JP3097552B2 - 筒内噴射式内燃機関 - Google Patents
筒内噴射式内燃機関Info
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- Output Control And Ontrol Of Special Type Engine (AREA)
- Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)
- Combustion Methods Of Internal-Combustion Engines (AREA)
- Exhaust-Gas Circulating Devices (AREA)
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は筒内噴射式内燃機関
に関する。
に関する。
【０００２】
【従来の技術】ほぼ圧縮上死点前６０度以前の圧縮行程
中又は吸気行程中において燃焼室内に燃料を噴射すると
共に、このときの噴射燃料の平均粒径を燃料粒子の温度
がほぼ圧縮上死点又は圧縮上死点後にそのときの圧力に
より定まる主要燃料成分の沸点に達する粒径以上とし、
噴射後ほぼ圧縮上死点に達するまでは燃料粒子からの沸
騰による燃料の蒸発を阻止すると共にほぼ圧縮上死点後
に燃料粒子の燃料を沸騰蒸発させて燃料を着火燃焼せし
めるようにした圧縮着火式内燃機関が公知である（特開
平７−３１７５８８号公報参照）。この圧縮着火式内燃
機関では燃料粒子が燃焼室内に均一に分散せしめられる
とすすおよびＮＯX の発生量がほぼ零となる。
中又は吸気行程中において燃焼室内に燃料を噴射すると
共に、このときの噴射燃料の平均粒径を燃料粒子の温度
がほぼ圧縮上死点又は圧縮上死点後にそのときの圧力に
より定まる主要燃料成分の沸点に達する粒径以上とし、
噴射後ほぼ圧縮上死点に達するまでは燃料粒子からの沸
騰による燃料の蒸発を阻止すると共にほぼ圧縮上死点後
に燃料粒子の燃料を沸騰蒸発させて燃料を着火燃焼せし
めるようにした圧縮着火式内燃機関が公知である（特開
平７−３１７５８８号公報参照）。この圧縮着火式内燃
機関では燃料粒子が燃焼室内に均一に分散せしめられる
とすすおよびＮＯX の発生量がほぼ零となる。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら実際には
燃料粒子を燃焼室内に均一に分散させるのは困難であ
り、実際には燃焼室内において燃料粒子の分散密度がば
らつくことになる。即ち、燃焼室内に燃料粒子の分散密
度が高い領域と低い領域とが混在することになる。とこ
ろがこのように燃焼室内に燃料粒子の分散密度が高い領
域が存在するとすすやＮＯX が発生することになる。そ
の理由については後に詳細に説明するが概略的に云うと
以下の通りである。
燃料粒子を燃焼室内に均一に分散させるのは困難であ
り、実際には燃焼室内において燃料粒子の分散密度がば
らつくことになる。即ち、燃焼室内に燃料粒子の分散密
度が高い領域と低い領域とが混在することになる。とこ
ろがこのように燃焼室内に燃料粒子の分散密度が高い領
域が存在するとすすやＮＯX が発生することになる。そ
の理由については後に詳細に説明するが概略的に云うと
以下の通りである。
【０００４】即ち、上述したように圧縮行程の早期に燃
料を噴射し、このときの燃料粒子の粒径が大きいとほぼ
圧縮上死点に達するまでは燃料粒子からの沸騰による燃
料の蒸発作用が阻止される。しかしながらほぼ圧縮上死
点に達するまでの間でも沸騰によらない燃料の蒸発作用
は行われており、従って燃料が噴射されると燃料粒子の
周りには蒸発燃料の層が形成されることになる。
料を噴射し、このときの燃料粒子の粒径が大きいとほぼ
圧縮上死点に達するまでは燃料粒子からの沸騰による燃
料の蒸発作用が阻止される。しかしながらほぼ圧縮上死
点に達するまでの間でも沸騰によらない燃料の蒸発作用
は行われており、従って燃料が噴射されると燃料粒子の
周りには蒸発燃料の層が形成されることになる。
【０００５】一方、圧縮行程が進むと燃焼室内の温度が
上昇し、燃焼室内の温度が一定温度以上になると燃料粒
子周りの蒸発燃料が酸素と結合して燃焼せしめられる。
このとき燃料粒子の分散密度が高いと燃料粒子は周囲の
燃料粒子から蒸発燃料の燃焼熱を受けて高温となり、そ
の結果燃料粒子内の炭化水素が水素分子Ｈ2 や炭素Ｃに
熱分解される。この熱分解により発生した水素分子Ｈ2
は爆発的に燃焼して高温を発生し、斯くしてＮＯX が発
生することになる。一方、熱分解により炭素Ｃが発生す
るとこれら炭素同志が結合し、その結果すすが発生する
ことになる。
上昇し、燃焼室内の温度が一定温度以上になると燃料粒
子周りの蒸発燃料が酸素と結合して燃焼せしめられる。
このとき燃料粒子の分散密度が高いと燃料粒子は周囲の
燃料粒子から蒸発燃料の燃焼熱を受けて高温となり、そ
の結果燃料粒子内の炭化水素が水素分子Ｈ2 や炭素Ｃに
熱分解される。この熱分解により発生した水素分子Ｈ2
は爆発的に燃焼して高温を発生し、斯くしてＮＯX が発
生することになる。一方、熱分解により炭素Ｃが発生す
るとこれら炭素同志が結合し、その結果すすが発生する
ことになる。
【０００６】このように燃料粒子の分散密度が高いと燃
料粒子内の炭化水素の熱分解作用に起因してＮＯX やす
すが発生する。このようなＮＯX やすすの発生を阻止す
るためには燃料粒子周りの蒸発燃料の酸化反応を抑制す
ればよく、そのためには燃料粒子周りの酸素の密度を低
下させてやればよいことになる。
料粒子内の炭化水素の熱分解作用に起因してＮＯX やす
すが発生する。このようなＮＯX やすすの発生を阻止す
るためには燃料粒子周りの蒸発燃料の酸化反応を抑制す
ればよく、そのためには燃料粒子周りの酸素の密度を低
下させてやればよいことになる。
【０００７】
【課題を解決するための手段】上記問題点を解決するた
めに１番目の発明では、ほぼ圧縮上死点前６０度以前の
圧縮行程中又は吸気行程中において燃焼室内に燃料を噴
射すると共に、このときの噴射燃料の平均粒径を燃料粒
子の温度がほぼ圧縮上死点又は圧縮上死点後にそのとき
の圧力により定まる主要燃料成分の沸点に達する粒径以
上とし、噴射後ほぼ圧縮上死点に達するまでは燃料粒子
からの沸騰による燃料の蒸発を阻止すると共にほぼ圧縮
上死点後に燃料粒子の燃料を沸騰蒸発させて燃料を着火
燃焼せしめるようにした筒内噴射式内燃機関において、
機関排気通路から機関吸気通路への排気ガスの再循環を
制御する排気ガス再循環制御手段を具備し、排気ガス再
循環制御手段は少くとも機関高負荷運転時における排気
ガス再循環率をほぼ４０パーセント以上に制御して燃料
粒子内の炭化水素の熱分解作用を抑制するようにしてい
る。即ち、排気ガス再循環率をほぼ４０パーセント以上
にすると燃料粒子周りの蒸発燃料の酸化反応がかなり抑
制され、その結果最もＮＯX およびすすが発生しやすい
高負荷運転時であってもＮＯX およびすすの発生量がほ
ぼ零になる。
めに１番目の発明では、ほぼ圧縮上死点前６０度以前の
圧縮行程中又は吸気行程中において燃焼室内に燃料を噴
射すると共に、このときの噴射燃料の平均粒径を燃料粒
子の温度がほぼ圧縮上死点又は圧縮上死点後にそのとき
の圧力により定まる主要燃料成分の沸点に達する粒径以
上とし、噴射後ほぼ圧縮上死点に達するまでは燃料粒子
からの沸騰による燃料の蒸発を阻止すると共にほぼ圧縮
上死点後に燃料粒子の燃料を沸騰蒸発させて燃料を着火
燃焼せしめるようにした筒内噴射式内燃機関において、
機関排気通路から機関吸気通路への排気ガスの再循環を
制御する排気ガス再循環制御手段を具備し、排気ガス再
循環制御手段は少くとも機関高負荷運転時における排気
ガス再循環率をほぼ４０パーセント以上に制御して燃料
粒子内の炭化水素の熱分解作用を抑制するようにしてい
る。即ち、排気ガス再循環率をほぼ４０パーセント以上
にすると燃料粒子周りの蒸発燃料の酸化反応がかなり抑
制され、その結果最もＮＯX およびすすが発生しやすい
高負荷運転時であってもＮＯX およびすすの発生量がほ
ぼ零になる。
【０００８】２番目の発明では１番目の発明において、
排気ガス再循環制御手段はあらゆる機関負荷に対して排
気ガス再循環率をほぼ４０パーセント以上に制御するよ
うにしている。即ち、高負荷運転時以外でも排気ガス再
循環率がほぼ４０パーセント以上とされる。３番目の発
明では１番目の発明において、空燃比を制御するための
空燃比制御手段を具備し、空燃比制御手段は少くとも機
関高負荷運転時における空燃比をほぼ理論空燃比に制御
するようにしている。即ち、空燃比をほぼ理論空燃比に
制御すると燃料粒子周りの酸素濃度は更に低下し、その
結果燃料粒子周りの蒸発燃料の酸化反応が更に抑制され
る。
排気ガス再循環制御手段はあらゆる機関負荷に対して排
気ガス再循環率をほぼ４０パーセント以上に制御するよ
うにしている。即ち、高負荷運転時以外でも排気ガス再
循環率がほぼ４０パーセント以上とされる。３番目の発
明では１番目の発明において、空燃比を制御するための
空燃比制御手段を具備し、空燃比制御手段は少くとも機
関高負荷運転時における空燃比をほぼ理論空燃比に制御
するようにしている。即ち、空燃比をほぼ理論空燃比に
制御すると燃料粒子周りの酸素濃度は更に低下し、その
結果燃料粒子周りの蒸発燃料の酸化反応が更に抑制され
る。
【０００９】
【発明の実施の形態】図１から図３は本発明を４ストロ
ーク圧縮着火式内燃機関に適用した場合を示している。
しかしながら本発明は火花点火式のガソリン機関にも適
用することができる。図１から図３を参照すると、１は
機関本体、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッ
ド、４はピストン、５は燃焼室、６は一対の吸気弁、７
は一対の吸気ポート、８は一対の排気弁、９は一対の排
気ポート、１０は燃焼室５の頂部中央部に配置された燃
料噴射弁を夫々示す。各吸気ポート７は吸気マニホルド
１１を介してエアクリーナ１２に連結され、各排気ポー
ト９は排気マニホルド１３を介して排気管１４に連結さ
れる。排気マニホルド１３と吸気マニホルド１１の集合
部とは排気ガス再循環（以下、ＥＧＲと称す）通路１５
によって互いに連結され、このＥＧＲ通路１５内にＥＧ
Ｒ制御弁１６が配置される。このＥＧＲ制御弁１６は電
子制御ユニット２０の出力信号に基づいて制御される。
図２および図３に示されるように各吸気ポート７はほぼ
まっすぐに延びるストレートポートからなり、従って図
１から図３に示す圧縮着火式内燃機関では吸気ポート７
から燃焼室５内に流入する空気流によって燃焼室５内に
はスワールが発生せしめられない。
ーク圧縮着火式内燃機関に適用した場合を示している。
しかしながら本発明は火花点火式のガソリン機関にも適
用することができる。図１から図３を参照すると、１は
機関本体、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッ
ド、４はピストン、５は燃焼室、６は一対の吸気弁、７
は一対の吸気ポート、８は一対の排気弁、９は一対の排
気ポート、１０は燃焼室５の頂部中央部に配置された燃
料噴射弁を夫々示す。各吸気ポート７は吸気マニホルド
１１を介してエアクリーナ１２に連結され、各排気ポー
ト９は排気マニホルド１３を介して排気管１４に連結さ
れる。排気マニホルド１３と吸気マニホルド１１の集合
部とは排気ガス再循環（以下、ＥＧＲと称す）通路１５
によって互いに連結され、このＥＧＲ通路１５内にＥＧ
Ｒ制御弁１６が配置される。このＥＧＲ制御弁１６は電
子制御ユニット２０の出力信号に基づいて制御される。
図２および図３に示されるように各吸気ポート７はほぼ
まっすぐに延びるストレートポートからなり、従って図
１から図３に示す圧縮着火式内燃機関では吸気ポート７
から燃焼室５内に流入する空気流によって燃焼室５内に
はスワールが発生せしめられない。
【００１０】図１に示されるように電子制御ユニット２
０はディジタルコンピュータからなり、双方向性バス２
１によって相互に接続されたＲＯＭ（リードオンリメモ
リ）２２，ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）２３，Ｃ
ＰＵ（マイクロプロセッサ）２４、入力ポート２５およ
び出力ポート２６を具備する。排気マニホルド１３内に
は排気ガス中の酸素濃度から燃焼室５内の空燃比を検出
する空燃比センサ１７が配置され、この空燃比センサ１
７の出力信号は対応するＡＤ変換器２７を介して入力ポ
ート２５に入力される。また、アクセルペダル３０はア
クセルペダル３０の踏込み量に比例した出力電圧を発生
する負荷センサ３１に接続され、この負荷センサ３１の
出力電圧は対応するＡＤ変換器２７を介して入力ポート
２５に入力される。更に入力ポート２５には機関が一定
クランク角度回転する毎に出力パルスを発生するクラン
ク角センサ３２が接続され、このクランク角センサ３２
の出力パルスから現在のクランク角と機関回転数とが算
出される。一方、出力ポート２６は対応する駆動回路２
８を介して各燃料噴射弁１０およびＥＧＲ制御弁１６に
接続される。
０はディジタルコンピュータからなり、双方向性バス２
１によって相互に接続されたＲＯＭ（リードオンリメモ
リ）２２，ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）２３，Ｃ
ＰＵ（マイクロプロセッサ）２４、入力ポート２５およ
び出力ポート２６を具備する。排気マニホルド１３内に
は排気ガス中の酸素濃度から燃焼室５内の空燃比を検出
する空燃比センサ１７が配置され、この空燃比センサ１
７の出力信号は対応するＡＤ変換器２７を介して入力ポ
ート２５に入力される。また、アクセルペダル３０はア
クセルペダル３０の踏込み量に比例した出力電圧を発生
する負荷センサ３１に接続され、この負荷センサ３１の
出力電圧は対応するＡＤ変換器２７を介して入力ポート
２５に入力される。更に入力ポート２５には機関が一定
クランク角度回転する毎に出力パルスを発生するクラン
ク角センサ３２が接続され、このクランク角センサ３２
の出力パルスから現在のクランク角と機関回転数とが算
出される。一方、出力ポート２６は対応する駆動回路２
８を介して各燃料噴射弁１０およびＥＧＲ制御弁１６に
接続される。
【００１１】図４は燃料噴射弁１０の側面断面図を示し
ている。図４を参照すると、４１は噴射弁本体４０内に
おいて摺動可能なニードル、４２はニードル４１の先端
部に一体形成された弁体、４３はニードル４１の上端部
に取付けられたスプリングリテーナ、４４はスプリング
リテーナ４３を上方に向けて付勢する圧縮ばね、４５は
ニードル４１と整列配置されたロッド、４６は最大噴射
量時における燃料噴射量の数十倍の容積を有する燃料貯
留室、４７は噴射弁本体４０内において摺動可能に配置
されたピストン、４８はピストン４７を駆動するための
ピエゾ圧電素子、４９はピストン４７をピエゾ圧電素子
４８に向けて付勢する皿ばね、５０はピストン４７の頂
面により画定された可変容積室、５１は燃料供給口を夫
々示す。
ている。図４を参照すると、４１は噴射弁本体４０内に
おいて摺動可能なニードル、４２はニードル４１の先端
部に一体形成された弁体、４３はニードル４１の上端部
に取付けられたスプリングリテーナ、４４はスプリング
リテーナ４３を上方に向けて付勢する圧縮ばね、４５は
ニードル４１と整列配置されたロッド、４６は最大噴射
量時における燃料噴射量の数十倍の容積を有する燃料貯
留室、４７は噴射弁本体４０内において摺動可能に配置
されたピストン、４８はピストン４７を駆動するための
ピエゾ圧電素子、４９はピストン４７をピエゾ圧電素子
４８に向けて付勢する皿ばね、５０はピストン４７の頂
面により画定された可変容積室、５１は燃料供給口を夫
々示す。
【００１２】燃料供給口５１は噴射ポンプ（図示せず）
に連結され、噴射ポンプから吐出された燃料が燃料供給
口５１に供給される。燃料供給口５１に供給された燃料
は燃料供給口５１から燃料貯留室４６に向けてのみ流通
可能な逆止弁５２を介して燃料貯留室４６に供給され
る。燃料貯留室４６内に供給された燃料は一方では燃料
通路５３を介してニードル４１の先端部周りに導びか
れ、他方では燃料貯留室４６から可変容積室５０に向け
てのみ流通可能な逆止弁５４を介して可変容積室５０に
供給される。可変容積室５０内に供給された燃料はロッ
ド４５の頂面５５に導びかれ、従って可変容積室５０内
の燃料圧がロッド４５の頂面５５に作用することにな
る。
に連結され、噴射ポンプから吐出された燃料が燃料供給
口５１に供給される。燃料供給口５１に供給された燃料
は燃料供給口５１から燃料貯留室４６に向けてのみ流通
可能な逆止弁５２を介して燃料貯留室４６に供給され
る。燃料貯留室４６内に供給された燃料は一方では燃料
通路５３を介してニードル４１の先端部周りに導びか
れ、他方では燃料貯留室４６から可変容積室５０に向け
てのみ流通可能な逆止弁５４を介して可変容積室５０に
供給される。可変容積室５０内に供給された燃料はロッ
ド４５の頂面５５に導びかれ、従って可変容積室５０内
の燃料圧がロッド４５の頂面５５に作用することにな
る。
【００１３】図５はニードル４１の先端部を示してい
る。図５に示されるようにニードル４１の弁体４２は円
錐状の噴射燃料案内面４２ａを有し、この噴射燃料案内
面４２ａは通常圧縮ばね４４（図４）のばね力によりシ
ート面５６上に着座している。このとき燃料噴射弁１０
からの燃料噴射は停止せしめられている。燃料噴射弁１
０から燃料を噴射すべきときにはピエゾ圧電素子４８に
電荷がチャージされる。ピエゾ圧電素子４８に電荷がチ
ャージされるとピエゾ圧電素子４８が軸方向に伸長する
ためにピストン４７が下降せしめられる。ピストン４７
が下降せしめられると可変容積室５０内の燃料圧が上昇
し、斯くしてロッド４５が押し下げられるためにニード
ル４１が下降して弁体４２がシート面５６から離れる。
その結果、燃料貯留室４６内の燃料が弁体４２とシート
面５６間から噴射される。
る。図５に示されるようにニードル４１の弁体４２は円
錐状の噴射燃料案内面４２ａを有し、この噴射燃料案内
面４２ａは通常圧縮ばね４４（図４）のばね力によりシ
ート面５６上に着座している。このとき燃料噴射弁１０
からの燃料噴射は停止せしめられている。燃料噴射弁１
０から燃料を噴射すべきときにはピエゾ圧電素子４８に
電荷がチャージされる。ピエゾ圧電素子４８に電荷がチ
ャージされるとピエゾ圧電素子４８が軸方向に伸長する
ためにピストン４７が下降せしめられる。ピストン４７
が下降せしめられると可変容積室５０内の燃料圧が上昇
し、斯くしてロッド４５が押し下げられるためにニード
ル４１が下降して弁体４２がシート面５６から離れる。
その結果、燃料貯留室４６内の燃料が弁体４２とシート
面５６間から噴射される。
【００１４】次いでピエゾ圧電素子４８にチャージされ
ている電荷がディスチャージされるとピエゾ圧電素子４
８は軸方向に収縮し、ピストン４７が上昇する。その結
果、可変容積室５０内の燃料圧が低下するためにロッド
４５およびニードル４１が圧縮ばね４４のばね力により
上昇し、弁体４２の噴射燃料案内面４２ａが再びシート
面５６上に着座する。斯くして燃料の噴射作用が停止せ
しめられる。
ている電荷がディスチャージされるとピエゾ圧電素子４
８は軸方向に収縮し、ピストン４７が上昇する。その結
果、可変容積室５０内の燃料圧が低下するためにロッド
４５およびニードル４１が圧縮ばね４４のばね力により
上昇し、弁体４２の噴射燃料案内面４２ａが再びシート
面５６上に着座する。斯くして燃料の噴射作用が停止せ
しめられる。
【００１５】図５に示されるように燃料噴射時には噴射
燃料Ｆは弁体４２の噴射燃料案内面４２ａにより案内さ
れてニードル４１の先端から、即ち燃料噴射弁１０のノ
ズル口から薄膜円錐状に広げられる。図１から図３に示
される実施例では燃料噴射弁１０は燃料室５の頂部中央
部に配置されており、従ってこの実施例では図１に示さ
れるように燃料Ｆは燃焼室５の頂部中央部から燃焼室５
の周辺部に向けて薄膜円錐状に広がるように噴射され
る。
燃料Ｆは弁体４２の噴射燃料案内面４２ａにより案内さ
れてニードル４１の先端から、即ち燃料噴射弁１０のノ
ズル口から薄膜円錐状に広げられる。図１から図３に示
される実施例では燃料噴射弁１０は燃料室５の頂部中央
部に配置されており、従ってこの実施例では図１に示さ
れるように燃料Ｆは燃焼室５の頂部中央部から燃焼室５
の周辺部に向けて薄膜円錐状に広がるように噴射され
る。
【００１６】次に図６から図９を参照しつつ本発明の基
本となる燃焼方法について説明する。なお、この燃焼方
法については最もすすおよびＮＯX が発生しやすい高負
荷運転時に焦点をあてて説明する。従来のように燃料粒
子の平均粒径が５０μｍ以下となるように燃料を微粒化
して噴射するようにしている限り噴射時期をいかに設定
しようとも燃料噴射圧をいかに設定しようともすすとＮ
ＯX の同時低減を図ることは困難であり、ましてやすす
およびＮＯX の発生量を実質的に零にすることは不可能
である。これは従来の燃焼方法に本質的な問題があるか
らである。即ち、従来の燃焼方法においては燃料粒子の
粒径が小さいために燃料が噴射されるや否や一部の燃料
がただちに気化し、この気化した燃料により早期に急激
な燃焼が開始される。このように噴射開始後早期に急激
な燃焼が開始されると後続する噴射燃料が燃焼火炎内に
飛び込むためにこれらの噴射燃料は空気不足の状態で燃
焼せしめられることになり、斯くしてすすが発生するこ
とになる。また噴射燃料が早期に急激に燃焼して燃焼圧
が急激に上昇すると燃焼温度が高くなり、斯くしてＮＯ
X が発生することになる。
本となる燃焼方法について説明する。なお、この燃焼方
法については最もすすおよびＮＯX が発生しやすい高負
荷運転時に焦点をあてて説明する。従来のように燃料粒
子の平均粒径が５０μｍ以下となるように燃料を微粒化
して噴射するようにしている限り噴射時期をいかに設定
しようとも燃料噴射圧をいかに設定しようともすすとＮ
ＯX の同時低減を図ることは困難であり、ましてやすす
およびＮＯX の発生量を実質的に零にすることは不可能
である。これは従来の燃焼方法に本質的な問題があるか
らである。即ち、従来の燃焼方法においては燃料粒子の
粒径が小さいために燃料が噴射されるや否や一部の燃料
がただちに気化し、この気化した燃料により早期に急激
な燃焼が開始される。このように噴射開始後早期に急激
な燃焼が開始されると後続する噴射燃料が燃焼火炎内に
飛び込むためにこれらの噴射燃料は空気不足の状態で燃
焼せしめられることになり、斯くしてすすが発生するこ
とになる。また噴射燃料が早期に急激に燃焼して燃焼圧
が急激に上昇すると燃焼温度が高くなり、斯くしてＮＯ
X が発生することになる。
【００１７】ところが噴射燃料の平均粒径を従来の燃焼
方法において使用されている平均粒径よりも大巾に大き
くし、かつ噴射時期を従来の燃焼方法において通常使用
されている噴射時期よりもかなり早めるとすすおよびＮ
ＯX の発生量を実質的に零まで低減しうることが判明し
たのである。次にこのことについて説明する。図６の曲
線はピストン４の圧縮作用のみによる燃焼室５内の圧力
Ｐの変化を示している。図６からわかるように燃焼室５
内の圧力Ｐはほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度を越える
と急速に上昇する。これは吸気弁６の開弁時期とは無関
係であっていかなる往復動式内燃機関であっても燃焼室
５内の圧力Ｐは図６に示されるように変化する。
方法において使用されている平均粒径よりも大巾に大き
くし、かつ噴射時期を従来の燃焼方法において通常使用
されている噴射時期よりもかなり早めるとすすおよびＮ
ＯX の発生量を実質的に零まで低減しうることが判明し
たのである。次にこのことについて説明する。図６の曲
線はピストン４の圧縮作用のみによる燃焼室５内の圧力
Ｐの変化を示している。図６からわかるように燃焼室５
内の圧力Ｐはほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度を越える
と急速に上昇する。これは吸気弁６の開弁時期とは無関
係であっていかなる往復動式内燃機関であっても燃焼室
５内の圧力Ｐは図６に示されるように変化する。
【００１８】図７の実線で示す曲線は各クランク角にお
ける燃料の沸騰温度、即ち沸点Ｔを示している。燃焼室
５内の圧力Ｐが上昇すれば燃料の沸点Ｔもそれに伴なっ
て上昇するので燃料の沸点Ｔもほぼ圧縮上死点前ＢＴＤ
Ｃ６０度を越えると急速に上昇する。一方図７において
破線は圧縮上死点前ＢＴＤＣθO 度において燃料が噴射
されたときの燃料粒子の径の差による燃料粒子の温度変
化の差異を示している。噴射直後の燃料粒子の温度はそ
のときの圧力により定まる沸点Ｔよりも低く、次いで燃
料粒子は周囲から熱を受けて温度上昇する。このときの
燃料粒子の温度上昇速度は粒径が小さいほど速くなる。
ける燃料の沸騰温度、即ち沸点Ｔを示している。燃焼室
５内の圧力Ｐが上昇すれば燃料の沸点Ｔもそれに伴なっ
て上昇するので燃料の沸点Ｔもほぼ圧縮上死点前ＢＴＤ
Ｃ６０度を越えると急速に上昇する。一方図７において
破線は圧縮上死点前ＢＴＤＣθO 度において燃料が噴射
されたときの燃料粒子の径の差による燃料粒子の温度変
化の差異を示している。噴射直後の燃料粒子の温度はそ
のときの圧力により定まる沸点Ｔよりも低く、次いで燃
料粒子は周囲から熱を受けて温度上昇する。このときの
燃料粒子の温度上昇速度は粒径が小さいほど速くなる。
【００１９】即ち、燃料粒子の粒径が２０μｍから５０
μｍ程度であったとすると燃料粒子の温度は噴射後急速
に上昇して圧縮上死点ＴＤＣよりもはるか前のクランク
角において沸点Ｔに達し、燃料粒子からの沸騰による急
激な燃料の蒸発作用が開始される。また、図７からわか
るように燃料粒子の粒径が２００μｍの場合でも燃料粒
子の温度は圧縮上死点ＴＤＣに達する前に沸点Ｔに達
し、沸騰による急激な燃料の蒸発作用が開始される。こ
のように圧縮上死点ＴＤＣに達する前に沸騰による急激
な燃料の蒸発作用が開始されるとこのとき蒸発した燃料
による爆発的な燃焼が生じ、斯くして前述したように多
量のすすおよびＮＯX が発生することになる。
μｍ程度であったとすると燃料粒子の温度は噴射後急速
に上昇して圧縮上死点ＴＤＣよりもはるか前のクランク
角において沸点Ｔに達し、燃料粒子からの沸騰による急
激な燃料の蒸発作用が開始される。また、図７からわか
るように燃料粒子の粒径が２００μｍの場合でも燃料粒
子の温度は圧縮上死点ＴＤＣに達する前に沸点Ｔに達
し、沸騰による急激な燃料の蒸発作用が開始される。こ
のように圧縮上死点ＴＤＣに達する前に沸騰による急激
な燃料の蒸発作用が開始されるとこのとき蒸発した燃料
による爆発的な燃焼が生じ、斯くして前述したように多
量のすすおよびＮＯX が発生することになる。
【００２０】これに対して燃料粒子の径が５００μｍ程
度よりも大きくなると燃料粒子の温度の上昇速度が遅く
なるためにほぼ圧縮上死点ＴＤＣ或いはそれ以後になら
ないと燃料粒子の温度が沸点Ｔに達しない。従って燃料
粒子の径を５００μｍ程度よりも大きくすればほぼ圧縮
上死点ＴＤＣに達する前に沸騰による急激な燃料の蒸発
作用は行われず、ほぼ圧縮上死点ＴＤＣ或いは圧縮上死
点ＴＤＣ後に沸騰による急激な燃料の蒸発作用が開始さ
れることになる。従って燃料粒子の径が５００μｍ程度
よりも大きくなると圧縮上死点ＴＤＣ前の燃料の沸騰蒸
発に基づくすすおよびＮＯX の発生を阻止できることに
なる。
度よりも大きくなると燃料粒子の温度の上昇速度が遅く
なるためにほぼ圧縮上死点ＴＤＣ或いはそれ以後になら
ないと燃料粒子の温度が沸点Ｔに達しない。従って燃料
粒子の径を５００μｍ程度よりも大きくすればほぼ圧縮
上死点ＴＤＣに達する前に沸騰による急激な燃料の蒸発
作用は行われず、ほぼ圧縮上死点ＴＤＣ或いは圧縮上死
点ＴＤＣ後に沸騰による急激な燃料の蒸発作用が開始さ
れることになる。従って燃料粒子の径が５００μｍ程度
よりも大きくなると圧縮上死点ＴＤＣ前の燃料の沸騰蒸
発に基づくすすおよびＮＯX の発生を阻止できることに
なる。
【００２１】なお、実際には燃料は沸点の異なる種々の
成分を含んでおり、燃料の沸点というと多数の沸点が存
在することになる。従って燃料の沸点を考える場合には
主要燃料成分の沸点を考えることが好ましいと云える。
また、噴射燃料の粒径は完全に均一になることはあり得
ないので噴射燃料の粒径を考える場合には噴射燃料の平
均粒径で考えることが好ましいと云える。このように考
えると噴射燃料の平均粒径を燃料粒子の温度がほぼ圧縮
上死点ＴＤＣ又は圧縮上死点ＴＤＣ後にそのときの圧力
により定まる主要燃料成分の沸点Ｔに達する粒径以上と
すれば噴射後ほぼ圧縮上死点ＴＤＣに達するまでは燃料
粒子からの沸騰による急激な燃料の蒸発は生じず、ほぼ
圧縮上死点ＴＤＣ後に燃料粒子からの沸騰による急激な
蒸発を生じることになる。
成分を含んでおり、燃料の沸点というと多数の沸点が存
在することになる。従って燃料の沸点を考える場合には
主要燃料成分の沸点を考えることが好ましいと云える。
また、噴射燃料の粒径は完全に均一になることはあり得
ないので噴射燃料の粒径を考える場合には噴射燃料の平
均粒径で考えることが好ましいと云える。このように考
えると噴射燃料の平均粒径を燃料粒子の温度がほぼ圧縮
上死点ＴＤＣ又は圧縮上死点ＴＤＣ後にそのときの圧力
により定まる主要燃料成分の沸点Ｔに達する粒径以上と
すれば噴射後ほぼ圧縮上死点ＴＤＣに達するまでは燃料
粒子からの沸騰による急激な燃料の蒸発は生じず、ほぼ
圧縮上死点ＴＤＣ後に燃料粒子からの沸騰による急激な
蒸発を生じることになる。
【００２２】ところですすおよびＮＯX の発生量をほぼ
零にするためには燃料粒子の径をほぼ５００μｍ程度よ
りも大きくすることに加え、噴射された燃料粒子を燃焼
室５内に均一に分散させることが必要となる。次にこの
ことについて図８を参照しつつ説明する。なお、図８に
おいてＸは夫々燃料粒子を示している。上述したように
圧縮行程の早期に燃料を噴射し、このときの燃料粒子Ｘ
の径をほぼ５００μｍ程度よりも大きくするとほぼ圧縮
上死点ＴＤＣに達するまでは燃料粒子Ｘからの沸騰によ
る燃料の蒸発作用が阻止される。しかしながらほぼ圧縮
上死点ＴＤＣに達するまでの間でも沸騰によらない燃料
の蒸発作用は行われており、従って燃料が噴射されると
燃料粒子Ｘの周りには蒸発燃料の層が形成されることに
なる。
零にするためには燃料粒子の径をほぼ５００μｍ程度よ
りも大きくすることに加え、噴射された燃料粒子を燃焼
室５内に均一に分散させることが必要となる。次にこの
ことについて図８を参照しつつ説明する。なお、図８に
おいてＸは夫々燃料粒子を示している。上述したように
圧縮行程の早期に燃料を噴射し、このときの燃料粒子Ｘ
の径をほぼ５００μｍ程度よりも大きくするとほぼ圧縮
上死点ＴＤＣに達するまでは燃料粒子Ｘからの沸騰によ
る燃料の蒸発作用が阻止される。しかしながらほぼ圧縮
上死点ＴＤＣに達するまでの間でも沸騰によらない燃料
の蒸発作用は行われており、従って燃料が噴射されると
燃料粒子Ｘの周りには蒸発燃料の層が形成されることに
なる。
【００２３】一方、圧縮行程が進むと燃焼室５内の温度
が上昇し、燃焼室５内の温度が一定温度以上になると燃
料粒子Ｘ周りの蒸発燃料が酸素と結合して燃焼せしめら
れる。即ち、燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料の酸化反応によ
る燃焼が開始される。このとき各燃料粒子Ｘ周りの蒸発
燃料の燃焼熱の及ぶ領域が図８の各燃料粒子Ｘ周りの破
線Ｙで示されている。図８（Ａ）に示すように燃料粒子
Ｘの分散密度が低いときにはこれら領域Ｙは互いに離れ
ており、図８（Ｂ）に示すように燃料粒子Ｘの分散密度
が高いときには領域Ｙ同志が互いに重なり合う。
が上昇し、燃焼室５内の温度が一定温度以上になると燃
料粒子Ｘ周りの蒸発燃料が酸素と結合して燃焼せしめら
れる。即ち、燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料の酸化反応によ
る燃焼が開始される。このとき各燃料粒子Ｘ周りの蒸発
燃料の燃焼熱の及ぶ領域が図８の各燃料粒子Ｘ周りの破
線Ｙで示されている。図８（Ａ）に示すように燃料粒子
Ｘの分散密度が低いときにはこれら領域Ｙは互いに離れ
ており、図８（Ｂ）に示すように燃料粒子Ｘの分散密度
が高いときには領域Ｙ同志が互いに重なり合う。
【００２４】図８（Ｂ）に示されるように領域Ｙ同志が
互いに重なると燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料の燃焼熱によ
り燃料粒子Ｘ間の空間領域の温度が高くなる。このよう
に燃料粒子Ｘ間の空間領域の温度が高くなると燃料粒子
Ｘは高温となり、その結果燃料粒子Ｘ内の炭化水素が水
素分子Ｈ2 や炭素ＣやメタンＣＨ4 に熱分解される。そ
の結果、燃焼室５内の温度が上昇するとこの水素分子Ｈ
2 が爆発的に燃焼し、それによって燃焼室５内の温度が
極度に高温になるために多量のＮＯX が発生することに
なる。また、熱分解により炭素Ｃが発生するとこれら炭
素同志が互いに結合してすすが発生することになる。
互いに重なると燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料の燃焼熱によ
り燃料粒子Ｘ間の空間領域の温度が高くなる。このよう
に燃料粒子Ｘ間の空間領域の温度が高くなると燃料粒子
Ｘは高温となり、その結果燃料粒子Ｘ内の炭化水素が水
素分子Ｈ2 や炭素ＣやメタンＣＨ4 に熱分解される。そ
の結果、燃焼室５内の温度が上昇するとこの水素分子Ｈ
2 が爆発的に燃焼し、それによって燃焼室５内の温度が
極度に高温になるために多量のＮＯX が発生することに
なる。また、熱分解により炭素Ｃが発生するとこれら炭
素同志が互いに結合してすすが発生することになる。
【００２５】これに対して図８（Ａ）に示されるように
領域Ｙが互いに離れていると燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料
の燃焼熱が他の燃料粒子Ｘ周りの領域Ｙに伝達されず、
その結果、各燃料粒子Ｘの温度はさほど高くならない。
その結果、燃料粒子Ｘ内の炭化水素の熱分解が生じない
ために水素分子Ｈ2 による爆発的な燃焼が生じず、従っ
て燃焼室５内の温度が極度に高くなることもないのでＮ
ＯX の発生が阻止されることになる。また、熱分解によ
り炭素Ｃが発生することもないので炭素同志が互いに結
合してすすまで成長することがなくなる。このように図
８（Ａ）に示される如く燃料粒子Ｘが均一に分散されて
燃料粒子Ｘの分散密度が低くなればすすおよびＮＯX の
発生を阻止できることになる。
領域Ｙが互いに離れていると燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料
の燃焼熱が他の燃料粒子Ｘ周りの領域Ｙに伝達されず、
その結果、各燃料粒子Ｘの温度はさほど高くならない。
その結果、燃料粒子Ｘ内の炭化水素の熱分解が生じない
ために水素分子Ｈ2 による爆発的な燃焼が生じず、従っ
て燃焼室５内の温度が極度に高くなることもないのでＮ
ＯX の発生が阻止されることになる。また、熱分解によ
り炭素Ｃが発生することもないので炭素同志が互いに結
合してすすまで成長することがなくなる。このように図
８（Ａ）に示される如く燃料粒子Ｘが均一に分散されて
燃料粒子Ｘの分散密度が低くなればすすおよびＮＯX の
発生を阻止できることになる。
【００２６】ところで図８（Ａ）に示されるように燃料
粒子Ｘを燃焼室５内全体に均一に分散させるためには燃
焼室５内の圧力Ｐが低いときに燃焼噴射弁１０から燃料
を噴射させなければならない。即ち、燃焼室５内の圧力
Ｐが高くなると空気抵抗が大きくなるために噴射燃料の
飛行距離が短かくなり、斯くしてこのときには図９
（Ａ）に示されるように燃料粒子が燃焼室５内全体に広
がることができない。前述したように燃焼室５内の圧力
Ｐはほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度を越えると急速に
上昇して高くなり、事実ほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０
度を越えた後に燃料噴射を行うと図９（Ａ）に示される
ように燃料粒子が燃焼室５内に十分に広がらない。これ
に対してほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度以前は燃焼室
５内の圧力Ｐは低く、従ってほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ
６０度以前に燃焼噴射が行われると図９（Ｂ）に示され
るように燃料粒子が燃焼室５内の全体に亘って均一に分
散することになる。従って圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度
以前に燃料噴射を行うことによってすすおよびＮＯX の
発生が阻止されることになる。なお、この場合、燃料の
噴射時期はほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度以前であれ
ば圧縮行程時であっても吸気行程時であってもよい。
粒子Ｘを燃焼室５内全体に均一に分散させるためには燃
焼室５内の圧力Ｐが低いときに燃焼噴射弁１０から燃料
を噴射させなければならない。即ち、燃焼室５内の圧力
Ｐが高くなると空気抵抗が大きくなるために噴射燃料の
飛行距離が短かくなり、斯くしてこのときには図９
（Ａ）に示されるように燃料粒子が燃焼室５内全体に広
がることができない。前述したように燃焼室５内の圧力
Ｐはほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度を越えると急速に
上昇して高くなり、事実ほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０
度を越えた後に燃料噴射を行うと図９（Ａ）に示される
ように燃料粒子が燃焼室５内に十分に広がらない。これ
に対してほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度以前は燃焼室
５内の圧力Ｐは低く、従ってほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ
６０度以前に燃焼噴射が行われると図９（Ｂ）に示され
るように燃料粒子が燃焼室５内の全体に亘って均一に分
散することになる。従って圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度
以前に燃料噴射を行うことによってすすおよびＮＯX の
発生が阻止されることになる。なお、この場合、燃料の
噴射時期はほぼ圧縮上死点前ＢＴＤＣ６０度以前であれ
ば圧縮行程時であっても吸気行程時であってもよい。
【００２７】この燃焼方法を実行するに当って重要な点
は大きな粒径の燃料を燃料粒子同志の間隔を隔だてつつ
燃焼室５内全体に分散させることであり、従ってハード
の面からみるとこの燃焼方法を実行する上で燃料噴射弁
１０が重要な役割を果すことになる。図４はこの燃焼方
法を実行するのに適した燃料噴射弁１０の一例を示して
おり、この燃料噴射弁１０では燃料粒子の径を大きくし
うるように燃料噴射圧は２０MPa 程度の低圧に設定され
ている。
は大きな粒径の燃料を燃料粒子同志の間隔を隔だてつつ
燃焼室５内全体に分散させることであり、従ってハード
の面からみるとこの燃焼方法を実行する上で燃料噴射弁
１０が重要な役割を果すことになる。図４はこの燃焼方
法を実行するのに適した燃料噴射弁１０の一例を示して
おり、この燃料噴射弁１０では燃料粒子の径を大きくし
うるように燃料噴射圧は２０MPa 程度の低圧に設定され
ている。
【００２８】このように燃料粒子の径を５００μｍ程度
よりも大きくしかつ燃料噴射時期をほぼ圧縮上死点前Ｂ
ＴＤＣ６０度以前とすればほぼ圧縮上死点ＴＤＣ或いは
圧縮上死点ＴＤＣ後に沸騰による急激な燃料の蒸発作用
が開始されかつ図８（Ａ）に示されるように燃料粒子Ｘ
の分散密度が低くなるのですすおよびＮＯX の発生量を
ほぼ零にすることができる。
よりも大きくしかつ燃料噴射時期をほぼ圧縮上死点前Ｂ
ＴＤＣ６０度以前とすればほぼ圧縮上死点ＴＤＣ或いは
圧縮上死点ＴＤＣ後に沸騰による急激な燃料の蒸発作用
が開始されかつ図８（Ａ）に示されるように燃料粒子Ｘ
の分散密度が低くなるのですすおよびＮＯX の発生量を
ほぼ零にすることができる。
【００２９】しかしながら実際には燃料粒子Ｘを燃焼室
５内に均一に分散させるのが困難であり、実際には燃焼
室５内において燃料粒子Ｘの分散密度がばらつくことに
なる。即ち、燃焼室５内に燃料粒子Ｘの分散密度が図８
（Ｂ）のように高い領域と図８（Ａ）のように低い領域
とが混在することになる。ところがこのように燃焼室５
内に燃料粒子Ｘの分散密度が図８（Ｂ）のように高い領
域が存在するとこの領域においてすすやＮＯX が発生す
ることになる。この場合、このようなすすやＮＯX の発
生を阻止するためには燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料の酸化
反応を抑制すればよく、そのためには燃料粒子Ｘ周りの
酸素の密度を低下させてやればよいことになる。
５内に均一に分散させるのが困難であり、実際には燃焼
室５内において燃料粒子Ｘの分散密度がばらつくことに
なる。即ち、燃焼室５内に燃料粒子Ｘの分散密度が図８
（Ｂ）のように高い領域と図８（Ａ）のように低い領域
とが混在することになる。ところがこのように燃焼室５
内に燃料粒子Ｘの分散密度が図８（Ｂ）のように高い領
域が存在するとこの領域においてすすやＮＯX が発生す
ることになる。この場合、このようなすすやＮＯX の発
生を阻止するためには燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料の酸化
反応を抑制すればよく、そのためには燃料粒子Ｘ周りの
酸素の密度を低下させてやればよいことになる。
【００３０】そこで本発明では燃料粒子Ｘ周りの酸素の
密度を低下させるために機関高負荷運転時にＥＧＲガス
を燃焼室５内に再循環させ、このときの排気ガス再循環
率（ＥＧＲガス量／（ＥＧＲガス量＋吸入空気量））、
即ちＥＧＲ率をほぼ４０パーセント以上に設定するよう
にしている。即ち、機関高負荷運転時にＥＧＲ率をほぼ
４０パーセント以上に設定すると燃料粒子Ｘ周りの酸素
の密度は低くなり、斯くして燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料
の酸化反応が抑制される。斯くして燃料粒子Ｘ内の炭化
水素の熱分解作用が抑制され、従って水素分子Ｈ2 や炭
素Ｃの生成量が少くなるために図８（Ｂ）に示されるよ
うに燃料粒子Ｘの分散密度が高い場合であってもすすお
よびＮＯX の発生が阻止されることになる。
密度を低下させるために機関高負荷運転時にＥＧＲガス
を燃焼室５内に再循環させ、このときの排気ガス再循環
率（ＥＧＲガス量／（ＥＧＲガス量＋吸入空気量））、
即ちＥＧＲ率をほぼ４０パーセント以上に設定するよう
にしている。即ち、機関高負荷運転時にＥＧＲ率をほぼ
４０パーセント以上に設定すると燃料粒子Ｘ周りの酸素
の密度は低くなり、斯くして燃料粒子Ｘ周りの蒸発燃料
の酸化反応が抑制される。斯くして燃料粒子Ｘ内の炭化
水素の熱分解作用が抑制され、従って水素分子Ｈ2 や炭
素Ｃの生成量が少くなるために図８（Ｂ）に示されるよ
うに燃料粒子Ｘの分散密度が高い場合であってもすすお
よびＮＯX の発生が阻止されることになる。
【００３１】図１０は機関高負荷運転時におけるＮＯX
発生量とＥＧＲ率との関係を示している。図１０から、
ＥＧＲ率がほぼ４０パーセント以上になるとＮＯX 発生
量は極めて少くなり、ＥＧＲ率がほぼ５０パーセントに
なるとＮＯX 発生量はほぼ零になることがわかる。な
お、ＥＧＲ率がほぼ５０パーセントになるとすすもほと
んど零になることが判明している。
発生量とＥＧＲ率との関係を示している。図１０から、
ＥＧＲ率がほぼ４０パーセント以上になるとＮＯX 発生
量は極めて少くなり、ＥＧＲ率がほぼ５０パーセントに
なるとＮＯX 発生量はほぼ零になることがわかる。な
お、ＥＧＲ率がほぼ５０パーセントになるとすすもほと
んど零になることが判明している。
【００３２】そこで本発明による第１の実施例では図１
１に示されるようにあらゆる機関負荷に対してＥＧＲ率
をほぼ５０パーセントに維持するようにしている。な
お、図１１（Ａ）は機関負荷、即ちアクセルペダル３０
の踏込み量ＬとＥＧＲ率との関係を示しており、図１１
（Ｂ）は空気過剰率λとアクセルペダル３０の踏込み量
Ｌの関係を示している。上述したように本発明による第
１の実施例では図１１（Ａ）に示されるようにアクセル
ペダル３０の踏込み量Ｌとは関係なく、常にＥＧＲ率が
ほぼ５０パーセントに維持されている。
１に示されるようにあらゆる機関負荷に対してＥＧＲ率
をほぼ５０パーセントに維持するようにしている。な
お、図１１（Ａ）は機関負荷、即ちアクセルペダル３０
の踏込み量ＬとＥＧＲ率との関係を示しており、図１１
（Ｂ）は空気過剰率λとアクセルペダル３０の踏込み量
Ｌの関係を示している。上述したように本発明による第
１の実施例では図１１（Ａ）に示されるようにアクセル
ペダル３０の踏込み量Ｌとは関係なく、常にＥＧＲ率が
ほぼ５０パーセントに維持されている。
【００３３】また、この実施例では図１１（Ｂ）からわ
かるように機関高負荷運転時には、即ちアクセルペダル
３０の踏込み量Ｌが大きいときには空気過剰率λがほぼ
１．０とされる。即ち、云い換えると燃焼室５内におけ
る燃料量と空気量との比である空燃比がほぼ理論空燃比
とされる。なお、もう少し具体的に云うと、このとき２
パーセントから３パーセントの空気が過剰となるように
空気過剰率λが制御される。このように空気過剰率λが
ほぼ１．０にされると燃料粒子Ｘの周りの酸素の密度は
更に低下せしめられ、斯くして燃料粒子Ｘの周りの蒸発
燃料の酸化反応が更に抑制されることになる。その結
果、すすおよびＮＯX の発生を更に抑制できることにな
る。
かるように機関高負荷運転時には、即ちアクセルペダル
３０の踏込み量Ｌが大きいときには空気過剰率λがほぼ
１．０とされる。即ち、云い換えると燃焼室５内におけ
る燃料量と空気量との比である空燃比がほぼ理論空燃比
とされる。なお、もう少し具体的に云うと、このとき２
パーセントから３パーセントの空気が過剰となるように
空気過剰率λが制御される。このように空気過剰率λが
ほぼ１．０にされると燃料粒子Ｘの周りの酸素の密度は
更に低下せしめられ、斯くして燃料粒子Ｘの周りの蒸発
燃料の酸化反応が更に抑制されることになる。その結
果、すすおよびＮＯX の発生を更に抑制できることにな
る。
【００３４】また、この実施例ではアクセルペダル３０
の踏込み量ＬにかかわらずにＥＧＲ率がほぼ５０パーセ
ントに維持されるので図１１（Ｂ）に示されるように空
気過剰率λはアクセルペダル３０の踏込み量Ｌが小さく
なるにつれて増大する。即ち、機関負荷が低くなるほど
ＮＯX 発生量が少くなるのでこの実施例では機関負荷が
低くなるほど空気過剰率λが大きくなるようにしてい
る。
の踏込み量ＬにかかわらずにＥＧＲ率がほぼ５０パーセ
ントに維持されるので図１１（Ｂ）に示されるように空
気過剰率λはアクセルペダル３０の踏込み量Ｌが小さく
なるにつれて増大する。即ち、機関負荷が低くなるほど
ＮＯX 発生量が少くなるのでこの実施例では機関負荷が
低くなるほど空気過剰率λが大きくなるようにしてい
る。
【００３５】なお、この実施例ではＥＧＲ率がほぼ５０
パーセントに設定されているが図１１（Ａ）に示される
ようにＥＧＲ率はほぼ４０パーセントからほぼ６０パー
セントの間の任意の値に設定することができる。図１２
は本発明による第２の実施例を示している。この第２の
実施例では図１２（Ｂ）に示されるようにアクセルペダ
ル３０の踏込み量Ｌにかかわらずに空気過剰率λがほぼ
１．０に制御され、即ち空燃比がほぼ理論空燃比に制御
され、従って１２図（Ａ）に示されるようにＥＧＲ率は
アクセルペダル３０の踏込み量Ｌが小さくなるほど増大
せしめられる。
パーセントに設定されているが図１１（Ａ）に示される
ようにＥＧＲ率はほぼ４０パーセントからほぼ６０パー
セントの間の任意の値に設定することができる。図１２
は本発明による第２の実施例を示している。この第２の
実施例では図１２（Ｂ）に示されるようにアクセルペダ
ル３０の踏込み量Ｌにかかわらずに空気過剰率λがほぼ
１．０に制御され、即ち空燃比がほぼ理論空燃比に制御
され、従って１２図（Ａ）に示されるようにＥＧＲ率は
アクセルペダル３０の踏込み量Ｌが小さくなるほど増大
せしめられる。
【００３６】本発明による実施例では空気過剰率λが図
１１（Ｂ）又は図１２（Ｂ）に示される空気過剰率とな
るように燃料噴射量が定められており、この燃料噴射量
Ｑはアクセルペダル３０の踏込み量Ｌおよび機関回転数
Ｎの関数として図１３に示すマップの形で予めＲＯＭ２
２内に記憶されている。また、本発明による実施例では
図１４（Ｂ）に示されるように燃料噴射開始時期θＳは
アクセルペダル３０の踏込み量Ｌが増大するほど、即ち
機関負荷が高くなるほど早められる。この燃料噴射開始
時期θＳはアクセルペダル３０の踏込み量Ｌと機関回転
数Ｎの関数として図１４（Ａ）に示すマップの形で予め
ＲＯＭ２２内に記憶されている。
１１（Ｂ）又は図１２（Ｂ）に示される空気過剰率とな
るように燃料噴射量が定められており、この燃料噴射量
Ｑはアクセルペダル３０の踏込み量Ｌおよび機関回転数
Ｎの関数として図１３に示すマップの形で予めＲＯＭ２
２内に記憶されている。また、本発明による実施例では
図１４（Ｂ）に示されるように燃料噴射開始時期θＳは
アクセルペダル３０の踏込み量Ｌが増大するほど、即ち
機関負荷が高くなるほど早められる。この燃料噴射開始
時期θＳはアクセルペダル３０の踏込み量Ｌと機関回転
数Ｎの関数として図１４（Ａ）に示すマップの形で予め
ＲＯＭ２２内に記憶されている。
【００３７】一方、図１に示される実施例では排気マニ
ホルド１３内の背圧と吸気マニホルド１１内の圧力との
差圧によってＥＧＲガスがＥＧＲ通路１５から吸気マニ
ホルド１１内に供給され、このときのＥＧＲガス量はＥ
ＧＲ制御弁１６によって制御される。ＥＧＲ率を図１１
（Ａ）又は図１２（Ａ）に示されるＥＧＲ率とするのに
必要なＥＧＲ制御弁１６の開度、即ちＥＧＲ制御弁１６
の駆動パルスのデューティー比は予め実験により求めら
れており、この目標デューティー比ＤＵＯはアクセルペ
ダル３０の踏込み量Ｌおよび機関回転数Ｎの関数として
図１５に示すマップの形で予めＲＯＭ２２内に記憶され
ている。
ホルド１３内の背圧と吸気マニホルド１１内の圧力との
差圧によってＥＧＲガスがＥＧＲ通路１５から吸気マニ
ホルド１１内に供給され、このときのＥＧＲガス量はＥ
ＧＲ制御弁１６によって制御される。ＥＧＲ率を図１１
（Ａ）又は図１２（Ａ）に示されるＥＧＲ率とするのに
必要なＥＧＲ制御弁１６の開度、即ちＥＧＲ制御弁１６
の駆動パルスのデューティー比は予め実験により求めら
れており、この目標デューティー比ＤＵＯはアクセルペ
ダル３０の踏込み量Ｌおよび機関回転数Ｎの関数として
図１５に示すマップの形で予めＲＯＭ２２内に記憶され
ている。
【００３８】また、本発明による実施例では空気過剰率
λが図１１（Ｂ）又は図１２（Ｂ）に示す目標空気過剰
率となるように空燃比センサ１７の出力信号に基づいて
目標デューティー比ＤＵＯが補正係数Ｋにより補正され
る。即ち、空燃比センサ１７は図１６に示されるように
空気過剰率λに応じた電流Ｉを発生し、従ってこの電流
値Ｉから実際の空燃比が検出される。一方、図１１
（Ｂ）および図１２（Ｂ）に示される目標空気過剰率λ
Ｏはアクセルペダル３０の踏込み量Ｌおよび機関回転数
Ｎの関数として図１７に示すマップの形で予めＲＯＭ２
２内に記憶されている。なお、図１２に示す第２の実施
例においてはこの目標空気過剰率λＯは機関の運転状態
にかかわらずにほぼ１．０となる。
λが図１１（Ｂ）又は図１２（Ｂ）に示す目標空気過剰
率となるように空燃比センサ１７の出力信号に基づいて
目標デューティー比ＤＵＯが補正係数Ｋにより補正され
る。即ち、空燃比センサ１７は図１６に示されるように
空気過剰率λに応じた電流Ｉを発生し、従ってこの電流
値Ｉから実際の空燃比が検出される。一方、図１１
（Ｂ）および図１２（Ｂ）に示される目標空気過剰率λ
Ｏはアクセルペダル３０の踏込み量Ｌおよび機関回転数
Ｎの関数として図１７に示すマップの形で予めＲＯＭ２
２内に記憶されている。なお、図１２に示す第２の実施
例においてはこの目標空気過剰率λＯは機関の運転状態
にかかわらずにほぼ１．０となる。
【００３９】次に図１８に示される運転制御ルーチンに
ついて説明する。図１８を参照するとまず初めにステッ
プ１００において図１３に示すマップから燃料噴射量Ｑ
が算出される。次いでステップ１０１では図１４（Ａ）
に示すマップから燃料噴射開始時期θＳが算出される。
次いでステップ１０２では燃料噴射量Ｑ、燃料噴射開始
時期θＳおよび機関回転数Ｎから燃料噴射完了時期θＥ
が算出され、これら燃料噴射開始時期θＳおよび燃料噴
射完了時期θＥに基づいて燃料噴射弁１０からの燃料噴
射作用が行われる。
ついて説明する。図１８を参照するとまず初めにステッ
プ１００において図１３に示すマップから燃料噴射量Ｑ
が算出される。次いでステップ１０１では図１４（Ａ）
に示すマップから燃料噴射開始時期θＳが算出される。
次いでステップ１０２では燃料噴射量Ｑ、燃料噴射開始
時期θＳおよび機関回転数Ｎから燃料噴射完了時期θＥ
が算出され、これら燃料噴射開始時期θＳおよび燃料噴
射完了時期θＥに基づいて燃料噴射弁１０からの燃料噴
射作用が行われる。
【００４０】次いでステップ１０３では図１５に示すマ
ップから目標デューティー比ＤＵＯが算出され、次いで
ステップ１０４では図１７に示すマップから目標空気過
剰率λＯが算出される。次いでステップ１０５では空燃
比センサ１７の出力信号から現在の空気過剰率λが算出
される。次いでステップ１０６では現在の空気過剰率λ
が目標空気過剰率λＯよりも大きいか否かが判別され
る。λ＞λＯのときにはステップ１０７に進んで補正係
数Ｋに一定値αが加算され、次いでステップ１０９に進
む。これに対してλ≦λＯのときにはステップ１０８に
進んで補正係数Ｋから一定値αが減算され、次いでステ
ップ１０９に進む。ステップ１０９では目標デューティ
ー比ＤＵＯに補正係数Ｋを乗算することによって最終的
なデューティー比ＤＵ（＝Ｋ・ＤＵＯ）が算出され、こ
のデューティー比ＤＵに基づいてＥＧＲ制御弁１６が制
御される。
ップから目標デューティー比ＤＵＯが算出され、次いで
ステップ１０４では図１７に示すマップから目標空気過
剰率λＯが算出される。次いでステップ１０５では空燃
比センサ１７の出力信号から現在の空気過剰率λが算出
される。次いでステップ１０６では現在の空気過剰率λ
が目標空気過剰率λＯよりも大きいか否かが判別され
る。λ＞λＯのときにはステップ１０７に進んで補正係
数Ｋに一定値αが加算され、次いでステップ１０９に進
む。これに対してλ≦λＯのときにはステップ１０８に
進んで補正係数Ｋから一定値αが減算され、次いでステ
ップ１０９に進む。ステップ１０９では目標デューティ
ー比ＤＵＯに補正係数Ｋを乗算することによって最終的
なデューティー比ＤＵ（＝Ｋ・ＤＵＯ）が算出され、こ
のデューティー比ＤＵに基づいてＥＧＲ制御弁１６が制
御される。
【００４１】即ち、実際の空気過剰率λが目標空気過剰
率λＯよりも大きくなるとデューティー比ＤＵが増大せ
しめられる。その結果ＥＧＲ制御弁１６の開度が大きく
なるためにＥＧＲ率が増大せしめられ、斯くして空気過
剰率λが減少せしめられる。これに対して実際の空気過
剰率λが目標空気過剰率λＯよりも小さくなるとデュー
ティー比ＤＵが減少せしめられる。その結果ＥＧＲ制御
弁１６の開度が小さくなるためにＥＧＲ率が減少せしめ
られ、斯くして空気過剰率λが増大せしめられる。この
ようにしてＥＧＲ率をほぼ目標ＥＧＲ率に維持しつつ空
気過剰率λが目標空気過剰率λＯに制御される。
率λＯよりも大きくなるとデューティー比ＤＵが増大せ
しめられる。その結果ＥＧＲ制御弁１６の開度が大きく
なるためにＥＧＲ率が増大せしめられ、斯くして空気過
剰率λが減少せしめられる。これに対して実際の空気過
剰率λが目標空気過剰率λＯよりも小さくなるとデュー
ティー比ＤＵが減少せしめられる。その結果ＥＧＲ制御
弁１６の開度が小さくなるためにＥＧＲ率が減少せしめ
られ、斯くして空気過剰率λが増大せしめられる。この
ようにしてＥＧＲ率をほぼ目標ＥＧＲ率に維持しつつ空
気過剰率λが目標空気過剰率λＯに制御される。
【００４２】
【発明の効果】すすおよびＮＯX の発生量をほぼ零にす
ることができる。
ることができる。
【図１】圧縮着火式内燃機関の全体図である。
【図２】圧縮着火式内燃機関の側面断面図である。
【図３】図２のシリンダヘッドの底面図である。
【図４】燃料噴射弁の側面断面図である。
【図５】燃料噴射弁の先端部の拡大側面断面図である。
【図６】ピストンの圧縮作用のみによる燃焼室内の圧力
変化を示す図である。
変化を示す図である。
【図７】沸点と燃料粒子の温度変化とを示す図である。
【図８】燃料粒子の分布を示す図である。
【図９】燃料粒子の分布を示す図である。
【図１０】ＮＯX 発生量とＥＧＲ率との関係を示す図で
ある。
ある。
【図１１】ＥＧＲ率と空気過剰率とを示す図である。
【図１２】ＥＧＲ率と空気過剰率とを示す図である。
【図１３】燃料噴射量のマップを示す図である。
【図１４】燃料噴射開始時期を示す図である。
【図１５】目標デューティー比のマップを示す図であ
る。
る。
【図１６】空燃比センサの発生電流を示す図である。
【図１７】目標空気過剰率を示す図である。
【図１８】機関運転を制御するためのフローチャートで
ある。
ある。
５…燃焼室 １０…燃料の噴射弁 １１…吸気マニホルド １３…排気マニホルド １５…ＥＧＲ通路 １６…ＥＧＲ制御弁
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ Ｆ０２Ｍ 25/07 ５５０ Ｆ０２Ｍ 25/07 ５５０Ｆ ５７０ ５７０Ｚ (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) F02D 41/02 301 F02D 41/02 380 F02M 25/07 550 F02M 25/07 570
Claims (3)
- 【請求項１】 ほぼ圧縮上死点前６０度以前の圧縮行程
中又は吸気行程中において燃焼室内に燃料を噴射すると
共に、このときの噴射燃料の平均粒径を燃料粒子の温度
がほぼ圧縮上死点又は圧縮上死点後にそのときの圧力に
より定まる主要燃料成分の沸点に達する粒径以上とし、
噴射後ほぼ圧縮上死点に達するまでは燃料粒子からの沸
騰による燃料の蒸発を阻止すると共にほぼ圧縮上死点後
に燃料粒子の燃料を沸騰蒸発させて燃料を着火燃焼せし
めるようにした筒内噴射式内燃機関において、機関排気
通路から機関吸気通路への排気ガスの再循環を制御する
排気ガス再循環制御手段を具備し、該排気ガス再循環制
御手段は少くとも機関高負荷運転時における排気ガス再
循環率をほぼ４０パーセント以上に制御して燃料粒子内
の炭化水素の熱分解作用を抑制する筒内噴射式内燃機
関。 - 【請求項２】 上記排気ガス再循環制御手段はあらゆる
機関負荷に対して排気ガス再循環率をほぼ４０パーセン
ト以上に制御する請求項１に記載の筒内噴射式内燃機
関。 - 【請求項３】 空燃比を制御するための空燃比制御手段
を具備し、該空燃比制御手段は少くとも機関高負荷運転
時における空燃比をほぼ理論空燃比に制御する請求項１
に記載の筒内噴射式内燃機関。
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP08101675A JP3097552B2 (ja) | 1996-04-23 | 1996-04-23 | 筒内噴射式内燃機関 |
| EP97106637A EP0803645B1 (en) | 1996-04-23 | 1997-04-22 | A compression-ignition type engine |
| US08/837,745 US5743243A (en) | 1996-04-23 | 1997-04-22 | Compression-ignition type engine |
| DE69727417T DE69727417T2 (de) | 1996-04-23 | 1997-04-22 | Selbstzündende Brennkraftmaschine |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP08101675A JP3097552B2 (ja) | 1996-04-23 | 1996-04-23 | 筒内噴射式内燃機関 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09287527A JPH09287527A (ja) | 1997-11-04 |
| JP3097552B2 true JP3097552B2 (ja) | 2000-10-10 |
Family
ID=14306941
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP08101675A Expired - Lifetime JP3097552B2 (ja) | 1996-04-23 | 1996-04-23 | 筒内噴射式内燃機関 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3097552B2 (ja) |
Families Citing this family (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP3336976B2 (ja) * | 1998-10-21 | 2002-10-21 | トヨタ自動車株式会社 | 内燃機関 |
| JP3147092B2 (ja) * | 1998-07-10 | 2001-03-19 | トヨタ自動車株式会社 | 内燃機関 |
| JP3348663B2 (ja) * | 1998-11-11 | 2002-11-20 | トヨタ自動車株式会社 | 内燃機関 |
| JP3911912B2 (ja) | 1999-06-23 | 2007-05-09 | 株式会社日立製作所 | エンジン制御システム及び制御方法 |
| JP4737463B2 (ja) * | 2008-09-01 | 2011-08-03 | 三菱自動車工業株式会社 | 排気浄化装置 |
| WO2011059059A1 (ja) | 2009-11-12 | 2011-05-19 | 株式会社豊田中央研究所 | ディーゼルエンジン |
-
1996
- 1996-04-23 JP JP08101675A patent/JP3097552B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH09287527A (ja) | 1997-11-04 |
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