JP4682452B2

JP4682452B2 - Fuel injection system for diesel engine

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Publication number: JP4682452B2
Application number: JP2001170465A
Authority: JP
Inventors: 大輔志茂; 光徳近藤; 一司片岡
Original assignee: Mazda Motor Corp
Current assignee: Mazda Motor Corp
Priority date: 2001-06-06
Filing date: 2001-06-06
Publication date: 2011-05-11
Anticipated expiration: 2021-06-06
Also published as: JP2002364386A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明はディーゼルエンジンの燃料噴射装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
直噴式ディーゼルエンジンにおいて、ピストンの頂部にリエントラント型のキャビティを形成したものは一般に知られている。例えば、特開平９−４１９７５号公報には、ピストンのリップ部に向けて噴射された燃料が該リップ部から当該キャビティの底部に向かうときにキャビティ側壁から剥離するように、当該キャビティ形状を定めることにより、燃料噴霧と空気との混合を良くし、スモークの発生を抑えることが記載されている。
【０００３】
また、自動車技術会論文集Vol.31,No.3,July 2000第５１〜５６頁には、ピストンのリエントラント型キャビティの底部中央を隆起させれば、(1)圧縮行程中にリップ部下の側壁に沿って下向きに流れる縦渦が形成されること、(2)燃料を噴射すると、燃料噴霧は上記縦渦に引き込まれリップ部下の側壁に沿って下向きに回転する流れを形成すること、(3)リップ径を大きくすると逆スキッシュ流が弱まってスキッシュエリアへの混合気の流出が抑制されること、(4)上記縦渦はスワールの影響により螺旋渦となること、(5)この螺旋渦により、キャビティ内で混合気形成と燃焼が促進されること、(6)その後、混合気はスキッシュエリアに排出され、燃え残りの煤を酸化することが記載されている。
【０００４】
また、直噴式ディーゼルエンジンにおいて、燃料を圧縮行程上死点付近で燃焼室に噴射する主噴射に先立って少量の燃料を噴射するパイロット噴射を行なうことにより、主噴射の着火遅れ期間を短くして主噴射燃料の予混合燃焼（急激な燃焼）を抑え、エンジンの燃焼騒音やＮＯｘを低減することが知られている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
本発明の課題は、直噴式ディーゼルエンジンにおいてＮＯｘの生成を抑制することにある。すなわち、ＮＯｘの生成量は、混合気の温度が高くなるほど、また、混合気の燃焼時間が長くなるほど多くなる。つまり、燃焼室にヒートスポット（局所的な高温領域）が長時間存在すると、ＮＯｘが増加する。そこで、本発明は、そのようなヒートスポットの早期拡散を図ることによってＮＯｘの生成量を低減させんとするものである。
【０００６】
本発明者は、このような課題に対して、燃料の主噴射によってピストンのリップ部付近に比較的まとまった燃料蒸気の領域を形成し、この燃料蒸気を燃焼ガスの膨張流によってピストンのキャビティ周壁面に当てキャビテイ底の方へ誘導するようにすれば、キャビテイ内に強い縦渦が生成されてヒートスポットの早期拡散を図ることができることを見出した。
【０００７】
しかし、上記主噴射に先立ってパイロット噴射を実行するようにすると、上述の如くエンジンの燃焼騒音やＮＯｘの低減が図れるものの、上記縦渦が弱くなってしまう。
【０００８】
そこで、本発明は、パイロット噴射による燃焼騒音及びＮＯｘの低減を考慮しながら、上述の燃焼ガスの膨張流による縦渦の生成・強化を図ることができるようにするものである。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
本発明者は、上記燃焼ガスの膨張流による縦渦の生成機構について研究し、この縦渦の生成には主噴射燃料の着火遅れ期間中にピストンのリップ部付近に比較的まとまった燃料蒸気の領域が形成されることが必要であることを見出した。すなわち、そのような燃料蒸気の領域を生ずることによって、燃料噴射方向前方での着火によって生ずる燃焼ガスの膨張流が当該燃料蒸気に作用して縦渦を生ずるというものである。従って、パイロット噴射によって主噴射燃料の着火遅れ期間が短くなると、上記リップ部付近にできる燃料蒸気の領域が小さくなり、しかも、着火位置がリップ部から離れ過ぎて燃焼ガスの膨張流が燃料蒸気に効率良く作用しなくなり、所期の縦渦の生成・強化が図れなくなる。
【００１０】
一方、エンジン燃焼騒音はエンジン低回転ないしは低負荷側で特に問題になり、高回転側、高負荷側では燃焼騒音以外のエンジンの振動・騒音があり、しかも高回転、高負荷になるほど着火遅れ期間が短くなるから、燃焼騒音はそれほど問題にならない。
【００１１】
そこで、本発明は、エンジン負荷が高いときはパイロット噴射燃料の燃焼を抑制し、上記燃焼ガスの膨張流による縦渦の生成・強化を図るようにしたものである。
【００１２】
すなわち、請求項１に係る発明は、頂部に、開口端に近付くに従って径が小さくなったリエントラント型のキャビティが形成されたピストンと、
燃料噴射弁と、
上記燃料噴射弁により燃料を上記ピストンの上記キャビティの開口縁を形成するリップ部に向かうように圧縮行程上死点付近で主噴射する主噴射実行手段とを備え、
上記主噴射により、該主噴射燃料の着火遅れ期間に上記リップ部付近に燃料蒸気の領域を形成し、上記燃料噴射弁の燃料噴射方向前方での着火によって生ずる燃焼ガスの膨張流により、その着火位置前方の上記燃料蒸気を上記キャビティの周壁面に当てて該キャビティの底の方へ誘導するようにしたディーゼルエンジンの燃料噴射装置において、
上記燃料噴射弁により、上記主噴射に先立って燃料のパイロット噴射を行なうパイロット噴射実行手段と、
上記主噴射燃料に、上記リップ部付近に燃料蒸気の領域を形成する着火遅れ期間が得られるように、エンジン負荷が所定値以上のときは、所定値未満のときよりも上記パイロット噴射による燃焼が抑制されるようにするパイロット燃焼抑制手段とを備えていることを特徴とする。
【００１３】
具体的に説明すると、本発明は、燃焼ガスの膨張流を利用して、燃料蒸気をリップ部付近からキャビティの底の方へ誘導することにより、ヒートスポットの分散ないしは移動を図るようにしている。
【００１４】
この点、従来の縦渦燃焼のコンセプトは、圧縮行程で縦渦を形成し、リップ部の下に向かって噴射した燃料噴霧を縦渦に乗せる、というものであるから、燃料噴霧は着火遅れ期間中に縦渦によってキャビテイの底の方へゆっくり分散される。このため、リップ部付近には着火に適した燃料蒸気の淀みができず、当該燃料噴霧の縦渦下流側の淀んだ部位で着火を生じ易くなる。その場合、着火によって生ずる燃焼ガスの膨張流は、燃料蒸気をキャビティ周壁面に強く当ててキャビティ底へ誘導することにはあまり働かず、縦渦の強化にはそれほど寄与しない。一方、圧縮行程で縦渦を生ずるといっても強い縦渦は生じない。
【００１５】
これに対して、本発明は、着火遅れ期間中に燃料噴霧がリップ部に到達して該リップ部付近に燃料蒸気の領域を形成する。燃料噴霧の着火位置（着火点）は、燃料蒸気溜まりの上流側の位置であるため、燃焼は下流側へ指向して広がる。そのため、強い膨張流が生成される。なお、着火点が上流側に位置する理由は、圧縮行程で強力な縦渦が形成されないため、燃料がリップ部近傍では過リッチになり、リップ部からやや離れた所が着火に適した濃度となるためと考えられる。そして、本発明は、リップ部付近の燃料蒸気を着火後の燃焼ガスの膨張流によってキャビティ周壁面（特にリップ部と、該リップ部よりピストン径方向の外側へ凹入した部分との境界付近）に当ててキャビティの底の方へ誘導するものであり、一方向的な強い膨張流を生成したうえに、キャビティ底部に誘導された燃料を追いかけて火炎が伝播していくことで、さらに縦渦が成長していく。つまり、燃料蒸気のキャビティ底への誘導に燃焼ガスの膨張流を積極的に利用している点で従来の考え方とは異なっている。
【００１６】
そうして、上記燃焼ガスの膨張流によって燃料蒸気がキャビティの底の方へ誘導されることに伴って、火炎がキャビテイ底の方へ伝播していくことから、当該膨張流もリップ部からキャビティ底の方へ回り込む。これにより、ヒートスポットがリップ部付近からキャビティ底の方へ一旦広がるが、リップ部付近では燃料蒸気が少なくなっているから、キャビティ底の方にヒートスポットを生ずることに伴って、リップ部付近のヒートスポットは速やかに消滅していく。すなわち、燃料噴射終了までにキャビティ内の最高温度部位がリップ部よりもキャビティの底部側に移行する。このため、ヒートスポットがキャビティ内の一部位で大きくならず、あるいはヒートスポットの消滅が早くなり、ＮＯｘの低減に有利になるものである。
【００１７】
また、パイロット噴射された燃料の燃焼によって燃焼室内の温度及び圧力が上昇するとともに、主噴射燃料の着火を誘発する火炎核（火種）が形成されることにより、続く主噴射燃料の着火性が高まってその着火遅れ期間が短くなる。このため、主噴射燃料の予混合燃焼が抑えられて燃焼騒音が低減するとともに、燃焼初期のＮＯｘの生成が抑制される。
【００１８】
さらに、本発明の場合、エンジン負荷が所定値以上の高負荷時にはパイロット燃焼抑制手段が働いて、エンジン負荷が所定値未満の低負荷時よりも上記パイロット噴射による燃焼が抑制される。従って、エンジン高負荷時に主噴射燃料の着火遅れ期間が過度に短くなることが避けられ、着火前にリップ部付近に所期の燃料蒸気の領域を形成することができる。これにより、上述の燃焼ガスの膨張流を利用したヒートスポットの拡大防止、早期消滅が図れ、ＮＯｘの低減に有利になる。そして、高負荷時はエンジンの燃焼騒音はそれほど問題にならないから、パイロット燃焼が抑制されても特に支障はない。
【００１９】
請求項２に係る発明は、請求項１に記載のディーゼルエンジンの燃料噴射装置において、
上記燃料噴射弁の上記主噴射開始から０．４２ｍｓ経過時点での燃料噴霧の到達距離Ｓｐと、該燃料噴射弁の燃料噴霧のコーン角Θと、上記キャビティの上記リップ部における最小口径Ｄlip とが次式
Ｄlip ＝ｋ×Ｓｐ×sin(Θ／２)
（但し、ｋ＝１．４〜１．８）
を満足する関係になるように設定されていることを特徴とする。
【００２０】
すなわち、本発明は、燃料噴射弁からリップ部に向けて燃料を噴射し、燃料の着火遅れ期間に燃料噴霧をリップ部に到達させて該リップ部付近に燃料蒸気が形成されるようにしようとするものである。そのために、燃料噴射開始から、中負荷運転時の代表的な着火遅れ期間である０．４２ｍｓ経過時点での燃料噴霧の到達距離Ｓｐ（ペネトレーション）をキャビティの最小口径Ｄlip の設定に用いている。このＳｐにsin(Θ／２)を乗じているのは、燃料がコーン角Θをもって噴射されることから、燃料噴霧の水平方向での到達距離を求めるためである。
【００２１】
そうして、上記ｋ値を１．４〜１．８としているから、着火遅れ期間に燃料噴霧がリップ部に到達する。キャビティ内は高温になっているため、燃料噴霧と空気との混合と同時に燃料噴霧の蒸発が進行し、リップ部付近に燃料蒸気が形成される。着火は、燃料蒸気と空気とが混合してできた可燃混合気の中で着火条件に達した場所で発生するが、噴霧先端（リップ部の近く）や燃料噴射弁近辺で発生することはなく、通常は燃料噴射弁から噴射方向前方にある程度離れた場所（しかもリップ部からも離れた場所）で発生する。
【００２２】
従って、上記着火によって生じた燃焼ガスの膨張流がその前方（当該噴射方向前方）のリップ部付近に存在する燃料蒸気をキャビティ周壁面に強く押し当てることになる。その結果、リップ部付近の燃料蒸気は当該膨張流によってキャビティの底の方へ誘導される。これにより、先に請求項１の発明の説明で述べたように、ヒートスポットがキャビティ内の特定部位で大きくならず、あるいはヒートスポットの消滅が早くなり、ＮＯｘの低減に有利になるものである。
【００２３】
ここに、上記ｋ値が１．４未満であると、すなわち、キャビティの最小口径Ｄlip が相対的に小さくなり過ぎると、燃料噴射弁から噴射された燃料の液状噴流がリップ部に到達するまでに十分に分裂せず、不完全な噴霧となり、従って、燃料蒸気の形成も不充分となって、上記燃焼ガスの膨張流が有効に働かない。さらには、燃料噴霧のコア（燃料噴射弁から噴射された燃料噴霧の中に存在する液柱部分又は燃料濃度が非常に高い部分）がリップ部に衝突して燃焼を悪化させ（出力低下）、ＮＯ生成量は少なくなっても、煤の生成量が多くなる。
【００２４】
一方、上記ｋ値が１．８を越えると、すなわち、上記Ｄlip が相対的に大きくなり過ぎると、着火点からリップ部までの距離が遠くなるから、着火による燃焼ガスの膨張流がその前方の燃料蒸気に作用しても、リップ部に当てられる前に周囲に分散する燃料蒸気の量が多くなる。つまり、燃料蒸気をキャビティ底の方へ誘導することに当該膨張流が有効に働かず、ＮＯｘ発生量が増える。このような観点から、上記ｋ値としてさらに好ましいのは１．５〜１．７である。
【００２５】
請求項３に係る発明は、請求項１又は請求項２に記載のディーゼルエンジンの燃料噴射装置において、
上記パイロット燃焼抑制手段は、エンジン負荷が所定値以上のときは、所定値未満のときよりも、上記燃料の主噴射量に対するパイロット噴射量の割合を少なくするものであることを特徴とする。
【００２６】
従って、エンジン高負荷時にはパイロット噴射されて燃焼する燃料の量が相対的に少なくなるから、燃焼室の温度及び圧力の大きな上昇が抑えられ、また、主噴射燃料の着火のための火炎核も少なくなる。このため、主噴射燃料の着火が誘発され難くなって着火遅れ期間が過度に短くなることが避けられる。よって、上述の燃焼ガスの膨張流を利用したヒートスポットの拡大防止、早期消滅が図れ、ＮＯｘの低減に有利になる。
【００２７】
請求項４に係る発明は、請求項１又は請求項２に記載のディーゼルエンジンの燃料噴射装置において、
上記主噴射燃料に、上記リップ部付近に燃料蒸気の領域を形成する着火遅れ期間が得られるように、エンジン負荷が所定値以上のときは、所定値未満のときよりも、上記パイロット噴射開始から上記主噴射開始までの時間が長くなるようにすることを特徴とする。
【００２８】
従って、エンジン高負荷時にはパイロット噴射時期が早くなるから、このパイロット噴射された燃料は、燃焼室内を拡散して希薄予混合気を形成し易くなり、つまり、自己着火して燃焼する燃料の量が少なくなる。あるいは、着火燃焼してもその燃焼が早めに終了して主噴射燃料の着火に有効な火種が少なくなる。このため、主噴射燃料の着火が誘発され難くなって着火遅れ期間が過度に短くなることが避けられる。よって、上述の燃焼ガスの膨張流を利用したヒートスポットの拡大防止、早期消滅が図れ、ＮＯｘの低減に有利になる。
【００２９】
請求項５に係る発明は、請求項４に記載のディーゼルエンジンの燃料噴射装置において、
エンジン負荷が高くなるに従って上記時間を増大させる割合を、エンジン負荷が所定値以上のときは所定値未満のときよりも大きくなるようにして、上記時間を長くすることを特徴とする。
【００３０】
これにより、エンジン負荷が低負荷から高負荷に移行したときにパイロット噴射の効果が急減すること、つまり、燃焼騒音が急に高くなることを避けながら、エンジン高負荷時に主噴射燃料の着火遅れ期間が過度に短くならないようにして、上述の燃焼ガスの膨張流を利用したヒートスポットの拡大防止、早期消滅を図ることができ、ＮＯｘの低減に有利になる。
【００３１】
【発明の効果】
以上のように、本発明によれば、主噴射燃料の着火遅れ期間にリップ部付近に燃料蒸気の領域を形成し、着火によって生ずる燃焼ガスの膨張流により、当該燃料蒸気をキャビティの周壁面に当てて該キャビティの底の方へ誘導するようにしたディーゼルエンジンの燃料噴射装置において、上記主噴射に先立って燃料のパイロット噴射を行なうようにするとともに、上記主噴射燃料に、上記リップ部付近に燃料蒸気の領域を形成する着火遅れ期間が得られるように、エンジン負荷が所定値以上のときは所定値未満のときよりも上記パイロット噴射による燃焼が抑制されるようにしたから、パイロット噴射によって燃焼騒音の低減及びＮＯｘ生成の抑制を図りながら、燃焼ガスの膨張流を利用してヒートスポットの拡大防止、早期消滅を図ることができ、ＮＯｘの低減に有利になる。
【００３２】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を図面に基づいて説明する。
【００３３】
−ディーゼルエンジンの燃焼室構造−
図１に示す直噴式ディーゼルエンジンの燃焼室構造において、１はピストン、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４は吸気ポート（ヘリカルポート）、５は排気ポート、６は吸気バルブ、７は排気バルブである。ピストン１の頂部には開口端に近付くに従って径が小さくなったリエントラント型のキャビティ８が形成されている。シリンダヘッド３には燃料噴射弁９が設けられ、その噴射ノズル１０がキャビティ８に燃料を直接噴射すべく若干突出している。シリンダヘッド３はフラット型であり、バルブ６，７は直立型である。
【００３４】
図２に拡大して示すピストン１において、１１はキャビティ８の開口縁を形成するようにピストン頂面部において内方へ突出する環状のリップ部、１２は該リップ部１１に続いてピストン径外方向に凹入した環状凹入部である。また、ピストン１には、キャビティ８の底部中央において該キャビティ８の開口に向かって隆起した凸部１３が形成されている。
【００３５】
−ディーゼルエンジンの設計−
上記ディーゼルエンジンは次のように設計されている。
【００３６】
上記燃料噴射弁９の燃料噴射開始から０．４２ｍｓ経過時点での燃料噴霧の到達距離Ｓｐと、該燃料噴射弁９の燃料噴霧のコーン角Θと、上記キャビティ８の上記リップ部１１における最小口径（以下、リップ径という。）Ｄlip とは、次式を満足する関係にある。
【００３７】
Ｄlip ＝ｋ×Ｓｐ×sin(Θ／２) ……（１）
但し、ｋ＝１．４〜１．８であり、ｋ＝１．５〜１．７が好ましい。燃料噴射開始から０．４２ｍｓは、エミッション運転モードでの代表的な着火遅れ期間である。
【００３８】
上記コーン角Θ＝１５３〜１５７度であることが好ましい。すなわち、ディーゼルエンジンでは、圧縮行程上死点付近、特に上死点後、数度ＣＡ付近（例えばＡＴＤＣ２゜付近）で燃料噴射が行なわれるのが通常である。その場合、コーン角Θが１５３度未満であれば、燃料噴霧がリップ部に当たらずにキャビティ底の方へ向かい、上述の膨張流を利用したヒートスポットの分散移動ないしは早期消滅が充分に図れない。一方、コーン角Θが１５７度を越える場合は、燃料噴射弁から噴射された燃料噴霧がキャビティの開口周囲のスキッシュエリアに向かうことになり、このスキッシュエリアはシリンダヘッドやシリンダブロックに放熱し易い場所であるから、燃料噴霧の不完全燃焼を生じ易くなって煤の発生量が多くなる。従って、このような観点から、さらに好ましいコーン角Θは１５４〜１５６度である。
【００３９】
上記到達距離Ｓｐは、定容器実験（燃料噴射圧力８０ＭＰａ，雰囲気圧力２．５ＭＰａ，温度２０℃）により求める。定容器実験データがない場合には広安の式から見積もることができる。広安の式は、到達距離Ｓｐ（噴霧ペネトレーション）と燃料噴射弁９のノズル径とを関係付ける実験式であり、それは次の通りである。
【００４０】
Ｓｐ＝Spb＋2.95×(ΔP×10^６/ρf)^０．２５×(Dn×(t-tb))^０．５
Spb＝0.39×(2×ΔP×10^６/ρf)^０．５×tb
tb＝28.65×(ρf×Dn×10^−３)/(ρA×ΔP×10⁶)^０．５/10^−３
但し、ΔP：容器圧力と噴射圧力との差圧(ＭＰａ)、ρf：軽油密度(kg/ｍ^３)、Dn：ノズル径(mm)、t：噴射開始後の時間（０．４２ｍｓ）、ρA：容器空気密度である。
【００４１】
シリンダボア径Ｂは次式を満足する関係にある。
【００４２】
Ｂ＝Ｋ×Ｄlip ……（２）
但し、Ｋ＝１．８〜２．５であることが好ましい。
【００４３】
すなわち、キャビティの最小口径Ｄlip がボア径Ｂに対して小さすぎると最高出力の低下を招き、逆に大きすぎると圧縮行程で得られる正スキッシュ流が弱くなるから、燃料噴霧がスキッシュエリアに向かい易くなり、煤を生成量が増えてしまう。かかる観点から、上記Ｋ値を１．８〜２．５としているものであり、さらに好ましいＫ値は２．０〜２．３である。
【００４４】
例えば、到達距離Ｓｐ＝２７ｍｍ、コーン角Θ＝１５４度の場合、リップ径Ｄlip ＝３８．９４〜４４．２０ｍｍとし、ボア径Ｂ＝７７．８７〜１００．３３ｍｍとすることになる。凸部１３の高さはリップ径Ｄlip の０．２〜０．２５倍程度とすればよい。
【００４５】
上記燃料噴霧の噴霧角θはθ＝１５〜２４度であることが好ましい。すなわち、噴霧角θが大きくなるほど、燃料噴霧の分散性が高くなるが、燃料蒸気もリップ部付近からその周囲に広がるため、それだけ燃焼ガスの膨張流によってリップ部に当てられる燃料蒸気量が少なくなり、この膨張流を利用したヒートスポットの分散移動ないしは早期消滅に不利になる。一方、噴霧角θが小さくなり過ぎると、それだけ燃料噴霧のコアが長くなり、これがリップ部に衝突して燃焼を悪化させるから（出力低下）、ＮＯｘ発生量は少なくなっても、煤の発生量が多くなる。このため、当該噴霧角θは１５〜２４度が好ましいものであり、さらに好ましいのは１８〜２３度である。
【００４６】
上記燃料噴射弁９の燃料噴射圧ＰはＰ＝５０ＭＰａ以上であることが好ましい。すなわち、上述の如く燃料噴射弁から噴射された燃料噴霧を着火遅れ期間にリップ部に到達させて該リップ部付近に燃料蒸気が形成されるようにするには、燃料噴射圧を５０ＭＰａ以上とすることが好ましい。さらに好ましい噴射圧は８０ＭＰａ以上である。噴射圧の上限は例えば１５０ＭＰａ、さらには２００ＭＰａとすることができる。
【００４７】
燃料噴射弁９より噴射された燃料噴霧が上記ピストンのキャビティのリップ部に最初に到達した時点の、該リップ部おける燃料噴霧の運動量に対するスワールの運動量の比は０．９〜１．５であることが好ましい。この運動量比は次式によって求めることができる。
【００４８】
運動量比＝((ρa/ρao)×Va)/((ρs/ρso)×Vs) ……（３）
但し、ρa：充填空気密度、ρao：標準状態での空気密度、Va：圧縮行程上死点でのリップ部１１の部位のスワール速度、ρs：定容器実験での燃料噴霧の密度、ρso：標準状態での燃料噴霧の密度、Vs：定容器実験でのリップ部到達時の噴霧速度である。標準状態は２０℃、１気圧（0.1013ＭＰａ)である。
【００４９】
ここに、ρa/ρao＝(Ｐin/101.3)/(Ｔin/293.3)、
Va＝ρa×ＳＲi×(Ｄlip/Ｂ/2))^２×(Ｎ×２π/60)×Ｄlip、
である。ρs/ρso＝１とすることができる。
【００５０】
但し、Ｐin：吸気マニホールド内圧力(ｋＰａ)、Ｔin：吸気マニホールド内温度、ＳＲi：リグテストでのスワール比、Ｎ：エンジン回転数(ｒｐｍ)である。
【００５１】
すなわち、吸入行程でボア内に生じたスワールは、燃焼行程（膨張行程）において、燃料噴霧ないしは燃料蒸気と空気との混合を促進して煤の生成量の低減に寄与する。しかし、スワールが強すぎると、燃料噴霧のペネトレーションが小さくなって、上述の燃焼ガスの膨張流による縦渦を利用した煤の再燃焼には不利になる。そこで、上記縦渦の生成に悪影響を与えない範囲でスワールを煤の生成量低減に有効に利用すべく、上記運動量比を０．９〜１．５としたものである。この運動量比は１．１〜１．３であることがさらに好ましい。
【００５２】
−燃焼コンセプト−
図２（Ａ）〜（Ｃ）は本発明の燃焼コンセプトを示す。
【００５３】
同図（Ａ）に着火遅れ期間の状態を示すように、キャビティ８に縦渦（キャビティ８のリップ部１１から凹入部１２、最深部、凸部１３を経て再びリップ部１３に至る流れ）が実質的に生じていないときに、燃料噴射弁９から燃料をピストン１のリップ部１１に向かうように噴射する。この燃料の着火遅れ期間に燃料噴霧１５をリップ部１１に到達させて該リップ部１１付近に燃料蒸気１６の領域を形成し、燃料噴射方向前方で燃料蒸気１６を着火させる。着火点を同図（Ａ）に★印で示す。
【００５４】
この場合、噴霧ペネトレーションを大きくすることにより、リップ部１１付近に燃料蒸気１６の領域を形成することができる。このことは、次に述べる膨張流によって燃料蒸気１６を凹入部１２の方へ多量に誘導する上で有利になる。また、コーン角Θを大きくする（Θ＝１５３〜１５７度とする）方がリップ部１１の付近に燃料蒸気１６の領域を形成する上で有利になる。
【００５５】
同図（Ｂ）に燃焼初期状態を示すように、上記着火による燃焼ガス１７の膨張流により、その着火位置前方の燃料蒸気１６をリップ部１１に当てる。これにより、当該燃料蒸気１６をリップ部１１から凹入部１２へ、さらにはキャビティ８の底の方へ誘導し、縦渦を生成する。
【００５６】
この場合、上記噴霧ペネトレーションを大きくすると、噴射方向前方への膨張流が大きくなり、縦渦の促進に有利になる。また、リップ径Ｄlip は小さい方が膨張流をキャビティ周壁面に強く当てて燃料蒸気をキャビティ底の方へ誘導する上で有利になる。但し、リップ径Ｄlip が小さくなりすぎると、エンジンの最高出力が低くなるため、リップ径Ｄlip はボア径Ｂの１／２よりも大きい方が好ましい。
【００５７】
同図（Ｃ）に燃焼後期の状態を示すように、キャビティ中央部の凸部１３により、キャビティ底の最も深い部位からの燃焼ガス１７の当該凸部１３の立ち上がり面に沿った巻き上げを促進する。
【００５８】
以上により、燃料噴射終了までにキャビティ８内の最高温度部位をリップ部１１よりもキャビティ８の底部側に移行させるものである。従って、ヒートスポットがキャビティ内の特定部位で大きくならず、また、ヒートスポットの消滅が早くなり、ＮＯｘの低減が図れる。また、燃焼後期の上記巻き上げによって燃焼ガス１７とキャビティ中央部上方に残存する酸素との混合が進み、さらには燃焼ガス１７がスキッシュエリアに流れるため、空気利用率が高まって、当該燃焼ガス１７中の煤の再燃焼が促進され、煤排出量が低減する。
【００５９】
−燃焼のシミュレーション−
次に燃焼のシミュレーション結果について説明する。すなわち、ピストン１、シリンダブロック２及びシリンダヘッド３によって形成されるに示す燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を、図３に示すようにボア１８の中心を通って略燃料噴射方向に延びる断面で求めた。同図において、Ｓはスワールである。
【００６０】
計算条件は、エンジン回転数：２０００ｒｐｍ、平均有効圧力：０．５７ＭＰａ、燃料噴射弁９：噴射弁(1)；噴口径０．１５ｍｍ×６個，噴射弁(2)；噴口径０．１７ｍｍ×６個、噴射圧力：８０ＭＰａ、噴射タイミング：ＡＴＤＣ２゜、ＥＧＲなし、である。噴射弁(1)は噴霧角θ＝２２度、噴射弁(2)は噴霧角θ＝３０度であり、コーン角Θはいずれも１５４度である。
【００６１】
図４〜図１０に数値計算の結果を示す。各図においては、その上側に噴射弁(1)の結果を、下側に噴射弁(2)の結果を示している。各図の断面燃料分布では、燃料蒸気の領域を２点鎖線で囲んで表している。各図の断面温度分布では、等温度線で温度分布を表しており、内側にいくほど温度が高くなっている。
【００６２】
図４に示すＡＴＤＣ６゜では、噴射角２２度と噴射角３０度とは、その噴射角の相違に対応して前者の方が燃料噴霧の分散度が低くなっている点で異なっている。一方、速度分布についてはこの両者に差異は見られず、いずれも縦渦はほとんど見られない。
【００６３】
図５に示すＡＴＤＣ８゜になると、噴霧角２２度及び３０度のいずれにおいても、燃料噴霧がリップ部１１に当たり、このリップ部１１の付近に燃料蒸気の領域が形成されている。次いで着火により、燃焼ガスの膨張流が発生し、その前方の燃料蒸気がキャビテイ周壁面、特にリップ部１１と凹入部１２との境界部に吹き飛ばされている。
【００６４】
噴霧角２２度と３０度とを比較すると、燃料蒸気は前者の方が後者よりも凹入部１２の方へよく広がっている。これは、断面速度分布から明らかなように、前者の方が後者よりも上記境界部ないしは凹入部１２に向かった強い膨張流が発生しているためである。両者とも着火点の温度が高くなっている。
【００６５】
図６に示すＡＴＤＣ１０゜になると、噴霧角２２度では、上記膨張流が強いことから、燃料蒸気の一部がリップ部１１からキャビティ周壁面に沿って凹入部１２の方へ吹き飛ばされているが、噴霧角３０度では凹入部１２に吹き飛ばされた燃料蒸気が噴霧角２２度の場合よりも少ない。
【００６６】
このため、前者（噴霧角２２度）では、凹入部１２に吹き飛ばされた燃料蒸気によって火炎がリップ部１１から凹入部１２に向かって大きく成長し、断面速度分布に表れているように燃焼ガスの膨張流が凹入部１２からさらにキャビティ底の最も深い部位に回り込んでいる。そして、断面温度分布でも所定温度以上のヒートスポットＨがキャビティ底の最も深い部位に向かって延びている。これに対して、後者（噴霧角３０度）では前者よりも燃焼ガスの膨張流の回り込みが弱く、従って、ヒートスポットＨのキャビティ底へ向かった延びも少ない。
【００６７】
図７に示すＡＴＤＣ１２゜になると、噴霧角２２度では、燃料蒸気がさらにキャビティ底の最も深い部位まで大きく広がり、燃焼ガスの膨張流の回り込みもさらに強くなって縦渦の成長が見られる。そうして、リップ部１１付近のヒートスポットＨが小さくなって、キャビティ底に別のヒートスポットＨが表れている。これに対して、噴霧角３０度では、噴霧角２２度に比べて、燃料蒸気のキャビティ底への広がりが少なく、燃焼ガスの膨張流の回り込みも少ない。また、リップ部１１付近のヒートスポットＨも未だ小さくなっていない。
【００６８】
図８に示すＡＴＤＣ１４°になると、噴霧角２２度では、燃料蒸気の大部分がキャビティ底の最も深い部位に移動し、そこから、凸部に沿ってキャビティ８の開口部中央側へ向かった燃焼ガスの膨張流が大きくなって縦渦の成長が見られる。そして、リップ部１１付近のヒートスポットＨが殆ど消滅している。すなわち、キャビティ８内の最高温度部位がリップ部１１よりもキャビティ８の底部側に完全に移行している。これに対して、噴霧角３０度では、噴霧角２２度に比べて、燃料蒸気のキャビティ底への広がりが少なく、燃焼ガスの膨張流の回り込みも少ない。また、キャビティ８の底にヒートスポットＨが表れているが、リップ部１１付近のヒートスポットＨは未だ消滅していない。
【００６９】
図９に示すＡＴＤＣ１６°になると、燃料噴射は終了し、噴霧角２２度では、燃料蒸気の位置が凸部１３の方へ移動し且つ燃料蒸気の量も少なくなっている。また、この燃料蒸気の移動に伴って、燃焼ガスの膨張流が凸部１３の周壁面に沿って巻き上がり、さらに、ヒートスポットＨが凸部１３寄りに移動している。これに対して、噴霧角３０度では、噴霧角２２度に比べて、燃料蒸気の凸部１３へ向かった移動が少なく、燃焼ガスの膨張流の巻き上げも少ない。また、リップ部１１付近のヒートスポットＨは未だ消滅していない。
【００７０】
図１０に示すＡＴＤＣ１８°になると、噴霧角２２度では、燃料蒸気は僅かな量になり、縦渦も弱くなっているが、キャビティ８の底からキャビティ８の開口へ、さらにはスキッシュエリアへ向かった流れが存在する。キャビティ８の底のヒートスポットＨは殆ど消滅している。これに対して、噴霧角３０度では、キャビティ８の底に燃料蒸気が比較的多く残り、また、リップ部１１付近及びキャビティ８の底のヒートスポットＨは未だ消滅していない。
【００７１】
以上のように、噴霧角２２度では、噴霧角３０度に比べて、燃焼初期の燃焼ガスの膨張流が大きく、リップ部１１付近の燃料蒸気がキャビティ周壁面に強く押し当てられて凹入部１２へと運ばれている。このため、燃焼ガスの膨張流がリップ部１１から凹入部１２を経てキャビティ底へと成長し、キャビティ底付近にヒートスポットＨが表れるとともに、リップ部１１付近のヒートスポットＨが比較的早く消滅している。また、上記膨張流による縦渦の促進によって、キャビティ底付近のヒートスポットＨも比較的早く消滅している。これから、噴霧角２２度では噴霧角３０度の場合よりも、ＮＯの生成量が少なくなることがわかる。
【００７２】
また、噴霧角２２度では、上述の強い縦渦によって燃焼ガスが凸部１３に沿って巻き上げられ、キャビテイ８の中央部の空気との接触が促進され、さらにはスキッシュエリアの空気との接触が促進されている。これから、燃焼ガス中の煤の再燃焼が進むため、煤排出量が少なくなることがわかる。
【００７３】
−ノズルの噴口径と、噴射角θ及びペネトレーションとの関係−
ノズルの噴口径が０．１５ｍｍの燃料噴射弁(1)と該噴口径が０．１７ｍｍの燃料噴射弁(2)とについて、定容器実験（噴射圧力７０ＭＰａ，雰囲気圧力２．５ＭＰａ，雰囲気温度２９３Ｋ）により、噴霧角θと、噴霧到達距離（ペネトレーション）Ｓｐとを調べた。噴霧角θについての結果を図１１に、噴霧到達距離Ｓｐについての結果を図１２に示す。なお、図１１，１２，１５では、噴射弁(1)の「(1)」及び噴射弁(2)の「(2)」を丸数字で表記している。
【００７４】
図１１に示すように、噴霧角θは時間の経過によって殆ど変化せず、噴口径０．１５ｍｍの噴射弁(1)では噴霧角θは約２２度であり、噴口径０．１７ｍｍの噴射弁(2)では噴霧角θは約３０度である。図１２に示すように、着火遅れ期間０．４２ｍｓでの噴霧到達距離Ｓｐは、噴口径０．１５ｍｍの噴射弁(1)では２７ｍｍとなり、噴口径０．１７ｍｍの噴射弁(2)では２１ｍｍとなった。
【００７５】
−ｋ値について−
次にｋ値がＮＯ生成量に与える影響を説明する。
【００７６】
すなわち、（１）式から明らかなように、ｋ値の大小はリップ径Ｄlip の大小として反映され、到達距離Ｓｐ一定とすると、縦渦の強さに影響を与える。そこで、ｋ値を変化させたときのＮＯ生成量を調べた。その結果は図１３に示されている。
【００７７】
同図において、ｋ＝１．９のデータは、リエントラント率Ｒ＝１で且つキャビティ中央の凸部１３がないＰＡＮ（平鍋）型のものである。なお、リエントラント率Ｒはキャビティ８の最大内径をＤmax とするときの、Ｄlip／Ｄmax値である。ｋ＝１．７３のデータは、リエントラント率Ｒ＝１．７３／１．９でキャビティ中央に凸部１３を有するリエントラント型のものである。ｋ＝１．６５及びｋ＝１．５４の各データは、凹入部１２のリップ部１１からの凹入量Ｒｅ（図２（Ｂ）参照）をｋ＝１．７３のものと同じにしたリエントラント型のものである。
【００７８】
同図によれば、ｋ値が小さくなるに従ってＮＯ生成量が減少している。これは、リップ径が小さくなることによって燃焼初期の燃焼ガスの膨張流がキャビティ周壁面に強く作用し、縦渦が促進されること、さらに、凹入部１２と凸部１３との距離が近くなり、縦渦を生じ易くなることによる。但し、ｋ値が小さくなりすぎると、燃料噴霧のコアがリップ部１１に衝突して燃焼を悪化させ（出力低下）、ＮＯの生成量は少なくなっても、煤の生成量が多くなる。従って、出力低下や煤の生成を抑えながらＮＯの生成量を低減させるには、ｋ値を１．４〜１．８に、さらには１．５〜１．７にすることが好ましい。
【００７９】
−スワール／燃料噴霧の運動量比が煤排出量に及ぼす影響−
キャビティ８のリップ部１１おける燃料噴霧の運動量に対するスワールの運動量の比を種々に変えて、煤の排出量を調べた。測定は、コーン角１５４度、リップ径４３．４ｍｍ、ボア径８６ｍｍ、ノズル噴口径０．１５ｍｍ（噴射弁(1)：噴霧角２２度）として、エンジン回転数１５００ｒｐｍで平均有効圧力０．３ＭＰａ、エンジン回転数２０００ｒｐｍで平均有効圧力０．５７ＭＰａ、並びにエンジン回転数２５００ｒｐｍで平均有効圧力０．９ＭＰａの各々について行なった。結果を図１４に示す。
【００８０】
同図によれば、多少のバラツキはあるが、同図に傾向を示す線を付記するように、運動量比約１．２を中央点として、運動量比が小さくなる場合及び大きくなる場合のいずれも、煤排出量が増大していっている。運動量比が小さくなるに従って煤排出量が増大しているのは、スワールによる燃料と空気との混合が充分に図れず、煤の生成量が増大するためである。運動量比が大きくなるに従って煤排出量が増大しているのは、スワールによって上述の縦渦を生じ難くなり、燃焼ガス中の煤の再燃焼（酸化）が進まなくなるためである。
【００８１】
従って、同図から、当該運動量比は、１．２を中心とする所定範囲にすれば、煤の生成をスワールによって抑えながら、縦渦によって煤の再燃焼を促進することができることがわかり、例えば０．９〜１．５程度にすることが好ましく、１．１〜１．３程度にすることがさらに好ましい、ということができる。
【００８２】
−噴霧角θ及びＥＧＲ率がＮＯｘ排出量及び煤排出量に及ぼす影響−
コーン角１５４度、リップ径４３．４ｍｍ、ボア径８６ｍｍ、エンジン回転数２０００ｒｐｍ、平均有効圧力０．５７ＭＰａにおいて、噴射弁(1)（噴口径０．１５ｍｍ，噴霧角２２度）と噴射弁(2)（噴口径０．１７ｍｍ，噴霧角３０度）とについて、各々ＥＧＲ率（エンジンの排気系から吸気系に還流される排気量（ＥＧＲ量）の全吸気量に対する割合）を変えて、ＮＯｘ排出量及び煤排出量を測定した。結果を図１５に示す。
【００８３】
同図によれば、噴口径０．１５ｍｍ，噴霧角２２度の噴射弁(1)を用いると、噴口径０．１７ｍｍ，噴霧角３０度の噴射弁(2)を用いる場合よりも、ＮＯｘ排出量及び煤排出量のいずれも少なくなること、但し、ＥＧＲ率が大きくなると、噴霧角θを小さくすることによるＮＯｘ低減効果があまり得られないことがわかる。
【００８４】
−パイロット噴射がＮＯｘ排出量に及ぼす影響−
コーン角１５４度、リップ径４３．４ｍｍ、ボア径８６ｍｍ、エンジン回転数２５００ｒｐｍ、平均有効圧力０．９ＭＰａとし、ＥＧＲを行なうという運転条件で、パイロット噴射の有無によってＮＯｘ排出量がどのように影響されるかを実機ベンチテストで調べた。その結果、パイロット噴射有りでは、パイロット噴射無しに比べて上述の燃焼ガスの膨張流を利用したＮＯｘ排出量の低減効果が半減することがわかった。
【００８５】
この点を検討すると、パイロット噴射無しでは主噴射燃料の着火遅れ期間がクランク角で７度であったが、パイロット噴射有りでは当該着火遅れ期間が４度であった。従って、パイロット噴射有りでは、パイロット噴射無しに比べて、主噴射燃料の着火遅れ期間が短くなったことによって、着火までにリップ部１１付近にできる燃料蒸気の領域が小さくなり、しかも、早期着火によってその着火位置がリップ部１１から遠くなっているということができる。このため、パイロット噴射有りでは、燃焼ガスの膨張流が燃料蒸気に効率良く作用せず、縦渦の生成・強化が不充分になり、ＮＯｘ排出量の低減効果がパイロット噴射無しに比べて半減しているものである。
【００８６】
−パイロット噴射時の縦渦効果目減り対策−
パイロット噴射時のＮＯｘ排出量の低減効果が半減するという問題には、パイロット噴射のコントロールによって対策することができる。すなわち、それは、燃料噴射弁９により燃料をピストン１のキャビティ開口縁を形成するリップ部１１に向かうように圧縮行程上死点付近で主噴射する主噴射実行手段と、燃料噴射弁９により上記主噴射に先立って燃料のパイロット噴射を行なうパイロット噴射実行手段と、エンジン負荷が所定値以上のときは所定値未満のときよりも上記パイロット噴射による燃焼が抑制されるようにするパイロット燃焼抑制手段とを設ける、というものである。
【００８７】
図１６は燃料噴射制御のフローを示す。スタート後のステップＳ１で燃料噴射制御に必要なエンジン回転数、アクセル開度等のデータを入力する。続くステップＳ２では、エンジン回転数、アクセル開度等に基づいて、燃料噴射量マップから基本燃料噴射量Ｑｂを演算して設定するとともに、基本噴射時期マップから基本噴射時期（主噴射開始時期）Ｉｂを演算して設定する。燃料噴射量マップは、アクセル開度が大きくなるほど、また、エンジン回転数が高くなるほど基本噴射量Ｑｂが多くなるように作成されている。噴射時期マップは、エンジン水温及びエンジン回転数に対応する最適な噴射時期を定めたものであり、例えば、エンジン水温やエンジン回転数が異なれば着火遅れ期間が異なるので、このことに対応して基本的な噴射時期Ｉｂが設定されている。
【００８８】
続くステップＳ３では、エンジン回転数及びアクセル開度に基づいてパイロット噴射割合に関するマップから主噴射量Ｑｍ及びパイロット噴射量Ｑｐを演算して設定するとともに、パイロット噴射時期に関するマップからパイロット噴射開始時期Ｉｐを演算して設定する。
【００８９】
パイロット噴射割合に関するマップは、エンジン回転数及びアクセル開度に対応する最適なパイロット噴射量Ｑｐの割合（Ｑｐ／Ｑｂ）を定めたものである。この割合は、エンジン負荷が所定値以上の高負荷領域では、エンジン負荷が所定値未満の低負荷領域よりも、小さくなるように設定されている。
【００９０】
すなわち、図１７にエンジン低回転域での基本噴射量Ｑｂ及びパイロット噴射量Ｑｐを示すように、基本噴射量Ｑｂはエンジン負荷が増大することに伴って増大するが、パイロット噴射量Ｑｐは、低負荷領域ではエンジン負荷が大きくなると少し多くなるものの、エンジン負荷が所定値以上の高負荷になると、実線で示すように漸減している。この高負荷領域ではパイロット噴射量Ｑｐを鎖線で示すように低負荷領域のときよりも全体的に少なくなるようにしてもよい。エンジン中回転域ないしは高回転域では、低回転域よりもパイロット噴射量Ｑｐが少なくなるようにすることができる。
【００９１】
パイロット噴射時期に関するマップは、エンジン回転数及びアクセル開度に対応させて、パイロット噴射時期Ｉｐから主噴射時期Ｑｂまでの最適な時間ｔを定めたものである。図１８に示すように、エンジン回転数一定では、エンジン負荷が所定値未満の低負荷領域ではエンジン負荷の増大に伴って時間ｔが少しずつ増大しているが、エンジン高負荷領域では、実線で示すようにエンジン負荷の増大に伴う時間ｔの増大割合が低負荷領域での当該増大割合よりも大きくなるように定められている。
【００９２】
なお、上記エンジン低負荷領域では、エンジン負荷の増大に拘わらず上記時間ｔが略一定となるようにしてもよい。また、図１８に鎖線で示すように、エンジン高負荷領域では低負荷領域よりも上記時間ｔを全体的に所定量長くしてもよい。また、図１９に示すように、エンジン負荷一定では、エンジン回転数の増大に伴って上記時間ｔが長くなるようにする。
【００９３】
そうして、ステップＳ４において、クランク角信号に基づいて、パイロット噴射時期Ｉｐに至ったときに噴射量Ｑｐでのパイロット噴射を実行し、主噴射時期に至ったときに噴射量Ｑｍでの主噴射を実行する。
【００９４】
以上の構成においては、パイロット噴射量Ｑｐの割合（Ｑｐ／Ｑｂ）を、エンジン高負荷領域では低負荷領域よりも小さくなるように設定した点がパイロット燃焼抑制手段を構成している。
【００９５】
従って、パイロット噴射が行なわれると、その噴射燃料の燃焼によって燃焼室内の温度及び圧力が上昇するとともに、火種が形成されることにより、続く主噴射燃料の着火性が高まってその着火遅れ期間が短くなる。このため、主噴射燃料の予混合燃焼が抑えられて燃焼騒音が低減するとともに、燃焼初期のＮＯｘの生成が抑制される。
【００９６】
しかし、エンジン負荷が所定値以上の高負荷領域ではパイロット燃焼抑制手段が働いて、低負荷領域よりも上記パイロット噴射による燃焼が抑制される。すなわち、エンジン高負荷領域では、パイロット噴射量の割合（Ｑｐ／Ｑｂ）が低負荷領域よりも小さくなるから、パイロット噴射されて燃焼する燃料の量が少なくなり、燃焼室の温度及び圧力の大きな上昇が抑えられ、主噴射燃料の着火のための火炎核も少なくなる。
【００９７】
このため、主噴射燃料の着火が誘発され難くなって主噴射燃料の着火遅れ期間が過度に短くなることが避けられ、着火前にリップ部付近に所期の燃料蒸気の領域を形成することができる。これにより、上述の燃焼ガスの膨張流を利用したヒートスポットの拡大防止、早期消滅が図れ、ＮＯｘの低減に有利になる。
【００９８】
また、エンジン高負荷領域において、低負荷領域よりも、パイロット噴射開始から主噴射開始までの時間ｔが長くなるようにした場合も、それによってパイロット噴射時期が早くなるから、このパイロット噴射された燃料は、燃焼室内を拡散して希薄予混合気を形成し易くなる。つまり、自己着火して燃焼する燃料の量が少なくなる。あるいは、着火燃焼してもその燃焼が早めに終了して主噴射燃料の着火に有効な火種が少なくなる。このため、主噴射燃料の着火が誘発され難くなって主噴射燃料の着火遅れ期間が過度に短くなることが避けられ、上述の燃焼ガスの膨張流を利用したＮＯｘの低減に有利になる。
【００９９】
しかも、エンジン低負荷領域と高負荷領域との境界でパイロット噴射量Ｑｐやパイロット噴射時期Ｉｐが急変しないにした場合には（図１７及び図１８に実線で示す特性）、エンジン負荷が低負荷領域から高負荷領域に移行しても、パイロット噴射の効果が急減すること、つまり、燃焼騒音が急に高くなることがなく、乗員に違和感を与えない。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の実施形態に係るディーゼルエンジンの構造を示す断面図。
【図２】本発明の燃焼コンセプトを示す説明図（断面図）。
【図３】図４〜図１０の断面位置を表示した燃焼室の平面図。
【図４】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ６゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図５】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ８゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図６】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１０゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図７】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１２゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図８】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１４゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図９】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１６゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図１０】噴霧角２２度と３０度とについてシミュレーションで求めたＡＴＤＣ１８゜での燃焼室の断面燃料分布、断面速度ベクトル及び断面温度分布を示す図。
【図１１】ノズルの噴口径と噴霧角θとの関係を示すグラフ図。
【図１２】ノズルの噴口径と噴霧到達距離（ペネトレーション）Ｓｐとの関係を示すグラフ図。
【図１３】ｋ値とＮＯ生成量との関係を示すグラフ図。
【図１４】燃料噴霧の運動量に対するスワールの運動量の比を種々に変えたときの煤の排出量を示すグラフ図。
【図１５】噴霧角θ及びＥＧＲ率とＮＯｘ排出量及び煤排出量との関係を示すグラフ図。
【図１６】燃料噴射制御のフロー図。
【図１７】エンジン負荷と、基本噴射量Ｑｂ、パイロット噴射量Ｑｐとの関係を示すグラフ図。
【図１８】エンジン負荷と、主噴射時期、パイロット噴射時期との関係を示すグラフ図。
【図１９】エンジン回転数と、主噴射時期、パイロット噴射時期との関係を示すグラフ図。
【符号の説明】
１ピストン
２シリンダブロック
３シリンダヘッド
４吸気ポート（ヘリカルポート）
５排気ポート
８キャビティ
９燃料噴射弁
１０噴射ノズル
１１リップ部
１２凹入部
１３凸部
１５燃料噴霧
１６燃料蒸気
１７燃焼ガス[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
  The present invention relates to a fuel injection device for a diesel engine.
[0002]
[Prior art]
  In a direct injection type diesel engine, a reentrant type cavity formed at the top of a piston is generally known. For example, in Japanese Patent Laid-Open No. 9-41975, the cavity shape is defined so that the fuel injected toward the lip portion of the piston is peeled off from the cavity side wall when going to the bottom of the cavity from the lip portion. Describes that the mixing of fuel spray and air is improved to suppress the generation of smoke.
[0003]
  Also, Vol.31, No.3, July 2000, pp. 51-56, Automobile Engineering Society Proceedings, if the center of the bottom of the reentrant cavity of the piston is raised, (1) the side wall under the lip during the compression stroke (2) When the fuel is injected, the fuel spray is drawn into the vertical vortex to form a flow that rotates downward along the side wall under the lip, and (3) When the lip diameter is increased, the reverse squish flow is weakened and the outflow of the air-fuel mixture to the squish area is suppressed. (4) The vertical vortex becomes a spiral vortex due to the effect of swirl. (5) It is described that mixture formation and combustion are promoted in the cavity, and (6) after that, the mixture is discharged into the squish area and oxidizes unburned soot.
[0004]
  Further, in a direct injection diesel engine, pilot ignition that injects a small amount of fuel prior to main injection that injects fuel into the combustion chamber near the top dead center of the compression stroke shortens the ignition delay period of main injection. It is known to suppress premixed combustion (rapid combustion) of main injection fuel and reduce engine combustion noise and NOx.
[0005]
[Problems to be solved by the invention]
  An object of the present invention is to suppress generation of NOx in a direct injection diesel engine. That is, the amount of NOx generated increases as the temperature of the mixture increases and as the combustion time of the mixture increases. That is, if a heat spot (local high temperature region) exists in the combustion chamber for a long time, NOx increases. Therefore, the present invention intends to reduce the amount of NOx produced by such early diffusion of heat spots.
[0006]
  In order to solve such a problem, the present inventor forms a fuel vapor region relatively close to the lip portion of the piston by the main injection of fuel, and the fuel vapor is expanded around the cavity of the piston by the expansion flow of the combustion gas. It was found that if it is placed against the wall and guided toward the bottom of the cavity, a strong vertical vortex is generated in the cavity and heat spots can be diffused early.
[0007]
  However, if the pilot injection is executed prior to the main injection, the engine combustion noise and NOx can be reduced as described above, but the longitudinal vortex becomes weak.
[0008]
  In view of the above, the present invention makes it possible to generate and strengthen the vertical vortex by the expansion flow of the combustion gas described above while taking into consideration the reduction of combustion noise and NOx caused by pilot injection.
[0009]
[Means for Solving the Problems]
  The present inventor has studied the generation mechanism of the vertical vortex by the expansion flow of the combustion gas, and the generation of the vertical vortex is caused by the relatively concentrated fuel vapor near the lip portion of the piston during the ignition delay period of the main injection fuel. It has been found that a region needs to be formed. That is, by generating such a region of the fuel vapor, the expansion flow of the combustion gas generated by the ignition in front of the fuel injection direction acts on the fuel vapor to generate a vertical vortex. Therefore, if the ignition delay period of the main injection fuel is shortened by pilot injection, the region of the fuel vapor that can be formed near the lip portion is reduced, and the ignition position is too far from the lip portion, and the expansion flow of the combustion gas becomes fuel vapor. It will not work efficiently, and the desired vertical vortex cannot be generated or strengthened.
[0010]
  On the other hand, engine combustion noise is particularly problematic on the low engine speed or low load side. On the high rotation side and high load side, there is engine vibration and noise other than combustion noise, and the higher the engine speed and load, the longer the ignition delay period. Since combustion becomes shorter, combustion noise is not a big problem.
[0011]
  Therefore, the present invention is designed to suppress the combustion of the pilot injection fuel when the engine load is high and to generate and strengthen the vertical vortex by the expansion flow of the combustion gas.
[0012]
  That is, the invention according to claim 1 is a piston in which a reentrant cavity having a diameter that decreases as it approaches the opening end is formed at the top;
  A fuel injection valve;
  A main injection execution means for main-injecting fuel near the top dead center of the compression stroke so as to go to the lip portion forming the opening edge of the cavity of the piston by the fuel injection valve;
  Due to the main injection, a region of fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion during the ignition delay period of the main injection fuel, and the ignition is caused by the expansion flow of the combustion gas generated by the ignition in front of the fuel injection direction of the fuel injection valve. In the fuel injection device for a diesel engine, the fuel vapor in front of the position is applied to the peripheral wall surface of the cavity and guided toward the bottom of the cavity.
  Pilot injection execution means for performing pilot injection of fuel prior to the main injection by the fuel injection valve;
  In order to obtain an ignition delay period in which a region of fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion in the main injection fuel, when the engine load is equal to or greater than a predetermined value, combustion due to the pilot injection is less than when the engine load is less than the predetermined value. And a pilot combustion suppression means for suppressing the pilot combustion.
[0013]
  More specifically, in the present invention, the fuel vapor is guided from the vicinity of the lip portion toward the bottom of the cavity by using the expansion flow of the combustion gas, so that the heat spot is dispersed or moved. .
[0014]
  In this regard, the conventional vertical vortex combustion concept is that a vertical vortex is formed in the compression stroke, and the fuel spray injected below the lip is placed on the vertical vortex. It is slowly dispersed toward the bottom of the cavity by the vertical vortex inside. For this reason, the fuel vapor suitable for ignition cannot stagnate near the lip portion, and ignition tends to occur at the stagnation site on the downstream side of the vertical vortex of the fuel spray. In that case, the expansion flow of the combustion gas generated by ignition does not work so much when the fuel vapor is strongly applied to the peripheral wall surface of the cavity and guided to the bottom of the cavity, and does not contribute so much to strengthening the vertical vortex. On the other hand, a strong vertical vortex does not occur even if a vertical vortex is generated in the compression stroke.
[0015]
  On the other hand, in the present invention, the fuel spray reaches the lip portion during the ignition delay period and forms a region of fuel vapor near the lip portion. Since the ignition position (ignition point) of the fuel spray is a position upstream of the fuel vapor reservoir, the combustion spreads toward the downstream side. Therefore, a strong expansion flow is generated. The reason why the ignition point is located on the upstream side is that a strong vertical vortex is not formed in the compression stroke, so the fuel is over-rich in the vicinity of the lip, and the concentration slightly away from the lip has a concentration suitable for ignition. This is probably because of this. In the present invention, the cavity peripheral wall surface (particularly near the boundary between the lip portion and the portion recessed from the lip portion to the outside in the radial direction of the piston) by the expansion flow of the combustion gas after ignition of the fuel vapor in the vicinity of the lip portion In addition to generating a strong unidirectional expansion flow, the flame propagates following the fuel guided to the bottom of the cavity, and further causes vertical vortices. Will grow. In other words, this is different from the conventional idea in that the expansion flow of the combustion gas is positively used for guiding the fuel vapor to the cavity bottom.
[0016]
  As the fuel vapor is guided toward the bottom of the cavity by the expansion flow of the combustion gas, the flame propagates toward the bottom of the cavity. Go around the bottom. As a result, the heat spot once spreads from the vicinity of the lip portion toward the bottom of the cavity, but since the fuel vapor is reduced in the vicinity of the lip portion, the heat spot is generated toward the bottom of the cavity, so The heat spot disappears quickly. That is, by the end of fuel injection, the highest temperature portion in the cavity moves to the bottom side of the cavity from the lip portion. For this reason, the heat spot does not become large at one part in the cavity, or the disappearance of the heat spot is accelerated, which is advantageous in reducing NOx.
[0017]
  Further, the combustion and combustion of the fuel injected by the pilot increases the temperature and pressure in the combustion chamber, and the formation of flame nuclei (fire types) that induce the ignition of the main injected fuel increases the ignitability of the subsequent main injected fuel. The ignition delay period is shortened. For this reason, the premixed combustion of the main injection fuel is suppressed, the combustion noise is reduced, and the generation of NOx at the initial stage of combustion is suppressed.
[0018]
  Furthermore, in the case of the present invention, when the engine load is a high load equal to or higher than a predetermined value, the pilot combustion suppression means works, and the combustion by the pilot injection is suppressed more than when the engine load is a low load less than the predetermined value. Accordingly, it is possible to avoid the ignition delay period of the main injection fuel from becoming excessively short at the time of high engine load, and it is possible to form a desired fuel vapor region near the lip portion before ignition. As a result, the expansion of the heat spot using the above-described expansion flow of the combustion gas can be prevented and the disappearance can be achieved quickly, which is advantageous in reducing NOx. And, since the combustion noise of the engine is not so much a problem at high load, there is no particular problem even if the pilot combustion is suppressed.
[0019]
  The invention according to claim 2The fuel injection device for a diesel engine according to claim 1,
  The fuel spray reach Sp at the time when 0.42 ms has elapsed from the start of the main injection of the fuel injector, the cone angle Θ of the fuel spray of the fuel injector, and the minimum aperture Dlip at the lip of the cavity Next formula
      Dlip = k × Sp × sin (Θ / 2)
      (However, k = 1.4 to 1.8)
Set to satisfy the relationshipPleaseIt is characterized by being.
[0020]
  That is, the present invention attempts to inject fuel from the fuel injection valve toward the lip portion and cause fuel spray to reach the lip portion during the fuel ignition delay period so that fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion. To do. For this purpose, the fuel spray arrival distance Sp (penetration) at the time when 0.42 ms, which is a typical ignition delay period during medium load operation, from the start of fuel injection is used to set the minimum aperture Dlip of the cavity. The reason why Sp (sin) is multiplied by sin (Θ / 2) is to determine the reach of the fuel spray in the horizontal direction because the fuel is injected with a cone angle Θ.
[0021]
  Then, since the k value is set to 1.4 to 1.8, the fuel spray reaches the lip portion during the ignition delay period. Since the cavity is at a high temperature, vaporization of the fuel spray proceeds simultaneously with mixing of the fuel spray and air, and fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion. Ignition occurs in a combustible mixture of fuel vapor and air, where ignition conditions are reached, but does not occur near the spray tip (near the lip) or near the fuel injection valve. Usually, it occurs at a place away from the fuel injection valve to the front in the injection direction to some extent (and also away from the lip portion).
[0022]
  Therefore, the expansion flow of the combustion gas generated by the ignition strongly presses the fuel vapor existing in the vicinity of the lip portion in front of the combustion gas (front in the injection direction) against the peripheral wall surface of the cavity. As a result, the fuel vapor near the lip is guided toward the bottom of the cavity by the expansion flow. As a result, as described above in the description of the invention of claim 1, the heat spot does not become large at a specific portion in the cavity, or the heat spot disappears quickly, which is advantageous for NOx reduction. .
[0023]
  Here, if the k value is less than 1.4, that is, if the minimum diameter Dlip of the cavity becomes relatively small, the liquid jet of fuel injected from the fuel injection valve will reach the lip portion. It does not divide sufficiently, resulting in incomplete spraying. Therefore, the formation of fuel vapor is insufficient, and the expansion flow of the combustion gas does not work effectively. Furthermore, the core of the fuel spray (the liquid column part present in the fuel spray injected from the fuel injection valve or the part where the fuel concentration is very high) collides with the lip part to worsen the combustion (power reduction), Even if the NO generation amount decreases, the soot generation amount increases.
[0024]
  On the other hand, if the k value exceeds 1.8, that is, if the Dlip is relatively large, the distance from the ignition point to the lip portion becomes long, so that the expansion flow of the combustion gas due to ignition causes the fuel in front of the lip. Even if it acts on the steam, the amount of the fuel steam that is dispersed to the periphery before being applied to the lip increases. That is, the expansion flow does not work effectively for guiding the fuel vapor toward the bottom of the cavity, and the amount of NOx generated increases. From such a viewpoint, the k value is more preferably 1.5 to 1.7.The
[0025]
ContractThe invention according to claim 3 is the fuel injection device for a diesel engine according to claim 1 or 2,
  The pilot combustion suppression means is characterized in that when the engine load is equal to or greater than a predetermined value, the ratio of the pilot injection amount to the main injection amount of the fuel is less than when the engine load is less than the predetermined value.
[0026]
  Accordingly, since the amount of fuel that is pilot-injected and combusted is relatively small when the engine is high in load, a large increase in the temperature and pressure of the combustion chamber can be suppressed, and there are few flame nuclei for ignition of the main injection fuel. Become. For this reason, it is avoided that the ignition of the main injection fuel is hardly induced and the ignition delay period becomes excessively short. Therefore, the expansion of the heat spot using the above-described expansion flow of the combustion gas can be prevented and early disappearance can be achieved, which is advantageous in reducing NOx.
[0027]
  The invention according to claim 4 is the fuel injection device for a diesel engine according to claim 1 or 2,
  In order to obtain an ignition delay period in which a region of fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion in the main injected fuel, when the engine load is equal to or greater than a predetermined value, the pilot injection starts from when the engine injection is less than the predetermined value. The time until the start of the main injection is made longer.
[0028]
  Accordingly, since the pilot injection timing is advanced when the engine is under a high load, the fuel injected by the pilot easily diffuses in the combustion chamber to form a lean premixed gas, that is, the amount of fuel burned by self ignition. Less. Alternatively, even if the combustion is ignited, the combustion ends early and the number of fire types effective for igniting the main injection fuel decreases. For this reason, it is avoided that the ignition of the main injection fuel is hardly induced and the ignition delay period becomes excessively short. Therefore, the expansion of the heat spot using the above-described expansion flow of the combustion gas can be prevented and early disappearance can be achieved, which is advantageous in reducing NOx.
[0029]
  The invention according to claim 5 is the fuel injection device for a diesel engine according to claim 4,
  The ratio of increasing the time as the engine load increases is made longer when the engine load is equal to or higher than a predetermined value and longer than when the engine load is lower than the predetermined value.
[0030]
  As a result, when the engine load shifts from a low load to a high load, the effect of the pilot injection suddenly decreases, that is, the ignition delay period of the main injection fuel at a high engine load while avoiding a sudden increase in combustion noise. Therefore, it is possible to prevent the heat spot from expanding and to quickly extinguish using the above-described expansion flow of the combustion gas, so that NOx is reduced.
[0031]
【The invention's effect】
  As described above, according to the present invention, a region of fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion during the ignition delay period of the main injection fuel, and the fuel vapor is spread on the peripheral wall surface of the cavity by the expansion flow of the combustion gas generated by the ignition. In the fuel injection device for a diesel engine, which is directed to the bottom of the cavity, pilot injection of fuel is performed prior to the main injection, and the main injected fuel is disposed near the lip portion. In order to obtain an ignition delay period that forms a region of fuel vapor, combustion by pilot injection is suppressed when the engine load is greater than or equal to a predetermined value than when it is less than the predetermined value. Preventing expansion and early extinction of heat spots using expanded flow of combustion gas while reducing noise and suppressing NOx generation It can be, which is advantageous in reduction of NOx.
[0032]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
  Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
[0033]
  -Combustion chamber structure of diesel engine-
  In the combustion chamber structure of the direct injection diesel engine shown in FIG. 1, 1 is a piston, 2 is a cylinder block, 3 is a cylinder head, 4 is an intake port (helical port), 5 is an exhaust port, 6 is an intake valve, and 7 is an exhaust. It is a valve. At the top of the piston 1 is formed a reentrant cavity 8 whose diameter decreases as it approaches the open end. The cylinder head 3 is provided with a fuel injection valve 9, and its injection nozzle 10 protrudes slightly to inject fuel directly into the cavity 8. The cylinder head 3 is a flat type, and the valves 6 and 7 are upright.
[0034]
In the piston 1 shown enlarged in FIG. 2, 11 is an annular lip portion projecting inwardly at the piston top surface so as to form an opening edge of the cavity 8, and 12 is a piston radial outward direction following the lip portion 11. It is the annular recessed part recessed in. Further, the piston 1 is formed with a convex portion 13 that protrudes toward the opening of the cavity 8 at the center of the bottom of the cavity 8.
[0035]
  −Diesel engine design−
  The diesel engine is designed as follows.
[0036]
  The fuel spray reach Sp at the time when 0.42 ms has elapsed from the start of fuel injection of the fuel injection valve 9, the cone angle Θ of the fuel spray of the fuel injection valve 9, and the minimum aperture of the lip portion 11 of the cavity 8 (Hereinafter referred to as lip diameter.) Dlip has a relationship satisfying the following expression.
[0037]
      Dlip = k × Sp × sin (Θ / 2) (1)
  However, k = 1.4 to 1.8, and k = 1.5 to 1.7 is preferable. 0.42 ms from the start of fuel injection is a typical ignition delay period in the emission operation mode.
[0038]
  The cone angle Θ is preferably 153 to 157 degrees. That is, in a diesel engine, fuel injection is usually performed in the vicinity of the top dead center of the compression stroke, particularly in the vicinity of several degrees CA (for example, near ATDC 2 °) after the top dead center. In this case, if the cone angle Θ is less than 153 degrees, the fuel spray does not hit the lip portion and moves toward the bottom of the cavity, so that the heat spot cannot be sufficiently dispersed or early extinguished using the above-described expansion flow. . On the other hand, when the cone angle Θ exceeds 157 degrees, the fuel spray injected from the fuel injection valve is directed to the squish area around the opening of the cavity, and this squish area is a place where heat is easily radiated to the cylinder head and the cylinder block. Therefore, incomplete combustion of the fuel spray tends to occur and the amount of soot generated increases. Therefore, from this point of view, the more preferable cone angle Θ is 154 to 156 degrees.
[0039]
  The reach distance Sp is determined by a constant container experiment (fuel injection pressure 80 MPa, atmospheric pressure 2.5 MPa, temperature 20 ° C.). If there is no constant container experiment data, it can be estimated from Guang'an's formula. Guang'an's formula is an empirical formula that relates the reach distance Sp (spray penetration) and the nozzle diameter of the fuel injection valve 9 and is as follows.
[0040]
    Sp = Spb + 2.95 × (ΔP × 10⁶/ ρf)^0.25× (Dn × (t-tb))^0.5
        Spb = 0.39 × (2 × ΔP × 10⁶/ ρf)^0.5× tb
         tb = 28.65 × (ρf × Dn × 10^-3) / (ρA × ΔP × 10⁶)^0.5/Ten^-3
  Where ΔP: differential pressure (MPa) between container pressure and injection pressure, ρf: light oil density (kg / m³), Dn: nozzle diameter (mm), t: time after the start of injection (0.42 ms), and ρA: container air density.
[0041]
  The cylinder bore diameter B has a relationship satisfying the following formula.
[0042]
      B = K × Dlip (2)
  However, it is preferable that K = 1.8 to 2.5.
[0043]
  That is, if the minimum diameter Dlip of the cavity is too small with respect to the bore diameter B, the maximum output is reduced. On the contrary, if the cavity is too large, the normal squish flow obtained in the compression stroke becomes weak. As a result, the amount of sputum generated increases. From this viewpoint, the K value is set to 1.8 to 2.5, and a more preferable K value is 2.0 to 2.3.
[0044]
  For example, when the reach distance Sp = 27 mm and the cone angle Θ = 154 degrees, the lip diameter Dlip = 38.94 to 44.20 mm and the bore diameter B = 77.87 to 100.33 mm. The height of the convex portion 13 may be about 0.2 to 0.25 times the lip diameter Dlip.
[0045]
  The fuel spray angle θ is preferably θ = 15 to 24 degrees. That is, as the spray angle θ increases, the dispersibility of the fuel spray increases, but the fuel vapor also spreads from the vicinity of the lip portion to the periphery thereof, so the amount of fuel vapor applied to the lip portion by the expansion flow of the combustion gas decreases accordingly. This is disadvantageous for the dispersion movement or early disappearance of the heat spot using the expansion flow. On the other hand, if the spray angle θ becomes too small, the fuel spray core becomes longer and this impinges on the lip and worsens combustion (decrease in output). Even if the amount of NOx generated decreases, the amount of soot generated Will increase. For this reason, the spray angle θ is preferably 15 to 24 degrees, and more preferably 18 to 23 degrees.
[0046]
  The fuel injection pressure P of the fuel injection valve 9 is preferably P = 50 MPa or more. That is, in order to cause the fuel spray injected from the fuel injection valve to reach the lip portion during the ignition delay period and form fuel vapor near the lip portion as described above, the fuel injection pressure is set to 50 MPa or more. It is preferable. A more preferable injection pressure is 80 MPa or more. The upper limit of the injection pressure can be set to 150 MPa, for example, and 200 MPa.
[0047]
  The ratio of the momentum of the swirl to the momentum of the fuel spray at the lip when the fuel spray injected from the fuel injection valve 9 first reaches the lip of the piston cavity is 0.9 to 1.5. It is preferable. This momentum ratio can be obtained by the following equation.
[0048]
    Momentum ratio = ((ρa / ρao) × Va) / ((ρs / ρso) × Vs) (3)
  Where ρa: charged air density, ρao: air density in the standard state, Va: swirl speed of the lip portion 11 at the top dead center of the compression stroke, ρs: density of fuel spray in a constant vessel experiment, ρso: standard Fuel spray density in the state, Vs: Spray speed when reaching the lip in a constant container experiment. The standard state is 20 ° C. and 1 atmosphere (0.1013 MPa).
[0049]
  Where ρa / ρao = (Pin / 101.3) / (Tin / 293.3),
                Va = ρa × SRi × (Dlip / B / 2))²× (N × 2π / 60) × Dlip,
It is. ρs / ρso = 1 can be set.
[0050]
  Where Pin: intake manifold internal pressure (kPa), Tin: intake manifold internal temperature, SRi: swirl ratio in rig test, N: engine speed (rpm).
[0051]
  That is, the swirl generated in the bore in the intake stroke promotes the mixing of fuel spray or fuel vapor and air in the combustion stroke (expansion stroke) and contributes to the reduction of the amount of soot generated. However, if the swirl is too strong, the penetration of the fuel spray becomes small, which is disadvantageous for the reburning of soot using the vertical vortex caused by the expansion flow of the combustion gas. Therefore, the momentum ratio is set to 0.9 to 1.5 in order to effectively use the swirl to reduce the generation amount of the soot in a range that does not adversely affect the generation of the vertical vortex. The momentum ratio is more preferably 1.1 to 1.3.
[0052]
  -Combustion concept-
  2A to 2C show the combustion concept of the present invention.
[0053]
  As shown in the state of the ignition delay period in FIG. 3A, a vertical vortex (flow from the lip portion 11 of the cavity 8 to the lip portion 13 through the recessed portion 12, the deepest portion, and the convex portion 13) is formed in the cavity 8. When substantially not generated, fuel is injected from the fuel injection valve 9 toward the lip portion 11 of the piston 1. During this fuel ignition delay period, the fuel spray 15 reaches the lip portion 11 to form a region of the fuel vapor 16 near the lip portion 11, and the fuel vapor 16 is ignited in front of the fuel injection direction. The ignition point is indicated by an asterisk (*) in FIG.
[0054]
  In this case, the region of the fuel vapor 16 can be formed in the vicinity of the lip portion 11 by increasing the spray penetration. This is advantageous in that the fuel vapor 16 is guided in a large amount toward the recessed portion 12 by the expansion flow described below. Further, increasing the cone angle Θ (Θ = 153 to 157 degrees) is advantageous in forming the region of the fuel vapor 16 in the vicinity of the lip portion 11.
[0055]
  As shown in FIG. 2B, the fuel vapor 16 in front of the ignition position is applied to the lip portion 11 by the expansion flow of the combustion gas 17 caused by the ignition. Thereby, the fuel vapor 16 is guided from the lip portion 11 to the recessed portion 12 and further toward the bottom of the cavity 8 to generate a vertical vortex.
[0056]
  In this case, when the spray penetration is increased, the expansion flow forward in the injection direction is increased, which is advantageous for promoting the vertical vortex. A smaller lip diameter Dlip is advantageous in directing the fuel vapor toward the cavity bottom by strongly applying the expansion flow to the cavity peripheral wall surface. However, if the lip diameter Dlip is too small, the maximum output of the engine is lowered. Therefore, the lip diameter Dlip is preferably larger than ½ of the bore diameter B.
[0057]
  As shown in FIG. 5C, the convex portion 13 at the center of the cavity promotes the winding of the combustion gas 17 from the deepest part of the cavity bottom along the rising surface of the convex portion 13 as shown in FIG. .
[0058]
  As described above, the maximum temperature portion in the cavity 8 is shifted from the lip portion 11 to the bottom side of the cavity 8 until the end of fuel injection. Therefore, the heat spot does not become large at a specific part in the cavity, and the disappearance of the heat spot is accelerated, so that NOx can be reduced. In addition, mixing of the combustion gas 17 and oxygen remaining above the center of the cavity progresses due to the above-described hoisting in the later stage of combustion, and further, the combustion gas 17 flows into the squish area, so that the air utilization rate increases, and the combustion gas 17 Soot reburning is promoted and soot emissions are reduced.
[0059]
  -Combustion simulation-
  Next, the simulation result of combustion will be described. That is, the cross-sectional fuel distribution, cross-sectional velocity vector, and cross-sectional temperature distribution of the combustion chamber shown by the piston 1, the cylinder block 2 and the cylinder head 3 are substantially injected through the center of the bore 18 as shown in FIG. It was determined by a cross section extending in the direction. In the figure, S is a swirl.
[0060]
  The calculation conditions are: engine speed: 2000 rpm, average effective pressure: 0.57 MPa, fuel injection valve 9: injection valve (1); injection nozzle diameter 0.15 mm × 6 injection valves (2); injection nozzle diameter 0.17 mm × Six, injection pressure: 80 MPa, injection timing: ATDC 2 °, no EGR. The spray valve (1) has a spray angle θ = 22 degrees, the spray valve (2) has a spray angle θ = 30 degrees, and the cone angle Θ is 154 degrees.
[0061]
  4 to 10 show the results of numerical calculation. In each figure, the result of the injection valve (1) is shown on the upper side, and the result of the injection valve (2) is shown on the lower side. In the cross-sectional fuel distribution in each figure, the region of the fuel vapor is surrounded by a two-dot chain line. In the cross-sectional temperature distribution of each figure, the temperature distribution is represented by an isothermal line, and the temperature increases toward the inner side.
[0062]
  In the ATDC 6 ° shown in FIG. 4, the injection angle 22 degrees and the injection angle 30 degrees are different in that the former has a lower fuel spray dispersion corresponding to the difference in the injection angle. On the other hand, there is no difference between the two in terms of velocity distribution, and there are almost no vertical vortices.
[0063]
  At ATDC 8 ° shown in FIG. 5, the fuel spray hits the lip portion 11 at both the spray angles of 22 ° and 30 °, and a fuel vapor region is formed in the vicinity of the lip portion 11. Subsequently, an expanded flow of combustion gas is generated by ignition, and fuel vapor in front of the combustion gas is blown off to the cavity peripheral wall surface, particularly the boundary portion between the lip portion 11 and the recessed portion 12.
[0064]
  Comparing the spray angle between 22 degrees and 30 degrees, the fuel vapor spreads better toward the recessed portion 12 in the former than in the latter. This is because, as is clear from the cross-sectional velocity distribution, the former has a stronger expansion flow toward the boundary portion or the recessed portion 12 than the latter. In both cases, the temperature of the ignition point is high.
[0065]
  At ATDC 10 ° shown in FIG. 6, at the spray angle of 22 degrees, the expansion flow is strong, so that part of the fuel vapor is blown off from the lip portion 11 toward the recessed portion 12 along the cavity peripheral wall surface. When the spray angle is 30 degrees, the fuel vapor blown off into the recessed portion 12 is smaller than when the spray angle is 22 degrees.
[0066]
  For this reason, in the former (spray angle of 22 degrees), the flame grows greatly from the lip portion 11 toward the recessed portion 12 by the fuel vapor blown off to the recessed portion 12, and the combustion gas is generated as shown in the cross-sectional velocity distribution. The expansion flow is further circulated from the recessed portion 12 to the deepest portion of the cavity bottom. And also in cross-sectional temperature distribution, the heat spot H more than predetermined temperature is extended toward the deepest part of a cavity bottom. On the other hand, in the latter (spray angle 30 degrees), the wraparound of the expansion flow of the combustion gas is weaker than that in the former, and therefore, the heat spot H extends less toward the cavity bottom.
[0067]
  At ATDC 12 ° shown in FIG. 7, when the spray angle is 22 degrees, the fuel vapor further spreads to the deepest part of the bottom of the cavity, and the expansion of the expansion flow of the combustion gas is further strengthened, so that the vertical vortex grows. As a result, the heat spot H near the lip portion 11 is reduced, and another heat spot H appears at the bottom of the cavity. On the other hand, when the spray angle is 30 degrees, the fuel vapor is less spread to the bottom of the cavity and the expansion flow of the combustion gas is less circulated than when the spray angle is 22 degrees. Further, the heat spot H in the vicinity of the lip portion 11 is not yet reduced.
[0068]
  At ATDC 14 ° shown in FIG. 8, when the spray angle is 22 degrees, most of the fuel vapor moves to the deepest part of the bottom of the cavity, and then burns along the convex part toward the center of the opening of the cavity 8. The expansion flow of the gas becomes larger and the vertical vortex grows. And the heat spot H near the lip part 11 has almost disappeared. That is, the highest temperature portion in the cavity 8 is completely shifted to the bottom side of the cavity 8 from the lip portion 11. On the other hand, when the spray angle is 30 degrees, the fuel vapor is less spread to the bottom of the cavity and the expansion flow of the combustion gas is less circulated than when the spray angle is 22 degrees. Further, although the heat spot H appears at the bottom of the cavity 8, the heat spot H near the lip portion 11 has not yet disappeared.
[0069]
  At ATDC 16 ° shown in FIG. 9, the fuel injection is completed, and at the spray angle of 22 degrees, the position of the fuel vapor moves toward the convex portion 13 and the amount of the fuel vapor is also reduced. Further, along with the movement of the fuel vapor, the expansion flow of the combustion gas rolls up along the peripheral wall surface of the convex portion 13, and the heat spot H moves closer to the convex portion 13. On the other hand, when the spray angle is 30 degrees, the movement of the fuel vapor toward the convex portion 13 is less and the expansion of the expansion flow of the combustion gas is less than when the spray angle is 22 degrees. Further, the heat spot H near the lip portion 11 has not yet disappeared.
[0070]
  At ATDC 18 ° shown in FIG. 10, at a spray angle of 22 degrees, the amount of fuel vapor is small and the vertical vortex is weak, but from the bottom of the cavity 8 to the opening of the cavity 8 and further to the squish area. There is a flow. The heat spot H at the bottom of the cavity 8 has almost disappeared. On the other hand, when the spray angle is 30 degrees, a relatively large amount of fuel vapor remains at the bottom of the cavity 8, and the heat spots H near the lip 11 and at the bottom of the cavity 8 have not yet disappeared.
[0071]
  As described above, when the spray angle is 22 degrees, the expansion flow of the combustion gas at the initial stage of combustion is larger than that when the spray angle is 30 degrees, and the fuel vapor near the lip portion 11 is strongly pressed against the peripheral wall surface of the cavity and the recessed portion 12. It is carried to. For this reason, the expansion flow of the combustion gas grows from the lip portion 11 to the cavity bottom through the recessed portion 12, and the heat spot H appears near the cavity bottom, and the heat spot H near the lip portion 11 disappears relatively quickly. ing. Further, the heat spot H near the cavity bottom disappears relatively quickly due to the promotion of the vertical vortex by the expansion flow. From this, it can be seen that the amount of NO generated is smaller at a spray angle of 22 degrees than when the spray angle is 30 degrees.
[0072]
  Further, at the spray angle of 22 degrees, the combustion gas is wound up along the convex portion 13 by the strong vertical vortex described above, and the contact with the air in the center of the cavity 8 is promoted, and further, the contact with the air in the squish area is prevented. Has been promoted. From this, it is understood that the soot discharge amount decreases because the soot reburns in the combustion gas proceeds.
[0073]
  -Relationship between nozzle nozzle diameter, injection angle θ and penetration-
  For a fuel injection valve (1) having a nozzle nozzle diameter of 0.15 mm and a fuel injection valve (2) having a nozzle diameter of 0.17 mm, a constant vessel experiment (injection pressure 70 MPa, atmospheric pressure 2.5 MPa, atmospheric temperature 293 K) ), The spray angle θ and the spray reach distance (penetration) Sp were examined. The result about the spray angle θ is shown in FIG. 11, and the result about the spray reach distance Sp is shown in FIG. In FIGS. 11, 12, and 15, “(1)” of the injection valve (1) and “(2)” of the injection valve (2) are indicated by circle numbers.
[0074]
  As shown in FIG. 11, the spray angle θ hardly changes with the passage of time. In the injection valve (1) having a nozzle diameter of 0.15 mm, the spray angle θ is about 22 degrees, and the injection valve having a nozzle diameter of 0.17 mm. In (2), the spray angle θ is about 30 degrees. As shown in FIG. 12, the spray reach distance Sp in the ignition delay period of 0.42 ms is 27 mm for the injection valve (1) having a nozzle diameter of 0.15 mm, and 21 mm for the injection valve (2) having a nozzle diameter of 0.17 mm. became.
[0075]
  -About k value-
  Next, the influence of the k value on the NO generation amount will be described.
[0076]
  That is, as apparent from the equation (1), the magnitude of the k value is reflected as the magnitude of the lip diameter Dlip, and if the reach distance Sp is constant, the strength of the vertical vortex is affected. Therefore, the amount of NO produced when the k value was changed was examined. The result is shown in FIG.
[0077]
  In the figure, the data of k = 1.9 is of a PAN (flat pot) type with a reentrant rate R = 1 and no convex portion 13 at the center of the cavity. The reentrant rate R is a Dlip / Dmax value when the maximum inner diameter of the cavity 8 is Dmax. The data of k = 1.73 is of a reentrant type having a reentrant ratio R = 1.73 / 1.9 and a convex portion 13 at the center of the cavity. Each data of k = 1.65 and k = 1.54 is reentrant in which the recessed amount Re (see FIG. 2B) of the recessed portion 12 from the lip portion 11 is the same as that of k = 1.73. Of the type.
[0078]
  According to the figure, the NO generation amount decreases as the k value decreases. This is because when the lip diameter is reduced, the expansion flow of the combustion gas at the initial stage of the combustion strongly acts on the peripheral wall surface of the cavity, the vertical vortex is promoted, and the distance between the recessed portion 12 and the projected portion 13 is reduced. This is because a vertical vortex is easily generated. However, if the k value becomes too small, the core of the fuel spray collides with the lip portion 11 to worsen the combustion (power reduction), and the amount of soot increases even if the amount of NO generated decreases. Therefore, in order to reduce the production amount of NO while suppressing the decrease in output and the generation of soot, the k value is preferably set to 1.4 to 1.8, more preferably 1.5 to 1.7.
[0079]
  -Effect of swirl / fuel spray momentum ratio on soot emissions-
  The ratio of the swirl momentum to the fuel spray momentum in the lip portion 11 of the cavity 8 was varied to examine the amount of soot discharged. The measurement was carried out using a cone angle of 154 degrees, a lip diameter of 43.4 mm, a bore diameter of 86 mm, a nozzle nozzle diameter of 0.15 mm (injection valve (1): spray angle of 22 degrees), an average effective pressure of 0.3 MPa at an engine speed of 1500 rpm, The test was carried out for each of an engine speed of 2000 rpm and an average effective pressure of 0.57 MPa, and an engine speed of 2500 rpm and an average effective pressure of 0.9 MPa. The results are shown in FIG.
[0080]
  According to the figure, although there is some variation, both the cases where the momentum ratio becomes smaller and larger with the momentum ratio of about 1.2 as the center point, as indicated by the trend line in the figure. The soot discharge is increasing. The reason why the soot discharge amount increases as the momentum ratio decreases is that the fuel and air cannot be sufficiently mixed by the swirl and the amount of soot generation increases. The amount of soot discharge increases as the momentum ratio increases because the swirl makes it difficult to generate the vertical vortex described above, and soot recombustion (oxidation) in the combustion gas does not proceed.
[0081]
  Therefore, it can be seen from the same figure that if the momentum ratio is within a predetermined range centered at 1.2, the recombustion of the soot can be promoted by the vertical vortex while the soot generation is suppressed by the swirl, for example, It can be said that it is preferably about 0.9 to 1.5, and more preferably about 1.1 to 1.3.
[0082]
  -Effects of spray angle θ and EGR rate on NOx emissions and soot emissions-
  At a cone angle of 154 degrees, a lip diameter of 43.4 mm, a bore diameter of 86 mm, an engine speed of 2000 rpm, and an average effective pressure of 0.57 MPa, an injection valve (1) (injection diameter of 0.15 mm, spray angle of 22 degrees) and an injection valve (2 ) (Nozzle diameter 0.17 mm, spray angle 30 degrees), respectively, by changing the EGR rate (the ratio of the exhaust amount recirculated from the engine exhaust system to the intake system (EGR amount) with respect to the total intake amount) The amount and soot discharge were measured. The results are shown in FIG.
[0083]
  According to the figure, when the injection valve (1) having a nozzle diameter of 0.15 mm and a spray angle of 22 degrees is used, NOx emission is smaller than when the injection valve (2) having a nozzle diameter of 0.17 mm and a spray angle of 30 degrees is used. It can be seen that when both the amount and the soot discharge amount are decreased, however, when the EGR rate is increased, the NOx reduction effect by reducing the spray angle θ is not obtained so much.
[0084]
  -Effects of pilot injection on NOx emissions-
  How is NOx emission affected by the presence or absence of pilot injection under the operating conditions of cone angle 154 degrees, lip diameter 43.4 mm, bore diameter 86 mm, engine speed 2500 rpm, average effective pressure 0.9 MPa and EGR? We investigated whether it was a real machine bench test. As a result, it was found that with the pilot injection, the NOx emission reduction effect utilizing the expanded flow of the combustion gas described above is halved compared with the case without pilot injection.
[0085]
  Examining this point, the ignition delay period of the main injection fuel was 7 degrees in crank angle without pilot injection, but the ignition delay period was 4 degrees with pilot injection. Therefore, with pilot injection, the ignition delay period of the main injected fuel is shorter than with no pilot injection, so the area of fuel vapor that can be formed near the lip portion 11 before ignition becomes smaller, and moreover, due to early ignition. It can be said that the ignition position is far from the lip portion 11. For this reason, with pilot injection, the expansion flow of the combustion gas does not act efficiently on the fuel vapor, resulting in insufficient generation and strengthening of the vertical vortex, and the NOx emission reduction effect is halved compared to without pilot injection. It is what.
[0086]
  −Measures to reduce the effect of longitudinal vortex effect during pilot injection−
  The problem that the effect of reducing the NOx emission amount during pilot injection is halved can be countered by controlling pilot injection. That is, the fuel injection valve 9 mainly injects fuel near the top dead center of the compression stroke so as to go to the lip portion 11 forming the cavity opening edge of the piston 1, and the fuel injection valve 9 Pilot injection execution means for performing pilot injection of fuel prior to injection, and pilot combustion suppression means for suppressing combustion by the pilot injection when the engine load is equal to or greater than a predetermined value than when the engine load is less than the predetermined value. It is to provide.
[0087]
  FIG. 16 shows the flow of fuel injection control. In step S1 after the start, data such as the engine speed and the accelerator opening necessary for fuel injection control are input. In the subsequent step S2, the basic fuel injection amount Qb is calculated and set from the fuel injection amount map based on the engine speed, the accelerator opening, etc., and the basic injection timing (main injection start time) Ib is calculated from the basic injection timing map. Is calculated and set. The fuel injection amount map is created so that the basic injection amount Qb increases as the accelerator opening increases and as the engine speed increases. The injection timing map defines the optimal injection timing corresponding to the engine water temperature and the engine speed. For example, if the engine water temperature and the engine speed are different, the ignition delay period is different. A proper injection timing Ib is set.
[0088]
  In the subsequent step S3, the main injection amount Qm and the pilot injection amount Qp are calculated and set from the map relating to the pilot injection ratio based on the engine speed and the accelerator opening, and the pilot injection start timing Ip is set from the map relating to the pilot injection timing. Calculate and set.
[0089]
  The map related to the pilot injection ratio defines an optimal ratio (Qp / Qb) of the pilot injection amount Qp corresponding to the engine speed and the accelerator opening. This ratio is set to be smaller in a high load region where the engine load is a predetermined value or more than in a low load region where the engine load is less than a predetermined value.
[0090]
  That is, as shown in FIG. 17, the basic injection amount Qb and the pilot injection amount Qp in the low engine speed range, the basic injection amount Qb increases as the engine load increases, but the pilot injection amount Qp is low. In the load region, the engine load increases slightly as the engine load increases, but gradually decreases as shown by the solid line when the engine load becomes a high load that exceeds a predetermined value. In this high load region, the pilot injection amount Qp may be reduced as a whole as compared with the low load region as indicated by a chain line. The pilot injection amount Qp can be made smaller in the middle engine speed range or in the high speed range than in the low speed range.
[0091]
  The map related to the pilot injection timing is an optimum time t from the pilot injection timing Ip to the main injection timing Qb corresponding to the engine speed and the accelerator opening. As shown in FIG. 18, when the engine speed is constant, the time t gradually increases as the engine load increases in a low load region where the engine load is less than a predetermined value. As shown, the rate of increase in time t accompanying the increase in engine load is determined to be greater than the rate of increase in the low load region.
[0092]
  In the engine low load region, the time t may be substantially constant regardless of the increase in engine load. Further, as indicated by a chain line in FIG. 18, the time t may be generally increased by a predetermined amount in the engine high load region than in the low load region. Further, as shown in FIG. 19, when the engine load is constant, the time t is increased as the engine speed increases.
[0093]
  Then, in step S4, based on the crank angle signal, pilot injection is executed at the injection amount Qp when the pilot injection timing Ip is reached, and main injection at the injection amount Qm is executed when the main injection timing is reached. Execute.
[0094]
  In the above configuration, the pilot combustion suppression means is configured by setting the ratio (Qp / Qb) of the pilot injection amount Qp to be smaller in the engine high load region than in the low load region.
[0095]
  Therefore, when pilot injection is performed, the temperature and pressure in the combustion chamber rise due to the combustion of the injected fuel, and the formation of a fire type increases the ignitability of the subsequent main injected fuel and shortens the ignition delay period. Become. For this reason, the premixed combustion of the main injection fuel is suppressed, the combustion noise is reduced, and the generation of NOx at the initial stage of combustion is suppressed.
[0096]
  However, the pilot combustion suppression means operates in a high load region where the engine load is a predetermined value or more, and combustion by the pilot injection is suppressed more than in the low load region. That is, in the engine high load region, the ratio of the pilot injection amount (Qp / Qb) is smaller than that in the low load region, so the amount of fuel injected and burned is reduced, and the temperature and pressure of the combustion chamber are greatly increased. And the number of flame nuclei for ignition of the main injection fuel is reduced.
[0097]
  For this reason, it is difficult for the ignition of the main injection fuel to be induced and the ignition delay period of the main injection fuel is prevented from being excessively shortened, and an intended fuel vapor region can be formed near the lip before ignition. it can. As a result, the expansion of the heat spot using the above-described expansion flow of the combustion gas can be prevented and the disappearance can be achieved quickly, which is advantageous in reducing NOx.
[0098]
  Further, when the time t from the start of pilot injection to the start of main injection is made longer in the engine high load region than in the low load region, the pilot injection timing is thereby advanced, so that the fuel injected by the pilot Is easily diffused in the combustion chamber to form a lean premixed gas. That is, the amount of fuel that burns by self-ignition decreases. Alternatively, even if the combustion is ignited, the combustion ends early and the number of fire types effective for igniting the main injection fuel decreases. For this reason, it is difficult to induce the ignition of the main injection fuel, and the ignition delay period of the main injection fuel is prevented from being excessively shortened, which is advantageous for the reduction of NOx using the expansion flow of the combustion gas.
[0099]
  In addition, when the pilot injection amount Qp and the pilot injection timing Ip are not changed suddenly at the boundary between the engine low load region and the high load region (characteristics shown by solid lines in FIGS. 17 and 18), the engine load is in the low load region. Even if the vehicle shifts from the high load region to the high load region, the effect of pilot injection is suddenly reduced, that is, the combustion noise does not suddenly increase, and the passenger does not feel uncomfortable.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a cross-sectional view showing a structure of a diesel engine according to an embodiment of the present invention.
FIG. 2 is an explanatory view (sectional view) showing a combustion concept of the present invention.
3 is a plan view of a combustion chamber displaying cross-sectional positions in FIGS. 4 to 10. FIG.
FIG. 4 is a view showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 6 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 5 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 8 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 6 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 10 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 7 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 12 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 8 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in a combustion chamber at ATDC 14 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 9 is a view showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution of the combustion chamber at ATDC 16 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 10 is a diagram showing a cross-sectional fuel distribution, a cross-sectional velocity vector, and a cross-sectional temperature distribution in the combustion chamber at ATDC 18 ° obtained by simulation for spray angles of 22 ° and 30 °.
FIG. 11 is a graph showing the relationship between the nozzle diameter and the spray angle θ.
FIG. 12 is a graph showing the relationship between the nozzle diameter and the spray reach distance (penetration) Sp.
FIG. 13 is a graph showing the relationship between k value and NO generation amount.
FIG. 14 is a graph showing the amount of soot discharged when the ratio of the momentum of the swirl to the momentum of the fuel spray is variously changed.
FIG. 15 is a graph showing the relationship between the spray angle θ and the EGR rate, the NOx emission amount, and the soot emission amount.
FIG. 16 is a flowchart of fuel injection control.
FIG. 17 is a graph showing the relationship between engine load, basic injection amount Qb, and pilot injection amount Qp.
FIG. 18 is a graph showing the relationship between engine load, main injection timing, and pilot injection timing.
FIG. 19 is a graph showing the relationship between engine speed, main injection timing, and pilot injection timing.
[Explanation of symbols]
    1 piston
    2 Cylinder block
    3 Cylinder head
    4 Intake port (helical port)
    5 Exhaust port
    8 cavities
    9 Fuel injection valve
  10 Injection nozzle
  11 Lip part
  12 Recessed part
  13 Convex
  15 Fuel spray
  16 Fuel vapor
  17 Combustion gas

Claims

A piston formed with a reentrant-type cavity whose diameter decreases as it approaches the open end at the top;
A fuel injection valve;
A main injection execution means for main-injecting fuel near the top dead center of the compression stroke so as to go to the lip portion forming the opening edge of the cavity of the piston by the fuel injection valve;
Due to the main injection, a region of fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion during the ignition delay period of the main injection fuel, and the ignition is caused by the expansion flow of the combustion gas generated by the ignition in front of the fuel injection direction of the fuel injection valve. In the fuel injection device for a diesel engine, the fuel vapor in front of the position is applied to the peripheral wall surface of the cavity and guided toward the bottom of the cavity.
Pilot injection execution means for performing pilot injection of fuel prior to the main injection by the fuel injection valve;
In order to obtain an ignition delay period in which a region of fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion in the main injection fuel, when the engine load is equal to or greater than a predetermined value, combustion due to the pilot injection is less than when the engine load is less than the predetermined value. A fuel injection device for a diesel engine, comprising pilot combustion suppression means for suppressing the diesel combustion.

The fuel injection device for a diesel engine according to claim 1,
The fuel spray reach Sp at the time when 0.42 ms has elapsed from the start of the main injection of the fuel injector, the cone angle Θ of the fuel spray of the fuel injector, and the minimum aperture Dlip at the lip of the cavity The following equation: Dlip = k × Sp × sin (Θ / 2)
(However, k = 1.4 to 1.8)
A fuel injection device for a diesel engine, which is set so as to satisfy a relationship satisfying

The fuel injection device for a diesel engine according to claim 1 or 2,
The diesel engine is characterized in that the pilot combustion suppression means reduces the ratio of the pilot injection amount to the main injection amount of the fuel when the engine load is equal to or greater than a predetermined value than when the engine load is less than the predetermined value. Fuel injectors.

The fuel injection device for a diesel engine according to claim 1 or 2,
In order to obtain an ignition delay period in which a region of fuel vapor is formed in the vicinity of the lip portion in the main injected fuel, when the engine load is equal to or greater than a predetermined value, the pilot injection starts from when the engine injection is less than the predetermined value. A fuel injection device for a diesel engine, characterized in that the time until the start of the main injection becomes longer.

The fuel injection device for a diesel engine according to claim 4,
A fuel for a diesel engine characterized in that the time is increased by increasing the rate of increasing the time as the engine load increases so that the time is increased when the engine load is greater than or equal to a predetermined value than when the engine load is less than the predetermined value. Injection device.