ケーヒン技報 Vol.4 (2015) Injector type Outside diameter Weight Conventional injector Newly developed injector Φ24.6 Φ21 Length 102.5mm 89.1mm Booster volta

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ともみさくいし
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1 論文ハンマリング構造を用いたガソリン直噴用インジェクタの開発ハンマリング構造を用いたガソリン直噴用インジェクタの開発 Development of Injector for Gasoline Direct Injection by Using Hammering Needle Valve Drive System 森谷昌輝宮下純一猪又茂町田啓介 Masateru MORIYA Junichi MIYASHITA Yutaka INOMATA Keisuke MACHIDA Due to calls for the protection of the environment and soaring oil prices, requirements in the automotive industry increasingly focus on lower emissions and lower fuel consumption. The major technical issues that must be faced to meet these requirements in gasoline direct injectors are shortening response time, designing to withstand variable fuel pressures and optimizing the atomization of fuel spray. This paper describes our development of a gasoline direct injector using a hammering needle valve drive system to solve these three technical issues. Key Words: Heat engine, Fuel injection Gasoline direct injector, Solenoid valve 1. はじめに近年, 地球環境保護に加えて原油価格の高騰に対する社会的関心も高まってきている中, 自動車には低エミッション低燃費が求められている. 自動車用ガソリンエンジンにおいては, これまでのインテークポート内への燃料噴射方式から, エンジンの熱効率向上や始動時のエミッション性能向上のため筒内への直接燃料噴射方式への置換が進んでいる. そのガソリン直噴エンジンにおいても, 更なる低エミッション化, 低燃費化が求められており, 様々な試みがなされている. 低エミッション化には, 冷機時始動に筒内壁面に付着しにくい噴霧, 気化しやすい噴霧 (2) を得るために燃料の微粒化や, 未燃ハイドロカーボン (3) (HC) 排出削減をするための分割多段噴射が必要である. また低燃費化には, 冷機始動時における未燃 HC( 付着燃料 ) の削減 ( 余剰な燃料噴射量の低減 ) (1) や燃焼性向上を目指していくためのワイドレンジな噴射量対応が必要である. ガソリン直噴エンジンのニーズであるワイドレンジ噴射量, 噴霧付着の削減, 分割多段噴射に対し, ガソリン直噴インジェクタは高応答化, 高燃圧化, 微粒化が技術的な課題となる (Fig. 1). 本報告では上記の高応答化, 高燃圧化, 微粒化を達成するため, ニードルバルブ駆動部に採用したハンマリング構造について説明する. Fig. 2 および Table 1 に, 従来品インジェクタと本開発品インジェクタの構造図およびインジェクタの諸元を示す. 従来品インジェクタではアーマチュアと一体構造だったニードルバルブを, 本開発品インジェクタでは別体構造とし, なおかつアー Fig. 1 Engine Wide range injection Reduced fuel spray adhesion Multiple injections Technical issues of injector High-response Variable fuel pressure (High pressure) Atomization Relationship between engine requirements 2015 年 6 月 30 日受付, 自動車技術会の許諾を得て, 自動車技術会論文集 Vol.46, No.3, pp より加筆修正して転載開発本部第三開発部 -10-

ケーヒン技報 Vol.4 (2015) Injector type Outside diameter Weight Conventional injector Newly developed injector Φ24.6 Φ21 Length 102.5mm 89.1mm Booster voltage Fuel pressure Table 1 124.2g 78.

2 ケーヒン技報 Vol.4 (2015) Injector type Outside diameter Weight Conventional injector Newly developed injector Φ24.6 Φ21 Length 102.5mm 89.1mm Booster voltage Fuel pressure Table g 78.0g 150V 10MPa constant 40V 3.5MPa 20MPa DFR マチュアの慣性力によりニードルバルブが引き上がるハンマリング構造を採用した. それにより, 本開発品インジェクタは従来品インジェクタと比較し体格を 15% 小型化, 重量を 37% 低減することができた. またワイドレンジ噴射量を表す指標として動的流量比があり, 式 (1) で表すことができる. Dynamic Flow Ratio = Q MAX Q MIN (1) DFR(Dynamic Flow Ratio) とは, 対応最大燃圧で噴射される最大流量 (Q MAX )( 駆動信号時間 :10msec) を対応最小燃圧で噴射される最小噴射流量 (Q MIN ) で割った値のことである. 従来品インジェクタの DFR に対し本開発品インジェクタの DFR は, ニードルバルブ高応答化による最小噴射流量の減少により約 1.5 倍 Injector specifications の向上,3.5MPa から 20MPa までの可変燃圧対応により約 2.4 倍の向上となり, 合わせて約 3.6 倍向上させることができた. 2. ニードルバルブ高応答対応本開発品インジェクタのニードルバルブ周辺構造と部品名称を Fig. 3 に, ニードルバルブ開弁動作を Fig. 4 に示す. 開弁動作の各段階について以下に示す. (a) 駆動信号が入力される前の状態 ( すなわち閉弁状態 ) において, アーマチュアはダンパースプリングにより下流方向に押し付けられ, ロアストッパーにて所定の位置で停止している. (b) コイルに駆動信号が入力されると磁気回路内に磁束が発生し, アーマチュアとステータとの間に磁気吸引力が作用する. 磁気吸引力によりアーマチュアは開弁方向に引き上げられる. (c) 磁気吸引力により引き上げられたアーマチュアは, まずアッパーストッパと衝突する. その際の衝撃力 ( ハンマリング ) によりアッパーストッパと接合しているバルブロッドおよびロアストッパとバルブ Main spring Coil Guide collar Stator Damper spring Upper stopper Lower stopper Valve rod Needle valve Conventional injector Newly developed injector Valve Fig. 2 Schematic of injector and needle valve Fig. 3 Construction of needle valve -11-

ハンマリング構造を用いたガソリン直噴用インジェクタの開発ボール (4 部品合わせてニードルバルブ ) が開弁側へ押し上げられる. (d) アーマチュアとアッパーストッパとの間で発生した衝撃力で押し上げられたニードルバルブは, アーマチュアと一緒に開弁方向へ移動していく. ニードルバルブが開弁方向に移動したことにより, ニードルバルブが開かれ燃料が噴射される.

3 ハンマリング構造を用いたガソリン直噴用インジェクタの開発ボール (4 部品合わせてニードルバルブ ) が開弁側へ押し上げられる. (d) アーマチュアとアッパーストッパとの間で発生した衝撃力で押し上げられたニードルバルブは, アーマチュアと一緒に開弁方向へ移動していく. ニードルバルブが開弁方向に移動したことにより, ニードルバルブが開かれ燃料が噴射される. (e) アーマチュアはガイドカラーに衝突し磁気吸引力により静止状態となる. しかし, アーマチュアはバルブロッドのロアストッパとアッパーストッパの間で移動可能であるため, アーマチュアからアッパーストッパは離脱して上流方向へ慣性運動 ( オーバーシュート運動 ) する. (f) メインスプリングにより閉弁方向に押し付けられているため, すぐにアッパーストッパはアーマチュアと再び当接する. (a) Valve closed (d) Start moving valve Fig. 4 (b) Start moving armature (e) Valve overshoot (c) Hammering (f) Valve open Needle valve opening behavior ニードルバルブの作動には磁気吸引力を用いているため, 作動を高応答化するには磁気吸引力を向上させる必要がある. 磁気吸引力 F は式 (2) で表すことができ, 磁気吸引力の向上には磁束密度 B の増加と吸引断面積 S の拡大という2つの手法がある. F = B2 S 2µ 0 (2) ここで,μ 0 はアーマチュアとステータのギャップ部の透磁率である. 磁束密度 B は使用する磁性材の B-H 特性に起因し, 元となる磁界 H は式 (3) で表すことができる. H = n I L (3) ここで,n はコイル巻数,I は駆動電流,L は磁路長さである. 上記より, ニードルバルブの作動を高応答化するには, 吸引断面積 S の拡大, 磁性材の B-H 特性の向上, コイル巻数 n の増加, 駆動電流 I の増加, 磁路長さ L の短縮が手法として挙げられる. ただし, エンジン搭載性を考慮したインジェクタ体格の制約により吸引断面積 S とコイル巻数 n が, また,ECU(Engine Control Unit) 消費電力の制約による駆動電流 I に, それぞれ制約がある. また, 磁性材の B-H 特性を向上させる方法として, レアメタル系金属を含有した磁性材などを選定することもできるがコストや耐食性等により, 当社の従来品インジェクタと同じ磁性材を採用した. したがって, 本開発品ではニードルバルブの高応答化のため, 磁路長さを短縮 ( ショートサーキット化 ) する検討をおこなった. エンジン搭載性からインジェクタ外径の寸法制約のもとでショートサーキット化を検討するにあたり, 電磁場シミュレーションソフトウェアを用いて解析をおこなった (Fig. 5). -12-

ケーヒン技報 Vol.4 (2015) 磁路の形状について, 外径はエンジン搭載性による寸法制約から, 内径はメインスプリングのレイアウト寸法制約から, それぞれ決まる. また ECU の消費電力要求値からコイル抵抗値がおおよそ定められ, それによりコイル線径が決まる.

シミュレーションの結果, コイル線の積層数を減らすとコイル線の占有面積が減少し代わりに吸引断面積が増加することで吸引力が増加すること, 逆にコイル線の積層数を増やすと吸引力が減少しバルブ駆動に必要な吸引力が得られないコイル線の積層数の限界値があることが分かった.

ハンマリング構造に最適な磁気吸引力を設定にすることにより, バルブ閉弁状態からバルブ開弁状態にかかる時間 ( バルブ作動応答時間 ) が短縮し高応答化することができた. 従来品インジェクタと比較すると本開発品インジェクタの開弁時におけるニードルバルブの作動応答時間を約 62% 短縮することが可能となった (Fig. 8). Fig. 5 Magnetic flux density [T] 1.

4 ケーヒン技報 Vol.4 (2015) 磁路の形状について, 外径はエンジン搭載性による寸法制約から, 内径はメインスプリングのレイアウト寸法制約から, それぞれ決まる. また ECU の消費電力要求値からコイル抵抗値がおおよそ定められ, それによりコイル線径が決まる. そこで, コイル線の積層数をパラメータとし, 開弁時のハンマリング構造を考慮した吸引力, および開弁状態を保持するために必要な吸引力と, 吸引力の上昇速度を判断材料に電磁場シミュレーション解析をおこなった (Fig. 6). 解析結果を,Fig. 7 に示す. シミュレーションの結果, コイル線の積層数を減らすとコイル線の占有面積が減少し代わりに吸引断面積が増加することで吸引力が増加すること, 逆にコイル線の積層数を増やすと吸引力が減少しバルブ駆動に必要な吸引力が得られないコイル線の積層数の限界値があることが分かった. また, コイル線の積層数を減らすとコイル線の占有面積が減少すると共に磁路長さが増加するため, 吸引力の上昇速度が遅くなることが分かった. 上記を踏まえ, 吸引力の上昇速度はコイル線の積層数が多いほうが優れることより,6 層巻きを採用した. ただし, 必要な吸引力に対し余裕がないことから8 層巻きは採用しなかった. ハンマリング構造に最適な磁気吸引力を設定にすることにより, バルブ閉弁状態からバルブ開弁状態にかかる時間 ( バルブ作動応答時間 ) が短縮し高応答化することができた. 従来品インジェクタと比較すると本開発品インジェクタの開弁時におけるニードルバルブの作動応答時間を約 62% 短縮することが可能となった (Fig. 8). Fig. 5 Magnetic flux density [T] Dynamic magnetic analysis Magnetic force [N] Target levels 4-Layer winding 6-Layer winding 8-Layer winding Time after open pulse input [msec] Attraction cross-sectional area Magnetic path length Fig. 7 Magnetic force Valve stroke [µm] Conventional injector Newly developed injector Valve opening time Valve open Valve close Fig. 6 8-Layer winding 6-Layer winding 4-Layer winding Schematic of variation of number of coil layers 0.23msec 0.09msec (-62%) Time after open pulse input [msec] Fig. 8 Valve behavior

ハンマリング構造を用いたガソリン直噴用インジェクタの開発 3. 高燃圧化対応従来品インジェクタに対しより高圧な燃圧へ対応するため, 本開発品インジェクタは衝撃力を開弁力に利用するハンマリング構造を採用している. アーマチュアの衝撃力は, アーマチュアストロークで決定される. アーマチュアストロークはニードルを作動させる重要なパラメータである. アーマチュア周辺の構造図を Fig. 9 に示す.

5 ハンマリング構造を用いたガソリン直噴用インジェクタの開発 3. 高燃圧化対応従来品インジェクタに対しより高圧な燃圧へ対応するため, 本開発品インジェクタは衝撃力を開弁力に利用するハンマリング構造を採用している. アーマチュアの衝撃力は, アーマチュアストロークで決定される. アーマチュアストロークはニードルを作動させる重要なパラメータである. アーマチュア周辺の構造図を Fig. 9 に示す. 高い燃圧に抗して衝撃力でニードルバルブを押し上げるには衝突前のアーマチュアの速度を速くする必要がある. アーマチュアストロークを大きくすると衝突前のアーマチュアの速度は速くなり衝撃力も大きくなるので, 高燃圧でもニードルバルブを押し上げることができる. しかし, アーマチュアストロークを大きくしていくと衝撃力が大きくなり, 衝突時の音の増大や衝突部耐久性が問題となってくる. よって, エンジン実機動作環境影響による衝撃力バラツキを見積もり, 設定燃圧 ( ターゲットレベル ) 以上で作動できるようにしつつ余分な衝撃力を発生させないようアーマチュアストロークを最適化した. アーマチュアストロークと作動限界燃圧の関係性, および本開発品インジェクタにて採用したアーマチュアストロークを Fig. 10 に示す. Operable pressure Target level Fig. 10 stroke 4. 微粒化対応 Maximum Variation of operable pressure Minimum Dimensional tolerance range Relationship of armature stroke and operable pressure 微粒化の要素として, 噴孔部の上下差圧を大きくすることで微粒化が促進されることが知られている (4). 上下差圧を大きくするには噴孔上流側の噴孔直上圧を上げるか噴孔出口側圧力を下げることになるが, 噴孔出口側圧力は筒内圧力でありインジェクタ単体によらないため, ここでは噴孔上流側の噴孔直上圧を上げる方法を採用した. バルブシート周辺の構造図を Fig. 11 に示す. 噴孔の上流側の噴孔直上圧を上げるには, シート部での燃料圧力損失を少なくする必要があり, 手段としてバルブストロークを大きくしてシート部開口面積を拡大する方法とシート径そのものを大きくする方法が挙げられる. しかし, バルブストロークを大きくした場 Upper stopper stroke Lower stopper Seat opening area Seat diameter Valve stroke Injection hole Fig. 9 Schematic of armature Fig. 11 Schematic of valve seat -14-

6 ケーヒン技報 Vol.4 (2015) 合は, ニードルバルブの応答性の悪化, 衝突部の耐久性の悪化, 衝突音の悪化などを招くため, むやみにバルブストロークを大きくすることはできない. またシート径も大きくすることで受圧面積が増え開弁時に大きな駆動エネルギーを必要とすることになる. 本開発品インジェクタではこの課題に対し, 開弁時の衝撃力を駆動エネルギーへ変換できるハンマリング構造を採用することで解決した. レーザー回折法を用い噴霧粒径を計測した結果, 従来品インジェクタに対しシート径を大きくし噴孔直上圧を向上した本開発品インジェクタは, 同じ印加燃圧 (10MPa) においても噴孔上下差圧を大きくしたことで格段に微粒化が促進し, 粒径を -25% 縮小することができた. さらに本開発品インジェクタは高燃圧に対応しているため,20MPa 印加時においては従来品インジェクタに対し -43% 縮小することができた (Fig. 12). Droplet diameter (S.M.D) [µm] MPa Conventional injector Fig % -43% 10MPa 20MPa Newly developed injector Comparison of droplet diameter 時間を約 62% 短縮した. また, 燃料噴射量は従来品インジェクタよりも DFR 値換算で, 約 3.6 倍ワイドレンジにすることができた. (2) ハンマリング構造のアーマチュアストロークを最適値に設定することで, 従来品インジェクタの作動燃圧 10MPa よりもさらに高燃圧な 20MPa まで対応することが可能となった. (3) 従来品インジェクタよりもシート径を拡大することで,-43% の微粒化を達成した. 参考文献 (1) 足立良太ほか : 燃料噴霧の微粒化が4ストローク火花点火機関の冷始動性に及ぼす影響, 日本機械学会関東支部ブロック合同講演会講演論文集,pp.17-18, (2011) (2) 菅原理仁ほか : ガソリンエンジンにおける冷機時始動燃焼挙動の解明, 関西支部講演会講演論文集,pp.1-2, (2004) (3) 助川義寛ほか : 分割噴射によるガソリン直噴エンジンの排気低減技術の検討, 日本機械学会年次大会講演論文集,Vol.3, pp.51-52, (2008) (4) 玉木伸茂ほか : 高圧雰囲気下における直噴式ディーゼル機関用微粒化促進ノズルの微粒化特性と流量特性の改善, 日本機械学会年次大会講演論文集,pp.1-5, (2011) 5. 結言ガソリン直噴エンジン用インジェクタの開発を行い, 以下の結論を得ることができた. (1) ハンマリング構造を考慮した磁気回路の設計 ( ショートサーキット化 ) により開弁 -15-

7 ハンマリング構造を用いたガソリン直噴用インジェクタの開発著者森谷昌輝宮下純一猪又茂町田啓介環境性能を向上させる取り組みの一つである直噴インジェクタにおいて, キー技術となるハンマリング構造を紹介できる機会を与えていただき有り難う御座います. ハンマリング構造は複雑な機構のため, 開発中には様々な苦労がありましたが, それらを乗り越えて量産化できたことを大変嬉しく思います. 末筆となりましたが, 自動車技術会での発表および本技報への執筆におきまして, 御指導, 御協力頂きました皆様に深く感謝申し上げます.( 森谷 ) -16-

Table 2 DENSO Port Injection Fuel Injectors Fig.1 Port Fuel Injection System and Module 1996 CO ポート噴射システム 1 ( 1) HC 2 UC [2] (

Table 2 DENSO Port Injection Fuel Injectors Fig.1 Port Fuel Injection System and Module 1996 CO ポート噴射システム 1 ( 1) HC 2 UC [2] ( 52 161 2010 189-197 Journal of the Combustion Society of Japan Vol.52 No.161 (2010) 189-197 FEATURE Evolution of Element and Peripheral Technologies in Engine Combustion 燃料噴射系製品のこれまでの歩みと将来の展望 History and