JP2010014081A - 火花点火式内燃機関 - Google Patents

Abstract

【課題】シリンダＣの単室容積が０．３リットル以上の火花点火式エンジンＥにおいて、幾何学的圧縮比を１３以上としながら火炎伝播性を十分に高めて、燃費を低減する。
【解決手段】シリンダＣ内の燃焼室５の天井部５ａに臨む点火プラグ１１に対応づけて、ピストン３の頂部に凹部３２を形成し、その内面の少なくとも一部を、ピストン３が上死点にあるときに点火プラグ１１の点火点ＣＰを中心とする仮想球体ＩＳが接するような球面状とする。そうして凹部３２に接する仮想球体ＩＳの非干渉部分の容積Ｖ２を凹部３２の容積とみなし、凹部／燃焼室容積比Ｖ２／Ｖ１が０．３１以上になるように凹部３２の位置、形状及び容積を設定する。
【選択図】 図２

Description

本発明は火花点火式内燃機関に関し、特にシリンダの幾何学的圧縮比が１３．０以上の高圧縮比仕様のものに係る。

従来より火花点火式内燃機関においては、点火プラグの点火点から周囲に広がる火炎の伝播を阻害しないよう、燃焼室の形状に種々の工夫がなされており、例えば特許文献１には、燃焼室の床部となるピストンの頂部において前記点火プラグに対応する位置に球面状のキャビティ（凹部）を形成することが開示されている。

また、シリンダの幾何学的な圧縮比・膨張比を高く設定すれば、熱効率が高くなって、燃費の低減が図れることも従来より知られているが、単に幾何学的圧縮比を高く設定しただけでは燃費を低減できない場合があり、ノッキングが発生し易くなることもある。
特開２００７−１５４８２７号公報

そうした不具合を引き起こす原因の１つは火炎伝播性にあると考えられる。すなわち、排気量が同じであれば幾何学的圧縮比を高く設定するほど、上死点近傍での燃焼室容積は小さくなるので、火炎面がピストンの頂面等、燃焼室内面に早期に干渉するようになり、冷却損失によって熱効率が低下するとともに、燃焼期間の増大によって自着火のような異常燃焼が発生しやすくなるからである。

この点、特許文献１に開示されるようにピストンの頂部にキャビティを形成すれば、このピストンとの火炎の干渉は遅らせることができるものの、そのキャビティの容積分は燃焼室が大きくなってしまうから、高圧縮比の実現には不利になる。

斯かる点に鑑みて本発明の目的は、シリンダの幾何学的圧縮比を１３以上としながら、燃焼室の火炎伝播性を十分に高めて、機関効率を向上し燃費を低減することにある。

前記の目的を達成するために本発明では、ピストンの頂部に形成する凹部の位置、形状及び容積を最適化することによって、火炎との干渉をできるだけ遅らせながら、凹部の形成に伴う燃焼室容積の増大を抑えるようにしたものである。

具体的に、請求項１の発明は、シリンダの単室容積が０．３リットル以上で、その幾何学的な圧縮比が１３．０以上の火花点火式内燃機関を対象として、シリンダ内の燃焼室の天井部に臨んで点火プラグを配設する一方、その燃焼室の床部となるピストンの頂部に、前記点火プラグに対応して凹部を形成する場合に、この凹部の内面の少なくとも一部を、ピストンが上死点にあるときに、前記点火プラグの点火点を中心とする仮想球体が接するような球面状とした上で、前記シリンダ内でピストンが上死点にあるときの燃焼室容積をＶ１とし、また、ピストンが上死点にあるときに燃焼室の床部及び天井部のいずれにも干渉しない、前記仮想球体の非干渉部分の容積をＶ２として、 Ｖ２／Ｖ１≧０．３１ となるように前記凹部を形成したものである。

すなわち、まず、点火プラグの点火点から周囲に広がる火炎を模して、その点火点を中心とする球体を想定する。そして、ピストンの頂部には、それが上死点にあるときに前記仮想の球体が概略的に接するように、少なくとも一部が球面状の凹部を形成することによって、その仮想球体により模擬される火炎との干渉を遅らせることができる。この凹部の容積が大きいほど火炎との干渉は遅くなる一方で、燃焼室の容積は増大することになり、高圧縮比の実現には不利になる。

この点につき本発明者は、前記のように概略的には球面状とした凹部の容積と、これを含めた燃焼室の総容積との比率（以下、凹部／燃焼室容積比ともいう）には適切な範囲があり、そうなるように凹部の容積を設定すれば、所要の高圧縮比を実現しながら火炎面との干渉を十分に遅らせることができ、これにより所期の燃費低減効果が得られることを見出した。

より具体的に、本発明者が前記凹部の容積を種々、変更しながら、同一の運転条件における燃焼速度や燃費率の変化について鋭意、研究したところ、この燃焼速度と燃費率との間には図６(a)のグラフに示すように確かな相関のあることが分かった。このグラフによればクランク角で５２〜５５°の範囲に所謂変曲点があり、それ以下の燃焼期間であれば燃費率を効果的に低減できると言える。

そこで、次に燃焼期間と前記凹部／燃焼室容積比との関係を調べると、両者の間には同図(b)のグラフのような関係があり、燃焼期間をクランク角で５２〜５５°以下にするためには、凹部燃焼室容積比Ｖ２／Ｖ１を０．３１〜０．３５以上に設定すればよいことが分かった。ここで、凹部については、要するに火炎との干渉を遅らせることが重要なので、前記のように火炎を模擬する仮想球体のうち、上死点にあるピストンを含めた燃焼室の床部及び天井部のいずれにも干渉しない非干渉部分の容積Ｖ２を便宜上、凹部の容積として用いている。

以上より、シリンダの幾何学的圧縮比が１３以上になるようにその燃焼室の総容積を設定しながら、前記凹部／燃焼室容積比Ｖ２／Ｖ１≧０．３１となるように凹部を形成すれば、燃焼室における火炎面の伝播性を十分に高めて燃焼期間を短縮し、火花点火式内燃機関の燃費を低減することができる。

但し、前記図６(a)のグラフから分かるようにクランク角で５２〜５３°のときを境にして、それよりも更に燃焼期間が短くなってもこれに伴う燃費率の低下幅は急速に小さくなってしまう。よって、凹部の容積が大きくなるほど高圧縮比の実現には不利になることを考慮すれば、凹部／燃焼室容積比Ｖ２／Ｖ１をあまり大きくしないほうがよい。前記のグラフからはＶ２／Ｖ１≦０．３７とするのが好ましいと言える（請求項７）。

また、前記のようにピストンの頂部に凹部を形成しながらも燃焼室の総容積を小さくして、幾何学的な圧縮比を高くするためには、そのピストンの頂部に、燃焼室の天井部の形状に対応するように隆起部を形成することが好ましい（請求項２）。

また、従来周知の如く良好な火炎伝播性のために、点火プラグは燃焼室天井部の中央付近に臨ませるのが好ましく、これに対応して凹部はピストン頂部の中央付近に開口させるのがよい（請求項３）。

更に、前記燃焼室に燃料を直接、噴射するように燃料噴射弁を設ければ、こうして噴射する燃料の気化熱によって吸気が冷却されることから、混合気の自着火等による異常燃焼が抑制されるようになり、その分、シリンダの圧縮比を高く設定することができる（請求項４）。

その場合に前記燃料噴射弁は、燃焼室の周縁部から中央寄りに向かって燃料を噴射するように配置することで、シリンダの吸気行程における前半から中盤にかけて噴射した燃料をピストン頂部の凹部によって補足し、シリンダ内周面への付着を抑制する効果も期待できる（請求項５）。

加えて、前記シリンダのストロークはボアよりも長いことが好ましい（請求項６）。これは、シリンダのボアが大きいほど燃焼室形状は扁平化し、火炎伝播には不利になる傾向があるので、高圧縮比化のために燃焼室容積を小さくしても、それが扁平になりすぎないようにするためである。

以上、説明したように本発明によれば、燃焼室の天井部に臨む点火プラグに対応づけてピストンの頂部に凹部を形成し、その内面の少なくとも一部を、ピストンが上死点にあるときに点火プラグの点火点を中心とする仮想球体が接する球面状とし、更に、その凹部に対応する前記仮想球体の非干渉部分の容積Ｖ２の燃焼室容積Ｖ１に対する比率Ｖ２／Ｖ１が０．３１以上になるように、前記凹部を形成することによって、幾何学的に１３以上の高圧縮比を実現しながら、ピストンと火炎との干渉をできるだけ遅らせて、火炎伝播性を十分に高めることができる。よって、機関効率が向上し、燃費の低減が図られる。

以下、本発明の実施形態を図面に基づいて詳細に説明する。尚、以下の好ましい実施形態の説明は本質的に例示に過ぎず、本発明、その適用物或いはその用途を制限することを意図するものではない。

図１は、本発明に係るエンジンＥ（火花点火式内燃機関）の概略図である。このエンジンＥは、シリンダブロック１とその上部に組み付けられるシリンダヘッド２とを備えており、図２にも示すように、シリンダＣには、その軸心ｃ１に沿って図の上下に往復動するようにピストン３が収容されている。ピストン３は、シリンダブロック１の下部に回転自在に支持されたクランク軸４にコネクティングロッドによって連結されており、これによりピストン３の往復運動がクランク軸４の回転運動に変換されるようになる。

図示のように、シリンダＣ内のピストン３上方には燃焼室５が形成され、その天井部５ａは、シリンダヘッド２の下面に各シリンダＣ毎に形成された窪みによって構成される。本実施形態では燃焼室５は所謂ペントルーフ型であり、その天井部５ａは吸気側及び排気側の２つの傾斜面からなる三角屋根状をなしていて、それぞれの傾斜面には吸気ポート６，６と排気ポート７，７とが２つずつ開口している。

図１にのみ示すが、各吸気ポート６の開口部には吸気弁８が、また、各排気ポート７の開口部には排気弁９が、それぞれ配設されて、不図示の動弁機構により所定のタイミングで開閉されるようになっている。

また、それら吸気ポート６，６の下方にはその開口部間に噴口を臨ませて、燃焼室５の周縁部から中央寄りに向かい燃料を噴射するように、インジェクタ１０（燃料噴射弁）が配設されている。このインジェクタ１０は、図示しない燃料分配管を介して高圧燃料ポンプ等を有する燃料供給系に接続されている。本実施形態では直噴方式を想定しているが、本発明はポート噴射方式のものにも適用できる。

更にシリンダヘッド２には、シリンダ軸心ｃ１に沿って延びるように点火プラグ１１が配設されていて、その先端（下端）の電極が天井部５ａの中央付近から燃焼室５に臨んでいる。この点火プラグ１１の基端（上端）側には、図１にのみ示すが点火コイルユニット１２が接続されており、所定のタイミングで電極間に火花を生じさせて、燃焼室５内の混合気に点火するようになっている。こうして燃焼室５の中央付近で点火することは従来周知の如く良好な火炎伝播性のために好ましい。

図２に示すように、燃焼室５の床部であるピストン３の頂部には天井部５ａの三角屋根形状に対応するように、吸気側及び排気側からそれぞれ中央寄りに向かい隆起する隆起部３１が形成されている。このことは、燃焼室５の容積を調整しシリンダＣの幾何学的圧縮比を高く設定する上で有用であり、しかも、燃焼室５全体でその高さが概ね同じくらいになるので、火炎伝播性にも好ましいと言える。

更にピストン３の頂部には、隆起部３１において開口するよう、中央付近にお椀型の凹部３２が形成されている。本発明の主たる特徴部分として詳しくは後述するが、凹部３２が点火プラグ１１の電極間における点火点（電極間の中央と仮定。図３(a)の点ＣＰを参照）に対応づけて設けられ、しかも、その形状及び容積が適切に設定されていることで、火炎伝播性が向上し、エンジンＥの熱効率が向上する。

（燃焼室の構成）
ところで、本実施形態では、そうしてピストン３の頂部に隆起部３１を形成する等して燃焼室５の容積を調整し、シリンダＣの幾何学的圧縮比を１３．０以上に設定している。これは、熱効率を向上し燃費低減を図るためである。幾何学的圧縮比とは、周知の通り、ピストン３が上死点（ＴＤＣ）にあるときの燃焼室５の容積（凹部３２の容積を含めた総容積）をＶ１、排気量（行程容積）をＶ０として、（Ｖ０＋Ｖ１）／Ｖ１と表される。

容積Ｖ１は、所謂隙間容積であり、ピストン３が上死点にあるときに吸気弁８及び排気弁９がそれぞれ閉じているものとして、これらやインジェクタ１０、点火プラグ１１、即ち燃焼室５に臨むシリンダヘッド２の窪みに取り付けられた部品の表面、シリンダＣの内周面、凹部３２の内面を含めたピストン３の頂面、更にはシリンダヘッド１０とシリンダブロック２０との隙間によって画定されるものである。

さて、一般にエンジンにおいてはシリンダの圧縮比・膨張比を高く設定することにより熱効率が向上し、燃費低減が図れるはずであるが、単に幾何学的圧縮比を高く設定するだけでは燃費は向上しない。これは、幾何学的圧縮比を高く設定すると、同じ排気量であれば容積Ｖ１が相対的に小さくなり、火炎が早期に燃焼室の天井部や床部（ピストン頂面）と干渉し易くなって、その伝播性が悪化するからである。そこで、燃費低減と火炎伝播性との因果関係が分かれば、効率のよいエンジン設計が可能になると考えられる。

本発明では、まず図３のように点火プラグ１０の点火点ＣＰから周囲に広がる火炎を模して、その点火点ＣＰを中心とする球体ＩＳを想定する。火炎は放射状に広がるから仮想球体ＩＳは火炎面の伝播した範囲をモデル化したものであり、その半径ｒは火炎面の進行程度を示す。すなわち、半径ｒが相対的に小さいときの仮想球体ＩＳは点火後の相対的に早い時期を表し、半径ｒが相対的に大きいときには相対的に遅い時期を表すのである。

同図３の(a)から(b)のように半径ｒが大きくなると、仮想球体ＩＳの燃焼室天井部５ａ等との干渉部分が増加する。このことを定量的に考慮するために、ピストン３が上死点にある場合において仮想球体ＩＳのうち、燃焼室天井部５ａやピストン３と干渉しない非干渉部分の容積をＶ２（単位：ｍｍ3）とし、また、その場合において仮想球体ＩＳが燃焼室天井部５ａやピストン３と干渉する干渉面の面積を、干渉面積Ｓ（単位：ｍｍ2）として以下、説明する。

図４には、非干渉容積Ｖ２と干渉面積Ｓの説明図を示す。同図は一例として、仮想球体ＩＳが燃焼室５の天井部５ａ、即ちシリンダヘッド２、吸気弁８、排気弁９及び点火プラグ１１と干渉する一方、ピストン３とは干渉しないような半径ｒの小さな状態について、(a)仮想球体ＩＳ、(b)容積Ｖ２、(c)干渉面積Ｓをそれぞれ模式的に示している。容積Ｖ２は、仮想球体ＩＳから燃焼室天井部５ａやピストン３との干渉部分が取り去られた立体の容積であり、干渉面積Ｓはそれらと干渉する部分の面積である。

−第１の評価指標：ｒ、Ｖ２、Ｓの関係−
そして、本実施形態では、前記の半径ｒ、容積Ｖ２及び面積Ｓの関係を、燃費低減の第１の評価指標とするものであり、半径ｒをＶ２＝０．１５×Ｖ１となるように設定した場合に、Ｓ／Ｖ２≦０．１２（ｍｍ-1）となるように燃焼室５の形状を設定することによって、燃費の低減を図っている。このような結論に至ったのは以下に述べる実験結果に基づいている。

すなわち、以下に述べる第１の実験においてはボア：８７．５ｍｍ、ストローク：８３．１ｍｍの火花点火式エンジンについて、形状が異なる複数種類のピストンを作成し、付け替えてそれぞれの燃費を同一条件（機関速度= 1500rpm、平均有効圧力Pe=262kPa、空燃比A/F=14.7、EGR率=20%）で計測した。図５(a)は、実験に用いた一部のピストンについての、容積Ｖ２／容積Ｖ１と、干渉面積Ｓ／容積Ｖ２と、の演算結果を示す図であり、仮想球体ＩＳの半径ｒを複数、設定することにより得たものである。

前記容積Ｖ２／容積Ｖ１の値は半径ｒに関連し、Ｖ２／Ｖ１の値が相対的に小さいことは、半径ｒが相対的に小さいときに相当し火炎伝播の相対的に初期を示す。一方、Ｖ２／Ｖ１の値が相対的に大きいことは、半径ｒが相対的に大きいときに相当し火炎伝播の相対的に後期を示す。仮想球体ＩＳの非干渉部分の容積Ｖ２は火炎の大きさを表す指標であり、干渉面積Ｓ／容積Ｖ２は、火炎が伝播する仮定で時々刻々と変化する火炎の大きさに対する干渉面積の割合となる。

線Ｌ０、Ｌ１は、それぞれ、図示は省略するが、頂面が略平坦なピストンに関する演算結果であり、Ｌ０は幾何学的圧縮比が１１．２のものに、また、Ｌ１は幾何学的圧縮比が１５．０のものに、それぞれ、対応している。線Ｌ１を線Ｌ０と比較すると、フラット・ピストンの場合、ハイトが高いほど火炎伝播の比較的早い時期に火炎との干渉が始まることが分かる。

線Ｌ３１〜線Ｌ３４は、図２のように頂部にお椀型の凹部を設けたピストンに関する演算結果であり、これらは凹部の大きさや、凹部以外のピストン頂面の形状を変えたものである。幾何学的圧縮比は１４．０〜１５．０の範囲内である。これらのピストンを用いた場合、凹部を設けたことにより火炎との干渉の始まりが遅くなっており、容積Ｖ２／容積Ｖ１の比率が１０％〜２０％の範囲において、Ｓ／Ｖ２の値があまり上昇しなくなっている。

尚、線Ｌ４は、凹部を断面矩形状にした場合の演算結果で、この場合も幾何学的圧縮比は１４．０〜１５．０の範囲内である。線Ｌ１で示したピストンに比べると、火炎伝播に伴う火炎と燃焼室内壁との干渉度合いが緩やかになるが、線Ｌ３１〜線Ｌ３４のピストンと比べると、凹部を設けたことによるＳ／Ｖ２の値の影響は小さい。これは、火炎と凹部内面との干渉が線Ｌ３１〜線Ｌ３４のピストンよりも早く生じることを意味する。

そして、前記複数種類のピストンによる燃費の計測を行い、その結果を燃費改善率と干渉面積Ｓ／容積Ｖ２との関係にまとめたところ、容積Ｖ２／容積Ｖ１の値が０〜４０％の範囲で燃費改善率と干渉面積Ｓ／容積Ｖ２との間に確かな相関が見られたのは容積Ｖ２／容積Ｖ１の値が１５％の場合であった。尚、燃費改善率は、いずれかのピストンをベースモデルとし、その燃費を基準として算出した。幾何学的圧縮比がベースモデルと異なる場合は、その幾何学的圧縮比に応じて燃費改善率を補正演算し、幾何学的圧縮比が同じ場合の燃費改善率（推定値）とした。

図５(b)は、前記のように確かな相関が見られた容積Ｖ２／容積Ｖ１の値が１５％の場合、即ち、仮想球体ＩＳの半径ｒをＶ２＝０．１５×Ｖ１となるように設定した場合の、燃費改善率と干渉面積Ｓ／容積Ｖ２との相関を示す。この図によれば、Ｓ／Ｖ２の値が０．１２のあたりから、この値が小さくなるに連れて燃費改善率が急上昇し、特に、０．１０以下になると顕著である。つまり、Ｓ／Ｖ２の値が０，１０〜０．１２の範囲に所謂変曲点があると言える。

よって、半径ｒをＶ２＝０．１５×Ｖ１となるように設定した場合に、Ｓ／Ｖ２≦０．１２となるように燃焼室５の形状を設計することで、燃費低減が図れ、特にＳ／Ｖ２≦０．１０とすることが好ましい。ここで、容積Ｖ２が容積Ｖ１の１５％のときの干渉面積Ｓを小さくするには、このときまでに火炎がピストン３と干渉しないよう、該ピストン３の頂部に前記のようなお椀状の凹部３２を形成すればよいが、単に凹部３２を形成しただけでは燃焼室５の容積が大きくなってしまい、高圧縮比の実現には不利になる。

−第２の評価指標：Ｖ２／Ｖ１−
そこで、前記のように燃焼室５の容積が大きくなることに注意しながら、火炎との干渉ができるだけ遅くなるように凹部３２の位置、形状及び容積を最適化した。火炎との干渉を遅らせるには、ピストン３の頂部に仮想球体ＩＳが接するような球面状の凹部を形成すればよいが、ピストン３の耐久性等の観点から凹部の底面までも球面状とすることは困難な場合があるので、凹部３２の内面の一部を仮想球体ＩＳが接する球面状とする。

その上で、そうして球面状とした凹部３２の一部の面に仮想球体ＩＳが接するように、その半径ｒを設定した場合に、この仮想球体ＩＳの前記非干渉部分の容積Ｖ２を概略的に凹部３２の容積とみなし、この容積Ｖ２の前記燃焼室容積Ｖ１に対する比率Ｖ２／Ｖ１を、本実施形態における燃費低減のための第２の評価指標とする。この容積Ｖ２／容積Ｖ１、即ち凹部／燃焼室容積比が大きいほど、火炎のピストンとの干渉が遅れることになり、火炎伝播性が向上する。

そして、本発明者は、前記容積Ｖ２／容積Ｖ１の値が変化するように、ピストン３の隆起部３１や凹部３２の形状を種々変更して実験を行い、エンジンＥの燃費率や燃焼期間を調べたところ、容積Ｖ２／容積Ｖ１の値が所定の範囲内（例えば０．３１≦Ｖ２／Ｖ１≦０．３７）に収まるようにすることで、燃費率を効果的に低減できることが分かった。このことについて以下に述べる。

すなわち、前記第１の実験と同様にボア：８７．５ｍｍ、ストローク：８３．１ｍｍの火花点火式エンジンについて複数種類のピストンを用意し、更にシリンダボアを８３．０ｍｍ、７２．０ｍｍ等々、変更した複数種類のエンジンについても同様に複数種類のピストンを用意して、同一の運転条件（機関速度= 1500rpm、平均有効圧力Pe=262kPa、空燃比A/F=14.7、EGR率=20%）における燃費や燃焼速度を計測する第２の実験を行った。この実験の結果を燃費率と燃焼期間との関係でまとめたものが図６(a)のグラフであり、この図からはボア・ストローク比やピストンの形状等々によらず、燃費率と燃焼期間との間には確かな相関があることが分かる。

図によれば、ピストンの凹部の形状等が変わったことによって燃焼期間が変化すると、クランク角で５２°のあたりから燃焼期間が長くなるに連れて燃費率が急に上昇しており、特に５５°ＣＡを越えてこの傾向が顕著になっている。つまり、燃焼期間が５２〜５５°ＣＡの範囲に所謂変曲点があり、それよりも短い燃焼期間であれば燃費率を効果的に低減できると言える。

一方で同図(b)に示すように、容積Ｖ２／容積Ｖ１と燃焼期間との間には、Ｖ２／Ｖ１が大きいほど燃焼期間が短くなるという単純な関係がある。これは、凹部３２の容積が大きくなることによってピストン３の火炎との干渉が遅くなり、火炎の伝播性が向上することによると考えられる。そして、燃焼期間が５５°ＣＡになるのはＶ２／Ｖ１の値が０．３１を越えたくらいなので、前記図(a)の結果と読み合わせれば、燃費率の低減のためには容積Ｖ２／容積Ｖ１を０．３１以上に設定すればよいと言える。

但し、同図(a)のグラフから分かるように、燃焼期間が５０〜５２°ＣＡよりも更に短くなっても、これに伴う燃費率の低下幅は急速に小さくなっている。そして、燃焼期間を縮めるために凹部３２の容積を大きくすれば、するほど燃焼室５の容積が大きくなって、高圧縮比の実現には不利になることを考慮すれば、容積Ｖ２／容積Ｖ１の値はあまり大きくしないほうがよく、前記グラフからはＶ２／Ｖ１≦０．３７とするのが好ましいと言える。

尚、上述した第１、第２の実験は、いずれも、シリンダＣ単室の行程容積（単室容積）、即ち排気量Ｖ０が０．３リットル以上で、その幾何学的圧縮比が１４．０乃至１５．０のものについて行ったもので、幾何学的圧縮比が１４．０以上、或いは１４．５以上のエンジンＥにおいて前記の相関関係が認められ、そのような高圧縮比エンジンにおける燃費の低減に有効であると言える。

この点、幾何学的圧縮比が低くなれば燃焼室５の容積が相対的に大きくなって火炎伝播性が良くなることから、圧縮比が１４．０未満のエンジンにも上記の相関関係は存在すると言えるが、高圧縮比による熱効率向上との兼ね合いも考慮すれば、幾何学的圧縮比が１３．０以上のものにおける燃費低減に少なくとも有効であると考えられる。

したがって、この実施形態に係る火花点火式エンジンＥによると、シリンダＣの単室容積が０．３リットル以上で、その幾何学的な圧縮比が１３．０以上であり、燃焼室天井部５ａに臨む点火プラグ１１に対応づけてピストン３の頂部に凹部３２が形成されている場合に、この凹部３２の内面の少なくとも一部を、ピストン３が上死点にあるときに点火プラグ１１の点火点ＣＰを中心とする仮想球体ＩＳが接する球面状とした上で、更に、その仮想球体ＩＳの非干渉部分の容積Ｖ２の燃焼室容積Ｖ１に対する比率Ｖ２／Ｖ１が所定範囲内（０．３１〜０．３７）になるようにしたことで、１３以上の高圧縮比を実現しながらピストン３と火炎との干渉を最大限に遅らせて、火炎伝播性を十分に高めることができる。これにより機関効率が向上し、燃費の低減が図られる。

また、この実施形態のエンジンＥは、燃焼室５に臨むインジェクタ１０から燃料を直接、噴射する所謂直噴方式としており、こうして噴射する燃料の気化熱によって吸気が冷却されることから、混合気の自着火等による異常燃焼が抑制されるようになり、シリンダＣの圧縮比を高く設定する上で有利な構成である。

しかも、インジェクタ１０は、燃焼室５の周縁部から中央寄りに向かって燃料を噴射するように配置されており、シリンダＣの吸気行程前半から中盤にかけて噴射した燃料をピストン３の凹部３２によって補足し、シリンダＣ内周面への付着を抑制するという効果も期待できる。

尚、本発明に係る火花点火式内燃機関の構成は前記実施形態に限定されず、それ以外の種々の構成をも包含する。例えばエンジンＥは、前記実施形態のような４バルブのタイプに限らず、シリンダＣ毎の排気ポートが１つの３バルブエンジンであってもよい。

また、前記実施形態では特に言及していないが、シリンダＣは、ボアよりもストロークの長い方が好ましい。シリンダＣのボアが大きいほど燃焼室５の形状が扁平化し、火炎伝播には不利になる傾向があるので、１３以上の高圧縮比を実現するためには、よりストロークの長い方が好ましいからである。

更に、前記実施形態では、一例として４サイクルの多気筒ガソリンエンジンＥを想定しているが、他の形式の火花点火式内燃機関にも本発明は適用可能である。

実施形態に係る火花点火式内燃機関の概略図である。 ピストンの頂部を中心にシリンダ内燃焼室の構成を示す斜視図である。 仮想球体ＩＳと凹部との関係を示す説明図である。 仮想球体の非干渉部の容積と干渉面積の説明図である。 (a)はＳ／Ｖ２とＶ２／Ｖ１との相関を、また、(b)はＳ／Ｖ２と燃費改善率との相関を、それぞれ示すグラフ図である。 (b)は燃焼期間と燃費率の相関を、また、(b)は凹部／焼室容積比と燃焼期間との相関を、それぞれ示すグラフ図である。

符号の説明

Ｅ 火花点火式エンジン（火花点火式内燃機関）
ＩＳ 仮想球体
ＣＰ 点火点
Ｃ シリンダ
２ シリンダヘッド
３ ピストン
３１ 隆起部
３２ 凹部
５ 燃焼室
５ａ 天井部
１０ インジェクタ（燃料噴射弁）
１１ 点火プラグ

Claims (7)

1. シリンダの単室容積が０．３リットル以上で、その幾何学的な圧縮比が１３．０以上の火花点火式内燃機関であって、
   前記シリンダ内の燃焼室の天井部に臨んで点火プラグが配設される一方、その燃焼室の床部となるピストンの頂部には前記点火プラグに対応して凹部が形成され、
   その凹部の内面の少なくとも一部は、前記シリンダ内でピストンが上死点にあるときに前記点火プラグの点火点を中心とする仮想球体が接する球面状をなし、
   前記ピストンが上死点にあるときの燃焼室容積をＶ１とし、
   前記ピストンが上死点にあるときに燃焼室の床部及び天井部のいずれにも干渉しない、前記仮想球体の非干渉部分の容積をＶ２として、
   Ｖ２／Ｖ１≧０．３１
   となるように前記凹部を形成したことを特徴とする火花点火式内燃機関。
2. 前記ピストンの頂部には燃焼室の天井部の形状に対応するように隆起部が形成されるとともに、この隆起部において前記凹部が開口している、請求項１に記載の火花点火式内燃機関。
3. 前記点火プラグは燃焼室天井部の中央付近に臨み、これに対応してピストン頂部の中央付近に凹部が開口している、請求項１又は２のいずれかに記載の火花点火式内燃機関。
4. 前記燃焼室に燃料を直接、噴射するように燃料噴射弁が設けられている、請求項１〜３のいずれか１つに記載の火花点火式内燃機関。
5. 前記燃料噴射弁が燃焼室の周縁部から中央寄りに向かって燃料を噴射するように配置されている、請求項４に記載の火花点火式内燃機関。
6. 前記シリンダのボアよりもストロークが長い、請求項１〜５のいずれか１つに記載の火花点火式内燃機関。
7. 前記燃焼室容積Ｖ１と前記仮想球体の非干渉部分の容積Ｖ２との比率が、
   Ｖ２／Ｖ１≦０．３７
   となるように前記凹部を形成したことを特徴とする請求項１〜６のいずれか１つに記載の火花点火式内燃機関。

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