JP5731562B2 - 高圧ポンプ - Google Patents

Description

本発明は、高圧ポンプに関する。

従来、内燃機関に燃料を供給する燃料供給系統に設けられ、燃料を加圧する高圧ポンプが知られている。高圧ポンプは、燃料導入口から供給通路を経由してポンプ室に吸入された燃料をプランジャの往復移動により加圧し、そのポンプ室で加圧した燃料を燃料吐出口から吐出する。
特許文献１に記載の高圧ポンプは、可動コアに固定されたニードル弁が、供給通路に設けられた弁座に着座または離座することで、供給通路を閉塞または開放する。ニードル弁は、可動コアが収容される可動コア室と供給通路との間に設けられたニードルガイドによって往復移動可能に支持されている。ニードルガイドは、可動コア室と供給通路と連通する連通孔を有している。これにより、可動コア室がダンパ室として機能し、ニードル弁と弁座との衝突による騒音が低減される。

特開２００１−３０４０６８号公報

しかしながら、特許文献１の高圧ポンプにおいて、ニードルガイドが有する連通孔の開口断面積を大きくすれば、その連通孔を流れる燃料の流体抵抗が小さくなり、可動コアの動作が速くなる。
そのため、高圧ポンプの吸入行程の際、スプリングの付勢力により可動コアとニードル弁がストッパへ衝突した後、その可動コアとニードル弁が固定コア側へバウンスするおそれがある。その場合、調量行程時に可動コアとニードル弁がバウンスしている途中で固定コア側へ磁気吸引されると、ニードル弁の閉弁時刻が早くなり、吐出行程が意図した時期よりも早く開始される。これにより、コイルへの通電時刻を遅くしても燃料吐出量が増加する関係が生じ、燃料吐出量の制御が困難になることが懸念される。
本発明は、上記課題に鑑みてなされたものであり、燃料吐出量を正確に制御することの可能な高圧ポンプを提供することを目的とする。

本発明は、可動コア室と供給通路とがニードルガイドによって仕切られた高圧ポンプにおいて、コイルへの通電時刻を遅くするに従い燃料吐出量が減少する関係が維持される範囲に、可動コア室と供給通路とを連通する連通孔の開口断面積を設定したことを特徴とする。
連通孔の開口断面積の設定により、供給通路から可動コア室への燃料の流れを調整し、可動コアの動作を制御することが可能である。これにより、吸入行程の際、付勢手段の付勢力によりニードルが吸入弁をストッパ側へ押圧した後、可動コアとニードルが固定コア側へバウンスすることが抑制される。したがって、コイルへの通電時刻と燃料吐出量との関係が維持され、高圧ポンプの燃料吐出量を正確に制御することができる。
また、連通孔の開口断面積は、可動コアの断面積からニードルの断面積を除いた面積に対し、０％より大きく、０．３１％以下である。
吸入弁は、弁座に着座及び離座する弁本体、及びその弁本体の移動方向に延びる筒状の第１案内部を有する。
ストッパは、内周面が吸入弁の第１案内部の外周面に摺接する筒状の第２案内部、及び弁本体側の端面が弁本体の反弁座側の端面に当接する当接部を有する。
吸入弁およびストッパの少なくとも一方は、ストッパと吸入弁との間に形成されたバルブ室とポンプ室とを連通する通路を有する。
バルブ室とポンプ室とを連通する通路は、ストッパの当接部の弁本体側の端面及び弁本体の反弁座側の端面のいずれか一方に設けられてポンプ室に連通する径溝部と、第１案内部の外周面及び第２案内部の内周面のいずれか一方に設けられてバルブ室と径溝部とを連通する軸溝部とから構成される。

本発明の第１実施形態による高圧ポンプの断面図。 図１の要部拡大図。 図２の要部拡大図。 可動コアと固定コアのギャップのストレス状態の解析データ。 可動コアと固定コアのファイナルギャップ量と、気泡崩壊強度との関係を示すグラフ。 ニードルガイドの連通孔の断面積と、ファイナルギャップの気泡崩壊強度との関係を示すグラフ。 ニードルガイドの連通孔の断面積を変えたときの可動コアの固定コア側端面の金属表面の状態を示す写真。 第１実施形態の電磁弁と、比較例の電磁弁から発生する音の周波数特性を示すグラフ。 比較例の電磁弁の通電時における音圧レベルを示すグラフ。 第１実施形態の電磁弁の通電時における音圧レベルを示すグラフ。 第１実施形態の電磁弁と、比較例の電磁弁の衝突域の周波数特性を示すグラフ。 第１実施形態の電磁弁と、比較例の電磁弁の減衰域の周波数特性を示すグラフ。 第１実施形態の電磁弁において、ニードルガイドの連通孔の開口断面積を変えたときの周波数特性を示すグラフ。 第１実施形態の電磁弁において、ニードルガイドの連通孔の開口断面積を変えたときの０〜１０ｋＨｚのオーバーオール値を示すグラフ。 比較例の電磁弁を備えた高圧ポンプの要部断面図。 本発明の第２実施形態による高圧ポンプの要部断面図。 電磁弁の通電時期と高圧ポンプの燃料吐出量との関係を示すグラフ。 図１７のＸＶＩＩＩ部分の拡大図。 連通孔の内径とニードルの挙動との関係を示すグラフ。 連通孔の開口断面積と吸入弁の閉弁応答時間との関係を示すグラフ。

以下、本発明の複数の実施形態を図面に基づいて説明する。なお、第１実施形態は請求項７−１５に対応するものであり、第２実施形態は請求項１−６に対応するものである。
（第１実施形態）
本発明の第１実施形態を図１〜図１４に示す。第１実施形態の高圧ポンプ１は、内燃機関に燃料を供給する燃料供給系統に設けられる。燃料タンクから汲み上げられた燃料は、高圧ポンプ１により加圧され、デリバリパイプに蓄圧される。そしてデリバリパイプに接続するインジェクタから内燃機関の各気筒に噴射供給される。

（高圧ポンプ及び電磁弁の構成）
図１に示すように、高圧ポンプ１は、ポンプボディ４０、プランジャ４２、ダンパ室５０、電磁弁１０及び吐出弁部６０などを備えている。
ポンプボディ４０には、円筒状のシリンダ４１が設けられている。シリンダ４１には、プランジャ４２が軸方向に往復移動可能に収容されている。プランジャ４２のポンプボディ４０から突出した端部に設けられるスプリング座４３と、プランジャ４２の外周のオイルシール４４を保持するオイルシールホルダ４５との間にスプリング４６が設けられている。このスプリング４６により、プランジャ４２は図示しないエンジンのカムシャフト側へ付勢される。そのため、プランジャ４２は、カムシャフトのカムプロファイルに従い軸方向に往復移動する。プランジャ４２の往復移動により、ポンプ室４７の容積が変化することで燃料が吸入、加圧される。

次に、ダンパ室５０について説明する。
ポンプボディ４０には、シリンダ４１の反対側に突出する筒状の筒部５１が設けられている。筒部５１に有底筒状のカバー５２が被さることで、ダンパ室５０が形成される。
ダンパ室５０には、パルセーションダンパ５３、支持部材５４及び波ばね５５が収容されている。
パルセーションダンパ５３は、２枚の金属ダイアフラムから構成され、内部に所定圧の気体が密封されている。パルセーションダンパ５３は、２枚の金属ダイアフラムがダンパ室５０の圧力変化に応じて弾性変形することで、ダンパ室５０の燃圧脈動を低減する。

ダンパ室５０は、図示しない燃料通路を通じて図示しない燃料導入口と連通している。この燃料導入口には図示しない燃料タンクから燃料が供給される。そのため、ダンパ室５０は、燃料導入口から燃料タンクの燃料が供給される。

続いて、電磁弁１０について説明する。
図２または図３に示すように、電磁弁１０は、ポンプ室４７とダンパ室５０とを連通する供給通路４８に設けられ、供給通路４８の開放および遮断を制御する。電磁弁１０は、固定コア１１、可動コア１２、コイル１３、付勢手段としての第２スプリング１４、コアハウジング１５、ニードルガイド１６などを備えている。

ポンプボディ４０には、シリンダ４１の中心軸と略垂直に凹部４９が設けられている。凹部４９の開口をコアハウジング１５が覆うことで、ダンパ室５０からポンプ室４７までの供給通路４８が区画される。

ストッパ１７、弁座部材１８、筒部材１９は、供給通路４８の内壁にポンプ室側からこの順で設けられている。
ストッパ１７は、有底筒状に形成され、その内側に吸入弁２０を往復移動可能に収容すると共に、吸入弁２０のポンプ室側（開弁方向）の移動を規制する。
ストッパ１７の底と吸入弁２０との間には第１スプリング２１が設けられている。第１スプリング２１は、吸入弁２０を弁座側（閉弁方向）へ付勢している。なお、ストッパ１７は、燃料を流通可能な孔２２を有している。

弁座部材１８は、ポンプ室側に吸入弁２０が着座および離座可能な環状の弁座２３を有している。吸入弁２０が弁座２３に着座することで供給通路４８が閉塞され、吸入弁２０が弁座２３から離座することで供給通路４８が開放される。
筒部材１９は、供給通路４８の内壁に設けられためねじ４８１に螺合している。これにより、供給通路内に、ストッパ１７、弁座部材１８および筒部材１９が固定される。

コアハウジング１５の内側にニードルガイド１６が固定されている。ニードルガイド１６は、可動コア１２を収容する可動コア室２４と、供給通路４８とを仕切っている。ニードルガイド１６は、可動コア室２４と供給通路４８とを連通する１個の連通孔２５を有する。
連通孔２５は、大径孔２５１、及びその大径孔２５１よりも内径の小さい小径孔２５２から構成されている。大径孔２５１はニードルガイド１６の可動コア室側に設けられ、小径孔２５２はニードルガイド１６の弁座側に設けられている。
第１実施形態において、小径孔２５２は、内径が１．２ｍｍ以下、好ましくは１．０ｍｍ以下の円筒状である。すなわち、小径孔２５２の開口断面積は、０．３６πｍｍ²以下であり、好ましくは０．２５πｍｍ²以下である。
ニードルガイド１６は、ニードル２６を軸方向に移動可能に支持している。

ニードル２６は、一端が可動コア１２に固定され、他端が吸入弁２０に当接可能である。
ニードル２６には、ニードルガイド１６よりも弁座側でニードル２６の外壁から径外方向に延びる拡径部２７が設けられている。ニードル２６が固定コア側に移動するとき、拡径部２７とニードルガイド１６とが当接する。
また、ニードル２６には、供給通路内でニードル２６の外壁から径外方向に延びるフランジ２８が設けられている。このフランジ２８とニードルガイド１６との間に第２スプリング１４が設けられている。第２スプリング１４は、第１スプリング２１よりも強い力で、ニードル２６をポンプ室側に付勢している。すなわち、第２スプリング１４は、ニードル２６が固定された可動コア１２を、固定コア１１から離れる方向へ付勢している。

可動コア１２は、磁性体から形成され、コアハウジング１５の内側に設けられた可動コア室２４に収容される。可動コア１２は、軸方向に往復移動可能である。可動コア１２は、移動方向に通じる複数の呼吸孔２９を有する。第１実施形態において、可動コア１２の外径は９．７ｍｍである。ニードル２６の外径は３．０ｍｍである。ただし、可動コア１２の外径およびニードル２６の外径は、これに限らず、磁気吸引力または高圧ポンプの体格など、種々の要因によって設定される。

固定コア１１は、磁性体から形成され、コアハウジング１５と非磁性体からなる環状部１１１を挟んで設けられる。ニードル２６が固定コア側に移動して拡径部２７とニードルガイド１６とが当接するとき、固定コア１１と可動コア１２との間には僅かな空間が設けられる。このときの空間をファイナルギャップと称する。
第１実施形態において、ファイナルギャップにおける固定コア１１と可動コア１２と距離は、０．０８〜０．１６ｍｍである。すなわち、可動コア１２の外径が９．７ｍｍのとき、ファイナルギャップの容積は、１．８８１８π〜３．７６３６πｍｍ³である。ただし、ファイナルギャップの容積は、これに限られない。

固定コア１１の径外側にコネクタ３０が設けられている。コネクタ３０は、有底筒状のヨーク３１により保持されている。ヨーク３１は、コアハウジング１５に固定されている。
コネクタ３０の内側に設けられたボビン３２にコイル１３が巻回されている。コネクタ３０の端子３３を通じてコイル１３に通電されると、コイル１３は磁界を発生する。

コイル１３に通電していないとき、可動コア１２と固定コア１１とは、第２スプリング１４の弾性力により互いに離れている。ニードル２６は、ポンプ室側へ移動し、ニードル２６の端面が吸入弁２０を押圧することで吸入弁２０が開弁する。
コイル１３に通電されると、固定コア１１、可動コア１２、ヨーク３１及びコアハウジング１５によって形成される磁気回路に磁束が流れ、可動コア１２が第２スプリング１４の弾性力に抗し、固定コア１１側に磁気吸引される。これにより、ニードル２６は、吸入弁２０に対する押圧力を解除する。

次に吐出弁部６０について説明する。
図１に示すように、吐出弁部６０は、吐出弁６１、規制部材６２、スプリング６３などから構成されている。
ポンプボディ４０には、シリンダ４１の中心軸と略垂直に吐出通路６４が形成されている。吐出弁６１は、吐出通路６４に往復移動可能に収容されている。吐出弁６１は、弁座６５に着座又は離座することで、吐出通路６４を開閉する。
吐出弁６１の燃料吐出口６６側に設けられた規制部材６２は、吐出弁６１の燃料吐出口６６側への移動を規制する。
スプリング６３は、一端が規制部材６２に当接し、他端が吐出弁６１に当接し、吐出弁６１を弁座側へ付勢している。

ポンプ室４７の燃料の圧力が上昇し、ポンプ室側の燃料から吐出弁６１が受ける力がスプリング６３の弾性力と弁座６５の下流側の燃料から受ける力との和よりも大きくなると、吐出弁６１は弁座６５から離座する。これにより、燃料吐出口６６から燃料が吐出される。
一方、ポンプ室４７の燃料の圧力が低下し、ポンプ室側の燃料から吐出弁６１が受ける力がスプリング６３の弾性力と弁座６５の下流側の燃料から受ける力との和よりも小さくなると、吐出弁６１は弁座６５に着座する。これにより、弁座６５の下流側の燃料がポンプ室４７へ逆流することが防がれる。

（高圧ポンプの作動）
次に高圧ポンプ１の作動について説明する。
なお、ここでの説明は、コイル１３への通電から可動コア１２、ニードル２６または吸入弁２０が動作するまでの時間遅れを考慮しないものとする。
（１）吸入行程
カムシャフトの回転により、プランジャ４２が上死点から下死点に向かって下降すると、ポンプ室４７の容積が増加し、燃料が減圧される。吐出弁６１は弁座６５に着座し、吐出通路６４を閉塞する。
一方、吸入弁２０は、ポンプ室４７と供給通路４８との差圧により、第１スプリング２１の付勢力に抗してポンプ室側へ移動し、開弁状態となる。このとき、コイル１３への通電は停止されているので、可動コア１２と一体のニードル２６は、第２スプリング１４の付勢力によりポンプ室側へ移動し、吸入弁２０をポンプ室側へ押圧する。そのため、吸入弁２０は開弁状態を維持する。これにより、ダンパ室５０から供給通路４８を経由し、ポンプ室４７に燃料が吸入される。

（２）調量行程
カムシャフトの回転により、プランジャ４２が下死点から上死点に向かって上昇すると、ポンプ室４７の容積が減少する。このとき、所定の時期まではコイル１３への通電が停止されているので、第２スプリング１４の付勢力によりニードル２６と吸入弁２０は開弁位置にある。これにより、供給通路４８は開放された状態が維持される。このため、一度ポンプ室４７に吸入された低圧燃料が、供給通路４８を経由し、ダンパ室５０へ戻される。したがって、ポンプ室４７の圧力は上昇しない。

（３）加圧行程
プランジャ４２が下死点から上死点に向かって上昇する途中の所定の時刻に、コイル１３へ通電される。するとコイル１３に発生する磁界により、固定コア１１と可動コア１２との間に磁気吸引力が発生する。この磁気吸引力が第２スプリング１４の弾性力と第１スプリング２１の弾性力との差よりも大きくなると、可動コア１２とニードル２６は固定コア側へ移動する。これにより、吸入弁２０に対するニードル２６の押圧力が解除される。吸入弁２０は、第１スプリング２１の弾性力、及びポンプ室４７からダンパ室側へ排出される低圧燃料の流れによって生ずる力により、弁座側へ移動する。したがって、吸入弁２０は弁座２３に着座し、供給通路４８が閉塞される。

吸入弁２０が弁座２３に着座した時から、ポンプ室４７の燃料圧力は、プランジャ４２の上死点に向かう上昇と共に高くなる。ポンプ室４７の燃料圧力が吐出弁６１に作用する力が、吐出通路６４の燃料圧力が吐出弁６１に作用する力およびスプリング６３の付勢力よりも大きくなると、吐出弁６１が開弁する。これにより、ポンプ室４７で加圧された高圧燃料は吐出通路６４を経由して燃料吐出口６６から吐出する。
なお、加圧行程の途中でコイル１３への通電が停止される。ポンプ室４７の燃料圧力が吸入弁２０に作用する力は、第２スプリング１４の付勢力よりも大きいので、吸入弁２０は閉弁状態を維持する。
高圧ポンプ１は、（１）から（３）の行程を繰り返し、内燃機関に必要な量の燃料を加圧して吐出する。

（エロ−ジョンの低減）
次に、固定コア１１と可動コア１２との間のファイナルギャップのストレス状態について説明する。ストレス状態とは、キャビテーションにより生じるエロ−ジョンによって、可動１２コアの固定コア側の端面、または固定コア１１の可動コア側の端面が受けるストレスの状態をいうものとする。このストレスの状態は、キャビテーションの気泡崩壊強度が大きいほど大きいといえる。
気泡崩壊強度は、ボイド率と、それを潰す力との積であらわされる。ボイド率とは、ギャップの容積に対するギャップの気泡量の占める割合である。潰す力とは、流体加速度である。
すなわち、 （気泡崩壊強度）＝（ボイド率（％））×（流体加速度（ｍｍ／ｓ²）） である。

気泡量は、固定コア１１と可動コア１２との間のギャップの圧力変動が大きいほど増加する。
ギャップの圧力変動は、下記の式（１）によりあらわされる。
ΔＰ＝（ΔＶ／Ｖｏ）×Ｅ ・・・式（１）
但し、ΔＰ：ギャップの圧力変動
ΔＶ：可動コアが固定コア側に移動したときのギャップの容積の変化量の絶対値
Ｖｏ：可動コアと固定コアとが最も離れたときのギャップの容積
Ｅ ：ギャップに流れる液体の体積弾性率
この場合、ΔＰが大きくなるほど、ギャップの気泡量が増大する。

ここで、図１５に比較例の高圧ポンプ２を示す。比較例の高圧ポンプ２は、コイル１３に通電した時、固定コア１１と可動コア１２とが当接する所謂「ソリッドギャップ式」である。なお、比較例の高圧ポンプ２において上述した第１実施形態と実質的に同一の構成には同一の符号を付している。
比較例の高圧ポンプ２は、吸入弁２０とニードル２６とが弁ボディ３の内側で分離している。比較例のニードル２６には、第１実施形態の拡径部２７が設けられていない。そのため、比較例の高圧ポンプ２では、コイル１３に通電すると、固定コア１１と可動コア１２とが当接する。したがって、比較例の高圧ポンプ２は、固定コア１１と可動コア１２との間の圧力変動が大きくなり、ボイド率の増加と共に気泡崩壊強度が大きくなる。その結果、可動コア１２の固定コア側の端面、及び固定コア１１の可動コア側の端面に加わるストレスが大きくなる。
これに対し、第１実施形態の電磁弁１０は、固定コア１１と可動コア１２とが当接することのない所謂「エアギャップ式」であるので、固定コア１１と可動コア１２との間の圧力変動が小さくなり、ボイド率が減少すると共に気泡崩壊強度が小さくなる。

続いて、第１実施形態の電磁弁１０における可動コアと固定コアのギャップのストレス状態について、図４の解析データに基づいて説明する。
図４（Ａ）は、ニードルの挙動を示す。なお、第１実施形態においてニードルと可動コアとは一体で動作する。カム角度が２７０（ｄｅｇ）を過ぎてから可動コアは固定コア側へ磁気吸引され、これとともにニードルも固定コア側へ移動する。カム角度２９０（ｄｅｇ）で拡径部２７とニードルガイドとが当接し、ニードルは固定コア側へ最も近づく。その後、カム角度３１０〜３３０（ｄｅｇ）の間でコイルへの通電がオフされるので、ニードルは僅かにポンプ室側へ移動する。そしてカム角度３３０〜３５０（ｄｅｇ）の間で吸入弁が弁座から離座すると共に、ニードルは吸入弁と共にポンプ室側へ移動する。

図４（Ｂ）は、可動コアと固定コアとのギャップのボイド率を示す。
ボイド率は、カム角度が２９０〜３５０（ｄｅｇ）の間、ニードルが固定コア側に移動している間に大きく変化し、増加および減少を繰り返している。
図４（Ｃ）は、可動コアの呼吸孔を流れる燃料の流体加速度を示す。
流体加速度は、ニードルが固定コア側へ最も近づくカム角度２９０（ｄｅｇ）で大きくなり、また、コイルへの通電がオフされるカム角度３１０〜３３０（ｄｅｇ）の間で大きくなる。

図４（Ｄ）は、可動コアと固定コアのギャップの気泡崩壊強度を示す。
気泡崩壊強度は、ボイド率と流体加速度とが共に大きくなるカム角度２９０（ｄｅｇ）で最も大きくなる。また、気泡崩壊強度は、カム角度２９０（ｄｅｇ）のときよりも現象が小さいが、ボイド率と流体加速度とが共に大きくなるカム角度３１０〜３３０の間でも大きくなっている。
図４の結果から、可動コアと固定コアのギャップの気泡崩壊強度は、ボイド率と流体加速度とが共に大きくなるときに最も大きくなることが明らかとなった。

次に、ファイナルギャップ量（可動コアが固定コアに最も近づいたときの可動コアと固定コアの間の距離）と、ファイナルギャップの気泡崩壊強度との関係について、図５の解析データに基づいて説明する。
気泡崩壊強度の目標値を２００未満とした場合、ファイナルギャップ量を０．８ｍｍ以上としたときにそれを達成することができる。ただし、ファイナルギャップ量を０．１６ｍｍ以上とすると、可動コアと固定コアとの磁気吸引力が弱くなることが懸念される。そのため、ファイナルギャップ量は０．０８〜０．１６ｍｍに設定される。このとき、可動コアの外径が例えば９．７ｍｍのとき、ファイナルギャップの容積は、１．８８１８π〜３．７６３６πｍｍ³である。ただし、可動コアの外径は、これに限られない。

次に、ニードルガイドの連通孔の断面積と、ファイナルギャップの気泡崩壊強度との関係について、図６の解析データに基づいて説明する。
図６の実線Ａは、可動コアに内径１ｍｍの呼吸孔が４個設けられており、その呼吸孔の断面積の合計が約３．１４ｍｍ²の場合のグラフである。図６の実線Ｂは、可動コアに内径１ｍｍの呼吸孔が６個設けられており、その呼吸孔の断面積の合計が約４．７１ｍｍ²の場合のグラフである。
これらの結果から、気泡崩壊強度の目標値を２００未満とした場合、可動コアの呼吸孔の断面積の合計が約４．７１ｍｍ²であり、かつ、ニードルガイドの連通孔の断面積が０．３６πｍｍ²（約１．１３ｍｍ²）以下としたときにその目標を達成することが可能である。なお、ニードルガイドの連通孔の断面積が０．３６πｍｍ²以下とは、ニードルガイドに内径が１．２ｍｍ以下の連通孔が１個のみ設けられたものである。
一方、可動コアの呼吸孔の断面積を大きくすると気泡崩壊強度は小さくなるが、ニードルガイドの連通孔の断面積の変化に比べて、その効果は小さいということが明らかとなった。

図７に、第１実施形態の構成において、ニードルガイドの連通孔の個数を変え、所定時間高圧ポンプ１を運転したときの可動コアの固定コア側の端面の状態を示す。
図７（Ａ）は、ニードルガイドに内径１．２ｍｍの連通孔を１個のみ設けたときの状態である。
図７（Ｂ）は、ニードルガイドに内径１．２ｍｍの連通孔を３個設けたときの状態である。
この実験は、燃料圧力：２０ＭＰａ、 燃料：ガソリン、 カム山：４山４ｍｍ、 回転数３５００ｒｐｍ、 高圧ポンプ吐出量：Ｆｕｌｌ、 時間１８０Ｈ（３．７×１０⁸回）、 ファイナルギャップ０．１ｍｍ、 可動コアの呼吸孔：６個（合計４．７１ｍｍ²） の条件において行ったものである。
この実験結果より、第１実施形態の所謂「エアギャップ式」の電磁弁１０を備えた高圧ポンプ１において、ニードルガイドの連通孔の断面積を小さくすると、可動コアの固定コア側端面のエロ−ジョンが抑制されることが明らかとなった。

（ノイズバイブレーションの低減）
次に、高圧ポンプのノイズバイブレーションについて説明する。
図８に、第１実施形態の高圧ポンプから発生する音、及び比較例の高圧ポンプから発生する音の周波数特性を示す。上述の通り、第１実施形態の高圧ポンプは、所謂「エアギャップ式」であり、比較例の高圧ポンプは、所謂「ソリッドギャップ式」である。
なお、図８、図１０〜図１３に示す第１実施形態の高圧ポンプとしては、ニードルガイドに内径１．２ｍｍの連通孔を３個設けたものを使用した。
一方、比較例の高圧ポンプは、図１５に示した電磁弁を用いた高圧ポンプである。
図８では、第１実施形態の高圧ポンプから発生する音の周波数特性を破線Ｃに示し、比較例の高圧ポンプから発生する音の周波数特性を実線Ｄに示す。
第１実施形態の高圧ポンプは、比較例の高圧ポンプと比較して、３〜５ｋＨｚ付近の周波数と、７〜９ｋＨｚ付近の周波数が高いことが明らかとなった。

次に、コイルに通電した時に生じる吸入弁の閉弁音の解析結果について、比較例の高圧ポンプの音圧レベルを図９に示し、第１実施形態の高圧ポンプの音圧レベルを図１０に示す。
この結果、比較例の高圧ポンプの音圧レベルは図９の矢印Ｅに示すように減衰が早く、第１実施形態の高圧ポンプの音圧レベルは図１０の矢印Ｆに示すように減衰が遅いことが明らかとなった。

図９および図１０の衝突域（０．０１０〜０．０１２ｓｅｃ）の周波数特性を図１１に示す。図１１では、第１実施形態の高圧ポンプの衝突域での周波数特性を破線Ｇに示し、比較例の高圧ポンプの衝突域での周波数特性を破線Ｈに示す。
この結果、衝突域において、比較例の高圧ポンプの周波数特性と、第１実施形態の高圧ポンプの周波数特性に大きな違いは見られなかった。

図９および図１０の減衰域（０．０１２〜０．０１８ｓｅｃ）の周波数特性を図１２に示す。図１２では、第１実施形態の高圧ポンプの周波数特性を破線Ｉに示し、比較例の高圧ポンプの周波数特性を破線Ｊに示す。
この結果、減衰域において、第１実施形態の高圧ポンプは、比較例の高圧ポンプと比較して、３〜５ｋＨｚ付近の周波数、及び、７〜９ｋＨｚ付近の周波数が高いことが明らかとなった。この結果、図８の解析結果で示された、比較例の高圧ポンプと比較した場合の第１実施形態の高圧ポンプの周波数特性の悪化は、吸入弁の閉弁音のうち、減衰域（０．０１２〜０．０１８ｓｅｃ）の周波数特性の悪化が原因であることが明らかとなった。

図１３では、第１実施形態の高圧ポンプにおいて、ニードルガイドの連通孔の断面積を変えたときの周波数特性を示す。
第１実施形態の高圧ポンプにおいて、ニードルガイドに内径１．２ｍｍの連通孔を３個設けたときの閉弁音の減衰域（０．０１２〜０．０１８ｓｅｃ）の周波数特性を破線Ｋに示す。この破線Ｋは、図１２に示した第１実施形態の高圧ポンプの閉弁音の減衰域の周波数特性を示した破線Ｉと同一のものである。
第１実施形態の高圧ポンプにおいて、ニードルガイドに内径１．２ｍｍの連通孔を１個のみ設けたときの閉弁音の減衰域（０．０１２〜０．０１８ｓｅｃ）の周波数特性を破線Ｌに示す。
この結果、ニードルガイドに内径１．２ｍｍの連通孔を１個のみ設けた場合、３〜５ｋＨｚ付近の周波数と、６〜９ｋＨｚ付近の周波数が低減することが明らかとなった。

図１４では、第１実施形態の高圧ポンプのニードルガイドに連通孔を１個のみ設けた場合において、その１個の連通孔の断面積を変えたときに生じるノイズバイブレーションの０〜１０ｋＨｚの周波数におけるオーバーオール値を示す。
ノイズバイブレーションのオーバーオール値の目標値をＴとすると、ニードルガイドに内径１．２ｍｍの連通孔を１個のみ設けた場合、その目標値以下とすることが可能であることが明らかとなった。また、好ましくは、ニードルガイドに内径１．０ｍｍ以下の連通孔を１個のみ設けた場合、さらにノイズバイブレーションのオーバーオール値が低下することが明らかとなった。

（第１実施形態の作用効果）
第１実施形態は、以下の作用効果を奏する。
（１）第１実施形態では、可動コア１２または固定コア１１の端面のエロ−ジョンを低減可能なようにニードルガイド１６の有する連通孔２５の開口断面積を設定している。具体的に、連通孔２５の開口断面積は、０よりも大きく、０．３６πｍｍ²以下である。すなわち、連通孔２５の開口断面積は、可動コア１２の断面積からニードル２６の断面積を除いた面積に対し、０％より大きく、１．６９％以下である（小数点以下３桁を四捨五入した）。
これにより、弁座２３が設けられた供給通路４８からニードルガイド１６の連通孔２５を通り、可動コア１２が収容される可動コア室２４へ流入する燃料の流体加速度が低減される。そのため、可動コア室２４から可動コア１２の呼吸孔２９を通り、可動コア１２と固定コア１１とのギャップへ流入する燃料の流体加速度が低減される。したがって、可動コア１２と固定コア１１とのギャップの気泡崩壊強度が小さくなるので、可動コア１２の固定コア側の端面、および固定コア１１の可動コア側の端面に生じるエロ−ジョンを抑制することができる。その結果、長期間の使用による可動コア１２と固定コア１１との磁気吸引力の低下が抑制され、高圧ポンプ１の吐出効率を維持することができる。

（２）第１実施形態では、可動コア１２が固定コア側に磁気吸引されたとき、ニードル２６の外壁に設けられた拡径部２７とニードルガイド１６とが当接し、可動コア１２と固定コア１１との間にファイナルギャップが設けられる。これにより、ファイナルギャップの燃料に存在する気泡が崩壊することを抑制することができる。

（３）第１実施形態では、可動コア１２の固定コア側の端面、および固定コア１１の可動コア側の端面のエロ−ジョンを低減可能、かつ、可動コア１２と固定コア１１との磁気吸引力が維持されるように、可動コア１２と固定コア１１とのファイナルギャップの容積が設定される。具体的に、ファイナルギャップにおける可動コア１２と固定コア１１との距離は、０．０８〜０．１６ｍｍである。可動コア１２の外径が例えば９．７ｍｍのとき、ファイナルギャップの容積は、１．８８１８π〜３．７６３６πｍｍ³である。なお、可動コア１２の外径は、これに限られない。
これにより、可動コア１２の固定コア側の端面に生じるエロ−ジョンを抑制することができる。

（４）第１実施形態では、コイル１３へ断続的に通電したとき、拡径部２７とニードルガイド１６との当接によるノイズバイブレーションを低減可能なようにニードルガイド１６の連通孔２５の開口断面積を設定している。具体的に、連通孔２５の開口断面積は、０．３６πｍｍ²以下であり、好ましくは、０．２５πｍｍ²以下である。
これにより、コイル通電時に拡径部２７とニードルガイド１６とが当接するときに生じる所定周波数の音を低減することが可能になる。そのため、電磁弁１０のノイズバイブレーションを低減することができる。

（５）第１実施形態では、ニードルガイド１６は、１個のみの円筒状の連通孔２５を有し、その内径は１．２ｍｍ以下、好ましくは１．０ｍｍ以下である。
これにより、可動コア１２の固定コア側の端面、および固定コア１１の可動コア側の端面に生じるエロ−ジョンを抑制するとともに、電磁弁１０のノイズバイブレーションを低減することができる。

（６）第１実施形態では、第２スプリング１４は、ニードル２６の外壁に設けられたフランジ２８と、ニードルガイド１６との間に設けられる。
例えば比較例の高圧ポンプ２のように、可動コア１２と固定コア１１との間に第２スプリング１４を収容可能なスプリング収容室４を形成し、そこに第２スプリング１４を設けた場合、スプリング収容室４の内壁にエロ−ジョンが発生するおそれがある。
そこで、第１実施形態では、第２スプリング１４を供給通路４８に設けることで、エロ−ジョンの発生を防ぐことができる。

（７）第１実施形態では、ニードルガイド１６の連通孔２５は、大径孔２５１、及びその大径孔２５１よりも内径の小さい小径孔２５２から構成される。
一般に、小径の孔は精密加工が必要となるので、製造コストが高くなることが懸念される。そこで、連通孔２５を大径孔２５１及び小径孔２５２から構成することで、ニードルガイド１６に対する小径孔２５２の長さが短くなり、製造コストを低減することができる。

（８）第１実施形態では、大径孔２５１はニードルガイド１６の可動コア側に設けられ、小径孔２５２はニードルガイド１６の弁座側に設けられる。
これにより、連通孔２５を設けることによるニードルガイド１６の弁座側の面積の減少を防ぎ、第２スプリング１４とニードルガイド１６とを確実に当接させることが可能になる。したがって、第２スプリング１４の傾きなどを防ぐことができる。

（第２実施形態）
本発明の第２実施形態を図１６〜図２０に示す。第２実施形態において、上述した第１実施形態と実質的に同一の構成には同一の符号を付して説明を省略する。
（第２実施形態の高圧ポンプの構成）
第２実施形態の高圧ポンプも、第１実施形態と同様、可動コア１２と固定コア１１とが当接することのない所謂「エアギャップ式」である。また、第２実施形態の可動コア１２の外径は９．５７ｍｍであり、ニードル２６の外径は３．３ｍｍである。

まず、吸入弁２０とストッパ１７の構成について、図１６を参照して詳細に説明する。
吸入弁２０は、弁本体２０１および第１案内部２０２を有する。
吸入弁２０の弁本体２０１は、円板状に形成され、弁座部材１８の弁座２３に着座および離座可能である。吸入弁２０は、弁本体２０１の反弁座側の端面が、ストッパ１７の当接部１７１に当接する。これにより、吸入弁２０は、開弁方向の移動を制限される。

吸入弁２０の第１案内部２０２は、弁本体２０１から反弁座側へ筒状に延びている。第１案内部２０２の外周面は、ストッパ１７の第２案内部１７２の内周面と摺接する。吸入弁２０は、その第１案内部２０２がストッパ１７の第２案内部１７２に案内されることにより、弁座２３からの脱落または傾きが防がれ、弁座２３に確実に着座または離座することが可能になる。

ストッパ１７は、当接部１７１、第２案内部１７２、固定部１７３、孔２２を有する。
ストッパ１７の当接部１７１は、円板状に形成され、弁本体２０１の反弁座側の端面に当接する。
ストッパ１７の第２案内部１７２は、当接部１７１から反弁座側へ筒状に延び、吸入弁２０の第１案内部２０２の外周面と摺接する。
ストッパ１７の固定部１７３は、当接部１７１から径外方向に延びて供給通路４８の内壁に固定される。この固定部１７３は、ポンプ室４７をプランジャ側のプランジャ室１２１と弁座側の弁座室１２２とに仕切っている。

ストッパ１７の固定部１７３には、板厚方向に通じる複数の孔２２が設けられる。孔２２は、固定部１７３の周方向に例えば等間隔で１２個設けられ、プランジャ室１２１と弁座室１２２とを連通する。
ストッパ１７の第２案内部１７２の内壁には、軸溝部７０が周方向に例えば４個設けられている。
ストッパ１７の当接部１７１の弁本体側の端面には、径溝部７１が設けられている。径溝部７１は、当接部１７１の周方向に例えば４個設けられている。径溝部７１は、軸溝部７０と孔２２とを接続するように設けられている。

吸入弁２０とストッパ１７との間には、第１スプリング２１が収容されたバルブ室２００が形成される。ポンプ室４７とバルブ室２００とは、上述した径溝部７１、軸溝部７０、及び第１案内部２０２と第２案内部１７２とのクリアランスによって連通している。
第２実施形態の「径溝部７１」と「軸溝部７０」は、特許請求の範囲に記載の「バルブ室とポンプ室とを連通する通路」に相当する。
ここで、４本の径溝部７１の流路断面積を合せた面積は、第１案内部２０２と第２案内部１７２とのクリアランスの流路断面積と４本の軸溝部７０の流路断面積とを合わせた面積よりも小さい。
そのため、吸入弁２０が開弁状態のとき、バルブ室２００とポンプ室４７との間を流れる燃料の流量は、４本の径溝部７１の流路断面積を合せた面積によって定まる。したがって、径溝部７１の流路断面積を小さくすることで、高圧ポンプの調量行程時においてバルブ室２００への燃料の流入が絞られるので、バルブ室２００の燃料圧力の上昇が抑制され、自閉限界回転数を高くすることが可能になる。なお、自閉限界回転数とは、高圧ポンプの調量行程時において、バルブ室２００の燃料圧力、またはポンプ室４７から供給通路４８へ流れる燃料の動圧などにより、吸入弁２０が閉弁する現象が発生する時のカムシャフトの回転数をいう。

一方、吸入弁２０が閉弁状態のとき、弁本体２０１の反弁座側の端面とストッパ１７の当接部１７１との間は全周で開いているので、バルブ室２００からポンプ室４７へ流れる燃料の流量は、第１案内部２０２と第２案内部１７２とのクリアランスの流路断面積と４本の軸溝部７０の流路断面積とを合わせた面積によって定まる。したがって、軸溝部７０の流路断面積を大きくすることで、高圧ポンプの吸入行程時においてバルブ室２００からポンプ室４７に燃料が流れるので、バルブ室２００の燃料が流体抵抗となることなく、燃料の吸入効率を高めることができる。すなわち、第２実施形態の高圧ポンプは、第１実施形態の高圧ポンプよりも吸入効率が高いので、燃料吐出量が増加する。

（連通孔の開口断面積）
次に、ニードルガイド１６の有する連通孔２５の開口断面積について説明する。
第２実施形態の高圧ポンプでは、コイル１３への通電時期と燃料吐出量との関係が維持されるように、ニードルガイド１６の有する連通孔２５の開口断面積が調節される。
図１７は、第２実施形態の高圧ポンプにおいて、ニードルガイド１６の連通孔２５の内径を変えたときのコイル１３への通電時期と燃料吐出量との関係を示すものである。なお、以下の説明において、連通孔２５の内径とは、連通孔２５の小径孔２５２の内径をいうものとする。
図１７では、連通孔２５の内径が０．４ｍｍの場合の波形を破線Ｓに示し、内径が０．５ｍｍの場合の波形を実線Ｔに示し、内径が０．６ｍｍの場合の波形を一点鎖線Ｕに示し、内径が０．９ｍｍの場合の波形を二点鎖線Ｖに示す。

一般に、高圧ポンプは、調量行程時にニードル２６が吸入弁２０を押圧する力を解除すると、吸入弁２０が弁座２３に着座し、吐出行程が開始される。そのため、コイル１３への通電時刻を遅くするに従い、吐出行程の開始時刻が遅くなり、燃料吐出量が減少する。高圧ポンプの燃料吐出量の制御を行うためには、その関係が維持されることが好ましい。
しかしながら、一点鎖線Ｕと二点鎖線Ｖでは、コイル１３への通電時刻がＢＴＤＣθ１〜θ２の間で、コイル１３への通電時刻を遅くするに従い燃料吐出量が増加する関係が生じており、その波形にこぶが生じている。
一方、破線Ｓと実線Ｔでは、コイル１３への通電時刻を遅くするに従い燃料吐出量が減少する関係が維持されている。

図１８は、図１７のＸＶＩＩＩ部分の拡大図であり、ニードルガイド１６の連通孔２５の内径が０．９ｍｍの場合の波形Ｖと、連通孔２５の内径が０．４ｍｍの場合の波形Ｓのみを示すものである。
コイル１３への通電時期がＢＴＤＣ７０〜θ１の間では、波形Ｖと波形Ｓのいずれも、コイル１３への通電時刻を遅くするに従い燃料吐出量が減少する関係が維持されている。
コイル１３への通電時期がＢＴＤＣθ１〜θ２の間では、波形Ｖにおいて、コイル１３への通電時刻を遅くするに従い燃料吐出量が減少する関係が維持されていない。その理由を、図１９を参照して説明する。なお、以下、図１９を参照した説明において、図１９（ａ）、図１９（ｂ）、図１９（ｃ）を、単に（ａ）、（ｂ）、（ｃ）ということとする。

（ａ）はカムシャフトの有するカムのリフト量を示すものである。
（ｂ）はコイル１３への通電時期を示すタイムチャートであり、ＢＴＤＣθ２にコイル１３への通電をＯＮした場合を示すものである。
（ｃ）は、コイル１３への通電時期がＢＴＤＣθ２の場合において、ニードル２６の挙動を示すものである。実線Ｗは、ニードルガイド１６の連通孔２５の内径が０．９ｍｍの場合のニードル２６の挙動を示す。破線Ｘは、連通孔２５の内径が０．４ｍｍの場合のニードル２６の挙動を示す。

先ず、実線Ｗに基づき、ニードルガイド１６の連通孔２５の内径が０．９ｍｍの場合のニードル２６の挙動を説明する。
時刻ｔ１では、可動コア１２が固定コア側へ磁気吸引され、ニードル２６は固定コア側に位置している。このとき、（ａ）に示すように、カムリフトの上昇によりプランジャ４２が上昇しており、高圧ポンプは吐出行程を開始する。
時刻ｔ２で通電がＯＦＦされると、磁気吸引力が消滅し、時刻ｔ３以降、ニードル２６はポンプ室側に移動して吸入弁２０に当接する。なお、時刻ｔ２から時刻ｔ３までの時間は、通電ＯＦＦからニードル２６が挙動するまでの時間遅れである。
時刻ｔ４以降、カムリフトの下降によりプランジャ４２が下降し、ポンプ室４７が減圧される。そのため、吸入弁２０とニードル２６がポンプ室側へ移動する。
ニードルガイド１６の連通孔２５の内径が大きいと、可動コア室２４と供給通路４８との間を流れる燃料の流体抵抗が小さくなる。そのため、実線Ｗの場合、時刻ｔ６で一旦ポンプ室側に移動したニードル２６は、可動コア１２と共に固定コア側へバウンスを開始する。時刻ｔ７において、ニードル２６は、最大ニードルリフト量の半分近くまでバウンスする。
時刻ｔ８以降、カムリフトの上昇により、プランジャ４２が上昇し、調量行程が開始される。
ＢＴＤＣθ２、即ち、時刻ｔ５でコイル１３に通電がＯＮされると、一定の時間遅れの後、可動コア１２に磁気吸引力が作用する。その時、時刻ｔ９では、ニードル２６はポンプ室側に移動する途中、すなわちバウンスしている最中に固定コア側へ移動を開始する。そのため、ニードル２６は、時刻ｔ１０で固定コア側に位置する。これにより、燃料吐出行程が開始される。

次に、破線Ｘに基づき、ニードルガイド１６の連通孔２５の内径が０．４ｍｍの場合のニードル２６の挙動を説明する。
時刻ｔ１１において、ニードル２６は固定コア側に位置する。これ以降、高圧ポンプは吐出行程を開始する。
時刻ｔ２で通電がＯＦＦされると、磁気吸引力が消滅し、時刻ｔ３以降、ニードル２６はポンプ室側に移動して吸入弁２０に当接する。
カムリフトの下降によりポンプ室４７が減圧されると、時刻ｔ４以降、吸入弁２０とニードル２６がポンプ室側へ移動する。
ニードルガイド１６の連通孔２５の内径が小さいと、可動コア室２４と供給通路４８との間を流れる燃料の流体抵抗が大きくなる。そのため、破線Ｘの場合、時刻ｔ１２でポンプ室側に移動したニードル２６は、固定コア側へバウンスするバウンス量が小さいものとなる。ニードル２６は、時刻ｔ１３において、僅かにバウンスし、その後、ポンプ室側に位置し続ける。
時刻ｔ８以降、カムリフトの上昇により、プランジャ４２が上昇し、調量行程が開始される。
ＢＴＤＣθ２、即ち、時刻ｔ５でコイル１３に通電がＯＮされると、一定の時間遅れの後、可動コア１２に磁気吸引力が作用する。すると、時刻ｔ１４以降、ニードル２６は固定コア側へ移動を開始し、時刻ｔ１５で固定コア側に位置する。これにより、燃料吐出行程が開始される。

以上図１９を参照して説明したように、ニードルガイド１６の連通孔２５の内径が０．９ｍｍの場合、一旦ポンプ室側に移動したニードル２６は、可動コア１２と共に固定コア側へ大きくバウンスする。そのため、ＢＴＤＣθ２で通電がＯＮになると、一定の時間遅れの後、可動コア１２に磁気吸引力が作用し、ニードル２６はバウンスしている最中に固定コア側へ移動を開始する。したがって、燃料吐出行程の開始時刻が意図した時刻よりも早くなり、燃料吐出量が増加する。
一方、ニードルガイド１６の連通孔２５の内径が０．４ｍｍの場合、ポンプ室側に移動したニードル２６は、僅かにバウンスし、その後、ポンプ室側に位置し続ける。そのため、ＢＴＤＣθ２で通電がＯＮになり、一定の時間遅れの後、可動コア１２に磁気吸引力が作用すると、ニードル２６はポンプ室側から固定コア側へ移動を開始する。したがって、正常な時刻に燃料吐出行程が開始されるので、燃料吐出量が増加することはない。

続いて、図２０では、連通孔２５の開口断面積（ｍｍ²）と吸入弁２０の閉弁応答時間（ｍｓ）との関係を示す。
連通孔２５の開口断面積を小さくすると、可動コア室２４と供給通路４８との間を流れる燃料の流体抵抗が大きくなるので、コイル１３への通電ＯＮからニードル２６が移動を開始する時間遅れが大きくなる。
カムシャフトの回転数が例えば４０００ｒｐｍのとき、閉弁応答時間が２．２ｍｓ以上になると、燃料ポンプの制御が困難になる。また、連通孔２５の内径がφ０．４ｍｍよりも小さいと、切削加工により連通孔２５を形成することが困難になる。そのため、連通孔２５の内径はφ０．４ｍｍ以上とする。
また、上記の図１７で示したように、連通孔２５の内径がφ０．５ｍｍ以下のとき、コイル１３への通電時刻を遅くするに従い、燃料吐出量が減少する関係が維持される。したがって、連通孔２５の内径はφ０．４〜０．５ｍｍであることが好ましい。
このとき、連通孔２５の開口断面積は、可動コア１２の断面積からニードル２６の断面積を除いた面積に対し、０．２０〜０．３１％である（小数点以下３桁を四捨五入した）。

第２実施形態では、次の作用効果を奏する。
（１）第２実施形態では、コイル１３への通電時刻を遅くするに従い、調量行程から吐出行程が始まる時刻が遅くなり燃料吐出量が減少するという関係が維持される範囲にニードルガイド１６の有する連通孔２５の内径を設定している。第２実施形態の高圧ポンプは、連通孔２５の内径を０．５ｍｍ以下とする。すなわち、可動コア１２の断面積からニードル２６の断面積を除いた面積に対し、連通孔２５の開口断面積は、０より大きく、０．３１％以下である。
これにより、吸入行程の際、第２スプリング１４の付勢力によりニードル２６が吸入弁２０をストッパ側へ押圧した後、可動コア１２とニードル２６とが固定コア側へバウンスすることが抑制される。したがって、コイル１３への通電時刻と燃料吐出量との関係が維持され、高圧ポンプの燃料吐出量を正確に制御することができる。

（２）第２実施形態では、可動コア１２の断面積からニードル２６の断面積を除いた面積に対し、連通孔２５の開口断面積を、０．２０％以上とする。これにより、吸入弁２０の閉弁応答時間が短くなり、カムシャフトが高回転のとき、高圧ポンプを制御することが可能になる。
（３）また、第２実施形態では、連通孔２５の開口断面積を０．４ｍｍ以上とする。これにより、ニードルガイド１６の連通孔２５を例えば放電加工などで形成することなく、切削加工により形成することが可能になり、製造コストを低減することができる。

（４）第２実施形態では、ストッパ１７の当接部１７１に設けた径溝部７１、及び、ストッパ１７の第２案内部１７２に設けた軸溝部７０により、ポンプ室４７とバルブ室２００とを連通している。径溝部７１の流路断面積は、軸溝部７０の流路断面積よりも小さい。
これにより、高圧ポンプの吸入行程開始直後、吸入弁２０が閉弁状態から開弁状態へ移動を開始するとき、バルブ室２００からポンプ室４７へ燃料が流れるので、バルブ室２００の燃料が流体抵抗となることなく、吸入弁２０の開弁速度が速くなる。この結果、供給通路４８からポンプ室４７への燃料の吸入効率を高めることができる。
一方、高圧ポンプの調量行程時、ポンプ室４７からバルブ室２００に流入する燃料が絞られるので、バルブ室２００の燃料圧力の上昇が抑制され、自閉限界回転数を高くすることが可能になる。
したがって、高圧ポンプは、吸入効率の向上と自閉限界回転数の向上とを両立し、プランジャ４２の往復移動速度が速くなる内燃機関の高回転時に、高圧ポンプの燃料吐出量を確実に制御することができる。

（他の実施形態）
上述した実施形態では、高圧ポンプの電磁弁１０は、コイル１３に通電していないとき、可動コア１２が吸入弁２０を開弁するノーマリーオープン弁として説明した。これに対し、他の実施形態では、高圧ポンプの電磁弁は、コイルに通電していないとき、可動コアが吸入弁を閉弁するノーマリークローズ弁としてもよい。
上述した実施形態では、吸入弁２０とニードル２６とを別体で構成した。これに対し、他の実施形態では、吸入弁とニードルとを一体で構成してもよい。
上述した第２実施形態では、ストッパの当接部に径溝部を設け、ストッパの第２案内部に軸溝部を設けた。これに対し、他の実施形態では、吸入弁の反弁座側の端面またはストッパの当接部に径溝部を設け、吸入弁の第１案内部の外壁に軸溝部を設けてもよい。また、第１案内部と第２案内部との摺動箇所にオリフィスを設けてもよい。
本発明は、上記実施形態に限定されるものではなく、発明の趣旨を逸脱しない範囲において、種々の形態で実施することができる。

１ ・・・高圧ポンプ
１０・・・電磁弁
１１・・・固定コア
１２・・・可動コア
１４・・・第２スプリング（付勢手段）
１５・・・コアハウジング
１６・・・ニードルガイド
２５・・・連通孔
２６・・・ニードル

Claims (12)

1. プランジャ（４２）と、
   前記プランジャの往復移動により燃料が加圧されるポンプ室（４７）、そのポンプ室に燃料を供給する供給通路（４８）、及び前記ポンプ室で加圧された燃料を吐出する吐出通路（６４）を有するポンプボディ（４０）と、
   前記供給通路の内壁に形成された弁座（２３）に着座および離座し、前記ポンプ室と前記供給通路とを連通及び遮断する吸入弁（２０）と、
   前記吸入弁の開弁方向の移動を制限するストッパ（１７）と、
   前記吸入弁の反ポンプ室側に設けられ、前記吸入弁を開弁方向へ押圧可能なニードル（２６）と、
   前記ニードルの反吸入弁側の端部に固定され、前記ニードルの移動方向へ往復移動可能に可動コア室（２４）に設けられた可動コア（１２）と、
   前記可動コアの反吸入弁側に設けられた固定コア（１１）と、
   通電により前記固定コアと前記可動コアとの間に磁気吸引力を発生させるコイル（１３）と、
   前記可動コアおよび前記ニードルを前記吸入弁の開弁方向へ付勢する付勢手段（１４）と、
   前記可動コア室と前記供給通路とを連通する連通孔（２５）を有し、前記可動コア室と前記供給通路とを仕切ると共に前記ニードルを軸方向に往復移動可能に支持するニードルガイド（１６）と、を備え、
   前記コイルへ通電することにより前記プランジャの上昇中に前記ニードルによる前記吸入弁の押圧力を解除する際、前記コイルへの通電時刻を遅くするに従い燃料吐出量が減少する関係が維持される範囲に、前記連通孔の開口断面積が設定され、
   前記連通孔の開口断面積は、前記可動コアの断面積から前記ニードルの断面積を除いた面積に対し、０％より大きく、０．３１％以下であり、
   前記吸入弁は、前記弁座に着座及び離座する弁本体（２０１）、及びその弁本体の移動方向に延びる筒状の第１案内部（２０２）を有し、
   前記ストッパは、内周面が前記吸入弁の前記第１案内部の外周面に摺接する筒状の第２案内部（１７２）、及び前記弁本体側の端面が前記弁本体の反弁座側の端面に当接する当接部（１７１）を有し、
   前記吸入弁および前記ストッパの少なくとも一方は、前記ストッパと前記吸入弁との間に形成されたバルブ室（２００）と前記ポンプ室とを連通する通路（７０，７１）を有し、
   前記バルブ室と前記ポンプ室とを連通する前記通路は、
   前記ストッパの前記当接部の前記弁本体側の端面及び前記弁本体の反弁座側の端面のいずれか一方に設けられ、前記ポンプ室に連通する径溝部（７１）と、
   前記第１案内部の外周面及び前記第２案内部の内周面のいずれか一方に設けられ、前記バルブ室と前記径溝部とを連通する軸溝部（７０）とから構成されることを特徴とする高圧ポンプ。
2. 前記連通孔の内径は、０ｍｍより大きく、０．５ｍｍ以下であることを特徴とする請求項１に記載の高圧ポンプ。
3. 前記連通孔の内径は、０．４ｍｍ以上であることを特徴とする請求項１または２に記載の高圧ポンプ。
4. 前記可動コアは、移動方向に通じる呼吸孔（２９）を有しており、
   前記可動コアの前記固定コア側の端面、および前記固定コアの前記可動コア側の端面のエロ−ジョンを低減可能に前記連通孔の開口断面積を設定したことを特徴とする請求項１〜３のいずれか一項に記載の高圧ポンプ。
5. 前記ニードルガイドよりも弁座側で前記ニードルの外壁から径外方向に延びる拡径部（２７）を備え、
   前記可動コアが前記固定コア側に磁気吸引されたとき、前記拡径部と前記ニードルガイドとが当接し、前記可動コアと前記固定コアとの間にファイナルギャップが設けられることを特徴とする請求項１〜４のいずれか一項に記載の高圧ポンプ。
6. 前記可動コアの前記固定コア側の端面、および前記固定コアの前記可動コア側の端面のエロ−ジョンを低減可能であり、かつ、前記可動コアと前記固定コアとの磁気吸引力が維持されるように、前記ファイナルギャップの容積を設定したことを特徴とする請求項５に記載の高圧ポンプ。
7. 前記ニードルガイドの前記連通孔は、前記コイルへ断続的に通電したとき、前記拡径部と前記ニードルガイドとの当接によるノイズバイブレーションを低減可能な開口断面積に設定されることを特徴とする請求項５または６のいずれか一項に記載の高圧ポンプ。
8. 前記供給通路内で前記ニードルの外壁から径外方向に延びるフランジ（２８）を備え、
   前記付勢手段は、前記フランジと前記ニードルガイドとの間に設けられることを特徴とする請求項１〜７のいずれか一項に記載の高圧ポンプ。
9. 前記ニードルガイドは、前記連通孔を１個のみ有することを特徴とする請求項１〜８のいずれか一項に記載の高圧ポンプ。
10. 前記ニードルガイドの前記連通孔は、大径孔（２５１）、及びその大径孔よりも内径の小さい小径孔（２５２）から構成されることを特徴とする請求項１〜９のいずれか一項に記載の高圧ポンプ。
11. 前記小径孔の開口断面積は、前記可動コアの断面積から前記ニードルの断面積を除いた面積に対し、０％より大きく、１．６９％以下であることを特徴とする請求項１０に記載の高圧ポンプ。
12. 前記可動コアが前記固定コア側に磁気吸引されたとき、前記可動コアと前記固定コアとの距離は、０．０８〜０．１６ｍｍであることを特徴とする請求項１〜１１のいずれか一項に記載の高圧ポンプ。

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