知財求人 - 知財ポータルサイト「IP Force」
(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】
(24)【登録日】2025-04-21
(45)【発行日】2025-04-30
(54)【発明の名称】エンジン
(51)【国際特許分類】
F02B 19/16 20060101AFI20250422BHJP
F02P 13/00 20060101ALI20250422BHJP
【ＦＩ】
F02B19/16 F
F02B19/16 B
F02P13/00 301J
【請求項の数】
6
(21)【出願番号】P 2021198059
(22)【出願日】2021-12-06
(65)【公開番号】P2023084004
(43)【公開日】2023-06-16
【審査請求日】2024-05-21
(73)【特許権者】
【識別番号】000003137
【氏名又は名称】マツダ株式会社
(74)【代理人】
【識別番号】110001427
【氏名又は名称】弁理士法人前田特許事務所
(72)【発明者】
【氏名】原田 雄司
(72)【発明者】
【氏名】内田 健司
(72)【発明者】
【氏名】大野 諒平
【審査官】齊藤 彬
(56)【参考文献】
【文献】特開２００３－２７８５４８（ＪＰ，Ａ）
【文献】特開２００７－２５５３１３（ＪＰ，Ａ）
【文献】特開２０１８－０６６３６９（ＪＰ，Ａ）
(58)【調査した分野】(Int.Cl.，ＤＢ名)
Ｆ０２Ｂ １９／１６
Ｆ０２Ｐ １３／００
(57)【特許請求の範囲】
【請求項1】
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たエンジンであって、
上記主燃焼室の圧縮比εが１４以上２４以下であり、
上記副室の容積Ｖに対する上記複数の噴孔の総断面積Ｓｔの割合である絞り比β＝Ｓｔ／Ｖが０．００７８ｍｍ－１以上０．０１４５ｍｍ－１以下であり、
上記副室の容積Ｖが０．１２ｃｍ３以上０．３２８ｃｍ３以下であることを特徴とするエンジン。
【請求項2】
請求項１において、上記圧縮比εが１６以上１８以下であることを特徴とするエンジン。
【請求項3】
請求項１又は請求項２において、上記副室の容積Ｖが０．２ｃｍ３以上０．３２８ｃｍ３以下であることを特徴とするエンジン。
【請求項4】
請求項１乃至請求項３のいずれか一において、上記絞り比βが０．００７８ｍｍ－１以上０．０１１ｍｍ－１以下であることを特徴とするエンジン。
【請求項5】
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たエンジンであって、
上記主燃焼室の圧縮比εが１４以上２４以下であり、
上記副室の容積Ｖに対する上記複数の噴孔の総断面積Ｓｔの割合である絞り比β＝Ｓｔ／Ｖが０．００７８ｍｍ－１以上０．０１４５ｍｍ－１以下であり、
上記副室の容積Ｖが上記圧縮比εと上記絞り比βを用いて次式で表されることを特徴とするエンジン。
Ｖ＝（1／2.6080）×ln(Ａ)
上記Ａはａ／(0.3600×(0.9698×ln(ε)－1.5623)×(0.8494×ln(β)＋5.1483))で表され、上記ａは０．９５以上１．６以下である。
【請求項6】
請求項１乃至請求項５のいずれか一において、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とを特徴とするエンジン。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【0001】
本発明はエンジンに関する。
【背景技術】
【0002】
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。
【0003】
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。
【先行技術文献】
【特許文献】
【0004】
【文献】特開２０１８－６６３６９号公報
【文献】特開２０２１－１１３５４９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【0005】
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の両立が難しいとされている。
【0006】
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。
【0007】
本発明は、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の両立を課題とする。
【課題を解決するための手段】
【0008】
本発明者は、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上述の中負荷運転での要求と高負荷運転での要求を両立できることを見出した。
【0009】
ここに開示するエンジンは、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、この主燃焼室に開口する複数の噴孔を有する副室と、この副室内の混合気に点火する点火プラグとを備えたエンジンであって、
上記主燃焼室の圧縮比εが１４以上２４以下であり、
上記副室の容積Ｖに対する上記複数の噴孔の総断面積Ｓｔの割合である絞り比β＝Ｓｔ／Ｖが０．００７８ｍｍ－１以上０．０１４５ｍｍ－１以下であり、
上記副室の容積Ｖが０．１２ｃｍ３以上０．３２８ｃｍ３以下であることを特徴とする。
上記主燃焼室の圧縮比εが１４以上２４以下であり、
上記副室の容積Ｖに対する上記複数の噴孔の総断面積Ｓｔの割合である絞り比β＝Ｓｔ／Ｖが０．００７８ｍｍ－１以上０．０１４５ｍｍ－１以下であり、
上記副室の容積Ｖが０．１２ｃｍ３以上０．３２８ｃｍ３以下であることを特徴とする。
【0010】
圧縮比εは、どのような熱効率を狙うか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。
【0011】
絞り比βについては、高負荷高回転運転時の着火性確保、並びに中負荷ＥＧＲ運転での熱効率の向上の観点から、０．００７８ｍｍ－１以上０．０１４５ｍｍ－１以下としている。
【0012】
まず、高負荷高回転運転時の課題の一つは副室のガス交換である。すなわち、プレチャンバ・イグニッションでは混合気が主燃焼室と副室を連通する狭い噴孔を通るため、ピストンの動きが速くなったときの副室のガス交換が問題になる。噴孔を空気ないしは混合気が円滑に通過するか否かは絞り比βが関係してくる。そこで、高負荷高回転運転での着火性確保の観点から、空気ないしは混合気が副室に確実に詰め込まれるように、絞り比βの下限を０．００７８ｍｍ－１としている。
【0013】
そうして、上記絞り比βについては、その上限を０．０１４５ｍｍ－１としているから、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、所期の噴流ポテンシャルを得て熱効率を高めることが容易になる。
【0014】
次に副室の容積Ｖについて説明すると、この容積Ｖは噴流ポテンシャルの大小に影響する。この容積Ｖが０．１２ｃｍ３以上であるから、中負荷においても比較的大きな噴流ポテンシャルが得られる。そのため、熱効率の改善に有利になる。一方、容積Ｖの上限を０．３２８ｃｍ３としているから、高負荷高回転時に噴流ポテンシャルが過大になることが避けられ、従って、ノッキング抑制の有利になる。
【0015】
一実施形態では、上記圧縮比εが１６以上１８以下である。これにより、中負荷ＥＧＲ運転時における副室への混合気の充填及び高負荷高回転時のノッキング抑制にさらに有利になる。
【0016】
一実施形態では、上記副室の容積Ｖが０．２ｃｍ３以上０．３２８ｃｍ３以下である。これにより、中負荷運転時に所期の噴流ポテンシャルを得ることと、高負荷高回転時のノッキング抑制の確度が高くなる。
【0017】
一実施形態では、上記絞り比βが０．００７８ｍｍ－１以上０．０１１ｍｍ－１以下である。これにより、高負荷高回転運転時の着火性確保及び中負荷ＥＧＲ運転での熱効率向上にさらに有利になる。
【0018】
また、ここに開示するエンジンは、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、この主燃焼室に開口する複数の噴孔を有する副室と、この副室内の混合気に点火する点火プラグとを備えたエンジンであって、
上記主燃焼室の圧縮比εが１４以上２４以下であり、
上記副室の容積Ｖに対する上記複数の噴孔の総断面積Ｓｔの割合である絞り比β＝Ｓｔ／Ｖが０．００７８ｍｍ－１以上０．０１４５ｍｍ－１以下であり、
上記副室の容積Ｖが上記圧縮比εと上記絞り比βを用いて次式で表されることを特徴とする。
上記主燃焼室の圧縮比εが１４以上２４以下であり、
上記副室の容積Ｖに対する上記複数の噴孔の総断面積Ｓｔの割合である絞り比β＝Ｓｔ／Ｖが０．００７８ｍｍ－１以上０．０１４５ｍｍ－１以下であり、
上記副室の容積Ｖが上記圧縮比εと上記絞り比βを用いて次式で表されることを特徴とする。
【0019】
Ｖ＝（1／2.6080）×ln(Ａ)
上記Ａはａ／(0.3600×(0.9698×ln(ε)－1.5623)×(0.8494×ln(β)＋5.1483))で表され、上記ａは０．９５以上１．６以下である。
上記Ａはａ／(0.3600×(0.9698×ln(ε)－1.5623)×(0.8494×ln(β)＋5.1483))で表され、上記ａは０．９５以上１．６以下である。
【0020】
すなわち、このエンジンでは、副室の容積Ｖの大きさを圧縮比ε及び絞り比β各々の大きさに依存させている。具体的には、圧縮比εが大きくなるほど、或いは絞り比βが大きくなるほど、容積Ｖが小さくなる。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、噴流ポテンシャルが過渡に大きくならないように、圧縮比εが大きくなるほど容積Ｖを小さくするものである。また、絞り比βが大きくなるほど、噴流ポテンシャルが大きくなるため、これを抑えるべく、絞り比βが大きくなるほど容積Ｖを小さくするものである。
【0021】
このエンジンによれば、高負荷高回転運転時の着火性確保及びノッキング抑制、並びに中負荷ＥＧＲ運転での着火性の確保及び熱効率改善に有利になり、特に、容積Ｖの大きさを圧縮比ε及び絞り比βに依存させたことにより、中負荷運転時に所期の噴流ポテンシャルを得て熱効率を向上させることと、高負荷高回転時のノッキング抑制の確度が高くなる。
【0022】
上記各エンジンにおいて、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。
【発明の効果】
【0023】
本発明によれば、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が図れる。
【図面の簡単な説明】
【0024】
【図1】エンジンの概略構成図。
【図3】エンジンの製造方法の工程図。
【図4】エンジンの圧縮行程及び膨張行程における主燃焼室及び副室各々の圧力変化を示すグラフ図。
【図5】エンジンの圧縮行程及び膨張行程における副室から主燃焼室へのエネルギー伝達率の変化を示すグラフ図。
【図6】シミュレーションによるΔＰmax計算結果とＦ１(ε)×Ｆ１(β)計算結果の相関を示すグラフ図。
【図7】シミュレーションによるΔＰig計算結果とＦ２(ε)×Ｆ２(β)計算結果の相関を示すグラフ図。
【図8】シミュレーションによるＲＥＴmax計算結果とＦ３(ε)×Ｆ３(β)×Ｆ３(Ｖ)計算結果の相関を示す図。
【図9】ＲＥＴmaxとノック指標Ｋｉの関係を示すグラフ図。
【図10】エンジンの熱発生率の変化を示すグラフ図。
【発明を実施するための形態】
【0025】
以下、本発明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、本発明、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。
【0026】
＜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。
【0027】
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を備えている。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。
【0028】
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。
【0029】
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。
【0030】
シリンダヘッド３には、主燃焼室６に燃料を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、並びに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。
【0031】
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、図２に示すように、通常点火プラグ１３は、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。
【0032】
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を有している。
【0033】
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。
【0034】
【0035】
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。
【0036】
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。
【0037】
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６４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、これにより、噴孔１８からは、その軸線に対して４５°の角度で火炎が噴出するようになっている。
【0038】
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。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。
【0039】
＜エンジン及び副室の仕様＞
本実施形態において、シリンダーボア（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い。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、シリンダーボア（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い。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。
【0040】
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１５の総断面積Ｓｔ（各噴孔１５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。
【0041】
＜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。
【0042】
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。
【0043】
第２工程Ｓ２において、主燃焼室と副室の圧力差が圧縮比εと絞り比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を定める。この上限βmaxと下限βminの範囲から絞り比βを設定する。
【0044】
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と第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。
【0045】
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Ｖst、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。
【0046】
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。
【0047】
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。
【0048】
（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の圧力差ΔＰが圧縮比εと絞り比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の圧力差ΔＰが圧縮比εと絞り比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。
【0049】
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。
【0050】
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は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主燃焼室６と副室１５の圧力差がΔＰmaxである。
【0051】
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が抜け易くなるから、絞り比βが大きくなるほどΔＰmaxは小さくなる。
【0052】
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)を用いてΔＰmaxを次のように表すことができる。
【0053】
ΔＰmax＝Ｆ１(ε)×Ｆ１(β) ……（１）
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。
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。
【0054】
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、噴孔径Ｄ、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。
【0055】
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の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。
【0056】
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。
【0057】
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。
【0058】
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。
【0059】
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。
【0060】
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)を用いてΔＰigを次のように表すことができる。
【0061】
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)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。
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。
【0062】
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。
【0063】
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（圧力差の絶対値が小さい）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βmaxは０．００７となる。
【0064】
（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。
【0065】
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）を用いてＲＥＴmaxを次のように表すことができる。
【0066】
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)、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。
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。
【0067】
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。
【0068】
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。
【0069】
Ｖ＝（1／2.6080）×ln(Ａ) ……（１１）
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。
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。
【0070】
（ＲＥＴmax要求について）
圧縮比εが高いエンジンでの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を所定範囲にす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を所定範囲にす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。
【0071】
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、その強度および頻度に応じてＫｉ値が高くなる。
【0072】
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。
【0073】
図１０に、図９に示すグラフ上の点Ｐ１および点Ｐ２における振動データＤ１および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。
【0074】
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。
【0075】
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。
【0076】
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以下である。より好ましくは０．５以下である。図９に、Ｋｉ値が１以下となる範囲および０．５以下となる範囲を示す。
【0077】
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。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。
【0078】
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。
【0079】
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、高回転高負荷運転でのノッキング発生を抑えることができる。
【0080】
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を図ることができる。
【0081】
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であるときの絞り比上限βmaxは０．０１３３ｍｍ－１となり、絞り比下限βminは０．００７８ｍｍ－１となる。
【0082】
ΔＰmax＝０．０２ＭＰａとし、ΔＰig＝－０．３ＭＰａとしたとき、圧縮比ε＝２４であるときの絞り比上限βmaxは０．００８３ｍｍ－１となり、絞り比下限βminは０．０１４５ｍｍ－１となる。
【0083】
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。
【0084】
ここに、上記圧縮比εが２４であるときは、絞り比下限βmin（０．０１４５ｍｍ－１）＞絞り比上限βmax（０．００８３ｍｍ－１）となっている。このように圧縮比によっては絞り比上限βmaxと絞り比下限βminが逆転する可能性がある（高圧縮比側）。この場合は、絞り比下限βminを優先する、すなわち、エンジン高回転域での絞り過ぎを抑制する方を優先することが好ましい。高圧縮比エンジンでは、副室からの火炎のジェット噴流が弱くても（ΔＰmax＜０．０２であったとしても）、主燃焼室の温度が高いため、他の手段（例えば、自着火燃焼）でジェット噴流が弱いところを補うことができるためである。
【0085】
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。
【0086】
また、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＝０．０１４５であるときに、Ｖ＝０．０４３０ｃｍ３となり、圧縮比ε＝１４、絞り比β＝０．０１４５であるときに、Ｖ＝０．２０４５ｃｍ３となり、圧縮比ε＝２４、絞り比β＝０．００７８であるときに、Ｖ＝０．２０１８ｃｍ３となり、圧縮比ε＝１４、絞り比β＝０．００７８であるときに、Ｖ＝０．３６３５ｃｍ３となる。
【0087】
ＲＥＴmax＝１．６J/degとしたときは、圧縮比ε＝２４、絞り比β＝０．０１４５であるときに、Ｖ＝０．２４２８ｃｍ３となり、圧縮比ε＝１４、絞り比β＝０．０１４５であるときに、Ｖ＝０．４０４５ｃｍ３となり、圧縮比ε＝２４、絞り比β＝０．００７８であるときに、Ｖ＝０．４０１７ｃｍ３となり、圧縮比ε＝１４、絞り比β＝０．００７８であるときに、Ｖ＝０．５６３１ｃｍ３となる。
【0088】
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。高回転高負荷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０．３２８ｃｍ３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。
【符号の説明】
【0089】
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
５ ピストン
６ 主燃焼室
８ 吸気ポート
９ 排気ポート
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
１６ａ 中心電極
１６ｂ 側方電極
１７ 副室形成部
１８ 噴孔
２ シリンダブロック
３ シリンダヘッド
４ 気筒
５ ピストン
６ 主燃焼室
８ 吸気ポート
９ 排気ポート
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
１６ａ 中心電極
１６ｂ 側方電極
１７ 副室形成部
１８ 噴孔
【図1】
【図2】
【図3】
【図4】
【図5】
【図6】
【図7】
【図8】
【図9】
【図10】