(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
気体燃料インジェクタから、気体燃料を計測管内に噴射する工程と、
計測管内に設けた小孔を通して、圧力計測器によって計測管内の静圧を計測する工程と、
前記圧力計測器で計測された静圧から、気体燃料の密度及び速度並びに音速を計算する工程と、
前記圧力計測器で計測した静圧を、管摩擦による圧力勾配で補正する工程と、
前記管摩擦による圧力勾配で補正された静圧を所定の演算式に代入することにより、気体燃料の流量質量（噴射率）を演算する工程と、
を含む気体燃料インジェクタからの気体燃料噴射率の計測方法。
【請求項２】
前記所定の演算式は次式によることを特徴とする請求項１に記載の気体燃料インジェクタからの気体燃料噴射率の計測方法。
0005103600.tif 000022
（ただし、Ａは計測管の断面積（ｍ２）、ρ（ｔ）は気体燃料の密度（ｋｇ／ｍ３）、ｕ（ｔ）は気体燃料の流速（ｍ／ｓｅｃ）、γは比熱比（無次元の断熱係数）、Ｐ（ｔ）は計測管内の圧力（Ｐａ）、Ｐ１＝Ｐ（０）、ρ１＝ρ（０）である。）
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、気体燃料インジェクタから噴出する気体燃料の各時刻における噴射率（「質量流量」ともいう。）を精度よく計測する気体燃料インジェクタの瞬間流量計測方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
近年、自動車用燃料として、ガソリン、軽油等の液体燃料のほか、水素、圧縮天然ガス（ＣＮＧ：Compressed Natural Gas）に代表される気体燃料が注目されている。特に、ＣＮＧは、（ｉ）単位発熱量当たりのＣＯ２排出量が少ないこと、（ii）硫黄分をほとんど含まないため硫黄酸化物（ＳＯＸ）の排出がないといった利点から、これを自動車用燃料として用いる動きが進んでいる。水素、ＣＮＧ等の気体燃料を自動車エンジンに用いる場合は、従来のガソリン・軽油と同様に、吸気ポートあるいはシリンダー内へ、燃料インジェクタ（燃料噴射弁ともいう）から水素、ＣＮＧを噴射させなければならない。
この水素、ＣＮＧ等の適用範囲は極めて広く、吸気管噴射火花点火機関、筒内直接噴射火花点火機関、筒内直接噴射圧縮点火機関など、多岐に渡って検討が進められている。
【０００３】
燃料インジェクタの噴射率（単位時間当たりの燃料噴射量：ｍ３／ｓｅｃあるいはｇ／ｓｅｃ）は、機関性能に大きな影響を及ぼすので、この噴射率の正確な測定は燃料インジェクタならびにエンジンの設計においてきわめて重要な要素となる。ガソリンや軽油等の従来の液体燃料に関しては、多くの燃料噴射率計測法が存在している。中でも、噴射した燃料を一定断面積の管内に導き、一次元の流れと仮定して噴射率の計測を行う「ボッシュ式噴射率計」は広く利用されている（例えば、非特許文献１を参照。）。
【０００４】
このボッシュ式噴射率計は、噴射された燃料を，一定断面積のパイプ内に噴射し，パイプ内の圧力上昇から燃料の流量を求める方法である。これは、燃料ノズルから計測管の中に燃料を噴射した場合、噴射率（ｍ３／ｓｅｃ）が管の断面積（ｍ２）に流速（ｍ／ｓｅｃ）を乗じたものであるという原理を利用している。すなわち、噴射ノズルから噴射された燃料が細い管を流れる場合、それによるパイプ内の圧力上昇が生じ、この圧力上昇を測定して燃料の瞬間的な流量を求める方式である。
【０００５】
しかしながら、ボッシュ式噴射率計は、液体燃料の測定には用いることができるものの、水素、圧縮天然ガス（ＣＮＧ）等のような気体燃料に用いることはできなかった。すなわち、このボッシュ式噴射率計を気体燃料インジェクタに適用した場合、気体特有の圧縮性、つまり圧力変化とともに密度が変化する性質、及びレイノルズ数の増大による管摩擦の増大等のため、流量の測定が不可能となるという問題があった。
【０００６】
このため、発明者らは、ボッシュ式燃料噴射率計と同様な手法で、噴射した気体燃料の一次元の流れを作り、その静圧変動から気体燃料インジェクタからの噴射率を求める手法を提案している（特許文献１を参照）。
【０００７】
特許文献１に記載の気体燃料噴射率計は、電磁弁が開閉制御される気体燃料インジェクタに、計測管を接続し、さらにこの計測管に反射波を除去するための延長管を設ける構成になっている。そして、計測管に設けた小孔に密接配置された圧力計測計により計測管内の圧力を測定し、この圧力を所定の変換式で気体燃料の流量に変換して、気体燃料の噴射率を求めるものである。
【０００８】
【非特許文献１】林  洋「ボッシュ式噴射率計」（内燃機関７巻１２号５８〜６４頁）
【特許文献１】国際公開パンフレット  ＷＯ２００６／１０４１７６
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
しかしながら、特許文献１で開示された気体燃料噴射率計では、測定の精度という点で十分なものではなかった。つまり、すでに提案した特許文献１に記載の装置では、１０％程度の計測誤差が避けられないという問題があり、この誤差をできる限り少なくするための工夫が求められていた。
【００１０】
本発明は、上記課題に鑑みてなされたものであり、測定誤差を少なくするための工夫として、（１）気体燃料が噴射される計測管内の静圧変動から噴射率を算出する関係式を改善する、及び（２）管摩擦による圧力勾配に基づいて計測された静圧の補正を行う、ことにより、気体燃料噴射率計の精度向上を図ることを目的としている。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
上記課題を解決し、本発明の目的を達成するため、請求項１に係る発明は、気体燃料インジェクタから、気体燃料を計測管内に噴射する工程と、計測管内に設けた小孔を通して、圧力計測器によって計測管内の静圧を計測する工程と、圧力計測器で計測された静圧から、気体燃料の密度及び速度並びに音速を計算する工程と、圧力計測器で計測した静圧を管摩擦による圧力勾配で補正する工程と、管摩擦による圧力勾配で補正された静圧を所定の演算式に代入することにより、気体燃料の噴射率（質量流量）を演算する工程と、を含む気体燃料インジェクタからの気体燃料噴射率の計測方法である。
【００１２】
また、請求項２に記載された発明は、請求項１に記載の発明における、所定の演算式を次式に限定するものである。
0005103600.tif 000002
（ただし、Ａは計測管の断面積（ｍ２）、ρ（ｔ）は気体燃料の密度（ｋｇ／ｍ３）、ｕ（ｔ）は気体燃料の流速（ｍ／ｓｅｃ）、γは比熱比（無次元の断熱係数）、Ｐ（ｔ）は計測管内の圧力（Ｐａ）、Ｐ１＝Ｐ（０）、ρ１＝ρ（０）である。）
【発明の効果】
【００１３】
本発明の気体燃料噴射率の計測方法によれば、従来方式において用いられる噴射率（質量流量）を求める計算式を改善し、かつ管摩擦による圧力勾配により補正された静圧を求めることにより、実際の噴射率と計測される噴射率との誤差を極めて少なくすることができる。これにより、従来、実用化レベルまでに到達していなかった噴射率の計測を、実用化レベルにまで大幅に改善することができた。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１４】
以下、図面に基づいて本発明の一実施の形態である気体燃料の瞬間流量計測方法について説明する。
特許文献１に記載された発明と同様に、本発明の基本的な構成は、ボッシュ式燃料噴射率計と類似している。すなわち、本発明の方法を実施する場合でも、一次元の流れを仮定し噴射率を求めるという点でボッシュ式燃料噴射率計と共通点を有している。
【００１５】
＜気体燃料噴射率計の説明＞
まず、本発明方法の実施形態の例を説明する前提として、本発明方法を実施するための装置構成（以下、簡単に「本例」と略記することもある。）について説明する。
図１は、本発明方法を実施する上で用いられる気体燃料瞬間流量計の概略を示す模式図である。本例の気体燃料流量計は、ガスボンベ１と、このガスボンベ１に接続されるバッファチャンバ２と、バッファチャンバ２を介して燃料ガスが導かれる気体燃料インジェクタ３と、圧力計測器４と、気体が流入する計測管５と延長管６から主として構成される。そして、気体燃料ガスを計測管５に供給するため、気体燃料インジェクタ３の不図示の開閉弁をソレノイドで開閉制御するインジェクタドライバ７と、インジェクタドライバ７に矩形波パルスを供給するファンクションジェネレータ８を備え、さらにファンクションジェネレータ８から発生する波形を観察するとともに、圧力計測器４で計測される計測管内の圧力を観察するための、デジタルオシロスコープ９を備えている。このオシロスコープ９は特にデジタル用である必要はなく、アナログ用のものであっても差し支えない。
【００１６】
図２は、本例に用いられる気体燃料インジェクタ３と圧力計測器４の部分をより詳細に示した図である。図２（ａ）は、気体燃料インジェクタ３と圧力計測部４の全体構成を示す概略図であり、図２（ｂ）は、図２（ａ）の側断面図（図２（ｃ）のＢ−Ｂ断面図）、図２（ｃ）は、図２（ｂ）のＡ−Ａで示す部分の断面図である。
【００１７】
気体燃料インジェクタ３は、燃料注入部３１、電磁弁開閉部３２、燃料噴射部３３から構成されている。また、計測管５には小孔（静圧孔）４２が設けられており、この小孔４２に密接して圧力計測部４の圧力変換器４１が配置されている。圧力変換器４１の内部には、圧電素子４３が設けられている。気体燃料インジェクタ３はフランジ１１により、また、圧力変換器４１はフランジ１２ａによって不図示の基台に固定されている。
【００１８】
次に、図１及び図２に基づいて、本例の気体燃料の瞬間流量計測装置の動作を説明する。
図１において、ガスボンベ１からの気体燃料は，図の矢印Ａにそってバッファチャンバ（圧力容器）２に導かれる。バッファチャンバ２は、ガスボンベ１から供給される気体燃料の脈動を除去するために設けられたものであり、バッファチャンバ２から供給される気体燃料ガスの圧力はほぼ一定とされて、気体燃料インジェクタ３に供給される。
【００１９】
図２に示されるように、気体燃料インジェクタ３の電磁弁開閉部３２内には、不図示の電磁弁が設けられ、この電磁弁がインジェクタドライバ７からの制御信号に基づいて開閉される。ここで、１回の噴射における電磁弁の開弁期間は、数ｍｓｅｃ〜数１０ｍｓｅｃである。この電磁弁の開閉により、バッファチャンバ２から気体燃料インジェクタ３に供給される気体燃料は、燃料噴射部３３から計測管５内に噴射される。ここで、燃料噴射部３３の噴射口は径１〜２ｍｍφであり、計測管５の内径は８ｍｍφ（断面積は一定）とされ、長さは１００ｍｍ程度とされる。
【００２０】
通常、気体燃料インジェクタ３から計測管５に同じ質量の燃料を噴射する場合、液体燃料の場合と比較して大雑把にいってその体積は１０００倍となる。このため、計測管５内の気体燃料の速度も１０００倍となるので、この速度を低くするために、燃料インジェクタの噴射口の径１〜２ｍφに対して計測管５の内径を８ｍφと大きくしている。この径の急な拡大により、断面積は１６倍以上になるので、計測管５内の流れは大きく乱れる。つまり乱流が発生する。このため、特許文献１に記載された発明では、テーパ状または開口が次第に大きくなる階段状のノズル１０が設けられている。このノズル１０を設けることにより、計測管５内の圧力振動がなくなった。
【００２１】
このように、本例ではテーパ状または階段状のノズル１０を設けているが、ノズル１０を設けることにより、別の問題が発生する。つまり、気体燃料のインジェクタの噴口径にあわせて、その都度テーパノズル１０を交換する必要があること、また、テーパノズル１０内で流れが加速するため、圧力が上昇しすぎて「オーバーシュート」を生じる場合があることである。
【００２２】
このように、テーパ状のノズル１０は、圧力振動をなくすという利点がある反面で、上記のような欠点を備えているため、本発明の他の実施例として、ノズル１０を設けることなく、圧力振動を減らす方法が考案されている。すなわち、テーパノズル１０を用いない場合、流れの乱れによる圧力振動は、５０ｋＨｚ以上のオーダの比較的高い周波数帯に現れることが分かっている。このため、取得したデータを「ローパスフィルタ処理」をするか、「移動平均処理」をすることにより、圧力振動を取り除くことが可能となるのである。
【００２３】
ここで、「移動平均処理」とは、隣接データを用いた平均法を意味する。すなわち、後述するように、計測管内の圧力振動は、圧力センサ（図２参照）で検出され、デジタルオシロスコープで、例えば２μ秒ごとにサンプリングされて、時系列データとして取得される。こうして得られるデータの振動が激しい場合には、ある時刻の前後、例えば１０μ秒分（前後５点）のデータを平均することにより、細かな変動を除去することができる。このような処理をすることにより、ローパスフィルタと同様の効果を得ることができるのである。
【００２４】
また、図２において、計測管５には、噴射口から１００ｍｍ下流の位置に、直径１ｍｍφ程度の小孔（静圧孔）４２が設けられており、この小孔４２には圧力変換器（圧力センサ）４１が密着配置されている。この圧力変換器４１としては、例えばピエゾ式圧力センサ（Piezotronics，H112A22）が用いられ、計測管５内の静圧が計測される。すなわち、気体燃料が計測管５内に噴射されることにより、計測管５内に圧力波が生じ、計測管５内の圧力は変動するのであるが、この圧力変動が圧力変換器４１によって検出される。この圧力変換器４１からの信号は、デジタルオシロスコープ９（Recroy社製、WR6030A）によって記録される。
【００２５】
さらに、本例においては、計測管５の下流には延長管６が取り付けられている。この延長管６の直径は計測管５と同じ８ｍｍφであり、長さは４ｍと長いものである。このように、延長管６の長さを長いものとしているのは、計測管５の圧力計測部における反射波の影響を無くすためである。つまり、燃料噴射に伴う圧力波は、延長管６の下流端で反射し計測管５の圧力計測部分に反射波として戻ってくる。この反射波が燃料噴射にともなう通常の圧力波に重畳すると測定が不可能となるので、反射波到達までの時間を稼ぐため、延長管６が設けられるのである。なお、この延長管６の下流端は大気に開放してもかまわないし、あるいは延長管６の下流端に背圧弁１３を設置して流量をしぼることで、計測管５ならびに延長管６内の静圧が均一に上昇し、エンジンシリンダー内の高圧条件下への燃料噴射を模擬することもできる。
【００２６】
＜定式化の説明＞
本発明の実施形態で用いられる気体燃料の瞬間流量の計測において、圧力変換器４１で検出される圧力から、気体燃料の噴射率（単位時間当たりの瞬間流量）を導出する数式に特徴があるので、以下、その数式を導出する方法について、図３を参照しつつ説明する。
【００２７】
本発明における瞬間燃料の導出方法を説明するため、以下の理論では、一次元・圧縮性・非粘性であり、かつ断熱的な流れであると仮定する。
図３は、計測管５内の圧力波の伝播と、各気体変数の変化を示した模式図である。Ｘ軸は流れの方向であり、インジェクタから噴射された気体燃料の移動距離を示している。ｔは時間である。計測管５の断面積をＡ（ｍ２）とし、気体の速度（流速）、音速、静圧、密度、静温、全温をそれぞれ、ｕ（ｍ／ｓｅｃ）、ａ（ｍ／ｓｅｃ）、Ｐ（ｋＰａ）、ρ（ｋｇ／ｍ３）、Ｔ（Ｋ）、Ｔｔ（Ｋ）で示す。ここで、全温とは、熱エネルギーと運動エネルギーの総和であり、静温とは、全温から運動エネルギー分を引いた温度をいう。したがって、静止していた気体燃料が噴射され運動を開始すると、熱エネルギーが運動エネルギーに変換されるため、静温は、全温に比べて低い温度となる。
【００２８】
まず、気体が、インジェクタから計測管５内に微小速度ｄｕで流入するとする。これによって、物質境界（図３の領域２と領域３の境界）前方の気体（領域３）は圧縮され、音速ａで圧縮波が伝播する。圧縮波の背後にある気体の速度はｄｕとなる。微小時間ｄｔ後に、物質境界は、距離ｄｕｄｔまで到達する。これが領域２である。このとき圧縮波は距離ａｄｔまで到達する。ここで、流れの場は以下の領域１〜領域４に分けられる。
領域１：インジェクタ噴口より上流の、よどみ点状態の気体の領域であり、インジェク          タ３の内部領域である。
領域２：インジェクタから噴射され、計測管５内に導かれた気体の領域である。
領域３：もともと計測管５内にある気体が、インジェクタから噴射された気体燃料によ          り圧縮された領域である。
領域４：もともと計測管５内にある気体であるが、インジェクタから噴射された気体燃          料の影響を受けていない領域である。
【００２９】
特許文献１に開示した発明では、領域２と領域３の間で、全ての変数が連続であると仮定して計算式を導出したが、実際には、領域２と領域３の間には物質境界があるので、音速ａと密度ρ、静温Ｔが不連続となる。本発明の実施形態例では、これらパラメータの不連続性を考慮して新しい定式化を試みた。
【００３０】
以下、本例で用いる定式を導く過程について説明する。本例では、領域１から領域２の間で、インジェクタから計測管５内に気体が噴射されると、流速ｕ、音速ａ、静圧Ｐ、密度ρ、静温Ｔが図３に示すように変化する。また、領域２と領域３の間では、力学的平衡条件及び連続条件から速度ｕと静圧Ｐは等しい値となる。一方、この領域２と領域３の間では、静温Ｔは一致しない。これは、領域２の気体はインジェクタから噴出して膨張した気体であるため、静温が下がりながら加速していく。これに対して領域３の気体はもともと計測管５内にあった気体であり、噴射された気体燃料で圧縮され圧力が増大するため、静温Ｔは上昇する。この気体の圧力と密度、温度の関係は気体の状態方程式（Ｐ＝ρＲＴ：Ｒは気体定数）が成立する。このため、領域２と領域３の間では、音速ａと密度ρも不連続となる。そこで、領域２における音速、密度、静温をそれぞれａ´、ρ´、Ｔ´と置き、以下の定式の導出を進めることとする。
【００３１】
なお、領域３と領域４の境界部分は圧力波の波面となっている。このため、領域３と領域４の間ですべての変数は微小変化する。領域１と領域４においては、気体の速度ｕはともに“０”となるので、静温Ｔ（ｕ＝０であるので静温Ｔは全温Ｔｔと同じ。）は一致している。
【００３２】
以上の前提条件の下で、領域１の気体燃料インジェクタ３から計測管５内の領域２に気体が流入する。このため、もともと計測管内にあった気体は、長さａｄｔ（領域２と領域３を足した長さ）から領域３の長さ（ａ−ｄｕ）ｄｔに変化する。このように、噴射された気体燃料により、もともと計測管内にあった気体の体積は圧縮されるが、圧縮の前後でもその質量は変わらないため、（１）式が成立する。
【数１】
0005103600.tif 000003
すなわち、ρ（ｋｇ／ｍ３）、ａ（ｍ／ｓｅｃ）、Ａ（ｍ２）、ｄｔ（ｓｅｃ）であるから、ρａＡｄｔの次元は（ｋｇ）であり、質量の次元となっている。
【００３３】
続いて、圧力波面（領域３と領域４の境界）前後の運動量の変化が力積は等しいことから、（２）式が成立する。すなわち、圧力波の波面から見て領域３側の圧力は（Ｐ＋ｄＰ）であり、領域４の圧力はＰであるから、（２）式の左辺は、単位時間当たりの波面を押す力積（Ｎ・ｓｅｃ）となる。一方、（２）式の右辺は、単位時間当たりの質量ρａＡ（（ｋｇ／ｍ３）＊（ｍ／ｓｅｃ）＊（ｍ２）＊ｓｅｃ＝ｋｇ）と波面前後における速度変化の積（運動量変化）である。すなわち、領域４の運動量はρａＡ＊ａ（ρａＡは単位時間当たりの移動質量、ａは音速）から、領域３の運動量は、ρａＡ＊（ａ−ｄｕ）を減算した値である。
【数２】
0005103600.tif 000004
この（１）式と（２）式から、二次の微小項を省略して演算することにより、（３）式が成立する。
【数３】
0005103600.tif 000005
【００３４】
この（３）式から分かるように、速度変化ｄｕは、静圧変化ｄＰを、音速ａと密度ρの積で割った値となる。この音速ａと密度ρの積は、音響インピーダンスと呼ばれる値である。ボッシュ式の液体燃料噴射率計では、この値は定数として定式化されているのであるが、本例のような圧縮性流体では、音速ａも密度ρも共に変数であり、時間とともに変化する値となる。
【００３５】
以降は、全ての関数を時間の関数として表すこととする。したがって、（３）式は（４）式として書き表すことができる。
【数４】
0005103600.tif 000006
【００３６】
この（４）式の両辺を積分すると、最終的に計測管５内の静圧と速度の関係式を得ることができる。本発明の実施形態例で、計測されるのは計測管５内の圧力のみである。このため、（４）式の中の音速ａ（ｔ）と密度ρ（ｔ）を、管内静圧Ｐ（ｔ）の関数として表す必要がある。
計測管５内では、断熱変化が成り立ちうるから、（５）式が成立する。
【数５】
0005103600.tif 000007
但し、γは比熱比、Ｐ０、ρ０は、計測管５内の初期静圧と初期密度である。（５）式から、ある時刻ｔにおける密度ρ（ｔ）は、（６）式で求められる。
【数６】
0005103600.tif 000008
【００３７】
一方、（２）式から、音速ａ（ｔ）は、（７）式として表すことができる。
【数７】
0005103600.tif 000009
【００３８】
（６）式を（７）式に代入すると、（８）式が成立する。
【数８】
0005103600.tif 000010
（６）式と（８）式より、密度ρ（ｔ）と音速ａ（ｔ）は、計測管５内の圧力Ｐ（ｔ）として表すことが可能となる。
【００３９】
（６）式と（８）式を（４）式に代入すると、（９）式が成立する。
【数９】
0005103600.tif 000011
この（９）式を積分すると、（１０）式が成立する。
【数１０】
0005103600.tif 000012
ここで、Ｃは積分定数であるが、（１０）式で、時刻ｔ＝０のとき、速度ｕ（０）＝０、計測管５内の静圧Ｐ（０）＝Ｐ０であるから、この初期値を代入して、（１０）式を書き直すと、（１１）式になる。
すなわち、各時刻ｔにおける速度ｕ（ｔ）は、計測管５内の圧力Ｐ（ｔ）のみの関数として表すことができる。
【数１１】
0005103600.tif 000013
【００４０】
したがって、計測管５内で計測された圧力Ｐ（ｔ）を（１１）式に代入することにより、各時刻ｔにおける気体の速度ｕ（ｔ）を求めることができる。
【００４１】
一方、気体燃料噴射率ｍ（ｔ）は、図３の領域１と領域２の間を通過した気体の瞬間流量であり、（１２）式で表すことができる。ここで、（１２）式では、ｍ（ｔ）が瞬間流量を表す意味でｍの上にドット（・）を付けている。
【数１２】
0005103600.tif 000014
ここで、ρ´（ｔ）は領域２における気体燃料の密度であるが、このρ´（ｔ）を、計測管５内の圧力Ｐ（ｔ）の関数として表す必要がある。
そこで、領域１と領域２の間でのエネルギー保存側を考慮すると、（１３）式が成立する。
【数１３】
0005103600.tif 000015
但し、Ｔ０は初期静温（＝全温）、Ｒは気体定数である。
【００４２】
この（１３）式から、領域２の密度ρ´（ｔ）は、（１４）式で表すことができる。
【数１４】
0005103600.tif 000016
したがって、各時刻における気体燃料噴射率ｍ（ｔ）は、（１１）式、（１２）式及び（１４）式より、（１５）式として求めることができる。
【数１５】
0005103600.tif 000017
すなわち、気体燃料噴射率ｍ（ｔ）は、計測管５内の静圧Ｐ（ｔ）のみの関数となる。
この（１５）式を見ると分かるように、気体燃料噴射率ｍ（ｔ）の算出において、インジェクタの上流（図３の領域１）の情報は一切必要とされない。
もともと計測管５内にあった気体の変数初期値と、噴射後の計測管内の静圧変化のみで気体燃料の噴射率の計測が可能となることが分かる。
【００４３】
一般に、液体燃料の場合には、噴射率は体積流量で表記されるが、気体燃料の場合は、温度・圧力とともに体積が変化するので、気体燃料噴射率は質量流量として表記するのが一般的である。
本発明の実施形態例では、気体燃料噴射率（質量流量）ｍ（ｔ）を上記導出した計算式（１５）を用いてもとめることになる。したがって、計測管５内の静圧測定が極めて重要になる。
【００４４】
＜計測管内の静圧履歴の説明＞
図４は、入力電圧に対する静圧の時間的な変化を示したものである。図４（ａ）は、インジェクタの開弁、閉弁信号を示し、図４（ｂ）はそのときの計測管５内の静圧を示している。横軸は時刻ｔ（ｍｓ）である。ここでは、開弁信号の入力時刻ｔをゼロとしている。噴射時間τは２０ｍｓである。計測管５の静圧の初期値は、Ｐ（０）＝Ｐ０＝１０１（ｋＰａ）である。
図４（ａ）は、ファンクションジェネレータ８からインジェクタドライバ７に与えられる矩形信号である。また、図４（ｂ）は、この矩形信号が気体燃料インジェクタ３に供給されたときの、圧力計測部分の圧力変化をデジタルオシロスコープ９で見た波形図である。
【００４５】
図４に示すように、時刻ｔ＝０（ｍｓ）で開弁信号が入力されると、約２ｍｓの時間遅れで、計測管内の静圧Ｐが急激に上昇する。すなわち、インジェクタからの気体燃料の噴射開始に伴って、計測管５内の気体が圧縮され、静圧ＰがΔＰ１だけ上昇する。この静圧Ｐの上昇が始まるまでの時間遅れは、開弁信号の入力から気体燃料噴射開始までにかかる時間遅れによるものである。静圧上昇に要する時間は約０．５ｍｓである。この期間は、インジェクタの開弁過渡期間であり、インジェクタ内部の電磁弁陽程が増大していき、全開になるまでに要する時間である。
【００４６】
時刻ｔ＝３ｍｓ以降は、計測管５内の静圧がさらにΔＰ２だけ上昇する。この期間は、インジェクタ全開の定常噴射となっており、計測管内の静圧Ｐも一定であるべきである。この静圧の上昇は管摩擦によるものと考えられる。この静圧の上昇については、補正が必要となるが、これについては後述する。
【００４７】
次に、時刻ｔ＝２０ｍｓで閉弁信号が入力されると、約１ｍｓの時間遅れを経て、計測管５内の静圧Ｐが急激に減少する。これは、インジェクタからの気体燃料の供給が止まり、計測管５内の気体が膨張するため、静圧Ｐが下がるからである。この静圧Ｐの減少に要する時間は約１ｍｓである。
この期間はインジェクタの閉弁過渡期間であり、インジェクタ内部の電磁弁陽程が減少して全閉になるまでの時間である。
【００４８】
次に、時刻ｔ＝２２ｍｓ以降は、計測管５内の静圧Ｐは、初期値Ｐ０よりやや大きな値となっている。この期間は、インジェクタが全閉期間であり、噴射率はゼロとなっている。この期間の静圧Ｐの初期値Ｐ０からのずれも管摩擦によるものと考えられる。
【００４９】
時刻ｔ＝２７ｍｓでは、計測管５内の静圧Ｐは減少を開始する。もちろん、この期間、インジェクタは動作していない。この静圧の減少は、延長管６（図１参照）の下流端で生じた反射波が、計測部まで戻ってきたことによるものである。このように反射波が重畳すると、もはや圧力の測定は意味をなさなくなるので、すべての計測は反射波が戻ってくるまでの間に行う必要がある。
【００５０】
＜管摩擦補正に関する説明＞
図４の静圧の変化ΔＰ２は管摩擦によって生じると説明したが、この管摩擦を補正する方法について、図５に基づいて説明する。図５（ａ）は、計測管５（図２参照）内の管摩擦による圧力勾配を示した模式図である。図５（ａ）に示した計測管５の最上流が気体燃料インジェクタ３からの噴射面であり、図３の領域１と領域２の境界に対応している。
【００５１】
図４（ｂ）に示したように、インジェクタの開弁によって、気体燃料が計測管５内に流入すると、これにより圧縮波が計測管５内を伝播して行き、計測管５内の静圧がΔＰ１だけ上昇する。その後、インジェクタは全開となり、定常噴射期間となる。この燃料噴射によって、圧縮波が到達した範囲内にある気体は徐々に乱流状態に遷移していく。
【００５２】
本例の場合のように、気体燃料を計測管５内に噴射すると計測管５内の気体のレイノルズ数Ｒｅは数万にも達する。このようにレイノルズ数Ｒｅが大きい場合には、計測管５内で流れが乱れるため管摩擦が発生する。
図５（ｂ）は、計測点における静圧の時間変化を示している。気体燃料インジェクタ３から気体燃料が噴射して所定時間経過すると、静圧ＰがΔＰ１だけ上昇する。その後、噴射が継続している間は、徐々に圧力が上場し続ける。この間の静圧の上昇分がΔＰ２である。この図５（ｂ）は図４（ｂ）に対応しており、微小時間ｄｔの間に、静圧がｄＰ２だけ変化することを示している。これは、図５（ａ）に示した管摩擦による圧力勾配ｄＰ２／ｄｘに依存して発生するものである。
【００５３】
図５（ｂ）に示されるように、定常的な噴射期間であっても、計測管５内の位置によって静圧Ｐが異なってしまう。つまり、静圧Ｐの計測を行う計測管５内の静圧Ｐは、上流は高く下流は低くなる。このように、管摩擦が発生することにより、管内の静圧が増大すると、見かけの質量流量が増大してしまうため、計測管内の静圧の計測が困難となる。
【００５４】
ここで管摩擦による圧力勾配ｄＰ２／ｄｘと静圧時間変化ｄＰ２／ｄｔの関係を考える。ある微小区間ｄｘの圧力分布は、その位置での音速ａ（ｔ）で管内を伝播する。この微小区間ｄｘが計測点を通過するに要する時間は、ｄｘ／ａ（ｔ）であり、この間に静圧ＰはｄＰ２だけ変化することになる。
したがって、静圧Ｐの時間変化ｄＰ２／ｄｔは（１６）式で表すことができる。
【数１６】
0005103600.tif 000018
すなわち、静圧の時間変化は圧力勾配ｄＰ２／ｄｘと速度ａ（ｔ）の積で表すことができる。
【００５５】
一方、管摩擦による圧力勾配ｄＰ２／ｄｘは、管内の流れのレイノルズ数Ｒｅで決まる。特許文献１に記載の発明では、計測管５の内径Ｄを拡大することで、レイノルズ数Ｒｅを減少させ、管摩擦による圧力勾配を抑制した。しかしながら、この方法では、（ｉ）使用するインジェクタの噴射率にあわせて計測管５内径を変化させる必要が生じる、また、（ii）完全に圧力勾配をゼロにすることはできないという問題が生じていた。そこで、本例では、圧力勾配ｄＰ２／ｄｘの大きさを理論的に見積もり、その分を補正することでより正確な静圧の測定に成功した。
【００５６】
すなわち、管摩擦による圧力勾配ｄＰ２／ｄｘは、ダルシー・ワイズバッハの式から、（１７）式で表すことができる。
【数１７】
0005103600.tif 000019
ここで、ｆは管摩擦係数であり、レイノルズ数Ｒｅが１０５以下の滑らかな管内の乱流の場合には、（１８）式で表される。
【数１８】
0005103600.tif 000020
以上、説明したように、管摩擦による圧力勾配ｄＰ２／ｄｘは、レイノルズ数Ｒｅ、計測管内径Ｄ、密度ρ、速度ｕで与えられ、前述した諸式を用いて予測することができる。
【００５７】
図６は、管摩擦による圧力勾配の実験値と理論値を示したものである。図６（ａ）は実験値、図６（ｂ）はダルシー・ワイズバッハの式で求めた理論値である。縦軸は圧力勾配ｄＰ２／ｄｘを示し、横軸はレイノルズ数Ｒｅである。
図６（ａ）は、静圧時間変化ｄＰ２／ｄｔから、（１６）式を用いて求めた圧力勾配の実験値を示している。噴射圧力を徐々に変化させ、定常噴射期間中のレイノルズ数Ｒｅをさまざまに変化させた。
図６（ｂ）は、（１７）式、（１８）式を使って求めた圧力勾配の理論値である。
【００５８】
ここで注意しなければならないことは、図６の実験値（ａ）と理論値（ｂ）は、傾向は似ているものの絶対値が異なっている。（１７）式、（１８）式を用いて算出した理論値の方が、実際の静圧時間変化を用いて算出した実験値より、圧力勾配の値が常に４倍大きくなっている。この点については、異なる仕様のインジェクタを用いた場合でも、同様の結果が得られることが確認されている。この実験値と理論値との違いは、気体燃料噴射率計特有の非定常な流れが原因であると想定される。
【００５９】
図７は、定常流及び非定常流の管内の乱れの模式図を示したものであり、（ａ）は定常流、（ｂ）は非定常流を示している。
すなわち、図７（ａ）は、十分に発達した管乱流を示している。（１７）式、（１８）式は、このような十分に発達した乱流について成立する式である。一方、図７（ｂ）に示す非定常流の場合は、もともと静止していた管内の気体は、圧力波の到達した瞬間から、突然、運動を開始して、境界層が成長していく。そして、やがて助走区間が終わり、乱流へと遷移する。
【００６０】
このため、非定常流の場合、形成される圧力勾配の値は理論値より小さくなる。本例では、圧力勾配の理論値と実験値との比を求め、補正係数をαとした。
すなわち、ある時刻ｔにおける、管摩擦による静圧上昇ΔＰ２（ｔ）は、時刻ゼロから時刻ｔまでの間、微小時間毎の管摩擦による圧力変化を積分したものである。（１６）〜（１７）式より、静圧上昇ΔＰ２（ｔ）は、（１９）式のように表すことができる。
【数１９】
0005103600.tif 000021
この（１９）式で求められるΔＰ２（ｔ）を、図４（ｂ）に示される計測された静圧履歴Ｐ（ｔ）から順次差し引くことにより、管摩擦の影響を補正することができる。
【００６１】
＜補正係数αを決定する手順の説明＞
以上説明した、本例における気体燃料噴射率の計算の手順を説明したが、この手順を図８、図９に示すフローチャートに基づいて詳細に説明する。
【００６２】
図８は、予備実験の結果から補正係数αを導き出すためのフローチャートである。このフローチャートでは、予備実験として、気体燃料インジェクタ３より、ある一定噴射率で気体が噴射された場合に，圧力勾配の理論値と実測値がどの程度異なる値となるか確認するための作業手順を示したものである。圧力勾配の理論値と実測値の比が補正係数αとなる。
【００６３】
まず、気体燃料インジェクタ３から計測管５内に一定噴射率で気体燃料を噴射させる（ステップＳ１）。ここで、「一定噴射率」で噴射させるということが重要な意味を持つ。気体燃料インジェクタ３が全開となった状態では、噴射率は一定となっている。また、気体燃料インジェクタへ供給する気体燃料圧力を高く設定しておけば噴射率は大きな値で一定となり、圧力を低く設定しておけば噴射率は小さな値で一定となる。この一定の噴射率の噴射時間は例えば２０ｍｓである。次に、計測管５の最下流において、計測管５に設けられた小孔４２に密接配置した圧力変換器４１（図２参照）で、計測管５内の静圧Ｐ（ｔ）が計測される（ステップＳ２）。この静圧Ｐ（ｔ）は時刻とともに時々刻々と変化する圧力である。
【００６４】
次に、この静圧Ｐ（ｔ）を（６）式に代入することにより気体の密度ρ（ｔ）が計算される（ステップＳ３）。また、静圧Ｐ（ｔ）を（８）式に代入することにより音速ａ（ｔ）が計算され（ステップＳ４）、（１１）式に代入することにより気体燃料の流速ｕ（ｔ）が計算される（ステップＳ５）。
【００６５】
続いて、計測した静圧Ｐ（ｔ）を時間微分し、これを（１６）式に代入すると、計測管５内の圧力勾配ｄＰ２／ｄｘが求められる（ステップＳ６）。一方、管摩擦による圧力勾配の理論値は、（１７）式で示されるダルシー・ワイズバッハの式からも計算される（ステップＳ７）。このようにして求めた圧力勾配ｄＰ２／ｄｘの実験値と理論値は、レイノルズ数の変化に対して類似の傾向を示すものの、その値に約４倍の開きがあったことは、図６で説明したとおりである。このようにして計測した実験値とダルシー・ワイズバッハの式から計算した理論値の比を補正係数αとして求める（ステップＳ８）。この補正係数αは，計測管内径Ｄによって決まる装置固有の値である。したがって、一度決定すれば、その後は定数として使用できる値である。
予備試験では、噴射率を様々に変化させて上記手順による処理を実行し、補正係数αの値は変化しないことを確認した。すなわち、補正係数αは噴射率に依存しないものである。
【００６６】
＜気体燃料噴射率（質量流量）の計算手順の説明＞
図９は、この補正係数αを用いて、気体燃料噴射率を計測した静圧Ｐから求める手順を示すフローチャートである。図９において、図８と同じ工程については、同一のステップ番号を付している。ただ、図８に示す予備実験のフローチャートでは、ステップＳ１は、気体燃料インジェクタ３から計測管５内に一定噴射率で気体燃料を噴射させるとしているが、図９のステップＳ１では、質量流量を計算で求めるための噴射であるから、一定の噴射率ということにはならない。図９の噴射率は未知数であり、この噴射率が計測されることになる。特に、インジェクタの開弁過渡期間、閉弁過渡期間等における噴射率の急激な変動を計測できることが、本計測方法の大きな利点である。
【００６７】
図８の予備実験で求めた計測管内の圧力勾配（図５（ａ）のｄＰ２／ｄｘ）の理論値（１７式）と実験値（１６式）の比は図８のステップＳ８で求められている。また、上述したように、計測管５内の圧力勾配（理論値）はダルシー・ワイズバッハの式で求められる（ステップＳ１０）。ステップＳ１０で求めた圧力勾配に補正係数αを乗ずると、静圧Ｐの時間微分から（１６）式で求められる実験値に近い圧力勾配が得られ、これを積分することにより時刻ｔにおける圧力上昇ΔＰ２（ｔ）が得られる（ステップＳ１１）。
【００６８】
ステップＳ１１で得られた圧力上昇ΔＰ２（ｔ）を、ステップＳ２で求めた静圧Ｐから減算し、（Ｐ（ｔ）−ΔＰ２（ｔ））を求める（ステップＳ１２）。これにより、計測管内の管摩擦による圧力勾配の補正がなされ、管内静圧履歴は、後述する図１０（ｂ）に示すようになる。
【００６９】
このステップＳ１２で求められる静圧Ｐは、時間とともに変化する瞬時の静圧Ｐ（ｔ）であり、この静圧Ｐ（ｔ）を、質量流量（噴射率）を求める（１５）式に代入することにより、瞬間的な気体燃料の質量流量（噴射率）が求められる（ステップＳ１３）。
【００７０】
＜気体燃料噴射率計の計測精度の説明＞
図１０（ａ）は、インジェクタの開弁。閉弁信号の時間履歴を示した図、図１０（ｂ）は、（１９）式で補正した管内静圧履歴を示した図である。また、図１０（ｃ）は、（１５）式を用いて算出した気体燃料噴射率ｍを示している。すべての図において横軸は時刻ｔであり、開弁信号の入力時刻を横軸のゼロ点とした。噴射時間τは２０ｍｓである。
【００７１】
図１０（ｂ）から、管摩擦による静圧上昇ΔＰ２（ｔ）の影響は完全に補正されていることが分かる。これにより、従来のように、インジェクタを変更しても、その都度計測管の内径を変更する必要はなくなり、極めて効果的である。また、図１０（ｃ）に示すように、計測管５内の一点で計測された管内静圧履歴から、時々刻々変化する気体燃料噴射率を求めることが可能となる。これにより、開弁・閉弁信号の過渡特性など、インジェクタの特性把握がより簡単にできるようになる。
【００７２】
＜較正試験の説明＞
図１１は、較正試験に用いた実験装置の概略図である。この実験装置は気体燃料噴射率計によって測定された噴射率の精度を確認するためのものである。第１の実験装置と同じものは同一符号を付している。
図１１の実験装置を用いた較正試験では、図１の実験装置のように燃料インジェクタ３から圧力計測器４に向けて燃料を噴射させるのではなく、気体燃料インジェクタ３を真空容器１４に接続してこの真空容器１４の中に燃料を噴射するようにした。
ここで、気体燃料インジェクタ３より上流の配管内の圧力脈動が噴射率に影響を及ぼす可能性があるので、ガスボンベ１から気体燃料インジェクタ３に至るまでの配管は、図１に示した実験装置と同一のものを使用している。なお、容器内圧力ＰＶと噴射圧力ＰＩＪとの圧力比は、常に臨界圧力比より小さくなるように配慮されている。
【００７３】
そして、当初は、真空容器１４内を真空にしておき、ファンクションジェネレータ８とインジェクタドライバ７を作動させて気体燃料インジェクタ３から真空容器１４に気体燃料を噴射させる試験を行った。そして、噴射期間τを固定し、１，０００〜２，０００回の繰返し噴射を行った。真空容器１４には、Ｕ字形をしたガラス管で形成される圧力計１５（水銀マノメータ）が設置されている。
【００７４】
この実験により、真空容器１４内の圧力上昇から気体の総質量流量を求め、それを噴射回数で除することで噴射１回当たりの質量流量を求めた。一方、図１の実験装置における気体燃料噴射率計で求めた各時刻における噴射率を積分し、噴射１回当りの質量流量を求めて両者を比較した。
これにより、本例の気体燃料噴射率計の計測精度が特許文献１に記載された発明と比べて相当程度向上したことを検証することができた。
【００７５】
図１２は、上記較正試験の結果を示した図である。気体燃料噴射率計の計測結果をと較正試験結果を比較して示した図である。図１２（ａ）の縦軸は質量流量（ｍｇ／ｓｔ）であり、噴射１回あたりの質量流量を示している。また、図１２（ｂ）の縦軸は誤差を示している。横軸は噴射時間τである。
図１２（ａ）から分かるように、気体燃料噴射率計の計測結果（○印）と較正試験結果（●印）とはほぼ一致している。また、図１２（ｂ）から、エラー率は、噴射時間τに応じて若干は変化するものの、両者の相違は２〜３％にとどまっていることが分かる。
特許文献１に記載の発明では、気体燃料噴射率計の計測誤差は約１０％であった。これに対して本例の計測方法では、（ｉ）管内静圧から噴射率を算出する関係式の改善を行ったこと、並びに（ii）管摩擦補正を行うことにより、計測精度を大幅に向上させることができた。
【００７６】
以上説明したように、本発明によれば、気体燃料の瞬間流量計測が実用化レベルに近い状態になったといえる。したがって、本発明の気体燃料噴射率の計測方法は、気体燃料を用いた自動車用内燃機関あるいはその他の機関の燃料インジェクタおよびエンジンの設計等に有効な作用効果をもたらすと考えられる。
【図面の簡単な説明】
【００７７】
【図１】本発明の気体燃料インジェクタの流量計測装置の実施の形態の一例を示す図である。
【図２】本発明の気体燃料インジェクタの流量計測装置の実施の形態例の要部を示す図である。
【図３】本発明の気体燃料インジェクタにおける計測管５内の圧力波の伝播と、各気体変数の変化を示した模式図である。
【図４】気体燃料インジェクタの電磁弁を開閉する駆動信号（ａ）と計測点の静圧の時間変化（補正前）（ｂ）を示す図である。
【図５】管摩擦による圧力勾配ｄＰ２／ｄｘ（ａ）と計測点における静圧履歴（ｂ）を示す図である。
【図６】管摩擦による圧力勾配ｄＰ２／ｄｘの実験値と理論値を示した図であり、（ａ）は実験値、（ｂ）はダルシー・ワイズバッハの式で求めた理論値である。
【図７】管内の（ａ）定常流、（ｂ）非定常流の乱れを示した模式図である。
【図８】予備試験に基づいて補正係数αを決定する手順を示すフローチャートである。
【図９】気体燃料の噴射率（質量流量）を計算する手順を示すフローチャートである。
【図１０】（ａ）は、インジェクタの開弁・閉弁信号の時間履歴、（ｂ）は、（１８）式で補正した管内静圧履歴、（ｃ）は、（１４）式を用いて算出した気体燃料噴射率ｍを示す図である。
【図１１】気体燃料インジェクタの較正試験（キャリブレーション・テスト）を行うための実験装置を示す概略図である。
【図１２】気体燃料噴射率計の計測結果と較正試験結果を比較して示した図である。
【符号の説明】
【００７８】
１・・・気体燃料のガスボンベ、２・・・バッファチャンバ（圧力容器）、３・・・気体燃料インジェクタ、４・・・圧力計測器、５・・・計測管、６・・・延長管、７・・・インジェクタドライバ、８・・・ファンクションジェネレータ、９・・・デジタルオシロスコープ、１４・・・真空容器、１５・・・圧力計
【図１】
0005103600.tif 000023
【図２】
0005103600.tif 000024
【図３】
0005103600.tif 000025
【図４】
0005103600.tif 000026
【図５】
0005103600.tif 000027
【図６】
0005103600.tif 000028
【図７】
0005103600.tif 000029
【図８】
0005103600.tif 000030
【図９】
0005103600.tif 000031
【図１０】
0005103600.tif 000032
【図１１】
0005103600.tif 000033
【図１２】
0005103600.tif 000034