ｄを有し、これら開口部は、ゲーム用サイコロ上の番号“４”のように配列されている。開口部２６２ａ〜２６２ｄは好ましくは、ＡＢ，Ａ′Ｂ′によって示されるように互いに対し９０゜の角度間隔をなしている。

図５Ｆは、エアアシステッド燃料噴射ノズル１６の供給端部２９８の正面図である。この「標的」図では、内側の円は、ボア２６０であり、残りの同心リングは、第２のフランジ付き端部２５２ｂの外側フェース２６１である。燃料は、燃料ライン１２からポート２５５を通って噴射ノズル１６に流れ、燃料流れ室２９７内へ流れ、そして燃料噴射ボア２６４を通って空気噴射ボア２６２に流れる。

スワールプレート
好ましい実施形態では、スワールプレート１８は、図３Ａ〜図３Ｅに示すように、非常に乱流の度合いの高い旋回燃焼を生じさせて燃焼領域中に潰れた円錐形及びスワール流の複合パターンを生じさせることができる。スワールプレート１８によって得られるフローパターンは、多くのスワールジェット２４２，２４２ａ〜２４２ｃ，２５３，２５３ａ〜２５３ｃと乱流ジェット２４８，２４８ａ〜２４８ｃ，２４９，２４９ａ〜２４９ｃ，２５０，２５０ａ〜２５０ｃの相互作用を伴う。これらジェットの相互作用により、好ましくは燃焼管の内径に長さが実質的に等しい間隔で潰れたり膨らむ旋回流が生じる。好ましい実施形態では、燃焼管２１０の内径は、４インチ（１０．１６ｃｍ）であり、旋回流が潰れたり膨らむ間隔は４インチ毎である。このパターンは明らかに、燃焼管２１０の壁に沿って流路を構成し、かかる流路は、燃焼管２５０に沿ってイグナイタ２２０の設置場所を定めている。本明細書に記載する実施形態では、イグナイタは、内側スワールジェット（２５３ａ，２５３ｂ，２５３ｃ）の経路に沿って第１及び第２の完全膨らみ部のところに配置されている。

図３Ａ〜図３Ｅに示す好ましい実施形態では、スワールプレート１８は、空気フローパターンを固定し、燃料噴射器を保護するのに有効な「空気シュラウド」を作るのに十分な厚さの実質的に円形のディスクである。その厚さは一般に約１／２インチ（約１２．７ｍｍ）以上である。スワールプレート１８は、中央ボア２５５を有している。エアアシステッド噴射ノズル１６は、適当な手段を用いてこの中央ボア２５５のところでスワールプレート１８に装着されている。この実施形態では、スワールプレート１８には、エアアシステッド噴射ノズル１６の取付けのためのボア２４０が設けられている。スワールプレート１８は、高温に耐えることができる実質的に任意の材料で作られており、好ましい材料は、ステンレス鋼である。

中央ボア２５５は、壁２４４によって構成されている。一般的に言って、スワールプレートの長手方向軸線から所与の半径方向距離のところに位置したジェットの各タイプは、中央ボア２５５から所与の距離を置いたところに位置する同心円に沿って約９０゜の角度間隔をおいて位置する４つのメンバー（ジェットの「組」と呼ばれる）を有している。３つの組をなす乱流ジェット２４８，２４９，２５０は、空気を中央ボア２５５に差し向ける。内側の組をなすスワールジェット２４２及び外側の組をなすスワールジェット２５３は、空気をスワールプレート１８の外周部２５６から線３Ｃ−３Ｃ又は４Ｅ−４Ｅ（図３Ｃ）に実質的に平行にスワールプレートの直径を通りバーナの方向でそれぞれの四分円内に差し向ける。

ジェットの正確な寸法及び角度の向きは、バーナの内径に応じて様々であり、この内径は、この実施形態では、約４インチである。本明細書における説明が与えられた場合、当業者であれば、種々の寸法形状のバーナに用いられるスワールプレートを採用することができよう。

ジェットの向きを、スワールプレート２５７の前面に関し、スワールプレート１８の長手方向軸線２４１に関し、そしてスワールプレート１８を４つの四分円に分割する図３Ｃの線３Ｃ−３Ｃ及び線４Ｅ−４Ｅに関して説明する。

内側が中央ボア２５５を構成している壁２４４で始まってスワールプレート１８の外周部２４４Ｅまで同心状に延びる６つの同心円２４４，２４４ａ〜２４４ｅ（図３Ｃ）が示されている。この実施形態では、中央ボアの内径は、１．２５インチ（３．１７５ｃｍ）であり、内側半径が０．６２５インチ（１５．８７５ｍｍ）である。第１の同心円２４４ａは、壁２４４から０．０７９５インチ（２．０１９ｍｍ）のところにあり、第２の同心円２４４ｂは、壁２４４から０．５６２５インチ（１４．２８８ｍｍ）のところにあり、第３の同心円２４４ｃは、壁２４４から１．１２５インチ（２．８５８ｃｍ）のところにあり、第４の同心円２４４ｄは、壁２４４から１．３１２５インチ（約３．３３４ｃｍ）のところにあり、第４の同心円２４４ｅは、壁２４４から１．４３７５インチ（約３．６５１ｃｍ）のところにある。

組をなす外側スワールジェットには、符号２４２，２４２ａ，２４２ｂ，２４２ｃが付けられている。組をなす内側スワールジェットには、符号２５３，２５３ａ，２５３ｂ，２５３ｃが付けられている。外側スワールジェット２４２，２４２ａ〜２４２ｃ及び内側スワールジェット２５３，２５３ａ〜２５３ｃは、スワールプレート１８の表面２５７に対し同一の角度ｚ（図３Ｂ）、好ましくは２５゜の角度をなしている。好ましい実施形態では、外側スワールジェット２４２，２４２ａ〜２４２ｃと内側スワールジェット２５３，２５３ａ〜２５３ｃの両方の内径は、５／１６インチ（７．９３８ｍｍ）である。外側スワールジェット２４２は、空気をスワールプレート１８の外周部２５６に沿って位置する入口箇所２４２ｘからバーナ側６０上の円２４４ｂに沿って位置する出口箇所２４２ｙに差し向ける。外側スワールジェット２４２の長手方向軸線は、これらのそれぞれの四分円内で線３Ｃ−３Ｃ及び線４Ｅ−４Ｅに平行であって、これらから０．４４インチ（１１．１７６ｍｍ）の間隔をおいている。内側スワールジェット２５３は、燃料噴射側５９上の円２４４ｂに沿って位置する入口箇所から中央ボア２４４に沿って位置するバーナ側６０上の出口箇所まで延びている。内側スワールジェット２５３の長手方向軸線も又、それぞれの四分円内で線３Ｃ−３Ｃ及び４Ｅ−４Ｅに平行である。

空気シュラウドジェット２５０は、空気を円２４４ｂに沿って位置する箇所から中央ボア２５５の中心に向かって直接内方に差し向ける。空気シュラウドジェット２５０の長手方向軸線は、線（３Ｃ−３Ｃ及び４Ｅ−４Ｅ）に沿って延びている。スワールプレート１８の長手方向軸線２４１に対する空気シュラウドジェット２５０の長手方向軸線２５１の角度ａ（図３Ｄ）は４３．５゜である。空気シュラウドジェット２５０の内径は好ましくは、約１／４インチ（６．３５ｍｍ）である。スワールプレート１８のバーナ側６０上の外側スワールジェット２４２の出口箇所２４２ｙは好ましくは、長手方向に又はスワールプレートの長手方向軸線２４１に平行な方向でスワールプレート１８の燃料噴射側５９上の空気シュラウドジェット２５０の入口箇所と整列する。

空気シュラウドジェット２５０は主として、火炎がエアアシステッド噴射ノズル１６に接触するのを阻止するという働きをする。空気シュラウドジェット２５０から流れる空気は、燃料噴射器１６（図１及び図２）の前の位置に収斂し、空気の円錐形シュラウドを作り、その結果、スワールプレート１８の燃料噴射側５９（図１）上に低圧領域が生じると共にスワールプレート１８のバーナ側６０上に高圧領域が生じる。燃料噴射側５９上の低圧領域は、燃料を燃焼管２１０内へ引き込むのに役立ち、バーナ側６０上の高圧領域は、バーナ火炎がエアアシステッド噴射ノズル１６のフェースにくっつくのを阻止すると共にノズル１６のコーキング及び過熱を阻止する。好ましい実施形態では、空気シュラウドジェット２５０は、ノズル１６の前で約０．５ｃｍから約１ｃｍに収斂する。

燃焼管２１０は、幾つかの火花イグナイタ２２０（図２参照）を備えている。好ましい実施形態では、３つの実質的に等間隔を置いたイグナイタ２２０が、スワールプレート１８によって作られたガス「スワール経路」中で燃焼管の周囲に沿って設けられている。好ましい実施形態では、これらイグナイタ２２０は、船舶用火花プラグである。

揮発性の低い燃料の燃焼に適した変形実施形態では、燃焼管２１０は、噴射ノズル１６から約１フィート（約０．３０５ｍ）下流側に位置したところにセラミックフォームを備えている。実質的に任意適当なフォームを使用できるが、好ましくは、例えばカナダ国パコイマ州９１３３１所在のウルトラ−メット−コーポレイションから市販されている１０細孔／インチＳｉＣセラミックフォームが用いられる。

燃料噴射器とスワールプレートの相互作用
バーナ６０と燃料噴射器１６は、実質的に連続していて「有効な理論燃焼」をもたらすよう協働する。本明細書で用いる「有効理論燃焼」という用語は、燃料噴射器の実質的なコーキングを起こすことなく、燃料管の壁の健全性を維持する理論燃焼を意味する。その結果、バーナは、保守を必要とすることなく、少なくとも２００時簡にわたり実質的に連続して理論空燃比で動作することができる。好ましい実施形態では、バーナは、保守を最小限にして少なくとも１，５００時間にわたり実質的に連続して理論空燃比で動作することができる。最小限の保守とは、火花プラグの交換のみを意味している。

燃料噴射器１６の設計（上述した）は、スワールプレート１８の主要な特徴を考慮に入れており、かかる特徴とは次の通りである。
（１） 外側乱流ジェット２４８，２４９（断面３Ｃ−３Ｃで示す）は、火炎が燃焼管２１０の内壁と常時接触状態のままにならないようにする。バーナ６０は、連続し、長期間にわたり理論空燃比（最も温度の高い空気／燃料の比動作点）で動作するので、燃焼管２１０の壁の健全性を維持することが必要である。現在、ＩＮＣＯＮＥＬ燃焼管２１０は、劣化の形跡を示すことなく１，５００時間を超える動作時間にさらされている。この特徴は、燃料噴射に実質的に影響を及ぼさない。

（２） 内側スワール２４２は、バーナ中に全体的なスワールパターンを生じさせる。内側スワールジェット２４２から出た空気は、スワールプレート１８の下流側約３インチのところで燃焼管２１０の内壁に衝突し、燃料噴射器１６からの燃料のスプレーと直接相互作用をする。

（３） 内側乱流ジェット２５０は、「空気シュラウドジェット」と呼ばれる場合がある。内側乱流ジェット２５０から出た空気は、燃料噴射器１６の前で０．７５インチ（１９．０５ｍｍ）のところに収斂する。この特徴により、２つの非常に重要な機能が得られる。収斂箇所は、バーナ６０中に高圧点を作り、これは、バーナ火炎が燃料噴射器１６にくっつくのを阻止する（コーキングを防止する）。燃料噴射器と直接相互作用して火炎品質に影響を及ぼす第２の機能は、これにより残りの大きな燃料液滴がバーナ火炎に入っているときにかかる燃料液滴が剪断されるということにある。

熱交換器
バーナ６０からの排気ガスは、熱交換器７０に導かれる。熱交換器７０は、当業者に周知の任意従来設計のものであってよい。好ましい実施形態では、熱交換器７０は、２つの部分から成っている。上流側部分は、水ジャケット付き管から成る。下流側部分は、縦型の直交流式管形（シェルアンドチューブ形）熱交換器である。縦型直交流設計は、蒸気の生成及び冷却管内の蒸気の閉じ込めを最小限に抑える。熱交換器７０は、入口水ライン８０及び出口水ライン９０を備え、これら水ラインは、冷却水を供給したり排出して排気ガスを、典型的な自動車の触媒コンバータの入口のところに存在する温度をシミュレートした温度まで冷却する。

次に図４を参照すると、図４は、好ましい実施形態の熱交換器の上流側部分についての詳細を示しており、シェル３０５が、水入口連結部３０６を備えている。シェル３０５は、バーナからの排出ガスを収容した内側管の水ジャケットとしての役目を果たす。水は水ジャケットを通って流れ、この水ジャケットは、水を内側管の全ての部分全体に差し向ける幾つかのバッフル３０８を備えている。シェル３０５は、下流側端部のところに出口水連結部３０９を備えている。

熱交換器の下流側部分に関し、シェル３１０は、水入口連結部３２０を備え、この水入口連結部は、入口ヘッダ３３０に連結されている。入口ヘッダ３３０は、複数の０．５インチ（約１．２７ｃｍ）管３４０と流体連通状態にあり、これら管３４０は、シェル３１０の底部から頂部まで延び、複数の０．５インチ管３４０は、出口ヘッダ３５０と流体連通状態に配置され、この出口ヘッダは、出口水出口連結部３６０を備えている。作用を説明すると、高温排気ガスをシェル３１０中に差し向け、ここでガスは複数の０．５インチ管３４０と接触する。冷却水を入口水入口連結部３２０中へ循環させ、次に、入口ヘッダ３３０により複数の０．５インチ管３４０を通って流れるよう差し向ける。排気ガス中に存在する熱は、冷却水中に伝えられ、図１の熱交換器７０の出口のところで温度が低下した排気ガスを生じさせる。

オイル噴射システム
排気ガスは次に、オイル噴射部分１１０（図１）に送られる。オイル噴射部分は、オイルが触媒に達する前にオイルを蒸発させて酸化させるのに十分小さな直径を持つオイル液滴を含む霧化オイルスプレーを生じさせる。オイル噴射システムをバーナから見て下流側のどこの場所に設けてもよい。

マルバーン（Malvern ）レーザ粒子分粒器具を用いて一連の試運転を行って好ましいオイル液滴サイズをガスアシストライン中の窒素圧力の関数として求めた。適当なオイル液滴サイズは、８０ミクロン未満のザウタ平均直径、最も好ましくは約２０ミクロン以下のザウタ平均直径を有している。

作用を説明すると、モータオイルのサンプルをオイルポンプ１６０によってオイルリザーバ１５０（図１）から引き出す。実質的に任意のタイプのポンプを用いることができるが、好ましくは、オイルをリザーバからオイル噴射ライン１４０を通り水冷却プローブ１２０中へ送る蠕動ポンプが用いられ、オイルは水冷却プローブから、オイル噴射部分１１０中に存在している排気ガス中に噴射される。

オイル噴射システムは、４インチ（１０．１６ｃｍ）直径の管内に収納されると共に排気ガス温度が約６００℃の場所に配置される。好ましい実施形態では、オイル噴射部分１１０は、図６Ａ及び図６Ｂに示されているよう構成されている。この実施形態では、互いに別個のオイル噴射ライン４３４と窒素噴射ライン４１０が、継手４３０を貫通しており、この継手４３０は、噴射部分ハウジング４３２及び噴射部分ハウジング４３２の水冷却スリーブ４２０にねじ込まれている。オイル噴射ライン４３４は、オイル噴射ノズル４４０の機械加工オイルリング４４４（図６Ａ）と連通している。窒素噴射ライン４１０は、オイル噴射ノズル４４０の機械加工空気リング４４８（図６Ａ）と連通している。機械加工オイルリング４４４及び機械加工空気リング４４８に加えて、オイル噴射ノズルは、改造ボルト４４２、Ｏリングシール４４６、ストックジェット４５０及びストックノズル４５２を有している。

作用を説明すると、冷却剤溶液、好ましくは水をスリーブ４２０を通って連続循環させ、このスリーブは、オイル噴射ライン４３４及び窒素噴射ライン４１０を覆い、それによりオイル及び窒素噴射システムが所望温度のままであるようにする。潤滑オイルをオイル噴射ライン４３４を経てノズル４４０内へ圧送し、ここでオイルを窒素と混合させる。その結果得られた窒素とオイルの混合物をノズル４４０を通って排気ガス中へ噴射する。噴射されたオイルと混合した排気ガスを最終的に自動車用触媒コンバータ１７０に通し、その後、排気ガスを排気ライン１８０を経て大気中へ逃がす。

コンピュータ化された制御システム
次に、図７を参照すると、本発明に用いるのに適したデータ収集及び制御システムが設けられている。このシステムは好ましくは、点火、燃料噴射器への空気アシスト、補助空気、燃料供給量、ブロワの空気供給量（送風量）、オイル噴射等を制御する手段となる（これについては、以下により詳細に説明する）。適当な制御システムの一例は、燃料計量を制御する比例積分微分（ＰＩＤ）制御ループである。

データ収集システムは、一連の試験プローブ６１０，６２０，６３０を有し、これらプローブは、多数のパラメータに関するデータを収集する。適当なパラメータは、システム中の質量空気流量、空燃比（リニア及びＥＧＯ）、熱交換器の出口のところの排気ガス温度、触媒の入口のところの排気ガス温度、触媒の出口のところの排気ガス温度及びこれらの組合せから成る群から選択される。好ましい実施形態では、データは、上述のパラメータの全てについて収集される。試験プローブによって測定された情報を電子信号により電子データ記録システム６５０に伝送する。好ましい実施形態では、電子データ記憶システムは、コンピュータがモニタされたパラメータの全てを定期的に測定して、得られたデータの全てをハードドライブ上に記録するようにするプログラムを搭載したコンピュータシステムを有する。

好ましくは、データ収集及び制御システムは、安全であるかどうかについてテストスタンドをモニタする（例えば、バーナに点火し、排気ガスが温度と空燃比の両方について指定された限度内にあることを確認することによって）。制御システムは、自動開始及び自動停止オプションを有している。バーナ燃料を活性化した後、１組の安全性チェックが、バーナを自動的に初期化して誤動作があるかどうかにつきこれをモニタする。試験が行われいる間、プログラムは、データを４Ｈｚで収集し、データを０．５Ｈｚで記憶し、そして触媒入口、触媒層及び出口温度並びに測定された空燃比を１Ｈｚで表示し、オペレータがシステムの全体的な安全性を検討できるようにする。長期間にわたって手入れがなされていないガソリン燃料バーナを作動させることは潜在的に危険である。本システムは、３つの内蔵安定性限度を用いてシステムの誤動作があるかどうかについてチェックする。熱交換器出口は、燃料噴射の作動後、４秒以内で１００℃を超える温度に達し、作動中、最小安全性設定レベルを維持することが必要であり、これはバーナが正しく点火されて点火状態のままであることを指示する。第３の設定値は、触媒層温度をチェックして触媒が実験に有害な温度状態にはないことを確認する。安全性設定値のうち満たされていないものがあれば、コンピュータは、全ての試験システムをオフにし、ブロワの流れを逸らし、バーナヘッドへの２分間の窒素パージを作動させてバーナ火炎を消すと共に未燃焼の燃料を窒素中に浮遊させ、それにより試験装置中における大規模な発熱反応を阻止する。システムが作動を停止された状態をデータ及び時間と共に表す明るい赤色のスクリーンを表示する。データを安全性の妥協点を見いだした後、４Ｈｚで１０分間連続的に記録する。加えて、窒素パージシステムも又、起動させ、停電が検出されると安全のための作動停止を行う。

好ましい実施形態では、データ収集及び制御システムは、多数のパラメータを制御することもでき、かかるパラメータとしては、潤滑油（オイル）の噴射及びバーナシステムの制御が挙げられる。コンピュータは、タッチスクリーンモニタ及びマルチファンクションＤＡＱカードを装備しており、これらはシステム情報をモニタして記録し、システムエレクトロニクスを制御するディジタルリレーモジュールに接続されている。コンピュータインタフェースを用いて、オペレータは、電力をブロワ及び燃料ポンプに切り換えると共にエアアシステッド燃料噴射器、バーナ火花、オイル噴射及び補助空気を全てスクリーンのタッチで制御することができる。システム温度、バーナ空気に関する質量空気流量及びバーナの空燃比を測定し、これらを工学ユニットに変換する。ソフトウェアプログラムは、測定データを用いて全排出流量及びバーナ空燃比を計算すると共にシステム誤動作を表す条件をチェックする。バーナ空燃比を、開ループ又は閉ループの何れかとして制御して、指定された燃料流量又は指定された空燃比を維持するのがよい。空燃比の制御は、バーナに送られる燃料の量を変化させることにより達成される（一定の周波数制御波形のパルスデューティサイクルを修正する）。必要な場合にはいつでも、開ループ制御を起動させ、オペレータが一定の燃料噴射器パルスデューティサイクルをエンターすることができるようにする。実際のバーナ空燃比を測定して空燃比設定値の測定値と比較し、次に燃料噴射器のデューティサイクルを調節して測定された誤差を補正する。プログラムのフロントパネルを用いてユーザがエージングサイクルを入力し、単一のスクリーンを用いて試験を行うことができるようにする。

好ましい実施形態では、データ収集及び制御システムは、システムを制御し、測定されたパラメータからの信号を収集して処理するコンピュータプログラムを備える。コンピュータプログラムを当業者に周知の多種多様な仕方で書き込むことができる。制御装置は好ましくは、触媒入口温度を設定温度を中心として約−５０℃〜約＋５０℃、好ましくは設定温度を中心として約−５℃〜約＋５℃に維持する閉ループファン制御方式を備える。設定温度は、シミュレートされているサイクルによって決められる。図１０は、制御装置の出力が冷却ファンの速度をオフからロー（低）に、そしてハイ（高）に変える適当な閉ループファン制御方式の略図を示している。
本発明は、例示に過ぎない以下の実験例を参照すると一層よく理解されよう。

実験例１
本システム内へ噴射される潤滑剤について液滴サイズを求める一連の試験を行った。液滴分粒試験の結果が図８に示されている。この図は、ミクロンで表した液滴の「ザウタ平均直径（“Ｄ（３，２）”という標識が付けられている）」を０．３ｍＬ／分の計画されたオイル流量について空気圧の関数として示している。ザウタ平均直径（又はＳＭＤ又はＤ₃₂）は、実際の多分散スプレーと表面積と体積の比が同一の理想化された単分散スプレーの液滴直径である。表面積と体積の比は、スプレーの蒸発速度と相関関係があり、したがってＳＭＤは、スプレーを蒸発させ又は燃焼させるスプレー特性の共通の尺度である。ＳＭＤは、数学的に次式によって定義される。

ＳＭＤ＝Ｄ₃₂＝（ψｎ_iＤ_i ³）／（ψｎ_iＤ_i ²）

上式において、ｎ_iは、サイズクラスＤ_iの液滴の数である。図８から理解できることは、液滴サイズが空気圧の上昇につれて減少するということである。他に考慮すべき事項が無ければ、最も小さな液滴を与えるために最も高い圧力を用いる。というのは、オイルの蒸発をできるだけ多くしたいからである。しかしながら、この装置に関し、空気ではなく窒素を「エアアシスト」ガスとして用いた。窒素消費量は好ましくは、運転費の観点からと排気ガス流中の窒素の割合をできるだけ低く保つためという観点の両方から最少に保たれる。その結果、液滴サイズと圧力との間にはトレードオフの関係がある（兼ね合いがある）。装置の最適試験中、許容可能な圧力を決定した。

圧力と液滴サイズがトレードオフの関係にあるかどうかの判定を助けるため、液滴噴射の下流側の種々の場所で蒸発する液体の量を計算するコンピュータプログラム（ＴＥＳＳ，サウスウエスト・リサーチ・インスティテュート）を用いてコンピュータシミュレーションを行った。コンピュータシミュレーションは、２．５インチ（６．３５ｃｍ）直径の管及び４００℃で５０ｓｃｆｍの排気ガス流量を仮定した。オイルスプレーのＳＭＤは、２０ミクロンであった。中心線に対するスプレー半角は、９゜であった。

図８は、ＳＭＤが２０ミクロンの液滴分布中における種々のサイズの液滴について液滴の軌道を示している。大きな液滴は、ノズルの下流側約２５０ｍｍのところで２．５インチ直径の管（半径が３１．７５ｍｍ）の壁に当たった。２０ミクロンのＳＭＤでは、オイルのうち約７５％が蒸発し、２５％が壁に当たる。３０ミクロンのＳＭＤでは、壁に当たる前にオイルのうち５０％だけが蒸発する。このデータに基づくと、ＳＭＤをできるだけ小さくすることが重要である。

実験例２
本装置がオイル噴射を用いることにより現尺触媒コンバータの耐久性に関する有用な情報を提供できることを立証するために一連の試験を行った。以下の表で特定される触媒ブリックについて行った。

触媒製造業者 エンジェルハード
機種 ＦＥＸ−０１０−Ｍ２
サイズ 直径３．２６８インチ、長さ３．０インチ
セル密度 ４００セル／１平方インチ
触媒金属 パラジウム／ロジウム＠９：１
金属使用量（含量） ６０ｇ／１立方フィート

十分に処方された潤滑油（オイル）をこれら試験に用いたが、十分に処方された潤滑油という用語は、潤滑油が洗浄剤及び他の添加剤、並びにベース留分（ルブカット）を有することを意味している。潤滑油は次の表に記載されている。

オイル番号１ オイル番号２
ＳｗＲＩ識別表示 ＥＭ−２２０９−ＥＯ ＥＭ−２２１０−ＥＯ
ＳＡＥ粘度 ５Ｗ３０ ５Ｗ３０
密度（ｇ／ｃｍ³） ０．８６７ ０．８６５
重量％燐 ０．１１ ０．０６

最新式のコンピュータ制御自動車用エンジンは、２つの燃料制御モード、即ち、開ループ制御（エンジンクランク、ウォームアップ、過酷な加速）と触媒が動作運動に達した後の理論閉ループ制御（部分絞り及びアイドリング条件）を有している。閉ループモード中、エンジンの空燃比は僅かにリッチ（濃厚）と僅かにリーン（希薄）との間で絶えず摂動している（これは、フィードバックに用いられる排気ガス酸素センサのオンオフスイッチタイプの動作に起因している）。したがって、リッチ開ループ（定常状態）モード及び摂動を起こした理論閉ループモードのシミュレーションを用いて性能評価試験を行った。リッチ定常状態空燃比テスト中、ＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘの変換効率が５０％に達した温度を評価し、摂動理論試験中、４２５℃における触媒ＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘ効率を評価した。

ライトオフ（light-off ）定常状態における効率評価の結果が以下の表に示されている。データは、触媒がエージングされ又は評価された時間順ではなくオイルの噴射量の小大の順に提供されている。

オイル噴射量の関数としての摂動理論試験からのＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘについての触媒変換効率を求めた。ＨＣ及びＣＯに関し、最も少ないオイル射出量と最も多いオイル射出量との間に変換効率において約１０％ポイントの減少が生じた。ＮＯｘに関し、同一のオイル噴射範囲にわたり約５％ポイントの減少があった。０．１１重量％の燐油と０．０６重量％の燐油とには変換効率において差がある場合があったが、重量パーセント燐とは明らかな相関は無かったことに注目されたい。

５０％変換効率がリッチライトオフ中にオイル噴射量の関数として得られた温度を求めた。上述の有効試験結果の表から理解できるように、ＨＣ、ＣＯ及びＮＯｘについて５０％変換効率温度に僅かな上昇があったが、これは触媒がライトオフする能力が僅かに劣化したことを示唆している。しかしながら、この温度上昇は僅かであった。効率測定で理解されるように、０．１１％燐含有オイルと０．０６％燐含有オイルとの間にはライトオフ温度に測定可能な差があるようには思われなかった。

一般に当業者により当然であると思われていることは、触媒コンバータの触媒を毒する（その作用を損なう）のはオイル中の燐であるということである。このため、オイル噴射量が等しい場合、高い燐レベルのオイルが触媒をより大きな程度毒することが見込まれる。この傾向は上記の有効試験結果からは明白ではなかった。このように、少なくとも試験した範囲にわたり、漸変燐レベルについて実際に触媒性能に差があったかどうか、或いは本発明が実際のエンジン作動で見られる場合のある差を再現することができなかったかどうかについての疑問が生じる。触媒性能の差をより詳しく調査するため、各試験中に噴射された燐の量、重量％燐、オイル密度及びオイル噴射量から計算した。各試験についてオイル及び燐の全噴射量並びにオイル及び燐の噴射速度も又、上記有効試験結果の表に示されている。

ＨＣ、ＣＯ及びＮＯ_xについてのそれぞれの摂動変換効率を噴射された燐の全質量の関数として求めた。燐質量の関数としての全排出ガスの変換効率と噴射されたオイルの噴射量の関数としての全排出ガスについての変換効率を比較すると、燐質量に対するプロットが消費したオイルのプロットで見られる場合よりもデータの分散の度合いが僅かに少ないことを示しているように思われる。この観察結果は、触媒を毒するのがオイル中の燐であるという仮定にお墨付きを与える。全隣質量の関数としてリッチライトオフ試験についての５０％変換温度を求めた。先の実験例の場合よりもデータの分散の度合いの小さいことが分かった。

実験例３
典型的なガソリン燃料エンジンの排気ガスを本発明のバーナシステムと比較するために試験を行った。図９は、両方とも僅かにリーン及び僅かにリッチな排気ガスＡ／ＦにおいてＣＡフェーズＩＩ燃料の同一バッチで動作する本発明のシステム（５０ＳＣＦＭ）とフォード４．６Ｌ，Ｖ−８エンジン（５０ＳＣＦＭ，１５００ｒｐｍ，９０ポンド−フィート，ＥＧＲ無し）について測定された未処理の排気ガス濃度を示している。Ａ／Ｆは、測定された未処理排気ガス組成及び燃料特性を用いて、即ち、当業者に周知の方法を用いて計算した。

図９は、本発明のシステムの排気ガスがフォード４．６Ｌエンジンと比較して含んでいるＴＨＣ及びＮＯ_xレベルが非常に低いことを示している。ＣＯレベルは、エンジンレベルの約１／２〜３／４であり、ＣＯ₂及びＯ₂は、ほぼ同一である（というのは、これら２つの要素は、主として燃焼条件ではなくＡＦＲによって制御されるからである）。ＴＨＣは、バーナが良好に揮発する安定した燃料の流れでは非常に効率が高く、しかもエンジンの場合のような部分燃焼を結果的にもたらす消炎領域が無いので低い。ＮＯ_xは低いが、その理由は、ＮＯ_xが高い燃焼圧力の結果として生じるエンジンとは異なり、バーナがほぼ大気圧で動作するからである。それにもかかわらず、本発明のシステムの排気ガスは、潜在的な触媒毒の単に「キャリヤガス」と考えられるので、エンジン排気ガスに十分類似したものと考えることができる。

実験例４
本発明によって得られた結果と実際の内燃機関で得られた結果を比較するため、かかる結果をベック，Ｄ．Ｃ．（Beck, D.C.）、ゾマーズ，Ｊ．Ｗ．（Somers, J.W.）及びディマジオ，Ｃ．Ｌ．（DiMaggio, C.L.），"Axial Characterization of Catalytic Activity in Close-Coupled Lightoff and Underfloor Catalytic Converters", Applied Catalysis B: Environmental, Col. 11(1977)pages 257-272, Elsevier Science B.V. （以下、「ベック」という）に記載された結果と比較した。ベック車は、クローズ結合型「ライトオフ」触媒コンバータがエンジンの各シリンダ列からの排気ガス中に設けられた３．８リットルＶ−６エンジンを搭載しており、これら触媒コンバータからの出口は、単一の床下コンバータを収容した単一の管内に結合されていた。ライトオフ触媒は、７５ｇ／１立方フィートの使用量でパラジウムのみを含んでいた。この触媒は、実験例２の最初の表に記載されているように本発明の試験に用いられた触媒と類似していた。

燐は、触媒の上流側端部のところに一層多く集まる傾向がある。ベックでは、長さ３インチ（７．６２ｃｍ）のライトオフ触媒は、上流側フェースで始まる各々が厚さ１インチ（２．５４ｃｍ）の３つの区分に切断されていた。予想されるように、各区分に入っている燐は、前面からの距離につれて減少した。各区分の燐に関する分析結果の示すところによれば、上流側区分は、１．６重量％の燐を含み、中間部分は、０．９重量％の燐を含み、下流側区分は、０．２５重量％の燐を含んでいた。ベック触媒からのサンプルを本発明の変換効率を求めるために用いた合成ガス反応システムと類似した合成ガス反応システムで変換効率について試験した。これらサンプルのウォームアップ性能をそれぞれＨＣ、ＣＯ、ＮＯ_xについて理論空燃比及び６００℃の状態で試験した。ベックは、燐毒作用の３つの互いに異なるレベルを持つ３つのサンプルからの変換効率をもたらすが、これは燐の種々のレベルを用いた本発明の妥当性試験と同等である。更に、ベックは、「燐及び亜鉛の絶対濃度は大規模にエージングを行った他のコンバータシステムで見られる絶対濃度と矛盾しない」と記載しており、これはこの研究で用いられた車両が比較的公称の速度でオイルを消費したことを示唆している。この５６，０００マイルついてこの公称の暴露も又、３７．５時間の間、１００ｍｌ／時の本発明の最大妥当性試験と同等であり、これは公称の暴露のほぼ３７，５００マイルと等価である。したがって、本発明の変換効率の結果は、その研究及び本発明の妥当性試験における最大燐速度が共に約５０，０００マイルについての公称オイル消費量を表していると仮定して、ベック研究の変換効率結果と定量的に比較できるように思われる。

２つの研究から燐が増大するＨＣ、ＣＯ及びＮＯ_xの変換効率を比較すると、両方のデータセットについてデータレンジにわたりＨＣ効率が約１０％低下している。ＣＯ効率については、この低下分は、両方のデータセットについて１０％ポイント未満である。ＮＯ_x効率については、燐の増大につれて効率を減少させる全体的な傾向は、両方のデータセットについて同一であったが、ベック研究からのデータセットは、本発明のデータよりも減少分が僅かに大きい。本発明から得られたデータは又、ベックデータよりもＮＯ_x効率が低いことを示している。全体として、データセットは、驚くほど類似しているように見え、このように、本発明が現場で見られるのと類似した燐毒作用データを生じさせることができるということを立証している。

実験例５
この作業の目的は、加速熱エージング中、バーナがエンジンによって生じた排気ガス温度、流量及びＡＦＲをシミュレートできるＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステム（必要ならばサブシステムを追加）について制御方法を開発することにあった。次に、バーナシステムがエンジンと同等の加速熱エージングをもたらすかどうかを確認することによりこの方法論の妥当性を立証した。研究の妥当性部分は、ゼネラルモータースのＲＡＴ−Ａ（Rapid Aging Test version A）サイクルを用いてエージングを行った６つの同一の触媒相互間のエージングに関する差を吟味した。ガソリン燃料エンジンを用いて３つの触媒をエージングし、他の３つは、改造型ＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムを用いた。両方のシステムは、同一の入口温度、ＡＦＲプロフィール及び触媒空間速度条件をもたらすようエンジン試験サイクル仕様に合わせて動作するようプログラムされていた。規定された間隔及びエージングの終わりにおける触媒性能を測定し、２つのシステム相互間で比較した。加えて、各システムの温度及びＡＦＲ制御のばらつき及び再現性を評価して比較した。

この研究において基準点として用いられた１つの業界で受け入れられているエンジンを利用した触媒加速エージングサイクルは、ゼネラルモータースのＲＡＴ−Ａ（Rapid Aging Test version A）サイクルである。ＲＡＴ−ＡサイクルのシミュレーションをＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムについて行ってエンジンに対して行ったサイクル運転と比較した。バーナを用いるとエンジンによって生じたプロフィールと比較した場合に、触媒内部に非常に類似した熱プロフィールを生じさせることができるということが立証された。サーマルエクスカーション（thermal excursion ）の形状を再現し、触媒中へのＡＦＲを制御して再現できた。２つの違いを２つのシステム相互間で検討し、バーナシステム内の触媒に入る前に排気管中の反応体の幾分かの燃焼があったように思われたが、ＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナは、ＡＦＲ制御がエンジンよりも非常に厳密であった。触媒の前に反応体を燃焼させた結果として、サーマルエクスカーション中、ピーク温度の場所が僅かに前方にシフトした。エンジン及びバーナにより得られる熱プロフィールが、各システムについての測定ＡＦＲと共に図１１に示されている。

次に、触媒をエージングするＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムを用いることにより類似性を試験した。プログラムの試験部分の間、６種類の触媒をＲＡＴ−Ａサイクルで１００時間かけてエージングしたが、３つはエンジンエージングスタンドで、３つはＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムでエージングした。指定された間隔及びエージングの終わりにおける触媒性能を測定し、２つのシステム相互間で比較した。加えて、各システムの温度及びＡＦＲ制御のばらつき及び再現性を評価して比較した。

性能評価は、ＦＴＰ（Federal Test Procedure：米国政府試験手順）により規制対象の排出ガスを比較し、エンジンを利用した触媒性能評価リグを用いて触媒変換効率を排気ガス空燃比（ＡＦＲ）及び触媒ライトオフ温度の関数として測定することから成っていた。ＦＴＰ排出ガスは、１９９８年型ホンダアコード車を利用し、エンジンを利用した触媒性能評価はエンジンスタンドで行った。

ＦＴＰ性能評価の示すところによれば、バーナとエンジンは同等のエージング効果をもたらし、その結果ＴＨＣ、ＣＯ及びＮＯ_xについての劣化要因は２つの方法論相互間で統計学的には違いが無かった。図１２は、エージング前後におけるエンジンでエージングした触媒とバーナでエージングした触媒についての平均ＦＴＰ性能を示している。エンジンを利用した触媒性能評価は、２つの方法論が理論空燃比（ガソリンエンジンが作動のために整調される場合）近くでは、同等な結果をもたらすことを明らかにした。しかしながら、ＡＦＲは理論空燃比からリッチ側に逸れると、バーナエージングの結果として、ＴＨＣ及びＣＯについてより重度なエージング効果が生じたことが観察された（ＡＦＲでの軽度＞１４．１及びＡＦＲでのより重度＜１４．０５）。この効果の差は僅かであり、代表的な作動の場所からシフトするが、これは違いとして注目された。図１３は、ＡＦＲ及び触媒使用時間の関数として測定ＴＨＣ変換効率を示している。

最終触媒評価では、触媒のコア採取を行い、表面積及び組成を分析した。２つの分析作業は、表面積及び多孔度の評価のためのＢＥＴ（Bruhaner-Emmett-Teller）及び組成分析のためのＰＩＸＥ（Proton-Induced X-Ray Emissions）であった。ＢＥＴ試験は、基体及びウォッシュコート（washcoat）の表面積に関する情報をもたらす。この分析を熱劣化に相関させることができる。ＰＩＸＥは、基体、ウォッシュコート及び触媒の表面上の付着物の組成に関する情報を提供する。ＰＩＸＥ分析は、エンジンとバーナ相互間の触媒上の付着物の差に関する情報を提供することができる（これは、オイル無しのエージングを提供する）。触媒は、非常によく似たレベルのウォッシュコートで構成されているが、ＦＯＣＡＳ（登録商標）エージング触媒にはオイルから生じた付着物が明らかに存在していないことが判明した。しかしながら、エンジンでエージングされた触媒上に見受けられるオイル付着物のレベルは僅かであり、恐らくはこれらは性能に影響を及ぼさなかったと考えられる。

全体として、ＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムは、エンジンエージングサイクルをシミュレートする融通性のある手段を提供すると共にエンジンサイクルに相当する熱エージング結果をもたらすことが判明した。事後分析の示すところによれば、ＦＯＣＡＳ（登録商標）エージングは、非熱エージング（即ち、オイル付着物）が無い場合でも熱エージングをもたらし、それにより熱及び非熱エージング効果の限定的な隔離する手段を構成する。バーナを用いることにより、エージングのためのエンジンに関して得られる利点としては、ＡＦＲが非常にタイトであること（±０．０２ＡＦＲ）、安定ＡＦＲ動作のレンジが非常に広いこと（８：１〜２５：１）、可動部品が少ないこと（ブロワ及び燃料計量弁）及び設定値を達成するのに調整が最小限であることが挙げられる。また、バーナは、システム部品をそれほど損傷させないで非常に高温で動作することができ、このように、非常に高温でのサイクルの安価でリスクの低いシミュレーションに役立つ。

実験例６
７つの一般的な設計基準／ガイドラインが好ましい燃料噴射器を設計するために用いられた。これら判断基準は次の通りである。
１） 空気チャネル中の圧力が、燃料チャネル中の圧力よりも大きくはならず、又は燃料の流れが妨げられる。バーナの流れが定常状態であると仮定すれば（妥当な仮定）、次式が成り立つ。

空気に関し：（Ｐ_1A／Ａ_1A）Ａ_2A＝Ｐ_2A
燃料に関し：（Ｐ_1f／Ａ_1f）Ａ_2f＝Ｐ_2f

２） 所望の燃料入口圧力（燃料ポンプ仕様に基づく）は、４０psig＜Ｐ_f＜６０psigである。
３） 燃料ジェットの領域は、所与の動作圧力範囲において所望の流量範囲を得るのに適当な燃料流量をもたらさなければならない。
４） 燃料穴のサイズは、標準型ドリルビットサイズでなければならず、しかも過度の困難さ無く、機械加工を容易にするほど大きくなければならない。
５） 燃料／空気スプレーは、バーナ火炎をできるだけ長く燃焼器壁から離したままにするよう外側空気シュラウド収斂を得ることを目的とする必要がある。

６） 燃料ジェット収斂箇所を空気シュラウドの後に差し向けることが必要である。Ｐ_Aを調節することにより、空気シュラウドに対する燃料スプレーの位置を変えることができる。
７） 燃料と空気ジェットの相互作用箇所を組合せ出口穴の中心に保って噴射器の内壁への燃料のスプレーの駆動を阻止する必要がある。これが原因となって滴下が生じたり噴射器のフェースのコーキングが生じることがある。
８） 霧化及び安定性の度合いを石英燃焼器を用いて目で確認した。評価は、火炎の青み（オレンジの火炎は煤を生じさせる条件を指示していた）、煤の生成の潜在的可能性（噴射器、燃焼器、熱交換器及び排気管を吟味することにより評価した）及び火炎の安定性（リニアＡＦＲセンサを用いて評価した）に基づいていた。

バーナは、主として理論空燃比で動作するよう設計されているので、所要の全排気ガス流量及びエージングのために用いられる燃料の理論ＡＦＲを用いて所要の燃料流量を計算した。以下の分析は、全排気ガス量が７０ＳＣＦＭで理論空燃比で動作するバーナについての所要の燃料流量の計算結果を示している。

ｍ_exh＝７０ＳＣＦＭ＝２．３０１５ｋｇ／分
ｍ_fuel＝ｍ_exh×ＡＦＲ_stoich ^-1×１ポンド／０．４５３５９ｋｇ×６０分／時
ｍ_fuel＝２１．２８ポンド／時（理論空燃比における）
ｍ_air＝ｍ_fuel×（ＡＦＲ_avg／ＡＦＲ_stoich）
ＡＦＲ_avg＝（１６／６０×１３）＋（４４／６０×１４．４）＝１４．０３ＲＡＴ−Ａサイクル
ｍ_air＝６５．１ＳＣＦＭ
したがって、１サイクルでのバーナのエネルギ消費量は次の通りである。
Ｑ＝ｍ_fuel×燃料のエネルギ内容量
Ｑ＝ｍ_fuel×１８．４００ＢＴＵ／ポンド＝２１．２８ポンド／時×時／３６０秒×１８，４００ＢＴＵ／ポンド×１．０５５ＫＪ／ＢＴＵ
Ｑ＝１１５ｋＷ

図２０を参照すると、距離ｌ₁は燃焼管の半径、ｌ₂は燃焼管２１０の内壁と衝突するまでの距離である。距離ｌ₂を、幾何学を用いて計算することができるが、この場合、燃料ジェット（これは、ｌ₂を長くする傾向がある）及び内側スワールジェット２４２（これは、ｌ₂を短くする傾向がある）との相互作用が得られるよう補正される。内側スワールジェット２４２は、最も大きなインパクトを持っている。Ｘ，Ｘ′についての最終角度は、燃料剪断及び霧化（これは低いＸ，Ｘ′で改善される）の関数であり、燃料スプレーを図３の外側スワールジェット２５３が収斂する（スワールプレートのフェースから約４〜５インチのところ）領域中に差し向けることにより燃焼管２１０の壁との接触を防止する。これら外側スワールジェット２５３は、火炎の最も高温の部分を燃焼管２１０の内壁から離したままにするのに役立ち、それにより、バーナが長期間にわたり理論空燃比で動作することができる。表１は、スワールジェット相互作用が有る場合と無い場合について燃焼スプレーと燃焼管２１０の壁との計算された衝撃距離を示している。これらデータから、２つの燃料噴射器、即ち、Ｅ−６２及びＥ−７６（番号は、角度Ｘ，Ｘ′（単位：゜）を示している）を構成した。

表１
空気噴射角 相互作用が無い場合の計算 観察された衝撃 中程度の相互作用が
Ｘ，Ｘ′ された衝撃距離（インチ） 距離（インチ） ある場合の計算
衝撃距離（インチ）
60 2.75 2.5
61 2.88 2.57
62 3.03 2.64
63 3.18 2.71
64 3.34 2.8
65 3.52 2.89
66 3.71 2.98
67 3.92 3.08
68 4.14 3.25-3.5 3.2
69 4.38 3.32
70 4.65 3.45
71 4.95 3.6
72 5.27 3.76
73 5.63 3.94
74 6.04 4.14
75 6.5 4.37
76 7.02 4.64
77 7.62 4.94
78 8.32 5 5.29
79 9.15 5.7
80 10.13 6.19

加速熱エージング中、バーナがエンジンによって生じた排気ガス温度、流量及びＡＦＲをシミュレートできるＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステム（必要ならばサブシステムを追加）について制御方法を開発するために実験を行った。バーナシステムがエンジンと同等の加速熱エージングをもたらすかどうかを確認することによりこの方法論の妥当性を立証した。研究の妥当性部分は、ゼネラルモータースのＲＡＴ−Ａ（Rapid Aging Test version A）サイクルを用いてエージングを行った６つの同一の触媒相互間のエージングに関する差を吟味した。ガソリン燃料エンジンを用いて３つの触媒をエージングし、他の３つは、改造型ＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムを用いた。両方のシステムは、同一の入口温度、ＡＦＲプロフィール及び触媒空間速度条件をもたらすようエンジン試験サイクル仕様に合わせて動作するようプログラムされていた。規定された間隔及びエージングの終わりにおける触媒性能を測定し、２つのシステム相互間で比較した。加えて、各システムの温度及びＡＦＲ制御のばらつき及び再現性を評価して比較した。

エンジンを利用した触媒性能評価リグを用いてこれらシステムのベースライン性能を試験した。触媒性能は、排気ガス空燃比及び排気ガス温度の関数として測定される。ＲＡＴ−Ａエンジンエージングサイクルで４時間にわたり動作することにより触媒をデグリーン（degreen ）した。次に、各触媒の性能を再評価した。次に、各システムを自動車に据え付け、２種類のＦＴＰ（Federal Test Procedures ）評価を行った。ＦＴＰは、自動車の排出ガス及び燃費を証明するために用いられるシャシを利用した自動車の排出ガス試験サイクルである。ＦＴＰサイクルからの排出ガスは、車両の形式に従ってＥＰＡによって規制されている。最も近い性能を持つ６種類の触媒を選択し、ランダムにエンジン又はバーナによるエージングを行うよう割り当てた。７番目の触媒は、「セットアップ」触媒であった。

試験装置及び手順
フィリップス（Phillips）６６から得た認可等級のカリフォルニアフェーズＩＩ（California Phase II ）ガソリンを全ての自動車の試験にわたり試験用燃料として用いた。以下の表は、この燃料の供給業者による分析を記載している。

品目 仕 様 供給業者の分析
ASTM 無鉛
オクタン，リサーチ D2699 93（最小） 97.7
感度 7.5 （最小） 10.3
Pb（有機), g/U.S.gal D3237 0.050 NR
蒸留範囲：
IBPEF D86 75-95 104
10%ポイント, EF D86 130-150 143
50%ポイント, EF D86 200-230 206
90%ポイント, EF D86 290-310 292
EP,EF D86 390（最大） 375
硫黄（重量%) D1266 0.10 （最大） 31
燐, g/U.S.gal D3231 0.005（最大） 0.001
RVP(psi) D323 6.7-7.0 6.8
炭化水素組成：
芳香族炭化水素(%) D1319 23-25（最大） 23.5
オレフィン(%) D1319 4-6（最大） 5.95
飽和脂肪酸(%) D1319 a ---
a:残部
NR- 記録なし(No Reported）

エージング及び性能評価のためにポンプ等級のカリフォルニアフェーズＩＩガソリンを用いた。２種類の燃料の差は、ポンプ等級がエンジン付着物の発生を阻止する洗浄剤を含んでいたということであった。

Ａ．シャシ力量計試験
ＵＤＤＳ（Urban Dynamometer Driving Schedule）を利用するＥＰＡ連邦試験手順（ＦＴＰ）に従って全ての排出ガス試験を行った。ＵＤＤＳは、ロサンゼルススモッグ発生運転条件をシャシ力量計動作に変換するよう種々のグループによる１０年を超える努力の結果であり、１９．７ｍｐｈの平均速度で１，３７２秒で７．５マイルをカバーする非繰り返し運転サイクルである。その最高速度は、５６．７ｍｐｈである。

ＦＴＰは、低温始動５０５秒低温過渡的フェーズ（バッグ１）を行い、直後に、８６７秒安定化フェーズ（バッグ２）を行うことから成っていた。安定化フェーズに続き、自動車は、エンジンを止めた状態で１０分間のソーキングを行い、その後高温始動５０５秒高温過渡的フェーズ（バッグ３）を行って試験を完了させた。３バッグＦＴＰに関し、走行距離は、平均速度が２１．６ｍｐｈで１１．１マイルであった。容積形ポンプを用いて自動車の排気ガスを集め、希薄し、そして既知の一定の体積流量まで濾過したバックグラウンド空気と完全混合させた。この手順は、ＣＶＳ（Constant Volume Sampling：定容量サンプリング）法と呼ばれている。希薄排気ガスの比例サンプルを試験の終わりでの分析のためにサンプルバッグ内に集めた。排出ガスを数学的に重みづけして、低温及び高温始動から得られた幾つかの７．５マイルトリップの平均量を表した。ＦＴＰ運転サイクルの５００及び８６７フェーズの速度と時間を表したグラフ図が図１４に示されている。サイクル持続時間、運転距離及び平均速度の概要が以下の表に与えられている。

セグメント 持続時間（秒） 距離（マイル） 平均速度(mph)
過渡的フェーズ 505 3.60 25.7
安定化フェーズ 867 3.90 16.2
ＵＤＤＳ合計 1372 7.50 19.7
（ＦＴＰサイクルは、ＵＤＤＳ＋高温始動過渡的フェーズ505）

自動車がサイクル全体にわたって動作しているとき、ＦＴＰからの排出ガスは、自動車及び排出ガス制御システムのウォームアップの効果をカバーする。「安定化」フェーズは、完全ウォームアップ又は安定化自動車及び排出ガス制御システムからの排気ガスを生じさせる。「高温始動」又は「高温過渡的」フェーズ排出ガスが、自動車及び排出ガス制御システムが作動中に安定化した後自動車を始動させたときに結果として生じ、これらは１０分間かけてソーキングを行う（作動を停止させる）。

６８゜Ｆ〜８６゜Ｆ（２０℃〜３０℃）の周囲温度条件でＦＴＰからの重みづけされた全排出ガスは、ＥＰＡによって規制される。低温条件（２０゜Ｆ（−６．６７℃））でのＦＴＰについての唯一の大気汚染物質は、一酸化炭素（ＣＯ）である。乗用車に関する階層１低温ＣＯレベルは、１０．０ｇ／マイルである。１９９８年型ライトデューティ乗用車（中間寿命−５０，０００マイル）についてのカリフォルニアＵＬＥＶ排気ガス基準（試験用車両が認可された基準）は、次の通りである。
ＭＭＯＧ：０．０４ｇ／マイル
ＣＯ： １．７ｇ／マイル
ＮＯ_x：０．２ｇ／マイル

ＥＰＡ・ＦＴＰ−７５についての重み付けされた総質量等価排出ガスは、以下の式を用いて米国のＥＰＡ規制（４０ＣＦＲ８６．１４４−９０）において必要とされるように計算されている。

重み付けされたｇ／マイル＝０．４３×フェーズ１グラム＋フェーズ２グラム
フェーズ１マイル＋フェーズ２マイル
＋０．５７×フェーズ１グラム＋フェーズ２グラム
フェーズ３マイル＋フェーズ２マイル

各エージングセットを完了した後、触媒を試験用車両に取り付け、ＦＴＰ試験サイクルにわたって再テストして劣化情報を得た。次に、エージング前後におけるＦＴＰ結果を比較して各触媒について劣化要因を定量化した。触媒及びエージング条件によって平均化されたＦＴＰ結果が表１１示されている。

表１１
エージング前後における低温バッグ及び重み付けされたＦＴＰ結果
試験ＩＤ触媒 エージング始動 排出ガス（グラム） 燃費(MPG)
THC NMHC CO NOx
FTP バッグ1
エンジン触媒-E1 0 時間 0.75 0.70 5.72 1.84 22.3
エンジン触媒-E2 0 時間 0.76 0.71 6.36 1.58 22.4
エンジン触媒-E3 0 時間 0.67 0.62 5.23 1.66 22.6
FOCAS （登録商標）
触媒-B1 0 時間 0.73 0.68 5.30 1.58 22.7
FOCAS （登録商標）
触媒-B2 0 時間 0.78 0.73 6.68 1.56 22.2
FOCAS （登録商標）
触媒-B3 0 時間 0.76 0.70 6.03 1.71 22.5
エンジン触媒-E1 100時間 0.94 0.87 8.49 2.47 23.2
エンジン触媒-E2 100時間 0.94 0.85 8.63 2.65 22.8
エンジン触媒-E3 100時間 0.99 0.91 8.70 2.56 22.9
FOCAS （登録商標）
触媒-B1 100時間 0.95 0.89 7.93 2.62 22.6
FOCAS （登録商標）
触媒-B2 100時間 1.01 0.94 8.10 2.44 22.3
FOCAS （登録商標）
触媒-B3 100時間 1.05 0.98 8.87 2.63 22.1
重み付けFTP 排出ガス結果(g/mi) 重み付けFE(mpg)
エンジン触媒-E1 0 時間 0.050 0.044 0.387 0.168 23.2
エンジン触媒-E2 0 時間 0.050 0.045 0.442 0.151 23.3
エンジン触媒-E3 0 時間 0.045 0.040 0.381 0.154 23.4
FOCAS （登録商標）
触媒-B1 0 時間 0.048 0.042 0.409 0.151 23.5
FOCAS （登録商標）
触媒-B2 0 時間 0.052 0.046 0.503 0.149 23.2
FOCAS （登録商標）
触媒-B3 0 時間 0.050 0.044 0.461 0.146 23.5
エンジン触媒-E1 100 時間 0.069 0.058 0.695 0.253 24.1
エンジン触媒-E2 100 時間 0.067 0.055 0.738 0.257 23.8
エンジン触媒-E3 100 時間 0.070 0.060 0.631 0.249 23.0
FOCAS （登録商標）
触媒-B1 100 時間 0.068 0.058 0.579 0.252 23.5
FOCAS （登録商標）
触媒-B2 100 時間 0.075 0.062 0.732 0.268 23.3
FOCAS （登録商標）
触媒-B3 100 時間 0.073 0.062 0.698 0.279 23.0

図１５は、エージング前後における全てのＦＴＰ試験についての累積テールパイプ（尾管）質量炭化水素（ＴＨＣ）を示している。図１５Ａは、エージングされた結果が図１５Ｃに与えられているデグリーン済み触媒である。図１５Ｂは、エージングされた結果が図１５Ｄに示されてるデグリーン済み触媒である。低温始動中の供給ガスＴＨＣを厳密に吟味して明らかになることは、テールパイプのばらつきを引き起こすものはエンジン出口側でのばらつきである。次に、モーダル排出ガスを用いて自動車の空燃比（ＡＦＲ）を計算した。

図１６は、エージング前後におけるコンバータについての重み付けされたＦＴＰ排出ガスの比較を示している。図１７は、エンジンでエージングした触媒の平均性能をバーナでエージングした触媒の平均性能と比較している。ＴＨＣには幾分かの劣化があったが、最も大きなインパクトは、ＮＯ_x質量排出ガスについてであった（主として、自動車上での触媒の位置決めに起因している）。また、触媒の両方の組みについて非常に類似した劣化に関するインパクトがあるように思われる。表１２は、エージングのタイプによる規制された排出ガスの各々についての計算された劣化要因を記載している。以下の式を用いて劣化要因を各触媒の平均性能から計算した。

１＋（Ｍ_aged−Ｍ_unaged）／Ｍ_unaged

表１２
触媒グループによる性能劣化要因
触媒グループ 劣 化 要 因
NMHC CO NOx
触媒E1 1.31 1.79 1.50
触媒E2 1.24 1.67 1.70
触媒E3 1.57 1.92 1.74
平均エンジンエージ 1.37 1.80 1.65
劣化の標準偏差 0.18 0.13 0.13
触媒B1 1.38 1.42 1.67
触媒B2 1.30 1.25 1.67
触媒B3 1.43 1.51 1.92
平均バーナエージング 1.37 1.39 1.75
劣化の標準偏差 0.06 0.13 0.14

表１２を検討して示されることは、両方のエージング方法がＮＭＨＣ大気排出ガスに対し同程度の衝撃を生じさせているが、バーナでエージングした触媒は、計算された劣化においてばらつきが少なかった。また、ＮＯ_x劣化要因には差があるように思われるが、この差は統計学的に有意では無かった。また、各触媒のＮＯ_x性能を吟味する際、触媒Ｂ３は、ＮＯ_x性能がより低いように思われ、ＮＯ_xについては最も大きな劣化を生じたことが分かる。この性能の異常値は又、ＡＦＲスイープデータ中に見られ、次の項目で説明する。

Ｂ．加速熱エージングサイクル
この作業で用いられた加速熱エージング手順は、次の刊行物、即ち、シムズ，Ｇ．（Sims, G.），スジョーリ，Ｓ．（Sjohri, S.），"Catalyst Performance Study Using Taguchi Methods," SAE881589 ；セイス，Ｊ．（Theis, J. ）, "Catalytic Converter Diagnosis Using the catalyst Exotherm," SAE94058 ；ボール，Ｄ．（Ball, D.），モハンメド，Ａ．（Mohammed, A.），シュミッド，Ｗ．（Schmidt, W. ）, "Application of Accelerated Rapid Aging Test(RAT) Schedules with Poisons: The Effects of Oil Derived Poisons, Thermal Degradation, and Catalyst Volume on FTP Emissions, SAE972846に記載されている。かかる刊行物の各々を本明細書の一部を形成するものとしてここに引用する。ゼネラルモータースのＲＡＴ−Ａ（Rapid Aging Test version A）サイクルを利用した。ＧＭ・ＲＡＴ−Ａサイクルでの１００時間のエージングを、或るプラットホームについて路上運転の１００，０００マイルに相関させたが、実験的なコンポーネント及び他のプラットホームでの正確なマイルと時間の相関は未知である。しかしながら、ＧＭ・ＲＡＴ−Ａサイクルについての１００時間のエージングは、業界により認可された或るレベルの耐久性を立証している。以下の表は、ＧＭ・ＲＡＴ−Ａでのエージングスケジュールの概要を示している。

モード番号 説明 パラメータ仕様 モード長さ（秒）
１ 閉ループ、理論AFR 入口温度=800℃ 40
２ 開ループ 燃料リッチ運転，
出力強化（高力） AFR 〜13:1 (3%CO使用) 6
３ 開ループ，燃料リッチ運転
空気噴射付き AFR 〜13.1 (3%CO使用)
02＝ 3％
(160℃〜200 ℃発熱−
エンジンをまず最初に設定し、
バーナをこれにマッチする
ように設定した） 10
４ 閉ループ，理論AFR
空気噴射付き 連続空気噴射によるエンジン
（バーナからの理論排出ガス） 4
段階３における発熱は、触媒の中心線上で深さ１インチのところで測定される。

上記スケジュールは、排気ガス及び触媒条件を記載しており、エンジンがこれら条件を達成するかを特定しておらず、したがって、エンジンエージングをセットアップするために用いられる同一の仕様は、バーナエージングをセットアップするために用いられた。エージング中、排出ガスＡＦＲ温度並びに触媒温度を１Ｈｚでモニタし、事後処理のためにファイルに格納した。

Ｃ．試験用車両
このプログラムのための試験用車両は、カリフォルニアＵＬＥＶ規格に照らして認可された２．３Ｌ４気筒ＶＰＥＣエンジンを搭載した１９９８年型ホンダアコードであった。以下の表は、自動車に関する情報及び排出ガス証明データを記載している。

VIN 1HGCG6672WA165200
エンジン説明 2.3L SOHC I-4 16-バルブVTEC
エンジン番号 F23A4-1016788
エンジン型式 WHNXV02.3PL4
トランスミッション 4速オートマチック
慣性重量（ポンド） 3375
市街走行燃費（保証） 23MPG
高速道路走行燃費（保証） 30MPG
排出ガス保証レベル 1998 年カリフォルニアULEV
50,000マイルでのFTP 保証排出ガスレベル(g／マイル）
NMOG 0.0249
NOx 0.0594
CO 0.2919

Ｅ．試験用触媒
用いた触媒は、１９９７年型ホンダシビックＵＬＥＶ生産に用いられる触媒であった。これら触媒に関する過去の経験の示すところによれば、これら触媒は、非常に再現性の高い結果を生じ、非常に厳密な仕様通りに生産されるように思われる。シビックＵＬＥＶ触媒は、マニホルド取付け型であって、排気マニホルドに取り付けられた状態で供給される。部品を受け取った後、触媒を元の取付け状態から取り外し、次に「分解」キャニスタ内に収納し、それにより、エージング及び性能試験スタンド上への容易な取付け及び自動車上での触媒の位置の選択が可能になっている。触媒中への排気ガスの温度を減少させるために触媒の位置をマニホルドマウントから車体底部に移したが、これは低温始動ライトオフ（作動開始）を遅らせることが必要である。このプログラムの目的は、２つのエージング法相互間の熱的非活性化の影響を注意深く比較することにあるので、ライトオフの遅延は、触媒エージングにおけるばらつきをより正確に識別する際に有利であることが分かるはずである。

Ｆ．エンジンエージングスタンド
フォード７．５Ｌ，Ｖ−８エンジンを用いてエージングを行った。エージング中、オイル消費量も又モニタした。

Ｇ．ＦＯＣＡＳ（登録商標）リグ
ＦＯＣＡＳ（登録商標）リグのバーナは、融通性のある燃料装置であり、ガソリンで動作するよう設定されていた。バーナに送られる空気流量は、オペレータによってあらかじめ設定され、試験全体を通じて変化しなかった。コンピュータは、エアアシステッド噴射システムに送られる燃料を改質することによりバーナＡＦＲを制御した。バーナシステムは、非常に安定した定常状態の定圧燃焼を生じさせたが、この燃焼は、ガソリンを用いた場合、大きなターンダウン比で動作することができた（ＡＦＲ作動範囲は、８：１〜２５：１である）。理論空燃比での連続運転を、少なくとも２００時間、好ましくは１，５００時間以上にわたり最小の保守で行うことができた。バーナ作動を調節すると、２０〜７０ＳＣＦＭ（この作業では５０ＳＣＦＭで作動した）の流量を達成し、リグは、低温始動の効果をエージングサイクルに容易に追加できるようあらかじめプログラムされた低温始動シミュレーションモードを有している。

図９は、両方とも僅かにリーン及び僅かにリッチな定常状態排気ガスＡ／Ｆ（アーバン（Urban ）Ａ／Ｆ法を用いて測定した）においてＣＡフェーズＩＩ燃料の同一バッチで動作するＦＯＣＡＳ（登録商標）システム（５０ＳＣＦＭ）とフォード４．６Ｌ，Ｖ−８エンジン（５０ＳＣＦＭ，１５００ｒｐｍ，９０ポンド−フィート，ＥＧＲ無し）について測定された未処理の排気ガス濃度を示している。アーバンＡＦＲ計算法は、測定された未処理の排気ガス組成及び燃料特性を用いて排気ガスＡＦＲを計算する。

図９は、ＦＯＣＡＳ（登録商標）リグ排気ガスがフォード４．６Ｌエンジンと比較して含んでいるＴＨＣ及びＮＯ_xレベルが非常に低いことを示している。ＣＯレベルは、エンジンレベルの約１／２〜３／４であり、ＣＯ₂及びＯ₂は、ほぼ同一である（というのは、これら２つの要素は、主として燃焼条件ではなくＡＦＲによって制御されるからである）。ＴＨＣは、バーナが良好に揮発する安定した燃料の流れでは非常に効率が高く、しかもエンジンの場合のような部分燃焼を結果的にもたらす消炎領域が無いので低い。ＮＯ_xは低いが、その理由は、ＮＯ_xが高い燃焼圧力及びこれに対応して高いピーク燃焼温度の結果として生じるエンジンとは異なり、バーナがほぼ大気圧で動作するからである。

ＦＯＣＡＳ（登録商標）リグ用の制御システムは、ＳＣＸＩシャシに接続されたタッチスクリーンモニタ及びマルチファンクションＤＡＱカードを搭載したＬａｂＶＩＥＷ−プログラム済みＰＣから成っており、ＳＣＸＩシャシは、ＳＣＸＩ１１２０多重化モジュール、１つの貫通パネル及びシステム情報をモニタして記憶し、システムエレクトロニクスを制御するＳＣＸＩ１１６０“リレーモジュール”を保持している。コンピュータインタフェースを用いて、オペレータは、電力をブロワ及び燃料ポンプに切り換えることができると共にエアアシステッド燃料噴射器、バーナ火花、オイル噴射及び補助空気を制御することができ、これらは全て指のタッチで行われる。

システム温度、バーナ空気に関する空気質量流量及びバーナＡＦＲを測定して工学ユニットに変換した。ソフトウェアは、測定されたデータを用いて総排気ガス流量及びバーナＡＦＲを計算し、システム誤動作を表す条件をチェックする。バーナＡＦＲを開ループ又は閉ループのいずれかとして制御することができ、指定されたＡ／Ｆを維持する。バーナに送られる燃料の量を変える（一定の周波数制御波形のパルスデューティサイクルを変更する）ことによりＡ／Ｆ制御を達成する。必要な場合にはいつでも、オペレータが一定の燃料噴射器パルスデューティサイクル（パルス幅）を入力することができるようにして開ループ制御を達成した。実際のバーナＡ／Ｆを測定し（ＵＥＧＯセンサを用いて）、測定値をＡ／Ｆ設定値と比較し、次に燃料噴射器デューティサイクルを調整して測定された誤差を補正することにより閉ループ制御を達成した。プログラムのフロントパネルは、ユーザがエージングサイクルを入力することができると共に単一のスクリーンを用いて試験を行うことができるよう設計されていた。コントローラは、作動し易くすることができるようにするために「自動始動」及び「自動停止」オプションを備えていた。バーナ燃料を作動させた後、バーナを自動的に初期化して、誤動作があるかどうかについてバーナをモニタした。試験が進行中であったが、プログラムは、データを４Ｈｚで集め、データを０．５Ｈｚで記憶し、触媒入口、触媒層及び出口温度並びに測定されたＡ／Ｆ比を１Ｈｚで表示し、それによりオペレータがシステムの全体的な安定性を検討することができるようにした。

図１８は、制御ソフトウェアのフロントパネルを示している。フロントパネルは、実際の試験システムのレイアウト並びにこのシステム中の各個所における測定データの場所及び値を示していた。長期間にわたって使わないで放って置いたままのガソリン燃料バーナを作動させる上での潜在的な危険性により、システムは、システム誤動作があるかどうかをチェックする３つの内蔵安全性限度を用いた。第１に、熱交換器出口は、燃料噴射の作動後、４秒以内で１００℃を超える温度に到達しなければならず、しかも作動中、最小安全性設定値レベルを維持しなければならず、これは、バーナに正しく点火し、バーナが点火状態を保つことを指示した。第３の設定値は、触媒が実験部分にとって有害な温度にはないことを確かめるために触媒層温度をチェックした。安全性設定値のうちいずれが損なわれても、コンピュータは、全ての試験システムの動作を停止させ、ブロワを切り換えてバーナヘッド内への２分間のＮ₂パージを作動させ（バーナの火を消し、未燃燃料をＮ₂中に浮遊させ、それにより試験部品中での大規模な発熱を阻止する）、システムの作動を停止させた条件を日付及び時間並びに安全性が損なわれた後、１０分間の間に４Ｈｚで記録されたデータと共に記載する明るい赤色のスクリーンを表示するようプログラムされていた。加えて、Ｎ₂パージシステムも又作動させ、停電が検出されると安全のための作動停止を行い、それにより問題の天候条件中にリグを作動させるのを安全にした。

Ｂ．ＦＯＣＡＳ（登録商標）リグでのＲＡＴ−Ａシミュレーション
ＲＡＴ−Ａサイクルは、主として定常状態理論空燃比作動及び短いサーマルエクスカーション（仕様は上述した）という特徴がある。リッチで作動させ、触媒の前に二次空気（約３％酸素Ｏ₂）を噴射しながら約３％の一酸化炭素（ＣＯ）を生じさせることによりサーマルエクスカーションを作った。過剰の還元体と酸化体は、触媒中で反応し、熱の形態の化学エネルギを放出した。触媒の入口温度及び排気ガス流量も又試験サイクルのセットアップを特定するために用いた。流量は、ｓｃｆｍという単位で指定され、この作業では７０ｓｃｆｍが用いられた。

エンジンに関し、エンジン速度を調節することにより流れの仕様をセットアップした。触媒の入口のところでのガス温度は、サイクルの定常状態理論空燃比部分中でエンジン負荷（スロットル位置）を調節することにより達成した。サイクルのリッチ部分中、エンジン作動ＡＦＲを調節し、空気噴射を調節して３％ＣＯ及びＯ₂仕様を達成することによりサーマルエクスカーションを作った。

バーナに関し、バーナバイパス弁の設定を変えることにより流量を修正し、触媒入口温度を調整するのに熱交換器ユニットの数、ユニットを通る流量及び熱交換器の出口と触媒入口との間の排気部分の空気冷却を増減させた。粗いガス入口温度制御を熱交換器で達成し、他方、微制御は、排気部分の空気冷却から行った。

図１９は、エンジン及びバーナエージング中の測定された排気ガス及び触媒層温度を示している。エンジン及びバーナ出口での測定されたＡＦＲも示されている。左上の隅は、エンジンに関するＲＡＴ−Ａサイクルを示し、右上の隅は、ＦＯＣＡＳ（登録商標）でのＲＡＴ−Ａサイクルを示している。下の２つのグラフは、直接互いに比較されるバーナ特性とエンジン特性を示している。出口熱電対は、僅かに異なる場所にあり、比較されるべきではない。

右下のグラフは、サイクル中における触媒入口温度と触媒層温度の比較を示している。触媒層温度は、２つのエージングシステム相互間では非常に近接していた。しかしながら、燃料切断及び空気噴射の効果は、２つのシステム相互間で互いに異なる入口温度プロフィールを生じさせた。バーナは、温度の低下を迅速に示した（リッチエクスカーションに移行）が、サイクルの空気部分ではリッチ中、触媒中へ高い温度を示した。これは、反応体のうち何割かが触媒に入る前に管内で燃焼していることを示すものであった。この燃焼は、空気が２つのシステム相互間で噴射される仕方の違いの結果であり、その結果、１つの効果が生じ、その潜在的なインパクトは完全には理解されていない。効果は、触媒中のピーク温度がエンジン触媒中の１．０インチとは対照的に、バーナ触媒中で０．５インチで観察されたということにある（図１９Ａと図１９Ｂを比較のこと）。図１９Ｃは、測定された排気ガスＡＦＲ及び触媒層温度を示している（深さ１．０インチ）。ＡＦＲ制御を比較すると、バーナは、エンジンよりもＡＦＲ制御が非常に厳密であるということが理解できる。グラフで注目された他の特性は、サーマルエクスカーション中、バーナがエンジンよりもリッチになったということである。これは、管内での燃焼に打ち勝ち、サーマルエクスカーション触媒中に維持するのに必要であった。全体的に考えて、反応体を生じさせ、２つのシステム相互間で結果的に触媒層温度を生じさせる能力の差は非常に小さかった。

しかしながら、プログラムが進行するにつれてバーナシステムの問題として現れ始めた１つの制御要因があった。問題は、毎日昼夜触媒入口温度に僅かなばらつきがあったということである。この問題の原因は、熱交換器と触媒入口との間の部分の空気冷却のばらつきにあると思われた。微調整した触媒入口温度を、排気ガス断熱材の量及び各試験の開始時における冷却ファンの配置場所を変えることにより制御した。しかしながら、試験が進行するにつれ、冷却塔水のばらつき及び新しいセル内での空気条件は、実質的に昼夜及び毎日変化する条件を生じさせたことが判明した。これにより、触媒入口温度は最高２０℃まで変化することができた。この理由で、閉ループファン制御装置を構成してＦＯＣＡＳ（登録商標）コントローラ中に埋設した。図１０は、触媒入口温度によって生じた閉ループファン制御装置の略図を示している。コントローラの出力は、冷却ファンの速度をオフから低に、そして高に変化させる。

実験例６
７つの一般的な設計基準／ガイドラインが好ましい燃料噴射器を設計するために用いられた。これら判断基準は次の通りである。
１） 空気チャネル中の圧力が、燃料チャネル中の圧力よりも大きくはならず、又は燃料の流れが妨げられる。バーナの流れが定常状態であると仮定すれば（妥当な仮定）、次式が成り立つ。
空気に関し：（Ｐ_1A／Ａ_1A）Ａ_2A＝Ｐ_2A
燃料に関し：（Ｐ_1f／Ａ_1f）Ａ_2f＝Ｐ_2f

２） 所望の燃料入口圧力（燃料ポンプ仕様に基づく）は、４０psig＜Ｐ_f＜６０psigである。
３） 燃料ジェットの領域は、所与の動作圧力範囲において所望の流量範囲を得るのに適当な燃料流量をもたらさなければならない。
４） 燃料穴のサイズは、標準型ドリルビットサイズでなければならず、しかも過度の困難さ無く、機械加工を容易にするほど大きくなければならない。
５） 燃料／空気スプレーは、バーナ火炎をできるだけ長く燃焼器壁から離したままにするよう外側空気シュラウド収斂を得ることを目的とする必要がある。

６） 燃料ジェット収斂箇所を空気シュラウドの後に差し向けることが必要である。Ｐ_Aを調節することにより、空気シュラウドに対する燃料スプレーの位置を変えることができる。
７） 燃料と空気ジェットの相互作用箇所を組合せ出口穴の中心に保って噴射器の内壁への燃料のスプレーの駆動を阻止する必要がある。これが原因となって滴下が生じたり噴射器のフェースのコーキングが生じることがある。
８） 霧化及び安定性の度合いを石英燃焼器を用いて目で確認した。評価は、火炎の青み（オレンジの火炎は煤を生じさせる条件を指示していた）、煤の生成の潜在的可能性（噴射器、燃焼器、熱交換器及び排気管を吟味することにより評価した）及び火炎の安定性（リニアＡＦＲセンサを用いて評価した）に基づいていた。

バーナは、主として理論空燃比で動作するよう設計されているので、所要の全排気ガス流量及びエージングのために用いられる燃料の理論ＡＦＲを用いて所要の燃料流量を計算した。以下の分析は、全排気ガス量が７０ＳＣＦＭで理論空燃比で動作するバーナについての所要の燃料流量の計算結果を示している。

ｍ_exh＝７０ＳＣＦＭ＝２．３０１５ｋｇ／分
ｍ_fuel＝ｍ_exh×ＡＦＲ_stoich ^-1×１ポンド／０．４５３５９ｋｇ×６０分／時
ｍ_fuel＝２１．２８ポンド／時（理論空燃比における）
ｍ_air＝ｍ_fuel×（ＡＦＲ_avg／ＡＦＲ_stoich）
ＡＦＲ_avg＝（１６／６０×１３）＋（４４／６０×１４．４）＝１４．０３ＲＡＴ−Ａサイクル
ｍ_air＝６５．１ＳＣＦＭ
したがって、１サイクルでのバーナのエネルギ消費量は次の通りである。
Ｑ＝ｍ_fuel×燃料のエネルギ内容量
Ｑ＝ｍ_fuel×１８．４００ＢＴＵ／ポンド＝２１．２８ポンド／時×時／３６０秒×１８，４００ＢＴＵ／ポンド×１．０５５ＫＪ／ＢＴＵ
Ｑ＝１１５ｋＷ

図２０を参照すると、距離ｌ₁は、燃焼管２１０の半径、ｌ₂は、その壁と衝突するまでの距離である。距離ｌ₂を、幾何学を用いて計算することができるが、この場合、燃料ジェット（これは、ｌ₂を長くする傾向がある）及び内側スワールジェット２４２（これは、ｌ₂を短くする傾向がある）との相互作用が得られるよう補正される。内側スワールジェット２４２は、最も大きなインパクトを持っている。Ｘ，Ｘ′についての最終角度は、燃料剪断及び霧化（これは低いＸ，Ｘ′で改善される）の関数であり、燃料スプレーを図３の外側スワールジェット２５３が収斂する（スワールプレートのフェースから約４〜５インチのところ）領域中に差し向けることにより燃焼管２１０の壁との接触を防止する。これら外側スワールジェット２５３は、火炎の最も高温の部分を燃焼管２１０の内壁から離したままにするのに役立ち、それにより、バーナが長期間にわたり理論空燃比で動作することができる。表１は、スワールジェット相互作用が有る場合と無い場合について燃焼スプレーと燃焼管２１０の壁との計算された衝撃距離を示している。これらデータから、２つの燃料噴射器、即ち、Ｅ−６２及びＥ−７６（番号は、角度Ｘ，Ｘ′（単位：゜）を示している）を構成した。

表１
空気噴射角 相互作用が無い場合の計算 観察された衝撃 中程度の相互作用が
Ｘ，Ｘ′ された衝撃距離（インチ） 距離（インチ） ある場合の計算
衝撃距離（インチ）
60 2.75 2.5
61 2.88 2.57
62 3.03 2.64
63 3.18 2.71
64 3.34 2.8
65 3.52 2.89
66 3.71 2.98
67 3.92 3.08
68 4.14 3.25-3.5 3.2
69 4.38 3.32
70 4.65 3.45
71 4.95 3.6
72 5.27 3.76
73 5.63 3.94
74 6.04 4.14
75 6.5 4.37
76 7.02 4.64
77 7.62 4.94
78 8.32 5 5.29
79 9.15 5.7
80 10.13 6.19
これらデータから、６２°及び７６°の角度 °で２つの燃料噴射器を構成した（以下、それぞれ“Ｅ−６２”及び“Ｅ−７６”という場合がある）。噴射器を構成した後、これら噴射器をＦＯＣＡＳ（登録商標）リグで試験した。３つの基準、即ち、排気ガス中の煙、燃焼器、熱交換器及び触媒に付着したすすの目視尺度、火炎の見かけ（青み及び透明度）及び火炎とバーナ壁との衝突場所を用いて火炎の品質を評価した。加えて、火炎の安定性を目で見てそしてＵＥＧＯセンサを用いた測定ＡＦＲフィードバックにより評価した。燃焼の完全さも又、７０ｓｃｆｍ及び理論空燃比で触媒中の発熱を測定することにより定量化した。触媒中の発熱は、未燃燃料のレベルの標識であった。これら条件でのガソリンエンジンの場合、触媒発熱（この試験用触媒を用いた場合）は、約６０℃であった。最終のＦＯＣＡＳ（登録商標）噴射器は、約５０〜６０℃の発熱をもたらした。目視分析中におけるバーナの条件は以下のとおりであった。

Ｅ−６８−０６２ Ｅ−７６−０６２
燃料噴射圧： ５０ｐｓｉｇ ５０ｐｓｉｇ
空気噴射圧： １００ｐｓｉｇ ５５ｐｓｉｇ
バーナ流量： ７０ｓｃｆｍ ７０ｓｃｆｍ

これら火炎の両方の目視品質は、非常に受け入れることができるものであった（すすが生じず、煙も生じなかった）、触媒層温度は、許容範囲内にあった。Ｅ−６８−０６２は、優れた霧化を表す非常に青みがかった火炎を示したが、この火炎はスワールプレートに非常に近接したところで壁に当たり、経験の示すところによれば、この種の衝突は、バーナ壁を損傷させるものである。これが原因となって、Ｅ−７６−０６２を用いたが、これは、青み及び透明度について同程度に高い火炎品質を生じなかったが、火炎とバーナ壁との衝突を燃焼器壁を損傷させない領域まで延長させた。ある程度の火炎品質が燃焼器の耐久性を得るために犠牲にされたが、Ｅ−７６−０６２は、試験した市販の噴射器と比較して青み及び透明度に関し非常に高い品質の火炎を示した。

図２１は、計算された燃焼噴射衝撃のグラフ図である。一般的に言って、熱エージングは、触媒の１インチ前のところでは触媒のウォッシュコートを損傷させ、これは触媒のライトオフ挙動に影響を与えた。図２２は、ＦＴＰの低温始動フェーズ中における排出ガス測定量を示している。ＮＭＨＣ、ＣＯ及びＮＯ_x排出ガス量にはある程度の差があることが理解できる。図２９は、低温始動中の測定触媒層温度を示している。図２９を吟味すると、第１の加速中における開始及びその点からの続行により、エージングされた触媒とエージングされていない触媒との間には触媒層温度に差があることが分かる。エンジンでエージングした触媒とバーナでエージングした触媒の両方は、エージング前後において同等な性能を示した。温度のこの差は、エージングした触媒が低い効率で動作していることの標識である。図２２は、エージング前後におけるＴＨＣ及びＮＯ_xの累積モーダル排出ガス量を示している。これらの図から、エージングされたコンバータの作用効果は確かに低いことが分かり、エンジンでエージングされた触媒とバーナでエージングされた触媒は非常に類似した性能を持っているように思われる。

実験例７
ＦＴＰ性能データの統計学的分析
この研究では６つの触媒を試験して行ったエージングのタイプに基づいて排出ガスの差を求めた。３つの触媒をエンジンでエージングし、３つをＦＯＣＡＳ（登録商標）でエージングした。各触媒を１００時間エージングした。６つ全ての触媒についてＦＴＰを実施し、かかるＦＴＰでは、ＮＯ_x、ＴＨＣ、ＮＭＨＣ及びＣＯ測定値をエージングプロセスの前後で取った。多数回のＦＴＰを各触媒について実施した。表１３は、この研究で各触媒について実施されたＦＴＰ操作の回数を一覧表示している。

表１３．触媒ＦＴＰ統計学データマトリクス
エンジンエージング ＦＯＣＡＳ（登録商標）エージング
触 媒 １ ２ ３ ４ ５ ６
エージング時間 0 ２ ２ ２ ２ １ ２
100 ２ ２ ３ ２ １ ２
排出ガスに対するエージングタイプの影響を比較するため、反復測定による分散分析の統計学的モデルを用いた。このモデルは、以下の因子を含んでいた。
− エージングタイプ（エンジン又はＦＯＣＡＳ）
− エージングタイプの状態にネストされた触媒（各触媒は、一方法でのみエージングされた）
− エージング時間（０及び１００時間）
− エージングタイプ×エージング時間の相互作用

４つの排出ガスの各々をこのモデルで個々に分析した。表１４は、繰返し対策モデルの結果を一覧表示している。各因子について試験した仮説は、その因子における各レベルについての平均排出ガスが著しく異なるかどうかであった。例えば、エージングタイプ因子は、エンジン中でエージングした触媒とＦＯＣＡＳ（登録商標）でエージングした触媒との間の平均ＮＯ_xを全ての期間について比較する。このモデルにおける各因子に関し、ｐ値を一覧表示しているが、これは、因子レベル相互間において平均排出ガスにはそれほど差がないという仮説を受け入れる確率を示している。全ての統計学的比較を５％有意水準で行った。このように、０．０５よりも小さなｐ値は、その因子についての平均排出ガスの統計学的に意味のある差を指示している。

表１４．反復測定によるアノバ（分散分析）モデルの結果
因子 ＮＯ_x ＴＨＣ ＮＭＨＣ ＣＯ
エージングタイプ 0.4023 0.5688 0.2221 0.5218
エージングタイプ
の状態にネスト
された触媒 0.5792 0.7303 0.8488 0.0596
エージング時間 0.0001 0.0001 0.0001 0.0001
エージングタイプ
×時間相互作用 0.30 0.5712 0.9922 0.0026
反復測定によるアノバモデルを利用した結論は以下のとおりであった。

− エンジンでエージングした触媒とＦＯＣＡＳ（登録商標）でエージングした触媒との間において平均排出ガスには両方の期間にわたりそれほど差はなかった。
− エンジンでエージングした触媒の間における平均排出ガスには両方の期間にわたりそれほど差はなかった。
− ＦＯＣＡＳ（登録商標）でエージングした触媒の間における平均排出ガスには両方の期間にわたりそれほど差はなかった。
− エージングが０時間の触媒とエージングが１００時間の触媒との間の平均排出ガスには統計学的に有意な差があった。
− ＮＯ_x、ＴＨＣ及びＮＭＨＣ排出ガス成分についてエージングタイプとエージング時間との間における平均排出ガスにはそれほど差はなかった。しかしながら、エージングタイプとエージング時間との間の平均ＣＯには統計学的に有意な差があった。この場合、エンジンでエージングした触媒は、ＦＯＣＡＳ（登録商標）でエージングした触媒について見られたＣＯの増加よりも０時間から１００時間への著しく大きなＣＯの増大を示した。

触媒によるＴＨＣ、ＮＭＨＣ、ＮＯ_x及びＣＯ排出ガス成分とエージング期間のプロットがそれぞれ図２５〜図２８に示されている。ｘ軸上の目盛り標識に関し、最初の文字は、エージングタイプを表し（Ｂ＝ＦＯＣＡＳベンチ、Ｅ＝エンジン）、次の数字は、触媒番号を表し、最後の番号は、エージング時間を表している（０又は１００時間）。

実験例８
事後触媒評価
全ての性能分析を完了した後、触媒を分解し、表面積及び組成分析のために各触媒の中心（直径１インチ、深さ１インチ）を採取した。２つの分析作業は、表面積及び多孔度の評価のためのＢＥＴ（Bruhauer-Emmett-Teller）であり、組成分析のためのＰＩＸＥ（Proton-Induced X-Ray Emissions）であった。
ＢＥＴ試験は、基体及びウォッシュコートの表面積についての情報を提供した。この分析を熱劣化に相関させた。ＰＩＸＥは、基体、ウォッシュコート及び触媒の表面上の付着物の組成についての情報を提供した。ＰＩＸＥ分析は、エンジンとバーナ相互間の触媒上の付着物の差に関する情報を提供した（これは、オイルの無いエージングを提供した）。
表１５は、選択要素についてのＰＩＸＥ分析の結果を記載している。

表１５．選択要素についてのＰＩＸＥ分析結果
要素 質量濃度（重量％）
E1 E2 E3 B1 B2 B3
P(ppm ） <674 <723 <766 <715 <758 実施せず
Zn(ppm） 326 279 316 13 13 実施せず
Rh(ppm） 0.672 0.650 0.731 0.626 0.662 実施せず
Pd（％） 0.187 0.208 0.219 0.183 0.201 実施せず
Pt（％） 0.187 0.208 0.219 0.183 0.201 実施せず
Ce（％） 2.883 3.028 3.314 2.954 3.282 実施せず
表１５は、要素、オイルの成分及び触媒ウォッシュコート中に見られた要素についての２つの基本的なカテゴリを強調している。ＰＩＸＥ分析の示すところによれば、ウォッシュコート材料（ロジウム、パラジウム、プラチナ、セリウム）は、試験した５つの触媒間でかなり首尾一貫していた。これらグループ相互間の亜鉛（Ｚｎ）付着物を見ると、エンジン触媒は実質的にそれ以上のＺｎを有していてことが分かった。リン（Ｐ）は、検出限度（約７００ｐｐｍ）以下であるように思われた。しかしながら、Ｐを対摩耗添加剤としてオイルに添加し、Ｐは、一般にＺＤＰの形態になり、触媒への現場付着物は、約０．５〜０．７５のＺｎ：Ｐ重量比を示した。これは、恐らくはエンジン触媒上に幾分かのＰ、恐らくはこの分析で用いられた検出限度以下である４００〜６００ｐｐｍの範囲のＰが存在していることを意味している。

触媒について行った最終の分析操作は、特定の比表面積を得るためのＢＥＴ分析であった。良好な条件下にある触媒は、大きな表面積を有している。触媒がエージングするにつれて、触媒は、凝集（貴金属の移動）及び焼結（溶融）により熱的に且つ付着物による細孔の物理的な閉塞により表面積が少なくなる。表１６は、ＢＥＴによる表面積分析結果を記載している。

表１６．エージングした触媒についてのＢＥＴ表面積分析
触媒 条件 ＢＥＴ表面積（ｍ²／ｇ）
E1 100RAT-A-
エンジンでエージング 11.50±0.22
E2 100RAT-A-
エンジンでエージング 11.46±0.93
E3 100RAT-A-
エンジンでエージング 11.91±0.13
B1 100RAT-A-
バーナでエージングナ 12.84±0.72
B2 100RAT-A-
バーナでエージング 13.32±0.34
B3 100RAT-A-
バーナでエージング 12.47±0.22

ＢＥＴ分析は、２つのエージング方法相互間における最終の比面積の差を示しており、エンジンエージング部分は、バーナエージング部分と比較して表面積が小さい。新品の触媒の比表面積は恐らくは、約１８〜２５ｍ²／ｇであった（但し、新品の触媒は、このプログラムの一部としては分析されなかった）。エンジンエージング触媒とバーナエージング触媒との間の表面積のこの差は大きくはないが、以下の項目のうち１以上が原因となっている場合があり、かかる項目とは、エンジンエージング触媒で観察されたオイル関連付着物が僅かな量であること、付着物に起因して質量が増大すること（表面積はｍ²／グラムとして測定されるので）及び（又は）付着物は触媒の表面を被覆し始めたときに、非熱的非活性化で生じる触媒細孔閉塞の開始である。一般に、オイル付着物は、これら付着物が触媒性能に大きな影響を及ぼす前に質量が最小でなければならないということが認められている。

事後分析の示すところによれば、ＦＯＣＡＳ（登録商標）エージングは、非熱的エージングがない場合に熱的エージングを提供し（即ち、オイル付着物）、それにより熱的及び非熱的エージング効果の決定的な隔離のための手段を構成した。

ＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムに関するシミュレートしたＲＡＴ−Ａサイクルをエンジンでのサイクルと比較した。バーナを用いるとエンジンで得たプロフィールと比較した場合、触媒内部に非常に類似した熱プロフィールを生じさせることができるということが立証された。サーマルエクスカーションの形状を再現し、触媒中へのＡＦＲを制御して再現することができた。２つのシステム相互間で注目された一つの差異は、バーナシステムでは触媒に入る前に排気管中で反応体の幾分かの燃焼が生じたように思われたことであった。この結果、サーマルエクスカーション中、ピーク温度の位置がピークの僅か前方にシフトした。

実験例９
ＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムを用いてゼネラルモータースのＲＡＴ−Ａ（Rapid Aging Test version A）サイクルをシミュレートすることにより方法論を試験した。プログラムの試験部分の間、６つの触媒をＲＡＴ−Ａサイクルで１００時間かけてエージングし、即ち３つをエンジンエージングスタンドで、３つをＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムでエージングした。指定された間隔及びエージングの終わりにおける触媒性能を測定し、２つのシステム相互間で比較した。加えて、各システムの温度及びＡＦＲ制御のばらつき及び再現性を評価して比較した。

性能評価は、ＦＴＰ（Federal Test Procedure）により規制対象の排出ガスを比較し、エンジンを利用した触媒性能評価リグを用いて触媒変換効率を排気ガス空燃比（ＡＦＲ）及び触媒ライトオフ温度の関数として測定することから成っていた。

ＦＴＰ性能評価の示すところによれば、バーナとエンジンは同等のエージング効果をもたらし、その結果ＴＨＣ、ＣＯ及びＮＯ_xについての劣化要因は２つの方法論相互間で統計学的には違いが無かった。ＦＴＰ試験では、ＮＯ_x、ＴＨＣ及びＮＭＨＣ排出ガス成分につきエージングタイプとエージング時間との間における平均排出ガスにはそれほど差はなかった。しかしながら、エージングタイプとエージング時間との間の平均ＣＯには統計学的に有意な差があった。この場合、エンジンでエージングした触媒は、ＦＯＣＡＳ（登録商標）でエージングした触媒について見られたＣＯの増加よりも０時間から１００時間への著しく大きなＣＯの増大を示した。評価により明らかになったことは、２つの方法論が理論空燃比（ガソリンエンジンが作動のために整調される場合）近くでは、同等な結果をもたらすということであった。しかしながら、ＡＦＲは理論空燃比からリッチ側に逸れると、バーナエージングの結果として、ＴＨＣ及びＣＯについてより重度なエージング効果が生じたことが観察された。

最終触媒評価では、触媒のコア採取を行い、表面積及び組成を分析した。２つの分析作業は、表面積及び多孔度の評価のためのＢＥＴ及び組成分析のためのＰＩＸＥであった。ＢＥＴ試験は、基体及びウォッシュコートの表面積に関する情報をもたらす。この分析を熱劣化に相関させることができる。ＰＩＸＥは、基体、ウォッシュコート及び触媒の表面上の付着物の組成に関する情報を提供する。ＰＩＸＥ分析は、エンジンとバーナ相互間の触媒上の付着物の差に関する情報を提供することができる（これは、オイル無しのエージングを提供する）。触媒は、非常によく似たレベルのウォッシュコートで構成されているが、ＦＯＣＡＳ（登録商標）エージング触媒にはオイルから生じた付着物が明らかに存在していないことが判明した。しかしながら、この研究では、エンジンでエージングされた触媒上に見受けられるオイル付着物のレベルは僅かであり、恐らくはこれらは性能に影響を及ぼさなかったと考えられる。しかしながら、エンジンがエージングするにつれて、オイル消費量は増加し、オイルを毒する可変成分が触媒エージングに加えられる。

一般に、オイル付着物は、これら付着物が触媒性能に大きな影響を及ぼす前に質量が最小でなければならないということが認められている。ＢＥＴ分析は、２つのエージング方法相互間における最終の比面積の差を示しており、エンジンエージング部分は、バーナエージング部分と比較して表面積が小さい。表面積の減少は、付着物に起因するコア質量の増大の結果の場合があった（表面積は、ｍ²／グラムとして測定されるので）。表面積の減少は又、付着物が触媒の表面を覆い始めた時に非熱的非活性化において生じるような触媒の細孔の閉塞の開始の場合があった。これは又、２つの効果の組合せの結果の場合があった。

全体として、ＦＯＣＡＳ（登録商標）バーナシステムは、エンジンエージングサイクルをシミュレートする融通性のある手段を提供すると共にエンジンサイクルに相当する熱エージング結果をもたらすことが判明した。事後分析の示すところによれば、ＦＯＣＡＳ（登録商標）エージングは、非熱エージング（即ち、オイル付着物）が無い場合でも熱エージングをもたらし、それにより熱及び非熱エージング効果の限定的な隔離する手段を構成する。バーナを用いることにより、エージングのためのエンジンに関して得られる利点としては、ＡＦＲが非常にタイトであること（±０．０２ＡＦＲ）、安定ＡＦＲ動作のレンジが非常に広いこと（８：１〜２５：１）、可動部品が少ないこと（ブロワ及び燃料計量弁）及び設定値を達成するのに調整が最小限であることが挙げられる。また、バーナは、システム部品をそれほど損傷させないで非常に高温で動作することができ、このように、非常に高温でのサイクルの安価でリスクの低いシミュレーションに役立つ。

当業者であれば、本発明の思想及び範囲から逸脱することなく、本発明の多くの改造例を想到できることがわかる。本明細書に記載した実施形態は、例示に過ぎず、特許請求の範囲に記載された本発明の範囲を限定するものではない。

本発明のシステムの一実施形態の略図である。 本発明に用いるのに適したバーナの好ましい実施形態の略図である。 バーナの円で囲んだ部分の拡大図である。 所望の旋回運動をバーナの燃焼区分に流入している空気に与えるスワールプレートの正面図である。 図３Ａのスワールプレートの断面図である。 図３Ａのスワールプレートの背面図である。 図３Ｃのスワールプレートの断面図である。 図３Ｃのスワールプレートの断面図である。 本発明に用いるのに適した熱交換器の好ましい実施形態を示す切除図である。 図４Ａにおいて約９０゜の角度から見た熱交換器の別の断面の切除図である。 本装置に用いるのに適したエアアシステッド燃料噴射ノズルの一実施形態の分解図である。 図５Ａのエアアシステッド燃料噴射ノズルの雄型継手のフランジ付き端部の正面図であり、噴射開口部の構造を示す図である。 図５Ｂのエアアシステッド燃料噴射ノズルの反対側の端部の正面図である。 好ましいエアアシステッド燃料噴射ノズルの略図である。 図５Ｄのエアアシステッド燃料噴射ノズルの雄型継手のフランジ付き端部の正面図である。 図５Ｄのエアアシステッド燃料噴射ノズルの反対側の端部の正面図である。 本発明に用いるのに適したオイル噴射システムの好ましい実施形態を示す略図である。 図６Ａのオイル噴射ノズルの分解図である。 本システムに用いるのに適したデータ収集及び制御システムのブロック図である。 ＳＭＤが２０ミクロン（実験例１）の液滴分布状態における種々のサイズの液滴に関する液滴軌道のグラフ図である。 両方とも僅かに希薄及び僅かに濃厚な排出Ａ／ＦにおいてＣＡフェーズＩＩ燃料の同一バッチで動作する本発明のシステム（５０ＳＣＦＭ）とフォード４．６リットルＶ８エンジン（５０ＳＣＦＭ，１５００ｒｐｍ，９０ポンド−フィート，ＥＧＲ無し）についての測定された生の（未処理の）排出ガス濃度を示すグラフ図である。 触媒入口温度を維持する閉ループファン制御ロジックの略図である。 エンジンと比較したＦＯＣＡＳ（登録商標）によるＲＡＴ−Ａシミュレーションを示す図である。 平均的なエンジン及びバーナでエージングした触媒に関するＦＴＰ性能劣化の比較を示す図である。 エージングを行わなかった触媒とエージングを行った触媒についてエンジンを利用した触媒性能評価リグによって測定されたＴＨＣ変換効率を示す図である。 ＦＴＰ運転サイクルの５０５フェーズ及び８６７フェーズの速度対時間のグラフ図である。 エージング前後におけるモーダルＴＨＣ排気ガスの量を示すグラフ図である。 エージング前後におけるモーダルＴＨＣ排気ガスの量を示すグラフ図である。 エージング前後におけるモーダルＴＨＣ排気ガスの量を示すグラフ図である。 エージング前後におけるモーダルＴＨＣ排気ガスの量を示すグラフ図である。 触媒及び使用時間によってグループ分けされた平均ＦＴＰ排気ガスの量を示すグラフ図である。 平均エンジン及びバーナでエージングされた触媒についてのＦＴＰ性能劣化の比較グラフ図である。 バーナシステムのためのフロントパネル制御ソフトウェアを示す図である。 エンジンスタンド及びバーナリグに対するＲＡＴ−Ａサイクル作動中における触媒層温度を示す図である。 エンジンスタンド及びバーナリグに対するＲＡＴ−Ａサイクル作動中における触媒層温度を示す図である。 エンジンスタンド及びバーナリグに対するＲＡＴ−Ａサイクル作動中における触媒層温度を示す図である。 エンジンスタンド及びバーナリグに対するＲＡＴ−Ａサイクル作動中における触媒層温度を示す図である。 燃料／空気流とバーナ壁との衝突に関する予測図である。 エアアシスト噴射角の関数としてバーナ壁に対する燃料スプレーの衝撃の計算結果を示す図である。 バーナ及びエンジンでエージングした触媒について低温始動、バッグ−１結果を示す図である。 エージング前後における低温始動中のＴＨＣ累積量を示す図である。 エージング前後におけるコールドスタート中のＮＯ_x累積量を示す図である。 エージングタイプ、触媒及びエージング時間によるＴＨＣ排気ガス成分を示す図である。 エージングタイプ、触媒及びエージング時間によるＮＭＨＣ排気ガス成分を示す図である。 エージングタイプ、触媒及びエージング時間によるＮＯ_x排気ガス成分を示す図である。 エージングタイプ、触媒及びエージング時間によるＣＯ排気ガス成分を示す図である。 ＦＴＰの低温始動段階中における排出ガス量の測定値を示す図である。

Claims (42)

1. エンジンを利用しない排出成分迅速エージングシステム（ＮＥＢＥＣＲＡＳ）であって、空気供給装置、燃料供給装置及び触媒コンバータと流体連通した燃焼器を有し、前記燃焼器は、燃料供給流の実質的に連続且つ有効な理論燃焼を行って排出生成物を生じさせるようになっている、
   ことを特徴とするＮＥＢＥＣＲＡＳ。
2. 前記燃焼器は、内壁を有する燃焼管を有し、前記燃焼器は、少なくとも第１の潰れ部、膨らみ部及び第２の潰れ部を有する流路を生じさせる、
   ことを特徴とする請求項１記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
3. 前記第１の潰れ部及び前記第２の潰れ部は、前記内径と実質的に同一の距離のところに位置している、
   ことを特徴とする請求項１又は２記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
4. 前記燃焼器は、エアアシステッド燃料噴射ノズルを含む実質的に中央のボアを有するスワールプレートを有している、
   ことを特徴とする請求項１、２又は３記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
5. 前記燃焼管の前記内壁に沿って設けられた少なくとも１つのイグナイタを更に有し、前記少なくとも１つのイグナイタは、前記膨らみ部のところに設けられてる、
   ことを特徴とする請求項１〜４のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
6. 前記空気流路は、第２の膨らみ部及び第３の潰れ部を更に有し、前記燃焼器は、前記第２の膨らみ部のところに設けられた少なくとも第２のイグナイタを更に有している、
   ことを特徴とする請求項１〜５のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
7. 前記燃焼器は、火炎を生じさせ、前記スワールプレートの厚さは、前記空気流路を固定すると共に前記エアアシステッド燃料噴射ノズルに隣接して設けられていて、前記火炎が前記エアアシステッド燃料噴射ノズルにくっつくのを阻止するのに有効な空気シュラウドを生じさせるのに十分である、
   ことを特徴とする請求項１〜６のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
8. 前記厚さは、約１／２インチ（約１．２７ｃｍ）以上である、
   ことを特徴とする請求項７記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
9. 前記スワールプレートは、内側の組をなす乱流ジェットと、前記内側の組をなす乱流ジェットから半径方向外方に位置した第１及び第２の外側の組をなす乱流ジェットとを有し、前記内側の組をなす乱流ジェット並びに第２及び第３の外側の組をなす乱流ジェットはそれぞれ、空気を前記ボアに向かって内方に差し向けるようになっており、前記スワールプレートは、内側の組をなすスワールジェットと、前記内側の組をなすスワールジェットから半径方向外方に位置した外側の組をなすスワールジェットとを更に有し、前記内側の組をなすスワールジェット及び前記外側の組をなすスワールジェットは、前記燃焼管の前記内壁に向かって空気を外方に差し向けるようになっている、
   ことを特徴とする請求項１〜８のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
10. 前記燃焼器は、燃料噴射側及びバーナ側を有し、作動時に火炎を前記バーナ側のところに生じさせ、前記第１及び第２の外側の組をなす乱流ジェットは、前記火炎が前記燃焼管の前記内壁と常時接触したままであるのを阻止するようになっており、前記内側の組をなす乱流ジェットは、燃料を前記燃焼管内へ引き込むのに十分低い圧力を有する第１の領域を前記燃料噴射側に生じさせるようになっており、前記内側の組をなす乱流ジェットは又、前記火炎が前記エアアシステッド燃料噴射ノズルにくっつくのを阻止するのに十分高い圧力を有する第２の領域を前記バーナ側に生じさせ、前記圧力は又、燃料液滴が前記火炎に入ると燃料液滴を剪断するのに十分高く、前記内側の組をなすスワールジェットは、前記エアアシステッド燃料噴射ノズルからの燃料のスプレーと交差する場所において、前記スワールプレートの下流側で前記燃焼管の前記内壁に空気を当てるようになっている、
    ことを特徴とする請求項１〜９のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
11. 前記内側の組をなす乱流ジェット並びに前記第１及び第２の外側の組みをなす乱流ジェットはそれぞれ、前記ボアから外方に同心状に位置する円に沿って互いに対し約９０゜の間隔を置いた４つの個々のジェットを有している、
    ことを特徴とする請求項１〜１１のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
12. 前記スワールプレートは、プレート表面を有し、前記第２の組をなすスワールジェットは、前記プレート表面に対し約２５゜の角度をなした外側の組をなすスワールジェット及び内側の組をなすスワールジェットを含む、
    ことを特徴とする請求項１〜１２のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
13. 前記スワールプレートは、長手方向軸線を有し、前記乱流ジェットは、前記長手方向軸線に対し約４３．５゜の角度をなしている、
    ことを特徴とする請求項１〜１３のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
14. 前記スワールプレートは、燃料噴射側及びバーナ側を有し、前記燃焼器は、前記バーナ側のとろに火炎を生じさせ、前記エアアシステッド燃料噴射ノズルは、前記スワールプレートに設けられた中央ボアと嵌合するようになったフランジ付き雄型継手を有し、前記フランジ付き雄型継手は、空気源と燃料源の両方と流体連通状態にある少なくとも１つの空気噴射ボアを備え、前記エアアシステッド燃料噴射ノズルは、前記燃料源と前記空気噴射ボアの両方と流体連通状態にある少なくとも１つの燃料噴射ボアを更に有している、
    ことを特徴とする請求項１〜１４のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
15. 前記火炎は、最高温度部分を含む高温領域を有し、前記空気噴射ボアは、前記燃料噴射側で前記エアアシステッド燃料噴射ノズルの表面に対し噴射角度をなす長手方向軸線を有し、前記空気噴射角は、十分な燃料剪断及び霧化を行うと共に前記高温領域が前記燃焼器の前記内壁に衝撃を与えるのを阻止するのに有効である、
    ことを特徴とする請求項１〜１５のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
16. 前記空気噴射角は、約６５゜〜約８０゜である、
    ことを特徴とする請求項１〜１６のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
17. 前記燃料噴射ボアは、前記燃料噴射側で前記エアアシステッド燃料噴射ノズルの表面に対し約６０゜〜約８０゜の角度をなした長手方向軸線を有している、
    ことを特徴とする請求項１〜１７のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
18. エンジンを利用しない排出成分迅速エージングシステム用のスワールプレートであって、実質的に中央のボアと、内側の組をなす乱流ジェットと、前記内側の組をなす乱流ジェットから半径方向外方に位置した第１及び第２の外側の組をなす乱流ジェットとを有し、前記内側の組をなす乱流ジェット並びに第２及び第３の外側の組をなす乱流ジェットはそれぞれ、空気を前記中央ボアの方向に内方に差し向けるようになっており、前記スワールプレートは、内側の組をなすスワールジェットと、前記内側の組をなすスワールジェットから半径方向外方に位置した外側の組をなすスワールジェットとを更に有し、前記内側の組をなすスワールジェット及び前記外側の組をなすスワールジェットは、空気を前記スワールプレートの外周に向かって差し向けるようになっている、
    ことを特徴とするスワールプレート。
19. 前記内側の組をなす乱流ジェット並びに前記第１及び第２の外側の組みをなす乱流ジェットはそれぞれ、前記ボアから外方に同心状に位置する円に沿って互いに対し約９０゜の間隔を置いた４つの個々のジェットを有している、
    ことを特徴とする請求項１９記載のスワールプレート。
20. 前記スワールプレートは、プレート表面を有し、前記第２の組をなすスワールジェットは、前記プレート表面に対し約２５゜の角度をなした外側の組をなすスワールジェット及び内側の組をなすスワールジェットを含む、
    ことを特徴とする請求項１９又は２０のうち何れか一に記載のスワールプレート。
21. 前記スワールプレートは、長手方向軸線を有し、前記乱流ジェットは、前記長手方向軸線に対し約４３．５゜の角度をなしている、
    ことを特徴とする請求項１９〜２１のうち何れか一に記載のスワールプレート。
22. 燃料噴射側及びバーナ側を有するエアアシステッド燃料噴射ノズルであって、スワールプレートに設けられた中央ボアと嵌合するようになったフランジ付き雄型継手を有し、前記フランジ付き雄型継手は、空気源と燃料源の両方との流体連通を行うようになった少なくとも１つの空気噴射ボアを備え、前記エアアシステッド燃料噴射ノズルは、前記燃料源と前記空気噴射ボアの両方との流体連通を行うようになった少なくとも１つの燃料噴射ボアを更に有している、
    ことを特徴とするエアアシステッド燃料噴射ノズル。
23. 前記空気噴射角は、約６５゜〜約８０゜である、
    ことを特徴とする請求項２３記載のエアアシステッド燃料噴射ノズル。
24. 前記燃料噴射ボアは、前記燃料噴射側で前記エアアシステッド燃料噴射ノズルの表面に対し約６０゜〜約８０゜の角度をなした長手方向軸線を有している、
    ことを特徴とする請求項２３又は２４記載のエアアシステッド燃料噴射ノズル。
25. 触媒コンバータをエージングするＮＥＢＥＣＲＡＳであって、触媒コンバータ手段と、前記触媒コンバータ手段と流体連通状態にあり、自動車用燃料の実質的に連続した理論燃焼をもたらすのに有効な燃焼手段と、前記燃焼手段と流体連通状態にある燃料噴射手段と、前記触媒コンバータ手段と流体連通状態にある潤滑剤噴射手段とを有している、
    ことを特徴とするＮＥＢＥＣＲＡＳ。
26. 前記燃焼手段は、スワールプレート手段を含む、
    ことを特徴とする請求項２６記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
27. データ収集手段と、前記燃焼手段と流体連通状態にある空気供給手段と、前記燃焼手段と流体連通状態にある熱交換器手段とを更に有している、
    ことを特徴とする請求項２６又は２７記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
28. 触媒コンバータをエージングするＮＥＢＥＣＲＡＳであって、供給流の実質的に連続し且つ有効な理論燃焼をもたらして排出生成物を生じさせるようになったバーナと、前記バーナと流体連通状態にある燃料噴射システムと、前記排出生成物と流体連通状態にある触媒コンバータとを有している、
    ことを特徴とするＮＥＢＥＣＲＡＳ。
29. 前記触媒コンバータと流体連通状態にある潤滑剤噴射システムを更に有している、
    ことを特徴とする請求項２９記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
30. 実質的に連続した燃料計量制御を可能にするようになったデータ収集システムを更に有している、
    ことを特徴とする請求項２９又は３０記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
31. 前記データ収集システムは更に、実質的に連続した触媒安全性モニタリングを可能にするようになっている、
    ことを特徴とする請求項２９〜３１のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
32. 実質的に連続した燃料計量制御を可能にするようになったデータ収集システムを更に有している、
    ことを特徴とする請求項２９〜３１のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
33. 前記バーナは、スワールプレートを有している、
    ことを特徴とする請求項２９〜３３のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
34. 前記バーナは、プレナム室と、ボアを備えた燃焼管と、前記プレナム室と前記燃焼管を互いに分離するスワールプレートとを有し、前記スワールプレートは、エアアシステッド燃料スプレー噴射ノズル組立体を有し、前記スワールプレートは、前記ボアに沿って少なくとも１つの流路、好ましくは少なくとも３つの流路を定める潰れた円錐形及びスワール流のパターンを前記燃焼管中に生じさせるようになっている、
    ことを特徴とする請求項２９〜３４のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
35. 前記スワールプレートは、空気供給源及び燃料供給源と流体連通状態にあるエアアシステッド燃料噴射ノズル組立体を有し、前記空気供給源及び前記燃料供給源は、霧化燃料を前記燃焼手段に提供するようになっている、
    ことを特徴とする請求項２９〜３５のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
36. 前記スワールプレートは、空気供給源及び燃料供給源と流体連通状態にあるエアアシステッド燃料噴射ノズル組立体を有し、前記空気供給源及び前記燃料供給源は、霧化燃料を前記燃焼手段に提供するようになっている、
    ことを特徴とする請求項２９〜３６のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
37. 前記ボアは、内径を有し、前記流路によって得られるパターンは、実質的に前記バーナの前記内径に等しい間隔で潰れたり膨らむ、
    ことを特徴とする請求項２９〜３７のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
38. 前記バーナの前記内径は、約４インチ（約１０．１６ｃｍ）であり、前記パターンは、約４インチ間隔で潰れたり膨らむ、
    ことを特徴とする請求項２９〜３８のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
39. 前記少なくとも１つの流路と流体連通状態にある少なくとも１つのイグナイタを更に有している、
    ことを特徴とする請求項２９〜３９のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
40. 前記潤滑剤噴射システムは、前記バーナへの暴露時に蒸発するのに十分小さな内径を持つ液滴から成る潤滑剤の霧化スプレーを生じさせるようになっている、
    ことを特徴とする請求項２９〜４０のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
41. 前記液滴の前記直径は、約８０ミクロン以下である、
    ことを特徴とする請求項２９〜４１のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。
42. 前記液滴の前記直径は、約２０ミクロン以下である、
    ことを特徴とする請求項２９〜４２のうち何れか一に記載のＮＥＢＥＣＲＡＳ。

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