JP4779964B2 - 内燃機関 - Google Patents

Description

本発明は内燃機関に関し、特に強度低下を抑制すべく燃焼室内で旋回気流を案内する内燃機関に関する。

従来、内燃機関においては燃焼室内にタンブル（縦渦）やスワール（横渦）といった旋回気流を生成する技術が知られている。これらの旋回気流を燃焼室内で好適に案内することで旋回気流の強度低下を抑制でき、この結果、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ことができることから、従来から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が開示されている。特許文献１によるとこの凹部をピストン冠面の中心部に形成すると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、この中心間距離を確保するとガス流動の崩壊を遅らせることができることから、圧縮上死点付近まで流動エネルギーを確保できる旨が記載されている。また係る効果を得るにあたって特許文献１では、円筒面の大きさとピストン直径との関係に着目し、円筒面の曲率半径とピストンの直径をほぼ同等にすることが望ましいとしている。

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が開示されている。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し、成層燃焼性能の向上を図るための構成となっている。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が開示されている。このキャビティ燃焼室は、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ための構成となっている。

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が開示されている。このキャビティは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ための構成となっている。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が開示されている。この第２凹室はタンブル強度の保持を図るための構成となっている。

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

上記各特許文献によると、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）は、旋回気流を燃焼室内でスムースに旋回させて減衰を抑制する効果を有している。ところが旋回気流を維持し、崩壊の遅延を図ることが希薄燃焼領域の拡大及び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ことが判明した。

そこで本発明は上記課題に鑑みてなされたものであり、燃焼室内で旋回気流を案内して強度低下を抑制するとともに、圧縮行程の上死点手前で旋回気流を崩壊して燃焼室内に強力な乱れを発生させることで、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内燃機関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、本発明は旋回気流を案内するための案内面と、平坦部とを含む凹部が冠面に形成されたピストンを有する内燃機関であって、前記案内面が円筒内面であるとともに、該円筒内面が吸気バルブ側円筒内面と排気バルブ側円筒内面であり、且つ該吸気バルブ側円筒内面と該排気バルブ側円筒内面に前記平坦部が挟まれており、燃焼室の高さＨに対する前記平坦部の幅Ｌｗの比Ｌｗ／Ｈが、ゼロよりも大きく、且つ４．５以下になるように前記平坦部の幅Ｌｗが設定されており、前記平坦部が前記冠面の前記内燃機関のクランク軸線の延伸方向にある周縁端部に至るまで延伸することで、前記周縁端部に前記平坦部よりも凸の部分が形成されていないことを特徴とする。ここで、旋回気流の強度低下を抑制するとともに圧縮行程上死点手前で旋回気流を崩壊させれば、この早期に崩壊させた分だけ流動エネルギーが大きな状態で旋回気流を崩壊させることができることから、燃焼室内の乱れ強度をより増大させることができる。そしてこのように乱れ強度を増大させると、混合気のミキシング性向上や火炎の伝播促進が図られ、この結果、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ことが判明した。

本発明はこのような新たな知見に基づくものであり、このため本発明は、旋回気流を案内して強度低下を抑制するための構成である案内面と、旋回気流を圧縮行程の上死点手前で崩壊させるための構成である平坦部とを含む凹部が冠面に形成されたピストンを有するものとなっている。一方、上記のような旋回気流の崩壊には圧縮行程上死点手前での燃焼室形状が密接に関係してくる一方で、このときの燃焼室形状を特定するにあたって特に重要な要素は燃焼室の高さＨに対する平坦部の幅Ｌｗの割合であることがわかった。このため係る点に着目して上記のように平坦部の幅Ｌｗを設定した本発明によれば、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。

また本発明は、前記案内面が円筒内面であるとともに、該円筒内面が吸気バルブ側円筒内面と排気バルブ側円筒内面であり、且つ該吸気バルブ側円筒内面と該排気バルブ側円筒内面に前記平坦部が挟まれていることから、吸気ポートからの吸気が排気側のシリンダ壁面に到達する場合に、旋回気流としてタンブル流を生成することができるとともに、生成したタンブル流の強度低下を抑制しつつ維持することができる。なお、吸気ポートからの吸気を吸気ポート側壁面に到達させるようにして逆タンブル流を生成する場合であっても本発明を適用可能である。また円筒内面はその中心軸線がクランク軸線と略平行になるものであることが好ましいが、燃焼室内に流入する吸気の流入態様に応じて円筒内面の中心軸線が、クランク軸線と所定の角度をなしてもよい。

本発明によれば、燃焼室内で旋回気流を案内して強度低下を抑制するとともに、圧縮行程の上死点手前で旋回気流を崩壊して燃焼室内に強力な乱れを発生させることで、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内燃機関を提供できる。

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は本実施例に係る内燃機関５０Ａの要部を模式的に示す図であり、具体的には図１（ａ）で内燃機関５０Ａの要部を模式的に示すとともに、図１（ｂ）でピストン１Ａの冠面２ａＡを上面視で模式的に示している。なお、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。内燃機関５０Ａは筒内燃料直接噴射式のガソリンエンジンである。但しこれに限られず、内燃機関５０Ａは例えば所謂リーンバーンエンジンなどであってもよい。すなわち、内燃機関５０Ａは本発明を効果的に実施できる内燃機関であれば特に限定されない。

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などを有して構成されている。シリンダブロック５１には略円筒状のシリンダ５１ａが形成されており、シリンダ５１ａ内にはピストン１Ａが収容されている。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にはシリンダヘッド５２が固定されている。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。燃焼室５４を形成するシリンダヘッド５２の壁面はペントルーフ状に形成されている。シリンダヘッド５２には吸気を燃焼室５４内に導入するための吸気ポート５２ｂと、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とが夫々形成されており、さらに吸気ポート５２ｂを開閉するための吸気弁５５と、排気ポート５２ａを開閉するための排気弁５６とが夫々配設されている。

点火プラグ５３は上方から燃焼室５４に電極を突出させた状態でシリンダヘッド５２に配設されている。燃料噴射弁（図示省略）は吸気ポート５２ｂ内に噴射孔を突出させた状態でシリンダヘッド５２に配設されており、この燃料噴射弁は吸気行程でシリンダ５１ａ内に直接燃料を噴射できるようになっている。なお、燃料噴射弁は燃焼室５４内に噴射孔を突出させた状態で例えば吸気ポート５２ｂよりもシリンダブロック５２側の位置や、燃焼室５４上方の位置などに配設されてもよい。

次にピストン１Ａについて詳述する。ピストン１Ａの冠面２ａＡは凹部１ａＡと冠面周縁部１ｂＡとで構成されている。冠面周縁部１ｂＡは燃焼室５４を形成するシリンダヘッド５２の壁面と略平行に形成された面と、シリンダヘッド５１（またはシリンダブロック５２）の合わせ面と略平行に形成された面とを有している。一方、凹部１ａＡは平坦部Ｌと、平坦部Ｌを挟むようにして形成された排気ポート５２ａ側円筒内面Ｒ１と、吸気ポート５２ｂ側円筒内面Ｒ２とで構成されている。平坦部Ｌは冠面２ａＡの中央に凹部１ａＡの底面として配置されていおり、シリンダブロック５１（またはシリンダヘッド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を有しており、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。また円筒内面Ｒ１及びＲ２夫々は平坦部Ｌと接線で繋がるように形成されている。なお、本実施例では円筒内面Ｒ１、Ｒ２の曲率半径は同一となっている。

ここで、平坦部Ｌの延伸方向（本実施例ではクランク軸線の延伸方向）と直交する方向の幅をＬｗ、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。このピストン１Ａの直径Ｄは９０ｍｍとなっている。また本実施例では平坦部Ｌの幅Ｌｗは燃焼室５４の高さＨの２．６倍（Ｌｗ／Ｈ＝２．６）に設定されている。なお、本実施例ではこの燃焼室５４の高さＨは燃焼室５４のうち、シリンダヘッド５２に形成された部分の高さを示しているが、これはピストン１Ａが上死点にあるときに、平坦部Ｌがシリンダヘッド５２の下端（或いはシリンダヘッド５１の上端）近傍に位置するように設定されていることによるものであり、燃焼室５４の高さＨはピストン１Ａが上死点にあるときの燃焼室５４そのものの高さであってもよい。

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過程において、燃焼室５４内で変化する吸気の流動態様について詳述する。吸気行程において吸気弁５５が開弁すると、吸気ポート５２ｂから燃焼室５４内に吸気が流入する。また吸気弁５５は所定のクランク角度で閉弁する。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に到達するとともに、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、シリンダヘッド５２の壁面に沿って方向転換する。このようにして図１（ａ）に示すようなタンブル流Ｔが燃焼室５４内に生成される。また、燃料噴射弁は吸気弁５５開弁中にシリンダ５１ａ内に燃料を噴射し、噴射された燃料の噴霧は燃焼室５４内でタンブル流Ｔによって搬送される。

一方、ピストン１Ａは下死点に到達後上死点へ向かって上昇し、これにより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ながらも維持される。さらにピストン１Ａは上死点手前まで上昇する。このとき縮小した燃焼室５４内では、タンブル流Ｔは平坦部Ｌによって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は強度の低下が抑制されており、さらに圧縮行程上死点手前で早期に崩壊した分、タンブル流Ｔの流動エネルギーは燃焼室５４内により強い乱れを生み出すことになる。このため上記のようにタンブル流Ｔが崩壊すると、縮小した燃焼室５４内では強力な乱れが発生し、この結果、燃料と空気の混合及び火炎の伝播が促進される。

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強度（タンブル流Ｔの強度）及び燃焼室５４内の乱れ強度の変化を、種々の形状のピストン冠面２Ａについて比較して示す図であり、具体的には図２（ａ）でこのときのタンブル強度の変化を示すとともに、図２（ｂ）でこのときの乱れ強度の変化を示している。また両図とも横軸はクランク角度を示している。比較に用いたピストン冠面２Ａはピストン１Ａの冠面２ａＡ、平坦部Ｌを有しない本実施例と同一の曲率半径Ｒ１（またはＲ２）の凹部を有する冠面２ｂＡ及びフラットな冠面２ｃＡである。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の場合には他の２つの冠面２ａＡ、２ｂＡの場合と比較して、吸気行程から圧縮行程上死点に至るまで全体的にタンブル強度が低くなっていることがわかる。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とがわかる。これに対して冠面２ｂＡの場合にはタンブル強度の低下が抑制され、この結果、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っていることがわかる。

さらにこれら２つの冠面２ｂＡ、２ｃＡの場合と比較して冠面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一方で、タンブル流Ｔが崩壊するポイントＰａが、冠面２ｂＡの場合のポイントＰｂと比較して早くなっていることがわかる。このことから冠面２ａＡ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の低下を抑制するとともに、圧縮行程上死点手前でタンブル流Ｔを早期に崩壊させることができる形状であることがわかる。なお、圧縮行程上死点手前とは、平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡでタンブル流Ｔが崩壊する場合のポイントＰｂに対応するクランク角度よりも手前のクランク角度を意味するものである。

一方、乱れ強度は図２（ｂ）から吸気弁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ことがわかる。すなわち、吸気行程において吸気弁５５が閉弁するまでは、冠面形状の違いは乱れ強度に対してほとんど影響を及ぼしていないことがわかる。その後、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大きく低下することがわかる。これは、フラットな冠面２ｃＡではタンブル流Ｔを好適に案内できないことから一様な整流効果を与えることができず、タンブル強度が低下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、フラットな冠面形状２ｃＡの場合には、図２（ｂ）に示すポイントＰｆのような波形ピークが形成される。

これに対して冠面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の低下が抑制される。したがって冠面２ｂＡの場合には、フラットな冠面２ｃＡの場合と比較して乱れ強度が大きいことがわかる。また冠面２ｂＡの場合にあっては図２（ａ）に示すポイントＰｂから、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。そして冠面２ｂＡの場合にあっては、ポイントＰｂにおけるタンブル流Ｔの崩壊が乱れ強度を増大させるとともにポイントＰｅのような波形ピークを形成するが、この時点でのタンブル流Ｔの崩壊は既に略点火進角エリアでの乱れ強度増大にはほとんど寄与できないことがわかる。

これら２つの冠面２ｂＡ、２ｃＡの場合と比較して冠面２ａＡの場合には、乱れ強度は次のような特徴を有している。すなわち、冠面２ａＡの場合には、タンブル流Ｔが凹部１ａＡに沿って案内されることからタンブル強度の低下が抑制されるとともに、平坦部Ｌを有することからタンブル流ＴがポイントＰａで早期に崩壊し、この結果、ポイントＰｄのような波形ピークが形成されるとともに略点火進角エリアで強力な乱れが発生することがわかる。

図３は略点火進角エリアにおけるタンブル強度及び乱れ強度を冠面２ａＡ、２ｂＡ及び２ｃＡについて内燃機関５０Ａの運転条件毎に示す図であり、具体的には図３（ａ）で低回転時（回転数１２００ｒｐｍ時）のタンブル強度、図３（ｂ）で低回転時の乱れ強度、図３（ｃ）で高回転時（回転数４０００ｒｐｍ時）のタンブル強度、図３（ｄ）で高回転時の乱れ強度を夫々示している。また上記各図では内燃機関５０Ａの吸入空気量が大きい場合と小さい場合とについても夫々示している。

まず低回転時のタンブル強度については図３（ａ）から、冠面２ａＡ、２ｂＡ及び２ｃＡともに吸入空気量が大きい場合のほうが小さい場合よりもタンブル強度が大きくなることがわかる。次に各冠面について比較すると、フラットな冠面２ｃＡは冠面２ａＡ及び２ｂＡよりもタンブル強度が大幅に小さくなることがわかる。一方、冠面２ａＡと冠面２ｂＡは吸入空気量が大きい場合と小さい場合でともに同等のタンブル強度になることがわかる。低回転時の乱れ強度については図３（ｂ）から、冠面２ａＡ、２ｂＡ及び２ｃＡともに吸入空気量が大きい場合のほうが小さい場合よりも乱れ強度が大きくなることがわかる。次に各冠面について比較すると、フラットな冠面２ｃＡは冠面２ａＡ及び２ｂＡよりも乱れ強度が大幅に小さくなることがわかる。一方、冠面２ａＡは冠面２ｂＡよりも吸入空気量が大きい場合と小さい場合でともに乱れ強度が大きくなる（向上代α１及びβ１）ことがわかる。

高回転時のタンブル強度については図３（ｃ）から、冠面２ａＡ、２ｂＡ及び２ｃＡともに吸入空気量が大きい場合のほうが小さい場合よりもタンブル強度が大きくなることがわかる。また各冠面について比較すると、フラットな冠面２ｃＡは冠面２ａＡ及び２ｂＡよりもタンブル強度が大幅に小さくなることがわかる。一方、冠面２ａＡと冠面２ｂＡは吸入空気量が大きい場合と小さい場合でともに同等のタンブル強度になることがわかる。高回転時の乱れ強度については図３（ｄ）から、冠面２ａＡ、２ｂＡ及び２ｃＡともに吸入空気量が大きい場合のほうが小さい場合よりも乱れ強度が大きくなることがわかる。次に各冠面について比較すると、フラットな冠面２ｃＡは冠面２ａＡ及び２ｂＡよりも乱れ強度が大幅に小さくなることがわかる。一方、冠面２ａＡは冠面２ｂＡよりも吸入空気量が大きい場合と小さい場合でともに乱れ強度が大きくなる（向上代α２及びβ２）ことがわかる。

上記より、冠面２ａＡは低回転時に吸入空気量の大小に関わらず大きな乱れを発生でき、また高回転時にも吸入空気量の大小に関わらず大きな乱れを発生できる形状であることがわかる。すなわち冠面２ａＡは内燃機関５０Ａの回転数及び吸入空気量が変化しても、大きな乱れを発生できる形状であることがわかる。なお、内燃機関５０Ａの回転数が大きくなるほど筒内の乱れが増大する傾向にあることから、これに伴い乱れ強度の向上代も小さくなる傾向にあり、このため乱れ強度の向上代はα１＞α２、β１＞β２の関係にある。

上記結果を踏まえて、次に冠面２ａＡ、２ｂＡ、２ｃＡ夫々を適用した場合の内燃機関５０Ａの燃料消費率と空燃比の関係について図４を用いて詳述する。図４に示すグラフは縦軸が燃料消費率、横軸が空燃比となっており、希薄燃焼時のこれらの特性を示している。なお、燃料消費率は同一の空燃比で燃料噴射量が多いほど高くなる。図４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ともに燃料消費率はほぼ同等となっている。一方、前述した図３に示すように、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混合気のミキシング性や火炎の伝播性も低い。したがって冠面２ｃＡの場合には空燃比がリーンになるに従って、冠面２ａＡ、２ｂＡよりも余計に燃料を噴射する必要が生じ、この結果、燃料消費率が高くなる。これに対して冠面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混合気のミキシング性や火炎の伝播性が高く、余計に燃料を噴射する必要がないため燃料消費率が低くなる。また平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡの場合には、冠面２ａＡと比較して図３に示す差の分だけ乱れ強度が低くなることから、この差分だけ燃料消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、空燃比がリーンになるほど火炎の伝播が困難になり、失火やトルク変動を引き起こす。これに対して冠面２ａＡの場合にはタンブル強度が高いため、冠面２ｃＡと比較して空燃比がよりリーンになっても良好な火炎伝播が可能になる。したがって図４に示すように冠面２ａＡの場合には冠面２ｃＡ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２ｂＡの場合には冠面２ａＡと比較して図３に示す乱れ強度の差の分だけ燃焼性が低くなることから、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夫々を適用した場合の内燃機関５０Ａの全負荷性能について図５を用いて詳述する。図５に示すグラフは、縦軸が軸トルク、横軸が内燃機関５０Ａの回転数を示している。フラットな冠面２ｃＡの場合と冠面２ａＡの場合を比較すると、乱れ強度が大きい冠面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領域で大幅に軸トルクが向上していることから、特に低回転数領域で乱れ強度増大の効果が大きく表れていることがわかる。また平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡと比較しても冠面２ａＡのほうが図３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Ｌｗの大きさについて図６を用いて詳述する。図６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及び燃焼室５４内の乱れ強度の変化を、燃焼室５４の高さＨに対してピストン１Ａの平坦部Ｌの幅Ｌｗを変化させた場合夫々について比較して示す図であり、具体的には図６（ａ）でこのときのタンブル強度の変化を示すとともに、図６（ｂ）でこのときの乱れ強度の変化を示している。また両図とも横軸はクランク角度を示している。なお、図６に示すＬｗ＝０の場合は前述した冠面２ｂＡの場合と同一であり、Ｌｗ／Ｈ＝２．６の場合は冠面２ａＡの場合と同一である。また図６では参考としてフラットな冠面２ｃＡの場合についても同時に示している。

図６（ａ）及び（ｂ）で略点火進角エリア付近に着目し、Ｌｗ／Ｈ＝０の場合と幅Ｌｗを変化させた場合とを比較する。幅Ｌｗを燃焼室５４の高さＨの０．８倍（Ｌｗ／Ｈ＝０．８）に設定した場合には、図６（ａ）よりＬｗ＝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６（ｂ）より、Ｌｗ／Ｈ＝０．８の場合にはＬｗ＝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Ｌｗ／Ｈ＝０．８の場合には、タンブル強度の低下を抑制するとともに圧縮行程上死点手前でタンブル流Ｔを崩壊させて、略点火進角エリアで乱れ強度の増大を図れることがわかる。

Ｌｗ／Ｈ＝２．６の場合には、Ｌｗ／Ｈ＝０．８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６（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６（ｂ））。Ｌｗ／Ｈが２．６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、崩壊時及び略点火進角エリアでの乱れ強さはＬｗ／Ｈ＝２．６近傍を最大として次第に低下していく。そしてＬｗ／Ｈ＝４．３の場合には、図６（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略点火進角エリアでタンブル強度が低下する。ただし図６（ｂ）に示すように、略点火進角エリアにおける乱れ強度はＬｗ＝０の場合と比較してほぼ同等である。Ｌｗ／Ｈ＝６．４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６（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。

図７は燃焼室５４の高さＨに対してピストン１Ａの平坦部Ｌの幅Ｌｗを変化させた場合の略点火進角エリアにおけるタンブル強度及び乱れ強度を示す図であり、具体的には図７（ａ）でこのときのタンブル強度を示すとともに、図７（ｂ）でこのときの乱れ強度を示している。また上記各図ではさらに低回転時と高回転時の場合について夫々示すとともに、参考としてフラットな冠面２ｃＡの場合についても同時に示している。図７（ａ）を参照するとＬｗ／Ｈに対応するタンブル強度を把握することができることから、この図７（ａ）でタンブル強度を確認することにより、０＜Ｌｗ／Ｈ≦３．０を適正なタンブル強度を維持できるＬｗ／Ｈの範囲として導き出すことができる。

一方、乱れ強度に関しては、乱れ強度が低回転時のＬｗ＝０の場合に発生する乱れ強度よりも大きい場合には効果的であると判断することができる。これに対して図７（ｂ）からＬｗ／Ｈが４．５よりも大きくなると、乱れ強度が低回転時のＬｗ＝０の場合に発生する乱れ強度よりも低下してしまうことがわかる。このため図７（ｂ）から０＜Ｌｗ／Ｈ≦４．５を乱れ強度を十分に増大できるＬｗ／Ｈの範囲と導き出すことができる。一方、高回転時には筒内の乱れが増大する傾向にあることから、平坦部Ｌの幅Ｌｗが大きいと圧縮行程上死点手前まで十分なタンブル強度でタンブル流Ｔを維持できなくなる虞がある。これに対してさらに図７（ａ）も考慮すると、０＜Ｌｗ／Ｈ≦３．０を乱れ強度を十分に増大できるより好ましいＬｗ／Ｈの範囲と導き出すことができる。したがってこれを満たすようにＬｗ／Ｈを設定すれば、より好適にタンブル強度の低下を抑制するとともに乱れ強度を増大させることができる。

なお、冠面２ａＡは平坦部Ｌを有しない冠面２ｂＡと比較して冠面周縁部１ｂＡの大きさも低減できることから、圧縮行程において冠面周縁部１ｂＡから発生するよどみ成分も低減でき、これによってもタンブル流Ｔの強度低下を抑制できる。また、円筒内面Ｒ１及びＲ２の中心軸線Ｐ１、Ｐ２を図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することで、円筒内面Ｒ１、Ｒ２を平坦部Ｌと最もスムースに繋がるように（すなわち接線で繋がるように）形成することができることから、これによってもタンブル強度の低下を抑制できる。以上により、希薄燃焼領域の拡大及び出力性能の向上を好適に図ることが可能な内燃機関５０Ａを実現できる。

本実施例に係る内燃機関５０Ｂは、ピストン１Ａの代わりにピストン１Ｂを備えている点以外、実施例１に係る内燃機関５０Ａと同一のものとなっている、またピストン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をさらに備えている点以外、ピストン１Ａと同一のものとなっている。図８はピストン１Ｂの冠面２ａＢを上面視で模式的に示す図である。気流案内部Ｂはピストン１Ｂの中心軸線を含みクランク軸線と略平行な面で対称な形状となっており、且つ気流案内部Ｂ夫々はピストン１Ｂの中心軸線を含みクランク軸線と略直交する面で互いに対称な形状となっている。また気流案内部Ｂ夫々の互いに対向する面各々は上面視で円弧状に形成されている。なお、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。

気流案内部Ｂは図８中に矢印で示すような横旋回成分Ｓを抑制してタンブル流Ｔの整流効果を高めることができることから、これによりタンブル強度の低下を抑制することができる。なお、横旋回成分Ｓを抑制するための最適な気流案内部Ｂの配置や形状は例えば吸気ポート５２ｂの形状、シリンダヘッド５２側の燃焼室５４の形状、ピストン１Ｂのストローク長、ボア径、ピストン１Ｂの平坦部Ｌの幅Ｌｗやこの幅Ｌｗの後述するオフセット量など（以下、単に内燃機関５０の諸元と称す）によって異なってくる。このため気流案内部Ｂの具体的な配置や形状に関しては後に実施例９で詳述する。

一方、気流案内部Ｂの幅ｂの大きさは、タンブル強度の低下を抑制するとともに圧縮工程上死点手前でタンブル流Ｔを崩壊させて乱れ強度を増大させる効果を生み出す凹部１ａＢの大きさと密接な関係を有することから、係る効果を奏するにあたって重要な要素となる。図９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、燃焼室５４の高さＨに対して気流案内部Ｂの幅ｂを変化させた場合夫々について比較して示す図である。なお、図９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９では参考として実施例１で示したフラットな冠面２ｃＡの場合についても同時に示している。

ｂ／Ｈ＝１．０の場合には、ｂ＝０の場合とほぼ同等のタンブル強度となる一方で、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力な乱れを発生させることができることがわかる。これに対してｂ／Ｈ＝２．２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／Ｈ＝３．０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ことがわかる。

図１０は燃焼室５４の高さＨに対して気流案内部Ｂの幅ｂを変化させた場合の略点火進角エリアにおけるタンブル強度及び乱れ強度を示す図であり、具体的には図１０（ａ）でこのときのタンブル強度を示すとともに、図１０（ｂ）でこのときの乱れ強度を示している。また上記各図ではさらに低回転時と高回転時の場合についても夫々示すとともに、参考としてフラットな冠面２ｃＡの場合についても同時に示している。図１０（ａ）からｂ／Ｈが大きくなるとタンブル強度はｂ／Ｈ＝１．０近傍をピークに緩やかに低下することがわかる。また内燃機関５０Ａの回転数の大きさに関わらず、タンブル強度はｂ／Ｈが１．０よりも大きくなると低下する傾向にある。これは幅ｂが大きくなるとその分、凹部１ａＡが縮小されるという関係にあることに起因する。この図１０（ａ）でタンブル強度を確認することにより、０＜ｂ／Ｈ≦２．０を適正なタンブル強度を維持できるｂ／Ｈの範囲と導き出すことができる。

一方、乱れ強度に関しては図１０（ｂ）から、０＜ｂ／Ｈ≦２．５を乱れ強度を十分な大きさに増大させることができるｂ／Ｈの範囲と導き出すことができる。これに対してさらに図１０（ａ）も考慮すると、０＜ｂ／Ｈ＜２．０を乱れ強度を十分な大きさに増大させることができるより好ましい範囲と導き出すことができる。したがってこれを満たすようにｂ／Ｈを設定すれば、より好適にタンブル強度の低下を抑制するとともに乱れ強度を増大させることができる。以上により、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な内燃機関５０Ｂを実現できる。

本実施例に係る内燃機関５０Ｃは、ピストン１Ａの代わりにピストン１Ｃを備えている点と、諸元が異なるものと想定している点以外、実施例１に係る内燃機関５０Ａと同一のものとなっている。またピストン１Ｃは、円筒内面Ｒ１及びＲ２の曲率半径ｒ１及びｒ２が互いに異なる点以外、ピストン１Ａと同一のものとなっている。図１１は内燃機関５０Ｃの要部を模式的に示す図であり、具体的には図１１（ａ）で内燃機関５０Ｃの要部を模式的に示すとともに、図１１（ｂ）でピストン１Ｃの冠面２ａＣを上面視で模式的に示している。円筒内面Ｒ１及びＲ２の中心軸線Ｐ１、Ｐ２は平坦部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おり、円筒内面Ｒ１及びＲ２夫々は平坦部Ｌと接線で繋がるように形成されている。

そして図１１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。この場合にはピストン１Ｃ上昇運動時に発生する排気側よどみ成分を低減できることから、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。一方、逆に曲率半径ｒ２をｒ１よりも大きくすれば、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できることから、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。こ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、内燃機関５０Ｃの諸元に応じてタンブル流Ｔの巻き込み側（或いは巻き上げ側）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り、これによりタンブル強度の低下をより好適に抑制できる。

なお、ピストン１Ｃをさらに図１２に示すように変形することもできる。この変形例は、円筒内面Ｒ２の中心軸線Ｐ２を平坦部Ｌの端部を含み平坦部Ｌと略直交する平面上に設定する一方で、円筒内面Ｒ１の中心軸線Ｐ１を平坦部Ｌの端部を含み平坦部Ｌと略直交する平面上に設定しない例となっている。またこの例はさらに実施例５で後述するように平坦部Ｌをオフセットさせた例となっている。この例では円筒内面Ｒ１と平坦部Ｌがスムースに繋がらない分、タンブル強度の低下を招く虞があるが、内燃機関５０の諸元次第では係る形状を適用してもよい。以上により、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な内燃機関５０Ｃを実現できる。

本実施例に係る内燃機関５０Ｄは、ピストン１Ｃの代わりにピストン１Ｄを備えている点以外、実施例３に係る内燃機関５０Ｃと同一のものとなっている、またピストン１Ｄは、実施例２で示した気流案内部Ｂをさらに備えている点以外、ピストン１Ｃと同一のものとなっている（図示省略）。この内燃機関５０Ｄによれば、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、内燃機関５０Ｃよりも好適にタンブル強度低下を抑制できる。このため内燃機関５０Ｄでは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。

本実施例に係る内燃機関５０Ｅは、ピストン１Ａの代わりにピストン１Ｅを備えている点と、諸元が異なるものと想定している点以外、実施例１に係る内燃機関５０Ａと同一のものとなっている、またピストン１Ｅは、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ている点以外、ピストン１Ａと同一のものとなっている。図１３は内燃機関５０Ｅの要部を模式的に示す図であり、具体的には図１３（ａ）で内燃機関５０Ｅの要部を模式的に示すとともに、図１３（ｂ）でピストン１Ｅの冠面を上面視で模式的に示している。

ここで、平坦部Ｌの最適な配置は必ずしも冠面２ａ中央になるとは限らない。これは内燃機関５０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。したがって本実施例では内燃機関５０Ｅの諸元に応じて、図１３（ａ）に示すように平坦部Ｌをオフセット比Ｌｗ１：Ｌｗ２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ている。これによりタンブル流Ｔを凹部１ａＥでより好適に案内できることから、内燃機関５０Ｅでは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。次に冠面２ａＥの変形例を実施例６から８までで示す。

本実施例に係る内燃機関５０Ｆは、ピストン１Ｅの代わりにピストン１Ｆを備えている点以外、実施例５に係る内燃機関５０Ｅと同一のものとなっている。またピストン１Ｆは、実施例２で示した気流案内部Ｂをさらに備えている点以外、ピストン１Ｅと同一のものとなっている（図示省略）。この内燃機関５０Ｆによれば、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内燃機関５０Ｅよりも好適にタンブル強度低下を抑制できる。このため内燃機関５０Ｆでは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。

本実施例に係る内燃機関５０Ｇは、ピストン１Ｅの代わりにピストン１Ｇを備えている点以外、実施例５に係る内燃機関５０Ｅと同一のものとなっている。またピストン１Ｇは円筒内面Ｒ１及びＲ２の曲率半径ｒ１及びｒ２が互いに異なる点以外、ピストン１Ｅと同一のものとなっている。図１４は内燃機関５０Ｇの要部を模式的に示す図であり、具体的には図１４（ａ）で内燃機関５０Ｇの要部を模式的に示すとともに、図１４（ｂ）でピストン１Ｇの冠面２ａＧを上面視で示している。この内燃機関５０Ｇによれば、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、内燃機関５０Ｅよりもタンブル強度の低下をより好適に抑制できる。この結果、内燃機関５０Ｇでは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。

本実施例に係る内燃機関５０Ｈは、ピストン１Ｇの代わりにピストン１Ｈを備えている点以外、実施例７に係る内燃機関５０Ｇと同一のものとなっている。またピストン１Ｈは、実施例２で示した気流案内部Ｂをさらに備えている点以外、ピストン１Ｇと同一のものとなっている（図示省略）。この内燃機関５０Ｈによれば、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までの内燃機関５０Ｅ、５０Ｆ、５０Ｇと比較して最も好適にタンブル強度の低下を抑制できる。この結果、内燃機関５０Ｈでは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が備える気流案内部Ｂの形状及び配置について詳述する。図１５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を上面視で模式的に示す図である。気流案内部Ｂの形状や配置は図１５に示すように内燃機関５０の諸元に応じて適宜変形されてよく、具体的には例えば図１５（ａ）に示すピストン１Ｊのように、気流案内部Ｂは気流案内部Ｂ夫々の互いに対向する面各々が上面視で円弧状になるように形成されたもので実現できる。なお、この面各々も上面視で円弧状になるものに限られず、例えば上面視で楕円状、異なる曲率半径の円弧を連ねたような形状、または円弧の代わりに直線を連ねたような形状になるものなどであってもよい。また気流案内部Ｂは例えば図１５（ｂ）に示すピストン１Ｋのように、気流案内部Ｂ夫々の互いに対向する面各々が上面視でクランク軸線と直交する方向に直線状となるように形成されたもので実現できる。

また、気流案内部Ｂは例えば図１５（ｃ）に示すピストン１Ｌのように、気流案内部Ｂ夫々の互いに対向する面各々が、上面視で平坦部Ｌに対応する部分については直線状となるように、円筒内面Ｒ１及びＲ２に対応する部分については円弧状となるように形成されたもので実現できる。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１５（ｃ）に示すピストン１Ｌの気流案内部Ｂを図１５（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。なお、上記図１５（ａ）から（ｄ）まででは、気流案内部Ｂはピストン１Ｂの中心軸線を含みクランク軸線と略平行な面で対称な形状となっており、且つ気流案内部Ｂ夫々はピストン１Ｂの中心軸線を含みクランク軸線と略直交する面で互いに対称な形状となっている。これに対して気流案内部Ｂを例えば図１５（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）で狭くなるように配置することも可能である。このようにシリンダ中心軸線を含むとともにクランク軸線に略平行な面で非対称になるように気流案内部Ｂを配置すれば、タンブル流Ｔを巻き上げる勢いを増大させることもできる。

また、気流案内部Ｂを備え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、これによってピストン強度を高めることもできる。図１６は、図１５（ａ）で示したピストン１Ｊを模式的に示す図であり、具体的には図１６（ａ）でピストン１Ｊの冠面１ａＪを上面視で示すとともに、図１６（ｂ）で図１６（ａ）に示すピストン１ＪのＡ−Ａ断面を示し、さらに図１６（ｃ）で図１６（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１６（ｂ）に示すように、気流案内部Ｂを備え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ることから、これによりピストン強度を高めることができる。なお、肉厚Ｈは５ｍｍ以上であることが好ましいが、これに限られず適宜設定してよい。また気流案内部Ｂの角隅部Ｋは図１６（ｂ）に示すような略直角な形状に限られず、例えば角隅部に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１６（ｃ）に示すようにスムースな除辺によって繋がる形状など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も可能である。図１７は平坦部Ｌを有する冠面２ａと平坦部Ｌを有しない冠面２ｂとを重ねて模式的に示す図であり、この冠面２ａと冠面２ｂは冠面周縁部１ｂの大きさが互いに同一に設定されている。ここで、ピストン１の中心軸線が延伸する方向でトップリング部ＴＲを凹部１ａ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虞がある。これに対して冠面周縁部１ｂの大きさを同一にして比較した場合、平坦部Ｌを有する冠面２ａのほうが冠面２ｂよりも凹部１ａの深さを浅く設定できる。したがって冠面２ａを有するピストン１ではピストン１の中心軸線が延伸する方向でトップリング部ＴＲを凹部１ａよりも下方に容易に設定できることから、これによりさらにピストン強度を高めることもできる。

このため本実施例で示したピストン１Ｊ、１Ｋ、１Ｌ、１Ｍ及び１Ｎに対してさらに上記のようにトップリング部ＴＲを設定すれば、これらピストン１Ｊ、１Ｋ、１Ｌ、１Ｍ及び１Ｎを備える内燃機関５０Ｊ、５０Ｋ、５０Ｌ、５０Ｍ及び５０Ｎで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とともに、さらにピストン強度を高めることもできる。なお、上記のようにトップリングＴＲ部を設定することは、本実施例で示したピストン１Ｊ、１Ｋ、１Ｌ、１Ｍ及び１Ｎに限られず、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。以上により、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な内燃機関５０Ｊから５０Ｎまでを実現できる。

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。例えばピストンの凹部に形成する案内面には、加工容易性や旋回気流の強度低下を好適に抑制できる形状といった観点から円筒内面を適用することが好適であるが、これに限らず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。

内燃機関５０Ａの要部を模式的に示す図である。 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及び燃焼室５４内の乱れ強度の変化を、種々の形状のピストン冠面２Ａについて比較して示す図である。 略点火進角エリアにおけるタンブル強度及び乱れ強度を冠面２ａＡ、２ｂＡ及び２ｃＡについて内燃機関５０Ａの運転条件毎に示す図である。 冠面２ａＡ、２ｂＡ、２ｃＡ夫々を適用した場合の内燃機関５０Ａの燃料消費率と空燃比の関係を比較して示す図である。 冠面２ａＡ、２ｂＡ、２ｃＡ夫々を適用した場合の内燃機関５０Ａの全負荷性能を比較して示す図である。 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強度及び燃焼室５４内の乱れ強度の変化を、燃焼室５４の高さＨに対してピストン１Ａの平坦部Ｌの幅Ｌｗを変化させた場合夫々について比較して示す図である。 燃焼室５４の高さＨに対してピストン１Ａの平坦部Ｌの幅Ｌｗを変化させた場合の略点火進角エリアにおけるタンブル強度及び乱れ強度を示す図である。 ピストン１Ｂの冠面２ａＢを上面視で模式的に示す図である。 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、燃焼室５４の高さＨに対して気流案内部Ｂの幅ｂを変化させた場合夫々について比較して示す図である。 燃焼室５４の高さＨに対して気流案内部Ｂの幅ｂを変化させた場合の略点火進角エリアにおけるタンブル強度及び乱れ強度を示す図である。 内燃機関５０Ｃの要部を模式的に示す図である。 ピストン１Ｃの変形例の一例を示す図である。 内燃機関５０Ｅの要部を模式的に示す図である。 内燃機関５０Ｇの要部を模式的に示す図である。 気流案内部Ｂを備えるピストン１Ｊ、１Ｋ、１Ｌ、１Ｍ及び１Ｎの冠面２ａを上面視で模式的に示す図である。 ピストン１Ｊを模式的に示す図である。 平坦部Ｌを有する冠面２ａと平坦部Ｌを有しない冠面２ｂとを重ねて模式的に示した図である。

符号の説明

１ 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

Claims (1)

1. 旋回気流を案内するための案内面と、平坦部とを含む凹部が冠面に形成されたピストンを有する内燃機関であって、
   前記案内面が円筒内面であるとともに、該円筒内面が吸気バルブ側円筒内面と排気バルブ側円筒内面であり、且つ該吸気バルブ側円筒内面と該排気バルブ側円筒内面に前記平坦部が挟まれており、
   燃焼室の高さＨに対する前記平坦部の幅Ｌｗの比Ｌｗ／Ｈが、ゼロよりも大きく、且つ４．５以下になるように前記平坦部の幅Ｌｗが設定されており、
   前記平坦部が前記冠面の前記内燃機関のクランク軸線の延伸方向にある周縁端部に至るまで延伸することで、前記周縁端部に前記平坦部よりも凸の部分が形成されていないことを特徴とする内燃機関。

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