JP7331784B2 - ディーゼルエンジン - Google Patents

Description

本発明は、ディーゼルエンジンに係り、特に、重油や軽油等の燃料油を主燃料とする船舶用ディーゼルエンジンに用いるのに好適な、従来、燃料として使用されなかった、炭素（Ｃ）を含まないカーボンフリーであるアンモニアＮＨ₃を燃焼させ、温室効果ガスである二酸化炭素ＣＯ₂削減に特に有効なディーゼルエンジンに関する。

アンモニアは燃焼させた場合、カーボンフリーであり、ＣＯ₂の発生を伴わないため、内燃機関、特にディーゼルエンジンでの燃焼が試みられてきた。しかし、アンモニアは着火温度が例えば重油の２５０～３８０℃に比べて６５１℃と高く、難燃性であるため、燃焼率が悪く、投入アンモニアの２０％以上が未燃分として排出されるのが現状であった。

これを解決するために、アンモニアの一部を触媒などを用いて改質、水素とし、これをアンモニアと同時に燃焼室に投入し、燃焼性に優れる水素を着火源としてアンモニア燃焼効率を上げる試みがなされている。

例えば、特許文献１では、高温水素リッチアンモニアと燃焼用空気を燃焼させるため、水素リッチアンモニアの原料として尿素水を供給し、尿素水から高温のアンモニアを生成すると共に、アンモニアの一部を水素と窒素に添加して、高温の水素リッチガスを生成することによりカーボンフリー動力装置を構成している。つまり尿素水から高温のアンモニアを生成すると共に、アンモニアの一部を水素と窒素に添加して高温の水素リッチガスを生成する水素リッチアンモニア生成リアクタに関するものである。

また、特許文献２では、アンモニアを改質して水素を含む改質ガスを生成し、アンモニアに加え改質ガスをアンモニア燃焼内燃機関の燃焼室内に供給するようにしている。

特許第５３１５４９３号公報 特許第５３１０９４５号公報

本発明の目的は、比較的簡単な構成でアンモニアの燃焼率を高めてＣＯ₂を削減するディーゼルエンジンを提供するものである。

本発明の第１の形態によれば、燃焼室と、前記燃焼室内に点火源となる燃料油とガス状のアンモニアとを投入する燃料投入手段とを有し、前記燃料投入手段により前記燃焼室内でアンモニア予混合気を形成して混合燃焼させるディーゼルエンジンであって、前記燃焼室にはシリンダヘッドを有し、前記シリンダヘッドにはアンモニア供給経路を設けると共に、シリンダ壁面側の複数個所にアンモニア噴射穴を設け、気化したアンモニアを給気行程で燃焼室内に投入して、前記燃焼室の中心部よりも前記シリンダ壁面側のアンモニア濃度が濃くなるようなアンモニア予混合気を前記燃焼室内で形成する際に、複数の給気弁座の少なくとも一つにデフレクターを設けると共に、複数の給気弁座の少なくとも一つに面取りを施すことにより、給気流れに偏流を与え、デフレクター装備側給気穴よりデフレクター非装備側給気穴に向かいスワール比がＳＲ１．５～２．０である旋回流を与え、前記アンモニア噴射穴より投入したアンモニアの層状度を±７０％以上で全周にわたり均一に分布させるものである。

これにより、特殊な触媒を用いた水素への改質装置等を具備してアンモニアを水素等と混焼させる必要がなく、簡単な構成でアンモニアの燃焼率を高めてＣＯ₂を削減するディーゼルエンジンを提供できる。

好ましくは、第２の形態として、前記第１の形態において、前記デフレクターを、前記給気弁座内の所定角度範囲にわたって所定量突き出すように配設しても良い。

また好ましくは、第３の形態として、前記第１又は第２の形態において、前記面取りの大部分を、前記給気弁座内の前記デフレクターと重ならない所定角度範囲にわたって施しても良い。

また好ましくは、第４の形態として、前記第１乃至第３の形態のいずれかにおいて、燃料油のみによる運転時の空気過剰率より低い空気過剰率となるように調整する制御手段を更に備えても良い。

また好ましくは、第５の形態として、前記第４の形態において、アンモニアの投入量を調整するガス弁と、燃料油の供給量を調整する燃料噴射弁とを備え、前記制御手段は前記ガス弁及び前記燃料噴射弁のいずれか少なくとも一方を制御しても良い。

また好ましくは、第６の形態として、前記第１乃至第５の形態のいずれかにおいて、アンモニアの投入量は、熱量比で燃料油の供給量の１５％以上２５％以下となるように調整しても良い。

また好ましくは、第７の形態として、前記第４の形態において、前記空気過剰率は、燃料油のみによる運転時の空気過剰率に対して、０．５～１．０低くなるように調整しても良い。

また好ましくは、第８の形態として、前記第４又は第７の形態において、前記空気過剰率の調整は、過給機の排気バイパスに設けられた調整手段による空気量の調整により行うようにしても良い。

発明者らが実験に用いたディーゼルエンジンのシリンダヘッド周辺の概略構成を示す断面図 発明者らの実験による空気過剰率変更による燃焼温度分布の変化を示す図 同じく空気過剰率λ＝２．０、１．７での温度分布と筒内圧を比較して示す図 同じく空気過剰率変更による筒内圧を比較して示す図 同じくアンモニアの層状度を比較して示す図 同じくアンモニアの層状度による筒内圧、熱発生率を比較して示す図 本発明の実施形態の全体構成を示す断面図 同じくアンモニア供給系統を示す斜視図 同じく給気弁座及び逆止弁の配置を示す、シリンダヘッドを下から見た平面図 図９の（Ａ）デフレクター装備側給気穴と（Ｂ）デフレクター非装備側給気穴を拡大して示す平面図 図１０の（Ａ）Ａ’－Ａ’線及び（Ｂ）Ｂ’－Ｂ’線に沿う断面図 前記実施形態の（Ａ）デフレクターの形状と（Ｂ）給気弁座への取付状態を示す斜視図 同じくアンモニア噴射タイミングを示す図 同じく逆止弁の構成を示す断面図 同じく逆止弁のポペットの例を示す断面図 同じく燃焼室内の層状度分布の例を示す図 同じく（Ａ）従来の給気弁座と（Ｂ）本発明によるデフレクターと面取りがある給気弁座の流速分布、アンモニア濃度分布、アンモニアの層状度（周方向均一度）を比較して示す図

以下、図面を参照して、本発明の実施の形態について詳細に説明する。なお、本発明は以下の実施形態及び実施例に記載した内容により限定されるものではない。また、以下に記載した実施形態及び実施例における構成要件には、当業者が容易に想定できるもの、実質的に同一のもの、いわゆる均等の範囲のものが含まれる。更に、以下に記載した実施形態及び実施例で開示した構成要素は適宜組み合わせてもよいし、適宜選択して用いてもよい。

発明者らは、図１に示す如く、機械式燃料噴射装置を備えたディーゼルエンジンにおいて、アンモニアをガス弁であるアンモニア噴射弁２６から給気管２０に噴霧し、エンジン給気と混合させてアンモニア－空気予混合気（単に予混合気とも称する）を作り、燃料噴射弁２４から噴射した主燃料である重油や軽油等の燃料油を点火源として混合燃焼させる手法を解析的なアプローチで検討した。

図１において、１０はシリンダ、１２はピストン、１４はシリンダヘッド、１６は給気弁、１８は排気弁、２２は排気管である。

具体的には、実機ベース（ボア×ストローク＝４００ｍｍ×５００ｍｍ、４ストローク）の燃焼室をモデル化し、燃焼シミュレーションを実施した。給気管２０へガス態でアンモニアを熱量比２０％供給し、燃料噴射弁２４からの主燃料油（重油又は軽油）噴射によりアンモニア予混合気の燃焼を行うものとした。予混合気アンモニアの濃度分布、主燃料油噴射圧力、噴射パターン、空気過剰率をパラメータに、排ガス特性、効率、未燃アンモニアの影響度を調査した。調査結果を表１に示す。

アンモニアが供給されず、重油１００％運転（ｃａｓｅ１）となった場合と同等の空気過剰率λ＝３．２において、アンモニアＮＨ₃を熱量比で２０％投入した場合（ｃａｓｅ４）、未燃アンモニアは３７％と約６０％の燃焼率に留まった。ここで、λ＝２．５と過濃側に調整した場合（ｃａｓｅ５）において計算を実施し、未燃アンモニア２７％と約１０％燃焼率が改善することを確認した。これは、燃焼温度の高温化に伴い、図２に示す如く、アンモニア予混合気の燃焼範囲が広がったことによるものと考えられる。これより、空気過剰率λを低減させ、未燃アンモニア量の減少率及び諸性能の変化を把握するため、λ＝３．２（ｃａｓｅ４）、λ＝２．５（ｃａｓｅ５）、λ＝２．０（ｃａｓｅ５－１）、λ＝１．７（ｃａｓｅ５－２）における計算を行った。計算条件としては、予混合気を均一濃度とし、主燃料油噴射時期は９．５ｄｅｇ ＢＴＤＣに固定した。

なお高温の燃焼温度としては、そのディーゼルエンジンの仕様や環境温度などによっても変動するが、アンモニアの着火温度よりも十分高く、燃焼率が上がる温度、一つの目安として、例えば１５００Ｋ程度の燃焼温度を指すものである。

結果として、ｃａｓｅ５－１でλ＝２．０とリッチ（燃料過濃）側に調整することにより、未燃アンモニアが２１％に減少することがわかった。また、効率、ＮＯ_xは共にλ＝２．０～３．２の範囲では大きな変化はみられなかった。

しかし、ｃａｓｅ５－２でλ＝１．７までリッチ側に調整した場合、空気量不足及び圧縮圧力の低下により急激な燃焼遅れを生じ、燃焼最高圧力は２．５ＭＰａ低下し、それに伴い効率は７％悪化した。ただし、燃焼温度は高温を維持し、未燃アンモニアは２２％とλ＝２．０とほぼ同等となった。また、燃焼最高温度はλ＝２．０（ｃａｓｅ５－１）より７０℃高く長時間維持されるため、ＮＯ_x値が４００ｐｐｍほど高くなっている。更に、効率低下分、未燃アンモニア量は同等であるが、ＣＯ₂の削減率も１５％程度悪化している。これより、２０％アンモニア混合燃焼では、λ＝２．０前後が最適であるとの結果が得られた。

空気過剰率λ変更による燃焼温度分布の変化を図２に、λ＝２．０（ｃａｓｅ５－１）、λ＝１．７（ｃａｓｅ５－２）での温度分布と筒内圧比較を横軸にエンジンのクランク角度ｄｅｇ、縦軸に筒内圧を取った図３に、空気過剰率λ変更による筒内圧比較を図４に示す。

次に、燃料噴射時期の影響を調べた。

同一燃料噴射時期において空気過剰率λを変更した場合、λを下げるに従い圧縮圧力が低下するため、主燃料噴射時期を同一とした場合、燃焼最高圧力も低下傾向となる。効率を維持し、燃焼温度を維持するために、λに合わせた（空気量もしくは給気圧力）燃料噴射時期に調整する必要がある。λ＝２．５、噴射時期１７．５ｄｅｇ ＢＴＤＣとλ＝２．０、噴射時期１９．５ｄｅｇ ＢＴＤＣの比較を行った。燃焼最高圧力は１ＭＰ程度差はあるものの、通常ディーゼルと同等値となり、後者調整の場合、熱発生率より良好な燃焼が得られているのがわかる。それに伴い未燃アンモニアも１１．５％と半減した。これより、燃料噴射時期を各燃焼条件に合わせ調整し、燃焼最高圧力を基本仕様ディーゼルと同等に維持することが望ましいことがわかった。

次に、アンモニア層状度の影響について調べた。

主燃料油噴射による燃焼において、シリンダ内壁面（以下、単に壁面とも称する）近傍で燃焼温度が上昇するので、難燃性であるアンモニア－空気予混合気において、壁面付近でのアンモニア濃度を上昇させることが未燃アンモニア減少に有効ではないか、と推定した。そこで、その有効性を検証するため、表２に示す如く、シリンダ燃焼室の中心部と壁面部の濃度差（層状度と称する）を±２０％（ｃａｓｅ８－１）、±７０％（直線濃度傾斜：ｃａｓｅ８－４）及び±８０％（燃焼室トップ希薄：ｃａｓｅ８－５）の３つの場合において燃料計算を実施した。なお、計算において、λ＝２．０、燃料噴射時期１９．５、ＢＴＤＣは共通とした。

層状度±２０％のｃａｓｅ８－１では、未燃アンモニアは１１．５％で均一混合気と比較して減少はほとんどみられなかったが、層状度±７０％まで上げた場合（ｃａｓｅ８－４）は、未燃アンモニア６．２％と大幅な改善効果が得られた。また、層状度±８０％のｃａｓｅ８－５では、未燃アンモニア量は±７０％条件のｃａｓｅ８－４と同等であったが、燃焼効率が若干良好となり、効率で１．７％ポイント向上した。その他排ガス成分では、ｃａｓｅ８－４、ｃａｓｅ８－５共に亜酸化窒素Ｎ₂Ｏを１１５ｐｐｍ、粒子状物質ＰＭは０．００５ｇ／ＫＷｈと特にＰＭの大幅な低減を示した。

λ＝２．０におけるアンモニア層状度による筒内圧、熱発生率を横軸をエンジンクランク角度ｄｅｇとして図６に比較して示す。

アンモニア－空気予混合気の生成は、均一予混合気を得るには、図１に示したシリンダヘッド１４前の給気管２０にガス弁であるアンモニア噴射弁２６を装備してアンモニアを供給し、それにより給気管２０内にて混合を行い、より均一な状態にて給気弁１６を通しシリンダ１０へ供給する手法がとられる。

しかしながら、このような従来の予混合気生成手法では、たとえノズル付きガス弁でスワールを形成しても予混合気の不均一度（層状度）形成は２０％前後が限度であり、燃焼室高温部で燃焼させるべきアンモニアの量が不十分で、未燃アンモニアが１０～２０％程度残っていた。

本発明は、燃料油を主体とするディーゼルエンジンにアンモニアをガス弁により空気と同時に流量制御して供給し、燃料油燃焼の主燃焼が行われ、燃焼温度が高くなるシリンダ内壁面においてアンモニア濃度を過濃とし、燃焼効率を向上させる。

アンモニアの層状度（濃度差の度合、片寄り）は、ディーゼル主燃焼域の高温部において、７０％以上と極端な偏差をつける。これは、通常の予混合気生成のように燃焼室手前にてガスミキサーを設置したり、または、図１に示したように各シリンダ給気管２０近傍でのアンモニア投入では成立させることができない。

そこで、本実施形態は、アンモニア燃焼ディーゼルエンジンにおいて、図７に示す如く、シリンダヘッド１４にアンモニア供給経路（アンモニアラインと称する）４０を設け、シリンダ壁面側の複数個所（本実施形態では図８及び図９に例示する２個所）に形成したアンモニア噴射穴５２より気化したアンモニアを給気行程において燃焼室内に投入し、従来方式ではできなかった７０％以上の層状度を実現している。

例えば２つの給気弁１６と２つの排気弁１８を備えた４バルブエンジンの場合、前記シリンダへッド１４の２つの給気弁１６が当たる位置には、図９にシリンダヘッド１４を下から見た平面図を示す如く、それぞれ給気弁座１５が設けられ、一方の給気弁座１５Ａにはデフレクター１７が設けられると共に、両方の給気弁座１５Ａ、１５Ｂに面取り１５Ｃが施されている。図において、１４Ａ、１４Ｂは給気弁１６が通る給気穴、１４Ｃ、１４Ｄは排気弁１８が通る排気穴である。

これにより、給気流れに偏流を与え、デフレクター装備側給気穴１４Ａよりデフレクター非装備側給気穴１４Ｂに向かい旋回流を与え、アンモニアの層状度を全周にわたり均一に分布させている。前記旋回流のスワール比ＳＲは、例えば１．５～２．０の範囲が望ましい。

デフレクター装備側給気穴１４Ａにおけるデフレクター１７の範囲と面取り１５Ｃの範囲の関係の例を図１０（Ａ）に、デフレクター非装備側給気穴１４Ｂにおける面取り１５Ｃの範囲の例を図１０（Ｂ）に示す。又、図１０（Ａ）のＡ’－Ａ’線に沿う断面図を図１１（Ａ）に、図１０（Ｂ）のＢ’－Ｂ’線に沿う断面図を図１１（Ｂ）に示す。

前記デフレクター１７は、図１２（Ａ）に示すような三ケ月状の形状とされ、図１２（Ｂ）に示す如く、給気弁座１５Ａの内側周方向例えば約１２０°にわたって、例えば３ｍｍ突き出すように配設される。

一方、面取り１５Ｃが形成されている位置は、その大部分がデフレクター１７の形成されている角度範囲とは重ならない角度範囲に形成されるものであり、図１０（Ａ）においてもデフレクター１７が形成された角度範囲以外の部分に、その大部分が形成され、ここでは３００°以上の角度範囲に亘って面取り１５Ｃ全体が形成されている。

このように面取りの範囲がデフレクターの形成された角度範囲と重なるのは、面取り加工の際には通常、面取り部分を滑らかにするために所定の傾きが付いたスロープ状に面取りの幅が変化する面取りが形成される場合が多い。そのため、そのような傾きが付いたスロープ部分が結果としてデフレクターが形成された角度範囲に重なってしまう場合があるからである。このような傾きが付いた面取り部分は、面取り幅が薄いため、スワール効果が小さい。図１０（Ａ）の面取り１５Ｃでは、そのような傾きが付いた部分がおおよそ１２０°程度有り、その多くがデフレクターの形成された角度範囲と重なっている。

つまり面取りの角度範囲としては、大部分がデフレクターとシリンダ中心に対して対向する側のデフレクターとは重ならない部分に形成されることが望ましく、当該部分の面取りの面取り幅が一定であることがより望ましく、スワールの効果も大きい。

なお、「大部分が重ならない」には、デフレクターと面取りの形成範囲全体とが全く重ならない場合も含むことは明らかである。

よって図１０（Ａ）のように一定の面取り幅をもつ面取り部分がシリンダ中心に対して対向する側に１８０°程度あることは望ましい態様の一つである。

なお、デフレクター装備側給気穴１４Ａにおけるデフレクター１７の中心と面取り１５Ｃの中心は１８０°の対面位置とすることが望ましいが、これに限定されず、例えば１００°、１２０°の関係とすることもできる。

また、デフレクター１７を設ける周範囲は１２０°に限定されず、面取り１５Ｃの範囲も１８０°に限定されない。

なお、面取りとデフレクターそれぞれの位置は、面取り中心（シリンダヘッド平面方向にみて中心。図１０（Ａ）の約３００°の面取り１５Ｃの場合、端部からほぼ１５０°の位置であり、Ａ’－Ａ’線と面取りとの交点位置がほぼ相当。）とデフレクター１７中心（上記と同じくシリンダヘッド平面方向に見て中心。図１０（Ａ）の約１２０°のデフレクタ―１７の場合、端部から約６０°位置）の位置を結んだ線が、図９中に示したようなスワールの周方向流れの接線（シリンダヘッド平面において円周方向）の方向となるように位置させることが望ましい。

またデフレクター非装備側給気穴１４Ｂの面取り１５Ｃの位置も、面取り１５Ｃの中心位置（図１０（Ｂ）の面取り１５ＣではＢ’－Ｂ’線と面取り１５Ｃとの交点）とシリンダ中心を通る線（Ｂ’－Ｂ’線）が、図９中に示したデフレクター装備側給気穴１４Ａで発生したスワールの周方向流れの接線の方向とすることが望ましい。

デフレクター１７を設ける給気弁座は一つに限定されず、面取り１５Ｃを施す給気弁座も二つに限定されない。

前記アンモニア噴射穴５２が複数個所形成される位置としては、燃焼室中心からシリンダ壁面までの距離を１００％としたとき、７０％～９０％の距離範囲内に位置するものが好ましい。

また併せて、燃焼温度を高温とするため、空気過剰率を従来値よりΔλ＝０．５～１．０過濃とする。

前記アンモニアライン４０は、アンモニアタンク４２と、ガス遮断弁４４と、ガス調圧弁４６と、ガス弁４８と、パイプ４９と、逆止弁５０と、コネクタ５１と、アンモニア噴射穴５２を含んで構成されている。

図７において、３０は、燃料油タンク３２、燃料供給ポンプ３４、電磁弁３６を含む燃料油ラインである。また、６０は、吸気ライン６２、排気タービン６４Ａにより回転される吸気タービン６４Ｂを備えた過給機６４、排気ライン６６、その途中の排気タービン６４Ａの前後を結ぶバイパスライン６７に設けられた排気バイパス弁６８を含む給排気系である。

前記電磁弁３６は、燃料油噴射制御装置３８により制御され、前記ガス弁４８はアンモニアガス弁制御装置５４により制御され、前記燃料油噴射制御装置３８、前記アンモニアガス弁制御装置５４及び前記排気バイパス弁６８は、統括制御装置７０により制御される。

ここで、前記燃料油噴射制御装置３８、前記アンモニアガス弁制御装置５４、前記排気バイパス弁６８、前記統括制御装置７０により制御手段が構成される。

アンモニアは、アンモニアタンク４２に液状で貯留されるが、気化され、ガス態にて供給される。ガス調圧弁４６でガス圧が調整され、ガス弁４８で規定の熱量比（２０％前後）に流量調整され、図１３に例示する所定の給気タイミングでエンジンに供給される。ガス弁４８は各シリンダ１０に装備され、該ガス弁４８により制御されるアンモニアは、図８に示すパイプ４９で分配され、コネクタ５１を通って複数の噴射穴５２に送られる。該コネクタ５１の部分には、燃焼時に燃焼ガスが逆流しないように逆止弁５０が設けられている。

該逆止弁５０は、図１４に詳細に示す如く、２つのポペット５０Ａ、５０Ｂを有するダブルポペットの逆止弁とされている。ここで、ダブルポペットとしているのは、長期使用においてシール部に摩耗が生じ、リークが発生する可能性があるので、これを防ぐためである。

図１５（Ａ）にポペット５０Ａの例を示す如く、各ポペット５０Ａ、５０Ｂの側面には穴５０Ｃが開けられており、図１５（Ｂ）に示すＮＨ₃投入時、図１５（Ｃ）に示す逆止時のように、ポペット５０Ａ、５０Ｂが図の左右に動いてＮＨ₃の逆流を防止する。即ち、図１５（Ｂ）に示すＮＨ₃投入時は、ＮＨ₃圧力に押されてポペット５０Ａ、５０Ｂが、ストッパー５０Ｄに当たるまで図の右方向に動くので、シート部５０Ｅとの隙間を通り、ＮＨ₃が右方向に流れる。一方、図１５（Ｃ）に示す逆止時は、筒内圧力によりポペット５０Ａ、５０Ｂは左方向に押され、シート部５０Ｅに着座してシールされる。

本実施形態では、ダブルポペットの逆止弁を用いているのでリークの発生を確実に防止できる。なお、逆止弁の種類はこれに限定されない。

以上のようにして、アンモニア噴射穴５２から給気行程で投入されたアンモニアは、壁面にて層状度７０％以上となることが可能となる。なお、アンモニア噴射穴５２の数は２個に限定されず、例えば図９に破線で示した４個又は６個等とすることができる。

ディーゼル主燃料は、燃料油噴射制御装置３８により規定の熱量比（８０％前後）に流量調整され、燃料噴射弁２４より規定のタイミングで噴射される。

空気過剰率λは、過給機６４の排気タービン６４Ａ側に設けられた排気バイパス弁６８により排気通過量を調整し、規定の値に調整する。即ち、空気を減らして空気過剰率λを過濃とするには、排気バイパス弁６８を開き気味として吸気タービン６４Ｂの回転数を下げ、空気量を減らす。

予混合気の層状度は、図１６に例示する如く、アンモニア－空気予混合気濃度平均値より中心部－７０％前後、壁面部＋７０％前後となるようにする。

燃焼温度は壁面部において高温となり、この付近にアンモニアを集中させることにより、アンモニア燃焼率が上がる。

図１７に、（Ａ）従来の単純なリング形状の給気弁座を用いた場合と、（Ｂ）本発明によるデフレクター１７を装備し面取り１５Ｃを行った給気弁座１５を用いた場合の流速分布、アンモニア濃度分布、アンモニアの層状度（周方向均一度）を比較して示す。

ＮＨ₃投入時は同じであったアンモニアの層状度が、２０ｄｅｇ ＢＴＤＣでは本発明によりアンモニアの周方向均一度が大幅に向上していることが明らかである。

なお、前記実施形態においては、機械式燃料噴射装置を用いていたが、電子噴射式のコモンレール燃料噴射装置を用いることも可能である。アンモニアラインや給排気系の構成も実施形態に限定されない。

また、前記実施形態においては、本発明が船舶用の４バルブディーゼルエンジンに用いられていたが、本発明の適用対象はこれに限定されず、軽油を燃料とするディーゼルエンジンや、ディーゼルエンジンのような圧縮着火と、ガソリンエンジンのような火花着火を組み合わせたエンジン、更に、４バルブ以外のエンジン、例えば排気弁が一つとされた３バルブエンジンにも同様に適用できる。

アンモニアを輸送するアンモニアタンカーのエンジンとして用いるのに特に有効であるが、適用対象はこれに限定されない。

１０…シリンダ
１２…ピストン
１４…シリンダヘッド
１４Ａ…デフレクター装備側給気穴
１４Ｂ…デフレクター非装備側給気穴
１５、１５Ａ、１５Ｂ…給気弁座
１６…給気弁
１７…デフレクター
１８…排気弁
２０…給気管
２２…排気管
２４…燃焼噴射弁
３０…燃料油ライン
３２…燃料油タンク
３４…燃料供給ポンプ
３６…電磁弁
３８…燃料油噴射制御装置
４０…アンモニアライン
４２…アンモニアタンク
４４…ガス遮断弁
４６…ガス調圧弁
４８…ガス弁
５０…逆止弁
５２…アンモニア噴射穴
５４…アンモニアガス弁制御装置
６０…給排気系
６２…吸気ライン
６４…過給機
６６…排気ライン
６８…排気バイパス弁
７０…統括制御装置

Claims (8)

1. 燃焼室と、前記燃焼室内に点火源となる燃料油とガス状のアンモニアとを投入する燃料投入手段とを有し、前記燃料投入手段により前記燃焼室内でアンモニア予混合気を形成して混合燃焼させるディーゼルエンジンであって、
   前記燃焼室にはシリンダヘッドを有し、前記シリンダヘッドにはアンモニア供給経路を設けると共に、シリンダ壁面側の複数個所にアンモニア噴射穴を設け、気化したアンモニアを給気行程で燃焼室内に投入して、前記燃焼室の中心部よりも前記シリンダ壁面側のアンモニア濃度が濃くなるようなアンモニア予混合気を前記燃焼室内で形成する際に、複数の給気弁座の少なくとも一つにデフレクターを設けると共に、複数の給気弁座の少なくとも一つに面取りを施すことにより、給気流れに偏流を与え、デフレクター装備側給気穴よりデフレクター非装備側給気穴に向かいスワール比がＳＲ１．５～２．０である旋回流を与え、前記アンモニア噴射穴より投入したアンモニアの層状度を±７０％以上で全周にわたり均一に分布させることを特徴とするディーゼルエンジン。
2. 前記デフレクターは、前記給気弁座内の所定角度範囲にわたって所定量突き出すように配設されていることを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジン。
3. 前記面取りの大部分は、前記給気弁座内の前記デフレクターと重ならない所定角度範囲にわたって施されていることを特徴とする請求項１又は２に記載のディーゼルエンジン。
4. 燃料油のみによる運転時の空気過剰率より低い空気過剰率となるように調整する制御手段を更に備えたことを特徴とする請求項１乃至３のいずれかに記載のディーゼルエンジン
5. アンモニアの投入量を調整するガス弁と、燃料油の供給量を調整する燃料噴射弁とを備え、前記制御手段は前記ガス弁及び前記燃料噴射弁のいずれか少なくとも一方を制御することを特徴とする請求項４に記載のディーゼルエンジン。
6. アンモニアの投入量は、熱量比で燃料油の供給量の１５％以上２５％以下となるように調整することを特徴とする請求項１乃至５のいずれかに記載のディーゼルエンジン。
7. 前記空気過剰率は、燃料油のみによる運転時の空気過剰率に対して、０．５～１．０低くなるように調整することを特徴とする請求項４に記載のディーゼルエンジン。
8. 前記空気過剰率の調整は、過給機の排気バイパスに設けられた調整手段による空気量の調整により行うことを特徴とする請求項４又は７に記載のディーゼルエンジン。

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