JP2014009631A - 直噴エンジンの燃料噴射弁 - Google Patents

Abstract

【課題】ガソリンを含有する燃料をエンジンの気筒内に直接噴射する、ソレノイド駆動式の燃料噴射弁（インジェクタ８０）において、高い燃料圧力を設定可能にする。
【解決手段】噴口８４が先端部に設けられたバルブボディ８４１、８４２と、内周面によって燃料通路８００を区画形成する筒状のケース８５と、噴口を開閉する弁体８３と、ケース内で筒軸方向に移動可能に設けられかつ、それによって弁体を開閉させる可動コア８７１、８７２と、ケースの外側に配置されかつ、通電時に、ケースを挟んだ内外に跨る磁気回路を形成することによって、弁体が噴口を開けるように可動コアを吸引するソレノイドコイル８１、８２と、を備える。燃料通路内の最高燃料圧力は４０ＭＰａ以上の高燃圧に設定され、ケースに対して外嵌合となるように取り付けられた補強部材８９１、８９２をさらに備えている。
【選択図】図５

Description

ここに開示する技術は、直噴エンジンの燃料噴射弁に関する。

例えば特許文献１には、ソレノイド駆動式の燃料噴射弁が開示されている。この燃料噴射弁は、外開弁式であって、バルブボディ内に、燃料通路を区画形成する筒状のケースと、ケース内で筒軸方向に移動可能に設けられて、噴口を開閉する弁体をストロークさせる可動コアと、ケースの外側に配置されかつ、その通電時に、ケースを挟んだ内外に跨る磁気回路を形成することによって、弁体が噴口を開けるように可動コアを吸引するソレノイドコイルと、を備えて構成されている。

特開２０１０−１９１９４号公報

特許文献１に記載されている燃料噴射弁は、燃料をエンジンの気筒内に直接噴射するため、燃料圧力は比較的高く設定される。燃料通路を区画形成するケースは、燃料圧力に相当する内圧を受けることから、その内圧に対抗し得るだけ強度が要求される。そのため、設定される燃料圧力が高ければ高いほど、ケースに要求される強度も高くなる。

一方で、ケースは、ソレノイド駆動式の燃料噴射弁においては、磁気回路の一部を構成するため、透磁性が高くかつ残留磁気の少ない材料、例えばフェライト系金属によって構成される。ところが、フェライト系金属は強度的には不利な材料である。そのため、燃料圧力を高く設定しようとすると、要求強度を満足させるためにケースの肉厚を大幅に分厚くしなければならなくなる。しかしながら、ケースの肉厚を分厚くしすぎると、今度は、ケースの内外を跨るような磁気回路を形成することができなくなる。このように、ソレノイド駆動式の燃料噴射弁においては、燃料圧力を高くすることが難しいという問題がある。

ここに開示する技術は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、ソレノイド駆動式の燃料噴射弁において、高い燃料圧力を設定可能にすることにある。

ここに開示する技術は、ガソリンを含有する燃料をエンジンの気筒内に直接噴射する直噴エンジンの燃料噴射弁に係る。

この燃料噴射弁は、前記気筒内に臨む噴口が先端部に設けられたバルブボディと、前記バルブボディ内に配設されかつ、その内周面によって燃料通路を区画形成する筒状のケースと、前記噴口を開閉する弁体と、前記ケース内で筒軸方向に移動可能に設けられかつ、それによって前記弁体を開閉させる可動コアと、前記ケースの外側に配置されかつ、その通電時に、前記ケースを挟んだ内外に跨る磁気回路を形成することによって、前記弁体が噴口を開けるように前記可動コアを吸引するソレノイドコイルと、を備える。

そうして、前記燃料通路内の最高燃料圧力は４０ＭＰａ以上の高燃圧に設定され、前記燃料噴射弁は、前記ケースに対して外嵌合となるように取り付けられた補強部材をさらに備えている。

この構成によると、ソレノイドコイルに通電されたときには、ケースを挟んだ内外を跨るような磁気回路が形成され、それによって可動コアが吸引されて、弁体が噴口を開ける。こうして、ケースの内周面によって区画形成された燃料通路内の燃料は、噴口を通じて、エンジンの気筒内に噴射される。ここで、弁体は、バルブボディ内に形成された座面に着座すると共に、可動コアが吸引されることでその座面から離座して、バルブボディの先端部に貫通形成された噴口を開けるニードル弁としてもよいし、弁体がバルブボディの外に形成された座面に着座すると共に、可動コアが吸引されることで、弁体がその座面から外向きに離座して、リング状に噴口を開ける外開弁としてもよい。

そうして、前記の構成では、燃料通路内の最高燃料圧力が４０ＭＰａ以上の高燃圧に設定されるため、ケースには、その高い燃圧により高い内圧が作用する場合があるが、ケースに対して外嵌合となるように取り付けられた補強部材によって、ケースには、径方向の外方から内方への対抗力が作用し、高い内圧に対抗することが可能になる。また、ケースの肉厚を分厚くすることによって強度を高めることとは異なり、ケースを二重管構造にすることで、内側と外側との２つの管（つまり、ケース及び補強部材）に、応力を分散することが可能となり、ケースの肉厚を分厚くしなくても、必要強度を確保することが可能になる。つまり、比較的薄肉のケースによって、ケースの内外を跨るような磁気回路の一部を形成することが可能になる。こうして、ソレノイド駆動式の燃料噴射弁において、高い燃料圧力を設定することが可能になる。

前記補強部材は、前記ソレノイドコイルに対し、前記筒軸方向に隣接して配置されかつ、前記磁気回路の一部を構成する磁性体を含んで構成されている、としてもよい。こうすることで、ケースの補強による高燃圧化と、磁気回路の形成とが両立し、ソレノイド駆動式の燃料噴射弁における高燃圧化が実現する。

前記磁性体は、フェライト鋼である、としてもよい。フェライト鋼は、透磁性が高くかつ、残留磁気が少ないため、磁気回路の構成に有利であり、燃料噴射弁の高性能化に寄与する。

前記補強部材は、前記ソレノイドコイルと前記ケースとの間に介設された非磁性体を含んで構成されている、としてもよい。

ソレノイドコイルとケースとの間に介設する補強部材を、磁性体を含んで構成してしまうと、磁気回路がショートカットしてしまい、ケース内の可動コアを吸引することができなくなる。つまり、ソレノイドコイルとケースとの間に介設する補強部材を、非磁性体を含んで構成することによって、ケースの内外を跨るように形成されかつ、それによって可動コアを吸引することが可能な磁気回路を形成することが可能になる。

前記非磁性体は、オーステナイト鋼である、としてもよい。オーステナイト鋼は、高い強度を有するため、ケースの補強に有利であると共に、ソレノイドコイルとケースとの間に介設する補強部材を薄肉にすることを可能にする。このことは、ソレノイドコイルとケースとの間隔を狭くして、高効率の磁気回路の形成に有利になる。

以上説明したように、前記の直噴エンジンの燃料噴射弁によると、燃料通路内の最高燃料圧力が４０ＭＰａ以上の高燃圧に設定された燃料噴射弁において、ケースに対して外嵌合となるように補強部材を取り付けることによって、そのケースに径方向の外方から内方への対抗力を作用させることができ、高い内圧に対抗することが可能になると共に、ケースと補強部材とで応力を分散させることができるため、ケースの肉厚を比較的薄くすることが可能になる。その結果、ケースの内外を跨るように磁気回路を形成することが可能になり、ソレノイド駆動式の燃料噴射弁において、高い燃料圧力を設定することが実現する。

火花点火式直噴ガソリンエンジンの構成を示す概略図である。 火花点火式直噴ガソリンエンジンの制御に係るブロック図である。 エンジンの運転領域を例示する図である。 （ａ）リタード噴射における燃料噴射タイミング及び点火タイミングの例示と、それによる熱発生率の例示、（ｂ）吸気行程噴射における燃料噴射タイミング及び点火タイミングの例示と、それによる熱発生率の例示である。 インジェクタの構成を示す断面図である。 インジェクタの大ストロークと小ストロークとの特性を比較する図である。 インジェクタの第１ソレノイドコイル付近の構造を拡大して示す断面図である。 図５に示す構成のインジェクタにおいて（ａ）第１ソレノイドコイルにのみに通電したときの可動コアのリフト状態、（ｂ）第２ソレノイドコイルのみに通電したときの可動コアのリフト状態を示す図である。 図５とは異なる構成のインジェクタを示す断面図である。 図９に示す構成のインジェクタにおいて（ａ）第１ソレノイドコイルにのみに通電したときの可動コアのリフト状態、（ｂ）第２ソレノイドコイルのみに通電したときの可動コアのリフト状態を示す図である。 （ａ）インジェクタの先端部分の構成を拡大して示す断面図、（ｂ）インジェクタに設けられた噴口の配置を例示する底面図である。 噴口の別の配置例を示す底面図である。 エンジンと高圧燃料ポンプとの配置関係及び連結関係を示す概略図である。 高圧燃料ポンプの構成を示す断面図であり、（ａ）はプランジャが上死点に位置している状態、（ｂ）はプランジャが下死点に位置している状態、（ｃ）はｃ−ｃ断面図である。 高圧燃料ポンプにおける吸入弁付近の構造を拡大して示す断面図である。

以下、実施形態を図面に基づいて説明する。以下の実施形態の説明は、例示である。図１，２は、エンジン１の概略構成を示す。このエンジン１は、車両に搭載されると共に、少なくともガソリンを含有する燃料（具体的には、ガソリン、又は、ガソリン及びアルコールの混合燃料（Ｅ２５等））が供給される火花点火式４サイクルエンジンである。エンジン１は、複数の気筒１８（一つのみ図示）が設けられたシリンダブロック１１と、このシリンダブロック１１上に配設されたシリンダヘッド１２と、シリンダブロック１１の下側に配設され、潤滑油が貯留されたオイルパン１３とを有している。この例のエンジン１においては、図示を省略するが、４つの気筒１８が一列に配置されている。各気筒１８内には、コンロッド１４２を介してクランクシャフト１５と連結されているピストン１４が往復動可能に嵌挿されている。ピストン１４の頂面には、ディーゼルエンジンでのリエントラント型のようなキャビティ１４１が形成されている。キャビティ１４１は、ピストン１４が圧縮上死点付近に位置するときには、後述するインジェクタ８０に相対する。

シリンダヘッド１２と、気筒１８と、キャビティ１４１を有するピストン１４とは、燃焼室を区画する。尚、燃焼室の形状は、図示する形状に限定されるものではない。例えばキャビティ１４１の形状、ピストン１４の頂面形状、及び、燃焼室の天井部の形状等は、適宜変更することが可能である。

このエンジン１は、理論熱効率の向上や、後述する圧縮着火燃焼の安定化等を目的として、１５以上の比較的高い幾何学的圧縮比に設定されている。尚、幾何学的圧縮比は１５以上２０以下程度の範囲で、適宜設定すればよい。

シリンダヘッド１２には、気筒１８毎に、吸気ポート１６及び排気ポート１７が形成されていると共に、これら吸気ポート１６及び排気ポート１７には、燃焼室側の開口を開閉する吸気弁２１及び排気弁２２がそれぞれ配設されている。

吸気弁２１及び排気弁２２をそれぞれ駆動する動弁系の内、排気側には、排気弁２２の作動モードを通常モードと特殊モードとに切り替える、例えば油圧作動式の可変機構（図２参照。以下、ＶＶＬ（Variable Valve Lift）と称する）７１が設けられている。ＶＶＬ７１は、その構成の詳細な図示は省略するが、カム山を一つ有する第１カムとカム山を２つ有する第２カムとの、カムプロファイルの異なる２種類のカム、及び、その第１及び第２カムのいずれか一方のカムの作動状態を選択的に排気弁に伝達するロストモーション機構を含んで構成されている。第１カムの作動状態を排気弁２２に伝達しているときには、排気弁２２は、排気行程中において一度だけ開弁される通常モードで作動するのに対し、第２カムの作動状態を排気弁２２に伝達しているときには、排気弁２２が、排気行程中において開弁すると共に、吸気行程中においても開弁するような、いわゆる排気の二度開きを行う特殊モードで作動する。ＶＶＬ７１の通常モードと特殊モードとは、エンジンの運転状態に応じて切り替えられる。具体的に、特殊モードは、内部ＥＧＲに係る制御の際に利用される。尚、こうした通常モードと特殊モードとの切り替えを可能にする上で、排気弁２２を電磁アクチュエータによって駆動する電磁駆動式の動弁系を採用してもよい。

排気側の動弁系にはまた、クランクシャフト１５に対する排気カムシャフトの回転位相を変更することが可能な位相可変機構（以下、ＶＶＴ（Variable Valve Timing）と称する）７４が設けられている。ＶＶＴ７４は、液圧式、電磁式又は機械式の公知の構造を適宜採用すればよく、その詳細な構造についての図示は省略する。

ＶＶＬ７１及びＶＶＴ７４を備えた排気側の動弁系に対し、吸気側には、図２に示すように、ＶＶＴ７２と、吸気弁２１のリフト量を連続的に変更することが可能なリフト量可変機構（以下、ＣＶＶＬ（Continuously Variable Valve Lift）と称する）７３とが設けられている。ＣＶＶＬ７３は、公知の種々の構造を適宜採用することが可能であり、その詳細な構造についての図示は省略する。ＶＶＴ７２及びＣＶＶＬ７３によって、吸気弁２１はその開弁タイミング及び閉弁タイミング、並びに、リフト量をそれぞれ変更することが可能である。

シリンダヘッド１２にはまた、気筒１８毎に、気筒１８内に燃料を直接噴射するインジェクタ８０が取り付けられている。インジェクタ８０は、その噴口が燃焼室の天井面の中央部分から、その燃焼室内に臨むように配設されている。インジェクタ８０は、エンジン１の運転状態に応じた噴射タイミングでかつ、エンジン１の運転状態に応じた量の燃料を、燃焼室内に直接噴射する。この例において、インジェクタ８０は、複数の噴口を有する多噴口型のインジェクタである。これによって、インジェクタ８０は、燃料噴霧が放射状に広がるように、燃料を噴射する。インジェクタ８０の構成の詳細は、後述する。

図外の燃料タンクとインジェクタ８０との間は、燃料供給経路によって互いに連結されている。この燃料供給経路上には、高圧燃料ポンプ９０とフューエルレール６４とを含みかつ、インジェクタ８０に、比較的高い燃料圧力で燃料を供給することが可能な燃料供給システム６２が介設されている。高圧燃料ポンプ９０は、燃料タンクからフューエルレール６４に燃料を圧送し、フューエルレール６４は圧送された燃料を、比較的高い燃料圧力で蓄えることが可能である。インジェクタ８０が開弁することによって、フューエルレール６４に蓄えられている燃料がインジェクタ８０の噴口から噴射される。高圧燃料ポンプ９０は、詳細は後述するが、プランジャ式のポンプであり、エンジン１によって駆動される。燃料供給システム６２は、４０ＭＰａ以上の高い燃料圧力の燃料を、インジェクタ８０に供給可能に構成されている。インジェクタ８０に供給される燃料の圧力は、後述するように、エンジン１の運転状態に応じて変更される。尚、燃料供給システム６２は、この構成に限定されるものではない。

シリンダヘッド１２にはまた、燃焼室内の混合気に点火する点火プラグ２５、２６が取り付けられている（図２参照。尚、図１では、点火プラグの図示を省略している）。このエンジン１は、点火プラグとして、第１点火プラグ２５及び第２点火プラグ２６の２つの点火プラグを備えている。２つの点火プラグ２５、２６は、各気筒１８について２つずつ設けられた吸気弁２１と排気弁２２との間の位置のそれぞれにおいて、互いに相対するように配置され、それぞれ気筒１８の中心軸に向かって斜め下向きに延びるように、シリンダヘッド１２内を貫通して取り付けられている。こうして、各点火プラグ２５、２６の先端は、燃焼室の中央部分に配置されたインジェクタ８０の先端近傍で、燃焼室内に臨んで配置される。

エンジン１の一側面には、図１に示すように、各気筒１８の吸気ポート１６に連通するように吸気通路３０が接続されている。一方、エンジン１の他側面には、各気筒１８の燃焼室からの既燃ガス（排気ガス）を排出する排気通路４０が接続されている。

吸気通路３０の上流端部には、吸入空気を濾過するエアクリーナ３１が配設されている。また、吸気通路３０における下流端近傍には、サージタンク３３が配設されている。このサージタンク３３よりも下流側の吸気通路３０は、気筒１８毎に分岐する独立通路とされ、これら各独立通路の下流端が各気筒１８の吸気ポート１６にそれぞれ接続されている。

吸気通路３０におけるエアクリーナ３１とサージタンク３３との間には、空気を冷却又は加熱する、水冷式のインタークーラ／ウォーマ３４と、各気筒１８への吸入空気量を調節するスロットル弁３６とが配設されている。吸気通路３０にはまた、インタークーラ／ウォーマ３４をバイパスするインタークーラバイパス通路３５が接続されており、このインタークーラバイパス通路３５には、当該通路３５を通過する空気流量を調整するためのインタークーラバイパス弁３５１が配設されている。インタークーラバイパス弁３５１の開度調整を通じて、インタークーラバイパス通路３５の通過流量とインタークーラ／ウォーマ３４の通過流量との割合を調整することにより、気筒１８に導入する新気の温度を調整する。

排気通路４０の上流側の部分は、気筒１８毎に分岐して排気ポート１７の外側端に接続された独立通路と該各独立通路が集合する集合部とを有する排気マニホールドによって構成されている。この排気通路４０における排気マニホールドよりも下流側には、排気ガス中の有害成分を浄化する排気浄化装置として、直キャタリスト４１とアンダーフットキャタリスト４２とがそれぞれ接続されている。直キャタリスト４１及びアンダーフットキャタリスト４２はそれぞれ、筒状ケースと、そのケース内の流路に配置した、例えば三元触媒とを備えて構成されている。

吸気通路３０におけるサージタンク３３とスロットル弁３６との間の部分と、排気通路４０における直キャタリスト４１よりも上流側の部分とは、排気ガスの一部を吸気通路３０に還流するためのＥＧＲ通路５０を介して接続されている。このＥＧＲ通路５０は、排気ガスをエンジン冷却水によって冷却するためのＥＧＲクーラ５２が配設された主通路５１と、ＥＧＲクーラ５２をバイパスするためのＥＧＲクーラバイパス通路５３と、を含んで構成されている。主通路５１には、排気ガスの吸気通路３０への還流量を調整するためのＥＧＲ弁５１１が配設され、ＥＧＲクーラバイパス通路５３には、ＥＧＲクーラバイパス通路５３を流通する排気ガスの流量を調整するためのＥＧＲクーラバイパス弁５３１が配設されている。

このように構成されたエンジン１は、パワートレイン・コントロール・モジュール（以下、ＰＣＭという）１０によって制御される。ＰＣＭ１０は、ＣＰＵ、メモリ、カウンタタイマ群、インターフェース及びこれらのユニットを接続するパスを有するマイクロプロセッサで構成されている。このＰＣＭ１０が制御器を構成する。

ＰＣＭ１０には、図１，２に示すように、各種のセンサＳＷ１〜ＳＷ１６の検出信号が入力される。この各種のセンサには、次のセンサが含まれる。すなわち、エアクリーナ３１の下流側で、新気の流量を検出するエアフローセンサＳＷ１及び新気の温度を検出する吸気温度センサＳＷ２、インタークーラ／ウォーマ３４の下流側に配置されかつ、インタークーラ／ウォーマ３４を通過した後の新気の温度を検出する、第２吸気温度センサＳＷ３、ＥＧＲ通路５０における吸気通路３０との接続部近傍に配置されかつ、外部ＥＧＲガスの温度を検出するＥＧＲガス温センサＳＷ４、吸気ポート１６に取り付けられかつ、気筒１８内に流入する直前の吸気の温度を検出する吸気ポート温度センサＳＷ５、シリンダヘッド１２に取り付けられかつ、気筒１８内の圧力を検出する筒内圧センサＳＷ６、排気通路４０におけるＥＧＲ通路５０の接続部近傍に配置されかつ、それぞれ排気温度及び排気圧力を検出する排気温センサＳＷ７及び排気圧センサＳＷ８、直キャタリスト４１の上流側に配置されかつ、排気中の酸素濃度を検出するリニアＯ_２センサＳＷ９、直キャタリスト４１とアンダーフットキャタリスト４２との間に配置されかつ、排気中の酸素濃度を検出するラムダＯ_２センサＳＷ１０、エンジン冷却水の温度を検出する水温センサＳＷ１１、クランクシャフト１５の回転角を検出するクランク角センサＳＷ１２、車両のアクセルペダル（図示省略）の操作量に対応したアクセル開度を検出するアクセル開度センサＳＷ１３、吸気側及び排気側のカム角センサＳＷ１４，ＳＷ１５、及び、燃料供給システム６２のフューエルレール６４に取り付けられかつ、インジェクタ８０に供給する燃料圧力を検出する燃圧センサＳＷ１６である。

ＰＣＭ１０は、これらの検出信号に基づいて種々の演算を行うことによってエンジン１や車両の状態を判定し、これに応じてインジェクタ８０、第１及び第２点火プラグ２５、２６、吸気弁側のＶＶＴ７２及びＣＶＶＬ７３、排気弁側のＶＶＬ７１及びＶＶＴ７４、燃料供給システム６２、並びに、各種の弁（スロットル弁３６、インタークーラバイパス弁３５１、ＥＧＲ弁５１１、及びＥＧＲクーラバイパス弁５３１）のアクチュエータへ制御信号を出力する。こうしてＰＣＭ１０は、エンジン１を運転する。

図３は、エンジン１の運転領域の一例を示している。このエンジン１は、燃費の向上や排気エミッションの向上を目的として、エンジン負荷が相対的に低い低負荷域では、点火プラグ２５、２６による点火を行わずに、圧縮自己着火によって燃焼を行う圧縮着火燃焼を行う。しかしながら、エンジン１の負荷が高くなるに従って、圧縮着火燃焼では、燃焼が急峻になりすぎてしまい、例えば燃焼騒音等の問題を引き起こすことになる。そのため、このエンジン１では、エンジン負荷が相対的に高い高負荷域では、圧縮着火燃焼を止めて、点火プラグ２５、２６を利用した火花点火燃焼に切り替える。このように、このエンジン１は、エンジン１の運転状態、特にエンジン１の負荷に応じて、圧縮着火燃焼を行うＣＩ（Compression Ignition）モードと、火花点火燃焼を行うＳＩ（Spark Ignition）モードとを切り替えるように構成されている。但し、モード切り替えの境界線は、図例に限定されるものではない。

ＣＩモードでは基本的に、例えば吸気行程乃至圧縮行程中の、比較的早いタイミングで、インジェクタ８０が気筒１８内に燃料を噴射することにより、比較的均質なリーン混合気（空気過剰率λ≧１、例えばλ≧２．５）を形成すると共に、その混合気を圧縮上死点付近において圧縮自己着火させる。尚、燃料噴射量は、エンジン１の負荷に応じて設定される。

また、ＣＩモードでは、ＶＶＬ７１の制御によって、排気弁２２を吸気行程中に開弁する排気の二度開きを行い、そのことによって内部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。内部ＥＧＲガスの導入は圧縮端温度を高め、圧縮着火燃焼を安定化させる。

エンジン負荷の上昇に伴い気筒１８内の温度が自然と高まることから、過早着火を回避する観点から、内部ＥＧＲ量は低下させる。例えばＣＶＶＬ７３の制御によって、吸気弁２１のリフト量を調整することにより、内部ＥＧＲ量を調整してもよい。また、スロットル弁３６の開度調整によって、内部ＥＧＲ量を調整してもよい。

エンジン負荷がさらに高まり、例えば図３に示す運転領域において、ＣＩモードとＳＩモードとの切り替え境界線付近においては、筒内温度が高くなりすぎて、圧縮着火をコントロールすることが困難になる場合がある。そこで、ＣＩモードの運転領域において負荷の高い領域では、気筒１８内に導入される内部ＥＧＲの割合を少なくし、その代わりにＥＧＲ弁５１１の開度を大きくして、ＥＧＲクーラ５２によって冷却された外部ＥＧＲガスを、気筒１８内に多く導入するようにしてもよい。このことにより、筒内温度を低く抑えることが可能になり、圧縮着火のコントロールが可能になる。

これに対し、ＳＩモードでは基本的に、詳しくは後述するが、吸気行程から膨張行程初期までの間で、インジェクタ８０が気筒１８内に燃料を噴射することにより、均質乃至成層化した混合気を形成すると共に、圧縮上死点付近において点火を実行することによってその混合気に着火する。ＳＩモードではまた、理論空燃比（λ＝１）でエンジン１を運転する。これは、三元触媒の利用を可能にするから、エミッション性能の向上に有利になる。

ＳＩモードでは、スロットル弁３６を全開にする一方で、ＥＧＲ弁５１１の開度調整により、気筒１８内に導入する新気量と外部ＥＧＲガス量とを調整することで、充填量を調整する。これは、ポンプ損失の低減と共に、冷却損失の低減にも有効である。また、冷却した外部ＥＧＲガスを導入することによって、異常燃焼の回避に寄与すると共に、Ｒａｗ ＮＯｘの生成を抑制するという利点もある。尚、全開負荷域では、ＥＧＲ弁５１１を閉弁することにより、外部ＥＧＲを中止する。

このエンジン１の幾何学的圧縮比は、前述の通り、１５以上（例えば１８）に設定されている。高い圧縮比は、圧縮端温度及び圧縮端圧力を高くするため、ＣＩモードでは、圧縮着火燃焼の安定化に有利になる。一方で、この高圧縮比エンジン１は、高負荷域においてはＳＩモードに切り替えるため、過早着火やノッキングといった異常燃焼が生じやすくなってしまうという不都合がある。

そこでこのエンジン１では、先ず、エンジンの運転状態が、最大負荷を含む高負荷の低速域（図３の（１）（２）参照。尚、ここでいう「低速域」は、エンジン１の運転領域を低、中、高速の３つに区分したときの低速域に相当する。）にあるときには、燃料の噴射形態を従来とは大きく異ならせたＳＩ燃焼を実行することによって、異常燃焼を回避するようにしている。具体的に、この燃料の噴射形態は、従来と比較して大幅に高圧化した燃料圧力でもって、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけての大幅に遅角した期間（以下、この期間をリタード期間と呼ぶ）内で、インジェクタ８０によって、気筒１８内に燃料噴射を実行するものである（図４（ａ）参照）。この特徴的な燃料噴射形態を、以下においては「高圧リタード噴射」又は単に「リタード噴射」と呼ぶ。高圧リタード噴射は、燃料の噴射期間、混合気形成期間及び燃焼期間をそれぞれ短くし、燃料の噴射開始から燃焼の終了までの未燃混合気の反応時間を短くする。その結果、エンジンの負荷が高くかつ低速の、異常燃焼が生じやすい領域において、異常燃焼を回避することが可能になる。燃料圧力は４０ＭＰａ以上に設定すればよい。燃料圧力は、ガソリンを含有する、使用燃料の性状に応じて適宜設定すればよく、その上限は１２０ＭＰａ程度としてもよい。

高圧リタード噴射は、燃料の噴射形態の工夫によって異常燃焼を回避するため、点火タイミングを進角させることができる。点火タイミングは、図４（ａ）に示すように、圧縮上死点近傍に設定され、点火は、第１点火プラグ２５又は第２点火プラグ２６のいずれか一方を駆動させることにより行う。点火タイミングの進角化は、熱効率の向上及びトルクの向上に有利になる。尚、図４（ａ）に示す噴射タイミングや点火タイミングは例示であり、これに限定されない。

この高圧リタード噴射を行う運転領域のうち、最大負荷域（図３の（１）参照）よりも低負荷側の領域（図３の（２）参照）においては、異常燃焼の発生が、前記（１）の領域よりも抑制されることから、燃料圧力の上限を下げ（例えば８０ＭＰａ程度）、燃料噴射タイミングを、圧縮行程後期の範囲内で進角させてもよい。

尚、圧縮着火をコントロールすることが困難になり易い、ＣＩモードの運転領域における負荷が高い領域においては、前述の通り、内部ＥＧＲの導入割合を減らすことに加えて、高負荷側のＳＩモードの運転領域（図２の（２）参照）のように、高圧リタード噴射を行ってもよい。こうすることで、ＣＩモードにおける燃焼圧力の急峻な立ち上がりが抑制されるため、エンジンの騒音増大を抑制することが可能になる。

一方、エンジンの運転状態が高負荷の高速域（図３の（３）参照。尚、ここでいう「高速域」は、エンジン１の運転領域を低、中、高速の３つに区分したときの中速及び高速域に相当する。）にあるときには、図４（ｂ）に示すように、燃料の噴射を、リタード期間ではなく、吸気弁２１が開弁している吸気行程期間内に行う。以下においては、この燃料噴射形態を「吸気行程噴射」と呼ぶ。吸気行程噴射では、高い燃料圧力が不要になるから、高圧リタード噴射時よりも燃料圧力を低下させる（例えば４０ＭＰａ未満）。それにより、高圧燃料ポンプ９０の駆動に起因するエンジン１の機械抵抗損失の低減が図られ、燃費の向上に有利になる。

高圧リタード噴射は、燃料噴射をリタード期間内に行うことによって未燃混合気の反応可能時間を短縮させるものの、この反応可能時間の短縮は、エンジン１の回転数が比較的低い低速域においては、クランク角変化に対する実時間が長いため、有効であるのに対し、エンジン１の回転数が比較的高い高速域においては、クランク角変化に対する実時間が短いため、それほど有効でない。逆に、リタード噴射では、燃料噴射時期を圧縮上死点付近に設定するため、圧縮行程においては、燃料を含まない、言い換えると比熱比の高い空気が圧縮されることになる。その結果、高速域においては、圧縮上死点における気筒１８内の温度（つまり、圧縮端温度）が高くなり、この高い圧縮端温度がノッキングを招くようになる。そのため、高速時にリタード噴射行うときには、点火タイミングを遅角化して、ノッキングを回避しなければならなくなる。

そこで、このエンジン１では、高負荷の高速域である（３）の領域においては、リタード噴射ではなく、吸気行程噴射を行う。

吸気行程噴射では、圧縮行程中の筒内ガス（つまり、燃料を含む混合気）の比熱比を下げ、それによって圧縮端温度を低く抑えることが可能である。こうして圧縮端温度が低くなることで、ノッキングを抑制することが可能になるから、点火タイミングを進角させることが可能になる。そこで、（３）の領域においては、高圧リタード噴射と同様に、圧縮上死点付近において点火を行う。但し、（３）の領域においては、燃焼期間を短縮させる観点から、その点火は、第１及び第２点火プラグ２５、２６を共に駆動させる二点点火とする。第１及び第２点火プラグ２５、２６は同時に点火を行えばよい。第１及び第２点火プラグ２５、２６を時間差をおいて駆動してもよい。

従って、このエンジン１では、図３に示す（１）（２）の領域、すなわち高負荷の低回転域では、高圧リタード噴射とすることで異常燃焼を回避しつつ熱効率を向上させる。

さらに、このエンジンでは、高負荷の高回転域（図３に示す（３）の領域）では、吸気行程噴射とすることで、異常燃焼を回避しつつ熱効率を向上させる。また、高負荷の高回転域では、二点点火を行うことによって、燃焼室内の複数の火種のそれぞれから火炎が広がるため、火炎の広がりが早くて燃焼期間が短くなる。二点点火は、点火タイミングは圧縮上死点以降になったとしても、燃焼重心位置はできるだけ進角側に位置するようになり、熱効率及びトルクの向上、ひいては燃費の向上に有利になる。尚、点火プラグの数は、２個に限定されるものではない。点火プラグは、３個以上でもよいし、また１個にしてもよい。高圧リタード噴射時に、多点点火を行ってもよい。高圧リタード噴射は、必要に応じて分割噴射にしてもよく、同様に、吸気行程噴射もまた、必要に応じて分割噴射にしてもよい。その結果、少なくとも１回の噴射が吸気行程において行われると共に、圧縮行程においても、燃料噴射が行われる場合もあり得る。

（インジェクタの基本構成）
図５は、インジェクタ８０の構成を示しており、このインジェクタ８０は、ソレノイドコイルに通電することにより形成される磁気回路によって、燃料通路内に配設したニードル８３を直接的に吸引してストロークさせることで、先端面８０４に形成した複数の噴口８４（図１１も参照）を開弁させるソレノイド駆動式に構成されている。このインジェクタ８０は特に、第１ソレノイドコイル８１と、第２ソレノイドコイル８２との２つのソレノイドコイルを有しており、ニードル８３のストローク量を、相対的に小さいストローク量である第１ストローク量Ｓ１と、相対的に大きいストローク量である第２ストローク量Ｓ２とに切り替え可能に構成している。これによって、図６に例示するように、小噴射量から大噴射量まで、高い燃料噴射精度を確保するように構成されている。こうしたインジェクタ８０は、前述したように、エンジン１の運転状態が低負荷領域にあって、圧縮着火燃焼を行うときの小噴射量から、エンジン１の運転状態が高負荷領域であるときの大噴射量までの広い範囲に亘って、高い燃料噴射精度が要求されるエンジン１に適している。特にエンジン１は、ガソリン含有の燃料を使用しており、燃料の噴射量のばらつきが排気エミッションの悪化に対する感度が高く、また、燃料の噴射量のばらつきが燃焼安定性の悪化に対する感度も高いため、特に高い燃料の噴射精度が要求される。

このインジェクタ８０の本体は、大径筒状の第１バルブボディ８４１と、この第１バルブボディ８４１の一端から延び、先端が閉じられた小径筒状の第２バルブボディ８４２とを結合部材８４３で連結して構成されている。

前記第１バルブボディ８４１内には、円筒状のケース８５が収容されており、このケース８５の内周面によって燃料通路８００が区画形成されている。ケース８５は、その上端部が、インジェクタ８０の基端（図５における上端）において開口すると共に、その下端部が、第２バルブボディ８４２の基端開口に連通するように開口しており、これによって、インジェクタ８０の基端においてフューエルレール６４に連通する燃料流入口８４４から、インジェクタ８０の先端において開口する各噴口８４にまで燃料を供給するための燃料通路８００が、インジェクタ８０の内部に形成されることになる。

円筒状のケース８５は、後述するように、第１及び第２ソレノイドコイル８１、８２の通電時には磁気回路の一部を構成するように、基本的には磁性体によって構成されている。具体的にケース８５は、例えばフェライト鋼等のフェライト系金属によって形成されている。

各噴口８４を開閉するニードル８３は、ケース８５内に、このケース８５と同軸となるように配設されている。ニードル８３は、ケース８５の軸方向中央部付近からインジェクタ８０の先端に向かって延びて、その先端部は、第２バルブボディ８４２の先端部に位置している。ニードル８３には、その基端面に開口すると共に、先端部に向かって延びる孔８３１がその中心軸に沿って延びて形成されており、孔８３１は、ニードル８３における軸方向の中央部付近で、その周面に開口している。この孔８３１は、後述する第２可動コア８７２の上側と第１可動コア８７１の下側とを繋ぐ燃料通路の一部として機能する。

第１ソレノイドコイル８１及び第２ソレノイドコイル８２はそれぞれ、第１バルブボディ８４１とケース８５との間において、第１ソレノイドコイル８１が下側、第２ソレノイドコイル８２が上側となるように、インジェクタ８０の軸方向に、所定間隔を空けて配置されている。

ケース８５内において、当該ケース８５を挟んで第１ソレノイドコイル８１に相対する位置には、筒状の第１固定コア８６１が固定されていると共に、第２ソレノイドコイル８２に相対する位置には、同じく筒状の第２固定コア８６２が固定されている。これらの第１及び第２固定コア８６１、８６２は磁性体によって構成されており、第１及び第２ソレノイドコイル８１、８２の通電時には、それぞれ個別に磁気回路の一部を構成する。

第１固定コア８６１の下側には、この第１固定コア８６１の下端面に対し所定の大きさの間隙Ｓ１を設けて、リング状の第１可動コア８７１が、ニードル８３に外挿された状態で配設されている一方、第２固定コア８６２の下側には、この第２固定コア８６２の下端面に対し所定の大きさの間隙Ｓ２を設けて、リンク状の第２可動コア８７２が、ニードル８３に外挿された状態で配設されている。間隙Ｓ１と間隙Ｓ２とは、Ｓ１＜Ｓ２となるように設定されている。

ニードル８３に外挿されている第１可動コア８７１は、そのニードル８３の中央部に形成された段部に対して係合している一方、同じくニードル８３に外挿されている第２可動コア８７２は、ニードル８３の上端部に形成された段部に対して係合している。第１及び第２可動コア８７１、８７２はそれぞれ、ケース８５内を軸方向に往復移動可能に配置されており、第１可動コア８７１が上方に移動するときには、第１可動コア８７１と段部との係合によりニードル８３が上方に移動する。また、第２可動コア８７２が上方に移動するときにも、第２可動コア８７２と段部との係合によりニードル８３が上方に移動する。従って、第１可動コア８７１及び第２可動コア８７２を選択的に移動させることにより、ニードル８３をストロークさせることが可能である。

ニードル８３は、その基端側に配設されたスプリング８８１によって下方に付勢されており、これによって、通常時には各噴口８４を閉じるように構成されている。一方、第１及び第２可動コア８７１、８７２はそれぞれ、スプリング８８２、８８３によって上方に付勢されており、これにより、通常時は、第１及び第２可動コア８７１、８７２は、ニードル８３の各段部に係合した状態を維持するように構成されている。

第１及び第２可動コア８７１、８７２はそれぞれ、磁性体によって構成されており、図７に拡大して示すように、第１ソレノイドコイル８１に通電をしたときには、第１バルブボディ８４１、ケース８５、第１可動コア８７１、及び第１固定コア８６１（及び後述する第１種の補強部材８９１）を通過する磁気回路（同図における太実線の矢印を参照）が形成され、これにより、ケース８５内において軸方向に往復動可能な第１可動コア８７１が、上向きに吸引されるようになる。第１可動コア８７１の吸引に伴い、その段部において第１可動コア８７１に係合するニードル８３もまた、スプリング８８１の付勢力（及び後述の通り、燃料圧力に起因してニードル８３に作用する背圧）に抗して、上方に移動をする。第１可動コア８７１及びニードル８３はそれぞれ、第１可動コア８７１が第１固定コア８６１に当接するまで上方に移動する。つまり、間隙Ｓ１に対応する第１ストローク量Ｓ１だけ、ニードル８３がストロークすることになる。

同様に、第２ソレノイドコイル８２に通電をしたときには、詳細な図示は省略するが、第１バルブボディ８４１、ケース８５、第２可動コア８７２、及び第２固定コア８６２（及び後述する第１種の補強部材８９１）を通過する磁気回路が形成され、これにより、第２可動コア８７２が上向きに吸引されるようになる。第２可動コア８７２の吸引に伴い、その段部において第２可動コア８７２に係合するニードル８３が、スプリング８８１の付勢力（及びニードル８３に作用する背圧）に抗して上方に移動をする。第２可動コア８７２及びニードル８３はそれぞれ、第２可動コア８７２が第２固定コア８６２に当接するまでの、間隙Ｓ２に対応する第２ストローク量Ｓ２だけストロークすることになる。

ここで、ケース８５において、第１固定コア８６１と第１可動コア８７１との間に相当する箇所、及び、第２固定コア８６２と第２可動コア８７２との間に相当する箇所の合計２箇所にはそれぞれ、磁気回路のショートカットを防止するための、非磁性体部分８５１が介在している。こうした非磁性体部分８５１は、複数個に分割したケースに対し摩擦接合によって接合することで、軸方向に延びる円筒状のケース８５の途中部分に設けるようにすればよい。摩擦結合は、ケース８５及び非磁性体部分８５１の肉厚を薄くすることなく、両者を強固に結合することを可能にし、後述の通り、高い燃料圧力に起因する内圧を受けるケース８５の強度を高める上で有利である。

（インジェクタの高燃圧化を可能にする補強構造）
前述の通り、燃料圧力は、４０ＭＰａ以上、例えば最大で１２０ＭＰａ程度の高燃圧に設定される場合があり、それによってケース８５の内圧が高くなる。この高い内圧に対抗するには、ケース８５の肉厚を分厚くしなければならない。しかしながら、ケース８５は、磁気回路の一部を構成するため、前述の通り、例えばフェライト系金属によって構成され、強度は比較的低い。そのため、ケース８５が単独で高い内圧に対応しようとすれば、その肉厚が大幅に分厚くなってしまう。このような厚肉のケース８５では、ケース８５の内外を跨るような磁気回路を構成することは、最早できなくなる。

そこでこのインジェクタ８０においては、ケース８５に対して補強部材を外側から嵌合させることにより、燃料通路８００を区画するケース８５を実質的に二重管構造となるように構成している。具体的にインジェクタ８０には、補強部材として、第１及び第２ソレノイドコイル８１、８２に対して、軸方向に隣接して配置した第１種の補強部材８９１と、第１及び第２ソレノイドコイル８１、８２それぞれについて、ケース８５との間に介設される第２種の補強部材８９２とを設けている。

第１種の補強部材８９１は、図例のインジェクタ８０においては、第１ソレノイドコイル８１と第２ソレノイドコイル８２との間の位置、及び、第１ソレノイドコイル８１よりも下側の位置のそれぞれにおいて、第１バルブボディ８４１とケース８５との間に配設されている。第１又は第２ソレノイドコイル８１、８２に対し軸方向に隣接する第１種の補強部材８９１は、図７に拡大して示すように、ソレノイドコイルの通電時には磁気回路の一部を構成するように、磁性体によって構成される。第１種の補強部材８９１を構成する磁性体は、磁気回路の効率を高める観点から、前述のケース８５等と同様に、例えばフェライト鋼等のフェライト系金属により構成すればよい。第１種の補強部材８９１は、ケース８５に対して外嵌合となるように取り付けられており、これによって、ケース８５には、径方向の外側から内側に向かう方向の荷重が作用する。この荷重は、ケース８５の内周面に、径方向の内側から外側に向かう方向に作用する燃料圧力に起因する内圧に対抗する。第１種の補強部材８９１は、例えば圧入や焼き嵌め等の適宜の手法を採用することによって、ケース８５に対して外嵌合となるように取り付ければよい。

これに対し、第２種の補強部材８９２は、前述の通り、第１ソレノイドコイル８１とケースと８５の間、及び、第２ソレノイドコイル８２とケース８５との間のそれぞれに介在している。第２種の補強部材８９２の軸方向の長さは、第１ソレノイドコイル８１及び第２ソレノイドコイル８２の軸方向長さに対応している。第２種の補強部材８９２は、第１又は第２ソレノイドコイル８１、８２の通電時に、磁気回路がショートカットしないように、第１種の補強部材８９１とは異なり、非磁性体によって構成される。第２種の補強部材８９２を構成する非磁性体は、例えばオーステナイト鋼によって構成してもよい。この第２種の補強部材８９２も、第１種の補強部材８９１と同様に、ケース８５に対して外嵌合となるように取り付けられており、これによって、ケース８５に径方向の外側から内側に向かう方向の、内圧に対抗する荷重が作用する。第２種の補強部材８９２もまた、例えば圧入や焼き嵌め等の適宜の手法を採用することによって、ケース８５に対して外嵌合となるように取り付ければよい。

このようにケース８５に対して第１種の補強部材８９１及び第２種の補強部材８９２をそれぞれ外嵌合となるように取り付けることによって、燃料通路８００内の高い燃料圧力に起因して高い内圧が作用するケース８５には、径方向の外方から内方への対抗力が作用する。また、ケースと補強部材との二重管構造は、図７に示すように、内側と外側との２つの管に応力を分散させることを可能にする。その結果、ケース８５の肉厚を分厚くしなくても、必要強度を確保することが可能になる。このことは、ケース８５の内外を跨るように磁気回路を形成する上で有利になる。

また、第１種の補強部材８９１は、第１又は第２ソレノイドコイル８１、８２に対し筒軸方向に隣接して配置されており、磁気回路の一部を構成する磁性体を含んで構成されており、ケース８５の補強による高燃圧化と、磁気回路の形成との両立に寄与する。この第１種の補強部材８９１を、透磁性が高くかつ、残留磁気が少ないフェライト鋼によって構成することで、インジェクタ８０の高性能化に有利になる。

一方、第２種の補強部材８９２は、第１又は第２ソレノイドコイル８１、８２とケース８５との間に介設されており、非磁性体を含んで構成することで、磁気回路のショートカットを防止して、ケース８５の補強による高燃圧化と、磁気回路の形成との両立に寄与する。第２種の補強部材８９２をオーステナイト鋼によって構成することは、その高い強度によって、第２種の補強部材８９２の薄肉化を可能にし、第１及び第２ソレノイドコイル８１、８２とケース８５との間隔を狭くして、高効率の磁気回路の形成に有利になると共に、インジェクタ８０の小径化にも有利になる。

（第１及び第２可動コアの支持構造）
ここで、図５に示すインジェクタ８０では、第１可動コア及び第２可動コア８７１、８７２の下側にスプリング８８２、８８３を配置し、それによって第１及び第２可動コア８７１、８７２をそれぞれ上向きに付勢するようにしている。このような支持構成では、図８（ａ）に示すように、第２ソレノイドコイル８２に通電をしたときには、同図（ａ）において実線で示すように、第２可動コア８７２が、所定のストローク量Ｓ２だけ移動をし、それに伴いニードル８３が上向きにストロークすることに伴い、第１可動コア８７１とニードル８３の段部との係合が解除されるから、破線で示すように、第１可動コア８７１は、スプリング８８２の付勢力で上方に移動をするようになる。

その後、第２ソレノイドコイル８２の通電が終了し、スプリング８８１の下向き付勢力とスプリング８８３の上向き付勢力との差に応じて、第２可動コア８７２及びニードル８３が共に下降している最中に、ニードル８３の段部と第１可動コア８７１とが再び係合するようになり（同図（ａ）における「接触」を参照）、その後はスプリング８８２の上向き付勢力が加わって、スプリング８８１の下向き付勢力とスプリング８８２及びスプリング８８３の上向き付勢力との差に応じて、第１及び第２可動コア８７１、８７２及びニードル８３が一体となって下降するようになる。つまり、ニードル８３の下降速度がその途中で低下し、ニードル８３の先端部が、後述するシート部８０１に着座する際の衝撃が和らぐ。これは、衝突音の抑制に有利になる。

一方、第１ソレノイドコイル８１に通電をしたときには、図８（ｂ）に破線で示すように第１可動コア８７１が移動するに伴い、同図に実線で示すようにニードル８３及び第２可動コア８７２がそれぞれ、所定のストローク量Ｓ１だけ上向きにストロークする。

また、第１ソレノイドコイル８１の通電が終了したときには、スプリング８８１の下向き付勢力とスプリング８８２及びスプリング８８３の上向き付勢力との差に応じて、第１及び第２可動コア８７１、８７２及びニードル８３が一体となって下降するようになり、この場合も、下降速度が比較的小さくなる。従って、前記と同様に、ニードル８３の先端部がシート部８０１に着座する際の衝撃が低減し、衝突音の抑制に有利になる。

図９は、第１可動コア８７１の上側にスプリング８８２を配置することによって、この第１可動コア８７１に下向きの付勢力を付与するように構成した変形例を示している。尚、図９において、図５に示すインジェクタ８０と同じ構成については、同じ符号を付している。図９に示すインジェクタ８０においては、第１可動コア８７１の下側にスペーサ８８４が配設されており、これにより、第１可動コア８７１と第１固定コア８６１との間隙Ｓ１を規定している。

図９に示すようなインジェクタ８０において、前記と同様に、第２ソレノイドコイル８２に通電をしたときには、図１０（ａ）において実線で示すように、第２可動コア８７２及びニードル８３が、所定のストローク量Ｓ２だけ上向きに移動をするものの、第１可動コア８７１は下向きに付勢されているため、同図に破線で示すように、移動をせずに止まったままである。

第２ソレノイドコイル８２の通電が終了したときには、スプリング８８１の下向き付勢力とスプリング８８３の上向き付勢力との差に応じて、第２可動コア８７２及びニードル８３が共に下降する。前述の通り、第１可動コア８７１は上向きに移動をしていないため、図８（ａ）とは異なり、下降の最中に、第１可動コア８７１がニードル８３の段部に係合することはない。その結果、ニードル８３の下降速度が途中で変化することなく、ニードル８３はシート部８０１に着座するようになる。

一方、第１ソレノイドコイル８１に通電をしたときには、図１０（ｂ）に破線で示すように第１可動コア８７１が移動するに伴い、同図に実線で示すようにニードル８３及び第２可動コア８７２もまた、所定のストローク量Ｓ１だけ上向きにストロークする。このときに、第１可動コア８７１には、スプリング８８２による下向きの付勢力が作用しているため、ニードル８３等の上昇速度は、図８（ｂ）と比較して小さくなる。また、第１ソレノイドコイル８１の通電が終了したときには、スプリング８８１及びスプリング８８２の下向き付勢力とスプリング８８３の上向き付勢力との差に応じて、第１及び第２可動コア８７１、８７２及びニードル８３が一体的に下降するようになるため、図８（ｂ）の例と比較して、下降速度が大きくなる。

尚、図示は省略するが、図５及び図９の各例について、第２可動コア８７２の上側にスプリング８８３を配置することで、第２可動コア８７２に対し下向きに付勢力を付与するように構成してもよい。

また、図５及び図９に示すインジェクタ８０では、ストローク量が相対的に大きいソレノイドコイル、つまり第２ソレノイドコイル８２を上側に配置し、ストローク量が相対的に小さいソレノイドコイル、つまり、第１ソレノイドコイル８１を下側に配置しているが、ストローク量が相対的に大きいソレノイドコイルが下側に、ストローク量が相対的に小さいソレノイドコイルが上側となるように、前記とは逆に配置してもよい。

（インジェクタの高燃圧化に伴い高くなる吸引力を低減するための構造）
燃料通路８００内にニードルが配設されている構造のインジェクタ８０で、閉弁状態のニードル８３には、燃料圧力に起因する背圧が作用する。つまり、ニードル８３に対して閉弁方向に作用する荷重が作用する。背圧は、燃料圧力の大きさに比例し、ここに開示するインジェクタ８０のように、燃料圧力が高く設定されるときには、ニードル８３に作用する背圧も高くなる。背圧は、ニードル８３を開弁する際のソレノイドコイル８１、８２の吸引力に関係し、背圧が高いほど必要な吸引力は大きくなる。そこで、このインジェクタ８０においては、ニードル８３の開弁に必要な吸引力が小さくなるように、ニードル８３の先端部が着座するシート部８０１の径を小さくしている。

図１１は、インジェクタ８０の先端部の構成を拡大して示している。ニードル８３の先端部は先細となるように形成されており、シート部８０１は、図１１（ａ）に二点鎖線で示すように、ニードル８３における先細の先端部の途中部分が、着座及び離座するように構成されている。これにより、シート部８０１の径φ１は、ニードル８３の先端部の基本円筒部の径φ２よりも小径になっている。ニードル８３がシート部８０１に着座した状態において、燃料圧力に起因してこのニードル８３に作用する背圧は、シート部８０１の径に比例することになるが、前述の通り、シート部８０１の径を小さく設定し、面積を小さくしていることで、ニードル８３に作用する背圧をその分、低下させることが可能になる。尚、ニードル８３がシート部８０１に着座した状態では、ニードル８３の先端部において、その軸方向に対し傾斜した面に燃圧が作用し、この燃圧がニードル８３の軸方向（開弁方向）に作用する力は、ｃｏｓ（コサイン）成分となるものの、傾斜している分だけ受圧面積は大きくなるから、ニードル８３の軸方向に作用する力がｃｏｓ成分によって減少することが相殺される。

ニードル８３に作用する背圧の低下は、開弁に必要な吸引力を低下させる。このことは、第１及び第２ソレノイドコイル８１、８２の小型化に有利になる。第１及び第２ソレノイドコイル８１、８２の小型化は、インジェクタ８０の小径化を可能にするから、エンジン１のシリンダヘッド１２に対し、図１に示すように、気筒１８の軸線に沿うように取り付けられるインジェクタ８０の取り付けスペースの確保に有利になる。吸引力の低下はまた、消費電力の節約にも有利である。尚、ニードル８３の先端が先細となっていることで、ニードル８３が離座する際に、シート部８０１を流れる燃料がニードル８３の先端の傾斜した面によってガイドされ、流通抵抗が低下するから、絞り部８０２側の燃圧が上昇し易くなる。このことは、ニードル８３に対し開弁方向に作用する力を増やすことになるため、開弁に必要な吸引力の低下に有利になる。

このようにして小径化されたシート部８０１に対して連続するように、絞り部８０２が設けられている。絞り部８０２は、シート部８０１の径よりもさらに小径となるように構成されている。また、この絞り部８０２に連続して、径が拡大した拡大部８０３が設けられている。絞り部８０２から拡大部８０３にかけての部分は、その内壁が滑らかな曲面状となるように構成されており、これによって、シート部８０１から絞り部８０２を経て拡大部８０３へと至る燃料の流れをスムースにしている。そうして、この拡大部８０３に対して、複数個の、図例では１０個の噴口８４が連通しており、１０個の噴口８４は、図１１（ｂ）に示すように、高い燃料圧力に対抗するように球面状に凹陥したインジェクタ８０の先端面８０４に、互いに等間隔を空けて円周状に配置されている。

こうして、１０個の噴口８４を、径が拡大した拡大部８０３に連通させることで、インジェクタ８０の先端面８０４において、噴口８４同士の間隔を十分に確保することが可能になる。このことにより、高い燃料圧力で、各噴口８４を通じて噴射される燃料の微粒化が良好になる。噴射燃料を良好に微粒化することは、特に圧縮着火燃焼を行う低負荷の領域において、均質なリーン混合気の形成に有利になり、圧縮着火燃焼を安定化させることが可能になる。

尚、噴口の配置は図１１（ｂ）のような円周状の配置に限定されず、例えば図１２に示すように、径方向の内外で二重の円となるように、複数の（図例では１０個の）噴口８４を配置してもよい。また、噴口の数は、適宜の数に設定すればよい。

（２段ソレノイドインジェクタの駆動とエンジンの運転領域との対応）
この構成のインジェクタ８０においては、前述の通り、第１ソレノイドコイル８１に通電をしたときには、ニードル８３を第１ストローク量Ｓ１だけストロークさせることが可能になり、第２ソレノイドコイル８２に通電をしたときには、ニードル８３を第２ストローク量Ｓ２だけストロークさせることが可能になる。ここで、第１ストローク量Ｓ１と第２ストローク量Ｓ２とは、Ｓ１＜Ｓ２となるように設定されており、これにより、インジェクタ８０は、異なるストローク量でニードル８３をストロークさせて、燃料を噴射させることが可能に構成されている。

ＰＣＭ１０は、図２に示すように、エンジン１の運転状態に応じて要求される噴射量となるように、インジェクタ８０の第１ソレノイドコイル８１及び／又は第２ソレノイドコイル８２に制御電流を出力し、それによって必要量の燃料を気筒１８内に噴射させる。つまり、要求噴射量が少ないとき、具体的に図３に示す運転領域において圧縮着火燃焼を行うＣＩモードでは、第１ソレノイドコイル８１に通電する。これにより、第１可動コア８７１を介してニードル８３を開弁させ、ニードル８３をストローク量Ｓ１（つまり、小ストローク）で維持した後に、通電を終了させる。そうして、ニードル８３を閉弁させる。これによって、図６に示すように、時間に対する瞬間噴射率の波形が所定の台形状となるようにし、このことで、比較的少ない噴射量での噴射精度を高めるようにする。ＣＩモードでは、吸気行程期間内において燃料噴射を行うことで、均質なリーン混合気を形成するから、燃料噴射量に多少のばらつきが生じたとしても、圧縮着火燃焼の安定性は十分に確保される。

一方、要求噴射量が多いとき、具体的に、図３に示す運転領域において火花点火燃焼を行うＳＩモードでは、少なくとも第２ソレノイドコイル８２に通電し、第２可動コア８７２を介してニードル８３を開弁させる。その後、ニードル８３をストローク量Ｓ２（大ストローク）で維持した後に、通電を終了させ、ニードル８３を閉弁させる。これによって、図６に示すように、時間に対する所定の瞬間噴射率の波形が、小ストローク時の波形と相似形の台形状となるようにし、このことで、比較的多い噴射量での噴射精度もまた、高めることが可能になる。特に、図３に示す運転領域において、（１）（２）の領域では、高圧リタード噴射を行うため、高い噴射率が要求されるが、高燃圧でかつ、比較的大きい第２ストローク量Ｓ２でニードル８３をストロークさせることにより、それが実現し、必要量の燃料を、高燃圧かつ短時間で、圧縮上死点付近の気筒１８内に噴射することが可能になる。

ここで、ニードル８３を第２ストローク量Ｓ２でストロークさせる際には、第２ソレノイドコイル８２のみに通電するようにしてもよい。また、第１ソレノイドコイル８１と第２ソレノイドコイル８２との双方に通電してもよい。第１及び第２ソレノイドコイル８１、８２の双方に通電する場合は、第１ソレノイドコイル８１を、少なくともニードル８３の開弁動作の開始時に通電することが好ましい。つまり、ニードル８３の開弁動作の開始時には、燃料圧力に起因してニードル８３に作用する背圧及びスプリング８８１による付勢力に対抗する吸引力を発生させる必要があるところ、第１ソレノイドコイル８１に対応する第１可動コア８７１と第１固定コア８６１との間隙Ｓ１は、第２ソレノイドコイル８２に対応する第２可動コア８７２と第２固定コア８６２との間隙Ｓ２よりも小さいため、吸引力の発生に必要な電流値が低くなる。また、ニードル８３がシート部８０１から離座した後は、燃料圧力に起因する背圧が消滅するから、ニードル８３のストロークに必要な吸引力は、その分小さくなる。従って、第２ソレノイドコイル８２への通電量も少なくて済む。つまり、ニードル８３を第２ストローク量Ｓ２でストロークさせるときに、ニードル８３の開弁動作の開始時に第１ソレノイドコイル８１に通電することは、トータルとしての消費電力を抑制することを可能にする。尚、第２ソレノイドコイル８２は、第１ソレノイドコイル８１の通電開始後、所定時間を空けて通電をするようにしてもよいし、第１ソレノイドコイル８１の通電開始と共に、第２ソレノイドコイル８２の通電を開始してもよい。

このように、第１及び第２の２種類のソレノイドコイル８１、８２を有しかつ、それによってニードル８３のストローク量を、第１ストローク量Ｓ１と第２ストローク量Ｓ２とに変更することが可能なインジェクタ８０を用いることにより、噴射量が相対的に少ない低負荷領域では、第１ソレノイドコイル８１のみを駆動させることで、少ない噴射量を精度よく噴射することが可能になり、圧縮着火燃焼の安定性が確保される。一方で、噴射量が相対的に多い高負荷領域、特に高圧リタード噴射を行う領域では、少なくとも第２ソレノイドコイル８２を駆動させることで、高燃圧と相俟って高噴射率が実現し、必要量の燃料を、高燃圧かつ短期間で圧縮上死点付近の気筒内に噴射することが可能になり、異常燃焼の回避に有利になる。こうして、エンジン１の広い運転領域に亘って燃費を向上させることが実現する。

（高圧燃料ポンプの構成）
図１３〜１５は、高圧燃料ポンプ９０の構成を示している。前述の通り、このエンジン１においては、４０ＭＰａ以上、最大で１２０ＭＰａ程度の高燃圧で、ガソリンを含有する燃料を噴射するようにしており、そのために、この高圧燃料ポンプ９０は、従来の、プランジャ式燃料ポンプとは異なる構成を有している。

つまり、高圧燃料ポンプ９０は、図１４（ａ）〜（ｃ）に示すように、上下方向に延びるように配設されたシリンダ９１と、シリンダ９１に内挿されたプランジャ９４と、プランジャ９４をシリンダ９１内で上下方向にストロークさせる駆動機構９３とを備えている。

図１５にも示すように、シリンダ９１は、第１ケーシング９０１内に形成されており、シリンダ９１の上端部には、燃料をシリンダ９１内に流入させるための流入口９１１が設けられている。第１ケーシング９０１内にはまた、詳細な図示は省略するが、燃料タンクから送られた燃料が溜まる供給室９１２が形成されている（図１４の太実線の矢印参照）。シリンダ９１の上端部に形成された流入口９１１は、この供給室９１２に連通している。供給室９１２は、シリンダ９１の径と同じか、又は、それより大きな径を有しており、流入口９１１に向かうに従って、次第に縮小するように構成されている。

流入口９１１には吸入弁９２が取り付けられており、この吸入弁９２が流入口９１１を開くことで、供給室９１２からシリンダ９１内に燃料が流入するようになる。吸入弁９２は、流入口９１１に着座するように上向きに付勢された弁体９２１を有しており、弁体９２１は、通常時には流入口９１１を閉じている一方、後述の通り、弁体９２１が下向きの押し下げられたときには流入口９１１を開けて、流入口９１１からシリンダ９１内に燃料が流入することを許容する（図１５を参照）。

吸入弁９２はまた、弁体９２１の上側において上下方向に延びるように配置されたロッド９２２を有しており、このロッド９２２の下端は弁体９２１の上端面に当接している一方、その上端は供給室９１２内を通過して、その上側に到達している。ロッド９２２は、第１ケーシング９０１の上側に取り付けられたソレノイドコイル９２３によって、上下方向に往復動するように構成されている。つまり、高圧燃料ポンプ９０の上端に設けられたカプラ９２４を介してソレノイドコイル９２３に通電されたときには、ロッド９２２が下方に移動することで、上向きに付勢された弁体９２１を押し下げ、それによって、弁体９２１を流入口９１１から離座させて流入口９１１を開く。こうして、シリンダ９１内に燃料が流入する。一方、ソレノイドコイル９２３への通電を停止したときには、上向きの付勢力によって弁体９２１が持ち上がり、それによって弁体９２１が流入口９１１に着座して、流入口９１１が閉じられる。このように吸入弁９２は、ＰＣＭ１０により開閉制御される電磁弁として構成されている。

シリンダ９１から高圧燃料を排出する吐出口９１３は、図１４（ａ）（ｂ）に示すように、シリンダ９１上端部付近の側方に設けられている。尚、符号９１４は、高圧燃料ポンプ９０の流入側に配設されかつ、インジェクタ８０の燃料噴射に伴う脈動を抑制するためのパルセーションダンバ９１４である。

プランジャ９４は、前述したようにシリンダ９１に内挿されかつ、後述する駆動機構９３によって上下方向にストロークをする。プランジャ９４が、図１４（ａ）に示す上死点の状態から下降する際に、そのタイミングに合わせて開けられた流入口９１１を通じて、供給室９１２内の燃料がシリンダ９１内に流入すると共に、流入口９１１が閉じられた状態で、プランジャ９４が、図１４（ｂ）に示す下死点の状態から上昇することで、シリンダ９１内の燃料の圧力が高まり、昇圧された燃料が吐出口９１３を通じて高圧燃料ポンプ９０からフューエルレール６４に向かって吐出されるようになる。

駆動機構９３は、プランジャ９４の下端が固定されると共に、上下方向に往復動可能に構成されたピストン９３１と、ピストン９３１を下向きに付勢するスプリング９３２と、ピストン９３１に対して取り付けられたローラー９３３と、ローラー９３３及びピストン９３１を介してプランジャ９４を上下方向にストロークさせるカム９３４と、を備えて構成されている。

ピストン９３１は、第１ケーシング９０１の下側に取り付けられる第２ケーシング９０２内に形成された断面円形のピストン収容部９０３内に内挿され、このピストン収容部９０３内を上下方向に往復動するように構成されている。

ローラー９３３は、詳細な図示は省略するが、転がり軸受け又はすべり軸受けを介して、プランジャ９４のストローク方向（つまり、図１４における紙面上下方向）に直交する軸に対し回動自在となるようにピストン９３１に取り付けられている（図１４（ｃ）参照）。ローラー９３３は、カム９３４との間の摩擦抵抗を低減し、高圧燃料ポンプ９０の駆動トルクの低減、ひいてはエンジン１の機械抵抗損失の低減に有利になる。

第２ケーシング９０２内にはまた、ピストン収容部９０３の下端に連続するようにカム収容部９０４が形成されており、カム９３４は、このカム収容部９０４内で、カム軸９３５に支持されることで、プランジャ９４のストローク方向に直交する軸に対し回転可能となるように配設されている。このカム９３４は、図１４（ａ）（ｂ）に端的に示すように、２山カムに構成されており、その山（カムノーズ）は、回転中心軸を挟んだ両側それぞれに設けられている。カム軸９３５は、その先端部に固定されたスプロケット９３６及びスプロケット９３６に巻き掛けられたチェーン９３７を介して、図１３に概念的に示すように、エンジン１のクランクシャフト１５に駆動連結されている。駆動機構９３のカム軸９３５は、エンジン１のクランクシャフト１５に対し１：１の減速比で回転駆動するように構成されている。

ここで、高圧燃料ポンプ９０の駆動機構９３は、クランクシャフト１５に対し駆動連結されるため、図１３に示すように、エンジン１のカムシャフト２１０、２２０よりもクランクシャフト１５に近い高さ位置に配置されることになる。また、この高圧燃料ポンプ９０は、前述の通り、上下方向に延びるシリンダ９１の上端に流入口９１１を設け、その流入口をシリンダ９１の上方に設けた供給室９１２に連通させていると共に、供給室９１２よりもさらに上方に、吸入弁９２を駆動するためのソレノイドコイル９２３を配設している。このことで、高圧燃料ポンプ９０の全高は比較的高く設定されているものの、前述の通り、嵩高の高圧燃料ポンプ９０を、エンジン１の側方における比較的低い高さ位置に配置することは、エンジン１の全高を超えることなく高圧燃料ポンプ９０を配置することを可能にし、エンジンルーム内のレイアウト性に有利になる。

前記の構成の高圧燃料ポンプ９０は、４０ＭＰａ以上の高い燃料圧力を達成するため、プランジャ９４が上死点にあるときのシリンダ９１の容積を大幅に小さく設定している。つまり、燃料圧力が高くなれば燃料の圧縮性を無視することができなくなるため、上死点時のシリンダ容積を小さくすることにより、高燃圧と吐出流量の確保との両立が可能になる。

しかしながら、上死点時のシリンダ容積を小さくすることによって、プランジャ９４を下降させてシリンダ９１内に燃料を流入させようとしたときには、シリンダ９１内の圧力降下が大きくなる。このことは、ガソリン含有の燃料においては、流入口９１１付近におけるキャビテーションの発生を招き、燃料がシリンダ９１内へ流入し難くなる虞がある。

そこで、前記構成の高圧燃料ポンプ９０では、流入口９１１を介してシリンダ９１の上方に、比較的容積の大きい供給室９１２を設けることで、吸入弁９２を開いたときには、図１５に矢印で示すように、供給室９１２からシリンダ９１の軸方向に、言い換えるとプランジャ９４のストローク方向に燃料が流れて、流入口９１１を通じてシリンダ９１内に燃料が流入するようにしている。このような構成は、シリンダ９１内への燃料の流入をスムースにし、プランジャ９４の下降時の圧力降下に起因するキャビテーションの発生を抑制する。ここで、供給室９１２は、燃料の流れ方向に次第に縮小するように形成されているため、燃料の流入をよりスムースにし得る。その結果、シリンダ９１内に燃料を確実に流入させることができ、高圧燃料ポンプ９０において、４０ＭＰａ以上の高燃圧化と、必要な燃料吐出量の確保とが両立する。

また、このような高燃圧化された高圧燃料ポンプ９０においては、プランジャ９４が上死点に至ったときの反力によって、駆動機構９３に作用する荷重が大きくなる。このため、この大きな荷重に対抗しようとすれば、駆動機構９３が大型化する虞がある。特に駆動機構９３のローラー９３３を、転がり軸受けを介してピストン９３１に支持しようとすれば、ローラー及び転がり軸受けが大幅に大型化してしまう。そこで、前記構成の高圧燃料ポンプ９０では、シリンダ径及びプランジャ径を小さくすることによって、駆動機構９３に作用する荷重を小さくしている。一方で、高燃圧を達成するために、プランジャ９４のストローク量を比較的大きく設定している（図１４（ａ）（ｂ）参照）。その結果、この高圧燃料ポンプ９０は、プランジャ９４のストローク量がシリンダ径よりも大きいロングストロークに構成されている。このことは、高圧燃料ポンプ９０の小型化と高燃圧化とを両立させる。

また、駆動機構９３のカム９３４を２山カムに構成することは、各山（カムノーズ）のリフト量を比較的大きくすることで、前述したプランジャ９４のロングストロークに対応しつつも、カムの大型化を回避することが可能である。なぜなら、２山カムにおいては、カムノーズが、カム９３４の中心軸を挟んだ両側のそれぞれに配置されるため、各山を高くしても、他方の山には影響が及ばないからである。従って、駆動機構９３のカム９３４を２山カムに構成することもまた、高圧燃料ポンプ９０の小型化と高燃圧化との両立に寄与する。

この２山カムに構成された駆動機構９３のカム９３４は、クランクシャフト１５に対して等速回転するように構成されているため、クランクシャフト１５が２回転する間に、高圧燃料ポンプ９０は、４回の燃料吐出を行うことになる。これは、４気筒４サイクルエンジン１において、４つの気筒１８のそれぞれが、１回の燃料噴射を行うことに対応して、燃料の吐出を行うことを可能にする。このように、２山カムの採用は、前述したように、駆動機構９３をクランクシャフト１５に駆動連結する上でも有利な構成となる。

高燃圧の燃料を吐出可能に構成された高圧燃料ポンプ９０は、その駆動トルクも、従来の高圧燃料ポンプに比べて大幅に大きくなってしまう。このような高い駆動トルクの高圧燃料ポンプ９０を、従来と同様に、吸気又は排気カムシャフト２１０又は２２０の端部に取り付けたのではＶＶＴ７２又は７４を作動させようとしても作動させることができなくなる（つまり、カムシャフト２１０又は２２０が回転しない）。しかしながら、前述の通り、この高圧燃料ポンプ９０は、図１３に示すように、クランクシャフト１５に駆動連結するため、吸気及び排気カムシャフト２１０、２２０に取り付けられたＶＶＴ７２、７４の作動に影響を及ぼさない。このように、高燃圧化を実現する高圧燃料ポンプ９０を、クランクシャフト１５に駆動連結することは、カムシャフトに取り付けられるＶＶＴ７２、７４の作動を保証する上でも有利な構成である。

尚、図３に示す運転領域（マップ）は例示であり、ここに開示する技術は図３に示されるマップが設定されたエンジンへの適用には限定されない。マップは適宜変更可能である。

また、ここに開示する技術は、前述したような自然吸気エンジンに限らず、過給機付きエンジンに適用することも可能である。過給機付きエンジンでは、ＣＩモードの領域を高負荷側に拡大させることが可能になる。

１ エンジン
１０ ＰＣＭ（制御器）
１５ クランクシャフト
１８ 気筒
２１０ 吸気カムシャフト
２２０ 排気カムシャフト
７２ ＶＶＴ（吸気側）
７４ ＶＶＴ（排気側）
８０ インジェクタ（燃料噴射弁）
８００ 燃料通路
８０１ シート部
８０２ 絞り部
８０３ 拡大部
８１ 第１ソレノイドコイル
８２ 第２ソレノイドコイル
８３ ニードル（弁体）
８４ 噴口
８４１ 第１バルブボディ
８４２ 第２バルブボディ
８５ ケース
８７１ 第１可動コア
８７２ 第２可動コア
８９１ 第１種の補強部材
８９２ 第２種の補強部材
９０ 高圧燃料ポンプ
９１ シリンダ
９１１ 流入口
９２ 吸入弁
９２３ ソレノイドコイル
９３ 駆動機構
９３４ ２山カム
９４ プランジャ

Claims (5)

1. ガソリンを含有する燃料をエンジンの気筒内に直接噴射する直噴エンジンの燃料噴射弁であって、
   前記気筒内に臨む噴口が先端部に設けられたバルブボディと、
   前記バルブボディ内に配設されかつ、その内周面によって燃料通路を区画形成する筒状のケースと、
   前記噴口を開閉する弁体と、
   前記ケース内で筒軸方向に移動可能に設けられかつ、それによって前記弁体を開閉させる可動コアと、
   前記ケースの外側に配置されかつ、その通電時に、前記ケースを挟んだ内外に跨る磁気回路を形成することによって、前記弁体が噴口を開けるように前記可動コアを吸引するソレノイドコイルと、を備え、
   前記燃料通路内の最高燃料圧力は４０ＭＰａ以上の高燃圧に設定され、
   前記ケースに対して外嵌合となるように取り付けられた補強部材をさらに備えている直噴エンジンの燃料噴射弁。
2. 請求項１に記載の直噴エンジンの燃料噴射弁において、
   前記補強部材は、前記ソレノイドコイルに対し、前記筒軸方向に隣接して配置されかつ、前記磁気回路の一部を構成する磁性体を含んで構成されている直噴エンジンの燃料噴射弁。
3. 請求項２に記載の直噴エンジンの燃料噴射弁において、
   前記磁性体は、フェライト鋼である直噴エンジンの燃料噴射弁。
4. 請求項１に記載の直噴エンジンの燃料噴射弁において、
   前記補強部材は、前記ソレノイドコイルと前記ケースとの間に介設された非磁性体を含んで構成されている直噴エンジンの燃料噴射弁。
5. 請求項４に記載の直噴エンジンの燃料噴射弁において、
   前記非磁性体は、オーステナイト鋼である直噴エンジンの燃料噴射弁。

Images