JP2017187012A - 内燃機関 - Google Patents

Abstract

【課題】内燃機関の冷却損失を低減と、吸気効率の低下の抑制及びノッキングの発生の抑制とを、高度に両立する内燃機関を提供する。【解決手段】シリンダボアの内壁、シリンダヘッド、バルブ、及びピストンで包囲されている燃焼室と、前記燃焼室の内壁の少なくとも一部に配置されている被覆層とを備え、前記被覆層の熱伝導率は、室温で、前記シリンダブロック、前記シリンダヘッド、前記バルブ、及び前記ピストンの熱伝導率よりも低く、かつ、前被覆層の温度の上昇に伴って、前記被覆層の熱伝導率が可逆的に上昇し、かつ、前記被覆層の単位面積当たりの熱容量が０ｋＪ／（ｍ２・Ｋ）を超え４．２ｋＪ／（ｍ２・Ｋ）以下である、内燃機関。【選択図】図１

Description

本発明は、内燃機関に関する。本発明は、特に、燃焼室の内壁の少なくとも一部に被覆層が配置されている内燃機関に関する。

内燃機関、及び内燃機関に付属する機器において、熱伝導を制御することによって、種々の課題を解決することが行われている。

例えば、特許文献１には、熱伝導率可変材料を使用することによって、燃料噴射装置の結露及び過熱を防止する取り組みが開示されている。

また、内燃機関については、その高出力化に伴って、稼働中の内燃機関の冷却損失を低減することが、一層重要になってきている。冷却損失を低減する取り組みの１つとして、内燃機関の燃焼室の内壁に、セラミック材料製の被覆層が配置された内燃機関が開示されている。

例えば、特許文献２には、内燃機関の燃焼室の内壁にアルマイト被膜が配置されており、そのアルマイト被膜の表面に、さらに、封孔層が配置されている内燃機関が開示されている。そして、その封孔層は、封孔材の他に、封孔材よりも高い輻射率を有する材料を含有していることが開示されている。

特許文献２に開示された内燃機関においては、アルマイト被膜と封孔層によって、混合ガス温度と燃焼室の内壁温度との温度差を小さくして、冷却損失を低減する。

特開２０１４−２２２０３５号公報 特開２０１５−２２４３６２号公報

アルマイト被膜は、その主成分がアルミナ（Ａｌ_２Ｏ_３）であるため、熱伝導率が低く、断熱層として機能する。また、封孔層によって、アルミナ被膜に存在する空孔を封止して、アルミナ被膜の断熱層としての機能が一層高められている。さらに、封孔層は、高い輻射率を有する材料を含有するため、燃焼室内の混合ガスに輻射熱が与えられ、アルミナ被膜の断熱層としての機能が、より一層高められている。このような断熱層が、燃焼室の内壁に配置されると、燃焼室の内壁が保温されるため、内燃機関の冷却損失を低減することができる。

その一方で、一般に、熱伝導率が低い材料を断熱層として用いた場合、内燃機関中で、混合ガスの燃焼が終了した後も、しばらくの間、断熱層の温度が高い状態が続き、それによって、吸気効率が低下しやすく、ノッキングも発生し易い、という課題を、本発明者らは見出した。

本発明は、上記課題を解決するためになされたものである。すなわち、本発明は、冷却損失の低減と、吸気効率の低下の抑制及びノッキングの発生の抑制とを、高度に両立する内燃機関を提供することを目的とする。

本発明者らは、上記目的を達成すべく、鋭意検討を重ね、本発明を完成させた。その要旨は、次のとおりである。
〈１〉シリンダブロックと、
前記シリンダブロックのシリンダボアの一方の端部側に配置されているシリンダヘッドと、
前記シリンダヘッドに配置されているバルブと、
前記シリンダボアに配置されているピストンと、
少なくとも、前記シリンダボアの内壁、前記シリンダヘッド、前記バルブ、及び前記ピストンで包囲されている燃焼室と、
前記燃焼室の内壁の少なくとも一部に配置されている被覆層と、
を備え、
前記被覆層の熱伝導率は、室温で、前記シリンダブロック、前記シリンダヘッド、前記バルブ、及び前記ピストンの熱伝導率よりも低く、かつ、前記被覆層の温度の上昇に伴って、前記被覆層の熱伝導率が可逆的に上昇し、かつ、
前記被覆層の単位面積当たりの熱容量が０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）を超え４．２ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）以下である、
内燃機関。
〈２〉前記被覆層が、少なくとも一部に準結晶構造を備える合金を含有する、〈１〉項に記載の内燃機関。
〈３〉少なくとも一部に準結晶構造を備える前記合金が、Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金である、〈２〉項に記載の内燃機関。
〈４〉前記Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金は、２０〜２８原子％のＣｕ及び１０〜１４原子％のＦｅを含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物である、〈３〉項に記載の内燃機関。
〈５〉前記シリンダブロック、前記シリンダヘッド、及び前記ピストンの少なくともいずれかが、アルミニウム合金でできている、〈１〉〜〈４〉項のいずれか１項に記載の内燃機関。

本発明によれば、冷却損失の低減と、吸気効率の低下の抑制及びノッキングの発生の抑制とを、高度に両立する内燃機関を提供することができる。

本発明に係る内燃機関の燃焼室付近の一例を示す縦断面図である。 被覆層の単位面積当たりの熱容量について、クランク角（ＡＴＤＣ）とＴ_ｇ及びＴ_Ｗとの関係を示すグラフである。 被覆層の単位面積当たりの熱容量とＢＳＦＣの改善率（％）との関係を示すグラフである。

以下、本発明に係る内燃機関の実施形態を詳細に説明する。なお、以下に示す実施形態は、本発明を限定するものではない。

内燃機関の燃焼室は、シリンダボアの内壁、シリンダヘッド、バルブ、及びピストン等で包囲されている空間である。この空間の内壁の表面温度（以下、「燃焼室の内壁の表面温度」ということがある。）と、燃焼室内の混合ガス温度（以下、「混合ガス温度」ということがある。）との差が小さいと、冷却損失が小さくなり、内燃機関の燃費が向上する。以下、冷却損失と内燃機関の燃費との関係を説明する。

冷却損失は、燃焼室内の混合ガスが燃焼し始めてから、燃焼室の内壁の表面温度が最大となるときまでに、主として考慮される。そして、冷却損失は、次の（１）式で表される。（１）式において、Ｑ_ｃは冷却損失、ｈ_ｇｗは混合ガスと燃焼室の内壁との間の熱伝達率、Ａは燃焼室の内壁の表面積、Ｔ_ｇは混合ガス温度、Ｔ_ｗは燃焼室の内壁の表面温度である。

なお、（１）式で、燃焼室の内壁に被覆層が配置されている場合については、ｈ_ｇｗは混合ガスと被覆層との間の熱伝達率、Ａは被覆層の表面積、Ｔ_ｗは被覆層の表面温度である。

内燃機関の燃費は、冷却損失Ｑ_ｃに反比例する。したがって、内燃機関の燃費を向上させるには、冷却損失Ｑ_ｃを向上させる。

被覆層を有する内燃機関のｈ_ｇｗと被覆層を有しない内燃機関のｈ_ｇｗは、実質的に同一と考えてよい。また、被覆層を有する内燃機関のＡと被覆層を有しない内燃機関のＡは、実質的に同一と考えてよい。したがって、冷却損失Ｑ_ｃを向上させるには、（１）式において、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）を小さくすることが有効である。

燃焼室を構成している材料の多くは、通常の金属材料である。「通常の金属材料」は、少なくとも一部に準結晶構造を有する金属又は合金以外の、金属材料を意味する。以下、特に断りのない限り、「金属材料」は通常の金属材料を意味する。金属材料の熱伝導率は、一般的に高い。したがって、被覆層を有しない内燃機関の場合には、燃焼室の内壁の熱伝導率は高い。燃焼室内の混合ガスが燃焼し始めたとき、燃焼室の内壁の熱伝導率が高いと、混合ガスの燃焼熱が、燃焼室を構成している材料に奪われ易いため、Ｔ_ｗは上昇し難い。その結果、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）は大きくなるため、冷却損失Ｑ_ｃが大きくなる。

冷却損失Ｑ_ｃを低減するため、従来の内燃機関では、燃焼室の表面に、セラミック材料製の被覆層が配置されることがあった。セラミック材料の熱伝導率は、金属材料の熱伝導率よりも、一般的に低い。燃焼室内で混合ガスが燃焼し始めたとき、被覆層の熱伝導率が低いと、被覆層内で、燃焼室側から燃焼室の反対側へ熱が伝わり難いため、被覆層の燃焼室側の表面に熱が留まり易い。その結果、Ｔ_ｗは上昇し易く、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）は小さくなるため、冷却損失Ｑ_ｃは小さくなる。

その一方で、被覆層の熱伝導率が低いことにより、一端上昇したＴ_ｗは低下し難い。その結果、燃焼室に空気が導入（吸気）されるとき、空気が被覆層の表面から熱を受け取るため、吸気効率が低下し、ノッキングも発生し易い。その結果、燃費が低下する。

そこで、冷却損失Ｑ_ｃの低減と、吸気効率の低下の抑制及びノッキングの発生の抑制とを両立して、燃費を向上させるためには、温度の上昇に伴って、熱伝導率が可逆的に上昇する材料でできた被覆層を、燃焼室の内壁に配置することが考えられる。すなわち、Ｔ_ｗの上昇に伴って、熱伝導率が可逆的に上昇する材料でできた被覆層を、燃焼室の内壁に配置することが考えられる。そして、このような材料としては、準結晶合金又は金属ガラス等が挙げられる。準結晶とは、非晶質（アモルファス）でもなく、結晶質でもない材料組織をいう。すなわち、準結晶とは、長距離秩序は有しているが、並進対称性はない材料組織をいう。

しかし、このような材料でできた被覆層が燃焼室の内壁に配置されて、被覆層の熱伝導率が変化するだけでは、冷却損失Ｑ_ｃの低減と、吸気効率の低下の抑制及びノッキングの発生の抑制とを両立することはできないことを、本発明者らは知見した。そして、被覆層の熱伝導率が変化することに加えて、被覆層の単位面積当たりの熱容量が所定の範囲の範囲であるとき、冷却損失Ｑ_ｃの低減と、吸気効率の低下の抑制及びノッキングの発生の抑制とを両立することができることを、本発明者らは知見した。

これらの知見に基づく、本発明の内燃機関の構成を、次に説明する。図１は、本発明に係る内燃機関の燃焼室付近の一例を示す縦断面図である。以下、本発明の内燃機関を、構成要素ごとに説明する。

（シリンダブロック）
本発明の内燃機関１００は、シリンダブロック１０を備える。シリンダブロック１０は、金属材料製が一般的である。金属材料としては、例えば、片状黒鉛鋳鉄、球状黒鉛鋳鉄、及びアルミニウム合金等が挙げられる。

シリンダブロック１０には、シリンダボア１３が形成されている。図１には、１つのシリンダボア１３が示されているが、シリンダボア１３の数に制限はない。シリンダブロック１０に複数のシリンダボア１３が形成されている場合には、個々のシリンダボア１３の周辺の構造は、図１と同様であることが一般的である。しかし、少なくとも１つのシリンダボア１３の周辺の構造が、本発明の構成要素を備えていればよい。

図１に示されていないが、シリンダブロック１０には、冷却回路が備えられていてもよい。冷却回路が備えられている場合、冷却回路は、シリンダボア１３から離れた位置に配置されている。冷却回路によって、シリンダブロック１０の過熱が防止される。これによって、シリンダブロック１０に、片状黒鉛鋳鉄、球状黒鉛鋳鉄、及びアルミ合金等の、特段に耐熱性を有しない材料を使用することができる。その反面、後述する被覆層１５が配置されないと、Ｔ_ｗが低くなり過ぎるため、冷却損失Ｑ_ｃが大きくなる。この観点からも、被覆層１５が配置される。

（シリンダヘッド）
シリンダボア１３の一方の端部側には、シリンダヘッド２０が配置されている。シリンダボア１３の他方の端部側には、クランクシャフト（図示しない）が配置されている。

シリンダヘッド２０は、金属材料製が一般的である。金属材料としては、例えば、片状黒鉛鋳鉄、球状黒鉛鋳鉄、及びアルミニウム合金等が挙げられる。

シリンダヘッド２０には、吸気路２２と排気路２３が形成されている。図１には、１つのシリンダボア１３に対して、１つの吸気路２２と１つの排気路２３が示されているが、これに限られない。例えば、１つのシリンダボア１３に対して、２つの吸気路２２と２つの排気路２３が形成されていてもよい。

図１には示されていないが、シリンダヘッド２０には、冷却回路が備えられていてもよい。冷却回路が備えられている場合、冷却回路は、吸気路２２又は排気路２３から離れた位置に配置されている。冷却回路によって、シリンダヘッド２０の過熱が防止される。これによって、シリンダヘッド２０に、片状黒鉛鋳鉄、球状黒鉛鋳鉄、及びアルミ合金等の、特段に耐熱性を有しない材料を使用することができる。その反面、後述する被覆層１５が配置されないと、Ｔ_ｗが低くなり過ぎるため、冷却損失Ｑ_ｃが大きくなる。この観点からも、被覆層１５が配置される。

（バルブ）
シリンダヘッド２０には、バルブ２４が配置されている。バルブ２４によって、内燃機関１００の吸気と排気が切り替わる。図１に示したように、１つの吸気路２２に対して、１つのバルブ２４が配置されている。同様に、１つの排気路２３に対して、１つのバルブ２４が配置されている。

バルブ２４には、冷却回路が備えられていることが少ない。そのため、バルブ２４は、チタン合金などの耐熱材料でできていることが多い。これらの耐熱材料は金属材料であるため、セラミック材料等と比べて、一般的に熱伝導率が高い。そのため、バルブ２４の燃焼室１４に接する面が、混合ガスから熱を受け取ると、その熱は、バルブ２４の燃焼室１４の反対側に伝わり易い。したがって、この熱は、バルブ２４の燃焼室１４側の表面に留まり難い。このようなことから、バルブ２４において、Ｔ_ｗは上昇し難いため、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）が小さくならず、その結果、冷却損失Ｑ_ｃが低減され難い。そのため、後述する被覆膜１５が配置されて、Ｔ_ｗが上昇し難いことを回避する。

（ピストン）
シリンダブロック１０のシリンダボア１３には、ピストン３０が配置される。ピストン３０は、シリンダボア１３内を、シリンダボア１３の軸方向に摺動する。ピストン３０が摺動することによって、ピストン３０がシリンダボア１３の内壁に焼付くのを防止するため、ピストン３０には潤滑油が噴射される。

この潤滑油の噴射により、ピストン３０の過熱が防止される。これによって、ピストン３０には、アルミニウム合金等の、特段に耐熱性を有しない材料を使用することができる。その反面、後述する被覆層１５が燃焼室１４に接する面に配置されていないと、Ｔ_ｗが低くなり過ぎるため、冷却損失Ｑ_ｃが大きくなる。この観点からも、被覆層１５が配置される。

（燃焼室）
内燃機関１００には、燃焼室１４が形成されている。燃焼室１４は、少なくとも、シリンダボア１３の内壁、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０で包囲されることによって、形成される。シリンダボア１３の内壁、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０に加えて、他の部品の一部分又は全部分で包囲されることによって、燃焼室１４が形成されてもよい。他の部品の一部分又は全部分としては、例えば、燃料噴射装置の一部分が挙げられる。

燃焼室１４の形状は、特に制限されず、例えば、半球型及びペントルーフ型等が挙げられる。また、燃料噴射方法も特に制限されず、直接噴射式及び副室式等が挙げられる。

（被覆層）
燃焼室１４の内壁の少なくとも一部には、被覆層１５が配置されている。図１に示した実施形態においては、燃焼室１４の内壁の全てに被覆層１５が配置されている。すなわち、被覆層１５は、シリンダボア１３の内壁、ピストン３０の燃焼室１４側（ピストン３０の頂面）、並びに、シリンダヘッド２０及びバルブ２４の燃焼室１４側に配置されている。しかし、被覆層１５の配置は、これに限られない。

一例として、図１に示した実施形態において、バルブ２４に配置されている被覆層１５を省略することが挙げられる。バルブ２４は、シリンダブロック１０及びシリンダヘッド２０のように、冷却回路を備えることが少ない。バルブ２４に被覆層１５が配置されることが省略されても、Ｔ_ｗが過度に低下せず、その結果、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）が大きくならず、冷却損失Ｑ_ｃが大きくならない場合がある。このような場合には、バルブ２４に被覆層１５が配置されることを省略することができる。

別の例として、図１に示した実施形態において、ピストン３０に配置されている被覆層１５を省略することが挙げられる。ピストン３０は、潤滑油によって冷却される。しかし、冷却能の小さい潤滑油が使用されることによって、ピストン３０に被覆層１５が配置されることが省略されても、Ｔ_ｗが過度に低下せず、その結果、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）が大きくならず、冷却損失Ｑ_ｃが大きくならない場合がある。このような場合には、ピストン３０に被覆層１５が配置されることを省略することができる。

なお、シリンダボア１３の内壁、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０に加えて、他の部品の一部分又は全部分で包囲されることによって、燃焼室１４が形成されている場合には、他の部品の一部分又は全部分に、被覆層１５が配置されてもよい。

（被覆層の熱伝導率）
本発明に係る内燃機関１００の被覆層１５の熱伝導率は、室温で、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０の熱伝導率よりも低く、かつ、被覆層１５の温度の上昇に伴って、被覆層１５の熱伝導率は可逆的に上昇する。上述したように、このような熱伝導率を有する材料としては、準結晶合金、金属ジルコニウムガラス、及び二酸化バナジウム等が挙げられる。なお、準結晶合金については、その合金構造の全てが準結晶構造でなくてもよく、その合金構造の少なくとも一部に準結晶構造を備えていればよい。

上述したように、シリンダボア１３の内壁、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０に加えて、他の部品の一部分又は全部分で包囲されることによって、燃焼室１４が形成され、他の部品の一部分又は全部分に被覆層１５が配置される場合がある。このような場合、被覆層１５の熱伝導率は、室温で、他の部品の一部分又は全部分の熱伝導率よりも低く、かつ、被覆層１５の温度の上昇に伴って、被覆層１５の熱伝導率が可逆的に上昇する。

室温とは、２５℃のことをいう。また、被覆層１５の温度の上昇とは、少なくとも８００℃までの上昇をいう。被覆層１５の温度の上昇の上限は、被覆層１５の耐熱性によって異なる。被覆層１５の温度の上昇の上限は、１０００℃であることが好ましく、１１００℃であることがより好ましい。被覆層１５の温度の上限が、このような温度以下であれば、被覆層１５が変質すること、及び／又は、被覆層１５がシリンダブロック１０等から剥離することはない。

被覆層１５の室温での熱伝導率が、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０の熱伝導率より低いと、室温で内燃機関１００を始動したとき、被覆層１５はシリンダブロック１０等から熱が奪われ難い。そのため、Ｔ_ｗの低下を抑制して、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）を小さくし、その結果、冷却損失Ｑ_ｃを小さくする。

被覆層１５の温度上昇に伴って、被覆層１５の熱伝導率が上昇するため、暖機が終了した後の内燃機関１００（以下、「稼働中の内燃機関１００」ということがある。）における被覆層１５の熱伝導率は、室温時における被覆層１５の熱伝導率よりも高い。

稼働中の内燃機関１００において、吸気、圧縮、膨張、及び排気の１サイクル内で、被覆層１５の温度は、少なくとも、１００〜８００℃の範囲で変化する。この温度範囲内でも、被覆層１５の温度上昇に伴って、被覆層１５の熱伝導率は可逆的に上昇する。すなわち、稼働中の内燃機関１００において、Ｔ_ｗが低いとき被覆層１５の熱伝導率は低く、Ｔ_ｗが高いとき被覆層１５の熱伝導率は高い。

稼働中の内燃機関１００の被覆層１５内では、燃焼室１４の側から燃焼室１４の反対側（シリンダブロック１０等の側）に向かって熱が伝わっている（以下、この熱が伝わる方向を、「伝熱方向」ということがある。）。熱伝導率は、伝熱方向への熱の伝わり易さを示す値である。

稼働中の内燃機関１００で、燃焼室中の混合ガスが燃焼し始めたとき、Ｔ_ｗは低いため、被覆層１５の熱伝導率は低い。したがって、被覆層１５内で、伝熱方向に熱が伝わり難く、被覆層１５の燃焼室１４の側から受け取られた熱は、被覆層１５の燃焼室１４の側の表面付近に留まり易い。その結果、Ｔ_ｗは上昇し易いが、Ｔ_ｗの上昇は、被覆層１５の熱伝導率に加えて、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量の影響も受ける。

一方、稼働中の内燃機関１００で、被覆層１５が混合ガスから充分に熱を受け取ったとき、Ｔ_ｗは高いため、被覆層１５の熱伝導率は大きい。したがって、被覆層１５内で、伝熱方向に熱が伝わり易く、被覆層１５の燃焼室１４の側から受け取られた熱は、被覆層１５の燃焼室１４の反対側（シリンダブロック１０等の側）に伝わり易い。その結果、Ｔ_ｗは低下し易いが、Ｔ_ｗの低下は、被覆層１５の熱伝導率に加えて、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量の影響も受ける。

（被覆層の単位面積当たりの熱容量）
このように、Ｔ_ｗの上昇及び低下のいずれの場合にも、Ｔ_ｗは、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量の影響を受ける。被覆層１５の単位面積当たり熱容量が所定の範囲であれば、冷却損失Ｑ_ｃの低減と、吸気効率の低下の抑制及びノッキングの発生の抑制とを、高度に両立することができる。

被覆材１５の単位面積当たりの熱容量については、ＣＡＥ（Ｃｏｍｐｕｔｅｒ Ａｉｄｅｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ）で解析して、その適正範囲を検討した。解析方法としては、図１に示した内燃機関１００を、有限要素モデル化し、そのモデルを用いて、被覆材１５の単位面積当たりの熱容量を変化させたときの、混合ガスの温度（Ｔ_ｇ）、被覆層１５の燃焼室１４側の表面温度（Ｔ_ｗ）、及びＢＳＦＣを算出した。

ＢＳＦＣ（Ｂｒａｋｅ Ｓｐｅｃｉｆｉｃ Ｆｕｅｌ Ｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎ）は、１ｋＷの出力を１時間にわたって維持するのに消費される燃料の質量で定義される。冷却損失Ｑ_ｃの低減と、吸気効率の低下の抑制及びノッキングの発生の抑制とを、高度に両立することができたとき、ＢＳＦＣが特に向上する。

図１は、被覆層１５の存在が判別できるように、被覆層１５の厚さを誇張して示されている。しかし、実際には、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０に対して、被覆層１５は非常に薄い。したがって、内燃機関１００を有限要素モデル化するに際しては、被覆層１５の薄さを反映させて、被覆層１５に相当する要素を定義することは難しい。

そこで、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、ピストン３０、及び燃焼室１４を要素に分割（メッシュ分割）した後、被覆層１５を次の手順にしたがって定義した。先ず、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０の要素と、燃料室１４の要素とが、相互に隣接する要素を抽出した。そして、それらの抽出された要素のうち、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０の要素を、被覆層１５の要素と定義した。

このようにして定義した被覆層１５の要素に、境界条件として、１．８Ｗ／（ｍ・Ｋ）の熱伝導率と、０．６〜４．２ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）の間で変化させた単位面積当たりの熱容量とを与え、解析を行った。この熱伝導率は、Ａｌ_６３Ｃｕ_２４．５Ｆｅ_１２．５合金の室温での熱伝導率に相当する。Ａｌ_６３Ｃｕ_２４．５Ｆｅ_１２．５合金については、後述する。

解析に際しては、ソフトウエア（ソルバー）として、ガンマテクノロジーズ社のＧＴＰＯＷＥＲ（登録商標）を用いた。なお、ソフトウエアの都合上、吸気、圧縮、膨張、及び排気の１サイクルで、熱伝導率を変化させて解析することができないため、被覆層１５の熱伝導率は、１．８Ｗ／（ｍ・Ｋ）で一定とした。

一方、シリンダブロック１０等の要素と燃料室１４の要素とが、相互に隣接する要素に、境界条件として、シリンダブロック１０等の熱伝導率と、０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）の単位面積当たりの熱容量とを与え、被覆層１５を有しない内燃機関についての解析を行った。なお、シリンダブロック１０等とは、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０のことをいう。

解析結果を、図２及び図３に示す。また、図３の結果を、表１にまとめた。

図２は、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量について、クランク角（ＡＴＤＣ）とＴ_ｇ及びＴ_Ｗとの関係を示すグラフである。なお、クランク角（ＡＴＤＣ：Ａｆｔｅｒ Ｔｏｐ Ｄｅａｄ Ｃｅｎｔｅｒ）は、上死点を０度としたときのクランクシャフトの回転角（作用角）である。図２において、クランク角が−３６０〜−１８０度のときは吸気を示し、クランク角が−１８０〜０度のときは圧縮を示し、クランク角が０〜１８０度のときは膨張を示し、そして、クランク角が１８０〜３６０度のときは排気を示す。

図２から分かるように、被覆層を有しない内燃機関については、膨張時に、Ｔ_ｇが上昇しても、Ｔ_ｗの上昇は僅かである。すなわち、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）が大きい。

一方、本発明の内燃機関１００については、燃焼室１４の内壁に被覆層１５が配置されているため、Ｔ_ｇの上昇にＴ_ｗが追従しており、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）が小さい。

図２で、被覆層を有しない内燃機関と比べて、本発明の内燃機関１００においては、膨張初期、すなわち、混合ガスが燃焼し始めて、Ｔ_ｇが上昇し始めたとき、被覆層１５により、Ｔ_ｗが急激に上昇する。この理由は、次のとおりであると考えられる。被覆層１５の熱伝導率は、１．８Ｗ／（ｍ・Ｋ）と低いため、被覆層１５内で、燃焼室１４の側から燃焼室１４の反対側へ熱が伝わり難い。それにより、被覆層１５の燃焼室１４の側の表面付近に熱が留まり易いことから、Ｔ_ｗが急激に上昇する。

また、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が大きいほど、Ｔ_ｗの最大値が高い。これは、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が大きいほど、一端上昇したＴ_ｗが低下するのに時間を要し、Ｔ_ｗが低下するまでの時間に、被覆層１５が、さらに、燃焼室から熱を受け取るためである。

一方、図２において、Ｔ_ｇが最大値となった後、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が大きいほど、Ｔ_ｗが低下するのに時間を要している。そのため、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が大きいほど、吸気時のＴ_ｗが高い。そうすると、燃焼室１４に空気が導入（吸気）されるとき、空気が被覆層１５から熱を受け取るため、吸気効率が低下し、ノッキングも発生し易い。これらのことから、被覆層１５の熱容量が大きいほど、吸気効率が低下し、ノッキングも発生し易い。

図３は、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量と、ＢＳＦＣの改善率（％）との関係を示すグラフである。なお、ＢＳＦＣの改善率（％）は、被覆層１５を有していない内燃機関のＢＳＦＣの値に対して、被覆層１５を有している燃機関１００のＢＳＦＣが改善された割合（百分率）である。

図３から分かるように、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）を少しでも超えている、すなわち、被覆層１５が配置されていれば、ＢＳＣＦは改善される。そして、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が１．０〜２．０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）の間で、ＢＳＦＣの改善率は最大となる。ＢＳＦＣの改善率（％）が最大となった後については、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量の増加に伴って、ＢＳＦＣの改善率（％）が低下する。

上述したように、被覆層１５の熱伝導率が低いことによって、被覆層１５の燃焼室１４側に熱が留まるため、Ｔ_ｗは急激に上昇して最高値となる。その結果、（Ｔ_ｇ−Ｔ_ｗ）は小さくなり、冷却損失Ｑｃは低減される。そして、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が大きいほど、Ｔ_ｗが急激に上昇する際に、一端上昇したＴ_ｗが低下し難いため、Ｔ_ｗの最高値は高くなる。

一方、Ｔ_ｗが最高値となった後は、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が大きいほど、最高値となったＴ_ｗが低下し難い。すなわち、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が大きいほど、吸気時のＴ_ｗが高くなる。

このように、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が大きくなると、冷却損失Ｑ_ｃは改善される一方で、吸気効率は劣化するという、相反関係が生じる。

しかし、図３から分かるように、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が、０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）を超え、ある上限値まで、ＢＳＦＣは改善している（ＢＳＦＣの改善率（％）が０％を超えている）。これは、次の理由によるものと考えられる。

Ｔ_ｗが最高値になるまでについては、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が大きくなっても、吸気効率の劣化が拡大する以上に、冷却損失Ｑ_ｃの改善が拡大する。

一方、Ｔ_ｗが最高値から低下し始めた後については、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が過剰に大きくならなければ、冷却損失Ｑ_ｃの改善分の全てを、吸気効率の劣化で打ち消してしまうことはない。図３に示したように、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が４．２ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）である場合までしか、解析は行われていない。したがって、冷却損失Ｑ_ｃの改善分の全てを、吸気効率の劣化で打ち消すような、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量は不明である。しかし、図３において、少なくとも、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が、０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）を超え４．２ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）以下であれば、ＢＳＦＣは改善している（ＢＳＦＣの改善率（％）が０％を超えている）。

解析においては、被覆層１５の熱伝導率を１．８Ｗ／（ｍ・Ｋ）の一定値に設定している。これに対して、実機においては、被覆層１５の温度の上昇に伴って被覆層１５の熱伝導率が可逆的に上昇する。したがって、図３に示されたＢＳＦＣの改善率（％）と実機のＢＳＣＦの改善率（％）は異なる。

しかし、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）を少しでも超えている、すなわち、被覆層１５が配置されていれば、ＢＳＣＦは改善される、ということは、実機になっても同様であると考えられる。これは、実機において、被覆層１５の熱伝導率は、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０の熱伝導率よりも低いため、被覆層１５が非常に薄い場合でも、被覆層１５は断熱層として機能して、Ｔ_ｗの上昇に寄与するためである。なお、被覆層１５が非常に薄い場合とは、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が非常に小さい場合である。

図３において（解析において）、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が０．６ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）のとき、ＢＳＦＣは改善されているため、本発明に係る内燃機関１００の被覆層１５の熱伝導率が０．６ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）であれば、本発明の効果を奏する。これは、被覆層１５の熱伝導率が０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）よりも少しでも高ければ、本発明の効果を奏するためである。

一方、図３において（解析において）、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量が４．２ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）のとき、ＢＳＦＣは改善されている。そして、解析においては、被覆層１５の熱伝導率を１．８Ｗ／（ｍ・Ｋ）の一定値に設定しているのに対して、実機においては、被覆層１５の温度の上昇に伴って、被覆層１５の熱伝導率が可逆的に上昇する。そうすると、実機においては、解析よりも、被覆層１５の熱伝導率の上昇分だけ、吸気効率がさらに向上している。したがって、実機のＢＳＦＣの改善率は、図３で示したＢＳＦＣの改善率（％）よりも高い。したがって、本発明に係る内燃機関１００の被覆層１５の熱伝導率が４．２ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）であれば、本発明の効果を奏する。

これらのことから、本発明の内燃機関の被覆層１５の単位面積当たりの熱容量は、０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）を超え４．２ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）以下である。被覆層１５の単位面積当たりの熱容量の下限は、０．６ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）であってもよい。また、被覆層１５の単位面積当たりの熱容量の上限は、２．８ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）であってもよい。

（被覆層の材質）
被覆層１５の材質については、被覆層１５が、これまで説明してきた要件を満たせば、特に制限はない。被覆層１５の材質としては、上述したように、準結晶合金、金属ジルコニウムガラス、及び二酸化バナジウム等、並びにこれらの組合せが挙げられる。なお、準結晶合金には、少なくとも一部に準結晶構造を備える合金を含む。

被覆層１５には、準結晶合金、金属ジルコニウムガラス、及び二酸化バナジウムの他に、本発明の効果を損なわない範囲で、他の材料を含有してもよい。他の材料としては、金属材料、酸化物、硫化物、及び窒化物等が挙げられる。

準結晶合金としては、Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金、Ａｌ−Ｐｄ−Ｒｅ系合金、及びＡｌ−Ｐｄ−Ｍｎ系合金等が挙げられる。これらのうち、Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金が代表的である。

Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金の組成は、Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金中の少なくとも一部に準結晶構造を備えていれば、特に制限されない。また、Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金には、特定の特性を改善するため、本発明の効果を損なわない範囲で、Ａｌ、Ｃｕ、及びＦｅ以外の元素を含有してもよい。これらの元素としては、例えば、Ｒｕ、Ｒｈ、Ｐｄ、Ａｇ、Ｏｓ、Ｉｒ、Ｐｔ、及びＡｕ等が挙げられる。

準結晶構造の安定性の観点から、Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金は、２０〜２８原子％のＣｕ、及び１０〜１４原子％のＦｅを含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物であることが好ましい。この場合、Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金の全体を１００質量％としたとき、不可避的不純物の含有量については、３質量％以下であることが好ましく、１質量％以下であることが一層好ましく、０．５質量％であることがさらに一層好ましい。このようなＡｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金として、例えば、Ａｌ_６３Ｃｕ_２４．５Ｆｅ_１２．５合金が挙げられる。Ａｌ_６３Ｃｕ_２４．５Ｆｅ_１２．５合金の熱伝導率は、室温で１．８Ｗ／（ｍ・Ｋ）であり、５００℃で４．５Ｗ／（ｍ・Ｋ）である。そして、Ａｌ_６３Ｃｕ_２４．５Ｆｅ_１２．５合金の熱伝導率は、室温〜５００℃の間で、直線的に上昇する。

Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金は、Ａｌを主体とした合金である。したがって、被覆層１５をＡｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金にしたときは、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、及びピストン３０もアルミニウム合金にすることが好ましい。このようにすることで、被覆層１５とシリンダブロック１０等の熱膨張率が近くなり、被覆層１５が剥離し難くなる。なお、シリンダブロック１０等とは、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、及びピストン３０を意味する。

シリンダブロック１０に用いられるアルミニウム合金としては、例えば、鋳造用又はダイカスト用アルミニウム合金が挙げられる。シリンダブロック１０に用いられる、鋳造用又はダイカスト用アルミニウム合金としては、例えば、日本工業規格（ＪＩＳ）で、ＡＣ４Ｂ、ＡＣ４Ｃ、及びＡＣ４Ｄ、並びに、ＡＤＣ１０及びＡＤＣ１２等が挙げられる。

シリンダヘッド２０に用いられるアルミニウム合金としては、例えば、鋳造用アルミニウム合金が挙げられる。シリンダヘッド２０に用いられる、鋳造用アルミニウム合金としては、例えば、日本工業規格（ＪＩＳ）で、ＡＣ２Ａ、ＡＣ２Ｂ、及びＡＣ４Ｂ等が挙げられる。

ピストン３０に用いられるアルミニウム合金としては、例えば、鋳造用アルミニウム合金が挙げられる。ピストン３０に用いられる、鋳造用アルミニウム合金としては、例えば、日本工業規格（ＪＩＳ）で、ＡＣ８Ａ、ＡＣ８Ｂ、及びＡＣ８Ｃ、並びに、ＡＣ９Ａ及びＡＣ９Ｂ等が挙げられる。

（本発明の内燃機関の製造方法）
本発明の内燃機関１００の製造方法については、燃焼室１４の内壁に被覆層１５を配置すること以外、通常の内燃機関１００の製造方法と同様である。

燃焼室１４の内壁に被覆膜１５を配置する際には、予め、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０の必要な部分に、被覆層１５を配置する。その後、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０を組み立て、内燃機関１００を得る。

被覆層１５の配置に際しては、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０の必要な部分に、被覆層１５を密着することができれば、その方法は、特に制限されない。例えば、被覆層１５の原材料を粉砕して粉末にし、この粉末を、シリンダブロック１０、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０の必要な部分に溶射することが挙げられる。

シリンダブロック１０の内壁、シリンダヘッド２０、バルブ２４、及びピストン３０に加えて、他の部品の一部分又は全部分で包囲されることによって、燃焼室１４が形成される場合には、他の部品の一部分又は全部分に、同様に、被覆層を配置する。

１０ シリンダブロック
１３ シリンダボア
１４ 燃焼室
１５ 被覆層
２０ シリンダヘッド
２２ 吸気路
２３ 排気路
２４ バルブ
３０ ピストン
３２ ピストンピン
４０ コネクティングロッド

Claims (5)

1. シリンダブロックと、
   前記シリンダブロックのシリンダボアの一方の端部側に配置されているシリンダヘッドと、
   前記シリンダヘッドに配置されているバルブと、
   前記シリンダボアに配置されているピストンと、
   少なくとも、前記シリンダボアの内壁、前記シリンダヘッド、前記バルブ、及び前記ピストンで包囲されている燃焼室と、
   前記燃焼室の内壁の少なくとも一部に配置されている被覆層と、
   を備え、
   前記被覆層の熱伝導率は、室温で、前記シリンダブロック、前記シリンダヘッド、前記バルブ、及び前記ピストンの熱伝導率よりも低く、かつ、前記被覆層の温度の上昇に伴って、前記被覆層の熱伝導率が可逆的に上昇し、かつ、
   前記被覆層の単位面積当たりの熱容量が０ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）を超え４．２ｋＪ／（ｍ^２・Ｋ）以下である、
   内燃機関。
2. 前記被覆層が、少なくとも一部に準結晶構造を備える合金を含有する、請求項１に記載の内燃機関。
3. 少なくとも一部に準結晶構造を備える前記合金が、Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金である、請求項２に記載の内燃機関。
4. 前記Ａｌ−Ｃｕ−Ｆｅ系合金は、２０〜２８原子％のＣｕ及び１０〜１４原子％のＦｅを含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物である、請求項３に記載の内燃機関。
5. 前記シリンダブロック、前記シリンダヘッド、及び前記ピストンの少なくともいずれかが、アルミニウム合金でできている、請求項１〜４のいずれか１項に記載の内燃機関。

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