WO2015029985A1 - 内燃機関 - Google Patents

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WO2015029985A1
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ceramic member
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combustion engine
combustion chamber
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真吾 岩崎
雅裕 來田
昌弘 山本
漆原　友則
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日本碍子株式会社
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    • Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
    • Y02T10/12—Improving ICE efficiencies

Definitions

  • the present invention relates to an internal combustion engine which is provided in a machine (work machine) such as an automobile and burns fuel in an engine body to take out power.
  • the exhaust gas recirculation device for recirculating part of exhaust gas of the internal combustion engine during the intake of a large amount
  • the mainstream method is to carry out low temperature combustion such as introducing EGR gas (exhaust gas after combustion) into the combustion chamber to lower the combustion temperature.
  • EGR device one disclosed in, for example, JP-A-5-163970 is known.
  • a supercharger for supercharging intake air supplied to the combustion chamber of the internal combustion engine is used.
  • a supercharger for example, one disclosed in Japanese Utility Model Application Laid-Open No. 4-54926 etc. is known.
  • gasoline engine gasoline engine
  • diesel engine diesel engine
  • the combustion pressure in gasoline engines is currently several MPa
  • the combustion pressure in diesel engines is currently about 10 to 15 MPa, and in the future the combustion pressure of diesel engines will be about 20 to 30 MPa. It is expected to be a degree.
  • the fuel injection pressure in gasoline engines is currently about 1 MPa (direct injection about 10 MPa) at present
  • the fuel injection pressure in diesel engines is currently about 200 MPa at present, and in the future the fuel for diesel engines It is expected that the injection pressure will be about 250 MPa to 300 MPa or so.
  • the material of the piston or the like whose crown surface faces the combustion chamber of the internal combustion engine is an aluminum alloy
  • the aluminum alloy is lightweight, but the intake air supplied to the combustion chamber is supercharged.
  • the increase in combustion pressure in the combustion chamber causes the problem of insufficient strength of a piston or the like made of an aluminum alloy as a material.
  • the material of the piston or the like in the internal combustion engine is an aluminum alloy
  • the heat conductivity thereof is high, so that the wall surface temperature of the crown surface portion of the piston or the like can not be maintained high.
  • the fuel is injected, the fuel adheres to the crown surface of the piston and is cooled, so that the fuel may be vaporized as an unburned substance.
  • the high thermal conductivity of the aluminum alloy may cause a decrease in thermal efficiency due to heat loss.
  • due to the low hardness of the aluminum alloy there is a problem that erosion by fuel injection is likely to occur when used for a long time.
  • the material of the piston is an aluminum alloy
  • the aluminum alloy has a low Young's modulus and a low heat resistance, so that it is more likely to be deformed particularly at a high temperature. Therefore, if the combustion pressure in the combustion chamber becomes high, there is a possibility that the piston may be deformed at high temperature.
  • a high temperature portion may be locally generated at a lip portion provided at an inner edge portion around the opening at the top surface of the crown surface portion of the piston, and the lip portion may be broken.
  • JP-A-4-97964 and JP-A-4-227455 there is described a technique for making a lip portion heat-resistant in a piston made of an aluminum alloy, but in the invention disclosed in these publications, the lip is disclosed. Only the improvement of the part was carried out, and the heat resistance and insulation were not carried out over the entire inner surface of the combustion chamber.
  • the heavy duty diesel vehicles among diesel Heavy Duty Diesel
  • Diesel Diesel
  • the low-speed rotation and high load of the internal combustion engine has been required, in this case
  • a material such as a piston in an internal combustion engine is also wear resistant and has a higher strength.
  • cast iron or steel as a material of a piston or the like in an internal combustion engine.
  • the weight of a piston or the like in the internal combustion engine is increased, which in turn increases the weight of the internal combustion engine.
  • the present invention has been made in consideration of such points, and in the case where low temperature combustion is performed by increasing the ignition delay of the mixture of fuel and air in the combustion chamber, the ceramic on the crown surface of the piston
  • the member made of a material By arranging the member made of a material, it is possible to maintain a high wall surface temperature of the portion where the fuel is injected by the fuel injection portion in the crown surface portion of the piston, whereby the fuel injected into the combustion chamber is unburned
  • it becomes possible to prevent vaporization as a substance it is possible to reduce the amount of unburned emissions, and also to suppress high temperature deformation caused in the aluminum alloy as the combustion pressure increases.
  • weight reduction can be achieved as compared with the case where cast iron or steel is used as a material for a piston or the like in an internal combustion engine, and the crown surface portion of the piston has high strength.
  • an object thereof is to provide an internal combustion engine capable of corresponding to an increase in combustion pressure in the combustion chamber by as.
  • An internal combustion engine comprises a combustion chamber, a fuel injection portion for injecting fuel into the combustion chamber, a cylinder, and a piston which reciprocates in the cylinder and whose crown surface faces the combustion chamber And an ignition delay increasing means for increasing an ignition delay of a mixture of fuel and air in the combustion chamber, and made of ceramic in at least a portion of the crown surface portion of the piston where the fuel is injected by the fuel injection portion.
  • a member is provided.
  • the heat loss in the combustion chamber can be reduced, since the wall surface temperature of the combustion chamber is maintained high by the ceramic member, the gas temperature in the combustion chamber is increased. There has been a problem that the mixing efficiency with the air due to the viscosity deterioration of the fuel and the intake efficiency are deteriorated, so there are various inhibiting factors in applying the ceramic member to the whole combustion chamber.
  • the combustion temperature in the combustion chamber is locally instantaneously set to a size within the range of 1300K to 1800K.
  • the main object is to prevent the fuel injected into the combustion chamber in such low temperature combustion from being vaporized as an unburned substance when adhering to the crown surface of the piston. Therefore, when high temperature combustion is performed such that the combustion temperature is locally instantaneously sized within the range of 1500 K to 2500 K, as in the conventional case, the ceramic member is applied to the entire combustion chamber, The problems to be solved by the invention and the effects of the ceramic member are completely different.
  • Japanese Patent Application Laid-Open Nos. 56-143328 and 1-318750 As disclosed in the publication, a ceramic member is used at a location where stress is likely to be concentrated in the fastening structure, but in such a case, the ceramic member becomes a complicated structure, and the ceramic member is also used. There was a problem with the heat capacity because there was a large amount of usage.
  • the ceramic member when low temperature combustion is performed in the combustion chamber, the ceramic member is disposed on the crown surface of the piston, and the manufacturing cost can be reduced by minimizing the amount of ceramic member used. It can be reduced.
  • the present invention in which the ceramic member is disposed on the crown surface portion of the piston, has a conventional instantaneous combustion temperature ranging from 1500 K to 2500 K locally. This technique is completely different from the above-mentioned technique when high-temperature combustion is performed so as to have an internal size.
  • the ceramic member may be combined with other types of members constituting the piston.
  • the ceramic member may be composited with the metal material constituting the piston.
  • the ceramic member may be combined with other kinds of members constituting the piston by mechanical bonding, bonding, shrink fitting, press fitting, or casting.
  • the ceramic member may be molded by molding, CIP molding, extrusion molding, injection molding, cast molding or gel cast molding.
  • gel cast molding used in the present invention methods disclosed in JP 2010-192889, JP 2011-046002, JP 2011-134537, and the like are used. .
  • the crown surface portion of the piston is provided with a cavity which constitutes a part of the combustion chamber and into which the fuel is injected by the fuel injection portion, and the ceramic member is It may be arrange
  • the magnitude of the overhang rate represented by the following equation may be in the range of 0.57 to 0.96.
  • Overhang rate d1 / d2 d1: The diameter of the diameter of the boundary between the ceramic member and other types of members on the top surface of the crown surface of the piston d2: The ceramic member and other types of members in the radial direction of the piston Maximum size of the diameter of the boundary between the ceramic member and other types of members on the top surface of the crown surface of the piston d2: The ceramic member and other types of members in the radial direction of the piston Maximum size of the diameter of the boundary between
  • the ceramic member may be disposed on the entire crown surface of the piston.
  • Another internal combustion engine according to the present invention reciprocates in a combustion chamber, a fuel injection portion for injecting fuel into the combustion chamber, a cylinder, and the cylinder, and a crown surface thereof faces the combustion chamber
  • a piston and an ignition delay increasing means for increasing an ignition delay of a mixture of fuel and air in the combustion chamber are provided, and a ceramic member is disposed on the crown surface of the piston.
  • a cylinder liner facing the outer surface of the piston is provided inside the cylinder, and a ceramic member at least at a portion facing the crown surface of the piston in the cylinder liner. May be disposed.
  • the ceramic member disposed on the cylinder liner may be made of the same material as the ceramic member disposed on the crown surface of the piston.
  • the ceramic member disposed on the cylinder liner may be made of a material different from the ceramic member disposed on the crown surface of the piston.
  • the ceramic member disposed in the cylinder liner may be made of a porous body having open pores connected thereto.
  • silicon nitride, alumina, mullite, sialon, stabilized zirconia, silica, and a mixture containing at least one of the foregoing materials may be used.
  • the ceramic member disposed on the crown surface of the piston As a material of the ceramic member disposed on the crown surface of the piston, one having a thermal conductivity of 30 W (m ⁇ K) or less may be used.
  • the ceramic member disposed on the crown surface of the piston one having a thermal conductivity of 20 W (m ⁇ K) or less may be used.
  • silicon nitride, sialon, stabilized zirconia, and a mixture containing at least one of the foregoing materials may be used as the material of the ceramic member disposed on the crown surface of the piston. Good.
  • the ignition delay increasing means performs exhaust gas recirculation (EGR, Exhaust Gas Recirculation) such that a part of exhaust gas after combustion in the combustion chamber is taken out and re-intaked.
  • the exhaust gas recirculation may increase the ignition delay of the mixture of fuel and air in the combustion chamber.
  • the ignition delay increasing means may set the EGR rate in exhaust gas recirculation to 15% or more.
  • the ignition delay increasing means sets a compression ratio, which is a ratio of the maximum volume to the minimum volume of the combustion chamber whose volume is changed by the reciprocating movement of the piston, to 17 or less.
  • the ignition delay of the mixture with air may be increased.
  • the ignition delay increasing means advances or delays the fuel injection timing so that the main heat generation is started after the end of the main fuel injection in the combustion chamber, whereby the mixture of the fuel and the air in the combustion chamber
  • the ignition delay of the engine may be increased.
  • a supercharger may be provided to supercharge the intake air supplied to the combustion chamber.
  • FIG. 3 is a longitudinal sectional view showing an example of the configuration of a cylinder and a piston in the internal combustion engine shown in FIG. 2;
  • FIG. 5 is an enlarged vertical cross-sectional view showing an example of the configuration of a crown surface of the piston shown in FIG. 3;
  • FIG. 6 is an enlarged vertical cross-sectional view showing another example of the configuration of the crown portion of the piston shown in FIG. 3;
  • FIG. 14 is an enlarged vertical cross-sectional view showing still another example of the configuration of the crown portion of the piston shown in FIG. 3;
  • FIG. 5 is a longitudinal sectional view showing another example of the configuration of the cylinder and the piston in the internal combustion engine shown in FIG. 2; It is a table
  • FIG. 1 to 8 are diagrams showing an internal combustion engine according to the present embodiment and an internal combustion engine system provided with the internal combustion engine.
  • FIG. 1 is a configuration diagram showing a schematic configuration of an internal combustion engine system provided with an internal combustion engine according to the present embodiment
  • FIG. 2 is a longitudinal sectional view showing a configuration of the internal combustion engine according to the present embodiment.
  • is there. 3 is a longitudinal sectional view showing an example of the configuration of the cylinder and the piston in the internal combustion engine shown in FIG. 4 to 6 are enlarged longitudinal sectional views showing various examples of the configuration of the crown surface portion of the piston shown in FIG.
  • FIG. 1 is a configuration diagram showing a schematic configuration of an internal combustion engine system provided with an internal combustion engine according to the present embodiment
  • FIG. 2 is a longitudinal sectional view showing a configuration of the internal combustion engine according to the present embodiment.
  • is there. 3 is a longitudinal sectional view showing an example of the configuration of the cylinder and the piston in the internal combustion engine shown in FIG. 4 to 6 are enlarged longitudinal
  • FIG. 7 is a longitudinal sectional view showing another example of the configuration of the cylinder and the piston in the internal combustion engine shown in FIG.
  • FIG. 8 is a table
  • an internal combustion engine system 10 includes an internal combustion engine 20, an intake passage 40, an exhaust passage 50, a turbocharger 60, and an EGR unit 70.
  • the internal combustion engine system 10 as shown in FIG. 1 is generally used as a diesel engine.
  • the internal combustion engine 20 is a so-called multi-cylinder engine and has a plurality of cylinders.
  • an intake port 32 and an exhaust port 34 are provided corresponding to each cylinder.
  • the crankshaft 21 is rotationally driven by combustion of the air-fuel mixture in each cylinder, and the exhaust port 34 is The exhaust gas after combustion is discharged from each cylinder.
  • an intake passage 40 is connected to the internal combustion engine 20.
  • the intake passage 40 has an intake pipe 42 and an intake manifold 44.
  • the intake manifold 44 is provided to connect the intake pipe 42 and the intake port 32 corresponding to each cylinder in the internal combustion engine 20.
  • An air cleaner 46 is interposed upstream of the intake pipe 42 in the intake air flow direction.
  • an exhaust passage 50 is connected to the internal combustion engine 20.
  • the exhaust passage 50 has an exhaust pipe 52 and an exhaust manifold 54.
  • the exhaust manifold 54 is provided to connect the exhaust pipe 52 and the exhaust port 34 corresponding to each cylinder in the internal combustion engine 20.
  • an exhaust gas purification catalyst 56 for purifying the exhaust gas flowing through the exhaust pipe 52 is interposed downstream of the exhaust pipe 52 in the exhaust gas flow direction.
  • the turbocharger 60 has a turbo compressor 62 and a turbine 64.
  • the turbo compressor 62 is interposed downstream of the air cleaner 46 in the intake air flow direction of the intake pipe 42.
  • the turbine 64 is interposed upstream of the exhaust purification catalyst 56 in the exhaust gas flow direction with respect to the exhaust pipe 52.
  • the turbocharger 60 is configured to supercharge the intake air flowing through the intake pipe 42 by the turbo compressor 62 as the turbine 64 is rotationally driven by the exhaust gas flowing through the exhaust pipe 52.
  • such a turbocharger 60 constitutes a supercharger for supercharging intake air supplied to a combustion chamber 26 (described later) of the internal combustion engine 20.
  • the EGR unit 70 includes an EGR passage 72, an EGR compressor 73, an EGR valve 74, an EGR cooler 75, a bypass pipeline 76, and a control valve 77.
  • the EGR passage 72 is a passage for EGR gas (exhaust gas after combustion), and is upstream of the turbine 64 in the exhaust pipe 52 in the exhaust flow direction and in the intake flow direction of the turbo compressor 62 in the intake pipe 42. It is provided to connect with the downstream side of. Specifically, in the present embodiment, the upstream end of the EGR passage 72 in the EGR gas flow direction is connected to the collecting portion in the exhaust manifold 54.
  • the EGR compressor 73 is interposed in the EGR passage 72 at an upstream position in the EGR gas flow direction.
  • the EGR compressor 73 is provided to pressure-feed the EGR gas toward the intake pipe 42 in the EGR gas flowing direction.
  • a power transmission mechanism 78 such as a gear mechanism is provided between the EGR compressor 73 and the crankshaft 21, and the EGR compressor 73 is a crankshaft via the power transmission mechanism 78. It is combined with 21.
  • the EGR compressor 73 is configured to be always rotationally driven by receiving the rotational driving force of the crankshaft 21 through the power transmission mechanism 78.
  • the EGR cooler 75 is interposed in the EGR passage 72 downstream of the EGR compressor 73 in the EGR gas flow direction.
  • An EGR valve 74 is interposed on the EGR passage 72 further downstream in the EGR gas flow direction than the EGR cooler 75.
  • the EGR valve 74 is an open / close valve whose opening degree can be adjusted, and is configured to be able to control a supply state (presence or absence of supply and supply amount) of the EGR gas to the intake pipe 42. That is, the EGR valve 74 adjusts the exhaust gas recirculation state (that is, the EGR rate) for the intake according to the opening degree.
  • the EGR rate is a value obtained by dividing the amount of exhaust gas flowing into a combustion chamber 26 (described later) of the internal combustion engine 20 by the total amount of air flowing into the combustion chamber 26 and the amount of exhaust gas. In the present embodiment, as described later, the EGR rate is set to 15% or more.
  • the bypass pipeline 76 is downstream of the EGR compressor 73 in the EGR passage 72 in the EGR gas flow direction (specifically, between the EGR compressor 73 and the EGR cooler 75) and the exhaust purification catalyst 56 in the exhaust pipe 52. Is also provided to connect the downstream side in the exhaust flow direction. That is, the bypass pipeline 76 is branched from a position downstream of the EGR compressor 73 and upstream of the EGR valve 74 in the EGR gas flow direction.
  • a control valve 77 is interposed in the bypass line 76.
  • the control valve 77 is an open / close valve whose opening degree can be adjusted, and is provided to control the communication state between the EGR passage 72 and the exhaust pipe 52 via the bypass pipe line 76.
  • the ignition delay in the combustion chamber 26 becomes long.
  • the ignition delay of the mixture of fuel and air in the combustion chamber 26 of the internal combustion engine 20 is increased by exhaust gas recirculation by the EGR unit 70.
  • the ignition delay increasing means for increasing the ignition delay of the air-fuel mixture is such that the EGR rate is made 15% or more by adjusting the opening degree of the EGR valve 74, thereby making the ignition delay of the air-fuel mixture It is supposed to increase more surely.
  • the ignition delay increasing means sets the compression ratio, which is the ratio of the maximum volume to the minimum volume of the combustion chamber 26 of the internal combustion engine 20, to 17 or less, or starts main heat generation in the combustion chamber 26 after main fuel injection ends. By advancing or retarding the fuel injection timing, the ignition delay of the mixture of fuel and air in the combustion chamber 26 may be further increased.
  • the combustion temperature in the combustion chamber 26 is locally instantaneously 1300 K
  • Low-temperature combustion can be performed to a size in the range of up to 1800 K
  • the combustion temperature in the combustion chamber 26 as it was a long time ago is locally instantaneously large in the range of 1500 K to 2500 K
  • the amount of exhaust gas such as CO 2 and NO x can be reduced as compared with the case of high temperature combustion where the temperature is long.
  • the internal combustion engine 20 includes a combustion chamber 26, a fuel injection unit 31 for injecting fuel into the combustion chamber 26, a substantially cylindrical cylinder 22, and the vertical direction in FIG. Reciprocate, and the combustion chamber 26 has a piston 24 whose crown surface faces.
  • an intake port 32 and an exhaust port 34 communicate with the combustion chamber 26, and intake air is sent from the intake pipe 42 of the intake passage 40 to the combustion chamber 26 via the intake port 32.
  • the exhaust gas is sent from the combustion chamber 26 to the exhaust pipe 52 of the exhaust passage 50 through the exhaust port 34.
  • an intake valve 33 and an exhaust valve 35 are provided in the intake port 32 and the exhaust port 34, respectively, and the intake valve 33 opens and closes between the intake port 32 and the combustion chamber 26, and the exhaust valve 35 Opening and closing between the exhaust port 34 and the combustion chamber 26 are performed.
  • the fuel injection unit 31 is formed of, for example, a solenoid type injector having an injection hole opened in the combustion chamber 26. By injecting the fuel into the combustion chamber 26, the fuel is naturally ignited in the combustion chamber 26. It has become.
  • the internal combustion engine 20 operates by spontaneously igniting and burning the fuel injected from the fuel injection unit 31 in the combustion chamber 26. More specifically, a crank mechanism 36 is disposed at the lower end of the piston 24 via a connecting rod 29. When fuel is burned in the combustion chamber 26, the piston 24 reciprocates in the vertical direction in FIG. The reciprocating motion transmitted from the piston 24 to the crank mechanism 36 via the connecting rod 29 is converted to rotational motion by the crank mechanism 36. Thus, in the internal combustion engine 20, rotational driving force can be obtained.
  • FIG. 3 An example of the configuration of the cylinder 22 and the piston 24 in the internal combustion engine 20 shown in FIG. 2 is shown in FIG.
  • a cylindrical cylinder liner 23 is disposed inside the cylinder 22 so that the inner surface thereof faces the side surface of the piston 24.
  • a plurality of piston rings 28 are provided on the side portions of the pistons 24 so that each piston ring 28 seals between the outer surface of the pistons 24 and the inner surface of the cylinder liner 23.
  • a cavity 25 to which fuel is injected by the fuel injection unit 31 is provided on the crown surface of the piston 24, and this cavity 25 constitutes a part of the combustion chamber 26.
  • the ceramic member 24 a is disposed at a position on the crown surface of the piston 24 at which the fuel is injected by at least the fuel injection unit 31. Specifically, as shown in FIG. 3, the ceramic member 24 a is disposed at a location facing at least the cavity 25 in the crown surface of the piston 24.
  • a crown surface of the piston 24 is formed by combining the ceramic member 24a with the base portion made of the aluminum alloy 24b.
  • composition of the ceramic member 24a means that a ceramic material is combined with a portion facing the cavity 25 in the base portion made of the aluminum alloy 24b, and made of bulk ceramic with a thickness of several millimeters. It means forming the member 24a.
  • Examples of the method of compounding include mechanical bonding, bonding, shrink fitting, press-fitting, pouring and the like.
  • the interface strength due to thermal stress is required, and in order to maintain the strength, the casted surface of the ceramic member 24a is roughened. It is also possible to enhance the anchor effect, to perform electroless plating, to coat the active metal, or to add an intermediate material to incline the thermal expansion.
  • casting is preferable.
  • examples of the casting method include gravity casting, low pressure casting, pressure casting, die casting and the like.
  • the ceramic member 24 a disposed at a position where fuel is injected by at least the fuel injection portion 31 in the crown surface portion of the piston 24 can be manufactured by various ceramic forming methods.
  • various ceramic forming methods there are mold molding, CIP molding (rubber press molding), extrusion molding, injection molding, cast molding, gel cast molding.
  • processing may be performed after molding or firing.
  • gel cast molding is particularly preferred.
  • gel cast molding refers to a molding space of a mold containing a ceramic powder containing a ceramic powder, a dispersion medium and a gelling agent (a space for filling and molding the slurry, a space having the same shape as a desired ceramic molded body And a method of obtaining a ceramic molded body by curing and drying the charged ceramic slurry.
  • the ceramic member 24a is formed by such gel cast forming, the ceramic slurry is poured into the forming space of the forming die and solidified as it is, so that complicated shapes can be formed as the form, and variations in density distribution or deformation Is less likely to occur.
  • gel cast molding since it can be molded into a complicated shape, there is an advantage in that the processing cost of hard ceramics after firing can be suppressed.
  • silicon nitride (Si 3 N 4 ) is used as the ceramic member 24 a disposed at a position facing the cavity 25 in the crown surface portion of the piston 24.
  • silicon nitride Si 3 N 4
  • other types of carbides B 4 C, TiC
  • B 4 C, TiC may be used as ceramic members 24 a of piston 24 as long as they have wear resistance and low thermal conductivity.
  • sialon SiAlON
  • ZrO 2 stabilized zirconia
  • the characteristics of the material used as such a ceramic member 24 a of the piston 24 will be described later.
  • the material of the cylinder 22 and the cylinder liner 23 is cast iron.
  • the material of the piston ring 28 is a metal material such as steel with CrN coating or hard Cr plating.
  • the combustion temperature is locally localized in the combustion chamber 26.
  • the piston 24 can be used to perform low-temperature combustion so as to instantaneously become a size within the range of 1300K to 1800K.
  • the fuel adheres to the crown surface and is cooled, the fuel may be vaporized as an unburned substance.
  • the ceramic member 24a is thermally conductive by disposing the ceramic member 24a at a location where fuel is injected by at least the fuel injection portion 31 in the crown surface of the piston 24. Since the rate is lower than that of the aluminum alloy, it is possible to maintain high wall surface temperature at a position where fuel is injected by the fuel injection portion 31 in the crown surface portion of the piston 24. This makes it possible to prevent the fuel injected into the combustion chamber 26 from being vaporized as an unburned substance, and hence the amount of unburned emissions can be reduced. Furthermore, by maintaining the wall surface temperature high, it is possible to suppress the formation of deposits on the surface of the combustion chamber 26 when used for a long time.
  • the ceramic member 24a the heat insulating property of the crown surface portion of the piston 24 is improved, so that the heat loss in the combustion chamber 26 can be reduced.
  • the EGR rate can be further increased in the internal combustion engine 20, and the internal combustion engine 20 can be made more efficient. so more can be reduced amount of exhaust gas such as CO 2 or NO X is possible.
  • the ceramic member 24a is lightweight and has high strength and wear resistance
  • cast iron is used as the piston by using the piston 24 in which the ceramic member 24a is combined with the aluminum alloy 24b.
  • the ceramic member 24 a is disposed on the crown surface of the piston 24, the various advantages described above can be obtained. Therefore, in the vehicle equipped with the internal combustion engine 20 according to the present embodiment, Fuel efficiency can be improved.
  • the material of the piston 24 is an aluminum alloy
  • the aluminum alloy has a low Young's modulus and a low heat resistance, so that it becomes more likely to be deformed particularly at high temperatures. Therefore, if the combustion pressure in the combustion chamber 26 becomes high, the piston 24 may be deformed at high temperature.
  • a high temperature portion may be locally generated at a lip portion provided on an inner edge portion around the opening at the top surface of the crown surface portion of the piston 24, and the lip portion may be damaged.
  • the ceramic member 24a is disposed on the crown surface of the piston 24, the Young's modulus and the heat resistance strength of the ceramic member 24a are larger than those of the aluminum alloy, so the combustion pressure in the combustion chamber 26 is high.
  • the piston 24 does not deform at high temperature. Further, even if a high temperature portion is locally generated in the lip portion provided on the inner edge portion around the opening on the top surface of the crown surface portion of the piston 24, the lip portion is not broken. The configuration of such a lip portion will be described later.
  • FIGS. 4 to 6 are enlarged longitudinal sectional views showing various examples of the configuration of the crown surface portion of the piston 24 shown in FIG.
  • a lip portion 24p is provided at the inner edge around the opening in the top surface (upper surface in FIG. 4) of the crown surface portion so that the cross-sectional shape in the longitudinal sectional view becomes an acute angle.
  • the temperature of the lip portion 24p of the piston 24 becomes highest, but in the present embodiment the lip portion
  • the heat resistance of the lip portion 24p can be improved by forming the 24p from the ceramic member 24a, and the lip portion 24p can be prevented from being damaged.
  • a wall 24 q orthogonal to the top surface is provided at the inner edge around the opening in the top surface (upper surface in FIG. 5) of the crown surface. No lip portion is provided such that the cross-sectional shape in the figure has an acute angle. Further, in the piston 24 shown in FIG. 6, a lip 24r is provided on the inner edge around the opening in the top surface (upper surface in FIG. 6) of the crown surface, but this lip 24r is opposed to the top surface It has a curved and rounded shape.
  • the temperature of the lip portion 24r of the piston 24 becomes highest, but in the present embodiment the lip portion
  • the heat resistance of the lip portion 24r can be improved by forming the member 24r from the ceramic member 24a, and the lip portion 24r can be prevented from being damaged.
  • an overhang relating to the shape and dimension of the boundary between the ceramic member 24 a and the aluminum alloy 24 b is used as one of the indices indicating the shape and dimension of the ceramic member 24 a provided on the crown surface of the piston 24.
  • d1 is the size of the diameter of the boundary between the ceramic member 24a and the aluminum alloy 24b on the top surface (upper surface in FIGS. 4 to 6) of the crown surface of the piston 24, and d2 is the piston 24.
  • d1 is the size of the diameter of the boundary between the ceramic member 24a and the aluminum alloy 24b on the top surface (upper surface in FIGS. 4 to 6) of the crown surface of the piston 24, and d2 is the piston 24.
  • d1 is the size of the diameter of the boundary between the ceramic member 24a and the aluminum alloy 24b on the top surface (upper surface in FIGS. 4 to 6) of the crown surface of the piston 24
  • d2 is the piston 24.
  • the shape and dimensions of the boundaries are defined.
  • Such an overhang rate is used as an indicator of the degree to which the ceramic member 24a does not separate from the aluminum alloy 24b even when the piston 24 is reciprocated at high speed in the cylinder 22.
  • by forming the outer peripheral surface of the ceramic member 24a into a streamlined overhang shape stress concentration is less likely to occur in complexing with the aluminum alloy 24b as compared with the prior art, and it is complicated. There is no need to have a secure fastening structure.
  • the ceramic member 24a may be separated from the aluminum alloy 24b when the piston 24 is reciprocated at high speed in the cylinder 22. .
  • the ceramic member 24a in the case where the ceramic member 24a is cast in the base portion made of the aluminum alloy 24b, the ceramic member 24a is pressed by solidification and shrinkage of the aluminum alloy 24b at the time of manufacture. And, in order to reduce the thermal stress applied to the ceramic member 24a, since the strain relief annealing is performed at the working temperature of the aluminum alloy 24b or more (for example, about 200 to 400.degree. C.) at the time of cooling the casting.
  • the overhang ratio is also set to prevent the ceramic member 24a from being separated from the aluminum alloy 24b. It is desirable to set it as 0.96 or less.
  • the internal combustion engine 20 is required to have various shapes as the shape of the inner surface of the combustion chamber 26, especially the shape of the cavity 25 of the piston 24. ing.
  • the ceramic member 24a is manufactured by gel cast molding, aluminum is formed by casting the ceramic member 24a on the base portion made of the aluminum alloy 24b to form the crown surface portion of the piston 24; Since the shape of the alloy 24b is constant, the overhang rate does not change regardless of the shape of the ceramic member 24a, and the above-mentioned overhang rate is determined by the shape of the aluminum alloy 24b.
  • the shape of the ceramic member 24a can be changed to various shapes in accordance with the needs of the shape of the inner surface of the combustion chamber 26 as shown in FIGS.
  • Various methods of producing the ceramic member 24a shaped as shown in FIGS. 4 to 6 by gel cast molding will be described below.
  • a first method of manufacturing the ceramic member 24a there is a method of preparing two gel cast molding dies, and bonding and baking the moldings respectively formed by these two dies.
  • a second method of producing the ceramic member 24a in the calcined body after gel cast molding, the inner surface of the combustion chamber 26 is moved to the inner side at the stage where processing is easier than after firing. There is a method to reduce the thickness of the side and then to bake it.
  • the combustion chamber 26 can be easily processed as compared to after firing. There is a method of reducing the thickness of the inner side of the calcined body so that the inner side of the inner side of the inner side of the inner side, and then firing.
  • the ceramic member 24a having the shape as shown in FIGS. 4 to 6 it is desirable to roughen the surface of the ceramic member 24a. Specifically, it is preferable to set the surface roughness Ra of the ceramic member 24a to, for example, 0.2 to 0.3 or more. As described above, when the surface of the ceramic member 24a is roughened, the surface anchor effect of the ceramic member 24a can enhance the fastening force between the ceramic member 24a and the aluminum alloy 24b. In addition, when the surface of the ceramic member 24a is roughened, air heat insulation can be performed at the gap portion microscopically generated between the ceramic member 24a and the aluminum alloy 24b.
  • the surface roughness Ra of the ceramic member 24a is even if the surface is not machined after firing the calcined body.
  • the size is 0.2 to 0.3 or more, and the surface of the ceramic member 24a is naturally roughened.
  • surface roughening may be performed by blasting after firing.
  • the ceramic member 24a when the ceramic member 24a is disposed on the crown surface of the piston 24, as shown in FIG. 7, the ceramic member 24a may be provided on the entire crown surface of the piston 24.
  • the crown surface of the piston 24 is formed by casting the ceramic member 24a on the base portion made of the aluminum alloy 24b. It will be.
  • the material of the cylinder 22 is an aluminum alloy
  • a ceramic member 23 a is disposed at least in the portion of the cylinder liner 23 facing the crown surface portion of the piston 24.
  • the cylinder liner 23 shown in FIG. 7 is formed by compounding a ceramic member 23a on the inner surface of a cylinder 22 made of an aluminum alloy by casting or the like.
  • the ceramic member 23a disposed on the cylinder liner 23 may be formed by gel casting.
  • the ceramic member 23a disposed on the cylinder liner 23 may be made of the same material as the ceramic member 24a disposed on the crown surface of the piston 24, or may be made of a material different from that of the ceramic member 24a. May be Specifically, silicon nitride (Si 3 N 4 ) may be used as the ceramic member 23 a disposed in the cylinder liner 23.
  • Si 3 N 4 silicon nitride
  • the ceramic member 23a disposed on the cylinder liner 23 is made of a material different from the ceramic member 24a disposed on the crown surface portion of the piston 24, the ceramic members 23a and 24a It is preferable that materials having no large difference in thermal expansion coefficient be used.
  • the ceramic member 23a When the ceramic member 23a is disposed on the cylinder liner 23, the ceramic member 23a has a coefficient of thermal expansion in addition to the advantages when the ceramic member 24a is disposed on the crown surface of the piston 24 as described above. Due to the small size, it is suppressed that the clearance (clearance) between the piston 24 and the cylinder liner 23 changes even when a temperature change occurs in the combustion chamber 26, thereby suppressing the decrease in the thermal efficiency of the internal combustion engine 20. can do.
  • the ceramic member 23a disposed on the cylinder liner 23 is made of a material different from the ceramic member 24a disposed on the crown surface of the piston 24, the ceramic member 23a of the cylinder liner 23 is used.
  • a ceramic material such as porous silicon nitride (Si 3 N 4 ) having open pores connected to each other may be used.
  • silicon nitride (Si 3 N 4 ) other types of carbides (B 4 C, B 4 C, and so on) having wear resistance and low thermal conductivity other than silicon nitride (Si 3 N 4 ) as the ceramic member 23 a of the cylinder liner 23 TiC, NbC, TaC, ZrC, etc.), alumina, mullite, sialon (SiAlON), stabilized zirconia (ZrO 2 ), silica (SiO 2 ), and a mixture containing at least one of the foregoing compounds (eg, alumina) And may be a silica mixture).
  • the thing of particulate form and fibrous form (long fiber, short fiber) for the synthesis
  • the cylinder liner 23 is formed by casting the ceramic member 23a on the inner surface of the cylinder 22 made of an aluminum alloy.
  • the aluminum alloy comes into the pores of the ceramic member 23a, and the cylinder liner 23 becomes a composite material of silicon nitride (Si 3 N 4 ) and aluminum alloy.
  • this casting in order to impregnate the molten aluminum alloy in the pores of the ceramic porous body, it is desirable to apply a pressing force.
  • the wear resistance of the cylinder liner 23 can be maintained by the porous ceramic body, and the wear of the piston ring 28 due to the reciprocating motion of the piston 24 can be reduced.
  • the aluminum alloy of the above-mentioned composite material of the cylinder liner 23 wears, but the worn portion becomes a place where oil is stored, and the lubricity of the cylinder liner 23 can be improved. become.
  • thermo conductivity it measured by the laser flash method at room temperature according to JISR1611.
  • the “thermal expansion coefficient” was measured according to JIS R1618. The measurement conditions were a temperature rising rate of 10 K / min under an argon gas atmosphere.
  • hardness the hardness test at room temperature was done by Vickers hardness according to JISR1610.
  • the thermal conductivity of the various types of ceramic materials described above is sufficiently smaller than the thermal conductivity of the aluminum alloy, so the ceramic member 24 a is at least injected into the crown surface of the piston 24.
  • the low temperature combustion is performed such that the combustion temperature locally and instantaneously becomes a size within the range of 1300 K to 1800 K in the combustion chamber 26 by arranging the fuel injection part by the part 31.
  • the wall surface temperature of the portion of the crown surface of the piston 24 where the ceramic member 24a is disposed can be maintained high. This makes it possible to prevent the fuel injected into the combustion chamber 26 from being vaporized as an unburned substance when it adheres to the crown surface of the piston 24, and hence the unburned exhaust Can be reduced.
  • the wall surface temperature high, it is possible to suppress the formation of deposits on the surface of the combustion chamber 26 when used for a long time. Further, by using the ceramic member 24a, the heat insulating property of the crown surface portion of the piston 24 is improved, so that the heat loss in the combustion chamber 26 can be reduced.
  • the hardness of various kinds of ceramic materials mentioned above is sufficiently larger than the hardness of 1000 Hv or more, which is higher than the hardness of aluminum alloy or cast iron,
  • the members 24a and 23a are provided, even if the internal combustion engine 20 is used for a long period of time, such ceramic members 24a and 23a, etc. have smaller wear loss than aluminum alloy or cast iron.
  • the Young's modulus of the above-mentioned ceramic material is 180 GPa or more, which is higher than that of aluminum alloy and cast iron, and is effective in suppressing high temperature deformation accompanying an increase in combustion pressure.
  • Example 1a A ceramic member 24a provided on a piston 24 for a diesel engine shown in FIGS. 3 and 4 was manufactured by gel cast molding.
  • the ceramic member 24a was prepared by preparing a slurry for molding, casting it in a molding die, gelling it and solidifying it to form a molded body, and sintering and sintering the molded body.
  • a slurry for forming is obtained by adding and dispersing a dispersing agent to a dispersing medium at room temperature (about 20 ° C.), adding and dispersing a powder to the obtained dispersing agent to form a slurry, and further adding and dispersing a gelling agent The reaction was then carried out by adding the reaction medium.
  • silicon nitride (Si 3 N 4 ) particles having an average particle diameter of 0.5 ⁇ m are used as powder, and yttrium oxide (Y 2 O 3 ) and alumina (Al 2 O) are used as sintering aids.
  • Si 3 N 4 silicon nitride particles having an average particle diameter of 0.5 ⁇ m
  • yttrium oxide (Y 2 O 3 ) and alumina (Al 2 O) are used as sintering aids.
  • 3 using a mixture having a mass ratio of triacetin: dimethyl glutamate of 10: 90 as a dispersion medium, using polymaleic acid copolymer A as a dispersing agent, and modified hexamethylene diisocyanate (HDI) as a gelling agent And triethylamine as a reaction medium.
  • HDI modified hexamethylene diisocyanate
  • the prepared slurry for molding is cast in a molding die and left to stand for a certain period of time to gelate and solidify to form a molded body.
  • Solidification conditions were 6 hours at room temperature.
  • the firing conditions were set to 1800 ° C. for 3 hours under N 2 atmosphere.
  • the size of the inner diameter of the cavity 25 in the silicon nitride after firing was set to 51.6 mm, and the thickness of the silicon nitride was set to about 4 mm.
  • the surface of the silicon nitride after firing is easily roughened, and the surface roughness Ra is 1.5. Without machining the surface as it is, only the outer peripheral surface to be casted is 2-3 microns thick without any thickness.
  • the electrolytic Ni plating was applied and casting was performed.
  • a sintered body of silicon nitride was placed inside a mold for aluminum alloy casting, and was then subjected to preheating treatment at 600 ° C. for 1 hour as preheating treatment. Then, after casting an aluminum alloy melted at 800 ° C. in a mold in an inert argon gas atmosphere flow and holding for 15 minutes, nitriding is performed by controlled cooling by furnace cooling while pouring a fired body of silicon nitride. The piston 24 in which silicon and an aluminum alloy were compounded was produced. At this time, thermal stress generated between the silicon nitride and the aluminum alloy was reduced by performing strain relief annealing at 350 ° C. for 1 hour during controlled cooling.
  • a highly heat-resistant casting AC8A alloy (JIS standard) to be applied to the piston 24 is selected, and a T6 treatment (JIS standard) is applied to heat treat the aluminum alloy after producing the piston 24 described above. ) was applied.
  • the outer diameter of the aluminum alloy was made 84 mm by outer periphery processing, and it was set as the piston outer diameter.
  • the characteristics of silicon nitride used in this example are shown in FIG. 8, but the thermal conductivity of the silicon nitride was 26 W / mK.
  • the cast iron is processed into a shape to be disposed on the inner surface of the cylinder liner 23, and then the above-described cast iron member is disposed in a die for aluminum alloy casting, and then preheating at 200 ° C. before casting is performed. I did. Then, an aluminum alloy melted at 800 ° C. was cast in a mold and controlled cooling while casting a cast iron member, thereby producing a cylinder 22 in which cast iron and an aluminum alloy are combined.
  • an AC4B alloy for casting JIS standard
  • Example 1b The piston 24 and the cylinder 22 were manufactured in the same manner as in Example 1a described above, but in the present example, the overhang rate was 0.70.
  • Example 1c The piston 24 and the cylinder 22 were produced in the same manner as in Example 1a above, but in this example, silicon nitride having a thermal conductivity of 10 W / mK was used.
  • Example 1 d Although the piston 24 and the cylinder 22 were manufactured by the method similar to said Example 1a, the overhang rate was 0.60 in the present Example.
  • Example 1e The piston 24 and the cylinder 22 were manufactured in the same manner as in Example 1a above, but in this example, silicon nitride having a thermal conductivity of 10 W / mK is used, and the overhang ratio is 0.60. did.
  • Example 2 In the same manner as in Example 1a, samples were prepared in which the portions of the crown surface of the piston 24 to which the fuel was injected were sialon (SiAlON) and yttria stabilized zirconia (ZrO 2 ).
  • sialon also easily roughened the surface after firing, the surface roughness Ra was 0.9, and casting was performed without machining the surface as it was.
  • the characteristic of sialon used for a present Example is shown in FIG. 8, the heat conductivity of the said sialon was 15 W / mK.
  • the thermal conductivity of the yttria-stabilized zirconia (ZrO 2 ) in Example 3 is 3 W / mK, and the surface is roughened by blasting the surface in producing the ceramic member.
  • the surface roughness Ra was 0.5.
  • Example 4a A ceramic member 24a provided on a piston 24 for a diesel engine shown in FIG. 7 was manufactured by gel cast molding.
  • the ceramic member 24a was prepared by preparing a slurry for molding, casting it in a molding die, gelling it and solidifying it to form a molded body, and sintering and sintering the molded body.
  • a slurry for forming is obtained by adding and dispersing a dispersing agent to a dispersing medium at room temperature (about 20 ° C.), adding and dispersing a powder to the obtained dispersing agent to form a slurry, and further adding and dispersing a gelling agent The reaction was then carried out by adding the reaction medium.
  • silicon nitride (Si 3 N 4 ) particles having an average particle diameter of 0.5 ⁇ m are used as powder, and yttrium oxide (Y 2 O 3 ) and alumina (Al 2 O) are used as sintering aids.
  • Si 3 N 4 silicon nitride particles having an average particle diameter of 0.5 ⁇ m
  • yttrium oxide (Y 2 O 3 ) and alumina (Al 2 O) are used as sintering aids.
  • 3 using a mixture having a mass ratio of triacetin: dimethyl glutamate of 10: 90 as a dispersion medium, using polymaleic acid copolymer A as a dispersing agent, and modified hexamethylene diisocyanate (HDI) as a gelling agent And triethylamine as a reaction medium.
  • HDI modified hexamethylene diisocyanate
  • the prepared slurry for molding is cast in a molding die and left to stand for a certain period of time to gelate and solidify to form a molded body.
  • Solidification conditions were 6 hours at room temperature.
  • the formed body was processed only in the inner surface portion of the cavity 25 after drying and calcination, and then fired to obtain a ceramic member 24a which is a sintered body.
  • the firing conditions were set to 1800 ° C. for 3 hours under N 2 atmosphere.
  • the inner diameter of the cavity 25 in the silicon nitride after firing was 51.6 mm and the outer diameter was 84 mm.
  • electroless Ni plating with a thickness of 2 to 3 microns was applied only to the outer peripheral surface of the lower part to be casted, and casting was performed.
  • a sintered body of silicon nitride was placed inside a mold for aluminum alloy casting, and was then subjected to preheating treatment at 600 ° C. for 1 hour as preheating treatment. Then, after casting an aluminum alloy melted at 800 ° C. in a mold in an inert argon gas atmosphere flow and holding for 15 minutes, nitriding is performed by controlled cooling by furnace cooling while pouring a fired body of silicon nitride. The piston 24 in which silicon and an aluminum alloy were compounded was produced. At this time, thermal stress generated between the silicon nitride and the aluminum alloy was reduced by performing strain relief annealing at 350 ° C. for 1 hour during controlled cooling.
  • a highly heat-resistant casting AC8A alloy (JIS standard) to be applied to the piston 24 is selected, and a T6 treatment (JIS standard) is applied to heat treat the aluminum alloy after producing the piston 24 described above. ) was applied.
  • the outer diameter of the aluminum alloy was made 84 mm by outer periphery processing, and it was set as the piston outer diameter.
  • the cylinder liner 23 As a method of manufacturing the cylinder liner 23, similarly to the above-described method, after forming a fired body of silicon nitride by gel cast molding, casting with aluminum alloy is carried out, and aluminum alloy in which silicon nitride is disposed in the cylinder liner 23 The composite cylinder 22 was produced. As an aluminum alloy used, an AC4B alloy for casting (JIS standard) was selected.
  • Example 4b In the same manner as in Example 4a described above, a sample was produced in which the portion of the piston 24 to which the fuel was injected, the crown surface portion, and the inner surface of the cylinder 22 (cylinder liner 23) were formed of sialon.
  • Example 5 In a method similar to Example 4a above, a sample in which the fuel injection location and the crown surface of the piston 24 and the inner surface (cylinder liner 23) of the cylinder 22 are formed of yttria stabilized zirconia (ZrO 2 ) is used. Made.
  • Example 6a A piston 24 in which silicon nitride and an aluminum alloy were combined was manufactured by the same manufacturing method as in Example 4a.
  • a preform composed of alumina-silica fibers was produced as a ceramic porous body for impregnation.
  • the above-described preform was placed in a die for aluminum alloy casting, and then preheating treatment was performed at 200 ° C. before casting.
  • an aluminum alloy melted at 800 ° C. is cast in a mold, and while applying a pressure of about 80 MPa, the molten aluminum alloy is impregnated into the open pores connected to the above-mentioned preform, and while casting the preform.
  • an alumina-silica fiber / aluminum alloy composite was formed on the inner surface, and a cylinder 22 in which this composite was combined with the aluminum alloy was produced.
  • an aluminum alloy used an AC4B alloy for casting (JIS standard) was selected.
  • Example 6b In the same manner as in Example 6a described above, a sample was prepared in which the portion of the piston 24 to which the fuel was injected and the crown surface portion were formed of sialon.
  • Example 7a In the same manner as in Example 6a, a mullite / aluminum alloy composite is formed on the inner surface (cylinder liner 23) of the cylinder 22 instead of silicon nitride, not alumina-silica fiber / aluminum alloy composite, The cylinder was made by combining the material with the aluminum alloy.
  • Example 7b In the same manner as in Example 7a described above, a sample was prepared in which the portion of the piston 24 to which the fuel was injected and the crown surface portion were formed of sialon.
  • Example 8 In the same manner as in Example 6a described above, a sample was prepared in which the portion of the piston 24 to which the fuel was injected and the crown surface portion were each formed of yttria-stabilized zirconia (ZrO 2 ).
  • Example 9 In the same manner as in Example 7a described above, a sample was prepared in which the portion of the piston 24 to which the fuel was injected and the crown surface portion were each made of yttria stabilized zirconia (ZrO 2 ).
  • Comparative example 1 Samples were produced in which the piston 24 and the cylinder liner 23 were each formed of cast iron. The overhang rate in Comparative Example 1 was calculated when all the ceramic parts were replaced with cast iron (the thickness of the ceramic parts was about 4 mm as described above).
  • Comparative examples 2 to 3 The piston 24 was formed by die molding of an aluminum alloy, and the cylinder liner 23 was manufactured by casting a cast aluminum aluminum alloy. The overhang rates in Comparative Examples 2 to 3 were calculated when all the ceramic parts were replaced with aluminum alloys (the thickness of the ceramic parts was about 4 mm as described above).
  • the ignition delay increasing means for increasing the ignition delay of the mixture of fuel and air in the combustion chamber 26 is provided.
  • the ceramic member 24 a is disposed on the crown surface portion 24
  • a low temperature combustion is performed such that the combustion temperature in the combustion chamber 26 instantaneously becomes a size within the range of 1300 K to 1800 K
  • the ceramic member 24a by using the ceramic member 24a, the heat insulating property of the crown surface portion of the piston 24 is improved, so that the heat loss in the combustion chamber 26 can be reduced. Further, weight reduction can be achieved as compared with the case where cast iron or steel is used as the material of the piston 24 in the internal combustion engine 20, and further, by making the crown surface portion of the piston 24 a high Young's modulus, combustion burning in the combustion chamber 26 is achieved. With the increase in pressure, high temperature deformation caused in the aluminum alloy can be suppressed, and even when used for a long period of time, erosion and deposit formation due to fuel injection of the crown surface of the piston 24 can be suppressed. By these advantages, it is possible to improve the fuel consumption of the vehicle equipped with the internal combustion engine 20 according to the present embodiment, and to reduce the amount of exhaust gas such as CO 2 and NO x .
  • the ceramic member 24a is made of another kind of member constituting the crown surface portion of the piston 24, specifically, a metal material such as aluminum alloy 24b. It has become complex. Specifically, the ceramic member 24a is combined with other kinds of members constituting the crown surface of the piston 24 by mechanical bonding, bonding, shrink fitting, press fitting, or casting. As a result, it becomes possible to obtain a bulk ceramic member 24a which is thicker than the coating film and hardly peels off and which is resistant to shearing force. Further, the ceramic member 24a is molded by die molding, CIP molding, extrusion molding, injection molding, cast molding or gel cast molding.
  • the ceramic slurry is poured into the forming space of the forming die and solidified as it is, so that complicated shapes can be formed as the form, and density distribution is uneven or deformed. Is less likely to occur. Furthermore, in gel cast molding, since it can be molded into a complicated shape, there is an advantage in that the processing cost of hard ceramics after firing can be suppressed.
  • the ceramic member 24 a may be disposed at a place facing at least the cavity 25 in the crown surface of the piston 24 or As shown in FIG. 7, the ceramic member 24 a may be disposed on the entire crown surface of the piston 24.
  • the cylinder liner 23 facing the outer surface of the piston 24 is provided inside the cylinder 22, and at least the crown surface portion of the piston 24 in the cylinder liner 23 faces.
  • a ceramic member 23a is disposed at a location. In this case, even when a temperature change occurs in the combustion chamber 26, it is suppressed that the clearance (clearance) between the piston 24 and the cylinder liner 23 changes, and thus the friction loss of the engine is reduced. By this, it is possible to suppress the decrease in the thermal efficiency of the internal combustion engine 20.
  • the ceramic member 23a disposed on the cylinder liner 23 may be made of the same material as the ceramic member 24a disposed on the crown surface of the piston 24, or the ceramic member 24a And may be made of different materials. In the latter case, the ceramic member 23a disposed on the cylinder liner 23 may be porous. In this case, when forming the cylinder liner 23 by casting the ceramic member 23a on the inner surface of the cylinder 22, for example, an aluminum alloy constituting the cylinder 22 is inserted into the hole of the ceramic member 23a.
  • the cylinder liner 23 is a composite of a ceramic material and an aluminum alloy.
  • the internal combustion engine 20 according to the present embodiment is not limited to the above-described aspect, and various modifications can be made.
  • the ceramic member 24 a disposed on the crown surface of the piston 24 and the ceramic member 23 a disposed on the cylinder liner 23 may be silicon nitride (Si 3 N 4 ) or any other type than silicon nitride Carbides (B 4 C, TiC, NbC, TaC, ZrC, etc.), sialon (SiAlON), alumina, mullite, stabilized zirconia (ZrO 2 ), silica (SiO 2 ), or at least one of the foregoing compounds
  • SiAlON sialon
  • alumina mullite, stabilized zirconia
  • ZrO 2 stabilized zirconia
  • SiO 2 silica
  • other types of ceramic materials may be used as the material of the ceramic members 24a and 23a, as long as the thermal conductivity is 30 W (m ⁇ K) or less.
  • the thermal conductivity of the ceramic material is sufficiently small, when low temperature combustion is performed such that the combustion temperature in the combustion chamber 26 instantaneously becomes a size within the range of 1300 K to 1800 K.
  • the ceramic member 24a the heat insulating property of the crown surface portion of the piston 24 is improved, so that the heat loss in the combustion chamber 26 can be reduced.
  • a material of the ceramic members 24a and 23a described above it is more preferable to use a ceramic material having a thermal conductivity of 20 W (m ⁇ K) or less.
  • internal combustion engine 20 may be applied not only to diesel engines but also to various other types of engines such as gasoline engines and HCCI (Homogeneous-Charge Compression Ignition) engines. it can.
  • HCCI Homogeneous-Charge Compression Ignition

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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

内燃機関
　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 JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　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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