具体实施方式

以下，参照实施例来说明发明的实施方式。

实施例1

在该实施例中，参照图1至图3、图15至图17来说明装载于机动车的燃料汽化器或间接喷射式和直接喷射式的燃料喷射装置。

在该燃料喷射装置中，增大喷射口的静电电容，从而减小由于流动带电所造成的电位上升。

此外，在该燃料喷射装置中，使所述喷射口与被喷射体电气导通，从而抑制所述喷射口的电位上升和该被喷射体的电位下降。

在从喷射口的微小喷出孔中喷出经加压的液体来生成微小液滴的情况下，由于流动带电而带电的液体受到与流动相反方向的阻力。因此，为了喷出微小液滴，需要施加大的压力。此外，液滴由于库伦引力而附着于喷射口，在液滴的排出中产生延迟。为了减小该效应，而增大喷射装置或喷射口的静电电容来抑制电位上升。当考虑液滴的每一次喷出的由于流动带电而产生的电荷量Q是固定时，静电电容C和电位V的积为常数（（1）式）。

[数式1]

当为了增大静电电容而将喷射装置或喷射口连接到表面积大的导体（静电电容C₀）时，合成静电电容变为C´（=C0+C＞C）。与连接时的电位V´之间，所述（1）式的关系成立（（2）式和（3）式）。

[数式2]

[数式3]

因此，能够通过将喷射装置或喷射口与静电电容大的导体相连接来抑制电位的上升。

为了增大微小液滴喷射装置或喷射口61的静电电容C₀，使它们与表面积大的导体（静电电容C´）导通30。此时，合成静电电容C变为C=C₀+C´＞C´。例如，在机动车中，作为表面积大的导体，考虑主体（框架、底盘）10（参照图1）。使车体表面的涂装为电气传导性物质来导通、或与电气传导性塑料部件导通等也是有效的。

为了抑制内燃机的燃料汽化器或喷射装置的电位的上升和引擎的电位下降，而使燃料喷射装置（或其喷射口61）与引擎（气缸62等）电气导通（参照图2、图3）。由此，从电位测定的结果明确的是，伴随着燃料喷射的电位变动几乎消失（参照图15至图17，图15示出了使图31的测定中使用的机动二轮车的喷射装置与引擎导通来测定燃料喷射装置的电位的结果。引擎转速为8000rpm。图16是图15的最初的冲激的放大图。虽然可识别出周期性的冲激，但是，几乎不能识别在冲激之前的电位的变化。图17是对图16进一步放大的图。在脉冲振动之前，可见到稍微的电压下降（-0.2至-0.3V左右）。

实施例2

在实施例2中，参照图4来说明燃料喷射装置。

该燃料喷射装置的特征在于，在喷射口61的前方设置有电极64，向该电极施加电压，通过电场来使带负电的液体加速，使液滴从所述喷射口喷出。

在微小液滴喷射装置的喷射口61的喷射方向前方设置电极64，向电极64施加正电压来使带负电的微小液滴20在其运动方向上加速（参照利用于内燃机的间接喷射式燃料喷射装置时的图4A）。当由电场产生的力和由供液泵产生的压力大于作用于带负电的液体与喷射口61之间的库伦引力时，液体的前端部分发生分裂，而作为液滴喷出。由于通过供液泵的小压力来瓦解作用于带负电的液体的力的平衡，所以能够在比没有电场的情况早的定时喷射微小液滴。

由于流动带电而在管壁产生的正电荷与带负电的液体一起移动到喷射口附近，因此，考虑，正电荷的数量密度在喷射口处最高。因此，考虑，去喷射口61之外的初速度小的微小液滴由于库伦引力而吸附于喷射口表面。

由电极64所引起的加速能够减少该吸附。利用该方法，能够实现供液泵的小型化和制造成本的削减。进而，能够减轻由于供液泵和喷射装置在高压力下的工作而发生的振动和噪音。（Mitigation of noise and vibration in high-pressure fuel system of agasoline direct injection engine, J. Borg, A. Watanabe and K. Tokuo, Procedia48 （2012）3170-3178）。通过改变施加于电极64的电压的大小和时刻，能够调节微小液滴的排出定时。该方法能够利用于需要微小液滴的喷射的广泛领域、将使喷墨或液体燃料喷射并燃烧而产生的能量作为动力源的装置（往复式引擎、旋转引擎等）等。

通过向置于微小液滴喷射装置的喷射口前方的电极64施加正的电压，从而通过电场来使带负电的液体加速，使微小液滴喷出。关于电极64的形状，优选的是，使喷射的燃料液滴能够通过中空部分的对称性好的环状或圆柱状。电极64设置在靠近喷射口的适当位置，以使得不会与液滴接触并且施加电压不会变得很大（参照图4A）。施加于电极64的电压依赖于液体中的电荷量、液滴的质量和喷射口、以及电极间的距离。

在后述的第0168段以后公开的实验的情况下，在喷射装置和引擎的绝缘状态下，喷射装置的电位的上升为3V左右。因此，考虑施加电压至多～10V。在利用于内燃机的情况下，可以总是施加固定的电压，但是，也可以采用与供油泵的工作同步的、或与曲柄角度对应的、或对喷射口的电位的上升进行检测而以燃料液滴喷射的时间来施加的脉冲电压（参照图4B）。

实施例3

在实施例3中，参照图5、图6和图29来说明燃料喷射装置。

该燃料喷射装置的特征在于，在喷射口的内部设置有一个或多个电极，通过改变其电位来使经加压的液体中的电子振动，通过电位来调节喷射的定时以控制喷射量。

该实施例所涉及的燃料喷射装置与图4A中记载的喷射装置不同，在喷射口61设置电极641。然后，一端接地的蓄电池46连接到电极641。

微小液滴喷射装置的流路的直径在喷射口61处最小，此外，由于流动带电而导入到液体中的电子的数量随着流动的距离变长而增加，因此，液体中的电子密度在喷射口61的出口处最大。带电的液体带领管壁的正电荷而移动，因此，考虑，管壁的正电荷面密度在喷射口61的出口附近最大。因此，作用于带电的液体的每单位体积的库伦引力在喷射口61的出口附近最大。在作用于带电的液体的库伦引力与泵41的压力之间，瞬间地产生力的平衡状态。此时，当降低喷射口61或设置在喷射口的电极641的电位时，库伦引力变小，因此，力的平衡瓦解，而排出微小液滴。当进一步降低电位时，变为库伦斥力作用，考虑即使泵41的压力较小，也喷出微小液滴（参照利用于内燃机的直接喷射式喷射装置时的样子的图5）。

像这样，能够利用为“单极电气振动斩波器”，其在通过高压泵41加压的状态下重复电极电压的上升和下降而使库伦引力和斥力交替地作用来振动时，切开液体以使其作为液滴间断地喷出（参照图6。在图6中示出了与图5的凸轮43的旋转连动的挺杆42的运动（421是挺杆的上死点，422是挺杆的下死点）、高压泵41的阀A411和储液器44的阀C441的开闭动作、以及施加于电极641的施加电压A或脉冲状的施加电压B的关系）。

进而，能够利用为喷射效率高的“电气振动斩波器”，其在针对多个电极的组合而使每一个电极的电位的变动周期稍微错开、使振动的液体的量变多、使振动的振幅变长时，还能够利用于流路长度较长的喷射装置。在图29中示出了利用于内燃机的直接喷射式燃料喷射装置中的示例。（图29A示出电气振动斩波器72的构造，图29B示出喷射口61的截面，图29C示出喷射口61的正面图，图29D示出阀C441的开闭与电极的电位的关系。喷射口61经由绝缘部件451而安装于储液器44的安装孔。当阀C441移动到上方时，喷射口61打开，当阀C441移动到下方时，喷射口61关闭。喷射口61具有隔着绝缘部件452而配置的电极1（642）和电极2（643），设置有贯通电极1、绝缘部件452和电极2的许多喷出孔611。在图29D中示出了使电极1和电极2的变动周期稍微错开的状态。）

通过多个电极来使溶液中的荷电粒子加速并振动的“电气振动斩波器”是具有与电渗泵（electro-osmotic pump）相似的构造的装置。在此，比较讨论了两种装置的基础原理到利用方式，使本发明的新颖性和创造性变得明确。

电渗是Reuss发现的（F. F. Reuss, Notice sur un nouvel effete de l’électricité; galvanique, Memoires de la Société; Impériale; riale desNaturalistes de Moscou, 1809, 2: 327-337）的、当在水中用2个电极夹持粘土并向电极施加电压时会产生水流的现象。

现在，如下那样说明该现象。当溶液与固体表面相接时，溶液中的离子吸附于基板的表面的原子而形成斯特恩层，在其外侧形成过剩地包含与吸附离子同种离子的古依-查普曼层。以下，将该离子设为正离子。斯特恩层的吸附离子被固定而不能动，相对于此，古依-查普曼层的离子在施加电场时朝向相反符号的电极，带领溶媒分子而运动，因此，产生水流（H-J. Butt, K. Graf and M. Kappl, “Physics and Chemistry of Interfaces,3^rd ed., 2013, Wiley-VCH, 铃木祥仁、深尾浩次译 丸善）。

像这样考虑，求解纳维-斯托克斯方程式（（4）式）

[数式4]

和连续性方程（（5）式）

[数式5]

来求取在古依-查普曼层中流动的微小部分的稳定状态的流速ν。在此，η表示液体的粘度，P表示施加于液体的压力，ρ_e表示古依-查普曼层的正离子的电荷密度，以及E表示由电极板施加的电场。为了使最初项是由于粘性力所导致的阻力变得显而易见，而使压力P和电场E与x轴平行，为正方向，由于变更了正负的符号，所以与文献（H-J. Butt, K. Grafand M. Kappl）不同。为了从（4）式和（5）式中求取流速ν，利用了泊松方程式（（6）式）成立。

[数式6]

可是，在液体中，除了与吸附离子同种的离子之外，还存在具有相反符号的离子。除了吸附而不能运动的离子之外，必须考虑包含了由于电场而运动的全部离子的运动方程式。因此，针对电极所夹持的液体的微小部分的纳维-斯托克斯方程式（4）应如（7）式那样置换。

[数式7]

在此，ρ_e表示离子的液体中的电荷密度，ρ_e ^c表示相反离子的电荷密度，均是位置的函数。（7）式的压力P的方向变为与流动相同的方向，因此，与（4）式为相反方向。在ρ_e和ρ_e ^c之间存在以下关系。在此，ρ_e ^ad是在液体中并且在斯特恩层中包含的离子的数量密度。ρ_e ^ad由（8）式表示，因此，能够如（9）式那样表示。

[数式8]

[数式9]

通常，压力P为0，因此，作为宏观流动的电渗流的驱动力示出了与吸附离子的电荷数相等数量的相反符号的电荷在电场中受到的力。离子的电荷和液体分子由于电荷-偶极相互作用而结在一起运动，因此，其结果是产生了宏观的液体的流动。但是，当使吸附于基板的离子数为n_ad、使基板表面的吸附站点的数量为N时，必须满足n<<N这样的条件以便使以下（10）式成立而存在稳定流。

[数式10]

关于电渗流的流速的简档，在（4）式的情况下，应在界面附近变小，并且在ρ_e最小的通道的中心轴处取极小值。相对于此，在（9）式的情况下，考虑，在中心轴的位置处流速最大，进而，当使通道的直径充分大时，除了界面附近之外，离子浓度变为固定，因此，流速也几乎变为固定。将微粒子作为标记物并用光学显微镜观察到的在毛细管中流动的电渗流示出了从（9）式预计的简档（H-J. Butt, K. Graf and M. Kappl, “Physics and Chemistryof Interfaces, 3^rd ed., 2013, Wiley-VCH, 铃木祥仁、深尾浩次译 丸善）。

（9）式不仅是电渗流，而且是向包含电荷的液体施加电场时的稳定状态的流速有关的一般式。例如，在向电解槽中的加压0的电解质溶液施加电场的情况下，考虑，吸附离子的比例极小，ρ_e ^ad接近0，因此，未出现宏观的流动。在由于流动带电而使电子导入到液体中的情况下，也示出了如果使ρ_e ^ad为液体中的电子的数量密度，则作用于电场中的电子的力与压力一起做出了流动的稳定状态。

可是，在通过电场来使由于流动带电而导入到液体中的电子加速的情况、以及使溶液中包含的离子加速的电渗流的情况下，可见到以下那样的不同。

（1）施加于液体的压力

电子由于流动带电而导入到液体中是向液体施加大的压力的情况。可是，在电渗泵中，离子已经存在于溶液中，因此，不需要向溶液施加压力。就算有，也是辅助的小压力（日本特开2004-276224号公报）。

（2）流管的材质

在流动带电的情况下，使用金属管以使得耐受大的压力，在电渗泵的情况下，使用电介质（二氧化硅玻璃、氧化物细粒聚集体、聚碳酸酯PC或聚甲基丙烯酸甲酯PMMA等聚合物）以使得吸附特定的离子种类。

（3）液体的种类

考虑，针对流动带电产生的液体，没有限制。可是，在电渗泵的情况下，需要溶入充分的离子，因此，考虑限于极性溶媒。

利用了电渗的电渗泵是通过电场来使离子电流在溶液中流动以输送微小量溶液的装置，被用于化学分析、化学合成或生命科学的领域中。通过置于外部的电极对来夹持毛细管或基板上形成的流路或绝缘物粒子集合体等多孔质构造体或通过设置在这些毛细管等的内部的电极对来形成电场，从而通过电场来使水溶液中的离子加速以输送液体。因此，由于电极之一为正电位，另一个为负电位，所以由此流动的离子电流的大小和方向是固定的。

相对于此，“电气振动斩波器”是使电极电位发生变动来使电子振动从而使被施加压力的液体变为液滴从喷射口喷出的装置。液体的输送大体上通过高压泵进行。在“电气振动斩波器”的情况下，当电极的电位发生变动时，同时在2个相反方向上产生电子的流动，当电位再次变动时，电子的流动切换为反方向。由此，液体与流动的方向平行地振动，如果振动的振幅充分大，则液体被切开而成为液滴从喷射口飞出。能够通过单极电气振动斩波器来喷射液滴是因为，即使是一个电极，也能够使电子振动。当使用多个电极时，由于能够使更多量的液体振动，所以能够高效率地喷射液滴。

当将“单极电气振动斩波器”或“电气振动斩波器”利用于内燃机的燃料喷射装置时，由于能够使燃料液滴微小化，所以能够提高燃料的燃烧效率。当调整电位的高度和电位变动的周期时，由于微小液滴的量和喷射次数发生变化，所以能够简单地控制每单位时间的喷射量。直接喷射式喷射装置具有能够将喷射的全部燃料送入到气缸这样的优越特性。可是，为了喷射燃料，必须施加高的压力。当利用“单极电气振动斩波器”或“电气振动斩波器”时，能够减小高压泵的压力，从而能够实现泵的小型化和成本的削减。此外，能够减轻由于高压的工作而产生的振动和噪音。（Mitigation of noise and vibration in high-pressure fuel system of a gasoline direct injection engine, J. Borg, A.Watanabe and K. Tokuo, Procedia 48 （2012）3170-3178）

该方法能够利用于需要微小液滴的喷射的广泛领域，例如，将使喷墨或液体燃料喷射并燃烧而产生的能量作为动力源的广泛范围的装置（旋转引擎或喷射引擎等）。

在微小液滴喷射装置的喷射口61或喷射口的一部分中设置电极641（参照图5），在提高电位的状态下将液体送入到喷射口61。在通过高压泵41来吸引液体时，打开阀A411，关闭阀B412和阀C441。在向喷射口侧送出液体时，关闭阀A411，打开阀B412和阀C441。在使液体喷出时，也可以关闭阀C441。当考虑流动带电的效应时，优选的是，使阀C441的上游侧的流路的直径充分大。在图5中示出了注射器型的泵41，但是，并不排除其他类型的泵。

作为在内燃机的燃料液滴喷射装置中使用“电气振动斩波器”的情况下的示例，在图29中示出了使用2个电极的情况。需要充分地取电极1（642）和电极2（643）的厚度，以使得耐受大的压力。使电极1的流路直径（喷出孔直径）为例如100μm，使电极2的流路直径为50μm，由此，能够以比使2个流路直径都为50μm时小的压力来使燃料到达电极2（643）。此时，可以加厚电极1（642）来增大机械强度。在用作直接喷射式燃料喷射装置的情况下，优选的是，减小在关闭阀C441时形成的到电极1之间的空间。使电极的电位发生变化是为了使燃料作为液滴而间断地喷出。在图29D中还示出了阀C441的开闭、电极1和电极2的电位的变化的示例。优选的是，配合流路长度来调整电极1和电极2的电压施加的导通、关断的时间差d1、d2。在利用于双缸引擎的喷射装置的情况下，总是向储液器44的液体施加压力，此外，可以在储液器44中设置多个阀C441，仅打开与需要燃料的气缸连结的阀C441。与电极连结的蓄电池46的负极连接到主体10。当与实施例2的燃料喷射装置进行组合时，能够减小向电极的施加电压。

针对使用了“电气振动斩波器”的内燃机的喷射装置的示例（图29），示出了粗略的估计。

使引擎为4冲程500cc单缸汽油引擎，使引擎的转速为6000rpm。使燃料喷射方式为能够将全部燃料注入到气缸的直接喷射式。使气缸内的空气的温度为100℃。使汽油的分子量为80，使密度为0.7g/cm³，使空燃比为13：1。此时，引擎旋转2次时需要的汽油的量是约0.05cc（5×10¹⁰μm³）。在假设能够忽视汽油的汽化所需的时间时，汽油喷射的最佳时间是从结束吸气并且活塞经过下死点起。在该情况下，由于没有由于汽油的汽化而导致的气缸内的压力上升，所以能够实现空气的吸入量的最大值。在压缩冲程2.5ms的期间喷射汽油。为了避免爆震，优选的是，使喷射时刻尽可能晚，为了汽油液滴的汽化，优选的是，使喷射时刻较早。在将汽油注入到气缸内时，完全汽化的情况下的混合气体的温度低于汽化不完全的情况。这是由于汽化的潜热很大。因此，考虑，在使用“电气振动斩波器”来使汽油液滴微小化的情况下，爆震也难以发生。

假设在压缩冲程的结束稍前的1ms的期间（曲柄角从下死点变为108度的时刻）喷射汽油，针对喷射口进行讨论。假设使喷射口的喷出孔的直径为50μm，当降低“电气振动斩波器”的电极电压时，从喷射口表面起到深度0.5mm的液滴喷出，此时，从1个喷出孔以1次喷射喷出的液滴的量为9.8×10⁵μm³。假设使电极的电压以100kHz发生变化，在时间1ms的期间内喷射汽油5×10¹⁰μm³所需的喷出孔的数量是约530个。当使喷出孔的间隔为200μm时，具有530个喷出孔的喷射口的直径为10mm就足够。喷射的液滴是细长的，直径50μm、长度500μm，因此，与相同体积的球形液滴相比时，比表面积较大，因此，容易汽化，此外，由于能够形成多个凝集中心，所以考虑当喷射时立即分裂。

实施例4

在实施例4中，参照图7和图8来说明燃料被喷射体装置。

该燃料被喷射体装置的特征在于，被喷射体的燃烧室具备气缸和活塞或气缸盖，向该气缸和该活塞或该气缸盖施加正电压，使库伦引力作用于带负电的微小液滴，增加了与所述气缸内壁、所述活塞上表面和所述气缸盖的碰撞概率。

向内燃机的燃烧室（气缸或壳体等）施加正电压，使库伦引力作用于带负电的燃料液滴，增加了燃料液滴与燃烧室内壁的碰撞概率，促进了燃料液滴的汽化。考虑，当导入到燃烧波面时，燃料液滴接受热而汽化。可是，由于燃烧波的速度很大，所以一部分液滴或液滴的中心部分保持未燃烧的原样，而残留为液滴。因此，在～0.1毫秒至～几毫秒的期间内高效地得到燃料液滴在燃烧室内汽化所需的热（潜热）是决定燃烧比例和燃烧的定时的重要因子。

潜热的热源是液滴与空气中的气体分子的碰撞、与气缸内壁、活塞盖表面和气缸盖表面的碰撞所产生的能量转移以及从这些表面的辐射和压缩冲程中的压缩热。这之中主要的热源可考虑为碰撞所产生能量转移和压缩热。关于1个大气压下的燃料的汽化温度，在汽油的情况下是30℃至200℃，在轻油的情况下是200℃至350℃。气压由于压缩而升高，因此，考虑，实际的汽化温度比这高。

当带负电的燃料液滴与燃烧室的内壁碰撞时，电荷移动，内壁带负电（参照图36）。因此，随着时间的经过，库伦斥力增大，燃料液滴与内壁的碰撞概率减小（参照图14，图14A示出了液滴20与内壁622垂直碰撞的情况，图14B示出了液滴20由于库伦斥力而以入射角θ与内壁622碰撞的情况。v表示液滴20的速度，vp表示速度的垂直分量）。

当向燃烧室施加正电压时，库伦引力作用于带负电的燃料液滴，燃料液滴与燃烧室内壁的碰撞概率增加，并且燃料液滴对内壁表面的吸附时间变长，因此，考虑，接受的热量增加。

升高燃烧室的电位的方法的有效性通过将喷射装置和引擎的绝缘状态和导通状态的引擎声功率的强度进行比较而显而易见。当导通时，引擎的电位的下降比绝缘状态小，因此，使燃烧室的电位稍高。气缸内的汽油量在绝缘状态下比导通状态更少（参照图37、39，图37示出绝缘状态的排出的液滴的特征，图39示出导通状态的排出的液滴的特征）。燃烧冲程中的引擎声功率的强度在绝缘状态下比导通状态更小（参照图19C燃烧冲程、图41C燃烧冲程）。如果假设该结果仅由于汽油量的多少，则燃烧过程中的燃料的燃烧比例相等，因此，预计，在排气冲程中燃烧的汽油（在燃烧冲程中未燃烧而残留的汽油）的量在导通状态下更多，引擎声功率的强度也在导通状态下更大。

可是，如图19D排气工序和图41D排气工序所示，绝缘状态功率的强度比导通状态明显更大，结果与预计相反。如果假设在绝缘状态和导通状态下关于排气冲程中的燃烧并没有不同，则可以考虑，当使燃烧室的电位变高而使燃料液滴的碰撞概率变大时，燃烧过程中的燃料的燃烧比例增加。当比较机动二轮车（KTM DUKE，KTM Sportmotorcycle AG公司制）的绝缘状态和导通状态的燃烧过程的功率的强度时，导通状态稍微更大，存在稍高的频率分量。动力输出试验的结果是，输出和扭矩均在导通状态下比绝缘状态大接近～50%（参照图27）。

为了在内燃机的燃烧室中增大带电的燃料液滴的碰撞概率而提高热交换的效率，而使气缸、活塞或气缸盖的电位高于接地电位。为了使电位高于接地电位，而将气缸等连接到蓄电池的正极，将蓄电池的负极连接到主体（参照图7A和图8。在图7A中用导线30将气缸62连接到蓄电池46的正极，将蓄电池46的负极连接到主体10）。在施加电压中，在气缸等的静电电容过大这样的情况下，可以将电极板设置在气缸和活塞或气缸盖，向电极板施加正电压。在图8中示出了在气缸或气缸盖设置的环状的导体板电极的示例（在图8中，经由绝缘物451将环状的导体环641设置在气缸（气缸盖）62，将导体环641连接到蓄电池46的正极）。电压施加的开始时刻和结束时刻能够与供油泵的工作同步或通过曲柄角度来控制（在图7B中示出了施加电压的时间变化的一例）。

实施例5

在实施例5中，参照图9至图12来说明燃料喷射装置。

该燃料喷射装置的特征在于，具备：通过振动板的振动来使液体燃料加速的致动器；接受来自空气流量、引擎转速、冷却水温度、节气门开口度和蓄电池电压等的检测器的信号的传感器；以及基于来自传感器的信息来控制燃料喷出量的控制器，从喷射口的直径50μm以下的许多喷出孔中喷出粒径50μm以下的微小燃料液滴。根据该装置，能够使液体燃料的汽化变得容易，从而提高引擎的热效率。

液体燃料的燃烧通过使汽化的燃料分子与空气中的氧进行反应而发生（水谷幸夫，第3版，“燃烧工学”，森北出版，2017年）。汽油的汽化温度为80℃左右，因此，考虑，几乎保持液体的原样注入到气缸内。因此，燃烧室内（气缸或壳体等）中的燃料液滴的汽化比例的提高是用于提高热效率的重要因子。

在该实施例中，使燃料喷射装置中的喷射口的喷出孔的直径为50μm以下，使排出的燃料液滴的大小小至直径50μm以下，由此，燃料液滴容易汽化。由于超压，直径小的液滴比直径大的液滴在热力学上更不稳定，容易汽化，此外，容易发生氧化反应也就是燃烧（DeGennes, Brochard-Viard, Kele，第2版“表面张力的物理学”，吉冈书店，2017年）。当燃料液滴的体积减小时，每单位体积的表面积比例（比表面积）增大，与每单位体积的气体分子的散射概率增大。此外，燃料液滴的质量越小，则燃料液滴与气体分子的碰撞时受到的动量的变化越大，由于碰撞而接受的热能量越大。

因此，液滴的直径越小，则使单位量的液体汽化的时间越短，液滴消失的时间越短。实验上也已知，燃料液滴的燃烧速度ST与粒径d_m成反比例，得到了如（11）式所示的经验式。

[数式11]

在此，F/A是燃空比，u´是混合气体的湍流的强度（水谷幸夫著，“燃烧工学”第3版，森北出版，2017年）。

当使燃料液滴的直径减小而使质量减小时，电场所导致的带电液滴的运动的控制也变得容易。

为了使在内燃机中从燃料喷射装置排出的燃料液滴的大小为直径50～10μm，而利用被建立为MEMS（Micro Electro Mechanical Systems，微机电系统）的技术。MEMS是由利用微细加工技术在基板上集成的致动器、传感器和控制器构成的设备。作为燃料喷射装置的结构部分如图9所示是：喷射燃料的致动器53；接受来自引擎转速、空气流量、冷却水温度、节气门开口度和蓄电池电压等的检测器的信号的传感器54；以及还有基于来自传感器的信息来控制致动器以控制燃料喷出量的控制器51。

作为流体喷出用的MEMS，喷墨打印机头已经被商品化。在喷墨打印机头中，为了高精度地控制液滴的飞行到达位置，通过电场来使电气传导性的油墨液滴加速，并且通过电极偏转板来控制位置。进而，为了微细的印字，而使油墨液滴的直径减小，为了实现高速印字，而使每时间的喷出频率增大（“喷墨”，日本图像学会编，藤井雅彦监修，东京电机大学出版局）。

在内燃机的燃料喷射装置中，与液滴的位置控制相比，每单位时间的喷出量是重要的。为了实现燃料喷射MEMS，需要解决使燃料液滴的直径减小而且使每单位时间的燃料喷出量增大这样的难以兼顾的课题。因此，在该实施例中，提出了使燃料装置的喷射口集成化来同时喷射许多微小燃料液滴的MEMS型燃料喷射装置。在MEMS型燃料喷射装置中具备根据引擎的转速来使供油量瞬时地变化的控制器51。为了增减供油量，基于来自传感器54的信息来调节工作的喷射单元52的数量或喷射时间。

在此，使测定的单缸450CC的4冲程引擎以转速6000 rpm、燃料消耗量20升/时来工作，使燃料液滴的喷射条件为液滴的直径50μm、喷射持续的时间1m秒、喷射频率200kHz来进行燃料喷射口的喷出孔的数量n的估计。将估计的燃料消耗量考虑为消耗量的上限。液滴的喷射频率200 kHz通过喷墨达成。喷出孔的数量n如（12）式所示那样估计。

[数式12]

喷射装置的致动器53的驱动通过利用压电元件（压电式元件）、超声波振子或电磁石来使振动板振动而进行。在图9至图12中示出了具有压电元件致动器的集成型燃料喷射装置。如图12A所示，向压电元件531施加脉冲电压来使其变形，从而使振动板532振动，改变压力室521的容积，由此，从构成燃料喷射装置的喷射单元52（参照图10、图11）的喷射口61中喷出燃料液滴。通过使喷射单元52的喷射口61的喷出孔611为多个，从而能够减少致动器的数量（参照图12B）。在图的喷射单元的喷射口61中，直径50μm的喷出孔611有19个，因此，喷射单元的数量为约530个。喷出的燃料液滴的量与压力室521的容积的变形量相等，压电元件531的振动频率是脉冲电压的频率。在间接喷射式的情况下，如图10那样在吸气管63设置集成型燃料喷射装置。在应用于双缸引擎的情况下，如图11所示，可以通过供油泵56和1个储液器44来向全部喷射单元52供应燃料。这是集成型的燃料喷射装置，也能够适用于权利要求1至权利要求3、权利要求5中记载的任一个喷射装置。

以下，为了调查由液滴喷射对流动带电的影响，对内燃机的燃料汽化器或燃料喷射装置和引擎进行了电位测定和引擎声测定。测定中使用的引擎是通过燃料喷射装置进行燃料供应的机动二轮车（HOND MEN 450和KTM 390 DUKE）和通过燃料汽化器进行燃料供应的机动二轮车（HONDA KSE 125，本田工业股份公司制）。引擎与车体框架电气导通，但是，喷射器与汽化器绝缘。这些引擎全部是单缸，因此，电位变化和引擎声变化的解析是容易的。即使增加气缸数量，单缸引擎的从吸气至排气为止的4冲程中发生的现象也没有变化。在测定中，使用示波器（PicoScope 6 5444B，Pico Technology公司制），将无源探头（TA045，Pico Technology公司制）连接到燃料汽化器或燃料喷射装置和引擎来进行。在引擎声测定中使用电容式麦克风（EMM-6, Dayton Audio公司制）。

按电位差测定和引擎声测定的顺序来说明实验的结果和解释。从引擎声求取转速的手法被实用化，但是一般不会想到从引擎声评价吸气、燃烧和排气的状态的手法，因此，也对解析的方法进行说明。

A电位测定

在图31中示出了与引擎绝缘的状态的燃料喷射装置（HOND MEN 450）的电位测定的结果。引擎的转速是6900rpm。在图中，作为噪声，施加了50Hz的电压的变动。图的振幅～60V的冲激的周期17.5ms与吸气的周期相同。从对图的最初的冲激进行放大的图32中确认了：该冲激由多个脉冲振动构成，电位在脉冲振动之前稍微上升。电位上升的斜率随着时间而变小，示出了饱和倾向。如从对图32进一步放大的图33中显而易见的，电位的上升的大小是3V左右。

在图34至图36中示出了与燃料喷射装置绝缘的状态的引擎的电位测定的结果。引擎的转速是7300rpm。除了50Hz噪声之外，还看到振幅3V左右的冲激，其周期16.3ms与吸气的周期相等。从对图34的最初的冲激进行放大的图35中确认了：该冲激由多个脉冲振动构成，电位在脉冲振动之前下降。电位下降的斜率的绝对值随着时间而变小，示出了饱和倾向。如从对图35进一步放大的图36中显而易见的，电位的下降的大小是0.6V左右。

关于电位变化，无论是在机动二轮车（KTM 390 DUKE）中，还是在使用燃料汽化器的机动二轮车（HONDA KSE 125）中，都被同样检测到。引擎的排气量越大，此外，引擎转速越大，则电位变化的大小越明显。

冲激的周期与吸气的周期相等，因此，考虑，当通过供油泵送出汽油时，发生流动带电，燃料喷射装置带正电。流动带电是指运动的液体带电荷的现象，由于流动带电而使汽油带负电（参照非专利文献2）。在1个冲激中存在多个电位上升和脉冲振动示出了通过1次吸气而使汽油液滴间断地排出。由于供应泵的压力而向喷射口推出的汽油带负电，相反，喷射装置的喷射口带正电，因此，库伦引力作用于汽油和喷射口之间。考虑，在该引力和泵的压力之间暂且产生了力的平衡状态。可是，当由于吸气管的空气的流动等所造成的摇晃而打破平衡状态时，燃料变成液滴而排出（参照图13。在图13中示出了通过供应泵的压力从喷射口61推出的燃料液体21带负电、喷射口61带正电的状态。库伦引力、泵的压力和风力作用于燃料液体21）。由于这种情况重复，所以考虑，燃料液滴的排出变为间断的。考虑，伴随着电位的急剧变化而产生了在电位的上升之后发生的大振幅（～60V）的脉冲振动。

考虑引擎的电位下降是由于，从碰撞到气缸内壁或活塞上表面的燃料液滴中接受到电子。当燃料液滴或中途分解的燃料液滴群按照排出顺序到达气缸内而间断地与气缸表面碰撞时，电位的变化应为间断的。当液滴/液滴群变得不再碰撞到气缸的表面而停止电子的供应时，电位急剧变化。考虑因此发生了4V左右的振幅的脉冲振动。

通过直径2mm的铜线使燃料喷射装置（HOND MEN 450）和引擎导通来测定了电位。在图15中示出了其结果。引擎的转速是8000rpm。振幅接近40V的脉冲振动的周期15.0ms与吸气的周期相等。对图15的最初的冲激进行放大的图16示出了冲激由多个脉冲振动构成。电位在脉冲振动之前稍微下降。如对图16进一步放大的图17那样，电位的下降小至0.3V以下。

由于研究了图15至图17、图31至图36中采纳的吸气冲程28次量的液滴的排出和到达，所以使用图37至图39来说明其特征。

图37表示通过图31至图33的绝缘状态的喷射装置的电位测定而得到的脉冲振动有关的量。X轴是将1个冲激的最初的脉冲振动的开始时刻作为0时的后续的脉冲振动的开始时刻，Y轴是这些脉冲振动的顺序，Z轴是脉冲振动的最初的峰值的振幅。最初的脉冲振动的开始时刻应按每个冲激而不同，因此，并不是太严谨的讨论。脉冲振动的最初的峰值的振幅是作为带电的电荷量的基准而采用的量。脉冲振动的开始时刻被考虑为燃料液滴的排出时刻，因此，图37表示燃料液滴的排出的特征。

许多燃料液滴在从排出开始起0.8ms左右的期间内排出。因此，能够将液滴的排出时间范围考虑为约0.8ms。可是，也存在不少在示出了脉冲振动的最初的峰值的振幅平稳地减少的1ms～4ms的期间内排出的液滴。大部分液滴在排出次数约第10次之前排出，但是排出的分布扩展到接近40次。脉冲振动的最初的峰值的振幅具有1V至接近60V的范围很广的分布。当考虑到液滴体积与带电量成比例时，示出了液滴的体积的分布的范围很广。

图38表示通过图31至图33的绝缘状态的引擎的电位测定而得到的脉冲振动有关的量。X轴、Y轴和Z轴表示的量与图37相同。脉冲振动的开始时刻被考虑为燃料/燃料液滴群到达气缸内壁的到达结束时刻，因此，图38表示燃料液滴的到达的特征。大部分液滴在从最初的液滴的到达时刻起至0.6ms为止的期间内到达。因此，考虑液滴的到达时间范围为约0.6ms。

此外，几乎全部液滴在第15次排出之前到达。脉冲振动的最初的峰值的振幅在0.6ms以内到达的燃料液滴的情况下分布到接近1.5V，但是，到达时刻较晚的燃料液滴的振幅全部为0.5V以下。

当对图37的结果和图38的结果进行比较时，尽管从喷射装置排出，但是排出时刻较晚的液滴未注入到气缸内。关于该问题，之后与后述的“B引擎声测定”中引擎声测定的结果进行组合来研究。

图39表示通过图15至图17的导通状态的电位测定而得到的脉冲振动有关的量。X轴、Y轴和Z轴表示的量与图37相同。在脉冲振动的振幅中，存在15V～25V和5V以下这两个分布。大部分液滴在0.5ms以内排出。考虑，排出时刻较晚的脉冲的振幅小至5V以下是由于液滴的体积变小。在15V～25V的范围内较密分布的燃料液滴存在于排出次数为15次之前的范围内。

当考虑燃料液滴的带电量由施加于燃料喷射装置内的液体的压力和流路的器壁的面积来决定时，绝缘状态和导通状态的带电量应当相等。可是，导通状态的脉冲振动的最大值小至40V（图15）左右，小于绝缘状态的最大值60V（图31）。考虑这是由于，通过与引擎导通，喷射口（喷射装置）的静电电容变大，因此，喷射装置或喷射口的电位的上升变小，作用于带电的汽油液的库伦引力变小，其结果是，液滴在施加的压力较小时喷出。

当将图39的结果与图37的结果进行比较时，当与绝缘状态相比时，液滴排出之前的时间较短，液滴的体积的分布的范围较窄。根据该结果也考虑：在导通状态下，作用于液滴的库伦引力较小，液滴在施加的压力较小时喷出。

B引擎声测定

引擎被考虑为将通过燃料的燃烧而产生的能量的一部分变换为声音能量的装置。当使引擎的转速固定时，在燃烧冲程中产生能量，冲程前进，并且吸气阀和排气阀周期性地开闭，作为振动管的构造和气体的流动发生变化，因此引擎声周期性地变化。如果假设声音能量的大小与通过燃料的燃烧而产生的能量成比例，则能够通过测定引擎声来评价吸气、燃烧和排气的状态。

每单位体积的1周期的声音的能量（能量密度）＜E＞如（13）式表示，其与频率f的平方和振幅A的平方成比例。

[数式13]

在此，ρ是声音所传播的介质的密度。声音的强度I是每单位时间通过单位面积所传播的能量，因此变为（14）式。

[数式14]

在此，ν是媒介中的声音的速度。由麦克风检测的是声压P，将其输出为电压信号。在声压和声音的强度I中，（15）式的关系成立。

[数式15]

当对通过测定而得到的波形（电压信号）x（t）进行傅里叶变换时，求取振幅谱X（f）来作为傅里叶系数（（16）式）。

[数式16]

当对波形x（t）进行平方并积分时，求取能量，根据珀西瓦尔等式（（17）式），振幅谱的平方为能量。

[数式17]

通过测定而得到的波形是离散的数值串，因此，对分析区间的N点样本的波形x_n进行离散傅里叶变换，求取离散傅里叶系数X_k（（18）式）。

[数式18]

然后，单位时间的能量即功率的谱P（k）如（19）式那样求取。

[数式19]

同时进行引擎声测定和电位测定。此时，使麦克风与引擎的距离为30cm，因此，在引擎声测定的信号中，存在相对于电位测定的信号约1ms的延迟。从电位测定的冲激周期求取的引擎的转速是5000～6000 rpm（吸气、压缩、燃烧和排气4冲程的周期24～20 ms）。

如以下那样进行引擎声的解析。假设各冲程的时间范围相等，针对4冲程的4周期量，对各1周期量进行4分割，而得到16个小区间。当按4分割的顺序采用a、b、c、d并且到4周期为止对各周期标注1～4的角标号码，吸气冲程是a₁、a₂、a₃、a₄，压缩冲程是b₁、b₂、b₃、b₄的小区间。燃烧冲程、排气冲程也是同样的。在谱解析的拟合中，将各冲程的角标1至4的4个小区间作为连续的区间，对吸气冲程、压缩冲程、燃烧冲程和排气冲程同时进行。对4周期进行拟合是为了使分析区间长度变长，使频率分辨率变高。

吸气冲程的开始时刻是不明确的，因此，如以下那样假定，

（1）在汽油液滴排出时刻前，开始吸气冲程（吸气阀打开）

（2）绝缘状态和导通状态的吸气冲程开始时刻（吸气阀打开的时刻）相等

进而，以每0.05ms使拟合的开始时刻发生变化，将满足以下条件的拟合的开始时刻作为吸气冲程的开始时刻。

（1）吸气阀和排气阀关闭，不产生新能量，因此，压缩冲程的功率最小。

（2）如果假设在频率分量中存在变化，则发生在各冲程的变化交界处。

示出了测定数据和解析结果的图。按吸气冲程（图41A）、压缩冲程（图41B）、燃烧冲程（图41C）和排气冲程（图41D）的顺序示出了机动二轮车（HOND MEN 450）的燃料喷射装置和引擎的绝缘状态的引擎声谱（图40）、引擎声功率的频率依赖性。在图40中分开示出了4周期量以及将其进一步4分割后的16个小区间（在图40中，波形之上的横线按从高到低的顺序示出了（1）吸气冲程、（2）压缩冲程、（3）燃烧冲程和（4）排气冲程的时间。谱解析针对这4冲程的4次量来进行）。

此外，同样地在图18、图19中示出了燃料喷射装置和引擎的导通状态的结果。图18示出了机动二轮车（HOND MEN 450）的燃料喷射装置和引擎的导通状态下的引擎声谱（在图18中，波形之上的横线从高到低按顺序示出了（1）吸气冲程、（2）压缩冲程、（3）燃烧冲程和（4）排气冲程的时间。谱解析针对这4冲程的4次量来进行）。其引擎声功率的频率依赖性在图19A吸气冲程、图19B压缩冲程、图19C燃烧冲程、图19D排气冲程中示出。

针对机动二轮车（KTM 390 DUKE）也同样地分别在图42、图43和图20、图21中示出。

图42示出了机动二轮车（KTM 390 DUKE）的燃料喷射装置和引擎的绝缘状态下的引擎声谱，其引擎声功率的频率依赖性在图43A吸气冲程、图43B压缩冲程、图43C燃烧冲程、图43D排气冲程中示出。（在图42中，波形之上的横线从高到低按顺序示出了（1）吸气冲程、（2）压缩冲程、（3）燃烧冲程和（4）排气冲程的时间。谱解析针对这4冲程的4次量来进行。）

此外，图20示出了机动二轮车（KTM 390 DUKE）的燃料喷射装置和引擎的导通状态下的引擎声谱，其引擎声功率的频率依赖性在图21A吸气冲程、图21B压缩冲程、图21C燃烧冲程、图21D排气冲程中示出。（在图20中，波形之上的横线从高到低按顺序示出（1）吸气冲程、（2）压缩冲程、（3）燃烧冲程和（4）排气冲程的时间。谱解析针对这4冲程的4次量来进行。）

在图27中总括地示出了吸气冲程的开始时刻。

当比较这些结果时，关于机动二轮车（HOND MEN 450和KTM 390 DUKE），针对绝缘状态和导通状态，知晓了以下。

（1）吸气冲程的开始（吸气阀的开口）时刻在引擎声谱中为几乎相同的相位。

（2）在引擎相同的情况下，吸气冲程的频率分布的不同很小。

可以说证实了开始假定的条件是正确的。

列举了对机动二轮车（HOND MEN 450）的绝缘状态和导通状态进行比较的结果。

（a）从引擎声求取的吸气冲程的开始时刻与从电位测定求取的示出最初的液滴排出的脉冲振动的时刻之间的时间差在绝缘状态下是0.3 ms，在导通状态下是-0.1 ms。引擎声的检测比电气信号延迟约1ms，因此，实际的时间差分别为约1.3ms和0.9ms。

（b）在压缩冲程中，绝缘状态的功率比导通状态更大；

（c）在燃烧冲程中，导通状态的功率比绝缘状态明显更大；

（d）在排气冲程中，绝缘状态的功率比导通状态明显更大；

当考虑电位差测定的结果时，如以下那样解释这些结果。

（1）考虑，在绝缘状态下压缩冲程的功率比导通状态更大是由于，与导通状态相比，在绝缘状态下，汽油更多地残留在吸气管中，当同时打开吸气阀和排气阀时，通过气缸而到达排气系统，在压缩冲程的期间内燃烧。

（2）考虑，与绝缘状态相比，在导通状态下，燃烧冲程的功率更大，排气冲程的功率更小是由于，在导通状态下，导入到气缸内的汽油量更多，此外，燃烧比例更高。

（3）考虑，在绝缘状态下排气冲程的功率比导通状态更大是由于，与导通状态相比，在绝缘状态下，在燃烧冲程中未燃烧而残留的汽油量更多，该残留汽油在排气冲程中在气缸或排气管中燃烧。

因此，可以说，使燃料液滴的排出时刻的延迟变小、使导入到气缸内的燃料的比例变大并且促进气缸中的燃料液滴的汽化、使燃烧比例变大是用于提高通过间接喷射方式来供应燃料的引擎的热效率从而实现大的输出和扭矩的决定性主要原因。

针对机动二轮车（KTM 390 DUKE）使用动力测定试验装置（Dynojet, 250ix，Dynojet公司制）来进行动力测定试验，针对绝缘状态和导通状态来比较了输出和扭矩，因此，在图28中示出了其结果。引擎转速在绝缘状态和导通状态下均是6000rpm。在导通状态下，输出和扭矩均比绝缘状态增加50%左右。当对绝缘状态和导通状态的燃烧冲程的引擎声功率进行比较时，看起来，除了150Hz的分量之外，导通状态比绝缘状态稍大（图21A和图43A的吸气冲程）。

C液滴排出时刻/到达时刻和曲柄角

为了对吸气冲程的开始时刻和液滴的排出时刻/到达时刻进行比较，以重叠方式在图22至图24中示出了电位测定的图形和引擎声的波形的图形（图22示出燃料喷射装置和引擎的绝缘状态下的燃料喷射装置（喷射器）的电位和引擎声的变化。图23示出燃料喷射装置和引擎的绝缘状态下的引擎的电位和引擎声的变化。图24示出燃料喷射装置和引擎的导通状态下的燃料喷射装置的电位和引擎声的变化。引擎声以～1ms延迟进行测定）。图中的虚线示出了通过前述“B引擎声测定”中说明的过程从引擎声的数据中求取的吸气冲程开始时刻。

在示出绝缘状态的喷射器电位的图形图22中，看到从29ms跨29.5ms而垂直的直线群。这是示出液滴的排出的冲激。示出引擎的电位变化的图23中看到的多个垂直的直线群是示出液滴的到达结束的冲激。在示出对喷射器和引擎进行导通时的电位变化的图24中看到的垂直的直线群之间，以虚线示出了吸气冲程的开始时刻。在3个图形中，示出电位的冲激的粗线与示出该冲激作为噪声施加于引擎声的波形的细线两者进行重叠。可知，通过将喷射器和引擎进行导通，从而使吸气冲程的开始时刻与液滴的排出的时间差变小。

在图27中总括地示出了结果。为了参考，也一起示出了KTM 390 DUKE的结果。在图27中还记录了对声音的检测的延迟（～1 ms）进行校正的值。表中的排出/到达时间是从图37至图39的图形中求取的到达气缸的液滴的排出时间范围和到达时间范围。引擎的转速按每次测定而不同，不能以时间单纯比较，因此，在图25和图26中示出了通过曲柄的角度来比较的结果（在图25、图26中，将绝缘状态的液滴的排出开始时刻作为a，将结束时刻作为a’，将绝缘状态的液滴的到达开始时刻作为b，将结束时刻作为b’，此外，将导通状态的液滴的排出开始时刻作为c，将结束时刻作为c’来进行显示）。

图25是将活塞处于上死点的时刻考虑为吸气冲程的开始时刻的图形。当假设在隔着上死点位置的前后30度的范围内吸气阀和排气阀均打开时，无论是在绝缘状态下，还是在导通状态下，在燃料液滴的排出开始时，排气阀都关闭，排出的燃料液滴不会通过气缸而被排气。在排出时间结束时，活塞的位移速度（风速）几乎变为最大。考虑，比此更晚排出的液滴不能到达气缸是由于风速中途变小。

图26是将活塞处于比上死点前30度的位置的时刻作为吸气冲程的开始时刻的图形。绝缘状态和导通状态的燃料液滴的排出在排气阀关闭前开始。导通状态的液滴排出时间的结束时刻远早于活塞的位移速度（风速）变为最大的时刻，因此，认为，大部分液滴到达气缸。

值得注意的是，在吸气阀打开的瞬间的曲柄角度不同的2个示例中，在液滴能够到达气缸的最后排出时刻中，活塞的位移未达到一半。考虑这是因为，由于气缸内的热而使空气的体积膨胀并且使汽油的一部分汽化，因此，抵消了活塞朝向下死点位移而产生的气缸内的压力的降低，吸气管中的风速接近0。

D总结

已经叙述了燃料液滴的汽化所需的时间比至今考虑的更长。考虑汽化所需的时间变长是因为，由于流动带电而使电子导入到燃料液滴中。燃料分子由于电子而介电极化，分子间力变大，液滴的凝集力增加（J. N. 以色列阿切维利，分子间力和表面力 第2版 1996年朝仓书店）。因此，考虑，为了使带电的燃料液滴汽化，而需要比电中性的情况更大的热量。

进而，考虑，当燃料液滴带电时，与气缸内壁、活塞表面和气缸盖内面的碰撞概率减小，因此，由于碰撞而接受的热量减少。当带电的燃料液滴进入到气缸内并且其一部分与周围的壁碰撞时，气缸等接受电子，因此电位降低。因此，带电的燃料液滴从气缸内壁或活塞上表面受到库伦斥力。即使该斥力的大小很小，在入射角充分大的情况下，燃料液滴也不能与气缸内壁或活塞上表面碰撞（参照图14）。因此，与库伦斥力不作用的情况相比，燃料液滴的碰撞概率减小，为了得到汽化所需的热量的时间变长。

考虑，在将喷射器和引擎进行导通的情况下引擎声的功率变大是因为，注入到气缸内的燃料的量增加，在气缸内接受热量的时间变长，并且气缸等的内壁的电位的降低被抑制，碰撞概率的减少幅度变小，由于碰撞而接受的热量比绝缘状态更多。

在直接喷射方式的燃料喷射装置中，喷射的燃料全部导入到气缸内，不会流失到外部。可是，考虑，与间接喷射方式的吸气管的气流相比，气缸内的气流的速度较小，因此，燃料液滴的微小化和汽化难以进展。因此，在直接喷射方式的燃料喷射装置中，特别强烈地要求喷射时的燃料液滴的微小化。为了燃料液滴的微小化，必须通过高压泵向燃料液体施加大的压力来使其从小直径的喷射口中喷射。其结果是，在直接喷射方式中，出现了比间接喷射方式更明显的流动带电的效应。

以上，参照实施例来说明了本发明的实施方式。

本发明的目的在于，提供控制了流动带电的影响的、效率高的液滴喷射装置，但是，关于控制了流动带电的影响的液滴喷射装置，除了权利要求1至权利要求6中记载的发明之外，例如，还包含上述实施例中说明的结构的发明。

作为其示例，存在如下的液滴喷射装置等：

一种液滴喷射装置，其特征在于，具备喷射口，在所述喷射口前方设置有电极，向该电极施加电压，通过电场来使带负电的液体加速以使微小液滴从所述喷射口中喷出；

一种液滴喷射装置，其特征在于，具备喷射口，在内部设置有一个或多个电极，通过改变其电位来使经加压的液体中的电子振动，通过电位来调节喷射的定时以控制喷射量；

一种液滴喷射装置，其特征在于，具备喷射口，向被喷射体施加正电压，使库伦引力作用于带负电的微小液滴来增加与所述被喷射体的碰撞概率；

一种液滴喷射装置，其特征在于，具备喷射口，还具备致动器、传感器和控制器，所述致动器通过振动板的振动来使所述液体加速以便使液体的汽化变得容易来提高被喷射体的热效率，所述传感器接受来自空气流量、引擎转速、冷却水温度、节气门开口度和蓄电池电压等的检测器的信号，所述控制器基于来自该传感器的信息来控制液体喷出量，从直径50μm以下的多个喷射口的喷出孔中喷出粒径50μm以下的微小燃料液滴。

这些液滴喷射装置均能够高效地喷射微小液滴。

附图标记的说明

10主体

20液滴

21燃料液体

30导线

41高压泵

411阀A

412阀B

42挺杆

421上死点

422下死点

43凸轮

44储液器

441阀C

45绝缘物

452绝缘部件

46蓄电池

51控制器

52喷射单元

521压力室

53致动器

531压电元件

532振动板

54传感器

56供油泵

561油箱

61喷射口

611喷出孔

62气缸

621气缸盖

622内壁

63吸气管

64电极

641导体环

642电极1

643电极2

70燃料喷射装置

701 MEMS型燃料喷射装置

72电气振动斩波器。