JP2006250015A - 内燃機関の燃料噴射振動低減装置 - Google Patents

Abstract

【課題】インジェクタの燃料噴射に起因する振動を低減する燃料噴射振動低減装置を提供する。
【解決手段】内部機構１２の作動によって発生する衝撃力によって振動するインジェクタ１０に起因して振動する燃料噴射構造と、燃料噴射構造の固有振動数を変化させる固有振動数可変手段３１と、衝撃力が微少時間内で複数回発生したときに、それらの衝撃力の干渉によって生じた衝撃合成力が極大となる周波数から、燃料噴射構造の固有振動数をずらすように制御する固有振動数制御手段(ステップＳ２１)とを有する
【選択図】図２

Description

本発明は、内燃機関の燃料噴射に起因する振動を低減する装置に関する。

特許文献１には、内燃機関の燃焼騒音のうちで所望の周波数域に属するものを低減させる装置が開示されている。具体的な騒音低減方法は、燃焼時圧力波について複数段の発生時間差を制御して燃焼騒音ついて所望の周波数域を低減させている。
特開２００２−４７９７５号公報

ところで、インジェクタは、内部に電磁弁、針弁などの可動部品を有している。この針弁がシート部に対して離座／着座することで燃料の噴射／停止が制御される。このためインジェクタには衝突による衝撃力が発生する。特にコモンレールタイプのディーゼルエンジンにおいては、内部部品が高圧の燃料で駆動されるのでインジェクタに発生する衝撃力が大きい。この衝撃力によってインジェクタが振動すると、その振動がインジェクタに接続されるノズルサポートやシリンダヘッドを介して他のエンジン部品に伝達され、エンジン騒音悪化の要因となるという問題がある。

本発明は、このような従来の問題点に着目してなされたものであり、インジェクタの燃料噴射に起因する振動を低減する燃料噴射振動低減装置を提供することを目的としている。

本発明は以下のような解決手段によって前記課題を解決する。なお、理解を容易にするために本発明の実施形態に対応する符号を付するが、これに限定されるものではない。

本発明は、内部機構（１１，１２）の作動によって発生する衝撃力によって振動するインジェクタ（１０）に起因して振動する燃料噴射構造と、前記燃料噴射構造の固有振動数を変化させる固有振動数可変手段（３１，３５）と、前記衝撃力が微少時間内で複数回発生したときに、それらの衝撃力の干渉によって生じた衝撃合成力が極大となる周波数から、前記燃料噴射構造の固有振動数をずらすように制御する固有振動数制御手段（ステップＳ２１）とを有することを特徴とする。

本発明によれば、インジェクタの内部機構の作動によって発生する衝撃力が微少時間内で複数回発生したときに、それらの衝撃力の干渉によって生じた衝撃合成力が極大となる周波数から、燃料噴射構造の固有振動数をずらすように制御するので、インジェクタの燃料噴射に起因する振動を低減することができる。

以下では図面等を参照して本発明の実施の形態についてさらに詳しく説明する。
（第１実施形態）
図１は、本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置を使用する燃料供給システムを示す図である。

この燃料供給システムは、自動車に搭載されるコモンレールタイプのディーゼルエンジン用のシステムである。

燃料タンク８１内の燃料は、フィルタ８２を介して低圧ポンプ８３によって取り出され、高圧サプライポンプ８４において高圧状態に加圧され、コモンレール８５に供給される。なお、高圧サプライポンプ８４にはプレッシャレギュレータが内蔵されており、余剰燃料が燃料タンク８１に還流され、コモンレール８５内が所望の圧力に制御される。そして、高圧の燃料がコモンレール８５からインジェクタ１０に供給され、インジェクタ１０を開弁駆動することによって各気筒のシリンダ内に直接噴射される。

インジェクタ１０の作動はエンジンコントロールユニット（ＥＣＵ）８０によって制御される。ＥＣＵ８０は、センサによって検出されたエンジン負荷（アクセルペダル踏込量など）及びエンジン回転速度に基づいて、燃料噴射時期及び燃料噴射量を算出し、これらに対応する開弁指令信号をインジェクタ１０へ出力する。またＥＣＵ８０は、エンジン負荷及びエンジン回転速度に基づいて燃料噴射圧力を算出し、コモンレール８５内の燃料圧力がその算出した燃料噴射圧力になるように高圧サプライポンプ８４のプレッシャレギュレータを制御する。なおＥＣＵ８０は中央演算装置（ＣＰＵ）、読み出し専用メモリ（ＲＯＭ）、ランダムアクセスメモリ（ＲＡＭ）及び入出力インタフェース（Ｉ／Ｏインタフェース）を備えたマイクロコンピュータで構成される。ＥＣＵ８０を複数のマイクロコンピュータで構成してもよい。

図２は、インジェクタ１０が取り付けられたシリンダヘッド４０をエンジン前方（クランク軸方向）から見た断面図である。なお、シリンダヘッド４０はヘッドボルト５１によってシリンダブロックに固定されているが、図２においてはシリンダブロックを省略する。

インジェクタ１０は、シリンダヘッド４０に形成されたインジェクタ取付穴４１に挿着され、ノズルサポート２０でシリンダヘッド４０に押圧されて固定される。

ノズルサポート２０には、ボルト貫通孔２３が形成されている。ノズルサポート２０の一端は、カムシャフト４５を跨いでその先端には二股のフォーク部２１が形成される。この二股のフォーク部２１が、インジェクタ１０の受圧部１６に当接する。ノズルサポート２０の他端２２は、シリンダヘッド４０の側壁４２近傍に埋め込まれたピボットピン４３に当接し、回動（傾動）自在になっている。

ボルト貫通孔２３にボルト５２が挿通されてシリンダヘッド４０に締結されると、ボルト５２の軸力によってインジェクタ１０がシリンダヘッド４０に押圧される。

インジェクタ取付穴４１の底面４１ａには、圧電素子からなるピエゾアクチュエータ３１が配置されている。インジェクタ１０は、そのピエゾアクチュエータ３１に載置されている。すなわちピエゾアクチュエータ３１は底面４１ａとインジェクタ１０との間に配置されている。ピエゾアクチュエータ３１は薄板状の圧電素子を積層したものであり、印加する電圧に応じて軸方向に伸縮する。

インジェクタ１０には軸方向加速度を検出する加速度センサ３２が取り付けられている。

図３はインジェクタ１０の構造を示す図である。

インジェクタ１０は、針弁１１の上方に燃圧室が設けられ、下方に燃焼噴射室が設けられている。

インジェクタ１０の電磁弁１２が閉じられた状態では、針弁１１が燃圧室の圧力によってシート１３に押し付けられ、燃料を噴射しない。そしてインジェクタ１０は、ＥＣＵ１２からの制御指令を受けて電磁弁１２を開くと、燃圧室が開放されて燃圧室内の圧力が低下する。そして燃料噴射室の圧力によって針弁１１が上方へ移動して噴射孔１４が開かれ燃料が噴射される。

そしてインジェクタ１０は、所定の量を噴射するようにコモンレール圧、噴射量等から計算された所定時間だけ電磁弁１２が開弁した後は、ＥＣＵ８０からの制御指令を受けて電磁弁１２を閉じ、燃圧室の圧力が回復して針弁１１が下方に移動して、針弁１１がシート１３に着座して噴射孔１４が閉じて燃料噴射を終了する。その際に、まず電磁弁１２の先端が圧力調整孔１５に着座し、続いて針弁１１の先端がシート１３に着座し、その衝撃による衝撃力がそれぞれ発生する。

この衝撃力は、ＥＣＵ８０からの電磁弁１２への閉弁指令を受けて、実際に電磁弁１２が作動し、圧力調整孔１５に着座した瞬間に発生する。そのために、電磁弁１２の変位を検出できるようにインジェクタにはリフトセンサ１７が備えられている。なお圧力調整孔１５に着座している状態を変位０とする。リフトセンサ１７は例えば渦電式センサである。

電磁弁１２がＥＣＵ８０から閉弁指令を受けてから、はじめに０を通過する時間が衝撃力の発生タイミングとなる。

ここで本発明が解決しようとしている課題について再度詳しく説明する。

さて上述のように、針弁１１がシート１３に着座する際に、また電磁弁１２が圧力調整孔１５に着座する際に、振動が発生する。特にコモンレールを使用する燃料噴射システムにおいては、燃圧が非常に高圧であるので、大きな衝突力が発生し、インジェクタ１０が大きく振動することとなる。

この衝撃力は底面４１ａからシリンダヘッド４０へ入力される力と、ノズルサポート２０を介してピボットピン４３及びボルト５２からシリンダヘッド４０へ入力される力に分割される。そしてそれぞれの力によりシリンダヘッド４０が加振され、それがさらにシリンダブロック、ヘッドカバー等にも伝達されて振動を励起し、騒音を発生する。

なお本来であれば、１回の燃料噴射による衝撃力は、針弁の着座時及び電磁弁の着座時の２回発生するが、発明の理解を容易にするために、本実施形態では針弁の衝撃力は、電磁弁の衝撃力に比べ十分小さいとし、針弁の衝撃力を考慮しない場合で説明する。

図４は燃料噴射による衝撃力について説明する図である。

１サイクルで、１つの気筒に対して、１回で噴射すべき燃料を、２段に分けて噴射するときには（パイロット噴射、メイン噴射）、電磁弁１２の圧力調整孔１５への衝突にともなって２回の衝撃力が発生時間差を持って生じる。

図４はメイン噴射を行うΔｔ前にパイロット噴射を行う場合である。

この場合には、パイロット噴射による衝撃力が発生したΔｔ後にメイン噴射による衝撃力が発生する。

２段噴射を行った際の衝撃力の時間差Δｔは、電磁弁１２がＥＣＵ８０から閉弁指令を受けてから、はじめに０を通過する時間の差である。

このようにパイロット噴射及びメイン噴射を行った場合には、パイロット噴射に起因する振動とメイン噴射に起因する振動とで干渉が生じ、その干渉によって生じた衝撃合成力の大きさが時間差Δｔによって変化するように見える。

そこで図５では横軸に周波数をとり、縦軸に干渉した衝撃合成力をとると、周期的に加振力が極小となる周波数ｆsが生じる。この周波数ｆsの一つは発生時間差Δｔから、以下の（１）式で表せる。

なお図５の縦軸において、[ｄＢ ｒｅ＝１Ｎ]というのは、縦軸の単位がｄＢであること、またそのスケールが０ｄＢ＝１Ｎ、−２０ｄＢ＝０．１Ｎ、−４０ｄＢ＝０．０１Ｎ、・・・であることを示している。以下でも同様である。

図６は本実施形態の燃料噴射構造の振動モードを示す図である。

この燃料噴射構造では３９００Ｈｚ付近に共振点があることがわかる。このような燃料噴射構造に図５の衝撃合成力が作用すると、図７のようになる。この図７に示されているように、燃料噴射構造の固有振動数付近で振動加速度が大きくなる。

このように、燃料噴射による衝撃合成力が大きいところでの燃料噴射周波数が、構造の有する固有振動数に一致するときには、その周波数付近での振動加速度が大きくなり、その振動がインジェクタに接続されるノズルサポートやシリンダヘッドを介して他のエンジン部品に伝達され、エンジン騒音悪化の要因となる。

そこで本発明では、構造の有する固有振動数に近い周波数の衝撃合成力が発生するときには、アクチュエータを駆動して構造の固有振動数を変化させることで振動加速度を低減しようとするものである。

以下では、ＥＣＵ８０の具体的な制御ロジックについて図８のフローチャートに沿って説明する。

なお本フローチャートの実行に先だっては、燃料噴射構造（インジェクタ及びその近傍の構造であって本実施形態の制振対象構造。具体的にはエンジン騒音低減に効果のある構造についてあらかじめ明らかにされている）についてモーダル解析を行い、ピエゾアクチュエータ３１の発生力に対する燃料噴射構造の固有振動数、モードベクトル及びモード減衰比などのモーダルパラメータを計算しておくことが必要である。

ステップＳ１１では、リフトセンサ１７によって電磁弁１２の変位を検出する。そしてパイロット噴射指令後に電磁弁１２の変位がゼロとなった時刻と、メイン噴射指令後に電磁弁１２の変位がゼロとなった時刻とに基づいて時間差Δｔを算出する。また加速度センサ３２でインジェクタ１０の軸方向加速度を検出する。

ステップＳ２１では、衝撃合成力の目標周波数ｆsを算出する。具体的には、（１）式に基づいて算出される周波数のうちで、燃料噴射機関の固有振動数に近い周波数を目標周波数ｆsとする。

ステップＳ３１では、フィードバックゲインを算出する。ここでフィードバックゲインについて説明する。燃料噴射構造についてモデル化すると図９になる。振動伝達特性Ｇ(ω)は以下の（２）式で表される。

この（２）式に基づき、燃料噴射構造の固有振動数が目標周波数ｆsと一致するように変位フィードバックするためのフィードバックゲインＧnkを以下の（３）式のように決定する。

ステップＳ４１では、フィードバックゲインＧnkをインジェクタ軸方向加速度に乗じてアクチュエータ駆動電圧を算出する。

ステップＳ５１では、ピエゾアクチュエータ３１にアクチュエータ駆動電圧を出力する。

次に上述の制御による効果について図１０を参照しながら説明する。

上記の制御を実行することで、構造の主な振動モードの固有振動数を、２段の燃料噴射による衝撃合成力が極小となる周波数（図５の４０００Ｈｚ）と一致させることができた。すなわち本制御によって構造の主な振動モードの固有振動数を３９００Ｈｚから４０００Ｈｚに変更した。その結果、図１１に示すように主な振動モードにおける振動を低減することができ、この振動低減にともなって騒音も低減できたのである。

（第２実施形態）
図１２は、本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第２実施形態の制御を示すフローチャートである。なお以下に示す各実施形態では前述した実施形態と同様の機能を果たす部分には同一の符号を付して重複する説明を適宜省略する。

ステップＳ１２では、１段目噴射（パイロット噴射）の閉弁指令と、２段目噴射（メイン噴射）の閉弁指令とに基づいて時間差Δｔを算出する。すなわち、衝撃力は、ＥＣＵ８０からの電磁弁１２への閉弁指令を受けて、電磁弁１２が作動し圧力調整孔１５に着座した瞬間に発生する。この閉弁指令を受けてから衝撃力が発生するまでの時間は、電磁弁１２が作動し始めるまでの時間と電磁弁１２が開弁するためにリフトした距離を戻る時間の和で表すことができる。電磁弁１２に掛かる電磁力及び電磁弁１２のリフト距離は運転条件によらず等しい。したがって、２段の噴射の閉弁時間をＥＣＵ８０から得て、その時間差が２段の噴射の際に発生する衝撃力の発生時間差Δｔとなる。

そして衝撃合成力の目標周波数ｆsを算出し（ステップＳ２１）、フィードバックゲインＧnkを算出する（ステップＳ３１）。

ステップＳ４２では、モーダルパラメータからオブザーバを構築し、燃料噴射構造の振動加速度を、そのオブザーバに与えて、振動モードの変位を含んだ状態量ベクトルを計算する。なお燃料噴射構造についてモデル化した図が図９であり、状態方程式及び出力方程式は以下の（４）式、（５）式になる。

これを変形して（６）式、（７）式になる。

さらに変形して（８）式、（９）式になる。

さらに、燃料噴射構造の固有振動数のそれぞれについて、（２）式よりフィードバックゲインＧnkを状態量に対して独立に決定し、フィードバック制御を行う（ステップＳ４３、ステップＳ５１）。

図１３は本実施形態によってフィードバック制御したときの燃料噴射構造の固有振動数の変化を示す図である。図１３（Ａ）は制御なしの状態を示し、図１３（Ｂ）は制御ありの状態を示す。

本実施形態の制御を行うことによって、すべてのモードの固有振動数が、図５に示した衝撃合成力の極小となる周波数と一致していることがわかる（図１３（Ｂ））。

そのため、図１４に示すように、本実施形態の制御を行うことで、すべての構造の固有振動数で、振動を下げることができ、これにより騒音も低減できるのである。

なお本実施形態ではオブザーバを構築する場合で説明したが、オブザーバを構築するのではなく以下のような方法をとってもよい。すなわち、状態量を関連付ける行列の逆行列又は擬似逆行列をモーダルパラメータに基づいて、状態量と同数又はそれ以上の点の加速度の一回微分の速度又は二回微分の変位を算出する。そして、その算出値を、測定した物理量に乗じることによって状態量を算出する。このようにした場合においても、オブザーバを構築する場合と同様に振動及び騒音を低減することができる。

（第３実施形態）
第１実施形態では、針弁１１の衝撃力は、電磁弁１２の衝撃力に比べ十分小さいとして、針弁１１の衝撃力を考慮しない場合で説明した。本実施形態では、針弁１１の衝撃力が、電磁弁１２の衝撃力に比べて無視できなず、針弁１１の衝撃力と、電磁弁１２の衝撃力とが干渉して衝撃合成力を生じる場合について説明する。

図１５は、本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第３実施形態に使用するインジェクタの構造を示す図である。

本実施形態に使用するインジェクタ１０には、針弁１１の変位を検出するリフトセンサ１８が設けられている。このリフトセンサ１８もリフトセンサ１７と同様に例えば渦電式センサである。リフトセンサ１８は、針弁1１がシート１３に着座している状態を変位０とする。

図１６に、１サイクル中に１気筒が一回で噴射した際に、針弁１１の着座によって発生した衝撃力と、電磁弁１２の着座によって生じた衝撃力とが干渉して生じた衝撃合成力Forceを示す。ここでは一回の燃料噴射に伴い、針弁１１及び電磁弁１２の着座時に衝撃合成力を発生する。この発生時間差により、衝撃合成力が極小となる周波数ｆsが存在する。ＥＣＵ８０から電磁弁１２の閉弁信号を受けて、電磁弁１２の変位が０を超える時間と、同様に針弁１１の変位が０を超える時間の差が衝撃力の発生時間差Δｔである。このΔｔに基づいて、（１）式から極小となる周波数の一つが計算できる。

図１７は、本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第３実施形態の制御を示すフローチャートである。

ステップＳ１３では、針弁１１のリフト量と、電磁弁１２のリフト量とに基づいて時間差Δｔを算出する。すなわち針弁１１の変位がゼロになった時刻と、電磁弁１２の変位がゼロとなった時刻とに基づいて時間差Δｔを算出する。また加速度センサ３２でインジェクタ１０の軸方向加速度を検出する。

そして、衝撃合成力の目標周波数ｆsを算出し（ステップＳ２１）、フィードバックゲインを決定し（ステップＳ３１）、アクチュエータ駆動電圧を算出し（ステップＳ４１）、ピエゾアクチュエータ３１にアクチュエータ駆動電圧を出力する（ステップＳ５１）。

本実施形態によれば、針弁の衝撃力が、電磁弁の衝撃力に比べて無視できない場合であっても、構造の固有振動数を衝撃合成力の極小となる周波数に一致させることができるので、振動を低減でき、騒音を低減することができる。

（第４実施形態）
第１実施形態では、１サイクル中に１気筒が２段噴射する場合で説明したが、本実施形態は、１サイクル中に１気筒が３段以上の複数段噴射する場合について説明する。

本実施形態の基本的な考え方は以下である。すなわち、１サイクル中の１気筒について、最初の噴射にともなう衝撃力を基準にし、他の噴射までの発生時間差Δｔより、それぞれの極小となる周波数を（１）式に基づいて計算する。そして最初の噴射における衝撃力から、他のそれぞれの噴射の衝撃力の干渉による極小となる周波数のすべてが密集する周波数の中からいずれか一つを選ぶ。

これについて３段噴射の場合の図１８を参照して説明する。

１段目の噴射のΔｔ12後に２段目の噴射を行う。また１段目の噴射のΔｔ13後に３段目の噴射を行う。

この場合は、まず初めに、１段目と３段目の噴射の干渉によって衝撃合成力の谷となる周波数の中から、燃料噴射構造の固有振動数ｆstに最も近い第１周波数ｆsk13を選定する。

次に１段目と２段目の噴射の干渉によって衝撃合成力の谷となる周波数の中から、周波数ｆsk13に最も近い第２周波数ｆsk12を選定し、これを目標周波数ｆsとする。

これについてさらに図１９を参照して説明する。

３段噴射の場合には、図１９に示すように１段目と３段目の噴射の干渉によって衝撃合成力の大きな波が現れる。さらにその大きな波の中で小さな波が現れる。この小さな波は、１段目と２段目の噴射の干渉によるものである。

そこで本実施形態では、まず初めに、１段目と３段目の噴射の干渉によって衝撃合成力の谷となる周波数の中から、燃料噴射構造の固有振動数ｆstに最も近い第１周波数ｆsk13を選定し、次に１段目と２段目の噴射の干渉によって衝撃合成力の谷となる周波数の中から、第１周波数ｆsk13に最も近い第２周波数ｆsk12を選定し、これを目標周波数ｆsとしてフィードバック制御する。

図２０は、本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第４実施形態の制御を示すフローチャートである。

ステップＳ１４では、インジェクタ１０の１段目から最終段目（本実施形態では３段目）までの噴射におけるそれぞれの閉弁指令を入力する。また加速度センサ３２でインジェクタ１０の軸方向加速度を検出する。

ステップＳ２２では、１段目と各段目の噴射の干渉によって生じる衝撃合成力の谷となる周波数を、（１）式に基づいて算出する。

ステップＳ２３では、１段目と最終段目の噴射の干渉によって衝撃合成力の谷となる周波数の中から、燃料噴射構造の固有振動数ｆstに最も近い第１周波数ｆsk1Eを選定し、次に１段目と最終段目のひとつ前の段目の噴射の干渉によって衝撃合成力の谷となる周波数の中から、周波数ｆsk1Eに最も近い第２周波数ｆsk1E-1を選定し、さらに、・・・・、と繰り返すことで目標周波数ｆsを算出する。

そしてフィードバックゲインを決定し（ステップＳ３１）、アクチュエータ駆動電圧を算出し（ステップＳ４１）、ピエゾアクチュエータ３１にアクチュエータ駆動電圧を出力する（ステップＳ５１）。

複数噴射した場合には、衝撃合成力の小さな波が大きな波に乗っかる。この場合には、或る極小の周波数であっても最小の値でない場合がある。

本実施形態によれば、衝撃合成力の大きな波のほうから衝撃合成力が極小となる周波数選ぶことで、最小値を算出することができ、優れた振動及び騒音の低減効果を得ることができるのである。

（第５実施形態）
図２１は、本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第５実施形態の燃料噴射構造を示す図である。

上記各実施形態では、インジェクタ１０と、インジェクタ取付穴４１の底面４１ａの間に挟み込んだピエゾアクチュエータ３１で制振制御するものであるが、本実施形態は、慣性マス方式アクチュエータ３５を使用する。

慣性マス方式アクチュエータ３５の構造について説明すると、図２１に示すようにアクチュエータ３５ａがインジェクタ１０の上方に取り付けられており、その端面にマス３５ｂが取り付けられている。この方式によれば、アクチュエータ３５ａがマス３５ｂを駆動させて、駆動されたマス３５ｂの慣性力が制振対象物(インジェクタ１０)に入力として作用して制振作用を生じるのである。

このような慣性マス方式アクチュエータ３５によっても、振動を減少でき、騒音を低減することができる。周辺レイアウト、コスト等を考慮してピエゾアクチュエータ３１又は慣性マス方式アクチュエータ３５を選択すればよい。

（第６実施形態）
図２２は、本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第６実施形態の燃料噴射構造を示す図である。

第５実施形態では、慣性マス方式アクチュエータをインジェクタ１０の上方に取り付けたが、本実施形態では、慣性マス方式アクチュエータを 図６に示す騒音の放射面であるオイルパン６１、チェーンケース６２、ヘッドカバー６３に慣性マス方式アクチュエータを付ける。

この場合においても振動を減少でき、騒音を低減することができる。

以上説明した実施形態に限定されることなく、その技術的思想の範囲内において種々の変形や変更が可能であり、それらも本発明と均等であることは明白である。

例えば、上記各実施形態ではフィードバックゲインＧnkを（３）式に基づいて算出して変位フィードバック制御したが、フィードバックゲインＧnmを以下の（１０）式に基づいて算出して加速度フィードバック制御してもよい。

なおこの場合においては、アクチュエータの駆動電圧は、加速度を２回積分した変位に対してフィードバックゲインＧnmを乗じることで求める。

また、上記各実施形態においては、コモンレールタイプの直噴ディーゼルエンジンを前提として説明したが、それには限られず、シリンダに燃料を噴射するすべてのディーゼルエンジンに適用することができる。また高圧で燃料を噴射する直噴ガソリンエンジンであってもよい。

ピエゾアクチュエータではなく、超磁歪素子をアクチュエータに用いた場合においても、同様の効果を得ることができる。

ピエゾインジェクタを用い、電磁弁が廃止される代わりに、インジェクタ中のピエゾ先端の着座により、圧力操作弁に衝突し、衝撃力を発生させる場合においても、同様の効果を得ることができる。

また第１実施形態では、針弁１１の衝撃力は、電磁弁１２の衝撃力に比べ十分小さいとして、針弁１１の衝撃力を考慮しない場合で説明したが、逆に電磁弁１２の衝撃力は、針弁１１の衝撃力に比べ十分小さい場合には、電磁弁１２の衝撃力を考慮しないことで、同様の効果を得ることができる。

本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置を使用する燃料供給システムを示す図である。 インジェクタが取り付けられたシリンダヘッドをエンジン前方（クランク軸方向）から見た断面図である。 インジェクタの構造を示す図である。 燃料噴射による衝撃力について説明する図である。 燃料噴射振動の周波数応答を示す図である。 本実施形態の燃料噴射構造の振動モードを示す図である。 図５の衝撃合成力が作用したときの燃料噴射構造の振動状態を示す図である。 ＥＣＵの具体的な制御ロジックについて説明する図である。 燃料噴射構造のモデル図である。 第１実施形態の制御効果について説明する図である。 第１実施形態の制御効果について説明する図である。 本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第２実施形態の制御を示すフローチャートである。 第２実施形態によってフィードバック制御したときの燃料噴射構造の固有振動数の変化を示す図である。 第２実施形態の制御効果について説明する図である。 本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第３実施形態に使用するインジェクタの構造を示す図である。 １サイクル中に１気筒が一回で噴射した際に、針弁の着座によって発生した衝撃力と、電磁弁の着座によって生じた衝撃力とが干渉して生じた衝撃合成力Forceを示す図である。 本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第３実施形態の制御を示すフローチャートである。 ３段噴射したときの目標周波数について説明する図である。 ３段噴射したときの目標周波数について説明する図である。 本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第４実施形態の制御を示すフローチャートである。 本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第５実施形態の燃料噴射構造を示す図である。 本発明による内燃機関の燃料噴射振動低減装置の第６実施形態の燃料噴射構造を示す図である。

符号の説明

１０ インジェクタ
１１ 針弁(内部機構)
１２ 電磁弁(内部機構)
１７，１８ リフトセンサ(振動状態検出手段)
３１ ピエゾアクチュエータ(固有振動数可変手段)
３５ 慣性マス方式アクチュエータ(固有振動数可変手段)
４０ シリンダヘッド
８０ エンジンコントロールユニット(ＥＣＵ)
８５ コモンレール
ステップＳ２１，Ｓ２２，Ｓ２３ 固有振動数制御手段

Claims (19)

1. 内部機構の作動によって発生する衝撃力によって振動するインジェクタに起因して振動する燃料噴射構造と、
   前記燃料噴射構造の固有振動数を変化させる固有振動数可変手段と、
   前記衝撃力が微少時間内で複数回発生したときに、それらの衝撃力の干渉によって生じた衝撃合成力が極大となる周波数から、前記燃料噴射構造の固有振動数をずらすように制御する固有振動数制御手段と、
   を有する内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
2. 前記微少時間は、１サイクル中に１気筒で燃料噴射する時間である、
   ことを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
3. 前記複数回の衝撃力は、インジェクタ内部機構である針弁及び電磁弁の作動によって生じる衝撃力である、
   ことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
4. 前記複数回の衝撃力は、１サイクル中の１気筒への噴射を複数段に分けて噴射するときの複数段噴射によって生じる衝撃力である、
   ことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
5. 前記固有振動数制御手段は、前記固有振動数を、複数回の衝撃力の干渉によって生じた衝撃合成力が極小となる周波数に制御する、
   ことを特徴とする請求項１から請求項４までのいずれか１項に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
6. 前記固有振動数制御手段は、前記固有振動数を、複数回の衝撃力の干渉によって生じた衝撃合成力が最小となる周波数に制御する、
   ことを特徴とする請求項５に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
7. 前記固有振動数制御手段は、１段目と最終段目の噴射の干渉によって衝撃合成力の谷となる周波数の中から、燃料噴射構造の固有振動数に最も近い第１周波数を選定し、次に１段目と最終段目のひとつ前の段目の噴射の干渉によって衝撃合成力の谷となる周波数の中から、前記第１周波数に最も近い第２周波数を選定し、これを順次繰り返して選定した最終周波数を前記最小周波数とする、
   ことを特徴とする請求項６に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
8. 前記複数回の衝撃力の干渉によって生じた衝撃合成力が極小となる周波数は、複数回の衝撃力の時間差に基づいて算出する、
   ことを特徴とする請求項５に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
9. 前記複数回の衝撃力は、インジェクタ内部機構である針弁及び電磁弁の作動によって生じる衝撃力であり、
   前記時間差は、針弁及び電磁弁の閉弁時間差である、
   ことを特徴とする請求項８に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
10. 前記複数回の衝撃力は、インジェクタが複数段噴射するときに生じる衝撃力であり、
    前記時間差は、針弁の閉弁時間差である、
    ことを特徴とする請求項８に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
11. 前記複数回の衝撃力は、インジェクタが複数段噴射するときに生じる衝撃力であり、
    前記時間差は、電磁弁の閉弁時間差である、
    ことを特徴とする請求項８に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
12. 前記燃料噴射構造の振動状態を検出する振動状態検出手段を備え、
    前記固有振動数制御手段は、検出した振動状態に基づいて制御する、
    ことを特徴とする請求項１から請求項１１までのいずれか１項に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
13. 前記振動状態検出手段は、前記燃料噴射構造の振動状態として振動加速度又は振動速度を検出する、
    ことを特徴とする請求項１２に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
14. 前記固有振動数制御手段は、検出した振動状態を、固有振動モードのモード座標の状態量に変換し、その状態量に基づいて制御する、
    ことを特徴とする請求項１２に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
15. 前記状態量は、振動加速度又は振動速度を含む、
    ことを特徴とする請求項１４に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
16. 前記固有振動数可変手段は、インジェクタとシリンダヘッドとで挟持されたピエゾアクチュエータである、
    ことを特徴とする請求項１から請求項１５までのいずれか１項に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
17. 前記固有振動数可変手段は、一端が前記インジェクタに取り付けられ、他端に慣性マスを有する慣性マス方式アクチュエータである、
    ことを特徴とする請求項１から請求項１５までのいずれか１項に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
18. 前記固有振動数可変手段は、前記燃料噴射構造の振動に起因して騒音を生じる騒音放射面に取り付けられたアクチュエータである、
    ことを特徴とする請求項１から請求項１７までのいずれか１項に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。
19. 前記騒音放射面は、チェーンケース、ヘッドカバー又はオイルパンである、
    ことを特徴とする請求項１８に記載の内燃機関の燃料噴射振動低減装置。

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