JP2006328999A - Premixed compression self-ignition type internal combustion engine - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は予混合圧縮自着火式内燃機関に関するものである。 The present invention relates to a premixed compression self-ignition internal combustion engine.
ディーゼルエンジン等の内燃機関の分野では、近年、環境問題の高まりに伴って年々厳しい排気規制が施行されており、煤やスモーク、CO、NOx等の大気汚染物質の排出を低減し、また、燃費を向上することが強く要請されている。 In recent years, in the field of internal combustion engines such as diesel engines, stricter exhaust regulations have been enforced year by year due to the growing environmental problems, reducing emissions of soot, smoke, CO, NOx and other air pollutants, and fuel consumption There is a strong demand for improvement.
しかしながら、ディーゼルエンジンは、シリンダ内で圧縮された空気に燃料を噴霧し、自着火により燃焼させるため、空気と燃料との混合に濃淡が生じ易く、燃料濃度が濃いところでは煤やスモークを、量論比付近ではNOxを生成し易くなっている。 However, since diesel engines spray fuel on compressed air in a cylinder and burn it by self-ignition, light and dark mixing tends to occur in the mixture of air and fuel, and soot and smoke can be produced where the fuel concentration is high. It is easy to generate NOx near the theoretical ratio.
このような事情に鑑み、近年、予混合圧縮自着火方式が注目されている。この予混合圧縮自着火方式は、ピストンが上死点に至る前の圧縮行程初期から中期に燃料を噴射することで、燃焼室内で燃料と空気とを予め均一に混合し、この混合気をピストンによる圧縮により昇温、昇圧させ、燃料の発火点において自着火させる技術である。この方式によれば、高い空気過剰率によってスモークの発生を抑制可能であり、また、火炎温度を均一化できることからNOxの発生も抑制することが可能である。 In view of such circumstances, in recent years, a premixed compression self-ignition system has attracted attention. This premixed compression auto-ignition method injects fuel from the beginning to the middle of the compression stroke before the piston reaches top dead center, so that the fuel and air are uniformly mixed in advance in the combustion chamber. This is a technology that raises the temperature and raises the pressure by compression by the self-ignition at the ignition point of the fuel. According to this method, the generation of smoke can be suppressed by a high excess air ratio, and the generation of NOx can be suppressed because the flame temperature can be made uniform.
ところが、予混合圧縮自着火方式では、ピストンが上死点に至る前の低い位置にあるときに燃料が噴射されるため、該燃料が直接シリンダライナーに衝突してしまう恐れがある。ピストンが上昇する過程では、シリンダ内の温度と圧力はそれほど上昇していないため、シリンダライナーに衝突した燃料は蒸発することなくそのまま付着する可能性が高い。付着した燃料は、ピストンにより掻き落とされてオイルを希釈させたり、そのまま燃焼に寄与することなく白煙となって排出される恐れがあり、また、当然に燃費を悪化させる原因にもなる。 However, in the premixed compression self-ignition system, fuel is injected when the piston is at a low position before reaching the top dead center, so that the fuel may directly collide with the cylinder liner. In the process of raising the piston, the temperature and pressure in the cylinder do not rise so much, so the fuel that has collided with the cylinder liner is likely to adhere as it is without evaporating. The adhering fuel may be scraped off by the piston to dilute the oil, or may be discharged as white smoke without contributing to the combustion as it is, and naturally causes a deterioration in fuel consumption.
一方、下記特許文献1には、ピストンの頂面に対向するシリンダヘッドの爆面に凹状のドーム(ヘッドキャビティ)を形成し、ドームの底部に、ドームの周壁面に向かって開口する燃料噴射口を有する噴射ノズルを備えたディーゼルエンジンが開示されている。
On the other hand, in
この技術を用いて、予混合圧縮自着火を行った場合、燃料はシリンダライナーに到達する前にドームの周壁面に衝突して方向が変えられるとともに微粒化されるため、シリンダライナーへの燃料の付着を防止することが可能になる。 When premixed compression auto-ignition is performed using this technique, the fuel collides with the peripheral wall of the dome before reaching the cylinder liner, and the direction is changed and atomized. It becomes possible to prevent adhesion.
上記特許文献1では、シリンダヘッドのドームが半球状に形成されており、このドームの周壁面に衝突した燃料は、大部分が下方に拡散するが、一部は上方に拡散する。しかし、燃料の衝突部分よりも上側には空間が少ないため、燃料過濃の混合気が生成され、スモークが生じやすくなるという欠点がある。
In
本発明は、予混合圧縮自着火式の内燃機関において、噴射された燃料噴霧が直接シリンダライナーに衝突することを防止するとともに、燃料の拡散及び空気との混合を促進し、均一な希薄混合気を形成することにより、NOx及びスモークの発生を抑制することを目的とする。 In the premixed compression self-ignition internal combustion engine, the present invention prevents the injected fuel spray from directly colliding with the cylinder liner and promotes the diffusion of the fuel and the mixing with the air, thereby producing a uniform lean mixture. The purpose of this is to suppress the generation of NOx and smoke.
請求項1記載の発明は、ピストンの頂面に対向するシリンダヘッドの爆面に凹状のヘッドキャビティが形成され、ヘッドキャビティの底部に、ヘッドキャビティの周壁面に向かって燃料を噴射する複数の燃料噴射口を有する燃料噴射ノズルが設けられている、予混合圧縮自着火式内燃機関において、前記ヘッドキャビティの底面が、シリンダヘッドの爆面に略平行な平坦面に形成され、周壁面が、ピストン側へ向けて拡開状に傾斜されており、噴射ノズルからの燃料噴射が、圧縮行程上死点付近で開始するメイン噴射と、圧縮行程の初期又は中期で燃料噴射を行うプレ噴射との組み合わせで行われることを特徴とする。 According to the first aspect of the present invention, a concave head cavity is formed on the explosion surface of the cylinder head facing the top surface of the piston, and a plurality of fuels inject fuel toward the peripheral wall surface of the head cavity at the bottom of the head cavity. In a premixed compression self-ignition internal combustion engine provided with a fuel injection nozzle having an injection port, the bottom surface of the head cavity is formed on a flat surface substantially parallel to the explosion surface of the cylinder head, and the peripheral wall surface is a piston. A combination of main injection in which fuel injection from the injection nozzle starts near the top dead center of the compression stroke and pre-injection in which fuel injection is performed at the initial or middle stage of the compression stroke. It is performed by.
請求項2記載の発明は、請求項1記載の発明において、前記プレ噴射が、さらに複数回に分けて行われることを特徴とする。 According to a second aspect of the present invention, in the first aspect of the invention, the pre-injection is further performed in a plurality of times.
請求項3記載の発明は、請求項1記載の発明において、噴射ノズルからの燃料噴射が、さらに、排気行程から吸気行程への移行期のオーバーラップTDC付近において行われることを特徴とする。 A third aspect of the invention is characterized in that, in the first aspect of the invention, the fuel injection from the injection nozzle is further performed in the vicinity of the overlap TDC in the transition period from the exhaust stroke to the intake stroke.
請求項4記載の発明は、請求項1記載の発明において、シリンダヘッドに形成された排気孔に連通する排気通路に、一酸化炭素又は未燃炭化水素を除去する酸化触媒が設けられていることを特徴とする。
The invention according to
請求項5記載の発明は、請求項1記載の発明において、EGRガスをシリンダ内に環流するEGR装置と、機関回転数と燃料噴射量に応じた目標EGR率が記録された目標EGR率マップと、を備えており、機関回転数と燃料噴射量とに応じて目標EGR率マップから得たEGRガス量をシリンダ内に環流するように、前記EGR装置が制御されることを特徴とする。 According to a fifth aspect of the invention, in the first aspect of the invention, an EGR device that circulates EGR gas into the cylinder, a target EGR rate map in which a target EGR rate corresponding to the engine speed and the fuel injection amount is recorded, The EGR device is controlled so that the EGR gas amount obtained from the target EGR rate map is circulated into the cylinder according to the engine speed and the fuel injection amount.
請求項6記載の発明は、請求項1記載の発明において、シリンダヘッドの吸気孔及び排気孔をそれぞれ開閉する吸気弁及び排気弁を備え、吸気弁及び/又は排気弁の開閉時期を可変設定する可変動弁装置を備えており、機関運転状態に応じた有効圧縮比を得るように、前記可変動弁装置が制御されることを特徴とする。
The invention according to
請求項7記載の発明は、請求項1記載の発明において、機関運転状態に応じてスワール強度を変更自在に生成する、可変スワール生成装置を備えていることを特徴とする。 A seventh aspect of the invention is characterized in that, in the first aspect of the invention, a variable swirl generating device is provided that generates the swirl strength in a variable manner according to the engine operating state.
請求項1の発明によれば、燃料噴射口から噴射された燃料がヘッドキャビティの周壁面に衝突することによって、シリンダライナーに直接的に付着することが防止されるとともに、衝突によって燃料が微粒化されるため、空気との混合が促進される。また、ヘッドキャビティの底面が、シリンダヘッドの爆面に略平行な平坦面に形成されているので、燃料の衝突部分よりもヘッドキャビティの底面側に、従来に比べて広い空間を形成することができ、ヘッドキャビティ内における燃料と空気との混合を促進することができる。 According to the first aspect of the present invention, the fuel injected from the fuel injection port is prevented from directly adhering to the cylinder liner by colliding with the peripheral wall surface of the head cavity, and the fuel is atomized by the collision. Therefore, mixing with air is promoted. In addition, since the bottom surface of the head cavity is formed on a flat surface substantially parallel to the explosion surface of the cylinder head, it is possible to form a wider space on the bottom surface side of the head cavity than the collision portion of the fuel. And mixing of fuel and air in the head cavity can be promoted.
さらに、燃料噴射を、プレ噴射とメイン噴射との複数段で行うことによって、プレ噴射による燃焼だけでは不足する出力をメイン噴射による燃焼で補うことができ、プレ噴射による燃焼で生じたHCやCOを、メイン噴射による燃焼で焼却除去することができる。 Further, by performing the fuel injection in a plurality of stages of pre-injection and main injection, the output that is insufficient only by the combustion by the pre-injection can be supplemented by the combustion by the main injection, and the HC and CO generated by the combustion by the pre-injection Can be incinerated and removed by combustion by main injection.
請求項2の発明によれば、プレ噴射を複数回に分けて行うことによって、各回のプレ噴射における燃料噴射期間を短くし、噴霧到達距離を短くすることができる。したがって、燃料がシリンダライナーに直接的に付着する可能性を一層低くすることができる。
According to the invention of
請求項3の発明によれば、オーバーラップTDC付近において噴射された燃料はシリンダライナーに付着することはなく、高温のピストンに接触することによって吸気行程中に燃料を蒸発させることができる。また、ピストンを燃料によって冷却することが可能となる。
According to the invention of
請求項4の発明によれば、プレ噴射に伴う予混合気の燃焼で発生したHCやCOは、メイン噴射に伴う燃焼で焼却除去されるが、排気管に酸化触媒を設けることによって、さらに、HC及びCOの排出を抑えることが可能となる。
According to the invention of
請求項5の発明によれば、機関運転条件に応じて排気環流を行うことによって、プレ噴射による予混合気の着火遅れを延長し、混合気の均一化、希薄化を図るとともに、メイン噴射に伴う燃焼で発生する高温燃焼領域を減らすことができる。 According to the invention of claim 5, by performing the exhaust gas recirculation according to the engine operating condition, the ignition delay of the premixed gas by the pre-injection is extended, the mixture is made uniform and diluted, and the main injection is performed. The high temperature combustion area generated by the accompanying combustion can be reduced.
請求項6の発明によれば、高負荷時等の燃料噴射量が多い場合には、有効圧縮比を低くして着火遅れを延ばし、低負荷時の燃料噴射量が少ない場合には、有効圧縮比を高くして着火性を高めることができ、ノッキングや失火を防止することができる。 According to the sixth aspect of the present invention, when the fuel injection amount is high at high load or the like, the effective compression ratio is lowered to extend the ignition delay, and when the fuel injection amount at low load is small, the effective compression is reduced. The ratio can be increased to improve ignitability, and knocking and misfire can be prevented.
請求項7の発明によれば、高負荷時等にプレ噴射の噴射量が多い場合に、スワール流を強化して混合気の均一希薄化を促進し、着火遅れを延ばしてノッキングを防止することができ、低負荷時のプレ噴射量が少ない場合には、スワール流を弱めることで、燃料過濃域と希薄域とを層状に形成し、過濃域において積極的に着火を促進して失火を防止することができる。
According to the invention of
以下、本発明の実施の形態を図面を参照して説明する。
本実施形態の内燃機関は、予混合圧縮自着火方式のディーゼルエンジンであり、その構造の詳細について説明する前に、基本的な作動工程を簡単に説明する。図1は、本実施形態のディーゼルエンジンの作動工程の概要を示す説明図である。このディーゼルエンジンは、シリンダ10にピストン11を摺動自在に嵌合するとともに、シリンダヘッド12に、燃料噴射ノズル13、吸気孔14、及び排気孔15を設け、吸気孔14及び排気孔15を、それぞれ吸気弁17A及び排気弁17Bによって開閉自在にしたものである。ピストン11頂面とシリンダ10側面とシリンダヘッド12下面との間には、燃焼室18が形成されている。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
The internal combustion engine of the present embodiment is a premixed compression auto-ignition type diesel engine, and a basic operation process will be briefly described before the details of the structure are described. FIG. 1 is an explanatory diagram showing an outline of the operation process of the diesel engine of the present embodiment. In this diesel engine, a
図1中(a)は吸気行程、(b)は圧縮行程、(c)は膨張行程、(d)は排気行程である。(a)の吸気行程では、ピストン11が上死点から下死点へ移動し、その間に吸気孔14から燃焼室18に空気が取り込まれる。(b)の圧縮行程では、吸気した空気が圧縮されるとともに、圧縮初期から中期にかけて、燃料噴射ノズル13から燃料Sが噴射(プレ噴射)され、空気と燃料との混合気が形成される(予混合)。ピストン11が上死点付近になると、予混合気が圧縮によって昇温、昇圧され、自着火する。また、上死点付近では再度燃料Sが噴射(メイン噴射;(c)に示す)され、該燃料Sは、直ちに蒸発しながら拡散し、高温高圧の雰囲気下で自着火する。(c)の膨張行程では、ピストン11が下降し、(d)の排気行程では、排気用弁17Bが開き、ピストン11の上昇により排気孔15から燃焼室18内の排気が排出される。
In FIG. 1, (a) is an intake stroke, (b) is a compression stroke, (c) is an expansion stroke, and (d) is an exhaust stroke. In the intake stroke (a), the
したがって、本実施形態では、予混合のためのプレ噴射と、通常の圧縮自着火燃焼(ディーゼル燃焼)のためのメイン噴射との複数段の噴射が行われるようになっている。そして、このような複数段の噴射を行うため、上記シリンダ10、ピストン11、燃料噴射ノズル13の形状の適正化が図られている。以下、この点について詳細に説明する。
Therefore, in the present embodiment, multiple stages of injection are performed, that is, pre-injection for premixing and main injection for normal compression self-ignition combustion (diesel combustion). And in order to perform such multi-stage injection, optimization of the shape of the said
〔ピストン11の構成〕
図2及び図3は、本発明を適用したディーゼルエンジンのシリンダ頂部の断面図であり、特に、図2はピストン11が上死点よりも下位にある状態(プレ噴射を行っている状態)、図3はピストン11が上死点付近にある状態(メイン噴射を行っている状態)を示す。図2に示すように、ピストン11の頂面には、凹状のピストンキャビティ20が形成されている。ピストンキャビティ20の底部中央には、シリンダヘッド12側に突出する中央突出部21が形成されており、該中央突出部21は、基部(裾野部)の外径が大きく頂部の外径が小さくなるような、山形に形成され、外周面22が反シリンダヘッド12側に向けて拡開状に傾斜する傾斜面となっている。この外周面22の拡開角度にはCを付してある。
[Configuration of Piston 11]
2 and 3 are cross-sectional views of a cylinder top portion of a diesel engine to which the present invention is applied. In particular, FIG. 2 is a state where the
ピストンキャビティ20の底面24は、中央突出部21の傾斜面22になだらかに連なる円弧面に形成されている。ピストンキャビティ20の外周面25は、底面24から連続する円弧面に形成され、ピストン11の頂面まで延びている。ピストンキャビティ20の開口部26は、外周面25よりもやや径方向内方に入り込んでおり、これによって、径方向内方に突出するリップ部27が形成されている。図2において、ピストンキャビティ20の開口径にはφYを付し、ピストンキャビティ20の外周面25における最大外径にはφZを付してある。
The
〔シリンダヘッド12の構成〕
図5は、シリンダヘッドを拡大して示す断面図である。図2、図3、及び図5に示すように、ピストン11頂面に対向するシリンダヘッド12の爆面28には、凹状のヘッドキャビティ29が設けられており、該ヘッドキャビティ29は、裁頭円錐形に形成されている。すなわち、ヘッドキャビティ29の底面30は、爆面28に略平行な平坦面に形成されており、ヘッドキャビティ29の周壁面31は、ピストン11側(図2の下側)に向けて拡開状に傾斜されている。図2において、ヘッドキャビティ29の開口径にはφXを付し、周壁面31の拡開角度にはAを付してある。
[Configuration of Cylinder Head 12]
FIG. 5 is an enlarged cross-sectional view of the cylinder head. As shown in FIGS. 2, 3, and 5, the
図6は、図2のVI−VI矢視断面図である。シリンダヘッド12には、吸気用、排気用のバルブシート33が各2個ずつ設けられ、各バルブシート33に吸気用、排気用の弁17A,17Bが設けられている。ヘッドキャビティ29は、4つの弁17A,17Bの間に囲まれ、各バルブシート33に外接する大きさに形成されている。ただし、必ずしも各バルブシート33に外接しなくても、その外接円の範囲内で可及的に大きく形成することができる。
6 is a cross-sectional view taken along the line VI-VI in FIG. The
図5に示すように、本実施形態では、ヘッドキャビティ29の周壁面31に、シリンダヘッド12とは別の素材で形成された燃料衝突部34を設けている。この燃料衝突部34は、ヘッドキャビティ29の深さ全体に渡る幅を有し、当該幅に渡って均等な厚さに形成されている。素材としては、耐熱性及び断熱性を有するものが用いられ、例えば、SUH系の耐熱鋼等が用いられる。ただし、この燃料衝突部34を省略し、シリンダヘッド12そのものの素材で周壁面31を構成してもよい。
As shown in FIG. 5, in the present embodiment, a
〔燃料噴射ノズル13の構成〕
図2及び図3に示すように、ヘッドキャビティ29の底面30の中央部には、燃料噴射ノズル13が設けられている。噴射ノズル13は、下部にニードル弁を収容した細径部36、上部に細径部36よりも大径の太径部37を有しており、細径部36と太径部37との間には段部38が形成されている。噴射ノズル13は、シリンダヘッド12に形成された保持孔39にホルダー40を介して装着されている。ホルダー40は、筒形に形成されるとともに、筒内部が、噴射ノズル13の外形に適合した形状に形成されている。ホルダー40の内面と細径部36との間には、両者間の気密を保つ筒形の第1シール材41が介装され、ホルダー40と段部38との間には環状の第2シール材42が介装されている。ホルダー40の先端部は、保持孔39を介してヘッドキャビティ29の底面に露出している。また、ホルダー40の先端部には、径内方向に折曲部43が突設され、折曲部43によって第1シール材41を下側から受けている。
[Configuration of Fuel Injection Nozzle 13]
As shown in FIGS. 2 and 3, the
図5に示すように、噴射ノズル13の先端には、複数の燃料噴射口44が形成されている。燃料噴射口44は、ノズル軸心O1を中心として放射状に、4〜10個形成されている。各噴射口44は、それぞれヘッドキャビティ29の周壁面31(燃料衝突部34)に向けて開口している。
As shown in FIG. 5, a plurality of
〔ヘッドキャビティ29と燃料噴射ノズル13との関係〕
図2に示すように、噴射ノズル13の燃料噴射口44から噴射された燃料は、全体として円錐状又は水平に放射方向に拡散する。このときの噴霧軸線X1の拡散角度(噴霧角度)をBとすると、120°≦B≦180°に設定されている。このように設定することによって、燃料が直接周壁面31に衝突するようになっている。この衝突によって、燃料は、方向が変えられるとともに、微粒化されるようになっている。
[Relationship Between
As shown in FIG. 2, the fuel injected from the
したがって、プレ噴射を行う場合において(図1(b)、図2)、燃料が直接シリンダライナー46に衝突して付着してしまうことを防止することができる。また、周壁面31に対する衝突で燃料が微粒化するので、空気との混合をより促進することができる。なお、図2には、比較として、ヘッドキャビティ29の周壁面31に衝突しない場合の噴霧軸線X2を2点差線で例示しており、この場合、シリンダライナー46に燃料が衝突することになる。
Therefore, when pre-injection is performed (FIGS. 1B and 2), it is possible to prevent the fuel from directly colliding with the
上記噴霧角度Bを120°以上としたのは、それ以下であると、ヘッドキャビティ29の周壁面31に燃料を衝突させるためにヘッドキャビティ29を深く形成する必要が生じ、シリンダヘッド12の大幅な構造の変更を伴うことになるからである。噴霧角度Bを180°以下としたのは、それ以上であると、噴射ノズル13における流量係数が低下するからである。また、メイン噴射を行う場合において、ヘッドキャビティ29内の上部側(底面30側)に多くの燃料が拡散し、該部分の燃料濃度が高くなり、スモーク発生の原因となるからである。
If the spray angle B is set to 120 ° or more, it is necessary to form the
一方、ヘッドキャビティ29の周壁面31の拡開角度Aは、60°≦A≦120°に設定されている。この拡開角度Aは、小さければ小さいほど、衝突後の燃料がシリンダライナー46に付着する可能性を低くする。しかし、拡開角度Aを小さくすることは、メイン噴射(図1(c)、図3)を行う場合の燃料拡散の妨げになる。すなわち、メイン噴射され周壁面31に衝突した後の燃料と、シリンダ10内の径方向外側に存在する多量の空気との混合を促進することが困難となり、均一な混合気形成の妨げになる。また、ヘッドキャビティ29の周壁面31に衝突した燃料がヘッドキャビティ29内の上部側に多く拡散されることになり、ヘッドキャビティ29内の燃料過濃によりスモークを生じ易くなる。したがって、本実施形態では、拡開角度Aを、上記の如く設定することにより、プレ噴射、メイン噴射の双方において、適切な混合気形成を実現している。
On the other hand, the expansion angle A of the
また、ヘッドキャビティ29の周壁面31と燃料の噴霧軸線X1との、ピストン11側の交差角度をDとすると、120°≦D<180°に設定されている。このDが120°以下であると、メイン噴射を行う場合において、ヘッドキャビティ29内の上部側への燃料の拡散が多くなり、スモークが発生し易くなり、180°以上であると、実質的に燃料がほとんど周壁面31に衝突しなくなるからである。
Further, assuming that the intersection angle between the
上記ヘッドキャビティ29は、底面30がシリンダヘッド12の爆面28と略平行な平坦面に形成されており、図5に示すように、底面30と周壁面31との境界に角部47が形成されている。この角部47の存在によって、ヘッドキャビティ29内の上部側には、従来技術(ドーム形乃至円錐形のヘッドキャビティ)よりも広い空間Rが確保されている。そのため、ヘッドキャビティ29の周壁面31に衝突した燃料がヘッドキャビティ29の上部側(底面30側)に拡散したとしても、従来技術に比べて空気との混合が促進されるようになっている。
The
なお、燃料噴射口44から噴射された燃料は、その全てが周壁面31に衝突しなくてもよく、少なくとも噴霧軸線X1が周壁面31に衝突するように設定されていればよい。すなわち、噴霧軸線X1が周壁面31に衝突した部分と爆面28とのシリンダ軸心方向の距離をEとしたとき、E>0の条件を満たしていればよい。燃料液滴の速さは噴霧軸X1上で最も高く、径方向外方にいくに従い周囲空気とのせん断作用で速さが低下するため、噴霧軸線X1より下側の燃料は、霧状になり、貫徹力が小さくなって、周壁面31に衝突しなくてもシリンダライナー46に至ることが少なくなり、また、周壁面31に衝突した燃料が下向き成分となって拡散することによって、シリンダライナー46に向かう貫徹力を一層弱めるからである。
The fuel injected from the
燃料は、燃料噴射口44から出た直後は液柱状であり、その後霧状に拡散しつつ周壁面31に到るようになっている。本実施形態では、燃料噴射口44から周壁面31までの噴霧軸線X1の距離(長さ)Lと、燃料噴射口44の口径φdとが、L/φd≧50の関係に設定されている。このように設定することで、燃料Sの液柱部分S1(長さをL1で示す)が直接周壁面31に衝突し付着することはほとんどない。
The fuel is in the form of a liquid column immediately after exiting from the
機関始動時等の低負荷運転時に、液柱状の燃料がヘッドキャビティ29の周壁面31に付着すると、燃焼に関与することなく白煙となって排出されてしまうが、上記の如く、距離Lと口径φdとを設定することで、このような問題を解決することができる。なお、距離Lと口径φdとの上記関係は、燃料噴射圧を約50MPa以上とした場合に特に有効である。
If the liquid columnar fuel adheres to the
前述したように、ヘッドキャビティ29の周壁面31には、断熱性及び耐熱性を有する燃料衝突部34が設けられている。シリンダヘッド12は冷却水によって冷却されるが、この燃料衝突部34は、その断熱性によって温度が低下し難くなっている。したがって、燃料衝突部34に衝突した燃料は、燃料衝突部34の熱によって蒸発しやすくなり、付着した燃料が白煙となって排出されることが防止されている。
As described above, the
ヘッドキャビティは、図6に示したように、吸気用及び排気用の4つのバルブシート33に外接するように設けられている。すなわち、バルブシート33を侵食しない範囲で最大限に形成されている。これにより、燃料噴射ノズル13からヘッドキャビティ29の周壁面31までの距離を可及的に遠くすることができ、燃料の液柱部分S1が周壁面31に付着することを防止している。
As shown in FIG. 6, the head cavity is provided so as to circumscribe the four
〔ヘッドキャビティとピストンキャビティとの関係〕
上記ヘッドキャビティ29の開口径φXは、ピストンキャビティ20の開口部26の径φYよりも、小さく形成されている。具体的には、φY≧1.2×φXの関係にある。したがって、メイン噴射(図1(c)、図3)を行う場合において、噴射ノズル13から噴射されヘッドキャビティ29の周壁面31に衝突した燃料は、そのほとんどがピストンキャビティ20内に導入される。そして、圧縮行程におけるピストンキャビティ20内へのスキッシュ流と、膨張行程におけるピストンキャビティ20外への逆スキッシュ流によって、燃料の流動に強い乱れが生じるとともに、ピストン11内の径方向外側において空気との混合がより促進されるようになっている。
[Relationship between head cavity and piston cavity]
The opening diameter φX of the
なお、ピストンキャビティ20の開口部26の径φYは、ピストンキャビティ20の外周面25の外径(最大外形)φZよりも小さく形成され、開口部26には、径方向内方に突出するリップ部27が形成されているため、より強いスキッシュ流及び逆スキッシュ流を得ることができる。
The diameter φY of the
〔噴射燃料とピストンキャビティ20との関係〕
ピストンキャビティ20に形成された突出部21は、既に説明したように山形に形成されており、その外周面22の拡開角度Cは、C≦140°に設定されている。メイン噴射を行う場合において(図1(c)、図3)、噴射ノズル13から噴射されヘッドキャビティ29に衝突した燃料は、さらに円錐状に広がりながらピストンキャビティ20内の突出部21の外周面22の傾斜に衝突する。したがって、突出部斜面22に衝突したのちも、燃料はさらに径方向外側に導かれ、空気との混合が促進されるようになっている。
[Relationship between injected fuel and piston cavity 20]
The
図3に示すように、ピストンキャビティ20に対して燃料が衝突した部分の径φVと、ピストンキャビティ20の最大外径φZとは、φV≧0.5×φZの関係にある。したがって、メイン噴射を行った場合に、燃料は、ピストンキャビティ内の径方向外方に広がり、空気との混合が促進される。したがって、ピストンキャビティ20の中央付近に燃料が噴射されて、径方向外方の空気を使わずに火炎が収縮する”熱ピンチ”の発生が防止されるようになっている。
As shown in FIG. 3, the diameter φV of the portion where the fuel collides with the
上記メイン噴射は、ピストン11がほぼ上死点にあるときだけでなく、主としてNOx低減のために、上死点を過ぎた後に遅延してなされる場合がある。このような場合に、噴射された燃料がピストンキャビティ20から外れて噴射されると、均一な混合気の生成が阻害され、スモークが増加する。したがって、本実施形態では、ピストン11が上死点からクランク角±40°の範囲内にあるときに、噴射された燃料が確実にピストンキャビティ20内に入るように、燃料噴射角B、周壁面31の拡開角度A、ピストンキャビティ20の開口径φY等が設定されている。一例として、図4には、クランク角が上死点±30°の場合のピストン11の配置を示している。
The main injection may be delayed not only when the
なお、本実施形態では、周壁面31に衝突した燃料の噴霧軸線X1が、径方向外方へ最大に広がった場合、すなわち、燃料の噴霧軸線X1が、周壁面31に衝突したあと、そのまま周壁面31の傾斜に沿って拡散した場合を想定して、噴霧軸線X1がピストンキャビティ20内に入るように設定している。
In the present embodiment, when the fuel spray axis X1 that collides with the
〔本実施形態の応用例〕
本実施形態のディーゼルエンジンの基本的構成は上記の通りであるが、以下に、このディーゼルエンジンを各種周辺機器と共にシステム化した応用例について説明する。図7は、そのエンジンシステムを示す概略図である。このエンジンシステム65は、エンジンコントローラ66、過給機67、インタークーラー68、EGR装置69、吸気用動弁装置70、排気用可変型動弁装置71、可変スワール装置72を備えている。
[Application example of this embodiment]
The basic configuration of the diesel engine of the present embodiment is as described above, and an application example in which this diesel engine is systemized together with various peripheral devices will be described below. FIG. 7 is a schematic view showing the engine system. The
シリンダヘッド12に設けられた吸気孔14は、吸気通路73、インタークーラー68、第1吸気管74、過給機67のコンプレッサー部75、第2吸気管76を介して外気に連通され、排気孔15は、排気通路77、過給機67のタービン部78及び排気管79を介して外気に連通されている。排気管79には酸化触媒80が配置されている。排気通路77と吸気通路73との間をEGR装置69のEGR管81が連通しており、EGR管81には開度調節可能なEGR弁82が設けられている。
The
エンジンコントローラ66には、演算装置及び各種記憶装置と共に、各種装置を制御するECUが含まれている。エンジンコントローラ66の出力部には燃料噴射ノズル13、吸気用動弁装置70、排気用可変型動弁装置71、可変スワール装置72、EGR装置69が接続されており、これら装置は、エンジンコントローラ66のECUによって動作制御されるようになっている。
The
エンジンコントローラ66の入力部には、機関回転数センサー(図示略)、負荷センサー(アクセル開度検出センサー)(図示略)、筒内(シリンダ内)圧センサー(図示略)、吸気流量センサー85、吸気(給気)温度センサー86、吸気(給気)圧力センサー87、冷却水温度センサー88、異常燃焼検出センサー(ノックセンサー等)89が接続されている。
The input of the
機関回転数センサーは、クランク軸又はクランク軸に固定されたギヤあるいはホイール等に配置され、クランク軸回転数(機関回転数)を検出するようになっている。負荷センサーは、アクセル装置あるいは燃料噴射ポンプの燃料増減機構等に設けられ、負荷として、燃料噴射量を検出するようになっている。吸気流量センサー85は過給機67より上流側の第2吸気管76に設けられ、第2吸気管76内を流れる空気流量を検出するようになっている。吸気温度センサー86及び吸気圧力センサー87は、インタークーラー68よりも下流側の第1吸気管74に設けられ、第1吸気管74を流れる空気の温度及び圧力を検出するようになっている。冷却水温度センサー88は、例えば、シリンダ10周りの冷却水ジャケットに配置され、シリンダ10周辺の冷却水の温度を検出するようになっている。異常燃焼検出センサー89は、シリンダ10の側壁或いはシリンダ10内に配置され、シリンダ10の異常振動あるいは燃焼室18内の異常圧力変動を検出することにより、ノッキング等の異常燃焼を検出するようになっている。
The engine speed sensor is arranged on a crankshaft or a gear or wheel fixed to the crankshaft, and detects the crankshaft speed (engine speed). The load sensor is provided in a fuel increasing / decreasing mechanism or the like of an accelerator device or a fuel injection pump, and detects a fuel injection amount as a load. The intake
〔燃料噴射時期について〕
図8は、燃料噴射ノズル13からの燃料噴射のタイミングを示すタイムチャートである。本実施形態のディーゼルエンジンでは、既に説明したように、メイン噴射と、プレ噴射(過早噴射)とが行われるようになっている。メイン噴射は、圧縮行程上死点付近、例えば、上死点前10°〜0°、又はそれ以降に開始するようになっている。プレ噴射は、圧縮行程の初期又は中期、例えば、上死点前120°〜40°の間に行われるようになっている。
[About fuel injection timing]
FIG. 8 is a time chart showing the timing of fuel injection from the
このようにプレ噴射だけでなく、メイン噴射をも行うことによって、高負荷時の出力を向上するとともに、プレ噴射による燃焼で生じた一酸化炭素(CO)や未燃炭化水素(HC)を燃焼させることができる。また、予混合気の燃焼ガスが内部EGR効果をもたらすことによる、メイン噴射に伴うNOx低減も期待できる。 In this way, not only pre-injection but also main injection improves output during high loads and burns carbon monoxide (CO) and unburned hydrocarbons (HC) generated by combustion by pre-injection. Can be made. In addition, NOx reduction associated with main injection can be expected due to the combustion gas of the premixed gas having an internal EGR effect.
〔プレ噴射の噴射段数の設定〕
図8(A)は、プレ噴射とメイン噴射とを各一回だけ行う例を示しているが、図8(B)は、プレ噴射を2段階に分割して行う例を示している。本実施形態では、図2に示したように、燃料噴射口44から噴射した燃料をヘッドキャビティ29の周壁面31に衝突させることによって、衝突後の燃料がシリンダライナー46に直接接触することを防止しているが、運転条件等によっては、その可能性が全くないとは言えない。したがって、図8(B)のようにプレ噴射を複数段階に分割し、各段の噴射量(噴射期間)を少なくすることによって、燃料がシリンダライナー46に到達するのを確実に防止している。
[Setting of injection stage number for pre-injection]
8A shows an example in which the pre-injection and the main injection are performed only once, while FIG. 8B shows an example in which the pre-injection is performed in two stages. In the present embodiment, as shown in FIG. 2, the fuel injected from the
プレ噴射を分割するか否か、また、何回に分割するかは、次のように決定される。
図10は、燃料噴射条件を決定するためのフローチャートである。このフローチャートによれば、まず、ステップS1において、検出した機関回転数及び負荷から、アクセル開度及び噴射圧を加味して基本噴射量を決定する。そして、ステップS2−1において、基本噴射量から過早噴射量を算出するとともに、ステップS2−2において、過早噴射時期を算出する。さらに、ステップS3において、算出された過早噴射量と過早噴射時期から噴射期間を推定する。
Whether or not to divide the pre-injection and how many times it is divided are determined as follows.
FIG. 10 is a flowchart for determining fuel injection conditions. According to this flowchart, first, in step S1, the basic injection amount is determined from the detected engine speed and load in consideration of the accelerator opening and the injection pressure. In step S2-1, the pre-injection amount is calculated from the basic injection amount, and in step S2-2, the pre-injection timing is calculated. In step S3, the injection period is estimated from the calculated pre-injection amount and pre-injection timing.
次に、ステップS4において、推定された噴射期間だけ燃料を噴射させた場合の、噴霧先端到達距離モデル(後述)を算出し、噴霧がシリンダライナー46に付着するか否かを検証する。ステップS5において、検証の結果、シリンダライナー46への付着が無いと判断された場合は、ステップS6において、プレ噴射を一回のみとする条件が確定される。
Next, in step S <b> 4, a spray tip reaching distance model (described later) when fuel is injected for the estimated injection period is calculated, and it is verified whether or not the spray adheres to the
検証の結果、シリンダライナー46への付着があると判断された場合には、噴射を2段階に分割した場合を仮定して、各段の噴射量と噴射時期を算出する(ステップS7,S8)。そして、上記と同様に噴射期間を推定し(ステップS3)、各段の噴霧先端到達距離モデルを算出し、噴霧がシリンダライナー46に付着するか否かを検証する(ステップS4、S5)。燃料が付着しないと判断された場合は、プレ噴射を2段階に分割する条件が確定され(ステップS6)、付着すると判断された場合は、さらに、プレ噴射の分割回数を増やして、同様の操作を繰り返す。
As a result of the verification, if it is determined that there is adhesion to the
燃料の先端到達距離モデルは、次のように算出される。
本実施形態では、燃料噴射ノズル13から噴射された燃料は、一旦ヘッドキャビティ29の周壁面31に衝突してから燃焼室18内に噴霧される。したがって、ヘッドキャビティ29との衝突がない通常の噴霧(自由噴霧)を行った場合の噴霧先端到達距離をLpとすると、ヘッドキャビティ29に衝突する場合の噴霧先端到達距離Lp’は、Lpに所定の補正関数σを乗じた、Lp’=σ・Lpで算出することができる。
The fuel tip reach distance model is calculated as follows.
In this embodiment, the fuel injected from the
補正関数σは、燃料噴射ノズル13の噴射圧や噴霧角度、ヘッドキャビティ周壁面31の拡開角度、燃焼室18内の雰囲気圧力や温度等を考慮した関数となる。また、σの値は、予めリグテストにより得られたデーターを元に作成されたマップから引用して求めることもできる。
The correction function σ is a function that takes into account the injection pressure and spray angle of the
自由噴霧の噴霧先端到達距離Lpは、次式で算出することができる。
Lp=σ・A・(Δp/ρa)0.25・(dn・t)0.5
ここで、σは実験定数であり、テストベンチ等で求められる。Aは、ノズルホールの面積であり、A=π/4・dn2として示される。Δpは、噴射圧とシリンダ内圧の差である。ρaは、シリンダ内ガスの密度である。dnは、ノズルの径である。tは、噴射期間である。
The spray tip reach distance Lp of free spray can be calculated by the following equation.
Lp = σ · A · (Δp / ρa) 0.25 · (dn · t) 0.5
Here, σ is an experimental constant, and is obtained by a test bench or the like. A is the area of the nozzle hole and is shown as A = π / 4 · dn 2 . Δp is the difference between the injection pressure and the cylinder internal pressure. ρa is the density of the gas in the cylinder. dn is the diameter of the nozzle. t is an injection period.
さらに、プレ噴射を複数段に分割して行う場合、1段目の噴霧先端到達距離Lp’と、2段目の噴霧先端到達距離Lp”とは更に異なる値になる。これは、1段目の燃料噴射が、噴霧方向への空気の流動が少ない雰囲気下で行われるのに対して、2段目の燃料噴射が、1段目の燃料噴射によって生じた噴射方向への周囲空気の流動に後押しされるからである。したがって、2段目の噴霧先端到達距離Lp”は、1段目の噴霧先端到達距離Lp’に、所定の補正係数(加速係数)αを乗じた、Lp”=α・Lp’(又は、Lp”=α・σ・Lp)となる。補正係数αは、燃焼室18内の雰囲気条件と噴射条件から経験的に求められる。
Further, when pre-injection is performed in a plurality of stages, the first-stage spray tip arrival distance Lp ′ and the second-stage spray tip reach distance Lp ″ are further different values. Fuel injection is performed in an atmosphere where the flow of air in the spraying direction is small, whereas the second stage fuel injection is caused by the flow of ambient air in the injection direction caused by the first stage fuel injection. Therefore, the second stage spray tip arrival distance Lp ″ is obtained by multiplying the first stage spray tip arrival distance Lp ′ by a predetermined correction coefficient (acceleration coefficient) α, Lp ″ = α Lp ′ (or Lp ″ = α · σ · Lp). The correction coefficient α is obtained empirically from the atmospheric conditions in the
図9は、経過クランク角度(時間)と噴霧先端到達距離との関係を例示するグラフであり、線図Aが、プレ噴射を分割しない場合の噴霧先端到達距離を示している。例えば、シリンダライナー46の壁面がLaの距離にある場合、経過クランク角度(経過時間)がθaで燃料噴霧がシリンダライナー46に衝突することになる。このような場合、上記フローチャートで説明したように、プレ噴射を分割する。図9には、プレ噴射を3段階に分割した様子を線図Bで示している。この場合、各段のプレ噴射は、いずれもシリンダライナー46に到達する前に止まるように噴射期間が設定されている。各プレ噴射は、1段目よりも2段目の距離が、2段目よりも3段目の距離が伸びていることが解かる。
FIG. 9 is a graph illustrating the relationship between the elapsed crank angle (time) and the spray tip reaching distance, and the diagram A shows the spray tip reaching distance when the pre-injection is not divided. For example, when the wall surface of the
以上のように、本実施形態では、ヘッドキャビティ29の周壁面31に燃料を衝突させる構成に加えて、プレ噴射を分割し、各噴射の噴霧先端到達距離を短くすることによって、シリンダライナー46に対する燃料の付着を確実に防止している。
As described above, in the present embodiment, in addition to the configuration in which the fuel collides with the
図8(C)は、プレ噴射とメイン噴射だけでなく、排気行程から吸気行程に以降する間のオーバーラップTDC(TDC(OL))で噴霧を行う例である。この例の場合、ピストン11が上死点付近にあるときに燃料が噴射されるため、シリンダライナー46に直接付着することはない。また、排気後のピストン温度が高い場合には、噴射された燃料の蒸発を図ることができるとともに、ピストン11の冷却作用も図ることができる。
FIG. 8C is an example in which spraying is performed not only in the pre-injection and the main injection but also in the overlap TDC (TDC (OL)) during the subsequent period from the exhaust stroke to the intake stroke. In this example, since the fuel is injected when the
〔酸化触媒80について〕
図7のエンジンシステム図において、排気管79には酸化触媒80が設けられている。本実施形態のように、プレ噴射による予混合気を圧縮自着火させる方式では、COやHCの排出が避けられない。したがって、排気管79に酸化触媒80を設けることによって、酸化性の高いCOやHCを除去し、外気への排出を少なくしてクリーンな排気を実現している。
[About oxidation catalyst 80]
In the engine system diagram of FIG. 7, an
〔EGR装置69について〕
図7に示すように、本実施形態のEGR装置69は、所謂外部EGR装置69であり、排気通路77と吸気通路73とを連通するEGR管81と、EGR管81に設けられたEGR弁82とを備えている。また、エンジンコントローラ66の記憶装置には、図11に示すような目標EGR率マップが格納されている。目標EGR率マップには、機関運転状態の変化、即ち、機関回転数と燃料の基本噴射量との変化に対応する最適なEGR率が記録されている。具体的には、機関回転数が大きくなるほどEGR率が低くなり、基本噴射量が多くなるほどEGR率が低くなっている。
[EGR device 69]
As shown in FIG. 7, the
EGR弁82(図7)は、エンジンコントローラ66により制御され、機関運転状態に応じて目標EGR率マップから求められたEGR率に基づいて、燃焼室18内に環流する排気ガス量を調節する。図12は、環流ガス量の決定のためのフローチャートであり、まず、ステップS1において、検出した機関回転数及び負荷から、アクセル開度を加味して基本噴射量を決定し、ステップS2において、目標EGR率マップから適切なEGR率を求める。ステップS3において、吸気流量センサー85や吸気圧力センサー87等の検出値を加味して、EGR弁82の開度を決定する。そして、ステップS4において、EGR弁82のアクチュエータを制御する。
The EGR valve 82 (FIG. 7) is controlled by the
本実施形態のように、プレ噴射とメイン噴射との複数段の燃料噴射を行う場合、できるだけプレ噴射の割合を高くし、均一予混合気の燃焼を多くして、NOx等の低減を図ることが好ましい。しかしながら、プレ噴射量を多くすると、ノッキングが生じやすくなるため、プレ噴射量を増大するにも限度がある。 When performing multi-stage fuel injection of pre-injection and main injection as in this embodiment, increase the pre-injection ratio as much as possible, increase the combustion of the uniform premixed gas, and reduce NOx etc. Is preferred. However, if the pre-injection amount is increased, knocking is likely to occur, so there is a limit to increasing the pre-injection amount.
したがって、本実施形態では、EGR装置69による排気環流を行うことによって、熱容量の大きい排気ガスを増量し、筒内温度の上昇を抑制することで、着火遅れを延長し、混合気の均一希薄化を図るとともにノッキングを抑制し、可及的にプレ噴射量を増大できるようにしている。また、メイン噴射に伴う燃焼時の温度上昇を抑制することができるため、NOxの低減に一層有利である。
Therefore, in the present embodiment, exhaust gas recirculation by the
EGR装置69は、外部EGRに限らず、内部EGRとしたり、外部EGRと内部EGRとの組み合わせによって構成することができる。内部EGR装置としては、機関負荷に応じて、排気弁や吸気弁の開閉タイミングを変更し、燃焼室18内に残留させる排気ガス量を調整する方法等を採用することができる。この場合、図12のステップS3の括弧書のように、吸気弁又は排気弁の開閉タイミングを決定して、各弁の動弁装置を制御すればよい。
The
〔可変型動弁装置と有効圧縮比の設定について〕
本実施形態のように、燃焼室18内で予め燃料と空気の混合気を形成し、この混合気をピストン11による断熱圧縮により自着火させる方式では、負荷(燃料噴射量)が増加したときに、筒内温度及び圧力が急速に上昇し、自着火時期が早くなってノッキングを生じる場合があり、逆に、負荷が小さいときは、筒内圧及び温度が上昇せず、失火を招く恐れがある。このようなノッキングや失火を防止するには、圧縮行程の上死点付近で自着火するように、筒内温度及び圧力を適切に制御する必要があり、それには、有効圧縮比を適切に変更することが有効である。
[Variable valve gear and effective compression ratio setting]
As in the present embodiment, in the method in which a mixture of fuel and air is formed in advance in the
本実施形態では、さまざまな機関運転状態(運転領域)に合わせて最適な有効圧縮比を得る方法として、排気弁17Bの動作を制御する排気弁再啓開を採用している。
In the present embodiment, exhaust valve reopening that controls the operation of the
図7に示すように、シリンダヘッド12の吸気孔14を開閉する吸気弁17Aには、吸気用動弁装置70が接続され、排気孔15を開閉する排気弁17Bには、排気用可変型動弁装置71が接続されている。この排気用可変型動弁装置71は、ピストン11の圧縮行程中に排気弁17Bを一時的に再啓開するように構成されており、かつ、再啓開の弁閉時期を変更できるようになっている。
As shown in FIG. 7, the
吸気用動弁装置70、排気用可変型動弁装置71は、エンジンコントローラ66に含まれるECUによって、弁開閉時期が制御されるようになっており、特に、排気用可変型動弁装置71は、排気弁17Bの再啓開の弁閉時期が可変制御されるようになっている。なお、排気用可変型動弁装置71は、動弁カムの形状により弁閉時期を可変にする構成や、電気的なアクチュエータを用いて弁を開閉するとともに弁閉時期を可変にする構成など、従来公知のあらゆる構成を採用することができる。
The intake
図13は、排気弁17Bの再啓開の弁閉時期と、それに対応する筒内温度の変化を示すグラフである。縦軸は排気弁17Bのリフト量及び筒内温度であり、横軸はクランク角である。同図において、B0、B1は、それぞれ弁閉時期をθ0とθ1とする2つの再啓開B0,B1を示しており、各再啓開B0,B1に対応する筒内温度の変化曲線が、それぞれA0,A1で示されている。また、自着火温度は、Tで示されている。
FIG. 13 is a graph showing the valve closing timing of the reopening of the
弁閉時期の早い再啓開B0は、実圧縮ストロークが長くなることから有効圧縮比が高くなり、それによって温度上昇が早く、筒内最高温度も高くなる。これに対して、再啓開B1は、B0に比べて有効圧縮比が低くなり、温度上昇が遅くなると共に、筒内最高温度が低くなる。 In the re-opening B0 having the earlier valve closing timing, the effective compression ratio becomes higher because the actual compression stroke becomes longer, thereby the temperature rises faster and the maximum in-cylinder temperature also becomes higher. On the other hand, in the re-envelopment B1, the effective compression ratio is lower than that of B0, the temperature rise is delayed, and the in-cylinder maximum temperature is lowered.
自着火時期は、自着火温度Tと筒内温度A0,A1との交点E0,E1である。再啓開B0では、TDCに到る前に自着火しており、ノッキング傾向にある。再啓開B1では、ほぼTDCにおいて自着火しており、最適な燃焼が行われているといえる。 The self-ignition timing is intersections E0 and E1 between the self-ignition temperature T and the in-cylinder temperatures A0 and A1. In the re-enlightenment B0, it is ignited before reaching the TDC and tends to knock. In the re-enlightenment B1, it can be said that the self-ignition is almost performed at TDC, and the optimum combustion is performed.
したがって、本実施形態では、機関運転状態に応じた最適な有効圧縮比を得るため、B1で示すような排気再啓開を行うように排気用可変型動弁装置71を制御するようになっている。
Therefore, in this embodiment, in order to obtain an optimal effective compression ratio according to the engine operating state, the exhaust
具体的に、エンジンコントローラ66の記憶装置には、図14に示すような再啓開の弁閉時期マップが格納されており、この弁閉時期マップは、機関運転状態の変化、具体的には、機関回転数と負荷との変化に対応した最適な弁閉時期が記録されている。
Specifically, the storage device of the
この弁閉時期マップは次のように用いられる。まず、機関回転数センサー及び負荷センサーによって検出された値がそれぞれエンジンコントローラ66に入力されるとともに、各検出値に応じた適切な弁閉時期が弁閉時期マップから求められる。そして、求められた弁閉時期に排気弁17Bを閉じるように排気用可変型動弁装置71が、エンジンコントローラ66により制御される。
This valve closing timing map is used as follows. First, values detected by the engine speed sensor and the load sensor are respectively input to the
適切な有効圧縮比を得るため、機関運転状態として、上述の機関回転数及び負荷に代えて、又は加えて、様々なパラメータを用いて排気用可変型動弁装置71を制御することができる。例えば、筒内圧センサー、吸気温度センサー86、吸気圧力センサー87、冷却水温度センサー88、異常燃焼検出センサー89の各検出値を用いることができる。
In order to obtain an appropriate effective compression ratio, the exhaust
冷却水温度センサー88の検出値を用いる場合は、冷却水の温度が低くなるほど自着火時期が遅くなり、着火性が低下することに配慮して、冷却水の温度が低いときには有効圧縮比を高め、温度が高いときには有効圧縮比を下げるように、適切な弁閉時期を求めるようにすればよい。
When using the detection value of the cooling
異常燃焼検出センサー(ノックセンサー)89の検出値を用いる場合、ノッキングの発生が検出されたときは、有効圧縮比が高いと判断できるため、弁閉時期を遅くするような弁閉時期を求めるようにすればよい。 When the detection value of the abnormal combustion detection sensor (knock sensor) 89 is used, when the occurrence of knocking is detected, it can be determined that the effective compression ratio is high. Therefore, a valve closing time that delays the valve closing time is obtained. You can do it.
吸気温度センサー86又は吸気圧力センサー87の検出値を用いる場合は、吸気温度又は吸気圧力が低くなるほど、着火時期が遅くなり、着火性が低下することに配慮して、吸気温度又は圧力が低いときには有効圧縮比を高め、高いときには有効圧縮比を下げるように、適切な弁閉時期を求めるようにすればよい。 When the detection value of the intake air temperature sensor 86 or the intake air pressure sensor 87 is used, in consideration of the fact that the lower the intake air temperature or the intake air pressure, the slower the ignition timing and the lower the ignitability. An appropriate valve closing timing may be obtained so as to increase the effective compression ratio and decrease the effective compression ratio when the effective compression ratio is high.
筒内圧センサーの検出値を用いる場合は、筒内圧が低くなるほど、着火時期が遅くなり、着火性が低下することに配慮して、筒内圧が低いときには有効圧縮比を高め、高いときには有効圧縮比を下げるように、適切な弁閉時期を求めればよい。 When using the detection value of the in-cylinder pressure sensor, consider that the lower the in-cylinder pressure, the later the ignition timing and the lower the ignitability, so that the effective compression ratio is increased when the in-cylinder pressure is low and the effective compression ratio is high. What is necessary is just to obtain | require suitable valve closing time so that may be reduced.
適切な有効圧縮比を得るため、上記では、排気弁17Bの再啓開を行っているが、その他の手段を用いてもよい。例えば、吸気用動弁装置70を可変型に構成し、吸気行程終期における吸気弁17Aの早閉じ又は遅閉じによって、最適な有効圧縮比を取得するようにしてもよい。
In the above description, the
〔可変スワール生成装置について〕
図15は、可変スワール装置72の作用を示す概略図である。可変スワール装置72は、吸気通路73に設けられた絞り弁によって構成されており、この絞り弁72を閉方向に操作すると、燃焼室18内に吸入される吸気の流速が高められ、燃焼室18内のスワール流が強くなり、逆に、絞り弁72を開方向に操作すると、スワール流が弱くなるようになっている。
[About variable swirl generator]
FIG. 15 is a schematic diagram illustrating the operation of the
図16は、プレ噴射に伴う予混合気の適正燃焼領域(運転可能範囲)を負荷と等量比との変化に対応させて示したグラフである。同図において、一般に、予混合気は、等量比が高いほどノッキングが生じやすく、等量比が低いほど失火を生じやすくなっており、斜線で示す非常に狭い範囲でしか適正な燃焼が得られない。 FIG. 16 is a graph showing the appropriate combustion region (operable range) of the premixed gas accompanying pre-injection in correspondence with the change between the load and the equivalence ratio. In the figure, generally, the premixed gas is more likely to knock when the equivalence ratio is higher, and more likely to misfire as the equivalence ratio is lower, and proper combustion can be obtained only within a very narrow range indicated by hatching. I can't.
したがって、本実施形態では、負荷が高いときには、図15(b)に示すように、スワール流Wを高めるように上記絞り弁72を制御することによって、空気との混合を促進して燃焼室18内により均一希薄な予混合気を形成し、ノッキングを防止するようになっている。逆に、負荷が低いときには、図15(a)に示すように、スワール流Wを弱めるように絞り弁72を制御することによって、燃料希薄領域X1と燃料過濃領域X2とを層状に形成し、燃料過濃領域X2において、確実に自着火させることで失火を防止するようになっている。
Therefore, in the present embodiment, when the load is high, as shown in FIG. 15B, the
本発明は、上記実施形態に限定することなく適宜設計変更可能である。例えば、上記実施の形態では、過給機67、EGR装置69、可変スワール装置72を備えたエンジンシステムを例示しているが、これらの1又は複数を省略したエンジンシステムとすることができる。
The present invention can be appropriately changed in design without being limited to the above embodiment. For example, in the above embodiment, the engine system including the
本発明は、予混合圧縮自着火方式のディーゼルエンジンに好適に採用することができる。 The present invention can be suitably employed in a premixed compression auto-ignition diesel engine.
10 シリンダ
11 ピストン
12 シリンダヘッド
13 燃料噴射ノズル
29 ヘッドキャビティ
30 底面
31 周壁面
44 燃料噴射口
69 EGR装置
71 排気用可変型動弁装置
72 可変スワール装置
80 酸化触媒
DESCRIPTION OF
Claims (7)
前記ヘッドキャビティの底面が、シリンダヘッドの爆面に略平行な平坦面に形成され、周壁面が、ピストン側へ向けて拡開状に傾斜されており、
噴射ノズルからの燃料噴射が、圧縮行程上死点付近で開始するメイン噴射と、圧縮行程の初期又は中期で燃料噴射を行うプレ噴射との組み合わせで行われることを特徴とする、予混合圧縮自着火式内燃機関。 A concave head cavity is formed on the explosion surface of the cylinder head facing the top surface of the piston, and a fuel injection nozzle having a plurality of fuel injection ports for injecting fuel toward the peripheral wall surface of the head cavity is formed at the bottom of the head cavity. In the premixed compression self-ignition internal combustion engine provided,
The bottom surface of the head cavity is formed as a flat surface substantially parallel to the explosion surface of the cylinder head, and the peripheral wall surface is inclined so as to expand toward the piston side,
The fuel injection from the injection nozzle is performed by a combination of main injection that starts near the top dead center of the compression stroke and pre-injection that performs fuel injection in the initial or middle of the compression stroke. Ignition internal combustion engine.
The premixed compression self-ignition internal combustion engine according to claim 1, further comprising a variable swirl generator that generates swirl strength in a variable manner according to engine operating conditions.
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