(57)【要約】【課題】  気体燃料をエンジン筒内へ直接噴射する噴射装置において、エンジン筒内圧が低い時には低貫徹力の噴流とし、エンジン筒内圧が高い時には高貫徹力の噴流となるように制御する。【解決手段】  ノズル３先端に設けたサック室３６をニードル３１で開閉し、サック室３６壁に貫通形成した噴孔３７から、高圧気体燃料を内燃機関１の筒内へ直接噴射供給するインジェクタＩにおいて、噴孔３７を、ストレート部３７ａに続く出口部が外部へ向かって径拡大するテーパ部３７ｂを有する形状とする。ニードル３１のリフト量を制御してサック室３６の圧力を可変とし、噴孔３７から筒内へ噴射される高圧気体燃料の流速レンジを切換え可能として、エンジン状態に応じた最適な噴流形態を実現し、熱損失やＮＯｘ排出を低減する。【選択図】        図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
ノズル先端に設けたサック室をニードルで開閉することにより、サック室壁に貫通形成した噴孔から、高圧気体燃料を内燃機関の筒内へ直接噴射供給するインジェクタと、
上記噴孔へ高圧気体燃料を供給する高圧気体燃料供給通路と、
上記噴孔を開閉する上記ニードルの駆動を制御する駆動部とを備える内燃機関の燃料噴射装置であって、
上記噴孔を、出口部が外部へ向かって径拡大する形状に形成するとともに、
上記ニードルのリフト量に応じて上記サック室の圧力を変化させることにより、上記噴孔から筒内へ噴射される高圧気体燃料の流速レンジを切換え可能としたことを特徴とする内燃機関の燃料噴射装置。
【請求項２】
上記サック室圧が、上記ニードルのリフト量のある閾値を境に高低２段階に切換えられるとともに、上記ニードルが上記閾値より低リフト量の時には、低貫徹力の噴流を、上記ニードルが上記閾値より高リフト量の時には、高貫徹力の噴流を形成する請求項１記載の内燃機関の燃料噴射装置。
【請求項３】
上記噴孔が、上記サック室への開口端から噴孔内最小径部に向かって滑らかに縮径する入口部を有し、上記出口部は、上記噴孔内最小径部から流れ方向に向かってテーパ状に滑らかに拡径する形状となっている請求項１または２記載の内燃機関の燃料噴射装置。
【請求項４】
上記噴孔内最小径部の流路断面積に対する上記出口部の開口端における流路断面積の比率を２〜６に設定する請求項１ないし３記載の内燃機関の燃料噴射装置。
【請求項５】
上記噴孔において、上記出口部のテーパの広がり角度を５度〜１５度に設定する請求項１ないし４記載の内燃機関の燃料噴射装置。
【請求項６】
上記駆動部を、ニードルに圧力を作用させる制御室と、該制御室へ作動液体を供給する作動液体供給通路と、制御室への作動液体の流出入を制御する電気式切替弁を備える構成とする請求項１ないし５記載の内燃機関の燃料噴射装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、加圧供給された高圧気体燃料をインジェクタからエンジン筒内に直接噴射する燃料噴射装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来の化石液体燃料の代替燃料として、より効率よい燃焼が期待される気体燃料、例えば、水素ガスや、天然ガス・石油ガス等の化石気体燃料を用いるエンジンの開発が進められている。気体燃料、特に水素を燃焼させる場合には、消炎距離（燃焼火炎が保持できるシリンダ壁面からの距離）が短いために、シリンダ壁面での熱損失が大きいことや、燃焼速度が速いことにより、燃料が高濃度の領域で燃焼温度が高くなり、ＮＯｘが排出されることが主要課題となっている。
【０００３】
これら課題を解決するため、以下に特許文献１、２として示すように、種々の技術が提案されている。
【特許文献１】特開平６−２４１０７７号公報
【特許文献２】特開平３−９６７号公報
【０００４】
特許文献１には、燃焼中の混合気の空気過剰率λに基づいて、ＮＯｘ形成の少ない噴射形態に切替える技術が開示されている。この技術では、ある値λ０（ただし、1 ＜λ０＜２）を境にして、予混合気形成と直噴形成のうちＮＯｘ形成がより少ない方を選択し、ＮＯｘ排出を低減しようとしている。
【０００５】
しかしながら、特許文献１の技術において、予混合気を形成しようとして早期に噴射を行った場合には、エンジン筒内圧が低下しているために高貫徹力な噴流が形成されてしまう。このため、シリンダ壁面に噴流が形成されて熱損失が大きくなることが懸念される。また、これを回避しようとして、噴流の貫徹力が低下できる噴孔および噴射条件を採用すると、直噴形成時にはエンジン筒内圧が高くなる。このため、空気との混合が悪化し、燃焼効率が低下あるいはＮＯｘ排出が増加することが懸念される。
【０００６】
そこで、ＮＯｘ低減を目的に、燃焼１サイクルにおいて多段階に燃料を噴射することを検討した。ＮＯｘ生成量は空気過剰率λが２以上、または１．１以下で低くなることから、例えば、空気過剰率λが２となる燃焼の途中で、発生した火炎中に直接燃料を噴射して空気過剰率λが１．１以下の燃焼とすることが考えられる。ところが、この技術によっても、早期の噴射と上死点（ＴＤＣ）近傍での噴射を行うため、特許文献１と同様な弊害が懸念される。
【０００７】
また、特許文献２には、通常の液体燃料（ガソリン及び軽油）用の噴射ノズルにおいて、噴孔形状を、ストレート部と先広がりテーパ部を組み合わせた形状とすることで、燃料と空気の混合を促進させる技術が開示されている。
【０００８】
特許文献２に提案される末広がりの噴孔形状は、噴孔に沿って噴霧が広がることで空気との混合を活発化し、かつ安定した噴霧を形成することを目的としている。しかしながら、常に広がった噴霧形状となるため、筒内圧が高い場合には十分な混合がなされないことが懸念される。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
このように、本発明が適用される気体燃料噴射装置では、エンジン筒内圧によって燃焼状態が大きく変化することから、エンジン状態に応じた最適な噴流状態を常に維持することは困難であった。
【００１０】
ところで、燃料を燃焼させた後の燃焼ガスを噴出させるロケット分野において、ラバールノズルが提案されている。ラバールノズルは、ノズル（噴孔）の入口側から出口側に向かって、末細ノズル部、面積が最小となるスロート部、末広ノズル部を有する形状で（後述する図９参照）、この面積が最小となるスロート部で、燃焼ガスが音速になるように形成されている。また、ロケット性能で重要な高推進力を得るために燃焼ガスを噴出させるノズル形状を、噴出雰囲気（大気圧〜真空（宇宙））に応じて形状変化させて、最高噴出速度（超音速）を得る構成となっている。
【００１１】
ところが、本発明の対象とエンジン分野では、シリンダ壁面に衝突する可能性があるため、運転状態によっては必ずしも超音速を必要とはしない。また、数分から数時間の間で定常的な運転（定常的な流れ状態）が行われるロケットに対して、エンジンは数ｍｓの時間間隔で開閉弁が行われ（非定常的な流れ状態）、アイドル運転から追い越し・登坂のようにエンジン運転状態が大きく変化する。さらに、ロケットのノズルは数十ｃｍ〜数ｍに及ぶため可変機能を設けることも可能であるのに対して、エンジン用のノズル噴孔は、単孔で数ｍｍ、多孔では１００μｍレベルであり、加工の困難さに加えて可変機構は不可能に近い。しかも、ロケット分野では、宇宙航行中にはかなりの低圧であり、最高でも大気圧である。対してエンジンの筒内に直接燃料を噴射する場合には、大気圧〜２，３ＭＰａの高圧雰囲気中に噴射しなければならない。
【００１２】
このようにロケット分野と本発明の対象とするエンジン分野とは、望まれる流速レンジ、流れ状態、ノズルスケール、噴射雰囲気といった点で大きく異なる。従って、ロケット分野の技術を、そのままエンジン用噴射噴孔に採用することはできない。
【００１３】
本発明は、上記実情に鑑みてなされたもので、その目的は、燃料を気体状態でエンジン筒内へ直接噴射する噴射装置において、エンジン筒内圧に応じて最適な噴流形態を実現することにある。具体的には、エンジン筒内圧が低い時には低貫徹力の噴流とし、エンジン筒内圧が高い時には高貫徹力の噴流となるように制御することで、燃料分配及び燃料と空気の混合を促進し、熱損失やＮＯｘ排出を低減可能とするものである。
【課題を解決するための手段】
【００１４】
請求項１の発明は、ノズル先端に設けたサック室をニードルで開閉することにより、サック室壁に貫通形成した噴孔から、高圧気体燃料を内燃機関の筒内へ直接噴射供給するインジェクタと、
上記噴孔へ高圧気体燃料を供給する高圧気体燃料供給通路と、
上記噴孔を開閉する上記ニードルの駆動を制御する駆動部とを備える内燃機関の燃料噴射装置であって、
上記噴孔を、出口部が外部へ向かって径拡大する形状に形成するとともに、
上記ニードルのリフト量に応じて上記サック室の圧力を変化させることにより、上記噴孔から筒内へ噴射される高圧気体燃料の流速レンジを切換え可能としたものである。
【００１５】
上記サック室の圧力は、サック室への流入燃料量（ニードル開閉弁で変化する開口面積に依存）と、サック室からの流出燃料量（噴孔諸元に依存）のバランスによって決まる。すなわち、上記ニードルのリフト量が小さくシート部を通過する流量が小さい場合は、サック室圧が低くなり、リフト量が大きくシート部を通過する流量が大きい場合は、サック室圧が高くなる。また、噴孔出口部が、外部へ向かって径拡大する形状である時、サック室圧が十分高ければ、噴孔を通過する噴流は高貫徹力の音速流となる。サック室圧が低いと、噴孔を通過する噴流は低貫徹力の亜音速流となる。
【００１６】
本発明によれば、上記ニードルのリフト量によって、上記サック室への流入燃料量と流出燃料量のバランスを調整し、上記サック室圧力を可変とすることで、筒内へ噴出する高圧気体燃料の流速レンジを切換えることができる。従って、エンジン筒内の状況（主に筒内圧力）に応じて適切な噴流形態を実現できる。例えば、筒内圧の低い噴射初期には、亜音速域の低貫徹力噴流を形成してシリンダ壁面近傍での燃焼を抑制することで熱損失を低減し、次いで、音速域での高貫徹力噴流を形成して、燃料と空気との混合を良好にしＮＯｘ抑制することが可能となる。
【００１７】
請求項２の発明では、上記サック室圧が、上記ニードルのリフト量のある閾値を境に高低２段階に切換えられるとともに、上記ニードルが上記閾値より低リフト量の時には、低貫徹力の噴流を、上記ニードルが上記閾値より高リフト量の時には、高貫徹力の噴流を形成する。
【００１８】
ニードルのリフト量が小さい場合は、絞り部となるニードルシート部の開口面積が小さいため、シート部を通過して流れる流量は小さく、サック室圧は上昇しない。ニードルのリフト量が大きくなると、シート部を通過して流れる流量が絞り部となる噴孔よりも大きくなり、サック室圧が上昇する。ニードルのリフト量がある閾値を超え、サック室と噴孔出口の圧力比が大きくなると、噴孔最小径部での流速が音速に達し、テーパ部でさらに加速されて高貫徹力の流れとなる。従って、気体燃料の供給圧を十分高くしておけば、ニードルのリフト量を制御することで、低貫徹力の噴流と高貫徹力の噴流とを切換え、エンジン運転状態に応じた適切な噴流形態を実現することができる。
【００１９】
請求項３の発明では、上記噴孔が、上記サック室への開口端から噴孔内最小径部に向かって滑らかに縮径する入口部を有し、上記出口部は、上記噴孔内最小径部から流れ方向に向かってテーパ状に滑らかに拡径する形状となっている。
【００２０】
好適には、噴孔入口部を出口方向へ滑らかに縮径させて、噴孔内最小径部へ向かう滑らかな流れを形成する。サック室圧が十分高い時、噴孔内最小径部で音速に達した流れは、滑らかに拡径する出口部でさらに流速を増大しながら圧力降下し、高貫徹力の噴流となって筒内へ噴出する。
【００２１】
請求項４の発明では、上記噴孔内最小径部の流路断面積に対する上記出口部の開口端における流路断面積の比率を２〜６に設定する。
【００２２】
ニードルのリフト量によって噴流形態を制御するために、好適には、噴孔内最小径部と出口部開口端の流路断面積比が、２〜６の範囲となるようにする。これにより、ニードルが低リフト量の時には広がった低貫徹力の噴流を、高リフト量の時には到達距離の長い高貫徹力の噴流を形成することができる。
【００２３】
請求項５の発明では、上記出口部のテーパの広がり角度を５度〜１５度に設定する。
【００２４】
ニードルのリフト量によって噴流形態を制御するために、好適には、噴孔出口部のテーパ角度を、５度〜１５度の範囲となるようにする。これにより、ニードルが低リフト量の時には広がった低貫徹力の噴流を、高リフト量の時には到達距離の長い高貫徹力の噴流を形成することができる。
【００２５】
請求項６の発明では、上記駆動部を、ニードルに圧力を作用させる制御室と、該制御室へ作動液体を供給する作動液体供給通路と、制御室への作動液体の流出入を制御する電気式切替弁を備える構成とする。
【００２６】
高圧燃料等の作動液体を用いてニードルに背圧を作用させ、電気式切替弁で背圧を制御することで、大きなニードル駆動力が得られ、高圧気体燃料の噴射を制御性よく行うことができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２７】
本発明の第１の実施形態について図１〜図７を用いて説明する。図１は内燃機関の燃料噴射装置の全体構成を示す概略図で、多気筒内燃機関１は、エンジンヘッド２００に搭載されるインジェクタ（噴射弁）Ｉと点火装置２０３を備え、エンジン筒内２０４に直接噴射される高圧気体燃料と空気の混合気に点火するようになっている。気体燃料としては、主に水素、ＣＮＧ（圧縮天然ガス）等が用いられる。インジェクタＩに供給される気体燃料は、高圧源２０６（例えば、高圧ポンプあるいはボンベ等）から規定する圧力に調整する調圧装置２０７を経由して、所定容積を持った各気筒共通の蓄圧室２０５に送られる。
【００２８】
一方、エンジン回転数検出装置２０１にて検出されるエンジン回転数と、エンジン負荷検出装置２０２にて検出されるエンジン負荷状況に基づいて、ＥＣＵ２０８にて噴射時期、噴射量、噴射回数、点火時期が演算される。この噴射時期、噴射量、噴射回数に相当する信号がＥＣＵ２０８から噴射弁駆動装置２０９に送られ、インジェクタＩが駆動されると、蓄圧室２０５から供給される高圧気体燃料がエンジン筒内２０４へ噴射され、エンジン筒内２０４の空気流動と噴射のエネルギーで燃料と空気が混ざり合う。この混合気を燃焼させるために、点火時期に相当する信号がＥＣＵ２０８から点火駆動装置２１０に送られ、適切な時期に点火装置２０３により点火源を形成する。ここでは、１つの気筒のみを図示しているが、他の気筒の構成も同様であり、１つの気筒の燃焼室について１つのインジェクタＩが設けられる。
【００２９】
図２（ａ）は本実施形態のインジェクタＩの縦断面図で、高圧気体コモンレール４４（図１の蓄圧室２０５に対応）からインジェクタＩ先端のノズル３へ供給される高圧気体燃料の供給経路（図の右半側）と、液体コモンレール２７からノズル３を駆動するために制御室２に供給される作動液体の流通経路（図の左半側）を含む断面が示されている。本実施形態では、制御室２圧力をＯＮ／ＯＦＦ制御するために、噴射燃料である高圧気体燃料とは異なる作動液体を用いて、ニードル３１の閉弁駆動を制御室２の作動液体の圧力で行い、ニードル３１の開弁駆動をノズルチャンバ３５の高圧気体燃料の圧力で行う方式としている。
【００３０】
このように、ニードル３１に閉弁方向の圧力を作用させる制御室２を設ける構成は、公知の液体燃料を噴射するインジェクタのノズル駆動方式として知られており、この方式を応用して作動液体による制御室２の圧力制御を行い、噴射を制御する。作動液体としては、いわゆる作動油を用いることも、液体燃料、例えば軽油等を用いることもできる。
【００３１】
まず、インジェクタＩの基本構造と作動液体の流通経路について説明する。図２（ａ）中、インジェクタＩは、インジェクタボデー５と、その下端側にチップパッキン５１を介して配設されるノズル３と、インジェクタボデー５の上端開口にプレート部材２１を介して装着される電気式切替弁としての電磁弁６にて構成されている。ノズル３とチップパッキン５１はリテーニングナット３３で、また電磁弁６はナット６２でそれぞれインジェクタボデー５に一体的に締結されている。
【００３２】
インジェクタボデー５は筒状で、その筒穴内に制御ピストン５２が摺動自在に配設され、該制御ピストン５２の上端側に制御室２が形成されている。インジェクタボデー５の筒壁部には（図の左半側）、作動液体の流通経路となる高圧液体通路２２が軸方向（図の上下方向）に形成され、これと制御ピストン５２を挟んで対向する位置に低圧液体リターン通路２５が軸方向（図の上下方向）に形成されている（一部図示しない断面内に形成）。高圧液体通路２２は、インジェクタボデー５の上側部から斜め上方に突設した液体導入管２３に連通し、液体供給配管２８を介して液体燃料が所定の高圧で蓄えられる液体コモンレール２７に接続している。低圧液体リターン通路２５の上端は、インジェクタボデー５の上側部に突設した液体導出管２６内を経て、図示しない液体燃料タンクに連通している。
【００３３】
ノズル３は、ノズルボデー３２に軸方向に形成した縦穴に、段付きのニードル３１を摺動自在に保持している。ニードル３１は上端部が制御ピストン５２の下端部に連結されて一体に上下動するようになっており、制御ピストン５２の下端部外周に設けたスプリング室５４に配設されるリターンスプリング５３により下方に付勢されている。高圧液体通路２２の下端は、ノズルボデー３２内の高圧液体通路３４に連通し、高圧液体通路３４は、ニードル３１の大径のガイド部３１１に潤滑油を供給している。低圧液体リターン通路２５の下端はスプリング室５４に連通し、インジェクタ各部からのリーク油を回収して液体導出管２６から導出する。
【００３４】
インジェクタボデー５の上端開口内には、制御ピストン５２が摺動する筒穴を閉鎖するようにプレート部材２１が配設される。制御室２は、制御ピストン５２の上端面と、その上方の筒穴内周壁と、プレート部材２１の下端面中央に設けた凹部とで画成される空間にて構成される。制御室２は、高圧液体通路２２から分岐する高圧通路２４と入口絞り部２Ａを介して常時連通し、制御室２の圧力は、制御ピストン５２を介してニードル３１に下向きに作用している。また、制御室２は、出口絞り部２Ｂを介して低圧液体リターン通路２５に連通し、低圧液体リターン通路２５への連通・遮断を電磁弁６にて制御することにより、制御室２の圧力を増減するようになっている。この時、液体導入管２３から高圧液体通路２２、高圧通路２４、入口絞り部２Ａを経て制御室２に至る作動液体供給通路が形成される。
【００３５】
電磁弁６は、ソレノイドボデー６１内に収容される筒状ソレノイド６４と制御弁６３とで構成されている。制御弁６３は、ソレノイド６４の下端面に対向するＴ字断面のアーマチャと、アーマチャ先端部に設けた半球状凹部に保持されるボール弁を有し、アーマチャ先端部周りには、出口絞り部２Ｂと液体リターン通路２５を連通させる低圧通路６５が設けられる。制御弁６３は、非通電時には、ソレノイド５の筒内に設けたスプリングにより下方に付勢されて、ボール弁が制御室２の出口絞り部２Ｂを閉鎖している。
【００３６】
次に、図２（ａ）、（ｂ）により、ノズル３の先端に形成される噴孔３７への高圧気体燃料の供給経路について説明する。図２（ａ）においてニードル３１の中間部周りには、ノズルボデー３２内周壁との間にノズルチャンバ３５となる環状空間が形成されており、その下方にサック室３６が形成されている。噴孔３７は、このサック室３６形成壁を貫通して形成される。インジェクタボデー５の筒壁部には（図の右側）、軸方向（図の上下方向）に延びる高圧気体通路４１が形成される。高圧気体通路４１は、インジェクタボデー５の上側部に突設した高圧気体導入管４２に連通し、高圧気体配管４３および絞り部４５を介して、高圧気体燃料蓄圧手段である高圧気体燃料コモンレール４４（または蓄圧アキュムレータでもよい）に接続している。高圧気体導入管４２から噴孔３７までの各通路にて、高圧気体燃料供給通路を構成している。
【００３７】
図２（ｂ）に示すように、噴孔３７は、サック室３６に近い側に噴孔内最小径部として、直径がほぼ一定のストレート部３７ａが形成され、その下流側に出口部としてノズルボデー３２の外壁面に開口するテーパ部３７ｂが形成される。テーパ部３７ｂは、ノズルボデー３２の外壁面に近づくにつれて拡径する形状である。またサック室３６とストレート部３７ａとを接続する入口部は、気体燃料が滑らかに流入できるように、Ｒ面取り部３７ｃが形成される。このような噴孔３７は、ノズルボデー３２中心軸周りに複数配置される。図２（ａ）において、サック室３６とノズルチャンバ３５の間に円錐形状のボデーシート面３９が形成され（図３の拡大図参照）、ニードルの先端に形成される円錐状のニードルシート３８が着座することで、サック室３６とノズルチャンバ３５の間を遮断し、噴孔３７からの燃料の流出を止める。
【００３８】
ここで、本実施形態における噴孔３７形状と、前述のロケット用ラバールノズルとの形状差について説明する。ラバールノズルは、末細部とスロート部と末広部が滑らかな曲線で形成されている（図９参照）。本実施形態では、加工が容易な形状で同様の現象・効果を生じさせるために、噴孔３７を以下のように形成している。末細部に対応する入口部は、現流動中のディーゼルノズルの噴孔入口部と同様に、流体研磨加工（流体中の砥粒による研削加工）によるＲ面取り部３７ｃ（Ｒ０．０１〜Ｒ０．５）を採用する。スロート部に対応する最小径部は、同一径のストレート孔を数百μｍ形成する。この径は、気体燃料の速度及び噴出流量を管理する上で重要であり、加工および管理が容易なストレート部３７ａとして形成する。末広部は、出口に向かって拡径する形状で、加工の容易性から角度一定のテーパ部３７ｂ（数度〜数十度）を形成する。
【００３９】
次に、上記構成のインジェクタＩの作動について説明する。図１のＥＣＵ２０８からの開弁指令により噴射弁駆動装置２０９がインジェクタＩを駆動する場合、まず、図２（ａ）に示す電磁弁６のソレノイド６４に駆動電流が負荷され、スプリング６６のバネ力に抗して制御弁６３を引き上げると、制御室２の出口絞り部２Ｂが開放される。制御弁６３の開弁により、制御室２の高圧燃料は出口絞り部２Ｂおよび低圧通路６５を介して液体リターン通路２５へ排出される。この時、高圧通路２４から制御室２に入る高圧燃料を制御する入口絞り部２Ａより、制御室２から低圧通路６５への排出を制御する出口絞り部２Ｂの方が、流路面積を大きく設定されていることから、制御弁６３の開弁で制御室２の圧力は低下する。
【００４０】
制御室２の圧力が低下すると制御ピストン５２およびニードル３１を押し下げる力が減少し、ノズルチャンバ３５の高圧気体燃料がニードル３１を押し上げる力が、スプリング５３と制御室２の低下した液体圧力がニードル３１を押し下げる力の合力より、大きくなる。これに伴い、ニードル３１が上昇してニードルシート３８がノズルボデーシート面３９から離座すると、ノズルチャンバ３５の高圧気体燃料がサック室３６を経て、噴孔３７から機関燃焼室に噴射される。
【００４１】
図３（ａ）に示すように、このニードルシート３８のリフト量１０１が小さい場合（例えば０．０５〜０．１５ｍｍ程度：噴射初期など）、シート部絞り面積１０２が小さいため（噴孔部３７の総断面積より）、シート部を通過して流れる流量が小さくなり、サック室圧１０４が上昇しない。この時、サック室圧１０４は、噴射雰囲気圧１０７より大きくかつシート部上流圧１０３より低い、ある所定圧Ｐｓに到達する。この所定圧Ｐｓにより、下流の噴孔部３７、特にストレート部３７ａの流速が決定される。
【００４２】
ここで、前述した図９に示されるラバールノズルでは、末細ノズル部の上流部の圧力Ｐo を一定にしておくと、流れの状態は末広ノズル部の出口の圧力（背圧）Ｐに依存することが知られている。出口が真空あるいは十分に低圧であれば、スロート部を音速で通過した流れは出口までマッハ数を増加させ、超音速流れとなる（曲線ｅ）。出口の背圧が高いとスロート部で音速に達しないか（曲線ａ）、途中で圧力降下が停止して出口後方の背圧に一致するような流れとなり（曲線ｂ〜ｄ）、超音速流れとならない。
【００４３】
図９の理論上は、噴孔３７においてストレート部３７ａの圧力がサック室圧１０４の約０．５３まで圧力低下すると、ストレート部３７ａでの流速が音速（水素の場合、約１３５０ｍ／ｓ）に達すると考えられる。ただし、シート部絞り面積１０２が小さく、サック室圧１０４が小さい時には、サック室圧１０４の約０．５３まで圧力低下することなく噴孔３７から流出する。図３（ａ）に示す低リフト時は、ストレート部３７ａでの流速が亜音速であり、続くテーパ部３７ｂで噴孔断面積の拡大に伴ってさらに流速が低下するとともに、テーパ部３７ｂで広がる方向の流速ベクトルを有するために、低貫徹力で広がる噴流形態で噴射することになる。
【００４４】
また、噴射指令期間が長く、上記小リフト量期間を超えてさらにニードル３１が上昇した場合、下記大リフト量期間で噴射が行われる。なお、ニードルリフト量とシート部絞り面積１０２および噴孔３７の総断面積（開口面積）、サック室圧１０４（噴孔入口圧）の関係は、図６に示される通りである（詳細は後述する）。
【００４５】
図３（ｂ）に示すように、ニードルシート３８のリフト量１０１が大きい場合（例えば０．３ｍｍ以上）、シート部絞り面積１０２が大きいために（噴孔３７の総断面積より）、シート部を通過して流れる流量が大きくなり、サック室圧１０４が上昇する。サック室圧１０４は、噴射雰囲気圧１０７より大きくかつシート部上流圧１０３より低い、ある所定圧Ｐｓに達する。上述したように、この所定圧Ｐｓにより噴孔部の流速が決定され、前記図９より所定圧Ｐｓがある閾値を越えると、噴孔３７におけるストレート部３７ａの圧力がサック室圧１０４の約０．５３まで圧力低下することが可能となり、ストレート部３７ａでの流速が音速に達すると考えられる。さらにそのストレート部３７ａでの圧力よりも、噴射雰囲気圧１０７が十分小さい場合には、テーパ部７３ｂで音速からさらに加速されて超音速に達する流れとなる。このようにして、高貫徹力の噴流形態で噴射することができる。
【００４６】
噴射終了時は上記噴射時と逆の過程を経て、ニードル３１が着座し、噴射が終了する。以上のように、ニードルリフト量（噴射指令期間）を変化させることで、噴流形態を変化させることが可能である。よって、エンジン筒内の状態に応じて噴流形態を適切に制御することができる。
【００４７】
次に図１０にて、気体燃料噴射時と液体燃料噴射時の差について説明する。液体燃料は一般に、非圧縮性であり、圧力変化に対する密度変化が小さい。対して気体燃料は、一般に圧縮性であり、圧力変化に対して密度が大きく変化する。これらの特徴から、ある蓄圧室に溜められた燃料（圧力は、よどみ圧）が理想的に噴出する速度Ｕを、気体燃料（水素）と液体燃料（軽油）についてそれぞれ求め、グラフに記載した。
式（１）は液体燃料についてのエネルギー保存則に基づく下記式（１）’より算出される。
Ｕ2 ／２＋Ｐ・ρ＝ｃｏｎｓｔ・・・（１）’
Ｕ＝√２（Ｐ＋Ｐｏ）／ρ  ・・・（１）
（ρ＝ｃｏｎｓｔ）
また、式（２）は気体燃料についてのエネルギー保存則・気体の状態方程式に基づく下記式（２）’より算出される。
Ｕ2 ／２＋ｋ／（ｋ−１）＊Ｐ／ρ＝ｃｏｎｓｔ・・・（２）’
Ｕ＝√２ｋ／（ｋ−１）＊Ｐｏ／ρｏ＊［１−（Ｐ／Ｐｏ）(k-1) / k ］・・・（２）  （ρ＝ｖａｒｉａｂｌ）
【００４８】
図中には、気体燃料と液体燃料が音速に達する圧力を併せて示した。図示した気体燃料（水素）は音速が１３５０ｍ／ｓ程度であり、液体燃料（軽油）もほぼ同等であるが、これら燃料の流出速度が音速に達することができるよどみ圧は、気体燃料と液体燃料で大きく異なり、気体燃料（水素）は３ＭＰａ、液体燃料（軽油）は６００ＭＰａである。つまり、前述した特許文献２に示される液体燃料では音速に達することはなく、広がった噴流となってしまう。これに対し、気体燃料では、比較的容易に３ＭＰａ未満での亜音速噴流と３ＭＰａ以上の音速噴流とを切替えて使用できることがわかる。
【００４９】
次に上記効果を確認すべく、実験をおこなった結果を図４、図５に示し説明する。
実験は、気体水素を燃料として噴射し、噴出する噴流の形状を評価した。パラメータは、噴孔形状で定まる膨張比β（出口部断面積／最小部断面積＝（テーパ部３７ｂ開口端部）流路断面積／（ストレート部３７ａ）流路断面積）と噴射圧力Ｐinj とした。リフト量は０．５ｍｍ程度で、瞬時に最大リフトに達するため、噴射圧Ｐinj とサック室圧１０４の所定圧Ｐｓと同等と考えてよい。図４（ａ）に示す末広テーパ状の出口部を有する噴孔３７において、最小径Ｄｍと出口径Ｄｏを表１のように変更した複数のサンプルにつき、膨張比βと到達距離の関係を調べた。
【００５０】
【表１】
2007051589.tif 000003
【００５１】
図４（ｂ）のグラフは、噴射圧力Ｐinj ＝２ＭＰａとした場合で、上記理想的には、音速に達しない亜音速流となる。図示されるように、膨張比βが大きくなるにつれて噴流到達距離が短くなっている（低貫徹力）。また、図４（ｃ）のグラフは、噴射圧力Ｐinj ＝８ＭＰａとした場合で、上記理想的には音速に達する音速流となる。図示されるように、膨張比βが大きくなるにつれて噴流到達距離が長くなっている（高貫徹力）。つまり、ストレート噴孔（膨張比β＝１）に対して、噴孔３７の膨張比βを１より大きくすることで（例えば、膨張比β＝５）、リフト量に応じた流速レンジの切換えが可能になる。そして、低サック室圧噴射時は低貫徹力の噴流とし、高サック室圧噴射時は高貫徹力の噴流となるように制御できる。
【００５２】
また、図５には、同一条件で実験を行った時の噴流角度の計測結果をまとめた。図５（ｂ）のグラフは、噴射圧力Ｐinj ＝２ＭＰａとした場合で、上記理想的には、音速に達しない亜音速流となる。図示されるように、膨張比βが大きくなるほど噴流角度が大きくなっている。また、図５（ｃ）のグラフは、噴射圧力Ｐinj ＝８ＭＰａとした場合で、上記理想的には音速に達する音速流となる。図示されるように、膨張比βが大きくなると噴流角度が同等か僅かに大きくなる。つまり、ストレート噴孔（膨張比β＝１）に対して、膨張比βを１より大きくすることで（例えばβ＝５）、低サック室圧噴射時は広噴流角度とし、高サック室圧噴射時はストレート噴孔と同等の噴流角度となるように制御できる。
【００５３】
以上より、噴孔形状で定まる膨張比βを適切な値に設定し、サック室の圧力を制御して、テーパ状とした噴孔部での流速レンジを亜音速域と超音速域とに使い分けることで、噴流形態、特に貫徹力と噴流角度を広く制御できる。膨張比βは、好適には２〜６の範囲で適宜選択（例えばβ＝５）することで、所望の噴流形態を実現できる。この膨張比βに対応するテーパ部の広がり角度を末広角αとすると（図４（ａ），５（ａ）参照）、末広角αは４度より大きく、好適には５度〜１５度の範囲で適宜に設定するのがよい。
【００５４】
次に、サック室３６の圧力を制御する手段について説明する。図６に、ノズル３のニードルリフトに対する絞り部開口面積特性及びサック室圧の計算例を示す。一般に、ノズル３を開閉するニードルシート部は、リフトがゼロ（閉弁）時に開口面積がゼロで、リフトの増加にともない開口面積が増加する。これに対して噴孔３７の開口面積はリフトに依存することなく、一定値である。従ってある所定リフト以降は、噴孔部のみの絞りとなり、サック室圧は一定となる。一方、所定リフト以下のリフト量においては、シート部開口面積が主絞りとなり、リフト量に依存してサック室圧が変化する。従って、インジェクタＩへの供給圧を超音速噴射可能な圧力（例えば８ＭＰａ以上）に設定しておけば、リフト量に応じて、噴流形態特性を変化させることができる。すなわち高リフト・高サック室圧時は、超音速噴射による高貫徹力噴流を、低リフト・低サック室圧時には、亜音速噴射による低貫徹力・広噴霧角噴流を実現できる。
【００５５】
次にエンジン１サイクルあたりで噴流形態特性を変化させる制御手法について、図７および図８にて説明する。図７には、パルス噴射の例を示す。図示するように、インジェクタＩへの駆動パルスを短くした場合（小噴射量）、ニードル３１は低リフト状態までしか上昇できずに下降する。従って適切なパルス幅で、上記所定リフト以下に設定することで、亜音速噴射による低貫徹力・広噴霧角噴流を実現できる。その後に後続する噴射で長い駆動パルス幅（大噴射量）を与えることで、ニードル３１は最大リフトに到達し、超音速噴射による高貫徹力噴流を実現する。これにより、シリンダ壁面での熱損失を抑制しつつ、燃料と空気の混合を促進でき、燃焼改善効果が得られる。
【００５６】
図８には、ニードルリフト制御噴射の例を示す。インジェクタＩへの噴射指令（駆動パルス）中に、ニードル３１のリフト量を一時的に停滞させることが可能なインジェクタの場合、その停滞するリフト量を前述する所定リフトに設定する。これにより、１噴射あたりで噴霧形状を可変とし、噴射初期は亜音速噴射による低貫徹力・広噴霧角噴流を、その後は超音速噴射による高貫徹力噴流を実現することができ、上記図７と同様の効果が得られる。
【００５７】
以上のように、本発明によれば、高圧気体燃料を筒内に直接噴射するインジェクタにおいて、エンジン筒内の状態に応じた適切な噴流形態を維持し、熱損失の低減とＮＯｘ排出低減を両立させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００５８】
【図１】本発明を適用した内燃機関の燃料噴射装置を示す全体概略構成図である。
【図２】（ａ）は本発明の第１の実施形態におけるインジェクタの全体断面図、（ｂ）はノズル先端部の構造を示す図で、（ａ）の部分拡大断面図である。  第１の実施形態のインジェクタのノズル構成を示す要部拡大断面図である。
【図３】第１の実施形態におけるインジェクタのリフト量と噴流形態の関係を説明するための図で、（ａ）は低リフト時、（ｂ）は高リフト時のノズル先端部の構造を示す部分拡大断面図である。
【図４】（ａ）は噴孔形状と噴流の到達距離との関係を調べるための実験に用いた噴孔および噴流形状を示す模式的な図、（ｂ）は低サック室圧の時の、（ｃ）は高サック室圧の時の、膨張比と到達距離の関係を示すグラフ図である。
【図５】（ａ）は噴孔形状と噴流の噴霧角との関係を調べるための実験に用いた噴孔および噴流形状を示す模式的な図、（ｂ）は低サック室圧の時の、（ｃ）は高サック室圧の時の、膨張比と噴霧角の関係を示すグラフ図である。
【図６】ニードルリフト量と噴孔入口圧、開口面積との関係を説明するためのグラフ図である。
【図７】本発明を適用したニードルのリフト制御方法を説明するための図で、パルス噴射時における駆動パルスとニードルリフト、噴流形態の関係を示す図である。
【図８】本発明を適用したニードルのリフト制御方法を説明するための図で、ニードルリフト制御噴射時における駆動パルスとニードルリフト、噴流形態の関係を示す図である。
【図９】ラバールノズル形状と噴流の流速、噴孔上下流の圧力比の関係を説明するための図である。
【図１０】液体燃料と気体燃料の流出速度とサック室との関係を説明するための図である。
【符号の説明】
【００５９】
Ｉ  インジェクタ
１  内燃機関
２  制御室
２２  高圧液体通路（作動液体供給通路）
２３  液体導入管（作動液体供給通路）
２４  高圧通路（作動液体供給通路）
２５  低圧液体リターン通路
２７  液体コモンレール
２８  液体供給配管
３  ノズル
３１  ニードル
３２  ノズルボデー
３４  高圧液体通路
３５  ノズルチャンバ
３６  サック室
３７  噴孔
３７ａ  ストレ−ト部
３７ｂ  テーパ部
３７ｃ  Ｒ面取り部
３８  ニードルシート
３９  ボデーシート面
４１  高圧気体通路（高圧気体燃料供給通路）
４２  高圧気体導入管（高圧気体燃料供給通路）
４３  高圧気体供給配管
４４  高圧気体コモンレール
４５  絞り部
５  インジェクタボデー
５２    制御ピストン
５  インジェクタボデー
６  電磁弁（電気式切り替え弁）
【図１】
2007051589.tif 000004
【図２】
2007051589.tif 000005
【図３】
2007051589.tif 000006
【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
2007051589.tif 000011
【図９】
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【図１０】
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