JP2016200042A - エンジン - Google Patents

Abstract

【課題】バルブシートレスの吸気ポートの下流端部の形状に工夫を加えることによってタンブル流を強め、特に中回転速度高負荷域で燃料を増量しなくてもノッキングの発生を抑制し得るエンジンを提供する。【解決手段】第１バルブシート（４１）は、硬質表面処理の方法を用いて形成されるものであり、クランク軸方向に直交する断面において、シリンダ中心側の第１バルブシート（４１）の直上部分の吸気ポート壁（４４）の水平面から立ち上がる角度は、シリンダ中心側の第１バルブシート（４１）の直上部分の吸気ポート壁（４４）の最下流点及び排気側のシリンダ壁（１２）と下死点のピストン冠面（１５ａ）とが交わってできる点を結ぶ直線と、ピストン冠面（１５ａ）とがなす、鋭角である角度以下であるか、または燃焼室内で反射してタンブル中心を通る線とピストン冠面（１５ａ）とがなす、鋭角である角度以上である。【選択図】図７

Description

本発明は、バルブシートレスの吸気ポートを有するエンジン、特にバルブシートレスの吸気ポートの下流端部の形状に関する。

シリンダ内にタンブル流が形成されるように吸入空気をシリンダの中心線に対して排気側のシリンダに偏るように導く吸気ポートを備えたエンジンがある（特許文献１参照）。

特開２００４−３１６６０９号公報

ところで、現状のエンジンでは、ノッキング対策から特に中回転速度高負荷域で燃料を増量することによってノッキングの発生を抑制している。この燃料増量によって燃費が悪くなる。この場合に、吸気ポートの下流端部から燃焼室内に流れ込む吸入空気によってタンブル流が生成される。このタンブル流を強くしてやると、ノッキングを避けることができることが判明している。

しかしながら、上記特許文献１の技術は、一般的なエンジンを前提としている。一般的なエンジンでは、バルブシート部品を吸気ポートのスロート部に圧入する。バルブシート部品を圧入する前には、バルブシート部品を収める下穴をスロートカッターで切削加工する。これによって、バルブシート部品下穴形成部の直上の吸気ポートに、吸気バルブの軸心と平行な円筒壁ができる。この円筒壁をガイドとして吸入空気が燃焼室の下側方向に向かう。これではタンブル流を強めるのに限界がある。

この場合、バルブシート部品を圧入することなくバルブシートを形成する方法として、硬質表面処理の方法（例えばコールドスプレー法）がある。この硬質表面処理の方法を用いて、吸気バルブのバルブシートを形成する（つまりバルブシートレスの吸気ポートとする）のであれば、上記の円筒壁が生じない上に、吸気ポートの下流端部の形状の自由度が増す。そこで本発明は、バルブシートレスの吸気ポートの下流端部の形状に工夫を加えることによってタンブル流を現状のエンジンよりも強め、特に中回転速度高負荷域で燃料を増量しなくてもノッキングの発生を抑制し得るエンジンを提供することを目的とする。

本発明では、クランク軸に連結されるピストンがシリンダを上下方向にストロークする。ペントルーフの天井のうち吸気側のルーフに吸気ポートが、排気側のルーフに排気ポートがそれぞれ開口する燃焼室を備えている。前記吸気ポートの燃焼室への開口端に吸気バルブが着座する第１バルブシートを、前記排気ポートの燃焼室への開口端に排気バルブが着座する第２バルブシートをそれぞれ有している。前記吸気ポートの下流端部から前記燃焼室に流れ込む吸入空気によって前記燃焼室内にタンブル流が生成される。以上のエンジンにおいて、前記第１バルブシートは、硬質表面処理の方法を用いて形成されるものである。前記クランク軸方向に直交する断面において、前記シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁の、水平線から立ち上がる角度は、第１角度以下であるかまたは第２角度以上である。前記クランク軸方向に直交する断面において、上記の第１角度は、前記シリンダ中心側の第１バルブシート４１の直上部分の吸気ポート壁の最下流点及び排気側のシリンダ壁と下死点のピストン冠面との交点を結ぶ直線と、ピストン冠面とがなす、鋭角である。前記クランク軸方向に直交する断面において、上記の第２角度は、前記燃焼室に流れ込む吸入空気が前記燃焼室内で反射してタンブル中心を通る線と前記ピストン冠面とがなす、鋭角である。

本発明では、吸気ポートの下流端部の形状の自由度が増すバルブシートレスの吸気ポートを採用している。このため、吸気ポートの下流端部に吸気バルブの軸心と平行な円筒壁ができることはなく、かつ、吸気ポートの下流端部を比較エンジンより燃焼室に近づけることが可能となる。さらに、シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁の、水平面から立ち上がる角度を任意に、例えば第１角度以下にまたは第２角度以上に定めることが可能となる。シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁に沿って流れ込む吸入空気が、燃焼室上部の排気側を通過することになり、タンブル流が比較エンジンより強められるのである。これによって、特に高負荷域でノッキングの発生を抑制することができる。

本発明の第１実施形態のエンジンの燃焼室の形状を説明するための概略構成図である。 第１実施形態のエンジンの概略構成図である。 図２のＹ−Ｙ線断面図である。 クランク軸方向に直交する断面でみた、タンブル流の有りたい姿を説明するためのエンジンの概略構成図である。 クランク軸方向に直交する断面でみた比較エンジンの概略構成図である。 クランク軸方向に直交する断面でみた比較エンジンの概略構成図である。 最下流点から流れ込む吸入空気の流れを説明するための、クランク軸方向に直交する断面でみたエンジンの概略構成図である。 最下流点から流れ込む吸入空気の流れを説明するための、クランク軸方向に直交する断面でみたエンジンの概略構成図である。 最下流点から流れ込む吸入空気の流れを説明するための、クランク軸方向に直交する断面でみたエンジンの概略構成図である。 最下流点から流れ込む吸入空気の流れを説明するための、クランク軸方向に直交する断面でみたエンジンの概略構成図である。 第２実施形態のエンジンの概略構成図である。 第３実施形態のエンジンの概略構成図である。 第４実施形態のエンジンの概略構成図である。 第５実施形態のエンジンの概略構成図である。 第６実施形態のエンジンの概略構成図である。 第７実施形態のエンジンの概略構成図である。 図１５のＹ−Ｙ線断面図である。 第８実施形態のエンジンの概略構成図である。 第９実施形態のエンジンの概略構成図である。 第１０実施形態のエンジンの概略構成図である。 第１１実施形態のエンジンの概略構成図である。 第１２実施形態のエンジンの概略構成図である。 第１３実施形態のエンジンの概略構成図である。 第１４実施形態の吸気ポートの下流端部のクランク軸方向の断面図である。 第１５実施形態の吸気ポートの下流端部のクランク軸方向の断面図である。 第１６実施形態の吸気ポートの下流端部のクランク軸方向の断面図である。 第１７実施形態の吸気ポートの下流端部のクランク軸方向の断面図である。 第１８実施形態の吸気ポートの下流端部のクランク軸方向の断面図である。 最下流点から流れ込む吸入空気の流れを説明するための、クランク軸方向に直交する断面でみたエンジンの概略構成図である。 最下流点から流れ込む吸入空気の流れを説明するための、クランク軸方向に直交する断面でみたエンジンの概略構成図である。

以下、図面を参照して、本発明の実施形態について説明する。

（第１、第２の実施形態）
図１は上から透視したときの第１実施形態のエンジン１の燃焼室３０の形状を説明するための概略構成図、図２はクランク軸方向に直交する断面でみた第１実施形態のエンジン１の概略構成図、図３は図２のＹ−Ｙ線断面図である。図２は図１のＸ−Ｘ線断面図でもある。図９は第２実施形態で、第１実施形態の図２と置き換わるものである。図９において図２と同一の部分には、同一の符号を付している。なお、エンジンにおいて上下方向は、クランク軸方向に直交する断面でみたエンジンの概略図である図２を中心に考えるものとする。

エンジン１は、例えば車両に搭載される直噴式直列３気筒ガソリンエンジンである。３つの気筒が、図１に示したように一列に配置されている。エンジン１は３気筒エンジンに限定されるものでなく、４気筒エンジン、６気筒エンジン等であってよい。

エンジン１には、シリンダブロック２０及びシリンダヘッド１０を備える。シリンダブロック１０には、気筒数分のシリンダ１１を上下方向に有する。各シリンダ１１内には、ピストン１２が図２に示したようにシリンダ１１内に摺動自在に配設されている。

シリンダブロック１０の上部にシリンダヘッド２０が取り付けられる。シリンダヘッド２０の下面２１には、３つの各シリンダ１１に対向する位置に、上方に向けてペントルーフ状に窪んだ気筒数分の凹部２４が形成される。凹部２４は、平らな長方形状の尾根２５と、左右のルーフ２６，２７から構成される。すなわち、上方に向けて一番窪んだところが尾根２５となり、尾根２５はクランク軸方向に向かっている。この尾根２５から図１に示したように左右に傾斜するルーフ２６，２７が形成される。以下、一方のルーフ２６を「吸気側ルーフ」、他方のルーフ２７を「排気側ルーフ」という。ここで、クランク軸方向に直交する断面において排気側ルーフ２７の直線が水平線から立ち上がる、鋭角である角度（以下、この角度を「ルーフ角度」という。）αは予め定まっている（図４，図７参照）。また、クランク軸方向に直交する断面において吸気側ルーフ２６の直線が水平線から立ち上がる、鋭角である角度も同じルーフ角度αであるとする（図４，図７参照）。

シリンダヘッド２０の下面２１に形成されるペントルーフ状の凹部２４、シリンダ１１の側壁及びピストン１５の冠面１５ａにより、一気筒分の燃焼室３０が形成される。

エンジン１には、一つの気筒当たり、２つの吸気ポート４０と２つの排気ポート６０を備える。各吸気ポート４０は、図２において右斜め上から左斜め下に向かって形成されている。各吸気ポート４０は、一方がシリンダヘッド２０の側壁２２（図１で右側の側壁）に開口し、他方が吸気側ルーフ２６に開口する。各排気ポート６０は、図２において左斜め上から右斜め下に向かって形成されている。各排気ポート６０は、一方がシリンダヘッド２０の側壁２３（図１で左側の側壁）に開口し、他方が排気側ルーフ２７に開口する。図１には吸気ポート４０が２つの独立ポートで構成される場合を示しているが、吸気ポート４０はサイアミーズドポートであってもかまわない。ここでは、一気筒当たり４つのバルブを備える場合で説明する。一気筒当たり２つのバルブや３つのバルブを備える場合であってもかまわない。

吸気ポート４０の吸気側ルーフ２６への開口端には、バルブシート４１（第１バルブシート）が形成され、このバルブシート４１をチューリップ型の吸気バルブ５０が開閉する。ここでは、右斜め上から左斜め下の方向に吸気バルブ５０が傾けて配置されている。このため、吸気バルブ５０は右方向に傾いてリフトする。この右方向に傾いてリフトする方向は予め定まっている。吸気バルブ５０は、弁体としてのバルブヘッド５１、棒状のバルブステム５２などで構成される。吸気バルブ５０は、シリンダヘッド２０に設けたバルブガイド５３をバルブステム５２の軸方向に摺動可能である。

バルブシート４１の中心は、吸気バルブ５０が配置される方向にある。すなわち、図２に示したクランク軸方向に直交する断面において、等脚台形状のバルブシートが右方向に傾いている。バルブシート４１は、吸気バルブ５０が着座するシート面４１ａ、リング状の上面４１ｂ、リング状の下面４１ｃで構成されている。バルブシート４１の中心とシート面４１ａとがなす角度であるシート角度は、例えば４５°である。シート角度は４５°に限定されるものでない。吸気バルブ５０はチューリップ型に限定されるものでない。

吸気バルブ５０の上部には動弁機構５４を備える。動弁機構５４は、吸気カム５５、バルブスプリング５６などで構成される。吸気バルブ５０は、吸気カム５５がベースサークルにある間、バルブスプリング５６により上方に付勢されている。バルブヘッド５１の上面にはシート面５１ａが形成されており、このシート面５１ａがバルブシート４１のシート面４１ａと当接することでバルブシート４１を閉じて（着座して）いる。吸気行程で吸気カム５５によりバルブスプリング５６に抗して吸気バルブ５０が下方にリフトすると、バルブヘッド５１とバルブシート４１との間に隙間が生じる。この隙間を吸気ポート４０から燃焼室３０へと吸入空気が流れ込む。

排気ポート６０の排気側ルーフ２７への開口端には、バルブシート６１（第２バルブシート）が形成され、このバルブシート６１をチューリップ型の排気バルブ７０が開閉する。ここでは、左斜め上から右斜め下の方向に排気バルブ７０が傾けて配置されている。このため、排気バルブ７０は左方向に傾いてリフトする。この左方向に傾いてリフトする方向は予め定まっている。排気バルブ７０は、弁体としてのバルブヘッド７１、棒状のバルブステム７２などで構成される。排気バルブ７０はシリンダヘッド２０に設けたバルブガイド７３をバルブステム７２の軸方向に摺動可能である。

バルブシート６１の中心は、排気バルブ７０が配置される方向にある。すなわち、図２に示したクランク軸方向に直交する断面において、等脚台形状のバルブシート６１が左方向に傾いている。バルブシート６１は、排気バルブ７０が着座するシート面６１ａ、リング状の上面６１ｂ、リング状の下面６１ｃで構成されている。バルブシート６１の中心とシート面６１ａのなす角度であるシート角度は、例えば４５°である。シート角度は４５°に限定されるものでない。排気バルブ６０はチューリップ型に限定されるものでない。

排気バルブ７０の上部には動弁機構７４を備える。動弁機構７４は、排気カム７５、バルブスプリング７６などで構成される。排気バルブ７０は、排気カム７５がベースサークルにある間、バルブスプリング７６により上方に付勢されている。バルブヘッド７１の上面にはシート面７１ａが形成されており、このシート面７１ａがバルブシート６１のシート面６１ａと当接することでバルブシート６１を閉じて（着座して）いる。排気行程で排気カム７０によりバルブスプリング７６に抗して排気バルブ７０が下方にリフトすると、バルブヘッド７１とバルブシート６１との間に隙間が生じる。この隙間を燃焼室３０から排気ポート６０へと燃焼ガスが流れ出る。排気バルブ７０の軸と上記吸気バルブ５０の軸とがなす、鋭角である角度を「バルブ挟み角」というが、上記のルーフ角度αはバルブ挟み角のちょうど１／２の角度となっている。

３つの気筒の各尾根２５の中心には、図１にも示したように燃焼室３０に臨んで直立する点火プラグ８０を備える。また、シリンダヘッド２０の吸気側の側壁２２の側には、シリンダヘッド２０の下面２１の直上付近から燃焼室３０に臨む燃料インジェクタ８１を備える。なお、図２には燃料インジェクタ８１が示されていないが、燃料インジェクタ８１が収納される部位２８が図５，図６に示されている。燃料インジェクタ８１は、吸気行程や圧縮行程の所定のタイミングで燃焼室３０内に燃料を噴射する。この噴射燃料は燃焼室３０内の空気と混合して混合気を生成する。点火プラグ８０は、圧縮上死点前後の所定のタイミングで燃焼室３０内の混合気に着火する。この着火によって、燃焼室３０内の混合気が燃焼し、この混合気の燃焼圧力をピストン１５が受ける。燃焼圧力を受けたピストン１５はシリンダ１１に沿って上下方向にストローク（往復運動）する。

３つのピストン１２の各ピストンピン１６にはコンロッド（図示しない）の一端が連結され、これらコンロッドの下端は全て一本のクランク軸に連結されている。各ピストン１２の往復運動は、コンロッド及びクランク軸を介して回転運動に変換される。クランク軸は図１においてシリンダヘッド２０の長手方向に配置されている。つまり、シリンダヘッド２０の長手方向がクランク軸方向である。ここでは、直噴エンジンを記載しているが、ポート噴射エンジンであってかまわない。

さて、基本的にはエンジン１の全ての運転域でエンジン１に供給する燃料を理論空燃比の雰囲気で効率よく燃焼させることが排気対策上好ましい。しかしながら、現状のエンジンでは、ノッキング対策から、エンジン１の特に中回転速度高負荷域で燃料を増量することによってノッキングの発生を抑制している。この燃料増量によって燃費が悪くなる。ノッキングは、燃焼火炎が届く前に自発火する現象であるので、現状のエンジンよりタンブル流を強くしてやると、ノッキングを避けることができることが判明している。これは、強められたタンブル流により、圧縮上死点の手前当たりに生成される吸入空気の乱れが増大し、この乱れの増大によって火炎伝播が促進される。火炎伝播が促進されると、燃焼期間が短縮することになり、耐ノック性能が向上するためである。そして、現状のエンジンよりタンブル流を強くすることができれば燃料増量をしないで済む上に、耐ノック性能の改善分だけ設定圧縮比を高くしたり点火時期を進角したりすることが可能となり、燃費が向上する。そのため、タンブル流を現状のエンジンより強めたいという要求がある。ここで、上記のタンブル流は、吸気ポート４０の下流端部（以下「吸気ポート下流端部」という。）４２から燃焼室３０に流れ込む吸入空気によって生成されるものである。

図４は、クランク軸方向に直交する断面でみた、タンブル流を説明するためのエンジン１の概略構成図である。図４には、吸気ポート４０のありたい姿を要求ベースで記載している。タンブル流は、クランク軸方向に直交する平面にある、クランク軸回りの旋回流（図４では左回り）のことである。ここで、タンブル流を現状のエンジンより強めるために吸気ポート下流端部４２の形状で制約になっているところをブレークスルーできないかと本発明者が考察した。この考察を以下に説明する。考察に際しては、吸気ポート下流端部４２をシリンダ中心ＢＣ側（図４で左側）と、シリンダ中心ＢＣと反対側（図４で右側）とで区別する。以下、シリンダ中心ＢＣ側の吸気ポート下流端部４３を「第１ポート下流端部」、シリンダ中心ＢＣと反対側の吸気ポート下流端部４５を「第２ポート下流端部」という。また、シリンダ中心ＢＣより排気側の燃焼室３０ａを「排気側燃焼室」、シリンダ中心ＢＣより吸気側の燃焼室３０ｂを「吸気側燃焼室」として区別する。

タンブル流を強めるためには、第１ポート下流端部４３から燃焼室３０に流れ込む吸入空気の運動エネルギー（流速エネルギー）が大きくなるようにすることである。運動エネルギーが大きいタンブル流を得るためには、クランク軸方向に直交する断面においてピストン１５のストローク中心ＳＣを通る水平線より上側の排気側燃焼室３０ａであって、タンブル中心ＴＣからの距離が大きい位置を通過させることである。ここで、上記の「タンブル中心」とは、タンブル流の旋回中心のことである。この場合のポイントは大きく２つある。一つは、クランク軸方向に直交する断面において吸入空気を第１ポート下流端部４３から排気側ルーフ２７の壁面に沿わせて直線的に入れることである。そのためには、吸気ポート下流端部４２を現状のエンジンよりも燃焼室３０側（つまり下方）に近づける必要がある。もう一つは、図４において左回りの旋回流であるタンブル流を生成するために、バルブシート４１とバルブヘッド５１の隙間のうち、シリンダ中心ＢＣ側（図４で左側）の隙間から吸入空気を排気側燃焼室３０ａに流入させることである。

図５，図６は本実施形態のエンジン１と比較するためのエンジン（以下「比較エンジン」という。）の概略構成図である。このうち、図５はクランク軸方向に直交する断面でみた比較エンジンの概略構成図である。図６はスロートカッター１００を用いてのバルブシート部品９０を収める下穴形成方法を説明するための、クランク軸方向に直交する断面でみた比較エンジンの概略構成図である。なお、比較エンジンは、一気筒当たり１つの吸気バルブと１つの排気バルブを備える２弁エンジンである。このため、クランク軸方向に直交する断面に燃料インジェクタ８１が収納される部位２８が記載されている。しかしながら、比較エンジンは２弁エンジンに限定されるものでなく、図２と同じに４弁エンジンであってよい。上記の図４も基本的に２弁エンジンの場合で記載している。

比較エンジンではバルブシート部品９０を有することによる吸気ポート下流端部４２の形状制約のため、タンブル流を強化しづらいものとなっている。その理由は２つある。

まず第１の理由は、図５に示したように鉄の焼結部材であるバルブシート部品９０を吸気ポート４０のスロート部に圧入している点にある。バルブシート部品９０を圧入する前には、図６に示したようにバルブシート部品９０を収めるための下穴をスロートカッター１００で切削加工する。スロートカッター１００は吸気バルブ５０の軸方向に沿って移動する（図６矢印参照）。このため、スロートカッター１００で下穴を切削加工した後には、図５に示したようにバルブシート部品下穴形成部の直上の吸気ポートに、吸気バルブ５０の軸心ＣＣと平行な円筒壁１０１ができる。ここでも、円筒壁１０１をシリンダ中心ＢＣ側（図５で左側）とシリンダ中心ＢＣと反対側（図５で右側）とに区別する。シリンダ中心ＢＣ側の円筒壁１０２を「第１円筒壁」、シリンダ中心ＢＣと反対側の円筒壁１０３を「第２円筒壁」という。上記の第１ポート下流端部４３に第１円筒壁１０２が、上記の第２ポート下流端部４５に第２円筒壁１０３がそれぞれ形成されるわけである。

スロートカッター１００によって第１円筒壁１０２が形成されると、第１円筒壁１０２が、上流から吸気ポート４０の上側壁（以下「吸気ポート上側壁」という。）４０ａに沿って流れ下る吸入空気に対して、立ちはだかる壁（段差）となる。この立ちはだかる壁としての第１円筒壁１０２にガイドされて方向を変え、吸入空気が第１円筒壁１０２に沿う方向の下方に向かって流入する（図５の太い破線矢印参照）。つまり、クランク軸方向に直交する断面においてストローク中心ＳＣを通る水平線より下側の排気側燃焼室３０ａに向かって流入する。この傾向は、比較エンジンのように、バルブ挟み角が相対的に小さいエンジンで拡大する。比較エンジンでは、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気を、ストローク中心ＳＣを通る水平線より上側の排気側燃焼室３０ａであって、タンブル中心ＴＣから距離が大きい位置へと直線的に入れることができないのである。

第２の理由は、比較エンジンではバルブシート部品９０を圧入する必要から、第２円筒壁１０３に、圧入に耐え得るだけの肉厚が上下方向に必要である点にある。この第２円筒壁１０３の上下方向の肉厚確保のため、第１ポート下流端部４３の位置を燃焼室３０の側（下方）に近づけることができない。上記２つの理由によって、図５に示す比較エンジンの第１ポート下流端部４３に形成される第１円筒壁１０２の形状は、図４に示した吸気ポートのありたい姿からは遠いのである。

ところで、汎用の技術としてコールドスプレー法という溶射技術が知られている。コールドスプレー法は、硬質表面処理の方法に含まれるもので、粉末材料を溶融温度以下の固相状態で基材へ衝突させ、基材表面に膜を形成（成膜）する技術である。本発明者は、当該技術を用いて吸気バルブ５０のバルブシート４１を形成することで、バルブシートレスの吸気ポートとする。バルブシートレスの吸気ポートを有するエンジンを新たに発想したのである。すなわち、シリンダヘッド２０の材質は、鋳物用アルミ合金である。バルブシート４１のシート面より一回り大きくした仮のシート面を形成したシリンダヘッド２０を一体で鋳造する。鋳造後にはコールドスプレー法により、バルブ着座部として形成してある上記仮のシート面の基材の鋳物用アルミ合金よりも硬い膜をバルブシート層として形成する。すなわち、コールドスプレー法により、ＨｅやＮ₂を作動ガスとし、基材の鋳物用アルミ合金よりも硬質の金属粒子を、上記仮のシート面の基材に打ち込むことによって、基材の鋳物用アルミ合金よりも硬い膜をバルブシート層として形成する。このように、コールドスプレー法によってバルブシート層（硬質表面）をあらまし形成した後に、スロートカッターを用い、コールドスプレー法によってあらまし形成したバルブシート層を切削加工する。最後には切削加工した後のバルブシート層を研磨することによって、バルブシート４１のシート面を仕様通り（寸法通り）に完成する。なお、排気バルブ７０用のバルブシート６１は、本発明に関係しないので、バルブシートレスとしてもよいし、バルブシート部品を圧入させることとしてもよい。

本発明では、コールドスプレー法を吸気バルブ５０のバルブシート４１に適用し、吸気バルブのバルブシート部品を圧入しないことによって、第１ポート下流端部４３の形状を大きく変えることができる。第１実施形態の図２はコールドスプレー法を吸気バルブ５０のバルブシート４１に適用したもので、吸気バルブ５０のバルブシート部品は圧入されていない。バルブシートレスの吸気ポート４０とすることで、第１ポート下流端部４３の形状の自由度が増す。すなわち、コールドスプレー法によって形成したバルブシート層をスロートカッターで精密に切削加工してバルブシート４１のシート面４１ａを完成するので、バルブシート部品を圧入する場合に必然的に生じていた円筒壁１０１を、本発明ではなくすことができる。これによって、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気を第１ポート下流端部４３から、ストローク中心ＳＣを通る水平線より上側の排気側燃焼室３０ａであって、タンブル中心ＴＣから距離が大きい位置へと直線的に流入させることができる。次に、本発明では、第２ポート下流端部４５に、バルブシート部品の圧入保持に要した上下方向の肉厚は不要である。このため、第２ポート下流端部４５の位置を、従って第１ポート下流端部４３の位置を比較エンジンよりも燃焼室３０の側（下方）に近づけることができる。これら２つによって、本発明では、図４に示した上記吸気ポートの有りたい姿を実現することが可能となった。

第１ポート下流端部４３の形状の自由度が増すのであるから、比較エンジンより強いタンブル流を得るための具体的な第１ポート下流端部４３の形状はどうあるべきかを理論的に考察する。第１ポート下流端部４３はバルブシート４１の直上にあってバルブシート４１に隣接している。以下では、バルブシート４１の直上部分の吸気ポート壁のうち、シリンダ中心ＢＣ側（図４で左側）と、シリンダ中心ＢＣと反対側（図４で右側）とで区別する。シリンダ中心ＢＣ側のバルブシート４１の直上部分の吸気ポート壁４４を、「バルブシート直上部第１ポート壁」という。一方、シリンダ中心ＢＣと反対側のバルブシート４１の直上部分の吸気ポート壁４６を、「バルブシート直上部第２ポート壁」という。以下では、まずバルブシート直上部第１ポート壁４４の形状を考察し、バルブシート直上部第２ポート壁４６の形状については後述する第７実施形態以降で考察する。

また、シリンダ１１の側壁についても排気側と吸気側とで区別する。シリンダ１１の排気側の側壁１２を「排気側シリンダ壁」、シリンダ１１の吸気側の側壁１３を「吸気側シリンダ壁」という。

タンブル流の生成に特に強く影響するのは、図７に示したように、バルブシート直上部第１ポート壁４４の形状である。この理由は次の通りである。すなわち、ここでは、吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気を、次のａ，ｂ，ｃのようにおおよそ３つの部分に分けて考える。

ａ：上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気、
ｂ：上流から吸気ポート４０の下側壁（以下「吸気ポート下側壁」という。）４０ｂ に沿って流れてくる吸入空気、
ｃ：上記ａ及びｂの除く残りの吸入空気、つまり上流から吸気ポート４０の中心側を流 れてくる大部分の吸入空気、
上記ａの吸入空気が、バルブシート直上部第１ポート壁４４にガイドされて排気側燃焼室３０ａに流れ込む。上記ｃの吸入空気は上記ａの吸入空気に追従して流れ込む。これは、向かってくる吸入空気の前に例えば障碍物を置くといったことをしなければ（つまり何もしなければ）吸入空気が分裂することなく塊として移動するためである。言い換えると、上記ａの吸入空気が上記ｃの吸入空気の先導役として働くのであって、上記ａの吸入空気と上記ｃの吸入空気とは塊として移動する。このように、上記ａとｃを合わせたほぼ吸入空気全体の挙動が、バルブシート直上部第１ポート壁４４の形状によって定まるためである。以下、「上記ａの吸入空気」という場合、この上記ａの吸入空気には、上記ｃの吸入空気が含まれているものとする。なお、第１実施形態から後述する第６実施形態までは、上記ｂの吸入空気は考えない。上記ｂの吸入空気は後述する第７実施形態以降で扱う。ここで、図７はクランク軸方向に直交する断面でみた、燃焼室３０に流れ込む吸入空気の流れを説明するための、エンジンの概略構成図である。

図７においては、ピストン１５のストローク中心ＳＣを通る水平線に加えて、ピストン１５の上死点ＴＤＣ、下死点ＢＤＣの各位置をそれぞれ記載している。吸気行程で吸気バルブ５０が下方にリフトしているときに、ピストン１５が下死点ＢＤＣまで下降することによって、燃焼室３０内の圧力が吸気ポート４０内の圧力より低くなり、この圧力差によって吸気ポート４０内の吸入空気が排気側燃焼室３０ａに引き込まれる。引き込まれて排気側シリンダ壁１２に衝突した吸入空気は反射して流れの方向を吸気側シリンダ壁１３の下方へと変える。そのあとに吸気下死点ＢＤＣを経てピストン１５が上死点ＴＤＣへと上昇する。このピストン１５の上動を受け、上記反射して吸気側シリンダ壁１３の下方に向かっていた吸入空気の流れが吸気側シリンダ壁１３の上方へと変わる。このような関連する吸気バルブ５０のリフトとピストン１５の上下方向のストローク（往復動）とによって、燃焼室３０の内部に図７で左回りのタンブル流が生成される（図７の太い矢印参照）。このため、タンブル中心ＴＣは、ピストン１５のストローク中心ＳＣを通る水平線とシリンダ中心ＢＣとが交わる点にくるものと考える。

バルブシート直上部第１ポート壁４４は、図３にも示したようにクランク軸方向の断面でみたとき円筒壁の一部を構成している。ここでは、特にクランク軸方向に直交する断面で考える。図７に示したようにクランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４が直線であるとする。バルブシート直上部第１ポート壁４４を直線とする理由は、バルブシート直上部第１ポート壁４４に沿う吸入空気が、この場合に運動エネルギーの損耗となる剥離や乱れを生じることなく流れるためである。クランク軸方向に直交する断面においてこの直線が水平線から立ち上がる、鋭角である角度（以下、「バルブシート直上部第１ポート壁角度」という。）θ１がどうあればよいかを考察する。バルブシート直上部第１ポート壁４４の最下流点（以下、単に「最下流点」ともいう。）をＳとする。ここで、「最下流点」とは、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４の直線とバルブシート４１の上面４１ｂの直線とが交わる点のことである。最下流点Ｓから燃焼室３０に流れ込む吸入空気の流れをまとめて１本の線で近似し、排気側シリンダ壁１２に衝突する吸入空気は入射角とほぼ同じ角度で反射するものとする。なお、話を簡単にするため、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４に隣接する吸気ポート上側壁４０ａも直線であり、隣接する２つの直線は一つの直線を構成しているものとする。

図７には、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気の燃焼室３０内での挙動について、次のア〜エの４つの場合を重ねて例示している。図７では、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気が最下流点Ｓから燃焼室３０内の壁面（排気側シリンダ壁１２やピストン冠面１５ａ）と基本的に１回衝突し、衝突した吸入空気が反射する場合を考える。

ア：吸入空気が最下流点Ｓから排気側シリンダ壁１２に向かい衝突して反射した後、吸 気側シリンダ壁１３の下方に向かう場合、
イ：吸入空気が最下流点Ｓから、排気側シリンダ壁１２の直線（縦線）と、タンブル中 心ＴＣがあるストローク中心ＳＣを通る水平線とが交わる点Ａに向かい衝突して反射 した後、ピストン冠面１５ａに向かう場合、
ウ：吸入空気が最下流点Ｓからピストン冠面１５ａに直接向かい衝突して反射した後、 排気側シリンダ壁１２の上方に向かう場合、
エ：吸入空気が最下流点Ｓから、排気側シリンダ壁１２の直線（縦線）と下死点のピス トン冠面１５ａの水平線とが交わる点Ｃに向かい衝突して反射する場合、
なお、ピストン冠面１５ａにキャビティは設けられておらず、ピストン冠面１５ａの全体は平面であるとする。そして、平面であるピストン冠面１５ａと、シリンダ中心ＢＣと直交する面（水平面）とは、平行な位置関係にあるものとする。

上記アやイの場合には、吸入空気が排気側シリンダ壁１２に衝突した後、反射して吸気側シリンダ壁１３の下方に向かって流れるので、左旋回のタンブル流が生成される。上記ウの場合には、吸入空気がピストン冠面１５ａに衝突した後、反射して排気側シリンダ壁１２の上方に向かって流れるので、右旋回の流れとなり左旋回のタンブル流は生成されない。従って、上記エの場合が、タンブル流が生成されるか否かの境界である。クランク軸方向に直交する断面において上記エの斜めの直線とピストン冠面１５ａの水平線とがなす、鋭角である角度βを「第１角度」とすると、バルブシート直上部第１ポート壁角度θ１が第１角度β以下であることがタンブル流を生成させるための条件である。

実際には、最下流点Ｓから排気側シリンダ壁１２に向かう吸入空気の流れは図８に示したように円錐状に広がる。上記エの場合であれば、エの斜めの直線はこの円錐状の拡がりのある吸入空気の流れのうちの中心を通る。この拡がりのある吸入空気の流れのうち下側の境界をオ、上側の境界をカとすると、上記エの斜めの直線は図７の場合より上側にくることとなる。図８においてエの斜めの直線と排気側シリンダ壁１２の直線（縦線）とが交わる点をＣ’とすると、点Ｃ’は排気側シリンダ壁１２の直線と下死点のピストン冠面１５ａの水平線とが交わる点Ｃより上側にくるのである。また、エンジンの運転条件によって円錐状の拡がりの程度が異なったものとなる。従って、第１角度βは実際には適合により特定の運転条件で定める必要がある。

図７では、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気が最下流点Ｓから燃焼室３０内の壁面と１回衝突する場合を考えた。つまり、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気の燃焼室３０内における挙動を単純化して示したのが図７であるが、実際の吸入空気の挙動はこの場合に限られない。

そこで、次には図９に示したように、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気が最下流点Ｓから燃焼室３０内の壁面（排気側ルーフ２７及び排気側シリンダ壁１２）と２回衝突する場合を考察する。図９において図７と同一部分には同一の符号を付している。この場合も、最下流点Ｓから燃焼室３０に流れ込む吸入空気の流れをまとめて１本の線で近似し、燃焼室３０内の壁面に衝突する吸入空気は入射角とほぼ同じ角度で反射するものとする。

なお、吸入空気が最下流点Ｓから燃焼室３０内の壁面に３回以上衝突する場合も理論上考え得るが、３回以上衝突する場合がタンブル流に寄与する割合はきわめて小さいと考えられるので、この場合は無視する。また、吸入空気が最下流点Ｓから吸気バルブ５０の傘裏部に衝突した後に燃焼室３０内の壁面に衝突する場合が考えられるが、この場合も無視する。

図９には、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気の燃焼室３０内での挙動について、次のサ〜スの３つの場合を重ねて例示している。図９では、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気が最下流点Ｓから燃焼室３０内の壁面と２回衝突し、衝突した吸入空気がそれぞれ反射する場合を考える。

サ：吸入空気が最下流点Ｓから燃焼室３０内の壁面を２回反射してピストン冠面１５ａ に向かう場合、
シ：吸入空気が最下流点Ｓから燃焼室３０内の壁面を２回反射して吸気側シリンダ壁１ ３に向かう場合、
ス：吸入空気が最下流点Ｓから燃焼室３０内の壁面を２回反射してタンブル中心ＴＣを 通り吸気側シリンダ壁１３に向かう場合、
図９においても、ピストン冠面１５ａにキャビティは設けられておらず、ピストン冠面１５ａの全体は平面であるとする。そして、平面であるピストン冠面１５ａと、シリンダ中心ＢＣと直交する面（水平面）とは、平行な位置関係にあるものとする。

上記サの場合には、吸入空気がピストン冠面１５ａに衝突した後、反射して吸気側シリンダ壁１３の上方に向かう。これによって、左旋回のタンブル流が生成される。上記シの場合には、吸入空気が吸気側シリンダ壁１３に衝突した後、反射して排気側シリンダ壁１２の下方に向かう。このときには、右旋回の流れとなるため左旋回のタンブル流は生成されない。従って、上記スの場合が、タンブル流が生成されるか否かの境界である。クランク軸方向に直交する断面においてスの斜めの直線と吸気側シリンダ壁１３の直線（縦線）とが交わる点をＦとし、スの斜めの直線と水平線とがなす、鋭角である角度δを「第２角度」とする。すると、バルブシート直上部第１ポート壁角度θ１が第２角度δ以上であることがタンブル流を生成させるための条件である。なお、図７ではクランク軸方向に直交する断面においてエの斜めの直線がピストン冠面１５ａの水平線から立ち上がる、鋭角である角度を第１角度βとした。図９においても、クランク軸方向に直交する断面においてスの斜めの直線がピストン冠面１５ａの水平線に平行な水平線から立ち上がる、鋭角である角度を第２角度δとする。

実際には、最下流点Ｓから燃焼室３０内の壁面を２回反射してタンブル中心ＴＣに向かう吸入空気の流れは図１０に示したように円錐状に広がる。上記スの場合であれば、スの斜めの直線はこの円錐状の拡がりのある吸入空気の流れのうち中心を通る。この拡がりのある吸入空気の流れのうち上側の境界をセ、下側の境界をソとすると、上記スの斜めの直線は図９の場合より下側にくることとなる。図１０においてスの斜めの直線と吸気側シリンダ壁１３の直線とが交わる点をＦ’とすると、点Ｆ’は図９の点Ｆより下側にくるのである。また、エンジンの運転条件によって円錐状の拡がりの程度が異なったものとなる。従って、第２角度δは実際には適合により特定の運転条件で定める必要がある。

ここまで、バルブシートレスの吸気ポートを有するエンジンについて、タンブル流を生成させるための限界の条件を考えた。次にはバルブシートレスの吸気ポートを有するエンジンについて最も強いタンブル流が得られる場合とはどんな場合かを考える。図２９に示したように、クランク軸方向に直交する断面において、タンブル中心ＴＣを中心とする円（図２９の一点鎖線参照）を描き、排気側シリンダ壁１２の直線がこの円の接線となるようにする。一点鎖線で示した円の軌跡に沿ってタンブル流が左回りに生成されると仮想するわけである。実際には、燃焼室３０の上下の形状の制約を受けるため、実際のタンブル流は上下方向にひしゃげた楕円（図２９の二点鎖線参照）の軌跡に沿う流れとなる。この場合、ストローク中心ＳＣを通る水平線と排気側シリンダ壁１２の直線（縦線）との交点、つまり点Ａが二点鎖線で示した楕円への接点となる。言い換えると、排気側シリンダ壁１２のうちの点Ａは二点鎖線で示した楕円の長軸の一方の端（図２９で左側）に対する接点であるが、長軸の他方の端（図２９で右側）に対する接点をＪとする。また、二点鎖線で示した楕円の短軸の一方の端（図２９で下側）に対する接点をＩ、短軸の他方の端（図２９で上側）に対する接点をＫとする。ここで、図７〜図１０と同様に、図２９もクランク軸方向に直交する断面でみた、燃焼室３０に流れ込む吸入空気の流れを説明するための、エンジンの概略構成図である。

さて、点Ａ，Ｉ，Ｊ，Ｋが二点鎖線で示した楕円への接点となるのであるから、理論的には点Ａ，Ｉ，Ｊ，Ｋを楕円への接線方向（の下方）に向けて吸入空気がそれぞれ流れるときに最も強いタンブル流が得られることとなる。この観点から、バルブシートレスの吸気ポート４０を有するエンジンについて最も強いタンブル流が得られる場合とは、次の２つの場合である。

最も強いタンブル流が得られる第１の場合は、図２９に示した次のキの場合である。

キ：上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気が最下流点Ｓから排 気側ルーフ２７の壁面に沿って流れる場合、
上記キの場合に最も強いタンブル流が得られる理由は、上記キの場合の吸入空気の挙動が、タンブル流を生成するのに最適な吸入空気の流れとほぼ一致するためである。ただし、ここでは、図７〜図１０と相違して、吸入空気は衝突によって流れる方向を変えるだけで、反射することは殆どないと仮定する。

すなわち、上記キの場合には、吸入空気が排気側ルーフ２７の壁面に沿って流れた後、排気側シリンダ壁１２に向かう。排気側シリンダ壁１２に衝突する吸入空気は流れる方向を排気側シリンダ壁１２に沿う方向の下方へと変える。そして、排気側シリンダ壁１２に沿って吸入空気が流れ下り、接点Ａを楕円の接線方向に通過し、ピストン冠面１５ａに衝突する。衝突した吸入空気は流れる方向を変え、シリンダ冠面１５ａに沿い吸気側シリンダ壁１３に向かって流れ、接点Ｉを楕円の接線方向に通過し、吸気側シリンダ壁１３に衝突する。衝突した吸入空気は流れる方向を変え、今度は吸気側シリンダ壁１３に沿う方向の上方へと流れ上がり、接点Ｊを楕円の接線方向に通過し、吸気側ルーフ２６の壁面に衝突する。衝突した吸入空気は流れる方向を変え、吸気側ルーフ２６の壁面に沿って流れ、排気側ルーフ２７に衝突する。衝突した吸入空気は流れる方向を変え、シリンダ冠面１５ａに沿い吸気側シリンダ壁１３に向かって流れる。こうして燃焼室３０内の壁面を吸入空気が方向を変えつつ接点Ａ，Ｉ，Ｊを楕円の各接線方向に通過して流れ（図２９の太い矢印参照）、かつ接点Ｋの近くを吸入空気が流れることで、楕円の軌跡であるタンブル流が生成される。接点Ｋは空間の点であるため、吸入空気が接点を二点鎖線で示した楕円の接線方向に流れることはないので、図形上の楕円の軌跡を吸入空気が正確に辿ることはないのであるが、実用上は差し支えない程度に楕円状の軌跡を辿ることとなる。このように、上記キの場合に排気側シリンダ壁１２に沿って流れ下る吸入空気が、まずは点Ａを二点鎖線で示した楕円の接線方向の下方に向けて流れることにより、最も強いタンブル流が得られることとなるのである。この点は、実際にシミュレーションを行って確認している。

具体的には、上記キの場合を図１１に示した第２実施形態で示している。図１１に示した第２実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁角度θ１が排気側のルーフ角度αと略同一となっている。ルーフ角度αはバルブ挟み角のちょうど１／２の角度であるから、バルブシート直上部第１ポート壁角度θ１は、バルブ挟み角のちょうど１／２の角度と略同一となっている、ともいえる。このように上記キの場合を第２実施形態に採用することで、バルブシートレスの吸気ポート４０を有するエンジンについて、吸入空気の有する運動エネルギーを効率的に保存しつつ、最も強いタンブル流の一つを得ることができる。

次に、最も強いタンブル流が得られる第２の場合とは、図７で前述した上記イの場合である。つまり、吸入空気が最下流点Ｓから、排気側シリンダ壁１２の直線とストローク中心ＳＣを通る水平線とが交わる点Ａに向かい衝突して反射した後、ピストン冠面１５ａに向かう場合である。上記イの場合に最も強いタンブル流が得られる理由は、上記イの場合の吸入空気の挙動が、楕円の軌跡を描くこととなるためである。ただし、ここでは、図７〜図１０と同様に、吸入空気は衝突によって反射すると仮定する。

これについて説明すると、図３０に示したように二点鎖線で示した楕円に、細実線で示した菱形を内接させる。このとき、菱形の内接点と楕円の接点とが一致する。すなわち、点Ａは楕円の長軸の一方の端（図３０で左側）に対する接点であると同時に、菱形の長い方の対角線の一方の端（図３０で左側）と一致する。点Ｉは楕円の短軸の一方の端（図３０で下方）に対する接点であると同時に、菱形の短い方の対角線の一方の端（図３０で下方）と一致する。点Ｊは楕円の長軸の他方の端（図３０で右側）に対する接点であると同時に、菱形の長い方の対角線の他方の端（図３０で右側）と一致する。点Ｋは楕円の短軸の他方の端（図３０で上方）に対する接点であると同時に、菱形の短い方の対角線の他方の端（図３０で上方）と一致する。ここで、図２９と同様に、図３０もクランク軸方向に直交する断面でみた、燃焼室３０に流れ込む吸入空気の流れを説明するための、エンジンの概略構成図である。

さて、点Ａに衝突した吸入空気は跳ね返り、跳ね返った吸入空気が点Ｉに向かい、点Ｉに衝突した吸入空気は跳ね返り、跳ね返った吸入空気が点Ｊに向かい、点Ｊに衝突した吸入空気は跳ね返り、跳ね返った吸入空気が点Ｋに向かうと考えられる。つまり、菱形の軌跡を辿って直線的に流れる吸入空気が、二点鎖線で示した楕円の、隣り合う３つの接点Ａ，Ｉ，Ｊを通過すると共に、接点Ｋでは反射しないまでも接点Ｋの近くを、反射したと同様に吸入空気が流れる。言い換えると、吸入空気は入射角と同じ反射角で反射すると共に、衝突の前後で殆ど運動エネルギーを失わないとし、菱形の軌跡を辿る吸入空気の流れを与えてやれば、タンブル流の軌跡である楕円の吸入空気の流れを近似できると仮定するのである。

一方、排気側シリンダ壁１２のうちの点Ａ以外の点に吸入空気を向かわせたのでは、二点鎖線で示した楕円に内接する菱形の流れを作り出すことができない。つまり、最下流点Ｓから排気側シリンダ壁１２に衝突して反射する吸入空気の中では、上記イの場合に、楕円の３つの接点Ａ，Ｉ，Ｊを通過するタンブル流が最も効率的に生じるものと考えられるのである。

なお、実際には最下流点Ｓから吸入空気が流れ込むのであって、点Ｋから流れ込むのでない。つまり、点Ｓと点Ａを結ぶ線の水平線から立ち上がる、鋭角である角度η１と、点Ｋと点Ａを結ぶ線の水平線から立ち上がる、鋭角である角度η２との間には多少のズレがある。このため、点Ｓから点Ａに向かった吸入空気が反射して点Ｉに正確に向かうとは限らない（多少のズレが生じ得る）。しかしながら、最下流点Ｓから点Ａに向けて吸入空気を流し込む場合で実際にシミュレーションしてみた。そして、最下流点Ｓから点Ａに向けて吸入空気を流し込む場合に、最下流点Ｓから排気側シリンダ壁１２のうち点Ａ以外の点に向けて吸入空気を流し込む場合に比べて、最もノッキングが生じにくい、つまり最も満足のいくタンブル流が得られることを確認している。

具体的には、上記イの場合を図２に示した第１実施形態で示している。このように上記イの場合を第１実施形態に採用することでも、バルブシートレスの吸気ポート４０を有するエンジンについて吸入空気の有する運動エネルギーを効率的に保存しつつ、最も強いタンブル流の一つを得ることができる。

吸入空気が燃焼室３０内の壁面で衝突して反射するのか、あるいは反射することなく流れる向きを変えるだけなのかは、最下流点Ｓを通過する吸入空気の流れの速度や吸入空気の量に依存する。最下流点Ｓを通過する吸入空気の流れの速度が、例えば相対的に小さいときには吸入空気が燃焼室３０内の壁面で衝突して反射することなく流れる向きを変えるだけとなる。一方、最下流点Ｓを通過する吸入空気の流れの速度が、例えば相対的に大きいときには吸入空気が燃焼室３０内の壁面で衝突して反射すると考えられる。ここで、最下流点Ｓを通過する吸入空気の流れの速度や吸入空気の量はエンジンの仕様やエンジンの運転条件によって相違する。従って、ノッキングが発生する運転域において最下流点Ｓを通過する吸入空気の流れの速度が、例えば相対的に小さいエンジンでは、吸入空気が反射することなく流れる向きを変えるだけなので、第２実施形態を採用すればよい。一方、ノッキングが発生する運転域において最下流点Ｓを通過する吸入空気の流れの速度が、例えば相対的に大きいエンジンでは、吸入空気が燃焼室３０内の壁面で衝突して反射するので、第１実施形態を採用すればよい。あるいは、ノッキングが発生する運転域において最下流点Ｓを通過する吸入空気の流れの速度が、例えば相対的に小さい場合に、吸入空気が反射することなく流れる向きを変えるだけなので、第２実施形態を採用すればよい。一方、ノッキングが発生する運転域において最下流点Ｓを通過する吸入空気の流れの速度が、例えば相対的に大きい場合に、吸入空気が燃焼室３０内の壁面で衝突して反射するので、第１実施形態を採用すればよい。

ここで、第１、第２の実施形態の作用効果を説明する。

第１、第２の実施形態では、クランク軸に連結されるピストン１５がシリンダ１１を上下方向にストロークする。吸気側ルーフ２６（ペントルーフの天井のうち吸気側のルーフ）には吸気ポート４０が、排気側ルーフ２７（排気側のルーフ）には排気ポート６０がそれぞれ開口する燃焼室３０を備えている。吸気ポート４０の燃焼室３０への開口端にバルブシート４１（吸気バルブ５０が着座する第１バルブシート）を、排気ポート６０の燃焼室３０への開口端にバルブシート６１（排気バルブが着座する第２バルブシート）をそれぞれ有している。吸気ポート４０の下流端部から燃焼室３０に流れ込む吸入空気によって燃焼室３０内にタンブル流が生成される。以上のエンジンにおいて、バルブシート４１（第１バルブシート）は、硬質表面処理の方法を用いて形成されるものである。クランク軸方向に直交する断面において、バルブシート直上部第１ポート壁４４（前記シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁）の、水平面から立ち上がる角度θ１は、第１角度β以下であるかまたは第２角度δ以上である。クランク軸方向に直交する断面において、上記の第１角度βは、バルブシート直上部第１ポート壁４４の最下流点Ｓ及び排気側のシリンダ壁１２と下死点のピストン冠面１５ａとの交点Ｃを結ぶ直線と、ピストン冠面１５ａとがなす、鋭角である角度である。クランク軸方向に直交する断面において、上記の第２角度δは、燃焼室３０に流れ込む吸入空気が燃焼室３０内で反射してタンブル中心を通る線（スの線）とピストン冠面１５ａとがなす、鋭角である角度である。第１実施形態では、吸気ポート下流端部４２の形状の自由度が増すバルブシートレスの吸気ポートを採用している。このため、吸気ポート下流端部４２に吸気バルブ５０の軸心ＣＣと平行な円筒壁１０１ができることはなく、かつ、吸気ポート下流端部４２を比較エンジンより燃焼室３０に近づけることが可能となる。さらに、バルブシート直上部第１ポート壁角度θ１（シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁の、水平面から立ち上がる角度）を任意に、例えば第１角度β以下にまたは第２角度δ以上に定めることが可能となる。バルブシート直上部第１ポート壁４４（シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁）に沿って流れ込む吸入空気が、燃焼室３０上部の排気側を通過することになり、タンブル流が比較エンジンより強められるのである。これによって、特に中回転速度高負荷域で燃料を増量しなくてもノッキングの発生を抑制することができる。

第１実施形態では、クランク軸方向に直交する断面において、吸気ポート上側壁４０ａを伝いバルブシート直上部第１ポート壁４４（シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁）をガイドとして吸入空気が燃焼室３０に流れ込む。この流れ込む吸入空気（上記ａの吸入空気）が、ピストン１５のストローク中心ＳＣを通る水平線と排気側シリンダ壁１２（排気側のシリンダ壁）の直線とが交わる点Ａに向かうように、バルブシート直上部第１ポート壁４４を形成している（図２の破線矢印参照）。これは、図２９で前述したように、タンブル流の軌跡である楕円に菱形を内接させ、その菱形の軌跡を辿る吸入空気の流れを与えてやれば、タンブル流の軌跡である楕円の吸入空気の流れを近似できると仮定するものである。これによって、バルブシートレスの吸気ポート４０を有するエンジンについて吸入空気が燃焼室３０内の壁面に衝突して１回反射する場合に、吸入空気の有する運動エネルギーを効率的に保存しつつ、最も強いタンブル流の一つを得ることができる。

第２実施形態では、クランク軸方向に直交する断面において、吸気ポート上側壁４０ａを伝いバルブシート直上部第１ポート壁４４（シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁）４４をガイドとして吸入空気が燃焼室３０に流れ込む。この燃焼室３０に流れ込む吸入空気（つまり上記ａの吸入空気）が、排気側ルーフ２７（排気側のルーフ）の壁面に沿って流れるように、バルブシート直上部第１ポート壁４４を形成している（図１１の破線矢印参照）。このため、吸入空気は排気側ルーフ２７の壁面に沿って流れた後、流れる方向を排気側シリンダ壁１２に沿う方向の下方へと変える。そして、排気側シリンダ壁１２に沿って吸入空気が流れ下る。ピストン冠面１５ａに衝突した吸入空気は流れる向きを変え、ピストン冠面１５ａに沿い吸気側シリンダ壁１３に向かって流れる。吸気側シリンダ壁１３に衝突した吸入空気は流れる向きを変え、今度は吸気側シリンダ壁１３に沿い、吸気側ルーフ２６の壁面に向かって流れる。これは、図３０で前述したように、吸入空気が燃焼室３０内の壁面で衝突しても反射することなく流れる向きを変えるだけの場合には、まずは排気側シリンダ壁１２に沿わせて下方へ吸入空気を流す。これより、タンブル流の軌跡である楕円の３つの接点Ａ，Ｉ，Ｊを接線方向に流れ、かつ接点Ｋを接線方向に流れることはないが接点Ｋの近くを吸入空気が流れることから、楕円の軌跡を辿る吸入空気が得られると仮定するものである。これによって、バルブシートレスの吸気ポート４０を有するエンジンについて吸入空気が燃焼室３０内の壁面に衝突しても流れる向きを変えるだけの場合に、吸入空気の有する運動エネルギーを効率的に保存しつつ、最も強いタンブル流の一つを得ることができる。

（第３実施形態）
図１２は、本発明の第３実施形態で、第１実施形態の図２と置き換わるものである。第１実施形態の図２と同一部分には同一の符号を付している。第３実施形態では第１実施形態を前提とする場合で述べるが、第２実施形態を前提とする場合であってよい。

第３実施形態は、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４の直線とバルブシート４１の上面４１ｂの直線とがなす、鋭角である角度θ２を吸気バルブ５０のバルブシート４１のシート角εに関係づけるものである。これについて説明すると、まず、バルブシート４１のシリンダ中心ＢＣ側（図１２で左側）のシート面４１ａと、バルブシート４１のシリンダ中心ＢＣと反対側（図１２で右側）のシート面４１ａを区別する。以下、バルブシート４１のシリンダ中心ＢＣ側のシート面４１ａを「第１シート面」といい、符合は「４１ａａ」とする。一方、バルブシート４１のシリンダ中心ＢＣと反対側のシート面４１ａを「第２シート面」といい、符合は「４１ａｂ」とする。

図１２の右上に拡大して示したように、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４の直線とバルブシート４１の第１シート面４１ａａの直線とが一直線であるように構成する。そして、バルブシート直上部第１ポート壁４４の直線とバルブシート４１の上面４１ｂの直線とがなす、鋭角である角度θ２を考える。図１２右上の拡大図において、右方向に傾いた等脚台形のバルブシート４１に関連づけて補助線ｍを引く。つまり、第２シート面４１ａｂを通るように補助線ｍを引く。補助線ｍとバルブシート直上部第１ポート壁４４の直線との交点をＧ、補助線ｍとバルブシート４１の上面４１ｂの直線との交点をＨとする。また、バルブシート直上部第１ポート壁４４の直線とバルブシート４１の上面４１ｂの直線との交点はＳである。このように補助線ｍ、ＧとＨの点を定めると、三角形ＧＳＨは二等辺三角形である。二等辺三角形の頂角である∠ＳＧＨはバルブシート４１のシート角εの２倍に等しいので、次式が成り立つ。

θ２×２＋ε×２＝１８０ …（１）
（１）式を角度θ２について解くと、次式が得られる。

θ２＝９０−ε …（２）
つまり、（２）式により角度θ２とバルブシート４１のシート角εを関係づけることで、バルブシート直上部第１ポート壁４４とバルブシート４１の第１シート面４１ａａが同一の面となる。言い換えると、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４の直線とバルブシート４１の第１シート面４１ａａの直線とが一直線でつながる。

このように、第３実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４の直線とバルブシート４１の第１シート面４１ａａの直線とが一直線でつながっている。このため、上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気がバルブシート４１の第１シート面４１ａａを流れる際に、剥離やよどみなどの損失が生じることがない。これによって、吸入空気が最下流点Ｓから、剥離やよどみなどの損失を生じることなくスムーズに燃焼室３０内に流れ込むことが可能となる。バルブシート４１の第１シート面４１ａａによって剥離やよどみなどの損失を生じることがない分、タンブル流を強めることができるのである。

（第４〜第６実施形態）
図１３〜図１５は第４〜第６の実施形態で、第１実施形態の図２と置き換わるものである。第１実施形態の図２と同一部分には同一の符号を付している。第４〜第６の実施形態でも第１実施形態を前提とする場合で述べるが、第２実施形態を前提とする場合であってよい。

第１実施形態は、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４が直線であった。一方、第４〜第６実施形態はクランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４が直線でない場合である。すなわち、図１３に示した第４実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４の形状を、吸気ポート４０の中心に向けて突出した凸型曲線としている。クランク軸方向に直交する断面においてこの凸型曲線のバルブシート直上部第１ポート壁４４とこれに隣接する吸気ポート上側壁４０ａとは滑らかにつないである。図１４に示した第５実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４の形状を、吸気ポート４０の中心から離れる向きに窪んだ凹型曲線としている。クランク軸方向に直交する断面においてこの凹型曲線のバルブシート直上部第１ポート壁４４とこれに隣接する吸気ポート上側壁４０ａとは滑らかにつないである。図１５に示した第６実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４の形状を、段差を有する形状としている。すなわち、第６実施形態ではクランク軸方向に直交する断面においてバルブシート４１の第１シート面４１ａａがバルブシート直上部第１ポート壁４４より円筒状の吸気ポート４０の径方向外側に突出しているために、バルブシート４１の第１シート面４１ａａとの間に段差を生じている。

第１実施形態では、バルブシートレスの吸気ポート４０を有するエンジンについて比較エンジンよりタンブル流を強化したいという観点から、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第１ポート壁４４の形状が直線であるとした。そして、バルブシート直上部第１ポート壁角度θ１を検討した。しかしながら、バルブシート直上部第１ポート壁４４には、他の観点からの要求があり、この他の観点からの要求を満たすことも必要となる。ここで、他の観点には例えば冷却性能、強度等の部品機能保証などがある。第４〜第６の実施形態は、この他の観点からのエンジン要求にも応えるためのバリエーションである。ただし、第１実施形態の作用効果が毀損されない範囲でのバリエーションを許容するものである。

第４〜第６の実施形態でも、第１実施形態と同様の作用効果が得られる。第４〜第６の実施形態では、第１実施形態を前提とする場合で述べたが、第２、第３の実施形態を前提とする場合であってよい。

（第７実施形態）
図１６，図１７は本発明の第７実施形態で、第１実施形態の図２，図３と置き換わるものである。第１実施形態の図２，図３と同一部分には同一の符号を付している。第７実施形態でも第１実施形態を前提とする場合で述べるが、第２実施形態を前提とする場合であってよい。

第６実施形態までは、バルブシートレスの吸気ポート４０を有するエンジンについて、上記ａの吸入空気（上流から吸気ポート上側壁４０ａに沿って流れてくる吸入空気）でタンブル流をいかに強めるかについて考えてきた。次には、図２に示した第１実施形態を前提として、上記ｂの吸入空気（上流から吸気ポート下側壁４０ｂに沿って流れてくる吸入空気）で、生成されるタンブル流をいかに弱めないかについて考える。

さて、バルブシート部品９０を圧入している比較エンジンでは、図５にも示したように、スロートカッター１００によって、第１ポート下流端部４３に第１円筒壁１０２が形成される他、第２ポート下流端部４５に第２円筒壁１０３が形成される。上流から吸気ポート下側壁４０ｂに沿って流れてくる吸入空気は、剥離しない限り方向を変え第２円筒壁１０３に沿って流れる。そして、吸入空気はこの第２円筒壁１０３にガイドされ、吸気側燃焼室３０ｂに向かって流入する。この傾向は、比較エンジンのように、バルブ挟み角が相対的に小さいエンジンで拡大する。吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気を上記のようにａ，ｂ，ｃの３つに分けて考えるときには、第２円筒壁１０３にガイドされて吸気側燃焼室３０ｂに流入する吸入空気は上記ｂの吸入空気となり、上記ｃの吸入空気からすれば少量である。しかしながら、第２円筒壁１０３にガイドされて吸気側燃焼室３０ｂに流入する吸入空気の流れ（図５の細い破線矢印参照）は、タンブル流とちょうど逆の流れとなるので、タンブル流を弱める方向に働いてしまう。

一方、バルブ挟み角が同じでも吸入ポート４０を流れる吸入空気の流速が相対的に小さくなるほど、第２ポート下流端部４５から燃焼室３０に流れ込む吸入空気の量が相対的に多くなることが考えられる。これは、吸入空気の流速が相対的に小さくなるほど吸入空気の運動エネルギーが減少し、同じ方向に向かおうとする慣性力が低下するためである。また、バルブ挟み角が相対的に小さくなるほど、第２ポート下流端部４５から燃焼室３０に流れ込む吸入空気の量が相対的に多くなることが考えられる。これは、バルブ挟み角が相対的に小さいときには、吸入空気がバルブ挟み角が相対的に大きいときより第１ポート下流端部４３の側に向かおうとしなくなるためである。

例えば、吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気を、次のｅ，ｆのようにおおよそ２つの部分に分けて考える。

ｅ：上流から吸気ポート４０の中心より上側を流れてくる吸入空気、
ｆ：上流から吸気ポート４０の中心より下側を流れてくる吸入空気、
上記ｅのほぼ半分の吸入空気は第１円筒壁１０２にガイドされて、上記ｆの残りほぼ半分の吸入空気は第２円筒壁１０３にガイドされてそれぞれ流れ込むとするのである。この場合には、タンブル流とちょうど逆の流れとなる吸入空気の量が相対的に増えるので、その増えた分だけ、タンブル流を弱める程度が大きくなってしまう。

この場合、バルブシートレスの吸気ポート４０であれば、第１ポート下流端部４３だけでなく、第２ポート下流端部４５についても形状の自由度が増す。そこで、タンブル流を弱める方向に働く吸入空気の流れが生じないようにするための具体的な第２ポート下流端部４５の形状はどうあるべきかを理論的に考察する。ただし、ここでも、吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気を上記のようにａ，ｂ，ｃの３つに分けて考える。

生成したタンブル流を抑制するのに特に強く影響するのは、図４に示したように、バルブシート直上部第２ポート壁４６の形状である。これは、上流から吸気ポート下側壁４０ｂに沿って流れてくる吸入空気（つまり上記ｂの吸入空気）がバルブシート直上部第２ポート壁４６にガイドされて吸気側燃焼室３０ｂに流れ込み、流れ込んだ吸入空気がタンブル流と逆の方向に流れてしまうためである。

このため、流れ込んだ吸入空気が、タンブル流と逆の方向に流れないようにするには、第２ポート下流端部４５から燃焼室３０に流れ込む吸入空気が、タンブル流と同じ向きに流れるようにすればよい。具体的にはクランク軸方向に直交する断面において第２ポート下流端部４５から流れ込む吸入空気が、フルリフト時の吸気バルブ５０のバルブ中心Ｅより上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かうようにするのである。ここで、吸気バルブ５０のバルブヘッド５１を横方向の短い線、バルブステム５２を縦方向の長い線としてスケルトン化したときの短い線と長い線（図１６の二点鎖線参照）の交点が吸気バルブ５０の「バルブ中心」である。あるいはバルヘッド５１の図心が吸気バルブ５０の「バルブ中心」である。

実際には、バルブヘッド５１に上下方向の厚みがある。そこで、クランク軸方向に直交する断面において、第２ポート下流端部４５をガイドとして流れ込む吸入空気を、フルリフト時の吸気バルブ５０の傘裏部のうち、排気側の傘裏部５１ｂより上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かわせる。これは、吸入空気を吸気側の傘裏部５１ｃの上に向かわせたのでは、タンブル流と逆の流れとなってタンブル流を弱めてしまうためである。排気側の傘裏部５１ｂより上に向かわせためには、バルブシート直上部第２ポート壁４６を吸気ポート４０の中心に向けて突出させて形成する。そして、吸気ポート４０の中心に向けて突出させて形成したバルブシート直上部第２ポート壁４６の端部４８に、吸気ポート下側壁４０ｂを延び出させて接続する。

この場合、図１６の右上に拡大して示したように、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート４１の第２シール面４１ａｂは、右斜め下方から左斜め上方に向かって形成されている。そこで、バルブシート４１の第２シール面４１ａｂの左斜め上方への延長上に、バルブシート直上部第２ポート壁４６を形成し、吸気ポートの中心に向けて突出させる。そして、吸気ポート４０の中心に向けて突出させて形成したバルブシート直上部第２ポート壁４６の端部４８に、吸気ポート下側壁４０ｂから延び出させて接続する。以下、吸気ポート下側壁４０ｂから延び出させてバルブシート直上部第２ポート壁４６の端部４８に接続する部分を「バルブシート直上部第２ポート壁接続部」といい、符合は「４７」とする。

バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７は、クランク軸方向に直交する断面において直線となるようにする。バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７を直線とする理由は、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７に沿う吸入空気が、この場合に運動エネルギーの損耗となる剥離や乱れを生じることなく流れるためである。さらに、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の直線と、その上流側の吸気ポート下側壁４０ｂの直線とが、同一の直線となるようにする。ここで、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第２ポート壁４６の直線と、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の直線とが交わる、鋭角である角度ζを「第３角度」とする。この場合、吸入空気が向かう（燃焼室３０に流れ込む）方向は、主にバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の位置やバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７が水平面からの立ち上がる、鋭角である角度κ（この角度を「第４角度」という。）により定まる。このため、吸入空気がフルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂの上に向かうように、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の位置や第４角度κを適合する必要がある。

第１実施形態において、バルブシート直上部第２ポート壁４６は図３にも示したように円筒壁の一部を形成している。一方、第７実施形態では、バルブシート直上部第２ポート壁４６とバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の接続端である突起部４８が図１７に示したように吸気ポート４０の中心に向けて突出している。そして、突起部４８は、図１７に示したように、クランク軸方向に沿って直線状に形成されている。

このようにして、第７実施形態では、バルブシート直上部第２ポート壁４６、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７、突起部４８で、第２ポート下流端部４５に円筒状の吸気ポート４０の中心に向けて突出する、先の尖ったジャンプ台が形成された。具体的には、当該ジャンプ台はシリンダヘッド２０を鋳造する段階で予め作成しておく。シリンダヘッド２０の鋳造後には、前述したようにコールドスプレー法により、バルブ着座部として形成してある仮のシート面の基材の鋳物用アルミ合金よりも硬い膜をバルブシート層として形成する。すなわち、コールドスプレー法により、ＨｅやＮ₂を作動ガスとし、基材の鋳物用アルミ合金よりも硬質の金属粒子を、仮のシート面の基材に打ち込むことによって、基材の鋳物用アルミ合金よりも硬い膜をバルブシート層として形成する。このように、コールドスプレー法によってバルブシート層（硬質表面）をあらまし形成した後に、スロートカッターを用い、コールドスプレー法によってあらまし形成したバルブシート層を切削加工する。最後には切削加工した後のバルブシート層を研磨することによって、バルブシート４１のシート面を仕様通り（寸法通り）に完成する。

上記のジャンプ台により、吸気バルブ５０が下方にリフトしたとき、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとして上記ｂの吸入空気（上流から吸気ポート下側壁４０ｂに沿って流れてくる吸入空気）が流れ込む。流れ込む上記ｂの吸入空気は、その殆どが、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７を通過する吸入空気の流れの速度が所定値以上のときにフルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂの上に向かって剥離する。上記ｂの吸入空気のうち、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７からバルブシート直上部第２ポート壁４６に回り込み、バルブシート直上部第２ポート壁４６に沿って流れる吸入空気の分は僅かであり、無視できる。バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７から剥離した吸入空気は、フルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂより上を通過して排気側燃焼室３０ａに流れ込む。バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとする吸入空気（上記ｂの吸入空気）の流れは、上記ａの吸入空気（上記ｃの吸入空気を含む）により生成されるタンブル流の方向と同じである。タンブル流と同じ方向の吸入空気の流れ込みであると、タンブル流を弱めることはない。第７実施形態では、比較エンジンの第２円筒壁１０３に相当するバルブシート直上部第２ポート壁４６をガイドとして吸入空気が吸気側燃焼室３０ｂに流れ込むことは殆どないのである。

この場合、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７から吸入空気が剥離する程度は、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７を通過する吸入空気の流れの速度や吸入空気の量が同じであれば、第３角度ζにより定まる。例えば第３角度ζが小さく（鋭く）なるほどバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７から吸入空気が剥離し易くなる。その一方で、製作上や強度上の点より第３角度ζをそれほど小さくすることはできない。このため、両者がバランスするように第３角度ζを適合すればよい。

一方、第３角度ζが同じであれば、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７を通過する吸入空気の流れの速度が大きくなるほど、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７から剥離した吸入空気がより遠くに向かう。ここで、吸気ポート下側壁４０ｂを通過する吸入空気の流れの速度はエンジン仕様やエンジンの運転条件に依存する。よって、例えば同じエンジンでノッキングを回避したい運転条件が定まったとする。その定まった後に、ノッキングを回避したい運転条件で、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７からの吸入空気がフルリフト時の吸気バルブの排気側傘裏部５１ｂより上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かうように第３角度ζを適合する。

ここで、第７実施形態の作用効果を説明する。

第７実施形態では、吸気ポート下側壁４０ｂ（吸気ポートの下側壁）を伝いバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７（シリンダ中心ＢＣと反対側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁）をガイドとして吸入空気が燃焼室３０に流れ込む。この流れ込む吸入空気（上記ｂの吸入空気）が、フルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂ（バルブ中心Ｅ）より上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かうように、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７を形成している。フルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂより上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かう吸入空気の流れは、バルブシート直上部第１ポート壁４４からの吸入空気により生成されるタンブル流の方向と同じである。タンブル流と同じ方向の吸入空気の流れ込みであると、タンブル流を弱めることはない。バルブシートレスの吸気ポート４０を有するエンジンについて、タンブル流が比較エンジンや第１実施形態よりも強められるのである。これによって、特に中回転速度高負荷域で燃料を増量しなくてもノッキングの発生を抑制することができる。

ここでは、吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気を上記のようにａ，ｂ，ｃの３つに分けて考え、このうちの上記ｂの吸入空気がバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとして流れ込む場合に第７実施形態を適用した。一方、吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気を上記のようにｅ，ｆの２つに分けて考え、このうちの上記ｆの吸入空気がバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとして流れ込む場合にも第７実施形態を適用することができる。吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気が上記のようにａ，ｂ，ｃの３つに分けられる場合か、それとも吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気が上記のようにｅ，ｆの２つに分けられる場合かは、バルブ挟み角を含むエンジンの仕様やエンジンの運転条件に依存する。従って、吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気が、例えば上記のようにｅ，ｆの２つに分けられるエンジンに対して、第７実施形態を適用することが特に有用である。当該エンジンに第７実施形態を適用することで、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７にガイドされフルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂより上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かう吸入空気の量が相対的に増え、タンブル流が強化される。そのタンブル流が強化される運転域では、ノッキングの発生さらにを抑制することができる。

第７実施形態では、バルブシート直上部第２ポート壁４６（シリンダ中心と反対側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁）を吸気ポート４０の中心に向けて突出させて形成している。そして、このバルブシート直上部第２ポート壁４６の端部４８に、吸気ポート下側壁４０ｂ（吸気ポートの下側壁）から延び出させて接続している。これによって、吸気ポート下側壁４０ｂから円筒状の吸気ポート４０の中心に向けて突出する、ジャンプ台が形成される。この場合に、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７はジャンプ台の滑走面となる。このため、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとして燃焼室３０に流れ込む吸入空気（つまり上記ｂの吸入空気）が、フルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂより上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かうようにすることができる。

なお、上記特許文献１の技術では、吸気ポート下側壁４０ｂと吸気ポートに連なるバルブシートのスロート部との境界に、吸気ポートの内側に張り出した段差部を備えている。この段差部が本発明のジャンプ台に相当するものの、上記特許文献１の技術はバルブシート部品を圧入するエンジンが前提であるため、図５で説明した第２円筒壁１０３の直上に段差部を形成するしかない。一方、第７実施形態では、第２ポート下流端部４５の形状の自由度が増しているため、第７実施形態においてジャンプ台が形成される位置は、上記特許文献１の技術の場合より下方に設定されている。

（第８〜第１１の実施形態）
図１８〜図２１は第８〜第１２の実施形態で、第７実施形態の図１６と置き換わるものである。第７実施形態の図１６と同一部分には同一の符号を付している。

第７実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第２ポート壁４６とバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の形状が直線であった。一方、第８〜第１２の実施形態は主にバルブシート直上部第２ポート壁４６の形状のバリエーションである。つまり、本発明においては、バルブシート直上部第２ポート壁４６は、主にバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７からの吸入空気の剥離の程度に関係し、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７から流れ込む吸入空気の方向にあまり影響しない。例えば、端部４８が丸まっているほど、上記ｂの吸入空気のうち、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７からバルブシート直上部第２ポート壁４６へと回り込む吸入空気の割合が増える。また、バルブシート直上部第２ポート壁４６の形状が直線でなくても、上記ｂの吸入空気をバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７から剥離させることができる。言い換えると、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとして流れ込む吸入空気が、フルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂの上に向かって剥離し得る範囲で、バルブシート直上部第２ポート壁４６は様々な形状を採り得る。

まず図１８に示した第８実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第２ポート壁４６の形状を、吸気ポート４０の中心に向けて突出した凸型曲線としている。バルブシート直上部第２ポート壁４６のこの凸型曲線とバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の直線とは滑らかにつないである。図１９に示した第９実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第２ポート壁４６の形状を、吸気ポート４０の中心から離れる向きに窪んだ凹型曲線としている。バルブシート直上部第２ポート壁４６のこの凹型曲線とバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の直線とを滑らかにつなぐため、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の下流端は、直線でなく上に凸の曲線としてある。図２０に示した第１０実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第２ポート壁４６の形状を、段差を有する形状としている。すなわち、第１０実施形態ではバルブシート４１の第２シート面４１ａｂがバルブシート直上部第２ポート壁４６より円筒状の吸気ポート４０の径方向外側に突出しているために、バルブシート４１の第２シート面４１ａｂとの間に段差を生じている。図２１に示した第１１実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第２ポート壁４６の形状を、吸気ポート４０の中心に向けて突出する多角形の一部の形状としている。バルブシート直上部第２ポート壁４６のこの多角形の一部とバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の直線とは所定の角度をもってつないである。

第８〜第１１の実施形態でも、第７実施形態と同様の作用効果が得られる。

（第１２実施形態）
図２２は第１２の実施形態で、第７実施形態の図１６と置き換わるものである。第７実施形態の図１６と同一部分には同一の符号を付している。

第７実施形態では、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第２ポート壁４６、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の各形状が直線であった。一方、第１２実施形態は、クランク軸方向に直交する断面においてバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の形状を下に凸の滑らかな曲線とするものである。言い換えると、クランク軸方向に直交する断面を中心にしてクランク軸方向の所定の範囲付近においては、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の形状が下に凸の滑らかな曲面となっている。この理由は第７実施形態で前述したジャンプ台の形状を改良して、上記ｂの吸入空気がより排気側燃焼室３０ａの上部に向かうようにするためである。すなわち、吸気ポート下側壁４０ｂを通過する吸入空気の流れの速度が同じであるとする。このとき、下に凸の滑らかな曲面であるバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとして流れる場合の方が、直線の断面形状であるバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとして流れる場合より吸入空気が左斜め上向きに向かう。上記ｂの吸入空気が下に凸の滑らかな曲面であるバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとする場合のほうが、上記ｂの吸入空気に左斜め上向きの慣性力が与えられるのである。この慣性力によって、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７から流れ込む上記ｂの吸入空気が、より排気側燃焼室３０ａの上部に向かうようになる。

第１２実施形態では、クランク軸方向に直交する断面において、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７（吸気ポートの下側壁を延び出させて接続する部分）の形状を下に凸の滑らかな曲線としている。これによって、上流から吸気ポート下側壁４０ｂに沿って流れてくる吸入空気（つまり上記ｂの吸入空気）が下に凸の滑らかな曲面であるバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７をガイドとして流れる。そして、上記ｂの吸入空気が下に凸の滑らかな曲面であるバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７を流れる間に吸入空気に左斜め上向きの慣性力が与えられる。この慣性力によって、下に凸の滑らかな曲面であるバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７から流れ込む上記ｂの吸入空気を、より排気側燃焼室３０ａの上部に向かわせることができる。

さて、図１６〜図２０に示した上記第７〜第１０の実施形態では、バルブシート直上部第２ポート壁４６と、バルブシート直上部第１ポート壁４４の形状が、クランク軸方向に直交する断面において吸気バルブ５０の軸心ＣＣを中心に線対称となるようにしている。この理由は次の通りである。すなわち、バルブシート直上部第１ポート壁４４と、バルブシート直上部第２ポート壁４６の形状を異ならせることになると、生産コストが上昇する。この点、バルブシート直上部第１ポート壁４４と、バルブシート直上部第２ポート壁４６の形状がクランク軸方向に直交する断面において吸気バルブ５０の軸心ＣＣを中心に線対称となるようにすれば、軸対称の回転体工具を用いることが可能となる。軸対称の回転体工具を用いることでバルブシート直上部第１ポート壁４４と、バルブシート直上部第２ポート壁４６を一度に製作することができる。これによって、生産コストを下げることができる。

第７〜第１０の４つの実施形態では、バルブシート直上部第２ポート壁４６と、バルブシート直上部第１ポート壁４４の形状がクランク軸方向に直交する断面において吸気バルブ５０の軸心ＣＣを中心に線対称となるようにしている。これによって、さらに生産コストを下げることができる。

（第１３実施形態）
図２３は本発明の第１３実施形態で、第７実施形態の図１６と置き換わるものである。第７実施形態の図１６と同一部分には同一の符号を付している。

第７実施形態においてバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７とバルブシート直上部第２ポート壁４６とで円筒状の吸気ポート４０の中心に向けて突出する突起部４８を形成することは、他方で吸気ポート下流端部４２を絞ることになる（図１６，図１７参照）。言い換えると、吸気ポート下流端部４２（４３，４５）の断面積が、円筒状の吸気ポート４０の中心に向けて突出する突起部４８を形成しない場合より狭くなる。

そこで、第１３実施形態では、第７実施形態によりもともと狙った効果を達成しつつ、第２ポート下流端部４５に突起部が殆どない形状であっても、ポート流量を最大にできる形状としたものである。すなわち、クランク軸方向に直交する断面において、バルブシート４１のシリンダ中心ＢＣから離れる側（図２３で右側）の上面４１ｂに吸気ポート下側壁４０ｂを接続する。

第１３実施形態では、バルブシート直上部第２ポート壁４６及びバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７は設けない。その代わりに、バルブシート４１のシリンダ中心ＢＣから離れる側の上面４１ｂに接続する部位の吸気ポート下側壁４０ｂにバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７の役割を果たさせる。ここで、バルブシート４１のシリンダ中心ＢＣから離れる側の上面４１ｂに接続する部位の吸気ポート下側壁４０ｂを「吸気ポート下側壁接続部位」で定義し、符合は「４０ｃ」とする。すなわち、上記ｂの吸入空気が、フルリフト時の吸気バルブ５０の排気側バルブ傘裏部５１ｂより上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かうように、吸気ポート下側壁接続部位４０ｃを形成する。

この場合、吸気ポート下側壁接続部位４０ｃと、これに接続される上流側の吸気ポート下側壁４０ｂとの全体は、クランク軸方向に直交する断面において下に凸の曲線とする。
これは次の理由による。すなわち、第１３実施形態では、バルブシート直上部第２ポート壁４６及びバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７を設けないので、吸気ポート下側壁接続部位４０ｃの位置が第7実施形態の場合よりも下方に移動する。この下方に移動した分を考慮しないとすれば、上記ｂの吸入空気がフルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂの上に向かわないことがあり得る。そこで、吸気ポート下側壁接続部位４０ｃの位置が第7実施形態の場合より下方に移動しても、上記ｂの吸入空気がフルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂの上に向かうようにするためである。このように、下に凸の曲線である吸気ポート下側壁接続部位４０ｃに沿わせて上記ｂの吸入空気を流し込むことで、上記ｂの吸入空気に左斜め上方向の慣性力が与えられる。これによって、吸気ポート下側壁接続部位４０ｃから剥離する上記ｂの吸入空気は、フルリフト時の吸気バルブ５０の排気側バルブ傘裏部５１ｂのより上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かうこととなる。

比較のため、バルブシート直上部第２ポート壁接続部４７とバルブシート直上部第２ポート壁４６とで吸気ポート４０の中心に向けて突出する突起部４８を形成する第７実施形態の場合を、図２３に破線で重ねて示す。図２３の右上には詳細図を示す。図２３に示したように、第１３実施形態では、バルブシート直上部第２ポート壁４６及びバルブシート直上部第２ポート壁接続部４７を設けないので、吸気ポート下側壁接続部位４０ｃが、破線で示す第７実施形態の場合より燃焼室側１３に近づいている。図２３に破線で示す第７実施形態ではポート口径が所定値Ｒ１となるのに対して、第１３実施形態ではポート口径が、Ｒ１より大きい所定値Ｒ２となる。ポート断面積はポート口径の１／２の２乗に比例するので、ポート口径がＲ１からＲ２へと大きくなることによって、ポート断面積が拡大する。このように第１３実施形態では吸気ポート４０の中心に向けて突出する突起部４８の上下方向の肉厚を限界まで薄くすることによって、ポート断面積を拡大している。

第１３実施形態では、クランク軸方向に直交する断面において、第２シート面４１ａｂ（第１バルブシートのシリンダ中心ＢＣから離れる側の上面４１ｂ）に吸気ポート下側壁接続部位４０ｃ（吸気ポートの下側壁）を接続している。これによって、吸気ポート下側壁接続部位４０ｃをガイドとして流れ込む上記ｂの吸入空気が、フルリフト時の吸気バルブ５０の排気側バルブ傘裏部５１ｂのより上を通過して排気側燃焼室３０ａに向かうようにしつつ、ポート断面積を拡大することができる。

第１３実施形態では、クランク軸方向に直交する断面において、吸気ポート下側壁接続部位４０ｃ（第１バルブシートのシリンダ中心から離れる側の上面に接続する部位の吸気ポートの下側壁）の形状を下に凸の曲線としている。これによって、吸気ポート下側壁接続部位４０ｃの位置が第7実施形態の場合より下方に移動しても、上記ｂの吸入空気がフルリフト時の吸気バルブ５０の排気側傘裏部５１ｂの上に向かうようにすることができる。

（第１４〜第１８の実施形態）
図２４〜図２８は第１４〜第１８の実施形態で、第７実施形態の図１７と置き換わるものである。第７実施形態の図１７と同一部分には同一の符号を付している。

第７実施形態では、図１７に示したようにクランク軸方向の断面において突起端部４８が直線状であった。一方、第１４〜第１８の実施形態は突起端部４８の形状のバリエーションである。すなわち、図２４に示した第１４実施形態では、クランク軸方向の断面において突起端部４８の形状を、中央が周辺よりも吸気ポート４０の中心に向かって突出する凸の曲線としている。図２５に示した第１５実施形態では、クランク軸方向の断面において突起端部４８の形状を、中央が周辺よりも吸気ポート下側壁（４０ｂ）に向かって窪む凹の曲線としている。図２６に示した第１６実施形態では、クランク軸方向の断面において突起端部４８の形状を、半円の両端に径方向外側に向かう短い直線を接続した形状としている。図２７に示した第１７実施形態では、クランク軸方向の断面において突起端部４８の形状をのこぎり歯状としている。

第１４〜第１８の実施形態では、クランク軸方向の断面において突起端部４８の形状がいずれもクランク軸方向に直交する線に対して線対称であった。一方、図２８に示した第１８実施形態では、第７実施形態と同じにクランク軸方向の断面において突起端部４８の形状が直線である。しかしながら、第７実施形態と相違して、クランク軸向と直交する線に対しては突起端部４８の形状を非対称としている。

第１４〜第１８の実施形態でも、第７実施形態と同様の作用効果が得られる。さらに図２７に示した第１７実施形態では流速のバラツキが発生することから、タンブル流に加えて乱流を生成することができる。図２８に示した第１８実施形態では、タンブル流に加えてスワール流を生成することができる。

実施形態では、吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気を３つの部分に分けて、また、吸気ポート４０から燃焼室３０に流れ込む吸入空気を２つの部分に分けて考えた。本発明は、これらの場合に限定されるものでない。

第１実施形態から第１８実施形態までの各実施形態は、矛盾しない範囲で組み合わせ可能である。

実施形態では、ガソリンエンジンの場合で説明したが、デーゼルエンジンであってかまわない。

実施形態の上下方向の寸法は実際の寸法を表すものでない。すなわち、実施形態のエンジンはショートストロークのエンジンのようにみえるが、実際のエンジンはロングストロークのエンジンである。もちろん、本発明はロングストロークのエンジンに限定されるものでなく、ショートストロークやスクエアストロークのエンジンにも本発明の適用がある。

１ エンジン
１１ シリンダ
１２ 排気側シリンダ壁（排気側のシリンダ壁）
１５ ピストン
１５ａ ピストン冠面
２６ 吸気側ルーフ（ペントルーフの天井のうち吸気側のルーフ）
２７ 排気側ルーフ（排気側のルーフ）
３０ 燃焼室
３０ａ 排気側燃焼室（シリンダ中心より排気側の燃焼室）
４０ 吸気ポート
４０ａ 吸気ポート上側壁（吸気ポートの上側壁）
４０ｂ 吸気ポート下側壁（吸気ポートの下側壁）
４０ｃ 吸気ポート下側壁接続部位
４１ バルブシート（第１バルブシート）
４１ａ バルブシートのシート面
４１ａａ バルブシートの第１シート面
４１ａｂ バルブシートの第２シート面（第１バルブシートのシリンダ中心から離れる側の上面）
４１ｂ バルブシートの上面
４２ 吸気ポート下流端部
４３ 第１ポート下流端部
４４ バルブシート直上部第１ポート壁（シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁）
４５ 第２ポート下流端部
４６ バルブシート直上部第２ポート壁（シリンダ中心と反対側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁）
４７ バルブシート直上部隣接第２ポート壁
５０ 吸気バルブ
５１ バルブヘッド
５１ａ シール面
５１ｂ 排気側バルブ傘裏部
６０ 排気ポート
６１ バルブシート（第２バルブシート）

Claims (4)

1. クランク軸に連結されるピストンがシリンダを上下方向にストロークすると共に、
   ペントルーフの天井のうち吸気側のルーフに吸気ポートが、排気側のルーフに排気ポートがそれぞれ開口する燃焼室を備え、
   前記吸気ポートの燃焼室への開口端に吸気バルブが着座する第１バルブシートを、前記排気ポートの燃焼室への開口端に排気バルブが着座する第２バルブシートをそれぞれ有し、
   前記吸気ポートの下流端部から前記燃焼室に流れ込む吸入空気によって前記燃焼室内にタンブル流が生成されるエンジンにおいて、
   前記第１バルブシートは、硬質表面処理の方法を用いて形成されるものであり、
   前記クランク軸方向に直交する断面において、前記シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁の、水平線から立ち上がる角度は、前記シリンダ中心側の第１バルブシート４１の直上部分の吸気ポート壁の最下流点及び排気側のシリンダ壁と下死点のピストン冠面との交点を結ぶ直線と、ピストン冠面とがなす、鋭角である第１角度以下であるか、または前記燃焼室に流れ込む吸入空気が前記燃焼室内で反射してタンブル中心を通る線と前記ピストン冠面とがなす、鋭角である第２角度以上であることを特徴とするエンジン。
2. 前記クランク軸方向に直交する断面において、前記吸気ポートの上側壁を伝い前記シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁をガイドとして前記燃焼室に流れ込む吸入空気が、前記ピストンのストローク中心を通る水平線と排気側のシリンダ壁とが交わる点に向かうように、前記シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁を形成することを特徴とする請求項１に記載のエンジン。
3. 前記クランク軸方向に直交する断面において、前記吸気ポートの上側壁を伝い前記シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁をガイドとして前記燃焼室に流れ込む吸入空気が、前記排気側のルーフの壁面に沿って流れるように、前記シリンダ中心側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁を形成することを特徴とする請求項１に記載のエンジン。
4. 前記クランク軸方向に直交する断面において、前記吸気ポートの下側壁を伝い前記シリンダ中心と反対側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁をガイドとして前記燃焼室に流れ込む吸入空気が、フルリフト時の前記吸気バルブのバルブ中心より上を通過して前記シリンダ中心より排気側の燃焼室に向かうように、前記シリンダ中心と反対側の第１バルブシートの直上部分の吸気ポート壁を形成することを特徴とする請求項１から３までのいずれか一つに記載のエンジン。

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