JP2019157676A - 燃料噴射弁および燃料噴射システム - Google Patents

Abstract

【課題】弁体のバウンス低減を図った燃料噴射弁を提供する。【解決手段】燃料噴射弁は、噴孔１１ａが形成された噴孔ボデー１１と、噴孔ボデー１１の着座面１１ｓに離着座するニードル２０（弁体）と、燃料通路１１ｂと、第１バネ部材（弾性部材）と、を備える。燃料通路１１ｂは、噴孔ボデー１１とニードル２０との間に形成され、噴孔１１ａの流入口に連通しており、ニードル２０の離着座により開閉される。第１バネ部材は、ニードル２０を着座面１１ｓに押し付ける弾性力を発揮する。着座面１１ｓのうちニードル２０の軸線Ｃ１（中心軸線）を含む断面に現れる２本の直線がなす角度であるシート角度θは、９０度以下である。【選択図】図１１

Description

この明細書における開示は、燃料噴射弁および燃料噴射システムに関する。

特許文献１には、内燃機関の燃焼に用いる燃料を噴孔から噴射する燃料噴射弁が開示されている。この燃料噴射弁は、噴孔が形成された噴孔ボデー、弁体および弾性部材を備える。弁体は、噴孔に連通する燃料通路を噴孔ボデーの内面との間で形成し、噴孔ボデーの着座面に離着座することで燃料通路を開閉する。弾性部材は、弁体を着座面に押し付ける弾性力を発揮する。

特開２０１６−９８７０２号公報

さて、弁体が着座面に着座している状態においては、燃料噴射弁に供給される燃料の圧力（供給燃圧）が弁体を着座面に押し付ける向きに作用する。このような燃料圧力により弁体に作用する力を燃圧閉弁力と呼ぶ。また、弾性部材による上述した弾性力を弾性閉弁力と呼ぶ。そして近年では、燃料の高圧化が進んでおり、燃圧閉弁力が高くなってきているので、弁体を着座面から離座させるのに要する力（所要開弁力）が大きい。所要開弁力の増大を抑制するためには、弾性閉弁力を小さくすればよい。

しかしながら、例えば１００ＭＰａ程度の高圧燃料を噴射可能な燃料噴射弁であっても、例えば４０ＭＰａ程度の燃料を噴射させる場合もあり、供給燃圧の最大圧と最小圧とには幅がある。そして、最大圧の時に所要開弁力が最も高くなるので、最大圧の場合を想定して弾性閉弁力を設定している。しかしながら、このように弾性閉弁力を設定すると、最小圧の時には、弾性閉弁力に加えて燃圧閉弁力も小さくなっているので、弁体に付与される閉弁力が小さくなる。その結果、閉弁作動する弁体が着座面に当接（衝突）した直後に跳ね返って離座するといったバウンスの現象が生じやすくなる。

開示される１つの目的は、弁体のバウンス低減を図った、燃料噴射弁および燃料噴射システムを提供することである。

上記目的を達成するため、開示された第１の態様は、
内燃機関における燃焼に用いる燃料が噴射される噴孔（１１ａ、１１ａ３、１１ａ４）が形成された噴孔ボデー（１１）と、
噴孔ボデーの着座面（１１ｓ）に離着座する弁体（２０）と、
噴孔ボデーと弁体との間に形成され、噴孔の流入口（１１ｉｎ）に連通しており、弁体の離着座により開閉される燃料通路（１１ｂ）と、
弁体を着座面に押し付ける弾性力を発揮する弾性部材（ＳＰ１）と、
を備え、
着座面のうち弁体の中心軸線を含む断面に現れる２本の直線がなす角度であるシート角度（θ）は、９０度以下である燃料噴射弁とされる。

さて、閉弁作動する弁体が着座面に衝突してバウンスするにあたり、その弁体を、着座面に衝突する質点と仮定し、以下、この質点についての運動量について説明する。バウンス直前の質点の運動量（衝突前運動量）は、バウンス直前の質点速度に質点質量を乗算した値であり、衝突前運動量を持つ質点の移動方向は、中心軸線方向に沿って着座面に向かう方向である。これに対し、バウンス直後の質点の運動量（衝突後運動量）は、バウンス直後の質点速度に質点質量を乗算した値であり、衝突後運動量を持つ質点の移動方向は、以下に説明する反射方向である。すなわち、質点の着座面への衝突角度が入射角度に相当し、入射角度は、衝突前運動量を持つ質点の移動方向に延びる線と着座面の垂線とのなす角度である。また、着座面に衝突した質点がバウンスする角度が反射角度に相当し、反射角度は、衝突後運動量を持つ質点の移動方向に延びる線と着座面の垂線とのなす角度である。

そして、入射角度と反射角度は同一であり、衝突前運動量を持つ質点の移動方向は中心軸線方向に特定されているため、シート角度を特定して着座面の角度を特定すれば、反射角度も特定され、衝突後運動量を持つ質点の移動方向も特定されることになる。この知見に基づけば、シート角度が９０度であれば、衝突後運動量を持つ質点の移動方向は、中心軸線に対して垂直な方向（以下、水平方向と呼ぶ）ということになる。そして、シート角度が９０度より大きければ、衝突後運動量を持つ質点の移動方向は、水平方向に対して上側（弁体が開弁する側）へ向かう方向となる。シート角度が９０度より小さければ、衝突後運動量を持つ質点の移動方向は、水平方向に対して下側（弁体が閉弁する側）へ向かう方向となる。

この点に着目された上記第１の態様では、シート角度を９０度以下にしている。そのため、着座面に衝突した弁体が開弁側にバウンスすることが抑制され、弁体のバウンス低減を図ることができる。

また、開示された第２の態様である燃料噴射システムは、上記第１の態様に係る燃料噴射弁（１、１Ａ、１Ｂ）と、弁体の着座面への離着座状態を制御することで噴孔からの燃料噴射状態を制御する制御装置（９０）と、を備える。よって、上記第１の態様と同様の効果が発揮される。

尚、上記括弧内の参照番号は、後述する実施形態における具体的な構成との対応関係の一例を示すものにすぎず、技術的範囲を何ら制限するものではない。

第１実施形態に係る燃料噴射弁の断面図。 図１の噴孔部分における拡大図。 図１の可動コア部分における拡大図。 第１実施形態に係る燃料噴射弁の作動を示す模式図であり、図中の（ａ）は閉弁状態を示し、（ｂ）は磁気吸引力で移動する可動コアが弁体に衝突した状態を示し、（ｃ）は磁気吸引力でさらに移動する可動コアがガイド部材に衝突した状態を示す。 第１実施形態に係る燃料噴射弁の作動を示すタイムチャートであり、図中の（ａ）は駆動パルスの変化を示し、（ｂ）は駆動電流の変化を示し、（ｃ）は磁気吸引力の変化を示し、（ｄ）は可動部の挙動を示す。 ニードルが開弁した状態を示す、図２の拡大図である。 第１実施形態に係る噴孔ボデーを、噴孔の流入口側から見た上面図である。 第１実施形態において、ニードルが最大開弁位置にある状態を示す断面図である。 第１実施形態において、ニードルが閉弁した状態を示す断面図である。 第１実施形態に係るフィルタの模式図であって、メッシュ間隔を説明する図である。 第１実施形態において、ニードルが閉弁した状態を示す断面図であって、シート角度を説明する図である。 第１実施形態に係る噴孔ボデーおよびニードルの断面図であって、噴孔直上体積を説明する図である。 第１比較例に係る燃料噴射弁が備える噴孔ボデーおよびニードルを模式的に示す断面図であって、横流入燃料の流入角度を説明する図である。 第２比較例に係る燃料噴射弁が備える噴孔ボデーおよびニードルを模式的に示す断面図であって、横流入燃料の流入角度を説明する図である。 第１実施形態に係る燃料噴射弁が備える噴孔ボデーおよびニードルを模式的に示す断面図であって、横流入燃料の流入角度を説明する図である。 第２実施形態に係る燃料噴射弁が備える、噴孔ボデーおよびニードルの断面図である。 第３実施形態に係る燃料噴射弁の噴孔ボデーを、噴孔の流入口側から見た上面図である。 第３比較例に係る燃料噴射弁が備える噴孔ボデーおよびニードルを模式的に示す断面図であって、横流入燃料の流入角度を説明する図である。 第３実施形態に係る燃料噴射弁が備える噴孔ボデーおよびニードルを模式的に示す断面図であって、横流入燃料の流入角度を説明する図である。 第４実施形態に係る燃料噴射弁の噴孔ボデーを、噴孔の流入口側から見た上面図である。 第５実施形態に係る噴孔ボデーおよびニードルの断面図であって、噴孔形状を説明する図である。 第６実施形態に係る噴孔ボデーおよびニードルの断面図であって、噴孔形状を説明する図である。 第７実施形態に係る燃料噴射弁の断面図である。 第８実施形態に係る燃料噴射弁の断面図である。 他の実施形態に係る燃料噴射弁の断面図である。 他の実施形態に係る燃料噴射弁の断面図である。 他の実施形態に係る燃料噴射弁の断面図である。

以下、本開示の複数の実施形態を図面に基づいて説明する。尚、各実施形態において対応する構成要素には同一の符号を付すことにより、重複する説明を省略する場合がある。各実施形態において構成の一部分のみを説明している場合、当該構成の他の部分については、先行して説明した他の実施形態の構成を適用することができる。

（第１実施形態）
図１に示す燃料噴射弁１は、車両に搭載された点火着火式内燃機関のシリンダヘッドに取り付けられており、内燃機関の燃焼室２へ直接燃料を噴射する直噴式である。車載燃料タンクに貯留されている液体のガソリン燃料は、図示しない燃料ポンプにより加圧されて燃料噴射弁１へ供給され、供給された高圧燃料は、燃料噴射弁１に形成された噴孔１１ａから燃焼室２へ噴射される。

また、燃料噴射弁１は、燃焼室２の中央に配置されたセンター配置式である。詳細には、内燃機関のピストンの軸線方向から見て、吸気ポートと排気ポートの間に噴孔１１ａが位置する。燃料噴射弁１の軸線方向（図１の上下方向）がピストンの軸線方向に平行となるように、燃料噴射弁１はシリンダヘッドに取り付けられている。燃料噴射弁１は、ピストンの軸線上、またはピストンの軸線上に位置する点火プラグの近傍に位置する。

燃料噴射弁１の作動は、車両に搭載された制御装置９０により制御される。制御装置９０は、少なくとも１つの演算処理装置（プロセッサ９０ａ）と、プロセッサ９０ａにより実行されるプログラムおよびデータを記憶する記憶媒体としての少なくとも１つの記憶装置（メモリ９０ｂ）とを有する。燃料噴射弁１および制御装置９０は、燃料噴射システムを提供する。

プロセッサ９０ａおよびメモリ９０ｂはマイクロコンピュータ（マイコン）によって提供されてもよい。記憶媒体は、プロセッサ９０ａによって読み取り可能なプログラムを非一時的に格納する非遷移的実体的記憶媒体である。記憶媒体は、半導体メモリまたは磁気ディスクなどによって提供されうる。制御装置９０は、１つのコンピュータ、またはデータ通信装置によってリンクされた一組のコンピュータ資源により提供されうる。プログラムは、制御装置９０によって実行されることによって、制御装置９０をこの明細書に記載される装置として機能させ、この明細書に記載される方法を実行するように制御装置９０を機能させる。

燃料噴射弁１は、噴孔ボデー１１、本体ボデー１２、固定コア１３、非磁性部材１４、コイル１７、支持部材１８、フィルタ１９、第１バネ部材ＳＰ１（弾性部材）、カップ５０、ガイド部材６０および可動部Ｍ（図３参照）等を備える。可動部Ｍは、ニードル２０（弁体）、可動コア３０、第２バネ部材ＳＰ２、スリーブ４０およびカップ５０を組み付けた組付体である。噴孔ボデー１１、本体ボデー１２、固定コア１３、支持部材１８、ニードル２０、可動コア３０、スリーブ４０、カップ５０およびガイド部材６０は金属製である。

図２に示すように、噴孔ボデー１１は、燃料を噴射する複数の噴孔１１ａを有する。噴孔１１ａは、噴孔ボデー１１にレーザ加工を施すことにより形成されている。噴孔ボデー１１の内部にはニードル２０が位置している。ニードル２０の外面と噴孔ボデー１１の内面との間で、噴孔１１ａの流入口１１ｉｎに連通する燃料通路１１ｂが形成されている。燃料通路１１ｂは、噴孔ボデー１１とニードル２０との間に形成され、噴孔１１ａの流入口１１ｉｎに連通する「所定空間」に相当する。

噴孔ボデー１１の内周面には、ニードル２０に形成されたシート面２０ｓが離着座する着座面１１ｓが形成されている。シート面２０ｓおよび着座面１１ｓは、ニードル２０の中心軸線（軸線Ｃ１）周りに環状に延びる形状である。ニードル２０が着座面１１ｓに離着座することで、燃料通路１１ｂが開閉されて噴孔１１ａが開閉されることとなる。具体的には、ニードル２０が着座面１１ｓに接触し、着座すると、燃料通路１１ｂと噴孔１１ａとが連通しなくなる。そして、ニードル２０が着座面１１ｓから離れ、離座すると、燃料通路１１ｂと噴孔１１ａとが連通する。この際、噴孔１１ａから燃料が噴射される。

ニードル２０を閉弁作動させてシート面２０ｓが着座面１１ｓに接触した時点では、シート面２０ｓと着座面１１ｓとは、図８および図９の一点鎖線に示すシート位置Ｒ１で線接触する。その後、第１バネ部材ＳＰ１の弾性力によりシート面２０ｓが着座面１１ｓに押し付けられると、その押付力でニードル２０および噴孔ボデー１１は弾性変形して面接触する。その面接触している面積で押付力を除算した値がシート面圧であり、所定以上のシート面圧が確保されるように第１バネ部材ＳＰ１は設定されている。

図１の説明に戻り、本体ボデー１２および非磁性部材１４は円筒形状である。本体ボデー１２のうち噴孔１１ａに近づく側（噴孔側）の部分である円筒端部は、噴孔ボデー１１に溶接して固定されている。具体的には、本体ボデー１２の内周面に、噴孔ボデー１１の外周面が装着される。そして、本体ボデー１２と噴孔ボデー１１とは溶接される。本実施形態では、本体ボデー１２の内周面に噴孔ボデー１１の外周面が圧入されている。本体ボデー１２のうち噴孔１１ａから遠ざかる側（反噴孔側）の円筒端部は、非磁性部材１４の円筒端部に溶接して固定されている。非磁性部材１４のうち反噴孔側の円筒端部は、固定コア１３に溶接して固定されている。

ナット部材１５は、本体ボデー１２の係止部１２ｃに係止された状態で、固定コア１３のネジ部１３Ｎに締結されている。この締結により生じる軸力は、ナット部材１５、本体ボデー１２、非磁性部材１４および固定コア１３に対し、軸線Ｃ１方向（図１の上下方向）に互いに押し付け合う面圧を生じさせている。

本体ボデー１２は、ステンレス等の磁性材で形成され、燃料を噴孔１１ａへ流通させる流路１２ｂを内部に有する。流路１２ｂには、ニードル２０が軸線Ｃ１方向に移動可能な状態で収容されている。可動室１２ａには、ニードル２０、可動コア３０、第２バネ部材ＳＰ２、スリーブ４０およびカップ５０を組み付けた組付体である可動部Ｍ（図４参照）が、移動可能な状態で収容されている。

流路１２ｂは、可動室１２ａの下流側に連通し、軸線Ｃ１方向に延びる形状である。流路１２ｂおよび可動室１２ａの中心線は、本体ボデー１２の円筒中心線（軸線Ｃ１）と一致する。ニードル２０のうちの噴孔側部分は、噴孔ボデー１１の内壁面１１ｃに摺動支持され、ニードル２０のうちの反噴孔側部分は、カップ５０の内壁面に摺動支持されている。このようにニードル２０の上流端部と下流端部の２箇所が摺動支持されることにより、ニードル２０の径方向への移動が制限され、本体ボデー１２の軸線Ｃ１に対するニードル２０の傾倒が制限される。

ニードル２０は、燃料通路１１ｂを開閉することで噴孔１１ａを開閉する「弁体」に相当し、ステンレス等の磁性材で形成され、軸線Ｃ１方向に延びる形状である。ニードル２０の下流側端面には、先述したシート面２０ｓが形成されている。ニードル２０が軸線Ｃ１方向の下流側へ移動（閉弁作動）すると、シート面２０ｓが着座面１１ｓに着座して、燃料通路１１ｂおよび噴孔１１ａが閉弁される。ニードル２０が軸線Ｃ１方向の上流側へ移動（開弁作動）すると、シート面２０ｓが着座面１１ｓから離座して、燃料通路１１ｂおよび噴孔１１ａが開弁される。

カップ５０は、円板形状の円板部５２および円筒形状の円筒部５１を有する。円板部５２は、軸線Ｃ１方向に貫通する貫通穴５２ａを有する。円板部５２の反噴孔側の面は、第１バネ部材ＳＰ１と当接するバネ当接面５２ｂとして機能する。円板部５２の噴孔側の面は、ニードル２０と当接して第１弾性力（閉弁弾性力）を伝達する閉弁力伝達当接面５２ｃとして機能する。円筒部５１は、円板部５２の外周端から噴孔側へ延びる円筒形状である。円筒部５１の噴孔側端面は、可動コア３０と当接するコア当接端面５１ａとして機能する。円筒部５１の内壁面は、ニードル２０の当接部２１の外周面と摺動する。

固定コア１３は、ステンレス等の磁性材で形成され、燃料を噴孔１１ａへ流通させる流路１３ａを内部に有する。流路１３ａは、ニードル２０の内部に形成されている内部通路２０ａ（図３参照）および可動室１２ａの上流側に連通し、軸線Ｃ１方向に延びる形状である。流路１３ａには、ガイド部材６０、第１バネ部材ＳＰ１および支持部材１８が収容されている。

支持部材１８は円筒形状であり、固定コア１３の内壁面に圧入固定されている。第１バネ部材ＳＰ１は、支持部材１８の下流側に配置されたコイルスプリングであり、軸線Ｃ１方向に弾性変形する。第１バネ部材ＳＰ１の上流側端面は支持部材１８に支持され、第１バネ部材ＳＰ１の下流側端面はカップ５０に支持されている。第１バネ部材ＳＰ１の弾性変形により生じた力（第１弾性力）により、カップ５０は下流側に付勢される。支持部材１８の軸線Ｃ１方向における圧入量を調整することで、カップ５０を付勢する弾性力の大きさ（第１セット荷重）が調整されている。

フィルタ１９は、メッシュ状であり、燃料噴射弁１へ供給された燃料に含まれている異物を捕捉する。フィルタ１９は保持部材１９ａに保持され、保持部材１９ａは、固定コア１３の内壁面のうち支持部材１８の上流側部分に圧入固定されている。フィルタ１９は円筒形状であり、図１中の矢印Ｙ１に示すように、フィルタ１９の円筒軸線方向から円筒内部へ流入した燃料は、フィルタ１９の円筒径方向に流れてフィルタ１９を通過する。

図３に示すように、ガイド部材６０は、ステンレス等の磁性材で形成された円筒形状であり、固定コア１３に圧入固定されている。ガイド部材６０の噴孔側端面は、可動コア３０と当接するストッパ当接端面６１ａとして機能する。ガイド部材６０の内壁面は、カップ５０に係る円筒部５１の外周面５１ｄと摺動する。要するに、ガイド部材６０は、軸線Ｃ１方向に移動するカップ５０の外周面を摺動させるガイド機能と、軸線Ｃ１方向に移動する可動コア３０に当接して可動コア３０の反噴孔側への移動を規制するストッパ機能と、を有する。

固定コア１３の外周面には樹脂部材１６が設けられている。樹脂部材１６はコネクタハウジング１６ａを有し、コネクタハウジング１６ａの内部には端子１６ｂが収容されている。端子１６ｂはコイル１７と電気接続されている。コネクタハウジング１６ａには、図示しない外部コネクタが接続され、端子１６ｂを通じてコイル１７へ電力が供給される。コイル１７は、電気絶縁性を有するボビン１７ａに巻き回されて円筒形状をなし、固定コア１３、非磁性部材１４および可動コア３０の径方向外側に配置されている。固定コア１３、ナット部材１５、本体ボデー１２および可動コア３０は、コイル１７への電力供給（通電）に伴い生じる磁束を流す磁気回路を形成する（図３中の点線矢印参照）。

図３に示すように、可動コア３０は、固定コア１３に対して噴孔側に配置され、軸線Ｃ１方向に移動可能な状態で可動室１２ａに収容されている。可動コア３０はアウタコア３１およびインナコア３２を有する。アウタコア３１は、ステンレス等の磁性材で形成された円筒形状であり、インナコア３２は、磁性を有するステンレス等の非磁性材で形成された円筒形状である。アウタコア３１は、インナコア３２の外周面に圧入固定されている。

インナコア３２の円筒内部にはニードル２０が挿入配置されている。インナコア３２は、ニードル２０に対して軸線Ｃ１方向に摺動可能な状態でニードル２０に組み付けられている。インナコア３２は、ストッパ部材としてのガイド部材６０、カップ５０およびニードル２０に当接する。そのため、インナコア３２には、アウタコア３１に比べて高硬度の材質が用いられている。アウタコア３１は、固定コア１３に対向するコア対向面３１ｃを有し、コア対向面３１ｃと固定コア１３との間にはギャップが形成されている。したがって、上述の如くコイル１７へ通電して磁束が流れた状態では、上記ギャップが形成されていることにより、固定コア１３に吸引される磁気吸引力がアウタコア３１に作用する。

スリーブ４０は、ニードル２０に圧入固定され、第２バネ部材ＳＰ２の噴孔側端面を支持する。第２バネ部材ＳＰ２は、支持部４３の反噴孔側に配置されたコイルスプリングであり、軸線Ｃ１方向に弾性変形する。第２バネ部材ＳＰ２の反噴孔側端面はアウタコア３１に支持され、第２バネ部材ＳＰ２の噴孔側端面は支持部４３に支持されている。第２バネ部材ＳＰ２の弾性変形により生じた力（第２弾性力）により、アウタコア３１は反噴孔側に付勢される。スリーブ４０の軸線Ｃ１方向における圧入量を調整することで、閉弁時に可動コア３０を付勢する第２弾性力の大きさ（第２セット荷重）が調整されている。なお、第２バネ部材ＳＰ２に係る第２セット荷重は、第１バネ部材ＳＰ１に係る第１セット荷重より小さい。

＜作動の説明＞
次に、燃料噴射弁１の作動について、図４および図５を用いて説明する。

先ず、燃料噴射弁１の作動の概略を説明する。コイル１７への通電により磁気吸引力を生じさせて可動コア３０を吸引させると、可動コア３０は、反噴孔側へ所定量移動した時点でニードル２０に当接して、ニードル２０を開弁作動させる。つまり、可動コア３０が所定量移動した後にニードル２０は開弁作動を開始する。コイル１７への通電をオフさせると、カップ５０は、可動コア３０とともに噴孔側へ所定量移動した時点でニードル２０に当接して、ニードル２０を閉弁作動させる。つまり、カップ５０および可動コア３０が所定量移動した後にニードル２０は閉弁作動を開始する。要するに、燃料噴射弁１は可動コア３０およびニードル２０を備える直動式である。可動コア３０は、通電により生じる磁気力により吸引されて移動し、ニードル２０は、可動コア３０とともに移動することで着座面１１ｓから離座して開弁作動する。

次に、燃料噴射弁１の作動の詳細を説明する。図４中の（ａ）欄に示すように、コイル１７への通電をオフにした状態では、磁気吸引力が生じないので、可動コア３０には、開弁側へ付勢される磁気吸引力は作用しない。そして、第１バネ部材ＳＰ１による第１弾性力で閉弁側に付勢されたカップ５０は、ニードル２０の閉弁時弁体当接面２１ｂ（図３参照）およびインナコア３２に当接して第１弾性力を伝達している。

可動コア３０は、カップ５０から伝達された第１バネ部材ＳＰ１の第１弾性力により閉弁側へ付勢されるとともに、第２バネ部材ＳＰ２の第２弾性力により開弁側へ付勢されている。第２弾性力より第１弾性力の方が大きいため、可動コア３０はカップ５０に押されて噴孔側へ移動（リフトダウン）した状態になる。ニードル２０は、カップ５０から伝達された第１弾性力により閉弁側へ付勢され、カップ５０に押されて噴孔側へ移動（リフトダウン）した状態、つまり着座面１１ｓに着座して閉弁した状態となる。この閉弁状態では、ニードル２０の開弁時弁体当接面２１ａ（図３参照）とインナコア３２との間には隙間が形成されており、閉弁状態での隙間の軸線Ｃ１方向長さをギャップ量Ｌ１と呼ぶ。

図４中の（ｂ）欄に示すように、コイル１７への通電をオフからオンに切り替えた直後の状態では、開弁側へ付勢される磁気吸引力が可動コア３０に作用して、可動コア３０が開弁側への移動を開始する。そして、可動コア３０がカップ５０を押し上げながら移動し、その移動量がギャップ量Ｌ１に達すると、ニードル２０の開弁時弁体当接面２１ａにインナコア３２が衝突する。この衝突時点では、ガイド部材６０とインナコア３２との間には隙間が形成されており、この隙間の軸線Ｃ１方向長さをリフト量Ｌ２と呼ぶ。

上記衝突の後、可動コア３０は磁気吸引力によりさらに移動を続け、衝突後の移動量がリフト量Ｌ２に達すると、図４中の（ｃ）欄に示すように、ガイド部材６０にインナコア３２が衝突して移動停止する。この移動停止時点での、着座面１１ｓとシート面２０ｓとの軸線Ｃ１方向における離間距離は、ニードル２０のフルリフト量に相当し、先述したリフト量Ｌ２と一致する。この離間距離は、図８に示すニードル離間距離Ｈａ（弁体離間距離）に相当する。

図５を用いて上述した作動を詳述すると、先ず、図５の（ａ）欄に示すようにｔ１時点で通電オンに切り替えると、コイル１７に流れる駆動電流が上昇を開始し（（ｂ）欄参照）、その上昇に伴い磁気吸引力も上昇を開始する（（ｃ）欄参照）。そして、第１弾性力（閉弁弾性力）から第２弾性力を差し引いた値を実閉弁弾性力Ｆ０とした場合、磁気吸引力が実閉弁弾性力Ｆ０にまで上昇したｔ２時点で、可動コア３０が開弁側への移動を開始する。なお、駆動電流がピーク値に達する前に、可動コア３０は移動を開始する。駆動電流がピーク値に達するまでは、バッテリ電圧を昇圧したブースト電圧がコイル１７に印加され、ピーク値に達した以降では、バッテリ電圧がコイル１７に印加される。

その後、可動コア３０の移動量がギャップ量Ｌ１に達したｔ３時点で、可動コア３０がニードル２０に衝突してニードル２０が開弁作動を開始する。これにより、噴孔１１ａから燃料が噴射される。その後、可動コア３０が閉弁弾性力に抗してニードル２０をリフトアップさせ、可動コア３０がガイド部材６０に衝突したｔ４時点で、ニードル２０のリフト量はフルリフト量（リフト量Ｌ２）に達する。その後、磁気吸引力によりニードル２０のフルリフト状態が維持され、燃料噴射が継続される。その後、ｔ５時点で通電オフに切り替えると、駆動電流の低下とともに磁気吸引力も低下する。そして、磁気吸引力が実閉弁弾性力Ｆ０に達したｔ６時点で、可動コア３０がカップ５０とともに閉弁側へ移動を開始する。ニードル２０は、カップ５０との間に充填された燃料の圧力に押されて、カップ５０の移動開始と同時にリフトダウン（閉弁作動）を開始する。

その後、ニードル２０がリフト量Ｌ２の分だけリフトダウンしたｔ７時点で、シート面２０ｓが着座面１１ｓに着座して、燃料通路１１ｂおよび噴孔１１ａが閉弁される。その後、可動コア３０はカップ５０とともに閉弁側への移動を継続し、カップ５０がニードル２０に当接したｔ８時点で、カップ５０の閉弁側への移動が停止する。その後、可動コア３０は、慣性力で閉弁側への移動（慣性移動）をさらに継続した後、第２バネ部材ＳＰ２の弾性力により開弁側へ移動（リバウンド）する。その後、可動コア３０は、ｔ９時点でカップ５０に衝突してカップ５０とともに開弁側へ移動（リバウンド）するが、閉弁弾性力により迅速に押し戻されて、図４の（ａ）欄に示す初期状態に収束する。

したがって、このようなリバウンドが小さく、収束に要する時間が短いほど、噴射終了から初期状態に復帰するまでの時間が短くなる。そのため、内燃機関の１燃焼サイクルあたりに燃料を複数回噴射する多段噴射を実行するにあたり、噴射間のインターバルを短くでき、多段噴射に含まれる噴射回数を多くできる。

上述した通電オンオフは、プロセッサ９０ａがメモリ９０ｂに記憶されたプログラムを実行することで制御される。基本的には、内燃機関の負荷および回転数に基づき、１燃焼サイクルでの燃料噴射量、噴射時期および多段噴射に係る噴射回数が、プロセッサ９０ａにより算出される。さらにプロセッサ９０ａが各種プログラムを実行することで、以下に説明する多段噴射制御、パーシャルリフト噴射制御（ＰＬ噴射制御）、圧縮行程噴射制御、および圧力制御を実行する。これらの制御を実行している時の制御装置９０は、図１に示す多段噴射制御部９１、パーシャルリフト噴射制御部（ＰＬ噴射制御部９２）、圧縮行程噴射制御部９３、および圧力制御部９４に相当する。

多段噴射制御部９１は、内燃機関の１燃焼サイクル中に噴孔１１ａから燃料を複数回噴射させるように、コイル１７への通電オンオフを制御する。ＰＬ噴射制御部９２は、ニードル２０が着座面１１ｓから離座した後、最大開弁位置に達する前に閉弁作動を開始するように、コイル１７への通電オンオフを制御する。例えば、多段噴射の回数が多くなるほど、１回の噴射に係る噴射量が微少量になってくるので、そのような微少量の噴射の場合に、ＰＬ噴射制御を実行する。

圧縮行程噴射制御部９３は、内燃機関の圧縮行程期間の一部を含む期間に噴孔１１ａから燃料を噴射させるように、コイル１７への通電オンオフを制御する。このように圧縮行程期間に燃焼室２へ燃料を噴射させる場合、噴射開始時期から点火時期までの時間が短いので、燃料と空気とを十分に混合させる時間が短い。そのため、この種の燃料噴射弁１には、燃料と空気との混合性を促進させるべく、貫徹力の高い状態で燃料を噴孔１１ａから噴射することが要求される。また、短時間で噴霧を分裂させるべく、噴射圧力を高くすることが要求される。

圧力制御部９４は、燃料噴射弁１へ供給する燃料の圧力（供給燃圧）を、所定範囲内の任意の目標圧力に制御する。具体的には、先述した燃料ポンプによる燃料吐出量を制御することで、供給燃圧を制御する。目標圧力が所定範囲の最小値に設定されている場合の燃料圧力により、ニードル２０が着座面１１ｓに押し付けられる力を最小燃圧閉弁力とした場合に、第１バネ部材ＳＰ１による第１弾性力（閉弁弾性力）は、最小燃圧閉弁力より小さく設定されている。

＜燃料通路１１ｂの詳細説明＞
以下、図６〜図１２を用いて、燃料通路１１ｂの詳細について説明する。燃料通路１１ｂは、後述するテーパ面１１１、ボデー底面１１２および連結面１１３と、弁体先端面２２との間の空間を少なくとも含む。図６に示すように、燃料通路１１ｂを流れる燃料は、矢印Ｙ２に示すようにシート面２０ｓに向けて流れた後、シート面２０ｓと着座面１１ｓとの隙間（シート隙間）を通過する。シート隙間に到達するまでの燃料は、軸線Ｃ１に近づく向きに流れる。シート隙間を通過した燃料は、矢印Ｙ３に示すように、軸線Ｃ１から遠ざかる向きに方向転換して流れ、噴孔１１ａの流入口１１ｉｎへ流入する。流入口１１ｉｎから流入した燃料は、噴孔１１ａ内で整流化され、矢印Ｙ４に示すように、噴孔１１ａの流出口１１ｏｕｔから燃焼室２へ噴射される。また、軸線Ｃ１から遠ざかる向きに方向転換して流入口１１ｉｎへ流入（矢印Ｙ３参照）することに加え、図９中の矢印Ｙ５に示すようにサック室Ｑ２２から流入口１１ｉｎへ流入する燃料も存在する。

噴孔１１ａは複数設けられている。複数の噴孔１１ａの流入口１１ｉｎは、軸線Ｃ１を中心とした仮想円（流入中心仮想円Ｒ２）上に等間隔で配置されている。複数の噴孔１１ａの流出口１１ｏｕｔも同様にして、軸線Ｃ１周りに等間隔で配置されている。つまり、流入口１１ｉｎおよび流出口１１ｏｕｔのいずれについても同心円上に等間隔で配置されている。複数の噴孔１１ａの形状および大きさは全て同一である。具体的には、噴孔１１ａは、流入口１１ｉｎから流出口１１ｏｕｔに至るまで、通路断面形状が真円かつ真円の直径が変化せずに同一のストレート形状である。ここで言う通路断面とは、噴孔１１ａの中心を通る軸線Ｃ２に対して垂直に切った断面のことである。

図７に示すように、流入口１１ｉｎおよび流出口１１ｏｕｔの形状は、軸線Ｃ１を中心とした径方向の向きを長軸とする楕円形状である。図８に示すように、流入口１１ｉｎの楕円中心であって軸線Ｃ２を通る点を流入口中心点Ａとする。楕円中心とは、楕円の長辺と短辺の交わる点のことである。流入口中心点Ａを通る軸線Ｃ１と平行な線が、ニードル２０の外面と交わる点を、流入中心対向点Ｂとする。図７に示すように、複数の噴孔１１ａの流入口中心点Ａを通る円は、先述した流入中心仮想円Ｒ２に相当する。複数の流入中心対向点Ｂを結ぶ円を対向仮想円Ｒ３とする。軸線Ｃ１方向視において、流入中心仮想円Ｒ２と対向仮想円Ｒ３は一致する。

図７に示すように、軸線Ｃ１周りに並ぶ複数の噴孔１１ａのうち、隣り合う噴孔１１ａの流入口１１ｉｎの間隔の大きさを噴孔間距離Ｌとする。この噴孔間距離Ｌは、流入中心仮想円Ｒ２に沿った長さのことである。図８および図９に示すように、ニードル２０が離着座する方向、つまり軸線Ｃ１方向におけるニードル２０と噴孔ボデー１１との距離をニードル離間距離Ｈａとする。ニードル２０外面と流入口１１ｉｎとの隙間の大きさを流入口隙間距離Ｈとする。つまり、流入口１１ｉｎの部分でのニードル離間距離Ｈａ、より詳細には流入口１１ｉｎのうち軸線Ｃ１から最も離れた部分、つまり図７および図８の符号Ａ１に示す部分でのニードル離間距離Ｈａが、流入口隙間距離Ｈに相当する。

噴孔間の流入中心仮想円Ｒ２に沿った長さのこととして定義される噴孔間距離Ｌが流入口隙間距離Ｈより小さいことに加えて、以下に説明する第２噴孔間距離についても、流入口隙間距離Ｈより小さい。第２噴孔間距離は、隣合う流入口１１ｉｎの外周縁の最短直線長さとして定義される。

符号Ａ１に示す部分でのニードル離間距離Ｈａとして定義される流入口隙間距離Ｈより噴孔間距離Ｌが小さいことに加えて、以下に説明する第２流入口隙間距離についても、その第２流入口隙間距離より噴孔間距離Ｌが小さい。第２流入口隙間距離は、流入口中心点Ａでのニードル離間距離Ｈａとして定義される。さらに、第２流入口隙間距離より第２噴孔間距離が小さくなるようにも設定されている。

噴孔間距離Ｌは流入口隙間距離Ｈよりも小さい。詳細には、ニードル２０が着座面１１ｓから最も離れた位置まで離座した状態、つまり最大開弁位置（フルリフト位置）における流入口隙間距離Ｈよりも、噴孔間距離Ｌは小さい。最大開弁位置とは、ストッパ当接端面６１ａにインナコア３２が当接し、かつ、開弁時弁体当接面２１ａがインナコア３２に当接した状態での、ニードル２０の軸線Ｃ１方向位置のことである。

さらに、ニードル２０が着座面１１ｓに着座した状態、つまり閉弁状態における流入口隙間距離Ｈよりも、噴孔間距離Ｌは小さい。また、閉弁状態における流入口隙間距離Ｈは、フィルタ１９のメッシュ間隔Ｌｍより大きい。図１０に示すように、フィルタ１９は、複数本の線材１９ｂを編み込んで形成されており、メッシュ間隔Ｌｍとは、隣り合う線材１９ｂ同士の最短距離のことである。また、噴孔間距離Ｌは流入口１１ｉｎの直径よりも小さい。流入口１１ｉｎが楕円である場合、楕円の短辺を流入口１１ｉｎの直径とみなす。

噴孔ボデー１１の内面とニードル２０の外面との間で形成される燃料通路１１ｂのうち、着座面１１ｓおよびシート面２０ｓより上流側の部分をシート上流通路Ｑ１０と呼び、着座面１１ｓおよびシート面２０ｓより下流側の部分をシート下流通路Ｑ２０と呼ぶ。シート下流通路Ｑ２０は、テーパ室Ｑ２１およびサック室Ｑ２２を有する。

図８に示すように、噴孔ボデー１１の内面のうち着座面１１ｓを含む部分であって、シート上流通路Ｑ１０の一部およびテーパ室Ｑ２１の全体を形成する部分をテーパ面１１１と呼ぶ。テーパ面１１１は、軸線Ｃ１を含む断面において直線形状、かつ、軸線Ｃ１に対して交差する向きに延びる形状であり、軸線Ｃ１方向で見て円環形状である（図７参照）。

噴孔ボデー１１の内面のうち軸線Ｃ１を含む部分であって、サック室Ｑ２２を形成する部分をボデー底面１１２と呼び、ボデー底面１１２とテーパ面１１１とを連結する部分を連結面１１３と呼ぶ。連結面１１３は、軸線Ｃ１を含む断面において直線形状、かつ、軸線Ｃ１に対して交差する向きに延びる形状であり、軸線Ｃ１方向で見て円環形状である（図７参照）。厳密には、連結面１１３とテーパ面１１１との境界、および連結面１１３とボデー底面１１２との境界は、軸線Ｃ１を含む断面において湾曲した形状である。

ニードル２０の外面のうちシート面２０ｓおよびシート面２０ｓよりも下流側の部分を含む面を弁体先端面２２とする。ニードル２０が離着座する方向における弁体先端面２２と噴孔ボデー１１との距離、具体的には、ボデー底面１１２と弁体先端面２２との軸線Ｃ１方向距離をニードル離間距離Ｈａとする。

弁体先端面２２は、ボデー底面１１２の側に膨らむ向きに湾曲する形状である。弁体先端面２２の曲率半径Ｒ２２（図１１参照）は、弁体先端面２２の全体に亘って同一である。この曲率半径Ｒ２２は、シート面２０ｓのシート位置Ｒ１における直径であるシート径Ｄｓより小さく、かつ、シート半径より大きい。

ボデー底面１１２は、弁体先端面２２の側に凹む向きに湾曲する形状、つまり弁体先端面２２と同じ向きに湾曲する形状である。ボデー底面１１２の曲率半径Ｒ１１２（図１１参照）は、ボデー底面１１２の全体に亘って同一である。ボデー底面１１２の曲率半径Ｒ１１２は、弁体先端面２２の曲率半径Ｒ２２より大きい。したがって、ニードル離間距離Ｈａは、流入中心仮想円Ｒ２の周縁から径方向において軸線Ｃ１に向かう方向に沿って連続的に小さくなっていく。

噴孔ボデー１１の外面であるボデー外面１１４のうち、流出口１１ｏｕｔより径方向において軸線Ｃ１に近い部分の領域を外面中央領域１１４ａとする（図１２参照）。外面中央領域１１４ａは、ボデー底面１１２と同じ向きに湾曲する形状である。外面中央領域１１４ａの曲率半径は、外面中央領域１１４ａの全体に亘って同一である。曲率半径の中心を同じ場所にするという条件下において、外面中央領域１１４ａの曲率半径は、ボデー底面１１２の曲率半径Ｒ１１２よりも大きい。ボデー外面１１４の肉厚寸法は、外面中央領域１１４ａにおいては均一である。すなわち、ボデー外面１１４の曲率半径方向の長さは、外面中央領域１１４ａにおいては均一である。

噴孔ボデー１１のうち燃料通路１１ｂを形成する部分の表面粗さは、噴孔１１ａを形成する部分の表面粗さよりも粗い。詳細には、ボデー底面１１２の表面粗さは、噴孔１１ａの内壁面の表面粗さよりも粗い。なお、噴孔１１ａがレーザ加工により形成されているのに対し、噴孔ボデー１１の内面は切削加工により形成されている。

複数の流入口１１ｉｎそれぞれの周縁のうち、径方向において、軸線Ｃ１に最も近い部分に接する仮想円であって軸線Ｃ１を中心とする仮想円を、ボデー底面１１２から弁体先端面２２まで軸線Ｃ１方向に沿って真っ直ぐ延ばした円筒を仮想円筒とする。そして、燃料通路１１ｂのうち、仮想円筒、ボデー底面１１２および弁体先端面２２で囲まれる部分の体積を中心円柱体積Ｖ１ａとする（図７参照）。また、複数の流入口１１ｉｎそれぞれの周縁のうち、径方向において、軸線Ｃ１に最も近い部分を結んだ直線で囲まれる領域を仮想領域とし、仮想領域を噴孔ボデー１１からニードル２０まで軸線Ｃ１の方向に延ばしてできる体積を中心体積Ｖ１とする。中心円柱体積Ｖ１ａおよび中心体積Ｖ１には噴孔１１ａの体積Ｖ２ａは含まれない。

本実施形態に係る上記仮想円とは、複数の流入口１１ｉｎに内接する仮想内接円Ｒ４のことである。また、燃料通路１１ｂのうち着座面１１ｓより下流側の全ての部分の体積、つまりシート下流通路Ｑ２０の体積をシート下流体積Ｖ３とする（図８参照）。先述した通り、シート下流通路Ｑ２０は、テーパ室Ｑ２１およびサック室Ｑ２２を有する。したがって、燃料通路１１ｂのうち着座面１１ｓより下流側の全ての部分の体積とは、テーパ室Ｑ２１の体積とサック室Ｑ２２の体積を合わせた体積のことである。中心体積Ｖ１、中心円柱体積Ｖ１ａおよびシート下流体積Ｖ３は、ニードル２０のリフト量Ｌ２に応じて変化し、リフト量Ｌ２が最大の時に最大になる。

複数の噴孔１１ａの体積Ｖ２ａの合計を総噴孔体積Ｖ２とする。本実施形態では噴孔１１ａが１０個形成され、全ての噴孔１１ａの体積Ｖ２ａが同一であるため、１つの噴孔１１ａの体積Ｖ２ａの１０倍の値が総噴孔体積Ｖ２に相当する。噴孔１１ａの体積Ｖ２ａは、噴孔１１ａのうち流入口１１ｉｎと流出口１１ｏｕｔとの間の領域の体積に相当する。噴孔１１ａの体積Ｖ２ａは、例えばＸ線を照射することで得られる噴孔ボデー１１の断層画像から算出され得る。同様にして、本実施形態で定義される他の体積についても、断層画像から算出され得る。

総噴孔体積Ｖ２は、ニードル２０が着座面１１ｓに着座した状態における中心体積Ｖ１より大きく、かつ、ニードル２０が着座面１１ｓから最も離れた状態（つまりフルリフト状態）における中心体積Ｖ１よりも大きい。さらに総噴孔体積Ｖ２は、着座状態におけるシート下流体積Ｖ３より大きく、かつ、フルリフト状態におけるシート下流体積Ｖ３よりも大きい。中心円柱体積Ｖ１ａについても、中心体積Ｖ１と同様にして、フルリフト状態および着座状態のいずれであっても総噴孔体積Ｖ２より小さい。

図１２中のドットを付した部分は、燃料通路１１ｂのうち流入口１１ｉｎから軸線Ｃ１方向に沿って真っ直ぐ延びる柱状空間（噴孔直上領域）に相当する。燃料通路１１ｂのうち、噴孔直上領域の体積を噴孔直上体積Ｖ４ａとし、複数の噴孔１１ａの噴孔直上体積Ｖ４ａの合計を噴孔直上総体積Ｖ４とする。噴孔直上総体積Ｖ４は中心体積Ｖ１より大きい。中心円柱体積Ｖ１ａについても、中心体積Ｖ１と同様にして噴孔直上総体積Ｖ４より小さい。

複数の噴孔１１ａの流入口１１ｉｎの周縁長Ｌ５ａ（図７参照）の合計を総周縁長Ｌ５とする。本実施形態では噴孔１１ａが１０個形成され、全ての噴孔１１ａの周縁長Ｌ５ａがほぼ同一であるため、１つの噴孔１１ａの周縁長Ｌ５ａの１０倍の値が総周縁長Ｌ５に相当する。複数の流入口１１ｉｎそれぞれの周縁のうち径方向において軸線Ｃ１に最も近い部分に接する仮想円であって軸線Ｃ１を中心とする仮想円、つまり先述した仮想内接円Ｒ４の周長を仮想周長Ｌ６とする。総周縁長Ｌ５は仮想周長Ｌ６よりも長い。

弁体先端面２２のうちシート位置Ｒ１での接線方向は、テーパ面１１１のうちシート位置Ｒ１での接線方向と同一である。弁体先端面２２が、軸線Ｃ１を含む断面において湾曲した形状であるのに対し、テーパ面１１１は、軸線Ｃ１を含む断面において直線形状である。テーパ面１１１の延長線が交わる頂点での頂角をシート角度θとする（図１１参照）。つまり、着座面１１ｓは、上記断面において２本の直線で表される円錐面であり、それら２本の直線がなす角度がシート角度θである。シート角度θは９０度以下の角度、より具体的には９０度より小さい角度に設定されている。軸線Ｃ１を含む断面においてテーパ面１１１と軸線Ｃ１との交差角度は、シート角度θの半分（θ／２）であり、この交差角度は、軸線Ｃ１を含む断面において連結面１１３と軸線Ｃ１との交差角度よりも大きい。

ここで、噴孔１１ａのうち、噴孔１１ａの軸線Ｃ２に対して垂直な面の面積を通路断面積とする。そして、複数の噴孔１１ａの各々の通路断面積の合計を総噴孔面積とする。本実施形態では、噴孔１１ａの形状が、軸線Ｃ２方向の位置に拘らず通路断面積を同一とする形状であるが、軸線Ｃ２方向の位置に応じて通路断面積を異にする形状の場合には、その最小の通路断面積の合計を総噴孔面積とする。

また、ニードル２０の可動範囲のうち着座面１１ｓから最も離れた位置にニードル２０がある状態、つまりフルリフト状態で、燃料通路１１ｂのうち着座面１１ｓに位置する環状の通路の断面積をシート部環状面積とする。シート部環状面積は、シート位置Ｒ１を通るテーパ面１１１と弁体先端面２２との最短距離の仮想線を、軸線Ｃ１周りに環状に延ばした面の面積のことである。

そして、シート径Ｄｓを同一にしたままシート角度θを大きくしていくと、上述した最短距離の仮想線が短くなり、シート部環状面積は小さくなっていく。逆に、シート径Ｄｓを同一にしたままシート角度θを小さくしていくと、上述した最短距離の仮想線が長くなり、シート部環状面積は大きくなっていく。シート角度θは、シート部環状面積が総噴孔面積より大きくなるように設定されている。

＜作用効果＞
さて、閉弁作動するニードル２０が着座面１１ｓに衝突してバウンスするにあたり、そのニードル２０を、着座面１１ｓに衝突する質点と仮定した場合には、シート角度θについて以下の点が言える。すなわち、シート角度θが９０度より大きければ、衝突後運動量を持つ質点の移動方向は、水平方向に対して上側（弁体が開弁する側）へ向かう方向となる。シート角度θが９０度より小さければ、衝突後運動量を持つ質点の移動方向は、水平方向に対して下側（弁体が閉弁する側）へ向かう方向となる。この点に着目し、本実施形態では、シート角度θを９０度以下にしている。そのため、着座面１１ｓに衝突したニードル２０が開弁側にバウンスすることを抑制でき、ニードル２０のバウンス低減を図ることができる。

さらに本実施形態では、ニードル２０の外面のうちシート位置Ｒ１を含む面である弁体先端面２２は、ボデー底面１とともに移動する１２の側に膨らむ向きに湾曲する形状である。そのため、弁体先端面２２を、異なるテーパ角度のテーパ面をシート位置Ｒ１で連結した非湾曲形状とした場合に比べて、ニードル２０および噴孔ボデー１１が弾性変形して面接触するにあたり、その面接触面積を大きくできる。そのため、弁体先端面２２を湾曲形状にした本実施形態によれば、シート面２０ｓと着座面１１ｓとのシール性を向上でき、閉弁時にシート上流通路Ｑ１０からシート下流通路Ｑ２０へ燃料が漏れ出るおそれを低減できる。

さらに本実施形態では、燃料通路１１ｂへ流入する燃料に含まれている異物を捕捉するフィルタ１９を備え、噴孔１１ａの各々の通路断面積が最小となる部分の直径は、フィルタ１９のメッシュ間隔Ｌｍより大きい。上記通路断面積とは、軸線Ｃ２に対して垂直に切った断面の面積のことである。これによれば、フィルタ１９を通過した異物はメッシュ間隔Ｌｍより小さい可能性が高く、噴孔１１ａの直径はメッシュ間隔Ｌｍより大きいので、上記異物が噴孔１１ａに詰まる懸念を低減できる。

さらに本実施形態では、複数の噴孔１１ａの各々の通路断面積の合計を総噴孔面積とし、フルリフト状態で、燃料通路１１ｂのうち着座面１１ｓに位置する環状の通路の断面積をシート部環状面積とする。そして、シート角度θを小さくするほどシート部環状面積が大きくなることは先述した通りであり、シート角度θは、シート部環状面積が総噴孔面積より大きくなるように設定されている。そのため、シート角度θが９０度以下であることに加え、シート部環状面積が総噴孔面積より大きくなる程度にシート角度θが小さくなっているので、ニードル２０のバウンス低減を促進できる。

さて、シート下流通路Ｑ２０の燃料が閉弁直後に慣性で流出口１１ｏｕｔから流出し、その後さらに、自重で流出口１１ｏｕｔから漏出し、その漏出した燃料が、ボデー外面１１４に付着し、デポジットとして堆積していく懸念があることは先述した通りである。この懸念に対し、流入口隙間距離Ｈを小さくしてシート下流通路Ｑ２０の体積を小さくすれば、漏出対象となる燃料の量を少なくでき、漏出量を低減できるので、デポジット堆積を抑制できる。

その一方で、シート上流通路Ｑ１０およびテーパ室Ｑ２１での燃料の流れ方向と、噴孔１１ａでの燃料の流れ方向とは大きく異なるので、サック室Ｑ２２から流入口１１ｉｎへ燃料が流入する際に燃料の流れ方向が急激に変化する（折れ曲がる）ことになる。そして、先述した漏出量の低減を図るべく流入口隙間距離Ｈを小さくすると、流れ方向の急激な変化（折れ曲がり）が促進され、圧力損失の増大が促進されてしまう。つまり、燃料漏出量の低減を図るべく流入口隙間距離Ｈを小さくすることと、圧力損失の低減を図ることとは背反する。

ここで、シート位置Ｒ１を通過してシート下流通路Ｑ２０へ流入する燃料は、図６および図７中の矢印Ｙ３に示すように方向転換して流入口１１ｉｎへ流入することは、先述した通りである。このようにシート下流通路Ｑ２０へ流入する燃料は、図７に示す縦流入燃料Ｙ３ａおよび横流入燃料Ｙ３ｂに大別できる。縦流入燃料Ｙ３ａは、着座面１１ｓから流入口１１ｉｎへ向かって最短距離で流れる燃料である。横流入燃料Ｙ３ｂは、着座面１１ｓから、隣り合う２つの噴孔１１ａの流入口１１ｉｎの間の部分（噴孔間部分１１２ａ）へ向かって流れ、その後、噴孔間部分１１２ａから流入口１１ｉｎへと向きを変えて流れる燃料である。

縦流入燃料Ｙ３ａおよび横流入燃料Ｙ３ｂのいずれについても、シート下流通路Ｑ２０の体積を小さくするべく流入口隙間距離Ｈを小さくするほど圧力損失が増大する。しかし、横流入燃料Ｙ３ｂについては、噴孔間距離Ｌを小さくすることで、圧力損失の増大を緩和できる。よって、流入口隙間距離Ｈを小さくすることによる圧力損失増大を、噴孔間距離Ｌを小さくすることで緩和できる。

この緩和について、図１３〜図１５を用いて詳細に説明する。図１３〜図１５は、流入中心仮想円Ｒ２および対向仮想円Ｒ３を含む、軸線Ｃ１に平行な曲面で切った、噴孔ボデー１１およびニードル２０の断面を示す模式図である。図１３〜図１５中の矢印は、開弁状態における燃料の流れ方向を示す。図１３に示す第１比較例では、本実施形態と比較して流入口隙間距離Ｈが大きいため、シート下流通路Ｑ２０の体積が大きく、閉弁直後における噴孔１１ａからの燃料漏出量が多い。そこで、図１４に示す第２比較例では、第１比較例と比較して流入口隙間距離Ｈを小さくしている。これにより、シート下流通路Ｑ２０の体積が小さくなり、閉弁直後における燃料漏出量を第１比較例より少なくできる。

図中の右欄に示すベクトルは、横流入燃料Ｙ３ｂの流速をベクトルで表現したものであり、横流入燃料Ｙ３ｂの流速ベクトルは、軸線Ｃ１に対して垂直な成分である横成分Ｙ３ｂｘと、軸線Ｃ１に対して平行な成分である縦成分Ｙ３ｂｙとに分解できる。また、軸線Ｃ１に対する横流入燃料Ｙ３ｂの流速ベクトルの角度を流入角度θ２とし、横成分Ｙ３ｂｘに対する縦成分Ｙ３ｂｙの比率が大きいほど、流入角度θ２は小さくなる。図１４の右欄に示すように、流入口隙間距離Ｈを小さくしただけでは、燃料漏出量を少なくできるものの、流入角度θ２が大きくなるので圧力損失が大きい。

以上の点に着目した本実施形態では、図１５に示すように、第１比較例と比較して流入口隙間距離Ｈを小さくし、かつ、噴孔間距離Ｌを流入口隙間距離Ｈより小さくしている。なお、第１比較例に係る流入口隙間距離Ｈは噴孔間距離Ｌと同一であり、第２比較例に係る流入口隙間距離Ｈは噴孔間距離Ｌより小さい。

このように、本実施形態によれば、噴孔間距離Ｌが流入口隙間距離Ｈより小さいので、噴孔間距離Ｌが流入口隙間距離Ｈより大きい場合に比べて、横流入燃料Ｙ３ｂの圧力損失を緩和できる。よって、流入口隙間距離Ｈを小さくしてシート下流通路Ｑ２０の体積を小さくしつつも、流入口隙間距離Ｈを小さくすることに起因した圧力損失の増大を緩和できる。つまり、本実施形態によれば、シート下流通路Ｑ２０の体積を小さくすることによる燃料漏出量低減と、噴孔間距離Ｌを小さくすることによる圧力損失低減との両立を図ることができる。

しかも、上述の如く圧力損失が低減されることに伴い、サック室Ｑ２２から噴孔１１ａへ流入する燃料の流速が速くなる。そのため、燃料に混入している異物がサック室Ｑ２２に滞留することを抑制でき、噴孔１１ａからの異物排出性を向上できる。また、シート下流通路Ｑ２０の体積を小さくすることにより残留燃料の低減も図ることができ、また、噴孔間距離Ｌを小さくすることによる圧力損失低減により、残留燃料の排出性向上も図ることができる。

さらに本実施形態では、噴孔間距離Ｌは、ニードル２０が着座面１１ｓに着座した状態における流入口隙間距離Ｈよりも小さい。そのため、着座状態では噴孔間距離Ｌが流入口隙間距離Ｈより大きい場合に比べて、横流入燃料Ｙ３ｂの流入角度θ２が小さくなるので、横流入燃料Ｙ３ｂの圧力損失増大緩和の効果を促進できる。

さらに本実施形態では、複数の流入口１１ｉｎそれぞれの周縁のうち軸線Ｃ１に最も近い部分に接する仮想円であって軸線Ｃ１を中心とする仮想円を、軸線Ｃ１方向に沿って流入口１１ｉｎからニードル２０まで真っ直ぐ延ばした円筒を仮想円筒とする。燃料通路１１ｂのうち仮想円筒で囲まれる空間の体積を中心体積Ｖ１とする。複数の噴孔１１ａの体積の合計を総噴孔体積Ｖ２とする。そして、総噴孔体積Ｖ２を中心体積Ｖ１より大きくしている。

そのため、総噴孔体積Ｖ２を中心体積Ｖ１より小さくする場合に比べて上記主流の流量を増大でき、かつ、総噴孔体積Ｖ２を中心体積Ｖ１より小さくする場合に比べて上記主流に引き寄せられにくい燃料を少なくできる。よって、主流とともに速い流速で噴孔１１ａから勢い良く噴出できずに残留する燃料を低減できるので、ボデー外面１１４や噴孔１１ａ内面に付着する燃料を低減でき、ボデー外面１１４にデポジットが堆積することの抑制を図ることができる。

さらに本実施形態では、ニードル２０が着座面１１ｓからニードル２０の可動範囲のうち最も離れた位置、つまりフルリフト位置まで離座した状態における中心体積Ｖ１よりも、総噴孔体積Ｖ２を大きくしている。そのため、フルリフト状態での中心体積Ｖ１より総噴孔体積Ｖ２を小さくした場合に比べて、上記主流の流量をより一層増大でき、かつ、主流に引き寄せられにくい燃料をより一層少なくでき、残留燃料の排出性向上を促進できる。

さらに本実施形態では、閉弁状態におけるシート下流体積Ｖ３よりも総噴孔体積Ｖ２を大きくしている。そのため、総噴孔体積Ｖ２をシート下流体積Ｖ３より小さくする場合に比べて、上記主流の流量をより一層増大でき、かつ、主流に引き寄せられにくい燃料をより一層少なくできるので、残留燃料の排出性向上を促進できる。

さらに本実施形態では、ニードル２０が着座面１１ｓからニードル２０の可動範囲のうち最も離れた位置、つまりフルリフト位置まで離座した状態におけるシート下流体積Ｖ３よりも、総噴孔体積Ｖ２を大きくしている。そのため、フルリフト状態でのシート下流体積Ｖ３より総噴孔体積Ｖ２を小さくする場合に比べて、上記主流の流量をより一層増大でき、かつ、主流に引き寄せられにくい燃料をより一層少なくできるので、残留燃料の排出性向上を促進できる。

さらに本実施形態では、噴孔直上体積Ｖ４ａの総体積である噴孔直上総体積Ｖ４を、ニードル２０が着座面１１ｓに着座した状態つまり閉弁状態における中心体積Ｖ１よりも大きくしている。そのため、閉弁状態における中心体積Ｖ１より噴孔直上総体積Ｖ４を小さくする場合に比べて、上記主流の流量をより一層増大でき、かつ、主流に引き寄せられにくい燃料をより一層少なくできるので、残留燃料の排出性向上を促進できる。

さらに本実施形態では、複数の流入口１１ｉｎの周縁長Ｌ５ａの合計を総周縁長Ｌ５とし、複数の流入口１１ｉｎそれぞれの周縁のうち軸線Ｃ１に最も近い部分に接する仮想円であって軸線Ｃ１を中心とする仮想円の周長を仮想周長Ｌ６とする。そして、総周縁長Ｌ５を仮想周長Ｌ６よりも長くしている。そのため、総周縁長Ｌ５を仮想周長Ｌ６より短くする場合に比べて、上記主流の流量をより一層増大でき、かつ、主流に引き寄せられにくい燃料をより一層少なくできるので、残留燃料の排出性向上を促進できる。

さらに本実施形態では、軸線Ｃ１方向から見て、複数の噴孔１１ａが軸線Ｃ１の周りに同心円上に等間隔で配置されている。つまり、全ての噴孔１１ａについて噴孔間距離Ｌが等しい。そのため、全ての噴孔１１ａに燃料が均等に流入することが促進されるので、サック室Ｑ２２から流入口１１ｉｎへ燃料が流入する際の圧力損失を低減できる。

さらに本実施形態では、噴孔間距離Ｌは、流入口１１ｉｎの直径（短辺長さ）よりも小さい。そのため、噴孔間距離Ｌが流入口１１ｉｎの直径より大きい場合に比べて、横流入燃料Ｙ３ｂの流入角度θ２が小さくなるので、横流入燃料Ｙ３ｂの圧力損失増大緩和の効果を促進できる。

さらに本実施形態では、噴孔ボデー１１のうち燃料通路１１ｂを形成する部分の表面粗さは、噴孔１１ａの内壁面を形成する部分の表面粗さよりも粗い。そのため、両者を同じ表面粗さにした場合に比べて、噴孔１１ａ内を流通する燃料の圧力損失を低減して流速を速くできる。その結果、噴孔直上体積Ｖ４ａの部分に存在する燃料は流れ、つまりサック室Ｑ２２での主流を速くでき、主流周囲の燃料を主流へ引き寄せる作用を促進できる。よって、閉弁直後にサック室Ｑ２２の燃料を勢い良く排出するといった残留燃料の排出性向上、および、サック室Ｑ２２に滞留する異物の排出性向上を促進できる。

さらに、本実施形態に係る燃料噴射システムは、ニードル２０の着座面１１ｓへの離着座状態を制御することで噴孔１１ａからの燃料噴射状態を制御する制御装置９０と、燃料噴射弁１と、を備える。その制御装置９０は、内燃機関の１燃焼サイクル中に噴孔１１ａから燃料を複数回噴射させるように燃料噴射弁１を制御する多段噴射制御部９１を有する。このような多段噴射の場合、１燃焼サイクル中に生じる燃料漏出の回数が多くなり、しかも、噴射毎に噴射圧力が低下していくので、ボデー外面１１４に漏出燃料が付着しやすくなり、デポジットが堆積しやすくなる。よって、多段噴射を行う燃料噴射システムに、噴孔間距離Ｌを流入口隙間距離Ｈより小さくするといった構成を適用させる本実施形態によれば、先述した燃料漏出量低減の効果が好適に発揮される。

さらに本実施形態では、制御装置９０は、ニードル２０が着座面１１ｓから離座した後、最大開弁位置（フルリフト位置）に達する前に閉弁作動を開始するように燃料噴射弁１を制御するＰＬ噴射制御部９２を有する。このようなＰＬ噴射の場合、低圧力での噴射になりやすいので、ボデー外面１１４に漏出燃料が付着しやすくなり、デポジットが堆積しやすくなる。よって、ＰＬ噴射を行う燃料噴射システムに、噴孔間距離Ｌを流入口隙間距離Ｈより小さくするといった構成を適用させる本実施形態によれば、先述した燃料漏出量低減の効果が好適に発揮される。

さらに本実施形態では、制御装置９０は、内燃機関の圧縮行程期間の一部を含む期間に噴孔１１ａから燃料を噴射させるように燃料噴射弁１を制御する圧縮行程噴射制御部９３を有する。このような圧縮行程噴射の場合、閉弁直後も噴孔１１ａ外部の圧力、つまり燃焼室２の圧力が上昇し続けるので、残留燃料が排出されにくくなる。よって、圧縮行程噴射を行う燃料噴射システムに、噴孔間距離Ｌを流入口隙間距離Ｈより小さくするといった構成を適用させる本実施形態によれば、先述した残留燃料排出性向上の効果が好適に発揮される。

（第２実施形態）
上記第１実施形態では、ボデー底面１１２の全体が湾曲した形状である。これに対し本実施形態では、図１６に示すように、ボデー底面１１２の少なくとも一部は、軸線Ｃ１に対して垂直に拡がる平坦な形状である。厳密には、ボデー底面１１２のうち仮想内接円Ｒ４より内周側の領域が少なくとも平坦形状である。さらに本実施形態では、ボデー底面１１２のうち流入中心仮想円Ｒ２より内周側の領域についても平坦形状である。

（第３実施形態）
上記第１実施形態では、複数の噴孔１１ａの全てが同一の形状である。これに対し本実施形態では、図１７に示すように、大きさの異なる複数種類の噴孔１１ａを備えている。具体的には、噴孔１１ａには、流入口１１ｉｎの面積が小さい複数の小噴孔１１ａ３、および流入口１１ｉｎの面積が小噴孔１１ａ３の流入口１１ｉｎの面積より大きい複数の大噴孔１１ａ４が含まれている。複数の小噴孔１１ａ３および複数の大噴孔１１ａ４は噴孔ボデー１１の軸線Ｃ１周りに環状に並べられ、かつ、複数の大噴孔１１ａ４は隣同士に並べられている。

このような配置による作用効果について、以下、図１７〜図１９を用いて説明する。図１７では、噴孔間部分１１２ａのうち、隣り合う小噴孔１１ａ３と大噴孔１１ａ４との間の噴孔間部分を第１噴孔間部分１１２ａ１とし、隣り合う大噴孔１１ａ４の間の噴孔間部分を第２噴孔間部分１１２ａ２とする。また、隣り合う小噴孔１１ａ３の間の噴孔間部分を第３噴孔間部分１１２ａ３とする。

シート上流通路Ｑ１０から第１噴孔間部分１１２ａ１へ流入した燃料は、小噴孔１１ａ３および大噴孔１１ａ４に分岐するにあたり、小噴孔１１ａ３よりも大噴孔１１ａ４へ多く流れるように分岐する。そのため、図１８に示すように、第１噴孔間部分１１２ａ１から分岐して大噴孔１１ａ４へ流入する横流入燃料Ｙ３ｂについては、流入角度θ２が大きくなる。

一方、シート上流通路Ｑ１０から第２噴孔間部分１１２ａ２へ流入した燃料は、２つの大噴孔１１ａ４の各々へ分岐するにあたり、均等な流量で流れるように分岐する。そのため、図１９に示すように、第２噴孔間部分１１２ａ２から分岐して大噴孔１１ａ４へ流入する横流入燃料Ｙ３ｂについては、第１噴孔間部分１１２ａ１から分岐して大噴孔１１ａ４へ流入する横流入燃料Ｙ３ｂに比べて、流入角度θ２が大きい。

したがって、本実施形態に反して大噴孔１１ａ４および小噴孔１１ａ３を交互に配置した場合には、図１９の如く流入角度θ２を大きくできる第２噴孔間部分１１２ａ２が存在しなくなる。これに対し本実施形態では、複数の大噴孔１１ａ４は隣同士に並べられているので、流入角度θ２を大きくできる第２噴孔間部分１１２ａ２が存在するようになる。よって、サック室Ｑ２２から噴孔１１ａへ流入する燃料の圧力損失を低減できる。

なお、上記第１実施形態では、図７に示すように、全ての噴孔１１ａについて噴孔間距離Ｌが同一である。これに対し本実施形態では、図１７に示すように、第１噴孔間部分１１２ａ１、第２噴孔間部分１１２ａ２および第３噴孔間部分１１２ａ３の各々で噴孔間距離Ｌが異なる。このように異なる噴孔間距離Ｌが存在する場合、最も小さい噴孔間距離Ｌが、フルリフト時の流入口隙間距離Ｈより小さくなるように設定される。また、本実施形態では、最も大きい噴孔間距離Ｌについても、フルリフト時の流入口隙間距離Ｈより小さくなるように設定される。

また、例えば図１７に示す場合には、第１噴孔間部分１１２ａ１の両隣における噴孔間距離Ｌは異なる。具体的には、両隣の一方である大噴孔１１ａ４での噴孔間距離Ｌは、両隣の他方である小噴孔１１ａ３での噴孔間距離Ｌより大きい。このように、両隣における噴孔間距離Ｌが異なる場合、大きい方の噴孔間距離Ｌが流入口隙間距離Ｈより小さくなるように設定される。さらに本実施形態では、小さい方の噴孔間距離Ｌについても流入口隙間距離Ｈより小さくなるように設定される。

（第４実施形態）
上記第１実施形態では、複数の噴孔１１ａの全てが、同一の流入中心仮想円Ｒ２上に配置されている。これに対し本実施形態では、図２０に示すように、大きさの異なる仮想円上に各々の噴孔１１ａが配置されている。具体的には、第１流入中心仮想円Ｒ２ａ上に８個の噴孔１１ａが配置され、第２流入中心仮想円Ｒ２ｃ上に２個の噴孔１１ａが配置されている。そして、第１流入中心仮想円Ｒ２ａは、第２流入中心仮想円Ｒ２ｃより小さい。換言すると、噴孔１１ａには、軸線Ｃ１を中心とした仮想円のうち直径が所定未満である第１流入中心仮想円Ｒ２ａ上に配置された内側噴孔１１ａ５、および直径が所定以上である第２流入中心仮想円Ｒ２ｃ上に配置された外側噴孔１１ａ６が含まれている。複数の内側噴孔１１ａ５および複数の外側噴孔１１ａ６は噴孔ボデー１１の軸線Ｃ１周りに環状に並べられ、かつ、複数の外側噴孔１１ａ６は隣同士に並べられている。

このような配置による作用効果は、上記第３実施形態と同様であり、流入角度θ２を大きくして圧力損失の低減を図ることにある。つまり、本実施形態に反して内側噴孔１１ａ５および外側噴孔１１ａ６を交互に配置した場合には、流入角度θ２を大きくできる噴孔間部分１１２ａが存在しなくなる。これに対し本実施形態では、複数の外側噴孔１１ａ６は隣同士に並べられているので、流入角度θ２を大きくできる噴孔間部分１１２ａが存在するようになる。よって、サック室Ｑ２２から噴孔１１ａへ流入する燃料の圧力損失を低減できる。

なお、上記第３実施形態と同様にして本実施形態においても、異なる噴孔間距離Ｌが存在する場合、最も小さい噴孔間距離Ｌが、フルリフト時の流入口隙間距離Ｈより小さくなるように設定される。さらに本実施形態では、最も大きい噴孔間距離Ｌについても、フルリフト時の流入口隙間距離Ｈより小さくなるように設定される。また、噴孔１１ａの両隣における流入口隙間距離Ｈが異なる場合、大きい方の流入口隙間距離Ｈが噴孔間距離Ｌより大きくなるように設定される。さらに本実施形態では、小さい方の流入口隙間距離Ｈについても噴孔間距離Ｌより大きくなるように設定される。

（第５実施形態）
上記第１実施形態に係る噴孔１１ａは、通路断面積が流入口１１ｉｎから流出口１１ｏｕｔにかけて均一であるストレート形状である。通路断面積とは、噴孔１１ａの軸線Ｃ２に対して垂直な方向の面積のことである。軸線Ｃ２は、流入口１１ｉｎの中心と流出口１１ｏｕｔの中心とを結ぶ線である。これに対し本実施形態では、図２１に示すように、軸線Ｃ２を含む断面において噴孔１１ａの形状は、流入口１１ｉｎから流出口１１ｏｕｔにかけて徐々に直径が小さくなるテーパ形状であり、流入口１１ｉｎの開口面積は流出口１１ｏｕｔの開口面積より大きい。

このように、本実施形態では、流入口１１ｉｎの開口面積は流出口１１ｏｕｔの開口面積より大きいので、閉弁直後においてサック室Ｑ２２の燃料が流入口１１ｉｎへ流入することが、ストレート形状の場合に比べて促進される。よって、先述した残留燃料の排出性を向上できる。また、流入口１１ｉｎの開口面積が流出口１１ｏｕｔの開口面積より大きいことに起因して、先述した貫徹力を増大できる。

（第６実施形態）
本実施形態では、図２２に示すように、軸線Ｃ２を含む断面において噴孔１１ａの形状は、通路断面積の大きい部分である噴孔上流部１１ａ１と、通路断面積の小さい部分である噴孔下流部１１ａ２とを有する段付形状である。通路断面積とは、噴孔１１ａの軸線Ｃ２に対して垂直な方向の面積のことであり、軸線Ｃ２とは、流入口１１ｉｎの中心と流出口１１ｏｕｔの中心とを結ぶ線のことである。噴孔上流部１１ａ１および噴孔下流部１１ａ２は、軸線Ｃ２方向に一定の直径で延びるストレート形状であり、噴孔上流部１１ａ１の直径は噴孔下流部１１ａ２の直径より大きい。よって、流入口１１ｉｎの開口面積は流出口１１ｏｕｔの開口面積より大きい。

このように、本実施形態によっても上記第５実施形態と同様にして、流入口１１ｉｎの開口面積は流出口１１ｏｕｔの開口面積より大きいので、残留燃料の排出性向上および貫徹力の増大を図ることができる。

（第７実施形態）
上記第１実施形態に係る燃料噴射弁１は、１つのコア対向面３１ｃを有する可動コア３０を備える（図３参照）。この構成に起因して、可動コア３０に入る磁束（入磁束）と、可動コア３０から出る磁束（出磁束）とは異なる向きになる（図３中の点線矢印参照）。すなわち、入磁束および出磁束の一方は、軸線Ｃ１方向に出入りして可動コア３０に開弁力を作用させる磁束であるのに対し、入磁束および出磁束の他方は、可動コア３０の径方向に出入りして開弁力として寄与しない磁束となる。

これに対し、図２３に示す本実施形態の燃料噴射弁１Ａは、２つのコア対向面、つまり第１コア対向面３１ｃ１（第１吸引面）および第２コア対向面３１ｃ２（第２吸引面）を有する可動コア３０Ａを備える。さらに燃料噴射弁１Ａは、第１コア対向面３１ｃ１に対向する吸引面を有する第１固定コア１３１、および第２コア対向面３１ｃ２に対向する吸引面を有する第２固定コア１３２を備える。非磁性部材１４は、第１固定コア１３１と第２固定コア１３２の間に配置されている。この構成により、入磁束および出磁束のいずれもが、軸線Ｃ１方向に出入りして可動コア３０Ａに開弁力を作用させる磁束となる（図２３中の点線矢印参照）。なお、可動コア３０Ａとニードル２０とは連結部材７０により連結され、連結部材７０にはオリフィス部材７１が取り付けられている。

ニードル２０を開弁作動させるべくコイル１７へ通電すると、第１コア対向面３１ｃ１および第２コア対向面３１ｃ２の両方により、可動コア３０Ａは固定コア１３１、１３２に吸引される。これにより、ニードル２０は、可動コア３０Ａ、連結部材７０およびオリフィス部材７１とともに開弁作動する。ニードル２０のフルリフト位置では、第１固定コア１３１に固定されたストッパ１３１ａに連結部材７０が当接し、第１コア対向面３１ｃ１および第２コア対向面３１ｃ２は固定コア１３１、１３２に当接しない。

ニードル２０を閉弁作動させるべくコイル１７への通電を停止させると、可動コア３０に付与されている第２バネ部材ＳＰ２の弾性力がオリフィス部材７１に付与される。これにより、ニードル２０は、可動コア３０Ａ、連結部材７０およびオリフィス部材７１とともに閉弁作動する。

摺動部材７２は、可動コア３０Ａに取り付けられて可動コア３０Ａとともに開閉作動する。摺動部材７２は、第２固定コア１３２に固定されたカバー１３２ａに対して、軸線Ｃ１方向に摺動する。要するに、可動コア３０Ａ、摺動部材７２、連結部材７０およびオリフィス部材７１とともに開閉作動するニードル２０は、摺動部材７２により径方向に支持されていると言える。

固定コア１３の内部に形成されている流路１３ａへ流入した燃料は、オリフィス部材７１の内部通路７１ａ、オリフィス部材７１に形成されたオリフィス７１ｂ、および移動部材７３に形成されたオリフィス７３ａを順に流れ、流路１２ｂへ流入する。移動部材７３はオリフィス７１ｂを開閉するように軸線Ｃ１方向に移動する部材であり、移動部材７３がオリフィス７１ｂを開閉することで、流路１３ａと流路１２ｂとの間の流路の絞り度合が変更される。

そして、本実施形態に係る燃料噴射弁１Ａにおいても、ニードル２０の外周面と噴孔ボデー１１の内周面との間で形成される燃料通路１１ｂの形状は、上記第１実施形態に係る燃料噴射弁１と同様であり、噴孔間距離Ｌが流入口隙間距離Ｈより小さい。したがって、２つの吸引面を有する可動コア３０Ａを備える燃料噴射弁１Ａにおいても、シート下流通路Ｑ２０の体積を小さくすることによる燃料漏出量低減と、噴孔間距離Ｌを小さくすることによる圧力損失低減との両立を図ることができる。

（第８実施形態）
上記第１実施形態に係る燃料噴射弁１は、コイル１７、固定コア１３および可動コア３０を有するアクチュエータを１つ備え、そのアクチュエータがニードル２０に閉弁力を作用させている。これに対し、図２４に示す本実施形態の燃料噴射弁１Ｂは、ニードル２０に閉弁力を作用させるアクチュエータを２つ備えている。すなわち、第１実施形態と同様のコイル１７、固定コア１３および可動コア３０を備えることに加え、第２のコイル１７０、固定コア１３０および可動コア３０Ｂを備える。

具体的には、本体ボデー１２のうち軸線Ｃ１方向に異なる位置に、各々の固定コア１３、１３０およびコイル１７、１７０が固定されている。また、２つの可動コア３０、３０Ｂは、各々の固定コア１３、１３０の吸引面に対向する位置に、軸線Ｃ１方向に並べて配置されている。可動コア３０、３０Ｂは、ニードル２０に固定され、かつ、本体ボデー１２の内部にて軸線Ｃ１方向に摺動可能に配置されている。

ニードル２０を開弁作動させる場合には、２つのコイル１７、１７０へ通電し、２つの可動コア３０、３０Ｂを固定コア１３、１３０へ吸引させる。これにより、可動コア３０、３０Ｂに固定されたニードル２０は、第１バネ部材ＳＰ１の弾性力に抗して開弁作動する。ニードル２０を閉弁作動させる場合には、２つのコイル１７、１７０への通電を停止させ、可動コア３０に付与されている第１バネ部材ＳＰ１の弾性力により、ニードル２０は閉弁作動する。

そして、本実施形態に係る燃料噴射弁１Ｂにおいても、ニードル２０の外周面と噴孔ボデー１１の内周面との間で形成される燃料通路１１ｂの形状は、上記第１実施形態に係る燃料噴射弁１と同様であり、噴孔間距離Ｌが流入口隙間距離Ｈより小さい。したがって、２つのアクチュエータを備える燃料噴射弁１Ｂにおいても、シート下流通路Ｑ２０の体積を小さくすることによる燃料漏出量低減と、噴孔間距離Ｌを小さくすることによる圧力損失低減との両立を図ることができる。

（他の実施形態）
以上、本開示の複数の実施形態について説明したが、各実施形態の説明において明示している構成の組み合わせばかりではなく、特に組み合わせに支障が生じなければ、明示していなくても複数の実施形態の構成同士を部分的に組み合わせることができる。そして、複数の実施形態及び変形例に記述された構成同士の明示されていない組み合わせも、以下の説明によって開示されているものとする。

上記第１実施形態では、シート角度θは９０度より小さい角度に設定されているが、９０度に設定されていてもよい。この場合、加工精度や組付け精度の許容範囲内であれば、シート角度θは９０度から大きい側または小さい側にずれた角度になっていてもよい。

図７および図８に示す例では、全ての噴孔１１ａが、共通する流入中心仮想円Ｒ２を有している。これに対し、図１７に示すように、異なる流入中心仮想円Ｒ２ａ、Ｒ２ｂが混在する場合においては、噴孔間距離Ｌは次のように定義される。例えば、２つの大噴孔１１ａ４の間の噴孔間距離Ｌや、２つの小噴孔１１ａ３の間の噴孔間距離Ｌの場合には、共通する流入中心仮想円Ｒ２ａ、Ｒ２ｂを有するので、それらの仮想円に沿う最短円弧距離が、噴孔間距離Ｌとして定義される。一方、大噴孔１１ａ４と小噴孔１１ａ３との間の噴孔間距離Ｌは、共通する仮想円が無いので、大噴孔１１ａ４と小噴孔１１ａ３との最短直線距離が、噴孔間距離Ｌとして定義される。流入中心仮想円Ｒ２、Ｒ２ａ、Ｒ２ｂは、シート位置Ｒ１に係る円と同心であるため、最短円弧距離は、シート面２０ｓに沿って平行に延びる円弧の距離であるとも言える。

上記第１実施形態では、流入口隙間距離Ｈは、流入口中心点Ａでの隙間距離として定義されている。これに対し、流入口１１ｉｎの周縁のうち軸線Ｃ１から最も離れた位置での隙間距離として定義されていてもよいし、流入口１１ｉｎの周縁のうち軸線Ｃ１に最も近い位置での隙間距離として定義されていてもよい。また、流入口１１ｉｎの周縁のうち流入中心仮想円Ｒ２と交差する位置での隙間距離として定義されていてもよい。

上記第１実施形態では、複数の噴孔１１ａの各々の噴孔間距離Ｌおよび流入口隙間距離Ｈが同一である場合において、噴孔間距離Ｌが流入口隙間距離Ｈより小さく設定されている。これに対し、異なる噴孔間距離および流入口隙間距離が存在する場合において、少なくとも１つの噴孔間距離が少なくとも１つの流入口隙間距離より小さく設定されていればよい。或いは、隣同士の２つの噴孔１１ａの噴孔間距離が、それら２つの噴孔１１ａのいずれか一方の流入口隙間距離より小さく設定されていればよい。

上記第１実施形態では、ニードル２０外面と流入口１１ｉｎとの隙間の大きさである流入口隙間距離Ｈは、流入口１１ｉｎの中心点Ａでのニードル２０との離間距離である。これに対し、噴孔１１ａのうち中心点Ａ以外の部分におけるニードル２０との離間距離であってもよい。例えば、流入口隙間距離Ｈは、噴孔１１ａのうちニードル２０に最も遠い位置での軸線Ｃ１方向における離間距離であってもよいし、最も近い位置での軸線Ｃ１方向における離間距離であってもよい。

上記各実施形態では、ガソリン燃料を噴孔１１ａから噴射させる燃料噴射弁１、１Ａ、１Ｂとしているが、エタノール燃料またはメタノール燃料を噴孔１１ａから噴射させる燃料噴射弁であってもよい。エタノール燃料やメタノール燃料はガソリン燃料に比べて粘性が高いので、燃料通路１１ｂおよび噴孔１１ａを流れる燃料の圧力損失が大きい。特に、サック室Ｑ２２から流入口１１ｉｎへ燃料が折れ曲がって流入する際の圧力損失が大きい。そのため、流入口隙間距離Ｈを小さくしてシート下流通路Ｑ２０の体積を小さくすると、流入口１１ｉｎから流入した直後の流速変化が大きくなり、噴孔１１ａ内でのキャビテーション発生が懸念される。この懸念に対し本実施形態では、噴孔間距離Ｌを流入口隙間距離Ｈより小さくしているので、先述した通り、噴孔間距離Ｌを小さくすることで圧力損失増大を緩和できる。よって、噴孔間距離Ｌを流入口隙間距離Ｈより大きくした場合に比べて、上記キャビテーション発生の懸念を低減できる。

上記第１実施形態では、燃料噴射弁１は、シリンダヘッドのうち燃焼室２の中心に位置する部分に取り付けられて、燃焼室２の上方からピストンの中心線方向に燃料を噴射するセンター配置式である。これに対し、シリンダブロックのうち燃焼室２の側方に位置する部分に取り付けられて、燃焼室２の側方から燃料を噴射するサイド配置式の燃料噴射弁であってもいい。

上記第１実施形態では、噴孔１１ａが１０個形成されているが、２個以上であれば１０個に限定されるものではなく、例えば８個であってもよい。

上記第１実施形態では、ニードル２０のうち噴孔ボデー１１の内壁面１１ｃに対向する部分（ニードル先端部）と、カップ５０の外周面５１ｄとの２箇所で、可動部Ｍは径方向に支持されている。また、上記第７実施形態では、ニードル先端部と摺動部材７２との２箇所で、可動部は径方向に支持されている。これに対し、可動コア３０の外周面とニードル先端部との２箇所で、可動部Ｍは径方向から支持されていてもよい。

上記第１実施形態では、インナコア３２が非磁性材で形成されているが、磁性材で形成されていてもよい。また、インナコア３２が磁性材で形成される場合、アウタコア３１に比べて磁性の弱い弱磁性材で形成されてもよい。同様にして、ニードル２０およびガイド部材６０が、アウタコア３１に比べて磁性の弱い弱磁性材で形成されてもよい。

上記第１実施形態では、可動コア３０が所定量移動した時点で、可動コア３０をニードル２０に当接させて開弁作動を開始させるコアブースト構造を実現するにあたり、第１バネ部材ＳＰ１と可動コア３０との間にカップ５０を介在させている。これに対し、カップ５０を廃止して、第１バネ部材ＳＰ１とは別の第３バネ部材を設け、第３バネ部材により可動コア３０を噴孔側へ付勢させるコアブースト構造であってもよい。

図２５に示すように、ボデー外面１１４に凹部１１ｄが形成されていてもよい。凹部１１ｄは軸線Ｃ２方向から見て円形であり、流出口１１ｏｕｔを内部に含むよう、凹部１１ｄの直径は流出口１１ｏｕｔの直径より大きい。凹部１１ｄの円形中心は噴孔１１ａの軸線Ｃ２と一致する。このように凹部１１ｄを形成することで、噴孔１１ａの長さを短くし、流出口１１ｏｕｔから噴射される燃料の貫徹力を低減させている。それでいて、噴孔ボデー１１のうち噴孔１１ａ以外の部分で厚さ寸法が短くなることを回避できるので、噴孔ボデー１１の著しい強度低下を回避できる。

図２５に示す構造の場合においても上記各実施形態と同様にして、噴孔１１ａの体積Ｖ２ａは、流入口１１ｉｎから流出口１１ｏｕｔまでの体積のことであり、凹部１１ｄの体積は噴孔１１ａの体積Ｖ２ａには含まれない。凹部１１ｄに存在する燃料は圧力開放された状態であり、圧力開放された状態の燃料が存在する部分は、噴孔１１ａの一部とはみなされない。そして、総噴孔体積Ｖ２は、着座状態における中心体積Ｖ１よりも大きい。

また、図２５に示す凹部ｄを備える構造において、噴孔１１ａの形状は、図２５および図８に示すストレート形状であってもよいし、図２１に示すテーパ形状であってもよいし、図２１とはテーパの向きを逆にした逆テーパ形状であってもよい。

図２６に示すように、ボデー底面１１２に凹部１１２ｂが形成されていてもよい。凹部１１２ｂは、軸線Ｃ１と同心となる位置に形成されている。凹部１１２ｂ内の領域はサック室Ｑ２２の一部を形成する。換言すると、凹部１１２ｂ内の領域は、サック室Ｑ２２に含まれ、かつ、シート下流通路Ｑ２０に含まれ、かつ、燃料通路１１ｂに含まれる。そして、総噴孔体積Ｖ２との大小比較対象である中心体積Ｖ１には、凹部１１２ｂ内の体積も含まれ、総噴孔体積Ｖ２は、着座状態における中心体積Ｖ１よりも大きい。

図２７に示すように、テーパ面１１１の上流側に拡径テーパ面１１１ａが形成されていてもよい。拡径テーパ面１１１ａは、縦断面視において軸線Ｃ１と非平行であり、軸線Ｃ１に対して傾斜するテーパ形状であり、かつ、テーパ面１１１の直径を拡大させた形状である。図２７に示す例では、拡径テーパ面１１１ａはテーパ面１１１と平行な面であるが、テーパ面１１１と非平行でもよい。いすれの場合でも、シート角度θは、拡径テーパ面１１１ａの頂角ではなく、テーパ面１１１の頂角として定義される。

流入口１１ｉｎそれぞれの周縁のうち軸線Ｃ１に最も近い部分を結んだ直線Ｌ１０で囲まれる領域を仮想領域と呼ぶことは先述した通りである。この仮想領域は、図７に示すように、軸線Ｃ１を対称中心とした点対称かつ正多角形であってもよいし、図１７および図２５に示すように、非点対称の形状であってもよい。

上記各実施形態では、燃料通路１１ｂを形成するテーパ面１１１、ボデー底面１１２および連結面１１３のうち、ボデー底面１１２に噴孔１１ａが形成されている。これに対し、テーパ面１１１のうち着座面１１ｓの下流側部分、または連結面１１３に噴孔１１ａが形成されていてもよい。

上記各実施形態では、ニードル２０が可動コア３０に対して相対移動可能に構成されているが、相対移動できないように可動コア３０とニードル２０が一体に構成されていてもよい。分割噴射に係る２回目以降の噴射を行う際には、可動コア３０が初期位置に戻ってくる必要がある。しかしながら、上述の如く可動コア３０とニードル２０とが一体に構成されている場合、ニードル２０が重くなり、閉弁バウンスしやすくなる。そのため、シート角度θを９０度以下とすることによるバウンス抑制の効果は、上記一体構成の場合に好適に発揮される。

θ シート角度、 １ 燃料噴射弁、 １１ 噴孔ボデー、 １１ａ、１１ａ３、１１ａ４ 噴孔、 １１ｂ 燃料通路、 １１ｉｎ 流入口、 １１ｓ 着座面、 １７、１７０ コイル、 １９ フィルタ、 １Ａ、１Ｂ 燃料噴射弁、 ２０ 弁体、 ２０ｓ シート面、 ３０、３０Ａ、３０Ｂ 可動コア、 ３１ｃ１ 第１吸引面、 ３１ｃ２ 第２吸引面、 ９０ 制御装置、 ９４ 圧力制御部、 Ｌｍ メッシュ間隔、 ＳＰ１ 弾性部材。

Claims (13)

1. 内燃機関における燃焼に用いる燃料が噴射される噴孔（１１ａ、１１ａ３、１１ａ４）が形成された噴孔ボデー（１１）と、
   前記噴孔ボデーの着座面（１１ｓ）に離着座する弁体（２０）と、
   前記噴孔ボデーと前記弁体との間に形成され、前記噴孔の流入口（１１ｉｎ）に連通しており、前記弁体の離着座により開閉される燃料通路（１１ｂ）と、
   前記弁体を前記着座面に押し付ける弾性力を発揮する弾性部材（ＳＰ１）と、
   を備え、
   前記着座面のうち前記弁体の中心軸線を含む断面に現れる２本の直線がなす角度であるシート角度（θ）は、９０度以下である燃料噴射弁。
2. 前記弁体の外面は、前記着座面に離着座する部分であるシート面（２０ｓ）を有し、
   前記シート面は、前記着座面の側に膨らむ向きに湾曲する形状である請求項１に記載の燃料噴射弁。
3. 前記燃料通路へ流入する燃料に含まれている異物を捕捉するフィルタ（１９）を備え、
   前記弁体が可動範囲のうち前記着座面から最も離れた位置にある状態で、前記着座面と前記弁体の外面との最短距離は、前記フィルタのメッシュ間隔（Ｌｍ）より大きい請求項１または２に記載の燃料噴射弁。
4. 前記噴孔は複数形成されており、
   複数の前記噴孔の各々の最小の通路断面積の合計を総噴孔面積とし、前記弁体が可動範囲のうち前記着座面から最も離れた位置にある状態で、前記燃料通路のうち前記着座面に位置する環状の通路の断面積をシート部環状面積とし、
   前記シート角度は、前記シート部環状面積が前記総噴孔面積より大きくなるように設定されている請求項１〜３のいずれか１つに記載の燃料噴射弁。
5. 磁気力により吸引されて移動する可動コア（３０、３０Ａ、３０Ｂ）を備え、
   前記弁体は、前記可動コアとともに移動することで前記着座面から離座する請求項１〜４のいずれか１つに記載の燃料噴射弁。
6. 前記磁気力により移動する可動コアは、前記弁体が前記着座面に着座した状態のまま所定量移動し、その後、前記弁体とともに移動して前記弁体を前記着座面から離座する請求項５に記載の燃料噴射弁。
7. 前記可動コアは、前記中心軸線の方向に異なる位置に設けられた、前記磁気力により吸引される第１吸引面（３１ｃ１）および第２吸引面（３１ｃ２）を有する請求項５または６に記載の燃料噴射弁。
8. 前記磁気力を生じさせるコイル（１７、１７０）を備え、
   前記可動コアおよび前記コイルを複数備える請求項５〜７のいずれか１つに記載の燃料噴射弁。
9. 請求項１〜８のいずれか１つに記載の燃料噴射弁（１、１Ａ、１Ｂ）と、
   前記弁体の前記着座面への離着座状態を制御することで前記噴孔からの燃料噴射状態を制御する制御装置（９０）と、
   を備える燃料噴射システム。
10. 前記制御装置は、前記燃料噴射弁へ供給する燃料の圧力を、所定範囲内の任意の目標圧力に制御する圧力制御部（９４）を有し、
    前記目標圧力が前記所定範囲の最小値に設定されている場合の燃料圧力により、前記弁体が前記着座面に押し付けられる力を最小燃圧閉弁力とし、
    前記弾性力が前記最小燃圧閉弁力より小さい請求項９に記載の燃料噴射システム。
11. 前記制御装置は、前記内燃機関の１燃焼サイクル中に前記噴孔から燃料を複数回噴射させるように前記燃料噴射弁を制御する多段噴射制御部（９１）を有する請求項９または１０に記載の燃料噴射システム。
12. 前記制御装置は、前記弁体が前記着座面から離座した後、最大開弁位置に達する前に閉弁作動を開始するように前記燃料噴射弁を制御するパーシャルリフト噴射制御部（９２）を有する請求項９〜１１のいずれか１つに記載の燃料噴射システム。
13. 前記制御装置は、前記内燃機関の圧縮行程期間の一部を含む期間に前記噴孔から燃料を噴射させるように前記燃料噴射弁を制御する圧縮行程噴射制御部（９３）を有する請求項９〜１２のいずれか１つに記載の燃料噴射システム。

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