JPWO2015029985A1 - 内燃機関 - Google Patents

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Abstract

内燃機関２０は、燃焼室２６と、燃焼室２６に燃料を噴射するための燃料噴射部３１と、シリンダ２２と、シリンダ２２内で往復移動を行い、燃焼室２６にその冠面部が面するピストン２４と、燃焼室２６内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させる着火遅れ増大手段と、を備えており、ピストン２４の冠面部における、少なくとも燃料噴射部３１により燃料が噴射される箇所にセラミック製部材２４ａが配設されている。

Description

本発明は、自動車等の機械（作業機）に設けられ、機関本体内で燃料を燃焼させて動力を取り出す内燃機関に関する。
従来から、ディーゼル車の動向として、ＣＯ２やＮＯＸ等の排ガス量を低減するために、内燃機関の排気の一部を吸気中に再循環させる排気再循環装置（ＥＧＲ装置）により、多量のＥＧＲガス（燃焼後の排気ガス）を燃焼室に導入して燃焼温度を低下させるような低温燃焼を実施する方法が主流となっている。このようなＥＧＲ装置としては、例えば特開平５−１６３９７０号公報等に開示されるものが知られている。また、内燃機関の吸気効率を高めるために、当該内燃機関の燃焼室に供給される吸気を過給する過給機を用いるようになっている。このような過給機としては、例えば実開平４−５４９２６号公報等に開示されるものが知られている。
ガソリン車に設けられる内燃機関（ガソリンエンジン）とディーゼル車に設けられる内燃機関（ディーゼルエンジン）との違いについて以下に説明する。ガソリンエンジンでは燃焼圧が現状で数ＭＰａであるのに対し、ディーゼルエンジンでは燃焼圧が現状で約１０〜１５ＭＰａ程度の大きさとなっており、将来的にはディーゼルエンジンの燃焼圧が約２０〜３０ＭＰａ程度となることが予想される。また、ガソリンエンジンでは燃料噴射圧が現状で約１ＭＰａ程度（直噴約１０ＭＰａ程度）であるのに対し、ディーゼルエンジンでは燃料噴射圧が現状で約２００ＭＰａ程度であり、将来的にはディーゼルエンジンの燃料噴射圧が約２５０ＭＰａ〜３００ＭＰａ程度の大きさとなることが予想される。このように、従来、ガソリンエンジンでは、金属製のピストンの冠面部に対して断熱性の各種コーディング技術（例えば、セラミックスコーティングのＺｒＯ２溶射等）が検討されていたが、ディーゼルエンジンではガソリンエンジンに対して燃焼圧や燃料噴射圧が非常に高くなるため、このような各種コーディング技術ではコーディング膜の剥離や燃料噴射によるエロージョンの問題があった。また、セラミックスコーディングが施されるピストンの下地の材料としてアルミニウム合金を用いた場合には、以下に詳述するように燃焼圧や燃料噴射圧が大きくなったときに強度不足等の様々な問題が生じてしまう。
また、ディーゼル車において、ＣＯ２やＮＯＸ等の排ガス量を低減するために低温燃焼を行った場合には、内燃機関の燃焼室に燃料を噴射した際にピストンの冠面部に燃料が付着して冷やされることにより当該燃料は未燃焼の物質として気化してしまうおそれがある。この場合には、エミッションの悪化や燃焼効率の悪化を招いてしまうという問題がある。このため、ピストンの冠面部に断熱効果を持たせて未燃焼の物質の発生を抑制することによりエミッションの改善と燃費の向上を図ることが求められている。
ここで、内燃機関の燃焼室にその冠面部が面するピストン等の材料がアルミニウム合金である場合には、アルミニウム合金が軽量であるという利点があるが、燃焼室に供給される吸気を過給したときに、燃焼室における燃焼圧の増加により、アルミニウム合金を材料とするピストン等が強度不足となってしまうという問題がある。また、内燃機関におけるピストン等の材料がアルミニウム合金である場合には、その熱伝導率が高いことによりピストン等の冠面部の壁面温度を高い状態で維持することができず、燃焼室に燃料を噴射した際にピストンの冠面部に燃料が付着して冷やされることにより当該燃料は未燃焼の物質として気化してしまうおそれがある。また、アルミニウム合金の熱伝導率が高いことにより熱ロスによる熱効率の低下を招くおそれがある。また、アルミニウム合金の硬度が小さいことにより長期間使用すると燃料噴射によるエロージョンが生じやすくなってしまうという問題がある。
また、ピストンの材料がアルミニウム合金である場合には、当該アルミニウム合金はヤング率が低く、また耐熱強度が小さいため、特に高温になるほど変形しやすくなる。このため、燃焼室内の燃焼圧力が高くなるとピストンが高温変形してしまうおそれがある。また、ピストンの冠面部の頂面における開口の周囲の内縁部に設けられたリップ部に高温部が局所的に発生してしまい、当該リップ部が破損してしまうおそれがある。例えば、特開平４−９７９６４号公報や特開平４−２７２４５５号公報には、アルミニウム合金製のピストンにおいてリップ部を耐熱化する技術が記載されているが、これらの公報に開示される発明ではリップ部のみの改善しか行われておらず、燃焼室の内面全体での耐熱化や断熱化は行われていなかった。
一方、ディーゼル車の中でも大型ディーゼル車（Ｈｅａｖｙ Ｄｕｔｙ Ｄｉｅｓｅｌ）では、ＣＯ２やＮＯＸ等の排ガス量を低減するために、内燃機関の低回転化や高負荷化が求められており、この場合には内燃機関におけるピストン等の材料も、耐摩耗性を有するとともにその強度がより大きなものとする方法が考えられる。具体的には、内燃機関におけるピストン等の材料として、鋳鉄やスチールを用いることが考えられる。しかしながら、この場合には、内燃機関におけるピストン等の重量が増大してしまい、ひいては内燃機関の重量が増大してしまうという問題がある。このため、より軽量であるアルミニウム合金を用いることが考えられるが、前述したようにこのようなアルミニウム合金は熱伝導率が高いため、燃焼室に燃料を噴射した際にピストンの冠面部に燃料が付着して冷やされることにより当該燃料は未燃焼の物質として気化してしまうおそれがある。
本発明は、このような点を考慮してなされたものであり、燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させることにより低温燃焼が行われる場合において、ピストンの冠面部にセラミック製部材を配設することにより、ピストンの冠面部における燃料噴射部により燃料が噴射される箇所の壁面温度を高く維持することができ、このことにより、燃焼室内に噴射された燃料が未燃焼の物質として気化してしまうことを防止することができるようになるため、未燃焼の排出物の量を低減することができ、また、燃焼圧の増大に伴いアルミニウム合金で生じる高温変形を抑制でき、また、内燃機関におけるピストン等の材料として鋳鉄やスチールを用いる場合と比較して軽量化を図ることができ、さらにピストンの冠面部を高強度のものとすることにより燃焼室内における燃焼圧の増大に対応することができる内燃機関を提供することを目的とする。
本発明の内燃機関は、燃焼室と、前記燃焼室に燃料を噴射するための燃料噴射部と、シリンダと、前記シリンダ内で往復移動を行い、前記燃焼室にその冠面部が面するピストンと、前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させる着火遅れ増大手段と、を備え、前記ピストンの前記冠面部における、少なくとも前記燃料噴射部により燃料が噴射される箇所にセラミック製部材が配設されている。
なお、排気再循環装置（ＥＧＲ装置）が開発される以前の内燃機関では、燃焼室において燃焼温度が局所的瞬間的に１５００Ｋから２５００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような高温燃焼が行われていた。また、このような一昔前の内燃機関でも、特開平１−１２１５５２号公報、特開平１−２２７８５２号公報、特開平１−２４４１４９号公報、特開平１−２０８５５２号公報、特開平１−３０００４２号公報、特開平３−１７９１５３号公報等に開示されるように、燃焼室における熱損失を低減するために、燃焼室全体にセラミック製部材を適用して遮熱エンジンとすることが検討されていた。しかしながら、このような遮熱エンジンでは、燃焼室における熱損失を低減することができるものの、セラミック製部材により燃焼室の壁面温度が高く維持されてしまうため当該燃焼室内におけるガス温度が上昇していまい、燃料の粘性悪化による空気との混合悪化や吸気効率の悪化を招いてしまうという問題があったため、燃焼室全体にセラミック製部材を適用することには様々な阻害要因があった。これに対して、本発明では、燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させることにより当該燃焼室内で燃焼温度が局所的瞬間的に１３００Ｋから１８００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような低温燃焼を行うことを前提として、このような低温燃焼において燃焼室内に噴射された燃料がピストンの冠面部に付着したときに未燃焼の物質として気化してしまうことを防止することを主眼としているため、従来のような燃焼温度が局所的瞬間的に１５００Ｋから２５００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような高温燃焼が行われるときに燃焼室全体にセラミック製部材を適用する場合とは、発明が解決しようとする課題や、当該セラミック製部材の作用効果が全く異なっている。
また、燃焼温度が局所的瞬間的に１５００Ｋから２５００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような高温燃焼が行われる一昔前の内燃機関において、特開昭５６−１４３３２８号公報や特開平１−３１８７５０号公報に開示されるように、締結構造において応力が集中しやすい箇所にセラミック製部材を用いていたが、このような場合にはセラミック製部材が複雑な構造となってしまい、また、セラミック製部材の使用量が多く熱容量に問題があった。これに対し、本発明は、燃焼室内で低温燃焼が行われるときにピストンの冠面部にセラミック製部材を配設しており、セラミック製部材の使用量を必要最小限とすることにより製造コストを低減することができる。
このように、燃焼室内で低温燃焼が行われるときにピストンの冠面部にセラミック製部材を配設するという今回の発明は、従来のような燃焼温度が局所的瞬間的に１５００Ｋから２５００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような高温燃焼が行われるときの上記技術とは全く異なるものである。
本発明の内燃機関においては、前記セラミック製部材は、前記ピストンを構成する他の種類の部材と複合化されたものであってもよい。
この場合、前記セラミック製部材は、前記ピストンを構成する金属材料と複合化されたものであってもよい。
また、前記セラミック製部材は、機械的結合、接合、焼きばめ、圧入または鋳ぐるみされることにより前記ピストンを構成する他の種類の部材と複合化されていてもよい。
また、前記セラミック製部材は、金型成形、ＣＩＰ成形、押出し成形、射出成形、鋳込み成形またはゲルキャスト成形により成形されたものであってもよい。
なお、本発明において用いられるゲルキャスト成形としては、特開２０１０−１９２８８９号公報、特開２０１１−０４６００２号公報、特開２０１１−１３４５３７号公報等に開示される方法が用いられるようになっている。
本発明の内燃機関においては、前記ピストンの前記冠面部には、前記燃焼室の一部を構成し、前記燃料噴射部により燃料が噴射されるキャビティが設けられており、前記セラミック製部材は、前記ピストンの前記冠面部における少なくとも前記キャビティに面する箇所に配設されていてもよい。
この場合、下記式で示されるオーバーハング率の大きさが０．５７乃至０．９６の範囲内の大きさとなっていてもよい。
オーバーハング率＝ｄ１／ｄ２
ｄ１：前記ピストンの前記冠面部の頂面における前記セラミック製部材と他の種類の部材との間の境界の直径の大きさ
ｄ２：前記ピストンの径方向における前記セラミック製部材と他の種類の部材との間の境界の直径の最大の大きさ
本発明の内燃機関においては、前記セラミック製部材は前記ピストンの前記冠面部全体に配設されていてもよい。
本発明の他の内燃機関は、燃焼室と、前記燃焼室に燃料を噴射するための燃料噴射部と、シリンダと、前記シリンダ内で往復移動を行い、前記燃焼室にその冠面部が面するピストンと、前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させる着火遅れ増大手段と、を備え、前記ピストンの前記冠面部にセラミック製部材が配設されていることを特徴とする。
本発明の内燃機関においては、前記シリンダの内側には、前記ピストンの外面に面するシリンダライナが設けられており、前記シリンダライナにおける、少なくとも前記ピストンの前記冠面部に面する箇所にセラミック製部材が配設されていてもよい。
この場合、前記シリンダライナに配設された前記セラミック製部材は、前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材と同じ材料からなっていてもよい。
あるいは、前記シリンダライナに配設された前記セラミック製部材は、前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材と異なる材料からなっていてもよい。
この際に、前記シリンダライナに配設された前記セラミック製部材は、連結する開気孔を有する多孔体のものからなっていてもよい。
また、前記シリンダライナに配設された前記セラミック製材料として、窒化珪素、アルミナ、ムライト、サイアロン、安定化ジルコニア、シリカ、及び前記材料の少なくとも一つを含む混合物が用いられてもよい。
本発明の内燃機関においては、前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材の材料として、その熱伝導率が３０Ｗ（ｍ・Ｋ）以下のものが用いられてもよい。
この場合、前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材の材料として、その熱伝導率が２０Ｗ（ｍ・Ｋ）以下のものが用いられてもよい。
本発明の内燃機関においては、前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材の材料として窒化珪素、サイアロン、安定化ジルコニア、及び前記材料の少なくとも一つを含む混合物が用いられてもよい。
本発明の内燃機関においては、前記着火遅れ増大手段は、前記燃焼室における燃焼後の排気ガスの一部を取り出して再び吸気させるような排気再循環（ＥＧＲ、Ｅｘｈａｕｓｔ Ｇａｓ Ｒｅｃｉｒｃｕｌａｔｉｏｎ）を行い、このような排気再循環により前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させるようになっていてもよい。
この場合、前記着火遅れ増大手段は排気再循環におけるＥＧＲ率を１５％以上とするようになっていてもよい。
また、前記着火遅れ増大手段は、前記ピストンの往復移動によりその容積が変化する前記燃焼室の最大容積と最小容積との比である圧縮比を１７以下とし、このことにより前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させるようになっていてもよい。
また、前記着火遅れ増大手段は、前記燃焼室において主たる燃料噴射終了後に主たる熱発生が開始するよう、燃料噴射時期を進角または遅延させ、このことにより前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させるようになっていてもよい。
また、前記燃焼室に供給される吸気を過給する過給機が設けられていてもよい。
本発明の実施の形態による内燃機関を備えた内燃機関システムの概略の構成を示す構成図である。 本発明の実施の形態による内燃機関の構成を示す縦断面図である。 図２に示す内燃機関におけるシリンダおよびピストンの構成の一例を示す縦断面図である。 図３に示すピストンの冠面部の構成の一例を拡大して示す拡大縦断面図である。 図３に示すピストンの冠面部の構成の他の例を拡大して示す拡大縦断面図である。 図３に示すピストンの冠面部の構成の更に他の例を拡大して示す拡大縦断面図である。 図２に示す内燃機関におけるシリンダおよびピストンの構成の他の例を示す縦断面図である。 本発明の実施の形態による内燃機関や従来技術の内燃機関で用いられるシリンダやピストン等の部材の材料の特性を示す表である。
以下、図面を参照して本発明の実施の形態について説明する。図１乃至図８は、本実施の形態に係る内燃機関やこの内燃機関を備えた内燃機関システムを示す図である。このうち、図１は、本実施の形態による内燃機関を備えた内燃機関システムの概略の構成を示す構成図であり、図２は、本実施の形態による内燃機関の構成を示す縦断面図である。また、図３は、図２に示す内燃機関におけるシリンダおよびピストンの構成の一例を示す縦断面図である。また、図４乃至図６は、それぞれ、図３に示すピストンの冠面部の構成の様々な例を拡大して示す拡大縦断面図である。また、図７は、図２に示す内燃機関におけるシリンダおよびピストンの構成の他の例を示す縦断面図である。また、図８は、本実施の形態による内燃機関や従来技術の内燃機関で用いられるシリンダやピストン等の部材の材料の特性を示す表である。
本実施の形態に係る内燃機関を説明するにあたり、まず、この内燃機関を備えた内燃機関システムの構成について図１を用いて説明する。図１に示すように、本実施の形態による内燃機関システム１０は、内燃機関２０と、吸気通路４０と、排気通路５０と、ターボチャージャ６０と、ＥＧＲ部７０とを備えている。なお、図１に示すような内燃機関システム１０は概してディーゼルエンジンとして用いられるようになっている。
図１に示すような内燃機関システム１０の各構成要素について以下に詳しく説明する。内燃機関２０は、いわゆる多気筒エンジンであって、複数の気筒を有している。内燃機関２０には、吸気ポート３２および排気ポート３４が、各気筒に対応して設けられている。ここで、内燃機関２０は、吸気ポート３２を介して各気筒に新気を含む吸気が供給されるとともに、各気筒内における混合気の燃焼によってクランクシャフト２１が回転駆動され、排気ポート３４を介して燃焼後の排気が各気筒から排出されるように構成されている。
また、図１に示すように、内燃機関２０には吸気通路４０が接続されている。この吸気通路４０は、吸気管４２と、吸気マニホールド４４とを有している。吸気マニホールド４４は、吸気管４２と、内燃機関２０における各気筒に対応する吸気ポート３２とを接続するように設けられている。また、吸気管４２の吸気通流方向における上流側にはエアクリーナ４６が介装されている。
また、図１に示すように、内燃機関２０には排気通路５０が接続されている。この排気通路５０は、排気管５２と、排気マニホールド５４とを有している。排気マニホールド５４は、排気管５２と、内燃機関２０における各気筒に対応する排気ポート３４とを接続するように設けられている。また、排気管５２の排気通流方向における下流側には、排気管５２を通流する排気を浄化するための排気浄化触媒５６が介装されている。
ターボチャージャ６０は、ターボコンプレッサ６２と、タービン６４とを有している。ターボコンプレッサ６２は、吸気管４２の、エアクリーナ４６よりも吸気通流方向における下流側に介装されている。タービン６４は、排気管５２の、排気浄化触媒５６よりも排気通流方向における上流側に介装されている。このターボチャージャ６０は、排気管５２を通流する排気によってタービン６４が回転駆動されることで、吸気管４２を通流する吸気をターボコンプレッサ６２によって過給するように構成されている。本実施の形態では、このようなターボチャージャ６０により、内燃機関２０の燃焼室２６（後述）に供給される吸気を過給する過給機が構成されている。
ＥＧＲ部７０は、ＥＧＲ通路７２と、ＥＧＲコンプレッサ７３と、ＥＧＲ弁７４と、ＥＧＲクーラー７５と、バイパス管路７６と、制御弁７７とを有している。
ＥＧＲ通路７２は、ＥＧＲガス（燃焼後の排気ガス）の通路であって、排気管５２におけるタービン６４よりも排気通流方向における上流側と、吸気管４２におけるターボコンプレッサ６２よりも吸気通流方向における下流側とを接続するように設けられている。具体的には、本実施の形態においては、ＥＧＲ通路７２の、ＥＧＲガス通流方向における上流側の端部は、排気マニホールド５４における集合部と接続されている。
ＥＧＲコンプレッサ７３は、ＥＧＲガス通流方向における上流側の位置にて、ＥＧＲ通路７２に介装されている。このＥＧＲコンプレッサ７３は、ＥＧＲガスを吸気管４２に向けてＥＧＲガス通流方向に圧送するように設けられている。また、図１に示すように、ＥＧＲコンプレッサ７３とクランクシャフト２１との間には例えばギヤ機構等の動力伝達機構７８が設けられており、ＥＧＲコンプレッサ７３は、動力伝達機構７８を介してクランクシャフト２１と結合されている。そして、このＥＧＲコンプレッサ７３は、動力伝達機構７８を介してクランクシャフト２１の回転駆動力を受け取ることで常時回転駆動されるように構成されている。
ＥＧＲクーラー７５は、ＥＧＲコンプレッサ７３よりもＥＧＲガス通流方向における下流側にて、ＥＧＲ通路７２に介装されている。ＥＧＲ通路７２における、ＥＧＲクーラー７５よりもＥＧＲガス通流方向におけるさらに下流側には、ＥＧＲ弁７４が介装されている。ＥＧＲ弁７４は、開度が調整可能な開閉弁であって、ＥＧＲガスの吸気管４２への供給状態（供給の有無及び供給量）を制御可能に構成されている。すなわち、ＥＧＲ弁７４は、その開度に応じて、吸気に対する排気再循環状態（すなわちＥＧＲ率）を調整するようになっている。なお、ＥＧＲ率とは、内燃機関２０の燃焼室２６（後述）内に流入する排気ガス量を、当該燃焼室２６内に流入する空気量と排気ガス量との合計量で割った値のことをいい、後述するように本実施の形態ではＥＧＲ率を１５％以上とするようになっている。
バイパス管路７６は、ＥＧＲ通路７２におけるＥＧＲコンプレッサ７３よりもＥＧＲガス通流方向における下流側（具体的にはＥＧＲコンプレッサ７３とＥＧＲクーラー７５との間）と、排気管５２における排気浄化触媒５６よりも排気通流方向における下流側とを接続するように設けられている。すなわち、バイパス管路７６は、ＥＧＲガス通流方向におけるＥＧＲコンプレッサ７３よりも下流側かつＥＧＲ弁７４よりも上流側の位置から分岐するように設けられている。
バイパス管路７６には制御弁７７が介装されている。制御弁７７は、開度が調整可能な開閉弁であって、バイパス管路７６を介してのＥＧＲ通路７２と排気管５２との連通状態を制御するように設けられている。
このような構成からなるＥＧＲ部７０により、内燃機関２０の燃焼室２６（後述）に供給される新気にＥＧＲガスを加えると、燃焼室２６における着火遅れが長くなる。本実施の形態では、ＥＧＲ部７０による排気再循環により内燃機関２０の燃焼室２６内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させるようになっている。また、混合気の着火遅れを増大させる着火遅れ増大手段は、ＥＧＲ弁７４の開度を調整することによりＥＧＲ率を１５％以上とするようになっており、このことにより混合気の着火遅れをより確実に増大させるようになっている。また、着火遅れ増大手段は、内燃機関２０の燃焼室２６の最大容積と最小容積との比である圧縮比を１７以下としたり、燃焼室２６において主たる燃料噴射終了後に主たる熱発生が開始するよう燃料噴射時期を進角または遅延させたりすることにより、燃焼室２６内における燃料と空気との混合気の着火遅れをより一層増大させるようになっていてもよい。このように、着火遅れ増大手段により、内燃機関２０の燃焼室２６内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させると、当該燃焼室２６内で燃焼温度が局所的瞬間的に１３００Ｋから１８００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような低温燃焼を行うことができるようになり、一昔前のような燃焼室２６内での燃焼温度が局所的瞬間的に１５００Ｋから２５００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような高温燃焼の場合と比較して、ＣＯ２やＮＯＸ等の排ガス量を低減することができるようになる。
次に、本実施の形態による内燃機関２０の構成について図２等を用いて説明する。図２に示すように、内燃機関２０は、燃焼室２６と、燃焼室２６に燃料を噴射するための燃料噴射部３１と、略円筒状のシリンダ２２と、シリンダ２２内で図２における上下方向に往復移動を行い、燃焼室２６にその冠面部が面するピストン２４とを有している。また、燃焼室２６には吸気ポート３２および排気ポート３４がそれぞれ連通するようになっており、吸気通路４０の吸気管４２から吸気ポート３２を介して吸気が燃焼室２６に送られるようになっている。また、燃焼室２６から排気ポート３４を介して排気が排気通路５０の排気管５２に送られるようになっている。また、吸気ポート３２および排気ポート３４にはそれぞれ吸気弁３３および排気弁３５が設けられており、吸気弁３３は吸気ポート３２と燃焼室２６との間の開閉を行い、また、排気弁３５は排気ポート３４と燃焼室２６との間の開閉を行うようになっている。
燃料噴射部３１は、燃焼室２６内に開口する噴孔を有している例えばソレノイド式インジェクタからなり、燃料を燃焼室２６に噴射することにより当該燃焼室２６内で燃料を自然着火させるようになっている。本実施の形態では、内燃機関２０は、燃料噴射部３１から噴射された燃料を燃焼室２６内で自然着火させて燃焼させることにより稼動するようになっている。より詳細には、ピストン２４の下端部には連結棒２９を介してクランク機構３６が配設されており、燃焼室２６内で燃料が燃焼するとピストン２４が図２における上下方向に往復移動を行い、連結棒２９を介してピストン２４からクランク機構３６に伝達された往復運動がこのクランク機構３６によって回転運動に変えられるようになっている。このようにして、内燃機関２０において回転駆動力が得られるようになる。
図２に示す内燃機関２０におけるシリンダ２２およびピストン２４の構成の一例を図３に示す。図３に示すように、シリンダ２２の内側には、ピストン２４の側面にその内面が面するよう円筒形状のシリンダライナ２３が配設されている。また、ピストン２４の側部には複数のピストンリング２８が設けられており、各ピストンリング２８によりピストン２４の外面とシリンダライナ２３の内面との間でシールが行われるようになっている。また、ピストン２４の冠面部には、燃料噴射部３１により燃料が噴射されるキャビティ２５が設けられており、このキャビティ２５は燃焼室２６の一部を構成するようになっている。
本実施の形態では、ピストン２４の冠面部における少なくとも燃料噴射部３１により燃料が噴射される箇所にセラミック製部材２４ａが配設されている。具体的には、図３に示すように、セラミック製部材２４ａは、ピストン２４の冠面部における少なくともキャビティ２５に面する箇所に配設されている。このようなピストン２４の冠面部は、アルミニウム合金２４ｂを材料とする基体部分にセラミック製部材２４ａを複合化することにより形成されている。ここで、ピストン２４において「セラミック製部材２４ａを複合化する」とは、アルミニウム合金２４ｂからなる基体部分におけるキャビティ２５に面する箇所にセラミック材料を組み合わせ、数ミリの厚さのバルク状のセラミック製部材２４ａを形成することをいう。従来の内燃機関では、金属製のピストン本体にＺｒＯ２等のセラミックスコーティングを行い、耐熱性や耐磨耗性の向上を図ることが検討されている。しかしながら、このようなコーティングを行った場合、その膜厚は数ミクロン〜数十ミクロン程度であるため、燃焼室２６の高燃焼圧化に伴い、コーティング膜が剥がれ易くなるという問題がある。また、後述のように、表面コーティングだけでは、下地のアルミニウム合金が耐熱性に乏しいため、燃焼圧の増大に伴いピストンが高温変形してしまうという問題がある。このため、コーティング膜よりも膜厚が厚くて剥離し難くせん断力に強いバルク状のセラミック製部材２４ａを複合化することが望ましい。複合化する手法としては、機械的結合、接合、焼きばめ、圧入、鋳ぐるみ等が挙げられる。ここで、ピストン２４の冠面部にセラミック製部材２４ａを用いる場合、熱応力による界面強度が要求されるため、その強度を維持するために、セラミック製部材２４ａの鋳ぐるみ面の表面を、粗面にしてアンカー効果を高めたり、無電解メッキをしたり、活性金属をコーティングしたり、中間材を追加して熱膨張を傾斜化することも可能である。なお、前記の複合化手法の中では、鋳ぐるみが好ましい。ここで、鋳ぐるみ方法としては、重力鋳造、低圧鋳造、加圧鋳造、ダイキャスト等が挙げられる。
また、本実施の形態では、ピストン２４の冠面部における少なくとも燃料噴射部３１により燃料が噴射される箇所に配設されたセラミック製部材２４ａは、各種のセラミックス成形方法で製造可能である。例えば、金型成形、ＣＩＰ成形（ラバープレス成形）、押出し成形、射出成形、鋳込み成形、ゲルキャスト成形がある。前記成形方法において、成形や焼成後に加工を施しても良い。なお、前記成形方法の中では、特にゲルキャスト成形が好ましい。ここで、ゲルキャスト成形とは、セラミック粉体、分散媒およびゲル化剤を含むセラミックスラリーを成形型の成形空間（スラリーを充填して成形するための空間、所望のセラミック成形体と同形の空間）に投入し、投入されたセラミックスラリーを硬化・乾燥して、セラミック成形体を得る方法のことをいう。このようなゲルキャスト成形によりセラミック製部材２４ａを成形した場合には、成形型の成形空間にセラミックスラリーを流し込んでそのまま固められるので、複雑な形状も型通りに成形でき、密度分布のバラつきや変形が起こりにくくなるという利点が得られる。更に、ゲルキャスト成形では、複雑形状への成形が可能となるため、焼成後の硬質なセラミックスの加工コストを抑える点でも利点がある。
本実施の形態では、ピストン２４の冠面部においてキャビティ２５に面する箇所に配設されたセラミック製部材２４ａとして窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）が用いられるようになっている。なお、ピストン２４のセラミック製部材２４ａとして、窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）以外には、耐摩耗性を有するとともに熱伝導率が低いものであれば、他の種類の炭化物（Ｂ４Ｃ、ＴｉＣ、ＮｂＣ、ＴａＣ、ＺｒＣ等）、サイアロン（ＳｉＡｌＯＮ）、安定化ジルコニア（ＺｒＯ２）や、また少なくとも前記の化合物の一つ以上を含む混合物であっても良い。このようなピストン２４のセラミック製部材２４ａとして用いられる材料の特徴については後述する。
なお、図３に示す態様では、シリンダ２２およびシリンダライナ２３の材料は、それぞれ鋳鉄となっている。また、ピストンリング２８の材料は、スチール等の金属材にＣｒＮコートや硬質Ｃｒメッキを行ったものとなっている。
前述したように、内燃機関２０において、着火遅れ増大手段により、内燃機関２０の燃焼室２６内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させると、当該燃焼室２６内で燃焼温度が局所的瞬間的に１３００Ｋから１８００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような低温燃焼が行われるようになるが、この場合には、燃料噴射部３１により燃焼室２６内に燃料を噴射した際にピストン２４の冠面部に燃料が付着して冷やされることにより当該燃料は未燃焼の物質として気化してしまうおそれがある。これに対し、本実施の形態では、ピストン２４の冠面部における少なくとも燃料噴射部３１により燃料が噴射される箇所にセラミック製部材２４ａを配設することにより、このようなセラミック製部材２４ａは熱伝導率がアルミニウム合金と比較して低いため、ピストン２４の冠面部における燃料噴射部３１により燃料が噴射される箇所の壁面温度を高く維持することができるようになる。このことにより、燃焼室２６内に噴射された燃料が未燃焼の物質として気化してしまうことを防止することができるようになり、ひいては未燃焼の排出物の量を低減することができる。更には、壁面温度を高く維持することにより、長時間使用時の燃焼室２６の表面へのデポジット生成を抑制することができる。また、セラミック製部材２４ａを用いることによりピストン２４の冠面部の断熱性が向上するため燃焼室２６において熱ロスを低減することができる。このようにして、ピストン２４の冠面部にセラミック製部材２４ａを配設することにより、内燃機関２０において更なるＥＧＲ率の増大が可能となり、当該内燃機関２０をより高効率のものとすることができるとともにＣＯ２やＮＯＸ等の排ガス量をより低減することができるようになる。
また、後述するように、セラミック製部材２４ａは軽量であるとともに強度や耐摩耗性が大きいため、アルミニウム合金２４ｂにセラミック製部材２４ａを複合化したピストン２４を用いることにより、ピストンとして鋳鉄を用いる場合と比較して大幅な軽量化を図ることができるようになり、また、燃焼室２６における燃焼圧を増大させた場合でもピストン２４において摩耗が生じてしまうことを抑制することができるようになる。このように、ピストン２４の冠面部にセラミック製部材２４ａを配設した場合には、上述した様々な利点が得られるようになるため、ひいては本実施の形態による内燃機関２０が搭載された車両の燃費を向上させることができるようになる。
また、ピストン２４の材料がアルミニウム合金である場合には、当該アルミニウム合金はヤング率が低く、また耐熱強度が小さいため、特に高温になるほど変形しやすくなる。このため、燃焼室２６内の燃焼圧力が高くなるとピストン２４が高温変形してしまうおそれがある。また、ピストン２４の冠面部の頂面における開口の周囲の内縁部に設けられたリップ部に高温部が局所的に発生してしまい、当該リップ部が破損してしまうおそれがある。これに対し、ピストン２４の冠面部にセラミック製部材２４ａを配設した場合には、当該セラミック製部材２４ａのヤング率や耐熱強度がアルミニウム合金よりも大きいため、燃焼室２６内の燃焼圧力が高くなってもピストン２４が高温変形してしまうことはない。また、ピストン２４の冠面部の頂面における開口の周囲の内縁部に設けられたリップ部に高温部が局所的に発生した場合でも、当該リップ部が破損してしまうことはない。なお、このようなリップ部の構成については後述する。
ピストン２４の冠面部に設けられるセラミック製部材２４ａの形状や寸法の詳細について図４乃至図６を用いて説明する。図４乃至図６は、それぞれ、図３に示すピストン２４の冠面部の構成の様々な例を拡大して示す拡大縦断面図である。
図４に示すピストン２４では、冠面部の頂面（図４における上面）における開口の周囲の内縁部に、縦断面図における断面形状が鋭角となるようなリップ部２４ｐが設けられている。このようなピストン２４では、燃料噴射部３１により燃焼室２６に燃料が噴射されてこの燃料が燃焼したときに、ピストン２４におけるリップ部２４ｐの温度が最も高くなるが、本実施の形態ではリップ部２４ｐがセラミック製部材２４ａから構成されていることにより、リップ部２４ｐの耐熱性を向上させることができ、当該リップ部２４ｐが破損してしまうことを防止することができる。一方、図５に示すピストン２４では、冠面部の頂面（図５における上面）における開口の周囲の内縁部には、当該頂面に対して直交する壁部２４ｑが設けられており、縦断面図における断面形状が鋭角となるようなリップ部は設けられていない。また、図６に示すピストン２４では、冠面部の頂面（図６における上面）における開口の周囲の内縁部にリップ部２４ｒが設けられているが、このリップ部２４ｒは当該頂面に対して湾曲して丸みを帯びた形状となっている。このようなピストン２４では、燃料噴射部３１により燃焼室２６に燃料が噴射されてこの燃料が燃焼したときに、ピストン２４におけるリップ部２４ｒの温度が最も高くなるが、本実施の形態ではリップ部２４ｒがセラミック製部材２４ａから構成されていることにより、リップ部２４ｒの耐熱性を向上させることができ、当該リップ部２４ｒが破損してしまうことを防止することができる。
本実施の形態では、ピストン２４の冠面部に設けられるセラミック製部材２４ａの形状や寸法を示す指標の一つとして、セラミック製部材２４ａとアルミニウム合金２４ｂとの間の境界の形状や寸法に関するオーバーハング率（＝ｄ１／ｄ２）が用いられるようになっている。ここで、ｄ１は、ピストン２４の冠面部の頂面（図４乃至図６における上面）におけるセラミック製部材２４ａとアルミニウム合金２４ｂとの間の境界の直径の大きさであり、ｄ２は、ピストン２４の径方向（図４乃至図６の左右方向）におけるセラミック製部材２４ａとアルミニウム合金２４ｂとの間の境界の直径の最大の大きさである。そして、本実施の形態では、このオーバーハング率（＝ｄ１／ｄ２）の大きさが０．５７乃至０．９６の範囲内の大きさとなるよう、セラミック製部材２４ａとアルミニウム合金２４ｂとの間の境界の形状や寸法が規定されている。このようなオーバーハング率は、ピストン２４をシリンダ２２内で高速で往復移動させたときにもセラミック製部材２４ａがアルミニウム合金２４ｂから離脱しない度合いの指標として用いられる。更に、本実施の形態では、セラミック製部材２４ａの外周面を流線型のオーバーハング形状にすることで、従来技術と比較して、アルミニウム合金２４ｂとの複合化の際に応力集中し難く、また複雑な締結構造にする必要がない。
このようなオーバーハング率が０．５７よりも小さい場合には、燃焼室２６の内側のリエントラント率が大きくなってしまい、燃焼室２６内での噴射燃焼流れに対して悪影響が出たり、セラミック製部材２４ａの製造が困難となってしまったりするという問題がある。また、オーバーハング率が０．５７よりも小さい場合には、ピストン２４の冠面部の頂面における開口の周囲の内縁部に設けられたリップ部２４ｐ、２４ｒの断面形状の鋭角の度合いが大きくなるため、当該リップ部２４ｐ、２４ｒの局所的な温度が非常に大きくなってしまい、リップ部２４ｐ、２４ｒがセラミック製部材２４ａから構成されている場合でも破損してしまうおそれがある。
一方、このようなオーバーハング率が０．９６よりも大きい場合には、ピストン２４をシリンダ２２内で高速で往復移動させたときにセラミック製部材２４ａがアルミニウム合金２４ｂから離脱してしまうおそれがある。本実施の形態において、アルミニウム合金２４ｂを材料とする基体部分にセラミック製部材２４ａが鋳ぐるみされている場合には、製造時においてアルミニウム合金２４ｂの凝固収縮によりセラミック製部材２４ａが押さえ込まれるようになり、かつ、セラミック製部材２４ａへかかる熱応力を低減するために鋳ぐるみの冷却時において歪み取りアニール処理をアルミニウム合金２４ｂの使用温度以上（例えば、約２００〜４００℃）で行うため、セラミック製部材２４ａが破損することなく製造時のアルミニウム合金２４ｂの収縮力によりセラミック製部材２４ａが固定されるようになるが、セラミック製部材２４ａがアルミニウム合金２４ｂから離脱しないようにするためにもオーバーハング率を０．９６以下とすることが望ましい。
一般的に、内燃機関２０が設置される車両の種類は多種多様であるため、内燃機関２０において、燃焼室２６の内面の形状、とりわけピストン２４のキャビティ２５の形状として多種多様なものが求められている。これに対し、ゲルキャスト成形によりセラミック製部材２４ａを製造した後、アルミニウム合金２４ｂを材料とする基体部分にセラミック製部材２４ａを鋳ぐるむことによりピストン２４の冠面部を形成する場合には、アルミニウム合金２４ｂの形状は一定となるため、セラミック製部材２４ａの形状にかかわらずオーバーハング率は変化しないようになり、アルミニウム合金２４ｂの形状によって上記のオーバーハング率が決まるようになる。このため、セラミック製部材２４ａの形状を、図４乃至図６に示すように燃焼室２６の内面の形状のニーズに合わせて様々な形状に変化させることができるようになる。なお、燃焼室２６内での噴射燃料流れの最適化を図る場合は、図４および図６に示すような、燃焼室２６の内面を内側にえぐるような構造とすることが好ましい。
図４乃至図６に示すような形状のセラミック製部材２４ａをゲルキャスト成形により製造する様々な方法について以下に述べる。セラミック製部材２４ａの第１の製造方法として、ゲルキャスト成形の型を２つ用意しておき、これらの２つの型によりそれぞれ形成された成形体を接合して焼成する方法がある。また、セラミック製部材２４ａの第２の製造方法として、ゲルキャスト成形後の仮焼体において、焼成後に比べて加工がしやすい段階で燃焼室２６の内面を内側にえぐるよう仮焼体の内側の側面を減肉し、その後に焼成する方法がある。なお、セラミック製部材２４ａをゲルキャスト成形以外の成形方法により製造する場合には、例えばＣＩＰ成形（ラバープレス成形）した後の仮焼体において、焼成後に比べて加工がしやすい段階で燃焼室２６の内面を内側にえぐるよう仮焼体の内側の側面を減肉し、その後に焼成する方法がある。
また、図４乃至図６に示すような形状のセラミック製部材２４ａがアルミニウム合金２４ｂから離脱しないようにするために、セラミック製部材２４ａの表面を粗面化しておくことが望ましい。具体的には、セラミック製部材２４ａの表面粗さＲａを例えば０．２〜０．３以上の大きさとすることが好ましい。このように、セラミック製部材２４ａの表面を粗面化しておくと、当該セラミック製部材２４ａの表面アンカー効果により、セラミック製部材２４ａとアルミニウム合金２４ｂとの間の締結力を高めることができる。また、セラミック製部材２４ａの表面が粗面化している場合には、セラミック製部材２４ａとアルミニウム合金２４ｂとの間で微視的に生じるギャップ部にて空気断熱を行うことができるようになる。ここで、ゲルキャスト成形により特に窒化珪素等のセラミック製部材２４ａを製造した場合には、仮焼体の焼成後に表面に対して機械加工を行わなくてもセラミック製部材２４ａの表面粗さＲａが０．２〜０．３以上の大きさとなり、セラミック製部材２４ａの表面が自然に粗面化されるようになる。この場合には、仮焼体の焼成後に表面に対して機械加工を行う必要がなくなるためセラミック製部材２４ａの加工コストを大幅に低減することができる。また、焼成後に、ブラスト処理により表面の粗面化を行ってもよい。
また、ピストン２４の冠面部にセラミック製部材２４ａを配設するにあたり、図７に示すように、ピストン２４の冠面部全体にセラミック製部材２４ａを設けるようにしてもよい。図７に示すような態様でも、図３に示すような態様と同様に、ピストン２４の冠面部は、アルミニウム合金２４ｂを材料とする基体部分にセラミック製部材２４ａを鋳ぐるむことにより形成されるようになる。また、図７に示すような態様では、シリンダ２２の材料がアルミニウム合金となっているとともに、シリンダライナ２３における少なくとも ピストン２４の冠面部に面する箇所にはセラミック製部材２３ａが配設されている。より詳細には、図７に示すシリンダライナ２３は、アルミニウム合金を材料とするシリンダ２２の内面にセラミック製部材２３ａを鋳ぐるみ等で複合化することにより形成されている。また、本実施の形態では、シリンダライナ２３に配設されたセラミック製部材２３ａは、ゲルキャスト法により成形されたものであってもよい。
シリンダライナ２３に配設されたセラミック製部材２３ａは、ピストン２４の冠面部に配設されたセラミック製部材２４ａと同じ材料からなっていてもよく、あるいは当該セラミック製部材２４ａと異なる材料からなっていてもよい。具体的には、シリンダライナ２３に配設されたセラミック製部材２３ａとして窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）が用いられるようになっていてもよい。また、シリンダライナ２３に配設されたセラミック製部材２３ａが、ピストン２４の冠面部に配設されたセラミック製部材２４ａと異なる材料からなっている場合には、これらのセラミック製部材２３ａ、２４ａの材料として、熱膨張係数に大きな差がないものがそれぞれ用いられることが好ましい。
シリンダライナ２３にセラミック製部材２３ａを配設した場合には、上述したようなピストン２４の冠面部にセラミック製部材２４ａを配設したときの利点に加えて、セラミック製部材２３ａは熱膨張係数が小さいことにより、燃焼室２６内で温度変化が生じた場合でもピストン２４とシリンダライナ２３との間の隙間（クリアランス）が変化してしまうことが抑制され、よって内燃機関２０の熱効率の低下を抑制することができる。
また、シリンダライナ２３に配設されたセラミック製部材２３ａが、ピストン２４の冠面部に配設されたセラミック製部材２４ａと異なる材料からなっている場合において、このシリンダライナ２３のセラミック製部材２３ａとして連結する開気孔を有する多孔質の窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）等のセラミック材料を用いてもよい。なお、シリンダライナ２３のセラミック製部材２３ａとして、窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）以外には、耐摩耗性を有するとともに熱伝導率が低いものであれば、他の種類の炭化物（Ｂ４Ｃ、ＴｉＣ、ＮｂＣ、ＴａＣ、ＺｒＣ等）、アルミナ、ムライト、サイアロン（ＳｉＡｌＯＮ）、安定化ジルコニア（ＺｒＯ２）、シリカ（ＳｉＯ２）や、また少なくとも前記の化合物の一つ以上を含む混合物（例えば、アルミナ―シリカ混合体）であっても良い。また、セラミックス多孔体の合成には、粒子状、繊維状（長繊維、短繊維）のものを使用することが可能である。シリンダライナ２３のセラミック製部材２３ａとして連結する開気孔を有するセラミックス多孔体を用いる場合には、アルミニウム合金を材料とするシリンダ２２の内面にセラミック製部材２３ａを鋳ぐるむことによりシリンダライナ２３を形成する際に、このセラミック製部材２３ａの孔内にアルミニウム合金が入り込むようになり、シリンダライナ２３は、窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）およびアルミニウム合金の複合材となる。なお、この鋳ぐるみ（鋳造）の際には、セラミックス多孔体の気孔部に溶融アルミニウム合金が含浸するために、加圧力を掛けることが望ましい。また、このような場合には、セラミックス多孔体によってシリンダライナ２３の耐摩耗性を維持することができるとともに、ピストン２４の往復運動によるピストンリング２８の摩耗が軽減されるようになる。また、内燃機関２０を長期間使用するとシリンダライナ２３の上記複合材のうちアルミニウム合金が摩耗するが、この摩耗した部分はオイルを貯める場所となり、シリンダライナ２３の潤滑性を改善することができるようになる。
従来技術の内燃機関においてピストンやシリンダの材料として用いられるアルミニウム合金および鋳鉄、ならびに本実施の形態の内燃機関２０においてピストン２４の冠面部に配設されたセラミック製部材２４ａやシリンダライナ２３に配設されたセラミック製部材２３ａの材料として用いられる様々な材料の特性について図８の表を用いて説明する。図８の表に示される各項目の測定方法について以下に述べる。「密度」については純水を媒体としたアルキメデス法により測定した。また、「セラミックスの曲げ強度」についてはＪＩＳＲ１６０１に準じて４点曲げ試験を行い、曲げ強度を算出した。また、「ヤング率」については応力−歪み曲線により弾性変形域を示す直線部から算出した。また、「熱伝導率」についてはＪＩＳＲ１６１１に準じて室温にてレーザーフラッシュ法により測定した。また、「熱膨張係数」についてはＪＩＳＲ１６１８に準じて測定した。測定条件は、昇温速度１０Ｋ／分、アルゴンガス雰囲気下とした。また、「硬度」についてはＪＩＳＲ１６１０に準じてビッカース硬度により室温での硬さ試験を行った。
図８の表に示すように、上述した様々な種類のセラミック製材料の熱伝導率はアルミニウム合金の熱伝導率よりも十分に小さいため、セラミック製部材２４ａをピストン２４の冠面部における少なくとも燃料噴射部３１により燃料が噴射される箇所に配設することにより、燃焼室２６内で燃焼温度が局所的瞬間的に１３００Ｋから１８００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような低温燃焼が行われる場合に、ピストン２４の冠面部におけるセラミック製部材２４ａが配設された箇所の壁面温度を高く維持することができるようになる。このことにより、燃焼室２６内に噴射された燃料がピストン２４の冠面部に付着したときに未燃焼の物質として気化してしまうことを防止することができるようになり、よって未燃焼の排出物の量を低減することができる。更には、壁面温度を高く維持することにより、長時間使用時の燃焼室２６の表面へのデポジット生成を抑制することができる。また、セラミック製部材２４ａを用いることによりピストン２４の冠面部の断熱性が向上するため燃焼室２６において熱ロスを低減することができる。
また、図８の表に示すように、上述した様々な種類のセラミック製材料の硬度は１０００Ｈｖ以上とアルミニウム合金や鋳鉄の硬度よりも十分に大きいため、ピストン２４の冠面部やシリンダライナ２３にセラミック製部材２４ａ、２３ａを配設したときには、内燃機関２０を長期間使用した場合でも、このようなセラミック製部材２４ａ、２３ａ等はアルミニウム合金や鋳鉄よりも摩耗ロスが抑制される。更には、上述したセラミック製材料のヤング率は１８０ＧＰａ以上とアルミニウム合金や鋳鉄よりも高く、燃焼圧の増大に伴う、高温変形の抑制に効果的となる。
また、ディーゼル車の中でも大型ディーゼル車（Ｈｅａｖｙ Ｄｕｔｙ Ｄｉｅｓｅｌ）において、従来では、ＣＯ２やＮＯＸ等の排ガス量を低減するために、内燃機関２０におけるピストン２４の材料として鋳鉄が用いられてきたが、図８の表に示すように、アルミニウム合金やセラミック製材料の密度は鋳鉄の密度よりも小さいため、内燃機関２０におけるピストン２４の材料として鋳鉄ではなくアルミニウム合金とセラミック製材料との複合材を用いることにより大幅な軽量化を図ることができるようになる。
次に、本実施の形態による内燃機関２０の実施例について下記の表１および表２を用いて説明する。
（実施例１ａ）
図３および図４に示すディーゼルエンジン用のピストン２４に設けられるセラミック製部材２４ａを、ゲルキャスト成形により製造した。セラミック製部材２４ａは、成形用スラリーを調製し、それを成形の型に注型した後、ゲル化させて固化して成形体とし、その成形体を焼成して焼結することにより得た。成形用スラリーは、室温下（２０℃前後）において分散媒に分散剤を添加・混合した後、得られた分散剤に粉体を添加・分散してスラリーとし、更にゲル化剤を添加・分散した後に反応媒体を添加することにより調製した。なお、本実施例では、粉体として平均粒子径が０．５μｍである窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）粒子を用い、焼結助剤として酸化イットリウム（Ｙ２Ｏ３）およびアルミナ（Ａｌ２Ｏ３）を用い、分散媒としてトリアセチン：グルタン酸ジメチルの質量比が１０：９０である混合物を用い、分散剤としてポリマレイン酸共重合体Ａを用い、ゲル化剤としてヘキサメチレンジイソシアネート（ＨＤＩ）変性物を用い、反応媒体としてトリエチルアミンを用いた。
また、調製した成形用スラリーは、成形の型に注型した後、一定時間放置し、ゲル化させて固化することにより成形体とした。固化条件は室温で６時間とした。成形体は、オーバーハング率（＝ｄ１／ｄ２）が０．８５となるような内部空間を有する成形の型に注型することにより成形した。このような成形体を乾燥・仮焼後にキャビティ２５の内面部のみを加工した後、次いで焼成し、焼結体であるセラミック製部材２４ａを得た。焼成条件は、Ｎ２雰囲気下で１８００℃、３時間とした。なお、焼成後の窒化珪素におけるキャビティ２５の内径の大きさを５１．６ｍｍとなるようにし、窒化珪素の厚みが約４ｍｍとなるようにした。また、焼成後の窒化珪素の表面は粗面化しやすく、表面粗さＲａが１．５となり、そのまま表面の機械加工を行うことなく、鋳ぐるみされる外周面だけ厚さ２〜３ミクロンの無電解Ｎｉメッキをほどこし、鋳ぐるみを行った。
次に、アルミニウム合金鋳造用の金型の内部に窒化珪素の焼成体を配置した後、鋳造前の予熱処理として６００℃、１時間を行った。そして、不活性アルゴンガス雰囲気フロー中の金型中に８００℃で溶解したアルミニウム合金を鋳造して１５分間保持した後、窒化珪素の焼成体を鋳ぐるみながら炉冷にて制御冷却することにより窒化珪素とアルミニウム合金とが複合化されたピストン２４を作製した。この際に、制御冷却中に３５０℃、１時間の歪み取りアニールを施すことで、窒化珪素とアルミニウム合金との間で発生する熱応力を低減した。なお、使用したアルミニウム合金としてはピストン２４に適用される耐熱性の高い鋳造用ＡＣ８Ａ合金（ＪＩＳ規格）を選定し、更に前述のピストン２４を作製した後にアルミニウム合金の熱処理となるＴ６処理（ＪＩＳ規格）を施した。また、最終的に外周加工によりアルミニウム合金の外径を８４ｍｍとし、ピストン外径とした。
なお、本実施例に用いられる窒化珪素の特性は図８に示すものであるが、当該窒化珪素の熱伝導率は２６Ｗ／ｍＫであった。
また、シリンダライナ２３の作製方法としては以下に示す方法を用いた。まず、鋳鉄をシリンダライナ２３の内面に配置されるような形状に加工し、次にアルミ合金鋳造用の金型中に前述の鋳鉄部材を配置した後、鋳造前の２００℃での予熱処理を行なった。そして、金型中に８００℃で溶解したアルミニウム合金を鋳造し、鋳鉄部材を鋳ぐるみながら制御冷却することで、鋳鉄とアルミニウム合金とが複合化されたシリンダ２２を作製した。なお、使用したアルミニウム合金としては鋳造用ＡＣ４Ｂ合金（ＪＩＳ規格）を選定した。
（実施例１ｂ）
上記の実施例１ａと同様な方法にて、ピストン２４およびシリンダ２２を作製したが、本実施例ではオーバーハング率を０．７０とした。
（実施例１ｃ）
上記の実施例１ａと同様な方法にて、ピストン２４およびシリンダ２２を作製したが、本実施例では熱伝導率が１０Ｗ／ｍＫである窒化珪素を用いた。
（実施例１ｄ）
上記の実施例１ａと同様な方法にて、ピストン２４およびシリンダ２２を作製したが、本実施例ではオーバーハング率を０．６０とした。
（実施例１ｅ）
上記の実施例１ａと同様な方法にて、ピストン２４およびシリンダ２２を作製したが、本実施例では熱伝導率が１０Ｗ／ｍＫである窒化珪素を用い、また、オーバーハング率を０．６０とした。
（実施例２〜３）
上記の実施例１ａと同様な方法にて、ピストン２４の冠面部における燃料が噴射される箇所をそれぞれサイアロン（ＳｉＡｌＯＮ）、イットリア安定化ジルコニア（ＺｒＯ２）としたようなサンプルを作製した。なお、実施例２では、サイアロンも焼成後の表面の粗面化をしやすく、表面粗さＲａが０．９となり、そのまま表面の機械加工を行うことなく鋳ぐるみを行った。また、本実施例に用いられるサイアロンの特性は図８に示すものであるが、当該サイアロンの熱伝導率は１５Ｗ／ｍＫであった。一方、実施例３でのイットリア安定化ジルコニア（ＺｒＯ２）の熱伝導率は３Ｗ／ｍＫであり、また、セラミック製部材を製造するにあたり、表面にブラスト処理を施して表面の粗面化を行い、表面粗さＲａを０．５とした。
（実施例４ａ）
図７に示すディーゼルエンジン用のピストン２４に設けられるセラミック製部材２４ａを、ゲルキャスト成形により製造した。セラミック製部材２４ａは、成形用スラリーを調製し、それを成形の型に注型した後、ゲル化させて固化して成形体とし、その成形体を焼成して焼結することにより得た。成形用スラリーは、室温下（２０℃前後）において分散媒に分散剤を添加・混合した後、得られた分散剤に粉体を添加・分散してスラリーとし、更にゲル化剤を添加・分散した後に反応媒体を添加することにより調製した。なお、本実施例では、粉体として平均粒子径が０．５μｍである窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）粒子を用い、焼結助剤として酸化イットリウム（Ｙ２Ｏ３）およびアルミナ（Ａｌ２Ｏ３）を用い、分散媒としてトリアセチン：グルタン酸ジメチルの質量比が１０：９０である混合物を用い、分散剤としてポリマレイン酸共重合体Ａを用い、ゲル化剤としてヘキサメチレンジイソシアネート（ＨＤＩ）変性物を用い、反応媒体としてトリエチルアミンを用いた。
また、調製した成形用スラリーは、成形の型に注型した後、一定時間放置し、ゲル化させて固化することにより成形体とした。固化条件は室温で６時間とした。成形体は、乾燥・仮焼後にキャビティ２５の内面部のみを加工した後、次いで焼成し、焼結体であるセラミック製部材２４ａを得た。焼成条件は、Ｎ２雰囲気下で１８００℃、３時間とした。なお、焼成後の窒化珪素におけるキャビティ２５の内径の大きさを５１．６ｍｍ、外径を８４ｍｍとなるようにした。また、鋳ぐるみされる下部の外周面のみ厚さ２〜３ミクロンの無電解Ｎｉメッキをほどこし、鋳ぐるみを行った。
次に、アルミニウム合金鋳造用の金型の内部に窒化珪素の焼成体を配置した後、鋳造前の予熱処理として６００℃、１時間を行った。そして、不活性アルゴンガス雰囲気フロー中の金型中に８００℃で溶解したアルミニウム合金を鋳造して１５分間保持した後、窒化珪素の焼成体を鋳ぐるみながら炉冷にて制御冷却することにより窒化珪素とアルミニウム合金とが複合化されたピストン２４を作製した。この際に、制御冷却中に３５０℃、１時間の歪み取りアニールを施すことで、窒化珪素とアルミニウム合金との間で発生する熱応力を低減した。なお、使用したアルミニウム合金としてはピストン２４に適用される耐熱性の高い鋳造用ＡＣ８Ａ合金（ＪＩＳ規格）を選定し、更に前述のピストン２４を作製した後にアルミニウム合金の熱処理となるＴ６処理（ＪＩＳ規格）を施した。また、最終的に外周加工によりアルミニウム合金の外径を８４ｍｍとし、ピストン外径とした。
また、シリンダライナ２３の作製方法としても、上述方法と同様に、ゲルキャスト成形により窒化珪素の焼成体を作成後、アルミニウム合金で鋳ぐるみ、シリンダライナ２３に窒化珪素が配置されたアルミニウム合金との複合化シリンダ２２を作製した。なお、使用したアルミニウム合金としては鋳造用ＡＣ４Ｂ合金（ＪＩＳ規格）を選定した。
（実施例４ｂ）
上記の実施例４ａと同様な方法にて、ピストン２４における燃料が噴射される箇所や冠面部、シリンダ２２の内面（シリンダライナ２３）をサイアロンから形成したようなサンプルを作製した。
（実施例５）
上記の実施例４ａと同様な方法にて、ピストン２４における燃料が噴射される箇所や冠面部、シリンダ２２の内面（シリンダライナ２３）をイットリア安定化ジルコニア（ＺｒＯ２）から形成したようなサンプルを作製した。
（実施例６ａ）
実施例４ａと同様の作製方法にて、窒化珪素とアルミニウム合金とが複合化されたピストン２４を作製した。
またシリンダライナ２３の作製方法としては以下に示す方法を用いた。まず、含浸用のセラミックス多孔体として、アルミナ―シリカ系繊維から成るプリフォームを作製した。次にアルミ合金鋳造用の金型中に前述のプリフォームを配置した後、鋳造前の２００℃での予熱処理を行なった。そして、金型中に８００℃で溶解したアルミニウム合金を鋳造し、約８０ＭＰａの加圧力を掛けながら前述のプリフォームの連結した開気孔中に溶融アルミニウム合金を含浸するとともに、プリフォームを鋳ぐるみながら制御冷却することで、内面にアルミナ―シリカ系繊維／アルミニウム合金複合材が形成され、この複合材がアルミニウム合金と複合化されたシリンダ２２を作製した。なお、使用したアルミニウム合金としては鋳造用ＡＣ４Ｂ合金（ＪＩＳ規格）を選定した。
（実施例６ｂ）
上記の実施例６ａと同様な方法にて、ピストン２４における燃料が噴射される箇所および冠面部をサイアロンから形成したようなサンプルを作製した。
（実施例７ａ）
上記の実施例６ａと同様な方法にて、シリンダ２２の内面（シリンダライナ２３）に窒化珪素ではなくアルミナ―シリカ系繊維／アルミニウム合金複合材ではなくムライト／アルミニウム合金複合材を形成し、この複合材がアルミニウム合金と複合化されたシリンダを作製した。
（実施例７ｂ）
上記の実施例７ａと同様な方法にて、ピストン２４における燃料が噴射される箇所および冠面部をサイアロンから形成したようなサンプルを作製した。
（実施例８）
上記の実施例６ａと同様な方法にて、ピストン２４における燃料が噴射される箇所や冠面部をそれぞれイットリア安定化ジルコニア（ＺｒＯ２）から形成したようなサンプルを作製した。
（実施例９）
上記の実施例７ａと同様な方法にて、ピストン２４における燃料が噴射される箇所や冠面部をそれぞれイットリア安定化ジルコニア（ＺｒＯ２）から形成したようなサンプルを作製した。
（比較例１）
ピストン２４およびシリンダライナ２３をそれぞれ鋳鉄にて形成したようなサンプルを作製した。なお、比較例１のオーバーハング率については、セラミックス部を全て鋳鉄に置き換えた場合において算出されるものとした（先述のようにセラミックス部の厚みを約４ｍｍとした）。
（比較例２〜３）
ピストン２４をアルミニウム合金の金型成形にて形成し、シリンダライナ２３はアルミニウム合金を鋳鉄で鋳ぐるむことで形成したようなサンプルを作製した。なお、比較例２〜３のオーバーハング率については、セラミックス部を全てアルミニウム合金に置き換えた場合において算出されるものとした（先述のようにセラミックス部の厚みを約４ｍｍとした）。
（比較例４）
上記の実施例１ａと同様な方法にて、ピストン２４およびシリンダ２２を作製したが、本実施例ではオーバーハング率を０．９９とし、また窒化珪素焼成体の鋳ぐるみされる外周面だけ機械加工により表面粗さＲａを０．１とした。
〔評価方法〕
上記の実施例１〜９、および比較例１〜４で作製したディーゼルエンジン用のピストン２４とシリンダ２２を用いてエンジン試験を行い、燃費向上効果、および未燃焼物質が生成されているか否かの評価を行った。評価条件としてＥＧＲ率が５０％、エンジン回転数が１５００〜４５００ｒｐｍの範囲にてエンジン試験を実施した。燃費向上効果については正味平均有効圧力（ＢＭＥＰ）により算出した。また、未燃焼物質の生成の有無については排気ガス中のＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘ量を測定することにより評価した。
下記の表１において、燃費向上効果が高かったものから順番に、「◎」「○」「△」「×」として評価を行った。この際に、燃費向上効果の基準として、アルミニウム合金製のピストンを比較対象とした（比較例２）。また、下記の表２においては、更に未燃焼物質が生成されていない場合を「○」とし、未燃焼物質が生成されている場合には、その生成量が少なかったものから順番に、「△」「×」として評価を行った。
Figure 2015029985
Figure 2015029985
このようなエンジン試験を行なった結果、比較例１〜３においては未燃焼物質が生成したのに対し、本実施例のセラミックスを用いた場合においては、断熱作用によって未燃焼物質の生成が抑制された。とりわけ、未燃焼物質の中で、ＨＣの低減効果が一番大きなものであった。また、実施例１ｅのピストン２４と比較例３のピストン２４とを比較したところ、比較例３のピストン２４では、冠面部の頂面における開口の周囲の内縁部に設けられたリップ部がアルミニウム合金の常用温度以上となる約３７０℃となり耐熱性に問題が生じたのに対し、実施例１ｅのピストン２４では、リップ部が局所的に約６８０℃となったものの耐熱性に問題は生じなかった。
また、実施例１ａの内燃機関２０において、エンジン試験の結果、比較例２のアルミニウム合金製のピストン２４を用いた場合と比較して燃費が約１．５％向上するという効果が得られた。また、実施例１ｃの内燃機関２０において、エンジン試験の結果、比較例２のアルミニウム合金製のピストン２４を用いた場合と比較して燃費が約３％向上するという効果が得られた。
また、比較例４では、エンジン試験中に不具合が生じる結果となった。なお、ここでいう不具合とは、燃焼室２６の内面部に設置したセラミック製部材２４ａの若干の離脱が原因と考えられる異音の発生のことを指し、このような異音が発生した場合には試験を中断した。
以上のような構成からなる本実施の形態の内燃機関２０によれば、燃焼室２６内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させる着火遅れ増大手段が設けられている場合において、ピストン２４の冠面部にセラミック製部材２４ａが配設されていることにより、燃焼室２６内で燃焼温度が局所的瞬間的に１３００Ｋから１８００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような低温燃焼が行われるときに、ピストン２４の冠面部における燃料噴射部３１により燃料が噴射される箇所の壁面温度を高く維持することができるようになる。このことにより、燃焼室２６内に噴射された燃料がピストン２４の冠面部に付着したときに未燃焼の物質として気化してしまうことを防止することができるようになり、よって未燃焼の排出物の量を低減することができる。また、セラミック製部材２４ａを用いることによりピストン２４の冠面部の断熱性が向上するため燃焼室２６において熱ロスを低減することができる。また、内燃機関２０におけるピストン２４の材料として鋳鉄やスチールを用いる場合と比較して軽量化を図ることができ、さらにピストン２４の冠面部を高いヤング率とすることにより、燃焼室２６における燃焼焼圧の増大に伴いアルミニウム合金で生じる高温変形を抑制でき、また長期間使用した場合でもピストン２４の冠面部の燃料噴射によるエロージョンやデポジット生成を抑制することができるようになる。これらの利点により、本実施の形態による内燃機関２０が搭載された車両の燃費を向上させることができ、またＣＯ２やＮＯＸ等の排ガス量を低減することができるようになる。
また、本実施の形態の内燃機関２０においては、前述したように、セラミック製部材２４ａは、ピストン２４の冠面部を構成する他の種類の部材、具体的にはアルミニウム合金２４ｂ等の金属材料と複合化されたものとなっている。具体的には、セラミック製部材２４ａは、機械的結合、接合、焼きばめ、圧入または鋳ぐるみされることによりピストン２４の冠面部を構成する他の種類の部材と複合化されている。このことにより、コーティング膜よりも膜厚が厚くて剥離し難くせん断力に強いバルク状のセラミック製部材２４ａが得られるようになる。また、セラミック製部材２４ａは、金型成形、ＣＩＰ成形、押出し成形、射出成形、鋳込み成形またはゲルキャスト成形により成形されたものとなっている。ここで、ゲルキャスト法によりセラミック製部材２４ａを成形した場合には、成形型の成形空間にセラミックスラリーを流し込んでそのまま固められるので、複雑な形状も型通りに成形でき、密度分布のバラつきや変形が起こりにくくなるという利点が得られる。更に、ゲルキャスト成形では、複雑形状への成形が可能となるため、焼成後の硬質なセラミックスの加工コストを抑える点でも利点がある。
また、本実施の形態の内燃機関２０においては、図３に示すように、セラミック製部材２４ａは、ピストン２４の冠面部における少なくともキャビティ２５に面する箇所に配設されていてもよく、あるいは、図７に示すように、セラミック製部材２４ａは、ピストン２４の冠面部全体に配設されていてもよい。
また、本実施の形態の内燃機関２０においては、シリンダ２２の内側には、ピストン２４の外面に面するシリンダライナ２３が設けられており、シリンダライナ２３における、少なくともピストン２４の冠面部に面する箇所にセラミック製部材２３ａが配設されている。この場合には、燃焼室２６内で温度変化が生じた場合でもピストン２４とシリンダライナ２３との間の隙間（クリアランス）が変化してしまうことが抑制され、よってエンジンの摩擦損出が低減されることで、内燃機関２０の熱効率の低下を抑制することができる。
また、前述したように、シリンダライナ２３に配設されたセラミック製部材２３ａは、ピストン２４の冠面部に配設されたセラミック製部材２４ａと同じ材料からなっていてもよく、あるいはセラミック製部材２４ａと異なる材料からなっていてもよい。後者の場合は、シリンダライナ２３に配設されたセラミック製部材２３ａは多孔体のものからなっていてもよい。この場合には、シリンダ２２の内面にセラミック製部材２３ａを鋳ぐるむことによりシリンダライナ２３を形成する際に、このセラミック製部材２３ａの孔内にシリンダ２２を構成する例えばアルミニウム合金が入り込むようになり、シリンダライナ２３は、セラミック材料およびアルミニウム合金の複合材となる。
なお、本実施の形態による内燃機関２０は、上述したような態様に限定されることはなく、様々な変更を加えることができる。
例えば、上記説明では、ピストン２４の冠面部に配設されたセラミック製部材２４ａやシリンダライナ２３に配設されたセラミック製部材２３ａとして窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）や窒化珪素以外の他の種類の炭化物(Ｂ４Ｃ、ＴｉＣ、ＮｂＣ、ＴａＣ、ＺｒＣ等)、サイアロン（ＳｉＡｌＯＮ）、アルミナ、ムライト、安定化ジルコニア（ＺｒＯ２）、シリカ（ＳｉＯ２）や、また少なくとも前記の化合物の一つ以上を含む混合物を用いた態様について述べたが、これらのセラミック製部材２４ａ、２３ａの材料として、その熱伝導率が３０Ｗ（ｍ・Ｋ）以下のものであれば、他の種類のセラミック材料を用いてもよい。この場合でも、当該セラミック材料の熱伝導率は十分に小さいため、燃焼室２６内で燃焼温度が局所的瞬間的に１３００Ｋから１８００Ｋまでの範囲内の大きさとなるような低温燃焼が行われる場合に、ピストン２４の冠面部における燃料噴射部３１により燃料が噴射される箇所の壁面温度を高く維持することができるようになる。このことにより、燃焼室２６内に噴射された燃料がピストン２４の冠面部に付着したときに未燃焼の物質として気化してしまうことを防止することができるようになり、よって未燃焼の排出物の量を低減することができる。また、セラミック製部材２４ａを用いることによりピストン２４の冠面部の断熱性が向上するため燃焼室２６において熱ロスを低減することができる。また、上述したセラミック製部材２４ａ、２３ａの材料として、その熱伝導率が２０Ｗ（ｍ・Ｋ）以下であるセラミック材料が用いられることが更に好ましい。
また、本実施の形態による内燃機関２０は、ディーゼルエンジンのみならず、ガソリンエンジンやＨＣＣＩ（Ｈｏｍｏｇｅｎｅｏｕｓ−Ｃｈａｒｇｅ Ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ Ｉｇｎｉｔｉｏｎ、予混合圧縮着火）エンジン等の他の様々な種類のエンジンにも適用することができる。

Claims (22)

  1. 燃焼室と、
    前記燃焼室に燃料を噴射するための燃料噴射部と、
    シリンダと、
    前記シリンダ内で往復移動を行い、前記燃焼室にその冠面部が面するピストンと、
    前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させる着火遅れ増大手段と、
    を備え、
    前記ピストンの前記冠面部における、少なくとも前記燃料噴射部により燃料が噴射される箇所にセラミック製部材が配設されている、内燃機関。
  2. 前記セラミック製部材は、前記ピストンを構成する他の種類の部材と複合化されたものである、請求項１記載の内燃機関。
  3. 前記セラミック製部材は、前記ピストンを構成する金属材料と複合化されたものである、請求項２記載の内燃機関。
  4. 前記セラミック製部材は、機械的結合、接合、焼きばめ、圧入または鋳ぐるみされることにより前記ピストンを構成する他の種類の部材と複合化されている、請求項２または３記載の内燃機関。
  5. 前記セラミック製部材は、金型成形、ＣＩＰ成形、押出し成形、射出成形、鋳込み成形またはゲルキャスト成形により成形されたものである、請求項４記載の内燃機関。
  6. 前記ピストンの前記冠面部には、前記燃焼室の一部を構成し、前記燃料噴射部により燃料が噴射されるキャビティが設けられており、
    前記セラミック製部材は、前記ピストンの前記冠面部における少なくとも前記キャビティに面する箇所に配設されている、請求項１乃至５のいずれか一項に記載の内燃機関。
  7. 下記式で示されるオーバーハング率の大きさが０．５７乃至０．９６の範囲内の大きさとなっている、請求項６記載の内燃機関。
    オーバーハング率＝ｄ１／ｄ２
    ｄ１：前記ピストンの前記冠面部の頂面における前記セラミック製部材と他の種類の部材との間の境界の直径の大きさ
    ｄ２：前記ピストンの径方向における前記セラミック製部材と他の種類の部材との間の境界の直径の最大の大きさ
  8. 前記セラミック製部材は前記ピストンの前記冠面部全体に配設されている、請求項１乃至６のいずれか一項に記載の内燃機関。
  9. 燃焼室と、
    シリンダと、
    前記シリンダ内で往復移動を行い、前記燃焼室にその冠面部が面するピストンと、
    前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させる着火遅れ増大手段と、
    を備え、
    前記ピストンの前記冠面部にセラミック製部材が配設されている、内燃機関。
  10. 前記シリンダの内側には、前記ピストンの外面に面するシリンダライナが設けられており、
    前記シリンダライナにおける、少なくとも前記ピストンの前記冠面部に面する箇所にセラミック製部材が配設されている、請求項８または９記載の内燃機関。
  11. 前記シリンダライナに配設された前記セラミック製部材は、前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材と同じ材料からなる、請求項１０記載の内燃機関。
  12. 前記シリンダライナに配設された前記セラミック製部材は、前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材と異なる材料からなる、請求項１０記載の内燃機関。
  13. 前記シリンダライナに配設された前記セラミック製部材は、連結する開気孔を有する多孔体のものからなる、請求項１２記載の内燃機関。
  14. 前記シリンダライナに配設された前記セラミック製材料として、窒化珪素、アルミナ、ムライト、サイアロン、安定化ジルコニア、シリカ、及び前記材料の少なくとも一つを含む混合物が用いられる、請求項１０乃至１３のいずれか一項に記載の内燃機関。
  15. 前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材の材料として、その熱伝導率が３０Ｗ（ｍ・Ｋ）以下のものが用いられる、請求項１乃至１４のいずれか一項に記載の内燃機関。
  16. 前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材の材料として、その熱伝導率が２０Ｗ（ｍ・Ｋ）以下のものが用いられる、請求項１５記載の内燃機関。
  17. 前記ピストンの前記冠面部に配設された前記セラミック製部材の材料として窒化珪素、サイアロン、安定化ジルコニア、及び前記材料の少なくとも一つを含む混合物が用いられる、請求項１乃至１６のいずれか一項に記載の内燃機関。
  18. 前記着火遅れ増大手段は、前記燃焼室における燃焼後の排気ガスの一部を取り出して再び吸気させるような排気再循環（ＥＧＲ、Ｅｘｈａｕｓｔ Ｇａｓ Ｒｅｃｉｒｃｕｌａｔｉｏｎ）を行い、このような排気再循環により前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させる、請求項１乃至１７のいずれか一項に記載の内燃機関。
  19. 前記着火遅れ増大手段は排気再循環におけるＥＧＲ率を１５％以上とする、請求項１８記載の内燃機関。
  20. 前記着火遅れ増大手段は、前記ピストンの往復移動によりその容積が変化する前記燃焼室の最大容積と最小容積との比である圧縮比を１７以下とし、このことにより前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させる、請求項１乃至１９のいずれか一項に記載の内燃機関。
  21. 前記着火遅れ増大手段は、前記燃焼室において主たる燃料噴射終了後に主たる熱発生が開始するよう、燃料噴射時期を進角または遅延させ、このことにより前記燃焼室内における燃料と空気との混合気の着火遅れを増大させる、請求項１乃至２０のいずれか一項に記載の内燃機関。
  22. 前記燃焼室に供給される吸気を過給する過給機が設けられた、請求項１乃至２１のいずれか一項に記載の内燃機関。
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