JP7180304B2 - エンジンの燃焼室構造 - Google Patents

Description

本発明は、混合気の一部を火花点火によりＳＩ燃焼させるとともにその他の混合気を自着火によりＣＩ燃焼させる部分圧縮着火燃焼が可能なエンジンの燃焼室構造に関する。

ガソリンエンジンの燃焼態様として、火花点火をきっかけに混合気の一部を火炎伝播により強制的に燃焼（ＳＩ燃焼）させ、その他の混合気を自着火により燃焼（ＣＩ燃焼）させることを企図した部分圧縮着火燃焼（ＳＰＣＣＩ燃焼）が知られている。また、火花点火式エンジンの燃焼室構造として、例えば特許文献１には、燃焼室天井面をペントルーフ形状とし、燃焼室底面となるピストン冠面にキャビティを設ける構造が開示されている。当該燃焼室構造は、燃料噴射弁に向けて斜め上方に流れるタンブル流を形成することが可能である。

特開２０１６－２２３４１１号公報

ＳＰＣＣＩ燃焼では、燃焼性の向上のため、スワール流が可及的に圧縮行程後期まで維持されることが望ましい。しかし、ＳＰＣＣＩ燃焼に好適な高圧縮比エンジンにおいて、スワール流を圧縮行程後期まで維持させることは容易ではない。また、実際のエンジンでは、エンジン回転数や負荷に応じて、例えば一般的なＳＩ燃焼と、ＳＰＣＣＩ燃焼とが併用される。ＳＩ燃焼では、タンブル流が可及的に圧縮行程後期まで維持されることが望ましい。しかし、従来の燃焼室構造では、タンブル流とスワール流との双方を圧縮行程後期まで十分に維持できないという問題があった。

本発明の目的は、ＳＰＣＣＩ燃焼を行うエンジンにおいて、スワール流を圧縮行程後期まで維持できるエンジンの燃焼室構造を提供すること、並びに、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼とを併用するエンジンにおいて、タンブル流及びスワール流の双方を圧縮行程後期まで維持することができるエンジンの燃焼室構造を提供することにある。

本発明の一局面に係るエンジンの燃焼室構造は、吸気ポート及び排気ポートの開口を有し、ピストンの冠面と、前記ピストンが摺動可能に収容される気筒の内壁面と、ペントルーフ型の天井面とによって区画される燃焼室を有し、混合気の一部を火花点火によりＳＩ燃焼させると共にその他の混合気を自着火によりＣＩ燃焼させる部分圧縮着火燃焼を行うエンジンの燃焼室構造であって、前記冠面には、椀状に凹設されてなるキャビティと、前記キャビティと前記ピストンの外縁部との間の外周領域において気筒軸方向に突設され、前記天井面のペントルーフ形状に沿った山型形状を有する一対の第１隆起部と、前記外周領域の、前記吸気ポートと対向する側であって前記一対の第１隆起部の間の位置に突設され、前記第１隆起部の稜線延在方向と立ち上がり方向が直交する第２隆起部と、を備え、前記キャビティの最深部の高さ位置に対する前記第１隆起部の高さをＨ１、前記第２隆起部の高さをＨ２とするとき、前記第１隆起部の高さＨ１と前記第２隆起部の高さＨ２との比であるＨ１／Ｈ２が、１．７９以上３．２９以下の範囲に設定されていることを特徴とする。

この燃焼室構造によれば、ペントルーフ形状に沿った山型形状を有する前記第１隆起部が、これと直交する方位に位置する前記第２隆起部よりも、所定の範囲（Ｈ１／Ｈ２＝１．７９以上３．２９以下）で高く設定される。すなわち、前記第１隆起部と前記第２隆起部との高さ比が大きくなりすぎないようにＨ１／Ｈ２が設定されているので、スワール流を前記第２隆起部の領域でもガイドさせることができ、スワール流をキャビティ内において維持させ易くなる。従って、部分圧縮着火燃焼（ＳＰＣＣＩ燃焼）を行わせる場合において、燃焼室の容積が狭くなる圧縮行程後期までスワール流を維持させることができる。なお、Ｈ１／Ｈ２が１．７９未満になると、前記第１隆起部が相対的に低くなって当該第１隆起部によるスワール流のガイド効果が低減する傾向が顕著となる。また、Ｈ１／Ｈ２が３．２９より大きいと、スワール流が前記第１隆起部に対して相対的に低すぎる前記第２隆起部の領域で旋回できないようになり、当該スワール流を維持できない傾向が顕著となる。

本発明の他の局面に係るエンジンの燃焼室構造は、吸気ポート及び排気ポートの開口を有し、ピストンの冠面と、前記ピストンが摺動可能に収容される気筒の内壁面と、ペントルーフ型の天井面とによって区画される燃焼室を有し、混合気を火花点火により燃焼させるＳＩ燃焼と、混合気の一部を火花点火によりＳＩ燃焼させると共にその他の混合気を自着火によりＣＩ燃焼させる部分圧縮着火燃焼とを併用して行うエンジンの燃焼室構造であって、前記冠面には、椀状に凹設されてなるキャビティと、前記キャビティと前記ピストンの外縁部との間の外周領域において気筒軸方向に突設され、前記天井面のペントルーフ形状に沿った山型形状を有する一対の第１隆起部と、前記外周領域の、前記吸気ポートと対向する側であって前記一対の第１隆起部の間の位置に突設され、前記第１隆起部の稜線延在方向と立ち上がり方向が直交する第２隆起部と、を備え、前記キャビティの最深部の高さ位置に対する前記第１隆起部の高さをＨ１、前記第２隆起部の高さをＨ２とするとき、前記第１隆起部の高さＨ１と前記第２隆起部の高さＨ２との比であるＨ１／Ｈ２が、１．９２以上２．７５以下の範囲に設定されていることを特徴とする。

この燃焼室構造によれば、Ｈ１／Ｈ２を上記の範囲に設定することで、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼とを併用するエンジンにおいて、タンブル流及びスワール流の双方の維持効果を高めることができる。すなわち、ペントルーフ型の天井面を備える燃焼室では、吸気は前記稜線延在方向と直交する方向に流入し、タンブル流を形成する。従ってタンブル流は、前記キャビティの側部に位置し前記第２隆起部よりも高い前記第１隆起部によってガイドされる。このため、タンブル流が前記キャビティに集まり易くなり、タンブル流を圧縮行程後期まで維持することができる。一方、前記第１隆起部と前記第２隆起部との高さ比が大きくなりすぎないようにＨ１／Ｈ２が設定されているので、スワール流を前記第２隆起部の領域でガイドさせることができ、スワール流をキャビティ内において維持させ易くなる。従って、燃焼室の容積が狭くなる圧縮行程後期までスワール流を維持することができる。なお、Ｈ１／Ｈ２が１．９２未満になると、前記第１隆起部の高さが不足することに起因して、当該第１隆起部によるタンブル流のガイド効果が低減する傾向が顕著となる。また、Ｈ１／Ｈ２が２．７５より大きいと、タンブル流が前記第１隆起部に対して相対的に低すぎる前記第２隆起部の領域でガイドされ難くなり、当該タンブル流を維持できない傾向が顕著となる。

上記の燃焼室構造において、前記気筒の幾何学的圧縮比が１５以上の高圧縮比に設定されていることが望ましい。

この燃焼室構造によれば、燃料の一部を圧縮着火させるＳＰＣＣＩ燃焼を行わせるのに好適な燃焼室とすることができる。

上記の燃焼室構造において、前記キャビティは、前記冠面の上面視において、前記稜線延在方向に幅広の楕円形状を備えることが望ましい。

この燃焼室構造によれば、タンブル流の流動方向においてキャビティが幅広となる形状を有しているので、前記第１隆起部にてタンブル流をよりガイドさせ易くすることができる。

本発明によれば、ＳＰＣＣＩ燃焼を行うエンジンにおいて、スワール流を圧縮行程後期まで維持できるエンジンの燃焼室構造を提供すること、並びに、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼とを併用するエンジンにおいて、タンブル流及びスワール流の双方を圧縮行程後期まで維持することができるエンジンの燃焼室構造を提供することができる。

図１は、本発明に係る燃焼室構造が適用された部分圧縮着火式エンジンの全体構成を示すシステム図である。 図２は、前記エンジンが備える１つの気筒の模式的な斜視図である。 図３は、気筒およびその近傍の吸排気系の構造を示す概略平面図である。 図４は、エンジンの制御系統を示すブロック図である。 図５は、エンジンの運転領域を燃焼形態の相違により区分けした運転マップである。 図６は、エンジンの各運転領域で行われる燃焼制御を概略的に説明するためのタイムチャートである。 図７は、ＳＰＣＣＩ燃焼（部分圧縮着火燃焼）時の熱発生率の波形を示すグラフである。 図８は、ピストンの斜視図である。 図９は、ピストンの冠面の平面図である。 図１０は、図９のＸ－Ｘ線断面図である。 図１１は、図９のＸＩ－ＸＩ線断面図である。 図１２は、キャビティに関連する各種パラメータを付記した、ピストンの斜視図である。 図１３（Ａ）～（Ｄ）は、吸気行程におけるタンブル流の流動を模式的に示す図である。 図１４（Ａ）～（Ｄ）は、圧縮行程におけるタンブル流の流動を模式的に示す図である。 図１５（Ａ）は、図１４（Ｄ）の状態に相当する、燃焼室の模式的な断面図、図１５（Ｂ）は、圧縮ＴＤＣにおける燃焼室の模式的な断面図である。 図１６（Ａ）～（Ｄ）は、吸気行程におけるスワール流の流動を模式的に示す図である。 図１７（Ａ）～（Ｄ）は、圧縮行程におけるスワール流の流動を模式的に示す図である。 図１８（Ａ）は、図１７（Ｄ）の状態に相当する、燃焼室内におけるスワール流の発生状態を示す模式図、図１８（Ｂ）は、圧縮ＴＤＣでの燃焼室内におけるスワール流の発生状態を示す模式図である。 図１９は、本実施形態を採用した場合における、タンブル流及びスワール流の維持効果を示すグラフである。 図２０（Ａ）は、Ｈ１／Ｈ２を適正範囲に設定した場合におけるタンブル流を示す模式図、図２０（Ｂ）は、Ｈ１／Ｈ２が適正範囲を下回る場合におけるタンブル流を示す模式図である。 図２１（Ａ）は、Ｈ１／Ｈ２を適正範囲に設定した場合におけるスワール流を示す模式図、図２１（Ｂ）は、Ｈ１／Ｈ２が適正範囲を上回る場合におけるスワール流を示す模式図である。

［エンジンの全体構成］
以下、図面に基づいて、本発明の実施形態について詳細に説明する。先ず、図１に示すシステム図を参照して、本発明に係る燃焼室構造が適用された部分圧縮着火式エンジン（以下、単にエンジンという）の全体構成を説明する。図１に示されるエンジンは、走行用の動力源として車両に搭載された４サイクルのガソリン直噴エンジンであり、エンジン本体１と、エンジン本体１に導入される吸気が流通する吸気通路３０と、エンジン本体１から排出される排気ガスが流通する排気通路４０と、排気通路４０を流通する排気ガスの一部を吸気通路３０に還流する外部ＥＧＲ装置４５と、エンジン本体１にガソリンを主成分とする燃料を供給するフューエルシステム１５０と、を備えている。

エンジン本体１は、気筒２が内部に形成されたシリンダブロック３と、気筒２を上から閉塞するようにシリンダブロック３の上面に取り付けられたシリンダヘッド４と、気筒２内に収容されたピストン５とを有している。エンジン本体１は、典型的には複数の（例えば４つの）気筒を有する多気筒型のものであるが、図１では簡略化のため、１つの気筒２のみを図示している。図２には、１つの気筒２を模式的な斜視図にて示している。ピストン５は、気筒２のボア径Ｂに応じた外径を有し、所定のストロークＳで往復摺動可能に気筒２内に収容されている。ピストン５の下方には、エンジン本体１の出力軸であるクランク軸７が設けられている。クランク軸７は、ピストン５とコネクティングロッド８を介して連結され、ピストン５の往復運動に応じて中心軸回りに回転駆動される。

ピストン５の上方には燃焼室６が区画されている。燃焼室６には、後述するインジェクタ１５からの噴射によって前記燃料が供給される。供給された燃料が燃焼室６で空気と混合されつつ燃焼し、その燃焼による膨張力で押し下げられたピストン５が上下方向に往復運動する。燃焼室６を区画する燃焼室壁面は、気筒２の内壁面、ピストン５の上面である冠面５０、及び、シリンダヘッド４の底面である燃焼室天井面６Ｕ（吸気弁１１及び排気弁１２の各バルブ面を含む）からなる。燃焼室天井面６Ｕは、上向きに凸のペントルーフ型の形状を有している。

気筒２の幾何学的圧縮比、つまりピストン５が上死点にあるときの燃焼室６の容積とピストン５が下死点にあるときの燃焼室６の容積との比は、後述するＳＰＣＣＩ燃焼（部分圧縮着火燃焼）に好適な値として、１５以上３０以下、好ましくは１５以上１８以下の高圧縮比に設定される。幾何学的圧縮比を１５以上の高圧縮比に設定することで、燃焼室６内において混合気に圧縮着火が発生し易い環境とすることができる。

シリンダブロック３には、クランク角センサＳＮ１及び水温センサＳＮ２が組み付けられている。クランク角センサＳＮ１は、クランク軸７の回転角度（クランク角）及びクランク軸７の回転速度（エンジン回転速度）を検出する。水温センサＳＮ２は、シリンダブロック３およびシリンダヘッド４の内部を流通する冷却水の温度（エンジン水温）を検出する。

シリンダヘッド４の燃焼室天井面６Ｕには、燃焼室６に向けて開口する吸気ポート９及び排気ポート１０と、吸気ポート９を開閉する吸気弁１１と、排気ポート１０を開閉する排気弁１２とが設けられている。本実施形態のエンジンのバルブ形式は、図２及び図３に示すように、吸気２バルブ×排気２バルブの４バルブ形式である。図３は、気筒２及びその近傍の吸排気系の構造を示す概略平面図である。吸気ポート９は、第１吸気ポート９Ａ及び第２吸気ポート９Ｂを有し、排気ポート１０は、第１排気ポート１０Ａ及び第２排気ポート１０Ｂを有している。吸気弁１１は、第１吸気ポート９Ａ及び第２吸気ポート９Ｂに対しそれぞれ１つずつ設けられ、排気弁１２は、第１排気ポート１０Ａ及び第２排気ポート１０Ｂに対しそれぞれ１つずつ設けられている。

図３に示すように、第１、第２吸気ポート９Ａ、９Ｂのうち、第２吸気ポート９Ｂには、当該第２吸気ポート９Ｂを開閉可能なスワール弁１７が設けられている。スワール弁１７が閉方向に駆動されると、スワール弁１７が設けられていない第１吸気ポート９Ａから燃焼室６に流入する吸気の割合が増大する。このため、気筒軸ＡＸ（燃焼室６の中心軸）の回りを旋回する旋回流、つまりスワール流を強化することができる。逆に、スワール弁１７を開方向に駆動すればスワール流を弱めることができる。なお、本実施形態の吸気ポート９は、タンブル流（縦渦）を形成可能なタンブルポートである。このため、スワール弁１７の閉時に形成されるスワール流は、タンブル流とミックスされた斜めスワール流となる。

吸気弁１１及び排気弁１２は、シリンダヘッド４に配設された一対のカム軸等を含む動弁機構１３、１４により、クランク軸７の回転に連動して開閉駆動される。吸気弁１１用の動弁機構１３には、吸気弁１１の開閉時期を変更可能な吸気ＶＶＴ１３ａが、排気弁１２用の動弁機構１４には、排気弁１２の開閉時期を変更可能な排気ＶＶＴ１４ａが、各々内蔵されている。吸気、排気ＶＶＴ１３ａ、１４ａは、いわゆる位相式の可変機構であり、吸気弁１１、排気弁１２の開時期および閉時期を同時にかつ同量だけ変更する。

シリンダヘッド４には、インジェクタ１５及び点火プラグ１６が組み付けられている。インジェクタ１５は、フューエルシステム１５０から供給される燃料を燃焼室６に噴射する。点火プラグ１６は、インジェクタ１５から燃焼室６に噴射された燃料と、吸気ポート９（９Ａ、９Ｂ）を通して燃焼室６に導入された空気とが混合された混合気に点火する。シリンダヘッド４には、さらに、燃焼室６の圧力（筒内圧力）を検出する筒内圧センサＳＮ３が設けられている。図２に示されているように、インジェクタ１５は、燃焼室天井面６Ｕの径方向中央部であって、ペントルーフの頂部付近に先端部（噴孔）が表出するように配置されている。また、点火プラグ１６は、燃焼室天井面６Ｕにおけるペントルーフの斜面部であって、一対の吸気ポート９Ａ、９Ｂ間において先端部（電極部）が表出するように配置されている。

インジェクタ１５は、その先端部に複数の噴孔を有した多噴孔型のインジェクタであり、当該複数の噴孔から放射状に燃料を噴射することが可能である。図２中の符号Ｇの領域は、各噴孔から噴射された燃料の噴霧を表している。後記で詳述するが、ピストン５の冠面５０には、その径方向中央領域をシリンダヘッド４とは反対側（下方）に凹没させてなるキャビティ５１が形成されている。インジェクタ１５の先端部はキャビティ５１と対向しており、このキャビティ５１に向けて前記噴孔から燃料が噴射される。

インジェクタ１５に燃料を供給するフューエルシステム１５０は、フューエルタンク１５１、フューエルポンプ１５２、フューエルレール１５３及びパージ通路１５４を含む。フューエルタンク１５１は燃料を貯留するタンクである。フューエルポンプ１５２は、インタンク式のポンプであり、燃料をフューエルタンク１５１からフューエルレール１５３へ送り出す。フューエルレール１５３は、各気筒２に備えられているインジェクタ１５に燃料を分配する。パージ通路１５４は、フューエルタンク１５１内で気化した燃料を回収し、吸気通路３０に導入して燃焼させるための通路である。

吸気通路３０は、吸気ポート９と連通するように、シリンダヘッド４の一側面に接続されている。吸気通路３０の上流端から取り込まれた空気（新気）は、吸気通路３０及び吸気ポート９を通じて燃焼室６に導入される。吸気通路３０には、その上流側から順に、吸気中の異物を除去するエアクリーナ３１と、吸気の流量を調整する開閉可能なスロットル弁３２と、吸気を圧縮しつつ送り出す過給機３３と、過給機３３により圧縮された吸気を冷却するインタークーラ３５とが設けられている。

吸気通路３０の適所には、吸気の流量を検出するエアフローセンサＳＮ４と、吸気の温度を検出する第１・第２吸気温センサＳＮ５、ＳＮ７と、吸気の圧力を検出する第１・第２吸気圧センサＳＮ６、ＳＮ８とが設けられている。エアフローセンサＳＮ４及び第１吸気温センサＳＮ５は、吸気通路３０におけるエアクリーナ３１とスロットル弁３２との間の部位に設けられ、当該部位を通過する吸気の流量および温度を検出する。第１吸気圧センサＳＮ６は、吸気通路３０におけるスロットル弁３２と過給機３３との間であって、後述するＥＧＲ通路４５１の接続口よりも下流側の部位に設けられ、当該部位を通過する吸気の圧力を検出する。第２吸気温センサＳＮ７は、吸気通路３０における過給機３３とインタークーラ３５との間の部位に設けられ、当該部位を通過する吸気の温度を検出する。第２吸気圧センサＳＮ８は、吸気通路３０におけるインタークーラ３５と吸気ポート９との間の吸気の圧力を検出する。

過給機３３は、エンジン本体１と機械的に連係された機械式の過給機（スーパーチャージャ）である。過給機３３の具体的な形式は特に問わないが、例えばリショルム式、ルーツ式、または遠心式といった公知の過給機のいずれかを過給機３３として用いることができる。過給機３３には、締結と解放を電気的に切り替えることが可能な電磁クラッチ３４が付設されている。電磁クラッチ３４が締結されると、エンジン本体１から過給機３３に駆動力が伝達されて、過給機３３による過給が行われる。一方、電磁クラッチ３４が解放されると、上記駆動力の伝達が遮断されて、過給機３３による過給が停止される。

吸気通路３０には、過給機３３をバイパスして吸気を流通させるためのバイパス通路３６が付設されている。バイパス通路３６には、当該バイパス通路３６を開閉可能なバイパス弁３７が設けられている。バイパス通路３６は、過給機３３よりも上流側で吸気通路３０から分岐し、インタークーラ３５の下流側において吸気通路３０に合流する合流部３８を形成している。この合流部３８は、図略のサージタンクの近傍に配置される。なお、バイパス通路３６は、後述するＥＧＲ通路４５１と前記サージタンクとを接続する通路でもある。

排気通路４０は、各気筒２の排気ポート１０と排気マニホールド４１を介して連通している。各燃焼室６で生成された既燃ガスは、排気ポート１０、排気マニホールド４１及び排気通路４０を通じて外部に排出される。排気通路４０には、排気ガスの流通方向における上流側、下流側に、各々上流触媒コンバータ４２、下流触媒コンバータ４３が設けられている。上流触媒コンバータ４２には、三元触媒４２１及びＧＰＦ（ガソリン・パティキュレート・フィルタ）４２２が備えられている。三元触媒４２１は、排気通路４０を流通する排気ガス中に含まれる有害成分（ＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘ）を捕集する。ＧＰＦ４２２は、排気ガス中に含まれる煤に代表される粒子状物質を捕集する。下流触媒コンバータ４３は、三元触媒やＮＯｘ触媒等の適宜の触媒を内蔵した触媒コンバータである。

排気通路４０における上流触媒コンバータ４２よりも上流側の部位には、排気ガス中に含まれる酸素の濃度を検出するリニアＯ_２センサＳＮ９が配置されている。リニアＯ_２センサＳＮ９は、酸素濃度の濃淡に応じて出力値がリニアに変化するセンサであり、その出力値に基づいて、混合気の空燃比を推定することが可能である。また、三元触媒４２１とＧＰＦ４２２との間には、排気中のＮＯｘ濃度を計測するＮＯｘセンサＳＮ９が配置されている。

外部ＥＧＲ装置４５は、排気通路４０と吸気通路３０とを接続するＥＧＲ通路４５１と、ＥＧＲ通路４５１に設けられたＥＧＲクーラ４５２及びＥＧＲ弁４５３とを有している。ＥＧＲ通路４５１は、排気通路４０における上流触媒コンバータ４２よりも下流側の部位と、吸気通路３０におけるスロットル弁３２と過給機３３との間の部位とを互いに接続している。ＥＧＲクーラ４５２は、ＥＧＲ通路４５１を通して排気通路４０から吸気通路３０に還流される排気ガス（外部ＥＧＲガス）を、熱交換により冷却する。ＥＧＲ弁４５３は、ＥＧＲクーラ４５２よりも下流側のＥＧＲ通路４５１に配置され、当該ＥＧＲ通路４５１を流通する排気ガスの流量を調整する。

［制御系統］
続いて、上述したエンジンの制御系統について説明する。図４は、エンジンの制御系統を示すブロック図である。制御系統はＥＣＵ２０を備える。ＥＣＵ２０は、エンジンを統括的に制御するためのマイクロプロセッサであり、周知のＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等から構成されている。

ＥＣＵ２０には各種センサによる検出信号が入力される。ＥＣＵ２０は、上述したクランク角センサＳＮ１、水温センサＳＮ２、筒内圧センサＳＮ３、エアフローセンサＳＮ４、第１・第２吸気温センサＳＮ５，ＳＮ７、第１・第２吸気圧センサＳＮ６，ＳＮ８、リニアＯ_２センサＳＮ９及びＮＯ_ｘセンサＳＮ１０と電気的に接続されている。これらのセンサによって検出された情報（つまりクランク角、エンジン回転速度、エンジン水温、筒内圧力、吸気流量、吸気温、吸気圧、排気ガスの酸素濃度、ＮＯｘ濃度等）は、ＥＣＵ２０に逐次入力される。また、車両には、図略のアクセルペダルの開度を検出するアクセルセンサＳＮ１１が設けられている。このアクセルセンサＳＮ１１による検出信号も、ＥＣＵ２０に入力される。

ＥＣＵ２０は、上記各センサからの入力情報に基づいて種々の判定や演算等を実行しつつエンジンの各部を制御する。すなわち、ＥＣＵ２０は、吸気ＶＶＴ１３ａ、排気ＶＶＴ１４ａ、インジェクタ１５、点火プラグ１６、スワール弁１７、スロットル弁３２、電磁クラッチ３４、バイパス弁３７、およびＥＧＲ弁４５３等と電気的に接続されており、上記演算の結果等に基づいてこれらの機器にそれぞれ制御用の信号を出力する。

ＥＣＵ２０は、所定のプログラムが実行されることによって、演算部２１、噴射制御部２２、点火制御部２３、スワール制御部２４、吸気制御部２５、ＥＧＲ制御部２６及び全体制御部２７を機能的に具備するように動作する。

噴射制御部２２は、インジェクタ１５による燃料の噴射動作を制御する制御モジュールである。点火制御部２３は、点火プラグ１６による点火動作を制御する制御モジュールである。スワール制御部２４は、スワール弁１７の開度を制御する制御モジュールである。吸気制御部２５は、燃焼室６に導入される吸気の流量や圧力を調整する制御モジュールであり、スロットル弁３２及びバイパス弁３７の各開度や電磁クラッチ３４のＯＮ／ＯＦＦを制御する。ＥＧＲ制御部２６は、燃焼室６に導入されるＥＧＲガスの量を調整する制御モジュールであり、吸気ＶＶＴ１３ａおよび排気ＶＶＴ１４ａの各動作やＥＧＲ弁４５３の開度を制御する。

演算部２１は、上記の各制御部２２～２６による制御目標値の決定や、エンジンの運転状態の判定のための各種演算を実行する制御モジュールである。全体制御部２７は、エンジンの運転シーン等に応じて演算部２１及び各制御部２２～２６を統括的に制御し、必要な演算及び制御を実行させる。

［運転状態に応じた制御］
図５は、本実施形態のエンジンの温間時に使用される運転マップであり、エンジンの回転速度／負荷に応じた制御の相違を示す図である。なお、以下の説明において、エンジンの負荷が高い（低い）とは、エンジンの要求トルクが高い（低い）ことと等価である。

エンジンが温間状態にあるとき、エンジンの運転領域は、燃焼形態の相違によって３つの運転領域Ａ１～Ａ３に大別される。これら運転領域Ａ１～Ａ３を、それぞれ第１運転領域Ａ１、第２運転領域Ａ２、第３運転領域Ａ３と呼ぶ。第３運転領域Ａ３は、回転速度が高い高速領域である。第１運転領域Ａ１は、第３運転領域Ａ３よりも低速側の領域から高負荷側の一部を除いた低・中速／低負荷の領域である。第２運転領域Ａ２は、第１、第３運転領域Ａ１，Ａ３以外の残余の領域、つまり低・中速／高負荷の領域である。以下、各運転領域で選択される燃焼形態等について順に説明する。

＜第１運転領域＞
低・中速／低負荷の第１運転領域Ａ１では、ＳＩ燃焼とＣＩ燃焼とを組み合わせた部分圧縮着火燃焼（以下、これをＳＰＣＣＩ燃焼という）が実行される。ＳＩ燃焼とは、点火プラグ１６から発生する火花により混合気に点火し、その点火点からその周囲へと燃焼領域を拡げていく火炎伝播により混合気を強制的に燃焼させる燃焼形態のことである。ＣＩ燃焼とは、ピストン５の圧縮により高温・高圧化された環境下で、混合気を自着火により燃焼させる燃焼形態のことである。これらＳＩ燃焼とＣＩ燃焼とを組み合わせたＳＰＣＣＩ燃焼とは、混合気が自着火する寸前の環境下で行われる火花点火により燃焼室６内の混合気の一部をＳＩ燃焼させ、このＳＩ燃焼の後に（当該ＳＩ燃焼に伴うさらなる高温・高圧化によって）、燃焼室６内の他の混合気を自着火によりＣＩ燃焼させる燃焼形態である。なお、「ＳＰＣＣＩ」は「Spark Controlled Compression Ignition」の略である。

ＳＰＣＣＩ燃焼は、ＳＩ燃焼時の熱発生よりもＣＩ燃焼時の熱発生の方が急峻になるという性質がある。図７は、ＳＰＣＣＩ燃焼時の熱発生率の波形を示すグラフである。当該波形における点Ｘ１は、ＳＩ燃焼の開始に伴って熱発生率が立ち上がる熱発生点（クランク角θｓｉ）である。熱発生点以降、ＳＩ燃焼に対応する燃焼初期の立ち上がりの傾きが、その後のＣＩ燃焼に対応して生じる立ち上がりの傾きよりも小さくなっている。すなわち、ＳＰＣＣＩ燃焼時の熱発生率の波形は、ＳＩ燃焼に基づく相対的に立ち上がりの傾きが小さい第１熱発生率部Ｒ１と、ＣＩ燃焼に基づく相対的に立ち上がりの傾きが大きい第２熱発生部Ｒ２とが、この順に連続するように形成される。また、このような熱発生率の傾向に対応して、ＳＰＣＣＩ燃焼では、ＳＩ燃焼時に生じる燃焼室６内の圧力上昇率（ｄｐ／ｄθ）がＣＩ燃焼時のそれよりも小さくなる。

ＳＩ燃焼によって、燃焼室６内の温度および圧力が高まると、これに伴い未燃混合気が自着火し、ＣＩ燃焼が開始される。このＣＩ燃焼が開始するタイミングで、熱発生率の波形の傾きが小から大へと変化する。すなわち、ＳＰＣＣＩ燃焼における熱発生率の波形は、ＣＩ燃焼が開始するタイミングで現れる変曲点（図７の点Ｘ２＝クランク角θｃｉ）を有している。

ＣＩ燃焼の開始後は、ＳＩ燃焼とＣＩ燃焼とが並行して行われる。ＣＩ燃焼は、ＳＩ燃焼よりも混合気の燃焼速度が速いため、熱発生率は相対的に大きくなる。ただし、ＣＩ燃焼は、圧縮上死点の後に行われるため、熱発生率の波形の傾きが過大になることはない。すなわち、圧縮上死点を過ぎるとピストン５の下降によりモータリング圧力が低下するので、このことが熱発生率の上昇を抑制する結果、ＣＩ燃焼時のｄｐ／ｄθが過大になることが回避される。このように、ＳＰＣＣＩ燃焼では、ＳＩ燃焼の後にＣＩ燃焼が行われるという性質上、燃焼騒音の指標となるｄｐ／ｄθが過大になり難く、単純なＣＩ燃焼（全ての燃料をＣＩ燃焼させた場合）に比べて燃焼騒音を抑制することができる。

ＣＩ燃焼の終了に伴いＳＰＣＣＩ燃焼も終了する。ＣＩ燃焼はＳＩ燃焼に比べて燃焼速度が速いので、単純なＳＩ燃焼（全ての燃料をＳＩ燃焼させた場合）に比べて燃焼終了時期を早めることができる。言い換えると、ＳＰＣＣＩ燃焼では、燃焼終了時期を膨張行程内において圧縮上死点に近づけることができる。これにより、ＳＰＣＣＩ燃焼では、単純なＳＩ燃焼に比べて燃費性能を向上させることができる。第１運転領域Ａ１におけるＳＰＣＣＩ燃焼の実行の際、ＥＣＵ２０の全体制御部２７は、各制御部２２～２６を次のような制御を実行させる。

火花点火に関し全体制御部２７は、点火プラグ１６から火花を２回発生させ、２回目の火花点火をきっかけにして、混合気をＳＰＣＣＩ燃焼させる制御を実行する。具体的には、点火プラグ１６（点火制御部２３）は、圧縮上死点から十分に進角された時期に火花を発生させる先行点火と、先行点火よりも圧縮上死点に近い時期に火花を発生させる主点火とを実行する。先行点火は、圧縮行程前期または中期のいずれか（ＢＴＤＣ１８０～６０°ＣＡ）に実行される。主点火は、ＳＩ燃焼を開始させる点火であり、圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内（ＢＴＤＣ６０～ＡＴＤＣ６０°ＣＡ）に実行される。なお、燃料噴射後であれば、吸気行程において先行点火を実行させても良い。

図６は、エンジンの各運転領域で行われる燃焼制御を概略的に説明するためのタイムチャートである。第１運転領域Ａ１における低負荷側の運転ポイントＰ１、Ｐ２において、点火制御部２３は点火プラグ１６を制御して、図６のチャート（ａ）、（ｂ）に各々示すように、圧縮行程前期に先行点火を実行するとともに、圧縮行程後期に主点火を実行する。ただし、高負荷側の運転ポイントＰ２における先行点火の時期は、低負荷側の運転ポイントＰ１における先行点火の時期よりも進角側に設定される。これは、後述する第２噴射（１サイクル中の最後の燃料噴射）の時期に連動したものである。すなわち、点火制御部２３は、第２噴射の終了時期から先行点火までのクランク角期間が略一定に維持されるように、第２噴射の時期に連動して先行点火の時期が高負荷側ほど進角させる。噴射制御部２２は、第２噴射の時期をエンジン負荷（運転状態）に応じて変更し、点火制御部２３は、第２噴射の時期変更の前後において、第２噴射の終了時期から先行点火の時期までの期間が略一定に維持されるように、先行点火の時期を変更する。

圧縮上死点から十分に進角された時期に実行される先行点火は、混合気の火炎伝播を生じさせない。この先行点火は、火花（アーク）の周囲の混合気を８５０Ｋ以上１１４０Ｋ未満という狙いの温度にまで上昇させることにより、燃料成分（炭化水素）を開裂させてＯＨラジカルを含む中間生成物を生成することを目的として行われる。また、火炎伝播が生じるのを確実に防止するため、先行点火のエネルギーは、主点火のエネルギーよりも小さくされる。したがって、このような先行点火が行われても、混合気には実質的に火炎が形成されず、ＳＩ燃焼は開始されない。

一方、圧縮上死点に比較的近い時期に実行されるエネルギーの大きい主点火は、混合気の火炎伝播を生じさせ、ＳＩ燃焼を引き起こす。ＳＩ燃焼が開始されると、燃焼室６が高温・高圧化し、そのことがＣＩ燃焼を引き起こす。すなわち、主点火をきっかけにＳＰＣＣＩ燃焼が開始され、燃焼室６内の一部の混合気が火炎伝播により燃焼（ＳＩ燃焼）し、その他の混合気が自着火により燃焼（ＣＩ燃焼）する。

インジェクタ１５は、１サイクル中に噴射すべき燃料を２回に分けて、吸気行程中に噴射する。第１運転領域Ａ１において噴射制御部２２は、インジェクタ１５を制御して、上述した先行点火よりも早い所定の期間内に、第１噴射と第２噴射との２回に分けて燃料を噴射させる。運転ポイントＰ１、Ｐ２において、インジェクタ１５は、図６のチャート（ａ）、（ｂ）に示すように、吸気行程前半に第１噴射を開始するとともに、吸気行程後半に第２噴射を開始する。ただし、高負荷側の運転ポイントＰ２における第２噴射の開始時期は、低負荷側の運転ポイントＰ１における第２噴射の開始時期よりも進角側に設定される。

第２噴射の時期は、第１運転領域Ａ１内で負荷が増大するほど進角される。分割噴射によりインジェクタ１５から噴射される燃料の総量は、要求トルクが高くなる高負荷側ほど多くなるように設定される。また、第１・第２噴射の分割比は、高負荷側ほど第１噴射の割合が小さくなるように設定される（噴射量は第１噴射＞第２噴射）。例えば、第１・第２噴射の分割比は、第１運転領域Ａ１内における低負荷側から高負荷側にかけて、概ね９：１から６：４まで変化するように設定される。これにより、燃料が成層化され過ぎてエミッション性能が低下することを回避できる。

第１運転領域Ａ１での運転時、スロットル弁３２の開度は、理論空燃比相当の空気量よりも多くの空気が吸気通路３０を通じて燃焼室６に導入されるような開度に設定される。すなわち、吸気制御部２５は、吸気通路３０を通じて燃焼室６に導入される空気（新気）と、上記第１・第２噴射によって燃焼室６に噴射される燃料との重量比である空燃比（Ａ／Ｆ）が、理論空燃比（１４．７）よりも大きくなるように、スロットル弁３２の開度を比較的高めに設定する（Ａ／Ｆリーン）。これにより、理論空燃比相当の空気量よりも多くの空気が、吸気通路３０を通じて燃焼室６に導入される。

全体制御部２７は、過給機３３を、図５に示される過給ラインＴの内側領域（第１運転領域Ａ１の低速側）ではＯＦＦ状態とし、過給ラインＴの外側領域（第１運転領域Ａ１の高速側）ではＯＮ状態とする。第１運転領域Ａ１の低速側では、電磁クラッチ３４が解放されて過給機３３とエンジン本体１との連結が解除されると共に、バイパス弁３７が全開とされることにより、過給機３３による過給が停止される。一方、第１運転領域Ａ１の高速側では、電磁クラッチ３４が締結されて過給機３３とエンジン本体１とが連結されることにより、過給機３３による過給が行われる。このとき、第２吸気圧センサＳＮ８により検出される過給圧が、エンジンの運転条件（回転速度や負荷等の条件）ごとに予め定められた目標圧力に一致するように、吸気制御部２５は、バイパス弁３７の開度を制御する。

ＥＧＲ制御部２６はＥＧＲ弁４５３を、ＳＰＣＣＩ燃焼に適した筒内温度が実現されるように、第１運転領域Ａ１内の多くの領域において開弁する。すなわち、ＥＧＲ通路４５１を通じて燃焼室６に排気ガスを還流する外部ＥＧＲが実現されるように、ＥＧＲ弁４５３が開弁される。ＥＧＲ弁４５３の開度は、所望のＳＰＣＣＩ燃焼の波形を得るのに適した筒内温度が実現されるように調整される。

スワール制御部２４は、スワール弁１７の開度を、半開（５０％）よりも低い低開度に設定する。スワール弁１７の開度が低減されることにより、燃焼室６に導入される吸気は、その大部分が第１吸気ポート９Ａ（図３）からの吸気となり、燃焼室６内に強いスワール流が形成される。このスワール流は、吸気行程中に成長して圧縮行程の途中まで残存し、燃料の成層化を促進する。つまり、燃焼室６の径方向中央部の燃料濃度がその外側の領域（外周部）に比べて濃くなるという濃度差が形成される。

＜第２運転領域＞
低・中速／高負荷の第２運転領域Ａ２では、１回の火花点火によって混合気をＳＰＣＣＩ燃焼させる制御が実行される。換言すると、第２運転領域Ａ２では、上述した第１運転領域Ａ１における先行点火が省略されて、主点火のみが実行される。このような１回点火によるＳＰＣＣＩ燃焼を実現するため、第２運転領域Ａ２では、ＥＣＵ２０の全体制御部２７によってエンジンの各部が次のように制御される。

点火プラグ１６は、圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内に１回の火花点火を実行する。第２運転領域Ａ２に含まれる運転ポイントＰ３において、点火プラグ１６は、図６のチャート（ｃ）に示すように、圧縮行程後期に１回の火花点火を実行する。この火花点火をきっかけにＳＰＣＣＩ燃焼が開始され、燃焼室６内の一部の混合気が火炎伝播により燃焼（ＳＩ燃焼）し、その他の混合気が自着火により燃焼（ＣＩ燃焼）する。インジェクタ１５は、運転ポイントＰ３において、図６のチャート（ｃ）に示すように、１サイクル中に噴射すべき燃料の全量を供給する１回の燃料噴射を吸気行程中に実行する。

スロットル弁３２の開度は、理論空燃比相当の空気量が吸気通路３０を通じて燃焼室６に導入されるような開度、つまり、燃焼室６内の空気（新気）と燃料との重量比である空燃比（Ａ／Ｆ）が理論空燃比（１４．７）に略一致するような開度に設定される（λ≒１）。過給機３３は、過給ラインＴの内側領域と重複する低負荷かつ低速側の一部においてＯＦＦ状態とされ、それ以外の領域でＯＮ状態とされる。ＥＧＲ弁４５３は、第２運転領域Ａ２でのＳＰＣＣＩ燃焼に適した量の外部ＥＧＲガスが燃焼室６に導入されるように適宜の開度まで開弁される。スワール弁１７の開度は、第１運転領域Ａ１での開度と同程度の値か、もしくはこれよりも大きい所定の中間開度に設定される。

＜第３運転領域＞
上記第１・第２運転領域Ａ１，Ａ２よりも高速側の第３運転領域Ａ３では、ＳＩ燃焼が実行される。このＳＩ燃焼の実現のために、第３運転領域Ａ３では、全体制御部２７によってエンジンの各部が次のように制御される。

点火プラグ１６は、圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内に、１回の火花点火を実行する。例えば、第３運転領域Ａ３に含まれる運転ポイントＰ４において、点火プラグ１６は、図６のチャート（ｄ）に示すように、圧縮行程後期に１回の火花点火を実行する。そして、この火花点火をきっかけにＳＩ燃焼が開始され、燃焼室６内の混合気の全てが火炎伝播により燃焼する。

インジェクタ１５は、吸気行程から圧縮行程にかけた一連の期間にわたって燃料を噴射する。なお、運転ポイントＰ４は、かなり高速かつ高負荷の条件であるため、１サイクル中に噴射すべき燃料の量がそもそも多い上に、所要量の燃料を噴射するのに要するクランク角期間が長期化する。運転ポイントＰ４における燃料の噴射期間が既述の他の運転ポイント（Ｐ１～Ｐ３）のいずれよりも長いのはこのためである。

過給機３３はＯＮ状態とされ、過給機３３による過給が行われる。このときの過給圧は、バイパス弁３７によって調整される。スロットル弁３２およびＥＧＲ弁４５３は、燃焼室６内の空燃比（Ａ／Ｆ）が理論空燃比もしくはこれよりもややリッチな値（λ≦１）となるように、それぞれの開度が制御される。スワール弁１７は全開とされる。これにより、第１吸気ポート９Ａだけでなく第２吸気ポート９Ｂが完全に開放されて、エンジンの充填効率が高められる。

［各燃焼態様における望ましい筒内流動］
本実施形態の燃焼室６内では、筒内流動として、少なくともタンブル流とスワール流とが発生する。すなわち、上記で説明した通り、本実施形態の吸気ポート９（９Ａ、９Ｂ）は、タンブル流を形成可能なタンブルポートである。また、スワール弁１７の開閉により、スワール流を形成することができる。本実施形態のエンジンは、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼とが併用されるが、前者の燃焼態様ではタンブル流が肝要となり、後者の燃焼態様ではスワール流が肝要となる。

ＳＩ燃焼では、専ら高回転高負荷領域での燃焼であるため、熱効率を向上させることが求められる。熱効率の向上には、タンブル流を吸気行程から圧縮行程後期（圧縮上死点付近）まで維持させ、維持されたタンブル流を圧縮上死点付近で一気に乱流に変換することが望ましい。タンブル流の可及的な維持により、ＳＩ燃焼の火炎伝播を高速化することができ、熱効率の向上を実現することができる。

一方、ＳＰＣＣＩ燃焼では、前段のＳＩ燃焼により発生させた点火プラグ１６付近の火炎（火種）を、燃焼室６の周縁の領域へ速く運ぶことが求められる。火種の前記周縁領域への運搬に貢献するのは、専らスワール流である。従って、スワール流を吸気行程から圧縮上死点付近で維持させることが望ましい。スワール流による火種の運搬効果により、筒内温度が高められ、後段のＣＩ燃焼における圧縮着火を促進させることができる。以上の観点より、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼とを併用する本実施形態に係るエンジンでは、通常のガソリンエンジンやディーゼルエンジンとは異なり、タンブル流及びスワール流を、吸気行程から圧縮上死点付近まで維持させることが望ましい。

［ピストンの詳細構造］
続いて、図８～図１１を参照して、ピストン５の構造、とりわけ冠面５０の構造について詳細に説明する。本実施形態では、冠面５０に、上述したタンブル流及びスワール流の双方を圧縮上死点付近まで維持させることを可能とする形状的工夫が施されている。図８は、図１及び図２に示されたピストン５の斜視図、図９は、冠面５０の平面図、図１０は、図９のＸ－Ｘ線断面図、図１１は、図９のＸＩ－ＸＩ線断面図である。図８～図１１では、説明の明確性を担保するため、ＸＹＺの方向表示を付している。Ｚ方向は気筒軸ＡＸ方向、Ｘ方向はクランク軸７の延伸方向であるエンジン本体１の前後方向、Ｙ方向はＺ方向及びＸ方向の双方と直交する方向に各々相当する。各図には、エンジン本体１の設置方向におけるフロント側、リア側という意味においてＦ側（＋Ｘ側）、Ｒ側（－Ｘ側）と、吸気ポート９及び排気ポート１０と各々対向する側であるという意味においてＩＮ側（＋Ｙ側）、ＥＸ側（－Ｙ側）との表記が付されている。

ピストン５は、ピストンヘッド５Ａと、ピストンヘッド５Ａの下方（－Ｚ側）に連設されたスカート部５Ｓとを含む。ピストンヘッド５Ａは円柱体からなり、燃焼室６の壁面の一部（底面）を形成する冠面５０を上面に備えると共に、気筒２の内壁面と摺接する側周面５Ｃとを備える。側周面５Ｃには、ピストンリングが嵌め込まれるリング溝が複数備えられている。スカート部５Ｓは、ピストンヘッド５Ａの＋Ｙ側及び－Ｙ側に配置され、ピストン５の往復運動の際の首振り揺動を抑制する。ピストンヘッド５Ａの下方には、Ｘ方向に延びるピン孔を区画するピストンボス５Ｂが設けられている。ピストンボス５Ｂの前記ピン孔には、コネクティングロッド８との連結のためのピストンピンが挿通される。

冠面５０は、燃焼室天井面６ＵとＺ方向に対向する面である。冠面５０は、その径方向（Ｘ方向及びＹ方向）の概ね中央部分に配置された椀状のキャビティ５１を含む。キャビティ５１は、インジェクタ１５から燃料の噴射を受ける部分であって、冠面５０が下方（－Ｚ側）に凹設された部分である。なお、ここでの「凹設」とは、ペントルーフ型の燃焼室天井面６Ｕに沿う冠面形状を想定した場合において径方向中央部分が凹没している意味合いであって、必ずしも冠面５０においてキャビティ５１が最も低い部分を構成していなくても良い。

＋Ｚ側からの平面視において、冠面５０におけるキャビティ５１を囲む外周部分には、Ｆ側凸部５２Ｆ、Ｒ側凸部５２Ｒ、ＩＮ側平面部５３、ＥＸ側平面部５４、ＩＮ側斜面部５５及びＥＸ側斜面部５６が配置されている。Ｆ側凸部５２Ｆはキャビティ５１の＋Ｘ側に、Ｒ側凸部５２Ｒは－Ｘ側に、各々隣接する凸面である。ＩＮ側平面部５３はキャビティ５１の＋Ｙ側に、ＥＸ側平面部５４は－Ｙ側に、各々位置する平面である。ＩＮ側斜面部５５は、キャビティ５１の＋Ｙ側端縁とＩＮ側平面部５３との間に配置された斜面である。ＥＸ側斜面部５６は、キャビティ５１の－Ｙ側端縁とＥＸ側平面部５４との間に配置された斜面である。

Ｆ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒ（一対の第１隆起部）は、冠面５０におけるキャビティ５１とピストン５の側周面５Ｃ（外縁部）との間の外周領域において＋Ｚ方向（気筒軸方向）に突設されている。Ｆ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒは、一対の斜面部５２１と稜線部５２２とによって各々構成されている。一対の斜面部５２１は、燃焼室天井面６Ｕのペントルーフ形状に沿う山型の傾斜面を形成している。稜線部５２２は、一対の斜面部５２１の頂部において、Ｘ方向に帯状に延びる平面である。図９に示すように、＋Ｚ側からの平面視（冠面５０の上面視）において、キャビティ５１はＸ方向が長軸である楕円形状を有している。つまり、キャビティ５１は稜線部５２２の延在方向に幅広の楕円形状を備えている。また、Ｆ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒは、キャビティ５１の長軸と交差する略Ｕ字型の形状を有している。Ｆ側凸部５２Ｆの外周側及びＲ側凸部５２Ｒの外周側に各々隣接して、円弧形の帯状平面からなるＦ側平面部５２３Ｆ及びＲ側平面部５２３Ｒが、各々配置されている。

ＩＮ側平面部５３は、冠面５０の＋Ｙ側外周縁（側周面５Ｃ）を弧とし、Ｘ方向に延びる直線を弦とする弓形の平面である。ＩＮ側平面部５３は、ピストン５が圧縮上死点に向かう際、スキッシュ流が形成されるスキッシュエリアである。ＥＸ側平面部５４は、冠面５０の－Ｙ側外周縁を弧とし、Ｘ方向に延びる直線を弦とする弓形の平面である。本実施形態では、ＥＸ側平面部５４よりもＩＮ側平面部５３の方が広面積に設定されている。この面積差に応じて、Ｆ側、Ｒ側凸部５２Ｆ、５２Ｒの－Ｙ側斜面部５２１の裾野が、＋Ｙ側斜面部５２１よりも長くなっている。なお、ＩＮ側平面部５３、ＥＸ側平面部５４、Ｆ側平面部５２３Ｆ及びＲ側平面部５２３Ｒは、ほぼ同じ高さ位置にある平面である。これら平面のうちＩＮ側平面部５３は、冠面５０の加工時において各部の高さ位置を定める基準面とされる。

ＩＮ側斜面部５５（第２隆起部）及びＥＸ側斜面部５６は、冠面５０におけるキャビティ５１の外周領域において、稜線部５２２の延在方向（Ｘ方向）と直交する方向（＋Ｙ、－Ｙ方向）の位置に突設されている。ＩＮ側斜面部５５は、ＩＮ側平面部５３の弦の位置を立ち上がり位置として、冠面５０の径方向内側（－Ｙ側）に向かって＋Ｚ側にせり上がり、キャビティ５１の＋Ｙ側端縁に至る傾斜面である。ＥＸ側斜面部５６は、ＥＸ側平面部５４の弦の位置を立ち上がり位置として、冠面５０の径方向内側（＋Ｙ側）に向かって＋Ｚ側にせり上がり、キャビティ５１の－Ｙ側端縁に至る傾斜面である。

各斜面部５２１の裾野部分に対して、ＩＮ側斜面部５５及びＥＸ側斜面部５６は高い位置に存在しており、両者の境界には段差部５２４が形成されている。この段差部５２４の形成によって凹没した部分は、吸気弁１１及び排気弁１２との干渉を防止するバルブリセスとなる。換言すると、ＩＮ側斜面部５５は、一対の吸気弁１１用のバルブリセス間に形成された隆起部、ＥＸ側斜面部５６は、一対の排気弁１２用のバルブリセス間に形成された隆起部である。

図１１に示されているように、ＩＮ側斜面部５５及びＥＸ側斜面部５６のせり上がり高さ（最も＋Ｚ側に突出した高さ位置）よりも、Ｆ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒの稜線部５２２の高さは高い位置にある。また、ＩＮ側斜面部５５よりもＥＸ側斜面部５６の方が、Ｙ方向の長さが長い。両斜面部５５、５６の傾斜角度は概ね同一であり、Ｙ方向の長さが長い分だけ、ＥＸ側斜面部５６の方が＋Ｚ側への突出高さも高い。

キャビティ５１は、底部５１１、Ｆ側周壁５１２Ｆ、Ｒ側周壁５１２Ｒ、ＩＮ側周壁５１３及びＥＸ側周壁５１４を備えている。底部５１１は、椀状に凹設されたキャビティ５１の下方領域を構成する部分である。底部５１１は、－Ｚ方向に緩く凹没した曲面からなり、その外周縁は＋Ｚ側からの平面視で円形の形状を有している。底部５１１の径方向中央に、キャビティ５１において－Ｚ側に最も凹没した地点である最深部５１Ｂが位置している。最深部５１Ｂは、ピストン５の径方向の中心に対してややＥＸ側にシフトした位置に存在している。Ｆ側周壁５１２Ｆは、底部５１１の＋Ｘ側周縁からＦ側凸部５２Ｆに向けて立ち上がる曲面である。Ｒ側周壁５１２Ｒは、底部５１１の－Ｘ側周縁からＲ側凸部５２Ｒに向けて立ち上がる曲面である。Ｆ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒの高さは、各稜線部５２２の位置において最も高く、斜面部５２１の裾野に向かうに連れて徐々に低くなっている。また、Ｆ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒが有する曲面の曲率半径Ｒｆ、Ｒｒは、底部５１１の曲面の曲率半径Ｒよりも小さい。

ＩＮ側周壁５１３は、底部５１１の＋Ｙ側周縁からＩＮ側斜面部５５に向けて立ち上がる曲面である。ＥＸ側周壁５１４は、底部５１１の－Ｙ側周縁からＥＸ側斜面部５６に向けて立ち上がる曲面である。ＩＮ側周壁５１３及びＥＸ側周壁５１４が有する曲面の曲率半径Ｒｉｎ、Ｒｅｘもまた、底部５１１の曲面の曲率半径Ｒよりも小さい。ＩＮ側のバルブリセス間の間隔がＥＸ側よりも広いことから、ＩＮ側周壁５１３の方がＥＸ側周壁５１４よりも周方向幅が長くなっている。

［キャビティの各種パラメータ］
図１２は、キャビティ５１に関連する各種パラメータを示す図である。図中には、ＦＲ周壁高さＨ１（第１隆起部の高さ）、ＩＮ側周壁高さＨ２（第２隆起部の高さ）、キャビティ径Ｄ、ＦＲ間周壁長さＬ、ボア径Ｂ及びストロークＳが示されている。ＦＲ周壁高さＨ１は、Ｆ側凸部５２Ｆ又はＲ側凸部５２Ｒの高さ、換言するとＲ側周壁５１２Ｒ又はＦ側周壁５１２Ｆの高さである。ＩＮ側周壁高さＨ２は、ＩＮ側斜面部５５のせり上がり高さ、換言するとＩＮ側周壁５１３の高さである。これらの高さＨ１、Ｈ２は、キャビティ５１の最深部５１Ｂ（所定の基準高さ位置）からの高さである。

キャビティ径Ｄは、キャビティ５１における、最深部５１Ｂを含む一定の曲率を有する領域の外周縁の直径、本実施形態では底部５１１の直径である。ＦＲ間周壁長さＬは、Ｆ側凸部５２ＦとＲ側凸部５２Ｒとの間の間隔、換言するとＲ側周壁５１２Ｒの最上部（稜線部５２２の内側エッジ）とＦ側周壁５１２Ｆの最上部との間の間隔である。ボア径Ｂは、図２に示した通り気筒２の内径であって、ピストン５の直径に相当する長さである。ストロークＳは、ＴＤＣ（上死点）～ＢＤＣ（下死点）間にピストン５がＺ方向に移動する長さである。

図１０及び図１１には、キャビティ５１の曲面形状に関するパラメータも示されている。これらの図中には、半径Ｒ、Ｒｆ、Ｒｒ、Ｒｉｎ、Ｒｅｘが示されている。半径Ｒは、キャビティ５１の底部５１１を形成する曲面の半径である。この半径Ｒにて凹没する領域の外周縁が、底部５１１と他の周壁５１２Ｒ、５１２Ｆ、５１３、５１４との境界であって、上面視で円形形状（その直径＝キャビティ径Ｄ）を有している。半径ＲｆはＦ側周壁５１２Ｆ、半径ＲｒはＲ側周壁５１２Ｒを各々形成する曲面の半径である。キャビティ５１のＸ方向断面においては、半径Ｒの領域（底部５１１）の＋Ｘ側及び－Ｘ側端部に、各々半径Ｒｆ、Ｒｒの領域（Ｆ側周壁５１２Ｆ、Ｒ側周壁５１２Ｒ）が連設されている。また、半径ＲｉｎはＩＮ側周壁５１３、半径ＲｅｘはＥＸ側周壁５１４を各々形成する曲面の半径である。キャビティ５１のＹ方向断面においては、半径Ｒの領域（底部５１１）の＋Ｙ側及び－Ｙ側端部に、各々半径Ｒｉｎ、Ｒｅｘの領域（ＩＮ側周壁５１３、ＲＥＸ側周壁５１４）が連設されている。

本実施形態では、ペントルーフ形状に沿った山型形状を有するＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒ（一対の第１隆起部）が、これと直交する方位に位置するＩＮ側斜面部５５（第２隆起部）よりも、所定の範囲で高く設定される。具体的には上掲のパラメータにおいて、ＦＲ周壁高さＨ１とＩＮ側周壁高さＨ２との比であるＨ１／Ｈ２が、専らＳＰＣＣＩ燃焼においてスワール流を圧縮行程後期まで維持させるという観点からは、
Ｈ１／Ｈ２＝１．７９～３．２９・・・（１）
の関係を満たすように設定される。なお、「１．７９～３．２９」は、１．７９以上３．２９以下を示す（以下同じ。但し、「より大きい」と付されている場合を除く）。

Ｈ１／Ｈ２が上記（１）式の範囲に設定されることにより、ペントルーフ形状に沿った山型形状を有するＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒが、これと直交する方位に位置するＩＮ側斜面部５５及びＥＸ側平面部５４よりも、所定の範囲（Ｈ１／Ｈ２＝１．７９以上３．２９以下）で高く設定される。すなわち、Ｆ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２ＲとＩＮ側斜面部５５及びＥＸ側平面部５４との高さ比が大きくなりすぎないようにＨ１／Ｈ２が設定されている。このため、スワール流をＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒ（Ｆ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒ）によってガイドさせることができ、スワール流をキャビティ５１内において維持させ易くなる。従って、ＳＰＣＣＩ燃焼を行わせる場合において、燃焼室６の容積が狭くなる圧縮行程後期までスワール流を維持させることができる。なお、Ｈ１／Ｈ２が１．７９未満になると、Ｆ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２ＲがＩＮ側斜面部５５に対して相対的に低くなって、Ｆ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒによるスワール流のガイド効果が低減する傾向が顕著となる。また、Ｈ１／Ｈ２が３．２９より大きいと、スワール流がＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒに対して相対的に低すぎるＩＮ側斜面部５５の領域で旋回できないようになり、当該スワール流を維持できない傾向が顕著となる。

次に、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼とを併用し、ＳＰＣＣＩ燃焼においてスワール流を圧縮行程後期まで維持させると共に、高回転のＳＩ燃焼においてタンブル流を圧縮行程後期まで維持させるという観点からは、Ｈ１／Ｈ２は、
Ｈ１／Ｈ２＝１．９２～２．７５・・・（２）
の関係を満たすように設定される。

ペントルーフ型の燃焼室天井面６Ｕを備える燃焼室６では、吸気はＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒの稜線部５２２が延在する方向（Ｘ方向）と直交する方向（Ｙ方向）に流入し、タンブル流を形成する。従ってタンブル流は、キャビティ５１の＋Ｘ、－Ｘ側部に位置し、上記のＨ１／Ｈ２の関係式の範囲でＩＮ側斜面部５５（ＩＮ側周壁５１３）よりも高いＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒ（Ｆ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒ）によってガイドされる。このため、タンブル流がキャビティ５１に集まり易くなり、タンブル流が圧縮行程後期まで維持することができる。一方、Ｆ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２ＲとＩＮ側斜面部５５との高さ比が大きくなりすぎないようにＨ１／Ｈ２が設定されている。このため、スワール流をＩＮ側斜面部５５（ＩＮ側周壁５１３）の領域でガイドさせることができ、スワール流をキャビティ５１内において維持させ易くなる。従って、燃焼室６の容積が狭くなる圧縮行程後期までスワール流を維持することができる。なお、Ｈ１／Ｈ２が１．９２未満になると、Ｆ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒの高さが不足することに起因して、当該Ｆ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒによるタンブル流のガイド効果が低減する傾向が顕著となる。また、Ｈ１／Ｈ２が２．７５より大きいと、タンブル流がＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒに対して相対的に低すぎるＩＮ側斜面部５５の領域でガイドされ難くなり、当該タンブル流を維持できない傾向が顕著となる。

上記のＨ１／Ｈ２の他、スワール流及びタンブル流の維持に関して好ましい他の設定は次の通りである。まず、ＦＲ周壁高さＨ１とキャビティ径Ｄとの関係について、専らＳＰＣＣＩ燃焼におけるスワール流の維持を考慮する場合には、
Ｈ１／Ｄ＝０．０５～０．３６
の関係を満たすことが望ましい。上記の関係を満たすことで、キャビティ５１の開口径とＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒの高さとの関係が適正化され、スワール流のガイド効果を高めることができる。また、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼との併用においてスワール流及びタンブル流の維持を考慮する場合には、
Ｈ１／Ｄ＝０．０５０～０．２３５
の関係を満たすことが望ましい。Ｈ１／Ｄを上記の範囲に設定することで、タンブル流も、適度な高さＨ１を有するＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒによってガイドされ易くし、タンブル流の維持効果を高めることができる。

キャビティ径Ｄとボア径Ｂとの関係については、専らＳＰＣＣＩ燃焼におけるスワール流の維持を考慮する場合には、
Ｂ／Ｄ＝１．１９～２．９４
の関係を満たすことが望ましい。また、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼との併用においてスワール流及びタンブル流の維持を考慮する場合には、
Ｂ／Ｄ＝１．１９～２．２０
の関係を満たすことが望ましい。

ＦＲ間周壁長さＬとボア径Ｂとの関係については、専らＳＰＣＣＩ燃焼におけるスワール流の維持を考慮する場合には、
Ｂ／Ｌ＝１．０より大きい～２．８６
の関係を満たすことが望ましい。また、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼との併用においてスワール流及びタンブル流の維持を考慮する場合には、
Ｂ／Ｌ＝１．０より大きい～１．５２
の関係を満たすことが望ましい。

キャビティ５１の底部５１１の半径Ｒと、ボア径Ｂ及びストロークＳとの関係については、専らＳＰＣＣＩ燃焼におけるスワール流の維持を考慮する場合には、
Ｒ／Ｂ＝０．０より大きい～２．４２
の関係を満たすことが望ましい。また、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼との併用においてスワール流及びタンブル流の維持を考慮する場合には、
Ｒ／Ｂ＝１．０６～２．４２
の関係を満たすことが望ましい。

キャビティ５１の底部５１１の半径Ｒと、Ｆ側周壁５１２Ｆの半径Ｒｆ及びＲ側周壁５１２Ｒの半径Ｒｒとの関係については、専らＳＰＣＣＩ燃焼におけるスワール流の維持を考慮する場合には、
Ｒ／Ｒｆ＝Ｒ／Ｒｒ＝１より大きい～６４
の関係を満たすことが望ましい。また、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼との併用においてスワール流及びタンブル流の維持を考慮する場合には、
Ｒ／Ｒｆ＝Ｒ／Ｒｒ＝１より大きい～１２
の関係を満たすことが望ましい。

また、半径Ｒと、ＩＮ側周壁５１３の半径Ｒｉｎ及びＥＸ側周壁５１４の半径Ｒｅｘとの関係については、専らＳＰＣＣＩ燃焼におけるスワール流の維持を考慮する場合には、
Ｒ／Ｒｉｎ＝Ｒ／Ｒｅｘ＝１より大きい～７８
の関係を満たすことが望ましい。また、ＳＩ燃焼とＳＰＣＣＩ燃焼との併用においてスワール流及びタンブル流の維持を考慮する場合には、
Ｒ／Ｒｉｎ＝Ｒ／Ｒｅｘ＝１より大きい～１４．５
の関係を満たすことが望ましい。

［筒内流動についての説明］
以下、本実施形態に係るキャビティ５１を有するピストン５が用いられた場合の筒内流動について、図１３～図１８を参照して説明する。図１３～図１５では、図５の第３運転領域（ＳＩ燃焼）において肝要となるタンブル流が維持される状況が示されている。図１６～図１８では、第１、第２運転領域（ＳＰＣＣＩ燃焼）において肝要となるスワール流が維持される状況が示されている。図１３、図１４、図１６、図１７では、気筒２が簡略的に示されていると共に、ピストン５、インジェクタ１５及び点火プラグ１６の位置関係が示されている。

＜タンブル流＞
図１３（Ａ）～（Ｄ）は、ＳＩ燃焼の吸気行程におけるタンブル流の流動を模式的に示す図である。ここでは、タンブル比＝２（排気ＴＤＣ～圧縮ＴＤＣの間にタンブル流が２回転する）である例を示す。図１３（Ａ）は、ピストン５が排気ＴＤＣの位置にある状態を示している。この状態では、吸気弁１１は開いておらず、吸気ポート９から新気は気筒２（燃焼室６）に流入していない。

図１３（Ｂ）は、ピストン５が排気ＴＤＣから４５ｄｅｇ程度下降した状態を示している。この状態では吸気弁１１は開かれ、ピストン５の下降に伴う圧力低下により、新気が吸気ポート９から気筒２（燃焼室６）に流入する。既述の通り吸気ポート９はタンブルポートの形状を有しているので、前記新気の流入によって気筒２内にはタンブル流Ｆｔが発生する。タンブル流Ｆｔは、中央タンブル流Ｆｔｃと外縁タンブル流Ｆｔｅとを含む。中央タンブル流Ｆｔｃは、キャビティ５１の径方向中央領域に向かう比較的強い流動である。外縁タンブル流Ｆｔｅは、中央タンブル流Ｆｔｃの両サイドに発生する流動であって、キャビティ５１の径方向周縁領域に向かう比較的弱い流動である。ＳＩ燃焼ではスワール弁１７が全開とされるので、新気は２つの吸気ポート９Ａ、９Ｂから気筒２に流入する。これらの２つの新気流入の干渉により、径方向中央領域では比較的強い中央タンブル流Ｆｔｃが発生するものである。

図１３（Ｃ）は、ピストン５が排気ＴＤＣから９０ｄｅｇ下降した状態である。タンブル流Ｆｔは、キャビティ５１内に入り込んでいる。詳しくは、中央タンブル流Ｆｔｃはキャビティ５１の径方向中央領域に入り込み、外縁タンブル流Ｆｔｅは径方向周縁領域に入り込んでいる。図１３（Ｄ）は、ピストン５が排気ＴＤＣから１３５ｄｅｇ程度下降した状態である。中央タンブル流Ｆｔｃ及び外縁タンブル流Ｆｔｅの双方共、キャビティ５１にガイドされるようにして、流動方向を上方向に反転させている。なお、インジェクタ１５は、図６に例示した通り、吸気行程において運転シーンに応じたタイミングで、燃料を噴射する。

図１４（Ａ）～（Ｄ）は、圧縮行程におけるタンブル流Ｆｔの流動を模式的に示す図である。図１４（Ａ）は、ピストン５が吸気ＢＤＣの位置にある状態を示している。吸気ＢＤＣ付近で吸気弁１１は閉じられ、燃焼室６内の混合気は圧縮され始める。この段階ではタンブル流Ｆｔは、燃焼室天井面６Ｕに向かうように流動している。

図１４（Ｂ）は、ピストン５が吸気ＢＤＣから４５ｄｅｇ程度上昇した状態を示している。タンブル流Ｆｔは、燃焼室天井面６Ｕにガイドされるようにして、流動方向を下方向に反転させている。再び、中央タンブル流Ｆｔｃはキャビティ５１の径方向中央領域に、外縁タンブル流Ｆｔｅは径方向周縁領域に、各々向かっている。

図１４（Ｃ）は、ピストン５が吸気ＢＤＣから９０ｄｅｇ上昇した状態である。中央タンブル流Ｆｔｃはキャビティ５１の径方向中央領域に、外縁タンブル流Ｆｔｅは径方向周縁領域に各々入り込み、キャビティ５１でガイドされている。図１４（Ｄ）は、ピストン５が吸気ＢＤＣから１３５ｄｅｇ程度上昇した状態である。圧縮行程の後期に至っても、キャビティ５１が広い面積及び容積を具備し、且つ、上記（２）式のＨ１／Ｈ２の関係を満たす高さのＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒを具備していることから、タンブル流Ｆｔは維持される。但し、燃焼室６の容積が小さくなることに伴い、外縁タンブル流Ｆｔｅは消失気味となり、専ら中央タンブル流Ｆｔｃが残存する。なお、点火プラグ１６は、図６に例示した通り、圧縮行程において運転シーンに応じたタイミングで、混合気に点火する。

図１５（Ａ）は、図１４（Ｄ）の状態に相当する、燃焼室６の気筒軸方向の模式的な断面図である。図１５（Ｂ）は、図１４（Ｄ）の状態からピストン５の上昇がさらに進んだ、圧縮ＴＤＣにおける燃焼室６の気筒軸方向の模式的な断面図である。図１５（Ａ）に示す圧縮行程の後期の状態では、上述の通り、タンブル流Ｆｔは維持されている。

その後、図１５（Ｂ）に示すように、圧縮ＴＤＣに至ると、タンブル流Ｆｔが一気に乱流Ｔｕに変換される。乱流Ｔｕは、タンブル流Ｆｔの形態で層流を為していた混合気が、燃焼室６空間の縮小に伴って行き場を失い、混合気の各ガス成分がランダムな方向に移動することによって生じる。この時点では、ほぼタンブル流Ｆｔは消失している。タンブル流Ｆｔを可及的に維持して圧縮ＴＤＣ付近で一気に乱流Ｔｕに変換することで、ＳＩ燃焼の火炎伝播が高速化され、熱効率が向上する。このようなタンブル流の可及的な維持に、上記（２）式のＨ１／Ｈ２の関係を満たす本実施形態に係るキャビティ５１は貢献している。

＜スワール流＞
図１６（Ａ）～（Ｄ）は、吸気行程におけるスワール流の流動を模式的に示す図である。図１６（Ａ）は、ピストン５が排気ＴＤＣの位置にある状態を示している。この状態では、吸気弁１１は開いておらず、吸気ポート９から新気は気筒２（燃焼室６）に流入していない。既述の通り、ＳＰＣＣＩ燃焼においてスワール流の形成が必要とされる際、スワール弁１７の開度が制限され、新気は専ら吸気ポート９Ａから導入される（図３）。

図１６（Ｂ）は、ピストン５が排気ＴＤＣから４５ｄｅｇ程度下降した状態を示している。この状態では吸気弁１１は開かれ、ピストン５の下降に伴う圧力低下により、新気が吸気ポート９Ａから気筒２に流入する。このため、燃焼室６内でスワール流Ｆｓが生じる。ここで、吸気ポート９はタンブルポートであるので、スワール流Ｆｓはタンブル流の影響を受けて斜め下方向に下降する斜めスワール流となる。

図１６（Ｃ）は、ピストン５が排気ＴＤＣから９０ｄｅｇ下降した状態である。スワール流Ｆｓは、斜め下向きに大きく旋回しながら、キャビティ５１に向かって進行している。図１６（Ｄ）は、ピストン５が排気ＴＤＣから１３５ｄｅｇ程度下降した状態である。スワール流Ｆｓの一部は、キャビティ５１内に入り込み、当該キャビティ５１にガイドされながら旋回している。

図１７（Ａ）～（Ｄ）は、圧縮行程におけるスワール流Ｆｓの流動を模式的に示す図である。図１７（Ａ）は、ピストン５が吸気ＢＤＣの位置にある状態を示している。吸気ＢＤＣ付近で吸気弁１１は閉じられ、燃焼室６内の混合気は圧縮され始める。この段階ではスワール流Ｆｓは、キャビティ５１によるガイド効果も相俟って、旋回しながら燃焼室天井面６Ｕに向けて斜め上方向に流動している。

図１７（Ｂ）は、ピストン５が吸気ＢＤＣから４５ｄｅｇ程度上昇した状態を示している。スワール流Ｆｓは、燃焼室天井面６Ｕにガイドされるようにして、流動方向を斜め下方向に反転させて旋回している。これにより、再びスワール流Ｆｓはキャビティ５１に向かうことになる。

図１７（Ｃ）は、ピストン５が吸気ＢＤＣから９０ｄｅｇ上昇した状態である。この圧縮行程中期まで、スワール流Ｆｓは斜めスワール流の状態を維持している。スワール流Ｆｓの一部は、キャビティ５１に入り込み、当該キャビティ５１でガイドされている。図１７（Ｄ）は、ピストン５が吸気ＢＤＣから１３５ｄｅｇ程度上昇した状態である。圧縮行程の後期に至ると、燃焼室６の容積が小さくなることに伴い、スワール流Ｆｓは斜め成分がほぼ消失した横スワール流の状態となる。

図１８（Ａ）は、図１７（Ｄ）の状態に相当する、燃焼室６内におけるスワール流Ｆｓの発生状態を示す模式図である。図１８（Ｂ）は、圧縮ＴＤＣでの燃焼室６内におけるスワール流Ｆｓの発生状態を示す模式図である。図１８（Ａ）に示す圧縮行程の後期の状態では、キャビティ５１内及びキャビティ５１の外周側においてスワール流Ｆｓが維持されている。

その後、図１８（Ｂ）に示すように、圧縮ＴＤＣに至ると、キャビティ５１の外周側のスワール流Ｆｓは消失するものの、キャビティ５１内においてはスワール流Ｆｓが維持される。スワール流を圧縮ＴＤＣ付近まで維持することで、前段のＳＩ燃焼を企図して点火プラグ１６付近で生じさせた火種を燃焼室６の周縁領域へ運搬させ、後段のＣＩ燃焼における圧縮着火を促進させることができる。このようなスワール流Ｆｓの維持に、少なくとも上記（１）式のＨ１／Ｈ２の関係を満たす高さのＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２ＲとＩＮ側斜面部５５とが貢献している。

［タンブル流及びスワール流の維持効果］
図１９は、本実施形態を採用した場合における、タンブル流及びスワール流の維持効果を示すグラフである。当該グラフの横軸は、Ｈ１／Ｈ２の値を、縦軸はタンブル流及びスワール流の存続度合いを示す評価値であるスワール比及びタンブル比の値を各々示している。ここでは、Ｈ１／Ｈ２の値を、
３．００；Ｈ１＝７．００ｍｍ、Ｈ２＝２．３４ｍｍ、
２．１２；Ｈ１＝１１．５０ｍｍ、Ｈ２＝５．１３ｍｍ、及び
１．９３；Ｈ１＝８．４９ｍｍ、Ｈ２＝４．３９ｍｍ、
に設定したときの、スワール比及びタンブル比の値がプロットされている。なお、ボア径Ｂ＝８３．５ｍｍ、ストロークＳ＝９１．２ｍｍである。さらに図１９には、各々のプロットに基づいた近似曲線である、スワール比特性Ｃｓ及びタンブル比特性Ｃｔが示されている。スワール比特性Ｃｓ及びタンブル比特性Ｃｔは、Ｈ１／Ｈ２とスワール比及びタンブル比との関係を示す曲線である。

エンジンの低回転領域から高回転領域まで、良好なＳＰＣＣＩ燃焼を実現するためには、スワール比が３．４５以上必要である。スワール比が３．４５未満であることは、燃焼室６内においてＳＰＣＣＩ燃焼を実現するための水平旋回するスワール流Ｆｓが十分ではないことを示す。スワール比＝３．４５のラインと、スワール比特性Ｃｓとの交点が、Ｈ１／Ｈ２＝１．７９及びＨ１／Ｈ２＝３．２９の２点であって、上記（１）式の下限値及び上限値である。

また、図５の運転マップに例示するように、低～中回転領域ではＳＰＣＣＩ燃焼を、高回転領域ではＳＩ燃焼を実行させる場合、良好なＳＩ燃焼を実現するためには、タンブル比が１．７９以上必要である。タンブル比が１．７９未満であることは、燃焼室６内においてＳＩ燃焼を実現するための縦旋回するタンブル流Ｆｔが十分ではないことを示す。タンブル比＝１．７９のラインと、タンブル比特性Ｃｔとの交点が、Ｈ１／Ｈ２＝１．９２及びＨ１／Ｈ２＝２．７５の２点であって、上記（２）式の下限値及び上限値である。

上記の実証例に加えて、タンブル流及びスワール流の維持効果について、図説する。図２０（Ａ）は、Ｈ１／Ｈ２を適正範囲に設定した場合におけるタンブル流を示す模式図である。ここでは、筒内流動として、図１３及び図１４で示した中央タンブル流Ｆｔｃ及び外縁タンブル流Ｆｔｅを示している。Ｈ１／Ｈ２が適正化されている場合、タンブル流Ｆｔはキャビティ５１の形成領域に集められるようになり、当該キャビティ５１の空間を利用して圧縮行程後期に至っても存続する。すなわち、中央タンブル流Ｆｔｃは、キャビティ５１の底部５１１にガイドされるように流動し、外縁タンブル流ＦｔｅはＦ側凸部５２Ｆ及びＲ側凸部５２Ｒの隆起によって形成されるＦ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒでガイドされるように流動する。このため、圧縮行程後期まで、タンブル流Ｆｔを存続させ易くすることができる。

これに対し、図２０（Ｂ）は、Ｈ１／Ｈ２が上記（２）式の下限を下回る場合におけるタンブル流Ｆｔを示す模式図である。Ｈ１／Ｈ２の値が小さいということは、Ｆ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒの高さが小さいことを意味し、外縁タンブル流Ｆｔｅのガイド面としての機能が不足することになる。この場合、図２０（Ｂ）に示すように、外縁タンブル流Ｆｔｅは冠面５０におけるキャビティ５１の形成領域内に導かれ難くなり、中央タンブル流Ｆｔｃと外縁タンブル流Ｆｔｅとが共にキャビティ５１内に収斂されることに伴う強いタンブル流Ｆｔが形成され難くなる。このため、タンブル流Ｆｔの存続性が低下する（タンブル比が低下する）ようになる。なお、Ｈ１／Ｈ２が上記（２）式の上限を上回る場合、ＩＮ側斜面部５５を形成するＩＮ側周壁５１３が低すぎて、中央タンブル流Ｆｔｃに向けてガイドする効果が稀薄となり、やはりタンブル比が低下する。

図２１（Ａ）は、Ｈ１／Ｈ２を適正範囲に設定した場合におけるスワール流を示す模式図である。ここでは、筒内流動として、図１６及び図１７で示したスワール流Ｆｓを示している。Ｈ１／Ｈ２が適正化されている場合、スワール流Ｆｓは、Ｆ側周壁５１２Ｆ、Ｒ側周壁５１２Ｒ、ＩＮ側周壁５１３及びＥＸ側周壁５１４にガイドされ、大口径のキャビティ５１内で流動を維持する。このため、圧縮行程後期まで、スワール流Ｆｓを存続させ易くすることができる。

一方、図２１（Ｂ）は、Ｈ１／Ｈ２が上記（１）式の上限を上回る場合におけるスワール流を示す模式図である。Ｈ１／Ｈ２の値が大きいということは、Ｆ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒと、ＩＮ側周壁５１３及びＥＸ側周壁５１４との高低差が大きいことを意味する。このため、スワール流Ｆｓは、ＩＮ側周壁５１３及びＥＸ側周壁５１４の領域でガイドされ難くなり、キャビティ５１から径方向外側へ抜け出し易くなる。つまり、ＩＮ側周壁５１３及びＥＸ側周壁５１４の高さが低すぎるため、Ｆ側周壁５１２ＦとＲ側周壁５１２Ｒとの間の隙間から外周側へスワール流Ｆｓが漏れ出すようになう。このため、スワール流Ｆｓの存続性が低下する（スワール比が低下する）ものである。なお、Ｈ１／Ｈ２が上記（１）式の下限を下回る場合、Ｆ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒの高さが不十分となって、当該Ｆ側周壁５１２Ｆ及びＲ側周壁５１２Ｒによるスワール流Ｆｓのガイド効果が低下し、スワール比が低下する。

［変形例］
以上、本発明の実施形態につき説明したが、本発明はこれに限定されるものではなく、種々の変形実施形態を取ることができる。例えば、上記実施形態では、上記（１）式及び（２）式のほか、Ｈ１／Ｄ、Ｄ／Ｂ、Ｂ／Ｆ、Ｒ／Ｂ、Ｒ／Ｒｆ及びＲ／Ｒｒ、Ｒ／Ｒｉｎ及びＲ／Ｒｅｘについても数値範囲を示した。これらについては、Ｈ１／Ｈ２の数値範囲が上記（１）式及び（２）式の範囲を満たしている限りにおいて、上記で例示した数値範囲から外れるものであってもよい。

１ エンジン本体
２ 気筒
５ ピストン
５Ｃ 側周面（外縁部）
５０ 冠面
５１ キャビティ
５１Ｂ 最深部
５１１ 底部
５２Ｆ Ｆ側凸部（一対の第１隆起部）
５２Ｒ Ｒ側凸部（一対の第１隆起部）
５２２ 稜線部
５５ ＩＮ側斜面部（第２隆起部）
６ 燃焼室
６Ｕ 燃焼室天井面（ペントルーフ型の天井面）
ＡＸ 気筒軸
Ｆｓ スワール流
Ｆｔ タンブル流
Ｈ１ ＦＲ周壁高さ（第１隆起部の高さ）
Ｈ２ ＩＮ側周壁高さ（第２隆起部の高さ）

Claims (4)

1. 吸気ポート及び排気ポートの開口を有し、ピストンの冠面と、前記ピストンが摺動可能に収容される気筒の内壁面と、ペントルーフ型の天井面とによって区画される燃焼室を有し、混合気の一部を火花点火によりＳＩ燃焼させると共にその他の混合気を自着火によりＣＩ燃焼させる部分圧縮着火燃焼を行うエンジンの燃焼室構造であって、
   前記冠面には、
   椀状に凹設されてなるキャビティと、
   前記キャビティと前記ピストンの外縁部との間の外周領域において気筒軸方向に突設され、前記天井面のペントルーフ形状に沿った山型形状を有する一対の第１隆起部と、
   前記外周領域の、前記吸気ポートと対向する側であって前記一対の第１隆起部の間の位置に突設され、前記第１隆起部の稜線延在方向と立ち上がり方向が直交する第２隆起部と、を備え、
   前記キャビティの最深部の高さ位置に対する前記第１隆起部の高さをＨ１、前記第２隆起部の高さをＨ２とするとき、前記第１隆起部の高さＨ１と前記第２隆起部の高さＨ２との比であるＨ１／Ｈ２が、１．７９以上３．２９以下の範囲に設定されていることを特徴とするエンジンの燃焼室構造。
2. 吸気ポート及び排気ポートの開口を有し、ピストンの冠面と、前記ピストンが摺動可能に収容される気筒の内壁面と、ペントルーフ型の天井面とによって区画される燃焼室を有し、混合気を火花点火により燃焼させるＳＩ燃焼と、混合気の一部を火花点火によりＳＩ燃焼させると共にその他の混合気を自着火によりＣＩ燃焼させる部分圧縮着火燃焼とを併用して行うエンジンの燃焼室構造であって、
   前記冠面には、
   椀状に凹設されてなるキャビティと、
   前記キャビティと前記ピストンの外縁部との間の外周領域において気筒軸方向に突設され、前記天井面のペントルーフ形状に沿った山型形状を有する一対の第１隆起部と、
   前記外周領域の、前記吸気ポートと対向する側であって前記一対の第１隆起部の間の位置に突設され、前記第１隆起部の稜線延在方向と立ち上がり方向が直交する第２隆起部と、を備え、
   前記キャビティの最深部の高さ位置に対する前記第１隆起部の高さをＨ１、前記第２隆起部の高さをＨ２とするとき、前記第１隆起部の高さＨ１と前記第２隆起部の高さＨ２との比であるＨ１／Ｈ２が、１．９２以上２．７５以下の範囲に設定されていることを特徴とするエンジンの燃焼室構造。
3. 請求項１又は２に記載のエンジンの燃焼室構造において、
   前記気筒の幾何学的圧縮比が１５以上の高圧縮比に設定されている、エンジンの燃焼室構造。
4. 請求項１～３のいずれか１項に記載のエンジンの燃焼室構造において、
   前記キャビティは、前記冠面の上面視において、前記稜線延在方向に幅広の楕円形状を備える、エンジンの燃焼室構造。

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