JP5083368B2 - 燃料噴射弁 - Google Patents

Description

本発明は、燃料を噴射する燃料噴射弁に関する。

従来、燃料噴射弁としては、弁部材と、弁部材を内部に軸方向に移動可能に支持し、かつ内壁面が弁部材の外壁面との間で燃料通路を形成する弁ボディとから構成されている。弁ボディは、上記内壁面に弁座部、及び弁座部の下流側に凹部が形成され、凹部には噴孔が形成される。そして、弁部材は、シート部を有し、シート部が弁座部に着座及び離座することにより、噴孔からの燃料噴射を遮断および許容するものが知られている（特許文献１等参照）。この種の燃料噴射弁は、弁ボディの凹部に、弁部材のシート部の端面が対向配置され、この凹部とシート部の端面とで上記燃料室（サック部ともいう）が形成されている。

このような燃料噴射弁の一種として特許文献１に開示の装置は、スリット状の噴孔、即ち扁平な扇状の噴孔を一つ有し、噴孔から噴射される燃料噴霧の形状を、扇状に左右に扁平に広がる液膜状に形成する。この技術は、高貫徹力（燃料の噴射速度を高めること）を利用し、燃料噴霧を扁平な扇状の液膜に形成することにより、その液膜と周囲の空気との接触面積を増大させ、ひいては液膜を周囲空気との摩擦により燃料の微粒化を可能とするものである。

また、燃料噴射弁の別の一種として特許文献２に開示の装置は、上記弁ボディの先端側、即ち上記凹部に、複数の噴孔を形成している。この技術では、例えば複数の噴孔からの噴射燃料により上記燃料噴霧を、上記扁平な扇状の噴霧に形成したり、円錐状の噴霧に形成するという燃料噴霧形状の形成自由度を高めている。

特開２０００−３１４３５９号公報 特開平１１−７０３４７号公報

上記特許文献１及び特許文献２の従来技術では、内燃機関の気筒の燃焼室（以下、単に筒内）に燃料を直接噴射する場合、筒内に燃料噴霧を拡散しつつ、燃料の微粒化が図れるはずである。しかしながら、高微粒化を図ろうとすると、噴孔からの噴射速度、即ち貫徹力を更に高める必要があり、噴射燃料（燃料噴霧）が筒内のシリンダ壁面等の壁面に付着するという懸念がある。特許文献１及び特許文献２の従来技術では、噴霧の先端部は分裂することなく内部エネルギーが温存されているので、噴霧先端部の速度が低下しにくいからであると発明者は考えている。

万が一シリンダ壁面に付着すると、燃料がＨＣ等の未燃焼ガスとなり、冷間始動時等のスモークの増加を招いたり、シリンダ壁面に付着した燃料によりピストン及びシリンダ壁面間を潤滑するオイルが希釈されるという懸念があるのである。

本発明は、このような事情を考慮してなされたものであり、その目的は、低貫徹力と高微粒化の両立が図れる燃料噴射弁を提供することにある。

発明者は、鋭意研究を行なった結果、以下の知見を見出した。即ち、速度勾配、特に噴孔の出口部の燃料流速の勾配を大きく形成すれば、噴射燃料の分裂を促進でき、ひいては、噴射燃料の貫徹力を大きくすることなく、微粒化が促進されることを見出したのである。以下、噴孔の出口部での燃料流速の勾配を、単に、「速度勾配」というと共に、噴孔の出口部での燃料の平均流速を、「噴射速度」という。

また、上記速度勾配を形成するためには結果的に噴孔内を流通する燃料に乱れを生じさせることになることから、従来技術を適用した場合に比べて噴射速度が低下するという懸念がある。言い換えると、有効に速度勾配を高めると共に速度勾配の形成に伴う噴射速度低下を抑える必要があると、発明者は考えている。

そこで、本発明は、上記目的を達成するために以下の技術的手段を備える。

また、請求項１乃至９に記載の発明では、燃料通路を形成するとともに燃料下流側に向けて縮径する内周面を有する弁ボディであって、内周面に形成された弁座部と、弁座部の燃料下流側に設けられた凹部と、凹部に形成された複数の噴孔とを有する弁ボディと、弁ボディの内部に軸方向に移動可能に配置され、内周面と共に燃料通路を形成する外周面を有する弁部材であって、外周面に形成され、弁座部に着座及び離座するシート部と、シート部の燃料下流側かつ、凹部に対向して配置される先端部とを有する弁部材と、を備え、凹部と先端部とで略円筒状の燃料室を形成するとともに、弁座部からシート部が離座することにより燃料室へ流出する燃料を、噴孔から噴射する燃料噴射弁において、
弁座部に着座するシート部の外径であるシート径をＤｓ、シート部が弁座部から離座したときの燃料室において噴孔の入口部の中心から、入口部に対向する先端部までの軸方向距離をＡ、及びシート部が弁座部から離座したときの燃料室において凹部のうち、噴孔の入口部より内周側に位置する内側部位から、内側部位に対向する先端部までの軸方向距離をＢとすると、０．０４８≦Ａ／Ｄｓ≦０．１８ かつ、Ｂ／Ｄｓ≦０．１８を満たすことを特徴とする。

かかる発明では、噴孔から燃料を噴射する際に、シート部と弁座部の離座により燃料が燃料室へ流出することになるが、燃料室へ流出する燃料の流れの主流方向は、弁ボディの燃料下流側に向けて縮径する内周面のうち、弁座部の縮径方向でほぼ決定される。そして、上記主流を噴孔の入口部に流入させる際に、噴孔の噴孔内周面に主流を衝突させることにより、主流が押し当てられる噴孔内周面に沿って噴孔の軸方向に、主流の流れ方向が曲げられることになる。

そのような主流を含む燃料流れが燃料室に流入する場合、燃料室の大きさ、例えば弁部材の先端部と、噴孔が形成される凹部との対向距離の大きさによっては、噴孔の入口部へ流体力学的な最短距離となる方向に、主流の流れ方向が変化する懸念がある。主流の流れ方向が変化すると、噴孔の出口部において速度勾配が有効に高められないという懸念がある。

ここで、本発明の発明者は、上記構成の燃料噴射弁について、鋭意研究した結果、以下の知見を見出した。即ち、上記燃料室において「噴孔の入ロ部から先端部までの軸方向距離Ａ」の大きさに係わる指標値としての「Ａ／Ｄｓ」が、０．０４８≦Ａ／Ｄｓ≦０．１８を満たすように構成すれば、速度勾配を有効に高めることができるのである。これにより、噴射燃料がシリンダ壁面に付着するのを抑制できる程度に噴射速度を小さくすること、即ち低貫徹力とすることができると共に、有効に高めれた速度勾配により微粒化を更に促進させることを見出したのである。

上記０．０４８≦Ａ／Ｄｓ≦０．１８の設定範囲に対し、Ａ／Ｄｓ＞０．１８になる場合には、噴孔の入口部へ向かう主流の流れ方向が変化してしまうことになり、噴孔内周面と主流の干渉度合いが変化し、ひいては噴孔出口部での速度勾配が著しく小さくなる。即ち速度勾配を有効に高めることができなくなるのである。

一方、発明者は、燃料の粒径（以下、単に「粒径」という）に着目して試験及び数値解析を行なった結果、Ａ／Ｄｓ＜０．０４８、またはＡ／Ｄｓ＞０．１８になると、粒径が著しく大きくなる即ち微粒化促進の機能を損なうという知見を得たのである。言い換えると、噴射速度の低下を許容できる限界がＡ／Ｄｓ＝０．０４８であり、速度勾配の低下を許容できる限界がＡ／Ｄｓ＝０．１８であるのである。

しかも、上記燃料室において「噴孔の入口部より内周側に位置する内側部位から、先端部までの軸方向距離Ｂ」の大きさに係わる指標値としての「Ｂ／Ｄｓ」が、Ｂ／Ｄｓ≦０．１８を満たすように構成するので、速度勾配を優先して有効に高めることができる。例えばＡ／Ｄｓを所定量に固定し、Ｂ／Ｄｓを小さくすることにより、噴射速度に関係なく、速度勾配を優先して有効に高めることができる。

以上の発明によれば、０．０４８≦Ａ／Ｄｓ≦０．１８かつ、Ｂ／Ｄｓ≦０．１８を満たすという構成としているので、有効に高められた速度勾配を形成でき、ひいては従来技術のように貫徹力を大きくすることなく微粒化を促進させることができる。したがって、低貫徹力と高微粒化の両立が図れる燃料噴射弁を得ることができるのである。

なお、そのように高められた速度勾配を有する噴射燃料、即ち噴霧は、初期噴射過程において燃料塊の分裂を促進でき、ひいては噴霧の内部エネルギーを消耗させることになるので、シリンダ壁面に近い側にある噴霧の先端部での噴射速度を、著しく低下させることが可能となるのである。

また、請求項２に記載の発明では、弁部材の先端部は、シート部の下端から環状内側に延びる傾斜面または球状面に形成され、かつ、燃料室は、Ｂ＜Ａを満たすことを特徴とする。

こうした構成の発明では、弁部材の先端部が、シート部の下端から環状内側に延びる傾斜面または球状面に形成され、かつＢ＜Ａを満たす構成とするので、上記主流を含む燃料流れが燃料室に流入する際に、先端部は、主流以外の流れを、シート部の下端から環状内側に延びる傾斜面または球状面に沿わせることができる。しかも、その先端部の傾斜面または球状面とにより形成される燃料室は、Ｂ＜Ａを満たすように形成されているので、主流以外の流れを、主流側に向けて整流することができる。これにより、主流以外の流れを主流に合流させ、主流の流れを強めることができるので、速度勾配を優先して有効に高めることができるのである。

また、上記請求項２に記載の発明のように、燃料室を形成する先端部が、Ｂ＜Ａを満たすように形成される構成に限らず、請求項３に記載の発明の如く、凹部の内側部位には、先端部に向けて軸方向に延びる段差部が形成され、かつ、燃料室は、Ｂ＜Ａを満たすように形成される構成としてもよい。

また、上記速度勾配を有効に高める方法として、上記構成に加えて、請求項４に記載の発明の如き、噴孔の入口部が一重環状に配置され、かつ、噴孔の入口部間のピッチをＤｐとすると、１．５≦Ｄｓ／Ｄｐ≦３を満たすようにする構成としてもよいし、また請求項５に記載の発明の如き、噴孔の入口部が弁ボディの中心軸を中心とした同一の仮想円上に配置され、仮想円の径をＤｐとすると、１．５≦Ｄｓ／Ｄｐ≦３を満たすようにする構成としてもよいのである。

発明者は、上記構成の燃料噴射弁について、鋭意研究した結果、以下の知見を見出したからである。

即ち、燃料室においてシート部から噴孔までの距離（Ｄｓ−Ｄｐ）の大きさ、言い換えるとシート部のシート径Ｄｓと、上記仮想円の径ＤｐまたはピッチＤｐとの比（Ｄｓ／Ｄｐ）の大きさに応じて、噴孔の入口部へ向かう主流の流れ方向が変化する場合がある。そのように変化した主流の流れ方向が、入口部側の噴孔内周面ではなく、出口部側の噴孔内周面に衝突し押し当てられるという懸念がある。言い換えると、出口部において、有効に高められた速度勾配が形成されずに、単に箇所の違いにより燃料流速に速度差が存在する程度の「燃料流れの乱れ」だけが生じる可能性がある。このような出口部から噴射される燃料噴霧は、その噴霧の噴射角の乱れを生じ、噴射角にばらつきが生じるおそれがあるのである。

これに対して、燃料室において「シート部から噴孔までの距離（Ｄｓ−Ｄｐ）」の大きさに係わる指標値としての「Ｄｓ／Ｄｐ」が、１．５≦Ｄｓ／Ｄｐ≦３を満たす構成とすれば、出口部から噴射される燃料噴霧の噴射角ばらつきを抑えつつ、噴孔の出口部の速度勾配を有効に高めることができるとの知見を見出したのである。

ここで、噴射角は、弁ボディの中心軸に対する、出口部から噴射される噴射燃料（燃料噴霧）の主流の噴射方向の傾きを示す角度をいう。

上記１．５≦Ｄｓ／Ｄｐ≦３の設定範囲に対し、Ｄｓ／Ｄｐ＜１．５になる場合には、シート部から噴孔の入口部までの径方向距離が過度に短くなることになり、そのような噴孔の入口部へ向かう主流は、入口部側の噴孔内周面ではなく出口部側の噴孔内周面に押し当てられることになる懸念がある。主流が出口部側の噴孔内周面に押し当てられると、速度勾配が著しく小さくなり、ひいては速度勾配を有効に高めることができなくなるのである。結果として、上記噴霧の噴射角に顕著なばらつきが生じることになる。

一方、Ｄｓ／Ｄｐ＞３の場合については、発明者が試験及び数値解析を行なった結果、以下の知見を見出した。即ち、Ｄｓ／Ｄｐ＞３になると、燃料室を形成する凹部の内側部位に相当する圧力領域［Ｐ１］は、他の部分に比べて過度に高圧となる。このような圧力領域が内側部位に発生すると、入口部へ向かう主流が圧力領域と干渉することになり、ひいては出口部から噴射される燃料噴霧に乱れを生じ、噴射角の顕著なばらつきが生じるのである。

また、請求項６に記載の発明では、凹部のうち噴孔が形成されている領域部分の厚さ寸法をｔ、及び噴孔の径をｄとすると、１．２５≦ｔ／ｄ≦３を満たすことを特徴とする。

かかる発明では、燃料室に流入した主流が噴孔の入口部に流入する際に、噴孔の入口部側の噴孔内周面に主流が押し当てられ、出口部に向かって速度勾配が有効に高められるはずである。しかしながら、主流が噴孔内周面に押し当てられた後、主流以外の流れも噴孔内周面によって整流されることになるため、噴孔の軸方向の内周長、即ち「噴孔長」の大きさによっては、有効に高められた速度勾配の大きさが著しく低下してしまうおそれがある。

これに対して、本発明の発明者は、上記構成の燃料噴射弁について、鋭意研究した結果、以下の知見を見出した。即ち、「噴孔長」の大きさに係わる指標値としての「ｔ／ｄ」が、１．２５≦ｔ／ｄ≦３を満たす構成とすれば、有効に高められた速度勾配の大きさが著しく低下することがない。そのような速度勾配により微粒化が更に促進されるのである。

また、請求項７に記載の発明では、噴孔の軸方向は、噴孔の出口部が入口部よりも弁ボディの中心軸から離れる側に位置するように傾斜していることを特徴とする。

かかる発明では、燃料室に流入した主流が噴孔の入口部に流入する際に、噴孔の入口部側の噴孔内周面のうち、弁ボディの中心軸に近い側の噴孔内周面部分に、主流を効果的に押し当てることができるので、出口部において上記中心軸に近い側の噴孔内周面部分と遠い側の内周面部分との間で、効果的に高めた速度勾配を形成することができる。

また、請求項８に記載の発明の如く、噴孔の入口部は、噴孔の噴孔内周面と、内周面のうち、凹部に形成される凹内周面部分とが交差する角部が形成され、角部のうち、弁座部に近い側の角部部分は、凹内周面部分と噴孔内周面が滑らかに連続する曲面を有していることが好ましい。

このような構成によれば、主流が流入する噴孔の入口部は、その主流が流入する側の角部の周縁部を、例えば滑らかな球面状に形成することが可能となる。 また、請求項９に記載の発明では、凹部は、噴孔が形成される領域部分のうち、噴孔の入口部側の端面が平面、かつ噴孔の出口部側の端面が球面であることを特徴とする。

ここで、燃料噴霧の噴射角は、燃料噴射弁を搭載するエンジンの要求性能等によって決定されるため、凹部に形成される各噴孔が、異なる噴射角に設定されるという懸念がある。狙いの噴射角により噴孔長が変化するので、噴射角の異なる噴孔間で微粒化度合いが異なることになる。

これに対し、請求項９に記載の発明によれば、噴孔入口部側を平面、噴孔出口部側を球面とするので、各噴孔の噴射角の相違による噴孔長の変化を抑制することができる。これにより、噴射角の異なる各噴孔間の微粒化のばらつきを抑制することができるのである。

本発明の第１実施形態に係わる燃料噴射弁を示す断面図である。 図１中の噴孔及び噴孔の燃料上流の燃料室の周りを示す断面図である。 図２の燃料室側からみた平面図である。 図２中の噴孔の出口部を流通する燃料流れに係わる速度勾配を説明する図であって、図２中のIV−IV線断面における速度勾配を定義する模式図である。 本発明の燃料噴射弁の特徴である噴孔の出口部から流出する噴射燃料の噴射過程を説明する特性図であって、図５（ａ）は噴霧長に係わる時系列の特徴を示す模式図、図５（ｂ）は噴射速度に係わる時系列の特徴を示す模式図である。 図１の燃料噴射弁を搭載するエンジンの燃焼室との関係を説明する図であって、図６（ａ）は断面図、図６（ｂ）はVIＢからみた矢視図である。 Ａ／Ｄｓと、速度勾配、及び粒径との関係を説明する図であって、図７（ａ）はＡ／Ｄｓと速度勾配及び噴射速度との関係を示す特性図、図７（ｂ）はＡ／Ｄｓと粒径との関係を示す特性図、図７（ｃ）は微粒化に関し、速度勾配と噴射速度との関係を示す特性図である。 Ｂ／Ｄｓと、速度勾配、及び粒径との関係を説明する図であって、図８（ａ）はＢ／Ｄｓと速度勾配及び噴射速度との関係を示す特性図、図８（ｂ）はＢ／Ｄｓと粒径との関係を示す特性図である。 Ｄｓ／Ｄｐと、速度勾配、及び粒径との関係を説明する図であって、図９（ａ）はＤｓ／Ｄｐと速度勾配との関係を示す特性図、図９（ｂ）はＤｓ／Ｄｐと粒径との関係を示す特性図、図９（ｃ）は微粒化された噴霧形状に関し、噴霧の噴射角ばらつきとＤｓ／Ｄｐとの関係を示す特性図である。 Ｄｓ／Ｄｐと速度勾配との関係に関し、Ｄｓ／Ｄｐ＝１．５を一例として燃料の流速分布を数値解析した結果を示す図であって、図１０（ａ）は断面図、図１０（ｂ）は図１０（ａ）中のXB−XB線断面図である。 Ｄｓ／Ｄｐと速度勾配との関係に関し、Ｄｓ／Ｄｐ＝３を一例として燃料の流速分布を数値解析した結果を示す図であって、図１１（ａ）は断面図、図１１（ｂ）は図１１（ａ）中のXIB−XIB線断面図である。 Ｄｓ／Ｄｐと燃料室内の圧力の関係を説明する図であって、図１２（ａ）はＤｓ／Ｄｐ＝３の一例を示す断面図、図１２（ｂ）はＤｓ／Ｄｐ＝１．５の一例を示す断面図である。 ｔ／ｄと、速度勾配、及び粒径との関係を説明する図であって、図１３（ａ）はｔ／ｄと速度勾配との関係を示す特性図、図１３（ｂ）はｔ／ｄと粒径との関係を示す特性図、図１３（ｃ）は微粒化された噴霧形状に関し、噴霧収縮率とｔ／ｄとの関係を示す特性図である。 弁部材の先端部におけるシート面と傾斜面のなす角度と、流量係数、速度勾配、及び噴射速度との関係を説明する特性図である。 第２実施形態に係わる燃料噴射弁の一部を示す図であって、噴孔及び噴孔の燃料上流の燃料室の周りを示す断面図である。 Ｌｔ／ｄと、噴射角及び粒径の変化度合いとの関係を説明する図であって、図１６（ａ）はＬｔ／ｄと噴射角の関係を示す特性図、図１６（ｂ）はＬｔ／ｄと粒径の変化度合いの関係を示す特性図である。 他の実施形態に係わる噴孔及び燃料室の周り構成を示す図であって、図１７（ａ）〜図１７（ｌ）は上記構成の各種態様の一例を示す断面図である。 他の実施形態に係わる別の一種のエンジンに燃料噴射弁を搭載した例において、燃料噴射弁と燃焼室との関係を説明する断面図である。 他の実施形態に係わる燃料噴射弁の一部を示す図であって、噴孔及び噴孔の燃料上流の燃料室の周りを示す断面図である。

以下、本発明に係る一実施形態について、図面を参照しつつ説明する。

（第１実施形態）
図１〜図３、及び図６は、本実施形態による燃料噴射弁１０を示している。図２及び図３は燃料噴射弁１０による特徴部分を示しており、また図６は本実施形態による燃料噴射弁１０を搭載した燃料噴射装置の全体構成を模式的に示すものである。

図６に示すように燃料噴射弁１０は、シリンダヘッド６１に取り付けられ、シリンダヘッド６１の壁面と、シリンダブロック６２の内壁面（以下、シリンダ壁面）６５と、ピストン６６の上端面６７とで形成される燃焼室６４に、直接燃料を噴射する直噴ガソリンエンジン（以下、単にエンジンという）用の燃料噴射装置である。燃料噴射弁１０には、図示しない燃料供給ポンプにより燃料噴射圧力相当に加圧された燃料が供給される。当該燃料圧は、１ＭＰａから４０ＭＰａの範囲の所定圧に設定されており、燃料噴射弁１０は燃焼室６４へ当該範囲相当の燃料噴射圧の燃料を噴射するのである。

燃料噴射弁１０は、図６の例示のように、吸気バルブ６８と排気バルブ６９との間、即ちシリンダヘッド６１にいわゆるセンター搭載されている。また、図示しない点火装置がシリンダヘッド６１に搭載されており、点火装置は燃料噴射弁１０からの噴射の燃料が直接付着しない位置、かつ燃料と混合された可燃空気に着火可能な位置に配置されている。

燃料噴射弁１０から噴射される燃料の噴霧は、円錐状の噴霧であり、シリンダ壁面６５及びピストン６６の上端面６７の両者に直接付着しないように、燃料噴射弁１０（図６（ｂ）では中心軸Ｊ１で例示）から噴霧の先端部までの長さ（以下、噴霧長という）が、両者６５、６７と間隔を置いて所定の噴霧長Ｌ１に設定されている。

以上、燃料噴射弁１０を主たる構成とする燃料噴射装置の全体構成を説明した。以下、燃料噴射弁１０の基本構成について説明する。

（燃料噴射弁１０の基本構成）
図１に示すように、燃料噴射弁１０のハウジング１１は筒状に形成されている。ハウジング１１は、第一磁性部１２、非磁性部１３及び第二磁性部１４を有している。非磁性部１３は、第一磁性部１２と第二磁性部１４との磁気的な短絡を防止する。第一磁性部１２、非磁性部１３及び第二磁性部１４は、例えばレーザ溶接などにより一体に接続されている。

ハウジング１１の軸方向の一方の端部には入口部材１５が設置されている。入口部材１５はハウジング１１の内周側に圧入などにより固定されている。入口部材１５は燃料入口１６を有している。燃料入口１６には、上記燃料供給ポンプによって燃料（本実施形態ではガソリン燃料）が供給される。燃料入口１６に供給された燃料は、異物を除去する燃料フィルタ１７を経由してハウジング１１の内周側に流入する。

ハウジング１１の他方の端部には、ノズルホルダ２０が設置されている。ノズルホルダ２０は筒状に形成され、その内側には、「弁ボディ」としてのノズルボディ２１が設置されている。ノズルボディ２１は有底筒状に形成され、例えば圧入あるいは溶接などにより、ノズルホルダ２０に固定されている。ノズルボディ２１は、その有底筒状に形成された内周面２１ｂが、図２に示すように先端に近づくにつれて内径が縮径する円錐状の内壁面２２に形成されており、その内壁面２２に弁座部２３を有している。そして、弁座部２３の下端に凹部２７が設けられている。

また、ノズルボディ２１は、ハウジング１１とは反対側の端部近傍に、即ち凹部２７に、ノズルボディ２１を貫いて内壁面２２と外壁面２４とに開口する複数（本実施例では、例えば４つ）の噴孔２５を有している。燃料入口１６に供給された燃料は、噴孔２５からエンジンの気筒の燃焼室（以下、単に「気筒内」ともいう）６４に噴射される。

図３は、ノズルボディ２１単体を示す平面図であって、図２中のIII矢視図に対応する。図３に例示すように、複数の噴孔２５の入口部２５ｂが同一の仮想円（以下、ピッチ円ともいう）Ｋ上に配置されている。即ち、上記複数の噴孔入口部２５ｂは、仮想円Ｋ上に一重環状に配置されているのである。仮想円Ｋの中心は、いわゆる燃料噴射弁１０の中心軸と一致しており、ハウジング１１、ノズルホルダ２０及びノズルボディ２１の中心軸Ｊ１（以下、単に「ノズルボディ２１の中心軸Ｊ１」という）にほぼ一致する。

また、隣接する噴孔２５の入口部２５ｂ間のピッチは、仮想円Ｋ上にほぼ等ピッチに形成されている。

上記ノズルボディ２１のうち軸方向の先端部分、即ち凹部２７は、中心軸Ｊ１に対して垂直に拡がる板状の底部が形成されており、この底部の厚さ寸法ｔが均一な板状部分２１ａに、噴孔２５が形成されているのである。噴孔２５の中心軸Ｊ２に垂直な断面、つまり噴孔２５の横断面は円形を呈している。また、噴孔２５が貫通する向き、即ち中心軸Ｊ２は、噴孔２５の出口部２５ａが噴孔２５の入ロ部２５ｂよりも中心軸Ｊ１の外側に位置するように傾斜している。なお、図２に示すように、凹部２７の上記底部と弁座部２３の間は、曲面で滑らかに接続されている。

以上のノズルボディ２１の内周面２１ｂは、円錐状の内壁面２２と噴孔２５の入口部２５ｂとの間には、噴孔２５に向けて凹む凹部２７が形成されることになるのである。これにより、凹部２７の燃料室７０は、常に複数の噴孔２５の入口部２５ｂに連通することになり、凹部２７内の燃料を複数の噴孔２５に分配し易くするのである。

また、ハウジング１１、ノズルホルダ２０及びノズルボディ２１により、内部に収容室を形成する弁ボディを構成している。その収客室には、「弁部材」としてのニードル３０が収容される。ニードル３０は、ハウジング１１、ノズルホルダ２０及びノズルボディ２１の内周側に軸方向へ往復移動可能に収容されている。

ニードル３０は、ノズルボディ２１と概ね同軸上に配置されている。ニードル３０は、軸部３１、頭部３２、シート部３３、及び先端部３４を備えている。頭部３２は、軸方向において軸部３１の燃料入口１６側の端部に位置し、シート部３３は、軸部３１の噴孔２５側の端部に位置する。そして、シート部３３は、図２に示すようにノズルボディ２１の弁座部２３と接離可能である。

先端部３４は、シート部３３の下端から環状内側に延びる円錐台状の端面３５、３６を有している。端面３５、３６は、シート部３３の縮径角と異なる角度の円錐状の第１端面（以下、傾斜面）３５と、凹部２７の底部に概ね平行な第２端面（以下、対向端面）３６とから形成される。

ニードル３０の外周面３０ａと、ノズルボディ２１の内周面２１ｂとの間に燃料が流れる燃料通路２６が形成され、燃料通路２６は噴孔２５と連通可能に設けられている。燃料通路２６は、シート部３３と弁座部２３が離座及び着座することにより、噴孔２５へ流通する燃料が遮断及び許容されるのである。

また、燃料噴射弁１０は、図１に示すようにニードル３０を駆動する駆動部４０を備えている。駆動部４０は、スプール４１、コイル４２、固定コア４３、プレートハウジング４４及び可動コア５０を有している。スプール４１は、ハウジング１１の外周側に設置されている。スプール４１は、樹脂材で筒状に形成され、外周側にコイル４２が巻かれている。巻回されたコイル４２の両端部は、コネクタ４５の端子部４６に電気的に接続されている。ハウジング１１を挟んでコイル４２の内周側には固定コア４３が設置されている。固定コア４３は、例えば鉄などの磁性材料により筒状に形成され、ハウジング１１の内周側に例えば圧入などにより固定されている。プレートハウジング４４は、磁性材料から形成され、コイル４２の外周側を覆っている。

可動コア５０は、固定コア４３と同軸上に対向して配置され、ハウジング１１の内周側に軸方向へ往復移動可能である。可動コア５０は、例えば鉄などの磁性材料から筒状に形成されている。可動コア５０は、固定コア４３とは反対側に筒部５１を有しており、筒部５１には、ニードル３０の頭部３２が圧入されている。これにより、ニードル３０と可動コア５０とは例えば溶接などにより一体に接続され、協働可能となっている。

可動コア５０は、固定コア４３側の端部において「付勢部材」としての弾性材からなるスプリング１８が設けられている。スプリング１８は、軸方向へ伸長する方向の力（以下、付勢力）を有しており、スプリング１８の両端部が可動コア５０とアジャスティングパイプ１９とに挟み込まれるように配置されている。スプリング１８は、可動コア５０及びニードル３０を弁座部２３に着座する方向へ押し付けている。また、上記アジャスティングパイプ１９は、例えば圧入などにより固定コア４３に固定される構造になっており、固定コア４３に圧入されているアジャスティングパイプ１９の圧入量を調整することにより、スプリング１８の付勢力（荷重）が調整される。

コイル４２に通電していないとき、可動コア５０及び可動コア５０と一体のニードル３０は弁座部２３側へ押し付けられ、シート部３３は弁座部２３に着座する。これにより噴孔２５からの燃料噴射が遮断される。コイル４２に通電すると、可動コア５０が固定コア４３に吸引されてニードル３０が弁座部２３から離座し、噴孔２５から燃料が噴射される。

ここで、ニードル３０が弁座部２３から離座している状態を、ニードル３０のリフト時と呼ぶ。ニードル３０のリフト量は、可動コア５０及び固定コア４３の両磁極面間のエアギャップにより決まる。

以上、燃料噴射弁１０の基本構成について説明した。以下、燃料噴射弁１０の特徴的構成について説明する。

（燃料噴射弁１０の特徴的構成）
本発明の発明者は、鋭意研究の結果、以下の知見に基づいて、気筒内６４の壁面６５、６７に燃料噴射弁１０からの燃料噴霧の燃料が付着するのを防止する低貫徹力と、高微粒化を両立するという課題を達成する特徴的構成を見出したのである。

（課題解決の原理）
図５（ａ）及び図５（ｂ）は、燃料噴射弁１０から噴射する燃料噴霧において時系列的に成長する噴霧長（ペネトレーションともいう）Ｌ、及び当該噴霧の先端部における噴射速度Ｖの変化を時系列的に示している。なお、図５（ａ）中の噴霧長Ｌ１は噴射終了時（図中の時間Ｔ１）における噴霧長であり、気筒内６４の壁面６５、６７から間隔（図６参照）を置いて設定されるものである。図５（ａ）及び図５（ｂ）において、実線で示される時系列的特性（以下、本発明での噴射燃料特性という）が本発明の実施形態を例示するものであり、破線で示される時系列的特性（以下、従来技術での噴射燃料特性という）が従来技術を適用した比較例を例示したものである。

まず、従来技術での噴射燃料特性を、発明者は以下のように考えている。即ち、従来技術を適用した場合には、噴孔２５から噴射の噴霧は、噴霧長の成長過程においてその噴霧の先端部の速度は、概ね徐々に低下する程度であって、著しく低下することはないのである。言い換えると、燃料噴射弁１０の噴射期間中において、噴射終了時（図５（ａ）の時間Ｔ１）の噴霧長Ｌ１に成長した噴霧の先端部は、気筒内を突き進む力（以下、貫徹力）が、噴孔２５の出口部２５ａから噴射された初期噴射時と概ね同じ程度の貫徹力を有しており、上記先端部の噴射燃料に内部エネルギーが温存される。即ち、噴孔２５からの噴射燃料は、噴霧成長過程で、噴射燃料の外周側の燃料部分が周囲空気とのせん断により微粒化するとともに、その噴射燃料の内周側の燃料部分は、その後に周囲空気とのせん断により微粒化するまで、上記貫徹力を発揮する内部エネルギーを保持し続けている。

そのような従来技術を適用した噴射燃料装置（以下、単に「装置」という）では、高微粒化を図ろうとすると、貫徹力を高める必要があるのである。微粒化に伴い噴射燃料の飛翔距離、即ち噴霧長Ｌ１が短くなるからである。その結果、高貫徹力により噴霧長Ｌ１の先端部での噴射速度が高められることになるため、例えば気筒内６４に発生する気流等に噴霧が干渉すると、高貫徹力を維持した噴霧長Ｌ１の先端部の燃料が、気筒内６４の壁面６５、６７に衝突し、付着するおそれがあるのである。

次に、本発明での噴射燃料特性を、以下のように設定すべきであると発明者は考えている。即ち、発明者は、噴孔２５の出口部２５ａでの燃料流速の勾配（以下、単に「速度勾配」という）を大きく形成すれば、噴射燃料の塊（以下、燃料塊）のうち、高速側の燃料部分と、低速側の燃料部分とが引きちがれ易くし、燃料塊の分裂を促進させることができる。このように有効に高められた速度勾配を有する噴射燃料は、燃料塊の分裂塊部分ごとに、周囲空気とのせん断による微粒化が促進されることになるので、従来技術のように高貫徹力化することなく、微粒化が促進されるのである。

しかも、図５（ｂ）に示すように、初期噴射時において、従来技術を適用した装置に比べて噴射速度を高めた（図５（ｂ）中の噴射速度Ｖ１）としても、上記燃料塊の分裂が促進されるので、その噴射過程において貫徹力を発揮する内部エネルギーが著しく低下し、ひいては噴射終了時の噴霧長Ｌ１の先端部の速度を著しく小さくすることができるのである。

ここで、上記速度勾配の定義を、図４に従って説明する。図４は速度勾配の定義を説明する図であり、図２中のＹ軸及びＺ軸が図４中のＹ軸及びＺ軸に相当する。そして、噴孔２５の出口部２５ａでのＸ−Ｙ平面中の任意点（図中の白抜き○）での速度勾配を図４中の式（５）で表した場合、噴孔２５の出口部２５ａでのＸ−Ｙ平面全体での速度勾配は式（６）に示すように定義される。以下、単に速度勾配と記載する場合は、式（６）にて定義された速度勾配のことを意味する。また、単に噴射速度と記載する場合は、上記出口部２５ａでの上記速度勾配を有する燃料流れの平均流速のことを意味する。

（燃料通路２６の特徴的構成）
燃料通路２６は、弁ボディ１１、２０、２１の内周面と、ニードル３０の外周面との間に形成され、燃料が流通する通路をいうが、以下の図２及び図３を参照した説明では、単に燃料通路２６と記載する場合は、ノズルボディ２１の内周面２１ｂとニードル３０の外周面３０ａとの間に形成された通路を意味する。

図２に示すように、燃料通路２６のうち、ノズルボディ２１の内周面２１ｂとニードル３０の外周面３０ａとの間に形成され、燃料噴射弁１０の軸方向に延びる燃料通路部分を第１燃料通路２６ａと呼び、円錐状の内壁面２２及び凹部２７と、ニードル３０のシート部３３及び先端部３４との間に形成される燃料通路部分を第２燃料通路２６ｂと呼ぶ。

第１燃料通路２６ａは軸方向に延びる環状を呈する通路に形成されており、第２燃料通路２６ｂは、第１燃料通路２６ａの下流端から環状内側に延びるとともに複数の噴孔２５と連通する通路に形成される。

また、上記第２燃料通路２６ｂは、燃料通路２６を流通する燃料を遮断及び許容する弁座部２３及びシート部３３の下流側には、凹部２７と先端部３４とで形成される燃料室７０を有している。シート部３３が弁座部２３から離座時において、燃料室７０へ流出する燃料の流れの主流方向（例えば図１０（ａ）及び図１１（ａ）の矢印方向Ｙ１０）は、燃料下流側に向けて縮径する内壁面２２のうち、弁座部２３の縮径方向でほぼ決定される。

そこで、燃料室７０へ流入した燃料の流れの主流方向を制御して、噴孔２５の出口部２５ａでの速度勾配を有効に高めると共に、出口部２５ａでの噴射速度を許容される範囲で増加させることを目的として、ノズルボディ２１及びニードル３０は、次の（１）、（２）、（３）、及び（４）の条件を満たすように構成されている。

ニードル３０のリフト時における噴孔２５の入口部２５ｂから、入口部２５ｂに対向する先端部３４の傾斜面３５までの軸方向距離（以下、噴孔入口直上隙間という）を、Ａとし、ニードル３０のシート部３３のシート径を、Ｄｓとする。そして、噴孔入口直上隙間Ａとシート径Ｄｓの比（Ａ／Ｄｓ）は、０．０４８≦Ａ／Ｄｓ≦０．１８を満たす（条件（１））。ここで、Ａ／Ｄｓは、燃料室７０において噴孔入口直上隙間Ａの大きさに係わる指標値（相似形値ともいう）を示すものである。

また、板状部分２１ａにおける噴孔入口部２５ｂより内周側に位置する内側部位から、内側部位に対向する先端部３４の対向端面３６までの軸方向距離（以下、噴孔内側部位直上隙間という）を、Ｂとする。そして、噴孔内側部位直上隙間Ｂとシート径Ｄｓの比（Ｂ／Ｄｓ）は、Ｂ／Ｄｓ≦０．１８を満たす（条件（２））。Ｂ／Ｄｓは、燃料室７０において噴孔内側部位直上隙間Ｂの大きさに係わる指標値を示すものである。

また、噴孔入口部２５ｂが配置される仮想円Ｋの径をＤｐとすると、仮想円Ｋの径をＤｐとシート径Ｄｓの比（Ｄｓ／Ｄｐ）は、１．５≦Ｄｓ／Ｄｐ≦３を満たす（条件（３））。Ｄｓ／Ｄｐは、シート部３３から噴孔までの径方向距離（Ｄｓ−Ｄｐ）の大きさに係わる指標値を示すものである。

また、凹部２７の底部としての板状部分２１ａの厚さ寸法をｔ、噴孔２５の径をｄとすると、厚さ寸法ｔと噴孔２５の径ｄの比（ｔ／ｄ）は、１．２５≦ｔ／ｄ≦３を満たす（条件（４））。ｔ／ｄは、噴孔２５の中心軸Ｊ２方向の内周長、即ち噴孔長の大きさに係わる指標値を示すものである。

ここで、上記（１）〜（４）の条件において、条件（１）及び条件（２）に対応のＡ及びＢは、Ｂ＜Ａを満たすことが好ましい。また、噴孔２５の中心軸Ｊ２の方向は、噴孔２５の出口部２５ａが入口部２５ｂよりもノズルボディ２１の中心軸Ｊ１から離れる側に位置するように傾斜していることが好ましい。

また、噴孔２５の入口部２５ｂは、噴孔２５の噴孔内周面２５ｃと、内周面２１ｂのうち、凹部２７の凹内周面部分（即ち凹部２７の底部の上端面）とが交差する角部が形成されている。そして、この角部のうち、弁座部２３に近い側の角部部分は、上記凹内周面部分と噴孔２５の噴孔内周面２５ｃとが滑らかに連続する曲面を有していることが好ましい。このような構成すれば、燃料の主流が流入する入口部２５ｂは、その主流が流入する側の角部の周縁部を、例えば滑らかなピン角状に形成することが可能となる。

（燃料室７０に係わる噴孔入口直上隙間Ａの指標値（Ａ／Ｄｓ）の範囲設定の理由と作用効果）
噴孔入口直上隙間Ａの大きさによっては、噴孔２５の入口部２５ｂへ流体力学的な最短距離となる方向に、主流の流れ方向が変化する懸念がある。主流の流れ方向が変化することで、噴孔２５の噴孔内周面２５ｃへの主流の押し当て度合いが変化してしまう懸念がある。すると、噴孔２５の中心軸Ｊ２方向に垂直な断面において箇所の違いにより燃料流速に速度差が生じるものの、噴孔２５の出口部２５ａでの速度勾配が有効に高められないという懸念があるのである。

そして、０．０４８≦Ａ／Ｄｓ≦０．１８との条件（１）を満たせば、次の作用効果を得られることが、発明者による試験及び数値解析より明らかになった。図７（ａ）〜図７（ｃ）は、一つの燃料噴射弁１０について、Ａ／Ｄｓの値をパラメータとして変更しつつ、速度勾配、噴射速度、及び粒径を計測する試験結果を示している。なお、これらの試験及び数値解析の条件として次の項目が挙げられる。燃料の噴射圧力＝１０ＭＰａ。また、図中の実線は数値解析により得られたデータを示すものである。

図７（ａ）はＡ／Ｄｓと、速度勾配及び噴射速度との関係を示しており、速度勾配はＡ／Ｄｓの値が小さくなるほど大きくなる。言い換えると、Ａ／Ｄｓの値を大きくするほど速度勾配が低下することになるのだが、Ａ／Ｄｓの値を０．１８より大きくした場合には、速度勾配が著しく小さくなる。この場合、噴孔２５の入口部２５ｂへ向かう主流の流れ方向が、燃料の拡散によりノズルボディ２１の中心軸Ｊ１に対し概ね垂直に向かう方向等へ変化し、これにより噴孔２５の内周面への主流の押し当て度合いが変化することになる。その結果、噴孔２５の出口部２５ａでの速度勾配が著しく小さくなる。即ち速度勾配を有効に高めることができなくなるのである。

図７（ｃ）は速度勾配と噴射速度の関係を、噴霧の粒径に着目し、粒径が一定大きさの等粒径を曲線で示している。また、図７（ｂ）及び図７（ｃ）においては、粒径は、噴霧の実際の粒径分布をザウター平均粒径（ＳＭＤ）で求めた粒径を示している。図７（ｃ）に示すように、噴射速度及び速度勾配の両者はいずれも微粒化促進に寄与するが、両者のとりえる大きさは背反関係にある。

図７（ｂ）は、このような粒径に着目して発明者が試験及び数値解析を行なった結果であり、Ａ／Ｄｓの値が０．０４８より小さく、またはＡ／Ｄｓの値が０．１８より大きくなると、粒径が著しく大きくなる即ち微粒化促進の機能を損なうという知見を得たのである。言い換えると、速度勾配を有効に高め得るための、噴射速度の低下を許容できる限界がＡ／Ｄｓ＝０．０４８であり、速度勾配とは背反関係にある噴射速度の増加範囲を許容しつつ、速度勾配の低下を許容できる限界がＡ／Ｄｓ＝０．１８であることが明らかになった。

以上のことより、０．０４８≦Ａ／Ｄｓ≦０．１８を満たす本実施形態の特徴的構成によれば、有効に高められた速度勾配を形成でき、ひいては従来技術のように貫徹力を大きくすることなく微粒化を促進させることができる。しかも、そのような噴射初期の初期速度勾配によって噴射燃料、即ち噴霧を、初期噴射過程において燃料塊の分裂を促進させる。そして、この燃料塊の分裂促進により、気筒内６４のシリンダ壁面６５またはピストン上端面６７に近い側にある噴霧の先端部での噴射速度、即ち噴射終期の先端部噴射速度を、噴射初期の初期噴射速度に対し著しく低下させることが可能となるのである。

言い換えると、噴射燃料が気筒内の壁面６５、６７に付着するのを抑制できる程度に噴射速度を小さくすること、即ち低貫徹力とすることができると共に、有効に高められた速度勾配により微粒化を更に促進させることができるのである。

（噴孔内側部位直上隙間Ｂの指標値（Ｂ／Ｄｓ）の範囲設定の理由と作用効果）
さて、上記主流を含む燃料流れが燃料室７０に流入すると、主流以外の流れは、燃料室７０を形成する先端部３４及び凹部２７の外周面３０ａ、内周面２１ｂの部分に沿って拡散され、主流から分離されるおそれがある。

このような事情に鑑み、上記条件（１）に加え、Ｂ／Ｄｓ≦０．１８を満たすという特徴的構成を加えたのである。上記特徴的構成、つまり条件（１）及び（２）満たすことにより、速度勾配を優先的に有効に高めることができる。

図８（ａ）及び図８（ｂ）は、一つの燃料噴射弁１０について、Ｂ／Ｄｓの値をパラメータとして変更しつつ、速度勾配、噴射速度、及び粒径を計測する試験結果を示している。なお、これらの試験及び数値解析の条件として次の項目が挙げられる。燃料の噴射圧力＝１０ＭＰａ、Ａ／Ｄｓ＝０．１８。また、図中の実線は数値解析により得られたデータである。

図８（ａ）はＢ／Ｄｓと、速度勾配及び噴射速度との関係を示しており、Ｂ／Ｄｓの値を大きくするほど速度勾配が低下する。Ｂ／Ｄｓの値を０．１８より大きくした場合には、速度勾配が著しく小さくなる。Ａ／Ｄｓの値を０．１８に固定しているので、図７（ａ）の如くＡ／Ｄｓ＝０．１８に対応する噴射速度は、Ｂ／Ｄの値に関係なく一定となっている。一方、Ｂ／Ｄｓの値を小さくするほど、即ちＢの値をＡの値に比べてより小さくするほど、図７（ａ）に示されるＡ／Ｄｓ＝０．１８における速度勾配の値を更に高めることができる。

そのように速度勾配を優先的に有効に高めることができるので、図８（ｂ）に示すように燃料の微粒化が更に効果的に促進できるのである。

（指標値（Ｄｓ／Ｄｐ）の範囲設定の理由と作用効果）
また、発明者は、上記条件（１）及び（２）による速度勾配を有効に高める方法以外に、シート部３３のシート径Ｄｓと仮想円（ピッチ円）径Ｄｐの比（Ｄｓ／Ｄｐ）に着目した特徴的構成による方法によっても、有効に高められた速度勾配を形成できることを見出したのである。

即ち、図９（ａ）〜図９（ｃ）は、一つの燃料噴射弁１０について、Ｄｓ／Ｄｐの値をパラメータとして変更しつつ、速度勾配、噴射速度、及び粒径を計測する試験結果を示している。なお、速度勾配及び噴射速度は背反関係にあることを説明したので、図中では、噴射速度の記載を省略している。ここで、図９（ｂ）及び図９（ｃ）は速度勾配により高微粒化される噴霧に着目するものであり、図９（ｂ）はＤｓ／Ｄｐと粒径の関係、図９（ｃ）は噴霧形状に係わる噴射角（噴霧角とういう）αｓのばらつきの度合いσと、Ｄｓ／Ｄｐとの関係を示している。噴射角αｓは、図２中の二点鎖線で示される噴孔２５から実際に噴射された噴射燃料（噴霧）の噴射主流方向Ｊ３を、ノズルボディ２１の中心軸Ｊ１に対する傾きで表している。また、図９（ｃ）中の縦軸は上記噴射角αｓのばらつきの度合いσを示しており、図２中の噴孔２５の傾きαｈ、即ち中心軸Ｊ２の傾きαｈに対する噴射角αｓのばらつきの度合いを示す標準偏差σである。

ここで、発明者は、Ｄｓ／Ｄｐの大きさに応じて、噴孔入口部２５ｂへ向かう主流の流れ方向が変化することになるのだが、変化した主流の流れ方向が噴孔２５の噴孔内周面２５ｃのうち、入口部２５ｂ側の噴孔内周面部分ではなく出口部２５ａ側の噴孔内周面部分に衝突し押し当てられるという懸念があると考えている。言い換えると、出口部２５ａの速度勾配は、有効に高められた速度勾配に形成されずに、単に箇所の違いにより燃料流速に速度差が存在するという程度の「燃料流れの乱れ」だけが生じる可能性があるのである。このような場合にある燃料噴霧は、その噴霧の噴射角αｓの乱れを生じ、噴射角αｓにばらつきが生じるおそれがあるのである。

このような事情に鑑み、１．５≦Ｄｓ／Ｄｐ≦３を満たすという特徴的構成にすれば、噴孔２５の出口部２５ａから噴射される燃料噴霧の噴射角αｓのばらつきを抑えつつ、噴孔２５の出口部２５ａの速度勾配を有効に高めることができる。

図９（ａ）のＤｓ／Ｄｐ及び速度勾配の関係に示すように、Ｄｓ／Ｄｐの値を小さくするほど速度勾配が小さくなるのだが、Ｄｓ／Ｄｐの値を１．５より小さくした場合には、速度勾配が著しく小さくなり、ひいては速度勾配を有効に高めることができなくなる。その理由は、以下の図１０（ａ）及び（ｂ）のＤｓ／Ｄｐ＝１．５、並びに図１１（ａ）及び（ｂ）のＤｓ／Ｄｐ＝３の一例において燃料の流速分布を数値解析した結果より明らかになった。

また、図１０（ａ）及び図１１（ａ）は噴孔２５の中心軸Ｊ２方向を含む断面で示される燃料室７０及び噴孔２５内の流速分布を示しており、図１０（ｂ）及び図１１（ｂ）は出口部２５ａでの中心軸Ｊ２に垂直な断面で示される流速分布、即ち出口部２５ａでの速度勾配の形成状態が示されている。

ニードル３０のリフト時において燃料室７０に流出する燃料の主流方向Ｙ１０は、Ｄｓ／Ｄｐの値に関係なく、内壁面２２の縮径方向（図中の円錐状の方向）によってほぼ決まる。

その主流方向Ｙ１０の燃料流れは、Ｄｓ／Ｄｐの大きさに応じて、入口部２５ｂへ向かう主流の流れ方向Ｙ２０、Ｙ３０に変化する。その後、出口部２５ａでの燃料流れのうち、中心軸Ｊ１に近い側にある燃料流れＹ２１、Ｙ３１の流速は、中心軸Ｊ１から離れる側にある燃料流れＹ２２、Ｙ３２の流速との間に概ね差が生じ、速度勾配が生じることになる。

しかしながら、図１０に示すように、Ｄｓ／Ｄｐ＝１．５の場合には、シート部３３下流にある内壁面２２の先端（図中の右端）から噴孔２５の入口部２５ｂまでの径方向距離が比較的短い。そのため、入口部２５ｂに向かう主流方向Ｙ２０は、噴孔２５の入口部２５ｂ側の噴孔内周面２５ｃではなく出口部２５ａ側の噴孔内周面２５ｃに衝突し押し付けることになる。その結果、図１０（ｂ）の出口部２５ａの流速分布は、箇所の違いにより燃料流速に速度差が存在するものの、有効に高められた速度勾配を形成するまでには至らないまま、出口部２５ａより燃料を噴射することになるのである。

一方、図１１に示すように、Ｄｓ／Ｄｐ＝３の場合には、内壁面２２の先端から噴孔２５の入口部２５ｂまでの径方向距離が比較的離れているため、噴孔入口部２５ｂへ向かう主流方向Ｙ３０は上記主流方向Ｙ１０に対し流れ方向がほとんど変化しないまま、入口部２５ｂ側の噴孔内周面２５ｃに主流方向Ｙ３０が押し当てられることになる。したがって、Ｄｓ／Ｄｐ＝３の場合、つまりＤｓ／Ｄｐを大きい値に設定する場合においては、出口部２５ａに至るまでの間に、図１１（ａ）及び（ｂ）の如く出口部２５ａでの速度勾配を十分大きく、即ち有効に高められた速度勾配が形成できるのである。

但し、上記Ｄｓ／Ｄｐの値を３より大きくした場合には、数値解析した別の結果より、更に以下の知見を得たのである。即ち、図１２（ａ）及び（ｂ）は、燃料室７０及び噴孔２５の圧力分布を数値解析した結果を示している。この結果によれば、図１２（ａ）に示されるＤｓ／Ｄｐ＝３の場合には、板状部分２１ａ直上の内側部位での燃料圧が、燃料室７０内の他の領域部分よりも高い圧力Ｐ１となることが明らかになった。

入口部２５ｂに近接する上記板状部分２１ａ直上の内側部位に、高い圧力Ｐ１が存在することは、入口部２５ｂでの圧力が上記圧力Ｐ１の干渉を受けることを意味する。その結果、互いに干渉し合う双方の圧力の影響により、図９（ｃ）に示す噴霧の噴射角αｓのばらつきが、急激に大きくなって、顕著なばらつきとなるのである。

図１２（ｂ）に示されるＤｓ／Ｄｐの値を１．５より小さくした場合には、上記板状部分２１ａ直上の内側部位において高い圧力Ｐ１が存在することはない。しかし、上述の「燃料流れの乱れ」が生じることになるから、Ｄｓ／Ｄｐの値を１．５より小さくした場合についても、図９（ｃ）に示す噴霧の噴射角αｓのばらつきが、急激に大きくなって、顕著なばらつきとなるのである。

（指標値（ｔ／ｄ）の範囲設定の理由と作用効果）
さて、上記噴孔入口部２５ｂに向かう主流が入口部２５ｂ側の内周面に押し当てれば、出口部２５ａに向かって速度勾配が高められるはずである。しかしながら、主流が噴孔内周面２５ｃに押し当てられた後、主流以外の流れも噴孔内周面２５ｃによって整流されることになる。そのため、噴孔２５の「噴孔長」の大きさによっては、有効に高められた速度勾配の大きさが著しく低下してしまうおそれがあると発明者は考えている。

このような事情に鑑み、「噴孔長」の大きさに係わる指標値（ｔ／ｄ）が、１．２５≦ｔ／ｄ≦３を満たすという特徴的構成とすれば、有効に高められた速度勾配の大きさが著しく低下するのを、回避できるのである。そのような速度勾配により微粒化が更に促進されるのである。

図１３（ａ）〜図１３（ｃ）は、一つの燃料噴射弁１０について、ｔ／ｄの値をパラメータとして変更しつつ、速度勾配、粒径、及び噴射角αｓのばらつきを計測する試験結果を示している。また、図１３（ｂ）及び図１３（ｃ）は速度勾配により高微粒化される噴霧に着目するものであり、図１３（ｂ）はｔ／ｄと粒径の関係、図１３（ｃ）は噴霧形状に係わる噴霧収縮率αｓ／αｈとの関係を示している。

図１３（ａ）のｔ／ｄ及び速度勾配の関係に示すように、ｔ／ｄの値を大きくするに従って次第に速度勾配が増加する傾向にある。しかし、ｔ／ｄの値が所定値範囲を超えると逆に速度勾配が低下するようになる。詳しくいは、ｔ／ｄの値が約１に達するまではｔ／ｄの値を大きくするほど速度勾配が大きくなる。その後、ｔ／ｄの値が約１．５を超えると、ｔ／ｄの値を大きくするほど速度勾配が小さくなるのである。更に詳しくは、ｔ／ｄを上記１．５〜３．５の範囲でみると、ｔ／ｄの値が約２．５に達するまでは、ｔ／ｄの値の変化に対する速度勾配の低下度合いが比較的大きく、ｔ／ｄの値が約２．５を超えると、ｔ／ｄの値の変化に対する速度勾配の低下度合いが、著しく小さくなり僅かとなる。

発明者は、上記ｔ／ｄの値の上限値（３）及び下限値（１．２５）を以下の理由により設定した。即ち、図１３（ｂ）の粒径に着目した結果で示されるように、ｔ／ｄの値が１．２５より小さく、またはｔ／ｄの値が３より大きくなる場合には、粒径が著しく大きくなる即ち微粒化促進の機能を損なうという知見に基づいている。言い換えると、速度勾配を有効に高める限界がｔ／ｄ＝１．２５であり、ｔ／ｄの値の増加に伴う速度勾配の低下度合いを許容できる限界がｔ／ｄ＝３であることが明らかになったのである。

また、発明者は、気筒内６４の壁面６５、６７に燃料噴射弁１０からの燃料噴霧の燃料が付着するのを確実に防止するという観点から、ｔ／ｄの値の噴射方向を制御する機能、つまり噴霧収縮率αｓ／αｈは、重要な要素機能であると考えている。即ち、図１３（ｃ）の噴射方向制御性に着目した結果で示されるように、ｔ／ｄの値が１．２５を超えると、噴霧収縮率αｓ／αｈがほぼ１００％に近づき、噴孔２５の傾きαｈで噴射方向を決定できる。言い換えると、ｔ／ｄの値が１．２５より小さくなる場合には、速度勾配を有効に高めることはできるものの、噴霧収縮率αｓ／αｈという指標で表される噴射方向制御性が、図１３（ｃ）に示すように低下する。そのようなｔ／ｄ＝１．２５を、速度勾配を有効に高める限界としたのである。

以上、本実施形態の一特徴的構成を説明した。以下、本実施形態の別の特徴的構成を、図２、及び図１４、１５に基づいて説明する。

（燃料噴射弁１０の別の特徴的構成）
ここで、上述した円錐状を呈する内壁面２２は、弁座部を形成する内周面部分に相当する。従って、内壁面２２の縮径方向は、上記で説明した「弁座部２３の縮径方向」に対応する。

本実施形態は、上記で説明した「課題解決の原理」に基づいて発明されたものであり、特に、速度勾配の形成に伴う噴射速度の低下を抑制すべく、「燃料の主流が、噴孔２５の入口部２５ｂへ流れ込むまでの流れエネルギーの減少を抑制」することにある。

そのような本実施形態では、以下の事情を考慮している。即ち、特開平１１−７０３４７号公報（特許文献２）や特開平３−２６４７６７で示される従来技術の燃料噴射弁では、燃料室が実質的に円筒状に形成されており、燃料室に流入する燃料を、各噴孔に分配し易くしている。しかし、このような従来技術では、噴射の入口部に対向して配置される先端部の形成は、入口部の直上に、対向端面を配置する形状となっている。それ故に、シート部が弁座部から離座時に、燃料の主流が燃料室に流入しても、その主流は、噴孔の入口部に真直ぐに流れ込まず、曲がり損失が生じるという懸念があるのである。

入口部２５ｂへ流れ込むまでの「主流を含む燃料の流れ」に、曲がり損失が生じると、流れエネルギーが減少し、入口部へ流入する流速が低下することになるので、噴孔から噴射される燃料の噴射速度の低下を招く。このことは、速度勾配の形成による噴射速度低下要因以外に、他の噴射速度低下要因が増えることを意味する。従って、このような事情を考慮し、本実施形態では、「噴射速度の過度な低下を防止しつつ、低貫徹力と高微粒化の両立を図る」ことにある。

そこで、本実施形態の特徴的構成を、以下のように設定している。即ち、図２に示すように、上記「弁部材」としてのニードル３０の先端部３４には、傾斜面３５が、シート部３３を形成するシート面３３ａの下端から、環状内側に延びるように形成されている。シート部３３のシート面３３ａは、内壁面２２に対向して配置され、シート面３３ａの挟み角であるシート角βは、８０°〜１３０°の範囲に設定されている。

シート部が着座及び離座する内壁面２２の挟み角は、シート角βとほぼ同じか僅かに小さく形成されている。また、噴孔２５の傾きαｈは、−１０°〜４０°の範囲に設定されている。なお、好ましくは、噴孔２５の傾きαｈの範囲は、０°〜４０°である。

ノズルボディ２１は、内壁面２２と噴孔２５の位置関係が以下のように構成されている。即ち、噴孔２５の中心軸Ｊ２を含む仮想平面（図２の紙面）において、内壁面２２の縮径方向に延長する仮想延長線ｍｓに対し、仮想延長線ｍｓ上に噴孔２５の入口部２５ｂが位置する。さらに、仮想延長線ｍｓは、入口部２５ｂ側の噴孔内周面２５ｃと交差している。即ち、仮想延長線ｍｓの交点ｍｃが噴孔内周面２５ｃ上に位置している。これにより、燃料の主流方向を、入口部２５ｂに真直ぐ流入する流れに制御し得るので、ニードル３０が内壁面２２から離座時に、燃料の主流が内壁面２２を通過した後も、燃料流れの曲がり損失を抑制する。それ故に、燃料の流れエネルギーの減少を抑えつつ、入口部２５ｂに燃料を流れ込ませることが可能となる。

また、ニードル３０は、先端部３４の傾斜面３５と噴孔２５の位置関係が以下のように構成されている。即ち、傾斜面３５は、噴孔２５の中心軸Ｊ２が先端部３４に交差する位置により内側に延びている。詳しくは、傾斜面３５の先端が、噴孔２５の中心軸Ｊ２が先端部３４に交差する位置により径方向内側に位置している。これにより、ニードル３０のシート面３３ａが内壁面２２から離座時に、燃料の主流がシート面３３ａを通過した後も、傾斜面３５に沿って整流されるので、燃料流れの曲がり損失が抑制される。

以上のノズルボディ２１及びニードル３０の構成によれば、シート部３３及び弁座部２３、即ちシート面３３ａ及び傾斜面３５と内壁面２２とにより、燃料の主流方向を、噴孔の入口部に真直ぐに流れ込む方向に確実に制御することができる。これにより、燃料の主流を、流れエネルギーの減少を抑えて入口部２５ｂに流れ込ませることができる。

しかも、上記燃料の主流が、入口部２５ｂに流入時に、噴孔内周面２５ｃに衝突することになるので、衝突した噴孔内周面２５ｃに沿って入口部２５ｂ側から出口部２５ａへ移動する間に、燃料に乱れを生じさせることができ、ひいては出口部２５ａでの速度勾配を大きく形成し得るのである。

さらに、上記シート面３３ａと傾斜面３５のなす角度θが、１８°≦θ≦２７°を満たせば、噴孔２５の入口部２５ｂへ流れ易くできるということを、発明者による試験及び数値解析により明らかになった。言い換えると、図２中の燃料通路２６のうち、シート面３３ａ及び傾斜面３５での燃料通路部分が、入口部２５ｂへ流れ易い通路形状に設定されるのである。

ここで、角度θとは、図２に示すように、傾斜面３５が、シート面３３ａに対し、内壁面２２から遠ざかる方向に傾斜する角度である。

図１４（ａ）〜（ｅ）は、一つの燃料噴射弁１０について、θの値をパラメータとして変更しつつ、速度勾配、噴射速度、及び流量係数を計測する試験結果を示している。なお、これらの試験及び数値解析の条件として次の項目が挙げられる。燃料の噴射圧力＝１０ＭＰａ。また、図中の実線は数値解析により得られたデータを示すものである。

図１４（ａ）の流量係数と角度θとの関係のように、角度θを大きくするに従って次第に流量係数が増加する傾向にある。これは、角度θの増加により、図１４（ｂ）の上記シート面３３ａ及び傾斜面３５での燃料通路部分における断面減少率が小さく抑えられるからである。しかし、角度θが所定値範囲を超えると、図１４（ｂ）の剥離角という指標が示すように、主流を含む燃料の流れのうち、傾斜面３５に近い燃料流れの部分で傾斜面３５から剥離する度合いが過度に増加するため、角度θが増加するほど逆に流量係数が小さくなる。

発明者は、上記角度θの値の上限値（２７）及び下限値（１８）を以下の理由により設定した。図（ａ）の流量係数の特性図に示されるように、１８°≦θ≦２７°の範囲に設定すれば、比較的流れ易い通路形状であることを示す所定値（実施例では、０．６）以上の流量係数を確保できるからである。

また、図１４（ｄ）は角度θと速度勾配との関係を示しており、角度θを大きくなるほど、速度勾配が低下する傾向にある。角度θの増加に伴って上記シート面３３ａ及び傾斜面３５での燃料通路部分が面積増加するので、所定の流量係数を得やすくなるものの、上記剥離の過度な発生により、主流が噴孔内周面２５ｃに押し当てられる度合いが変化してしまうからと発明者は考えている。このような図１４（ａ）〜（ｅ）の結果の知見に基づいて、噴射速度の低下を許容できる限界がθ＝１８°であり、速度勾配の低下を許容できる限界がθ＝２７°であることが明らかになった。

以上の本実施形態によれば、従来技術のように微粒化促進を高貫徹力、即ち噴射速度を高めることでなし得るというものではなく、出口部２５ａでの速度勾配形成と噴射速度との組合せにより微粒化促進が図れるので、低貫徹力と高微粒化の両立が図れる。しかも、速度勾配の形成に伴って噴射速度が低下することに対し、流れエネルギーの減少を抑えて噴孔２５の入口部２５ｂに燃料を流れ込ませるようにするので、噴射速度の過度な低下を防止しつつ、低貫徹力と高微粒化の両立ができるのである。

なお、本実施形態では、先端部３４における傾斜面３５の先端が、入口部２５ｂの位置より径方向内側にあることが好ましい。これにより、燃料の主流がシート部３３を通過した後も、入口部２５ｂの位置に到達するまで、燃料流れの曲がり損失を抑制することができる。

（第２実施形態）
第２実施形態を図１５に示す。第２実施形態は第１実施形態の変形例である。図１５は、燃料噴射弁の一部を示し、噴孔及び噴孔の燃料上流の燃料室の周りを示している。

ニードル３０は、先端部３４の傾斜面３５と噴孔２５の位置関係が以下のように構成されている。即ち、傾斜面３５の先端が、入口部２５ｂの位置より径方向内側に延びている。このような上記シート面３３ａ及び傾斜面３５での燃料通路部分は、燃料の主流がシート部３３を通過した後も、少なくとも入口部２５ｂの位置の内側まで、燃料流れの曲がり損失を抑制する機能を有するのである。これにより、流れエネルギーを減少させることなく、流れエネルギーを維持したまま、噴孔２５の入口部２５ｂに燃料を流れ込ませることが可能となる。

ここで、燃料噴霧の噴射角αｓは、燃料噴射弁１０を搭載するエンジンの要求性能等によって決定されるため、凹部２７に形成される各噴孔２５が、異なる噴射角αｓに設定されるという懸念がある。狙いの噴射角αｓにより噴孔長が変化するので、噴射角αｓの異なる噴孔２５間で微粒化度合いが異なることになる。

これに対し、本実施形態では、ノズルボディ２１の凹部２７において、噴孔２５が形成される板状部分２１ａの構成を、以下のようにしている。即ち、板状部分２１ａの入口部２５ｂの面が平面に形成されている。さらに、板状部分２１ａの出口部２５ａの面が球面に形成されている。

また、上記出口部２５ａの面は、各噴孔２５の出口部２５ａに形成される球面間が連続的に接続されており、全体として燃料下流側（図１５の下方向）に突出する凸球面状に形成されている。

以上の構成によると、板状部分２１ａのうちの、入口部２５ｂの面を平面とし、出口部２５ａの面を球面とするので、各噴孔２５の噴射角αｓの相違による噴孔長の変化を抑制することができる。これにより、噴射角αｓの異なる各噴孔２５間の微粒化のばらつきを抑制することができる。

ここで、図１６（ａ）は指標値（Ｌｔ／ｄ）と噴孔長との関係を示し、図１６（ｂ）は指標値（Ｌｔ／ｄ）と粒径の変化度合いとの関係を示すものである。指標値（Ｌｔ／ｄ）は、噴孔長Ｌｔに係わる指標値であって、噴孔長Ｌｔと噴孔２５の径の比である。なお、図１６（ｂ）の粒径のばらつきは、Ｌｔ／ｄ＝１．５のときの粒径を基準に、粒径の変化度合いを示している。

噴射角αｓ、即ち実質的に同じである噴孔２５の傾きαｈの設定範囲は、―１０°≦αｈ≦４５で設定されている。その設定範囲において、板状部分２１ａの両面が平面である場合には、Ｌｔ／ｄの値が、Ｌｔ／ｄ＝１．５〜２、１程度の範囲で変化する。その結果、粒径は、０〜５．７％程度のばらつきを生じることになるのである。

これに対し本実施形態では、Ｌｔ／ｄの値が、Ｌｔ／ｄ＝１．５〜１．６程度の範囲に抑制することができる。その結果、粒径のばらつきを、０〜１．２％程度の範囲に効果的に抑制することができる。

（他の実施形態）
以上、本発明の一実施形態について説明したが、本発明は本実施形態に限定して解釈されるものではなく、その要旨を逸脱しない範囲内において種々の実施形態に適用することができる。

（１）以上説明した本実施形態では、燃料室７０の形状を、弁座部２３と凹部２７の底部の外周側とを滑らかな曲面で接続されるものとしたが、以下の図１７に示す変形例の各態様の形状としてもよい。即ち、図１７（ａ）の変形例の如き上記曲面に代えて底部に垂直な内周面で形成された円筒状の凹部であってもよい。また、図１７（ｅ）の変形例の如き凹部において底部も上記曲面と同じ曲面状に形成するものであってもよい。また図１７（ｉ）の変形例の如き凹部を円錐状に形成し、底部と弁座部２３を円錐状の内周面で形成するものであってもよい。

なお、ここで、図１７（ａ）〜図１７（ｄ）の各変形例は、上記本実施形態と同様の、凹部２７の底部が板状部分２１ａで形成されるものである。また、図１７（ｅ）〜図１７（ｈ）の各変形例は、凹部１２７が上記底部を含め半球面状に形成されるものである。また、図１７（ｉ）〜図１７（ｌ）の各変形例は、凹部２２７が上記底部を含め円錐面状に形成されるものである。なお、底部は、本実施形態における板状部分２１ａに相当する。

（２）また、以上説明した本実施形態では、ニードル３０の先端部３４を概ね円錐状に形成されるものとしたが、図１７（ｂ）の変形例の如き先端部１３４を概ね球面状に形成するものであってもよい。また、図１７（ｆ）の変形例の如く先端部１３４を概ね球面状に形成し、上記半球面状の凹部１２７に対向して配置するものであってもよい。また、図１７（ｊ）の変形例の如く先端部１３４を概ね球面状に形成し、上記円錐面状の凹部２２７に対向して配置するものであってもよい。

（３）また、以上説明した本実施形態では、燃料室７０の形状を規定する指標値であるＡ／Ｄｓ、及びＢ／Ｄｓにおいて先端部の形状を、Ｂ＜Ａとなる円錐状であるとしたが、これに限らす以下の変形例であってもよい。即ち、図１７（ｃ）の変形例では、先端部２３４を扁平な円筒状とし、先端部２３４の対向端面２３６に対向する凹部２７側の板状部分２１ａに対向端面２３６に向けて延びる段差部２９を設ける構成とする。また、図１７（ｇ）の変形例では、図１７（ｆ）に示される半球面状の凹部１２７に、先端部１３４に向けて延びる段差部２９を設ける構成とする。また、図１７（ｇ）の変形例では、図１７（ｊ）に示される円錐状の凹部２２７に、先端部に向けて延びる段差部２９を設ける構成とした。なお、この先端部の形状は、球面状や円錐状であっても、図１７（ｊ）ように扁平な円筒状に形成された先端部２３４のいずれでもよい。

なお、上記段差部２９は円筒状を呈しており、凹部２７、１２７、２２７に、先端部に向けて設置されている。

（４）上記段差部２９は円筒状に呈するものに限らず、図１７（ｄ）、図１７（ｈ）、及び図１７（ｌ）の変形例の如く円錐状に形成され、円錐状を呈する段差部２９の頂部を、先端部に対向するように配置するものであってもよい。

（５）また、以上説明した本実施形態では、燃料噴射弁１０を気筒内６４にセンター搭載し、燃料噴射弁１０からの噴射される燃料の噴霧形状を円錐状に形成されるものとしたが、これに限らず、図１８の変形例の燃料噴射装置に示されるように、気筒内６４に斜め搭載し、燃料噴射弁１０からの噴射される燃料の噴霧形状を、扁平な扇状に形成されるものとしてもよい。この場合、燃料噴射弁１０は、シリンダヘッド６１のうち、吸気バルブ６８側の気筒内６４の角部に取り付けられ、燃料噴射弁１０を鉛直状態から排気バルブ６９側に所定角度に傾斜して設置する。

（６）また、以上説明した本実施形態では、仮想円Ｋ上に４個の噴孔２５を一重環状に配置した。これに限らず、噴孔２５の数は、２個、６個、あるいは８個等いずれであってもよい。なお、噴孔２５の数が２個の場合、仮想円Ｋの直径（ピッチ径）を、Ｄｐと定義する代わり、噴孔２５間のピッチを、Ｄｐと定義してもよい。

（７）また、上記燃料噴射弁１０からの噴霧形状が扁平な扇状に形成される場合、扁平な扇状の噴霧は、燃料噴射弁１０からの噴射により、一つ形成されるものに限らず、複数形成されるものであってもよい。

（８）また、以上説明した本実施形態において、噴孔２５の中心軸Ｊ２の方向は、噴孔２５の出口部２５ａが入口部２５ｂよりもノズルボディ２１の中心軸Ｊ１から離れる側に位置するように傾斜している構成とした。このような構成により、ニードル３０がリフト時、燃料の主流が噴孔２５の入口部２５ｂに流入する際に、噴孔２５の入口部２５ｂ側の内周面のうち、ノズルボディ２１の中心軸Ｊ１に近い側の内周面部分に、主流を効果的に押し当てることができるからである。故に、出口部２５ａにおいて上記中心軸Ｊ１に近い側の内周面部分から遠い側の内周面部分の間で、効果的に有効に高めた速度勾配が形成されるのである。

（９）また、以上説明した本実施形態では、本実施形態による燃料噴射弁１０に必須構成として、条件（１）〜条件（４）のそれぞれの特徴的構成を有するものとして説明したが、条件（１）、条件（２）、条件（３）、及び条件（４）を同時に具備する必要はなく、少なくとも条件（１）及び条件（２）を具備する燃料噴射弁であってもよい。

（１０）また、以上説明した本実施形態では、噴孔２５の横断面形状を真円としたが、楕円であってよいし、またスリット状であってもよい。

（１１）また、以上説明した本実施形態では、弁ボディとしてのノズルボディ２１に、凹部２７及び噴孔２５を形成する構成としているが、ノズルボディとは別体の噴孔成形部材としてのプレート部材を設け、当該プレート部材に噴孔を形成する構成としてもよい。この場合、プレート部材の板厚寸法は、例えば凹部の底部に相当する板状部分２１ａの厚寸法ｔで形成される。

（１２）また、以上説明した本実施形態では、噴孔２５の傾きαｈの値を、―１０°≦αｈ≦４５で設定した。この場合、αｈの値を、０°≦αｈ≦４５でなく、―１０°≦αｈ≦４５とすることで、噴霧形状設定の自由度向上と、壁面６５、６７以外の点火プラグへの燃料付着防止が図れる。

即ち、図１９に示すように、凹部２７に形成された噴孔２５のうち、点火プラグ側に向けて噴射する噴射主流方向Ｊ３となる噴孔の傾きαｈの値を、他の噴孔の傾きαｈとは大きく異なる値にすることが容易となる。

１０ 燃料噴射弁
１１ ハウジング（弁ボディ）
２０ ノズルホルダ（弁ボディ）
２１ ノズルボディ（弁ボディ）
２１ａ 板状部分
２１ｂ 内周面
２２ 内壁面（縮径する内周面の一部）
２３ 弁座部
２５ 噴孔
２５ａ 出口部
２５ｂ 入口部
２５ｃ 噴孔内周面
２６ 燃料通路
２６ａ 第１燃料通路
２６ｂ 第２燃料通路
２７ 凹部
３０ ニードル（弁部材）
３３ シート部
３３ａ シート面
３４ 先端部
３５ 傾斜面（第１端面、円錐台の一部）
３６ 対向端面（第２端面、円錐台の一部）
７０ 燃料室
Ａ 噴孔入口直上隙間（噴孔の入口部から先端部までの軸方向距離）
Ｂ 噴孔内側部位直上隙間（噴孔入口部より内周側の内側部位から先端部までの軸方向距離）
Ｄｐ 仮想円の直径
Ｋ 仮想円
ｄ 噴孔の直径
Ｄｓ シート部のシート径
ｔ ノズルボディの板状部分の厚さ寸法（噴孔が形成される領域部分の厚さ）
αｈ 噴孔の傾き（目標噴射角）
αｓ 実際に噴射された燃料の噴霧角（噴射角）
αｓ／αｈ 噴射角収縮率
Ｊ１ ノズルボディの中心軸
Ｊ２ 噴孔の中心軸
Ｊ３ 噴霧（噴射燃料）の噴射主流方向
θ シート面と傾斜面のなす角度
ｍｓ 仮想延長線
ｍｃ 交点

Claims (9)

1. 燃料通路を形成するとともに燃料下流側に向けて縮径する内周面を有する弁ボディであって、前記内周面に形成された弁座部と、前記弁座部の燃料下流側に設けられた凹部と、前記凹部に形成された複数の噴孔とを有する弁ボディと、
   前記弁ボディの内部に軸方向に移動可能に配置され、前記内周面と共に前記燃料通路を形成する外周面を有する弁部材であって、前記外周面に形成され、前記弁座部に着座及び離座するシート部と、前記シート部の燃料下流側かつ、前記凹部に対向して配置される先端部とを有する弁部材と、を備え、
   前記凹部と前記先端部とで略円筒状の燃料室を形成するとともに、前記弁座部から前記シート部が離座することにより前記燃料室へ流出する燃料を、前記噴孔から噴射する燃料噴射弁において、
   前記弁座部に着座する前記シート部の外径であるシート径をＤｓ、
   前記シート部が前記弁座部から離座したときの前記燃料室において前記噴孔の入口部の中心から、前記入口部に対向する前記先端部までの軸方向距離をＡ、
   及び前記シート部が前記弁座部から離座したときの前記燃料室において前記凹部のうち、前記噴孔の前記入口部より内周側に位置する内側部位から、前記内側部位に対向する前記先端部までの軸方向距離をＢとすると、
   ０．０４８≦Ａ／Ｄｓ≦０．１８
   かつ、Ｂ／Ｄｓ≦０．１８を満たすことを特徴とする燃料噴射弁。
2. 前記弁部材の前記先端部は、前記シート部の下端から環状内側に延びる傾斜面または球状面に形成され、
   かつ、前記燃料室は、Ｂ＜Ａを満たすことを特徴とする請求項１に記載の燃料噴射弁。
3. 前記凹部の前記内側部位には、前記先端部に向けて軸方向に延びる段差部が形成され、
   かつ、前記燃料室は、Ｂ＜Ａを満たすことを特徴とする請求項１または請求項２に記載の燃料噴射弁。
4. 前記噴孔は、前記入口部が一重環状に配置され、
   かつ、前記噴孔の前記入口部間のピッチをＤｐとすると、
   １．５≦Ｄｓ／Ｄｐ≦３を満たすことを特徴とする請求項１から請求項３のいずれか一項に記載の燃料噴射弁。
5. 前記噴孔は、前記入口部が前記弁ボディの中心軸を中心とした同一の仮想円上に配置され、
   前記仮想円の径をＤｐとすると、
   １．５≦Ｄｓ／Ｄｐ≦３を満たすことを特徴とする請求項１から請求項３のいずれか一項に記載の燃料噴射弁。
6. 前記凹部のうち前記噴孔が形成されている領域部分の厚さ寸法をｔ、及び前記噴孔の径をｄとすると、
   １．２５≦ｔ／ｄ≦３を満たすことを特徴とする請求項１から請求項５のいずれか一項に記載の燃料噴射弁。
7. 前記噴孔の軸方向は、前記噴孔の出口部が前記入口部よりも前記弁ボディの中心軸から離れる側に位置するように傾斜していることを特徴とする請求項１から請求項６のいずれか一項に記載の燃料噴射弁。
8. 前記噴孔の前記入口部は、
   前記噴孔の噴孔内周面と、前記内周面のうち、前記凹部に形成される凹内周面部分とが交差する角部が形成され、
   前記角部のうち、前記弁座部に近い側の角部部分は、前記凹内周面部分と前記噴孔内周面が滑らかに連続する曲面を有していることを特徴とする請求項１から請求項７のいずれか一項に記載の燃料噴射弁。
9. 前記凹部は、前記噴孔が形成される領域部分のうち、前記噴孔の前記入口部側の端面が平面、かつ前記噴孔の出口部側の端面が球面であることを特徴とする請求項１から請求項８のいずれか一項に記載の燃料噴射弁。

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