JP5457640B2 - 内燃機関 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関に関し、特に、燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成された内燃機関に関する。

内燃機関の熱効率を向上させるために、内燃機関の燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜を形成する技術が提案されている（例えば下記非特許文献１，２）。非特許文献１，２においては、熱伝導率の低いセラミック（ジルコニア）からなる単一材料の断熱膜をピストンの頂面上に形成することで、燃焼室内の燃焼ガスからピストンへの熱伝達を低下させて熱効率の向上を図っている。

国際公開第８９／０３９３０号パンフレット 米国特許第４４９５９０７号明細書 米国特許第５８２０９７６号明細書 Gerhard Woschni他,"Heat Insulation of Combustion Chamber Walls - A Measure to Decrease the Fuel Combustion of I.C. Engines?",SAE Paper 870339,Society of Automotive Engineers,1987 Victor W.Wong他,"Assessment of Thin Thermal Barrier Coatings for I.C. Engines",SAE Paper 950980,Society of Automotive Engineers,1995

内燃機関のシリンダ内における熱損失Ｑ［Ｗ］については、シリンダ内の圧力やガス流に起因する熱伝達係数ｈ［Ｗ／(ｍ²・Ｋ)］、シリンダ内の表面積Ａ［ｍ²］、シリンダ内のガス温度Ｔｇ［Ｋ］、及びシリンダ内に面する（シリンダ内の燃焼ガスと接触する）壁面の温度Ｔｗａｌｌ［Ｋ］を用いて、以下の（１）式で表すことができる。

Ｑ＝Ａ×ｈ×（Ｔｇ−Ｔｗａｌｌ） （１）

内燃機関のサイクルにおいては、シリンダ内ガス温度Ｔｇが時々刻々変化するが、壁面温度Ｔｗａｌｌをシリンダ内ガス温度Ｔｇに追従させるよう時々刻々変化させることで、（１）式における（Ｔｇ−Ｔｗａｌｌ）の値を小さくすることができ、熱損失Ｑを低減することができる。

壁面温度Ｔｗａｌｌをシリンダ内ガス温度Ｔｇに追従させるよう変化させるためには、燃焼室内に臨む壁面に形成する断熱膜については、熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量が低いことが望ましい。ただし、セラミック（例えばジルコニア）からなる単一材料の断熱膜を燃焼室内に臨む壁面に形成しても、熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量の低さが不十分である。その結果、壁面温度Ｔｗａｌｌのシリンダ内ガス温度Ｔｇへの追従性が低下し、熱損失Ｑの低減効果も不十分となる。

セラミック（例えばジルコニア）よりも低い熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量を有する単一材料は存在するが、例えば樹脂や発泡体のように耐熱性及び強度の低い材料が多く、内燃機関のシリンダ内のように高温・高速のガス流や高圧力に耐えうるような耐熱性及び強度を持たない。

さらに、ピストンが往復運動するシリンダ内壁面に断熱膜を形成した場合は、ピストンに装着されたピストンリングがシリンダ内壁面の断熱膜に対し摺動することで、シリンダ内壁面の断熱膜にはピストンリングからのせん断力が作用する。そのため、シリンダ内壁面の断熱膜については、このせん断力に対する強度を十分に確保して耐久性を向上させることが要求されるが、一般的に、断熱膜の強度を高めると、断熱膜の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量も高くなる。断熱膜の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量が高くなると、壁面温度Ｔｗａｌｌのシリンダ内ガス温度Ｔｇへの追従性が低下し、熱損失Ｑの低減効果も減少する。

本発明は、燃焼室内に臨む壁面に断熱膜が形成された内燃機関において、燃焼室壁面温度のシリンダ内ガス温度への追従性を向上させることで熱効率を向上させるとともに、断熱膜の耐久性を向上させることを目的とする。

本発明に係る内燃機関は、上述した目的を達成するために以下の手段を採った。

本発明に係る内燃機関は、燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成された内燃機関であって、前記断熱膜は、母材よりも低い熱伝導率を有し且つ母材よりも低いまたは母材とほぼ同等の単位体積あたりの熱容量を有する材料の内部に気泡が多数形成された断熱材を含んで構成されており、前記断熱膜は、ピストンが往復運動するシリンダ内壁面と、当該シリンダ内壁面以外の燃焼室内に臨む壁面と、に形成されており、シリンダ内壁面に形成された断熱膜は、シリンダ内壁面以外の壁面に形成された断熱膜よりも気泡混入率が低く、シリンダ内壁面に形成された断熱膜は、膜厚が５０μｍ以上２００μｍ以下の範囲内であって、熱伝導率が０．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］以下であり、単位体積あたりの熱容量が１４９０×１０^３［Ｊ／(ｍ^３・Ｋ)］以下であり、排気行程にてシリンダ内壁面に形成された断熱膜へオイルを供給して当該断熱膜を冷却するオイル供給手段が設けられていることを要旨とする。

本発明の一態様では、シリンダ内壁面に形成された断熱膜には、当該断熱膜を補強するための補強用繊維材が混入されていることが好適である。この態様では、前記補強用繊維材は、シリンダ内壁面に形成された断熱膜に、その厚さ方向と略垂直方向に沿って延びる状態で混入されていることが好適である。

本発明の一態様では、燃料をシリンダ内に噴射する燃料噴射手段を備え、燃料噴射手段は、設定されたサイクル数に１回の割合で、シリンダ内壁面に形成された断熱膜に燃料が付着するように燃料を噴射することが好適である。

本発明の一態様では、オイル供給手段は、オイルが噴出するオイル噴出孔が多数形成された多孔ノズルを有し、多孔ノズルは、各オイル噴出孔から、シリンダ内壁面に形成された断熱膜のそれぞれ異なる箇所へ向けてオイルを噴出させることが好適である。

本発明の一態様では、ピストンに装着され且つシリンダ内壁面に形成された断熱膜に対し摺動するピストンリングに、低摩擦材による被膜が形成されていることが好適である。

また、本発明に係る内燃機関は、燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成された内燃機関であって、前記断熱膜は、母材よりも低い熱伝導率及び母材よりも低い単位体積あたりの熱容量を有し、前記断熱膜は、ピストンが往復運動するシリンダ内壁面と、当該シリンダ内壁面以外の燃焼室内に臨む壁面と、に形成されており、シリンダ内壁面に形成された断熱膜は、シリンダ内壁面以外の壁面に形成された断熱膜と比較して、強度が高いとともに、熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量が高く、シリンダ内壁面に形成された断熱膜は、膜厚が５０μｍ以上２００μｍ以下の範囲内であって、熱伝導率が０．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］以下であり、単位体積あたりの熱容量が１４９０×１０^３［Ｊ／(ｍ^３・Ｋ)］以下であり、排気行程にてシリンダ内壁面に形成された断熱膜へオイルを供給して当該断熱膜を冷却するオイル供給手段が設けられていることを要旨とする。

本発明によれば、燃焼室内に臨む壁面に断熱膜が形成された内燃機関において、燃焼室壁面温度のシリンダ内ガス温度への追従性を向上させることで熱効率を向上させることができるとともに、断熱膜の耐久性を向上させることができる。

以下、本発明を実施するための形態（以下実施形態という）を図面に従って説明する。

図１は、本発明の実施形態に係る内燃機関１の概略構成を示す図であり、シリンダ１１の軸線方向と直交する方向から見た内部構成の概略を示す。内燃機関（エンジン）１は、シリンダブロック９及びシリンダヘッド１０を備え、シリンダブロック９及びシリンダヘッド１０によりシリンダ１１を形成する。シリンダ１１内には、その軸線方向に往復運動するピストン１２が収容されている。ピストン１２の頂面１２ａ、シリンダブロック９の内壁面９ａ、及びシリンダヘッド１０の下面１０ａに囲まれた空間は、燃焼室１３を形成する。シリンダヘッド１０には、燃焼室１３に連通する吸気ポート１４、及び燃焼室１３に連通する排気ポート１５が形成されている。さらに、吸気ポート１４と燃焼室１３との境界を開閉する吸気弁１６、及び排気ポート１５と燃焼室１３との境界を開閉する排気弁１７が設けられている。

なお、図１は、本実施形態に係る内燃機関１がガソリンエンジン等の火花点火式内燃機関である例を示している。火花点火式内燃機関の場合は、点火時期にて点火栓１８の火花放電により燃焼室１３内の混合気に点火することで、燃焼室１３内の混合気を火炎伝播燃焼させる。燃焼室１３内の燃焼ガスは、排気行程にて排気ポート１５へ排出される。ただし、後述するように、本実施形態に係る内燃機関１がディーゼルエンジン等の圧縮自着火式内燃機関であってもよい。

本実施形態では、燃焼室１３を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室１３内に臨む（面する）壁面上には、燃焼室１３内の燃焼ガスから母材への伝熱を抑制するための断熱用薄膜２０−１，２０−２が形成されている。断熱用薄膜２０−１，２０−２は、母材よりも低い熱伝導率及び母材よりも低い単位体積あたりの熱容量を有する。ここでは、燃焼室１３を形成する母材として、シリンダブロック（シリンダライナ）９、シリンダヘッド１０、ピストン１２、吸気弁１６、及び排気弁１７を挙げることができる。そして、燃焼室１３内に臨む壁面として、シリンダブロック内壁面（シリンダライナ内壁面）９ａ、シリンダヘッド下面１０ａ、ピストン頂面１２ａ、吸気弁底面（傘部底面）１６ａ、及び排気弁底面（傘部底面）１７ａのいずれか１つ以上を挙げることができる。図１では、ピストン１２が往復運動するシリンダブロック内壁面９ａに断熱用薄膜２０−１を形成するとともに、シリンダヘッド下面１０ａ、ピストン頂面１２ａ、吸気弁底面１６ａ、及び排気弁底面１７ａの各々に断熱用薄膜２０−２を形成した例を示している。ただし、必ずしもシリンダヘッド下面１０ａ、ピストン頂面１２ａ、吸気弁底面１６ａ、及び排気弁底面１７ａのすべてに断熱用薄膜２０−２を形成する必要はない。つまり、断熱用薄膜２０−２については、シリンダブロック内壁面９ａ以外の燃焼室１３内に臨む壁面として、シリンダヘッド下面１０ａ、ピストン頂面１２ａ、吸気弁底面１６ａ、及び排気弁底面１７ａのいずれか１つ以上に形成することができる。以下、断熱用薄膜２０−１，２０−２の構成例について説明する。

図２は、断熱用薄膜２０−１，２０−２の構成例を示す断面図である。図２（Ａ）は断熱用薄膜２０−１の構成例を示し、図２（Ｂ）は断熱用薄膜２０−２の構成例を示す。燃焼室１３を形成するシリンダブロック９（母材）の、燃焼室１３内に臨むシリンダブロック内壁面９ａ上に形成された断熱用薄膜２０−１は、図２（Ａ）に示すように、シリンダブロック（シリンダライナ）９よりも低い熱伝導率を有し且つシリンダブロック（シリンダライナ）９よりも低いまたはシリンダブロック（シリンダライナ）９とほぼ同等の単位体積あたりの熱容量を有する材料の内部に気泡３１−１が多数形成された断熱材（発泡断熱材）２２−１を含んで構成されている。断熱材２２−１は、シリンダブロック内壁面９ａ上にコーティングもしくは接合されており、燃焼室１３内の燃焼ガスと接触する。断熱材２２−１を形成する材料は、燃焼室１３内の高温及び高圧の燃焼ガスに対する耐熱性及び耐圧性を有する。なお、図２（Ａ）では図示を省略しているが、断熱用薄膜２０−１（断熱材２２−１）とシリンダブロック（シリンダライナ）９との間には、断熱用薄膜２０−１（断熱材２２−１）とシリンダブロック（シリンダライナ）９との接合やコーティングを強固にするための薄い中間材が形成されていても構わない。ここでの中間材は、断熱材２２−１の材料と同程度の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量を有することが好ましい。

同様に、燃焼室１３を形成する母材３０の、燃焼室１３内に臨む壁面３０ａ上に形成された断熱用薄膜２０−２は、図２（Ｂ）に示すように、母材３０よりも低い熱伝導率を有し且つ母材３０よりも低いまたは母材３０とほぼ同等の単位体積あたりの熱容量を有する材料の内部に気泡３１−２が多数形成された断熱材（発泡断熱材）２２−２を含んで構成されている。ここでの母材３０は、シリンダヘッド１０であってもよいし、ピストン１２であってもよいし、吸気弁１６であってもよいし、排気弁１７であってもよい。つまり、母材３０の壁面３０ａは、シリンダヘッド下面１０ａであってもよいし、ピストン頂面１２ａであってもよいし、吸気弁底面１６ａであってもよいし、排気弁底面１７ａであってもよい。断熱材２２−２は、母材３０の壁面３０ａ上にコーティングもしくは接合されており、燃焼室１３内の燃焼ガスと接触する。断熱材２２−２を形成する材料は、燃焼室１３内の高温及び高圧の燃焼ガスに対する耐熱性及び耐圧性を有する。なお、図２（Ｂ）では図示を省略しているが、断熱用薄膜２０−２（断熱材２２−２）と母材３０との間には、断熱用薄膜２０−２（断熱材２２−２）と母材３０との接合やコーティングを強固にするための薄い中間材が形成されていても構わない。ここでの中間材は、断熱材２２−２の材料と同程度の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量を有することが好ましい。

断熱材２２−１，２２−２を形成する材料の具体例としては、例えばセラミック（ジルコニア、ＺｒＯ₂）、または高強度且つ高耐熱性のセラミック繊維等を挙げることができる。さらに、これらの材料を複数組み合わせて断熱材２２−１，２２−２に用いることもできる。気泡が形成されていない中実のセラミック（ジルコニア）においては、熱伝導率λは２．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度であり、単位体積あたりの熱容量ρＣは２５００×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］程度であり、耐熱温度Ｔｍは２７００［℃］程度であり、強度（曲げ強度）σは１４７０［ＭＰａ］程度である。ここでのセラミックについては、ジルコニアの他に、コージェライト（気泡が形成されていない中実の状態で熱伝導率λは４［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度、単位体積あたりの熱容量ρＣは１９００×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］程度）も用いることができ、さらに、アルミナ系やシリカ系や窒化珪素系のセラミック、もしくはその非晶質体も一部混合して用いることができる。また、ここでのセラミック繊維については、例えばシリコン、チタンまたはジルコニウム、炭素、及び酸素を含んで構成することができ、気泡が形成されていない中実の状態で、熱伝導率λは２．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度であり、単位体積あたりの熱容量ρＣは１６００×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］程度であり、耐熱温度Ｔｍは１３００［℃］程度であり、強度（引張強度）σは３３００［ＭＰａ］程度である。また、気泡３１−１，３１−２（空気）においては、熱伝導率λは０．０２［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度であり、単位体積あたりの熱容量ρＣは２．３×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］程度である。

また、母材３０及びシリンダブロック９を形成する材料の具体例としては、例えば鉄（鋼）、アルミニウムもしくはアルミニウム合金、またはセラミック等を挙げることができる。鉄においては、熱伝導率λは８０．３［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度であり、単位体積あたりの熱容量ρＣは３５００×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］程度である。アルミニウムにおいては、熱伝導率λは１９３［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度であり、単位体積あたりの熱容量ρＣは２４００×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］程度（ジルコニアとほぼ同等）である。例えば、母材３０及びシリンダブロック９に鉄（鋼）、断熱材２２−１，２２−２を形成する材料にセラミック（ジルコニア）を用いる場合は、断熱材２２−１，２２−２を形成する材料の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量は、母材３０及びシリンダブロック９よりも低くなり、且つ気泡３１−１，３１−２よりも高くなる。

本実施形態では、シリンダブロック内壁面９ａに形成された断熱用薄膜２０−１の気泡混入率（気孔率）が、母材３０の壁面３０ａ（シリンダブロック内壁面９ａ以外の燃焼室１３内に臨む壁面）に形成された断熱用薄膜２０−２の気泡混入率（気孔率）よりも低く設定されている。断熱用薄膜２０−１の気泡混入率を低くして断熱用薄膜２０−２の気泡混入率を高くすることで、断熱用薄膜２０−１の強度は断熱用薄膜２０−２の強度よりも高くなる。ただし、断熱用薄膜２０−１の気泡混入率を低くして強度を高めると、断熱用薄膜２０−１の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量も高くなる。そのため、気泡混入率の低い断熱用薄膜２０−１の熱伝導率は、気泡混入率の高い断熱用薄膜２０−２の熱伝導率よりも高くなり、断熱用薄膜２０−１の単位体積あたりの熱容量も、断熱用薄膜２０−２の単位体積あたりの熱容量よりも高くなる。例えば、断熱材２２−１，２２−２を形成する材料をセラミック（ジルコニア）とし、断熱用薄膜２０−１の気泡混入率（全体の平均値）を５０％、断熱用薄膜２０−２の気泡混入率（全体の平均値）を８０％に設定した場合は、断熱用薄膜２０−１の熱伝導率は０．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度であり、断熱用薄膜２０−１の単位体積あたりの熱容量は１４９０×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］程度であり、断熱用薄膜２０−２の熱伝導率は０．３［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度であり、断熱用薄膜２０−２の単位体積あたりの熱容量は７２８×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］程度である。その場合は、断熱用薄膜２０−１の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量は、上記に挙げた具体例の材料を用いたシリンダブロック９の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量よりもそれぞれ低くなり、断熱用薄膜２０−２の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量は、上記に挙げた具体例の材料を用いた母材３０の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量よりもそれぞれ低くなる。また、断熱用薄膜２０−１の厚さは、断熱用薄膜２０−２の厚さよりも厚く設定されている。

さらに、本実施形態では、図１に示すように、シリンダブロック内壁面９ａに形成された断熱用薄膜２０−１へオイルを供給するためのオイル供給手段としてオイルジェット（ボアジェット）３２が設けられている。オイルジェット３２は、排気行程にてオイルを断熱用薄膜２０−１へ向けて噴出させる。オイルジェット３２から断熱用薄膜２０−１に供給されたオイルによって、断熱用薄膜２０−１の冷却を行うことができる。排気行程中では、断熱用薄膜２０−１上におけるピストン頂面１２ａの通り過ぎた箇所がオイルジェット３２からのオイルによって冷却される。

前述したように、内燃機関のサイクルにおいては、シリンダ内ガス温度Ｔｇが時々刻々変化するが、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌをシリンダ内ガス温度Ｔｇに追従させるよう変化させることで、（１）式における（Ｔｇ−Ｔｗａｌｌ）の値を小さくすることができ、シリンダ内における熱損失Ｑを低減することができる。その結果、内燃機関の熱効率を向上させることができ、燃費を改善することができる。ここで、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの変動幅（スイング幅）ΔＴに対する燃費の影響を調べた計算結果を図３，４に示す。図３は、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌをクランク角（圧縮上死点が０°）に対して変化させた場合の波形の例を示し、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴが５００℃、１０００℃、１５００℃である場合の波形を燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌがほとんど変化しない場合（ベース条件）と対比させてそれぞれ示す。図３においては、ΔＴ＝１５００℃の波形が、シリンダ内ガス温度Ｔｇにほぼ追従して燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌが変化した場合の波形に相当する。図４は、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを図３に示すように５００℃、１０００℃、１５００℃に変化させた場合の燃費改善効果を調べた計算結果を示す。図４において、丸印（○）は、吸気行程での燃焼室壁面温度（ベース壁温）がベース条件での壁面温度に対してほとんど上昇していない場合の結果を示し、三角印（△）は、吸気行程での燃焼室壁面温度（ベース壁温）がベース条件での壁面温度に対して１００℃上昇した場合の結果を示す。図４に示すように、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを増大させることで、燃費改善効果を向上できることがわかる。ただし、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴが増大しても、ベース壁温が上昇すると燃費改善効果が減少する。そのため、燃費改善効果をより向上させるためには、ベース壁温をほとんど上昇させることなく、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを増大させることが好ましい。なお、図４の横軸の遮熱率［％］は、ベース条件での熱損失量Ｑｂ、及び壁面温度Ｔｗａｌｌを変化させた場合の熱損失量Ｑｓを用いて、以下の（２）式で表される。

遮熱率＝（Ｑｂ−Ｑｓ）／Ｑｂ×１００［％］ （２）

ベース壁温をほとんど上昇させることなく、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを増大させるためには、燃焼室内に臨む壁面に形成する断熱膜については、熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量が低いことが望ましい。ただし、前述したように、熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量が低い単一材料は、耐熱性及び強度の低い材料が多く、内燃機関のシリンダ内のように高温・高速のガス流や高圧力に耐えうるような耐熱性及び強度を持たない。一方、高温・高速のガス流や高圧力に耐えうるような高い耐熱性及び強度を有する単一材料では、熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量の低さが不十分であり、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴが減少する。さらに、断熱膜に熱が伝わり蓄積しやすくなり、ベース壁温が上昇する。ベース壁温が上昇すると、以下の（１）〜（５）の弊害が生じる。
（１）吸気行程中に吸入気体が受熱して膨張することにより、充填効率が低下して出力が低下する。
（２）圧縮行程中に作動ガスが受熱してシリンダ内圧力が上昇することにより、圧縮行程での負の仕事が増大して燃費が低下する。
（３）吸気・圧縮行程中の受熱により平均ガス温度が上昇することで、シリンダ内ガスの比熱比が低下してサイクル効率が低下する。
（４）圧縮端ガス温度上昇によりシリンダ内のガス流れが層流化することで、混合気形成過程での燃料と空気との混合度が低下して煤の生成量が増加する。
（５）圧縮端ガス温度上昇により燃焼温度が上昇することで、窒素酸化物（ＮＯｘ）の生成量が増加する。

これに対して本実施形態では、熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量が極めて低い気泡３１−１，３１−２を、耐熱性及び強度の高い断熱材２２−１，２２−２の内部に多数混入することで、燃焼室１３内の高温及び高圧の燃焼ガスに対する断熱用薄膜２０−１，２０−２の耐熱性及び強度を確保しつつ、断熱用薄膜２０−１，２０−２全体での熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量を十分に低くすることができる。これによって、ベース壁温の上昇を抑えながら燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを増大させることができ、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのシリンダ内ガス温度Ｔｇへの追従性を向上させることができる。その結果、内燃機関１の熱損失Ｑを低減させて熱効率を向上させることができ、燃費を向上させることができる。さらに、断熱用薄膜２０−１，２０−２の気泡混入率の調整により断熱用薄膜２０−１，２０−２の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量を調整することで、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを調整することができる。さらに、排気温度も上昇させることができるので、エンジン下流に設置した触媒の活性を高めて排気エミッションを低減することができるとともに、ターボチャージャーによる過給エンジンにおいては排気エネルギーのさらなる有効利用を図ることができる。特に、排気エミッション低減・熱効率増加を目的とした高過給エンジンでは、燃焼温度の低下による排気温度の低下が顕著となるため、本実施形態による排気温度上昇の効果はさらに高まる。

そして、本実施形態では、シリンダ１１内からの熱損失Ｑが低減するため、潤滑油温度も従来機関に比べて低く抑えられる。したがって、潤滑油として低粘度オイルを使用することができ、特に始動時のフリクション低減につながる。

ここで、本願発明者が行った解析（数値計算）の結果について説明する。内燃機関１が過給直噴ディーゼルエンジンの場合に、図２（Ｂ）に示す構成例を対象として断熱用薄膜２０−２（断熱材２２−２）の厚さｔ１を変化させながら、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの変化を計算して調べた。その計算結果を図５，６に示す。図５は、クランク角（圧縮上死点が０°）に対する燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの波形を示し、断熱用薄膜２０−２の厚さｔ１が１０μｍ、５０μｍ、１００μｍ、２００μｍ、５００μｍである場合の波形をそれぞれ示す。図６は、断熱用薄膜２０−２の厚さｔ１に対する燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴの特性を示す。

さらに、断熱用薄膜が単一材料からなる構成を比較例として、断熱用薄膜（単一材料）の厚さｔ０を変化させながら、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの変化を計算して調べた。その計算結果を図７，８に示す。図７は、クランク角（圧縮上死点が０°）に対する燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの波形を示し、断熱用薄膜の厚さｔ０が１０μｍ、５０μｍ、１００μｍ、５００μｍである場合の波形をそれぞれ示す。図８は、断熱用薄膜の厚さｔ０に対する燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴの特性を示す。

なお、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの計算の際には、１気筒の排気量を５５０ｃｃ、圧縮比を１６、機関回転速度を２０００ｒｐｍ、燃料噴射量を５０ｍｍ³／ｓｔ、図示平均有効圧力を１．６ＭＰａ相当とした。そして、図２（Ｂ）に示す構成例においては、断熱材２２−２を形成する材料の熱伝導率λ及び単位体積あたりの熱容量ρＣを、λ＝２．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、ρＣ＝２５２０×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］（ジルコニア相当）、断熱用薄膜２０−２の気泡混入率を８０％とした。また、比較例においては、断熱用薄膜を構成する単一材料（断熱用薄膜全体）の熱伝導率λ及び単位体積あたりの熱容量ρＣを、λ＝２．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、ρＣ＝２５２０×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］（ジルコニア相当）とした。

比較例においては、図７，８に示すように、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴが最大でも１２５℃程度（ｔ０＝１００μｍの場合）にとどまり、燃費改善効果は最大でも２％程度（ｔ０＝１００μｍの場合）にとどまっている。断熱用薄膜の厚さｔ０が１００μｍよりも薄いと、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴが減少することで、燃費改善効果が減少してほとんど得られなくなる。一方、断熱用薄膜の厚さｔ０が１００μｍよりも厚いと、ベース壁温が上昇することで、燃費改善効果が減少してほとんど得られなくなる。

これに対して図２（Ｂ）に示す構成例においては、図５，６に示すように、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを５５０℃〜６５０℃程度に大幅に増大させることができ、燃費改善効果を７〜８％程度に大幅に増大させることができる。図５，６に示す計算結果においては、ｔ１＝５０μｍ〜２００μｍの範囲で、ベース壁温をほとんど上昇させることなく５５０℃〜６５０℃程度のスイング幅ΔＴが得られ、７〜８％程度の燃費改善効果が得られる。そして、ｔ１＝１００μｍの場合に、スイング幅ΔＴが最大となる。このように、図２（Ｂ）の構成により、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを大幅に増大させることができ、７〜８％程度の燃費改善効果が得られることが確認された。

ただし、ピストン１２が往復運動するシリンダブロック内壁面９ａ上に断熱用薄膜２０−１を形成した場合は、ピストン１２に装着されたピストンリング４２がシリンダブロック内壁面９ａ上の断熱用薄膜２０−１に対し摺動することで、断熱用薄膜２０−１にはピストンリング４２からのせん断力が作用する。気泡３１が形成された断熱用薄膜２０−１は、燃焼ガス圧力には耐えるものの、気孔率を高めるとせん断力に対する強度が低下しやすくなる。そのため、シリンダブロック内壁面９ａ上の断熱用薄膜２０−１については、ピストンリング４２からのせん断力に対する強度を十分に確保して耐久性を向上させることが要求される。これに対して本実施形態では、断熱用薄膜２０−１の気孔率を低くすることで、断熱用薄膜２０−１の強度（せん断強度）を高めることができ、ピストンリング４２からのせん断力に対する断熱用薄膜２０−１の強度を十分に確保して、断熱用薄膜２０−１の耐久性を向上させることができる。そして、摺動によるせん断力の作用しない断熱用薄膜２０−２については、気孔率を高くすることで、熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量をより低くすることができ、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのシリンダ内ガス温度Ｔｇへの追従性をさらに向上させることができる。

しかし、断熱用薄膜２０−１の気孔率を低くして強度を高めると、断熱用薄膜２０−１の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量も高くなる。断熱用薄膜２０−１の熱伝導率の増加に対して断熱効果を維持するためには、断熱用薄膜２０−１の厚さを厚くする必要がある。ただし、断熱用薄膜２０−１の気孔率を低くするとともに厚さを厚くすると、図９の計算結果に示すように、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴが減少する。ここで、図９は、クランク角（圧縮上死点が０°）に対する燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの波形を示し、断熱用薄膜２０−１の気孔率が８０％で厚さが１００μｍである場合と、断熱用薄膜２０−１の気孔率が５０％で厚さが２００μｍである場合との波形をそれぞれ示す。さらに、断熱用薄膜２０−１の厚さを厚くすると、断熱用薄膜２０−１に熱が蓄積しやすくなり、吸気行程までに燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌが低下しにくくなる。オイルにより断熱用薄膜２０−１の冷却を行わない場合（オイル冷却無しの場合）は、図９の燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの計算結果に示すように、ベース壁温（吸気行程での燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌ）が上昇する。ベース壁温が上昇すると、前述の（１）〜（５）の弊害が生じやすくなる。なお、図９に示す燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの計算の際には、断熱材２２−１を形成する材料の熱伝導率λ及び単位体積あたりの熱容量ρＣを、λ＝２．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、ρＣ＝２５２０×１０³［Ｊ／(ｍ³・Ｋ)］（ジルコニア相当）とし、その他の計算条件については、図５〜８に示す計算を行った場合と同様である。

これに対して本実施形態では、排気行程にてオイルジェット３２から断熱用薄膜２０−１にオイルを供給して断熱用薄膜２０−１を冷却することで、図９におけるオイルによる強制冷却の場合に示すように、吸気行程までに燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌを十分低下させることができ、ベース壁温の上昇を抑えることができる。その結果、前述の（１）〜（５）の弊害が生じるのを防ぐことができ、熱損失Ｑの低減効果を向上させることができる。図９に示す計算結果においては、５％程度の燃費改善効果が得られることが確認された。

次に、本実施形態の他の構成例について説明する。

図１０は、本実施形態に係る内燃機関１がディーゼルエンジン等の圧縮自着火式内燃機関である例を示す。内燃機関１が圧縮自着火式内燃機関の場合は、例えばピストン１２が圧縮上死点付近に位置するときに燃料噴射弁１９からシリンダ１１内に燃料（例えば軽油）を直接噴射することで、燃焼室１３内の燃料が自着火して燃焼する。そして、図１０に示す構成例では、シリンダブロック内壁面９ａに形成された断熱用薄膜２０−１へオイルを供給するためのオイル供給手段として、オイルジェット（ボアジェット）３２の他に、オイルジェット（ピストンジェット）３３が設けられている。ピストン１２には、オイルジェット３３からのオイルが供給されるクーリングチャネル１２ｂが形成されており、オイルジェット３３は、排気行程にてオイルをクーリングチャネル１２ｂへ向けて噴出させる。クーリングチャネル１２ｂに供給されたオイルは、断熱用薄膜２０−１へ向けて噴出する。排気行程中では、断熱用薄膜２０−１上におけるピストン頂面１２ａの通り過ぎた箇所がオイルジェット３２，３３からのオイルによって冷却される。このように、図１０に示す構成例では、オイルジェット３２から断熱用薄膜２０−１に供給されたオイルと、オイルジェット３３からクーリングチャネル１２ｂを介して断熱用薄膜２０−１に供給されたオイルとによって、断熱用薄膜２０−１の冷却を行うことができる。

さらに、本実施形態に係る内燃機関１が圧縮自着火式内燃機関の場合は、設定されたサイクル数に１回の割合で、シリンダブロック内壁面９ａに形成された断熱用薄膜２０−１に燃料が付着するように燃料噴射弁１９から燃料を噴射することもできる。例えば図１１に示すように、数サイクル〜数十サイクルに１回程度の割合で、燃焼前の圧縮行程にて燃料噴射弁１９から噴射した燃料３９を、シリンダブロック内壁面９ａ上部に形成された断熱用薄膜２０−１に衝突させる。その際には、通常の圧縮上死点付近での燃料噴射の場合よりも燃料の噴射圧力を増大させることもできる。シリンダブロック内壁面９ａ上部に位置する断熱用薄膜２０−１については、オイルジェット３２，３３からのオイルが供給されにくく、高温になりやすい。これに対して図１１に示すように、数サイクル〜数十サイクルに１回程度の頻度で、燃料３９をシリンダブロック内壁面９ａ上部の断熱用薄膜２０−１に衝突させることで、シリンダブロック内壁面９ａ上部の断熱用薄膜２０−１の冷却を行うことができる。その結果、シリンダブロック内壁面９ａ上部の断熱用薄膜２０−１の高温化によるオイル切れ、ひいては焼き付きを防ぐことができる。さらに、シリンダブロック内壁面９ａ上部での潤滑性を向上させることができる。

また、本実施形態では、例えば図１２に示すように、オイルジェット（ボアジェット）３２のノズルを、オイルが噴出するオイル噴出孔５２ａが多数形成された多孔ノズル５２にすることもできる。多孔ノズル５２は、各オイル噴出孔５２ａから、シリンダブロック内壁面９ａに形成された断熱用薄膜２０−１のそれぞれ異なる箇所へ向けてオイルを噴出させる。この構成により、オイルジェット３２（多孔ノズル５２）からのオイルを断熱用薄膜２０−１のより広い範囲に衝突させることができ、断熱用薄膜２０−１のより広い範囲を冷却することができる。

また、本実施形態では、例えば図１３に示すように、ピストン１２に装着され且つシリンダブロック内壁面９ａに形成された断熱用薄膜２０−１に対し摺動するピストンリング４２に、低摩擦材による被膜４４を形成することもできる。ここでの被膜４４については、ピストンリング４２の少なくとも外周面に形成する。ここでの低摩擦材としては、例えばＤＬＣ（ダイヤモンドライクカーボン）や窒化クロム等のセラミックを用いることができる。この構成により、断熱用薄膜２０−１の高温化によりオイルが減少しても、焼き付きを防止することができる。

また、本実施形態では、例えば気泡３１−１，３１−２の径（大きさ）を不揃いにして、断熱用薄膜２０−１，２０−２の気孔率を断熱材２２−１，２２−２の内部の位置に応じて局所的に変化させる（分布を持たせる）こともできる。この構成によれば、断熱用薄膜２０−１，２０−２の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量に分布を持たせることができ、燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを燃焼室壁面の位置に応じて異ならせる（分布を持たせる）ことができる。

また、本実施形態では、例えば図１４に示すように、シリンダブロック内壁面９ａに形成された断熱用薄膜２０−１に、この断熱用薄膜２０−１を補強して強度を向上させるための高強度・高耐熱性の補強用繊維材２３を多数混入させることもできる。ここでの補強用繊維材２３は、断熱材２２−１よりも高い強度を有し、断熱用薄膜２０−１を繊維強化する機能を有する。補強用繊維材２３は、断熱材２２−１の内部に多数混入されており、燃焼室１３内の燃焼ガスとは接触しない。ここでの補強用繊維材２３の具体例としては、例えばＳｉＣ系セラミック繊維を挙げることができる。ＳｉＣ系セラミック繊維においては、熱伝導率λは１．４〜２．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度であり、耐熱温度Ｔｍは１３００［℃］程度であり、強度（引張強度）σは２．８〜３．４［ＧＰａ］程度である。また、補強用繊維材２３に炭素繊維を用いることもできる。炭素繊維においては、熱伝導率λは４０［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］程度であり、耐熱温度Ｔｍは無酸素雰囲気中で１６００［℃］程度（酸素雰囲気中で５００［℃］程度）であり、強度（引張強度）σは３．５［ＧＰａ］程度である。また、ＳｉＣ系セラミック繊維と炭素繊維を組み合わせて補強用繊維材２３に用いることもできる。図１４に示す例では、補強用繊維材２３は短繊維材であり、その繊維長さが断熱用薄膜２０−１の厚さよりも短く設定され、例えば補強用繊維材２３の繊維長さが断熱用薄膜２０−１の厚さの１／２以下に設定される。これによって、断熱用薄膜２０−１の厚さ方向の熱伝導率（膜表面２０−１ａからシリンダブロック９までの熱伝導率）が高くなるのを抑制することができる。図１４に示す構成例によれば、断熱用薄膜２０−１を繊維強化してその強度（せん断強度）をさらに向上させることができるので、ピストンリング４２からのせん断力に対する断熱用薄膜２０−１の耐久性をさらに向上させることができる。

また、本実施形態では、例えば図１５，１６に示すように、断熱用薄膜２０−１（断熱材２２−１）に混入する補強用繊維材２３を長繊維材にすることもできる。ここで、図１５はシリンダブロック内壁面９ａに沿った断面図を示し、図１６はシリンダブロック内壁面９ａに直交する断面図を示す。図１５，１６に示す構成例では、長繊維材である補強用繊維材２３が、断熱用薄膜２０−１の厚さ方向と垂直方向、つまり断熱用薄膜２０−１の面内方向（シリンダブロック内壁面９ａと平行方向）に（ほぼ）沿って延びる状態で、断熱用薄膜２０−１に多数混入されている。すなわち、補強用繊維材２３の繊維方向は、断熱用薄膜２０−１の厚さ方向とほぼ垂直である（シリンダブロック内壁面９ａとほぼ平行である）。そのため、図１５，１６に示す構成例では、断熱用薄膜２０−１の厚さ方向と垂直方向（補強用繊維材２３が延びる繊維方向）の熱伝導率が、断熱用薄膜２０−１の厚さ方向（補強用繊維材２３が延びる繊維方向と垂直方向）の熱伝導率よりも高くなり、断熱用薄膜２０−１の熱伝導率に異方性が生じる。例えば、補強用繊維材２３を、少なくともシリンダ軸線方向にほぼ沿って延びるように（繊維方向がシリンダ軸線方向とほぼ平行になるように）配置することができる。なお、図１５は、長繊維材である補強用繊維材２３が格子状に形成された例を示している。

図１５，１６に示す構成例においても、ピストンリング４２からのせん断力に対する断熱用薄膜２０−１の耐久性をさらに向上させることができる。そして、図１５，１６に示す構成例によれば、断熱用薄膜２０−１の熱を、シリンダブロック９に（断熱用薄膜２０−１の厚さ方向に）伝わるのを抑制しながら、その厚さ方向と垂直方向（補強用繊維材２３が延びる繊維方向）に逃がして均一化することができる。そのため、断熱用薄膜２０−１におけるオイルが衝突しない箇所の温度も効率よく下げることができる。さらに、断熱用薄膜２０−１に要求される耐熱温度を下げることができ、断熱用薄膜２０−１（断熱材２２−１）に用いる材料の選択性の自由度を高めることができる。

なお、断熱用薄膜２０−１の厚さ方向と垂直方向（断熱用薄膜２０−１の面内方向）にほぼ沿って延びる状態で断熱用薄膜２０−１に混入する補強用繊維材２３については、必ずしも格子状に形成する必要はなく、例えば図１７に示すように一方向（例えばシリンダ軸線方向）にほぼ沿って並べることで、この一方向の熱伝導率を高めることもできる。ここで、図１７は、シリンダブロック内壁面９ａに沿った断面図を示す。

以上、本発明を実施するための形態について説明したが、本発明はこうした実施形態に何等限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において、種々なる形態で実施し得ることは勿論である。

本発明の実施形態に係る内燃機関の概略構成を示す図である。 断熱用薄膜２０−１，２０−２の構成例を示す図である。 燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌをクランク角に対して変化させた場合の波形の例を示す図である。 燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴを変化させた場合の燃費改善効果を調べた計算結果を示す図である。 断熱用薄膜２０−２の厚さｔ１を変化させながら、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの変化を調べた計算結果を示す図である。 断熱用薄膜２０−２の厚さｔ１に対する燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴの特性を示す図である。 断熱用薄膜（単一材料）の厚さｔ０を変化させながら、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの変化を調べた計算結果を示す図である。 断熱用薄膜（単一材料）の厚さｔ０に対する燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅ΔＴの特性を示す図である。 断熱用薄膜２０−１の気孔率及び厚さを変化させながら、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの変化を調べた計算結果を示す図である。 本発明の実施形態に係る内燃機関の他の概略構成を示す図である。 本発明の実施形態に係る内燃機関の他の概略構成を示す図である。 オイルジェット３２の構成例を示す図である。 ピストンリング４２の構成例を示す図である。 断熱用薄膜２０−１の他の構成例を示す図である。 断熱用薄膜２０−１の他の構成例を示す図である。 断熱用薄膜２０−１の他の構成例を示す図である。 断熱用薄膜２０−１の他の構成例を示す図である。

符号の説明

１ 内燃機関、９ シリンダブロック、９ａ シリンダブロック内壁面、１０ シリンダヘッド、１０ａ シリンダヘッド下面、１１ シリンダ、１２ ピストン、１２ａ ピストン頂面、１２ｂ クーリングチャネル、１３ 燃焼室、１４ 吸気ポート、１５ 排気ポート、１６ 吸気弁、１６ａ 吸気弁底面、１７ 排気弁、１７ａ 排気弁底面、１８ 点火栓、１９ 燃料噴射弁、２０−１，２０−２ 断熱用薄膜、２２−１，２２−２ 断熱材、２３ 補強用繊維材、３０ 母材、３０ａ 壁面、３１−１，３１−２ 気泡、３２，３３ オイルジェット、４２ ピストンリング、４４ 被膜、５２ 多孔ノズル、５２ａ オイル噴出孔。

Claims (7)

1. 燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成された内燃機関であって、
   前記断熱膜は、母材よりも低い熱伝導率を有し且つ母材よりも低いまたは母材とほぼ同等の単位体積あたりの熱容量を有する材料の内部に気泡が多数形成された断熱材を含んで構成されており、
   前記断熱膜は、ピストンが往復運動するシリンダ内壁面と、当該シリンダ内壁面以外の燃焼室内に臨む壁面と、に形成されており、
   シリンダ内壁面に形成された断熱膜は、シリンダ内壁面以外の壁面に形成された断熱膜よりも気泡混入率が低く、
   シリンダ内壁面に形成された断熱膜は、膜厚が５０μｍ以上２００μｍ以下の範囲内であって、熱伝導率が０．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］以下であり、単位体積あたりの熱容量が１４９０×１０^３［Ｊ／(ｍ^３・Ｋ)］以下であり、
   排気行程にてシリンダ内壁面に形成された断熱膜へオイルを供給して当該断熱膜を冷却するオイル供給手段が設けられている、内燃機関。
2. 請求項１に記載の内燃機関であって、
   シリンダ内壁面に形成された断熱膜には、当該断熱膜を補強するための補強用繊維材が混入されている、内燃機関。
3. 請求項２に記載の内燃機関であって、
   前記補強用繊維材は、シリンダ内壁面に形成された断熱膜に、その厚さ方向と略垂直方向に沿って延びる状態で混入されている、内燃機関。
4. 請求項１〜３のいずれか１に記載の内燃機関であって、
   燃料をシリンダ内に噴射する燃料噴射手段を備え、
   燃料噴射手段は、設定されたサイクル数に１回の割合で、シリンダ内壁面に形成された断熱膜に燃料が付着するように燃料を噴射する、内燃機関。
5. 請求項１〜４のいずれか１に記載の内燃機関であって、
   オイル供給手段は、オイルが噴出するオイル噴出孔が多数形成された多孔ノズルを有し、
   多孔ノズルは、各オイル噴出孔から、シリンダ内壁面に形成された断熱膜のそれぞれ異なる箇所へ向けてオイルを噴出させる、内燃機関。
6. 請求項１〜５のいずれか１に記載の内燃機関であって、
   ピストンに装着され且つシリンダ内壁面に形成された断熱膜に対し摺動するピストンリングに、低摩擦材による被膜が形成されている、内燃機関。
7. 燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成された内燃機関であって、
   前記断熱膜は、母材よりも低い熱伝導率及び母材よりも低い単位体積あたりの熱容量を有し、
   前記断熱膜は、ピストンが往復運動するシリンダ内壁面と、当該シリンダ内壁面以外の燃焼室内に臨む壁面と、に形成されており、
   シリンダ内壁面に形成された断熱膜は、シリンダ内壁面以外の壁面に形成された断熱膜と比較して、強度が高いとともに、熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量が高く、
   シリンダ内壁面に形成された断熱膜は、膜厚が５０μｍ以上２００μｍ以下の範囲内であって、熱伝導率が０．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］以下であり、単位体積あたりの熱容量が１４９０×１０^３［Ｊ／(ｍ^３・Ｋ)］以下であり、
   排気行程にてシリンダ内壁面に形成された断熱膜へオイルを供給して当該断熱膜を冷却するオイル供給手段が設けられている、内燃機関。

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