(57)【要約】【課題】リーンバーンにおける燃焼効率を向上できる火花点火エンジン及び火花点火エンジンの制御方法を提供する。【解決手段】空気過剰率λが１．７以上の混合気を用いて燃焼を行う火花点火エンジンは、燃焼室内に水を噴射する水噴射装置３５を有する。水噴射装置３５は、燃焼室２６に臨むように取付けられた水噴射弁４１と、この水噴射弁４１に供給される水を貯める水タンク４２と、この水タンク４２内の水を水噴射弁４１に圧送する水ポンプ４３と、水噴射弁４１に設けられた弁本体を開閉させて水噴射のタイミング及び噴射量を制御するＥＣＵ４４とからなる。【選択図】図１
2020169630.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
空気過剰率λが１．７以上の混合気を用いて燃焼を行う火花点火エンジンであって、
燃焼室内に水を噴射する水噴射装置を有する、
ことを特徴とする火花点火エンジン。
【請求項２】
前記水噴射装置は、前記燃焼室内のピストンの上面と、シリンダの内壁とにわたって水蒸気の層が形成されるように水を噴射する
ことを特徴とする請求項１に記載の火花点火エンジン。
【請求項３】
前記水噴射装置は、図示平均有効圧力がＩＭＥＰ１０００ｋＰａ以上で、上死点前１８０度〜９０度の範囲にて水を噴射する、
ことを特徴とする請求項１又は２に記載の火花点火エンジン。
【請求項４】
前記水噴射装置は、点火時期より５０度〜１００度、先行して水を噴射する、
ことを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の火花点火エンジン。
【請求項５】
前記水噴射装置は、燃料質量比１６％以上、５０％以下の範囲で水を噴射する、
ことを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の火花点火エンジン。
【請求項６】
前記水噴射装置により噴射される水の量及び水噴射時期を調整する制御装置を有する、
ことを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の火花点火エンジン。
【請求項７】
前記制御装置は、エンジン回転数と吸入空気量と燃料噴射量とに基づいて、前記水噴射装置を制御する、
ことを特徴とする請求項６に記載の火花点火エンジン。
【請求項８】
前記制御装置は、前記水噴射装置の水噴射に応じて点火時期を調整する、
ことを特徴とする請求項６又は７に記載の火花点火エンジン。
【請求項９】
空気過剰率λが１．７以上の混合気を用いて燃焼を行う火花点火エンジンの制御方法であって、
エンジン回転数と吸入空気量と燃料噴射量とに応じて、燃焼室内に噴射される水の量を調整する、
ことを特徴とする火花点火エンジンの制御方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、火花点火エンジン及び火花点火エンジンの制御方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
自動車や産業機械等に利用される火花点火エンジンには、さらなる熱効率の向上が求められている。熱効率向上を達成するために、低温燃焼による火花点火エンジンのノッキングの抑制効果と冷却損失の低減効果が注目されている。
【０００３】
低温燃焼の実現には、理論空燃比より混合気を希薄化させたリーンバーンが有効とされる。しかしながら、混合気の希薄化に伴う着火性の悪化や燃焼速度の低下の課題を解決する必要がある。このため、タンブル流動により筒内の乱流を強化したり、火花放電を強化するなどの手法が試みられているものの、高負荷領域ではノックが発生しやすく、熱効率向上の障害となっている。
【０００４】
例えば特許文献１に示すように、エンジンの筒内圧力の急激な上昇と燃料消費低減を図る技術として、水噴射が従来から研究されている。筒内圧力の急激な上昇が抑えられれば、ノックの抑制につながる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開２０１８−０３５７６３号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかし、特許文献１に示す技術は、空気過剰率λが１前後の混合気を導入し、圧縮比が１８以上で燃料が自着火するエンジンにおいて水噴射を行うことで、燃料が自着火した直後に筒内圧力が急激に上昇するのを回避することを目的としている。このため、水噴射のタイミングは、燃料の自着火（燃焼の開始）とほぼ一致するタイミング（０ｄｅｇ.ＡＴＤＣ後）で開始され、かつ、その燃焼の途中において筒内圧力が最大値に達したときに終了される。したがって、特許文献１に示す技術を用いたとしても、リーンバーン燃焼を実現する火花点火エンジンにおけるノックを解消することはできない。
【０００７】
本発明は、リーンバーンにおける燃焼効率を向上できる火花点火エンジン及び火花点火エンジンの制御方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
本発明の火花点火エンジンは、空気過剰率λが１．７以上の混合気を用いて燃焼を行う火花点火エンジンであって、燃焼室内に水を噴射する水噴射装置を有する。
【０００９】
また本発明の火花点火エンジンの制御方法は、空気過剰率λが１．７以上の混合気を用いて燃焼を行う火花点火エンジンの制御方法であって、エンジン回転数と、吸入空気量と、燃料噴射量とに応じて、燃焼室内に噴射される水の量を調整する。
【発明の効果】
【００１０】
本発明によれば、リーンバーンにおける燃焼効率を向上できる火花点火エンジン及び火花点火エンジンの制御方法を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【図１】図１は、本実施形態にかかる火花点火エンジンの概略図である。
【図２】図２は、実験に用いた火花点火エンジンに搭載した圧力センサ，熱流束センサ，水噴射弁の配置を示す（ａ）シリンダヘッド下面図及び（ｂ）燃焼室側面断面図である。
【図３】図３は、同じノック条件下（ノックサイクル割合３０％）において水噴射の有無による（ａ）平均ガス温度，（ｂ）熱発生率、（ｃ）総冷却損失率を比較して示す図である。
【図４】図４は、同じノック条件下（ノックサイクル割合３０％）において水噴射の有無による燃焼位相を比較して示す図である。
【図５】図５は、同じノック条件下（ノックサイクル割合３０％）において水噴射の有無によるヒートバランスを比較して示す図である。
【図６】図６は、燃焼室ヘッドで計測した熱流束の結果を水噴射の有無により比較して示す図である。
【図７】図７は、ヒートバランスにおける冷却損失と、計測した局所壁面熱流束に燃焼室内表面積を乗じ圧縮膨張行程期間で時間積分して得た壁面熱損失を、水噴射の有無により比較して示す図である。
【図８】図８は、水噴射時期を変化させた際の（ａ）図示熱効率，（ｂ）点火時期ＳＡ，（ｃ）図示平均有効圧力の変動率ＣＯＶ（Coefficient Of Variance），（ｄ）ノックサイクル割合，（ｅ）ノック強度を示すグラフである。
【図９】図９は、水噴射時期と燃焼位相との関係を示す図である。
【図１０】図１０は、水噴射時期とヒートバランスとの関係を示す図である。
【図１１】図１１は、より正確な解析を行った結果を示す図８と同様な図である。
【図１２】図１２は、可視化エンジンを用いて散乱光計測による水噴霧の可視化を行った結果を示す図である。
【図１３】図１３は、ＩＭＥＰ＝１１００ｋＰａ、λ＝２．０、２．１、２．２における（ａ）図示熱効率，（ｂ）点火時期，（ｃ）ＣＯＶ，（ｄ）ノックサイクル割合，および排気中の（ｅ）ＴＨＣ，（ｆ）ＣＯ，（ｇ）ＮＯｘ濃度を示すグラフである。
【図１４】図１４は、水噴射なしと、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣでＷ／Ｆ＝２０％の水噴射を行った場合とで、排気ガス中の（ａ）ＮＯｘ，（ｂ）ＣＯ，（ｃ）ＴＨＣの濃度を比較したグラフである。
【図１５】図１５は、水噴射の有無によるヒートバランスを比較して示す図である。
【図１６】図１６は、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣにおいて、Ｗ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、１６％、２５％、３２％、３６％と、水噴射量を変化させた場合において、（ａ）グロス図示熱効率と、（ｂ）ノックサイクル割合と、（ｃ）ＣＯＶとを対比して示すグラフである。
【図１７】図１７は、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣにおいて、Ｗ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、１６％、２５％、３２％、３６％と、水噴射量を変化させた場合において、ヒートバランスを比較して示す図である。
【図１８】図１８は、水噴射量と燃焼位相との関係を示すグラフである。
【図１９】図１９は、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣにおいて、Ｗ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、１６％、２５％、３２％、３６％と、水噴射量を変化させた場合において、ノックサイクル割合が５％より大きい場合（×印）とそれ以外の場合に分けて表示した、燃焼重心（ＣＡ５０）とグロス図示熱効率との関係を示すグラフである。
【図２０】図２０は、圧縮比ＣＲ＝１５におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、３９％の場合と、圧縮比ＣＲ＝１７におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、５０％の場合とで、ヒートバランスを比較したグラフである。
【図２１】図２１は、圧縮比ＣＲ＝１５におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、３９％の場合と、圧縮比ＣＲ＝１７におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、５０％の場合とで、（ａ）ノックサイクル割合と、（ｂ）ＣＯＶを比較したグラフである。
【図２２】図２２は、圧縮比ＣＲ＝１５におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、３９％の場合と、圧縮比ＣＲ＝１７におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、５０％の場合とで、排気ガスの特性（（ａ）排気温度、（ｂ）ＮＯｘ濃度、（ｃ）ＣＯ濃度、（ｄ）ＴＨＣ濃度）を比較したグラフである。
【図２３】図２３は，空気過剰率１５と１７において、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣで一定とし、水噴射量をＷ／Ｆ＝０〜６０％で変化させた際に、ノックサイクル割合が４．５％程度になる点火時期と水噴射量との関係を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
本明細書中、リーンバーンとは、空気過剰率λが１．７以上の混合気を用いて燃焼を行うことをいい、スーパーリーンバーンとは空気過剰率λが２．０以上の混合気を用いて燃焼を行うことをいうものとする。本発明は、リーンバーンのみならず、スーパーリーンバーンの火花点火エンジンにおいても効果がある。
【００１３】
本発明は、空気過剰率λが１．７以上の希薄燃焼に筒内水噴射を適用し，ノックの抑制と冷却損失低減により熱効率を向上させることを目的とする。希薄燃焼では着火と火炎伝播を安定に実現するのが難しく，水噴射の適用によりさらに点火と火炎伝播が不安定化する可能性が高い。本発明の水噴射は、ピストン頂面近傍にのみ水蒸気が分布するように水噴射を行い主な燃焼領域には水蒸気を配さない（層状水蒸気遮熱）。これにより，主燃焼領域の燃焼を維持したまま，ピストン壁面近傍のみのガス温度を低下することで壁面熱伝達とノックの両者を抑制することが可能となる。以上の層状水蒸気遮熱を超希薄燃焼に適用することで，ノック抑制による点火進角と冷却損失低減により熱効率を向上することができる。以下、本発明の実施形態を具体的に説明する。
【００１４】
（火花点火エンジン）
図１は、本発明の実施形態にかかる火花点火エンジンの概略図である。火花点火エンジン１０は、不図示のクランクケースに回転自在に支持されたクランクシャフト１１と、このクランクシャフト１１のクランクピンに一端が回転自在に連結されたコネクティングロッド１２と、このコネクティングロッド１２の他端にピストンピン１３を介して揺動自在に連結されるとともにシリンダブロック１５に設けられたシリンダ１６に移動自在に挿入されたピストン１７と、シリンダブロック１５に取付けられたシリンダヘッド１８と、このシリンダヘッド１８に設けられた吸気弁２１、排気弁２２、これらを駆動する動弁機構(不図示)と、を有する。
【００１５】
更に、火花点火エンジン１０は、シリンダブロック１５、ピストン１７及びシリンダヘッド１８で囲まれて形成された燃焼室２６と、この燃焼室２６に空気を供給する吸気装置(不図示)と、燃焼室２６に燃料(ガソリン)を供給するために吸気ポート３７に設けられた燃料噴射弁２５と、燃焼室２６から排気ポート３８を介して排気ガスを外部へ排出する排気装置(不図示)と、燃焼室２６に先端の点火部が臨むようにシリンダヘッド１８に取付けられた点火プラグ３１と、燃焼室２６内にノック抑制用の水を噴射する水噴射装置３５と、を有する。ピストン１７は、燃焼室２６に臨む頂面１７ａを有する。
【００１６】
なお、ノックを検出するためにシリンダブロック１５にノックセンサ（不図示）を設けることもできる。
【００１７】
シリンダブロック１５はクランクケースの上部に取付けられている。燃料供給装置は、燃料噴射弁２５を介して吸気ポート３７に燃料を噴射可能である。燃焼室２６の形状は、例えばペントルーフ形であり、上部中央部に点火プラグ３１が配置されている。
【００１８】
水噴射装置３５は、吸気弁２１側のシリンダヘッド１８に、燃焼室２６に臨むように取付けられた水噴射弁４１と、この水噴射弁４１に供給される水を貯める水タンク４２と、この水タンク４２内の水を水噴射弁４１に圧送する水ポンプ４３と、水噴射弁４１に設けられた弁本体を開閉させて水噴射のタイミング及び噴射量を制御するＥＣＵ４４とからなる。
【００１９】
水噴射弁４１は、ソレノイド弁であり、コイルに通電することで弁本体が開弁し、水が噴霧されるようになっている。
【００２０】
水ポンプ４３は、エンジン始動と同時に作動して水噴射弁４１に水を圧送し、一定の水圧を作用させる。この状態で水噴射弁４１の弁本体が開弁すれば、水噴射弁４１から水が霧状に噴射される。
【００２１】
制御装置であるＥＣＵ４４は、吸入空気量、エンジン回転数信号（クランク角信号）及び出力指示値を取り込むことで、適切な燃料の噴射量をマッピング手法によって求め、燃料噴射弁２５から噴射することができるとともに、その際のエンジン負荷を検出できる。さらに、ＥＣＵ４４は、水噴射弁４１に通電を行い、エンジン負荷及びエンジン回転数に基づいて水噴射弁４１による水噴射のタイミング及び水噴射量を制御する。
【００２２】
本実施形態による火花点火エンジン１０は、圧縮比が１５．０以上であり、空気過剰率λが１．７以上のリーンバーンで燃焼が行われる。空気過剰率λが通常の火花点火エンジンに比べて大きいので、燃焼温度が低くなり、冷却損失を抑制できる。しかしながら、エンジン負荷が高くなると、燃焼温度が増大し、またノックが発生しやすくなる。
【００２３】
そこで、本実施形態によれば、エンジン負荷が高いときに水噴射弁４１から燃焼室２６内に向けて水を噴射する。噴射された水が高温に曝されて水蒸気となり、ピストン１７の頂面１７ａと、シリンダ１６の内壁とにわたって水蒸気の層ＶＰを形成する。これにより層状水蒸気遮熱が行われ、シリンダ１６の内壁から熱が冷却水に伝達することが抑制されて、冷却損失が減少し、またピストン１７やシリンダ１６におけるヒートスポットの発生を抑制し、ノックを有効に抑えることができる。
【００２４】
特に、ノックセンサなどを具備して、その検出信号をＥＣＵ４４が受信すれば、水噴射によりノックが抑制されたことに応じて、ＥＣＵ４４が点火プラグ３１の点火時期を進角させ、更なる熱効率の向上を図ることができる。
【００２５】
火花点火エンジンのノック抑制と冷却損失低減の手法として，水噴射が従来から研究されている。しかし，その多くは理論空燃比（λ＝１）を対象として水をポート噴射することで混合気を均一に冷却する手法であり，この場合最大の熱効率を得るための水噴射量は燃料質量比で約３倍と非常に多くなる。
【００２６】
ポート水噴射と筒内直接水噴射を比較した場合では，筒内直接水噴射のほうが効果的に混合気を冷却し燃焼重心が進角できるため燃費低減性が高い。理論空燃比（λ＝１．０）と希薄条件（λ＝１．４）とで水噴射の影響を比較するに、水の噴射量が燃料質量比Ｗ／Ｆ＝０〜６０％では，理論空燃比の場合は水の添加量を増やすほど熱効率が向上するが，希薄条件では水添加量を増やしすぎた場合に熱効率が低下することがある。また，希薄条件では水噴射による熱効率の向上効果が減少することがある。
【００２７】
本発明者らは，水を筒内に直接噴射してピストン頂面近傍に集中的に分布させ，局所の燃料／酸素比を均一に保ちながら温度成層化を行うことで，ノック抑制と冷却損失低減効果を得つつ燃焼を阻害しない手法を開発した。さらに，ＲＣＥＭ（急速圧縮膨張装置）を用いて水添加が燃焼に与える影響を調査した。その結果，主に水の熱力学的に温度を低下させる効果でノックが抑制され冷却損失が低減するが，燃焼速度は低下することがわかった。
【００２８】
そこで、本発明者らは、リーンバーンまたはスーパーリーンバーンにおいて筒内直接水噴射による温度成層化技術を用い，試験用単気筒エンジンを用いて，高負荷超希薄条件において水噴射の有無および噴射時期が燃焼に与える影響と，空気過剰率が水噴射の効果に及ぼす影響を調査した。また，単気筒可視化エンジンを用いて水噴射時期が水噴霧の分布に与える影響を調査した。以下に、本発明者らが行った実験について述べる。
【００２９】
（水噴射実験）
以下、本発明者らが行った実験結果について説明する。実験に用いた火花点火エンジンは４バルブ式の単気筒であり、その燃焼室形状はペントルーフ型であって、ボア径７５ｍｍ，圧縮比１５と１７，ストローク／ボア比１．７を採用した。このエンジンの吸気ポート下に筒内水噴射弁を設置した。エンジン回転数は２０００ｒｐｍとして，水噴射の条件は水噴射圧力２０ＭＰａ，水噴射量は、基準として水／燃料質量比Ｗ／Ｆ２０％としたが、実験によっては変化させている。火花点火エンジンにより、燃焼特性や排気特性に与える水噴射の影響について知見を得た。
【００３０】
図２に、シリンダヘッド下面とシリンダ側断面の概要図を示す。シリンダヘッド中央には点火プラグ３１が設置され，さらに図中に示す位置に水噴射弁４１，圧力センサ５１，熱流束センサ５２がそれぞれ設置される。水噴射弁４１は、吸気弁２１の間にノズルが突き出るように配置される。
【００３１】
吸気ポート内には流路断面積を絞り流速を増加させるノズル５３が挿入され，筒内に吸入された燃料/空気混合気により誘起される縦渦（タンブル流）を強めている。このノズル５３はタンブル強化アダプタである。
【００３２】
また，筒内水噴霧の可視化には、この火花点火エンジンのシリンダを石英ガラスに換装した可視化エンジンを用いた。可視化エンジンは、圧縮比１３，ストローク／ボア比１．５である以外の基本構造は、火花点火エンジンと同様である。可視化エンジンでは筒内の水噴霧の分布を高速度散乱光撮影により観察した。両エンジンとも，燃焼室内のタンブル流（縦渦）を強めるためのノズル（タンブル強化アダプタ）を吸気ポート中に挿入している。
【００３３】
供試した単気筒の火花点火エンジン（Single cylinder SI engine）と可視化エンジン（Optically accessible engine）の仕様を表１に示す。
【００３４】
【表１】
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【００３５】
空気過剰率λが２．０である、いわゆるスーパーリーンバーンでは、予混合気を通常の点火系では燃焼させることができない。そこで本実験に供試した火花点火エンジンでは，１個あたりの放電エネルギーが６０ｍＪの市販点火コイルを２直列１０組の計２０個連結させた強力点火系を使用した。１０組の点火コイルはそれぞれ独立した点火時期を設定できる。今回は放電から次組の放電まで０．２ｍｓの間隔で順次放電した。一方、可視化エンジンでは，６コイル（２直列×３組）の点火装置を用いた。
【００３６】
冷却損失低減効果の検証のためには，燃焼ガスから燃焼壁面への熱流束を高精度で計測することが必要である。本実験では、薄膜型熱電対を基本とする熱流束センサ（石井大二郎，三原雄司，横森剛，飯田訓正，“タンブル流動及び希薄燃焼がSI エンジンの局所壁面熱流束に与える影響”，自動車技術会 2017 年春季大会学術講演会予稿集（2017），pp. 1070-1075）、及び計測システム（石井大二郎，三原雄司，“エンジン用瞬時温度センサ及びその計測システムの開発”，自動車技術会 2016 年春季大会学術講演会予稿集（2016），pp. 1062-1066）を使用して、計測を行った。
【００３７】
熱流束センサは、センサ表面と表面から深さ３．５ｍｍの位置に２つの熱接点を持つ３線式瞬時温度センサであり，２点で計測した温度を境界条件としてフーリエの一次元熱伝導方程式を解くことで，内部の温度分布およびセンサ表面の局所瞬時熱流束を計測できる。システム全体の時間応答は最大１００ｋＨｚ，センサ感温部の大きさは直径３ｍｍである。
【００３８】
上記火花点火エンジンを用いて、水噴射によるノック抑制と冷却損失低減の効果を調査するため，同ノック条件下で水噴射の有無が燃焼と壁面熱伝達に与える影響を調査した。ノックは計測した筒内圧力から検出した。具体的には、筒内圧力に遮断周波数４〜９ｋＨｚのバンドパスフィルタを適用することでノックによる圧力振動成分を抽出し，その最大片振幅が５０ｋＰａを超えたサイクルをノックサイクルとして定義した。またノック強度はノックサイクルにおける圧力振動の最大片振幅をサイクル平均した値で定義した。
【００３９】
図３に水噴射しない場合と同じノック条件下（ノックサイクル割合３０％）において水噴射した場合の平均ガス温度，熱発生率、総冷却損失率を示す。また，図４に同条件での燃焼位相を，図５に同条件でのヒートバランスを示す。いずれも２００サイクルのアンサンブル平均であり，吸気バルブが閉じてから排気バルブが開くまでのエンジン筒内が閉じた系となる時刻を表示している。同図には水噴射なしの場合も表示している。図示平均有効圧力ＩＭＥＰ＝１１００ｋＰａ，空気過剰率λ＝２．０の運転条件において，水噴射有無の両場合について点火時期ＳＡは、ノックサイクル割合が３０％以下になる範囲で進角した。水噴射条件については水噴射量が水／燃料質量比Ｗ／Ｆ＝２０％，水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣ（上死点前１２０度）である。なお、実験条件は表２の実験３に示すとおりである。
【００４０】
図３（ａ）の見かけの熱発生率の時間変化をみると，水噴射により点火進角した結果，熱発生率の最大値が増加し最大値を示す時期が上死点に近づいていることがわかる。図３（ｂ）の筒内平均ガス温度の時間変化を見ると，水噴射によるノック抑制で点火進角され，筒内平均ガス温度の立ち上がりが早期化し最大値は増加していることがわかる。
【００４１】
さらに、後述する図６の局所壁面熱流束の時間変化をみると，水噴射により局所熱流束の立ち上がりは早期化し最大値が増加することがわかる。ただし，局所熱流束の減衰も速くなっている。これにより，図３（ｃ）に示す熱流束の時間積分値は水噴射により低減する。
【００４２】
図３（ａ）の結果によれば、水噴射がない場合の点火時期−２５ｄｅｇ．ＡＴＤＣに対し，水噴射により−２９ｄｅｇ．ＡＴＤＣまで点火進角できることがわかる。一方、水噴射した場合，水の蒸発による吸熱で圧縮行程中の平均ガス温度は１０Ｋ程度低下している。燃焼中は水噴射により平均ガス温度は上昇するが，約２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣ以降の燃焼後温度は低下する。これは，水噴射によるノック抑制で点火進角され，燃焼時期が上死点へより近付いたためと考えられる。
【００４３】
図３（ｂ）に示す熱発生率の波形からも、水噴射ありの場合において燃焼が促進され，熱発生のピーク値が上昇し熱発生期間が短縮していることが観察できる。
【００４４】
図４に示すように、水噴射により，点火から１０％熱発生時期までの時間（ＣＡ１０：着火遅れに相当）は長期化するが，着火（ＣＡ１０）から５０％熱発生時期（ＣＡ５０：燃焼中心）及び９０％熱発生時期（ＣＡ９０：燃焼終了時期に相当）までは短縮化している。水噴射により着火遅れは長期化するが，その後の燃焼期間は短縮化されており燃焼速度が増加される。
【００４５】
つまり、図４の燃焼位相から，水噴射によってＳＡ〜ＣＡ１０初期燃焼期間は増加するが、ＣＡ１０〜ＣＡ９０の主燃焼期間は短縮され燃焼が急峻化することがわかる。水噴射によりＣＡ５０の燃焼重心位置がより上死点に近付いていることがわかる。これにより図５に示すように図示仕事が増加する。
【００４６】
図５に示すヒートバランスでは、水噴射による吸熱損失が発生するため噴射した水の蒸発・温度上昇に要した熱はその他損失と切り分けて示している。また，外部駆動過給機による正のポンプ仕事は図示仕事に含めていない。水の吸熱により１．３％ｐｔの損失が発生するが，水噴射により主に排気損失と冷却損失が低減することで、熱効率が１％ｐｔ向上している。水噴射によるノック抑制・点火進角で燃焼の等容度が高まったこと，冷却損失が低減されたことにより図示熱効率が向上したと考えられる。
【００４７】
冷却損失の評価のためヒートバランス解析に加えて，燃焼室ヘッドで計測した局所熱流束から冷却損失を推算した。計測した熱流束の結果を図６に示す。吸気行程・圧縮行程の前半までは水の有無による変化は見られないが、−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣ以降では水噴射により熱流束が低下している。これは−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣに噴射が開始された水が蒸発することで、壁面近傍のガス温度が低下し壁面への熱流束を抑制できている可能性を示している。
【００４８】
燃焼中の上死点付近においては水を噴射した場合のほうが熱流束が大きくなるが，これは，図３の熱発生率からわかるように、水噴射に伴う点火進角により燃焼が促進され筒内ガス温度が上昇した結果と考えられる。
【００４９】
筒内からの冷却損失割合を、エンジン内壁すべての位置での熱流束が熱流束計で計測された値で一定であると仮定し、計測した局所壁面熱流束に燃焼室内表面積を乗じ圧縮膨張行程期間で時間積分して算出した。
【００５０】
前項のヒートバランスにおける冷却損失と、計測された局所熱流束から求めた壁面熱損失の比較を、図７に示す。熱流束計で計測した熱流束は、ヘッドの１点のみの局所的な値であり，また，計測位置が水噴霧による成層化の効果も表れにくいヘッド部分である。そのため，この局所熱流束を筒内壁面での代表値とすることは検討の余地はあるが，両結果は水の噴射によって冷却損失が減少する傾向を示している。
【００５１】
以上より，水噴射を行いノックサイクル割合が３０%になるまで点火進角した場合，同ノックサイクル割合の水なしの場合と比べ，燃焼の等容度向上，冷却損失の低減により図示熱効率を向上できることが示された。
【００５２】
水噴射を決めるパラメータとして，水噴射量，水噴射圧力，水噴射時期がある。このうち水噴射量についてはスーパーリーンバーンの燃焼を阻害させないよう定める必要がある。水噴射圧力については、蒸発時間をできるだけ短縮するため最大噴射圧力２０ＭＰａとした。  
【００５３】
噴射時期については、点火時期，燃焼期間，エンジン回転数により大きく影響されることが予想され，水噴射による熱効率向上において水噴射時期の最適化が重要となる。そこで，水噴射時期が燃焼に与える影響を調べるとともに、可視化エンジンを用いて噴霧の分布を観察した実験結果について述べる。
【００５４】
水噴射時期が燃焼に与える影響を調査するため，ＩＭＥＰ＝１０００ｋＰａ，λ＝２．２において、Ｗ／Ｆ＝２０％にて水噴射時期ＳＯＩｗを圧縮行程中で変化させ、解析を行った。なお、水噴射量についてはスーパーリーンバーンの燃焼を阻害させないよう使用した水噴射弁で安定して噴射が得られる最小使用量で一定とした。また、水噴射圧力は、蒸発時間をできるだけ短縮するために最大噴射圧力２０ＭＰａで一定とした。図８に水噴射時期を変化させた際の図示熱効率，図示平均有効圧力の変動率ＣＯＶ（Coefficient Of Variance），点火時期ＳＡ，ノックサイクル割合，ノック強度を示す。なお、図８において、Ｗ／Ｆ＝０％（水噴射なし）の状態を点線で示す。また，図９に燃焼位相，図１０にヒートバランスを示す。
【００５５】
水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１８０〜−９０ｄｅｇ．ＡＴＤＣ（上死点前１８０度〜９０度）の圧縮行程前半に水噴射すると熱効率が向上するが，水噴射時期ＳＯＩｗ＝−６０〜０ｄｅｇ．ＡＴＤＣの圧縮行程後半の噴射では熱効率が低下していることがわかる。さらにＣＯＶの増加・未燃損失の増加が見られるため，水が燃焼を阻害し失火サイクルが増加したと考えられる。
【００５６】
点火時期ＳＡは，水噴射なしでＳＡ＝−３１．５ｄｅｇ．ＡＴＤＣなのに対し、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０〜−９０ｄｅｇ．ＡＴＤＣでは、ＳＡ＝−３８．５ｄｅｇ．ＡＴＤＣまで進角している。この範囲の水噴射時期の遅角に対し、ノックは単調に減少している。水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１８０ｄｅｇ．ＡＴＤＣでは、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０〜−９０ｄｅｇ．ＡＴＤＣの場合と同様の点火時期ではノックが急増したため、点火時期を１ｄｅｇ．遅角した。そのため，同一の点火時期に設定した場合はさらにノックは増加することとなる。よって，水噴射の時期を早めるほど水蒸気が均一に混合されることで、ノック抑制効果が弱まると考えられる。
【００５７】
水噴射時期ＳＯＩｗ＝−６０ｄｅｇ．ＡＴＤＣでは，大きく点火進角できるものの燃焼の悪化が特に顕著であるため，水噴射が燃焼を阻害すると考えられる。水噴射時期ＳＯＩｗ＝−３０〜０ｄｅｇ．ＡＴＤＣではノック抑制効果が弱まりＣＯＶが増加する。
【００５８】
以上から，水噴射時期の指針として，失火しない範囲においてノック抑制効果が大きくなるよう遅角していくことで熱効率が最大化できると考えられる。
【００５９】
図１１は、より正確な解析を行った結果を示す図８と同様な図である。図１１において、破線は水噴射がない場合の値を示す。水噴射量は燃料に対する質量比で２０％であり、圧縮比は１５とした。そのほかの実験条件は、後述する表２中の実験２に記載している通りである。
【００６０】
水噴射時期が−１８０〜−９０ｄｅｇ．ＡＴＤＣの範囲では，水噴射時期を遅角化し点火時期に近づけていくと，図示熱効率は一定のままノック発生率が減少している。これによりこの水噴射時期範囲では，水噴射によりノックが抑制されることがわかる。水噴霧の可視化結果においても，この噴射時期では水噴霧が点火前にピストン頂面近傍に偏在するため、これによりノックが抑制されたと考えられる。
【００６１】
水噴射時期が−９０〜−３０ｄｅｇ．ＡＴＤＣでは，燃焼変動（ＩＭＥＰの変動割合）が増加しており，水噴射により燃焼が不安定化している。高速度可視化画像においても，この範囲の水噴射時期では，点火時期に水噴霧の一部が点火プラグ近傍に分布するため，水蒸気が混合気の着火を阻害した可能性が高い。
【００６２】
水噴射時期が−３０〜０ｄｅｇ．ＡＴＤＣでは，水噴射しない場合に比べ燃焼変動は同程度であるが，未燃損失が高く，水噴射により一部の領域で失火が発生している可能性を示している。高速度可視化画像において，この噴射時期では水が燃焼領域内へ噴射されるため，一部の混合気が失火したと考えられる。
【００６３】
以上より，超希薄燃焼では水の噴射時期は燃焼と排気に大きな影響を与え，水噴射時期を圧縮行程中の点火時期より５０〜１００ｄｅｇ．前に設定することで，燃焼を安定に保ちながらノックを抑制できることがわかる。
【００６４】
水噴射時期によって水噴霧の分布に与える影響を調べるため，可視化エンジンを用いて散乱光計測による水噴霧の可視化を行った結果を図１２に示す。図１２では、可視化エンジンを用いて3つの異なる水噴射時期（SOIw）において撮影した高速度散乱光画像を示している。図１２の左上が吸気ポートの方向であり，エンジン壁面およびピストン面をグレー線で示している。５０サイクルの計測のうち，筒内圧の最大値がアンサンブル平均に最も近いサイクルを代表として示している。なお、実験条件は表２の実験１に示すとおりである。
【００６５】
なお，可視化エンジンでは燃焼試験に用いた火花点火エンジンと比べて圧縮比，吸気圧等の運転条件が異なる。これらの違いが水噴霧のペネトレーションに与える影響を、噴霧の運動量理論(和栗雄太郎，藤井勝，網谷竜夫，網谷竜夫，恒屋礼二郎，“ディーゼル機関燃料噴霧の到達距離に関する研究”，日本機械学会論文集（第2部）（1958），pp. 820-826）を用いて試算した結果，可視化エンジンの非燃焼条件に比べ火花点火エンジンでは噴霧到達距離が15%程度小さいことがわかった。よって，ここでは水分布の定性的な傾向を考察する。
【００６６】
水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１５０ｄｅｇ．ＡＴＤＣの場合，噴射された水は排気ポート側のシリンダ壁へ向かった後，タンブル流に乗ってピストン頂面へと向かっている。噴射された水は筒内に均一に混合せず，水の多くがピストン頂面近傍に偏在することがわかる。また，点火時期付近である−３０ｄｅｇ．ＡＴＤＣには、水粒子からの散乱光が見られないことから，蒸発がほぼ完了していると考えられる。
【００６７】
水噴射時期ＳＯＩｗ＝−６０ｄｅｇ．ＡＴＤＣの場合，水噴霧がタンブル流の主流と衝突して点火プラグ側に押し退けられており，特に点火時期付近において点火プラグ周囲に水が多く分布するようになる。そのため，着火や火炎伝播を大きく阻害し不安定化することで燃焼変動の増加や未燃損失の増加を招いたと考えられる。
【００６８】
水噴射時期ＳＯＩｗ＝０ｄｅｇ．ＡＴＤＣの場合，水噴霧は噴射されてすぐにピストン面に衝突して，その後ピストン面に沿って進む。しかし噴霧先端はピストン中央付近までしか到達せずピストン面に広く分布していないため、ノック抑制効果の低下を招いたと考えられる。また当条件においては，点火時期後の燃焼中に水噴射開始されることになるので，水が液体のまま燃焼場に存在するため燃焼の阻害効果の増大が予想される。
【００６９】
以上から，水噴射の時期によって筒内の水の分布は大きく変化し，圧縮行程中の噴射では筒内に均一分布しないことがわかった。スーパーリーンバーンで燃焼を不安定化させずノックを抑制するには圧縮行程の前半に水を噴射し，燃焼時にピストン面に低温水蒸気を成層化させることが有効である。
【００７０】
次に、スーパーリーンバーンにおいて、空気過剰率が水噴射の効果に与える影響について考察する。図１３にＩＭＥＰ＝１１００ｋＰａ、λ＝２．０、２．１、２．２における図示熱効率，ノックサイクル割合，点火時期，ＣＯＶ，および排気中のＴＨＣ（未燃炭化水素），ＣＯ，ＮＯｘ濃度を示す。水噴射時期は、前節の結果を踏まえ，ノックおよび失火を避けて水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１５０、−１２０、−９０ｄｅｇ．ＡＴＤＣとした。
【００７１】
水を噴射しない場合では，希薄化するほど点火進角が可能となり熱効率が向上していく。しかし，このときλ＝２．２では点火遅角した場合に失火が急増したため，ノックサイクル割合１２％の点火時期で計測している。したがって水噴射なしではλ＝２．２で実用運転条件を得られていない。水を噴射した場合で比較すると，希薄化するほど点火時期が進角できる傾向があるのは、水噴射なしの場合と同様である。
【００７２】
水の噴射により，λ＝２．０においてはノックが同程度または減少し、熱効率が向上している。λ＝２．２においては熱効率を同程度に保ちながらノックを低減している。このことから、いずれの空気過剰率においても水噴射によってノックを抑制可能なことが示された。
【００７３】
ノック抑制によって点火進角が可能となった結果として，熱効率が向上しＣＯＶが低下したと考えられる。λ＝２．１においては，水噴射によって熱効率が向上しているもののノックも増加している。排気に与える水噴射の影響ついては，水噴射による燃焼の悪化に対し点火進角による燃焼促進効果が上回り、排気中のＴＨＣ，ＣＯは低下し，ＮＯｘが増加する傾向にあることがわかる。
【００７４】
ＮＯｘは水噴射によって増加するが，希薄化するほど減少しておりスーパーリーンバーンの効果によって十分に低く抑えられている。水噴射による熱効率向上について，エンジン回転数２０００rpm、圧縮比１５、IMEP＝１１００ｋPa、λ＝２．１，水噴射時期ＳＯＩｗ＝−９０ｄｅｇ．ＡＴＤＣ、水噴射量の燃料噴射量に対する質量比（Ｗ／Ｆ）２０％の条件において、ノックサイクル割合４％，ＣＯＶ２．６％に抑えたうえで、最高グロス図示熱効率５０．１％を達成することができた。
【００７５】
図１４は、水噴射なしと、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣでＷ／Ｆ＝２０％の水噴射を行った場合とで、排気ガス中のＮＯｘ，ＣＯ，ＴＨＣの濃度を比較したグラフである。
【００７６】
空気過剰率２．０の超希薄燃焼において水噴射の有無が排気に与える影響を，ノック発生率が同程度にそろえた条件下で比較した。実験条件は表２中の実験３に記載の通りである。水噴射によるノック抑制効果により点火進角でき，燃焼期間短縮，最大筒内平均温度の増加がもたらされる。この燃焼促進により排気中のＣＯと未燃炭化水素（ＴＨＣ）は低減するが，ＮＯｘは増加する。
【００７７】
このときのヒートバランスを、水噴射なしの場合とともに図１５に示す。筒内水噴射により冷却損失が低減し熱効率が向上していることがわかる。以上から，スーパーリーンバーンの各空気過剰率において水噴射時期を圧縮行程初期から点火時期に近付けていくと、ノック抑制による点火進角により排気を悪化させることなく図示熱効率を向上できることがわかった。よって，スーパーリーンバーンにおいて水を均一に添加させず、成層化させることが重要であるといえる。
【００７８】
図１６は、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣにおいて、Ｗ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、１６％、２５％、３２％、３６％と、水噴射量を変化させた場合において、グロス図示熱効率と、ノックサイクル割合と、ＣＯＶとを対比して示すグラフである。グラフにおける白抜きマークのデータは、ノックサイクル割合が５％を超えていることを示す。ここでは、ノックサイクル割合５％以下，燃焼変動割合５％以下を車載時の許容範囲としたが、許容範囲外のデータも記載している。
【００７９】
空気過剰率２．０，ＩＭＥＰ１２５０ｋＰａ，の超希薄燃焼に水噴射を適用した場合において，水噴射量が燃焼特性に与える影響を調べた。水噴射時期は−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣで固定している。水噴射量は燃料に対する質量比Ｗ／Ｆで０〜３６％の範囲で変化させた。そのほかの実験条件は、表２中の実験４の圧縮比１５の場合に相当する。
【００８０】
図１６において、水噴射量の増加に伴い，ノック発生率が低下しノックが抑制されることがわかる。このノック抑制効果によってより大きな点火進角が可能となり，これにより燃焼変動率が低下し図示熱効率も増加する。
【００８１】
図１７は、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣにおいて、Ｗ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、１６％、２５％、３２％、３６％と、水噴射量を変化させた場合において、ヒートバランスを示す図である。
【００８２】
空気過剰率２．０，ＩＭＥＰ１２５０ｋＰａ，の超希薄燃焼に水噴射を適用した場合において，水噴射量が熱収支に与える影響を調べた。実験条件は表２中の実験４の圧縮比１５の場合に相当する。水噴射量の増加に伴い，冷却損失，未燃損失，排気損失が低減され，図示熱効率が増加する。
【００８３】
図１８は、水噴射量が燃焼時期に与える影響を示すグラフである。ここでは、空気過剰率２．０，ＩＭＥＰ１２５０ｋＰａ，の超希薄燃焼に、水噴射なしの場合と、水噴射あり（水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣ）の条件で、水噴射量が燃焼時期に与える影響を調べた。実験条件は表２中の実験４の圧縮比１５の場合に相当する。
【００８４】
図１８の結果によれば、水噴射量を増加すると，点火から１０％熱発生時期までの期間（ＣＡ１０：着火遅れに相当）が長期化する。しかし，水噴射のノック抑制効果により点火進角できるため着火時期（ＣＡ１０）は進角する。着火以降の燃焼については，水噴射量の増加に伴う点火時期の進角により，燃焼期間が短縮され，５０％熱発生時期（ＣＡ５０）は上死点により近づく。以上により，燃焼の等容度が高まり，図示熱効率が向上する。
【００８５】
図１９は、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣにおいて、Ｗ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、１６％、２５％、３２％、３６％と、水噴射量を変化させた場合において、ノックサイクル割合が５％以上の場合（×印）とそれ以外の場合に分けて表示した、燃焼重心（ＣＡ５０）とグロス図示熱効率との関係を示すグラフである。ここでも、ノックサイクル割合が５％以下を車載時の許容範囲とし、図１９中の×印のデータは、ノックサイクル割合が許容範囲外である。
【００８６】
空気過剰率２．０，ＩＭＥＰ１２５０ｋＰａ，の超希薄燃焼に水噴射を適用した場合において，水噴射量がグロス図示熱効率と燃焼時期（ＣＡ５０：５０％熱発生時期）の関係に与える影響を調べた。実験条件は表２中の実験４の圧縮比１５の場合に相当する。
【００８７】
水噴射量を増加させると，ノック抑制に伴う点火進角により燃焼時期が上死点（０ｄｅｇ．ＡＴＤＣ）へ近づき図示熱効率が上昇することがわかる。水噴射量の増加により燃焼期間が短縮され燃焼時期が上死点に近づくことで等容度が増加し，その結果グロス図示熱効率が向上する。
【００８８】
図２０は、圧縮比ＣＲ＝１５におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、３９％の場合と、圧縮比ＣＲ＝１７におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、５０％の場合とで、ヒートバランスを比較したグラフである。
【００８９】
空気過剰率１．８５，ＩＭＥＰ１２５０ｋＰａの超希薄燃焼に対し，さらに高圧縮比化（圧縮比１５から１７）と水噴射を適用し熱効率を向上させた結果を調べた。実験条件は表２中の実験４に記載したとおりである。
【００９０】
圧縮比１５の超希薄燃焼に水噴射を適用すると，グロス図示熱効率が５０．２４％まで向上するが，圧縮比を１７まで増加させ水噴射を適用することでグロス図示熱効率を５２．６％まで向上することができる。この時のノックサイクル割合と燃焼変動率（ＣＯＶ）は、図２１のグラフに示すように，ともに５％以下であり，車載時の許容範囲内にある。
【００９１】
図２１は、圧縮比ＣＲ＝１５におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、３９％の場合と、圧縮比ＣＲ＝１７におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、５０％の場合とで、ノックサイクル割合とＣＯＶを比較したグラフである。
【００９２】
図２０の実験と同条件下でノックサイクル割合と燃焼変動割合を調査した。実験条件は表２中の実験４に記載の通りである。圧縮比１５、１７のいずれにおいても，水噴射しない場合にはノックサイクル割合は許容値の５％を超えているが，水噴射により許容値以下となる。
【００９３】
燃焼変動割合は圧縮比１７では水噴射をしないと許容値の５％を超えるが，水噴射により許容値以下となる。以上より，高圧縮比超希薄燃焼に水噴射を適用することで，ノックと燃焼変動を許容範囲内に抑えながら、グロス熱効率を５２．６％まで向上することができる。
【００９４】
図２２は、圧縮比ＣＲ＝１５におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、３９％の場合と、圧縮比ＣＲ＝１７におけるＷ／Ｆ＝０％（水噴射なし）、５０％の場合とで、排気ガスの特性を比較したグラフである。
【００９５】
図２０の実験と同条件下で排気特性を調べた。実験条件は表２中の実験４に記載の通りである。圧縮比１５から１７への高圧縮比化により，水噴射のない場合にはＮＯｘ濃度はほとんど変わらず，ＣＯと未燃炭化水素は増加する。水噴射しない場合に圧縮比を増加すると，ノック発生により点火時期を大幅に遅角せざるを得ず，燃焼が極めて不安定になるため，ＣＯおよび未燃炭化水素が増加すると考えられる。一方，水噴射する場合には，ノック抑制による点火進角が可能となり，燃焼が安定化し，排気中ＮＯｘが増加し，ＣＯと未燃炭化水素は低下する。
【００９６】
図２３は，空気過剰率１５と１７において、水噴射時期ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣで一定とし、水噴射量をＷ／Ｆ＝０〜６０％で変化させた際に、ノックサイクル割合が４．５％程度になる点火時期と水噴射量との関係を示すグラフである．
【００９７】
圧縮比が１５と１７の場合において、水噴射量が点火時期に与える影響を調べた。点火時期ＳＡはノック発生割合が４．５％程度になるように設定した。水噴射時期はＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣで一定である。空気過剰率は１．９と２．０である。図２３に示すように、水噴射量が増加するに従い点火時期が早期化する。圧縮比を１５から１７まで増加すると，点火時期は遅角し、点火時期の水噴射量に対する変化率は低下する。
【００９８】
以上の実験に用いた条件を、表２にまとめて示す。
【００９９】
【表２】
2020169630.tif 000004
【０１００】
空気過剰率λ＝２．０のスーパーリーンバーンエンジンにおいて発生するノックと冷却損失を低減し熱効率を向上する技術として，エンジン筒内に水を直接噴射しピストン頂面近傍に分布させ温度成層化する火花点火エンジンにより，以下の効果を得ることができる。
（１）水噴射によりノックが抑制され点火進角が可能となることで，主燃焼期間が短縮し，ＴＨＣ排出量が減少する。また，冷却損失も低減する。以上により熱効率が向上する。
（２）水噴射時期を圧縮行程前半に設定することで水分布を成層化でき熱効率が向上するが，噴射時期を進角するほど水噴霧が均一に混合されることでノック抑制効果が弱まる。噴射時期を遅角し点火時期に近付ける場合，一定以上遅角すると点火プラグ周辺に水噴霧が分布するようになり燃焼を大きく阻害し失火する。
（３）圧縮比１５、エンジン回転数２０００ｒｐｍ、ＩＭＥＰ＝１１００ｋＰａ，λ＝２．１の高負荷超希薄条件において，水噴射時期を失火しない範囲で最もノック抑制効果の高い水噴射時期ＳＯＩｗ＝−９０ｄｅｇ．ＡＴＤＣに設定したところ，ノックサイクル割合４％，ＣＯＶ２．６％に抑えたうえで最高グロス図示熱効率５０．１％を達成できる。
（４）圧縮比１７、エンジン回転数２０００ｒｐｍ、ＩＭＥＰ＝１２５０ｋＰａ，λ＝１．９の高圧縮比希薄条件において、失火しない範囲で最もノック抑制効果が高い水噴射時期と水噴射量である、ＳＯＩｗ＝−１２０ｄｅｇ．ＡＴＤＣ、Ｗ／Ｆ＝５０％に設定したところ、ノックサイクル割合４％、ＣＯＶ３．４％に抑えたうえで最高グロス図示熱効率５２．６％を達成できる。
【符号の説明】
【０１０１】
１０    エンジン
１６    シリンダ
１７    ピストン
２１    吸気弁
２２    排気弁
２６    燃焼室
３１    点火プラグ
４１    水噴射弁
４４    ＥＣＵ
【図１】
2020169630.tif 000005
【図２】
2020169630.tif 000006
【図３】
2020169630.tif 000007
【図４】
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【図５】
2020169630.tif 000009
【図６】
2020169630.tif 000010
【図７】
2020169630.tif 000011
【図８】
2020169630.tif 000012
【図９】
2020169630.tif 000013
【図１０】
2020169630.tif 000014
【図１１】
2020169630.tif 000015
【図１２】
2020169630.tif 000016
【図１３】
2020169630.tif 000017
【図１４】
2020169630.tif 000018
【図１５】
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【図１６】
2020169630.tif 000020
【図１７】
2020169630.tif 000021
【図１８】
2020169630.tif 000022
【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
2020169630.tif 000025
【図２２】
2020169630.tif 000026
【図２３】
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