JP2016135991A - 直噴エンジンの燃料噴射制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】直噴エンジンにおいて、温間時には冷却損失の低減を図ると共に、冷間時には、エンジンの暖機を促進する。【解決手段】燃料噴射弁６を有する燃料噴射制御部は、エンジン本体（エンジン１）の温間時には、複数回の燃料噴射を行うことによって、燃焼室内に、混合気層とその周囲の断熱ガス層とを形成する。エンジン本体の冷間時には、同じ要求噴射量の温間時よりも局所当量比が高くなるように、噴射と噴射との時間間隔を、温間時の前記時間間隔よりも狭くして、複数回の燃料噴射を行う。【選択図】図６

Description

ここに開示する技術は、直噴エンジンの燃料噴射制御装置に関する。

特許文献１には、シリンダの中心軸上に配設されかつ、ホローコーン状に燃料を噴射する外開弁式の燃料噴射弁を備えた直噴エンジンにおいて、圧縮行程の後期にシリンダ内に燃料を噴射することで、燃焼室内に混合気層と、その周囲のガス層とを形成することが記載されている。特許文献２に記載されたエンジンでは、混合気が燃焼するときに、周囲のガス層が断熱層として機能することで、冷却損失が低減する。

特許文献２には、圧縮自己着火エンジンにおいて、燃焼室を区画する壁面を断熱材で構成することによって、燃焼室の壁面における冷却損失を低減することが記載されている。

特開２０１３−５７２６６号公報 特開２００９−２４３３５５号公報

特許文献１にも記載されている断熱ガス層を形成して冷却損失を低減する構成においては、混合気層の当量比を低くして燃焼温度を低下させることが有利になる。

一方で、エンジンの冷間時には、エンジンの暖機を促進することが求められるが、前述したように冷却損失を低減させるような燃焼形態は、エンジンの暖機を促進することができない。

ここに開示する技術は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、直噴エンジンにおいて、温間時には冷却損失の低減を図ると共に、冷間時には、エンジンの暖機を促進することにある。

具体的に、ここに開示する技術は、シリンダヘッドの天井部と、シリンダブロックに設けられたシリンダと、前記シリンダ内を往復動するピストンとによって区画される燃焼室を有して構成されたエンジン本体と、前記燃焼室内に、液体の燃料を噴射するように配設された燃料噴射弁を有しかつ、前記ピストンが上死点に至るまでに前記燃料を前記燃焼室内に噴射するよう構成された燃料噴射制御部と、を備える。

そして、前記燃料噴射制御部は、前記エンジン本体の温間時には、複数回の燃料噴射を行うことによって、前記燃焼室内に、混合気層とその周囲の断熱ガス層とを形成し、前記エンジン本体の冷間時には、同じ要求噴射量の温間時よりも局所当量比が高くなるように、噴射と噴射との時間間隔を、前記温間時の前記時間間隔よりも狭くして、複数回の燃料噴射を行う。

混合気層の周囲に断熱ガス層を形成して冷却損失を低減する上で、燃料噴射量がある程度多くなったときに燃料を一括で噴射すると、燃料が拡散して断熱ガス層が形成できなくなる。

これに対し、前記の構成では、燃料噴射を複数回（例えば２回又は３回）に分けて行う。これにより、エンジン本体の温間時には、燃料の拡散を抑制して断熱ガス層を形成することが可能になる。また、局所的な当量比を下げることが可能になる。例えば外開弁式の燃料噴射弁のように、リフト量が大きくなるほど、燃料を噴射する噴口の有効開口面積が大きくなるように構成された燃料噴射弁においては、リフト量及び／又は噴射期間を変更することによって、燃料の噴射速度や、噴霧角を変更することが可能であるから、複数回の燃料噴射について、燃料噴射弁のリフト量及び／又は噴射期間を変更するようにすれば、１回１回の燃料噴射によって噴射される燃料噴霧を、燃焼室内の異なる位置それぞれに配置させることが可能になる。これにより、混合気層の局所的な当量比が低くなるから燃焼温度が低下し、断熱ガス層が形成されることと組み合わさって冷却損失を大幅に低減することが可能になる。

この温間時の燃料噴射態様に対し、同じ要求噴射量の冷間時にも、複数回の燃料噴射を行う。冷間時の噴射回数は、要求噴射量が同じであるため、温間時と同じにしてもよい。また、温間時と異ならせてもよく、例えば冷間時には、温間時よりも噴射回数を減らしてもよい。

冷間時にはまた、噴射と噴射との時間間隔を、温間時の時間間隔よりも狭くして、複数回の燃料噴射を行う。燃料噴射弁から燃料が噴射されることに伴い燃焼室内に形成される噴霧流れは、周囲の空気（又は空気を含むガス）を巻き込むようになる。噴射と噴射との時間間隔が短い場合、後から噴射した燃料噴霧は、先に噴射された燃料噴霧による空気流れの影響を強く受けて、その空気流れに引き寄せられるようになる。これにより、後から噴射した燃料噴霧は、先に噴射された燃料噴霧に近づくようになる。その結果、冷間時には、複数回の燃料噴射によって燃焼室内に噴射された燃料噴霧同士が互いに近づくから、混合気層の局所的な当量比が温間時よりも高くなる。こうして、燃料噴射量が同じであっても、冷間時には、局所的な当量比が温間時よりも高くなるため、燃焼温度が相対的に高くなる。これにより、エンジン本体の暖機が促進される。尚、燃焼温度を高くする上で、局所的な当量比は、１．０に近づけることが好ましい。

前記燃料噴射制御部は、前記エンジン本体の冷間時には、前記複数回の燃料噴射のうち、最初に行う燃料噴射の噴射開始時期を、前記エンジン本体の温間時よりも進角させる、としてもよい。

温間時には、最初に行う燃料噴射の噴射開始時期は、圧縮行程における遅い時期にすることが好ましい。例えば、最初に行う燃料噴射は、その一部又は全部を、圧縮行程の後半に行ってもよい。ここで、圧縮行程の後半は、圧縮行程期間を前半と後半との２つの期間に２等分したときの後半に相当する。こうすることで、圧力及び温度が高い状態の燃焼室内に、燃料を噴射することになり、燃料噴霧が飛びすぎることが防止できる。つまり、燃料噴霧が燃焼室の壁面に接触することが防止でき、混合気層とその周囲の断熱ガス層とを確実に形成することが可能になる。

これに対し、前記の構成では、冷間時には、最初に行う燃料噴射の噴射開始時期を、温間時よりも進角させる。これにより、噴射を開始するときのシリンダ内の圧力及び温度は、相対的に低くなるから、燃焼室内に噴射された燃料噴霧は、燃焼室内を飛びやすくなって、燃焼室の壁面の近傍にまで到達する。こうして、混合気層の周囲に設ける断熱ガス層の厚みを薄くすることが可能になる。混合気が燃焼した時の、断熱ガス層による断熱効果が低下するから、前述したように、燃焼温度が相対的に高くなることと組み合わさって、エンジン本体の冷間時に、エンジン本体の暖機を促進することが可能になる。

最初に行う燃料噴射の噴射開始時期の進角量は、噴射した燃料噴霧が燃焼室の壁面に接触することを回避しつつ、燃焼による火炎は燃焼室の壁面に接触することを許容する程度に設定することが好ましい。こうすることで、エンジン本体の暖機を有効に促進することが可能になる。

以上説明したように、前記直噴エンジンの燃料噴射制御装置によると、エンジン本体の温間時には、複数回の燃料噴射を行うことによって、燃焼室内に、局所当量比の低い混合気層と断熱ガス層とを形成して冷却損失を低減すると共に、エンジン本体の冷間時には、温間時よりも局所当量比が高くなるように、噴射と噴射との時間間隔を、同じ要求噴射量の温間時の時間間隔よりも狭くして複数回の燃料噴射を行うことで、燃焼温度が高くなり、エンジン本体の暖機を促進することが可能になる。

直噴エンジンの構成を示す概略図である。 燃焼室の構成を示す断面図である。 外開弁式の燃料噴射弁の、リフト量と噴口の有効開口面積との関係を示す図である。 （ａ）燃料噴射弁のリフト量が小さいときの噴霧角、（ｂ）リフト量が大きいときの噴霧角を示す図である。 リフト量と噴霧角との関係を示す図である。 （ａ）エンジンの温間時における燃料の噴射態様、（ｂ）エンジンの冷間時における燃料の噴射態様を示す図である。 エンジンの温間時における燃焼室内における燃料噴霧の広がりを説明する図である。 エンジンの冷間時における燃焼室内における燃料噴霧の広がりを説明する図である。 図６とは異なる、燃料の噴射態様を示す、（ａ）燃料噴射弁のリフト量が小さいときの噴霧角、（ｂ）リフト量が大きいときの噴霧角を示す図である。

以下、実施形態を図面に基づいて説明する。以下の説明は例示である。

（エンジンの全体構成）
図１は、実施形態に係るエンジン１の構成を示している。エンジン１のクランクシャフト１５は、図示しないが、変速機を介して駆動輪に連結されている。エンジン１の出力が駆動輪に伝達されることによって、車両が推進する。ここで、エンジン１の燃料は、本実施形態ではガソリンであるが、バイオエタノール等を含むガソリンであってもよい。ここに開示する技術は、様々な種類の液体燃料を用いるエンジンに広く適用することが可能である。

エンジン１は、シリンダブロック１２と、その上に載置されるシリンダヘッド１３とを備えており、シリンダブロック１２の内部に複数のシリンダ１１が形成されている（図１では、１つのみ示す）。エンジン１は、多気筒エンジンである。シリンダブロック１２及びシリンダヘッド１３の内部には、図示は省略するが冷却水が流れるウォータージャケットが形成されている。各シリンダ１１内には、コネクティングロッド１４を介してクランクシャフト１５に連結されたピストン１６が摺動自在に嵌挿されている。ピストン１６は、シリンダ１１及びシリンダヘッド１３と共に燃焼室１７を区画している。

本実施形態では、燃焼室１７の天井部１７０（シリンダヘッド１３の下面）は、吸気ポート１８の開口部１８０が設けられかつ、シリンダ１１の中央に向かって登り勾配となった吸気側斜面１７１と、排気ポート１９の開口部１９０が設けられかつ、シリンダ１１の中央に向かって登り勾配となった排気側斜面１７２とを備えて構成されている。燃焼室１７は、ペントルーフ型の燃焼室である。尚、ペントルーフの稜線は、シリンダ１１のボア中心に一致する場合、及び一致しない場合の両方があり得る。また、ピストン１６の頂面１６０は、図２にも示すように、天井部１７０の吸気側斜面１７１及び排気側斜面１７２に対応するように、吸気側及び排気側のそれぞれにおいて、ピストン１６の中央に向かって登り勾配となった傾斜面１６１、１６２によって、三角屋根状に隆起している。これにより、このエンジン１の幾何学的圧縮比は、１５以上の高い圧縮比に設定されている。また、ピストン１６の頂面１６０には、凹状のキャビティ１６３が形成されている。

図１には１つのみ示すが、シリンダ１１毎に２つの吸気ポート１８がシリンダヘッド１３に形成されている。吸気ポート１８の開口部１８０は、シリンダヘッド１３の吸気側斜面１７１に、エンジン出力軸（つまり、クランクシャフト１５）の方向に並んで設けられ、吸気ポート１８は、この開口部１８０を通じて燃焼室１７に連通している。同様に、シリンダ１１毎に２つの排気ポート１９がシリンダヘッド１３に形成されている。排気ポート１９の開口部１９０は、シリンダヘッド１３の排気側斜面１７２に、エンジン出力軸の方向に並んで設けられ、排気ポート１９は、この開口部１９０を通じて燃焼室１７に連通している。

吸気ポート１８は、吸気通路１８１に接続されている。吸気通路１８１には、吸気流量を調節するスロットル弁５５が、介設されている。排気ポート１９は、排気通路１９１に接続されている。排気通路１９１には、図示は省略するが、１つ以上の触媒コンバータを有する排気ガス浄化システムが配設されている。触媒コンバータは、三元触媒を含む。

シリンダヘッド１３には、吸気弁２１が、吸気ポート１８を燃焼室１７から遮断する（つまり、燃焼室１７を閉じる）ことができるように配設されている。吸気弁２１は吸気弁駆動機構により駆動される。シリンダヘッド１３にはまた、排気弁２２が、排気ポート１９を燃焼室１７から遮断することができるように配設されている。排気弁２２は排気弁駆動機構により駆動される。吸気弁２１は所定のタイミングで往復動して吸気ポート１８を開閉すると共に、排気弁２２は所定のタイミングで往復動して排気ポート１９を開閉する。それらによって、シリンダ１１内のガス交換を行う。

吸気弁駆動機構は、図示は省略するが、クランクシャフト１５に駆動連結された吸気カムシャフトを有し、吸気カムシャフトはクランクシャフト１５の回転と同期して回転する。また、排気弁駆動機構は、図示は省略するが、クランクシャフト１５に駆動連結された排気カムシャフトを有し、排気カムシャフトはクランクシャフト１５の回転と同期して回転する。

吸気弁駆動機構は、この例では、吸気カムシャフトの位相を所定の角度範囲内で連続的に変更可能な、液圧式又は電動式の位相可変機構（Variable Valve Timing：ＶＶＴ）２３を、少なくとも含んで構成されている。尚、吸気弁駆動機構は、ＶＶＴ２３と共に、弁リフト量を変更可能なリフト可変機構を備えるようにしてもよい。

排気弁駆動機構は、この例では、排気カムシャフトの位相を所定の角度範囲内で連続的に変更可能な、液圧式又は電動式のＶＶＴ２４を、少なくとも含んで構成されている。尚、排気弁駆動機構は、ＶＶＴ２４と共に、弁リフト量を変更可能なリフト可変機構を備えるようにしてもよい。

リフト可変機構は、リフト量を連続的に変更可能なＣＶＶＬ（Continuous Variable Valve Lift）としてもよい。尚、吸気弁２１を駆動する動弁機構、及び、排気弁２２を駆動する動弁機構は、どのようなものであってもよく、例えば油圧式や電磁式の駆動機構を採用してもよい。

図２に拡大して示すように、シリンダヘッド１３には、燃焼室１７内に燃料を直接噴射する燃料噴射弁６が取り付けられている。燃料噴射弁６は、吸気側斜面１７１と排気側斜面１７２とが交差するペントルーフの稜線上に配設されている。燃料噴射弁６はまた、その噴射軸心Ｓが、シリンダ１１の軸線に沿うように配設されて、噴射先端が、燃焼室１７内に臨んでいる。燃料噴射弁６の噴射軸心Ｓは、シリンダ１１の軸線と一致する場合、及び、シリンダ１１の軸線からずれる場合の双方がある。

ピストン１６のキャビティ１６３は、燃料噴射弁６に向かい合うように設けられている。燃料噴射弁６は、このキャビティ１６３内に向かって、燃料を噴射する。

燃料噴射弁６は、ここでは、外開弁式の燃料噴射弁である。外開弁式の燃料噴射弁６は、その先端部を図３に拡大して示すように、燃料を噴射する噴口６１が形成されたノズル本体６０と、噴口６１を開閉する外開弁６２とを有する。

ノズル本体６０は、その内部を燃料が流通するように筒状に構成されており、噴口６１は、ノズル本体６０の先端部に設けられている。噴口６１は、先端側ほど径が大きくなるテーパ状に形成されている。

外開弁６２は、ノズル本体６０の先端において、ノズル本体６０から外側に露出する弁本体６３と、弁本体６３からノズル本体６０内を通って図示省略のピエゾ素子に接続される接続部６４とを有している。弁本体６３は、テーパ状の噴口６１と略同じ形状を有する着座部６５を有する。弁本体６３の着座部６５と接続部６４との間には、縮径部６６が介在する。図３に示すように、縮径部６６は、着座部６５とは傾きが相違し、基端から先端に向かう縮径部６６の傾きは、着座部６５の傾きよりも緩やかである。

図３に二点鎖線で示すように、着座部６５が噴口６１に当接しているときには、噴口６１が閉口状態となる。電圧が印加されることによりピエゾ素子が変形して、外開弁６２が噴射軸心Ｓに沿って外向きにリフトする。このことに伴い、図３に実線で示すように、着座部６５が噴口６１から離れて噴口６１が開口状態となる。噴口６１が開口状態となれば、燃料が、噴口６１から噴射軸心Ｓに対して傾斜した方向であって、噴射軸心Ｓを中心とする半径方向に広がる方向へ噴射される。燃料は、噴射軸心Ｓを中心とするホローコーン状に噴射される。ピエゾ素子への電圧の印加が停止すると、ピエゾ素子が元の状態に復帰することで、外開弁６２の着座部６５が噴口６１に当接して、噴口６１を再び閉口状態にする。

ピエゾ素子に印加する電圧が大きいほど、外開弁６２の、噴口６１の閉じた状態からのリフト量が大きくなる。図３から明らかなように、リフト量が大きいほど、噴口６１の開度、つまり、有効開口面積が大きくなる。有効開口面積は、噴口６１と着座部６５との距離によって定義される。リフト量が大きいほど、噴口６１から燃焼室１７内に噴射される燃料噴霧の粒径が大きくなる。逆に、リフト量が小さいほど、噴口６１から燃焼室１７内に噴射される燃料噴霧の粒径が小さくなる。また、燃料圧力が同一と仮定すれば、有効開口面積は大きいほど、噴射速度は低くなる。逆に、有効開口面積が小さくなれば、噴射速度が高まるものの、有効開口面積が小さくなりすぎると、噴口の壁面から受ける燃料の摩擦抵抗の影響が大きくなるため、噴射速度は低くなる。従って、燃料の噴射速度が最高となるリフト量が存在し、リフト量がその最高速度リフト量よりも大きくても小さくても、燃料の噴射速度は低下する。尚、この最高速度リフト量は、比較的小さい。

さらに、図４に示すように、燃料が噴口６１を通過する際には、縮径部６６に沿うように流れる。図４（ａ）に示すように、リフト量が小さいときには、縮径部６６が噴口６１に近いことで、燃料の噴霧角（つまり、ホローコーンのテーパ角度）が大きくなり、図４（ｂ）に示すように、リフト量が大きいときには、縮径部６６が噴口６１から離れることで、燃料の噴霧角（つまり、ホローコーンのテーパ角度）が小さくなる。外開弁式の燃料噴射弁６において、リフト量と噴霧角との関係は、図５に示すような関係となり、リフト量が所定以上であれば、噴霧角は比較的小さい角度で一定、又は、ほとんど一定となり、リフト量が所定よりも小さいときには、リフト量が小さくなるほど、噴霧角は大きくなる。

図２に示すように、シリンダヘッド１３の天井部１７０には、その天井面から凹陥する凹部１７３が設けられており、燃料噴射弁６の先端部は、この凹部１７３内に収容されている。凹部１７３の内周面は、燃焼室１７の内方に向かうに従って次第に拡径するように傾斜している。燃料噴射弁６の先端部を、シリンダヘッド１３の天井面から奥まった位置に配置することによって、幾何学的圧縮比を高くしながら、ピストン１６が上死点に至ったときの、ピストン１６の頂面１６０と燃料噴射弁６の先端部との間隔を、できる限り広くすることが可能になる。これは、後述するように、混合気層の周囲に断熱ガス層を形成する上で有利である。また、燃料噴射弁６の先端部と凹部１７３の内周面との間隔が広がるため、燃料噴射弁６から噴射した燃料噴霧が、コアンダ効果によってシリンダヘッド１３の天井面に付着することを抑制することが可能になる。

燃料供給システム５７は、外開弁６２を駆動するための電気回路と、燃料噴射弁６に燃料を供給する燃料供給系とを備えている。エンジン制御器１００は、所定のタイミングで、リフト量に応じた電圧を有する噴射信号を電気回路に出力することで、該電気回路を介して外開弁６２を作動させて、所望量の燃料を、シリンダ内に噴射させる。噴射信号の非出力時（つまり、噴射信号の電圧が０であるとき）には、外開弁６２により噴口６１が閉じられた状態となる。このようにピエゾ素子は、エンジン制御器１００からの噴射信号によって、その作動が制御される。こうしてエンジン制御器１００は、ピエゾ素子の作動を制御して、燃料噴射弁６の噴口６１からの燃料噴射及び該燃料噴射時におけるリフト量を制御する。ピエゾ素子の応答は速く、例えば１〜２ｍｓｅｃの間に２０回程度の多段噴射が可能である。但し、外開弁６２を駆動する手段としては、ピエゾ素子には限られない。

燃料供給系には、図示省略の高圧燃料ポンプやコモンレールが設けられており、その高圧燃料ポンプは、低圧燃料ポンプを介して燃料タンクより供給されてきた燃料をコモンレールに圧送し、コモンレールは、その圧送された燃料を、所定の燃料圧力で蓄える。そして、燃料噴射弁６が作動する（つまり、外開弁６２がリフトされる）ことによって、コモンレールに蓄えられている燃料が噴口６１から噴射される。エンジン制御器１００と、燃料噴射弁６とを含んで、燃料噴射制御部が構成される。

燃料噴射制御部は、詳細は後述するが、図２に概念的に示すように、燃焼室１７内（つまり、キャビティ１６３内）に、（可燃）混合気層と、その周囲の断熱ガス層とが形成可能に構成されている。

このエンジン１は、基本的には全運転領域で、シリンダ１１内に形成した混合気を圧縮着火（つまり、制御自動着火（Controlled Auto Ignition：ＣＡＩ））により燃焼させるように構成されている。エンジン１は、所定の環境下において混合気の着火をアシストするための着火アシストシステム５６を備えている。着火アシストシステム５６は、例えば、燃焼室１７内に臨んで配設される放電プラグとしてもよい。つまり、燃焼室１７で、極短パルス放電が生じるように、制御されたパルス状の高電圧を放電プラグの電極に印加することによって、燃焼室内にストリーマ放電を発生させ、シリンダ内にオゾンを生成する。オゾンは、ＣＡＩをアシストする。尚、着火アシストシステムは、オゾンを発生させる放電プラグに限らず、火花放電を行うことで混合気にエネルギを付与し、ＣＡＩをアシストするスパークプラグとしてもよい。

エンジン制御器１００は、周知のマイクロコンピュータをベースとするコントローラであって、プログラムを実行する中央演算処理装置（ＣＰＵ）と、例えばＲＡＭやＲＯＭにより構成されてプログラム及びデータを格納するメモリと、電気信号の入出力をする入出力（Ｉ／Ｏ）バスと、を備えている。

エンジン制御器１００は、少なくとも、エアフローセンサ５１からの吸気流量に関する信号、クランク角センサ５２からのクランク角パルス信号、アクセル・ペダルの踏み込み量を検出するアクセル開度センサ５３からのアクセル開度信号、及び、車速センサ５４からの車速信号をそれぞれ受ける。エンジン制御器１００は、これらの入力信号に基づいて、例えば、所望のスロットル開度信号、燃料噴射パルス、着火アシスト信号、バルブ位相角信号等といった、エンジン１の制御パラメータを計算する。そして、エンジン制御器１００は、それらの信号を、スロットル弁５５（正確には、スロットル弁５５を動かすスロットルアクチュエータ）、ＶＶＴ２３、２４、燃料供給システム５７及び着火アシストシステム５６等に出力する。

このエンジン１は、前述したように、幾何学的圧縮比εが１５以上に設定されている。幾何学的圧縮比は、４０以下とすればよく、特に２０以上３５以下が好ましい。エンジン１は圧縮比が高いほど膨張比も高くなる構成から、高圧縮比と同時に、比較的高い膨張比を有するエンジン１でもある。高い幾何学的圧縮比は、ＣＡＩ燃焼を安定化する。

燃焼室１７は、シリンダ１１の内周面と、ピストン１６の頂面１６０と、シリンダヘッド１３の下面（天井部１７０）と、吸気弁２１及び排気弁２２それぞれのバルブヘッドの面と、によって区画形成されている。冷却損失を低減すべく、これらの区画面に、遮熱層を設けることによって、燃焼室１７が遮熱化されている。遮熱層は、これらの区画面の全てに設けてもよいし、これらの区画面の一部に設けてもよい。また、燃焼室１７を直接区画する壁面ではないが、吸気ポート１８や排気ポート１９における、燃焼室１７の天井部１７０側の開口近傍のポート壁面に遮熱層を設けてもよい。

これらの遮熱層は、燃焼室１７内の燃焼ガスの熱が、区画面を通じて放出されることを抑制するため、燃焼室１７を構成する金属製の母材よりも熱伝導率が低く設定される。

また、遮熱層は、冷却損失を低減する上で、母材よりも容積比熱が小さいことが好ましい。つまり、遮熱層の熱容量を小さくして、燃焼室１７の区画面の温度が、燃焼室１７内のガス温度の変動に追従して変化するようにすることが好ましい。

前記遮熱層は、例えば、母材上にＺｒＯ_２等のセラミック材料をプラズマ溶射によってコーティングして形成すればよい。このセラミック材料の中には、多数の気孔を含んでいてもよい。このようにすれば、遮熱層の熱伝導率及び容積比熱をより低くすることができる。

本実施形態では、前記の燃焼室の遮熱構造に加えて、燃焼室１７内にガス層による断熱層を形成することで、冷却損失を大幅に低減するようにしている。

具体的には、燃焼室１７内の外周部に新気を含むガス層が形成されかつ中心部に混合気層が形成されるように、圧縮行程以降において燃料噴射弁６の噴射先端からキャビティ１６３内に向かって燃料を噴射させることにより、図２に示すように、燃料噴射弁６の近傍の、キャビティ１６３内の中心部に混合気層が形成されかつ、その周囲に新気を含む断熱ガス層が形成されるという、成層化が実現する。ここで言う混合気層は、可燃混合気によって構成される層と定義してもよく、可燃混合気は、例えば当量比φ＝０．１以上の混合気としてもよい。燃料の噴射開始から時間が経過すればするほど、燃料噴霧は拡散することから、混合気層の大きさは、着火時点での大きさである。着火とは、例えば燃料の燃焼質量割合が１％以上となることをもって判定することができる。混合気は、圧縮上死点の付近において着火する。

断熱ガス層は、新気のみであってもよく、新気に加えて、既燃ガス（ＥＧＲガス）を含んでいてもよい。尚、断熱ガス層に少量の燃料が混じっても問題はなく、断熱ガス層が断熱層の役割を果たせるように混合気層よりも燃料リーンであればよい。

前記のように断熱ガス層と混合気層とが形成された状態で、混合気がＣＡＩ燃焼すれば、混合気層とシリンダ１１の壁面との間の断熱ガス層により、混合気層の火炎がシリンダ１１の壁面に接触することがなく、その断熱ガス層が断熱層となって、シリンダ１１の壁面からの熱の放出を抑えることができるようになる。この結果、冷却損失を大幅に低減することができる。

尚、冷却損失を低減させるだけでは、その冷却損失の低減分が排気損失に転換されて図示熱効率の向上にはあまり寄与しないところ、このエンジン１では、高圧縮比化に伴う高膨張比化によって、冷却損失の低減分に相当する燃焼ガスのエネルギを、機械仕事に効率よく変換している。すなわち、エンジン１は、冷却損失及び排気損失を共に低減させる構成を採用することによって、図示熱効率を大幅に向上させているということができる。

このような混合気層と断熱ガス層とを燃焼室１７内に形成するために、燃料を噴射するタイミングにおいては、燃焼室１７内のガス流動は弱いことが望ましい。そのため、吸気ポートは、燃焼室１７内でスワールが生じない、又は、生じ難いようなストレート形状を有していると共に、タンブル流もできるだけ弱くなるように、構成されている。

前述したように、燃焼室１７内に混合気層と断熱ガス層とを形成する上で、燃料噴射量が比較的少ないとき、例えばエンジン１の運転状態が、軽負荷領域にあるときには、混合気層をコンパクトにし易いため、混合気層と断熱ガス層とを形成することは比較的容易である。これに対し、燃料噴射量が増えると、燃料を一括で噴射したのでは、混合気層をコンパクトにすることが困難となり、混合気層の周囲に断熱ガス層を形成することが難しくなる。

この点に関し、燃焼室１７内への燃料噴射を、一括して行うのではなく、複数回の噴射に分割して行うことは、燃焼室１７内の空気利用率を高めつつ、混合気層と断熱ガス層とを形成する上で有利になる。具体的に、図６（ａ）は、要求噴射量が比較的多いときの燃料の噴射態様を例示している。尚、この燃料噴射態様は、エンジン１が温間時のときである。図６（ａ）の横軸はクランク角を、縦軸は燃料噴射弁６のリフト量を示している。ここでは第１噴射、第２噴射及び第３噴射を含む分割噴射を行う。

第１噴射は、相対的に進角したタイミングで、第１リフト量で燃料を噴射する。第１リフト量は、前述した、燃料の噴射速度が最高となる最高速度リフト量よりも大きい。燃料の噴射開始時のリフト量を高くすると、噴口６１の壁面による抵抗が小さくなるため、燃料の噴射速度が速やかに上昇する。これにより、第１噴射による燃料の噴射速度は、噴射期間が短いものの、比較的高くなる。第１噴射は、圧縮行程期間内に行われる。第１噴射の一部又は全部を圧縮行程の後半に行ってもよい。噴射期間は、後述する第２噴射よりも短い。これにより、図５に示すように、燃料噴射弁６から噴射される燃料噴霧の噴霧角は、比較的狭くなる。図７に概念的に示すように、第１噴射によって噴射された燃料噴霧は、所定の噴霧角でかつ、燃焼室１７の壁面近くにまで広がるようになる。但し、第１噴射により、燃焼室１７内に最初に噴射された燃料噴霧は比較的高い抵抗を受けて、飛び難くなるため、燃焼室１７の壁面に接触することが防止される。

第１噴射の終了後、所定の間隔を空けて第２噴射が行われる。第２噴射は、その一部又は全部が、圧縮行程の後半の燃料噴射である。第２噴射は、第１リフト量よりもリフト量が小さい第２リフト量で燃料を噴射する。第２リフト量もまた、第１リフト量と同様に、最高速度リフト量よりも大とすることが好ましい。燃料の噴射開始時のリフト量を低くすると、噴口６１の壁面による抵抗が大きくなるため、燃料の噴射速度の上昇が遅れる。第２噴射による燃料の噴射速度は、噴射開始当初は低くなる。こうして第２噴射によって噴射された燃料噴霧の噴射速度が抑制されるため、第１噴射によって噴射された燃料噴霧に追いついて、燃料噴霧が重なってしまうことが防止される。

また、第２噴射によって燃料噴射弁６から噴射される燃料噴霧の噴霧角は、図５に示すように、比較的狭くなる。

第２噴射はまた、その噴射期間が、第１噴射の噴射期間よりも長く設定される。これにより、第２噴射によって噴射された燃料噴霧は、燃料噴射弁６の噴射軸心Ｓに近づくようになる。つまり、燃料が噴射されることに伴い燃焼室１７内に形成される噴霧流れは、周囲の空気を巻き込むようになる。しかし、燃料噴射弁６の先端部からホローコーン状に噴射される燃料噴霧の内側は、空気が流れ込み難い。そのため、噴射期間が長くなると、燃料噴射弁６の噴射軸心Ｓの付近は、負圧が強まるようになり、燃料噴霧の内外の圧力差によって、図７に実線の矢印で示すように、燃料噴霧は、燃料噴射弁６の噴射軸心Ｓに近づくようになる。これにより、第１噴射によって噴射された燃料噴霧と、第２噴射によって噴射されて燃料噴霧とは、噴霧角の角度方向に位置がずれるようになる。より詳細には、第１噴射によって噴射された燃料噴霧の軸を基準とし、その軸方向に直交する径方向について、第２噴射によって噴射された燃料噴霧は、第１噴射によって噴射された燃料噴霧に対し径方向の内側に位置するようになる。こうして、燃料噴霧同士が重なることが防止される。

第３噴射は、第２噴射の終了後、所定の間隔を空けて行う。第３噴射は、圧縮行程の後半に行われる。第３噴射のリフト量は、第２リフト量よりも小さい第３リフト量である。第３リフト量は、第１リフト量よりも小さくなる。第３リフト量は、最高速度リフト量よりも大としてもよい。また、第３噴射の噴射期間は、第１噴射及び第２噴射の噴射期間よりも短い。第３噴射のリフト量を小さくすることに伴い、燃料噴射弁６から噴射される燃料噴霧の噴霧角は大きくなる（図４（ａ）及び図５参照）。また、噴射タイミングが最も遅くてシリンダ１１内の圧力及び温度が高い上に、噴射期間が短いため、第３噴射によって噴射された燃料噴霧は、燃料噴射弁６の先端部の近傍に位置するようになる。つまり、図７に示すように、第３噴射によって噴射された燃料噴霧は、第１噴射によって噴射された燃料噴霧の軸を基準としたときの径方向の外側に配置されるようになる。第１噴射、第２噴射及び第３噴射のそれぞれによって噴射された燃料噴霧は、燃焼室１７内において、第１噴射によって噴射された燃料噴霧の軸を基準とした径方向に位置がずれるようになる。また、噴射方向に対しても、位置がずれるようになる。

こうして、エンジン１の温間時は、燃焼室１７内に混合気層と断熱ガス層とを形成しつつ、第１噴射、第２噴射及び第３噴射によって噴射された燃料噴霧は、燃焼室１７内において異なる位置に配置されるから、混合気層の局所的な当量比が低くなる。その結果、燃焼温度が低下すると共に、断熱ガス層によって燃焼火炎が燃焼室１７の壁面に接触することが防止されることで、エンジン１の冷却損失を大幅に低減することが可能になる。

ここで、エンジン１の温間時において、第１噴射と第２噴射との噴射間隔、及び、第２噴射と第３噴射との時間間隔は、それぞれ比較的広く設定される。前述したように、燃料噴射弁６から燃料が噴射されることに伴い、燃焼室１７内に形成される噴霧流れは、周囲の空気を巻き込むようになるが、噴射と噴射との時間間隔が短い場合、後から噴射した燃料噴霧は、先に噴射された燃料噴霧による空気流れの影響を強く受けて、その空気流れに引き寄せられるようになるためである。温間時において混合気層の局所当量比φは、０．３程度とすることが、冷却損失の低減に有利である。

これに対し、エンジン１の冷間時は、エンジン１の暖機を促進するために、燃焼温度は高い方が好ましい。そこで、このエンジン１では、冷間時の燃料の噴射態様を、温間時の燃料の噴射態様とは異ならせる。具体的に、図６（ｂ）は、冷間時の燃料の噴射態様を示している。ここで、図６（ａ）の噴射態様と、図６（ｂ）の噴射態様とは、同じ要求噴射量である。要求噴射量が比較的多いため、冷間時においても、温間時と同様に、第１噴射、第２噴射及び第３噴射の３回の燃料噴射を行う。

これら第１噴射、第２噴射及び第３噴射それぞれの、燃料噴射弁６のリフト量及び噴射期間は、図６（ａ）に示す温間時の第１噴射、第２噴射及び第３噴射それぞれの、燃料噴射弁６のリフト量及び噴射期間と同じである。一方で、冷間時には、第１噴射と第２噴射との間の時間間隔が、温間時よりも狭く、かつ、第２噴射と第３噴射との間の時間間隔が、温間時よりも狭い。尚、図６の横軸はクランク角であるが、図６（ａ）及び（ｂ）は、エンジン回転数が同じと仮定して、図６（ａ）及び（ｂ）の横軸の幅の大小は、時間の長短に対応する。

噴射と噴射との間の時間間隔を狭くすることによって、前述したように、後から噴射した燃料噴霧は、先に噴射された燃料噴霧による空気流れの影響を強く受けて、その空気流れに引き寄せられるようになる。特に、後から噴射する第２噴射は、リフト量が相対的に小さいため、噴口６１の壁面から受ける燃料の摩擦抵抗の影響が大きく、燃料の噴射開始当初の噴射速度が低くなる。このため、先に噴射された第１噴射による空気流れの影響を強く受けて、第１噴射によって噴射された燃料噴霧に近づくようになる。同様に、後から噴射する第３噴射も、リフト量が相対的に小さいため、先に噴射された第１及び第２噴射による空気流れの影響を強く受けて、第１及び第２噴射によって噴射された燃料噴霧に近づくようになる。こうして、冷間時には、図８に示すように、第１噴射、第２噴射及び第３噴射のそれぞれによって噴射された燃料噴霧は、燃焼室１７内において互いに近づくようになる。その結果、冷間時には、混合気層の局所的な当量比が、温間時よりも高くなる。

ここで、第１噴射、第２噴射及び第３噴射のそれぞれによって噴射された燃料噴霧が、重なりあってしまうと、局所的に過濃な混合気が形成され、スモークの発生を招くようになる。そのため、局所当量比φが１．０以下となる限度で、第１噴射と第２噴射との間の時間間隔、及び、第２噴射と第３噴射との間の時間間隔を狭くすることが好ましい。

図６（ｂ）に示す噴射形態ではさらに、第１噴射の噴射開始時期を、温間時における第１噴射の噴射開始時期よりも進角している。噴射と噴射との間の時間間隔を狭くしていることと組み合わさって、冷間時における第３噴射の噴射終了時期は、温間時における第３噴射の噴射終了時期よりも大きく進角する。第１噴射の噴射開始時期を進角することにより、第１噴射の噴射開始時におけるシリンダ１１内の圧力及び温度が低くなるから、燃焼室１７内に噴射された燃料噴霧が飛びやすくなり、図８に示すように、第１噴射によって噴射された燃料噴霧は、燃焼室１７の壁面近傍にまで到達するようになる。これにより、混合気層の周囲に形成する断熱ガス層の厚みが、温間時よりも薄くなる。

ここで、第１噴射によって噴射された燃料噴霧が、燃焼室１７の壁面に接触することは避けることが望ましい。また、冷間時においては、燃焼火炎が燃焼室１７の壁面に接触することは望ましい。そこで、第１噴射によって噴射された燃料噴霧が、燃焼室１７の壁面に接触しない限度において、第１噴射の噴射開始時期の進角量が設定される。

こうして冷間時には、混合気層の局所当量比が高くなることで、燃焼温度が温間時よりも高くなると共に、断熱ガス層の厚みが、温間時よりも薄くなることで、冷却損失が、温間時よりも増大することになる。その結果、エンジン１の暖機が促進される。

尚、エンジン１の温度状態（つまり、水温及び／又は油温）が所定温度以下の冷間時には、図６（ｂ）のように冷間時において設定された燃料の噴射態様で燃料噴射を行い、エンジン１の温度状態が所定温度を超えた後に、図６（ｂ）のように温間時において設定された燃料の噴射態様に切り替えるようにしてもよい。

また、エンジン１の温度状態に応じて、噴射と噴射との時間間隔を調整するようにしてもよい。例えば温度状態が高くなるに従って、噴射と噴射との時間間隔が広くなるようにしてもよい。

また、図６は、温間時及び冷間時のそれぞれで、第１噴射〜第３噴射の３回の噴射を行うようにしているが、分割噴射の回数は２回にしてもよい。また、温間時及び冷間時のそれぞれで、分割噴射の回数は、同じであっても、異なっていてもよい。例えば冷間時の分割噴射の回数を、温間時の分割噴射の回数よりも減らしてもよい。

尚、前記の構成では、複数回の燃料噴射について、リフト量及び噴射期間をそれぞれ異ならせているが、温間時及び冷間時のそれぞれにおいて、リフト量及び噴射期間が同じ燃料噴射を、複数回、行うようにしてもよい。その場合において、温間時は、噴射と噴射との時間間隔を相対的に広く、冷間時は、噴射と噴射との時間間隔を、温間時よりも狭くすればよい。

また、図９に示すように、温間時及び冷間時のそれぞれにおいて、図６に示す噴射態様の内、第２噴射は、複数の燃料噴射を含む多段噴射によって構成してもよい。前述の通り、ピエゾ素子を有する燃料噴射弁６は高応答であり、１〜２ｍｓｅｃの間に２０回程度の多段噴射が可能である。第２噴射を多段噴射にした場合も、噴射した燃料噴霧は、図７又は図８に示すように、燃料噴射弁６の近くでかつ、燃料噴射弁６の噴射軸心Ｓに近づくようになる。尚、図９の例では、第２噴射を構成する各燃料噴射同士の間隔を、実質的にゼロにしているが、燃料噴射と燃料噴射との間に所定の間隔を設けてもよい。

また、前記の例では、燃料噴射弁６として外開弁式の燃料噴射弁を採用しているが、ここに開示する技術に適用可能な燃料噴射弁６は、外開弁式の燃料噴射弁に限らない。例えばＶＣＯ（Valve Covered Orifice）ノズルタイプのインジェクタを採用してもよい。ＶＣＯノズルタイプの燃料噴射弁は、ニードル弁が、ノズル口が開口しているシート部に直接着座して、ノズル口を閉鎖するように構成されている。ニードル弁のリフト量に応じて、ノズル口の内周面に発生するキャビティ領域の大きさが変化する。ＶＣＯノズルタイプの燃料噴射弁では、外開弁式のインジェクタと同様に、ニードル弁のリフト量に応じて、ノズル口の有効開口面積が変化する。従って、外開弁式の燃料噴射弁と同様に、図６又は図９に示す燃料噴射態様によって、キャビティ１６３内の中央部に混合気層を、その外周囲に断熱ガス層を形成することが可能である。

さらに、燃料噴射弁は、外開弁式の燃料噴射弁及びＶＣＯノズルタイプの燃料噴射弁に限定されない。例えばホールノズルタイプの燃料噴射弁を採用してもよい。

尚、前記の例では、燃焼室及び吸気ポートの遮熱構造を採用すると共に、燃焼室内に断熱ガス層を形成するようにしたが、ここに開示する技術は、遮熱構造を採用しないエンジンに対しても適用することが可能である。

１ エンジン（エンジン本体）
１００ エンジン制御部（燃料噴射制御部）
１１ シリンダ
１２ シリンダブロック
１３ シリンダヘッド
１６ ピストン
１７ 燃焼室
６ 燃料噴射弁

Claims (2)

1. シリンダヘッドの天井部と、シリンダブロックに設けられたシリンダと、前記シリンダ内を往復動するピストンとによって区画される燃焼室を有して構成されたエンジン本体と、
   前記燃焼室内に、液体の燃料を噴射するように配設された燃料噴射弁を有しかつ、前記ピストンが上死点に至るまでに前記燃料を前記燃焼室内に噴射するよう構成された燃料噴射制御部と、を備え、
   前記燃料噴射制御部は、
   前記エンジン本体の温間時には、複数回の燃料噴射を行うことによって、前記燃焼室内に、混合気層とその周囲の断熱ガス層とを形成し、
   前記エンジン本体の冷間時には、同じ要求噴射量の温間時よりも局所当量比が高くなるように、噴射と噴射との時間間隔を、前記温間時の前記時間間隔よりも狭くして、複数回の燃料噴射を行う直噴エンジンの燃料噴射制御装置。
2. 請求項１に記載の直噴エンジンの燃料噴射制御装置において、
   前記燃料噴射制御部は、前記エンジン本体の冷間時には、前記複数回の燃料噴射のうち、最初に行う燃料噴射の噴射開始時期を、前記エンジン本体の温間時よりも進角させる直噴エンジンの燃料噴射制御装置。
   

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