JPWO2018185847A1 - ピストン - Google Patents

Abstract

内燃機関のピストンであって、ピストンの冠面には、吸気旋回流を保持する凹部が形成されており、冠面は、熱伝導率が前記ピストンの母材よりも低く、かつ、体積当たりの熱容量が前記ピストンの母材よりも小さい断熱膜を有する断熱膜形成部と、断熱膜形成部よりも内燃機関のシリンダボア側の外側位置にあって断熱膜を有しない断熱膜非形成部と、を備える。

Description

本発明は、内燃機関のピストンであって、断熱膜を有するピストンに関する。

ＪＰ２０１４−２０２８３Ａには、ピストンの頂部に形成され、ピストンの内部への熱伝達を抑制するための遮熱膜と、ピストンの頂部にピストンの外周部から間隔を隔てて設けられる凹部とを備え、遮熱膜の末端部分が、ピストンの頂部に設けた凹部に配設されることが開示されている。

このような従来技術によれば、断熱膜（遮熱膜）が熱伝達を抑制することにより、気筒内の温度の低下を抑制できて、燃焼効率が向上できるという利点がある。

一方、断熱膜は体積当たりの熱容量が一般的に大きい。そのため、混合気の燃焼により断熱膜の温度が上昇することで、吸気、圧縮行程において熱せられた断熱膜により気筒内の混合気が受熱し、混合気の温度が上昇する。このために、ノッキングが発生しやすくなり、ノック性能が低下するという問題がある。

本発明の目的は、冷却損失の低減を抑制しながら、ノック性能の低下を抑制できるピストンを提供することである。

本発明のある態様によれば、内燃機関のピストンであって、ピストンの冠面には、吸気旋回流を保持する凹部が形成されており、冠面は、熱伝導率が前記ピストンの母材よりも低く、かつ、体積当たりの熱容量が前記ピストンの母材よりも小さい断熱膜を有する断熱膜形成部と、断熱膜形成部よりも内燃機関のシリンダボア側の外側位置にあって断熱膜を有しない断熱膜非形成部と、を備える。

図１は、内燃機関システムの全体構成の説明図である。 図２は、筒内に生ずるタンブル流動の説明図である。 図３は、タンブル流動崩壊の説明図である。 図４は、燃料噴射時期と点火時期との関係を示す図である。 図５は、プラグ近傍における流動付与の説明図である。 図６は、燃料噴射弁による乱流増加の説明図である。 図７は、燃料噴射弁から噴射される燃料噴霧の形態を示す説明図である。 図８は、噴射ビームの形状の説明図である。 図９は、点火プラグと燃料噴射弁の配置を示す図である。 図１０は、燃料噴射の縮流についての説明図である。 図１１は、ピストンの説明図である。 図１２は、断熱膜の説明図である。 図１３は、ピストンの表面温度の計測結果の一例を示す説明図である。

以下、図面等を参照して、本発明の実施形態について説明する。

図１は、本実施形態の内燃機関システム１の全体構成の説明図である。内燃機関システム１は、吸気通路５１及び排気通路５２がそれぞれ接続される内燃機関１０を備える。内燃機関１０は、吸気通路５１から吸気された混合気が燃焼されることでピストン１８が往復運動を行ない駆動する。燃焼後の排ガスは排気通路５２へと排出される。

吸気通路５１にはタンブルコントロールバルブ１６が設けられる。タンブルコントロールバルブ１６は、吸気通路５１の流路断面の一部を閉塞することにより筒内にタンブル流動を生成する。

吸気通路５１にはコレクタタンク４６が設けられる。コレクタタンク４６にはＥＧＲ通路５３ｂが接続される。

吸気通路５１において、コレクタタンク４６の上流にはエアフローメータ３３が設けられる。エアフローメータ３３に接続するコントローラ５０は、エアフローメータ３３から吸気通路５１内を流れる空気の流量（吸気量）を取得する。また、吸気通路５１のエアフローメータ３３の近傍には吸気温センサ３４が設けられる。吸気温センサ３４に接続するコントローラ５０は、吸気温センサ３４から吸気通路５１を通過する空気の温度（吸気温）を取得する。

また、吸気通路５１には電子制御スロットル４１が設けられ、コントローラ５０によりスロットル開度が制御される。

排気通路５２には排気浄化用の排気触媒４４、４５が設けられる。排気触媒４４、４５には三元触媒等が用いられる。排気通路５２において、排気触媒４４と排気触媒４５との間で、コレクタタンク４６と接続するＥＧＲ通路５３ａに分岐する。

ＥＧＲ通路５３ａにはＥＧＲクーラー４３が設けられる。また、ＥＧＲ通路５３ｂには、ＥＧＲバルブ４２が設けられる。ＥＧＲバルブ４２は、コントローラ５０に接続される。内燃機関１０の運転条件に応じて、コントローラ５０によりＥＧＲバルブ４２の開度が制御される。

内燃機関１０は、点火プラグ１１と燃料噴射弁１２と吸気側可変動弁機構１３と排気側可変動弁機構１４とを備える。さらに、内燃機関１０は、燃料噴射ポンプ１５とピストン１８とを備える。燃料噴射弁１２は、筒内に燃料を直接噴射する直上噴射弁であり、点火プラグ１１の近傍に設けられる。

点火プラグ１１は、内燃機関１０の燃焼室内で火花点火を行う。点火プラグ１１は、コントローラ５０に接続され、コントローラ５０によって火花点火時期が制御される。

燃料噴射弁１２は、コントローラ５０に接続され、燃料噴射時期が制御される。本実施形態では、吸気行程を含めて複数回燃料噴射を行う、いわゆる多段噴射が行われる。燃料噴射ポンプ１５は、加圧した燃料を燃料噴射弁１２に供給する。

吸気側可変動弁機構１３は、吸気弁の開閉時期を変化させる。排気側可変動弁機構１４は、排気弁の開閉時期を変化させる。吸気側可変動弁機構１３及び排気側可変動弁機構１４は、コントローラ５０に接続される。コントローラ５０は、吸気側可変動弁機構１３及び排気側可変動弁機構１４の開閉時期を制御する。本実施形態では、吸気側可変動弁機構１３及び排気側可変動弁機構１４を示しているが、いずれか一方を有するものであってもよい。

内燃機関１０には、ノックセンサ２１、燃圧センサ２４、クランク角センサ２６及び筒内圧センサ３５が設けられる。ノックセンサ２１及び燃圧センサ２４は、内燃機関１０のノックの状態及び燃料噴射ポンプ１５から送られる燃料の燃圧を検出し、コントローラ５０に送る。

同様に、クランク角センサ２６は、内燃機関１０におけるクランク角を検出する。クランク角センサ２６はコントローラ５０に接続され、内燃機関１０のクランク角をコントローラ５０に送る。筒内圧センサ３５は、内燃機関１０における燃焼室の圧力を検出する。筒内圧センサ３５はコントローラ５０に接続され、内燃機関１０の燃焼室の圧力をコントローラ５０に送る。

コントローラ５０は、前述の各種センサ及び図示しないその他のセンサからの出力を読み込み、これらの出力及び予め記憶されたマップ等に基づいて、燃料噴射時期、点火時期、バルブ開閉時期、空燃比等を制御する。

図２は、本実施形態の内燃機関１０の筒内に生ずるタンブル流動の説明図である。図３は、本実施形態の内燃機関１０のタンブル流動崩壊の説明図である。

図２及び図３には、吸気通路５１、排気通路５２、点火プラグ１１、燃料噴射弁１２及びタンブルコントロールバルブ１６が示されている。また、図２及び図３には、点火プラグ１１の中心電極１１ａと外側電極１１ｂが示されている。

図２では、吸気行程における筒内のタンブル流動が矢印で示されている。図３では、圧縮行程における筒内のタンブル流動が矢印で示されている。

本実施形態のピストン１８は、その冠面に凹部としての浅皿６１が形成されている。浅皿６１は、タンブル流動を保持するのに適した、なめらかな凹形状に形成されている。

内燃機関１０の吸気行程において、タンブルコントロールバルブ１６が閉じられていると、吸気は吸気通路５１の図中上側に偏って流れ、筒内に流入する。その結果、図示するように筒内には縦方向に旋回する吸気旋回流動（タンブル流動）が形成される。タンブル流動は、ピストン１８の冠面の浅皿６１の表面に沿って流動することで、タンブル流動が保持される。なお、ピストン１８の冠面のシリンダボア近傍付近（図２中Ａで示す箇所）では、タンブル流動から外れ、混合気の流動が弱くなる。

その後、図３に示すように、圧縮行程においてピストン１８が上昇することにより筒内の燃焼室が狭まる。燃焼室が狭くなると、タンブル流動は押しつぶされ、徐々にその流動を維持できなくなり、やがて崩壊する。

タンブル流動が維持されている間に燃料と吸気との混合が促進される。よって、タンブル流動が崩壊するときには、筒内の混合気は均質化している。しかし、タンブル流動の崩壊後は、筒内の混合気の流動が弱まる。筒内の混合気の流動が弱まると、点火プラグ１１の点火時にプラグ放電チャンネルが十分伸長しない状態となる。なお、「プラグ放電チャンネル」とは、点火プラグ１１の中心電極１１ａ、外側電極１１ｂの間に生ずるアークである。特に、点火プラグ１１の近傍の混合気の流動が弱まると、火花点火により発生した火炎核が成長し難くなるので、失火やパーシャルバーンを起こしやすくなる。

そこで、圧縮上死点以降のプラグ点火時にプラグ放電チャンネルが十分伸長するように、点火時近傍のタイミングにおいて点火プラグ近傍に流動を与える。具体的には、コントローラ５０が、前述した多段噴射の吸気行程と膨張行程に加えて、タンブル流動崩壊後からプラグ放電チャンネル生成までの間に、さらに燃料噴射を行なうように制御する。

図４は、本実施形態における燃料噴射時期と点火時期との関係を示す説明図である。

図４に示すように、吸気行程において燃料噴射を行なうだけでなく、圧縮行程においても点火プラグ１１の点火時期に合わせてさらに燃料噴射を行なう。燃料噴射弁１２は点火プラグ１１の近傍に配置されているので、噴射された燃料の一部は点火プラグ１１の近傍を通過する。これにより、点火プラグ１１近傍に流動が付与される。

なお、燃料噴霧による気流の乱れによって噴霧の一部が点火プラグ１１の中心電極１１ａ、外側電極１１ｂに付着する可能性を考慮して、膨張行程噴射の後に燃料を噴射してもよい。

図５は、プラグ近傍における流動付与の説明図である。上記したように、燃料噴射弁１２は直上噴射弁であり、点火プラグ１１の近傍に設けられる。そのため、噴射された燃料の一部は放電ギャップ近傍を通過することになる。よって、タンブル流動が崩壊した後に燃料噴射が行われることにより、点火プラグ近傍に流動を付与することができる。

図６は、本実施形態の燃料噴射弁１２による筒内の乱流増加の説明図である。図６において、横軸はクランク角を示し、縦軸は乱流強度を示す。

前述のように圧縮行程でタンブル流動は崩壊する。そのため、圧縮行程で乱流強度も徐々に弱くなる。そこで、図６に示すように、点火プラグ１１の点火時期に合わせて燃料噴射を行うことによって、乱流強度を高めることができる。すなわち、燃料噴射を行うことによって流動を与えることができる。

図７は、本実施形態の燃料噴射弁１２から噴射される燃料噴霧の形態を示す説明図である。図８は、図７の円Ａを含む平面を図７の矢印VIII方向から観察した説明図である。

本実施形態の燃料噴射弁１２は、６つの噴孔から燃料が噴射される。６つの噴孔から噴射される燃料噴霧（以下、噴霧ビームともいう）をＢ１−Ｂ６としたとき、各噴霧ビームは噴孔から遠ざかるほど噴霧断面が広くなる円錐形状である。

図９は、本実施形態の噴霧ビームＢ１−Ｂ６と点火プラグ１１との位置関係を示す説明図である。燃料噴射弁１２は、噴霧ビームＢ２の中心軸Ｂ２ｃと噴霧ビームＢ３の中心軸Ｂ３ｃとがなす角の二等分線である一点鎖線Ｃ上に配置される。

図１０は、本実施形態の燃料噴射による効果を説明する説明図である。燃料噴射弁１２から噴射された燃料は、液滴へと分裂して噴霧になり、図中の太線矢印のように周囲の空気を取り込みながら前進する。これにより噴霧の周りに気流の乱れが発生する。

また、流体は、周囲に物体（流体を含む）がある場合には、いわゆるコアンダ効果によってその物体に引き寄せられ、その物体に沿って流れる。すなわち、図９に示す配置では、噴霧ビームＢ２と噴霧ビームＢ３とが図１０の細線矢印のように引き合う、いわゆる縮流が生じる。これにより、噴霧ビームＢ２と噴霧ビームＢ３との間には、強い乱流れが生じ、乱流によってプラグ放電チャンネルを伸長させることができる。

次に、本実施形態のピストン１８の構成を説明する。

図１１は、本実施形態のピストン１８の説明図であり、ピストン１８の正面図及びピストン１８の側面図を示す。

ピストン１８の冠面には、タンブル流動を保持するのに適した凹部としての浅皿６１が形成されている。この浅皿６１には、後述するように断熱膜６０が備えられる。

ピストン１８は、アルミ合金等の金属の母材により構成される。ピストン１８の冠面に本実施形態の断熱膜６０を備えない場合、ピストン１８の母材の熱伝導率が大きいため、混合気の燃焼においてもピストン１８の冠面の温度は上昇しにくい一方で、このことによる冷却損失により燃焼効率が低下する。

そこで、従来、ピストン１８の冠面の温度の低下を防ぎ、冷却損失を抑制することを目的として、ピストン１８の冠面に断熱膜を形成することが行なわれてきた。ピストン１８の冠面に断熱膜を形成することにより、ピストン１８の冠面の温度が低下し難くなり、冷却損失が抑制され燃焼効率の低下が防止できる。従来の断熱膜は、ピストン１８の表面に陽極酸化処理により多孔質のアルマイト被膜を形成したり、熱伝導性の低い金属やセラミックス等を被覆したりすることにより、形成されることが一般的であった。

このように形成される断熱膜は、熱伝導率が低く、かつ、体積当たりの熱容量が大きいものであった。体積当たりの熱容量が大きい場合は、高負荷運転など、ピストン１８の冠面の温度が大きく上昇するような運転状態では、上昇した断熱膜の温度が高いままとなり、ピストン１８の冠面の温度が低下しにくい。ピストン１８の冠面の温度が高いまま維持されると、吸気行程及び圧縮行程において混合気と断熱膜との間で熱交換が行なわれることで混合気が加熱される。

特に、ピストン１８の浅皿６１によりタンブル流動が維持されることで、混合気と断熱膜とが触れる度合いが大きくなり、断熱膜から混合気への熱伝達量が大きくなる。このために混合気の温度が上昇しやすくなり、異常点火が発生するなど、ノック性能が低下するという問題があった。

そこで、本実施形態では、ピストン１８冠面の浅皿６１（凹部）に形成される断熱膜６０を、ピストン１８の母材よりも熱伝導率が低く、かつ、体積当たりの熱容量が小さい材質により構成した。このような材質からなる断熱膜６０は、熱容量が小さいことにより、燃焼時に断熱膜６０の温度が上昇しても、その後筒内温度の低下に伴って断熱膜６０の温度が維持されることなく低下する。このように、筒内の温度に伴って断熱膜の温度が追従するような特性を、「スイング特性」と呼ぶ。

本実施形態の断熱膜６０は、多孔質の樹脂材料を塗布することにより形成される。樹脂材料は、耐熱性を有し、熱伝導率が低く、かつ、スイング特性を有する材料が好適であり、例えば多孔質ポリイミド樹脂が用いられる。

本実施形態では、図１１に示すように、ピストン１８の冠面において、浅皿６１が形成される領域に、多孔質の樹脂材料からなる断熱膜６０が形成された断熱膜形成部６３を備える。

図１２は、本実施形態の断熱膜６０の説明図である。

断熱膜６０は、ピストン１８の冠面の浅皿６１に樹脂材料を被覆することで形成される。樹脂材料は図１２に示すように多数の空孔６０ａを有する。断熱膜６０は、多数の空孔６０ａが分布していることより、熱伝導率が低く、かつ、体積当たりの熱容量が小さい、スイング特性を有する断熱膜６０を形成することができる。空孔６０ａは、断熱膜６０において一様に分布するように配置されていてもよいし、断熱膜６０の厚さ方向にしたがって空孔６０ａの密度が増加又は減少するように配置されていてもよい。

なお、断熱膜６０は、熱特性においてスイング特性を有する多孔質材料であればどのような材質でもよい。例えば、ジルコニア等のセラミックス材料をピストン１８の冠面に溶射することで形成してもよいし、ニッケル、モリブデン等の金属材料をピストン１８冠面に溶射、鍍金することで形成してもよい。また、ピストン１８の冠面に陽極酸化処理等の処理を行なうことにより多孔質膜を形成してもよい。

また、ピストン１８の冠面において、浅皿６１以外の部分、すなわち、浅皿６１を含むピストンの内周側領域よりも外側に位置するシリンダボア内径近傍付近（外側領域）には、断熱膜６０が形成されていない断熱膜非形成部６２を備える。断熱膜非形成部６２においては、ピストン１８の母材が筒内に露出している。

このように構成することで、断熱膜非形成部６２では、燃焼後、熱伝導により速やかにピストン１８冠面の温度が低下するため、タンブル流動から外れて混合気の流動が遅くなるシリンダボア近傍付近（図２中Ａで示す箇所）において、混合気を過熱することがない。これにより、未燃焼の混合気の異常燃焼を防止することができるので、ノッキングの発生を防止できる。

図１３は、本実施形態の断熱膜６０を有するピストン１８の表面温度の計測結果の一例を示す説明図である。図１３において、横軸はクランク角度を示し、縦軸はピストン１８の表面温度を示す。

図１３では、本実施形態の断熱膜６０を有するピストン１８の断熱膜表面温度の推移を太実線で示し、断熱膜６０を有しないピストン１８の表面温度を一点鎖線で示し、スイング特性を有しない従来の断熱膜を有するピストン１８の断熱膜表面温度を点線で示す。

断熱膜６０を有しないピストン１８の表面温度は、断熱膜６０を有するピストン１８と比較して熱伝導率が大きい。このため、図５中点線で示すように、ピストン１８の上死点直後に行なわれる混合気の燃焼時において表面温度の上昇は僅かであり、その後は熱伝導により表面温度は比較的低い状態で推移する。

一方で、スイング特性を有しない従来の断熱膜、すなわち、熱伝導率が低く、かつ、体積当たりの熱容量が小さい断熱膜を有するピストン１８の断熱膜表面温度は、図５中一点鎖線で示すようになる。すなわち、従来の断熱膜では熱伝導率が小さいため、ピストン１８の上死点直後に行なわれる混合気の燃焼により表面温度が上昇し、排気行程及び吸気行程においても表面温度が上昇したままとなる。

これらに対して、本実施形態のスイング特性を有する断熱膜６０の表面温度は、図５中太実線で示すように、ピストン１８上死点直後に行なわれる混合気の燃焼により表面温度が一旦上昇する。その後は、断熱膜６０の体積当たりの熱容量が小さいことから、熱がピストン１８に伝達されて表面温度は徐々に低下する。その後、吸気行程においては、断熱膜を有さないピストン１８の表面温度（点線で示す）、すなわちピストン１８の母材と同等の温度まで低下する。

このように、本実施形態のスイング特性を有する断熱膜６０の表面温度は、圧縮行程における燃焼に伴って一時的に上昇するが、その後はピストン１８の熱伝導によって低下する。従って、タンブル流動により浅皿６１の表面に混合気が流動しても、混合気への熱伝達を抑制できて、ノック性能の低下を防止できる。

次に、本実施形態の効果を説明する。

上記の通り本実施形態では、内燃機関１０のピストン１８であって、ピストン１８の冠面に吸気旋回流を保持する凹部としての浅皿６１が形成され、ピストン１８の冠面は、熱伝導率がピストン１８の母材よりも低く、かつ、体積当たりの熱容量がピストン１８の母材よりも小さい断熱膜６０を備える断熱膜形成部６３と、断熱膜形成部６３よりも内燃機関１０のシリンダボア側の外側位置に形成され、断熱膜６０を備えない断熱膜非形成部６２と、を備える。

このように構成された本実施形態では、膨張行程において混合気の燃焼時にピストン１８の冠面の温度は上昇する。一方で、吸気行程、圧縮行程において、断熱膜６０の温度を低くできる。また、シリンダボア近傍付近（図２中Ａで示す箇所、断熱膜非形成部６２）では、断熱膜６０を有さずピストン１８の母材の熱伝達により冠面の温度を低くできる。これにより、燃焼時での冷却損失を抑制しつつ、吸気行程、圧縮行程時でのノック性能を向上できる。

また、本実施形態では、ピストン１８の冠面において断熱膜６０が形成された断熱膜形成部６３は、凹部としての浅皿６１が形成される領域と一致するように構成した。このように構成することにより、吸気行程、圧縮行程において、吸気旋回流による混合気の流動が大きくなる浅皿６１での熱交換を抑制できるので、燃焼時での冷却損失を抑制しつつ、吸気行程、圧縮行程時でのノック性能を向上できる。

また、本実施形態では、ピストン１８の浅皿６１は、内燃機関１０の筒内に流入する吸気の吸気旋回流としてタンブル流動を保持するように構成した。このように構成することにより、タンブル流動により浅皿６１で流動する混合気との熱交換を断熱膜６０により抑制できるので、燃焼時の冷却損失を抑制しつつ、吸気行程、圧縮行程時でのノック性能を向上できる。

また、本実施形態では、断熱膜６０は、ピストン１８の冠面に塗布された多孔質ポリイミド等の多孔質樹脂材料により形成される。このように構成することにより、樹脂材料を塗布するという簡易な工程により断熱膜を形成することができるので、陽極酸化皮膜やセラミックスの溶射等に比べると、ピストン１８の製造工程のコストを低減することができる。

以上、本発明の実施形態について説明したが、上記実施形態は本発明の適用例の一部を示したに過ぎず、本発明の技術的範囲を上記実施形態の具体的構成に限定する趣旨ではない。例えば、ピストン１８の浅皿６１は、吸気旋回流としてタンブル流動を保持する形状としたが、これに限られない。浅皿６１がスワール流動を保持する形状を有してもよい。また、浅皿６１は、必ずしも凹形状でなくてもよく、その形状により吸気旋回流（タンブル流動、スワール流動）を保持する形状であればどのようなものでもよい。また、ピストン１８の冠面にバルブリセスが形成されていてもよい。

また、本実施形態において、断熱膜６０が形成される断熱膜形成部６３は、必ずしも浅皿６１の領域と一致する必要はない。断熱膜６０が浅皿６１の外周よりも外側へと形成されていてもよいし、断熱膜６０が浅皿６１の外周よりも内側に形成されていてもよい。

Claims (4)

1. 内燃機関のピストンであって、
   前記ピストンの冠面には、吸気旋回流を保持する凹部が形成されており、
   前記冠面は、熱伝導率が前記ピストンの母材よりも低く、かつ、体積当たりの熱容量が前記ピストンの母材よりも小さい断熱膜を有する断熱膜形成部と、前記断熱膜形成部よりも前記内燃機関のシリンダボア側の外側位置であって前記断熱膜を有しない断熱膜非形成部と、を備えるピストン。
2. 請求項１に記載のピストンであって、
   前記断熱膜形成部は、前記凹部が形成された領域であるピストン。
3. 請求項１又は２に記載のピストンであって、
   前記吸気旋回流は、前記内燃機関の筒内に流入する吸気のタンブル流動であるピストン。
4. 請求項１から３のいずれか一つに記載のピストンであって、
   前記断熱膜は、前記冠面に塗布された多孔質樹脂材料により構成されるピストン。

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