JP2023084002A - エンジン - Google Patents
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Abstract
【課題】エンジンの中負荷運転での熱効率改善要求と高負荷運転でのノッキング抑制要求との両立を図る。【解決手段】エンジン1は、シリンダブロック2、シリンダヘッド3及びピストン5で形成される主燃焼室6と、主燃焼室6に開口する複数の噴孔18を有する副室15と、副室15内の混合気に点火する点火プラグ16と、を備える。主燃焼室6の圧縮比εは、14以上24以下である。複数の噴孔18の総断面積Stと圧縮比εとの積である第1指標St・εは、0.1496cm2以上0.8449cm2以下である。【選択図】図1
Description
本開示は、エンジンに関する。
レシプロエンジンの熱効率を高める技術として、プレチャンバ・イグニッションが知られている。これは、シリンダブロック、シリンダヘッド及びピストンによって形成される主燃焼室とは別に小さな副室(プレチャンバ)を設け、その副室で混合気に点火し、その副室の噴孔から火炎をジェット噴流にして主燃焼室に噴出させるようにしたものである。通常の火炎伝播よりも主燃焼室での混合気の燃焼が速くなるため、熱効率が向上するとして注目されている。点火プラグの先端部を主燃焼室と隔てるキャップ状の隔壁で覆うことによって副室が形成されており、その隔壁に複数の噴孔が形成されている。
プレチャンバ・イグニッションには、アクティブ式とパッシブ式とがある。アクティブ式は、副室内にインジェクタを持ち、着火に必要な混合気を副室内で形成する。パッシブ式は、副室内にインジェクタを持たず、圧縮行程中に主燃焼室で形成した混合気を噴孔から点火プラグまわりに導く。特許文献1にはアクティブ式プレチャンバ・イグニッションの例が示され、特許文献2にはパッシブ式プレチャンバ・イグニッションの例が示されている。
パッシブ式の場合、副室容積と噴孔の径及び数が決まると、副室から主燃焼室に噴出する火炎の噴流ポテンシャル、すなわち、副室から主燃焼室へのエネルギー伝達率の最大値RETmaxが、一義的に決まってくる。そのため、エンジンの中負荷運転での熱効率改善要求と高負荷運転でのノッキング抑制要求との両立が難しいとされている。
例えば、中負荷運転では、NOx排出量の低減や燃費性能の向上のためにEGR(排気ガスの再循環)が実行される。そのEGRガスが副室に流入するため、点火しても失火しやすくなる。中負荷運転での失火防止・熱効率改善の要求に応えるべく、混合気が副室に流入しやすくし、且つ噴流ポテンシャルを大きくする観点から副室の仕様を決めることが考えられる。しかし、その場合、高負荷運転においては濃混合気が副室に入るから、噴流ポテンシャルが過度に大きくなってノッキングを発生しやすくなる。一方、高負荷でのノッキング抑制のために、噴流ポテンシャルを抑える観点から副室の仕様を決めると、中負荷運転での上記要求に応えることができなくなる。
本開示の目的は、エンジンの中負荷運転での熱効率改善要求と高負荷運転でのノッキング抑制要求との両立を図ることにある。
本願発明者は、プレチャンバ・イグニッションについて種々検討した結果、この点火燃焼方式においても、中負荷EGR運転での熱効率改善要求と高負荷高回転運転でのノッキング抑制要求とを両立できることを見出した。また、本願発明者は、高負荷高回転運転時におけるノッキング指標(ノック強度)が噴流ポテンシャルの関数であって、当該関数には極小値(変曲点)が存在することを発見した。これは、噴流ポテンシャルを当該極小値付近の範囲内に収めることによって、高負荷高回転運転時でのノッキングの発生を抑制できることを、意味する。
本開示に係るエンジンは、シリンダブロック、シリンダヘッド及びピストンで形成される主燃焼室と、上記主燃焼室に開口する複数の噴孔を有する副室と、上記副室内の混合気に点火する点火プラグと、を備えるエンジンであって、上記主燃焼室の圧縮比εは、14以上24以下であり、上記複数の噴孔の総断面積Stと上記圧縮比εとの積である指標St・εは、0.1496cm2以上0.8449cm2以下である。
圧縮比εは、どのような熱効率を狙うか又は着火時期をどうするかの要求から決めることができる。その一方で、圧縮比εが小さいときは、主燃焼室から副室への空気ないし混合気の充填度が低くなる。そこで、中負荷EGR運転時において点火によって確実に着火する混合気を、副室に得る観点から、圧縮比εを14以上としている。但し、圧縮比εが大きくなると高負荷高回転時にノッキングを生じ易くなるため、その上限を24としている。
指標St・εについては、高負荷高回転運転時でのノッキング抑制、及び中負荷EGR運転での熱効率の向上の観点から、0.1496cm2以上0.8449cm2以下としている。
ここで、噴流ポテンシャルを大きくするためには、副室のガス交換を良好にする観点から、総断面積Stを大きくする必要がある。反対に、噴流ポテンシャルを小さくするためには、総断面積Stを小さくする必要がある。このため、指標St・εは、噴流ポテンシャルが大きいほど大きい一方、噴流ポテンシャルが小さいほど小さい。
噴流ポテンシャルは、圧縮比εが大きいほど、主燃焼室から副室への混合気の充填度が高まるので、大きくなりやすい。同じ大きさの噴流ポテンシャルを得るために、圧縮比εが大きいときには総断面積Stを小さくする必要がある一方、圧縮比εが小さいときには総断面積Stを大きくする必要がある。このため、圧縮比εを総断面積Stに掛け合わせることで得られる指標St・εにおいて、圧縮比εの変化量(増大量/減少量)は、総断面積Stの変化量(減少量/増大量)によって均される。
これにより、指標St・εは、圧縮比εが増減しても、圧縮比εの増減を打ち消すように総断面積Stが増減するので、圧縮比εの影響が緩和される。指標St・εは、主に、噴流ポテンシャルに依存する。
したがって、総断面積St(噴孔数×噴孔径)及び圧縮比εに基づいて、指標St・εを求めることによって、圧縮比εの大小にかかわらず、噴流ポテンシャルを一義的に定めることができる。
そして、指標St・εを0.1496cm2以上0.8449cm2以下にすることによって、噴流ポテンシャルを、高負荷高回転運転時でのノッキング指標の関数における上記極小値付近の範囲内に、収めることができる。これにより、高負荷高回転運転時において、噴流ポテンシャルが過度に大きくなって、ノッキングが発生することを抑制することができる。
さらに、指標St・εが0.1496cm2以上であるから、中負荷EGR運転において噴流ポテンシャルが過度に小さくなることを避けられる。すなわち、中負荷EGR運転において、所期の噴流ポテンシャルを得て熱効率を高める上で有利になる。
以上、エンジンの中負荷EGR運転での熱効率改善要求と高負荷高回転運転でのノッキング抑制要求とを、両立することができる。
一実施形態では、上記指標St・εは、0.2829cm2以上0.7590cm2以下である。これによれば、高負荷高回転運転時においてノッキングを抑制する上で、さらに有利になる。
一実施形態では、上記指標St・εは、0.4611cm2以上0.5817cm2以下である。これによれば、高負荷高回転運転時においてノッキングを抑制する上で、より一層、有利になる。
一実施形態では、エンジンの高負荷高回転運転条件において、上記副室から上記主燃焼室へのエネルギー伝達率の最大値RETmaxは、0.95J/deg.以上1.6J/deg.以下である。これによれば、高負荷高回転運転時におけるノッキング抑制の確度を、より高めることができる。
一実施形態では、上記副室の容積Vは、0.12cm3以上0.0328cm3以下である。
副室の容積Vは、それ自体が、噴流ポテンシャルの大小に影響する。容積Vが0.12cm3以上であるから、中負荷EGR運転時においても比較的大きな噴流ポテンシャルが得られる。一方、容積Vの上限を0.0328cm3としているから、高負荷高回転時において噴流ポテンシャルが過大になることが避けられる。
一実施形態では、上記噴孔の数は、4以上6以下である。これによれば、指標St・εを、上記範囲に収めやすくなる。
一実施形態では、上記混合気を形成するための燃料を噴射するインジェクタは、その燃料を上記主燃焼室に噴射するように設けられている。これによれば、パッシブ式のプレチャンバ・イグニッションとして、副室内にインジェクタを持たなくても、混合気を、噴孔から副室内における点火プラグまわりに導くことができる。
本開示によれば、エンジンの中負荷運転での熱効率改善要求と高負荷運転でのノッキング抑制要求とを、両立することができる。
以下、本開示を実施するための形態を図面に基づいて説明する。以下の好ましい実施形態の説明は、本質的に例示に過ぎず、本開示、その適用物或いはその用途を制限することを意図するものではない。
<エンジンの構成>
本実施形態は、車両に搭載される車両駆動用のレシプロエンジンに関する。
本実施形態は、車両に搭載される車両駆動用のレシプロエンジンに関する。
図1に示すように、エンジン1は、シリンダブロック2及びシリンダヘッド3を備える。シリンダブロック2には、気筒(シリンダ)4が形成されている。この気筒4に設けられたピストン5には、クランクシャフトに連結されたコンロッド7が接続され、これにより、ピストン5が気筒4を往復動するようになっている。シリンダブロック2、シリンダヘッド3及びピストン5によって、エンジンの主燃焼室6が形成されている。
シリンダヘッド3には、吸気ポート8及び排気ポート9が形成されている。これら吸気ポート8及び排気ポート9には、図示を省略するが、吸気バルブ及び排気バルブが主燃焼室6側の開口を開閉するように設けられている。
図示は省略しているが、吸気ポート8には吸気通路が接続され、排気ポート9には排気通路が接続されている。排気通路には、三元触媒を通過した排気ガスの一部を吸気通路に環流するEGR通路が、接続されている。このEGR通路には、EGRクーラと、EGR通路を流れる排気ガスの流量を制御するEGRバルブと、が設けられている。
シリンダヘッド3には、混合気を形成するための燃料を主燃焼室6に噴射するインジェクタ11、後述する副室を備えたプレチャンバープラグ12、及び副室を備えない通常点火プラグ13が取り付けられている。インジェクタ11は、シリンダ軸線上に設けられ、先端が主燃焼室6の中央部に臨むよう設けられている。プレチャンバープラグ12及び通常点火プラグ13は、インジェクタ11を挟んでその両側に配置されている。
プレチャンバープラグ12は、吸気ポート8側に設けられており、吸気ポート8側から斜め下方に延びて、先端が主燃焼室6に臨むよう配置されている。通常点火プラグ13は、排気ポート9側に設けられており、排気ポート9側から斜め下方に延びて、先端が主燃焼室6に臨むよう配置されている。なお、プレチャンバープラグ12を排気ポート9側に設け、通常点火プラグ13を吸気ポート8側に設けるようにしてもよい。
図2に示すように、プレチャンバープラグ12は、その先端部に、副室15が形成され、この副室15内に点火プラグ16が設けられている。点火プラグ16は、通常点火プラグ13と同様に、中心電極16a及び側方電極(アース)16bを有する。
副室15は、主燃焼室6内に設けられているが、主燃焼室6とは独立して副室15内の混合気を燃焼可能なものである。より具体的には、副室15内の混合気を点火プラグ16で点火して、副室15内に火炎伝搬を生じさせる副燃焼室として機能するものである。
図2(a)及び図2(b)に示すように、副室15は、所定の径及び厚みを有する半球状の副室形成部17により形成されている。この副室形成部17には、主燃焼室6に開口(連通)する複数の噴孔18が形成されている。
これらの噴孔18は、主燃焼室6内の混合気を副室15内に流入させるために設けられ、その流入した混合気への点火によって副室15内で発生した火炎を主燃焼室6に噴出/放射させ、それにより、主燃焼室6内の混合気の燃焼を早めるために設けられている。
混合気は、基本的に、EGRバルブが閉じられている場合は、吸気ポート8からの新気とインジェクタ11から噴射される燃料との混合気であり、EGRバルブが開かれている場合は、吸気ポート8からの新気とEGR通路からの排気ガスとインジェクタ11から噴射される燃料との混合気である。なお、燃料は、液体燃料としてのガソリンである。
本実施形態においては、これらの噴孔18は、図2(b)に示す下方から見た平面視において、副室形成部17の頂点Aを通る軸線まわりに90°間隔に4つ設けられている。噴孔18は、いずれも、図2(a)に示すように、半球状副室形成部17の頂点Aから45°の位置に、45°の方向に延びるよう形成されている。これにより、噴孔18からは、頂点Aを通る軸線に対して45°の角度で火炎が噴出するようになっている。
なお、噴孔18の数及び位置は、これらの数値に限らず、たとえば、下方から見た平面視において、頂点Aを通る軸線まわりに等間隔で5つ又は6つの噴孔18を設けるようにしてもよく、さらには、噴孔数は4未満または7以上にしてもよい。噴孔18の数は、4以上6以下であることが好ましい。また、噴孔18は、上記45゜の方向に延びるストレート孔であっても、45゜の方向に対して側方に傾斜して延びるスワール孔であってもよい。噴孔18の直径は、0.7mm以上1.5mm以下であることが好ましい。
<エンジン及び副室の仕様>
本実施形態において、シリンダボア(内径B)とピストンストローク(行程S)の比率であるボアストローク比(S/B)は、1以上1.5以下であることが好ましい。行程容積は、500cc以上700cc以下であることが好ましく、500ccであることがより好ましい。主燃焼室6の圧縮比εは、14以上24以下であること、さらには16以上18以下であることが好ましい。
本実施形態において、シリンダボア(内径B)とピストンストローク(行程S)の比率であるボアストローク比(S/B)は、1以上1.5以下であることが好ましい。行程容積は、500cc以上700cc以下であることが好ましく、500ccであることがより好ましい。主燃焼室6の圧縮比εは、14以上24以下であること、さらには16以上18以下であることが好ましい。
副室15の容積Vは、0.12cm3以上0.328cm3以下であること、さらには0.2cm3以上0.328cm3以下であることが好ましい。副室15の容積Vに対する複数の噴孔18の総断面積St(各噴孔18の断面積の総和)の割合である絞り比β=St/Vは0.0078mm-1以上0.0145mm-1以下であること、さらには0.0078mm-1以上0.011mm-1以下であることが好ましい。
<エンジンの製造>
エンジンの製造方法について説明する。
エンジンの製造方法について説明する。
図3に示すように、第1工程S1において、圧縮比εを14以上24以下の範囲から設定する。どういう熱効率を狙うか、着火時期をどうするか等の観点から、圧縮比εを例えば15とか17とかに決める。
第2工程S2において、主燃焼室と副室との圧力差が圧縮比ε及び絞り比βに依存することを利用して、第1工程S1で決定した圧縮比εに基いて絞り比βの上限βmaxと下限βminとを定める。この上限βmax及び下限βminの範囲から絞り比βを設定する。
第3工程S3において、噴流ポテンシャルが圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Vに依存することを利用して、第1工程S1で設定した圧縮比ε及び第2工程S2で設定した絞り比βに基いて、副室容積Vを設定する。
第4工程S4において、その他のエンジン構成要素(エンジンの行程容積、すきま容積、ピストンストロークS、ボア径B、主燃焼室と副室とを連通する噴孔の数及び配置等)の仕様を設定する。副室容積V及び絞り比βが決まっているから、噴孔を円形とするときは、噴孔数が決まれば、各噴孔の径が決まる。
第5工程S5において、第2工程S2ないし第4工程S4で設定した仕様に基いて、エンジンを構成する各部品の設計、製作、組み立てを行なう。
なお、圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Vが関与しないエンジン構成要素の仕様については、第1工程S1から第3工程S3と並行して又は事前に設定しておくことができる。
(第2工程S2(βmax及びβminの決定)について)
上限絞り比βmax及び下限絞り比βminは、主燃焼室6と副室15との圧力差ΔPが圧縮比ε及び絞り比βに依存することを前提にして決定する。以下、具体的に説明する。
上限絞り比βmax及び下限絞り比βminは、主燃焼室6と副室15との圧力差ΔPが圧縮比ε及び絞り比βに依存することを前提にして決定する。以下、具体的に説明する。
上限絞り比βmaxは、エンジンの中負荷中回転EGR運転の条件において副室15の圧力が最大になるときの、主燃焼室6と副室15との圧力差ΔPmaxが所定値以上となるように、圧縮比εに基いて求める。プレチャンバ・イグニッションでは、主燃焼室6及び副室15各々の圧力は、基本的には図4に示すように変化する。
この圧力変化について説明すると、圧縮行程においては、副室15の噴孔18が通気抵抗になるため、副室15は、主燃焼室6よりも圧力の立上りが緩やかになる。すなわち、副室15の圧力は、主燃焼室6の圧力よりも低い。そして、副室15の混合気が圧縮行程上死点前の点火によって着火して、副室15の圧力が急上昇していき、圧縮行程上死点後には副室15の圧力が主燃焼室6の圧力よりも高くなる。この副室15の圧力が最大になるときにおける主燃焼室6と副室15との圧力差が、ΔPmaxである。
上述の如く噴孔18が通気抵抗になることにより、着火前は圧縮比εが大きくなるほど主燃焼室6と副室15との圧力差が大きくなる(主燃焼室6の圧力が高くなる)から、着火後のΔPmaxは圧縮比εが大きくなるほど小さくなる。一方、絞り比βをみると、中負荷中回転運転では、絞り比βが大きくなると、副室15における着火後の圧力上昇中に圧力が噴孔18を介して抜け易くなるから、絞り比βが大きくなるほどΔPmaxは小さくなる。
すなわち、ΔPmaxは、圧縮比ε及び絞り比βに依存する。よって、圧縮比εの関数F1(ε)と絞り比βの関数F1(β)とを用いてΔPmaxを次のように表すことができる。
ΔPmax=F1(ε)×F1(β) ……(1)
F1(ε)=-0.0062×ε+0.1949 …… (2)
F1(β)=9.51×10-5×β-1.754 ……(3)
F1(ε)=-0.0062×ε+0.1949 …… (2)
F1(β)=9.51×10-5×β-1.754 ……(3)
ここに、F1(ε)及びF1(β)は、0次元シミュレーションツールを用いたパラメトリックスタディによって導出している。そのツールは、エンジンの主燃焼室に副室を模擬した小部屋を用意し、副室と主燃焼室とのエネルギー交換、主燃焼室及び副室各々からの放熱等を考慮して主燃焼室及び副室各々の圧力、温度、密度を計算するツールである。
計算では、ボア径B、ストロークS、圧縮比ε、副室容積V、絞り比β、エンジン回転数、燃料噴射量、空気過剰率、EGR率、吸気バルブ閉時期、排気バルブ開時期、吸気バルブ閉時期の温度・圧力、主燃焼室及び副室各々の壁温度及び熱発生率を条件として設定する。燃料噴射量、EGR率、熱発生率等については、単気筒実機エンジンの結果を模擬してインプットしている。
図4及び図5は、所定の中負荷EGR運転条件で計算した結果の一例を示す。図4は先に説明したように主燃焼室及び副室各々の圧力変化を示し、ΔPmax及びΔPigが評価指標となる。ΔPigは、エンジン圧縮行程上死点前における副室の混合気への点火時、具体的には本実施形態では圧縮行程上死点前10゜における主燃焼室と副室との圧力差である。図5は副室から主燃焼室へのエネルギー伝達率の変化を示し、そのエネルギー伝達率の最大値RETmaxが評価指標となる。以下では、RETmaxを噴流ポテンシャルという場合がある。
上記計算を数百条件にわたって行ない、ΔPmaxに対する圧縮比ε及び絞り比βの影響の度合いを計算結果から回帰分析して、上記F1(ε)及びF1(β)の数式を導いている。
図6は、シミュレーションツールによるΔPmaxの計算結果と、上記(1)~(3)式によるF1(ε)×F1(β)の計算結果との相関を示す。導出された(2)式及び(3)式が妥当であることがわかる。
中負荷EGR運転では、ΔPmaxが0.02MPa以上になるとエンジンの熱効率が基準よりも高くなることを実験によって確認している。従って、第1工程S1で設定した圧縮比εを(2)式に代入してF1(ε)を求め、そのF1(ε)の値を(1)式に代入し、ΔPmaxを所定値である0.02MPaとすると、F1(β)が得られ、(3)式から上限絞り比βmaxが得られる。因みに、圧縮比ε=17としたときの上限絞り比βmaxは0.011となる。
次に下限絞り比βminについて説明する。下限絞り比βminは、エンジンの高負荷高回転運転条件において主燃焼室と副室との圧力差ΔPigが所定値以下となるように、第1工程S1で設定した圧縮比εに基いて求める。
上述の如く噴孔18が通気抵抗になることにより、圧縮比εが大きくなるほど主燃焼室と副室との圧力差ΔPigが大きくなり、また、絞り比βが大きくなるほど当該ΔPigは小さくなる。すなわち、ΔPigは、圧縮比ε及び絞り比βに依存する。よって、圧縮比εの関数F2(ε)と絞り比βの関数F2(β)とを用いてΔPigを次のように表すことができる。
ΔPig=F2(ε)×F2(β) ……(4)
F2(ε)=0.1727×exp(0.1309×ε) …… (5)
F2(β)=-1.0408×10-5×β-2.0994 ……(6)
F2(ε)=0.1727×exp(0.1309×ε) …… (5)
F2(β)=-1.0408×10-5×β-2.0994 ……(6)
F2(ε)及びF2(β)は、先のF1(ε)及びF1(β)と同じく、上述の0次元シミュレーションツールを用いたパラメトリックスタディによって導出している。すなわち、ΔPigに対する圧縮比ε及び絞り比βの影響の度合いを計算結果から回帰分析して上記F2(ε)及びF2(β)の数式を導いている。
図7は、シミュレーションツールによるΔPigの計算結果と、上記(4)~(6)式によるF2(ε)×F2(β)の計算結果との相関を示す。導出された(5)式及び(6)式が妥当であることがわかる。なお、図7ではΔPigを副室圧力から主燃焼室圧力を減算した値としているので、マイナス値となっている。
高負荷高回転運転では、主燃焼室から副室へのガス移動が重要(理想はΔPig=0)であるところ、絞り比βを変えたいくつかの条件で行なった実験により、ΔPigが-0.3MPa以上(圧力差が小さい)であれば、副室のガス交換の確実性が高くなり遜色ない熱効率が得られるという結果を得ている。従って、第1工程S1で設定した圧縮比εを(5)式に代入してF2(ε)を求め、そのF2(ε)の値を(4)式に代入し、ΔPigを所定値である-0.3MPaとすると、F2(β)が得られ、(6)式から下限絞り比βminが得られる。因みに、圧縮比ε=17としたときの下限絞り比βminは、0.007となる。
(第3工程S3(副室容積Vの決定)について)
副室容積Vは、上述の如く、噴流ポテンシャルが圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Vに依存することを利用して、第1工程S1で設定した圧縮比εと第2工程S2で設定した絞り比βに基いて設定する。
副室容積Vは、上述の如く、噴流ポテンシャルが圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Vに依存することを利用して、第1工程S1で設定した圧縮比εと第2工程S2で設定した絞り比βに基いて設定する。
エンジンの高負荷高回転運転条件において、圧縮比εが大きくなるほど、副室の混合気の密度が高くなるから、噴流ポテンシャル、すなわち、副室から主燃焼室へのエネルギー伝達率の最大値であるRETmaxが大きくなる。また、絞り比βが大きくなるほど副室のガス交換が良好になるから、RETmaxが大きくなる。また、副室容積Vが大きくなるほど、副室での熱発生量が多くなるから、RETmaxが大きくなる。すなわち、RETmaxは、圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Vに依存する。よって、圧縮比εの関数F3(ε)と絞り比βの関数F3(β)と副室容積Vの関数F3(V)とを用いてRETmaxを次のように表すことができる。
RETmax=F3(ε)×F3(β)×F3(V) ……(7)
F3(ε)=0.9698×ln(ε)-1.5623 ……(8)
F3(β)=0.8494×ln(β)+5.1483 ……(9)
F3(V)=0.3600×exp(2.6080×V) ……(10)
F3(ε)=0.9698×ln(ε)-1.5623 ……(8)
F3(β)=0.8494×ln(β)+5.1483 ……(9)
F3(V)=0.3600×exp(2.6080×V) ……(10)
F3(ε)、F3(β)及びF3(V)は、先のF1(ε)及びF1(β)と同じく、上述の0次元シミュレーションツールを用いたパラメトリックスタディによって導出している。すなわち、RETmaxに対する圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Vの影響の度合いを計算結果から回帰分析して上記F3(ε)、F3(β)及びF3(V)の数式を導いている。
図8は、シミュレーションツールによるRETmaxの計算結果と、上記(7)~(10)式によるF3(ε)×F3(β)×F3(V)の計算結果との相関を示す。導出された(8)式~(10)式が妥当であることがわかる。
従って、エンジン性能としてのRETmax要求が決まると、それに必要な副室容積Vを上記(7)~(10)式から求めることができる。ここに、RETmaxを定数扱いとして、RETmax=aとおくと、副室容積Vは上記(7)~(10)式から次のように表すことができる。
V=(1/2.6080)×ln(A) ……(11)
A=a/(0.3600×(0.9698×ln(ε)-1.5623)×(0.8494×ln(β)+5.1483))……(12)
A=a/(0.3600×(0.9698×ln(ε)-1.5623)×(0.8494×ln(β)+5.1483))……(12)
すなわち、第1工程S1で設定した圧縮比ε、第2工程S2で設定した絞り比β及びRETmaxとしてのa値を式(12)に代入するとAが得られ、式(11)から副室容積Vが得られる。式(11)及び(12)によれば、圧縮比εが高くなるほど副室容積Vは小さくなり、絞り比βが大きくなるほど副室容積Vは小さくなり、定数aが大きくなるほど副室容積Vは大きくなる。
(RETmax要求について)
圧縮比εが高いエンジンでの高負荷高回転運転では、ノッキング(強ノック)の抑制が重要になるところ、RETmaxを変えたいくつかの条件で行なった実験により、RETmaxを所定範囲に収めるとノッキングの発生が抑えられることを見出した。図9は、実験で得られた6000rpmWOT(全開負荷)でのRETmaxとノッキング指標(ノック強度)Kiとの関係を示す。エンジンの圧縮比εは、17である。実験では、副室容積V及び噴孔の直径を変えることにより、RETmaxが変化するようにした。
圧縮比εが高いエンジンでの高負荷高回転運転では、ノッキング(強ノック)の抑制が重要になるところ、RETmaxを変えたいくつかの条件で行なった実験により、RETmaxを所定範囲に収めるとノッキングの発生が抑えられることを見出した。図9は、実験で得られた6000rpmWOT(全開負荷)でのRETmaxとノッキング指標(ノック強度)Kiとの関係を示す。エンジンの圧縮比εは、17である。実験では、副室容積V及び噴孔の直径を変えることにより、RETmaxが変化するようにした。
Ki値は、シリンダの中で発生する圧力波の振動データに基づいて算出される。振動データは、ノックセンサ、筒内圧センサなどを用いて検出される。ここでのKi値は、300回の燃焼サイクルで発生したノックの強度の平均値を示している。従って、そのサンプリング期間において強ノックが発生すると、その強度及び頻度に応じてKi値が高くなる。
図9に示すように、RETmaxが0から2の範囲での変化に対して、Ki値に変曲点が認められた。具体的には、Ki値は、RETmax=1.2J/deg付近で極小となった。RETmaxが大きくなると、強い気柱振動を伴う急峻な熱発生となって、Ki値が高くなっていると認められる。一方、RETmaxが小さくなったときは、主燃焼室での火炎伝播が遅くなるため、エンドガスの自着火を誘発し、Ki値が高くなっていると認められる。
図10に、図9に示すグラフ上の点P1及び点P2における振動データD1及びD2の一例を示す。実線のグラフが、RETmaxが0(ゼロ)J/degである点P1の振動データD1である。破線のグラフが、RETmaxが1.2J/degである点P2の振動データD2である。縦軸は熱発生率を、横軸はクランク角度を、それぞれ表している。
振動データD1は、副室がない通常点火プラグで混合気に点火するエンジンでの試験結果である。振動データD2は、直径1.0mmの噴孔を4つ有し副室容積Vが0.31ccであるプレチャンバで混合気に点火するエンジンでの試験結果である。点火時期は上死点の直前(-10°ATDC)である。
振動データD1では、点火後の所定の期間を経過した後に大きな圧力変動、つまり強ノックの発生が認められる。それに対し、振動データD2では、振動データD1のような大きな圧力変動は認められない。振動データD2では、強ノックが抑制されていることが判る。
これまでに蓄積したデータに基づけば、測定誤差を含め、実用上好ましいKi値の範囲は、1以下であり、より好ましくは0.5以下である。図9に、Ki値が1以下となる範囲及び0.5以下となる範囲を示す。
エンジンの高負荷高回転運転条件において、Ki値が1以下となる範囲は、RETmaxが0.95J/deg以上1.6J/deg以下(式(12)のa=0.95以上1.65以下)となる範囲に対応している。エンジンの高負荷高回転運転条件において、Ki値が0.5以下となる範囲は、RETmaxが1.05以上1.5以下(式(12)のa=1.05以上1.5以下)となる範囲に対応している。
上記製造方法によれば、中負荷EGR運転条件においてΔPmaxが所定値(エンジンの熱効率が基準よりも高くなる0.02MPa)以上となるように絞り比βの上限βmaxを設定し、高負荷高回転運転条件においてΔPigが所定値(副室のガス交換がされやすい「-0.3MPa」)以上となるように絞り比βの下限βminを設定し、この上限βmaxと下限βminとの範囲内から絞り比βを設定するから、中負荷EGR運転及び高負荷高回転運転において所期の熱効率を確保することが可能となる。
そうして、高負荷高回転運転条件でのRETmaxが所定範囲0.95J/deg以上1.6J/deg以下(式(12)のa=0.95以上1.65以下)になるように、副室容積Vを設定するから、高負荷高回転運転でのノッキング発生を抑えることができる。
すなわち、上記製造方法によれば、エンジンの行程容積の大小を問わず、中負荷EGR運転における熱効率の向上と高負荷高回転運転におけるノッキング抑制の両立とを図ることができる。
ここに、絞り比βについては、ΔPmax=0.02MPaとし、ΔPig=-0.3MPaとしたとき、圧縮比ε=14であるときの上限絞り比βmaxは0.0133mm-1となり、下限絞り比βminは0.0078mm-1となる。
ΔPmax=0.02MPaとし、ΔPig=-0.3MPaとしたとき、圧縮比ε=24であるときの上限絞り比βmaxは0.0083mm-1となり、下限絞り比βminは0.0145mm-1となる。
すなわち、圧縮比εが14以上24以下であるときの絞り比βは、0.0078mm-1以上0.0145mm-1以下となる。
中負荷EGR運転及び高負荷高回転運転において所期の熱効率を確保する観点から、圧縮比εが14以上24以下であるときの絞り比βは、0.0078mm-1以上0.0145mm-1以下であること、さらには0.0078mm-1以上0.011mm-1以下であることが好ましい。
副室容積Vについては、RETmax=0.95J/degとしたとき、圧縮比ε=24、絞り比β=0.0145mm-1であるときに、V=0.0430cm3となり、圧縮比ε=14、絞り比β=0.0145mm-1であるときに、V=0.2045cm3となり、圧縮比ε=24、絞り比β=0.0078mm-1であるときに、V=0.2018cm3となり、圧縮比ε=14、絞り比β=0.0078mm-1であるときに、V=0.3635cm3となる。
RETmax=1.6J/degとしたときは、圧縮比ε=24、絞り比β=0.0145mm-1であるときに、V=0.2428cm3となり、圧縮比ε=14、絞り比β=0.0145mm-1であるときに、V=0.4045cm3となり、圧縮比ε=24、絞り比β=0.0078mm-1であるときに、V=0.4017cm3となり、圧縮比ε=14、絞り比β=0.0078mm-1であるときに、V=0.5631cm3となる。
以上によれば、副室容積Vは、0.0430cm3以上0.5631cm3以下と範囲となる。高負荷高回転運転でのノッキング発生を抑える観点から、副室容積Vは、0.12cm3以上0.0328cm3以下であること、さらには0.2cm3以上0.0328cm3以下であることが好ましい。
<第1指標>
副室における複数の噴孔の総断面積St[cm2]と圧縮比εとの積を、第1指標St・ε[cm2]とする。第1指標St・εは、上限絞り比βmax及び下限絞り比βminのうちの大きい方に基づいて求められる。ε=24のとき、β=0.0145mm-1であり、ε=14のとき、β=0.0133mm-1である。
副室における複数の噴孔の総断面積St[cm2]と圧縮比εとの積を、第1指標St・ε[cm2]とする。第1指標St・εは、上限絞り比βmax及び下限絞り比βminのうちの大きい方に基づいて求められる。ε=24のとき、β=0.0145mm-1であり、ε=14のとき、β=0.0133mm-1である。
RETmax=0.95J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.0430cm3、St=0.006235cm2、St・ε=0.1496cm2となる。RETmax=0.95J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.222cm3、St=0.02956cm2、St・ε=0.4139cm2となる。
RETmax=1.6J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.2428cm3、St=0.0352cm2、St・ε=0.8449cm2となる。RETmax=1.6J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.4225cm3、St=0.05626cm2、St・ε=0.7877cm2となる。
RETmax=1.05J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.0813cm3、St=0.01179cm2、St・ε=0.2829cm2となる。RETmax=1.05J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.2614cm3、St=0.03481cm2、St・ε=0.4873cm2となる。
RETmax=1.5J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.2181cm3、St=0.03162cm2、St・ε=0.7590cm2となる。RETmax=1.5J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.398cm3、St=0.053cm2、St・ε=0.742cm2となる。
RETmax=1.2J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.1325cm3、St=0.01921cm2、St・ε=0.4611cm2となる。RETmax=1.2J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.312cm3、St=0.04155cm2、St・ε=0.5817cm2となる。
以上の通り、圧縮比εが14以上24以下のとき、Ki値を1以下にする上で、すなわち、RETmaxを0.95J/deg以上1.6J/deg以下にする上で、第1指標St・εは、0.1496cm2以上0.8449cm2以下であることが好ましい。
また、圧縮比εが14以上24以下のとき、Ki値を0.5以下にする上で、すなわち、RETmaxを1.05J/deg以上1.5J/deg以下にする上で、第1指標St・εは、0.2829cm2以上0.7590cm2以下であることが好ましい。
さらに、圧縮比εが14以上24以下のとき、Ki値を0付近(極小値付近)にする上で、すなわち、RETmaxを1.2J/deg付近にする上で、第1指標St・εは、0.4611cm2以上0.5817cm2以下であることが好ましい。
図11は、噴流ポテンシャルRETmaxと噴孔の総断面積Stとの関係を示すグラフである。図12は、噴流ポテンシャルRETmaxと第1指標St・εとの関係を示すグラフである。
図11に示すように、噴流ポテンシャルRETmaxが大きくなるほど、総断面積Stを大きくする必要がある。圧縮比ε=24の場合、圧縮比ε=14の場合に比較して、同じ大きさの噴流ポテンシャルRETmaxを得るのに必要な総断面積Stは、小さい。すなわち、圧縮比εが大きくなるほど、必要な総断面積Stは、小さい。
図12に示すように、噴流ポテンシャルRETmaxが大きくなるほど、第1指標St・εは、大きくなる。ε=14に係る第1指標St・εの曲線とε=24に係る第1指標St・εの曲線とは、途中で互いに交わっている。詳細には、噴流ポテンシャルRETmaxが小さいとき、ε=24に係る第1指標St・εは、ε=14に係る第1指標St・εよりも小さい。噴流ポテンシャルRETmaxが大きいとき、ε=24に係る第1指標St・εは、ε=14に係る第1指標St・εよりも大きい。
<第2指標>
副室容積V[cm3]と圧縮比εとの積を、第2指標V・ε[cm3]とする。第2指標V・εは、上限絞り比βmax及び下限絞り比βminのうちの大きい方に基づいて求められる。ε=24のとき、β=0.0145mm-1であり、ε=14のとき、β=0.0133mm-1である。
副室容積V[cm3]と圧縮比εとの積を、第2指標V・ε[cm3]とする。第2指標V・εは、上限絞り比βmax及び下限絞り比βminのうちの大きい方に基づいて求められる。ε=24のとき、β=0.0145mm-1であり、ε=14のとき、β=0.0133mm-1である。
RETmax=0.95J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.0430cm3、V・ε=1.03cm3となる。RETmax=0.95J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.222cm3、V・ε=3.11cm3となる。
RETmax=1.6J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.2428cm3、V・ε=5.827cm3となる。RETmax=1.6J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.4225cm3、V・ε=5.92cm3となる。
RETmax=1.05J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.0813cm3、V・ε=1.95cm3となる。RETmax=1.05J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.2614cm3、V・ε=3.66cm3となる。
RETmax=1.5J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.2181cm3、V・ε=5.234cm3となる。RETmax=1.5J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.398cm3、V・ε=5.57cm3となる。
RETmax=1.2J/degとしたとき、ε=24、β=0.0145mm-1の場合、V=0.1325cm3、V・ε=3.18cm3となる。RETmax=1.2J/degとしたとき、ε=14、β=0.0133mm-1の場合、V=0.312cm3、V・ε=4.37cm3となる。
以上の通り、圧縮比εが14以上24以下のとき、Ki値を1以下にする上で、すなわち、RETmaxを0.95J/deg以上1.6J/deg以下にする上で、第2指標V・εは、1.03cm3以上5.92cm3以下であることが好ましい。
また、圧縮比εが14以上24以下のとき、Ki値を0.5以下にする上で、すなわち、RETmaxを1.05J/deg以上1.5J/deg以下にする上で、第2指標V・εは、1.95cm3以上5.57cm3以下であることが好ましい。
さらに、圧縮比εが14以上24以下のとき、Ki値を0付近(極小値付近)にする上で、すなわち、RETmaxを1.2J/deg付近にする上で、第2指標V・εは、3.18cm3以上4.37cm3以下であることが好ましい。
図13は、噴流ポテンシャルRETmaxと副室容積Vとの関係を示すグラフである。図14は、噴流ポテンシャルRETmaxと第2指標V・εとの関係を示すグラフである。
図13に示すように、噴流ポテンシャルRETmaxが大きくなるほど、副室容積Vを大きくする必要がある。圧縮比ε=24の場合、圧縮比ε=14の場合に比較して、同じ大きさの噴流ポテンシャルRETmaxを得るのに必要な副室容積Vは、小さい。すなわち、圧縮比εが大きくなるほど、必要な副室容積Vは、小さい。
図14に示すように、噴流ポテンシャルRETmaxが大きくなるほど、第2指標V・εは、大きくなる。ε=14に係る第2指標V・εの曲線とε=24に係る第2指標V・εの曲線とは、途中で互いに交わっている。詳細には、噴流ポテンシャルRETmaxが小さいとき、ε=24に係る第2指標V・εは、ε=14に係る第2指標V・εよりも小さい。噴流ポテンシャルRETmaxが大きいとき、ε=24に係る第2指標V・εは、ε=14に係る第2指標V・εよりも大きい。
<作用効果>
本願発明者は、プレチャンバ・イグニッションについて種々検討した結果、この点火燃焼方式においても、中負荷EGR運転での熱効率改善要求と高負荷高回転運転でのノッキング抑制要求とを両立できることを見出した。また、本願発明者は、高負荷高回転運転時におけるノッキング指標(ノック強度、Ki値)が噴流ポテンシャルRETmaxの関数であって、当該関数には極小値(変曲点)が存在することを発見した(図9参照)。これは、噴流ポテンシャルRETmaxを当該極小値付近の範囲内に収めることによって、高負荷高回転運転時でのノッキングの発生を抑制できることを、意味する。
本願発明者は、プレチャンバ・イグニッションについて種々検討した結果、この点火燃焼方式においても、中負荷EGR運転での熱効率改善要求と高負荷高回転運転でのノッキング抑制要求とを両立できることを見出した。また、本願発明者は、高負荷高回転運転時におけるノッキング指標(ノック強度、Ki値)が噴流ポテンシャルRETmaxの関数であって、当該関数には極小値(変曲点)が存在することを発見した(図9参照)。これは、噴流ポテンシャルRETmaxを当該極小値付近の範囲内に収めることによって、高負荷高回転運転時でのノッキングの発生を抑制できることを、意味する。
圧縮比εは、どのような熱効率を狙うか又は着火時期をどうするかの要求から決めることができる。その一方で、圧縮比εが小さいときは、主燃焼室から副室への空気ないし混合気の充填度が低くなる。そこで、中負荷EGR運転時において点火によって確実に着火する混合気を、副室に得る観点から、圧縮比εを14以上としている。但し、圧縮比εが大きくなると高負荷高回転時にノッキングを生じ易くなるため、その上限を24としている。
第1指標St・εについては、高負荷高回転運転時でのノッキング抑制、及び中負荷EGR運転での熱効率向上の観点から、0.1496cm2以上0.8449cm2以下としている。
ここで、図11に示すように、噴流ポテンシャルRETmaxを大きくするためには、副室のガス交換を良好にする観点から、総断面積Stを大きくする必要がある。反対に、噴流ポテンシャルRETmaxを小さくするためには、総断面積Stを小さくする必要がある。このため、図12に示すように、第1指標St・εは、噴流ポテンシャルRETmaxが大きいほど大きい一方、噴流ポテンシャルRETmaxが小さいほど小さい。
噴流ポテンシャルRETmaxは、圧縮比εが大きいほど、主燃焼室から副室への混合気の充填度が高まるので、大きくなりやすい。図11に示すように、同じ大きさの噴流ポテンシャルRETmaxを得るために、圧縮比εが大きい(ε=24)ときには総断面積Stを小さくする必要がある一方、圧縮比εが小さい(ε=14)ときには総断面積Stを大きくする必要がある。このため、圧縮比εを総断面積Stに掛け合わせることで得られる第1指標St・εにおいて、圧縮比εの変化量(増大量/減少量)は、総断面積Stの変化量(減少量/増大量)によって均される。
これにより、図12に示すように、第1指標St・εは、圧縮比εが増減しても、圧縮比εの増減を打ち消すように総断面積Stが増減するので、圧縮比εの影響が緩和される。第1指標St・εは、主に、噴流ポテンシャルRETmaxに依存する。
したがって、総断面積St(噴孔数×噴孔径)及び圧縮比εに基づいて、第1指標St・εを求めることによって、圧縮比εの大小にかかわらず、噴流ポテンシャルRETmaxを一義的に定めることができる。
第1指標St・εを0.1496cm2以上0.8449cm2以下にすることによって、噴流ポテンシャルRETmaxを、高負荷高回転運転時でのノッキング指標の関数における上記極小値付近の範囲内(具体的には、噴流ポテンシャルRETmaxが0.95J/deg以上1.6J/deg以下の範囲内)に、収める上で有利になる(図9参照)。これにより、Ki値を1以下にする上で有利になる。したがって、高負荷高回転運転時において、噴流ポテンシャルRETmaxが過度に大きくなって、ノッキングが発生することを抑制することができる。
さらに、第1指標St・εが0.1496cm2以上であるから、中負荷EGR運転において噴流ポテンシャルRETmaxが過度に小さくなることを避けられる。すなわち、中負荷EGR運転において、所期の噴流ポテンシャルRETmaxを得て熱効率を高める上で有利になる。
以上、エンジンの中負荷EGR運転での熱効率改善要求と高負荷高回転運転でのノッキング抑制要求とを、両立することができる。
第1指標St・εを0.2829cm2以上0.7590cm2以下にすることによって、高負荷高回転運転時においてノッキングを抑制する上で、さらに有利になる。具体的には、噴流ポテンシャルRETmaxを1.05J/deg以上1.5J/deg以下の範囲内に、収める上で有利になる(図9参照)。これにより、Ki値を0.5以下にする上で有利になる。
第1指標St・εを0.4611cm2以上0.5817cm2以下にすることによって、高負荷高回転運転時においてノッキングを抑制する上で、より一層、有利になる。具体的には、噴流ポテンシャルRETmaxを1.2J/deg付近の範囲内に、収める上で有利になる(図9参照)。これにより、Ki値を0付近(極小値付近)にする上で有利になる。
噴流ポテンシャルRETmaxが所定範囲内(例えば、0.95J/deg以上1.6J/deg以下の範囲内)に収まるように、副室を設計することによって、高負荷高回転運転時におけるノッキング抑制の確度を、より高めることができる。
副室の容積Vは、それ自体が、噴流ポテンシャルRETmaxの大小に影響する。容積Vが0.12cm3以上であるから、中負荷EGR運転時においても比較的大きな噴流ポテンシャルRETmaxが得られる。一方、容積Vの上限を0.0328cm3としているから、高負荷高回転時において噴流ポテンシャルRETmaxが過大になることが避けられる。
噴孔18の数を4以上6以下にすることによって、第1指標St・εを、上記範囲に収めやすくなる。
パッシブ式のプレチャンバ・イグニッション(プレチャンバープラグ12)として、副室15内にインジェクタ11を持たなくても、混合気を、噴孔18から副室15内における点火プラグ16まわりに導くことができる。
ε 圧縮比
β 絞り比
V 副室容積
St 総断面積
ΔPmax 圧力差
ΔPig 圧力差
RETmax 噴流ポテンシャル
Ki ノック指標
St・ε 第1指標
V・ε 第2指標
1 エンジン
2 シリンダブロック
3 シリンダヘッド
4 気筒(シリンダ)
5 ピストン
6 主燃焼室
11 インジェクタ
12 プレチャンバープラグ
13 通常点火プラグ
15 副室
16 点火プラグ
17 副室形成部
18 噴孔
β 絞り比
V 副室容積
St 総断面積
ΔPmax 圧力差
ΔPig 圧力差
RETmax 噴流ポテンシャル
Ki ノック指標
St・ε 第1指標
V・ε 第2指標
1 エンジン
2 シリンダブロック
3 シリンダヘッド
4 気筒(シリンダ)
5 ピストン
6 主燃焼室
11 インジェクタ
12 プレチャンバープラグ
13 通常点火プラグ
15 副室
16 点火プラグ
17 副室形成部
18 噴孔
Claims (7)
- シリンダブロック、シリンダヘッド及びピストンで形成される主燃焼室と、
前記主燃焼室に開口する複数の噴孔を有する副室と、
前記副室内の混合気に点火する点火プラグと、を備えるエンジンであって、
前記主燃焼室の圧縮比εは、14以上24以下であり、
前記複数の噴孔の総断面積Stと前記圧縮比εとの積である指標St・εは、0.1496cm2以上0.8449cm2以下である、エンジン。 - 請求項1に記載のエンジンにおいて、
前記指標St・εは、0.2829cm2以上0.7590cm2以下である、エンジン。 - 請求項2に記載のエンジンにおいて、
前記指標St・εは、0.4611cm2以上0.5817cm2以下である、エンジン。 - 請求項1から3のいずれか1つに記載のエンジンにおいて、
エンジンの高負荷高回転運転条件において、前記副室から前記主燃焼室へのエネルギー伝達率の最大値RETmaxは、0.95J/deg.以上1.6J/deg.以下である、エンジン。 - 請求項1から4のいずれか1つに記載のエンジンにおいて、
前記副室の容積Vは、0.12cm3以上0.0328cm3以下である、エンジン。 - 請求項1から5のいずれか1つに記載のエンジンにおいて、
前記噴孔の数は、4以上6以下である、エンジン。 - 請求項1から6のいずれか1つに記載のエンジンにおいて、
前記混合気を形成するための燃料を噴射するインジェクタは、その燃料を前記主燃焼室に噴射するように設けられている、エンジン。
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