JP4738930B2 - 内燃機関用ピストン - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関用ピストンに関し、特に燃焼室内で気流を好適に案内して強度の低下を抑制するとともに気流に乱れを発生させることによって希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上を図ることが可能な内燃機関用ピストンに関する。

従来、内燃機関においては、空気と燃料の混合及び火炎の伝播を促進するために、燃焼室内でタンブル（縦渦）やスワール（横渦）といった気流を発生させている。また、近年実用化されている直噴ガソリン機関においては、大幅な燃費向上を主な目的として、燃料を燃焼室に直接噴霧し、上述したタンブル流などの気流を利用して濃い混合気を点火プラグの周囲に集めて燃焼させる成層燃焼を行っている。この直噴ガソリン機関では中低負荷域で上述の成層燃焼を行う一方、高負荷域では従来の内燃機関と同様な燃焼態様である均質燃焼を行う。均質燃焼においては、吸気流量を増量して混合気の均質化及び火炎の伝播促進による燃焼促進を図ることが出力向上のために重要でありそのためにタンブル流などの気流を利用している。これらの気流を燃焼室内で好適に案内し、強度の低下を抑制することで内燃機関の希薄燃焼領域の拡大や出力性能の向上を図るために、種々のピストン冠面形状が提案されている。

例えば特許文献１では、クランク軸線と平行な中心軸線を持つ円筒面よりなる凹部を有するピストン冠面形状を開示している。この凹部をピストン冠面の中心部に形成することによって、上死点においてシリンダヘッドとピストンとの間の中心間距離を確保できる。特許文献１によると、この中心間距離を確保することによって、ガス流動の崩壊を遅らせ圧縮上死点付近まで流動エネルギーを確保することが可能である。また、特許文献１によると、吸入行程から圧縮行程上死点に至るまでガス流動を維持することで空気と燃料との混合を促進し、混合気の均質化を図ることが可能である。

特許文献２では、排気弁側で広く深くし、吸気弁側で狭く浅くした溝部を有するピストン冠面形状を開示している。この溝部はタンブル流を一点に集めて燃料噴射弁近傍に導くことで、燃料噴霧を点火プラグ近傍へ層状に確実に輸送する。特許文献２によると、この溝部で生成したタンブル流によって燃料噴霧を点火プラグ近傍へ好適に案内することで成層燃焼性能の向上を図ることが可能である。

特許文献３では、吸気弁配置側を大きな曲率半径Ｒ２で、排気弁配置側を小さな曲率半径Ｒ１でそれぞれ円弧状に形成したキャビティ燃焼室をピストン冠面の中央部に有するピストン冠面形状を開示している。特許文献３によると、このキャビティ燃焼室によって、燃焼室内で生成する順タンブル流の維持と内燃機関低回転時における燃料の拡散抑制とを図ることが可能である。

特許文献４では、タンブルがピストンのストローク方向に長軸を有する楕円状となるように案内するためのキャビティを有するピストン冠面形状を開示している。特許文献４によると、このようなキャビティを形成することによって、シリンダ壁面でのタンブル減衰を抑制し、タンブル流が円筒状である場合よりもさらに強いタンブル流の生成を図ることが可能である。

特許文献５では、底面が燃料噴射弁の軸線方向における断面で円弧状であって、しかも、ピストン冠面の周辺部にまで広がる略長方形状に形成した第２凹室を有するピストン冠面形状を開示している。特許文献５によると、このような第２凹室を形成することによって、タンブル強度の保持を図ることが可能である。

特開平１０−８９６８号公報 特開２０００−３４５８４７号公報 特開２００１−９８９４７号公報 特開２００３−１１３７１６号公報 特開２００２−１９５０４０号公報

特許文献１から５によると、ピストン冠面に形成する凹部（各文献でそれぞれ凹部、溝部、キャビティ燃焼室、キャビティ、第２凹室と称す）によって、タンブル流をスムースに旋回させて減衰を抑制し、強度の維持を図ることが可能である。これら特許文献では、内燃機関の圧縮行程上死点付近まで気流強度を維持して気流崩壊の遅延を図るわけであるが、気流崩壊の遅延を図ることが希薄燃焼領域の拡大及び燃料と空気の混合や火炎の伝播促進による出力性能の向上という観点から必ずしも最適であるとは限らない。

そこで本発明は、上記課題に鑑みてなされたものであり、燃焼室内で気流を好適に案内して強度の低下を抑制するとともに気流に乱れを発生させることによって希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上を図ることが可能な内燃機関用ピストンを提供することを目的とする。

上記課題を解決するために、本発明の内燃機関用ピストンは、冠面上にタンブル流からなる気流を形成する凹部を有し、該凹部が、クランク軸線と略平行な中心軸線を持つ吸気バルブ側円筒内面および排気バルブ側円筒内面と、前記吸気バルブ側円筒内面と前記排気バルブ側円筒内面とに挟まれ、且つ前記クランク軸線と略平行な方向に前記冠面の周縁端部に至るまで延伸するように形成された平坦部と、を含み、前記吸気バルブ側円筒内面の前記中心軸線および前記排気バルブ側円筒内面の前記中心軸線が、前記クランク軸線と直交する方向の前記平坦部の端部を含み、該平坦部と略直交する平面上に設定されていることを特徴とする。

本発明によれば、適用する内燃機関に即して種々の態様で本発明の円筒内面と平坦部とで凹部を形成することにより、燃焼室内で生成する旋回気流の強度低下の抑制と混合気の乱れ強さ増大との両立を図り、希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上を図ることが可能である。

本発明によれば、燃焼室内で気流を好適に案内して強度の低下を抑制するとともに気流に乱れを発生させることによって希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上を図ることが可能な内燃機関用ピストンを提供可能である。

以下、本発明を実施するための最良の形態を図面と共に詳細に説明する。

図１は、実施例１に係る内燃機関用ピストン（以下、単にピストンと称す）１Ａを示す図である。より具体的には、図１（ａ）は実施例１に係るピストン１Ａ及びピストン１Ａを備える内燃機関５０Ａの要部を示す図である。図示しないクランク軸線は図１（ａ）において、紙面と直交する方向に延伸している。また、図１（ｂ）は実施例１に係るピストン１Ａの冠面２ａＡを上面視で示す図である。本実施例においては、内燃機関５０Ａは直噴ガソリン機関である。但し、ピストン１Ａは例えば所謂リーンバーンエンジンにおいても適用可能である。また、直噴ガソリン機関における均質燃焼は従来の内燃機関とほぼ同様の燃焼態様であるため、その他のガソリンエンジンにおいても適用することが可能である。すなわち、混合気を燃焼させるにあたって混合気のミキシング性向上により出力性能の向上等の効果が得られる内燃機関であれば、本実施例に係るピストン１Ａを適用可能である。

図１（ａ）に示すように、内燃機関５０Ａは、シリンダブロック５１、シリンダヘッド５２及びピストン１Ａなどによって構成されている。シリンダブロック５１には、略円筒状のシリンダ５１ａを形成し、シリンダ５１ａの内周面には図示しない略円筒状のシリンダライナを配設している。シリンダ５１ａ内には、このシリンダライナを介してピストン１Ａを収容している。図１（ｂ）に示すように、ピストン１Ａの冠面２ａＡには、吸気をタンブル流Ｔに生成するための凹部１ａＡを形成している。また、ピストン１Ａの冠面周縁部１ｂＡは、燃焼室５４を形成するシリンダヘッド５２の面と略平行に形成されている。ピストン１Ａは図示しないコネクティングロッドと連結されており、さらにコネクティングロッドは図示しないクランクシャフトと連結されている。これによって、ピストン１Ａがシリンダ５１ａ内で往復運動すると、コネクティングロッドを介してクランクシャフトに動力が伝達され、さらにクランクシャフトによって往復運動が回転運動に変換される。例えば内燃機関５０Ａを備えた車両では、この回転運動に変換された動力を利用して車両を駆動する。

シリンダブロック５１の上面にはシリンダヘッド５２が互いの合わせ面を当接させた状態で固定されている。燃焼室５４は、シリンダブロック５１、シリンダヘッド５２及びピストン１Ａによって囲われた空間として形成されている。シリンダヘッド５２には、吸気行程で吸気を燃焼室５４内に導入するための吸気ポート５２ｂを形成し、吸気ポート５２ｂには流路を開閉するための吸気弁５５を配設している。また、シリンダヘッド５２には、燃焼したガスを燃焼室５４から排気するための排気ポート５２ａを形成し、排気ポート５２ａには流路を開閉するための排気弁５６を配設している。シリンダヘッド５２には、燃焼室５４頂部に先端が突出するように点火プラグ５３を配設している。本実施例においては、図示しない燃料噴射弁を吸気ポート５２ｂ内に配設しているが、燃焼室５４内に配設してもよい。燃料噴射弁は吸気行程でシリンダ５１ａ内に直接燃料を噴霧するための構成である。

次に、本実施例に係るピストン１Ａの凹部１ａＡについて詳述する。図１（ａ）に示すように、凹部１ａＡは平坦部Ｌと、平坦部Ｌを挟むようにして形成した排気ポート５２ａ側円筒内面Ｒ１と、吸気ポート５２ｂ側円筒内面Ｒ２とからなる。平坦部Ｌは凹部１ａＡの底面として、冠面２ａＡの中央部に配置されている。また、平坦部Ｌはシリンダブロック５１及びシリンダヘッド５２の合わせ面と略平行に形成されている。円筒内面Ｒ１及びＲ２はクランク軸線と略平行な中心軸線Ｐ１、Ｐ２を有し、さらに、この中心軸線Ｐ１、Ｐ２は図１（ａ）に示す平坦部Ｌの端部を含み平坦部Ｌと略直交する平面上に設定されている。このように、円筒内面Ｒ１及びＲ２の中心軸線Ｐ１、Ｐ２はシリンダ５１ａ中心軸線からそれぞれ排気ポート５２ａ側及び吸気ポート５２ｂ側にオフセットしている。また、本実施例では、円筒内面Ｒ１、Ｒ２の曲率半径は同一である。

ピストン１Ａが平坦部Ｌを有することによって、円筒内面Ｒ１及びＲ２と同一曲率半径を有する一方、平坦部Ｌを有しない凹部と比較して、ピストン１Ａの冠面周縁部１ｂＡの大きさを低減可能である。すなわち、圧縮行程においてピストン１Ａの冠面周縁部１ｂＡから発生するよどみ成分を低減することが可能である。また、円筒内面Ｒ１、Ｒ２を上述のように形成することによって、平坦部Ｌと円筒内面Ｒ１、Ｒ２とが最もスムースに繋がる形状となりタンブル強度の減衰を好適に抑制可能である。

ここで、平坦部Ｌのクランク軸線と直交する方向の幅をｌ（小文字のエル）、排気ポート５２ａ側円筒内面Ｒ１の曲率半径をｒ１、吸気ポート５２ｂ側円筒内面Ｒ２の曲率半径をｒ２とし、ピストン１Ａの直径をＤとする。また、本実施例では、平坦部Ｌの幅ｌはピストン１Ａの直径Ｄの０．３倍（０．３Ｄ）である。

上述した構成で、次に、吸気行程から圧縮行程上死点手前に至るまでの燃焼室５４内での吸気変化の過程について詳述する。吸気行程において吸気弁５５が開弁すると、ピストン１Ａが下降することによって燃焼室５４内に発生する負圧で、吸気ポート５２ｂから燃焼室５４内に吸気が流入する。吸気弁５５は吸気行程においてピストン１Ａが所定のストローク位置まで下降した際に閉弁する。一方、燃焼室５４内に流入した吸気は、排気ポート５２ａ側のシリンダ５１ａ壁面に到達し、ピストン１Ａ方向（図１（ａ）において下方向）に方向転換する。さらに、吸気は円筒内面Ｒ１に沿ってスムースに方向転換し、平坦部Ｌに沿って円筒内面Ｒ２に到達し、円筒内面Ｒ２に沿ってスムースに方向転換する（図１（ａ）及び（ｂ））。続いて、吸気は吸気ポート５２ｂ側のシリンダ５１ａ壁面に到達後、燃焼室５４を形成するシリンダヘッド５２壁面に沿って方向転換する。このようにして、燃焼室５４内に図１（ａ）に示すようなタンブル流Ｔが生成される。また、図示しない燃料噴射弁は吸気行程でシリンダ５１ａ内に燃料を噴霧し、燃料の噴霧はタンブル流Ｔによって搬送される。

燃焼室５４内でタンブル流Ｔが生成されるとともに、内燃機関５０Ａではピストン１Ａが下死点に到達後上死点へ向かって上昇し、圧縮行程が開始される。圧縮行程においてもタンブル流Ｔは旋回を続け、燃焼室５４内で次第に圧縮されて強度を増しながらも維持される。続いてピストン１Ａは上死点手前まで上昇する。この状態で燃焼室５４は、シリンダヘッド５２壁面とピストン１Ａの凹部１ａＡとシリンダ５１ａ壁面とで囲われた空間に実質的に縮小され、タンブル流Ｔもこの縮小した燃焼室５４内で維持されることになる。

圧縮行程上死点手前で縮小した燃焼室５４内では、平坦部Ｌによってタンブル流Ｔは旋回状態を維持できなくなり崩壊させられる。ここで、圧縮行程上死点手前まで旋回状態が維持されたタンブル流Ｔは、タンブル強度の低下も抑制されているため燃料と空気の混合を促進する。また、タンブル流Ｔが崩壊すると縮小した燃焼室５４内では強い乱れが発生する。

図２は、吸気行程から圧縮行程上死点に至るまでの過程におけるタンブル流Ｔの変化を、種々の形状のピストン冠面２Ａについて比較する図である。比較に用いたピストン冠面２Ａは、本実施例に係るピストン１Ａの平坦部Ｌを有する冠面２ａＡ、平坦部Ｌを有しない本実施例と同一の曲率半径Ｒ１（Ｒ２）の凹部を有する冠面２ｂＡ（以下、単に平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡという）及びフラットな冠面２ｃＡである。また、図２（ａ）は、上述したタンブル流Ｔの変化を、タンブル強度で示す図であり、図２（ｂ）は同じくタンブル流Ｔの変化を、乱れ強度で示す図である。また、両図とも横軸はクランク角度を示している。なお、図２の横軸は吸気弁５５開弁後、さらに燃焼室５４内でタンブル流Ｔが生成された後の所定のクランク角度を原点としている。

図２（ａ）に示すように、フラットな冠面２ｃＡの場合には、吸気行程から圧縮行程上死点に至るまで、他の２つの冠面２ａＡ、２ｂＡの場合と比較して全体的にタンブル強度が低いことがわかる。また、フラットな冠面２ｃＡの場合には、ポイントＰｃにおいてタンブル流Ｔが崩壊してタンブル強度が低下する。これに対して、平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡの場合にはタンブル強度低下が抑制され、上死点付近のポイントＰｂにおいて最もタンブル強度が高くなる。

これら２つの冠面２ｂＡ、２ｃＡの場合と比較して、本実施例に係るピストン１Ａの冠面２ａＡの場合には、タンブル強度は次のような特徴を有している。すなわち、本実施例に係るピストン１Ａの冠面２ａＡの場合には、吸気行程からポイントＰａ手前までは平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡの場合とほぼ同等のタンブル強度である。また、タンブル流Ｔが崩壊するポイントＰａは、冠面２ｂＡの場合のポイントＰｂと比較して早いことがわかる。すなわち、図２（ａ）から、本実施例に係るピストン１Ａは、吸気行程から圧縮行程上死点手前に至るまでタンブル強度低下を抑制するとともにタンブル流Ｔを早期に崩壊させることがわかる。なお、平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡでタンブル流Ｔが崩壊するポイントＰｂを圧縮行程付近と称し、それよりも前にタンブル流Ｔが崩壊する場合を圧縮行程手前と称している。

また、図２（ｂ）に示すように、冠面２ｂＡ、２ｃＡの場合と比較して、本実施例に係るピストン１Ａの冠面２ａＡの場合には、内燃機関５４内のガスの乱れ強度は以下に示す特徴を有していることがわかる。ガスの乱れ強度は、吸気弁５５が閉弁するまでは各ピストン冠面２ａＡ、２ｂＡ、２ｃＡ共にほぼ同様である。したがって、吸気行程において吸気弁５５が閉弁するまでは、冠面形状の違いはガスの乱れ強度に対してほとんど影響を与えていない。

次に、吸気弁５５閉弁後から圧縮行程上死点に至るまでの過程における乱れ強度の変化について詳述する。フラットな冠面２ｃＡの場合には、他の２つの冠面２ａＡ、２ｂＡと比較して乱れ強度が低い。これは、フラットな冠面２ｃＡではタンブル流Ｔを好適に案内できず一様な整流効果を与えることができないため、タンブル強度が減衰しながら乱れに変換されることによる。また、図２（ａ）に示すポイントＰｃでタンブル流Ｔが崩壊するとその直後に乱れ強度が増大するので、図２（ｂ）に示すポイントＰｆのような波形ピークを形成する。

平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡの場合には、凹部に沿ってタンブル流Ｔが案内されるためタンブル強度減衰が抑制される。したがって、フラットな冠面２ｃＡの場合と比較して、乱れ強さが大きいことがわかる。また、平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡの場合にあっては、図２（ａ）に示すポイントＰｂを見ればわかる通り、略点火進角エリアまでタンブル流Ｔが崩壊せず維持されていることがわかる。すなわち、タンブル流Ｔが略点火進角エリアで図２（ｂ）に示すガスの乱れを発生させており、タンブル流Ｔの崩壊はガスの乱れ強度にほとんど寄与していないことがわかる。

上述した２つの冠面２ｂＡ、２ｃＡの場合に対して、本実施例に係るピストン１Ａの冠面２ａＡの場合には、凹部１ａＡに沿ってタンブル流Ｔを案内してタンブル強度の減衰を抑制するとともに図２（ａ）に示すポイントＰａで平坦部Ｌによってタンブル流Ｔを早期に崩壊させる。すなわち、本実施例に係るピストン１Ａの冠面２ａＡの場合には、減衰を抑制したタンブル流Ｔを早期に崩壊させることで、略点火進角エリアで最も強い乱れを発生させることが可能である。

次に上述した冠面２ａＡ、２ｂＡ、２ｃＡを有するピストンそれぞれを適用した場合の、内燃機関５０Ａの希薄燃焼時の燃料消費率及び空燃比について図３を用いて詳述する。図３に示すグラフは縦軸を燃料消費率、横軸を空燃比としたものである。なお、燃料噴射量が多いほど燃費率は高くなり、空燃比はリッチになる。また、図３に示すグラフの理解を助けるために以下の例を示す。例えば、内燃機関で気流を生成するにあたって、一方の内燃機関では噴射した燃料が有効に燃焼されるような気流が生成された結果、ある空燃比が示されるとする。これに対して、他方の内燃機関では噴射した燃料が有効に燃焼されるような気流が生成されず、燃焼時に燃料の一部が未燃状態となってしまうとする。この原因としては、例えば一方の内燃機関に対して他方の内燃機関の乱れ強度が低いため、火炎の伝播性が低いことが挙げられる。この場合、他方の内燃機関の空燃比を一方の内燃機関の空燃比と同一にするためには、未燃となる分燃料を余計に噴射する必要がある。したがって、同一空燃比の場合には、図３に示すグラフにおいて乱れ強さが小さいほど燃費率が高くなり、逆に乱れ強さが大きいほど燃費率が低くなる。

図３に示すように、空燃比がストイキである場合には、各冠面２ａＡ、２ｂＡ、２ｃＡともに燃費率はほぼ同等となっている。上述した図２（ｂ）に示すように、フラットな冠面２ｃＡの場合には冠面２ａＡ、２ｂＡの場合よりも乱れ強度が小さいため燃焼時の火炎の伝播性が低い。したがって、同一空燃比にするためには、冠面２ａＡ、２ｂＡよりも余計に燃料を噴射する必要があるため燃費率が高くなる。これに対して、本実施例に係るピストン１Ａの冠面２ａＡの場合には、他の２つの冠面２ｂＡ、２ｃＡの場合よりも乱れ強度が大きいためミキシング性が高く、余計に燃料を噴射する必要がないため燃費率が低くなる。また、平坦部Ｌを有しない冠面１ｂＡの場合には、本実施例に係るピストン１Ａの冠面１ａＡと比較して図２（ｂ）に示す差の分だけ乱れ強度が低く、この差分だけ燃費率が高く表れている。

さらに、フラットな冠面２ｃＡの場合にはタンブル強度が低いため、空燃比をリーンにするほど点火プラグ５３周囲に着火可能な気流を集めることが困難になる。これに対して、本実施例に係るピストン１Ａの冠面１ａＡの場合にはタンブル強度が高いため、フラットな冠面１ｃＡと比較してより空燃比をリーンにしても点火プラグ５３周囲に着火可能な気流を集めることが可能である。したがって、図３に示すように本実施例に係るピストン１Ａの冠面１ａＡの場合には、フラットな冠面１ｃＡの場合と比較して、より希薄燃焼限界がリーン側に拡大されていることがわかる。また、平坦部Ｌを有しない冠面１ｂＡの場合には、本実施例に係るピストン１Ａの冠面１ａＡと比較して図２（ｂ）に示す乱れ強度の差の分だけ燃焼性が低く、この差分だけ希薄燃焼限界が低く表れている。

次に冠面２ａＡ、２ｂＡ、２ｃＡを有するピストンをそれぞれ適用した内燃機関５０Ａの全負荷性能について図４を用いて詳述する。図４に示すグラフは、縦軸が軸トルク、横軸が回転数を示している。図４に示すように、フラットな冠面２ｃＡの場合と、本実施例に係るピストン１Ａの冠面２ａＡの場合とを比較すると、図２（ｂ）に示す乱れ強度が強い冠面２ａＡの場合のほうが回転数全域にわたって軸トルクが向上していることがわかる。さらに、図中矢印で示すように低回転数域でより軸トルクが向上していることから、低回転数域でタンブル強度維持及び乱れ強さ増大効果が大きいといえる。また、平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡと比較しても、本実施例に係るピストン１Ａの冠面２ａＡのほうが図２（ｂ）に示す乱れ強度の差分だけ軸トルクが向上していることがわかる。

次にピストン１Ａの平坦部Ｌに設定する幅ｌについて図５を用いて詳述する。図５は、吸気行程から圧縮行程上死点に至るまでの過程におけるタンブル流Ｔの変化を、ピストン１Ａの平坦部Ｌの幅ｌを変化させた場合について比較する図である。図５（ａ）は、上述したタンブル流Ｔの変化を、タンブル強度で示す図であり、図５（ｂ）は同じくタンブル流Ｔの変化を、乱れ強度で示す図である。また、両図とも横軸はクランク角度を示している。なお、図５に示すｌ＝０の場合は前述した平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡの場合と同一である。また、図５に示すｌ＝０．３Ｄの場合は冠面２ａＡの場合と同一である。また、図５では、フラットな冠面２ｃＡの場合についても示している。

図５（ａ）及び（ｂ）で圧縮行程上死点付近から手前に着目し、ｌ＝０の場合と幅ｌを変化させた場合とを比較する。幅ｌをピストン１Ａの直径Ｄの０．１倍（０．１Ｄ）に設定した場合には、図５（ａ）よりｌ＝０の場合とタンブル強度はほぼ同等であり、タンブル流Ｔが崩壊するポイントがポイントＰｂからＰｇに早まる。また図５（ｂ）より、ｌ＝０．１Ｄの場合にはｌ＝０の場合よりも、略点火進角エリアで乱れ強度が増大していることがわかる。すなわち、ｌ＝０．１Ｄの場合には、タンブル強度低下を抑制できるとともに圧縮行程上死点手前でタンブル流Ｔを崩壊させ、略点火進角エリアで乱れ強度増大を図ることができる。

ｌ＝０．３Ｄの場合には、ｌ＝０．１Ｄの場合よりもさらにタンブル流Ｔが崩壊するポイントがポイントＰａに早まり（図５（ａ））、また、略点火進角エリアでさらに乱れ強度が増大する（図５（ｂ））。平坦部Ｌの幅ｌが０．３Ｄより大きくなるとさらにタンブル流Ｔの崩壊が早まるが、崩壊時の乱れ強さはｌ＝０．３Ｄ近傍を最大として次第に低下していく。そして、ｌ＝０．５Ｄの場合には、図５（ａ）に示すポイントＰｈのようにタンブル流Ｔの崩壊が早まり過ぎてタンブル強度が低下する。ただし、図５（ｂ）に示すように乱れ強度のピーク時の大きさはｌ＝０の場合と比較してほぼ同等である。ｌ＝０．８Ｄの場合には、タンブル強度の低下を抑制してタンブル流Ｔを案内することが困難となり、図５（ａ）及び（ｂ）に示すようにフラットな冠面２ｃＡとほぼ同等のタンブル強度及び乱れ強度にまで低下する。

以上により、平坦部Ｌの幅ｌを１／１０Ｄ以上、１／３Ｄ以下にすることで、タンブル強度の低下を抑制するとともに混合気の乱れ強さを増大させて、ピストン１Ａを適用する内燃機関５０Ａの希薄燃焼領域の拡大と、出力性能の向上を図ることができる。ただし、平坦部Ｌの幅ｌの設定範囲は、上述の効果を奏するために特に好ましい範囲として設定するものであり、上述の設定範囲外の値、例えば１／３Ｄ近傍の設定範囲外の値を幅ｌに適用することも可能である。

本実施例に係るピストン１Ｂは、円筒内面Ｒ１、Ｒ２及び平坦部Ｌのクランク軸線と平行な方向の端部に、冠面２ａＢの周縁に沿って延伸する気流案内部Ｂを備えたものである。図６は、ピストン１Ｂの冠面２ａＢを上面視で示す図であり、図６（ａ）は気流案内部Ｂをクランク軸線とシリンダ５１ａ中心軸線を含む面に対して対称に備えた場合を示し、図６（ｂ）は気流案内部Ｂをクランク軸線とシリンダ５１ａ中心軸線を含む面に対して非対称に備えた場合を示している。ここで、気流案内部Ｂの幅ｂは気流案内部Ｂの冠面２ａＢ中心に向かう方向の幅のうち最大の幅である。図６（ａ）に示すように、冠面周縁に備えた気流案内部Ｂによって図中矢印で示す横旋回成分Ｓを抑制してタンブル流Ｔの整流効果を高めることが可能であり、その結果、タンブル強度低下を抑制することができる。ここで、横旋回成分Ｓを抑制するための最適な気流案内部Ｂの配置や形状は、適用する内燃機関５０Ｂの諸元によって、より具体的には例えば吸気ポート５２ｂ形状、シリンダヘッド５２側燃焼室５４形状、ピストン１Ｂのストローク長並びにピストン１Ｂの平坦部Ｌの幅ｌや後述するオフセット量などによって異なる。そのため、例えば図６（ｂ）に示すように気流案内部Ｂを非対称に備えてもよい。なお、より具体的な気流案内部Ｂの変形例については実施例９で詳述する。

上述したように最適な気流案内部Ｂの配置や形状は種々の条件を考慮して決定する必要があるが、気流案内部Ｂの冠面２ａＢ中心に向かう方向の幅ｂについては、タンブル強度低下を抑制する観点から設定可能である。図７は、吸気行程から圧縮行程上死点に至るまでの過程におけるタンブル強度の変化を、気流案内部Ｂの幅ｂを変化させた場合について比較する図である。なお、図７に示すｂ＝０の場合は、実施例１で示したピストン１Ａの冠面２ａＡの場合と同一である。また、図７では、実施例１で示したフラットな冠面２ｃＡの場合についても示している。

ｂ＝０．１Ｄの場合には、ｂ＝０の場合とほぼ同等のタンブル強度となり、さらにタンブル流Ｔが崩壊するポイントがポイントＰａからＰｉに早まるため早期に強い乱れを発生させることが可能である。これに対してｂ＝０．２Ｄの場合にはタンブル強度が低下することがわかり、さらにｂ＝０．３Ｄの場合には、フラットな冠面２ｃＡの場合とほぼ同等のタンブル強度にまで低下する。以上により、気流案内部Ｂの幅ｂは１／１０以下であることが好ましい。これによって、タンブル強度を低下させずに横旋回成分を抑制して整流効果を高めることが可能である。また、その結果混合気の乱れ強さも増大するので、ピストン１Ｂを適用する内燃機関５０Ｂの希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上を図ることができる。

本実施例に係るピストン１Ｃは、実施例１に係るピストン１Ａと円筒内面Ｒ１及びＲ２の曲率半径ｒ１及びｒ２が異なる。図８は、実施例３に係るピストン１Ｃを示す図であり、図８（ａ）は実施例３に係るピストン１Ｃ及びピストン１Ｃを備える内燃機関５０Ｃの要部を示し、図８（ｂ）は実施例３に係るピストン１Ｃの冠面２ａＣを上面視で示している。なお、内燃機関５０Ｃはピストン１Ａの代わりにピストン１Ｃを備える以外、実施例１に係る内燃機関５０Ａと同一である。

本実施例に係るピストン１Ｃでは、円筒内面Ｒ１及びＲ２を互いに異なる曲率半径ｒ１及びｒ２で形成している。図８に示すように曲率半径ｒ１をｒ２よりも大きくした場合には、排気ポート５２ａ側の冠面周縁部１ｂＣを縮小できる。これによって、ピストン１Ｃ上昇運動時に発生する排気側よどみ成分を低減し、タンブル流Ｔを円筒内面Ｒ１で良好に巻き込むことができる。また、逆に曲率半径ｒ２をｒ１よりも大きくした場合には、吸気ポート５２ｂ側の冠面周縁部１ｂＣを縮小できる。この場合には、ピストン１Ｃ上昇運動時に発生する吸気側よどみ成分を低減し、タンブル流Ｔを円筒内面Ｒ２で良好に巻き上げることができる。本実施例のように、排気ポート５２ａ側と吸気ポート５２ｂ側の円筒内面Ｒ１、Ｒ２を異なる曲率半径で形成すれば、適用する内燃機関５０Ｃの諸元に基づいてタンブル流Ｔの巻き込み側または巻き上げ側のよどみ成分をより低減させるといった調整が可能である。

なお、タンブル強度低下の抑制と出力性能向上の両立を図ることが可能な平坦部Ｌの幅ｌの設定範囲「１／１０Ｄ以上、１／３Ｄ以下」に基づいて、円筒内面Ｒ１、Ｒ２の曲率半径ｒ１、ｒ２はピストンの直径Ｄの１／３以上、且つ６／１０以下で設定するのが好ましい。この設定範囲の下限（１／３Ｄ）は、平坦部Ｌの幅ｌを１／３Ｄとし、２つの円筒内面Ｒ１、Ｒ２を同一曲率半径とした場合の曲率半径である。また、設定範囲の上限（６／１０Ｄ）は、平坦部Ｌの幅ｌを１／１０Ｄとし、一方の円筒内面の曲率半径を１／３Ｄとした場合の他方の曲率半径を含む近傍値である。ただし、上述の曲率半径ｒ１、ｒ２の設定範囲は、タンブル流Ｔを好適に案内するために好ましい範囲として設定するものであり、上述の設定範囲外の値を曲率半径ｒ１、ｒ２に適用することも可能である。

また、最適な曲率半径ｒ１及びｒ２の選定は、前述した１／３Ｄ以上、６／１０Ｄ以下の設定範囲内で、吸気ポート５２ｂ形状、シリンダヘッド５２側燃焼室５４形状、ピストン１Ｃのストローク長並びにピストン１Ｃの平坦部Ｌの幅ｌや後述するオフセット量といった内燃機関５０Ｃの諸元も考慮した上で行うことが好ましい。以上により、よどみ成分を低減してタンブル強度低下を抑制することにより、ピストン１Ｃを適用する内燃機関５０Ｃのさらなる希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上を図ることが可能である。

本実施例に係るピストン１Ｄは、上述したよどみ成分を低減可能な実施例３に係るピストン１Ｃに、実施例２で示した気流案内部Ｂを備えたものである（図示省略）。本実施例に係るピストン１Ｄを適用した内燃機関によれば、本実施例に係るピストン１Ｄは気流案内部Ｂで横旋回成分Ｓを抑制して整流効果を得られるので、実施例３のピストン１Ｄと比較して、より好適にタンブル強度低下を抑制できる。その結果、ピストン１Ｄを適用する内燃機関５０Ｄの希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上をより好適に図ることが可能である。

本実施例に係るピストン１Ｅは、実施例１に係るピストン１Ａの平坦部Ｌを吸気ポート５２ｂ側または排気ポート５２ａ側にオフセットさせたものである。図９は、実施例５に係るピストン１Ｅを示す図であり、図９（ａ）は実施例５に係るピストン１Ｅ及びピストン１Ｅを備える内燃機関５０Ｅの要部を示し、図９（ｂ）は実施例５に係るピストン１Ｅの冠面を上面視で示している。なお、内燃機関５０Ｅはピストン１Ａの代わりにピストン１Ｅを備える以外、実施例１に係る内燃機関５０Ａと同一であるが、以下に示す内燃機関５０の諸元が異なると想定したものである。

ここで、平坦部Ｌを有するピストン１を内燃機関５０に適用する場合に、最適なピストン１の平坦部Ｌの配置は必ずしも冠面２ａ中心配置であるとは限らない。内燃機関５０によって、例えば吸気ポート５２ｂ形状、シリンダヘッド５２側燃焼室５４形状、ピストン１のストローク長などの諸元は様々であり、これらの諸元が異なると吸気がシリンダ５１ａ壁面に到達する位置や燃焼室５４内で旋回するタンブル流Ｔの大きさなどが異なってくるためである。したがって、これら諸元の異なる内燃機関５０に対して平坦部Ｌを有するピストン１をより好適に適用すべく、本実施例では図９（ａ）に示すように、平坦部Ｌをオフセット比ｌ１：ｌ２で吸気ポート５２ｂ側または排気ポート５２ａ側にオフセットさせる。内燃機関５０Ｅの諸元に基づいて平坦部Ｌをオフセット比ｌ１：ｌ２でオフセットさせたピストン１Ｅを内燃機関５０Ｅに適用することでタンブル流Ｔを好適に凹部１ａＥで案内できることから、より好適にタンブル強度低下抑制及び乱れ強度増大を図ることが可能となり、その結果、内燃機関５０Ｅの希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上をより好適に図ることができる。次に、適用する内燃機関５０の諸元を考慮して平坦部Ｌをオフセットさせた場合のピストン１の冠面２ａの変形例を実施例６から８で示す。

本実施例に係るピストン１Ｆは、上述した実施例５に係るピストン１Ｅに実施例２で示した気流案内部Ｂを設定するものである（図示省略）。本実施例に係るピストン１Ｆは気流案内部Ｂで横旋回成分Ｓを抑制して整流効果を得られるので、実施例５のピストン１Ｅと比較して、より好適にタンブル強度低下を抑制可能である。その結果、内燃機関５０Ｆの希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上をより好適に図ることが可能である。

本実施例に係るピストン１Ｇは、実施例５に係るピストン１Ｅの円筒内面Ｒ１、Ｒ２を異なる曲率半径で形成したものである。図１０は、実施例７に係るピストン１Ｇを示す図であり、図１０（ａ）は実施例７に係るピストン１Ｇ及びピストン１Ｇを備える内燃機関５０Ｇの要部を示し、図１０（ｂ）は実施例７に係るピストン１Ｇの冠面２ａＧを上面視で示している。なお、内燃機関５０Ｇはピストン１Ａの代わりにピストン１Ｇを備える以外、実施例１に係る内燃機関５０Ａと同一であるが、実施例５と同様に内燃機関５０の諸元が異なると想定したものである。本実施例に係るピストン１Ｇは冠面周縁部１ｂＧを縮小して、ピストン１Ｇ上昇運動時のよどみ成分を低減できるので、実施例５のピストン１Ｅと比較して、タンブル強度低下をより好適に抑制可能であり、その結果、内燃機関５０Ｇの希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上をより好適に図ることが可能である。

本実施例に係るピストン１Ｈは、上述した実施例７に係るピストン１Ｇに実施例２で示した気流案内部Ｂを設定するものである（図示省略）。本実施例に係るピストン１Ｈは気流案内部Ｂで横旋回成分Ｓを抑制するとともにピストン１Ｈ上昇運動時のよどみ成分を低減できるので、実施例５から７のピストン１Ｅ、１Ｆ、１Ｇと比較して、最も好適にタンブル強度の低下を抑制可能である。その結果、内燃機関５０Ｈの希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上をより好適に図ることが可能である。

次に、上述した実施例２、４、６及び８に係るピストン１Ｂ、１Ｄ、１Ｆ及び１Ｈが冠面２ａに備える気流案内部Ｂの変形例について詳述する。図１１は、気流案内部Ｂを備えるピストン１Ｊ、１Ｋ、１Ｌ、１Ｍ及び１Ｎの冠面２ａを上面視で示す図である。図１１（ａ）に示すピストン１Ｊのように、気流案内部Ｂが互いに対向する側の面を上面視で円弧状となる曲面に形成することが可能である。なお、曲面は円弧状に限られず、例えば楕円状であってもよいし、異なる曲率半径を有する円弧を２つ以上連ねたような形状であってもよく、また円弧の代わりに直線を連ねてもよい。また図１１（ｂ）に示すピストン１Ｋのように、気流案内部Ｂが互いに対向する側の面をクランク軸線と直交方向に上面視で直線状となる面に形成することが可能である。

また、図１１（ｃ）に示すピストン１Ｌのように、気流案内部Ｂが互いに対向する側の面を、平坦部Ｌに対応する部分については上面視で直線状となる面とし、円筒内面Ｒ１及びＲ２に対応する部分については上面視で円弧状となる面とすることも可能である。また、平坦部Ｌがオフセットしている場合及び曲率半径ｒ１及びｒ２が異なる場合には、これらの形状に基づいて図１１（ｃ）に示すピストン１Ｌの気流案内部Ｂを、図１１（ｄ）に示すピストン１Ｍの気流案内部Ｂのように変形することも可能である。さらにピストン１Ｎを適用する内燃機関５０Ｎの諸元を考慮して、図１１（ｅ）に示すように、対向する気流案内部Ｂ間の幅がピストン１Ｎ冠面の気流巻上げ側（吸気ポート５２ｂ側）において狭くなるように、気流案内部Ｂを非対称に配置することも可能である。これによって、タンブル流Ｔを巻き上げる勢いを増大させることが可能である。

また、気流案内部Ｂを配設することでトップリング部ＴＲからピストン１の冠面２ａまでの肉厚を確保することができるので、ピストン強度を高めることが可能である。図１２は、図１１（ａ）同様ピストン１Ｊを示す図であり、図１２（ａ）はピストン１Ｊの冠面１ａＪを上面視で示し、図１２（ｂ）は図１２（ａ）に示すピストン１ＪのＡ−Ａ断面を示し、図１２（ｃ）は図１２（ｂ）に示すピストン１ＪのＡ−Ａ断面の変形例を示している。図１２（ｂ）に示すように、気流案内部Ｂを配設することで、トップリング部ＴＲからピストン１Ｊ冠面２ａＪまでの肉厚Ｈを確保することができ、これによって、ピストン強度を高めることが可能である。なお、肉厚Ｈは５ｍｍ以上或いはピストン直径Ｄの０．０５倍（０．０５Ｄ）以上が好ましいが、これに限らず適用する内燃機関５０に即して適宜設定可能である。また、気流案内部Ｂの角隅部Ｋは図１２（ｂ）に示すような略直角な形状に限られず、角隅部にＲ面取りを施すことは勿論のこと、円弧状の曲面形状や図１２（ｃ）に示すように、スムースな除辺などによって繋がる形状にすることも可能である。

また、以下に示すようにしてさらにピストン強度を高めることが可能である。図１３は、冠面周縁部１ｂを同一にした平坦部Ｌを有する冠面２ａと、平坦部Ｌを有しない冠面２ｂとを重ねて示した図である。冠面周縁部１ｂの大きさを同一に設定した場合には、冠面２ｂと比較して平坦部Ｌを有する冠面２ａのほうが凹部１ａの深さを浅く設定可能である。したがって、トップリング部ＴＲを凹部１ａよりもピストン１中心軸線方向下方に容易に設定可能である。ここで、トップリング部ＴＲを凹部１ａとピストン１中心軸線方向に重ねて設定する場合には、トップリング部ＴＲと凹部１ａとの間の肉厚Ｗが薄くなるためピストン強度が低下する。これに対して、平坦部Ｌを有するピストン１によれば、トップリング部ＴＲを凹部１ａよりもピストン１中心軸線方向下方に容易に設定可能であるため、このような観点からもさらにピストン強度を高めることが可能である。

本実施例に係るピストン１Ｊ、１Ｋ、１Ｌ、１Ｍ及び１Ｎに対して上述のようにトップリング部ＴＲを設定することにより、気流案内部Ｂの整流効果でこれらピストン１Ｊ、１Ｋ、１Ｌ、１Ｍ及び１Ｎを適用する内燃機関５０Ｊから５０Ｎの希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上を図るとともに、さらにピストン強度を高めることが可能である。なお、上述のようにトップリングＴＲ部を設定することは、本実施例に係るピストン１Ｊ、１Ｋ、１Ｌ、１Ｍ及び１Ｎに限らず、実施例１から８に係るピストン１Ａから１Ｈにおいても可能である。

なお、ピストン１の凹部１ａに形成する円筒内面Ｒ１及びＲ２は、加工容易性などの観点から円筒内面が好適であるが、これに限らず例えば楕円面や他の曲面や平面などを適用することも可能である。また、平坦部Ｌの幅ｌや気流案内部Ｂの幅ｂはピストン１の直径Ｄを基準にして設定範囲を定めているが、ピストン１の直径Ｄの代わりにシリンダ５１ａの直径（ボア径）を基準してもほぼ同等の値を得られることから、ボア径を基準にして設定範囲を定めてもよい。以上により、タンブル強度低下を抑制するとともに混合気の乱れ強度を増大させることによって、適用する内燃機関５０の希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上を図ることが可能なピストン１を実現可能である。

上述した実施例は本発明の好適な実施の例である。但し、これに限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において種々変形実施可能である。

実施例１に係る内燃機関用ピストン１Ａを示す図である。 吸気行程から圧縮行程上死点に至るまでの過程におけるタンブル流Ｔの変化を、種々の形状のピストン冠面２Ａについて比較する図である。。 冠面２ａＡ、２ｂＡ、２ｃＡを有するピストンをそれぞれ適用した場合の、内燃機関５０Ａの希薄燃焼時の燃料消費率及び空燃比について示す図である。 冠面２ａＡ、２ｂＡ、２ｃＡを有するピストンをそれぞれ適用した場合の、内燃機関５０Ａの出力軸トルクについて示す図である。 吸気行程から圧縮行程上死点に至るまでの過程におけるタンブル流Ｔの変化を、ピストン１Ａの平坦部Ｌの幅ｌを変化させた場合について比較する図である。 ピストン１Ｂの冠面２ａＢを上面視で示す図である。 吸気行程から圧縮行程上死点に至るまでの過程におけるタンブル強度の変化を、気流案内部Ｂの幅ｂを変化させた場合について比較する図である。 実施例３に係るピストン１Ｃを示す図である。 実施例５に係るピストン１Ｅを示す図である。 実施例７に係るピストン１Ｇを示す図である。 気流案内部Ｂを備えるピストン１Ｊ、１Ｋ、１Ｌ、１Ｍ及び１Ｎの冠面を上面視で示す図である。 図１１（ａ）同様ピストン１Ｊを示す図であり、図１２（ａ）はピストン１Ｊの冠面を上面視で示し、図１２（ｂ）は図１２（ａ）に示すピストン１ＪのＡ−Ａ断面を示し、図１２（ｃ）は図１２（ｂ）に示すピストン１ＪのＡ−Ａ断面の変形例を示している。 冠面周縁部１ｂを同一にした平坦部Ｌを有する冠面２ａと、平坦部Ｌを有しない冠面２ｂとを重ねて示した図である。

符号の説明

１ 内燃機関用ピストン
１ａ 凹部
１ｂ 冠面周縁部
２ ピストン冠面
２ａ 平坦部Ｌを有する冠面
２ｂ 平坦部Ｌを有しない冠面
２ｃ フラットな冠面
５０ 内燃機関
５１ シリンダブロック
５１ａ シリンダ
５２ シリンダヘッド
５２ａ 排気ポート
５２ｂ 吸気ポート
５３ 点火プラグ
５４ 燃焼室
５５ 吸気弁
５６ 排気弁

Claims (1)

1. 冠面上にタンブル流からなる気流を形成する凹部を有し、
   該凹部が、クランク軸線と略平行な中心軸線を持つ吸気バルブ側円筒内面および排気バルブ側円筒内面と、前記吸気バルブ側円筒内面と前記排気バルブ側円筒内面とに挟まれ、且つ前記クランク軸線と略平行な方向に前記冠面の周縁端部に至るまで延伸するように形成された平坦部と、を含み、
   前記吸気バルブ側円筒内面の前記中心軸線および前記排気バルブ側円筒内面の前記中心軸線が、前記クランク軸線と直交する方向の前記平坦部の端部を含み、該平坦部と略直交する平面上に設定されていることを特徴とする内燃機関用ピストン。

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