JP2023084012A - エンジン - Google Patents

Abstract

【課題】燃焼室にプレチャンバを備えた特定のエンジンにおいて、高負荷高回転の運転領域で発生する強いノックを効果的に抑制する。【解決手段】シリンダブロック２およびシリンダヘッド３と共に燃焼室６を区画するピストン５を備えたエンジン１に関する。燃焼室６は、副室１５と、プレチャンバ１７によってその副室１５と区画されている主室１４とを有している。気筒４のボアストローク比を副室１５の容積で除することによって得られる特定の比率が、６．６以上５７．６以下となるように構成されている。【選択図】図１１

Description

開示する技術は、燃焼室が、孔の開いた隔壁で大きな主室と小さな副室（プレチャンバ）とに区画されていて、その副室内に点火プラグが設置されているエンジンに関する。

近年、燃焼室にこのような副室と主室とを設け、副室の中の混合気に点火して隔壁の孔から主室に火炎を噴出させ、それによって主室の混合気を燃焼させる点火方式（プレチャンバ点火方式）が注目されている。プレチャンバ点火方式を用いることにより、主室での燃焼性が高まり、エンジンの熱効率を向上させることができる。

例えば特許文献１に、このプレチャンバ点火方式を採用したエンジンシステムが開示されている。このエンジンシステムには、プレチャンバプラグ３０（副室およびその点火プラグに相当）と、主燃焼室２６（主室に相当）に燃料を噴射するインジェクタ２８とが備えられている。

インジェクタ２８が燃料を噴射することで、主燃焼室２６の中に混合気が形成される。その混合気の一部は隔壁の孔を通じて副室６０にも流入する。副室６０に流入した混合気を点火することで、副室６０から主燃焼室２６に火炎が噴出する。それによって主燃焼室２６の混合気が燃焼する。

特許文献２にもまた、このプレチャンバ点火方式を採用したガスエンジンが開示されている。このガスエンジンでは、インジェクタ３０が燃料であるガスを副室２０の中に噴射する。

従って、このガスエンジンの場合、インジェクタ３０が燃料を噴射することで、隔壁の孔を通じて燃料が主室８に流出し、それによって主室８に混合気が形成される。主室８よりも燃料が濃い副室２０のリッチな混合気を点火することで、副室２０から主室８に火炎が噴出し、それによって主室８のリーンな混合気を燃焼させる。

特許文献２では、主室８のリーンな混合気を安定して着火させるために、所定の副室指標（副室の容積を副室の開口面積の総和で除した値）に基づいて、主室８に噴出するガスの速度が４ｍ／ｓ以上７ｍ／ｓ以下になるようにしている。

一般に、プレチャンバ点火方式のうち、特許文献２のように、副室に燃料を噴射するタイプは「アクティブプレチャンバ」と呼ばれ、特許文献１のように、主室に燃料を噴射するタイプは「パッシブプレチャンバ」と呼ばれている。

特開２０２１－１１３５４９号公報 特開２０１８－６６３６９号公報

ノック（ノッキングともいう）は、騒音や衝撃などを生じる異常燃焼であり、火花点火式エンジンにおいて特に問題視されている現象である。通常、ノックは、高負荷低回転の運転領域で発生する。詳細には、点火プラグによる着火で混合気の燃焼が開始すると、火炎伝播によって燃焼が拡大していく。その間、未燃混合気（エンドガス）が局所的に自着火する場合がある。自着火による燃焼は火炎伝播による燃焼よりも急峻なため、その圧力振動が騒音や衝撃を形成し、ノックを発生させる。

高負荷低回転の運転領域で発生するノックは、回転数が高まって火炎伝播が早まることで解消されていく。しかし、頻度は低いが、高負荷高回転の運転領域でもノックが発生する場合がある。高負荷高回転の運転領域で発生するノックは、高負荷低回転の運転領域で発生するノックよりも強くなる傾向がある（このノックを強ノックともいう）。そのため、強ノックは、エンジンにダメージを与える可能性が高く、エンジンの信頼性を低下させる原因となる。特に、圧縮比の高いエンジンで強ノックが発生し易いことから、強ノックは、熱効率の向上の妨げともなっている。

このような強ノックを含めたノックの問題は、上述したプレチャンバ点火方式においても重要である。すなわち、高負荷高回転の運転領域で副室から噴出される火炎の勢いが強いと、主室での火炎伝播が過度に早くなって異常燃焼が発生する場合がある。そのような異常燃焼によって燃焼室が気柱共鳴することで、プレチャンバ点火方式に起因した強ノックが発生する。

従って、副室から噴出される火炎の勢いを弱くすれば、強ノックの発生が抑制できると考えられる。ところが、本発明者らが、強ノックと火炎の勢いとの関係について調べたところ、単に火炎の勢いを弱めるだけでは、強ノックの発生を抑制できず、これらの関係に最適な条件があることを見出した。

開示する技術は、この知見に基づくものであり、燃焼室にプレチャンバを備えた特定のエンジンにおいて、高負荷高回転の運転領域で発生する強いノックを効果的に抑制することを課題とする。

開示する技術は、シリンダが形成されているシリンダブロックと、前記シリンダブロックの上に組み付けられて前記シリンダの上部を覆うシリンダヘッドと、前記シリンダの内部で往復動するように設けられて前記シリンダブロックおよび前記シリンダヘッドと共に燃焼室を区画するピストンと、前記燃焼室で点火する点火プラグと、を備えたエンジンに関する。

前記燃焼室は、前記点火プラグの電極を収容する副室と、貫通孔が形成された隔壁によって前記副室と区画されていて当該副室よりも容積が大きい主室と、を有している。そして、前記シリンダのボアストローク比を前記副室の容積で除することによって得られる特定の比率が、６．６以上５７．６以下となるように構成されている。

すなわち、このエンジンの燃焼室は、貫通孔が形成された隔壁によって、主室と点火プラグの電極を収容した副室とに区画されており、このエンジンは、プレチャンバ点火方式による燃焼が行える。従って、副室内で点火することにより、貫通孔から噴出する火炎を用いて主室の混合気を燃焼できるので、主室での燃焼性が高まり、エンジンの熱効率を向上させることができる。

しかしながら、上述したように、プレチャンバ点火方式による燃焼では、高負荷高回転の運転領域で火炎の勢いが強くなると、強ノックが発生するおそれがある。それに対し、このエンジンでは、発明者らの知見に基づいて、エンジンの重要な物理的な条件を決める特定の比率が設定されている。そして、その比率が上述した特定の範囲となるように、エンジンが構成されている。

これら特定の比率および範囲は、強ノックと火炎の勢いとの間の関係に見出された最適な条件に基づき、高負荷高回転の運転領域において適切な火炎の勢いが得られるように設定されている。従って、このエンジンによれば、強ノックを効果的に抑制することができる。

前記比率は、８．５以上２３．４以下となるように構成されている、としてもよい。

この範囲は、先の範囲よりも更に適切な火炎の勢いが得られる範囲に対応していることから、よりいっそう強ノックを効果的に抑制できる。

前記ボアストローク比は、１以上１．５以下に設定されている、としてもよい。

ボアストローク比の大きいエンジンは、燃焼速度および筒内温度が過度になり易いので、強ノックを抑制する観点からは好ましくない。従って、ボアストローク比は１未満が好ましいが、ボアストローク比の小さいエンジンは、燃費を向上する観点からは好ましくない。

それに対し、このエンジンでは、特定の比率を特定の範囲に設定することによって火炎の勢いを適切な範囲に設定できる。従って、ボアストローク比を比較的大きな１以上１．５以下の範囲に設定しても、強ノックを抑制できる。それにより、燃費の向上と強ノックの抑制とを両立できる。

前記エンジンの圧縮比は１４以上２５以下である、としてもよい。

圧縮比が小さいと、副室の混合気の充填度が低くなる。その結果、火炎の勢いが弱くなるので、中負荷等の運転時に失火するおそれがある。従って、圧縮比は１４以上とするのが好ましい。一方、圧縮比が大きいと、副室の混合気の充填度が高くなる。その結果、火炎の勢いが強くなるので、強ノックが発生し易くなる。従って、圧縮比は２５以下とするのが好ましい。

前記エンジンはまた、前記主室に燃料を噴射するインジェクタを更に備え、前記副室の中の混合気は、前記インジェクタが噴射した燃料が前記貫通孔を通じて前記副室に流入することによって形成される、としてもよい。

すなわち、このエンジンはパッシブプレチャンバを採用する。副室に燃料を噴射するアクティブチャンバと異なり、主室に燃料を噴射するパッシブプレチャンバでは、副室の中の燃料量は間接的にしか調整できない。従って、その火炎の勢いは、貫通孔の大きさ等の、エンジンの物理的な条件により、ほぼ一義的に決まってしまう。従って、パッシブプレチャンバは、アクティブプレチャンバよりも、燃費の良い安定した燃焼を実現するのは難しい。

それに対し、上述したように、特定の比率が特定の範囲となるようにエンジンを構成することで、高負荷高回転の運転領域において適切な火炎の勢いを形成できる。従って、パッシブプレチャンバでも、燃費の良い安定した燃焼を実現することが可能になる。

前記インジェクタが液体の燃料を噴射する、としてもよい。

気体の燃料であれば、インジェクタから噴射した直後から空気と混合できる。従って、小さな副室内に噴射しても、副室内に均一な混合気を形成でき、貫通孔を通じて主室に円滑に噴出させることができる。それに対し、液体の燃料を小さな副室内に噴射すると、その液滴が隔壁に付着し、副室内に均一な混合気を形成することは難しい。貫通孔を通じて主室に噴出させることも容易でない。

従って、燃料が液体である場合は、アクティブチャンバよりもパッシブプレチャンバの方が好ましい。容積の大きな主室に燃料を噴射するので、均一な混合気を形成できる。その混合気の一部が副室に流入するので、副室の混合気も均一にできる。

前記隔壁に４個以上６個以下の前記貫通孔が形成されていて、これら貫通孔が前記点火プラグの電極を中心とした周方向に間隔を隔てて並ぶように配置されている、としてもよい。

貫通孔が３個以下であると、副室から噴出される火炎が周方向に分布する範囲が狭くなるので、主室での燃焼が不均一になるおそれがある。従って、４個以上が好ましい。一方、貫通孔が７個以上であると、周方向に分布する火炎の範囲は拡がるが、隔壁の強度低下などの問題があるので、実現が難しい。

しかも、貫通孔の個数は火炎の勢いにも影響する。それに対し、４個以上６個以下の個数であれば、噴孔の大きさを適切な範囲に設定でき、周方向に火炎を適度に分布させながら噴流ポテンシャルを上述した最適な範囲に設定できる。

開示する技術によれば、燃焼室にプレチャンバを備えた特定のエンジンにおいて、高負荷高回転の運転領域で発生する強いノックが効果的に抑制できるようになる。従って、エンジンの熱効率を向上できる。

エンジンの概略構成図である。 プレチャンバプラグを示す図である。（ａ）は、一部を断面にした側面図。（ｂ）は下方から見た図。 プレチャンバ点火方式による燃焼時の圧力（主室および副室）の経時変化を示す図である。 噴流ポテンシャルを算出するための数式である。 図３に対応した噴流ポテンシャルの経時変化を示す図である。 試験に用いたエンジンの主な諸元を表した表である。 強ノックの発生と噴流ポテンシャルとの関係を示した図である。 図７の点Ｐ１および点Ｐ２における振動データの一例である。 ボアストローク比を説明するための図である。 強ノックの抑制を可能にする副室の容積と噴流ポテンシャルとの関係を示した図である。 仕様決定比率と噴流ポテンシャルとの関係を示した図である。

以下、開示する技術について説明する。ただし、以下の説明は本質的に例示に過ぎない。

＜エンジンの構成＞
図１に、開示する技術を適用したエンジン１の要部を示す。このエンジン１は、車両に搭載される車両駆動用のレシプロエンジンである。エンジン１は、液体燃料であるガソリンを使用して、吸気、圧縮、燃焼、および排気からなる４つの行程を繰り返し行う（４ストロークエンジン）。

このエンジン１は、熱効率が向上するように、圧縮比ε（幾何学的圧縮比）が通常のエンジンよりも高く設定されていて、少ない燃料で効率的に燃焼できるように構成されている。そして、プレチャンバ点火方式（パッシブプレチャンバ）の採用により、通常のエンジンよりも急速な燃焼が行えるように構成されている。

エンジン１は、シリンダブロック２およびシリンダヘッド３を備えている。シリンダブロック２には、４つの気筒４（シリンダ）が形成されている（図１では１つのみ表示）。シリンダヘッド３は、シリンダブロック２の上に組み付けられていて、気筒４の上部を覆っている。

気筒４の内部には、ピストン５が設置されている。ピストン５には、クランクシャフトに連結されたコンロッド７が接続され、これにより、ピストン５が気筒４を往復動する。シリンダブロック２、シリンダヘッド３およびピストン５により、燃焼が行われる燃焼室６が区画されている。更にこのエンジン１の場合、その燃焼室６が、後述するようにプレチャンバ１７によって主室１４と副室１５とに区画されている。

エンジン１の圧縮比εは、要求される仕様に基づいて設定される。このエンジン１の場合、従来のエンジンよりも更に高い熱効率の向上を目指していることから、圧縮比εは１４以上２５以下に設定するのが好ましく、１６以上１８以下がより好ましい。

圧縮比εが小さいと、主室１４から副室１５への混合気、つまり空気および燃料（排気ガスを含む場合もある）の充填度が低くなる。副室１５への混合気の充填度が低くなると、副室１５の中の混合気の密度が小さくなるので、後述するようにプレチャンバ１７から噴出される火炎の勢いが弱くなる。それにより、燃料量が相対的に少ない中負荷等の運転時に失火するおそれがある。従って、そのような失火を抑制する観点から、圧縮比εは１４以上とするのが好ましい。

一方、圧縮比εが大きいと、主室１４から副室１５への混合気の充填度が高くなる。それにより、燃料量が相対的に多い高負荷高回転の運転時に強ノックが発生し易くなる。従って、強ノックを抑制する観点から、圧縮比εは２５以下とするのが好ましい。

シリンダヘッド３には、吸気ポート８および排気ポート９が形成されている。これら吸気ポート８および排気ポート９には、図示は省略しているが、吸気バルブおよび排気バルブが燃焼室６側の開口を開閉するように設けられている。

図示は省略しているが、吸気ポート８には吸気通路が接続され、排気ポート９には排気通路が接続されている。また、このエンジン１にはＥＧＲシステムが設けられている。すなわち、排気通路には、三元触媒を通過した排気ガスの一部を吸気通路に環流するＥＧＲ通路が接続されている。このＥＧＲ通路には、ＥＧＲクーラと、ＥＧＲ通路を流れる排気ガスの流量を制御するＥＧＲバルブとが設けられている。

熱効率の向上の観点からは、エンジン１にＥＧＲシステムを設けるのが好ましいが、必須ではない。また、このエンジン１には、過給機は設けられていない。すなわち、エンジン１は自然吸気エンジンである。ただし、エンジン１の仕様によっては過給機を設置してもよい。

シリンダヘッド３には、インジェクタ１１、プレチャンバプラグ１２、および、ノーマルプラグ１３（第２の点火プラグ）が取り付けられている。インジェクタ１１は、気筒４の軸線上に設けられ、燃焼室６を上方から見たとき、燃焼室６の中央部に臨むよう設けられている。プレチャンバプラグ１２およびノーマルプラグ１３は、インジェクタ１１を挟んでその両側に配置されている。

プレチャンバプラグ１２は、吸気ポート８の側から斜め下方に延びて、その先端部分が燃焼室６に臨むよう配置されている。ノーマルプラグ１３は、排気ポート９の側から斜め下方に延びて、その先端部分が燃焼室６に臨むよう配置されている。なお、プレチャンバプラグ１２を排気ポート９の側に設け、ノーマルプラグ１３を吸気ポート８の側に配置してもよい。

ノーマルプラグ１３は、その先端部分に電極１３ａを有している。ノーマルプラグ１３の電極１３ａは、主室１４に臨んでいる。主室１４は、燃焼室６の容積の大部分を占めており、その主体を構成している。エンジン１が行う本来の燃焼は、この主室１４において行われる。

（プレチャンバプラグ１２）
プレチャンバプラグ１２は、点火プラグ１６（第１の点火プラグ）と、その先端部分に設けられたプレチャンバ１７とを有している。このプレチャンバ１７が燃焼室６の一部を区画することにより、プレチャンバ１７の内部に副室１５が形成されている。

図２に、プレチャンバプラグ１２の先端部分を示す。プレチャンバ１７は、点火プラグ１６の先端部分を覆う半球状の隔壁からなり、その内部に副室１５が形成されている。点火プラグ１６の電極（中心電極１６ａおよび側方電極１６ｂ）は、その副室１５の中に収容されている。

詳細には、その電極は、点火プラグ１６の軸線上に位置するように、副室１５の略中心部位に配置されている。それにより、プレチャンバ１７の全域において、電極の点火部位からプレチャンバ１７までの距離はほぼ同一である。

プレチャンバ１７には、プレチャンバ１７を貫通する複数（図例では４個）の噴孔１８（貫通孔に相当）が形成されている。これら噴孔１８を通じて、副室１５は主室１４と連通している。これらの噴孔１８は、電極を中心とした周方向に間隔を隔てて並ぶように配置されている。

具体的には、図２の（ｂ）に示すように、プレチャンバプラグ１２の先端部分をその軸方向から見た場合に、プレチャンバ１７の頂点Ａを通るプレチャンバプラグ１２の軸線を中心にして、その周方向に９０°の間隔で、噴孔１８が配置されている。

これら噴孔１８は、いずれも、図２（ａ）に示すように、側面視で、プレチャンバ１７の頂点Ａから約４５°の位置に約４５°の方向に延びるよう形成されている。これにより、各噴孔１８からは、点火プラグ１６の軸線に対して約４５°の角度で火炎が噴出する。なお、噴孔１８の個数は４個に限らない。後述するように、噴孔１８の個数は４個以上６個以下が好ましい。

これらの噴孔１８は、第１に、主室１４で形成される混合気を副室１５の中に流入させる機能を有する。第２に、その流入した混合気に点火することで副室１５の中で発生する火炎を主室１４に噴出／放射させる機能を有する。それにより、プレチャンバ１７から噴出する火炎が、主室１４の混合気に点火してその火炎伝播を促進するので、主室１４の混合気の燃焼を早めることができる。

すなわち、プレチャンバプラグ１２を備えたこのエンジン１では、プレチャンバ点火方式（パッシブプレチャンバ）による点火を行うことができる。

（プレチャンバ点火方式の特徴）
プレチャンバ点火方式による点火を行うこのエンジン１では、少なくとも吸気行程の中期（例えばクランク角で－３００°ＡＴＤＣ）において燃料の噴射が行われる。エンジン１の運転領域によっては、圧縮行程において燃料の一部を分割噴射してもよい。

吸気行程での燃料の噴射により、燃料が霧化していくことで、主室１４で混合気が形成される。混合気の空燃比は、理論空燃比（λ＝１）からリーンな空燃比（λ＞１）の間で制御するのが好ましい。例えば、燃費の向上およびノックの抑制の双方に有利になるように、中負荷の運転領域では、ＥＧＲガスの導入とともに混合気が理論空燃比になるように制御し、高負荷高回転の運転領域では、混合気がリーンな空燃比になるように制御してもよい。

主室１４に形成された混合気の一部は、噴孔１８を通じて副室１５に流入する。そして、圧縮行程の上死点の近傍で、点火プラグ１６が点火することによって副室１５の中の混合気が燃焼し、噴孔１８から火炎が噴出する。その火炎により、主室１４の混合気が点火されて燃焼する。

なお、エンジン１の温度が低い始動時などは、燃料が霧化し難いので、プレチャンバ点火方式で安定した燃焼を行うのは難しい。従って、そのような場合は、ノーマルプラグ１３により、従来と同じように、主室１４の混合気に点火して燃焼を行うのが好ましい。

図３に、プレチャンバ点火方式による燃焼時の圧力の経時変化を示す。これは、中負荷の運転領域において、所定の条件下でプレチャンバ点火方式で燃焼を行った時に得たデータである。図３において、グラフＧ１は主室１４の圧力変化を示し、グラフＧ２は副室１５の圧力変化を示している。

上述したように、吸気行程から圧縮行程にかけて主室１４で形成される混合気の一部が、噴孔１８を通じて副室１５に流入する。その際、副室１５の噴孔１８は通気抵抗になる。そのため、ピストン５の上昇によって主室１４の圧力は上昇するが、副室１５は主室１４よりも圧力の立上りが緩やかになる。すなわち、副室１５の圧力は主室１４よりも低い。この副室１５と主室１４との圧力差が大きくなるほど、副室１５に流入する混合気の充填度は低くなる。

そして、副室１５に流入した混合気は、圧縮行程の上死点の近傍（例えば－１０°ＡＴＤＣ）で着火される。それにより、副室１５の中で混合気が燃焼して、副室１５の圧力が急上昇し、圧縮行程の上死点後は、副室１５の圧力が主室１４の圧力よりも高くなる。そして、副室１５の圧力がピークに達し、主室１４と副室１５の圧力差が最大となる（ΔＰmax）。この副室１５と主室１４との圧力差が大きくなるほど、プレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いは強くなる。

プレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いは、主室１４の混合気の燃焼速度に大きく影響する。開示する技術では、プレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いを判定するための指標として、噴流ポテンシャル（ＲＥＴ）が用いられている。噴流ポテンシャルは、副室１５と主室１４との間でのエネルギの伝達率に相当する。図４に、噴流ポテンシャルを算出するための数式を示す。

そして、図５に、図３に対応した噴流ポテンシャルの経時変化を示す。噴流ポテンシャルにより、プレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いが判定できる。すなわち、噴流ポテンシャルが大きいと火炎の勢いは強いと判定でき、噴流ポテンシャルが小さいと火炎の勢いは弱いと判定できる。

具体的には、図３に示すΔＰmaxのタイミングが、プレチャンバ１７から火炎が噴出するタイミングに相当するので、その時の噴流ポテンシャル（ＲＥＴmax）により、プレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いが判定できる。

ＲＥＴmaxは、圧縮比εが大きくなるほど、副室１５の中の混合気の密度が大きくなるので、大きくなる。また、副室１５の容積が大きくなるほど、副室１５で発生する熱エネルギが多くなるので、ＲＥＴmaxは大きくなる。ＲＥＴmaxはまた、噴孔１８の大きさや個数、気筒４の容積や形状等によっても影響を受ける。

（プレチャンバ点火方式の課題）
プレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いは、上述したように、圧縮比ε、噴孔１８の大きさや個数、副室１５の容積などの、エンジン１の物理的な条件（これらをエンジン構成要素ともいう）の影響を受ける。そのため、燃焼条件が大きく異なる中負荷と高負荷高回転の双方の運転領域において、燃費の良い安定した燃焼を実現するのは難しい。

すなわち、燃料量は、基本的にはエンジン１の出力要求に応じて決まるので、プレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いは、エンジン構成要素の影響を強く受ける。そのため、燃料量が相対的少ない中負荷と、燃料量が相対的に多く、しかも行程間隔が短い高負荷高回転との双方の運転領域において、燃費の良い安定した燃焼を両立し得るエンジン構成要素を見出すことは難しい。

中負荷の運転領域において、熱効率の向上の観点から燃料量を必要最小限とし、その状態で混合気の失火を抑制するためには、主室１４での火炎伝播を早くするのが好ましい。そこで、主室１４での火炎伝播を早くするために、プレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いが強くなるようエンジン構成要素を設定すると、高負荷高回転の運転領域では、主室１４での火炎伝播が過度に早くなり、強ノックが発生し易くなる。

強ノックを抑制するために、点火時期を遅らせる制御を行うと、熱効率が低下する。従って、中負荷と高負荷高回転の双方の運転領域において燃費の良い安定した燃焼を実現するのは難しい。パッシブプレチャンバであれば、アクティブプレチャンバよりも更に難しい。

すなわち、アクティブプレチャンバの場合、副室１５の中に燃料を噴射するので、副室１５の中の燃料量を直接的に調整できる。従って、制限はあるが、分割噴射などの燃料の噴射条件を変更することで、プレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いを弱めて強ノックを抑制することができる。

それに対し、パッシブプレチャンバの場合、主室１４に燃料を噴射するので、副室１５の中の燃料量は間接的にしか調整できない。パッシブプレチャンバでの火炎の勢いは、エンジン構成要素により、ほぼ一義的に決まってしまう。従って、パッシブプレチャンバは、アクティブプレチャンバよりも、副室１５の中の燃料量を調整できる範囲および条件は大幅に制限される。

そこで、本発明者らは、パッシブプレチャンバを採用するこのエンジン１において、強ノックを抑制するための対策について検討を行っている。その中で、単にプレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いを弱めるだけでは、逆に強ノックを促進させる場合があり、これらの関係に最適な条件があることを見出した。

開示する技術は、この知見に基づくものである。そして、このエンジン１は、この知見に基づき、中負荷の運転領域での燃費の良い安定した燃焼を実現しながら、強ノックが効果的に抑制できるように構成されている。

＜強ノックの抑制＞
上述したように、このエンジン１は、プレチャンバ点火方式の採用により、中負荷の運転領域では、主室１４の混合気の燃焼速度を早めて火炎伝播を促進できる。それにより、主室１４の混合気の濃度が必要最小限であっても安定して燃焼できるので、熱効率が向上する。

その一方で、プレチャンバ点火方式の採用により、高負荷高回転の運転領域では、強ノックが発生し易くなる。しかも、このエンジン１は、通常のエンジン１に比べて圧縮比εが高いので、よりいっそう強ノックが発生し易い。それに対し、プレチャンバ１７から噴射する火炎の勢いを弱めることで、燃費を悪化させずに強ノックを抑制することが考えられる。

ところが、本発明者らが、試験（後述する熱解析も含む）を行い、強ノックとプレチャンバ１７から噴出する火炎の勢いとの関係について調べていたところ、火炎の勢いを弱め過ぎると、かえって強ノックが促進されるようになり、強ノックを効果的に抑制するためには、火炎に適度な勢いが必要なことを見出した。

図６に、試験で採用したエンジンの主な諸元（エンジン構成要素）を示す。試験に用いたエンジンは、上述した実施形態のエンジン１と同様に、自然吸気のガソリンエンジンであり、主室１４に燃料が噴射されるように構成されている（パッシブプレチャンバ）。試験では、その内容に応じて、図６に示す各エンジン構成要素の範囲で適宜条件を設定した。

（強ノックと噴流ポテンシャルとの関係）
図７に、強ノックの発生と噴流ポテンシャルとの関係について調べた結果を示す。

図７は、高負荷高回転の運転領域でのＫｉ値と噴流ポテンシャルとの関係を示している。具体的には、圧縮比εが１７のエンジンにおいて、６０００ｒｐｍ、かつ、全開負荷（いわゆるフルスロットルの状態）で運転した時のＫｉ値と噴流ポテンシャルとの関係を示している。

試験では、副室１５の容積および噴孔１８の直径を変えることにより、異なる噴流ポテンシャルが得られるように条件が設定されている。なお、この試験に用いたエンジンのボアストローク比は１．１に設定されている。

Ｋｉ値は、ノックの強さ（ノック強度）を表す指標である。Ｋｉ値は、シリンダの中で発生する圧力波の振動データに基づいて算出される。振動データは、ノックセンサ、筒内圧センサなどを用いて検出される。ここでのＫｉ値は、３００回の燃焼サイクルで発生したノック強度の平均値を示している。従って、そのサンプリング期間中に、頻度が低くても強ノックが発生すると、その強度および頻度に応じてＫｉ値が高くなる。

図８に、図７に示すグラフ上の点Ｐ１および点Ｐ２における振動データの一例を示す。実線のグラフＤ１が、噴流ポテンシャルが０（ゼロ）を示す点Ｐ１の振動データである。破線のグラフＤ２が、噴流ポテンシャルが１．２を示す点Ｐ２の振動データである。縦軸は燃焼室６の熱発生率を表している。

グラフＤ１は、プレチャンバ１７が無いエンジン、つまり点火プラグ１６が主室１４に露出したエンジンでの試験結果である（通常の点火方式に相当）。グラフＤ２は、直径φが１．０ｍｍの噴孔１８か４個形成されていて、副室１５の容積が０．３１ｃｃのプレチャンバ１７が設けられたエンジンでの試験結果である。点火時期は、いずれも上死点の直前（－１０°ＡＴＤＣ）である。

グラフＤ１では、点火後の所定の期間を経過した後に大きな圧力変動、つまり強ノックの発生が認められる。それに対し、グラフＤ２では、グラフＤ１のような大きな圧力変動は認められない。グラフＤ２では、強ノックが抑制されていることが判る。Ｋｉ値は、このような振動データに基づいて算出されている。

図７に示すように、噴流ポテンシャルの減少に対して、Ｋｉ値に変曲点が認められた。具体的には、噴流ポテンシャルが２から小さくなるに従ってＫｉ値は減少し、噴流ポテンシャルが１．２の周辺で極小となった。その後、噴流ポテンシャルが小さくなるに従ってＫｉ値は増加した。Ｋｉ値の変化量は、噴流ポテンシャルが極小値以上の範囲よりも、噴流ポテンシャルが極小値以下の範囲の方が大きい傾向が認められた。

火炎の勢いが強い場合には（噴流ポテンシャルが極小値以上の領域）、その勢いに応じて主室１４での火炎伝播が早くなるので、異常燃焼が発生し易くなる。その結果、燃焼圧力が急上昇して主室１４が気柱共鳴すると、プレチャンバ点火方式に起因した強ノックが発生する。従って、そのような場合には、原因となっている火炎の勢い、つまり噴流ポテンシャルを小さくすることで強ノックを抑制できる。

それに対し、火炎の勢いが弱い場合には（噴流ポテンシャルが極小値以下の領域）、その勢いに応じて主室１４での火炎伝播が遅くなるので、異常燃焼が発生し難くなる。従って、プレチャンバ点火方式に起因した強ノックは抑制できる。

その一方で、火炎の勢いが弱くなると、主室１４の周辺部分に火炎が届き難くなる。それにより、高回転の運転領域では、火炎が主室１４の周辺部分に行き渡らなくなることで、逆に、主室１４の周辺部分に存在しているエンドガスの自着火を誘発し、強ノックが発生し易くなる、と考えられる。

これまでに蓄積したデータに基づけば、測定誤差を含め、実用上好ましいＫｉ値の範囲は、１以下である。より好ましくは、０．５以下である。図７に、Ｋｉ値が１以下となる範囲および０．５以下となる範囲を示す。

Ｋｉ値が１以下となる範囲は、噴流ポテンシャルが０．９５以上１．６以下となる範囲に対応している。Ｋｉ値が０．５以下となる範囲は、噴流ポテンシャルが１．０５以上１．５以下となる範囲に対応している。

従って、これら適切なＫｉ値の範囲に対応した範囲の噴流ポテンシャルが得られるように、エンジン構成要素を設定することで、強ノックを効果的に抑制できる。しかも、これら噴流ポテンシャルの範囲であれば、火炎の勢いをある程度確保できるので、中負荷の運転領域においても失火を抑制できる。すなわち、中負荷の運転領域での燃費の良い安定した燃焼を実現しながら、強ノックが効果的に抑制できる。中負荷と高負荷高回転の双方の運転領域で適切な燃焼を実現できる。

＜噴流ポテンシャルに関連するエンジン構成要素＞
噴流ポテンシャルに関連するエンジン構成要素としては、圧縮比ε、噴孔１８の大きさ、噴孔１８の個数、ボア、ストローク、副室１５の容積、行程容積などが挙げられる。

（圧縮比ε）
エンジンの圧縮比εは、要求されるエンジンの仕様に基づいて設定される。ノックを抑制する観点からは圧縮比εは低い方が好ましいが、低い圧縮比εは、熱効率を向上する観点からは不利である。従って、このエンジン１では、通常よりも高い圧縮比εが採用されており、上述したように、１４以上２５以下の範囲で適宜設定される。

（噴孔１８の大きさ、個数）
噴孔１８は、孔径が０．７ｍｍ以上１．５ｍｍ以下の大きさに形成し、４個以上６個以下とするのが好ましい。そして、これら噴孔１８が点火プラグ１６の電極を中心とした周方向に間隔を隔てて並ぶように配置するのが好ましい。なお、噴孔１８は円形ではあるが正円でなくてもよい。

噴孔１８の大きさに関しては、噴孔１８が大きくなれば通気抵抗が小さくなり、噴孔１８が小さくなれば通気抵抗が大きくなる。通気抵抗が小さいと、副室１５に混合気が流入し易くなるとともに副室１５から排気ガスが流出し易くなる。従って、副室１５の吸排気の観点からは噴孔１８は大きい方が好ましい。

一方、プレチャンバ１７から噴出される火炎の勢いは、噴孔１８が大きくなれば弱くなり、噴孔１８が小さくなれば強くなる。従って、噴孔１８の大きさは噴流ポテンシャルの大小に直接的に影響する。それに対し、噴孔１８を上述した範囲の大きさにすることで、適度な通気抵抗を確保しながら噴流ポテンシャルを上述した最適な範囲に設定できる。

噴孔１８の個数に関しては、噴孔１８が３個以下であると、プレチャンバ１７から噴出される火炎が周方向に分布する範囲が狭くなるので、主室１４での燃焼が不均一になるおそれがある。噴孔１８が７個以上であると、周方向に分布する火炎の範囲は拡がるが、プレチャンバ１７の強度低下などの問題があるので、実現が難しい。

しかも、噴孔１８の個数は噴流ポテンシャルにも影響する。例えば、プレチャンバ１７の開口面積が同じであれば、噴孔１８が少ないと噴孔１８を大きくする必要があり、噴孔１８が多いと噴孔１８を小さくする必要がある。それに対し、４個以上６個以下の個数であれば、噴孔１８の大きさを適切な範囲に設定できるので、燃焼室６の周方向に火炎を適度に分布させながら噴流ポテンシャルを上述した最適な範囲に設定できる。

（ボア、ストローク）
図９に簡略化して示すように、ボアＢは気筒４の内径である。ストロークＳは、気筒４の中をピストン５が下死点（実線で示す位置）から上死点（二点鎖線で示す位置）まで移動する距離である。

そして、これらの比率であるストロークＳをボアＢで割った値（Ｓ／Ｂ）は、一般に「ボアストローク比」と呼ばれている。容積が同じ場合、ボアストローク比が大きくなるほど、ストロークＳは大きく、ボアＢは小さくなる。そして、ボアストローク比が小さくなるほど、ストロークＳは小さく、ボアＢは大きくなる。

ストロークＳが大きくなると、ピストン５の移動速度が大きくなるので、燃焼室６の中の流動が大きくなり、燃焼が促進される。ボアＢが小さくなると、燃焼室６の表面積が小さくなるので、熱損失が抑制される。従って、ボアストローク比の大きいエンジンは、中負荷等の運転領域では、熱効率を向上する観点からは好ましいが、高負荷高回転の運転領域では、燃焼速度および筒内温度が過度になり易いので、強ノックを抑制する観点からは好ましくない。

逆に、ストロークＳが小さくなると、ピストン５の移動速度が小さくなるので、燃焼室６の中の流動が小さくなり、ボアＢが大きくなるとそれに伴って熱損失も増える。従って、ボアストローク比の小さいエンジンは、高負荷高回転の運転領域では、燃焼速度および筒内温度が抑制されるので、強ノックを抑制する観点からは好ましいが、中負荷等の運転領域では、熱効率を向上する観点からは好ましくない。

それに対し、このエンジン１のボアストローク比は、比較的大きい１以上１．５以下の範囲に設定されている。強ノックを抑制する観点からは、ボアストローク比は１未満が好ましいが、このエンジン１の場合、噴流ポテンシャルを最適な範囲に設定することによって強ノックを抑制できる。従って、燃費の向上を優先した設定にできる。

また、ボアＢが小さいとプレチャンバ１７から燃焼室６の外縁部までの距離が短くなるので、火炎が燃焼室６の周辺部分に届き易くなる。それにより、高回転の運転領域でも、エンドガスを効果的に燃焼させることが可能になる。従って、ボアストローク比を上述した範囲に設定することで、中負荷の運転領域での燃費の良い安定した燃焼を実現しながら、強ノックを効果的に抑制することが可能になる。

（副室１５の容積）
プレチャンバ１７から噴出する火炎は、副室１５の中の混合気に着火することで形成される。従って、その混合気によって得られる熱エネルギが大きいほど、火炎の勢いは強くなる。副室１５の容積が大きいほど、収容できる混合気の量が増えるので、その混合気によって得られる熱エネルギも大きくなる。従って、副室１５の容積は、噴流ポテンシャルに大きく影響する。

図１０に、熱解析によって得られた、強ノックの抑制を可能にする副室１５の容積Ｖｐｃと噴流ポテンシャルとの関係を示す。副室１５の容積Ｖｐｃは、噴流ポテンシャルが大きくなるに従って所定の変化量で大きくなる。そして、２点鎖線で示すように、エンジン１の圧縮比εに応じて副室１５の容積Ｖｐｃは大小に変化する。具体的には、圧縮比εが大きくなれば、副室１５の容積Ｖｐｃは小さくなり、圧縮比εが小さくなれば、副室１５の容積Ｖｐｃは大きくなる。

例えば、噴流ポテンシャルが１．２となる最適な条件で見た場合、圧縮比εが１４のエンジン１では、副室１５の容積Ｖｐｃ（点Ｐ３）は０．３１ｃｃに設定するのが好ましく、圧縮比εが２５のエンジン１では、副室１５の容積Ｖｐｃ（点Ｐ４）は０．１２ｃｃに設定するのが好ましい。

（行程容積）
行程容積は、ピストン５が下死点から上死点まで動く行程で排出される容積であり、図９では、ストロークＳで示す範囲での気筒４の容積に相当する。行程容積が大きくなるほど、燃焼室６に収容できる混合気の量が増える。それに応じて燃料の量が増えると、強ノックが発生し易くなる。従って、行程容積が大きくなれば、それに応じて設定できるエンジン構成要素の範囲は制限される。

＜強ノックの抑制に対応した特定の比率＞
開示する技術では、上述したエンジン構成要素に基づいて、熱解析により、特定の比率（仕様決定比率）が設定されている。

すなわち、上述したように、火炎の勢いが弱い場合に発生する強ノック（弱噴流時強ノック）は、火炎とエンドガスとの位置関係が重要である。そのため、燃焼室１４の形態や混合気の状態の影響を受ける。

例えば、副室１５の容積が同じ場合、ボアや行程容積を小さくすると火炎が燃焼室１４の周辺部分まで達し易くなるので、弱噴流時強ノックは発生し難いのに対し、ボアや行程容積が大きくすると火炎が燃焼室１４の周辺部分まで達し難くなるので、弱噴流時強ノックは発生し易い。

そこで、弱噴流時強ノックの抑制に関するこのような条件を適切かつ効果的に特定するために、特定の比率で整理する必要があり、仕様決定比率が設定されている。そして、この仕様決定比率が所定の範囲に収まるようにエンジンを構成することで、噴流ポテンシャルを上述した適切な範囲に収めることが可能になり、強ノックを効果的に抑制できる。

具体的には、ボアストローク比Ｓ／Ｂを副室１５の容積Ｖｐｃで除することによって得られる比率（Ｓ／Ｂ）／Ｖｐｃを、仕様決定比率として設定し、この仕様決定比率が６．６以上５７．６以下の範囲に収まるように、エンジン１は構成されている。

図１１に、熱解析によって得られた、仕様決定比率と噴流ポテンシャルとの関係を示す。この熱解析では、圧縮比εは上述した所定の範囲、つまり１４以上２５以下を満たすように設定されている。同様に、ボアストローク比は１以上１．５以下を、噴孔１８の孔径は０．７ｍｍ以上１．５ｍｍ以下を、噴孔１８の個数は、４個以上６個以下を、それぞれ満たすように設定されている。そして、副室１５の容積Ｖｐｃは、行程容積を５００ｃｃに設定した状態で、圧縮比εに対応して、図１０に示した所定の範囲を満たすように設定されている。

図１１に示すように、これら各条件を満たし得る仕様決定比率は、噴流ポテンシャルが大きくなるに従って減少する。上述した各条件のうち、実線で示すグラフは、圧縮比εが２５等、最も強ノックが発生し易い条件に対応し、破線で示すグラフは、圧縮比εが１４等、最も強ノックが発生し難い条件に対応している。仕様決定比率は、同じ噴流ポテンシャルで比較した場合、強ノックが発生し易い条件よりも強ノックが発生し難い条件の方が小さい値になる。

それに対し、このエンジン１では、上述したＫｉ値が１以下となる範囲に対応した仕様決定比率の範囲として、６．６以上５７．６以下の範囲が設定されている。図１１において、その上限値５７．６は点Ｐ５に相当し、その下限値６．６は点Ｐ６に相当する。

すなわち、このエンジン１では、仕様決定比率の範囲が、上述した各条件のうち、最も強ノックが発生し易い厳しい条件の下で設定されている。具体的には、圧縮比εは２５であり、ボアストローク比は１．５であり、それぞれの上限値が採用されている。噴孔１８の個数は４個である。

従って、上述した各条件のその他の範囲であれば、これよりも条件は厳しくないので、これよりも容易に仕様決定比率の範囲が設定でき、強ノックを効果的に抑制できる。

更には、仕様決定比率は、８．５以上２３．４以下に設定するのが好ましい。すなわち、この範囲は、上述したＫｉ値が０．５以下となる範囲に対応しており、強ノックを更に安定的かつ効果的に抑制できる。図１１において、その上限値２３．４は点Ｐ７に相当し、その下限値８．５は点Ｐ８に相当する。

このように、開示する技術を適用したエンジン１によれば、中負荷の運転領域での燃費の良い安定した燃焼を実現しながら、高負荷高回転の運転領域での強ノックの発生を効果的に抑制できるようになる。従って、熱効率に優れたエンジンを実現できる。

なお、開示する技術は、上述した実施形態に限定されず、それ以外の種々の構成をも包含する。例えば、上述した実施形態で示したエンジン１の構造は一例であり、主室１４に臨むノーマルプラグ１３は無くてもよい。気筒４の個数も４つに限らない。

１ エンジン
２ シリンダブロック
３ シリンダヘッド
４ 気筒（シリンダ）
５ ピストン
６ 燃焼室
１１ インジェクタ
１２ プレチャンバプラグ
１３ ノーマルプラグ
１４ 主室
１５ 副室
１６ 点火プラグ
１７ プレチャンバ
１８ 噴孔（貫通孔）

Claims (7)

1. シリンダが形成されているシリンダブロックと、
   前記シリンダブロックの上に組み付けられて前記シリンダの上部を覆うシリンダヘッドと、
   前記シリンダの内部で往復動するように設けられて前記シリンダブロックおよび前記シリンダヘッドと共に燃焼室を区画するピストンと、
   前記燃焼室で点火する点火プラグと、
   を備えたエンジンであって、
   前記燃焼室は、
   前記点火プラグの電極を収容する副室と、
   貫通孔が形成された隔壁によって前記副室と区画されていて当該副室よりも容積が大きい主室と、
   を有し、
   前記シリンダのボアストローク比を前記副室の容積で除することによって得られる特定の比率が、６．６以上５７．６以下となるように構成されている、エンジン。
2. 請求項１に記載のエンジンにおいて、
   前記比率が、８．５以上２３．４以下となるように構成されている、エンジン。
3. 請求項１または２に記載のエンジンにおいて、
   前記ボアストローク比が、１以上１．５以下に設定されている、エンジン。
4. 請求項１～３のいずれか１つに記載のエンジンにおいて、
   前記エンジンの圧縮比が１４以上２５以下である、エンジン。
5. 請求項１～４のいずれか１つに記載のエンジンにおいて、
   前記主室に燃料を噴射するインジェクタを更に備え、
   前記副室の中の混合気は、前記インジェクタが噴射した燃料が前記貫通孔を通じて前記副室に流入することによって形成される、エンジン。
6. 請求項５に記載のエンジンにおいて、
   前記インジェクタが液体の燃料を噴射する、エンジン。
7. 請求項６に記載のエンジンにおいて、
   前記隔壁に４個以上６個以下の前記貫通孔が形成されていて、これら貫通孔が前記点火プラグの電極を中心とした周方向に間隔を隔てて並ぶように配置されている、エンジン。

Images