JP2023084002A - エンジン - Google Patents

Abstract

【課題】エンジンの中負荷運転での熱効率改善要求と高負荷運転でのノッキング抑制要求との両立を図る。【解決手段】エンジン１は、シリンダブロック２、シリンダヘッド３及びピストン５で形成される主燃焼室６と、主燃焼室６に開口する複数の噴孔１８を有する副室１５と、副室１５内の混合気に点火する点火プラグ１６と、を備える。主燃焼室６の圧縮比εは、１４以上２４以下である。複数の噴孔１８の総断面積Ｓｔと圧縮比εとの積である第１指標Ｓｔ・εは、０．１４９６ｃｍ２以上０．８４４９ｃｍ２以下である。【選択図】図１

Description

本開示は、エンジンに関する。

レシプロエンジンの熱効率を高める技術として、プレチャンバ・イグニッションが知られている。これは、シリンダブロック、シリンダヘッド及びピストンによって形成される主燃焼室とは別に小さな副室（プレチャンバ）を設け、その副室で混合気に点火し、その副室の噴孔から火炎をジェット噴流にして主燃焼室に噴出させるようにしたものである。通常の火炎伝播よりも主燃焼室での混合気の燃焼が速くなるため、熱効率が向上するとして注目されている。点火プラグの先端部を主燃焼室と隔てるキャップ状の隔壁で覆うことによって副室が形成されており、その隔壁に複数の噴孔が形成されている。

プレチャンバ・イグニッションには、アクティブ式とパッシブ式とがある。アクティブ式は、副室内にインジェクタを持ち、着火に必要な混合気を副室内で形成する。パッシブ式は、副室内にインジェクタを持たず、圧縮行程中に主燃焼室で形成した混合気を噴孔から点火プラグまわりに導く。特許文献１にはアクティブ式プレチャンバ・イグニッションの例が示され、特許文献２にはパッシブ式プレチャンバ・イグニッションの例が示されている。

特開２０１８－６６３６９号公報 特開２０２１－１１３５４９号公報

パッシブ式の場合、副室容積と噴孔の径及び数が決まると、副室から主燃焼室に噴出する火炎の噴流ポテンシャル、すなわち、副室から主燃焼室へのエネルギー伝達率の最大値ＲＥＴmaxが、一義的に決まってくる。そのため、エンジンの中負荷運転での熱効率改善要求と高負荷運転でのノッキング抑制要求との両立が難しいとされている。

例えば、中負荷運転では、ＮＯｘ排出量の低減や燃費性能の向上のためにＥＧＲ（排気ガスの再循環）が実行される。そのＥＧＲガスが副室に流入するため、点火しても失火しやすくなる。中負荷運転での失火防止・熱効率改善の要求に応えるべく、混合気が副室に流入しやすくし、且つ噴流ポテンシャルを大きくする観点から副室の仕様を決めることが考えられる。しかし、その場合、高負荷運転においては濃混合気が副室に入るから、噴流ポテンシャルが過度に大きくなってノッキングを発生しやすくなる。一方、高負荷でのノッキング抑制のために、噴流ポテンシャルを抑える観点から副室の仕様を決めると、中負荷運転での上記要求に応えることができなくなる。

本開示の目的は、エンジンの中負荷運転での熱効率改善要求と高負荷運転でのノッキング抑制要求との両立を図ることにある。

本願発明者は、プレチャンバ・イグニッションについて種々検討した結果、この点火燃焼方式においても、中負荷ＥＧＲ運転での熱効率改善要求と高負荷高回転運転でのノッキング抑制要求とを両立できることを見出した。また、本願発明者は、高負荷高回転運転時におけるノッキング指標（ノック強度）が噴流ポテンシャルの関数であって、当該関数には極小値（変曲点）が存在することを発見した。これは、噴流ポテンシャルを当該極小値付近の範囲内に収めることによって、高負荷高回転運転時でのノッキングの発生を抑制できることを、意味する。

本開示に係るエンジンは、シリンダブロック、シリンダヘッド及びピストンで形成される主燃焼室と、上記主燃焼室に開口する複数の噴孔を有する副室と、上記副室内の混合気に点火する点火プラグと、を備えるエンジンであって、上記主燃焼室の圧縮比εは、１４以上２４以下であり、上記複数の噴孔の総断面積Ｓｔと上記圧縮比εとの積である指標Ｓｔ・εは、０．１４９６ｃｍ^２以上０．８４４９ｃｍ^２以下である。

圧縮比εは、どのような熱効率を狙うか又は着火時期をどうするかの要求から決めることができる。その一方で、圧縮比εが小さいときは、主燃焼室から副室への空気ないし混合気の充填度が低くなる。そこで、中負荷ＥＧＲ運転時において点火によって確実に着火する混合気を、副室に得る観点から、圧縮比εを１４以上としている。但し、圧縮比εが大きくなると高負荷高回転時にノッキングを生じ易くなるため、その上限を２４としている。

指標Ｓｔ・εについては、高負荷高回転運転時でのノッキング抑制、及び中負荷ＥＧＲ運転での熱効率の向上の観点から、０．１４９６ｃｍ^２以上０．８４４９ｃｍ^２以下としている。

ここで、噴流ポテンシャルを大きくするためには、副室のガス交換を良好にする観点から、総断面積Ｓｔを大きくする必要がある。反対に、噴流ポテンシャルを小さくするためには、総断面積Ｓｔを小さくする必要がある。このため、指標Ｓｔ・εは、噴流ポテンシャルが大きいほど大きい一方、噴流ポテンシャルが小さいほど小さい。

噴流ポテンシャルは、圧縮比εが大きいほど、主燃焼室から副室への混合気の充填度が高まるので、大きくなりやすい。同じ大きさの噴流ポテンシャルを得るために、圧縮比εが大きいときには総断面積Ｓｔを小さくする必要がある一方、圧縮比εが小さいときには総断面積Ｓｔを大きくする必要がある。このため、圧縮比εを総断面積Ｓｔに掛け合わせることで得られる指標Ｓｔ・εにおいて、圧縮比εの変化量（増大量／減少量）は、総断面積Ｓｔの変化量（減少量／増大量）によって均される。

これにより、指標Ｓｔ・εは、圧縮比εが増減しても、圧縮比εの増減を打ち消すように総断面積Ｓｔが増減するので、圧縮比εの影響が緩和される。指標Ｓｔ・εは、主に、噴流ポテンシャルに依存する。

したがって、総断面積Ｓｔ（噴孔数×噴孔径）及び圧縮比εに基づいて、指標Ｓｔ・εを求めることによって、圧縮比εの大小にかかわらず、噴流ポテンシャルを一義的に定めることができる。

そして、指標Ｓｔ・εを０．１４９６ｃｍ^２以上０．８４４９ｃｍ^２以下にすることによって、噴流ポテンシャルを、高負荷高回転運転時でのノッキング指標の関数における上記極小値付近の範囲内に、収めることができる。これにより、高負荷高回転運転時において、噴流ポテンシャルが過度に大きくなって、ノッキングが発生することを抑制することができる。

さらに、指標Ｓｔ・εが０．１４９６ｃｍ^２以上であるから、中負荷ＥＧＲ運転において噴流ポテンシャルが過度に小さくなることを避けられる。すなわち、中負荷ＥＧＲ運転において、所期の噴流ポテンシャルを得て熱効率を高める上で有利になる。

以上、エンジンの中負荷ＥＧＲ運転での熱効率改善要求と高負荷高回転運転でのノッキング抑制要求とを、両立することができる。

一実施形態では、上記指標Ｓｔ・εは、０．２８２９ｃｍ^２以上０．７５９０ｃｍ^２以下である。これによれば、高負荷高回転運転時においてノッキングを抑制する上で、さらに有利になる。

一実施形態では、上記指標Ｓｔ・εは、０．４６１１ｃｍ^２以上０．５８１７ｃｍ^２以下である。これによれば、高負荷高回転運転時においてノッキングを抑制する上で、より一層、有利になる。

一実施形態では、エンジンの高負荷高回転運転条件において、上記副室から上記主燃焼室へのエネルギー伝達率の最大値ＲＥＴmaxは、０．９５Ｊ／deg.以上１．６Ｊ／deg.以下である。これによれば、高負荷高回転運転時におけるノッキング抑制の確度を、より高めることができる。

一実施形態では、上記副室の容積Ｖは、０．１２ｃｍ^３以上０．０３２８ｃｍ^３以下である。

副室の容積Ｖは、それ自体が、噴流ポテンシャルの大小に影響する。容積Ｖが０．１２ｃｍ^３以上であるから、中負荷ＥＧＲ運転時においても比較的大きな噴流ポテンシャルが得られる。一方、容積Ｖの上限を０．０３２８ｃｍ^３としているから、高負荷高回転時において噴流ポテンシャルが過大になることが避けられる。

一実施形態では、上記噴孔の数は、４以上６以下である。これによれば、指標Ｓｔ・εを、上記範囲に収めやすくなる。

一実施形態では、上記混合気を形成するための燃料を噴射するインジェクタは、その燃料を上記主燃焼室に噴射するように設けられている。これによれば、パッシブ式のプレチャンバ・イグニッションとして、副室内にインジェクタを持たなくても、混合気を、噴孔から副室内における点火プラグまわりに導くことができる。

本開示によれば、エンジンの中負荷運転での熱効率改善要求と高負荷運転でのノッキング抑制要求とを、両立することができる。

エンジンの概略構成図。 プレチャンバープラグを示す図。図２（ａ）は一部断面にした側面図。図２（ｂ）は下方から見た図。 エンジンの製造方法の工程図。 エンジンの圧縮行程及び膨張行程における主燃焼室及び副室各々の圧力変化を示すグラフ図。 エンジンの圧縮行程及び膨張行程における副室から主燃焼室へのエネルギー伝達率の変化を示すグラフ図。 シミュレーションによるΔＰmax計算結果とＦ１(ε)×Ｆ１(β)計算結果との相関を示すグラフ図。 シミュレーションによるΔＰig計算結果とＦ２(ε)×Ｆ２(β)計算結果との相関を示すグラフ図。 シミュレーションによるＲＥＴmax計算結果とＦ３(ε)×Ｆ３(β)×Ｆ３(Ｖ)計算結果との相関を示す図。 噴流ポテンシャルＲＥＴmaxとノック指標Ｋｉ値との関係を示すグラフ図。 エンジンの熱発生率の変化を示すグラフ図。 噴流ポテンシャルＲＥＴmaxと噴孔の総断面積Ｓｔとの関係を示すグラフ図。 噴流ポテンシャルＲＥＴmaxと第１指標Ｓｔ・εとの関係を示すグラフ図。 噴流ポテンシャルＲＥＴmaxと副室の容積Ｖとの関係を示すグラフ図。 噴流ポテンシャルＲＥＴmaxと第２指標Ｖ・εとの関係を示すグラフ図。

以下、本開示を実施するための形態を図面に基づいて説明する。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、本開示、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。

＜エンジンの構成＞
本実施形態は、車両に搭載される車両駆動用のレシプロエンジンに関する。

図１に示すように、エンジン１は、シリンダブロック２及びシリンダヘッド３を備える。シリンダブロック２には、気筒（シリンダ）４が形成されている。この気筒４に設けられたピストン５には、クランクシャフトに連結されたコンロッド７が接続され、これにより、ピストン５が気筒４を往復動するようになっている。シリンダブロック２、シリンダヘッド３及びピストン５によって、エンジンの主燃焼室６が形成されている。

シリンダヘッド３には、吸気ポート８及び排気ポート９が形成されている。これら吸気ポート８及び排気ポート９には、図示を省略するが、吸気バルブ及び排気バルブが主燃焼室６側の開口を開閉するように設けられている。

図示は省略しているが、吸気ポート８には吸気通路が接続され、排気ポート９には排気通路が接続されている。排気通路には、三元触媒を通過した排気ガスの一部を吸気通路に環流するＥＧＲ通路が、接続されている。このＥＧＲ通路には、ＥＧＲクーラと、ＥＧＲ通路を流れる排気ガスの流量を制御するＥＧＲバルブと、が設けられている。

シリンダヘッド３には、混合気を形成するための燃料を主燃焼室６に噴射するインジェクタ１１、後述する副室を備えたプレチャンバープラグ１２、及び副室を備えない通常点火プラグ１３が取り付けられている。インジェクタ１１は、シリンダ軸線上に設けられ、先端が主燃焼室６の中央部に臨むよう設けられている。プレチャンバープラグ１２及び通常点火プラグ１３は、インジェクタ１１を挟んでその両側に配置されている。

プレチャンバープラグ１２は、吸気ポート８側に設けられており、吸気ポート８側から斜め下方に延びて、先端が主燃焼室６に臨むよう配置されている。通常点火プラグ１３は、排気ポート９側に設けられており、排気ポート９側から斜め下方に延びて、先端が主燃焼室６に臨むよう配置されている。なお、プレチャンバープラグ１２を排気ポート９側に設け、通常点火プラグ１３を吸気ポート８側に設けるようにしてもよい。

図２に示すように、プレチャンバープラグ１２は、その先端部に、副室１５が形成され、この副室１５内に点火プラグ１６が設けられている。点火プラグ１６は、通常点火プラグ１３と同様に、中心電極１６ａ及び側方電極（アース）１６ｂを有する。

副室１５は、主燃焼室６内に設けられているが、主燃焼室６とは独立して副室１５内の混合気を燃焼可能なものである。より具体的には、副室１５内の混合気を点火プラグ１６で点火して、副室１５内に火炎伝搬を生じさせる副燃焼室として機能するものである。

図２（ａ）及び図２（ｂ）に示すように、副室１５は、所定の径及び厚みを有する半球状の副室形成部１７により形成されている。この副室形成部１７には、主燃焼室６に開口（連通）する複数の噴孔１８が形成されている。

これらの噴孔１８は、主燃焼室６内の混合気を副室１５内に流入させるために設けられ、その流入した混合気への点火によって副室１５内で発生した火炎を主燃焼室６に噴出／放射させ、それにより、主燃焼室６内の混合気の燃焼を早めるために設けられている。

混合気は、基本的に、ＥＧＲバルブが閉じられている場合は、吸気ポート８からの新気とインジェクタ１１から噴射される燃料との混合気であり、ＥＧＲバルブが開かれている場合は、吸気ポート８からの新気とＥＧＲ通路からの排気ガスとインジェクタ１１から噴射される燃料との混合気である。なお、燃料は、液体燃料としてのガソリンである。

本実施形態においては、これらの噴孔１８は、図２（ｂ）に示す下方から見た平面視において、副室形成部１７の頂点Ａを通る軸線まわりに９０°間隔に４つ設けられている。噴孔１８は、いずれも、図２（ａ）に示すように、半球状副室形成部１７の頂点Ａから４５°の位置に、４５°の方向に延びるよう形成されている。これにより、噴孔１８からは、頂点Ａを通る軸線に対して４５°の角度で火炎が噴出するようになっている。

なお、噴孔１８の数及び位置は、これらの数値に限らず、たとえば、下方から見た平面視において、頂点Ａを通る軸線まわりに等間隔で５つ又は６つの噴孔１８を設けるようにしてもよく、さらには、噴孔数は４未満または７以上にしてもよい。噴孔１８の数は、４以上６以下であることが好ましい。また、噴孔１８は、上記４５゜の方向に延びるストレート孔であっても、４５゜の方向に対して側方に傾斜して延びるスワール孔であってもよい。噴孔１８の直径は、０．７ｍｍ以上１．５ｍｍ以下であることが好ましい。

＜エンジン及び副室の仕様＞
本実施形態において、シリンダボア（内径Ｂ）とピストンストローク（行程Ｓ）の比率であるボアストローク比（Ｓ／Ｂ）は、１以上１．５以下であることが好ましい。行程容積は、５００ｃｃ以上７００ｃｃ以下であることが好ましく、５００ｃｃであることがより好ましい。主燃焼室６の圧縮比εは、１４以上２４以下であること、さらには１６以上１８以下であることが好ましい。

副室１５の容積Ｖは、０．１２ｃｍ^３以上０．３２８ｃｍ^３以下であること、さらには０．２ｃｍ^３以上０．３２８ｃｍ^３以下であることが好ましい。副室１５の容積Ｖに対する複数の噴孔１８の総断面積Ｓｔ（各噴孔１８の断面積の総和）の割合である絞り比β＝Ｓｔ／Ｖは０．００７８ｍｍ^－１以上０．０１４５ｍｍ^－１以下であること、さらには０．００７８ｍｍ^－１以上０．０１１ｍｍ^－１以下であることが好ましい。

＜エンジンの製造＞
エンジンの製造方法について説明する。

図３に示すように、第１工程Ｓ１において、圧縮比εを１４以上２４以下の範囲から設定する。どういう熱効率を狙うか、着火時期をどうするか等の観点から、圧縮比εを例えば１５とか１７とかに決める。

第２工程Ｓ２において、主燃焼室と副室との圧力差が圧縮比ε及び絞り比βに依存することを利用して、第１工程Ｓ１で決定した圧縮比εに基いて絞り比βの上限βmaxと下限βminとを定める。この上限βmax及び下限βminの範囲から絞り比βを設定する。

第３工程Ｓ３において、噴流ポテンシャルが圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Ｖに依存することを利用して、第１工程Ｓ１で設定した圧縮比ε及び第２工程Ｓ２で設定した絞り比βに基いて、副室容積Ｖを設定する。

第４工程Ｓ４において、その他のエンジン構成要素（エンジンの行程容積、すきま容積、ピストンストロークＳ、ボア径Ｂ、主燃焼室と副室とを連通する噴孔の数及び配置等）の仕様を設定する。副室容積Ｖ及び絞り比βが決まっているから、噴孔を円形とするときは、噴孔数が決まれば、各噴孔の径が決まる。

第５工程Ｓ５において、第２工程Ｓ２ないし第４工程Ｓ４で設定した仕様に基いて、エンジンを構成する各部品の設計、製作、組み立てを行なう。

なお、圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Ｖが関与しないエンジン構成要素の仕様については、第１工程Ｓ１から第３工程Ｓ３と並行して又は事前に設定しておくことができる。

（第２工程Ｓ２（βmax及びβminの決定）について）
上限絞り比βmax及び下限絞り比βminは、主燃焼室６と副室１５との圧力差ΔＰが圧縮比ε及び絞り比βに依存することを前提にして決定する。以下、具体的に説明する。

上限絞り比βmaxは、エンジンの中負荷中回転ＥＧＲ運転の条件において副室１５の圧力が最大になるときの、主燃焼室６と副室１５との圧力差ΔＰmaxが所定値以上となるように、圧縮比εに基いて求める。プレチャンバ・イグニッションでは、主燃焼室６及び副室１５各々の圧力は、基本的には図４に示すように変化する。

この圧力変化について説明すると、圧縮行程においては、副室１５の噴孔１８が通気抵抗になるため、副室１５は、主燃焼室６よりも圧力の立上りが緩やかになる。すなわち、副室１５の圧力は、主燃焼室６の圧力よりも低い。そして、副室１５の混合気が圧縮行程上死点前の点火によって着火して、副室１５の圧力が急上昇していき、圧縮行程上死点後には副室１５の圧力が主燃焼室６の圧力よりも高くなる。この副室１５の圧力が最大になるときにおける主燃焼室６と副室１５との圧力差が、ΔＰmaxである。

上述の如く噴孔１８が通気抵抗になることにより、着火前は圧縮比εが大きくなるほど主燃焼室６と副室１５との圧力差が大きくなる（主燃焼室６の圧力が高くなる）から、着火後のΔＰmaxは圧縮比εが大きくなるほど小さくなる。一方、絞り比βをみると、中負荷中回転運転では、絞り比βが大きくなると、副室１５における着火後の圧力上昇中に圧力が噴孔１８を介して抜け易くなるから、絞り比βが大きくなるほどΔＰmaxは小さくなる。

すなわち、ΔＰmaxは、圧縮比ε及び絞り比βに依存する。よって、圧縮比εの関数Ｆ１(ε)と絞り比βの関数Ｆ１(β)とを用いてΔＰmaxを次のように表すことができる。

ΔＰmax＝Ｆ１(ε)×Ｆ１(β) ……（１）
Ｆ１(ε)＝－0.0062×ε＋0.1949 …… （２）
Ｆ１(β)＝9.51×１０^－５×β^{－１．７５４} ……（３）

ここに、Ｆ１(ε)及びＦ１(β)は、０次元シミュレーションツールを用いたパラメトリックスタディによって導出している。そのツールは、エンジンの主燃焼室に副室を模擬した小部屋を用意し、副室と主燃焼室とのエネルギー交換、主燃焼室及び副室各々からの放熱等を考慮して主燃焼室及び副室各々の圧力、温度、密度を計算するツールである。

計算では、ボア径Ｂ、ストロークＳ、圧縮比ε、副室容積Ｖ、絞り比β、エンジン回転数、燃料噴射量、空気過剰率、ＥＧＲ率、吸気バルブ閉時期、排気バルブ開時期、吸気バルブ閉時期の温度・圧力、主燃焼室及び副室各々の壁温度及び熱発生率を条件として設定する。燃料噴射量、ＥＧＲ率、熱発生率等については、単気筒実機エンジンの結果を模擬してインプットしている。

図４及び図５は、所定の中負荷ＥＧＲ運転条件で計算した結果の一例を示す。図４は先に説明したように主燃焼室及び副室各々の圧力変化を示し、ΔＰmax及びΔＰigが評価指標となる。ΔＰigは、エンジン圧縮行程上死点前における副室の混合気への点火時、具体的には本実施形態では圧縮行程上死点前１０゜における主燃焼室と副室との圧力差である。図５は副室から主燃焼室へのエネルギー伝達率の変化を示し、そのエネルギー伝達率の最大値ＲＥＴmaxが評価指標となる。以下では、ＲＥＴmaxを噴流ポテンシャルという場合がある。

上記計算を数百条件にわたって行ない、ΔＰmaxに対する圧縮比ε及び絞り比βの影響の度合いを計算結果から回帰分析して、上記Ｆ１(ε)及びＦ１(β)の数式を導いている。

図６は、シミュレーションツールによるΔＰmaxの計算結果と、上記（１）～（３）式によるＦ１(ε)×Ｆ１(β)の計算結果との相関を示す。導出された（２）式及び（３）式が妥当であることがわかる。

中負荷ＥＧＲ運転では、ΔＰmaxが０．０２ＭＰａ以上になるとエンジンの熱効率が基準よりも高くなることを実験によって確認している。従って、第１工程Ｓ１で設定した圧縮比εを（２）式に代入してＦ１（ε）を求め、そのＦ１（ε）の値を（１）式に代入し、ΔＰmaxを所定値である０．０２ＭＰａとすると、Ｆ１（β）が得られ、（３）式から上限絞り比βmaxが得られる。因みに、圧縮比ε＝１７としたときの上限絞り比βmaxは０．０１１となる。

次に下限絞り比βminについて説明する。下限絞り比βminは、エンジンの高負荷高回転運転条件において主燃焼室と副室との圧力差ΔＰigが所定値以下となるように、第１工程Ｓ１で設定した圧縮比εに基いて求める。

上述の如く噴孔１８が通気抵抗になることにより、圧縮比εが大きくなるほど主燃焼室と副室との圧力差ΔＰigが大きくなり、また、絞り比βが大きくなるほど当該ΔＰigは小さくなる。すなわち、ΔＰigは、圧縮比ε及び絞り比βに依存する。よって、圧縮比εの関数Ｆ２(ε)と絞り比βの関数Ｆ２(β)とを用いてΔＰigを次のように表すことができる。

ΔＰig＝Ｆ２(ε)×Ｆ２(β) ……（４）
Ｆ２(ε)＝0.1727×exp(0.1309×ε) …… （５）
Ｆ２(β)＝-1.0408×１０^－５×β^－2.0994 ……（６）

Ｆ２(ε)及びＦ２(β)は、先のＦ１(ε)及びＦ１(β)と同じく、上述の０次元シミュレーションツールを用いたパラメトリックスタディによって導出している。すなわち、ΔＰigに対する圧縮比ε及び絞り比βの影響の度合いを計算結果から回帰分析して上記Ｆ２(ε)及びＦ２(β)の数式を導いている。

図７は、シミュレーションツールによるΔＰigの計算結果と、上記（４）～（６）式によるＦ２(ε)×Ｆ２(β)の計算結果との相関を示す。導出された（５）式及び（６）式が妥当であることがわかる。なお、図７ではΔＰigを副室圧力から主燃焼室圧力を減算した値としているので、マイナス値となっている。

高負荷高回転運転では、主燃焼室から副室へのガス移動が重要（理想はΔＰig＝０）であるところ、絞り比βを変えたいくつかの条件で行なった実験により、ΔＰigが－０．３ＭＰａ以上（圧力差が小さい）であれば、副室のガス交換の確実性が高くなり遜色ない熱効率が得られるという結果を得ている。従って、第１工程Ｓ１で設定した圧縮比εを（５）式に代入してＦ２（ε）を求め、そのＦ２（ε）の値を（４）式に代入し、ΔＰigを所定値である－０．３ＭＰａとすると、Ｆ２（β）が得られ、（６）式から下限絞り比βminが得られる。因みに、圧縮比ε＝１７としたときの下限絞り比βminは、０．００７となる。

（第３工程Ｓ３（副室容積Ｖの決定）について）
副室容積Ｖは、上述の如く、噴流ポテンシャルが圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Ｖに依存することを利用して、第１工程Ｓ１で設定した圧縮比εと第２工程Ｓ２で設定した絞り比βに基いて設定する。

エンジンの高負荷高回転運転条件において、圧縮比εが大きくなるほど、副室の混合気の密度が高くなるから、噴流ポテンシャル、すなわち、副室から主燃焼室へのエネルギー伝達率の最大値であるＲＥＴmaxが大きくなる。また、絞り比βが大きくなるほど副室のガス交換が良好になるから、ＲＥＴmaxが大きくなる。また、副室容積Ｖが大きくなるほど、副室での熱発生量が多くなるから、ＲＥＴmaxが大きくなる。すなわち、ＲＥＴmaxは、圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Ｖに依存する。よって、圧縮比εの関数Ｆ３(ε)と絞り比βの関数Ｆ３(β)と副室容積Ｖの関数Ｆ３（Ｖ）とを用いてＲＥＴmaxを次のように表すことができる。

ＲＥＴmax＝Ｆ３(ε)×Ｆ３(β)×Ｆ３（Ｖ） ……（７）
Ｆ３(ε)＝0.9698×ln(ε)－1.5623 ……（８）
Ｆ３(β)＝0.8494×ln(β)＋5.1483 ……（９）
Ｆ３(Ｖ)＝0.3600×exp(2.6080×Ｖ) ……（１０）

Ｆ３(ε)、Ｆ３(β)及びＦ３(Ｖ)は、先のＦ１(ε)及びＦ１(β)と同じく、上述の０次元シミュレーションツールを用いたパラメトリックスタディによって導出している。すなわち、ＲＥＴmaxに対する圧縮比ε、絞り比β及び副室容積Ｖの影響の度合いを計算結果から回帰分析して上記Ｆ３(ε)、Ｆ３(β)及びＦ３(Ｖ)の数式を導いている。

図８は、シミュレーションツールによるＲＥＴmaxの計算結果と、上記（７）～（１０）式によるＦ３(ε)×Ｆ３(β)×Ｆ３(Ｖ)の計算結果との相関を示す。導出された（８）式～（１０）式が妥当であることがわかる。

従って、エンジン性能としてのＲＥＴmax要求が決まると、それに必要な副室容積Ｖを上記（７）～（１０）式から求めることができる。ここに、ＲＥＴmaxを定数扱いとして、ＲＥＴmax＝ａとおくと、副室容積Ｖは上記（７）～（１０）式から次のように表すことができる。

Ｖ＝（1／2.6080）×ln(Ａ) ……（１１）
Ａ＝ａ／(0.3600×(0.9698×ln(ε)－1.5623)×(0.8494×ln(β)＋5.1483))……（１２）

すなわち、第１工程Ｓ１で設定した圧縮比ε、第２工程Ｓ２で設定した絞り比β及びＲＥＴmaxとしてのａ値を式（１２）に代入するとＡが得られ、式（１１）から副室容積Ｖが得られる。式（１１）及び（１２）によれば、圧縮比εが高くなるほど副室容積Ｖは小さくなり、絞り比βが大きくなるほど副室容積Ｖは小さくなり、定数ａが大きくなるほど副室容積Ｖは大きくなる。

（ＲＥＴmax要求について）
圧縮比εが高いエンジンでの高負荷高回転運転では、ノッキング（強ノック）の抑制が重要になるところ、ＲＥＴmaxを変えたいくつかの条件で行なった実験により、ＲＥＴmaxを所定範囲に収めるとノッキングの発生が抑えられることを見出した。図９は、実験で得られた６０００ｒｐｍＷＯＴ（全開負荷）でのＲＥＴmaxとノッキング指標（ノック強度）Ｋｉとの関係を示す。エンジンの圧縮比εは、１７である。実験では、副室容積Ｖ及び噴孔の直径を変えることにより、ＲＥＴmaxが変化するようにした。

Ｋｉ値は、シリンダの中で発生する圧力波の振動データに基づいて算出される。振動データは、ノックセンサ、筒内圧センサなどを用いて検出される。ここでのＫｉ値は、３００回の燃焼サイクルで発生したノックの強度の平均値を示している。従って、そのサンプリング期間において強ノックが発生すると、その強度及び頻度に応じてＫｉ値が高くなる。

図９に示すように、ＲＥＴmaxが０から２の範囲での変化に対して、Ｋｉ値に変曲点が認められた。具体的には、Ｋｉ値は、ＲＥＴmax＝１．２J/deg付近で極小となった。ＲＥＴmaxが大きくなると、強い気柱振動を伴う急峻な熱発生となって、Ｋｉ値が高くなっていると認められる。一方、ＲＥＴmaxが小さくなったときは、主燃焼室での火炎伝播が遅くなるため、エンドガスの自着火を誘発し、Ｋｉ値が高くなっていると認められる。

図１０に、図９に示すグラフ上の点Ｐ１及び点Ｐ２における振動データＤ１及びＤ２の一例を示す。実線のグラフが、ＲＥＴmaxが０（ゼロ）J/degである点Ｐ１の振動データＤ１である。破線のグラフが、ＲＥＴmaxが１．２J/degである点Ｐ２の振動データＤ２である。縦軸は熱発生率を、横軸はクランク角度を、それぞれ表している。

振動データＤ１は、副室がない通常点火プラグで混合気に点火するエンジンでの試験結果である。振動データＤ２は、直径１．０ｍｍの噴孔を４つ有し副室容積Ｖが０．３１ｃｃであるプレチャンバで混合気に点火するエンジンでの試験結果である。点火時期は上死点の直前（－１０°ＡＴＤＣ）である。

振動データＤ１では、点火後の所定の期間を経過した後に大きな圧力変動、つまり強ノックの発生が認められる。それに対し、振動データＤ２では、振動データＤ１のような大きな圧力変動は認められない。振動データＤ２では、強ノックが抑制されていることが判る。

これまでに蓄積したデータに基づけば、測定誤差を含め、実用上好ましいＫｉ値の範囲は、１以下であり、より好ましくは０．５以下である。図９に、Ｋｉ値が１以下となる範囲及び０．５以下となる範囲を示す。

エンジンの高負荷高回転運転条件において、Ｋｉ値が１以下となる範囲は、ＲＥＴmaxが０．９５J/deg以上１．６J/deg以下（式（１２）のａ＝０．９５以上１．６５以下）となる範囲に対応している。エンジンの高負荷高回転運転条件において、Ｋｉ値が０．５以下となる範囲は、ＲＥＴmaxが１．０５以上１．５以下（式（１２）のａ＝１．０５以上１．５以下）となる範囲に対応している。

上記製造方法によれば、中負荷ＥＧＲ運転条件においてΔＰmaxが所定値（エンジンの熱効率が基準よりも高くなる０．０２ＭＰａ）以上となるように絞り比βの上限βmaxを設定し、高負荷高回転運転条件においてΔＰigが所定値（副室のガス交換がされやすい「－０．３ＭＰａ」）以上となるように絞り比βの下限βminを設定し、この上限βmaxと下限βminとの範囲内から絞り比βを設定するから、中負荷ＥＧＲ運転及び高負荷高回転運転において所期の熱効率を確保することが可能となる。

そうして、高負荷高回転運転条件でのＲＥＴmaxが所定範囲０．９５J/deg以上１．６J/deg以下（式（１２）のａ＝０．９５以上１．６５以下）になるように、副室容積Ｖを設定するから、高負荷高回転運転でのノッキング発生を抑えることができる。

すなわち、上記製造方法によれば、エンジンの行程容積の大小を問わず、中負荷ＥＧＲ運転における熱効率の向上と高負荷高回転運転におけるノッキング抑制の両立とを図ることができる。

ここに、絞り比βについては、ΔＰmax＝０．０２ＭＰａとし、ΔＰig＝－０．３ＭＰａとしたとき、圧縮比ε＝１４であるときの上限絞り比βmaxは０．０１３３ｍｍ^－１となり、下限絞り比βminは０．００７８ｍｍ^－１となる。

ΔＰmax＝０．０２ＭＰａとし、ΔＰig＝－０．３ＭＰａとしたとき、圧縮比ε＝２４であるときの上限絞り比βmaxは０．００８３ｍｍ^－１となり、下限絞り比βminは０．０１４５ｍｍ^－１となる。

すなわち、圧縮比εが１４以上２４以下であるときの絞り比βは、０．００７８ｍｍ^－１以上０．０１４５ｍｍ^－１以下となる。

中負荷ＥＧＲ運転及び高負荷高回転運転において所期の熱効率を確保する観点から、圧縮比εが１４以上２４以下であるときの絞り比βは、０．００７８ｍｍ^－１以上０．０１４５ｍｍ^－１以下であること、さらには０．００７８ｍｍ^－１以上０．０１１ｍｍ^－１以下であることが好ましい。

副室容積Ｖについては、ＲＥＴmax＝０．９５J/degとしたとき、圧縮比ε＝２４、絞り比β＝０．０１４５ｍｍ^－１であるときに、Ｖ＝０．０４３０ｃｍ^３となり、圧縮比ε＝１４、絞り比β＝０．０１４５ｍｍ^－１であるときに、Ｖ＝０．２０４５ｃｍ^３となり、圧縮比ε＝２４、絞り比β＝０．００７８ｍｍ^－１であるときに、Ｖ＝０．２０１８ｃｍ^３となり、圧縮比ε＝１４、絞り比β＝０．００７８ｍｍ^－１であるときに、Ｖ＝０．３６３５ｃｍ^３となる。

ＲＥＴmax＝１．６J/degとしたときは、圧縮比ε＝２４、絞り比β＝０．０１４５ｍｍ^－１であるときに、Ｖ＝０．２４２８ｃｍ^３となり、圧縮比ε＝１４、絞り比β＝０．０１４５ｍｍ^－１であるときに、Ｖ＝０．４０４５ｃｍ^３となり、圧縮比ε＝２４、絞り比β＝０．００７８ｍｍ^－１であるときに、Ｖ＝０．４０１７ｃｍ^３となり、圧縮比ε＝１４、絞り比β＝０．００７８ｍｍ^－１であるときに、Ｖ＝０．５６３１ｃｍ^３となる。

以上によれば、副室容積Ｖは、０．０４３０ｃｍ^３以上０．５６３１ｃｍ^３以下と範囲となる。高負荷高回転運転でのノッキング発生を抑える観点から、副室容積Ｖは、０．１２ｃｍ^３以上０．０３２８ｃｍ^３以下であること、さらには０．２ｃｍ^３以上０．０３２８ｃｍ^３以下であることが好ましい。

＜第１指標＞
副室における複数の噴孔の総断面積Ｓｔ［ｃｍ^２］と圧縮比εとの積を、第１指標Ｓｔ・ε［ｃｍ^２］とする。第１指標Ｓｔ・εは、上限絞り比βmax及び下限絞り比βminのうちの大きい方に基づいて求められる。ε＝２４のとき、β＝０．０１４５ｍｍ^－１であり、ε＝１４のとき、β＝０．０１３３ｍｍ^－１である。

ＲＥＴmax＝０．９５J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．０４３０ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．００６２３５ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．１４９６ｃｍ^２となる。ＲＥＴmax＝０．９５J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．２２２ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．０２９５６ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．４１３９ｃｍ^２となる。

ＲＥＴmax＝１．６J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．２４２８ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．０３５２ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．８４４９ｃｍ^２となる。ＲＥＴmax＝１．６J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．４２２５ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．０５６２６ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．７８７７ｃｍ^２となる。

ＲＥＴmax＝１．０５J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．０８１３ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．０１１７９ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．２８２９ｃｍ^２となる。ＲＥＴmax＝１．０５J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．２６１４ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．０３４８１ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．４８７３ｃｍ^２となる。

ＲＥＴmax＝１．５J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．２１８１ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．０３１６２ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．７５９０ｃｍ^２となる。ＲＥＴmax＝１．５J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．３９８ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．０５３ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．７４２ｃｍ^２となる。

ＲＥＴmax＝１．２J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．１３２５ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．０１９２１ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．４６１１ｃｍ^２となる。ＲＥＴmax＝１．２J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．３１２ｃｍ^３、Ｓｔ＝０．０４１５５ｃｍ^２、Ｓｔ・ε＝０．５８１７ｃｍ^２となる。

以上の通り、圧縮比εが１４以上２４以下のとき、Ｋｉ値を１以下にする上で、すなわち、ＲＥＴmaxを０．９５J/deg以上１．６J/deg以下にする上で、第１指標Ｓｔ・εは、０．１４９６ｃｍ^２以上０．８４４９ｃｍ^２以下であることが好ましい。

また、圧縮比εが１４以上２４以下のとき、Ｋｉ値を０．５以下にする上で、すなわち、ＲＥＴmaxを１．０５J/deg以上１．５J/deg以下にする上で、第１指標Ｓｔ・εは、０．２８２９ｃｍ^２以上０．７５９０ｃｍ^２以下であることが好ましい。

さらに、圧縮比εが１４以上２４以下のとき、Ｋｉ値を０付近（極小値付近）にする上で、すなわち、ＲＥＴmaxを１．２J/deg付近にする上で、第１指標Ｓｔ・εは、０．４６１１ｃｍ^２以上０．５８１７ｃｍ^２以下であることが好ましい。

図１１は、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxと噴孔の総断面積Ｓｔとの関係を示すグラフである。図１２は、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxと第１指標Ｓｔ・εとの関係を示すグラフである。

図１１に示すように、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが大きくなるほど、総断面積Ｓｔを大きくする必要がある。圧縮比ε＝２４の場合、圧縮比ε＝１４の場合に比較して、同じ大きさの噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを得るのに必要な総断面積Ｓｔは、小さい。すなわち、圧縮比εが大きくなるほど、必要な総断面積Ｓｔは、小さい。

図１２に示すように、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが大きくなるほど、第１指標Ｓｔ・εは、大きくなる。ε＝１４に係る第１指標Ｓｔ・εの曲線とε＝２４に係る第１指標Ｓｔ・εの曲線とは、途中で互いに交わっている。詳細には、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが小さいとき、ε＝２４に係る第１指標Ｓｔ・εは、ε＝１４に係る第１指標Ｓｔ・εよりも小さい。噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが大きいとき、ε＝２４に係る第１指標Ｓｔ・εは、ε＝１４に係る第１指標Ｓｔ・εよりも大きい。

＜第２指標＞
副室容積Ｖ［ｃｍ^３］と圧縮比εとの積を、第２指標Ｖ・ε［ｃｍ^３］とする。第２指標Ｖ・εは、上限絞り比βmax及び下限絞り比βminのうちの大きい方に基づいて求められる。ε＝２４のとき、β＝０．０１４５ｍｍ^－１であり、ε＝１４のとき、β＝０．０１３３ｍｍ^－１である。

ＲＥＴmax＝０．９５J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．０４３０ｃｍ^３、Ｖ・ε＝１．０３ｃｍ^３となる。ＲＥＴmax＝０．９５J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．２２２ｃｍ^３、Ｖ・ε＝３．１１ｃｍ^３となる。

ＲＥＴmax＝１．６J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．２４２８ｃｍ^３、Ｖ・ε＝５．８２７ｃｍ^３となる。ＲＥＴmax＝１．６J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．４２２５ｃｍ^３、Ｖ・ε＝５．９２ｃｍ^３となる。

ＲＥＴmax＝１．０５J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．０８１３ｃｍ^３、Ｖ・ε＝１．９５ｃｍ^３となる。ＲＥＴmax＝１．０５J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．２６１４ｃｍ^３、Ｖ・ε＝３．６６ｃｍ^３となる。

ＲＥＴmax＝１．５J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．２１８１ｃｍ^３、Ｖ・ε＝５．２３４ｃｍ^３となる。ＲＥＴmax＝１．５J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．３９８ｃｍ^３、Ｖ・ε＝５．５７ｃｍ^３となる。

ＲＥＴmax＝１．２J/degとしたとき、ε＝２４、β＝０．０１４５ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．１３２５ｃｍ^３、Ｖ・ε＝３．１８ｃｍ^３となる。ＲＥＴmax＝１．２J/degとしたとき、ε＝１４、β＝０．０１３３ｍｍ^－１の場合、Ｖ＝０．３１２ｃｍ^３、Ｖ・ε＝４．３７ｃｍ^３となる。

以上の通り、圧縮比εが１４以上２４以下のとき、Ｋｉ値を１以下にする上で、すなわち、ＲＥＴmaxを０．９５J/deg以上１．６J/deg以下にする上で、第２指標Ｖ・εは、１．０３ｃｍ^３以上５．９２ｃｍ^３以下であることが好ましい。

また、圧縮比εが１４以上２４以下のとき、Ｋｉ値を０．５以下にする上で、すなわち、ＲＥＴmaxを１．０５J/deg以上１．５J/deg以下にする上で、第２指標Ｖ・εは、１．９５ｃｍ^３以上５．５７ｃｍ^３以下であることが好ましい。

さらに、圧縮比εが１４以上２４以下のとき、Ｋｉ値を０付近（極小値付近）にする上で、すなわち、ＲＥＴmaxを１．２J/deg付近にする上で、第２指標Ｖ・εは、３．１８ｃｍ^３以上４．３７ｃｍ^３以下であることが好ましい。

図１３は、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxと副室容積Ｖとの関係を示すグラフである。図１４は、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxと第２指標Ｖ・εとの関係を示すグラフである。

図１３に示すように、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが大きくなるほど、副室容積Ｖを大きくする必要がある。圧縮比ε＝２４の場合、圧縮比ε＝１４の場合に比較して、同じ大きさの噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを得るのに必要な副室容積Ｖは、小さい。すなわち、圧縮比εが大きくなるほど、必要な副室容積Ｖは、小さい。

図１４に示すように、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが大きくなるほど、第２指標Ｖ・εは、大きくなる。ε＝１４に係る第２指標Ｖ・εの曲線とε＝２４に係る第２指標Ｖ・εの曲線とは、途中で互いに交わっている。詳細には、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが小さいとき、ε＝２４に係る第２指標Ｖ・εは、ε＝１４に係る第２指標Ｖ・εよりも小さい。噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが大きいとき、ε＝２４に係る第２指標Ｖ・εは、ε＝１４に係る第２指標Ｖ・εよりも大きい。

＜作用効果＞
本願発明者は、プレチャンバ・イグニッションについて種々検討した結果、この点火燃焼方式においても、中負荷ＥＧＲ運転での熱効率改善要求と高負荷高回転運転でのノッキング抑制要求とを両立できることを見出した。また、本願発明者は、高負荷高回転運転時におけるノッキング指標（ノック強度、Ｋｉ値）が噴流ポテンシャルＲＥＴmaxの関数であって、当該関数には極小値（変曲点）が存在することを発見した（図９参照）。これは、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを当該極小値付近の範囲内に収めることによって、高負荷高回転運転時でのノッキングの発生を抑制できることを、意味する。

圧縮比εは、どのような熱効率を狙うか又は着火時期をどうするかの要求から決めることができる。その一方で、圧縮比εが小さいときは、主燃焼室から副室への空気ないし混合気の充填度が低くなる。そこで、中負荷ＥＧＲ運転時において点火によって確実に着火する混合気を、副室に得る観点から、圧縮比εを１４以上としている。但し、圧縮比εが大きくなると高負荷高回転時にノッキングを生じ易くなるため、その上限を２４としている。

第１指標Ｓｔ・εについては、高負荷高回転運転時でのノッキング抑制、及び中負荷ＥＧＲ運転での熱効率向上の観点から、０．１４９６ｃｍ^２以上０．８４４９ｃｍ^２以下としている。

ここで、図１１に示すように、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを大きくするためには、副室のガス交換を良好にする観点から、総断面積Ｓｔを大きくする必要がある。反対に、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを小さくするためには、総断面積Ｓｔを小さくする必要がある。このため、図１２に示すように、第１指標Ｓｔ・εは、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが大きいほど大きい一方、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが小さいほど小さい。

噴流ポテンシャルＲＥＴmaxは、圧縮比εが大きいほど、主燃焼室から副室への混合気の充填度が高まるので、大きくなりやすい。図１１に示すように、同じ大きさの噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを得るために、圧縮比εが大きい（ε＝２４）ときには総断面積Ｓｔを小さくする必要がある一方、圧縮比εが小さい（ε＝１４）ときには総断面積Ｓｔを大きくする必要がある。このため、圧縮比εを総断面積Ｓｔに掛け合わせることで得られる第１指標Ｓｔ・εにおいて、圧縮比εの変化量（増大量／減少量）は、総断面積Ｓｔの変化量（減少量／増大量）によって均される。

これにより、図１２に示すように、第１指標Ｓｔ・εは、圧縮比εが増減しても、圧縮比εの増減を打ち消すように総断面積Ｓｔが増減するので、圧縮比εの影響が緩和される。第１指標Ｓｔ・εは、主に、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxに依存する。

したがって、総断面積Ｓｔ（噴孔数×噴孔径）及び圧縮比εに基づいて、第１指標Ｓｔ・εを求めることによって、圧縮比εの大小にかかわらず、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを一義的に定めることができる。

第１指標Ｓｔ・εを０．１４９６ｃｍ^２以上０．８４４９ｃｍ^２以下にすることによって、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを、高負荷高回転運転時でのノッキング指標の関数における上記極小値付近の範囲内（具体的には、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが０．９５J/deg以上１．６J/deg以下の範囲内）に、収める上で有利になる（図９参照）。これにより、Ｋｉ値を１以下にする上で有利になる。したがって、高負荷高回転運転時において、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが過度に大きくなって、ノッキングが発生することを抑制することができる。

さらに、第１指標Ｓｔ・εが０．１４９６ｃｍ^２以上であるから、中負荷ＥＧＲ運転において噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが過度に小さくなることを避けられる。すなわち、中負荷ＥＧＲ運転において、所期の噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを得て熱効率を高める上で有利になる。

以上、エンジンの中負荷ＥＧＲ運転での熱効率改善要求と高負荷高回転運転でのノッキング抑制要求とを、両立することができる。

第１指標Ｓｔ・εを０．２８２９ｃｍ^２以上０．７５９０ｃｍ^２以下にすることによって、高負荷高回転運転時においてノッキングを抑制する上で、さらに有利になる。具体的には、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを１．０５J/deg以上１．５J/deg以下の範囲内に、収める上で有利になる（図９参照）。これにより、Ｋｉ値を０．５以下にする上で有利になる。

第１指標Ｓｔ・εを０．４６１１ｃｍ^２以上０．５８１７ｃｍ^２以下にすることによって、高負荷高回転運転時においてノッキングを抑制する上で、より一層、有利になる。具体的には、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxを１．２J/deg付近の範囲内に、収める上で有利になる（図９参照）。これにより、Ｋｉ値を０付近（極小値付近）にする上で有利になる。

噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが所定範囲内（例えば、０．９５J/deg以上１．６J/deg以下の範囲内）に収まるように、副室を設計することによって、高負荷高回転運転時におけるノッキング抑制の確度を、より高めることができる。

副室の容積Ｖは、それ自体が、噴流ポテンシャルＲＥＴmaxの大小に影響する。容積Ｖが０．１２ｃｍ^３以上であるから、中負荷ＥＧＲ運転時においても比較的大きな噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが得られる。一方、容積Ｖの上限を０．０３２８ｃｍ^３としているから、高負荷高回転時において噴流ポテンシャルＲＥＴmaxが過大になることが避けられる。

噴孔１８の数を４以上６以下にすることによって、第１指標Ｓｔ・εを、上記範囲に収めやすくなる。

パッシブ式のプレチャンバ・イグニッション（プレチャンバープラグ１２）として、副室１５内にインジェクタ１１を持たなくても、混合気を、噴孔１８から副室１５内における点火プラグ１６まわりに導くことができる。

ε 圧縮比
β 絞り比
Ｖ 副室容積
Ｓｔ 総断面積
ΔＰmax 圧力差
ΔＰig 圧力差
ＲＥＴmax 噴流ポテンシャル
Ｋｉ ノック指標
Ｓｔ・ε 第１指標
Ｖ・ε 第２指標
１ エンジン
２ シリンダブロック
３ シリンダヘッド
４ 気筒（シリンダ）
５ ピストン
６ 主燃焼室
１１ インジェクタ
１２ プレチャンバープラグ
１３ 通常点火プラグ
１５ 副室
１６ 点火プラグ
１７ 副室形成部
１８ 噴孔

Claims (7)

1. シリンダブロック、シリンダヘッド及びピストンで形成される主燃焼室と、
   前記主燃焼室に開口する複数の噴孔を有する副室と、
   前記副室内の混合気に点火する点火プラグと、を備えるエンジンであって、
   前記主燃焼室の圧縮比εは、１４以上２４以下であり、
   前記複数の噴孔の総断面積Ｓｔと前記圧縮比εとの積である指標Ｓｔ・εは、０．１４９６ｃｍ^２以上０．８４４９ｃｍ^２以下である、エンジン。
2. 請求項１に記載のエンジンにおいて、
   前記指標Ｓｔ・εは、０．２８２９ｃｍ^２以上０．７５９０ｃｍ^２以下である、エンジン。
3. 請求項２に記載のエンジンにおいて、
   前記指標Ｓｔ・εは、０．４６１１ｃｍ^２以上０．５８１７ｃｍ^２以下である、エンジン。
4. 請求項１から３のいずれか１つに記載のエンジンにおいて、
   エンジンの高負荷高回転運転条件において、前記副室から前記主燃焼室へのエネルギー伝達率の最大値ＲＥＴmaxは、０．９５Ｊ／deg.以上１．６Ｊ／deg.以下である、エンジン。
5. 請求項１から４のいずれか１つに記載のエンジンにおいて、
   前記副室の容積Ｖは、０．１２ｃｍ^３以上０．０３２８ｃｍ^３以下である、エンジン。
6. 請求項１から５のいずれか１つに記載のエンジンにおいて、
   前記噴孔の数は、４以上６以下である、エンジン。
7. 請求項１から６のいずれか１つに記載のエンジンにおいて、
   前記混合気を形成するための燃料を噴射するインジェクタは、その燃料を前記主燃焼室に噴射するように設けられている、エンジン。

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