JPWO2005068872A1 - 乗物用直列４気筒エンジンおよびこのエンジンを搭載した乗物 - Google Patents

Abstract

【課題】エンジンの設計自由度を高め、加速フィーリングを向上させ、運転感覚を非常に良好にし、エンジンのコンパクト化を可能にする。【解決手段】乗り物用直列４気筒エンジンにおいて、２プレーン・９０°型のクランク軸（３）を備える。各気筒に対するクランクウェブ重量を左右のウェブ半体（２１ａ、ｂ〜２４ａ、ｂ）に振り分け、各気筒のウェブ半体のバランス率をｋＬ，ｋＲ（但しｋＬ≠０．２５、ｋＲ≠０．２５）とし、クランク軸の長手方向の中心から各クランクウェブ半体までの距離をＤＬ，ＤＲとして、（ｋＬ−０．２５）・（０．２５−ｋＲ）≒ＤＲ／ＤＬとなるようにして１次慣性偶力のベクトル軌跡が略円となるようにし、この１次慣性偶力を１次パランサ（６）で相殺する。

Description

本発明は、クランク軸と等速で逆転する１次バランサを備えた乗物用直列４気筒エンジンと、このエンジンを搭載した乗物とに関するものである。

従来より乗物用エンジンとしてはいわゆる１プレーン、１８０°型のもの、すなわち、１，４番気筒のクランクピンを同一位相にし、２，３番気筒のクランクピンを１８０°位相をずらしたクランク軸が広く用いられている。

またクランクピン配列が第１気筒０°、第２気筒９０°、第３気筒２７０°、第４気筒１８０°のクランク軸（２プレーン、９０°型という）に対して、クランク軸と等速のバランサ（１次バランサという）を設けた乗物用エンジンおよび乗物が特許文献１および２に提案されている。
特開昭５７−６９１３７ 特開平９−２５０５９７

この２プレーン、９０°型のクランク軸を用いたエンジンを搭載した自動二輪車などの乗物では、前記１プレーン、１８０°型のクランク軸を用いたものに比べて、駆動トルクのＳ／Ｎ（ＳＮ比）、振動の振幅および周波数などの点でエンジンからの駆動トルクを運転者の身体全体で一層強く感じることができるため、加速フィーリングが向上し、運転感覚が非常に良好になる。そのためこの２プレーン、９０°型の乗物用エンジンの実用化が強く望まれている。

特許文献１のものは、クランクウェブに付加する総重量を回転部重量Ｗ_ｒｏｔに往復部重量Ｗ_ｒｅｃの１／２を加えて設定することを前提としている（第３頁左欄の（１２）式）。すなわちコンロッド大端部などの回転部重量Ｗ_ｒｏｔとバランスする重量Ｗ_ｒｏｔの他にＷ_ｒｅｃ／２（付加重量、アンバランス重量）を加えるものである。またクランク軸中心から第１，４気筒中心までの距離を２ａ、第２，３気筒中心までの距離を２ｂと設定していることから、各気筒のクランクウェブ重量は気筒中心に集中しているものとして計算していることが解る（第１図参照）。

実際には各気筒のクランクウェブは気筒中心に対して左右に分割されるから、これらクランクウェブ半体の合計が気筒の中心に集中すると仮定するためには、各クランクウェブ半体の付加重量は往復部重量の１／４にする必要がある。この特許文献１のものは各気筒に対してクランクウェブ全体に対する付加重量が往復部重量Ｗ_ｒｅｃの１／２，すなわちクランクウェブ半体に対する付加重量を往復部重量の１／４にすることを前提としている。

しかしながら実際のエンジン設計にあたっては、クランク軸付近に配設する他の歯車や軸受類等との干渉を避けるなどの理由から、クランクウェブ半体の付加重量をＷ_ｒｅｃの１／４にすることが困難になることが多い。クランクウェブ半体の重量を確保するのと同じ効果を得るために回転半径を大きくすることが考えられるが、クランク軸が大型化してしまう。

特許文献２のものは、特許文献１のものと同様に、クランクウェブに付加する付加重量を往復部重量Ｗ_ｒｅｃの１／２とし（段落００２２）、各気筒のクランクウェブ重量は気筒中心に集中しているものとしている（段落００１８）。従って各クランクウェブ半体の付加重量は往復部重量の１／４にすることを前提としている。この前提のもとに特許文献２ではクランク軸と同速かつ逆転する逆転バランサと別に、クランク軸と同速かつ等方向回転する同転バランサを設け、クランク軸に付加する重量Ｗ_ｒｅｃ／２の一部を同転バランサに分配することにより、クランク軸の付加重量をＷ_ｒｅｃの１／２以下にするものである。しかしこの場合には逆転するバランサの他に同転するバランサをさらに追加することが必要になるため、エンジンの大型化が避けられない。

本発明はこのような問題を解消するためになされたもので、加速フィーリングが向上し、運転感覚が非常に良好であり、コンパクトでもある乗物用直列４気筒エンジンを提供することを第１の目的とする。

またエンジンの駆動トルクのＳ／Ｎ、振動の振幅および周波数などを改善して、加速フィーリングを向上し運転感覚を非常に良好にした乗物を提供することを第２の目的とする。

本発明によれば第１の目的は、２つの気筒のクランクピンを１８０°の位相差をもって共通な第１仮想平面上に配置し、他の２つの気筒のクランクピンを１８０°の位相差をもって前記第１仮想平面と９０°位相がずれた第２仮想平面上に配置したクランク軸を有する乗物用直列４気筒エンジンにおいて、少なくとも２つの気筒のクランクウェブをクランクピンを挟んで対向する１対のクランクウェブ半体に分け、両クランクウェブ半体のバランス率をｋ_Ｌ，ｋ_Ｒ（但しｋ_Ｌ≠０．２５，ｋ_Ｒ≠０．２５）とし、クランク軸の長手方向の中心から各クランクウェブ半体までの距離をＤ_Ｌ，Ｄ_Ｒとして、（ｋ_Ｌ−０．２５）／（０．２５−ｋ_Ｒ）≒Ｄ_Ｒ／Ｄ_Ｌとなるようにして、１次慣性偶力のベクトル軌跡が略円形となるように４つの気筒のクランクウェブを設定したクランク軸と、１次慣性偶力のベクトルを相殺する偶力ベクトルを発生する１次バランサとを備えることを特徴とする乗物用直列４気筒エンジン、により達成される。

また第２の目的は、請求項１に記載された乗物用４気筒エンジンを搭載したことを特徴とする乗物、により達成される。

本発明は、少なくとも２つの気筒のクランクウェブ半体の付加重量Ｗ_ａｄｄ（実際はこの重量と回転半径の積であるモーメントと、往復重量と回転半径との積であるモーメントとの比で表現したバランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒを用いる）と、クランク中心からこれらクランクウェブ半体までの距離Ｄ_Ｌ、Ｄ_Ｒとが所定条件を満たす時に、クランクウェブの付加重量Ｗ_ａｄｄが往復部重量Ｗ_ｒｅｃの１／２で気筒の中心に集中している状態と等価になることを発明者が発見したことに基づいてなされたものである。

すなわち前記所定条件、（ｋ_Ｌ−０．２５）／（０．２５−ｋ_Ｒ）≒Ｄ_Ｒ／Ｄ_Ｌ（但しｋ_Ｌ≠０．２５，ｋ_Ｒ≠０．２５）を満たせば、前記特許文献１および２と同様に、加速フィーリングを向上させ、運転感覚を非常に良好にしつつクランクウェブ半体の付加重量Ｗ_ａｄｄを変化させることができる。

従って各気筒のクランクウェブ半体の形状を変えられるので、クランクウェブのバランス率や慣性マス等の設計自由度が増大しエンジンのコンパクト化が可能になる。また第２の発明によれば、加速フィーリングが向上し、運転感覚が非常に良好な乗物が得られる。

本発明に係る乗物用直列４気筒エンジンの概略構成を示す側面図である。 クランク軸と偶力バランサの平面図である。 クランク軸と偶力バランサを示す斜視図である。 クランク軸とバランサの動作を説明するための断面図である。 クランク軸の構成を模式的に示す斜視図である。 クランク角度を示す図である。 気筒毎の１次慣性力の変化を示すグラフである。 往復運動部分の構成を模式的に示す図である。 合成偶力ベクトル（Ｔ）を説明するための斜視図である。 各気筒の１次慣性力の合成ベクトル（ａ〜ｄ）およびエンジン全体の合成偶力ベクトル（ｅ）を説明するための図である。 クランクウェブのバランス率を示す斜視図である。 クランク軸形式を示す図である。 バランス率と距離Ｄを示す図である。 エンジンを搭載した自動二輪車を示す側面図である。

符号の説明

１、５０ エンジン
３、５６ クランク軸
６、５８ 偶力バランサ
１２ 第１のバランスウェイト
１３ 第２のバランスウェイト
２１〜２４クランクピン
２１ａ，２１ｂ，２２ａ，２２ｂ，２３ａ，２３ｂ，２４ａ，２４ｂ クランクウェブ半体
Ｐ_１ 第１仮想平面
Ｐ_２ 第２仮想平面

一対のクランクウェブ半体を合計した１つのクランクウェブについてのバランス率ｋは、次式（１）により定義される。
ｋ＝（Ｍ−Ｗ_ｒｏｔ・ｒ／２）／（Ｗ_ｒｅｃ・ｒ） …（１）

ここにＭはクランクウェブの総アンバランス量（単位はモーメント、ｇ・ｍｍ）、ｒはＷ_ｒｏｔ、Ｗ_ｒｅｃの回転半径である。このｒはクランクピンの回転円の１／２であり、往復部のストロークの１／２でもある。またＷ_ｒｏｔは回転部質量、Ｗ_ｒｅｃは往復部質量（単位はｇ）である。

通常（Ｍ／ｒ−Ｗ_ｒｏｔ／２）＝Ｗ_ａｄｄを往復部質量Ｗ_ｒｅｃの半分に設定するので、この時にはｋ＝１／２（５０％）である。この発明では１つの気筒のクランクウェブを左右に分けてクランクウェブ半体とし、これらクランクウェブ半体のバランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒを別々に設定するものである。従ってこの場合は（１）式においてＭをクランクウェブ半体のアンバランス量と考えれば、ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒ＝（Ｍ−Ｗ_ｒｏｔ・ｒ／４）／（Ｗ_ｒｅｃ・ｒ）となる。この時各クランクウェブ半体のクランク軸中心からの距離Ｄ_Ｌ、Ｄ_Ｒを考慮して前記の所定条件を求めたものである。この条件の意味は後記する。

この発明において、（ｋ_Ｌ＋ｋ_Ｒ）を０．５（５０％）より小さくすればクランク軸の軽量化が図れることが明らかであり、特に乗り物用のエンジンに適する（請求項２）。また逆に（ｋ_Ｌ＋ｋ_Ｒ）を０．５（５０％）より大きくする場合は（請求項３）は、後記するようにクランク軸中心側のウェブ半体を重くすることを意味するが、他の部材との干渉を避けたりクランク軸上に他の歯車等を設ける際の設計自由度が増える。また各気筒のウェブ半体の質量決定の自由度が増えクランク軸中央側に重量が集まるので、クランク軸の捩り振動を抑制するのに適し、その結果クランク軸の軽量化を図ることも可能になる。

この発明では、２つの気筒に対して請求項１の条件を満たすようにし、他の２つの気筒に対しては従来のエンジンと同様に左右のクランクウェブ半体のバランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒをそれぞれ０．２５、０．２５とすることもできる（請求項４）。このようにエンジンのレイアウト上の都合から任意の２つの気筒だけに本発明を適用することが可能であり、この場合には設計自由度が増大する効果が得られる。

クランク軸のクランクピン配置は種々のものが可能である。図１２はこれらの形式を示す図であり、ここでは同図（Ａ）に示すように互いに直交するＸ、Ｙ、Ｚ軸をとり、Ｘ−Ｚ平面を第１仮想平面Ｐ１とし、Ｙ−Ｚ平面を第２仮想平面Ｐ２とする。（Ａ）は左端から順番に１〜４番気筒として、１番気筒と４番気筒のクランクピンが第１仮想平面Ｐ１上に位置し、２番気筒と３番気筒のクランクピンが第２平面Ｐ２上に位置するものであり、この形式を以下ＳＴＤ配置という（請求項５）。このＳＴＤ配置のクランク軸では、クランクウェブの対称性から、１次慣性力、２次慣性力、２次慣性偶力を理論上０にすることが可能であり、１次慣性偶力のベクトル線図を真円としてこれを１次バランサで完全に打消すことが理論上可能である。

なお以下の説明では、慣性力や偶力などを「相殺する」、「打ち消す」、「消去する」、「０にする」などの用語を用いているが、これらは実用上問題が無い程度に小さくすることを意味し、必ずしも０にすることだけを意味するものではない。また１次バランサ軸は１本とするのがエンジンのコンパクト化を図るためには望ましいが、本発明は２本以上のバランサ軸に分けることも可能である。

図１２の（Ｂ）は、１番と３番気筒のクランクピンを第１仮想平面上に、２番と４番気筒のクランクピンを第２仮想平面上に配置したものであり、この形式を以下９０−Ｉ配置という（請求項６）。図１２の（Ｃ）は１番と２番気筒のクランクピンを第１仮想平面上に、３番と４番気筒のクランクピンを第２仮想平面上に配置したものであり、この形式を以下９０−Ｊ配置という（請求項７）。

これら９０−Ｉおよび９０−Ｊ配置では、１次慣性力や２次慣性偶力の少なくとも一方が僅かに残ったり、１次慣性偶力のベクトル線図が真円でなく円に近い楕円となる。しかし実用上問題が無い程度に振動を小さくすることが可能である。

ＳＴＤ配置の場合には、バランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒと距離Ｄ_Ｌ、Ｄ_Ｒが１番と４番気筒をクランク中心に対して対称（ミラー配置）とし、２番と３番気筒をクランク中心に対して対称（ミラー配置）とすることが望ましい（請求項８）。この場合には１次バランサの付加により前記のように理論上１次および２次の慣性力と偶力を完全に打消すことができるが、本発明は軽量化や運転フィーリング向上などの目的から、非対称にして僅かな振動を残すようにしてもよい。

９０−Ｉ、９０−Ｊ配置の場合には、距離Ｄ_Ｌ、Ｄ_Ｒを１，４番気筒および２，３番気筒で対称とし、バランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒが任意に組合せた２つの気筒で対称（ミラー配置）としてもよい（請求項９）。この場合には、１次慣性力や２次慣性偶力の一方または両方が僅かに残ったり、１次慣性偶力のベクトル線図が楕円になるが、実用上問題ない程度の振動を残してむしろ軽量化や運転フィーリング向上を図ることが可能である。

１次バランサのバランスウェイトは、２番と３番気筒のクランクピンに対向する位置（クランクウェブ半体間）または１番と４番気筒のクランクピンに対向する位置（クランクウェブ半体間）に設けることができる（請求項１０）。この場合バランサウェイトをクランク軸に接近させてエンジンのコンパクト化を図ることが可能になる。

以下、本発明に係る直列４気筒エンジンの一実施の形態を図１ないし図１１によって詳細に説明する。
図１は本発明に係る直列４気筒エンジンの概略構成を示す側面図、図２はクランク軸と偶力バランサの平面図、図４はクランク軸とバランサの動作を説明するための断面図、図５はクランク軸を模式的に示す斜視図である。図６はクランク角度を示す図、図７は１次慣性力の変化を示すグラフ、図８は往復運動部分の構成を模式的に示す図、図９は合成偶力ベクトル（Ｔ）を説明するための斜視図、図１０は各気筒の１次慣性力の合成ベクトル（ａ〜ｄ）とエンジン全体の合成偶力ベクトルＴ（ｅ）を説明するための図である。図１１はクランクウェブのバランス率を示す斜視図である。

これらの図において、符号１で示すものはこの実施の形態による水冷式４サイクル直列４気筒エンジンである。このエンジン１は、自動二輪車用のもので、上下方向に分割可能に形成されたクランクケース２に後述するクランク軸３が回転自在に支持されている。このエンジン１は、クランク軸３の軸線が車幅方向と平行になるとともに図１において左側の部位が車体前側に位置する状態で車体フレーム（図示せず）に搭載される。

前記クランクケース２は、上部クランクケース本体４と下部クランクケース本体５とから構成され、これら両ケース本体４，５どうしの間にクランク軸３と後述する偶力バランサ６とを回転自在に支持している。上部クランクケース本体４の上端部には、シリンダボディ７が取付けられ、前記下部クランクケース本体５には、主軸８と駆動軸９とが回転自在に設けられている。この下部クランクケース本体５の下端部には、オイルパン５ａが取付けられている。前記シリンダボディ７は、４気筒分のシリンダ孔７ａが車幅方向に一列に並ぶように形成され、上端部にシリンダヘッド（図示せず）が取付けられている。前記シリンダ孔７ａは、軸線Ｃが前上がりに傾斜するように形成されている。この実施の形態では、４つの気筒を車体左側から順番に１番気筒、２番気筒、３番気筒、４番気筒という。

前記主軸８と駆動軸９は、従来からよく知られている構造のトランスミッション（図示せず）を介して互いに連結されている。前記主軸８は、車体右側の端部にクラッチ（図示せず）が軸装され、このクラッチと減速大歯車（図示せず）とを介して前記偶力バランサ６に歯車結合されている。前記駆動軸９は、車体左側の端部にスプロケット（図示せず）が設けられており、このスプロケットに巻掛けた後輪駆動用チェーン１０を介して後輪（図示せず）に接続されている。

前記偶力バランサ６は、後述するクランク軸３が回転することにより生じる１次偶力を打ち消すためのもので、図２に示すように、クランクケース２に軸受２ａ〜２ｃによって回転自在に支持されたバランサ軸１１と、このバランサ軸１１に一体に形成された第１および第２のバランスウェイト１２，１３とから構成されている。前記バランサ軸１１は、前記両バランスウェイト１２，１３どうしの間に従動歯車１４が設けられるとともに、車体右側の端部に減速小歯車１５が設けられている。

前記従動歯車１４は、クランク軸３の出力歯車１６と回転数が一致するように形成されてこれに噛合し、前記減速小歯車１５は、前記クラッチ側の減速大歯車に噛合している。すなわち、このエンジン１においては、クランク軸３の回転が偶力バランサ６とクラッチとを介して主軸８に伝達され、さらに、前記主軸からトランスミッションを介して駆動軸に伝達され、この駆動軸から後輪駆動用チェーンを介して後輪に伝達される。クランク軸３の回転方向は、この実施の形態では図１において時計方向である。

前記クランク軸３は、図１〜図３および図５に示すように、気筒毎のクランクピン２１〜２４と、第１および第２のクランクウェブ２１ａ，２１ｂ，２２ａ，２２ｂ，２３ａ，２３ｂ，２４ａ，２４ｂと、ジャーナル部２５とから構成され、軸線方向の中央部に前記出力歯車１６とクランク角センサーホイール２６とが設けられている。図１および図４において、２７はコンロッドを示し、２８はピストン、２８ａはピストンピンを示す。

前記各クランクピン２１〜２４の回転方向の位置（クランク角度）は、図６に示すように、１番気筒用クランクピン２１に対する２番気筒用クランクピン２２のクランク角度が２７０°となり、１番気筒用クランクピン２１に対する３番気筒用クランクピン２３のクランク角度が９０°となり、１番気筒用クランクピン２１に対する４番気筒用クランクピン２４のクランク角度が１８０°となるように形成されている。すなわち、このクランク軸３は、１番気筒用クランクピン２１と４番気筒用クランクピン２４とが第１の仮想平面（プレーン）上に位置し、２番気筒用クランクピン２２と３番気筒用クランクピン２３とが第２の仮想平面上に位置し、かつ前記両平面どうしが直交する２プレーン型（ＳＴＤ配置）のものである。なお、このエンジン１の点火順序は、１番気筒→３番気筒→２番気筒→４番気筒となる。

前記クランクウェブは、クランク軸３の軸心を挟んで反対側にカウンターウェイト部が形成されている。このカウンターウェイト部の質量は、前記偶力バランサ６と協働してエンジン１の加振力を低減することができるように設定されている。この質量は、コンロッド大端部などの回転部重量Ｗ_ｒｏｔとバランスさせる重量Ｗ_ｒｏｔと、往復部とバランスさせるための付加重量Ｗ_ａｄｄの合計である。この付加重量Ｗ_ａｄｄはこのエンジン１の往復運動部分｛ピストン２８、ピストンピン２８ａおよびコンロッド２７の小端部２７ａ（図１参照）｝の質量の約５０％（バランス率約５０％）とすることにより、回転時に作用する偶力の大きさが適切になることが判った。

ここでいう適切な大きさの偶力とは、このエンジン１に装備することが可能な偶力バランサ６によって打ち消すことができる大きさの偶力のことをいう。この実施の形態による２プレーン型のクランク軸３は、後述するように１次、２次慣性力および２次偶力が消去されるから、クランクウェブをバランス率が約５０％となるように形成することにより、残存１次偶力の偶力合成ベクトルの移動軌跡がクランク軸心まわりの円になる。すなわち、このクランク軸３を装備したエンジン１においては、前記１次偶力合成ベクトルを相殺する偶力ベクトルとなる偶力を発生する偶力バランサ６を装備することによって、１次偶力も消去することができる。以下、１次、２次慣性力および２次偶力が消去される理由と、１次偶力を消去する偶力バランサ６の構成について説明する。

（１）１次慣性力が消去される理由について
１次慣性力は、図７に示すように、ピストン２８の往復動に対応するようにクランク軸３に作用する。図７は、各気筒の往復運動質量による１次慣性力の変化をＸ軸成分とＹ軸成分に分けて示す。今ピストン２８に同方向であるＸ軸成分で考えると、同図に示すように、１番気筒のピストン２８が上死点に位置しているとき（図７でＡ点）には４番気筒のピストン２８が下死点（図７でＢ点）に位置しているから、これら両気筒の往復運動質量による１次慣性力は互いに打ち消し合う。これと同様に、２番気筒と３番気筒の往復運動質量による１次慣性力も互いに打ち消し合う。このため、このクランク軸３においては１次慣性力は理論上０になる。

（２）２次慣性力が消去される理由について
各気筒の往復運動質量による２次慣性力Ｆ１〜Ｆ４は、図８に示すように各部の寸法、質量を定めると下記の式（１）〜（４）のように表される。図８において、ｍ_ｒ＝往復運動部分の質量（ｇ）、Ｌ＝コンロッド長（ｍｍ）、ｒ＝ピストンストローク／２（ｍｍ）、ω＝２πＮ／６０（ｒａｄ）である。また、下記の式（１）〜（４）において、λ＝コンロッド長／ｒである。

上記Ｆ１〜Ｆ４の総和Ｆ（２）は、下記に示すように０となるから、このクランク軸３においては２次慣性力は理論上０になる。

（３）２次偶力が消去される理由について
２次偶力は、図５に示すように、クランク軸３に２次慣性力Ｆ１〜Ｆ４が作用することにより生じるＹ軸回りのモーメントの総和である。前記Ｙ軸とは、シリンダの軸線と平行なＸ軸と直交するとともに、クランク軸３の軸線と平行なＺ軸と直交する方向に延びる軸のことをいう。なお、図５は、１番気筒のピストン２８が上死点に位置している状態を示している。

２次慣性力Ｆ１〜Ｆ４は、１周期がクランク角１８０°となるように繰り返し生じるから、クランク角が互いに１８０°異なる１番気筒と４番気筒は、２次慣性力の作用する方向が同方向になる。また、１番気筒に対してクランク角が回転方向の前側に９０°ずれる２番気筒と、回転方向の後側に９０°ずれる３番気筒は、２次慣性力の作用する方向が１，４番気筒とは逆方向になる。このため、前記モーメントの総和からなる２次偶力ＦＬは、Ｙ軸から各気筒までの距離をｄ１〜ｄ４とし、ｄ１＝ｄ４，ｄ２＝ｄ３とすると、下記に示すように０となる。
ＦＬ＝Ｆ１×ｄ１−Ｆ２×ｄ２＋Ｆ３×ｄ３−Ｆ４×ｄ４＝０
このため、このクランク軸３においては２次偶力は０になる。

（４）残存１次偶力を消去する偶力バランサ６の構成について
クランク軸３に作用する１次偶力は、各クランクピン２１〜２４に作用する１次慣性力のベクトルの総和によって表すことができる。これを図９によって詳細に説明する。図９は、１番気筒のピストン２８が上死点に位置している状態、すなわち１番気筒用クランクピン２１がＸ軸（シリンダ軸線）上であって同図において上端に位置する瞬間の状態を描いてある。

このとき、１番気筒においては、往復運動部分（ピストン２８、ピストンピン２８ａおよびコンロッド２７の小端部２７ａ）の質量による１次慣性力と、回転部分（クランクピン２１、コンロッド２７の大端部２７ｂおよびクランクウェブ２１ａ，２１ｂ）の質量による１次慣性力との合力が上方に向けて作用するようになる。これは、このクランク軸３は上述したように約５０％バランスとなるように形成されており、往復運動部分の上方へ向かうように作用する慣性力に対して、回転運動部分の下方へ向かうように作用する慣性力が約半分になるからである。すなわち、１番気筒においては、往復質量と回転質量による１次慣性力の合成ベクトルはＸ軸と平行に上方を指向するようになる。１番気筒の前記合成ベクトルの大きさは、図１０（ａ）に示すように変化する。この合成ベクトルの回転方向は、クランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

２番気筒においては、ピストン２８が下死点から上死点に移動する途中の略中間点に位置するため、往復運動部分の慣性力は略０となる。このため、２番気筒においては、回転部分の慣性力（車体の後方を指向するように作用する）のみが作用することから、１次慣性力の合成ベクトルは、Ｙ軸と平行に後方（図９においては右方）を指向するようになる。２番気筒の前記合成ベクトルの大きさは、図１０（ｂ）に示すように変化する。この合成ベクトルの回転方向は、クランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

３番気筒においては、ピストン２８が上死点から下死点に移動する途中の略中間点に位置するため、往復運動部分の慣性力は略０となり、回転部分の慣性力のみが作用する。このため、３番気筒の１次慣性力の合成ベクトルは、Ｙ軸と平行に前方（図９においては左方）を指向するようになる。３番気筒の前記合成ベクトルの大きさは、図１０（ｃ）に示すように変化する。この合成ベクトルの回転方向は、クランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

４番気筒においては、ピストン２８が下死点に位置しているから、往復運動部分の慣性力は下方を指向し、この往復運動部分の約半分となる回転運動部分の慣性力は上方を指向する。このため、４番気筒の１次慣性力の合成ベクトルは、Ｘ軸と平行に下方を指向するようになる。４番気筒の前記合成ベクトルの大きさは、図１０（ｄ）に示すように変化する。この合成ベクトルの回転方向は、クランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

１番気筒の合成ベクトルと４番気筒の合成ベクトルは、方向が互いに１８０°逆方向で大きさが略一致するため、これら両気筒のクランクピン２１，２４に作用する１次慣性力が偶力となる。この偶力を以下においては第１の偶力という。この第１の偶力は、図９において、クランク軸３の軸線方向の中央を通りＹ軸と平行な仮想軸線ＹＣを中心としてクランク軸３を回すような偶力となる。この第１の偶力のベクトルは、偶力が右ねじの締込み時の回転方向と同方向である場合、右ねじの進む方向となる。すなわち、この第１の偶力のベクトルは、前記仮想軸線ＹＣに沿って前方を指向するようになる。図９においては、仮想軸線ＹＣが位置しかつクランク軸３の軸線とは直交する平面を、理解し易いように同図の左端部に仮想平面１として描いてある。この仮想平面１上においては、前記第１の偶力のベクトルをＡで示す。

一方、２番気筒の合成ベクトルと３番気筒の合成ベクトルは、方向が互いに１８０°逆方向で大きさが略一致するため、これら両気筒のクランクピンに作用する１次慣性力によって第２の偶力が生じる。この第２の偶力のベクトルは、偶力が右ねじの締込み時の回転方向と同方向である場合、右ねじの進む方向となるから、図９において、クランク軸３の軸線方向の中央を通りＸ軸と平行な仮想軸線ＸＣに沿って上方を指向するようになる。前記仮想平面１上においては、前記第２の偶力のベクトルをＢで示す。

これらベクトルＡとベクトルＢとを合成することによって、このエンジン１に作用する総合的な偶力の方向と大きさとを求めることができる。前記ベクトルＡと前記ベクトルＢとの合成偶力ベクトルＴは、図９の仮想平面１上に示すように、前方斜め上方を指向する。この合成偶力ベクトルＴの大きさは、図１０（ｅ）に示すように変化する。この合成偶力ベクトルＴの回転方向は、同じくクランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

この合成偶力ベクトルＴは、エンジン１の全ての１次偶力を表すものであるから、この合成偶力ベクトルＴと点対称となるベクトル（図９中に破線ｔで示す）の偶力を偶力バランサ６により発生させることによって、エンジン１に生じる全ての１次偶力を消去することができる。合成偶力ベクトルＴと点対称になるベクトルｔを以下においてバランサベクトルという。前記偶力合成ベクトルＴと前記バランサベクトルｔとを釣り合わせるためには、図１０（ｅ）に示す合成偶力ベクトルＴの回転軌跡が真円となることが最も効果的である。

この実施の形態では、クランクウェブの重量バランスを約５０％とすることによって、前記回転軌跡を略真円としている。前記バランサベクトルｔを有する偶力バランサ６は、図９中に破線ｂｒ１，ｂｒ２で示す方向に慣性力が生じるものとなる。すなわち、慣性力がｂｒ１，ｂｒ２となるように偶力バランサ６を形成することによって、このエンジン１の１次偶力を偶力バランサ６によって釣り合わせて消去することができる。

ここで、前記回転軌跡が円となるようにクランクウェブの重量バランスを決める手法について説明する。各気筒の往復質量をＭｒ（単位はモーメント、ｇ・ｍｍ）とし、各気筒の回転質量をＭｏ（単位はモーメント、ｇ・ｍｍ）とし、１気筒当たり２つあるクランクウェブ半体のアンバランス量（モーメント：ｇｍｍ）を１番気筒から順にＭ１〜Ｍ８とすると、各クランクウェブ半体のバランス率ｋは、
ｋ（１〜８）＝｛Ｍ（１〜８）−Ｍ_０／４｝／Ｍｒ
＝｛Ｍ（１〜８）−Ｗ_ｒｏｔ・ｒ／４｝／Ｗ_ｒｅｃ・ｒとなる。
全ての気筒において１次慣性力の合成ベクトルを一定（円）とするためのアンバランス量Ｍ１〜Ｍ８は、例えばＭ１〜Ｍ８＝０．２５×Ｍｒ＋Ｍ_０／４である。なお、Ｍ１とＭ４とが等しくなりかつＭ２とＭ３とが等しくなれば、一対のクランクウェブ半体のうち一方のバランス率ｋを０．２５より小さくなるように形成し、他方のバランス率ｋをその分だけ大きくなるように形成することができる。

偶力はクランク軸中心からの距離Ｄ（Ｄ_Ｌ、Ｄ_Ｒ）に比例するから、クランク軸中心から遠いクランクウェブ半体が偶力に及ぼす影響はクランク軸中心に近いクランクウェブ半体の影響よりも大きい。従ってクランク軸中心から遠いクランクウェブ半体のバランス率（ｋ_Ｌ）を大きくすればクランク軸中心に近いクランクウェブ半体のバランス率（ｋ_Ｌ）を小さくでき、これらの合計（ｋ_Ｌ＋ｋ_Ｒ）を５０％より小さくすることができる。

この実施の形態では、図１１に示すように各クランクウェブ半体のバランス率ｋ（１〜８）を設定した。すなわち、１番気筒と４番気筒については、エンジン外側に位置するクランクウェブ２１ａ，２４ａのバランス率を０．４２７とし、エンジン１内側に位置するクランクウェブ２１ｂ，２４ｂのバランス率を０．０２５とし、両方のクランクウェブでバランス率が０．４５２となるように形成した。また、２番気筒と３番気筒については、エンジン１外側に位置するクランクウェブ２２ａ，２３ａのバランス率を０．３５７とし、エンジン１内側に位置するクランクウェブ２２ｂ，２３ｂのバランス率を０．０１７として両方のクランクウェブでバランス率が０．３７４となるように形成した。

なお１番気筒と４番気筒のクランクウェブ２１ａ、２１ｂ、２４ａ、２４ｂのバランス率ｋ_１Ｌ、ｋ_１Ｒ、ｋ_４Ｒ、ｋ_１Ｌをすべて０．２５とし、２番気筒と３番気筒のバランス率ｋ_２Ｌ、ｋ_２Ｒ、ｋ_３Ｒ、ｋ_３Ｌを０．２５以外（例えばｋ_２Ｌ＝ｋ_３Ｒ＝０．３５７、ｋ_２Ｒ＝ｋ_３Ｌ＝０．０１７）としてもよい。また逆に２番気筒と３番気筒のバランス率ｋ_２Ｌ、ｋ_２Ｒ、ｋ_３Ｒ、ｋ_３Ｌをすべて０．２５とし、他の１番気筒と４番気筒のバランス率ｋ_１Ｌ、ｋ_１Ｒ、ｋ_４Ｒ、ｋ_４Ｌを０．２５以外（例えばｋ_１Ｌ＝ｋ_４Ｒ＝０．４２７、ｋ_１Ｒ＝ｋ_４Ｌ＝０．０２５）としてもよい。

前記偶力バランサ６は、図１〜図４に示すように、クランク軸３より後方（図９で示すＹ軸に沿って後方）に離間する位置に配設され、第１および第２のバランスウェイト１２，１３が２番気筒と３番気筒のクランクピン２２，２３と対応する位置に設けられている。この実施の形態による第１および第２のバランスウェイト１２，１３は、軸線方向から見て扇状を呈するように形成され、最もクランク軸側に移動した状態で２番気筒用クランクウェブ２２ａと２２ｂとの間と、３番気筒用クランクウェブ２３ａと２３ｂとの間とに臨むように形成されている。また、これらの第１および第２バランスウェイト１２，１３は、質量を調整するためにヘビーメタル３１が埋設されている。前記第１のバランスウェイト１２は、図９中にｂｒ１で示した慣性力を発生し、第２のバランスウェイト１３は、図９中にｂｒ２で示した慣性力を発生するように形成されている。

この実施の形態による偶力バランサ６は、図４（ａ）〜（ｅ）に示すように、第１および第２のバランスウェイト１２，１３とコンロッド２７の大端部２７ｂとの接触を避けながらクランク軸３に可及的近接する位置に配設されている。図４（ａ）は、１番気筒のピストン２８が上死点に位置しているときの２番気筒のクランクピン２２と第１のバランスウェイト１２の位置を示し、同図（ｂ）は、（ａ）図の状態からクランク軸３が１８０°回転した状態を示している。同図（ｃ）は、（ａ）図の状態からクランク軸３が２１７．５°回転した状態を示し、同図（ｄ）は、（ａ）図の状態からクランク軸３が２２５°回転した状態を示し、同図（ｅ）は、（ａ）図の状態からクランク軸３が２７０°回転した状態を示す。なお、３番気筒用コンロッド２７の大端部２７ｂと第２のバランスウェイト１３との位置は、図４とは位相が１８０°異なるだけで同様になる。１番気筒と４番気筒にバランスウェイトを配置すると、コンロッドの大端部２７ｂとの接触を避ける点で有利な形状がとれる。すなわち、扇形状を大きく作ることができる。

上述したように構成された直列４気筒エンジン１は、１次慣性力と、２次慣性力および２次偶力とをクランク軸３のみによって消去することができ、残存１次偶力を偶力バランサ６によって消去することができる。この偶力バランサ６は、クランク軸３を挟んでシリンダとは反対側に位置付ける必要はなく、この実施の形態で示したようにクランク軸３の側方（車体の後方や前方）に設けることができる。

したがって、偶力バランサ６をクランク軸３の側方に設けることによって、シリンダの軸線方向にコンパクトな直列４気筒エンジンを提供することができる。このエンジン１は、偶力バランサ６によってオイルパン５ａ内のオイルが攪拌されることはないから、動力の損失が少なく、しかも、オイルパン５ａの容量を大きく形成することができる。

また、この実施の形態によるエンジン１は、クランク軸３の２番気筒用の一対のクランクウェブ半体２２ａ，２２ｂどうしの間に偶力バランサ６の第１のバランスウェイト１２の一部が臨み、３番気筒用の一対のクランクウェブ２３ａ，２３ｂどうしの間に偶力バランサ６の第２バランスウェイト１３が臨む構成を採っているから、偶力バランサ６を軸線方向にコンパクトに形成することができるとともに、クランク軸３に可及的接近させて設けることができる。
したがって、より一層コンパクトに直列４気筒エンジンを形成することができる。

また、１番気筒用の一対のクランクウェブ半体どうしの間と、４番気筒用の一対のクランクウェブ半体どうしの間とにバランスウェイトを臨ませることもできる。この場合は、前者に比べてウェイトを軽くでき、軸受の負荷が軽減される。さらにこの場合は前記のようにバランスウェイトとコンロッド大端部２７ｂとの接触を避ける点で有利な形状がとれるので、バランスウェイトの形状設計の自由度が増え、エンジンのコンパクト化を図れる可能性がある。

ここで各クランクウェブ半体のバランス率ｋ（１〜８）を図１１のように設定することにより、本発明の前提である１次慣性偶力のベクトル軌跡を円にできる理由を図１３を用いて説明しておく。

クランク軸中心Ｃから１〜４番気筒の気筒中心までの距離をＤ_１〜Ｄ_４、各気筒のクランクウェブ半体までの距離をＤ_１Ｌ、Ｄ_１Ｒ、Ｄ_２Ｌ、Ｄ_２Ｒ、Ｄ_３Ｌ、Ｄ_３Ｒ、Ｄ_４Ｌ、Ｄ_４Ｒとする。また各クランクウェブ半体のバランス率ｋ（１〜８）を１番気筒側から順にそれぞれｋ_１Ｌ、ｋ_１Ｒ、ｋ_２Ｌ、ｋ_２Ｒ、ｋ_３Ｌ、ｋ_３Ｒ、ｋ_４Ｌ、ｋ_４Ｒとする。

計算を簡単にするため、クランク軸をその中心Ｃを中心にして対称なものとする。この場合は、次式が成立する。
Ｄ_１＝Ｄ_４
Ｄ_２＝Ｄ_３
Ｄ_１Ｌ＝Ｄ_４Ｒ
Ｄ_１Ｒ＝Ｄ_４Ｌ
Ｄ_２Ｌ＝Ｄ_３Ｒ
Ｄ_２Ｒ＝Ｄ_３Ｌ
ｋ_１Ｌ＝ｋ_４Ｒ
ｋ_１Ｒ＝ｋ_４Ｌ
ｋ_２Ｌ＝ｋ_３Ｒ
ｋ_２Ｒ＝ｋ_３Ｌ

このような前提のもとに１次慣性偶力Ｍ（１）を求める。すなわち各気筒の１次慣性力Ｆ（１）がクランク軸中心Ｃに発生させる偶力を各気筒ごとに求め、これらの和をＭ（１）とする。

この和Ｍ（１）は次のようにして求めることができる。
今１番気筒について考える。ｘ，ｙ軸を図５，１３のようにとり、Ｙ軸を虚数軸とする。左右のウェブ半体２１ａ、２１ｂに作用するモーメントをＭ_１Ｌ、Ｍ_１Ｒ、気筒の中央に作用するモーメントＭ_１１（Ｍ_１Ｌ、Ｍ_１Ｒと逆向き）として次の式を得る。
Ｍ_１Ｌ＝ｉＤ_１Ｌ｛ｋ_１Ｌ・Ｆ・ｅ^{ｉ（θ＋π）}｝
Ｍ_１１＝ｉＤ_１・Ｆ・ｃｏｓθ
Ｍ_１Ｒ＝ｉＤ_１Ｒ｛ｋ_１Ｒ・Ｆ・ｅ^{ｉ（θ＋π）}｝
２番〜４番気筒についてもθが変わるだけで同様に求められる。従ってこれらを４つの気筒に対して加算し式を整理することによりＭ（１）を求めることができる。

ここに次の関係（２）、（３）があるからこれを利用して計算すればＭ（１）は下記の式（４）により求められる。
Ｄ_１Ｌｋ_１Ｌ＋Ｄ_１Ｒ・ｋ_１Ｒ＝Ｄ_１ｋ_１≡Ａ …（２）
Ｄ_２Ｌｋ_２Ｌ＋Ｄ_２Ｒｋ_２Ｒ＝Ｄ_２ｋ_２≡Ｂ …（３）
Ｍ（１）＝（Ｄ_１ｋ_１ｓｉｎθ＋Ｄ_２ｋ_２ｃｏｓθ）・２・Ｆ
＋｛Ｄ_１（１−ｋ_１）ｃｏｓθ＋Ｄ_２（ｋ_２−１）ｓｉｎθ｝２Ｆｉ…（４）
ここでｋ_１＝ｋ_２＝０．５（バランス率５０％）の時には
Ｍ（１）＝（Ｄ_１ｓｉｎθ＋Ｄ_２ｃｏｓθ）Ｆ＋（Ｄ_１ｃｏｓθ＋Ｄ_２ｓｉｎθ）Ｆｉ
…（５）

この（５）式は半径Ｆ・｛（Ｄ_１ ^２＋Ｄ_２ ^２）｝^１／２の円となる。従ってｋ_１＝ｋ_２＝０．５の時には１次バランサで相殺できることが解る。今１番気筒について検討する。バランス率ｋ_１Ｌ、ｋ_１Ｒの基準値を０．２５とすれば、この基準値からの偏差は（ｋ_１Ｌ−０．２５）、である。この時次の（６）式が成立すればｋ_１＝０．５になることが解った。
（ｋ_１Ｌ−０．２５）／（０．２５−ｋ_１Ｒ）＝Ｄ_１Ｒ／Ｄ_２Ｒ …（６）
ｋ_１Ｌ＝（ｋ_１Ｒ／ｋ_１Ｌ）（０．２５−ｋ_１Ｒ）＋０．２５
Ａ＝０．２５（Ｄ_１Ｒ＋Ｄ_１Ｒ）
＝０．２５・２Ｄ_１
＝０．５Ｄ_１
ここにＡは（２）式で定義され、この式はｋ_１＝０．５であることを意味している。

２番気筒についても同様に
（ｋ_２Ｌ−０．２５）／（０．２５−ｋ_２Ｒ）＝Ｄ_１Ｒ／Ｄ_２Ｒ …（７）
が成立すればｋ_２＝０．５になる。よって（６）、（７）式が成立すればベクトルＭ（１）は円となる。図１１のバランス率ｋ_１Ｌ、…、ｋ_４Ｌ、ｋ_４Ｒはこれらの（６）、（７）式に基づいて決めたものである。この場合ｋ_１Ｌ＋ｋ_１Ｒ＝０．４５２、ｋ_２Ｌ＋ｋ_２Ｒ＝０．３７４となり、クランクウェブ半体の重量は｛１−（０．４５２＋０．３７４）｝＝０．１７４となり、クランク軸はｋ_１Ｌ＝ｋ_１Ｒ＝０．２５とした場合に比べて約１７％軽くできることが解る。

前記実施例１は、クランク軸のクランクピンを図１２の（Ａ）に示すＳＴＤ配置としたものであり、この場合には各気筒の対称性により、１次慣性力と２次慣性力と２次慣性偶力とを全て略０にできるから、残る１次慣性偶力だけを１次バランサにより相殺するものであった。この場合に、各気筒のクランクウェブの付加重量Ｗ_ａｄｄは往復部重量の１／２にする（バランス率５０％）と共に、このクランクウェブ重量を左右一対のクランクウェブ半体に振り分ける。すなわちクランク軸中心からの距離が大きい（遠い）クランクウェブ半体のバランス率（ｋ_Ｌ）を大きく（２５％以上、重く）し、距離が小さい（近い）クランクウェブ半体のバランス率（ｋ_Ｒ）を小さく（２５％以下、軽く）することにより、合計のバランス率（ｋ_Ｌ＋ｋ_Ｒ）を５０％以下として、クランク軸の軽量化を可能にしたものである。

しかし本発明はＳＴＤ配置以外のクランク軸に適用しても所期の効果が得られることが解った。すなわち図１２の（Ｂ）、（Ｃ）のような配置の場合には１次慣性力や２次慣性偶力が僅かに残り、１次慣性偶力Ｍ（１）も真円にはならず僅かに偏平な楕円となるが、実用上不都合を生じないものが得られることが解った。

図１２の（Ｂ）は、１番気筒と３番気筒のクランクピンを第１平面上に配置し、２番と４番気筒のクランクピンを第２平面上に配置したものである。この形式のクランク軸をここでは９０−Ｉ配置という。このクランク形式においてバランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒを対称（ミラー）とする気筒の組合せ（ミラータイプ）により３種類あり得るので、これらを表１のように９０−Ｉ−１，９０−Ｉ−２，９０−Ｉ−３とした。

図１２の（Ｃ）は、１番気筒と２番気筒のクランクピンが第１平面上にあり、３番と４番気筒のクランクピンが第２平面上にあるタイプであり、ここでは９０−Ｊ配置という。このクランク形式においてバランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒを対称（ミラー）とする気筒の組合せにより３種有り得るので、これらを表１のように９０−Ｊ−１，９０−Ｊ−２，９０−Ｊ−３とした。

これらのクランク形式において、各気筒のクランクウェブ半体のバランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒ、…ｋ_４Ｌ、ｋ_４Ｒを表１のように設定し、これらの場合における１次慣性力Ｆ（１）、２次慣性力Ｆ（２）、１次慣性偶力Ｍ（１）、２次慣性偶力Ｍ（２）を求めたものが表２である。この計算にあたり、エンジンは１気筒当たりの排気量が２５０ｃｃ相当のものであり、一定回転速度とした。

この表（２）から、１次慣性力Ｆ（１）は９０−Ｉ−２などで０にならずａ（≠０）が残ることが解る。このａは僅かな大きさで実用上問題無い程度である。２次慣性力Ｆ（２）は全てのタイプで０になる。１次慣性偶力Ｍ（１）はＳＴＤ、９０−Ｉ−２，９０−Ｊ−１配置以外では楕円となる。また２次慣性偶力Ｍ（２）はＳＴＤ配置以外ではＸ軸（シリンダ軸方向）に残ることが解る。

一般に自動二輪車用エンジンでは、乗員の体感振動評価の経験則によれば慣性偶力はおおむね±３０ｋｇｍ以内であれば問題無いとされている。この評価基準を考慮すれば表２に示された偶力Ｍ（１）、Ｍ（２）は一般のエンジン使用回転速度域では十分に小さく実用上全く問題無いと考えられる。

図１４は本発明に係るエンジンを搭載した自動二輪車を示す側面図である。この自動二輪車はエンジン５０を車体フレーム５２の中央付近に搭載したものである。

車体フレーム５２は側面視で後部が下方へ折曲した略釣り針状であり、この車体フレーム５２に囲まれ下方および前方に開くスペースにエンジン５０が搭載されている。エンジン５０のクランクケース５４は前下がりの急な割り面５４Ａで上下に分割可能である。この割り面５４Ａには、クランク軸５６，偶力バランサ（１次バランサ）５８，変速主軸６０が前下方から後上方に順次軸支される。変速副軸となる出力軸６２は主軸６０の下方に位置し、クランクケース５４の下半体に軸支されている。

クランク軸５６、バランサ５８、主軸６０、副軸６２は車体幅方向に平行であり、４つの気筒を持つシリンダボデーおよびシリンダヘッド６４はクランクケース５４の前上面から前傾して起立している。ここにクランク軸５６、バランサ５８は本発明の構成を有するものであることは勿論である。このエンジン５０は主軸６０をクランクケース割り面５４Ａに配設し出力軸６２を主軸６０の下方に配設した点が前記実施例１のエンジン１と異なる（図１参照）。このためこのエンジン５０は重心が高くなり、またエンジン５０の前後寸法が狭くなって垂直軸廻りの慣性モーメントが小さくなる。このため左右へ旋回する際に車体を旋回方向へ倒し込み易くなり、旋回性能が向上し、悪路で障害物を避けるのに都合が良い。

６６はリヤアームであり、前端が出力軸６２の後方に位置するピボット軸６８で車体フレーム５２に上下に揺動自在に軸支される。リヤアーム６６の後端に後輪７０が保持されている。出力軸６６の回転はチェーン７２によって後輪７０に伝えられる。なお車体フレーム５２の後下端部とリヤアーム６６とが側面視略三角形の連結体７４およびリンク７６で連結されている。連結体７４と車体フレーム５２との間に筒型緩衝器７８が介装され後輪７０に下向きの復帰力を付与している。

８０は前フォークであり、車体フレーム５２の前端に左右へ回動自在に保持されている。前フォーク８０の下端に前輪８２が保持されている。前フォーク８０の上部に操向ハンドルバー８４が固定されている。車体フレーム５２の上方にはエアクリーナ８６と燃料タンク８８が前後に順に配列されている。エアクリーナ８６は前フォーク８０の上部付近から走行風を取込み、吸気管９０を通して吸気をシリンダヘッド６４の後面から各気筒に導く。この吸気管９０には燃料噴射弁９２から燃料が吹き込まれる。９４は排気管であって、シリンダヘッド６４の前面からクランクケース５４の前方および下方を通り後方へ延出している。９６は運転シートである。

この実施例によれば、クランク軸５６が２プレーン型であり駆動トルクのＳ／Ｎ、振動の振幅および周波数などの点で特有な振動を車体フレーム５２に伝えることができ、運転者はエンジンの駆動トルクを全身で感じることができる。このため加速フィーリングが向上し、運転感覚が非常に良好になる。

本発明は、クランク軸と等速で逆転する１次バランサを備えた乗物用直列４気筒エンジンと、このエンジンを搭載した乗物とに関するものである。

従来より乗物用エンジンとしてはいわゆる１プレーン、１８０°型のもの、すなわち、１，４番気筒のクランクピンを同一位相にし、２，３番気筒のクランクピンを１８０°位相をずらしたクランク軸が広く用いられている。

またクランクピン配列が第１気筒０°、第２気筒９０°、第３気筒２７０°、第４気筒１８０°のクランク軸（２プレーン、９０°型という）に対して、クランク軸と等速のバランサ（１次バランサという）を設けた乗物用エンジンおよび乗物が特許文献１および２に提案されている。
特開昭５７−６９１３７ 特開平９−２５０５９７

この２プレーン、９０°型のクランク軸を用いたエンジンを搭載した自動二輪車などの乗物では、前記１プレーン、１８０°型のクランク軸を用いたものに比べて、駆動トルクのＳ／Ｎ（ＳＮ比）、振動の振幅および周波数などの点でエンジンからの駆動トルクを運転者の身体全体で一層強く感じることができるため、加速フィーリングが向上し、運転感覚が非常に良好になる。そのためこの２プレーン、９０°型の乗物用エンジンの実用化が強く望まれている。

特許文献１のものは、クランクウェブに付加する総重量を回転部重量Ｗ_rotに往復部重量Ｗ_recの１／２を加えて設定することを前提としている（第３頁左欄の（１２）式）。すなわちコンロッド大端部などの回転部重量Ｗ_rotとバランスする重量Ｗ_rotの他にＷ_rec／２（付加重量、アンバランス重量）を加えるものである。またクランク軸中心から第１，４気筒中心までの距離を２ａ、第２，３気筒中心までの距離を２ｂと設定していることから、各気筒のクランクウェブ重量は気筒中心に集中しているものとして計算していることが解る（第１図参照）。

実際には各気筒のクランクウェブは気筒中心に対して左右に分割されるから、これらクランクウェブ半体の合計が気筒の中心に集中すると仮定するためには、各クランクウェブ半体の付加重量は往復部重量の１／４にする必要がある。この特許文献１のものは各気筒に対してクランクウェブ全体に対する付加重量が往復部重量Ｗ_recの１／２，すなわちクランクウェブ半体に対する付加重量を往復部重量の１／４にすることを前提としている。

しかしながら実際のエンジン設計にあたっては、クランク軸付近に配設する他の歯車や軸受類等との干渉を避けるなどの理由から、クランクウェブ半体の付加重量をＷ_recの１／４にすることが困難になることが多い。クランクウェブ半体の重量を確保するのと同じ効果を得るために回転半径を大きくすることが考えられるが、クランク軸が大型化してしまう。

特許文献２のものは、特許文献１のものと同様に、クランクウェブに付加する付加重量を往復部重量Ｗ_recの１／２とし（段落００２２）、各気筒のクランクウェブ重量は気筒中心に集中しているものとしている（段落００１８）。従って各クランクウェブ半体の付加重量は往復部重量の１／４にすることを前提としている。この前提のもとに特許文献２ではクランク軸と同速かつ逆転する逆転バランサと別に、クランク軸と同速かつ等方向回転する同転バランサを設け、クランク軸に付加する重量Ｗ_rec／２の一部を同転バランサに分配することにより、クランク軸の付加重量をＷ_recの１／２以下にするものである。しかしこの場合には逆転するバランサの他に同転するバランサをさらに追加することが必要になるため、エンジンの大型化が避けられない。

本発明はこのような問題を解消するためになされたもので、加速フィーリングが向上し、運転感覚が非常に良好であり、コンパクトでもある乗物用直列４気筒エンジンを提供することを第１の目的とする。

またエンジンの駆動トルクのＳ／Ｎ、振動の振幅および周波数などを改善して、加速フィーリングを向上し運転感覚を非常に良好にした乗物を提供することを第２の目的とする。

本発明によれば第１の目的は、２つの気筒のクランクピンを１８０°の位相差をもって共通な第１仮想平面上に配置し、他の２つの気筒のクランクピンを１８０°の位相差をもって前記第１仮想平面と９０°位相がずれた第２仮想平面上に配置したクランク軸を有する乗物用直列４気筒エンジンにおいて、少なくとも２つの気筒のクランクウェブをクランクピンを挟んで対向する１対のクランクウェブ半体に分け、両クランクウェブ半体のバランス率をｋ_L，ｋ_R（但しｋ_L≠０．２５，ｋ_R≠０．２５）とし、クランク軸の長手方向の中心から各クランクウェブ半体までの距離をＤ_L，Ｄ_Rとして、（ｋ_L−０．２５）／（０．２５−ｋ_R）≒Ｄ_R ／Ｄ_Lとなるようにして、１次慣性偶力のベクトル軌跡が略円形となるように４つの気筒のクランクウェブを設定したクランク軸と、１次慣性偶力のベクトルを相殺する偶力ベクトルを発生する１次バランサとを備えることを特徴とする乗物用直列４気筒エンジン、により達成される。

また第２の目的は、請求項１に記載された乗物用４気筒エンジンを搭載したことを特徴とする乗物、により達成される。

本発明は、少なくとも２つの気筒のクランクウェブ半体の付加重量Ｗ_add（実際はこの重量と回転半径の積であるモーメントと、往復重量と回転半径との積であるモーメントとの比で表現したバランス率ｋ_L、ｋ_Rを用いる）と、クランク中心からこれらクランクウェブ半体までの距離Ｄ_L、Ｄ_Rとが所定条件を満たす時に、クランクウェブの付加重量Ｗ_addが往復部重量Ｗ_recの１／２で気筒の中心に集中している状態と等価になることを発明者が発見したことに基づいてなされたものである。

すなわち前記所定条件、（ｋ_L−０．２５）／（０．２５−ｋ_R）≒Ｄ_R ／Ｄ_L（但しｋ_L≠０．２５，ｋ_R≠０．２５）を満たせば、前記特許文献１および２と同様に、加速フィーリングを向上させ、運転感覚を非常に良好にしつつクランクウェブ半体の付加重量Ｗ_addを変化させることができる。

従って各気筒のクランクウェブ半体の形状を変えられるので、クランクウェブのバランス率や慣性マス等の設計自由度が増大しエンジンのコンパクト化が可能になる。また第２の発明によれば、加速フィーリングが向上し、運転感覚が非常に良好な乗物が得られる。

一対のクランクウェブ半体を合計した１つのクランクウェブについてのバランス率ｋは、次式（１）により定義される。
ｋ＝（Ｍ−Ｗ_rot・ｒ／２）／（Ｗ_rec・ｒ） …（１）

ここにＭはクランクウェブの総アンバランス量（単位はモーメント、ｇ・ｍｍ）、ｒはＷ_rot、Ｗ_recの回転半径である。このｒはクランクピンの回転円の１／２であり、往復部のストロークの１／２でもある。またＷ_rotは回転部質量、Ｗ_recは往復部質量（単位はｇ）である。

通常（Ｍ／ｒ−Ｗ_rot／２）＝Ｗ_addを往復部質量Ｗ_recの半分に設定するので、この時にはｋ＝１／２（５０％）である。この発明では１つの気筒のクランクウェブを左右に分けてクランクウェブ半体とし、これらクランクウェブ半体のバランス率ｋ_L、ｋ_Rを別々に設定するものである。従ってこの場合は（１）式においてＭをクランクウェブ半体のアンバランス量と考えれば、ｋ_L、ｋ_R＝（Ｍ−Ｗ_rot・ｒ／４）／（Ｗ_rec・ｒ）となる。この時各クランクウェブ半体のクランク軸中心からの距離Ｄ_L、Ｄ_Rを考慮して前記の所定条件を求めたものである。この条件の意味は後記する。

この発明において、（ｋ_L＋ｋ_R）を０．５（５０％）より小さくすればクランク軸の軽量化が図れることが明らかであり、特に乗り物用のエンジンに適する（請求項２）。また逆に（ｋ_L＋ｋ_R）を０．５（５０％）より大きくする場合は（請求項３）は、後記するようにクランク軸中心側のウェブ半体を重くすることを意味するが、他の部材との干渉を避けたりクランク軸上に他の歯車等を設ける際の設計自由度が増える。また各気筒のウェブ半体の質量決定の自由度が増えクランク軸中央側に重量が集まるので、クランク軸の捩り振動を抑制するのに適し、その結果クランク軸の軽量化を図ることも可能になる。

この発明では、２つの気筒に対して請求項１の条件を満たすようにし、他の２つの気筒に対しては従来のエンジンと同様に左右のクランクウェブ半体のバランス率ｋ_L、ｋ_Rをそれぞれ０．２５、０．２５とすることもできる（請求項４）。このようにエンジンのレイアウト上の都合から任意の２つの気筒だけに本発明を適用することが可能であり、この場合には設計自由度が増大する効果が得られる。

クランク軸のクランクピン配置は種々のものが可能である。図１２はこれらの形式を示す図であり、ここでは同図（Ａ）に示すように互いに直交するＸ、Ｙ、Ｚ軸をとり、Ｘ−Ｚ平面を第１仮想平面Ｐ１とし、Ｙ−Ｚ平面を第２仮想平面Ｐ２とする。（Ａ）は左端から順番に１〜４番気筒として、１番気筒と４番気筒のクランクピンが第１仮想平面Ｐ１上に位置し、２番気筒と３番気筒のクランクピンが第２平面Ｐ２上に位置するものであり、この形式を以下ＳＴＤ配置という（請求項５）。このＳＴＤ配置のクランク軸では、クランクウェブの対称性から、１次慣性力、２次慣性力、２次慣性偶力を理論上０にすることが可能であり、１次慣性偶力のベクトル線図を真円としてこれを１次バランサで完全に打消すことが理論上可能である。

なお以下の説明では、慣性力や偶力などを「相殺する」、「打ち消す」、「消去する」、「０にする」などの用語を用いているが、これらは実用上問題が無い程度に小さくすることを意味し、必ずしも０にすることだけを意味するものではない。また１次バランサ軸は１本とするのがエンジンのコンパクト化を図るためには望ましいが、本発明は２本以上のバランサ軸に分けることも可能である。

図１２の（Ｂ）は、１番と３番気筒のクランクピンを第１仮想平面上に、２番と４番気筒のクランクピンを第２仮想平面上に配置したものであり、この形式を以下９０−Ｉ配置という（請求項６）。図１２の（Ｃ）は１番と２番気筒のクランクピンを第１仮想平面上に、３番と４番気筒のクランクピンを第２仮想平面上に配置したものであり、この形式を以下９０−Ｊ配置という（請求項７）。

これら９０−Ｉおよび９０−Ｊ配置では、１次慣性力や２次慣性偶力の少なくとも一方が僅かに残ったり、１次慣性偶力のベクトル線図が真円でなく円に近い楕円となる。しかし実用上問題が無い程度に振動を小さくすることが可能である。

ＳＴＤ配置の場合には、バランス率ｋ_L、ｋ_Rと距離Ｄ_L、Ｄ_Rが１番と４番気筒をクランク中心に対して対称（ミラー配置）とし、２番と３番気筒をクランク中心に対して対称（ミラー配置）とすることが望ましい（請求項８）。この場合には１次バランサの付加により前記のように理論上１次および２次の慣性力と偶力を完全に打消すことができるが、本発明は軽量化や運転フィーリング向上などの目的から、非対称にして僅かな振動を残すようにしてもよい。

９０−Ｉ、９０−Ｊ配置の場合には、距離Ｄ_L、Ｄ_Rを１，４番気筒および２，３番気筒で対称とし、バランス率ｋ_L、ｋ_Rが任意に組合せた２つの気筒で対称（ミラー配置）としてもよい（請求項９）。この場合には、１次慣性力や２次慣性偶力の一方または両方が僅かに残ったり、１次慣性偶力のベクトル線図が楕円になるが、実用上問題ない程度の振動を残してむしろ軽量化や運転フィーリング向上を図ることが可能である。

１次バランサのバランスウェイトは、２番と３番気筒のクランクピンに対向する位置（クランクウェブ半体間）または１番と４番気筒のクランクピンに対向する位置（クランクウェブ半体間）に設けることができる（請求項１０）。この場合バランサウェイトをクランク軸に接近させてエンジンのコンパクト化を図ることが可能になる。

以下、本発明に係る直列４気筒エンジンの一実施の形態を図１ないし図１１によって詳細に説明する。
図１は本発明に係る直列４気筒エンジンの概略構成を示す側面図、図２はクランク軸と偶力バランサの平面図、図４はクランク軸とバランサの動作を説明するための断面図、図５はクランク軸を模式的に示す斜視図である。図６はクランク角度を示す図、図７は１次慣性力の変化を示すグラフ、図８は往復運動部分の構成を模式的に示す図、図９は合成偶力ベクトル（Ｔ）を説明するための斜視図、図１０は各気筒の１次慣性力の合成ベクトル（ａ〜ｄ）とエンジン全体の合成偶力ベクトルＴ（ｅ）を説明するための図である。図１１はクランクウェブのバランス率を示す斜視図である。

これらの図において、符号１で示すものはこの実施の形態による水冷式４サイクル直列４気筒エンジンである。このエンジン１は、自動二輪車用のもので、上下方向に分割可能に形成されたクランクケース２に後述するクランク軸３が回転自在に支持されている。このエンジン１は、クランク軸３の軸線が車幅方向と平行になるとともに図１において左側の部位が車体前側に位置する状態で車体フレーム（図示せず）に搭載される。

前記クランクケース２は、上部クランクケース本体４と下部クランクケース本体５とから構成され、これら両ケース本体４，５どうしの間にクランク軸３と後述する偶力バランサ６とを回転自在に支持している。上部クランクケース本体４の上端部には、シリンダボディ７が取付けられ、前記下部クランクケース本体５には、主軸８と駆動軸９とが回転自在に設けられている。この下部クランクケース本体５の下端部には、オイルパン５ａが取付けられている。前記シリンダボディ７は、４気筒分のシリンダ孔７ａが車幅方向に一列に並ぶように形成され、上端部にシリンダヘッド（図示せず）が取付けられている。前記シリンダ孔７ａは、軸線Ｃが前上がりに傾斜するように形成されている。この実施の形態では、４つの気筒を車体左側から順番に１番気筒、２番気筒、３番気筒、４番気筒という
。

前記主軸８と駆動軸９は、従来からよく知られている構造のトランスミッション（図示せず）を介して互いに連結されている。前記主軸８は、車体右側の端部にクラッチ（図示せず）が軸装され、このクラッチと減速大歯車（図示せず）とを介して前記偶力バランサ６に歯車結合されている。前記駆動軸９は、車体左側の端部にスプロケット（図示せず）が設けられており、このスプロケットに巻掛けた後輪駆動用チェーン１０を介して後輪（図示せず）に接続されている。

前記偶力バランサ６は、後述するクランク軸３が回転することにより生じる１次偶力を打ち消すためのもので、図２に示すように、クランクケース２に軸受２ａ〜２ｃによって回転自在に支持されたバランサ軸１１と、このバランサ軸１１に一体に形成された第１および第２のバランスウェイト１２，１３とから構成されている。前記バランサ軸１１は、前記両バランスウェイト１２，１３どうしの間に従動歯車１４が設けられるとともに、車体右側の端部に減速小歯車１５が設けられている。

前記従動歯車１４は、クランク軸３の出力歯車１６と回転数が一致するように形成されてこれに噛合し、前記減速小歯車１５は、前記クラッチ側の減速大歯車に噛合している。すなわち、このエンジン１においては、クランク軸３の回転が偶力バランサ６とクラッチとを介して主軸８に伝達され、さらに、前記主軸からトランスミッションを介して駆動軸に伝達され、この駆動軸から後輪駆動用チェーンを介して後輪に伝達される。クランク軸３の回転方向は、この実施の形態では図１において時計方向である。

前記クランク軸３は、図１〜図３および図５に示すように、気筒毎のクランクピン２１〜２４と、第１および第２のクランクウェブ２１ａ，２１ｂ，２２ａ，２２ｂ，２３ａ，２３ｂ，２４ａ，２４ｂと、ジャーナル部２５とから構成され、軸線方向の中央部に前記出力歯車１６とクランク角センサーホイール２６とが設けられている。図１および図４において、２７はコンロッドを示し、２８はピストン、２８ａはピストンピンを示す。

前記各クランクピン２１〜２４の回転方向の位置（クランク角度）は、図６に示すように、１番気筒用クランクピン２１に対する２番気筒用クランクピン２２のクランク角度が２７０°となり、１番気筒用クランクピン２１に対する３番気筒用クランクピン２３のクランク角度が９０°となり、１番気筒用クランクピン２１に対する４番気筒用クランクピン２４のクランク角度が１８０°となるように形成されている。すなわち、このクランク軸３は、１番気筒用クランクピン２１と４番気筒用クランクピン２４とが第１の仮想平面（プレーン）上に位置し、２番気筒用クランクピン２２と３番気筒用クランクピン２３とが第２の仮想平面上に位置し、かつ前記両平面どうしが直交する２プレーン型（ＳＴＤ配置）のものである。なお、このエンジン１の点火順序は、１番気筒→３番気筒→２番気筒→４番気筒となる。

前記クランクウェブは、クランク軸３の軸心を挟んで反対側にカウンターウェイト部が形成されている。このカウンターウェイト部の質量は、前記偶力バランサ６と協働してエンジン１の加振力を低減することができるように設定されている。この質量は、コンロッド大端部などの回転部重量Ｗ_rotとバランスさせる重量Ｗ_rotと、往復部とバランスさせるための付加重量Ｗ_addの合計である。この付加重量Ｗ_addはこのエンジン１の往復運動部分｛ピストン２８、ピストンピン２８ａおよびコンロッド２７の小端部２７ａ（図１参照）｝の質量の約５０％（バランス率約５０％）とすることにより、回転時に作用する偶力の大きさが適切になることが判った。

ここでいう適切な大きさの偶力とは、このエンジン１に装備することが可能な偶力バランサ６によって打ち消すことができる大きさの偶力のことをいう。この実施の形態による２プレーン型のクランク軸３は、後述するように１次、２次慣性力および２次偶力が消去されるから、クランクウェブをバランス率が約５０％となるように形成することにより、残存１次偶力の偶力合成ベクトルの移動軌跡がクランク軸心まわりの円になる。すなわち、このクランク軸３を装備したエンジン１においては、前記１次偶力合成ベクトルを相殺する偶力ベクトルとなる偶力を発生する偶力バランサ６を装備することによって、１次偶力も消去することができる。以下、１次、２次慣性力および２次偶力が消去される理由と、１次偶力を消去する偶力バランサ６の構成について説明する。

（１）１次慣性力が消去される理由について
１次慣性力は、図７に示すように、ピストン２８の往復動に対応するようにクランク軸３に作用する。図７は、各気筒の往復運動質量による１次慣性力の変化をＸ軸成分とＹ軸成分に分けて示す。今ピストン２８に同方向であるＸ軸成分で考えると、同図に示すように、１番気筒のピストン２８が上死点に位置しているとき（図７でＡ点）には４番気筒のピストン２８が下死点（図７でＢ点）に位置しているから、これら両気筒の往復運動質量による１次慣性力は互いに打ち消し合う。これと同様に、２番気筒と３番気筒の往復運動質量による１次慣性力も互いに打ち消し合う。このため、このクランク軸３においては１次慣性力は理論上０になる。

（２）２次慣性力が消去される理由について
各気筒の往復運動質量による２次慣性力Ｆ１〜Ｆ４は、図８に示すように各部の寸法、質量を定めると下記の式（１）〜（４）のように表される。図８において、ｍ_r＝往復運動部分の質量（g）、Ｌ＝コンロッド長（mm）、ｒ＝ピストンストローク／２（mm）、ω＝２πＮ／６０（rad）である。また、下記の式（１）〜（４）において、λ＝コンロッド長／ｒである。

上記Ｆ１ 〜Ｆ４の総和Ｆ（２）は、下記に示すように０となるから、このクランク軸３においては２次慣性力は理論上０になる。

（３）２次偶力が消去される理由について
２次偶力は、図５に示すように、クランク軸３に２次慣性力Ｆ1 〜Ｆ4 が作用することにより生じるＹ軸回りのモーメントの総和である。前記Ｙ軸とは、シリンダの軸線と平行なＸ軸と直交するとともに、クランク軸３の軸線と平行なＺ軸と直交する方向に延びる軸のことをいう。なお、図５は、１番気筒のピストン２８が上死点に位置している状態を示している。

２次慣性力Ｆ１〜Ｆ４は、１周期がクランク角１８０°となるように繰り返し生じるから、クランク角が互いに１８０°異なる１番気筒と４番気筒は、２次慣性力の作用する方向が同方向になる。また、１番気筒に対してクランク角が回転方向の前側に９０°ずれる２番気筒と、回転方向の後側に９０°ずれる３番気筒は、２次慣性力の作用する方向が１，４番気筒とは逆方向になる。このため、前記モーメントの総和からなる２次偶力ＦＬは、Ｙ軸から各気筒までの距離をｄ１〜ｄ４とし、ｄ１＝ｄ４，ｄ２＝ｄ３とすると、下記に示すように０となる。
ＦＬ＝Ｆ１×ｄ１−Ｆ２×ｄ２＋Ｆ３×ｄ３−Ｆ４×ｄ４＝０
このため、このクランク軸３においては２次偶力は０になる。

（４）残存１次偶力を消去する偶力バランサ６の構成について
クランク軸３に作用する１次偶力は、各クランクピン２１〜２４に作用する１次慣性力のベクトルの総和によって表すことができる。これを図９によって詳細に説明する。図９は、１番気筒のピストン２８が上死点に位置している状態、すなわち１番気筒用クランクピン２１がＸ軸（シリンダ軸線）上であって同図において上端に位置する瞬間の状態を描いてある。

このとき、１番気筒においては、往復運動部分（ピストン２８、ピストンピン２８ａおよびコンロッド２７の小端部２７ａ）の質量による１次慣性力と、回転部分（クランクピン２１、コンロッド２７の大端部２７ｂおよびクランクウェブ２１ａ，２１ｂ）の質量による１次慣性力との合力が上方に向けて作用するようになる。これは、このクランク軸３は上述したように約５０％バランスとなるように形成されており、往復運動部分の上方へ向かうように作用する慣性力に対して、回転運動部分の下方へ向かうように作用する慣性力が約半分になるからである。すなわち、１番気筒においては、往復質量と回転質量による１次慣性力の合成ベクトルはＸ軸と平行に上方を指向するようになる。１番気筒の前記合成ベクトルの大きさは、図１０（ａ）に示すように変化する。この合成ベクトルの回転方向は、クランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

２番気筒においては、ピストン２８が下死点から上死点に移動する途中の略中間点に位置するため、往復運動部分の慣性力は略０となる。このため、２番気筒においては、回転部分の慣性力（車体の後方を指向するように作用する）のみが作用することから、１次慣性力の合成ベクトルは、Ｙ軸と平行に後方（図９においては右方）を指向するようになる。２番気筒の前記合成ベクトルの大きさは、図１０（ｂ）に示すように変化する。この合成ベクトルの回転方向は、クランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

３番気筒においては、ピストン２８が上死点から下死点に移動する途中の略中間点に位置するため、往復運動部分の慣性力は略０となり、回転部分の慣性力のみが作用する。このため、３番気筒の１次慣性力の合成ベクトルは、Ｙ軸と平行に前方（図９においては左方）を指向するようになる。３番気筒の前記合成ベクトルの大きさは、図１０（ｃ）に示すように変化する。この合成ベクトルの回転方向は、クランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

４番気筒においては、ピストン２８が下死点に位置しているから、往復運動部分の慣性力は下方を指向し、この往復運動部分の約半分となる回転運動部分の慣性力は上方を指向する。このため、４番気筒の１次慣性力の合成ベクトルは、Ｘ軸と平行に下方を指向するようになる。４番気筒の前記合成ベクトルの大きさは、図１０（ｄ）に示すように変化する。この合成ベクトルの回転方向は、クランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

１番気筒の合成ベクトルと４番気筒の合成ベクトルは、方向が互いに１８０°逆方向で大きさが略一致するため、これら両気筒のクランクピン２１，２４に作用する１次慣性力が偶力となる。この偶力を以下においては第１の偶力という。この第１の偶力は、図９において、クランク軸３の軸線方向の中央を通りＹ軸と平行な仮想軸線ＹＣを中心としてクランク軸３を回すような偶力となる。この第１の偶力のベクトルは、偶力が右ねじの締込み時の回転方向と同方向である場合、右ねじの進む方向となる。すなわち、この第１の偶力のベクトルは、前記仮想軸線ＹＣに沿って前方を指向するようになる。図９においては、仮想軸線ＹＣが位置しかつクランク軸３の軸線とは直交する平面を、理解し易いように同図の左端部に仮想平面Ｉとして描いてある。この仮想平面Ｉ上においては、前記第１の偶力のベクトルをＡで示す。

一方、２番気筒の合成ベクトルと３番気筒の合成ベクトルは、方向が互いに１８０°逆方向で大きさが略一致するため、これら両気筒のクランクピンに作用する１次慣性力によって第２の偶力が生じる。この第２の偶力のベクトルは、偶力が右ねじの締込み時の回転方向と同方向である場合、右ねじの進む方向となるから、図９において、クランク軸３の軸線方向の中央を通りＸ軸と平行な仮想軸線ＸＣに沿って上方を指向するようになる。前記仮想平面Ｉ上においては、前記第２の偶力のベクトルをＢで示す。

これらベクトルＡとベクトルＢとを合成することによって、このエンジン１に作用する総合的な偶力の方向と大きさとを求めることができる。前記ベクトルＡと前記ベクトルＢとの合成偶力ベクトルＴは、図９の仮想平面Ｉ上に示すように、前方斜め上方を指向する。この合成偶力ベクトルＴの大きさは、図１０（ｅ）に示すように変化する。この合成偶力ベクトルＴの回転方向は、同じくクランク軸の回転方向とは逆の反時計まわりである。

この合成偶力ベクトルＴは、エンジン１の全ての１次偶力を表すものであるから、この合成偶力ベクトルＴと点対称となるベクトル（図９中に破線ｔで示す）の偶力を偶力バランサ６により発生させることによって、エンジン１に生じる全ての１次偶力を消去することができる。合成偶力ベクトルＴと点対称になるベクトルｔを以下においてバランサベクトルという。前記偶力合成ベクトルＴと前記バランサベクトルｔとを釣り合わせるためには、図１０（ｅ）に示す合成偶力ベクトルＴの回転軌跡が真円となることが最も効果的である。

この実施の形態では、クランクウェブの重量バランスを約５０％とすることによって、前記回転軌跡を略真円としている。前記バランサベクトルｔを有する偶力バランサ６は、図９中に破線ｂｒ１，ｂｒ２で示す方向に慣性力が生じるものとなる。すなわち、慣性力がｂｒ１，ｂｒ２となるように偶力バランサ６を形成することによって、このエンジン１の１次偶力を偶力バランサ６によって釣り合わせて消去することができる。

ここで、前記回転軌跡が円となるようにクランクウェブの重量バランスを決める手法について説明する。各気筒の往復質量をＭｒ（単位はモーメント、ｇ・ｍｍ）とし、各気筒の回転質量をＭｏ（単位はモーメント、ｇ・ｍｍ）とし、１気筒当たり２つあるクランクウェブ半体のアンバランス量（モーメント：ｇmm）を１番気筒から順にＭ１〜Ｍ８とすると、各クランクウェブ半体のバランス率ｋは、
ｋ（１〜８）＝｛Ｍ（１〜８）−Ｍ₀／４｝／Ｍｒ
＝｛Ｍ（１〜８）−Ｗ_rot・ｒ／４｝／Ｗ_rec・ｒとなる。
全ての気筒において１次慣性力の合成ベクトルを一定（円）とするためのアンバランス量Ｍ１〜Ｍ８は、例えばＭ１〜Ｍ８＝０．２５×Ｍｒ＋Ｍ₀／４である。なお、Ｍ１とＭ４とが等しくなりかつＭ２とＭ３とが等しくなれば、一対のクランクウェブ半体のうち一方のバランス率ｋを０．２５より小さくなるように形成し、他方のバランス率ｋをその分だけ大きくなるように形成することができる。

偶力はクランク軸中心からの距離Ｄ（Ｄ_L、Ｄ_R）に比例するから、クランク軸中心から遠いクランクウェブ半体が偶力に及ぼす影響はクランク軸中心に近いクランクウェブ半体の影響よりも大きい。従ってクランク軸中心から遠いクランクウェブ半体のバランス率（ｋ_L）を大きくすればクランク軸中心に近いクランクウェブ半体のバランス率（ｋ_L）を小さくでき、これらの合計（ｋ_L＋ｋ_R）を５０％より小さくすることができる。

この実施の形態では、図１１に示すように各クランクウェブ半体のバランス率ｋ（１〜８）を設定した。すなわち、１番気筒と４番気筒については、エンジン外側に位置するクランクウェブ２１ａ，２４ａのバランス率を０．４２７とし、エンジン１内側に位置するクランクウェブ２１ｂ，２４ｂのバランス率を０．０２５とし、両方のクランクウェブでバランス率が０．４５２となるように形成した。また、２番気筒と３番気筒については、エンジン１外側に位置するクランクウェブ２２ａ，２３ａのバランス率を０．３５７とし、エンジン１内側に位置するクランクウェブ２２ｂ，２３ｂのバランス率を０．０１７として両方のクランクウェブでバランス率が０．３７４となるように形成した。

なお１番気筒と４番気筒のクランクウェブ２１ａ、２１ｂ、２４ａ、２４ｂのバランス率ｋ_1L、ｋ_1R、ｋ_4R、ｋ _4L をすべて０．２５とし、２番気筒と３番気筒のバランス率ｋ_2L、ｋ_2R、ｋ_3R、ｋ_3Lを０．２５以外（例えばｋ_2L＝ｋ_3R＝０．３５７、ｋ_2R＝ｋ_3L＝０．０１７）としてもよい。また逆に２番気筒と３番気筒のバランス率ｋ_2L、ｋ_2R、ｋ_3R、ｋ_3Lをすべて０．２５とし、他の１番気筒と４番気筒のバランス率ｋ_1L、ｋ_1R、ｋ_4R、ｋ_4Lを０．２５以外（例えばｋ_1L＝ｋ_4R＝０．４２７、ｋ_1R＝ｋ_4L＝０．０２５）としてもよい。

前記偶力バランサ６は、図１〜図４に示すように、クランク軸３より後方（図９で示すＹ軸に沿って後方）に離間する位置に配設され、第１および第２のバランスウェイト１２，１３が２番気筒と３番気筒のクランクピン２２，２３と対応する位置に設けられている。この実施の形態による第１および第２のバランスウェイト１２，１３は、軸線方向から見て扇状を呈するように形成され、最もクランク軸側に移動した状態で２番気筒用クランクウェブ２２ａと２２ｂとの間と、３番気筒用クランクウェブ２３ａと２３ｂとの間とに臨むように形成されている。また、これらの第１および第２バランスウェイト１２，１３は、質量を調整するためにヘビーメタル３１が埋設されている。前記第１のバランスウェイト１２は、図９中にｂｒ１で示した慣性力を発生し、第２のバランスウェイト１３は、図９中にｂｒ２で示した慣性力を発生するように形成されている。

この実施の形態による偶力バランサ６は、図４（ａ）〜（ｅ）に示すように、第１および第２のバランスウェイト１２，１３とコンロッド２７の大端部２７ｂとの接触を避けながらクランク軸３に可及的近接する位置に配設されている。図４（ａ）は、１番気筒のピストン２８が上死点に位置しているときの２番気筒のクランクピン２２と第１のバランスウェイト１２の位置を示し、同図（ｂ）は、（ａ）図の状態からクランク軸３が１８０°回転した状態を示している。同図（ｃ）は、（ａ）図の状態からクランク軸３が２１７．５°回転した状態を示し、同図（ｄ）は、（ａ）図の状態からクランク軸３が２２５°回転した状態を示し、同図（ｅ）は、（ａ）図の状態からクランク軸３が２７０°回転した状態を示す。なお、３番気筒用コンロッド２７の大端部２７ｂと第２のバランスウェイト１３との位置は、図４とは位相が１８０°異なるだけで同様になる。１番気筒と４番気筒にバランスウェイトを配置すると、コンロッドの大端部２７ｂとの接触を避ける点で有利な形状がとれる。すなわち、扇形状を大きく作ることができる。

上述したように構成された直列４気筒エンジン１は、１次慣性力と、２次慣性力および２次偶力とをクランク軸３のみによって消去することができ、残存１次偶力を偶力バランサ６によって消去することができる。この偶力バランサ６は、クランク軸３を挟んでシリンダとは反対側に位置付ける必要はなく、この実施の形態で示したようにクランク軸３の側方（車体の後方や前方）に設けることができる。

したがって、偶力バランサ６をクランク軸３の側方に設けることによって、シリンダの軸線方向にコンパクトな直列４気筒エンジンを提供することができる。このエンジン１は、偶力バランサ６によってオイルパン５ａ内のオイルが攪拌されることはないから、動力の損失が少なく、しかも、オイルパン５ａの容量を大きく形成することができる。

また、この実施の形態によるエンジン１は、クランク軸３の２番気筒用の一対のクランクウェブ半体２２ａ，２２ｂどうしの間に偶力バランサ６の第１のバランスウェイト１２の一部が臨み、３番気筒用の一対のクランクウェブ２３ａ，２３ｂどうしの間に偶力バランサ６の第２バランスウェイト１３が臨む構成を採っているから、偶力バランサ６を軸線方向にコンパクトに形成することができるとともに、クランク軸３に可及的接近させて設けることができる。
したがって、より一層コンパクトに直列４気筒エンジンを形成することができる。

また、１番気筒用の一対のクランクウェブ半体どうしの間と、４番気筒用の一対のクランクウェブ半体どうしの間とにバランスウェイトを臨ませることもできる。この場合は、前者に比べてウェイトを軽くでき、軸受の負荷が軽減される。さらにこの場合は前記のようにバランスウェイトとコンロッド大端部２７ｂとの接触を避ける点で有利な形状がとれるので、バランスウェイトの形状設計の自由度が増え、エンジンのコンパクト化を図れる可能性がある。

ここで各クランクウェブ半体のバランス率ｋ（１〜８）を図１１のように設定することにより、本発明の前提である１次慣性偶力のベクトル軌跡を円にできる理由を図１３を用いて説明しておく。

クランク軸中心Ｃから１〜４番気筒の気筒中心までの距離をＤ₁〜Ｄ₄、各気筒のクランクウェブ半体までの距離をＤ_1L、Ｄ_1R、Ｄ_2L、Ｄ_2R、Ｄ_3L、Ｄ_3R、Ｄ_4L、Ｄ_4Rとする。また各クランクウェブ半体のバランス率ｋ（１〜８）を１番気筒側から順にそれぞれｋ_1L、ｋ_1R、ｋ_2L、ｋ_2R、ｋ_3L、ｋ_3R、ｋ_4L、ｋ_4Rとする。

計算を簡単にするため、クランク軸をその中心Ｃを中心にして対称なものとする。この場合は、次式が成立する。
Ｄ₁＝Ｄ₄
Ｄ₂＝Ｄ₃
Ｄ_1L＝Ｄ_4R
Ｄ_1R＝Ｄ_4L
Ｄ_2L＝Ｄ_3R
Ｄ_2R＝Ｄ_3L
ｋ_1L＝ｋ_4R
ｋ_1R＝ｋ_4L
ｋ_2L＝ｋ_3R
ｋ_2R＝ｋ_3L

このような前提のもとに１次慣性偶力Ｍ（１）を求める。すなわち各気筒の１次慣性力Ｆ（１）がクランク軸中心Ｃに発生させる偶力を各気筒ごとに求め、これらの和をＭ（１）とする。

この和Ｍ（１）は次のようにして求めることができる。
今１番気筒について考える。ｘ，ｙ軸を図５，１３のようにとり、Ｙ軸を虚数軸とする。左右のウェブ半体２１ａ、２１ｂに作用するモーメントをＭ_1L、Ｍ_1R、気筒の中央に作用するモーメントＭ₁₁（Ｍ_1L、Ｍ_1Rと逆向き）として次の式を得る。
Ｍ_1L＝ｉＤ_1L｛ｋ_1L・Ｆ・ｅ^i(θ+π）｝
Ｍ₁₁＝ｉＤ₁・Ｆ・ｃｏｓθ
Ｍ_1R＝ｉＤ_1R｛ｋ_1R・Ｆ・ｅ^i(θ+π）｝
２番〜４番気筒についてもθが変わるだけで同様に求められる。従ってこれらを４つの気筒に対して加算し式を整理することによりＭ（１）を求めることができる。

ここに次の関係（２）、（３）があるからこれを利用して計算すればＭ（１）は下記の式（４）により求められる。
Ｄ_1Lｋ_1L＋Ｄ_1R・ｋ_1R＝Ｄ₁ｋ₁≡Ａ …（２）
Ｄ_2Lｋ_2L＋Ｄ_2Rｋ_2R＝Ｄ₂ｋ₂≡Ｂ …（３）
Ｍ（１）＝（Ｄ₁ｋ₁ sinθ＋Ｄ₂ｋ₂ cosθ）・２・Ｆ
＋｛Ｄ₁（１−ｋ₁）cosθ＋Ｄ₂（ｋ₂−１）sinθ｝２Ｆｉ …（４）
ここでｋ₁＝ｋ₂＝０．５（バランス率５０％）の時には
Ｍ（１）＝（Ｄ₁ sinθ＋Ｄ₂ cosθ）Ｆ＋（Ｄ₁ cosθ＋Ｄ₂ sinθ）Ｆｉ
…（５）

この（５）式は半径Ｆ・｛（Ｄ₁ ²＋Ｄ₂ ²）｝^1/2の円となる。従ってｋ₁＝ｋ₂＝０．５の時には１次バランサで相殺できることが解る。今１番気筒について検討する。バランス率ｋ_1L、ｋ_1Rの基準値を０．２５とすれば、この基準値からの偏差は（ｋ_1L−０．２５）、である。この時次の（６）式が成立すればｋ₁＝０．５になることが解った。
（ｋ_1L−０．２５）／（０．２５−ｋ_1R）＝Ｄ_1R／Ｄ_2R …（６）
ｋ_1L＝（ｋ_1R／ｋ_1L）（０．２５−ｋ_1R）＋０．２５
Ａ＝０．２５（Ｄ_1R＋Ｄ_1R）
＝０．２５・２Ｄ₁
＝０．５Ｄ₁
ここにＡは（２）式で定義され、この式はｋ₁＝０．５であることを意味している。

２番気筒についても同様に
（ｋ_2L−０．２５）／（０．２５−ｋ_2R）＝Ｄ_1R／Ｄ_2R …（７）
が成立すればｋ₂＝０．５になる。よって（６）、（７）式が成立すればベクトルＭ（１）は円となる。図１１のバランス率ｋ_1L、…、ｋ_4L、ｋ_4Rはこれらの（６）、（７）式に基づいて決めたものである。この場合ｋ_1L＋ｋ_1R＝０．４５２、ｋ_2L＋ｋ_2R＝０．３７４となり、クランクウェブ半体の重量は｛１−（０．４５２＋０．３７４）｝＝０．１７４となり、クランク軸はｋ_1L＝ｋ_1R＝０．２５とした場合に比べて約１７％軽くできることが解る。

前記実施例１は、クランク軸のクランクピンを図１２の（Ａ）に示すＳＴＤ配置としたものであり、この場合には各気筒の対称性により、１次慣性力と２次慣性力と２次慣性偶力とを全て略０にできるから、残る１次慣性偶力だけを１次バランサにより相殺するものであった。この場合に、各気筒のクランクウェブの付加重量Ｗ_addは往復部重量の１／２にする（バランス率５０％）と共に、このクランクウェブ重量を左右一対のクランクウェブ半体に振り分ける。すなわちクランク軸中心からの距離が大きい（遠い）クランクウェブ半体のバランス率（ｋ_L）を大きく（２５％以上、重く）し、距離が小さい（近い）クランクウェブ半体のバランス率（ｋ_R）を小さく（２５％以下、軽く）することにより、合計のバランス率（ｋ_L＋ｋ_R）を５０％以下として、クランク軸の軽量化を可能にしたものである。

しかし本発明はＳＴＤ配置以外のクランク軸に適用しても所期の効果が得られることが解った。すなわち図１２の（Ｂ）、（Ｃ）のような配置の場合には１次慣性力や２次慣性偶力が僅かに残り、１次慣性偶力Ｍ（１）も真円にはならず僅かに偏平な楕円となるが、実用上不都合を生じないものが得られることが解った。

図１２の（Ｂ）は、１番気筒と３番気筒のクランクピンを第１平面上に配置し、２番と４番気筒のクランクピンを第２平面上に配置したものである。この形式のクランク軸をここでは９０−Ｉ配置という。このクランク形式においてバランス率ｋ_L、ｋ_Rを対称（ミラー）とする気筒の組合せ（ミラータイプ）により３種類あり得るので、これらを表１のように９０−Ｉ−１，９０−Ｉ−２，９０−Ｉ−３とした。

図１２の（Ｃ）は、１番気筒と２番気筒のクランクピンが第１平面上にあり、３番と４番気筒のクランクピンが第２平面上にあるタイプであり、ここでは９０−Ｊ配置という。このクランク形式においてバランス率ｋ_L、ｋ_Rを対称（ミラー）とする気筒の組合せにより３種有り得るので、これらを表１のように９０−Ｊ−１，９０−Ｊ−２，９０−Ｊ−３とした。

これらのクランク形式において、各気筒のクランクウェブ半体のバランス率ｋ _1L 、ｋ _1R 、…ｋ_4L、ｋ_4Rを表１のように設定し、これらの場合における１次慣性力Ｆ（１）、２次慣性力Ｆ（２）、１次慣性偶力Ｍ（１）、２次慣性偶力Ｍ（２）を求めたものが表２である。この計算にあたり、エンジンは１気筒当たりの排気量が２５０ｃｃ相当のものであり、一定回転速度とした。

この表（２）から、１次慣性力Ｆ（１）は９０−Ｉ−２などで０にならずａ（≠０）が残ることが解る。このａは僅かな大きさで実用上問題無い程度である。２次慣性力Ｆ（２）は全てのタイプで０になる。１次慣性偶力Ｍ（１）はＳＴＤ、９０−Ｉ−２，９０−Ｊ−１配置以外では楕円となる。また２次慣性偶力Ｍ（２）はＳＴＤ配置以外ではＸ軸（シリンダ軸方向）に残ることが解る。

一般に自動二輪車用エンジンでは、乗員の体感振動評価の経験則によれば慣性偶力はおおむね±３０ｋｇｍ以内であれば問題無いとされている。この評価基準を考慮すれば表２に示された偶力Ｍ（１）、Ｍ（２）は一般のエンジン使用回転速度域では十分に小さく実用上全く問題無いと考えられる。

図１４は本発明に係るエンジンを搭載した自動二輪車を示す側面図である。この自動二輪車はエンジン５０を車体フレーム５２の中央付近に搭載したものである。

車体フレーム５２は側面視で後部が下方へ折曲した略釣り針状であり、この車体フレーム５２に囲まれ下方および前方に開くスペースにエンジン５０が搭載されている。エンジン５０のクランクケース５４は前下がりの急な割り面５４Ａで上下に分割可能である。この割り面５４Ａには、クランク軸５６，偶力バランサ（１次バランサ）５８，変速主軸６０が前下方から後上方に順次軸支される。変速副軸となる出力軸６２は主軸６０の下方に位置し、クランクケース５４の下半体に軸支されている。

クランク軸５６、バランサ５８、主軸６０、副軸６２は車体幅方向に平行であり、４つの気筒を持つシリンダボデーおよびシリンダヘッド６４はクランクケース５４の前上面から前傾して起立している。ここにクランク軸５６、バランサ５８は本発明の構成を有するものであることは勿論である。このエンジン５０は主軸６０をクランクケース割り面５４Ａに配設し出力軸６２を主軸６０の下方に配設した点が前記実施例１のエンジン１と異なる（図１参照）。このためこのエンジン５０は重心が高くなり、またエンジン５０の前後寸法が狭くなって垂直軸廻りの慣性モーメントが小さくなる。このため左右へ旋回する際に車体を旋回方向へ倒し込み易くなり、旋回性能が向上し、悪路で障害物を避けるのに都合が良い。

６６はリヤアームであり、前端が出力軸６２の後方に位置するピボット軸６８で車体フレーム５２に上下に揺動自在に軸支される。リヤアーム６６の後端に後輪７０が保持されている。出力軸６６の回転はチェーン７２によって後輪７０に伝えられる。なお車体フレーム５２の後下端部とリヤアーム６６とが側面視略三角形の連結体７４およびリンク７６で連結されている。連結体７４と車体フレーム５２との間に筒型緩衝器７８が介装され後輪７０に下向きの復帰力を付与している。

８０は前フォークであり、車体フレーム５２の前端に左右へ回動自在に保持されている。前フォーク８０の下端に前輪８２が保持されている。前フォーク８０の上部に操向ハンドルバー８４が固定されている。車体フレーム５２の上方にはエアクリーナ８６と燃料タンク８８が前後に順に配列されている。エアクリーナ８６は前フォーク８０の上部付近から走行風を取込み、吸気管９０を通して吸気をシリンダヘッド６４の後面から各気筒に導く。この吸気管９０には燃料噴射弁９２から燃料が吹き込まれる。９４は排気管であって、シリンダヘッド６４の前面からクランクケース５４の前方および下方を通り後方へ延出している。９６は運転シートである。

この実施例によれば、クランク軸５６が２プレーン型であり駆動トルクのＳ／Ｎ、振動の振幅および周波数などの点で特有な振動を車体フレーム５２に伝えることができ、運転者はエンジンの駆動トルクを全身で感じることができる。このため加速フィーリングが向上し、運転感覚が非常に良好になる。

本発明に係る乗物用直列４気筒エンジンの概略構成を示す側面図である。 クランク軸と偶力バランサの平面図である。 クランク軸と偶力バランサを示す斜視図である。 クランク軸とバランサの動作を説明するための断面図である。 クランク軸の構成を模式的に示す斜視図である。 クランク角度を示す図である。 気筒毎の１次慣性力の変化を示すグラフである。 往復運動部分の構成を模式的に示す図である。 合成偶力ベクトル（Ｔ）を説明するための斜視図である。 各気筒の１次慣性力の合成ベクトル（ａ〜ｄ）およびエンジン全体の合成偶力ベクトル（ｅ）を説明するための図である。 クランクウェブのバランス率を示す斜視図である。 クランク軸形式を示す図である。 バランス率と距離Ｄを示す図である。 エンジンを搭載した自動二輪車を示す側面図である。

符号の説明

１、５０ エンジン
３、５６ クランク軸
６、５８ 偶力バランサ
１２ 第１のバランスウェイト
１３ 第２のバランスウェイト
２１〜２４クランクピン
２１ａ，２１ｂ，２２ａ，２２ｂ，２３ａ，２３ｂ，２４ａ，２４ｂ クランクウェブ半体
Ｐ₁ 第１仮想平面
Ｐ₂ 第２仮想平面

Claims (11)

1. ２つの気筒のクランクピンを１８０°の位相差をもって共通な第１仮想平面上に配置し、他の２つの気筒のクランクピンを１８０°の位相差をもって前記第１仮想平面と９０°位相がずれた第２仮想平面上に配置したクランク軸を有する乗物用直列４気筒エンジンにおいて、
   少なくとも２つの気筒のクランクウェブをクランクピンを挟んで対向する１対のクランクウェブ半体に分け、両クランクウェブ半体のバランス率をｋ_Ｌ，ｋ_Ｒ（但しｋ_Ｌ≠０．２５、ｋ_Ｒ≠０．２５）とし、クランク軸の長手方向の中心から各クランクウェブ半体までの距離をＤ_Ｌ，Ｄ_Ｒとして、
   （ｋ_Ｌ−０．２５）／（０．２５−ｋ_Ｒ）≒Ｄ_Ｒ／Ｄ_Ｌ
   となるようにして、１次慣性偶力のベクトル軌跡が略円形となるように４つの気筒のクランクウェブを設定したクランク軸と、１次慣性偶力のベクトルを相殺する偶力ベクトルを発生する１次バランサとを備えることを特徴とする乗物用直列４気筒エンジン。
2. 請求項１において、少なくとも一部の気筒に対して（ｋ_Ｌ＋ｋ_Ｒ）を０．５より小とした直列４気筒エンジン。
3. 請求項１において、少なくとも一部の気筒に対して（ｋ_Ｌ＋ｋ_Ｒ）を０．５より大とした直列４気筒エンジン。
4. ２つの気筒に対して請求項１の条件を満たし他の２つの気筒に対してはバランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒを共に０．２５とした請求項１の乗物用直列４気筒エンジン。
5. クランク軸は、一端から順番に１〜４番気筒として、１番気筒と４番気筒のクランクピンが第１仮想平面上に位置し、２番気筒と３番気筒のクランクピンが第２仮想平面上に位置する請求項１〜３のいずれかの直列４気筒エンジン。
6. クランク軸は、１番気筒と３番気筒のクランクピンが第１仮想平面上に位置し、２番気筒と４番気筒とのクランクピンが第２仮想平面上に位置する請求項１の直列４気筒エンジン。
7. クランク軸は、１番気筒と２番気筒のクランクピンが第１仮想平面上に位置し、３番気筒と４番気筒とのクランクピンが第２仮想平面上に位置する請求項１の直列４気筒エンジン。
8. 請求項５において、各気筒のクランクウェブ半体のバランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒおよび距離Ｄ_Ｌ，Ｄ_Ｒが１番気筒と４番気筒で対称であり、２番気筒と３番気筒で対称である直列４気筒エンジン。
9. 請求項６または７において、距離Ｄ_Ｌ，Ｄ_Ｒを１，４番気筒および２，３番気筒で対称にすると共に、クランクウェブ半体のバランス率ｋ_Ｌ、ｋ_Ｒが任意に組合せた２つの気筒で対称である直列４気筒エンジン。
10. 請求項１において、１次バランサはクランク軸と平行に配設され、バランスウェイトは２番気筒および３番気筒のクランクピンに対向する位置または１番気筒および４番気筒のクランクピンに対向する位置に配設されている直列４気筒エンジン。
11. 請求項１に記載された乗物用４気筒エンジンを搭載したことを特徴とする乗物。

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