JP2021105402A - 噴射器ノズル内の制御されたキャビテーションを使用する大型２サイクルエンジンの潤滑化方法 - Google Patents

Abstract

【課題】噴射器ノズル内の制御されたキャビテーションを使用する大型２サイクルエンジンの潤滑化方法を提供する。【解決手段】大型低速走行２サイクルエンジンの潤滑化方法。潤滑油の粘度及び圧力を、ノズル内にキャビテーションが形成されて潜在的にノズル出口まで延びているように選択する。【選択図】図６

Description

本発明は、大型２サイクルエンジンの潤滑化方法に関する。

環境保護への重点的な取り組みにより、船舶用エンジンからの排出物削減に関する努力が行われている。これには、特に競争の激化に起因して、このようなエンジンの潤滑システムを着実に最適化することも含まれる。ますます注目を集める経済的側面の１つに、環境保護の理由だけではなく、船舶運航コストのかなりの部分を占めるからという理由で、潤滑油消費の低減が挙げられる。しかしながら、摩耗を最小限に抑えてエンジンの寿命を延ばすには常に正しい潤滑を確実にしなければならないので、潤滑油消費を抑えることによってエンジンの寿命を損なうべきではない。従って、潤滑に関する着実な改善が必要とされている。

大型低速走行２ストローク船舶用ディーゼルエンジンの潤滑システムは、シリンダライナ上への潤滑油の直接噴射、又はピストンリングへの油クイル（ｏｉｌ ｑｕｉｌｌｓ）の噴射を含む複数の異なるものが存在する。

欧州特許第１７６７７５１号には、船舶用エンジンの潤滑油噴射器において、逆止弁を使用してシリンダライナ内のノズル通路に潤滑油をもたらす例が開示されている。逆止弁は、ノズル通路のすぐ上流の弁座内にばねによって加圧された往復運動するボールを含み、このボールを加圧潤滑油によって変位させる。ボール弁は、例えば１９２３年の英国特許第２１４９２２号に開示されているように、前世紀の初頭にまで遡る原理に基づく昔ながらの技術的解決策である。

従来の潤滑に比べて比較的新しい別の潤滑方法は、商業的に「スワールインジェクション型（ＳＩＰ）」と呼ばれている。この方法は、潤滑油の霧状の液滴噴霧物をシリンダ内部の掃気スワール渦（ｓｃａｖｅｎｇｉｎｇ ａｉｒ ｓｗｉｒｌ）内に噴射することに基づく。潤滑油は、螺旋状に上方に向かうスワール渦によってシリンダの上死点(ＴＤＣ)に引き付けられ、薄い均一な層としてシリンダ壁に対して外向きに押し付けられる。この方法は、国際公開第２０１７／０７１７０６号、国際公開第２０１０／１４９１６２号及び国際公開第２０１６／１７３６０１号において詳細に説明されている。噴射器は、典型的には弁ニードルである往復動式弁部材が内部に設けられた噴射器ハウジングを含む。弁部材は、例えばニードル先端部を用いて、ノズル開口部への潤滑油の経路を正確なタイミングに従って開閉する。現在のＳＩＰシステムでは、霧状の液滴の噴霧が３７バールの圧力で行われる。比較すると、シリンダ内に導入される細かい油ジェットと協働するシステムでは油圧が３０バール未満であり、１０バール未満であることも多い。

このような大型の船舶用エンジンでは、シリンダの周囲に複数の噴射器が配置され、各噴射器は、シリンダ内に潤滑油のジェット又は噴霧を送達するための１又は２以上のノズル開口部を先端に含む。船舶用エンジンにおけるＳＩＰ潤滑油噴射器システムの例は、国際公開第２００２／３５０６８号、第２００４／０３８１８９号、第２００５／１２４１１２号、第２０１０／１４９１６２号、第２０１２／１２６４８０号、第２０１２／１２６４７３号、第２０１４／０４８４３８号及び第２０１６／１７３６０１号に開示されている。

ＳＩＰ潤滑における噴霧の最適化は着実に発展を遂げている。潤滑油噴射器には、燃料噴射器との類似点がいくつかあるが、比較では異なる挙動及び異なる効果も示される。この原因は、主に粘度、表面張力及び液圧などの異なる効果をもたらす噴射器の異なる作業条件にある。従って、燃料噴射についての研究結果を自動的に潤滑油噴射に置き換えることはできず、場合によっては驚くべき挙動の違いも見られる。

噴霧形成のための重要因子の１つは、蒸発に起因して液体中に蒸気キャビティが形成される、ノズル内のキャビテーションである。ノズル内のキャビテーションは、液体流に著しい外乱を導入してジェットを不安定化するので、液体の霧化に影響を及ぼす。燃料噴射の分野では、このようなノズル内キャビテーションの研究が集中的に行われてきたが、潤滑油噴射器内のキャビテーションに関する研究もいくつか存在する。以下では、この節の最後にアルファベット順で記載する複数の出版物を参照し、第１著者の名前を参照してこれらについて言及する。

ノズル内におけるキャビテーションと呼ばれる蒸気キャビティの形成は、液体の局所圧力がその蒸気圧を下回った時に発生する（Ｆｒａｎｃ及びＭｉｃｈｅｌ、２００６年、Ｌｉ、２０１４年）。噴霧ノズル内における最もよく知られているタイプのキャビテーションは、幾何学的に誘発されるキャビテーションである（Ｄｕｍｏｕｃｈｅｌ他、２０１３年）。このキャビテーションは、液体が流れる流路の形状変化によって液体を蒸発させるのに十分な程度の圧力降下が生じた時に発生する。

ノズル内のキャビテーションは、大振幅の外乱を導入することによって液体流の確率的挙動をもたらしてジェットを不安定化するので、ジェットの霧化を増進させる（Ｂｅｒｇｗｅｒｋ、１９５９年）。Ｐａｙｒｉ他（２００４）は、ディーゼル燃料噴射器の異なるノズル形状の影響を調査し、キャビテーションが噴霧角及び噴霧穴の出口速度を増加させることを示した。

幾何学的キャビテーションがノズルの出口に達すると、その構造が泡状の雲から滑らかな曲線状の膜状キャビテーションに変形して、排出される噴霧構造に大きく影響することも観察された（Ｍｉｒｓｈａｈｉ、２０１５年）。

例えば、米国特許第７７１２６８４号には、燃料噴射中にキャビテーションをもたらす特殊な燃料噴射弁が開示されている。

Ｔａｍａｋｉ及びＳｈｉｍｉｚｕ（２００２年）は、高粘稠液について、交差部を通じて液体を迂回させた時のキャビテーションを促す低流体圧を使用して、短い崩壊長さと小さなザウタ平均粒径とが取得されることを示した。Ｓｏｕ他（２００７年）は、ほぼ噴射器ノズルの出口までキャビテーションが延びている時には霧化が増進され、キャビテーションがノズル出口まで延びている場合には霧化が抑制されることを発見した。この理由は、下流の空気が上向きに移動してノズルに入り込むとキャビテーションが消滅するからである。このメカニズムは、水圧フリップ（ｈｙｄｒａｕｌｉｃ ｆｌｉｐ）として知られている（Ｈｅ他、２０１６年）。

キャビテーションは、尖った入口オリフィスだけでなく、針弁リフト（ｎｅｅｄｌｅ ｌｉｆｔ）、排出オリフィスの長さと直径の比率、入口縁部の曲率、液体特性、及びシステム圧力などのパラメータによっても促される（Ｄｏｎｇ他、２０１６年、Ｊｏｌｌｅｔ他、２０１４年、Ｐｒａｔａｍａ他、２０１５年、Ｓｃｈｍｉｄｔ及びＣｏｒｒａｄｉｎｉ、２００１年）。

Ａｎｄｒｉｏｔｉｓ他（２００８年）は、非軸方向噴射条件を調査し、ノズル内部の渦状の液体流が、ストリングキャビテーション又はボルテックスキャビテーションとしての複雑な現象を招くことを示した。

キャビテーションは、例えば２０〜１００ｋＨｚなどの、任意に２０〜２００ｋＨｚの超音波周波数などの高周波数のノズル内振動によっても影響を受けることがある。先行技術には、ノズル内超音波励起が開示されている（Ｋｈｍｅｌｅｖ ２００６年、Ｒａｊａｎ ２００１年）。Ｓｏｔｈ他による米国特許第４，６５９，０１４号明細書には、超音波ノズルの例が示されている。米国特許出願公開第２００９／１４００６７号明細書及び欧州特許第１１１６８０５号明細書には、低圧において高い流量を達成する他の例が示されている。

Ｇａｒｄｈｏｕｓｅ（２０１４年）による、キャビテーションが噴霧形成に及ぼす影響に関する著作物には、潤滑油ＳＩＰ噴射器内のキャビテーションに対する特別な注意が見られる。この研究には、４．８ｍｍの袋穴と０．３ｍｍの出口噴霧穴径とを有するノズルが使用された。ノズル入口からノズル出口までのキャビテーションの発生を、その近距離及び遠距離噴霧構造に及ぼす影響に関して調査した。結論として、このような噴射器では、一定の低粘度が有意なノズル流キャビテーションを誘発して噴霧の分割を招き、最終的にはライナカバレッジの制御が弱まってしまう。

Ｇａｒｄｈｏｕｓｅの結論では、特にノズル先端近くのキャビテーションは噴霧の安定性にとって不利であり、噴霧の制御が弱くなる。このことは、キャビテーションがノズル出口まで延びている場合には霧化が抑制されることを見出した、上述したＳｏｕ他（２００７年）による著作物と大いに一致する。

これらの研究結果の結論が、異なる粘度に起因して燃料噴射とは異なる形で挙動する潤滑油噴射にも当てはまり得る限り、ノズル出口におけるキャビテーションは不利である。換言すれば、ノズル寸法、並びに潤滑油の圧力及び粘度などのパラメータは、特にノズル出口におけるキャビテーションが回避されるように選択すべきである。このことも、ノズル内にキャビテーションを誘発しないパラメータで動作する現在の船舶用エンジンのための商用ＳＩＰ噴射システムと一致する。

例えば、船舶用エンジン又は発電所用エンジンなどの大型２サイクルガス及びディーゼルエンジンにおける潤滑の改善には揺るぎない動機が存在するため、キャビテーション設計は、特にＳＩＰ噴射の噴霧を最適化する検討の一部であることが有利である。

欧州特許第１７６７７５１号明細書 英国特許第２１４９２２号明細書 国際公開第２０１０／１４９１６２号 国際公開第２０１６／１７３６０１号 国際公開第２００２／０３５０６８号 国際公開第２００４／０３８１８９号 国際公開第２０１２／１２６４８０号 国際公開第２０１２／１２６４７３号 国際公開第２００５／１２４１１２号 国際公開第２０１４／０４８４３８号 米国特許第７，７１２，６８４号明細書 米国特許第４，６５９，０１４号明細書 デンマーク国特許第１７８４２７号明細書 国際公開第２０１７／０７１７０６号 米国特許出願公開第２００９／１４００６７号明細書 欧州特許第１１１６８０５号明細書

Ａｎｄｒｉｏｔｉｓ，Ａ．、Ｇａｖａｉｓｅｓ，Ｍ．、及びＡｒｃｏｕｍａｎｉｓ，Ｃ．著、「ディーゼル噴射機ノズルにおける渦流及びキャビテーション（Ｖｏｒｔｅｘ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｉｎ ｄｉｅｓｅｌ ｉｎｊｅｃｔｏｒ ｎｏｚｚｌｅｓ）」、Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｆｌｕｉｄ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ、第６１０巻、２００８年８月号、１９５〜２１５ページ、２００８年 Ｂｅｒｇｗｅｒｋ，Ｗ．著、「ディーゼルノズル噴霧穴の流れパターン（Ｆｌｏｗ ｐａｔｔｅｒｎ ｉｎ ｄｉｅｓｅｌ ｎｏｚｚｌｅ ｓｐｒａｙ ｈｏｌｅｓ）」、ＡＲＣＨＩＶＥ：Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｉｏｎ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ １８４７〜１９８２（１〜１９６巻）、第１７３巻、１９５９号、６５５〜６６０ページ、１９５９年、インターネット＜ＵＲＬ ｈｔｔｐ：／／ｐｍｅ．ｓａｇｅｐｕｂ．ｃｏｍ／ｃｏｎｔｅｎｔ／１７３／１／６５５．ｓｈｏｒｔ＞ Ｂｉｃｅｒ，Ｂ．及びＳｏｕ，Ａ．著、「燃料噴霧器ノズルにおける過渡的キャビテーション流をシミュレートするための乱流及び気泡の動的モデル（Ｔｕｒｂｕｌｅｎｃｅ ａｎｄ Ｂｕｂｂｌｅ Ｄｙｎａｍｉｃｓ Ｍｏｄｅｌｓ ｔｏ Ｓｉｍｕｌａｔｅ Ｔｒａｎｓｉｅｎｔ Ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ Ｆｌｏｗ ｉｎ Ｆｕｅｌ Ｉｎｊｅｃｔｏｒ Ｎｏｚｚｌｅ）」Ｂ．，ＩＬＡＳＳ Ａｓｉａ、１３ｔｈ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ Ｌｉｑｕｉｄ Ａｔｏｍｉｚａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｓｐｒａｙ Ｓｙｓｔｅｍｓ、１〜８ページ、２０１５年 Ｂｒｕｓｉａｎｉ， Ｆ．、Ｆａｌｆａｒｉ，Ｓ．、及びＰｅｌｌｏｎｉ，Ｐ．著、「ノズルから現れる流動状態に対するディーゼル噴霧器の穴形状の影響（Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｄｉｅｓｅｌ ｉｎｊｅｃｔｏｒ ｈｏｌｅ ｇｅｏｍｅｔｒｙ ｏｎ ｔｈｅ ｆｌｏｗ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｅｍｅｒｇｉｎｇ ｆｒｏｍ ｔｈｅ ｎｏｚｚｌｅ）」、Ｅｎｅｒｇｙ Ｐｒｏｃｅｄｉａ、第４５巻、７４９〜７５８ページ、２０１４年 Ｄａｂｉｒｉ，Ｓ．、Ｓｉｒｉｇｎａｎｏ，Ｗ．Ａ．、及びＪｏｓｅｐｈ，Ｄ．Ｄ．著、「オリフィス穴におけるキャビテーション（Ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｉｎ ａｎ ｏｒｉｆｉｃｅ ｆｌｏｗ）」、Ｐｈｙｓｉｃｓ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ、第１９巻、第７号、０７２１１２ページ、２００７年 Ｄｏｎｇ，Ｐ．、Ｉｎａｂａ，Ｔ．、Ｎｉｓｈｉｄａ，Ｋ．、及びＳｈｉｍｏ，Ｄ．著、「ディーゼルエンジンのための単孔噴射器及び多孔噴射器の内部流及び近距離噴霧の特性（Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｔｈｅ ｎｅａｒｆｉｅｌｄ ｓｐｒａｙ ｏｆ ａ ｓｉｎｇｌｅ−ｈｏｌｅ ｉｎｊｅｃｔｏｒ ａｎｄ ａ ｍｕｌｔｉ−ｈｏｌｅ ｉｎｊｅｃｔｏｒ ｆｏｒ ｄｉｅｓｅｌ ｅｎｇｉｎｅｓ）」、Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｉｏｎ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ、Ｐａｒｔ Ｄ：Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ａｕｔｏｍｏｂｉｌｅ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ、第２３０巻、第５号、６３２〜６４９ページ、２０１６年 Ｄｕｍｏｕｃｈｅｌ，Ｃ．、Ｌｅｂｏｕｃｈｅｒ，Ｎ．、及びＬｉｓｉｅｃｋｉ，Ｄ．著、「低噴射圧条件における実際の噴射器のキャビテーション及び一次霧化（Ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ａｎｄ ｐｒｉｍａｒｙ ａｔｏｍｉｚａｔｉｏｎ ｉｎ ｒｅａｌ ｉｎｊｅｃｔｏｒｓ ａｔ ｌｏｗ ｉｔｎｎｊｅｃｔｉｏｎ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ）」、Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ ｉｎ Ｆｌｕｉｄｓ、第５４巻、第６号、２０１３年 Ｆｒａｎｃ，Ｊ．−Ｐ．及びＪ．−Ｍ．著、「キャビテーションの基礎（Ｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌｓ ｏｆ Ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ）」、２００６年 Ｇａｒｄｈｏｕｓｅ，Ｔ．、Ｓｅｒｃｅｙ，Ｇ．、Ｃｒｕａ Ｃ．、Ｅｄｗａｒｄｓ，Ｓ．、Ｔｈｏｍｐｓｏｎ，Ｃ．著、「海洋潤滑油噴霧のシャドウグラフィック特徴（Ｓｈａｄｏｗｇｒａｐｈｉｃ Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓａｔｉｏｎ ｏｆ Ｍａｒｉｎｅ Ｌｕｂｒｉｃａｎｔ Ｓｐｒａｙｓ）」、ＩＬＡＳＳ−Ｅｕｒｏｐｅ ２０１４、２６ｔｈ Ａｎｎｕａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ Ｌｉｑｕｉｄ Ａｔｏｍｉｚａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｓｐｒａｙ Ｓｙｓｔｅｍｓ、２０１４年９月、ドイツ、ブレーメン Ｈｅ，Ｚ．、Ｇｕｏ，Ｇ．、Ｔａｏ，Ｘ．、Ｚｈｏｎｇ，Ｗ．、Ｌｅｎｇ，Ｘ．及びＷａｎｇ，Ｑ．著、「内部流及び噴霧特性に対するノズル穴形状の影響についての研究（Ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｎｏｚｚｌｅ ｈｏｌｅ ｓｈａｐｅ ｏｎ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｓｐｒａｙ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ）」、Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｍｍｕｎｉｃａｔｉｏｎｓ ｉｎ Ｈｅａｔ ａｎｄ Ｍａｓｓ Ｔｒａｎｓｆｅｒ、第７１巻、１〜８ページ、２０１６年 Ｊｏｌｌｅｔ，Ｓ．、Ｈａｎｓｅｎ，Ｈ．、Ｂｉｔｎｅｒ，Ｋ．、Ｎｉｅｍｅｙｅｒ，Ｄ．及びＤｉｎｋｅｌａｃｋｅｒ，Ｆ．著、「高圧条件を有する透明ノズル（Ｔｒａｎｓｐａｒｅｎｔ Ｎｏｚｚｌｅｓ Ｗｉｔｈ Ｈｉｇｈ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ）」、ＩＬＡＳＳ Ｅｕｒｏｐｅ、２６ｔｈ Ａｎｎｕａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ Ｌｉｑｕｉｄ Ａｔｏｍｉｚａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｓｐｒａｙ Ｓｙｓｔｅｍｓ、８〜１０ページ、２０１４年 Ｊｏｌｌｅｔ，Ｓ．、Ｈｅｉｌｉｇ，ａ．、Ｂｉｔｎｅｒ，Ｋ．、Ｎｉｅｍｅｙｅｒ，Ｄ．及びＤｉｎｋｅｌａｃｋｅｒ，Ｆ．著、「高圧透明噴射ノズルの実験及び数値的シミュレーションの比較（Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ ａｎｄ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｈｉｇｈ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｔｒａｎｓｐａｒｅｎｔ ｉｔｎｎｊｅｃｔｉｏｎ ｎｏｚｚｌｅｓ）」、Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｔｅｓｔｒｉｇ、９月号、１〜４ページ、２０１３年 Ｋｈｍｅｌｅｖ，Ｖ．Ｎ．、Ｓｈａｌｕｎｏｖ，Ａ．Ｖ．、Ｓｍｅｒｄｉｎａ，Ｅ．Ｓ．著、「粘稠液のキャビテーション噴霧（Ｔｈｅ Ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ Ｓｐｒａｙｉｎｇ Ｏｆ Ｔｈｅ Ｖｉｓｃｏｕｓ Ｌｉｑｕｉｄｓ）」、２００６年、Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｄｅｖｉｃｅｓ ａｎｄ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ２００６、Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ７ｔｈ Ａｎｎｕａｌ ２００６ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｗｏｒｋｓｈｏｐ ａｎｄ Ｔｕｔｏｒｉａｌｓ、インターネット＜ｈｔｔｐ：／／ｕ−ｓｏｎｉｃ．ｒｕ／ｄｏｗｎｌｏａｄｓ／ｅｄｍ０６／ｓｐｒａｙ＿ｅｎｇ．ｐｄｆ．＞ Ｌｉ，Ｚ．著、「ジェットキャビテーション及びキャビテーションジェットドリリングの基準（Ｃｒｉｔｅｒｉａ ｆｏｒ ｊｅｔ ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ａｎｄ ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｊｅｔ ｄｒｉｌｌｉｎｇ）」、Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｍｉｎｉｎｇ Ｓｃｉｅｎｃｅｓ、第７１巻、２０４〜２０７ページ、２０１４年、インターネット＜ＵＲＬ：ｈｔｔｐ：／／ｄｘ．ｄｏｉ．ｏｒｇ／１０．１０１６／ｊ．ｉｊｒｍｍｓ．２０１４．０３．０２１＞ Ｍａｒｉａｓｉｕ，Ｆ．著、「噴射器ノズルに対するバイオ燃料特性の影響についての数値的調査（Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ Ｂｉｏｆｕｅｌ Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｎ ｔｈｅ Ｉｎｊｅｃｔｏｒ Ｎｏｚｚｌｅ）」、Ｅｒｏｓｉｏｎ Ｐｒｏｃｅｓｓ、Ｔｒｉｂｏｌｏｇｙ Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓ、第５６巻、第２号、１６１〜１６８ページ、２０１３年 Ｍｉｒｓｈａｈｉ，Ｍ．、Ｙａｎ，Ｙ．、Ｎｏｕｒｉ，ＪＭ．著、「ノズル付近の出口噴霧に対するキャビテーションの影響（Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｏｎ ｎｅａｒ ｎｏｚｚｌｅ ｅｘｉｔ ｓｐｒａｙ）」、Ｐａｐｅｒ ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ ａｔ ｔｈｅ ＣＡＶ ２０１５． ９ｔｈ Ｉｎｔ． Ｓｙｍｐ． Ｏｎ Ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ， ６−１０ Ｄｅｃ ２０１５， Ｌａｕｓａｎｎｅ， Ｓｗｉｔｚｅｒｌａｎｄ． Ｐａｙｒｉ，Ｆ．、Ｂｅｒｍｕｄｅｚ，Ｖ．、Ｐａｙｒｉ，Ｒ．及びＳａｌｖａｄｏｒ，Ｆ．Ｊ．著、「ディーゼル噴射ノズルにおける内部流及び噴霧特性に対するキャビテーションの影響（Ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｏｎ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｐｒａｙ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｉｎ ｄｉｅｓｅｌ ｉｔｎｎｊｅｃｔｉｏｎ ｎｏｚｚｌｅｓ）」、Ｆｕｅｌ、第８３巻、第４〜５号、４１９〜４３１ページ、２００４年 Ｐｒａｔａｍａ，Ｒ．Ｈ．、Ｓｏｕ，Ａ．、Ｗａｄａ，Ｙ．及びＹｏｋｏｈａｔａ，Ｈ．著、「ミニサックノズルのキャビテーション及び噴射液ジェット（Ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｉｎ Ｍｉｎｉ−Ｓａｃ Ｎｏｚｚｌｅ ａｎｄ Ｉｎｊｅｃｔｅｄ Ｌｉｑｕｉｄ Ｊｅｔ）」、ＩＣＬＡＳＳ ２０１５、１３ｔｈ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ Ｌｉｑｕｉｄ Ａｔｏｍｉｚａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｓｐｒａｙ Ｓｙｓｔｅｍｓ、第１巻、３〜９ページ、２０１５年 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Ｓｏｕ，Ａ．、Ｈｏｓｏｋａｗａ，Ｓ．及びＴｏｍｉｙａｍａ，Ａ．著、「液体ジェット噴霧に対するノズル内キャビテーションの影響（Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｉｎ ａ ｎｏｚｚｌｅ ｏｎ ｌｉｑｕｉｄ ｊｅｔ ａｔｏｍｉｚａｔｉｏｎ）」、Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｈｅａｔ ａｎｄ Ｍａｓｓ Ｔｒａｎｓｆｅｒ、第５０巻、第１７〜１８号、３５７５〜３５８２ページ、２００７年 Ｔａｍａｋｉ，Ｎ．及びＳｈｉｍｉｚｕ，Ｍ．著、「圧力霧化式噴射ノズルによる高粘度液体噴流の微粒化促進（Ｅｎｈａｎｃｅｍｅｎｔ ｏｆ Ａｔｏｍｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ Ｈｉｇｈ−Ｖｉｓｃｏｕｓ Ｌｉｑｕｉｄ Ｊｅｔ Ｂｙ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ａｔｏｍｉｚｅｄ Ｎｏｚｚｌｅ）」、ＩＬＡＳＳ Ｅｕｒｏｐｅ、１２ｔｈ Ｔｒｉｅｎｎｉａｌ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ Ｌｉｑｕｉｄ Ａｔｏｍｉｚａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｓｐｒａｙ Ｓｙｓｔｅｍｓ、２００２年 Ｙｕａｎ，Ｗ．、Ｓａｕｅｒ，Ｊ．及びＳｃｈｎｅｒｒ，Ｇ．Ｈ．著、「噴射ノズルにおける非定常キャビテーションのモデル化及び計算（Ｍｏｄｅｌｉｎｇ ａｎｄ ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎ ｏｆ ｕｎｓｔｅａｄｙ ｃａｖｉｔａｔｉｏｎ ｆｌｏｗｓ ｉｎ ｉｔｎｎｊｅｃｔｉｏｎ ｎｏｚｚｌｅｓ）」、Ｍｅｃａｎｉｑｕｅ ｅｔ Ｉｎｄｕｓｔｒｉｅｓ、第２巻、第５号、３８３〜３９４ページ、２００１年

従って、本発明の目的は、この技術の改善を行うことである。特定の目的は、噴射器によって、より良好な潤滑油噴射の制御を行うことである。特に、大型２サイクルエンジンにおいてＳＩＰ弁を使用して潤滑を改善することが目的である。これらの目的は、後述する大型２サイクルエンジンの潤滑化方法によって達成される。

この大型２サイクルエンジンはシリンダを含み、シリンダは、内部の往復ピストンと、噴射段階中にシリンダの外周部上の様々な位置においてシリンダ内に潤滑油を噴射するための、外周沿いに分散した複数の潤滑油噴射器とを含む。例えば、このエンジンは、船舶用エンジン又は発電所における大型エンジンである。通常、エンジンは、ディーゼル燃料又は気体燃料を燃焼させる。

噴射段階という用語は、噴射器によってシリンダ内に潤滑油が噴射されている時間に対して使用される。噴射サイクルという用語は、噴射器によってシリンダ内に潤滑油が噴射されてから次の噴射までに要する時間に対して使用される。これらの用語は、上述した先行技術と一致する。

本明細書における噴射器という用語は、潤滑油入口と、潤滑油がノズルから離れて噴霧としてシリンダ内に入り込むための、出口サイズＳの出口開口部を含むノズル出口を有する単一の噴射ノズルとを含むハウジングを有する潤滑油噴射弁システムに対して使用される。例えば、出口開口部は、直径Ｄを有する円形であり、この場合の直径ＤはサイズＳの尺度である。出口開口部が円形から逸脱する場合、サイズＳの潜在的尺度は開口部面積又は平均直径であり、後者は、円からわずかに逸脱した長円形又は楕円形の場合に有用である。例えば、非円形の出口開口部では、断面寸法が、断面積と円周率Ｐｉ≒３．１４との間の比率の平方根の２倍として計算される相当直径である。ノズルは、１又は２以上の、典型的には最大でも２つのノズル出口を有する。

ＳＩＰ噴射器では、ノズルが、一端がノズル出口を形成する、例えば０．５ｍｍ〜１ｍｍの長さＬを有するチャネルとして形成された噴霧穴を含む。典型的な噴射器では、ノズルが、噴霧穴に潤滑油を流すための袋穴を含み、噴霧穴が袋穴からノズル出口まで延びる。通常、噴霧穴の中心長手方向軸は、袋穴の中心長手方向軸との間に、例えば３０〜９０°の角度を有する。多くの場合、袋穴の中心長手方向軸に垂直な袋穴の断面積は、噴霧穴の中心長手方向軸に垂直な噴霧穴の断面積よりも大きい。

任意に、アップグレードのためのアドオンシステムとしてコントローラが設けられる。コントローラはコンピュータを含み、或いは電子的に又は無線でコンピュータに接続される。コンピュータは、エンジンの実際の状態及び動作を表すパラメータをモニタするように構成されることが有利である。コントローラは、コンピュータと協働して、これらのパラメータに基づいて、噴射段階中に噴射器による潤滑油の噴射量及び噴射タイミングを制御する。任意に、エンジンはコントローラを含む。以下でさらに明らかになるように、有利な実施形態では、コントローラが、潤滑油圧と、任意に潤滑油の温度とを制御するようにも構成される。

導入部において説明したように、潤滑油噴射に関する先行技術では、キャビテーション、特にノズル先端付近のキャビテーションが噴霧の安定性、潤滑油の分散にとって不利であり、噴霧を制御しにくくするという結論に達している。従って、大型船舶用エンジンの潤滑油噴射では、実際にジェット噴射にもＳＩＰ噴射にもキャビテーションが使用されたことはない。噴射の、特にＳＩＰ噴射のパラメータは、キャビテーションを実現する範囲外になっていた。

しかしながら、先行技術の結論とは対照的に、及びこの分野の傾向に反して、さらなる詳細な研究では、最適なＳＩＰ潤滑の決定因子である安定的な制御された噴射及び均一な潤滑油の分散をもたらすために、意外にもノズル内の潤滑油のキャビテーションを使用できることが分かった。

本発明に至る研究では、このようなキャビテーションが潤滑油の噴霧形成だけでなく、噴霧品質、制御にとっても有益であり、たとえキャビテーションがノズル出口まで延びている場合であっても安定性が向上することが判明した。先行技術では、キャビテーションが不安定性及び不均一な噴霧分散を招くと考えられているため、とりわけキャビテーションがノズル出口に達するべきではないと教示されているが、意外にも潤滑油噴射の噴霧状態の改善にはその逆が実情であることが分かった。この先行技術における異なる理解は、主に水及び燃料などの低粘稠液の観察から引き出された結論（Ｓｏｕ ２００７年）に由来すると考えられる。しかしながら、噴射器ノズル内で潤滑油を使用する実験に関する過去の報告（Ｇａｒｄｈｏｕｓｅ ２０１４年）でも、他の先行技術と一致する結論に達しており、ノズル出口に達するキャビテーションの有利な効果が見落とされていた。

従って、本明細書に提示する方法は、キャビテーションによって導入される外乱によって噴霧特性に影響を与えるために、噴射中にノズル内で、例えばノズル出口まで延びるキャビテーションなどの潤滑油キャビテーションを誘発するステップを含む。いくつかの例では、キャビテーションが、噴霧穴を通じて少なくとも途中まで、例えば袋穴とノズル出口との間の距離の少なくとも半分まで延びることが有利である。

本発明の実用的な方法によれば、例えば出口開口部の直径Ｄなどの出口開口部サイズＳを有するノズル出口に粘度μ及び圧力Ｐの潤滑油が供給され、噴射段階中に、任意にノズル出口まで延びるキャビテーションがノズル内で形成される。例えば、粘度μ及び／又は圧力Ｐは、ノズル及びノズル開口部を通る制限された潤滑油の流れに起因して、ノズル内の、例えばノズル出口におけるキャビテーションが実現されるように調整される。

しかしながら、ノズル内の、例えばノズル出口におけるキャビテーションを促すために、流れにさらに機械的に影響を与えることも可能である。１つの選択肢は、ノズル内で超音波振動を与えることである。例えば、Ｓｏｔｈ他による米国特許第４，６５９，０１４号には、超音波噴霧ノズルが開示されている。例えば、この噴射器は、超音波トランスデューサと、任意に圧電トランスデューサとを含む。トランスデューサは、ノズル又はノズル内に、任意にノズル出口又はその付近に設けられることが有利である。

潤滑油の粘度の選択は、特定の潤滑油を選択することによって行われる。潤滑油の粘度は高温で低下するので、温度を変化させることによって粘度をさらに調整することができる。しかしながら、調査で明らかになったように、船舶用エンジンでは、一般的に使用されている潤滑油の粘度が幅広い温度範囲にわたって非常に類似する。

圧力は、潤滑油ポンプから特定の潤滑油圧力を供給することによって選択される。例えば、圧力は、潤滑油に圧力を加えるポンプの調整によって、又は好適な圧力調整弁によって調整することができる。

キャビテーションを決定する最重要因子は、潤滑油の粘度及び圧力に加えて、出口開口部サイズＳ、例えば直径Ｄである。一方で、一般的に使用されているＳＩＰ噴射器ほどではないにせよ、ノズル形状も役割を果たす。従って、最終的な動作の前には、既に試験された噴射器とは形状が異なる各種噴射器について実験室試験を実行することが推奨される。実験室試験という用語は、通常は実験室で実行されるものであるが、状況によってはエンジンの現場で実行することもできる。後者の場合には、現場が実験室の役割を果たす。

例えば直径ＤなどのサイズＳの出口開口部を含むノズルを有する特定のタイプの噴射器の試験は、例えばノズル出口まで、又はノズル穴を通じて少なくとも途中まで延びるキャビテーションがノズル内で形成されるような潤滑油の粘度μ及び圧力Ｐの選択を伴う。例えば、ノズル内でキャビテーションが生じるまで、例えばキャビテーションがノズル出口に延びるまで、又はノズル穴を通じて少なくとも途中まで延びるまで、上述したように温度変化によって粘度μを調整し、又は圧力Ｐを調整し、或いはこれらの両方を調整する。その後に粘度及び圧力のパラメータを記録する。特定のタイプの潤滑油の圧力Ｐ及び粘度μの単一の値又は値の範囲、或いは同等に温度を記録する。これらの値又は範囲は、ノズルの開口部サイズＳだけでなく、ノズルの幾何学的詳細などの他のパラメータに関連することもできる。

その後に、例えば直径Ｄなどのノズル出口サイズＳを有する特定のタイプの噴射器の実験室試験からの記録パラメータ値を受け取り、エンジン内に同一又は同様のタイプの噴射器を設ける際にこれを使用する。実際には、記録パラメータ値に従う潤滑油の粘度μ及び圧力Ｐは、例えばエンジンの動作中にノズル出口まで又はノズル穴を通じて少なくとも途中まで延びるキャビテーションがノズル内で形成されるキャビテーション条件下で潤滑油の噴射を引き起こすためにエンジンを動かす際に使用される。いくつかの実施形態では、記録内に粘度が記載され、ユーザが対応する潤滑油を選択する。

例えば、実験では、Ｄが少なくとも０．３ｍｍであり、潤滑油が０．０５パスカル秒を下回る粘度μを有し、ノズル出口を通じてシリンダ内に圧力Ｐ＞２０バールで噴射された場合にキャビテーションが示された。これは、１ｍｍの直径を有する袋穴と、長さが０．７５ｍｍであって袋穴の中心長手方向軸に対して６６°の角度の噴霧穴とを有するノズルについて示されたものである。しかしながら、以下でさらに詳細に説明するように、シミュレーションを参照すると、角度の変化はキャビテーションにほとんど影響を与えず、噴霧穴の長さを０．５〜１ｍｍの範囲内で変化させた場合にも、上記の圧力及び粘度パラメータがキャビテーションを実現するために有効である。

粘度は、潤滑油の温度を変化させることによって調整することができる。このことは、調整できる幅広い範囲の粘度をもたらすので特に実用的である。このことが有用である理由は、上述したように、船舶用エンジン内への噴射に使用される典型的な潤滑油が同様の粘度を有するからである。例えば、実験室からの記録では、潤滑油の温度Ｔに依存する比粘度μ（Ｔ）を有する、任意に異なる銘柄の特定のタイプの潤滑油又は複数の同様のタイプの潤滑油が提案される。記録内のパラメータ値は、１又は複数の特定のタイプの潤滑油の圧力Ｐ及び温度Ｔの値を含み、これらのパラメータ値及びこれらの１又は複数の特定のタイプの潤滑油での噴射器の動作は、例えばノズル出口まで延びるノズル内のキャビテーションを示唆する。

実際には、記録値が設定されると、これらの記録値が特定のタイプの噴射器のユーザに提供される。例えば、これらの記録値は、噴射器の販売時にデータシートとして共に提供される。

ユーザは、特定の潤滑油タイプを選択することによって粘度μを選択し、粘度は、ノズルを通じて噴射される際の潤滑油の温度を制御することによってさらに記録パラメータ値に調整することもできる。また、潤滑油の圧力Ｐは、例えば潤滑油ポンプの圧力を変化させることによって、又は圧力調整弁を使用することによって記録値に調整される。その後、エンジンは、キャビテーション条件下で潤滑油の噴射を引き起こすためのこれらのパラメータ値で動作する。

原理的には、潤滑油の温度設定を含めて圧力及び粘度の単一のパラメータ値の組を発見すれば十分であるが、粘度及び／又は圧力のパラメータ値の範囲を提供することが有利となり得る。これにより、温度及び／又は圧力の変動にかかわらず、又は異なる潤滑油が選択された時に、最適化なキャビテーション設定を保つことが容易になる。或いは、特定の１又は複数のタイプの潤滑油の温度Ｔ又は圧力Ｐ、或いはＴとＰの両方のパラメータ値の範囲が提供される。この１又は複数の範囲内では、噴射器の動作が、例えばノズル出口まで延びるノズル内のキャビテーションを示唆する。

従って、実用的な実施形態では、方法が、例えば同じタイプの複数の噴射器をエンジン内に設けるステップと、１又は複数の記録パラメータ範囲内で潤滑油の粘度μ及び圧力Ｐ、又は特定のタイプの潤滑油の圧力Ｐ及び温度Ｔを選択するステップと、エンジンをこれらのパラメータ値で動作させて、エンジンの動作中にキャビテーション条件下で潤滑油の噴射を引き起こすステップとを含む。

任意に、この方法は、粘度μ又は圧力Ｐ、或いはこれらの両方をパラメータ値範囲内で実験的に変化させるステップと、例えばノズル内でキャビテーションをノズル出口まで延びるように誘発するステップと、調整された粘度μ及び圧力Ｐのパラメータ範囲を記録するステップとを含む。

試験後、エンジン内に同一又は同様のタイプの噴射器が設けられている場合には、潤滑油の粘度μ及び圧力Ｐを、実験中に記録された１又は複数のパラメータ値範囲内のパラメータ値に調整する。この場合も、エンジンは、１又は複数のキャビテーション範囲内のパラメータを潜在的に変化させたにもかかわらずエンジンの動作中にキャビテーション条件下で潤滑油の噴射を引き起こすようにこれらのパラメータで動作する。潜在的に、キャビテーションは、ノズル出口まで、又はノズル穴を通じて少なくとも途中まで延びる。

例えば、エンジンの動作中には、潤滑油圧Ｐが変化する。任意に、ノズルにおける潤滑油の温度を同じ温度に保つことによって粘度μが一定に保たれる。

或いは、圧力Ｐの変動の有無にかかわらず、ノズルにおける潤滑油の温度Ｔが変化することによって潤滑油の粘度μも変化する。潜在的に、この潤滑油温度の変化は、加熱器又は冷却器、或いはこれらの両方を含む温度調整ユニットを通る潤滑油の流れによって実現される。例えば、この温度調整ユニットは、温度を所定の温度範囲内で変化させるための温度調整機構を有し、選択された潤滑油タイプの所定の温度範囲は、ノズル内でノズル出口まで延びるキャビテーションを選択された圧力で誘発する粘度範囲内でのみ粘度変化を引き起こす。通常、温度調整は、コンピュータと協働するコントローラによってコンピュータ制御される。

いくつかの実験では、船舶用エンジン内で現在商業的に使用されている３７バールのＳＩＰ動作圧とは対照的に、良好な噴射圧が６０バールを上回ることが分かった。いくつかの実験では、９０℃を上回る温度においてノズル出口までのキャビテーションが観察されたのに対し、それよりも低い温度ではキャビテーションがノズル出口まで延びなかった。実験では、０．３ｍｍの出口直径を有する噴霧ノズルでこれらの結果が見られた。使用した油は、ＥｘｘｏｎＭｏｂｉｌ（登録商標）社のＭｏｂｉｌｇａｒｄ（商標）５７０であった。

キャビテーションがノズル出口まで延びるには、ノズル開口部における潤滑油のレイノルズ数が４５０を上回り、例えば５００を上回ることが有利であることが分かった。レイノルズ数は、流れと粘度と出口直径との間の相対関係を含むという点で良好なパラメータである。

関連するパラメータに対するキャビテーションの依存度についての掘り下げた研究では、キャビテーション数（Ｃ）を、圧力Ｐ及び粘度μ、並びにノズルが円形である場合にはノズル出口開口部直径である、或いはノズルが円形でない場合にはノズル出口領域の平方根を円周率≒３．１４で除算したものの２倍である相当直径であるＤのみに依存する単一の数式として記述できることが分かった。この数式は以下の通りであり、

定数の値は以下のように与えられる。

キャビテーションは、キャビテーション数がＣ＞０の時に存在する。調査では、Ｃ＞０．２の場合にキャビテーションがノズル出口まで延びることが分かった。

上述したように、典型的な潤滑油噴射器では、ノズルが、一端がノズル出口を形成して反対端が袋穴と流体連通する噴霧穴を含む。典型的なＳＩＰ噴射器では、噴霧穴の中心長手方向軸が、袋穴の中心長手方向軸に対して３０〜９０°の角度を成し、袋穴の中心長手方向軸に垂直な袋穴の断面積は、噴霧穴の中心長手方向軸に垂直な噴霧穴の断面積よりも大きい。噴霧穴の長さは０．５〜１ｍｍである。

このようなノズルの範囲では、良好なキャビテーションの基準が、例えば袋穴とノズル出口との間の距離の少なくとも半分までのノズルに向かうキャビテーションの実質的な延びを表すという理由でＣ＞０．１である。

上記から明らかになるように、説明した方法はＳＩＰ噴射にとって有用である。エンジンの動作中に正しいＳＩＰ潤滑を行うために、噴射器は、ピストンがＴＤＣに向かって移動する際に噴射器を通る前に、潤滑油の霧状の液滴を含む噴霧をシリンダ内の掃気空気に繰り返し噴射する。掃気空気内では、ＴＤＣに向かう掃気空気の渦運動によって霧状の液滴がＴＤＣに向かう方向に運ばれるので、霧状の液滴は、拡散してシリンダ壁上に分散する。

例えば、噴射器は、油ミストとも呼ばれる噴霧状又は霧状の液滴を放出する直径０．１〜１ｍｍの、例えば０．２〜０．５ｍｍの出口開口部を有する噴霧ノズルを含む。行った実験では、Ｄ＝０．３ｍｍのノズル出口直径を使用した。

上述したように、粘度はキャビテーション及び噴霧の霧化に影響を与える。船舶用エンジンで使用されるＥｘｘｏｎＭｏｂｉｌ（登録商標）社のＭｏｂｉｌｇａｒｄ（商標）５６０ＶＳなどの潤滑油は、４０℃で約２２０ｃＳｔ、１００℃で２０ｃＳｔの典型的な動粘性率を有し、これは２０２〜３７ｍＰａ・ｓの動粘性係数に相当する。船舶用エンジンに使用される他の潤滑油には、他のＭｏｂｉｌｇａｒｄ（商標）油、及びＣａｓｔｒｏｌ（登録商標）社のＣｙｌｔｅｃｈ油があり、これらは４０〜１００℃ではほぼ同じ粘度を有し、１００℃を上回ると粘度が低下し、全て霧化に有用である。

船舶用エンジンに一般的に使用される潤滑油は、以下のような温度によって与えられる粘度に従い、
μ（Ｔ）＝０．００６１０・ｅ^{1246/(8.31・T)}
Ｔは摂氏温度であり、Ｔ＞２０℃である。この温度に依存する粘度の式によって与えられる粘度を有する油では、キャビテーション及びノズル出口までのキャビテーションについて、それぞれ以下の（Ｄ、Ｔ、Ｐ）の３重項の実施形態が実験的に見つかった。
キャビテーション
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧６０バール
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ＞１０バール
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１４０℃、Ｐ≧１０バール
Ｄ＞０．２ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧４０バール
Ｄ＞０．３ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧４０バール
Ｄ＞０．２ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧２０バール
ノズル出口までのキャビテーション
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧１５０バール
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ＞１０バール
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１４０℃、Ｐ＞１０バール
Ｄ＞０．２３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧４０バール
Ｄ≧０．５ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧４０バール
Ｄ＞０．２１ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧６０バール
Ｄ＞０．３１ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ＞２０バール

上述した３重項（Ｄ、Ｔ、Ｐ）のキャビテーション間隔では、上記の式μ（Ｔ）＝０．００６１０・ｅ^{1246/(8.31・T)}を使用して、所与の温度最小値を対応する粘度最大値に変換することができる。これらの粘度値は、粘度／温度の関係がこの式によって与えられる潤滑油以外の潤滑油を使用する際にも有効かつ有用である。例えば、３重項（Ｄ≧０．３ｍｍ（Ｔ）≧６０℃、（Ｐ）≧６０バールでは、対応する粘度に基づく３重項が（Ｄ≧０．３ｍｍ（μ）≧０．０７４Ｐａ・ｓ、（Ｐ）≧６０バール）である。

便宜上指摘しておくと、１バール＝０．１ＭＰａである。

以下、図面を参照しながら本発明をさらに詳細に説明する。

例えば船舶用ディーゼルエンジンなどの大型２サイクルエンジンのシリンダ１の半分を示す図である。 内部ノズルキャビテーションを検出するために使用される実験装置を示す図である。 実験で使用されるＨＪ−ＳＩＰ噴射ノズルの内部形状を示す図である。 噴射の０．１３ｍｓ後に撮影した、内部ノズル流の高速シャドウグラフィック画像である。 噴射の０．１３ｍｓ後に撮影した、噴霧の高速シャドウグラフィック画像である。 エッジキャビテーション及びボルテックスキャビテーションを示す図である。 右側の画像ではキャビテーションがノズル出口まで延びている比較を示す図である。 右側の画像ではキャビテーションがノズル出口まで延びているノズル付近の比較を示す図である。 圧力を高めてノズル出口までのキャビテーションを達成する潤滑の改善を示す図である。 測定された質量流量と圧力とを相対的に示す図である。 噴射ストローク長に依存する、形成された噴霧の実験画像である。 異なる温度におけるキャビテーションのシミュレーション結果を示す図である。 変化するＴに依存する、Ｐ＝４０ｂａｒ及びＤ＝０．３におけるキャビテーション数Ｃのグラフである。 変化するＰに依存する、Ｔ＝６０、１００及び１４０℃の場合のＤ＝０．３におけるキャビテーション数Ｃのグラフである。 変化するＤに依存する、Ｔ＝６０及び１００℃の場合のＰ＝４０バールにおけるキャビテーション数Ｃのグラフである。 変化するＤに依存する、Ｐ＝２０、４０及び６０バールの場合のＴ＝１００℃におけるキャビテーション数Ｃのグラフである。 変化するＰに依存する、Ｄ＝０．３及びＴ＝１００℃におけるキャビテーション数Ｃのグラフである。 変化するＤに依存する、Ｐ＝４０バール及びＴ＝１００℃におけるキャビテーション数Ｃのグラフである。 異なる銘柄の潤滑油の温度Ｔに対する粘度の依存性を示す図である。 キャビテーションに関する様々な一連の実験のレイノルズ数を示す図である。

図１に、例えば船舶用ディーゼルエンジンなどの大型２サイクルエンジンのシリンダ１の半分を示す。シリンダ１は、シリンダ壁３の内側にシリンダライナ２を含む。シリンダ壁３の内部には、シリンダ壁３を貫通して、シリンダ１内に潤滑油を噴射するための複数の噴射器４が設けられる。図示のように、噴射器４は、隣接する噴射器４間に同じ角距離を保って円の外周に沿って分布するが、これは厳密に必須ではない。また、例えば１つおきの噴射器が隣接する噴射器に対して相対的に変位するような軸方向に変位した噴射器の配置も可能であるため、円に沿った配置も必須ではない。

選択肢の中の一例として、噴射器４は、「共通レール」とも呼ばれる共通供給導管９を通じてコントローラ１１から潤滑油を受け取る。或いは、噴射器４は、各群が各群のための共通供給導管９を介してコントローラ１１から潤滑油を受け取る群の形で配置される。例えば、噴射器４の２つの群が存在し、外周沿いの隣接する噴射器が交互に一方又は他方の群に属する。さらなる選択肢として、各単一の噴射器に対してコントローラ１１が設けられ、各噴射器に対して供給導管９が設けられる。さらなる選択肢として、単一の噴射器４毎に１つずつの複数の供給導管９と共にコントローラ１１が設けられる。

噴射器４の各々は、潤滑油の微小噴射とは対照的に、微小液滴７を含む細かい霧状の噴霧８を高圧下でシリンダ１内に放出するノズル開口部５’を含むノズル５を有する。シリンダ１内の掃気空気のスワール渦１４は、潤滑油がシリンダライナ２上に均一に分布するように噴霧８を運んでシリンダライナ２に押し付ける。この潤滑システムは、当分野では「スワールインジェクション型（ＳＩＰ）」として知られている。任意に、シリンダライナ２には、噴射器４からの噴霧８又はジェットに適切な空間をもたらす自由切断部６が設けられる。

任意に、噴射器４は、制御線１０によってコントローラ１１に接続される。このような制御線１０には複数の可能性が存在する。いくつかの実施形態では、制御線１０が、噴射器４の内部の油圧噴射弁を制御している油圧パイプであり、油圧パイプに圧力を掛けることによって油圧噴射弁が開閉する。或いは、制御線１０は、噴射器４内のソレノイドバルブなどの電気弁に電力を供給する電線である。噴射制御の可能性は他にも存在するので、これらの例が全てではない。

コントローラ１１は、油ポンプと、典型的には潤滑油を再循環できるように通常は油リザーバに潤滑油を戻すための戻し導管１３とを含む、潤滑油供給部１６から潤滑油を受け取るための供給導管１２に接続される。供給導管１２内の潤滑油圧は、戻し導管１３内の圧力よりも高く、例えば少なくとも２倍の高さである。通常、戻し導管１３内の潤滑油圧は１〜１５バールであり、例えば５〜１５バールである。

先行技術では、供給導管１２からの潤滑油によって高い噴射器圧が達成されるため、ＳＩＰ原理による噴射圧は２０〜１００バールであり、これに対応して先行技術による供給導管１２内の潤滑油圧も２０〜１００バールであるとされている。しかしながら、実際には、通常動作中の船舶用エンジン内にＳＩＰ噴射器を設置してＳＩＰ噴射を行った場合、圧力は３７バールであり、温度は約５５℃であった。本発明では、以下でさらに明らかになるように、同じノズル、同じ潤滑油及び同じ温度でノズル内キャビテーションを達成するには、少なくとも６０バールの、例えば６０〜３００バールの高圧が必要である。

コントローラ１１は、エンジンのシリンダ１内のピストン運動と同期した正確なタイミングのパルスで噴射器４に潤滑油を供給する。制御システム１１は、同期のために、例えばクランクシャフトの速度、負荷、及びシリンダ内のピストンの位置を示すという理由でクランクシャフトの位置などの実際のエンジンの状態及び動きを表すパラメータをモニタするコンピュータ１１’に電子的に接続される。潜在的に、コンピュータ１１’はコントローラ１１の一部である。

供給導管９内の潤滑油の温度は、任意に供給導管１２における潤滑油供給によって決定され、或いはコントローラ１１によって又はコントローラ１１内で調整される。

噴射器４は、例えば国際公開第２００２／３５０６８号、第２００４／０３８１８９号、第２００５／１２４１１２号、第２０１０／１４９１６２号、第２０１２／１２６４８０号、第２０１２／１２６４７３号、第２０１４／０４８４３８号及び第２０１６／１７３６０１号、又はデンマーク国特許第１７８４２７号に開示されているような様々なタイプのものとすることができる。

図２に、例えば同じタイプの噴射器４をエンジンに挿入する前に実験室内で様々なタイプの噴射器を試験してパラメータを調整するための実験装置の例を示す。実験室では、キャビテーションの状態を試験し、エンジン内の潤滑を最適化する方法として制御される安定的なキャビテーションのためのパラメータセットをもたらすためにパラメータを調整する。

例示する実験装置は、噴霧を最適化するキャビテーション状態を試験するために使用したものである。この装置は、加熱されたＨＪ−ＳＩＰ噴射弁（ｂ）に１噴射当たり８５ｍｇの潤滑油を供給する、Ｈａｎｓ Ｊｅｎｓｅｎ Ｌｕｂｒｉｃａｔｏｒｓ Ａ／Ｓ社製のＨＪ Ｌｕｂｔｒｏｎｉｃシステム（ａ）を含む。噴射弁の開口圧力は３．７ＭＰａである。潤滑油は、周囲大気条件で噴射される。潤滑装置には、ポンプステーション（ｃ）からの６ＭＰａの水圧と、加熱されたリザーバ（ｄ）からの未使用の潤滑油とが供給される。この研究で使用した高速カメラ（ｅ）は、Ｐｈｏｔｒｏｎ Ｆａｓｔｃａｍ ＳＡ５である。１／１６１０００秒のシャッター速度で、毎秒１０００フレーム（ｆｐ）のフレームレートで画像を撮影する。照明源（ｆ）として、１０００Ｗのハロゲンランプを使用する。高速カメラ及び潤滑装置は、いずれもコンピュータ（ｇ）によって制御される。使用する潤滑油は、ＥｘｘｏｎＭｏｂｉｌ（登録商標）社製の市販の潤滑油であるＭｏｂｉｌｇａａｒｄ ５７０（商標）である。表１に潤滑油の特性を示しており、温度Ｔは摂氏温度であるが、Ｔ＞２０℃で近似が有効である。

シャドウグラフィック撮像法を使用して噴霧ノズル内のキャビテーションを取り込む。透明ポリ（メチルメタクリレート）（ＰＭＭＡ）材料で製造された噴霧ノズルの両側に高速カメラ及び照明源を設置する。潤滑油及びＰＭＭＡ材料の屈折率は一致し、従って液体と蒸気との間の相界面にのみ屈折が現れることが分かった。このことは、画像では相界面が暗い影のように見えることを意味する。

図３に、噴霧ノズルの内部形状を示す。この形状は、船舶用エンジンのシリンダ内への潤滑油のＳＩＰ噴射に現在使用されている噴射器内のノズルに対応する。

以下の方程式１及び２でそれぞれ表す様々なレイノルズ数Ｒｅ及びキャビテーションパラメータσで実験を行い、これらはいずれもキャビテーションの程度に関連する。

（１）

（２）

これらの方程式では、Ｐａは大気圧であり、Ｐｖは潤滑油蒸気圧であり、ρｌは潤滑油密度であり、Ｕｎはノズル内の平均潤滑油速度であり、μは液体粘度であり、Ｄは噴霧穴の直径である。潤滑油の温度を変化させることによって、レイノルズ数Ｒｅ及びキャビテーションパラメータσを制御する。潤滑油温度が高くなると潤滑油粘度が低下し、潤滑油温度が低くなると潤滑油粘度が増すので、温度の変化はレイノルズ数に最も高い影響を与える。この実験のレイノルズ数は、２００〜８００である。

指摘しておくと、ノズル内の平均液体速度Ｕｎは、供給管路１２（図１を参照）から噴射器内に供給された時のノズルにおける潤滑油の圧力によって表すことができる。

（３）

上記の式（１）にレイノルズ数を挿入すると以下のようになる。

（４）

この方程式は、供給圧Ｐ、潤滑油密度ρｌ、ノズル出口直径Ｄ及び潤滑油粘度μによってレイノルズ数が決定され、これがさらに温度に依存する単純な方程式である。

図４に、異なるレイノルズ数及びキャビテーションパラメータσにおける内部ノズル流の高速シャドウグラフィック画像を示しており、潤滑油の粘度は温度によって変化するので、キャビテーションパラメータσは液体温度のみによって制御され、実験における圧力は４０バールであった。温度は、エンジンを動作させる際に実際に容易に調整可能であるとともに例示的なパラメータでもあるため、実験では、粘度ではなく温度を変数として選択した。通常、製品の粘度は分かっているので、異なる潤滑油を使用する際には粘度／温度の関係が容易に調整される。

図４には、液体温度が６０℃であって、先行技術の船舶用ディーゼルエンジンで使用されていて現在も使用されているＳＩＰ噴射器内のＴ＝５５℃の潤滑油温度よりもわずかに高い時にはキャビテーションが存在しないことを示す。このことは、ノズル内にキャビテーションが存在しない場合に実際に噴霧によってＳＩＰ噴射が行われたことを示す。指摘しておくと、市販の噴射用潤滑油の温度は５５℃であって、シリンダライナの約１００℃の温度よりも低い。

図４には、温度が６０℃を上回ると噴霧穴の左側にキャビテーションが現れることも示す。キャビテーションの体積は温度の上昇と共に長さも幅も増加するため、キャビテーションのサイズは液体温度に大きく依存する。液体温度が９０℃を上回り、例えば１００℃の時には、キャビテーションがノズル出口まで延びる。内部キャビティの非対称形状に起因してキャビテーションがノズル壁の一方の側に完全に付着していない時には、液体がボルテックスキャビテーションの原因となる旋回流に曝されていると想定される。ボルテックスキャビテーション又はストリングキャビテーションは、液圧が蒸気圧よりも低下する液体の強い再循環領域の中心部に形成される。この状況は、先行技術（Ｓｏｕ ２００７年）において報告された、液体の霧化を抑制する水圧フリップとは異なる。

数値的シミュレーションからキャビテーションを再現することができ、図６の図を参照して以下の結論を引き出すことができる。噴霧穴の開始部分では、壁の一方の側に高度なキャビテーションが付着する。このメカニズムはエッジキャビテーションとして知られており、壁における液体の圧力降下によって形成される。さらに、噴霧穴の出口及びその付近には、２つの円形キャビテーション領域が観察される。これらの領域は液体の旋回運動によって生じ、液体渦の中心部にキャビテーションが形成される。ノズル内の渦は、温度の上昇と共に顕著になる。液体ジェットの分散には、キャビテーションからの外乱に加えて速度成分の比率が重要である。渦を伴うキャビテーションは、キャビテーションの崩壊を防ぐという点で有利であり、このことは、低粘度燃料を用いた実験の場合のキャビテーションフリップの導入及び噴霧崩壊における考察（Ｓｏｕ他 ２００７年）とは対照的である。

図４では、キャビテーションパラメータσがほぼ一定であるのに対し、レイノルズ数は大きく変動することが観察される。キャビテーション状態の変化は、レイノルズ数の変化に起因する可能性がある。

キャビテーション構造をもたらすメカニズム及びその液体温度への依存性を識別したところで、その後の噴霧に及ぼす影響を調査することが重要と考えられる。図５に、大気に噴射された液体流のシャドウグラフィック画像を示す。これらの画像では、液体が分散しておらず、最大９０℃の温度でジェットが形成されることが分かる。１００℃及び１１０℃では、液体流がさらに破壊されて噴霧角度が増加している。さらに、これによって崩壊長さが短くなり、液体の霧化度合いが高くなる。

いずれも４０バールの圧力で行った図４の内部流からの観察と図５のその後の噴霧からの観察とを比較すると、キャビテーションが噴霧穴の端部まで延びている場合には霧化の度合いが大きく増加することが明らかである。このことは、ノズル体積内でキャビテーションが崩壊することによってジェット形状の液体流が発生する場合とは対照的である。これらの異なる挙動は、液体の粘弾性ダンピングに起因すると想定される。ノズル体積内でキャビテーションが崩壊した場合、液体は、導入される確率的外乱を安定化させるようになり、キャビテーションが出口まで延びると、外乱が直接噴霧に伝わる。

結論として、液体燃料などの低粘稠液のキャビテーションと潤滑油などの高粘稠液のキャビテーションとの間のいくつかの類似性にもかかわらず、結果的に潤滑油噴霧に関して異なる効果が達成される。これらの結果は最大の驚きである。ディーゼル燃料のノズル出口におけるキャビテーションは噴霧崩壊を引き起こすと報告されたのに対し、潤滑油噴霧については、キャビテーションがノズル出口まで延びている時に噴霧特性の改善が認められた。このことを、図７及び図８にさらに詳細に示す。

図７では、右側の画像はキャビテーションがノズル出口まで延びた状況であり、左側の画像は程度の低いキャビテーションのものである。右側の噴霧の方が液滴が小さく、従って潤滑が良好に分散することが分かる。

図８では、キャビテーションがノズル出口まで延びている場合には、ノズル出口において直ちに噴霧の分散が生じることが右側の画像に示されている。この噴霧は、Ｔ＝１００℃の温度で６０バールの圧力で達成された。キャビテーションが存在しなければ、ノズル外で同じ分散を達成するために数倍の大きさの圧力が必要になると思われる。

実際には、安定的な制御されたキャビテーションのための圧力及び粘度、並びに温度のパラメータが実験室内で設定された時点で、エンジン内に同一又は同様のタイプの潤滑油噴射器を設けてこのようなパラメータで動作させる。

実地試験では、標準条件下よりも噴霧が改善されて潤滑が良好になったことが示された。特定の噴射器の標準条件は３７バールの潤滑油噴射圧であるが、圧力を６０％上昇させて６０バールにするとシリンダの摩耗が減少した。このことを図９に示す。この図では、キャビテーションによって潤滑が大きく改善されることが分かる。

図１０に、上述したようなノズルを通じて１０５℃の温度のＭｏｂｉｌｇａａｒｄ ５７０潤滑油の質量流量に与えられるキャビテーションの影響を示す。圧力が増加しても質量流量は変化せず、この種のノズルでは約２６バールよりも高い圧力において一定を保つことが分かる。しかしながら、広い圧力範囲にわたって質量流量は一定であるものの、だからと言って噴霧自体が安定して制御されているという意味ではない。例えば、やはり上述したように、先行技術において３７バールで噴射器を使用した場合にも、質量流量が安定する圧力範囲内に十分に収まるが、実験では、特定のタイプのノズルの６０バールよりも高い圧力において、すなわちキャビテーションが発生した時にのみ、安定的な制御された噴霧が実現された。

流量の制限には、噴霧の質が噴射量とは無関係であるという点で有利な副作用がある。Ｌｕｂｔｒｏｎｉｃシステムは、油圧ピストンポンプのストローク長を調整することによって噴射量を制御する。さらなる実験では、この噴射システムのストローク長を図１１に示すように調整した。画像から明らかなように、ストローク長を変更しても噴霧は変化しなかった。

例えば、噴射圧を変化させることによって潤滑油ノズル内のキャビテーションの程度を制御調整することにより、エンジンパラメータに応じて霧化を増減させるように潤滑油噴霧を調整することができる。圧力変化の代わりに、又は圧力変化に加えて、温度を変化させることによって潤滑油の粘度を調整することもできる。

キャビテーションは、主にノズル出口開口部、潤滑油圧及び潤滑油粘度によって決まる。内部ノズル形状も一定程度まで役割を果たす。従って、実験室内で様々なパラメータで実験を行うことにより、特定のノズルタイプをキャビテーションに関して特徴付けることが有利である。キャビテーションにとって有用な特徴的パラメータが見つかると、上述したようなタイプのエンジンの、例えば標準動作などの動作においてこれらのパラメータを使用する。

図１２に、図式的に示した数値的シミュレーションを示す。圧力はＰ＝４０バールであった。図４と比べると、シミュレーションによって十分な実験結果が再現されることが観察される。図１２ｂに示すような７０℃では、キャビテーションのわずかな兆候が見られ、図１２ｅに示すような１００℃では、キャビテーションがノズル出口まで延びる。９０℃の図１２ｄでは、実験的に認められたキャビテーションがシミュレーションではわずかに過小評価されている。しかしながら、この原因はモデルの不確実性にある。

これに関して指摘しておくと、キャビテーションがノズル出口まで延びている時に最適な噴霧が達成される。しかしながら、キャビテーションは、ほんのわずかな温度の上昇でノズル出口に向かって素早く移動するので、噴霧穴を通じて少なくとも途中まで延びたキャビテーションは良好な別の最適化であると分かる。しかしながら、わずかな程度のキャビテーションは既に改善である。

図１３は、図１２のシミュレーションからの結果をキャビテーションの程度を表すキャビテーション数Ｃとして定量化したものを示すグラフである。キャビテーション数Ｃは、噴霧穴内のキャビテーションの体積のおおよその尺度であり、キャビテーションを含む幾何学的要素の数をカウントすることによって見つかったものである。キャビテーション数Ｃは、有限数の要素を用いたシミュレーションから生じる。ゼロ〜１のスケールでは、Ｐ＝３００バール、Ｔ＝１００℃、及びＤ＝０．３ｍｍの結果に合わせてキャビテーション数Ｃを１に正規化した。

完全を期すために指摘しておくと、キャビテーション数Ｃは、上記の方程式（２）のキャビテーションパラメータσとは異なる。

図１３では、５０℃及び６０℃ではキャビテーション数Ｃがゼロであることが分かる。キャビテーションの発現は、図１２の結果に一致して７０℃において開始され、さらに高温に向って曲線が急激に上昇する８０℃以降で有意になる。

ここで完全を期すために繰り返すと、噴霧形成はキャビテーションを伴わずとも可能である。しかしながら、潤滑油の噴霧への分散は比較的低圧において達成できるので、キャビテーションが存在する場合にはさらに良好な噴霧が得られ、これについては図８に関しても説明した。ノズル出口まで延びるキャビテーションでは最良の噴霧結果が得られる。これを裏付ける説明は図７に示した。上述したように、このことは、ノズル出口におけるキャビテーションが有害とみなされる先行技術の結論とは対照的である。また、上述した実験的発見では、潤滑油噴射の場合には、ノズル出口まで延びるキャビテーションが安定的な制御された噴霧にとって最良であることも示されている。キャビテーションは、１００℃でノズル出口まで延びるので、圧力Ｐ及びノズル直径Ｄを変化させる際には、この温度を使用してキャビテーションの周囲の状態を調査した。

図１４には、キャビテーション数Ｃを３つの温度について示しており、最も低い曲線が６０℃のものである。ＳＩＰ噴射器において現在一般に使用されている３７バールの圧力ではキャビテーションが存在せず、キャビテーションは６０バール前後で開始する。さらに高い温度では、キャビテーションがさらに低い圧力で開始して急激に上昇する。６０℃及び７０バールでは、Ｃの値が約０．０２である。

このＣ＝０．０２の値はノズル内のキャビテーションを表すが、Ｃ＞０のさらに低い値も、潤滑品質に影響を与えるキャビテーションを示唆する。例えば、圧力を３７バールから６０バールに高めて圧力の上昇によって実際にキャビテーションが発生したばかりの時に既にシリンダの摩耗の低減が見られた図９の結果と比べると、わずかな程度のキャビテーションであっても噴霧形成及び潤滑品質を改善できることが証明される。

図１５では、ノズル直径Ｄと共にキャビテーションが増加し、下側の曲線は６０℃のものであり、ノズル直径Ｄ＝０．４及びＤ＝０．５でキャビテーションを示していることが分かる。キャビテーションは、Ｄ＝０．５においてノズル出口まで延びる。例えば、図示のような１００℃などの８０℃を上回るようなさらに高い温度では、パラメータの３重項Ｄ＝０．３ｍｍ、Ｐ＝３００バール及びＴ＝１００℃の正規化値である１までも超えてキャビテーション数が大幅に増加する。

図１６には、３つの圧力Ｐの場合の１００℃におけるノズル出口直径Ｄの変動の曲線を示す。図１５の上側の曲線を図１６の中央の曲線として示す。中央の曲線の上側は６０バールの結果であり、中央の曲線の下側は２０バールの結果である。１００℃では、０．２ｍｍを上回る直径でキャビテーションが発生し、直径と共に増加することが観察される。

これらのシミュレーションでは、Ｃ＞０．２の値でノズル出口までのキャビテーションが存在することが分かった。このことは、複雑な現象を表すための驚くべき単純な結果である。

さらに、以下の表に定数の値を示す以下の式によってＣをパラメータ的に表現できることが分かった。

図１３には、Ｐ＝４０バールにおけるパラメータ化曲線と、温度に依存するシミュレーション結果との比較を示す。この曲線は、Ｐ＞８０バールの圧力で有効である。

図１７には、Ｔ＝１００℃におけるパラメータ化曲線と、圧力を変更した際のシミュレーション結果とを比較したものを示す。この曲線は、２０バールを上回る圧力で有効である。

図１８には、ノズル直径に伴うパラメータ化曲線の変動を示す。この曲線は、Ｄ＞２．８ｍｍのノズル直径で有効である。

従って、一定の範囲の圧力Ｐ、ノズル出口直径Ｄ及び温度Ｔの値では、上述したような数式によってキャビテーションを予測することが可能である。これらの範囲は、ＳＩＰ潤滑原理による潤滑油噴射器の現実的な範囲である。キャビテーションは、Ｃ＞０で、実際には約Ｃ＞０．０２で出現し、Ｃ＞０．２でノズル出口まで延びる。

温度は、上記の表１に示した特定のタイプの潤滑油、すなわちＭｏｂｉｌｇａａｒｄ ５７０）の粘度に関連し、すなわち以下のようになり、
μ（Ｔ）＝０．００６１０・ｅ^{1246/(8.31・T)}
ここではＴが摂氏温度であり、Ｔ＞２０℃である。

図１９に、粘度と温度との間の関係を示す。このグラフは、船舶用ディーゼルエンジンにおいて通常使用されている様々な油の温度と粘度の関係を示す。これらの油では粘度がほとんど変化せず、従って上記で図示し説明した温度変化による曲線は、これらの油に等しく当てはまる。

上記の図１９に示すような温度に依存する粘度の式によって示す粘度を有する油では、図１４、図１５及び図１６のグラフから以下の関係を推測することができる。
図１４のキャビテーションでは、
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ＞６０バール
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧１０バール
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１４０℃、Ｐ≧１０バール
図１４のノズル出口までのキャビテーションでは、
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ＞１５０バール
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ＞１０バール
Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１４０℃、Ｐ＞１０バール
図１５のキャビテーションでは、
Ｄ＞０．２ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧４０バール
Ｄ＞０．３ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧４０バール
図１５のノズル出口までのキャビテーションでは、
Ｄ＞０．２３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧４０バール
Ｄ≧０．５ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧４０バール
図１６のキャビテーションでは、
Ｄ＞０．２ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧２０バール
図１６のノズル出口までのキャビテーションでは、
Ｄ＞０．２１ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧６０バール
Ｄ＞０．２３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧４０バール
Ｄ＞０．３１ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ＞２０バール

キャビテーション数Ｃの数式を粘度に関して表すと、以下のようなさらに普遍的なものになる。

さらなるシミュレーションでは、噴霧穴の中心軸と袋穴の中心軸との間の角度の変化に関してＣの式がロバストであることが示された。この例では６６°である角度を示す図３を参照する。例えば、実際には３０〜９０°の範囲で角度を変更した場合でもＣの式は変化しない。噴霧穴の長さの変化についても、Ｃの値は比較的ロバストであり、ノズル出口までのキャビテーションを達成するために、長さを０．５ｍｍ〜１ｍｍの間で変化させた時にも、ノズル出口まで延びるキャビテーションのＣ＞０．２の下限値は２倍未満しか変化しないことが分かった。従って、Ｃのパラメータ式は、ノズルの構造的変化に関してロバストであり、幅広い範囲の圧力及び粘度、並びにノズル出口直径にわたって有効である。図１３及び図１４に示すように、Ｔ＞８０及びＰ＞３０ではＣの値が温度及び圧力と共に大幅に変化することを考慮すると、ＳＩＰ噴射にとって特に有用な最適な噴霧状態をもたらすノズル出口における又は少なくともノズル出口に近いキャビテーションのためにはＣ＞０．１の下限を設定することが妥当である。

図２０には、上記の図のシミュレーション結果を要約してレイノルズ数に関して示す。キャビテーションがＲｅ＝４５０のレイノルズ数に達することが観察される。ノズル出口までのキャビテーションは、Ｒｅ＝７５０よりも上で出現する。このことは図４と一致する。

結論として、潤滑油噴射のためのキャビテーションは、特にキャビテーションがノズル出口まで延びている時には潤滑油の液滴への分散が良好になるため有益である。シミュレーションと実験は一致する。キャビテーション及びノズル出口までのキャビテーションを表す普遍的な数式が構築された。

Claims (22)

1. シリンダ（１）を備えた大型２サイクルエンジンの潤滑化方法であって、前記シリンダ（１）は、内部の往復ピストンと、噴射段階中に前記シリンダ（１）の外周上の様々な位置において前記シリンダ（１）内に潤滑油を噴射するための、前記外周沿いに分散した複数の潤滑油噴射器（４）とを含み、各潤滑油噴射器（４）はノズル（５）を含み、該ノズル（５）は、前記潤滑油が前記ノズルから離れて前記シリンダ内に入り込むためのノズル出口を有し、前記方法は、前記エンジンの動作中に前記シリンダ（１）内に潤滑油を噴霧として噴射するステップを含み、前記方法は、前記噴射中に前記ノズル内で潤滑油キャビテーションを誘発するステップをさらに含み、前記キャビテーションは前記噴霧の特性に影響を与える、
   ことを特徴とする方法。
2. 前記ノズル出口は、サイズＳの出口開口部を有し、前記方法は、粘度μ及び圧力Ｐを有する前記潤滑油を前記ノズル開口部に供給するステップと、前記ノズル内でキャビテーションが誘発されるように、前記粘度μ及び前記圧力Ｐを所与のサイズＳに合わせて選択するステップとを含む、
   請求項１に記載の方法。
3. 前記方法は、ノズル出口サイズＳを有する潤滑油噴射器の実験室試験からの記録パラメータ値を受け取るステップを含み、
   前記パラメータ値は、前記潤滑油の粘度μの値及び圧力Ｐの値を含み、その結果、これらのパラメータ値での前記潤滑油噴射器の動作により、前記ノズル内でキャビテーションが誘発されることとなり、或いは、前記潤滑油は、前記潤滑油の温度Ｔに依存する比粘度μ（Τ）を有する特定のタイプの潤滑油であり、前記パラメータ値は、前記特定のタイプの潤滑油の圧力Ｐの値及び温度Ｔを含み、その結果、これらのパラメータ値及びこの特定のタイプの潤滑油での前記潤滑油噴射器の動作により、前記ノズル内でキャビテーションが誘発されることとなり、
   前記方法は、前記エンジン内に複数の潤滑油噴射器を設けるステップと、前記記録パラメータ値に従って、前記特定のタイプの潤滑油の前記粘度μ又は前記温度Ｔ、及び前記圧力Ｐを選択するステップと、前記エンジンをこれらのパラメータ値で動作させて、前記エンジンの動作中にキャビテーション条件下で潤滑油の噴射を引き起こすステップと、をさらに含む、
   請求項１又は２に記載の方法。
4. 前記記録パラメータ値は、キャビテーションを引き起こすための様々なパラメータ値を含み、該パラメータ値は、前記特定のタイプの潤滑油の前記粘度μ又は前記圧力Ｐ、或いはこれらの両方、或いは前記温度Ｔ又は圧力Ｐ、或いはＴとＰの両方のためのものであり、この範囲内又はこれらの範囲内における前記潤滑油噴射器の前記動作は、前記ノズル内のキャビテーションを示唆し、前記方法は、前記エンジン内に複数の潤滑油噴射器を設けるステップと、前記潤滑油の前記粘度μ及び前記圧力Ｐ、或いは前記特定のタイプの潤滑油の前記圧力Ｐ及び前記温度Ｔを、前記記録パラメータの範囲内で選択するステップと、前記エンジンをこれらのパラメータ値で動作させて、前記エンジンの動作中にキャビテーション条件下で潤滑油の噴射を引き起こすステップと、を含む、
   請求項３に記載の方法。
5. 前記方法は、前記パラメータ値をパラメータ値キャビテーション範囲内で変化させるにもかかわらず、前記エンジンを動作させて前記エンジンの動作中にキャビテーション条件下で潤滑油の噴射を引き起こす際に、前記パラメータを前記記録パラメータの範囲内で変化させるステップを含む、
   請求項４に記載の方法。
6. 前記方法は、前記エンジンの動作中に前記潤滑油圧Ｐを変化させるステップを含む、
   請求項５に記載の方法。
7. 前記方法は、前記エンジンの動作中に、前記粘度μを一定に保ちながら前記潤滑油圧Ｐを変化させるステップを含む、
   請求項６に記載の方法。
8. 前記方法は、前記潤滑油の前記温度を変化させることによって前記粘度μを変化させるステップを含む、
   請求項５又は６に記載の方法。
9. 前記方法は、温度調整ユニットを通じて前記潤滑油を導くことによって前記潤滑油の前記温度を変化させるステップを含み、前記温度調整ユニットは、加熱器又は冷却器、或いはこれらの両方を含み、前記温度調整ユニットは、前記温度を所定の温度範囲内で変化させるための温度調整機構を有し、選択された潤滑油のタイプの前記所定の温度範囲は、前記選択された圧力について前記ノズル内でキャビテーションを誘発する前記粘度範囲内でのみ、粘度変化を引き起こす、
   請求項８に記載の方法。
10. 前記方法は、特定のタイプの潤滑油噴射器を実験室内で試験するステップを含み、該試験するステップは、前記ノズルの前記出口開口部の所与のサイズＳについて、前記ノズル内でキャビテーションが誘発されるまで前記潤滑油の前記粘度μ又は前記圧力Ｐ、或いはこれらの両方を調整するステップと、前記粘度μ又は前記圧力Ｐ、或いはこれらの両方の前記調整されたパラメータ値を記録するステップとを含む、
    請求項３から９のいずれか１項に記載の方法。
11. 前記方法は、前記粘度μ又は前記圧力Ｐ、或いはこれらの両方を、キャビテーションが誘発されるパラメータ値キャビテーション範囲内で実験的に変化させるステップと、前記粘度μ又は前記圧力Ｐ、或いはこれらの両方の前記調整されたパラメータ値範囲を記録するステップとを含む、
    請求項１０に記載の方法。
12. 前記ノズルは、一端が前記ノズル出口を形成する噴霧穴を含み、前記ノズルは、前記噴霧穴に潤滑油を流すための袋穴を含み、前記噴霧穴は、前記袋穴から前記ノズル出口まで延び、前記噴霧穴の中心長手方向軸は、前記袋穴の中心長手方向軸との間に角度を有し、該角度は３０〜９０°であり、前記袋穴の中心長手方向軸に垂直な前記袋穴の断面積は、前記噴霧穴の中心長手方向軸に対して横方向の前記噴霧穴の断面積よりも大きく、前記噴霧穴の長さは０．５〜１ｍｍである、
    請求項１から１１のいずれかに記載の方法。
13. 前記ノズル開口部内の前記潤滑油のレイノルズ数は４５０を上回る、
    請求項２から１２のいずれか１項に記載の方法。
14. 前記方法は、前記ノズルを通じて前記シリンダ内に前記潤滑油を噴射するステップを含み、前記ノズルが円形である場合、前記ノズル出口は直径Ｄを有し、或いは前記ノズルが円形でない場合、前記ノズルは、前記ノズル出口面積を円周率≒３．１４で除算したものの平方根の２倍である相当直径Ｄを有し、前記直径Ｄは少なくとも０．３ｍｍであり、前記方法は、前記ノズル出口を通じて前記シリンダ内に、２０バールを上回る圧力Ｐ及び０．０５パスカル秒を下回る粘度μで前記潤滑油を噴射するステップをさらに含む、
    請求項１から１３のいずれかに記載の方法。
15. 前記方法は、前記ノズルを通じて前記シリンダ内に前記潤滑油を噴射するステップを含み、前記ノズルが円形である場合、前記ノズル出口は直径Ｄを有し、或いは前記ノズルが円形でない場合、前記ノズルは、前記ノズル出口面積の平方根を円周率≒３．１４で除算したものの２倍である相当直径Ｄを有し、前記方法は、前記ノズル出口を通じて前記シリンダ内に圧力Ｐ及び粘度μで前記潤滑油を噴射するステップをさらに含み、μ、Ｐ及びＤは、前記ノズル内でキャビテーションを引き起こすＣ＞０であるように選択され、Ｃは、以下の式によって与えられ、
    

    

    前記定数の前記値は、以下のように与えられる、
    

    

    
    請求項１から１４のいずれか１項に記載の方法。
16. 船舶用エンジンの前記潤滑油は、以下のような温度によって与えられる粘度に従い、
    μ（Ｔ）＝０．００６１０・ｅ^{1246/(8.31・T)}
    Ｔは摂氏温度であり、Ｔ＞２０℃であり、
    Ｄ、Ｔ及びＰは、Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄ、Ｅ又はＦによって与えられ、
    Ａ）Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧６０バールであり、
    Ｂ）Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ＞１０バールであり、
    Ｃ）Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１４０℃、Ｐ≧１０バールであり、
    Ｄ）Ｄ＞０．２ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧４０バールであり、
    Ｅ）Ｄ＞０．３ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧４０バールであり、
    Ｆ）Ｄ＞０．２ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧２０バールである、
    請求項１から１５のいずれか１項に記載の方法。
17. 前記ノズルは、一端が前記ノズル出口を形成する噴霧穴を含み、前記ノズルは、前記噴霧穴に潤滑油を流すための袋穴を含み、前記噴霧穴は、前記袋穴から前記ノズル出口まで延び、前記袋穴の中心長手方向軸に垂直な前記袋穴の断面積は、前記噴霧穴の中心長手方向軸に対して横方向の前記噴霧穴の断面積よりも大きく、前記方法は、前記ノズル出口を通じて前記シリンダ内に圧力Ｐ及び粘度μで前記潤滑油を噴射するステップを含み、μ、Ｐ及びＤは、前記袋穴と前記ノズル出口との間の距離の少なくとも半分まで延びるキャビテーションを引き起こすＣ＞０．１であるように選択される、
    請求項１５に記載の方法。
18. 前記方法は、前記ノズル出口を通じて前記シリンダ内に圧力Ｐ及び粘度μで前記潤滑油を噴射するステップを含み、μ、Ｐ及びＤは、前記ノズル出口まで延びるキャビテーションを引き起こすＣ＞０．２であるように選択される、
    請求項１５に記載の方法。
19. 前記方法は、前記ノズル内のキャビテーションが前記ノズル出口まで延びている間に前記シリンダ内に前記潤滑油を噴射するステップを含む、
    請求項１から１８のいずれか１項に記載の方法。
20. 船舶用エンジンの前記潤滑油は、以下のような温度によって与えられる粘度に従い、
    μ（Ｔ）＝０．００６１０・ｅ^{1246/(8.31・T)}
    Ｔは摂氏温度であり、Ｔ＞２０℃であり、
    Ｄ、Ｔ及びＰは、Ｇ、Ｈ、Ｉ、Ｊ、Ｋ、Ｌ又はＭによって与えられ、
    Ｇ）Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧１５０バールであり、
    Ｈ）Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ＞１０バールであり、
    Ｉ）Ｄ≧０．３ｍｍ、Ｔ≧１４０℃、Ｐ≧２１であり、
    Ｊ）Ｄ＞０．２３ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧４０バールであり、
    Ｋ）Ｄ≧０．５ｍｍ、Ｔ≧６０℃、Ｐ≧４０バールであり、
    Ｌ）Ｄ＞０．２１ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ≧６０バールであり、
    Ｍ）Ｄ＞０．３１ｍｍ、Ｔ≧１００℃、Ｐ＞２０バールである、請求項１９に記載の方法。
21. 前記方法は、キャビテーションを促す周波数で前記ノズル内に振動をもたらすステップを含む、
    請求項１から２０のいずれかに記載の方法。
22. 前記振動は超音波振動である、
    請求項２１に記載の方法。

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