特許 5783114 火花点火式内燃機関

(19)【発行国】日本国特許庁(JP)

(12)【公報種別】特許公報(B2)

(11)【特許番号】5783114

(24)【登録日】2015年7月31日

(45)【発行日】2015年9月24日

(54)【発明の名称】火花点火式内燃機関

(51)【国際特許分類】

   F02B 77/11 20060101AFI20150907BHJP

   F02B 23/00 20060101ALI20150907BHJP

   F02F 3/10 20060101ALI20150907BHJP

   F02F 1/00 20060101ALI20150907BHJP

   F02F 1/24 20060101ALI20150907BHJP

   F02F 3/14 20060101ALI20150907BHJP

【ＦＩ】

   F02B77/11 A

   F02B23/00 D

   F02F3/10 Z

   F02F1/00 G

   F02F1/24 M

   F02F3/14

【請求項の数】5

【全頁数】16

(21)【出願番号】特願2012-80138(P2012-80138)

(22)【出願日】2012年3月30日

(65)【公開番号】特開2013-209920(P2013-209920A)

(43)【公開日】2013年10月10日

【審査請求日】2013年10月21日

(73)【特許権者】

【識別番号】000003609

【氏名又は名称】株式会社豊田中央研究所

(74)【代理人】

【識別番号】110001210

【氏名又は名称】特許業務法人ＹＫＩ国際特許事務所

(72)【発明者】

【氏名】野村 佳洋

(72)【発明者】

【氏名】小坂 英雅

(72)【発明者】

【氏名】小池 誠

(72)【発明者】

【氏名】脇坂 佳史

(72)【発明者】

【氏名】堀田 義博

(72)【発明者】

【氏名】中北 清己

【審査官】 佐藤 健一

(56)【参考文献】

【文献】 特開平０１−１４２２４６（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開２０１０−２４９００８（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開２００９−２４３３５２（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開２００９−２４３３５５（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開２０１０−０７０７９２（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開２００１−２４０９０２（ＪＰ，Ａ）

【文献】 特開平０６−２７２０９３（ＪＰ，Ａ）

(58)【調査した分野】（Int.Cl.，ＤＢ名）

Ｆ０２Ｂ ６１／００−７９／００

Ｆ０２Ｂ ２３／００

Ｆ０２Ｆ １／００− １／４２

Ｆ０２Ｆ ３／００− ３／２８

Ｆ０２Ｆ ７／００

ＤＷＰＩ（Ｔｈｏｍｓｏｎ Ｉｎｎｏｖａｔｉｏｎ）

ＪＳＴＰｌｕｓ（ＪＤｒｅａｍＩＩＩ）

ＪＳＴ７５８０（ＪＤｒｅａｍＩＩＩ）

(57)【特許請求の範囲】

【請求項1】

燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成され、燃焼室内の混合気に点火して該混合気を燃焼させる火花点火式内燃機関であって、
断熱膜の、熱伝導率λ［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、熱拡散率κ［ｍｍ²／ｓ］、及び厚さＬ［μｍ］に関して、
λ≦１．５、κ≦０．３、且つ１６．７×λ≦Ｌ≦２０７．４×(κ)^0.5
が成立する、火花点火式内燃機関。

【請求項2】

燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成され、燃焼室内の混合気に点火して該混合気を燃焼させる火花点火式内燃機関であって、
断熱膜の熱伝導率λが１．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］以下で、断熱膜の熱拡散率κが０．３［ｍｍ²／ｓ］以下であり、
断熱膜の厚さは、
全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁に伝わる熱の移動量の積算値が、断熱膜が無い場合と比較して２％減少する下限厚さ以上で、
且つ吸気行程において燃焼室壁からシリンダ内ガスに伝わる熱の移動量が、断熱膜が無い場合と比較して１０％増加する上限厚さ以下の範囲内にある、火花点火式内燃機関。

【請求項3】

請求項１に記載の火花点火式内燃機関であって、
１６．７×λ≦Ｌ≦１４６．４×(κ)^0.5
が成立する、火花点火式内燃機関。

【請求項4】

請求項２に記載の火花点火式内燃機関であって、
断熱膜の厚さは、
全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁に伝わる熱の移動量の積算値が、断熱膜が無い場合と比較して２％減少する下限厚さ以上で、
且つ吸気行程において燃焼室壁からシリンダ内ガスに伝わる熱の移動量が、断熱膜が無い場合と等しくなる上限厚さ以下の範囲内にある、火花点火式内燃機関。

【請求項5】

請求項１または３に記載の火花点火式内燃機関であって、
Ｌ＝１２２×(κ)^0.5
が略成立する、火花点火式内燃機関。

【発明の詳細な説明】

【技術分野】

【0001】

本発明は、火花点火式内燃機関に関し、特に、内燃機関の燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成された火花点火式内燃機関に関する。

【背景技術】

【0002】

内燃機関の熱効率を向上させるために、内燃機関の燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜を形成する技術が提案されている（例えば下記特許文献１）。特許文献１においては、例えばバルブフェースやシリンダヘッド表面やシリンダ壁やピストン頂面等の燃焼室構成部品の表面に、例えばジルコニア等をベースとしたセラミックによる断熱膜を、その厚さが５０μｍ〜２２０μｍの範囲内になるように形成している。これによって、燃焼室内の燃焼ガスから燃焼室構成部品への熱伝達量を低下させて熱効率の向上を図っている。

【0003】

内燃機関のシリンダ内における熱損失Ｑｌｏｓｓ［Ｗ］については、シリンダ内の圧力やガス流に起因する熱伝達係数ｈ［Ｗ／(ｍ²・Ｋ)］、シリンダ内の表面積Ａ［ｍ²］、シリンダ内のガス温度Ｔｇ［Ｋ］、及びシリンダ内に面する（シリンダ内の燃焼ガスと接触する）壁面の温度Ｔｗａｌｌ［Ｋ］を用いて、以下の（１）式で表すことができる。

【0004】

Ｑｌｏｓｓ＝Ａ×ｈ×（Ｔｇ−Ｔｗａｌｌ） （１）

【0005】

内燃機関のサイクルにおいては、シリンダ内ガス温度Ｔｇが時々刻々変化するが、壁面温度Ｔｗａｌｌをシリンダ内ガス温度Ｔｇに追従させるよう時々刻々変化させることで、（１）式における（Ｔｇ−Ｔｗａｌｌ）の値を小さくすることができ、熱損失Ｑｌｏｓｓを低減することができる。

【先行技術文献】

【特許文献】

【0006】

【特許文献1】特開平１−１４２２４６号公報

【特許文献2】国際公開第２００９／０２０２０６号

【特許文献3】特開２００９−２４３３５２号公報

【発明の概要】

【発明が解決しようとする課題】

【0007】

内燃機関の燃焼室内に臨む壁面に断熱膜を形成する場合は、断熱膜の厚さを厚くすると、燃焼室内の燃焼ガスから燃焼室構成部品への熱伝達量が低下する分、内燃機関の熱効率の向上が図れる。しかし、断熱膜の厚さを厚くしすぎると、燃焼行程中に上昇した燃焼室壁面温度が、膨張・排気行程中に下がりきらず、次のサイクルの吸気行程開始時において断熱膜無しよりも高くなるため、吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスへ伝わる熱量が増加して、シリンダ内ガスの加熱量が増加する。そのため、火花点火式内燃機関において、断熱膜の厚さを厚くしすぎると、吸気行程中のシリンダ内ガスの加熱量が増加することで、圧縮端でのガス温度が上昇してノッキングが発生しやすくなる。

【0008】

特許文献１においては、断熱膜の厚さの範囲（５０μｍ〜２２０μｍ）が示されているだけであり、吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスへ伝わる熱量が断熱膜の熱拡散率等の熱特性に応じて変化することについては何ら考慮されていない。そのため、断熱膜の材料によっては、吸気行程中のシリンダ内ガスの加熱量が増加することで、ノッキングが発生しやすくなる。

【0009】

本発明は、ノッキングの悪化を招くことなく熱効率を向上させる火花点火式内燃機関を提供することを目的とする。

【課題を解決するための手段】

【0010】

本発明に係る火花点火式内燃機関は、上述した目的を達成するために以下の手段を採った。

【0011】

本発明に係る火花点火式内燃機関は、燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成され、燃焼室内の混合気に点火して該混合気を燃焼させる火花点火式内燃機関であって、断熱膜の、熱伝導率λ［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、熱拡散率κ［ｍｍ²／ｓ］、及び厚さＬ［μｍ］に関して、
λ≦１．５、κ≦０．３、且つ１６．７×λ≦Ｌ≦２０７．４×(κ)^0.5
が成立することを要旨とする。

【0012】

また、本発明に係る火花点火式内燃機関は、燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、断熱膜が形成され、燃焼室内の混合気に点火して該混合気を燃焼させる火花点火式内燃機関であって、断熱膜の熱伝導率λが１．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］以下で、断熱膜の熱拡散率κが０．３［ｍｍ²／ｓ］以下であり、断熱膜の厚さは、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁に伝わる熱の移動量の積算値が、断熱膜が無い場合と比較して２％減少する下限厚さ以上で、且つ吸気行程において燃焼室壁からシリンダ内ガスに伝わる熱の移動量が、断熱膜が無い場合と比較して１０％増加する上限厚さ以下の範囲内にあることを要旨とする。

【0013】

本発明の一態様では、
１６．７×λ≦Ｌ≦１４６．４×(κ)^0.5
が成立することが好適である。

【0014】

本発明の一態様では、断熱膜の厚さは、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁に伝わる熱の移動量の積算値が、断熱膜が無い場合と比較して２％減少する下限厚さ以上で、且つ吸気行程において燃焼室壁からシリンダ内ガスに伝わる熱の移動量が、断熱膜が無い場合と等しくなる上限厚さ以下の範囲内にあることが好適である。

【0015】

本発明の一態様では、
Ｌ＝１２２×(κ)^0.5
が略成立することが好適である。

【0016】

また、本発明の参考例に係る火花点火式内燃機関は、燃焼室を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室内に臨む壁面に、熱拡散率が互いに異なる複数の断熱膜が形成され、燃焼室内の混合気に点火して該混合気を燃焼させる火花点火式内燃機関であって、熱拡散率が大きい断熱膜ほどその厚さが厚いことを要旨とする。

【0017】

本発明の一態様では、断熱膜の熱拡散率κ及び厚さＬに関して、Ｌ／(κ)^0.5が略一定になるように、各断熱膜の厚さＬが設定されていることが好適である。

【発明の効果】

【0018】

本発明によれば、火花点火式内燃機関において、吸気行程でのシリンダ内ガスの加熱量の増加によるノッキングの悪化を招くことなく、全行程を積算してシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失を低減することができ、熱効率を向上させることができる。

【図面の簡単な説明】

【0019】

【図1】本発明の実施形態に係る火花点火式内燃機関の概略構成を示す図である。

【図2】クランク角に対する燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの履歴の一例を示す図である。

【図3】火花点火式内燃機関の３Ｄ−ＣＦＤにおける境界条件の一例を示す図である。

【図4】３Ｄ−ＣＦＤによって算出したシリンダ内平均ガス温度の時間履歴の一例を示す図である。

【図5】３Ｄ−ＣＦＤによって算出した燃焼室壁面平均熱伝達率の時間履歴の一例を示す図である。

【図6】１次元熱伝導解析の計算対象を説明する図である。

【図7】１次元熱伝導解析によって算出した、吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスに流入する熱の移動量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅと、全行程を積算してシリンダ内ガスから燃焼室壁に流入する熱の移動量Ｑ＿ｔｏｔａｌの一例を示す図である。

【図8】断熱用薄膜の上限厚さＬｍａｘ、最適厚さＬｏｐｔ、及び下限厚さＬｍｉｎを計算した結果の一例を示す図である。

【図9】断熱用薄膜の上限厚さＬｍａｘ、最適厚さＬｏｐｔ、及び下限厚さＬｍｉｎを計算した結果の他の例を示す図である。

【図10】断熱用薄膜の構成例を示す図である。

【図11】断熱用薄膜の他の構成例を示す図である。

【発明を実施するための形態】

【0020】

以下、本発明を実施するための形態（以下実施形態という）を図面に従って説明する。

【0021】

図１は、本発明の実施形態に係る火花点火式内燃機関１の概略構成を示す図であり、シリンダ１１の軸線方向と直交する方向から見た内部構成の概略を示す。本実施形態に係る火花点火式内燃機関１は、例えばガソリンエンジンにより構成され、点火栓２３により燃焼室１３内の混合気に火花点火して火炎伝播燃焼させるものである。

【0022】

内燃機関（例えばガソリンエンジン）１は、シリンダブロック９及びシリンダヘッド１０を備え、シリンダブロック９及びシリンダヘッド１０によりシリンダ１１を形成する。シリンダ１１内には、その軸線方向に往復運動するピストン１２が収容されている。ピストン１２の頂面１２ａ、シリンダブロック９の内壁面９ａ、及びシリンダヘッド１０の下面１０ａに囲まれた空間は、燃焼室１３を形成する。シリンダヘッド１０には、燃焼室１３に連通する吸気ポート１４、及び燃焼室１３に連通する排気ポート１５が形成されている。さらに、吸気ポート１４と燃焼室１３との境界を開閉する吸気弁１６、及び排気ポート１５と燃焼室１３との境界を開閉する排気弁１７が設けられている。吸気ポート１４には燃料噴射弁１９が設置されており、燃料噴射弁１９から吸気ポート１４内に燃料（例えばガソリン等の炭化水素系燃料）が噴射され、吸気行程にて燃料と空気の混合気がシリンダ１１内に導入される。シリンダヘッド１０には、点火栓（点火プラグ）２３がその火花放電部分を燃焼室１３内のほぼ中央部に臨ませて配置されており、点火時期にて点火栓２３の火花放電により燃焼室１３内の混合気に点火することで、燃焼室１３内の混合気を火炎伝播燃焼させる。燃焼室１３内の燃焼ガスは、排気行程にて排気ポート１５へ排出される。シリンダブロック９には、冷却水ジャケット１８が形成されており、冷却水ジャケット１８に冷却水が供給されることで、内燃機関１の冷却が行われる。

【0023】

本実施形態では、燃焼室１３を形成する母材の少なくとも一部の、燃焼室１３内に臨む（面する）壁面上には、燃焼室１３内の燃焼ガスから母材への伝熱を抑制するための断熱用薄膜２０が形成されている。ここでは、燃焼室１３を形成する母材として、シリンダブロック（シリンダライナ）９、シリンダヘッド１０、ピストン１２、吸気弁１６、及び排気弁１７を挙げることができる。そして、燃焼室１３内に臨む壁面として、シリンダブロック内壁面（シリンダライナ内壁面）９ａ、シリンダヘッド下面１０ａ、ピストン頂面１２ａ、吸気弁底面（傘部底面）１６ａ、及び排気弁底面（傘部底面）１７ａのいずれか１つ以上を挙げることができる。図１では、シリンダブロック内壁面９ａ、シリンダヘッド下面１０ａ、ピストン頂面１２ａ、吸気弁底面１６ａ、及び排気弁底面１７ａの各々に断熱用薄膜２０を形成した例を示している。ただし、必ずしもシリンダブロック内壁面９ａ、シリンダヘッド下面１０ａ、ピストン頂面１２ａ、吸気弁底面１６ａ、及び排気弁底面１７ａのすべてに断熱用薄膜２０を形成する必要はない。つまり、断熱用薄膜２０については、シリンダブロック内壁面９ａ、シリンダヘッド下面１０ａ、ピストン頂面１２ａ、吸気弁底面１６ａ、及び排気弁底面１７ａのいずれか１つ以上に形成することができる。

【0024】

前述したように、内燃機関のサイクルにおいては、シリンダ内ガス温度Ｔｇが時々刻々変化するが、断熱用薄膜２０により燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌをシリンダ内ガス温度Ｔｇに追従させるよう変化させることで、（１）式における（Ｔｇ−Ｔｗａｌｌ）の値を小さくすることができ、シリンダ内における熱損失Ｑｌｏｓｓを低減することができる。その結果、内燃機関の熱効率を向上させることができ、燃費を改善することができる。その際には、吸気行程での燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの上昇を抑えつつ、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの変動幅（スイング幅）を増加させることが好ましく、そのためには、断熱用薄膜２０の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量を低くすることが好ましい。

【0025】

ここで、断熱用薄膜２０の熱伝導率をλとし、断熱用薄膜２０の厚さをＬとし、断熱用薄膜２０の表面と、断熱用薄膜２０と母材の界面との温度差をΔＴとすると、断熱用薄膜２０から母材への熱移動量Ｑは、λ／Ｌ×ΔＴに比例する。また、クランク角（圧縮上死点が０°）に対する燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの履歴は、例えば図２に示すように、圧縮終わりと燃焼行程中に上昇し、膨張・排気行程では降下して次のサイクルの吸気・圧縮行程へと繰り返す。図２は、断熱用薄膜２０の厚さＬが１２．５μｍ、５０μｍ、２００μｍである条件で燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの履歴を計算した結果を示す。断熱用薄膜２０の厚さＬを厚くすると、図２に示すように、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅が増加する。ただし、断熱用薄膜２０の厚さＬを厚くすると、熱抵抗λ／Ｌが小さくなり、断熱用薄膜２０から母材への熱移動量Ｑが小さくなる。また、断熱用薄膜２０の厚さＬが厚くなることで、断熱用薄膜２０の熱容量も増加する。その結果、図２に示すように、燃焼行程中に上昇した燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌが、膨張・排気行程中に下がりきらず、次のサイクルの吸気行程開始時において高くなる。吸気行程開始時における燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌが高くなると、吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスへ伝わる熱量が増加して、シリンダ内ガスの加熱量が増加する。吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量が増加すると、充填効率が低下して出力が低下しやすくなる。さらに、圧縮ガスから燃焼室壁への熱損失が減少するため、圧縮端でのガス温度が上昇してノッキングが発生しやすくなる。

【0026】

本願発明者は、断熱用薄膜２０の熱伝導率λ、熱拡散率κ、及び厚さＬの条件をそれぞれ変更しながら、「吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスに流入する熱の移動量」と、「吸気・圧縮・燃焼・排気の全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁に流入する熱の移動量の積算値」を計算した。計算の際には、まず火花点火式内燃機関の３Ｄ−ＣＦＤを実施し、「シリンダ内平均ガス温度の時間履歴」と、「燃焼室壁面平均熱伝達率の時間履歴」を算出した。３Ｄ−ＣＦＤにおいては、火花点火式内燃機関の燃焼室１３（図３参照）と、ガス交換を実施する吸気ポート１４（図３参照）及び排気ポート（図示省略）を計算対象とし、燃焼室１３と吸気ポート１４及び排気ポート部分の軸対称性を仮定して、図３に示すような計算格子を作成した（排気ポートは図示を省略）。境界条件については、燃焼室壁温度を例えば図３に示すような一定温度と仮定した。これらの条件を基に、燃焼室１３内の燃焼計算を各クランク角毎に実施した。計算に使用するソフトウェアとしては、例えばＳＴＡＲ−ＣＤ（登録商標）等の市販のＣＦＤソフトウェアを使用することが可能である。３Ｄ−ＣＦＤによって算出した代表点における「シリンダ内平均ガス温度［Ｋ］の時間履歴」と「燃焼室壁面平均熱伝達率［Ｗ／(ｍ²・Ｋ)］の時間履歴」の一例を図４，５にそれぞれ示す。図４，５において、クランク角は圧縮上死点を０°としている。

【0027】

次に、燃焼室壁面を模擬した無限平板とその表面に形成した断熱用薄膜２０を対象として、断熱用薄膜２０に対して垂直方向の１次元熱伝導解析を実施し、「吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスに流入する熱の移動量」と、「吸気・圧縮・燃焼・排気の全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁に流入する熱の移動量の積算値」を計算した。１次元熱伝導解析においては、図６に示すような母材３０（例えばアルミニウム合金）と断熱用薄膜２０を計算対象とし、断熱用薄膜２０の熱物性（熱伝導率λ、密度ρ、比熱Ｃ、熱拡散率κ）と厚さＬを計算パラメータとして変更し、シリンダ内ガスからの入り熱Ｑについて、３Ｄ−ＣＦＤによって算出した「シリンダ内平均ガス温度の時間履歴」と「燃焼室壁面平均熱伝達率の時間履歴」を入力する境界条件とし、エンジン回転数としては、ノッキングの発生しやすい低回転数の代表点（例えば２０００ｒｐｍ）を用い、全負荷の条件とした。これらの条件を基に、１次元熱伝導解析によって算出した「吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスに流入する熱の移動量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ」と、「吸気・圧縮・燃焼・排気の全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁に流入する熱の移動量Ｑ＿ｔｏｔａｌ」の一例を図７に示す。図７においては、断熱用薄膜２０の熱伝導率λを０．１８７５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、熱拡散率κを１．０［ｍｍ²／ｓ］にそれぞれ固定し、断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を変化させた場合における熱の移動量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ，Ｑ＿ｔｏｔａｌの特性をそれぞれ計算している。図７における熱の移動量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ，Ｑ＿ｔｏｔａｌを示す縦軸の値については、断熱用薄膜２０が有る場合の熱の移動量を断熱用薄膜２０が無い場合（非断熱）の熱の移動量で割って正規化している。なお、断熱用薄膜２０の熱物性である熱伝導率λ、密度ρ、比熱Ｃ、及び熱拡散率κに関しては、λ＝ρ×Ｃ×κが成立し、これら４つのうち３つが決まれば残り１つは自動的に決まる。

【0028】

図７に示すように、「吸気・圧縮・燃焼・排気の全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁に流入する熱の移動量の積分値Ｑ＿ｔｏｔａｌ」は、１より小さく（断熱用薄膜２０が無い場合より小さく）、さらに、断熱用薄膜２０の厚さＬが厚いほど小さくなる。つまり、断熱用薄膜２０が有る場合は、断熱用薄膜２０が無い場合と比較して、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌが低減し、さらに、断熱用薄膜２０の厚さＬが厚いほど、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌの低減効果が向上する。一方、「吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスに流入する熱の移動量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ」は、断熱用薄膜２０の厚さＬの増加に対して、１より小さくなって（断熱用薄膜２０が無い場合より小さくなって）、ある厚さまでは減少するが、ある厚さを超えると増加に転じ、厚さＬがさらに増加すると、１より大きくなる（断熱用薄膜２０が無い場合より大きくなる）。つまり、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅは、断熱用薄膜２０の厚さＬの増加に対して、断熱用薄膜２０が無い場合より小さくなって、ある厚さまでは減少するが、ある厚さを超えると増加に転じ、厚さＬがさらに増加すると、断熱用薄膜２０が無い場合より大きくなる。吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが小さいほど、ノッキングの抑制効果が向上する。

【0029】

図７に示す計算結果から、断熱用薄膜２０が無い場合と比較して、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌを低減しつつ、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅを低減可能な（ノッキングを抑制可能な）断熱用薄膜２０の厚さＬの範囲が存在すること、及び吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる（ノッキング抑制効果が最も得られる）断熱用薄膜２０の厚さＬが存在することがわかる。さらに、断熱用薄膜２０の熱伝導率λ及び熱拡散率κをそれぞれ変化させながら、断熱用薄膜２０の厚さＬに対するＱ＿ｔｏｔａｌ，Ｑ＿ｉｎｔａｋｅの特性を計算しても、同様の傾向を示す計算結果が得られた。本実施形態では、断熱用薄膜２０が無い場合と比較して、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌを低減し、且つノッキングが発生しやすくならないように、断熱用薄膜２０の厚さＬを設定する。さらに、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる（ノッキング抑制効果が最も得られる）ように、断熱用薄膜２０の厚さＬを設定することが好ましい。

【0030】

ただし、ノッキングに影響を及ぼすのは、点火時期での圧縮されたガス温度である。断熱用薄膜２０が無い場合と比較して、点火時期でのガス温度上昇が１０℃以内であれば、ノッキング悪化は無視できる。圧縮端でのガス温度上昇を１０℃以内に抑えるとする場合、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅは、断熱用薄膜２０が無い場合と比較して１０％の増加まで許容できる。そこで、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．１となる、つまり吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスに伝わる熱の移動量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが、断熱用薄膜２０が無い場合と比較して１０％増加する断熱用薄膜２０の厚さＬを、断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘとする。一方、断熱用薄膜２０が無い場合と比較して、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌが２％以上低ければ、顕著な熱効率向上効果を得ることができる。そこで、Ｑ＿ｔｏｔａｌ＝０．９８となる、つまり全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁に伝わる熱の移動量の積算値Ｑ＿ｔｏｔａｌが、断熱用薄膜２０が無い場合と比較して２％減少する断熱用薄膜２０の厚さＬを、断熱用薄膜２０の下限厚さＬｍｉｎとする。さらに、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる断熱用薄膜２０の厚さＬを、断熱用薄膜２０の最適厚さＬｏｐｔとする。断熱用薄膜２０の熱伝導率λ＝０．１８７５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、熱拡散率κ＝１．０［ｍｍ²／ｓ］である場合の図７に示す計算結果では、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．１となる断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘ＝２０７．４［μｍ］、Ｑ＿ｔｏｔａｌ＝０．９８となる断熱用薄膜２０の下限厚さＬｍｉｎ＝３．１２５［μｍ］であるため、断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を、３．１２５≦Ｌ≦２０７．４の範囲内に設定する。さらに、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる断熱用薄膜２０の最適厚さＬｏｐｔ＝１２２［μｍ］であるため、断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を１２２［μｍ］に設定することが好ましい。

【0031】

さらに、断熱用薄膜２０の熱伝導率λ及び熱拡散率κをそれぞれ変化させながら、断熱用薄膜２０の厚さＬに対するＱ＿ｔｏｔａｌ，Ｑ＿ｉｎｔａｋｅの特性を図７と同様に計算し、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．１となる断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘ［μｍ］、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる断熱用薄膜２０の最適厚さＬｏｐｔ［μｍ］、及びＱ＿ｔｏｔａｌ＝０．９８となる断熱用薄膜２０の下限厚さＬｍｉｎ［μｍ］をそれぞれ計算した結果を図８に示す。図８においては、与えられた熱伝導率λ及び熱拡散率κに対して、上段の値が上限厚さＬｍａｘ、中段の値が最適厚さＬｏｐｔ、下段の値が下限厚さＬｍｉｎを示し、例えばλ＝１．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、κ＝１［ｍｍ²／ｓ］に対して、Ｌｍａｘ＝２０７．４［μｍ］、Ｌｏｐｔ＝１２２［μｍ］、Ｌｍｉｎ＝２５［μｍ］である。前述したように、吸気行程での燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの上昇を抑えつつ、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅を増加させるためには、断熱用薄膜２０の熱伝導率λ及び単位体積あたりの熱容量ρＣが小さいことが好ましいため、図８に示す計算結果では、断熱用薄膜２０の熱伝導率λが１．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］以下、且つ断熱用薄膜２０の単位体積あたりの熱容量ρＣが３０００［ｋＪ／(ｍ³・Ｋ)］）以下となる範囲内で、断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘ［μｍ］、最適厚さＬｏｐｔ［μｍ］、及び下限厚さＬｍｉｎ［μｍ］を計算している。

【0032】

図８に示す計算結果では、断熱用薄膜２０の最適厚さＬｏｐｔは、断熱用薄膜２０の熱拡散率κに応じて変化し、熱拡散率κが小さいほど最適厚さＬｏｐｔも小さくなる。同様に、断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘも、断熱用薄膜２０の熱拡散率κに応じて変化し、熱拡散率κが小さいほど上限厚さＬｍａｘも小さくなる。吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅは、断熱用薄膜２０がどれだけ熱を溜め込みやすかにより影響を受け、断熱用薄膜２０の単位体積あたりの熱容量（体積比熱）ρＣが大きいと、断熱用薄膜２０内に熱を溜め込みやすくなる。一方、断熱用薄膜２０の熱拡散率κが大きいと、断熱用薄膜２０内の熱を母材に逃がしやすくなる。このバランスで加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが変化し、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる断熱用薄膜２０の最適厚さＬｏｐｔ、及びＱ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．１となる断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘも変化する。すなわち、体積比熱ρＣが大きく、熱拡散率κが小さいものほど、最適厚さＬｏｐｔ及び上限厚さＬｍａｘが小さくなる。断熱用薄膜２０の体積比熱ρＣが同じ場合、熱拡散率κが大きいと、熱が背面の母材に逃げやすいので、最適厚さＬｏｐｔ及び上限厚さＬｍａｘが大きくなる。一方、熱拡散率κが小さいと、熱が背面の母材に逃げ難いので、最適厚さＬｏｐｔ及び上限厚さＬｍａｘが小さくなる。したがって、図８に示す計算結果のように、熱拡散率κが小さいほど、最適厚さＬｏｐｔ及び上限厚さＬｍａｘが小さくなる。図８に示す計算結果を基に、断熱用薄膜２０の最適厚さＬｏｐｔ［μｍ］を熱拡散率κ［ｍｍ²／ｓ］の関数で表すと、以下の（２）式で表すことが可能であり、断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘ［μｍ］を熱拡散率κ［ｍｍ²／ｓ］の関数で表すと、以下の（３）式で表すことが可能である。

【0033】

Ｌｏｐｔ＝１２２×(κ)^0.5 （２）
Ｌｍａｘ＝２０７．４×(κ)^0.5 （３）

【0034】

一方、図８に示す計算結果では、断熱用薄膜２０の下限厚さＬｍｉｎは、断熱用薄膜２０の熱伝導率λに応じて変化し、熱伝導率λが大きいほど下限厚さＬｍｉｎも大きくなる。全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌは、断熱用薄膜２０の熱抵抗λ／Ｌに応じて変化するため、遮熱の指標として熱抵抗λ／Ｌを考えると、熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌを一定とするために熱抵抗λ／Ｌを一定にするには、断熱用薄膜２０の熱伝導率λが大きいほど厚さＬを厚くする必要がある。そのため、図８に示す計算結果のように、熱伝導率λが大きいほど、Ｑ＿ｔｏｔａｌ＝０．９８となる下限厚さＬｍｉｎが大きくなる。図８に示す計算結果を基に、断熱用薄膜２０の下限厚さＬｍｉｎ［μｍ］は、熱抵抗λ／Ｌが一定となる条件で表すことができ、熱伝導率λ［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］の関数で表すと、以下の（４）式で表すことが可能である。

【0035】

Ｌｍｉｎ＝１６．７×λ （４）

【0036】

このように、顕著な熱効率向上効果が得られ且つノッキングが発生しやすくならないような断熱用薄膜２０の厚さＬの範囲（下限厚さＬｍｉｎ及び上限厚さＬｍａｘ）は、断熱用薄膜２０の熱伝導率λや熱拡散率κ等の熱特性に応じて変化する。これに対して本実施形態では、断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を、以下の（５）式が成立する範囲内に設定する。これによって、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅの増加によるノッキングの悪化を招くことなく、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌを低減することができ、熱効率を向上させることができる。この効果は断熱用薄膜２０の材料（熱特性）に関係なく得ることができるため、断熱用薄膜２０の材料の選択性の自由度も高まる。

【0037】

１６．７×λ≦Ｌ≦２０７．４×(κ)^0.5 （５）

【0038】

さらに、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる（ノッキング抑制効果が最も得られる）ような断熱用薄膜２０の最適厚さＬｏｐｔは、断熱用薄膜２０の熱拡散率κに応じて変化する。これに対して本実施形態では、断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を、以下の（６）式が成立する（あるいはほぼ成立する）ように設定する。これによって、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅを最大限に減少させて、ノッキング抑制効果を最大限に得ることができるともに、熱効率を向上させることができる。

【0039】

Ｌ＝１２２×(κ)^0.5 （６）

【0040】

なお、断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘについては、断熱用薄膜２０が無い場合と比較して、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが増加しないように設定することも可能であり、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．０となる、つまり吸気行程中に燃焼室壁からシリンダ内ガスに伝わる熱の移動量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが、断熱用薄膜２０が無い場合と等しくなる断熱用薄膜２０の厚さＬを、断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘとすることも可能である。断熱用薄膜２０の熱伝導率λ及び熱拡散率κをそれぞれ変化させながら、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．０となる断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘ［μｍ］を計算した結果を最適厚さＬｏｐｔ［μｍ］及び下限厚さＬｍｉｎ［μｍ］とともに図９に示す。図９に示す計算結果でも、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．０となる断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘは、断熱用薄膜２０の熱拡散率κに応じて変化し、熱拡散率κが小さいほど上限厚さＬｍａｘも小さくなる。図９に示す計算結果を基に、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．０となる断熱用薄膜２０の上限厚さＬｍａｘ［μｍ］を熱拡散率κ［ｍｍ²／ｓ］の関数で表すと、以下の（７）式で表すことが可能である。

【0041】

Ｌｍａｘ＝１４６．４×(κ)^0.5 （７）

【0042】

したがって、本実施形態では、断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を、以下の（８）式が成立する範囲内に設定することもできる。これによって、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅの増加を抑制して、ノッキングの発生を抑制することができるともに、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌを低減することができ、熱効率を向上させることができる。

【0043】

１６．７×λ≦Ｌ≦１４６．４×(κ)^0.5 （８）

【0044】

なお、前述したように、吸気行程での燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌの上昇を抑えつつ、１サイクルにおける燃焼室壁面温度Ｔｗａｌｌのスイング幅を増加させるためには、断熱用薄膜２０の熱伝導率λ及び単位体積あたりの熱容量ρＣが低いことが好ましい。例えば、断熱用薄膜２０の熱伝導率λが１．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］以下で、且つ断熱用薄膜２０の単位体積あたりの熱容量ρＣが３０００［ｋＪ／(ｍ³・Ｋ)］以下であることが好ましい。

【0045】

次に、断熱用薄膜２０の具体的構成例について説明する。図１０は、断熱用薄膜２０の構成例を示す断面図である。図１０に示す構成例では、燃焼室１３を形成する母材３０の、燃焼室１３内に臨む壁面３０ａ上に形成された断熱用薄膜２０は、粒状に形成された多数の断熱材（第１の断熱材）２１と、膜状に形成された断熱材（第２の断熱材）２２と、を含んで構成されている。ここでの母材３０は、シリンダブロック（シリンダライナ）９であってもよいし、シリンダヘッド１０であってもよいし、ピストン１２であってもよいし、吸気弁１６であってもよいし、排気弁１７であってもよい。つまり、母材３０の壁面３０ａは、シリンダブロック内壁面（シリンダライナ内壁面）９ａであってもよいし、シリンダヘッド下面１０ａであってもよいし、ピストン頂面１２ａであってもよいし、吸気弁底面１６ａであってもよいし、排気弁底面１７ａであってもよい。

【0046】

断熱材２２は、母材３０以下の（あるいは母材３０よりも低い）熱伝導率を有し、且つ母材３０よりも低いまたは母材３０とほぼ同等の単位体積あたりの熱容量を有する。一方、断熱材２１は、母材３０よりも低い熱伝導率及び母材３０よりも低い単位体積あたりの熱容量を有し、さらに、断熱材２２よりも低い熱伝導率及び断熱材２２よりも低い単位体積あたりの熱容量を有する。断熱材２２は、母材３０の壁面３０ａ上にコーティングもしくは接合されており、燃焼室１３内の燃焼ガスと接触する。断熱材２２は、燃焼室１３内の高温及び高圧の燃焼ガスに対する耐熱性及び耐圧性を有しており、断熱材２１よりも高い耐熱温度を有し、且つ断熱材２１よりも高い強度を有する。一方、多数の断熱材２１は、断熱材２２の内部に混入されていることで、燃焼室１３内の燃焼ガスとは接触しない。ここでの断熱材２２は、燃焼室１３内の燃焼ガスから母材３０への伝熱を抑制する機能の他に、断熱材２１を燃焼室１３内の高温及び高圧の燃焼ガスから保護する保護材としての機能も有する。さらに、断熱材２２は、多数の断熱材２１をつなぐ接着材としての機能も有する。一方、断熱材２１は、断熱用薄膜２０全体での熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量を下げる機能を有する。なお、図１０では図示を省略しているが、断熱用薄膜２０（断熱材２２）と母材３０との間には、断熱用薄膜２０（断熱材２２）と母材３０との接合やコーティングを強固にするための薄い中間材が形成されていても構わない。断熱用薄膜２０と母材３０との接合やコーティングを強固にするための手法としては、物質同士の結合を強化することや、断熱用薄膜２０と母材３０の熱膨張率を同等にして熱衝撃による剥離を防ぐことが考えられる。したがって、中間材としては、断熱用薄膜２０と母材３０との結合を強化するための中間材や、断熱用薄膜２０と母材３０との線膨張率差を緩和するような中間材を用いることが好ましい。また、中間材は、断熱材２１または断熱材２２と同程度の熱伝導率及び単位体積あたりの熱容量を有することが好ましい。また、断熱用薄膜２０には、この断熱用薄膜２０を補強して強度を向上させるための高強度・高耐熱性の補強用繊維材等の補強用材が多数混入されていても構わない。

【0047】

断熱材２２の具体例としては、例えばジルコニア（ＺｒＯ₂）、シリコン、チタン、またはジルコニウム等のセラミックや、炭素・酸素・珪素等を含んだ有機珪素化合物、または高強度且つ高耐熱性のセラミック繊維等を挙げることができる。また、シリカ（二酸化珪素、ＳｉＯ₂）、アルミナ（Ａｌ₂Ｏ₃）、ジルコニア、炭化珪素（ＳｉＣ）、または窒化珪素（Ｓｉ₃Ｎ₄）等の無機物質（セラミック）を主成分とするバインダや、無機物質を主成分とするセラミック接着剤を断熱材２２に用いることもできる。さらに、これらの材料を複数組み合わせて断熱材２２に用いることもできる。

【0048】

一方、断熱材２１の具体例としては、例えば中空のセラミックビーズ、中空のガラスビーズ、シリカやアルミナ等の無機物質（セラミック）主成分とする微細多孔構造の断熱材、またはシリカエアロゲル等を挙げることができる。さらに、これらの材料を複数組み合わせて断熱材２１に用いることもできる。中空のセラミックビーズや中空のガラスビーズについては、殻内部が減圧されている方が、熱伝導率が小さくなる点と、膜温度が上昇した際に殻内部の圧力が高くなってビーズが割れるのを防ぐ点で好ましい。また、中空のセラミックビーズについては、殻部の密度を小さくするために、殻を多孔構造とすることが好ましい。また、母材３０の具体例としては、例えば鉄（鋼）、アルミニウムもしくはアルミニウム合金、またはセラミック等を挙げることができる。

【0049】

断熱用薄膜２０全体での熱伝導率λ、熱拡散率κ、及び単位体積あたりの熱容量ρＣは、断熱材２１，２２の材料や、断熱材２１と断熱材２２との体積比率に応じて変化する。一例として、図１０に示す断熱用薄膜２０において、断熱材２１の体積比率が７０％、断熱材２２の体積比率が３０％であり、断熱材２１に中空のセラミックビーズ（熱伝導率λ＝０．１［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、単位体積あたりの熱容量ρＣ＝４００［ｋＪ／(ｍ³・Ｋ)］）、断熱材２２にシリカを主成分とする水ガラスバインダ（熱伝導率λ＝１．４［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、単位体積あたりの熱容量ρＣ＝１６００［ｋＪ／(ｍ³・Ｋ)］）を用いる場合は、断熱用薄膜２０全体での熱伝導率λは０．２２［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、熱拡散率κは０．３［ｍｍ²／ｓ］、単位体積あたりの熱容量ρＣは７５０［ｋＪ／(ｍ³・Ｋ)］となる。その際には、レーザフラッシュ法により熱拡散率κを測定し、示差熱量計により比熱Ｃを測定し、質量と体積を測定して密度ρを算出した。その場合は、Ｑ＿ｔｏｔａｌ＝０．９８となる下限厚さＬｍｉｎ＝３．７［μｍ］、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる最適厚さＬｏｐｔ＝６６．８［μｍ］、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．１となる上限厚さＬｍａｘ＝１１３．６［μｍ］となる。したがって、その場合は、（５）式が成立するように、３．７［μｍ］以上且つ１１３．６［μｍ］以下の範囲内に断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を設定する。さらに、（６）式が成立する（あるいはほぼ成立する）ように、断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］が６６．８［μｍ］に等しくなる（あるいはほぼ等しくなる）ように設定することが好ましい。また、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．０となる上限厚さＬｍａｘ＝８０．２［μｍ］となるため、（８）式が成立するように、３．７［μｍ］以上且つ８０．２［μｍ］以下の範囲内に断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を設定することも可能である。

【0050】

図１０に示す構成例では、断熱材２１を断熱材２２の内部に混入して断熱用薄膜２０を形成するものとしたが、図１１に示すように、断熱材２１に代えて気泡３１を断熱材２２の内部に多数形成することもできる。図１１に示す構成例では、断熱用薄膜２０は、母材３０よりも低い熱伝導率を有し且つ母材３０よりも低いまたは母材３０とほぼ同等の単位体積あたりの熱容量を有する材料の内部に気泡３１が多数形成された断熱材（発泡断熱材）２２を含んで構成されている。断熱材２２を形成する（内部に気泡３１が形成された）材料の具体例としては、図１０に示す構成例における断熱材２２の具体例と同様である。また、断熱材２１と気泡３１の両方を断熱材２２の内部に多数形成することも可能である。

【0051】

一例として、図１１に示す断熱用薄膜２０において、気泡３１（空気）の体積比率が８０％、断熱材２２の体積比率が２０％であり、断熱材２２にシリカを主成分とする水ガラスバインダ（熱伝導率λ＝２．５［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、単位体積あたりの熱容量ρＣ＝１６００［ｋＪ／(ｍ³・Ｋ)］）を用いる場合は、断熱用薄膜２０全体での熱伝導率λは０．２［Ｗ／(ｍ・Ｋ)］、熱拡散率κは０．６５［ｍｍ²／ｓ］、単位体積あたりの熱容量ρＣは３００［ｋＪ／(ｍ³・Ｋ)］となる。その際には、レーザフラッシュ法により熱拡散率κを測定し、示差熱量計により比熱Ｃを測定し、質量と体積を測定して密度ρを算出した。その場合は、Ｑ＿ｔｏｔａｌ＝０．９８となる下限厚さＬｍｉｎ＝３．３［μｍ］、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる最適厚さＬｏｐｔ＝９８．４［μｍ］、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．１となる上限厚さＬｍａｘ＝１６７．２［μｍ］となる。したがって、その場合は、（５）式が成立するように、３．３［μｍ］以上且つ１６７．２［μｍ］以下の範囲内に断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を設定する。さらに、（６）式が成立する（あるいはほぼ成立する）ように、断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］が９８．４［μｍ］に等しくなる（あるいはほぼ等しくなる）ように設定することが好ましい。また、Ｑ＿ｉｎｔａｋｅ＝１．０となる上限厚さＬｍａｘ＝１１８［μｍ］となるため、（８）式が成立するように、３．３［μｍ］以上且つ１１８［μｍ］以下の範囲内に断熱用薄膜２０の厚さＬ［μｍ］を設定することも可能である。

【0052】

なお、図１０，１１に示す構成の断熱用薄膜２０の製造方法の例としては、中空ビーズをバインダと一緒に塗布して焼成したり、バインダを発泡・焼成させて成膜する方法が挙げられる。また、表面処理を成膜法として用いる例も考えられる。例えばアルミニウムの陽極酸化処理によって母材表面にナノサイズの細孔を形成する方法である。その際には、例えば１０〜５０％の気孔率を有する膜を必要厚さ形成することで、同様の効果が期待できる。

【0053】

また、燃焼室１３を形成する母材である、シリンダブロック（シリンダライナ）９、シリンダヘッド１０、ピストン１２、吸気弁１６、及び排気弁１７では、材料が異なるため、燃焼室１３内に臨む壁面上に形成する断熱用薄膜２０の材料が異なる場合があり、その場合は、断熱用薄膜２０の熱伝導率λや熱拡散率κや単位体積あたりの熱容量ρＣ等の熱特性も異なってくる。母材における燃焼室１３内に臨む壁面上に、熱拡散率κが互いに異なる複数種類の断熱用薄膜２０を形成する場合は、ノッキングが悪化しない断熱用薄膜２０の厚さＬの範囲（上限厚さＬｍａｘ）は、各断熱用薄膜２０毎に異なり、熱拡散率κが大きい断熱用薄膜２０ほど、厚さＬの範囲（上限厚さＬｍａｘ）が増加する側に移動する。さらに、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅが最小となる（ノッキング抑制効果が最も得られる）断熱用薄膜２０の最適厚さＬｏｐｔも、各断熱用薄膜２０毎に異なり、熱拡散率κが大きい断熱用薄膜２０ほど、断熱用薄膜２０の最適厚さＬｏｐｔが増加する。したがって、その場合は、熱拡散率κが大きい断熱用薄膜２０ほど、その厚さＬを厚く設定する。これによって、各断熱用薄膜２０において、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅの増加によるノッキングの悪化を招くことなく、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌを低減することができ、熱効率を向上させることができる。その際には、（５）式が成立するように、熱拡散率κが大きい断熱用薄膜２０ほど、その厚さＬを厚く設定することが好ましい。さらに、（８）式が成立するように、熱拡散率κが大きい断熱用薄膜２０ほど、その厚さＬを厚く設定することも可能である。

【0054】

さらに、（２）式から、Ｌｏｐｔ／(κ)^0.5は一定値となるため、Ｌ／(κ)^0.5が略一定になるように、各断熱用薄膜２０の厚さＬを熱拡散率κに基づいて設定することが好ましい。これによって、各断熱用薄膜２０において、吸気行程におけるシリンダ内ガスの加熱量Ｑ＿ｉｎｔａｋｅを最大限に減少させて、ノッキング抑制効果を最大限に得ることができるともに、全行程においてシリンダ内ガスから燃焼室壁へ逃げる熱損失Ｑ＿ｔｏｔａｌを低減することができる。その際には、（２）式から、Ｌ／(κ)^0.5が１２２に等しくなる（あるいはほぼ等しくなる）ように、各断熱用薄膜２０の厚さＬを熱拡散率κに基づいて設定することが好ましい。

【0055】

以上、本発明を実施するための形態について説明したが、本発明はこうした実施形態に何等限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において、種々なる形態で実施し得ることは勿論である。

【符号の説明】

【0056】

１ 内燃機関（火花点火式内燃機関）、９ シリンダブロック、９ａ シリンダブロック内壁面、１０ シリンダヘッド、１０ａ シリンダヘッド下面、１１ シリンダ、１２ ピストン、１２ａ ピストン頂面、１３ 燃焼室、１４ 吸気ポート、１５ 排気ポート、１６ 吸気弁、１６ａ 吸気弁底面、１７ 排気弁、１７ａ 排気弁底面、１８ 冷却水ジャケット、１９ 燃料噴射弁、２０ 断熱用薄膜、２１，２２ 断熱材、２３ 点火栓、３０ 母材、３０ａ 壁面、３１ 気泡。

【図1】

【図2】

【図3】

【図4】

【図5】

【図6】

【図7】

【図8】

【図9】

【図10】

【図11】