WO2018180133A1

WO2018180133A1 - 火花点火式内燃機関

Info

Publication number: WO2018180133A1
Application number: PCT/JP2018/007293
Authority: WO
Inventors: 秀馬青木; 宏彰村中; 山口　直宏; 好隆和田
Original assignee: マツダ株式会社
Priority date: 2017-03-27
Filing date: 2018-02-27
Publication date: 2018-10-04
Also published as: CN110431292A; CN110431292B; EP3584422A1; JP6508240B2; US20200018225A1; EP3584422B1; JP2018162733A; EP3584422A4

Abstract

吸気側傾斜面（３４）及び排気側傾斜面（３５）を含む隆起部（３１）がピストン（５）の頂面（１０）に設けられると共に、隆起部（３１）における点火プラグに対応する位置にキャビティ（４０）が設けられた火花点火式内燃機関において、吸気側傾斜面（３４）及び排気側傾斜面（３５）は、シリンダの中心軸と直交する直交面と排気側傾斜面（３５）とのなす角度が、前記直交面と排気弁の傘部底面とのなす角度よりも小さくなり、且つ、排気側傾斜面（３５）と排気弁の傘部底面との傾斜角度差が、吸気側傾斜面（３４）と吸気弁の傘部底面との傾斜角度差よりも３度以上大きくなるように形成される。

Description

火花点火式内燃機関

　本発明は、火花点火式内燃機関に関し、特に、ピストンの頂面に隆起部が設けられると共に当該隆起部における点火プラグに対応する位置にキャビティが設けられた火花点火式内燃機関に関する。

　自動車等の車両に搭載されるペントルーフ型の燃焼室を有する火花点火式内燃機関において、ピストンの頂面に隆起部を設けて幾何学的圧縮比を高めると共に、隆起部の中央であって点火プラグに対応する位置に下方に窪むキャビティを設けることが知られている。この種の内燃機関では、点火プラグによる点火後に初期火炎面がピストンの頂面と干渉する時期を遅らせることができる。これにより、火炎伝播性が高まり、燃費性能が向上する。

　例えば特許文献１には、図１２に示すような火花点火式内燃機関が開示されている。この図１２に示される内燃機関１００は、ペントルーフ型の燃焼室１０１と、燃焼室１０１の天井面１０２を規定するシリンダヘッドに形成された吸気ポート１０３及び排気ポート１０４と、シリンダヘッドに取り付けられた点火プラグ１０５及び燃料噴射弁１０６とを有している。点火プラグ１０５は、天井面１０２の中央部（吸気ポート１０３及び排気ポート１０４の間）に配設されている。燃料噴射弁１０６は、天井面１０２の中央部よりも吸気側にオフセットした位置に配設されている。

　特許文献１の内燃機関１００では、燃焼室１０１の底面を規定するピストン１０７の頂面１０８に、燃焼室１０１の天井面１０２に沿った吸気側傾斜面１０９及び排気側傾斜面１１０を有する隆起部１１１が形成されている。隆起部１１１の中央であって点火プラグ１０５に対応する位置には、下方に窪むキャビティ１１２が形成されている。これにより、幾何学的圧縮比を１３以上としながら、火炎伝播性を高めて燃費性能を向上できるとされている。

　火花点火式内燃機関では、吸気ポートとして、燃焼室内にタンブル流（縦渦）を生成可能な所謂タンブルポートが採用されることがある。タンブルポートが採用された火花点火式内燃機関では、ピストンが圧縮上死点に近づくにつれて（つまり燃焼室が縮小するにつれて）崩壊するタンブル流から生じる乱流によって燃焼が促進され、燃費性能の向上が図られる。図１２に矢印１１３で示すように、タンブル流は、吸気ポート１０３から下方且つ排気側に向かって流れた後、シリンダの内周面に沿って方向転換し、ピストン１０７の頂面１０８に沿って排気側から吸気側へと流れる。さらに、タンブル流は、吸気側においてシリンダの内周面に沿って上方に方向転換した後、燃焼室の天井面１０２に沿って吸気側から排気側へと流れる。

　しかしながら、上記特許文献１のような隆起部及びキャビティを有するピストンを採用した火花点火式内燃機関では、タンブル流がピストンの頂面に沿って排気側から吸気側に流れる際に、隆起部によってタンブル流が阻害されて、タンブル流が減速されやすいという問題があった。タンブル流の減速は、タンブル流の崩壊により生じる乱流のエネルギを減少させ、燃焼促進効果を低減するので、燃費性能の面で好ましくない。

特開２０１０－１４０８１号公報

　そこで、本発明は、ピストンの頂面に隆起部が設けられると共に当該隆起部における点火プラグに対応する位置にキャビティが設けられた火花点火式内燃機関において、ピストンの頂面におけるタンブル流の減速作用を軽減し、もって燃費性能を向上させることを課題とする。

　前記課題を解決するための本発明の火花点火式内燃機関は、シリンダと、前記シリンダ内に往復動可能に配置されたピストンと、前記シリンダ上に配設されると共に前記シリンダの内周面及び前記ピストンの頂面と共にペントルーフ型の燃焼室を形成するシリンダヘッドと、前記燃焼室に臨むように前記シリンダヘッドに配設された点火プラグと、前記燃焼室の天井面に開口するように前記シリンダヘッドに形成された吸気ポート及び排気ポートと、前記吸気ポートを開閉するように前記シリンダヘッドに配設された吸気弁と、前記排気ポートを開閉するように前記シリンダヘッドに配設された排気弁とを備える。前記ピストンの頂面に隆起部が設けられ、当該隆起部は、前記燃焼室の吸気側の天井面及び前記吸気弁の傘部底面に沿って傾斜する吸気側傾斜面と、前記燃焼室の排気側の天井面及び前記排気弁の傘部底面に沿って傾斜する排気側傾斜面とを有する。前記隆起部における前記点火プラグに対応する位置には、下方に窪むキャビティが設けられる。前記吸気ポートは、前記燃焼室内にタンブル流を生成可能な形状を有する。前記吸気側傾斜面及び前記排気側傾斜面は、前記シリンダの中心軸と直交する直交面と前記排気側傾斜面とのなす角度が、前記直交面と前記排気弁の傘部底面とのなす角度よりも小さくなり、且つ、前記排気側傾斜面と前記排気弁の傘部底面との傾斜角度差が、前記吸気側傾斜面と前記吸気弁の傘部底面との傾斜角度差よりも３度以上大きくなるように形成される。

本発明の実施形態に係る火花点火式内燃機関の構成を示す概略図である。前記内燃機関のピストン、燃料噴射弁及び点火プラグを示す斜視図である。燃料噴射弁の先端面を示す斜視図である。燃料噴射のタイミングを示すタイムチャートである。燃料噴射弁から噴射される燃料の噴霧を説明するための説明図である。ピストンの斜視図である。ピストンの平面図である。図７におけるＹ８－Ｙ８線に沿ったピストンの断面図である。図７におけるＹ９－Ｙ９線に沿ったピストンの断面図である。隆起部に設けられたキャビティの形状を説明するための説明図である。隆起部の排気側傾斜面の傾斜角度と燃焼期間との関係を示すグラフである。従来の火花点火式内燃機関を示す図である。

　以下、本発明の実施形態について添付図面を参照しながら説明する。

　図１は、本発明の実施形態に係る火花点火式内燃機関の構成を示す概略図である。図２は、前記内燃機関のピストン、燃料噴射弁及び点火プラグを示す斜視図である。図１及び図２に示すように、本発明の実施形態に係る火花点火式内燃機関としてのエンジン１は、複数のシリンダ２が列状に配置された多気筒のガソリンエンジンであり、自動車等の車両に搭載される。エンジン１は、内部にシリンダ２が形成されたシリンダブロック３と、シリンダ２を上から閉塞するようにシリンダブロック３上に配設されたシリンダヘッド４とを備えている。なお、図１及び図２において、「ＩＮ」は吸気側を示し、「ＥＸ」は排気側を示す（他図でも同様）。

　シリンダ２内には、ピストン５が往復動可能に配置されている。ピストン５は、シリンダブロック３の下部に回転自在に支持されたクランクシャフト６にコンロッド７を介して連結され、ピストン５の往復運動がクランクシャフト６の回転運動に変換されるようになっている。

　ピストン５の上方には、シリンダ２の内周面９とピストン５の頂面１０とシリンダヘッド４の下面１１とに囲まれたペントルーフ型の燃焼室８が形成されている。シリンダヘッド４の下面１１のうち燃焼室８を覆う部分である天井面１２は、ペントルーフ状（三角屋根状）に形成され、吸気側及び排気側においてそれぞれ傾斜する吸気側傾斜面１３及び排気側傾斜面１４を有している。吸気側傾斜面１３は、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面とのなす角度が２３度になるように形成され、排気側傾斜面１４は、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面とのなす角度が２２度になるように形成されている。

　シリンダヘッド４には、天井面１２の吸気側傾斜面１３及び排気側傾斜面１４にそれぞれ開口する吸気ポート１５及び排気ポート１６が形成されている。各シリンダ２につき２つの吸気ポート１５及び排気ポート１６が設けられ、２つの吸気ポート１５及び排気ポート１６は、それぞれ、シリンダ２の中心軸２ａと直交する方向（クランクシャフト６の軸方向）に離間するように設けられている。

　吸気ポート１５には、燃焼室８に空気を供給する吸気通路１７が接続され、排気ポート１６には、燃焼室８から燃焼ガス（排気ガス）を排出する排気通路１８が接続されている。排気通路１８には、排気ガスを浄化する触媒を備えた触媒装置（不図示）が介設されている。

　吸気ポート１５は、燃焼室８内にタンブル流が生成されるように、燃焼室８から斜め上方に直線状に延びる状態で燃焼室８の天井面１２に開口している。吸気ポート１５からの吸気の導入に伴い、燃焼室８内には、図２の矢印１９で示すタンブル流が生成される。タンブル流は、吸気ポート１５から下方且つ排気側に向かって流れた後、シリンダ２の内周面９に沿って方向転換し、ピストン５の頂面１０に沿って排気側から吸気側へと流れる。さらに、タンブル流は、吸気側においてシリンダ２の内周面９に沿って上方に方向転換した後、燃焼室８の天井面１２に沿って吸気側から排気側へと流れる。

　シリンダヘッド４には、吸気ポート１５及び排気ポート１６をそれぞれ開閉する吸気弁２０及び排気弁２１が配設されている。吸気弁２０は、クランクシャフト６に連動連結された吸気カムシャフト２２によって駆動され、吸気行程中に燃焼室８に空気が導入されるように所定のタイミングで吸気ポート１５を開閉する。排気弁２１は、クランクシャフト６に連動連結された排気カムシャフト２３によって駆動され、排気行程中に燃焼室８から排気ガスが排出されるように所定のタイミングで排気ポート１６を開閉する。

　シリンダヘッド４には、図示しない可変バルブ機構が設けられる。可変バルブ機構は、吸気弁２０及び排気弁２１が吸気ポート１５及び排気ポート１６を開閉するタイミングを変更する。可変バルブ機構は、排気行程において吸気弁２０及び排気弁２１の双方を開弁させることがある。これは、吸気ポート１５からの吸気を利用して残留排気ガスを排出するためである。

　吸気弁２０は、弁軸部２０ａと、その下端部に形成された傘部２０ｂとを有している。傘部２０ｂの底面である傘部底面２０ｃは、弁軸部２０ａの中心軸であるバルブ軸線２０ｄと直交し且つ天井面１２の吸気側傾斜面１３と平行になるように形成されている。すなわち、吸気弁２０の傘部底面２０ｃは、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面とのなす角度（後述する図１０のθ３）が２３度になるように形成されている。

　排気弁２１は、弁軸部２１ａと、その下端部に形成された傘部２１ｂとを有している。傘部２１ｂの底面である傘部底面２１ｃは、弁軸部２１ａの中心軸であるバルブ軸線２１ｄと直交し且つ天井面１２の排気側傾斜面１４と平行になるように形成されている。すなわち、排気弁２１の傘部底面２１ｃは、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面とのなす角度（後述する図１０のθ４）が２２度になるように形成されている。

　シリンダヘッド４には、燃焼室８内に燃料を噴射する燃料噴射弁２４と、当該噴射によって燃焼室８内に形成される燃料と空気とを含む混合気に点火する点火プラグ２５とが備えられている。燃料噴射弁２４は、天井面１２の吸気側の周縁部において燃焼室８を臨むように配設されている。点火プラグ２５は、天井面１２の中央部において燃焼室８を臨むように配設されている。

　点火プラグ２５は、その先端部の電極２５ａが燃焼室８内に露出するようにシリンダヘッド４に取り付けられている。点火プラグ２５には、シリンダヘッド４の上部に設けられた点火コイルユニット２６が接続されている。点火コイルユニット２６は、所定のタイミングで点火プラグ２５の電極２５ａから火花を生じさせ、燃焼室８内の混合気に点火する。

　燃料噴射弁２４には、燃料タンクや燃料ポンプ等を含む燃料供給システム（不図示）から圧送される燃料が流通する燃料供給管２８が接続されている。燃料噴射弁２４は、２つの吸気ポート１５の間に配置されると共に、燃焼室８に露出する先端面２７を有している。燃料噴射弁２４は、先端面２７が斜め下方を向くように配置され、当該先端面２７からピストン５の頂面１０に向けて所定のタイミングで燃料を噴射する。

　図３は、燃料噴射弁２４の詳細を示す斜視図である。図３に示すように、燃料噴射弁２４は、その先端面２７に複数の噴口を有するマルチホール型の噴射弁である。先端面２７は、上下方向に延びる中心軸２７ａに対して左右対称に配置された複数の噴口２４ａ，２４ｂ，２４ｃ，２４ｄを有している。具体的に、先端面２７は、上段中央に位置する１つの第１噴口２４ａと、中段上寄りに位置する２つの第２噴口２４ｂと、中段下寄りに位置する２つの第３噴口２４ｃと、下段中央に位置する１つの第４噴口２４ｄとを有している。第１噴口２４ａ及び第４噴口２４ｄは、ともに中心軸２７ａ上に配置されている。第２噴口２４ｂは、中心軸２７ａを挟んだ左右２カ所に配置されている。第３噴口２４ｃは、中心軸２７ａを挟んだ左右２カ所であって、第２噴口２４ｂよりも中心軸２７ａから離れた位置に配置されている。各噴口２４ａ，２４ｂ，２４ｃ，２４ｄから噴射された燃料は、それぞれ円錐状の噴霧を形成しつつ燃焼室８内を飛翔し、燃焼室８内に均等に分散する。

　上述したように、本実施形態のエンジン１では、吸気ポート１５として、燃焼室８内にタンブル流を生成可能な吸気ポート（タンブルポート）が採用されている。タンブル流は、燃料と空気との混合を促進するだけでなく、燃料と空気とを含む混合気の燃焼を促進する役割を果たす。すなわち、ピストン５が圧縮上死点に近づくにつれて（つまり燃焼室８が縮小するにつれて）タンブル流が崩壊すると、当該崩壊によって燃焼室８に乱流が生成され、生成された乱流によって混合気の燃焼が促進される。タンブル流の流速が速いほど乱流のエネルギが増大し、混合気の燃焼が促進される。ここで、本明細書において、乱流のエネルギが増大するとは、乱流が有する運動エネルギが増大することを意味する。乱流のエネルギは、例えば、乱流の流速が増大するか、または乱流の数が増大したときに、増大する。

　図４は、燃料噴射のタイミングを示すタイムチャートである。図４に示すように、エンジン１の通常運転時、燃料噴射弁２４からの燃料噴射は、吸気行程と圧縮行程との２回に分けて行われる。すなわち、燃料噴射弁２４は、吸気行程の前半に第１噴射を実行すると共に、圧縮行程の後半に第２噴射を実行する。第１噴射は、例えばクランク角度が８０度であるときに終了され、第２噴射は、例えばクランク角度が３２５度であるときに終了される。なお、ここでいうクランク角度は、吸気上死点を０度とした場合のクランク角度である（以下同じ）。

　吸気行程の前半に実行される第１噴射は、圧縮上死点の近傍において燃焼室８内に均一な混合気（燃料と混合気とが均一に混ざった混合気）を形成する。圧縮行程の後半に実行される第２噴射は、圧縮上死点の近傍において点火プラグ２５の周りに相対的に燃料の濃度が濃い（つまり燃焼しやすい）混合気を形成する。第２噴射は、ピストン５が比較的上死点に近づいてから実行される。このため、第２噴射の実行時における燃焼室８の容積は、第１噴射の実行時における燃焼室８の容積よりも小さい。

　図５は、燃料噴射弁２４から噴射される燃料の噴霧を説明するための説明図である。具体的に、図５では、燃料噴射弁２４が上述した第２噴射を実行したときの燃料の噴霧を示している。図５に示すように、第２噴射によって第１噴口２４ａから噴射された燃料の噴霧Ｆ１は、ピストン５の頂面１０に設けられるキャビティ４０（詳細は後述する）に向けて飛翔する。また、第２噴射によって第２噴口２４ｂ及び第３噴口２４ｃから噴射された燃料の噴霧Ｆ２、Ｆ３は、ピストン５の頂面１０に設けられる隆起部３１の吸気側傾斜面３４（詳細は後述する）に向けて飛翔する。

　第２噴射が実行されるのに伴い、第１噴口２４ａからの噴霧Ｆ１は、キャビティ４０の周面部４２によって上方にガイドされて点火プラグ２５に向けて移動し、第２噴口２４ｂ及び第３噴口２４ｃからの噴霧Ｆ２、Ｆ３は、吸気側傾斜面３４に衝突した後に点火プラグ２５に向けて移動する。これにより、点火プラグ２５の周り（燃焼室８の中心部）に、それ以外の部分（燃焼室８の外周部）の混合気よりも燃料の濃度が濃い混合気が形成される。

　第２噴射の後、圧縮行程の後半且つ圧縮上死点の近傍で、点火プラグ２５による点火（火花点火）が実行され、混合気が燃焼させられる。火花点火は、例えばクランク角度が３４０度であるときに実行される。本実施形態のエンジン１では、燃料が２回に分けて噴射され、火花点火の時点で点火プラグ２５周りに相対的に燃料濃度の濃い混合気が形成されるので、燃焼安定性は十分に高いものとされる。

　上記のように火花点火が圧縮行程の後半（例えばクランク角度が３４０度のとき）に行われるのは、暖機が完了した後の通常運転時である。一方、冷間始動時には、触媒の温度を上昇させて触媒を活性化させるため、火花点火の時期（点火時期）を遅らせて排気ガス温度を上昇させることが行われる。点火時期が遅くされると、有効膨張比が低下して排気ガスの温度低下が抑制されるので、触媒に排出される排気ガスが高温に維持される。このように点火時期が遅くされる冷間運転時においても、点火プラグ２５周りに相対的に濃い混合気を形成する上述した噴射パターンを採用することにより、良好な燃焼安定性を確保することができる。

　エンジン１には、図示されていないが、エンジン１及びそれに関係する構成を制御する制御ユニットが備えられる。制御ユニットは、センサ等から得られる各種情報に基づいて、燃料噴射弁２４、点火プラグ２５、可変バルブ機構等の各部を制御する。

　次に、本実施形態に係るエンジン１のピストン５について説明する。

　図６は、ピストン５の斜視図、図７は、ピストン５の平面図、図８は、図７におけるＹ８－Ｙ８線に沿ったピストン５の断面図、図９は、図７におけるＹ９－Ｙ９線に沿ったピストン５の断面図、図１０は、図８のピストン５をシリンダヘッド４、吸・排気弁２０，２１、及び点火プラグ２５と併せて示した断面図である。

　本実施形態に係るエンジン１は、ピストン５が上死点にあるときの燃焼室８の容積とピストン５が下死点にあるときの燃焼室８の容積との比である幾何学的圧縮比が１２以上に設定されている。図６から図１０に示すように、ピストン５の頂面１０は、シリンダ２の中心軸２ａと直交するベース面３０と、ベース面３０よりも上方（シリンダヘッド４側）に隆起する隆起部３１とを有している。隆起部３１は、燃焼室８の天井面１２に沿うように、ピストン５の中央側ほど高さが高くなるように隆起している。隆起部３１の中央であって点火プラグ２５に対応する位置には、下方に窪むキャビティ４０が形成されている。

　ベース面３０は、隆起部３１よりも吸気側に位置する吸気側水平面３２と、隆起部３１よりも排気側に位置する排気側水平面３３とを有している。吸気側水平面３２及び排気側水平面３３は、ピストン５の中心軸（シリンダ２の中心軸２ａ）と直交するように設けられている。吸気側水平面３２における吸気弁２０に対応する位置には、吸気弁２０との接触を回避するために下方に窪む吸気弁リセス３２ａが設けられている。

　隆起部３１は、燃焼室８の天井面１２に沿ってペントルーフ状に形成されている。すなわち、隆起部３１は、天井面１２の吸気側傾斜面１３に沿って（吸気側に至るほど高さが低くなるように）傾斜する吸気側傾斜面３４と、天井面１２の排気側傾斜面１４に沿って（排気側に至るほど高さが低くなるように）傾斜する排気側傾斜面３５とを有している。吸気側傾斜面３４及び排気側傾斜面３５は、それぞれ平面状に形成されている。

　隆起部３１の排気側傾斜面３５における排気弁２１に対応する位置には、排気弁２１との接触を回避するために下方に窪む排気弁リセス３５ａが設けられている。排気弁リセス３５ａは、その底面が排気弁２１の傘部底面２１ｃと平行になるように形成されている。

　隆起部３１は、吸気側傾斜面３４及び排気側傾斜面３５の間に、キャビティ４０の周縁に沿ったリング状の上面３６と、上面３６からピストン５の外周側に傾斜しつつ延びる一対の側面３７とを有している。一対の側面３７は、キャビティ４０の排気側において互いに連続している。上面３６は、ピストンの中央部（キャビティ４０の周囲）において、ベース面３０と平行な平面状に形成されている。一対の側面３７は、円錐面状に形成されている。

　一対の側面３７はそれぞれ、ピストン５の中央側に配置されて上面３６からピストン５の外周側に向けて下方に傾斜しつつ延びる第１傾斜面３７ａと、第１傾斜面３７ａよりもピストン５の外周側に配置され、第１傾斜面３７ａよりも大きい傾斜角度をもって下方に傾斜する第２傾斜面３７ｂとを有している。第１傾斜面３７ａ及び第２傾斜面３７ｂはそれぞれ円錐面状に形成されている。

　本実施形態のエンジン１では、ピストン５の頂面１０に隆起部３１が設けられるため、仮に隆起部３１にキャビティ４０が形成されなかった場合には、点火プラグ２５による点火をきっかけに燃え広がる初期火炎の外周面である初期火炎面がピストン５の頂面１０と早期に干渉してしまう。これに対し、本実施形態では、隆起部３１における点火プラグ２５に対応する位置にキャビティ４０が設けられているため、初期火炎面とピストン５との干渉を遅らせることができる。

　図１０に示すように、キャビティ４０は、点火プラグ２５の電極２５ａ間の中央の点火点２５ｂから球状に成長する火炎を模擬した仮想球面２５ｃとの干渉を遅らせるように形成されている。具体的に、キャビティ４０は、円形平面状の底面部４１と、底面部４１の周縁から上方に立ち上がる略円筒状の周面部４２とを有している。周面部４２は、その下部が断面視で曲面状に形成されることにより、滑らかに底面部４１に接続される。なお、キャビティ４０の周面部４２は、仮想球面２５ｃの少なくとも一部と一致するような形状に形成することも可能である。

　図５～図８に示すように、ピストン５の吸気側傾斜面３４の上端部、言い換えるとキャビティ４０の周縁部における吸気側の一部には、切欠部３４ａが設けられている。燃料噴射弁２４の第１噴口２４ａから第２噴射時に噴射された燃料の噴霧Ｆ１は、切欠部３４ａを通過して、キャビティ４０の排気側の周面部４２に衝突する。周面部４２に衝突した噴霧Ｆ１は、周面部４２により上方にガイドされて点火プラグ２５の電極２５ａに向けて移動する。

　以上のように、本実施形態のエンジン１では、ピストン５の頂面１０に隆起部３１を設けることで幾何学的圧縮比を高めると共に、隆起部３１における点火プラグ２５に対応する位置にキャビティ４０を設けることで初期火炎面とピストン５との干渉を遅らせ、火炎伝播性を高めるようにしている。

　図１０に示すように、隆起部３１の吸気側傾斜面３４は、吸気弁２０の傘部底面２０ｃ（及びこれと平行な天井面１２の吸気側傾斜面１３）と平行な面とされる。本実施形態の場合、吸気弁２０の傘部底面２０ｃは、既に述べたとおり、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面とのなす角度θ３が２３度になるように形成される。このため、隆起部３１の吸気側傾斜面３４も、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面とのなす角度θ１（図８）が２３度になるように形成されている。

　一方、隆起部３１の排気側傾斜面３５は、排気弁２１の傘部底面２１ｃ（及びこれと平行な天井面１２の排気側傾斜面１４）と非平行な面とされる。具体的に、隆起部３１の排気側傾斜面３５は、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面とのなす角度が、排気弁２１の傘部底面２１ｃのそれよりも小さくなるように形成されている。本実施形態の場合、排気弁２１の傘部底面２１ｃは、既に述べたとおり、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面とのなす角度θ４が２２度になるように形成される。このため、隆起部３１の排気側傾斜面３５は、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面とのなす角度θ２（図８）が２２度未満となるように形成される。

　言い換えると、本実施形態では、隆起部３１の吸気側傾斜面３４及び排気側傾斜面３５は、排気側傾斜面３５と排気弁２１の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ４－θ２）が、吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）よりも大きくなるように形成されている。より具体的に、本実施形態では、前者の傾斜角度差と後者の傾斜角度差との差が３度以上に設定される。

　例えば、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面と隆起部３１の排気側傾斜面３５とのなす角度θ２、換言すればベース面３０に対する排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２は、１５．１度に設定される。一方、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面と排気弁２１の傘部底面２１ｃとのなす角度θ４は、上述のとおり２２度である。この場合、排気側傾斜面３５と排気弁２１の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ４－θ２）は、６．９度となる。

　これに対し、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面と隆起部３１の吸気側傾斜面３４とのなす角度θ１、換言すればベース面３０に対する吸気側傾斜面３４の傾斜角度θ１と、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとのなす角度θ３とは、上述したとおり、ともに２３度である。すなわち、上記実施形態では、吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）は０度である。

　したがって、上記のように排気側傾斜面３５のベース面３０に対する傾斜角度θ２を１５．１度に設定した場合、排気側傾斜面３５と排気弁２１の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ４－θ２）と、吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）との差、つまり［（θ４－θ２）－（θ３－θ１）］は、６．９度になる。

　また、隆起部３１の吸気側傾斜面３４及び排気側傾斜面３５は、ベース面３０に対する排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２が、ベース面３０に対する吸気側傾斜面３４の傾斜角度θ１よりも小さくなるように形成されると共に、吸気側傾斜面３４と排気側傾斜面３５との傾斜角度差（θ１－θ２）が４度以上となるように形成されている。例えば、吸気側傾斜面３４の傾斜角度θ１が２３度に設定されると共に、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２とが１５．１度に設定されることにより、両者の傾斜角度差（θ１－θ２）が７．９度に設定されている。

　以上のように、本実施形態では、吸気側傾斜面３４と排気側傾斜面３５との傾斜角度差（θ１－θ２）が４度以上に設定されるとともに、排気側傾斜面３５と排気弁２１の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ４－θ２）と、吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）との差、つまり［（θ４－θ２）－（θ３－θ１）］が３度以上に設定される。これにより、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２を相対的に小さくしつつ、高圧縮比を実現するのに十分な体積の隆起部３１を形成することができる。排気側傾斜面３５は、吸気ポート１５から排気側へと流れたタンブル流（図２の矢印１９参照）がピストン５の頂面１０に沿って排気側から吸気側に戻るときに、当該タンブル流が接触する面である。このため、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２が小さいことは、タンブル流が隆起部３１によって減速（阻害）される作用を軽減することにつながる。

　なお、隆起部３１の体積を同等に維持しつつ吸気側傾斜面３４と排気側傾斜面３５との傾斜角度差（θ１－θ２）を過度に大きくすると、隆起部３１の高さ、ひいてはキャビティ４０の深さＨ１（周面部４２の高さ）が過度に小さくなり、第２噴射時にキャビティ４０の周面部４２が燃料をガイドする作用、つまり燃料を点火プラグ２５周りに向けて上方に移動させる作用が低下してしまう。この燃料のガイド作用を十分に発揮させるには、周面部４２の高さを十分に確保する必要があり、そのためには、吸気側傾斜面３４と排気側傾斜面３５の傾斜角度差を１１度以下とすることが好ましい。

　図７及び図８に示すように、隆起部３１に設けられるキャビティ４０は、キャビティ４０の直径Ｄ１に対するキャビティ４０の深さＨ１の割合（Ｈ１／Ｄ１）が０．３以下となるように形成されている。例えば、キャビティ４０の直径Ｄ１に対するキャビティ４０の深さＨ１の割合（Ｈ１／Ｄ１）は、０．２６に設定される。なお、キャビティ４０の直径Ｄ１は、キャビティ４０の上端部における直径、より詳しくは、キャビティ４０の周面部４２のうちその上端のフィレット（面取り部）を除いた部分の上端位置での直径とする。

　上記割合（Ｈ１／Ｄ１）が０．３以下であることは、キャビティ４０が比較的扁平（浅底）であることを意味する。キャビティ４０が偏平であれば、キャビティ４０内での流動が低下しにくくなる。これにより、キャビティ４０による下方（底面部４１側）への引き込み作用が軽減されるので、タンブル流がピストン５の頂面１０の中央部分を流れるときに、当該タンブル流がキャビティ４０の底面部４１側に移動するのを抑制することができ、当該タンブル流を排気側傾斜面３５から吸気側傾斜面３４に向けて円滑に移動させることができる。

　なお、隆起部３１の体積を同等に維持しつつキャビティ４０の直径Ｄ１に対するキャビティ４０の深さＨ１の割合（Ｈ１／Ｄ１）を過度に小さくすると、キャビティ４０の深さＨ１（周面部４２の高さ）が過度に小さくなり、第２噴射時にキャビティ４０の周面部４２が燃料をガイドする作用、つまり燃料を点火プラグ２５周りに向けて上方に移動させる作用が低下してしまう。この燃料のガイド作用を十分に発揮させるには、上記割合（Ｈ１／Ｄ１）を０．１６以上とすることが好ましい。

　図８に示すように、隆起部３１の吸気側傾斜面３４及び排気側傾斜面３５は、ピストン５の中心軸を通り且つクランク軸線６ａ（クランクシャフト６の軸方向）と直交する断面において、吸気側傾斜面３４の長さＬ１に対する排気側傾斜面３５の長さＬ２の割合（Ｌ２／Ｌ１）が１．２５以上となるように形成されている。例えば、吸気側傾斜面３４の長さＬ１に対する排気側傾斜面３５の長さＬ２の割合（Ｌ２／Ｌ１）は、１．４８に設定される。なお、図７に示すように、吸気側傾斜面３４の長さＬ１は、吸気側傾斜面３４と吸気側水平面３２との境界縁部と、吸気側傾斜面３４と上面３６との境界縁部との間の長さである。また、排気側傾斜面３５の長さＬ２は、排気側傾斜面３５と排気側水平面３３との境界縁部と、排気側傾斜面３５と第１傾斜面３７ａとの境界縁部との間の長さである。

　これにより、排気側傾斜面３５上を流れるタンブル流の流路が長くなるので、排気側傾斜面３５によるタンブル流のガイド作用を有効に発揮させることができる。この結果、隆起部３１によるタンブル流の減速作用が軽減されて、タンブル流が高速に維持される。

　なお、隆起部３１の体積を同等に維持しつつ吸気側傾斜面３４の長さＬ１に対する排気側傾斜面３５の長さＬ２の割合（Ｌ２／Ｌ１）を過度に大きくすると、隆起部３１の高さ、ひいてはキャビティ４０の深さＨ１（周面部４２の高さ）が過度に小さくなり、第２噴射時にキャビティ４０の周面部４２が燃料をガイドする作用、つまり燃料を点火プラグ２５周りに向けて上方に移動させる作用が低下してしまう。この燃料のガイド作用を十分に発揮させるには、周面部４２の高さを十分に確保する必要があり、そのためには、上記割合（Ｌ２／Ｌ１）を１．９以下とすることが好ましい。

　図８に示すように、隆起部３１は、シリンダ２の内径Ｄ２に対する隆起部３１の高さＨ２の割合（Ｈ２／Ｄ２）が０．０８以下となるように形成されている。なお、隆起部３１の高さＨ２は、ピストン５の頂面１０のベース面３０（吸気側水平面３２及び排気側水平面３３）から上面３６までの高さである。例えば、シリンダ２の内径Ｄ２に対する隆起部３１の高さＨ２の割合（Ｈ２／Ｄ２）は、０．０６に設定される。

　これにより、高圧縮比を実現するのに十分な体積の隆起部３１を形成しながらも、その高さＨ２が増大するのを抑制することができる。この結果、タンブル流がピストン５の頂面１０に沿って排気側から吸気側に流れる際に、当該タンブル流が隆起部３１によって減速させられるのを抑制することができる。

　なお、隆起部３１の体積を同等に維持しつつシリンダ２の内径Ｄ２に対する隆起部３１の高さＨ２の割合（Ｈ２／Ｄ２）を過度に小さくすると、隆起部３１の高さ、ひいてはキャビティ４０の深さＨ１（周面部４２の高さ）が過度に小さくなり、第２噴射時にキャビティ４０の周面部４２が燃料をガイドする作用、つまり燃料を点火プラグ２５周りに向けて上方に移動させる作用が低下してしまう。この燃料のガイド作用を十分に発揮させるには、周面部４２の高さを十分に確保する必要があり、そのためには、上記割合（Ｈ２／Ｄ２）を０．０５６以上とすることが好ましい。

　ピストン５は、図９に示す径方向断面視において、第２傾斜面３７ｂの長さＬ４に対する上面３６の長さＬ３の割合（Ｌ３／Ｌ４）が０．８以下となるように形成されている。例えば、第２傾斜面３７ｂの長さＬ４に対する上面３６の長さＬ３の割合（Ｌ３／Ｌ４）は、０．２４に設定される。

　このように、ピストン５の外周側に位置する第２傾斜面３７ｂを、ピストン５の中央部の上面３６よりも長くした場合には、これらの間を延びる第１傾斜面３７ａの傾斜角度が小さくなる。これにより、側面３７のうちピストン５の中央側に位置する第１傾斜面３７ａを緩やかに傾斜させながら、この第１傾斜面３７ａの外周側に傾斜角度の大きい（段差の大きい）第２傾斜面３７ｂを形成することができる。このことは、高圧縮比を実現するのに十分な体積の隆起部３１を形成するのに有利である。また、流量の多いピストン５の中央側においてタンブル流が流動しやすくなるので、隆起部３１によるタンブル流の減速を総じて抑制することができる。

　なお、隆起部３１の体積を同等に維持しつつ第２傾斜面３７ｂの長さＬ４に対する上面３６の長さＬ３の割合（Ｌ３／Ｌ４）を過度に小さくすると、隆起部３１の高さＨ２が小さくなると共にキャビティ４０の深さＨ１（周面部４２の高さ）が過度に小さくなり、第２噴射時に周面部４２が燃料をガイドする作用、つまり燃料を点火プラグ２５周りに向けて上方に移動させる作用が低下してしまう。

　以上説明したように、本実施形態に係るエンジン（火花点火式内燃機関）１では、吸気側傾斜面３４及び排気側傾斜面３５を含む隆起部３１がピストン５の頂面１０に設けられると共に、隆起部３１における点火プラグ２５に対応する位置にキャビティ４０が設けられ、タンブル流を生成可能な吸気ポート１５がシリンダヘッド４に設けられている。そして、吸気側傾斜面３４及び排気側傾斜面３５は、シリンダ２の中心軸２ａと直交する直交面と排気側傾斜面３５とのなす角度θ２が、前記直交面と排気弁２１の傘部底面２１ｃとのなす角度θ４よりも小さくなり、且つ、排気側傾斜面３５と排気弁２１の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ４－θ２）が、吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）よりも３度以上大きくなるように形成されている。

　この構成によれば、ピストン５の頂面１０に隆起部３１が設けられるので、この隆起部３１によって燃焼室８の容積が狭められ、幾何学的圧縮比を高めることができる。また、隆起部３１における点火プラグ２５に対応する位置にキャビティ４０が設けられるので、ピストン５と火炎との干渉を遅らせることができ、火炎伝播性を高めることができる。

　また、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２が相対的に小さくされるので、高圧縮比を実現するのに十分な隆起部３１の体積を確保しながら、当該隆起部３１によるタンブル流の減速作用を軽減することができ、燃費性能を向上させることができる。

　すなわち、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２が排気弁２１の傘部底面２１ｃの傾斜角度θ４よりも小さい上に、両者の傾斜角度差（θ４－θ２）が、吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）よりも３度以上大きい、言い換えると、（ｉ）θ２＜θ４という関係と、（ｉｉ）［（θ４－θ２）－（θ３－θ１）］＞３という関係との双方が成立するので、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２を、排気弁２１の傘部底面２１ｃの傾斜角度θ４に対し十分に小さくすることができる。排気側傾斜面３５は、タンブル流がピストン５の頂面１０に沿って排気側から吸気側へと流れる際に当該タンブル流が接触する面であるから、この排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２が小さいことは、隆起部３１によってタンブル流が減速（阻害）される作用を軽減することにつながる。これにより、タンブル流が高速に維持されるので、タンブル流の崩壊により生じる乱流のエネルギを増大させることができる。増大した乱流のエネルギは混合気の燃焼を促進させるので、燃焼期間を短縮して燃費性能を向上させることができる。

　また、吸気側傾斜面３４及び排気側傾斜面３５は、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２が吸気側傾斜面３４の傾斜角度θ１よりも小さくなるように形成される。この構成によれば、排気側傾斜面３５の傾斜角度を吸気側傾斜面３４の傾斜角度とほぼ等しくした場合に比して、隆起部３１によるタンブル流の減速作用、つまりピストン５の頂面１０に沿って排気側から吸気側に流れるタンブル流（図６の矢印Ｆ１０参照）を減速させる作用が軽減される。これにより、乱流エネルギを増大させて燃費性能をさらに向上させることができる。

　本発明は、例示された実施の形態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において、種々の改良及び設計上の変更が可能である。

　隆起部３１の排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２を種々変更したピストン５を備えた複数種のエンジン１（以下、テスト用エンジンという）を実際に用意し、このテスト用エンジンの性能を調べる実機評価を実施した。具体的には、テスト用エンジンとして、隆起部３１の体積を同等に維持しつつ排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２を種々変更することにより、排気側傾斜面３５と排気弁２１の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ４－θ２）と吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）との差を種々変更したピストン５を備えた複数種のエンジン１を用意し、このテスト用エンジンを同一の運転条件（スロットル全開、エンジン回転数２０００ｒｐｍ）で運転し、その運転中の燃焼期間を解析した。なお、燃焼期間は、点火時期から、発生する総熱量の半分が発生した時期までのクランク角度と定義した。

　図１１は、上記実機評価によって得られたグラフであり、隆起部３１の排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２と燃焼期間との関係を示している。

　吸・排気弁２０，２１の傘部底面２０ｃ，２１ｃ、吸気側傾斜面３４、及び排気側傾斜面３５の各傾斜角度がほぼ等しく設定された従来のピストンを備えたエンジンを従来例とし、排気側傾斜面３５と排気弁２１の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ４－θ２）が吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）よりも３度以上大きくなる本実施形態に係るエンジンを実施例とする。

　具体的に、図１１では、従来例として、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２及び排気弁２１の傘部底面２１ｃの傾斜角度θ４がそれぞれ２２度に設定され、且つ、吸気側傾斜面３４の傾斜角度θ１及び吸気弁２０の傘部底面２０ｃの傾斜角度θ３がそれぞれ２３度に設定されたピストン、言い換えると、排気側傾斜面３５と排気弁２１の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ４－θ２）と吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）との差が０度に設定されたピストンを備えたエンジンを用意した。

　一方、実施例としては、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２が１５．１度に、排気弁２１の傘部底面２１ｃの傾斜角度θ４が２２度に、吸気側傾斜面３４の傾斜角度θ１及び吸気弁２０の傘部底面２０ｃの傾斜角度θ３がそれぞれ２３度に設定されたピストン、言い換えると、排気側傾斜面３５と排気弁２１の傘部底面２１ｃとの傾斜角度差（θ４－θ２）と吸気側傾斜面３４と吸気弁２０の傘部底面２０ｃとの傾斜角度差（θ３－θ１）との差が６．９度に設定されたピストンを備えたエンジンを用意した。

　そして、従来例のエンジンを運転、評価することによって得られた結果を白四角のプロットで表示すると共に、実施例のエンジンを運転、評価することによって得られた結果を黒四角のプロットで表示することにより、図１１のグラフを得た。また、図１１では、従来例及び実施例の各プロットに基づいて、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２と燃焼期間との関係を示すラインＺを併せて表示している。

　図１１のラインＺに示すように、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２が小さくなるにつれて、燃焼期間は短くなる。また、当該傾斜角度θ２が１９度付近まで低下すると、傾斜角度θ２が２２度である従来例のエンジンに比べて、燃焼期間が少なくとも１０％は短くなっている。従って、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２を１９度以下（図１１の破線参照）に設定することにより、言い換えると、排気弁２１の傘部底面２１ｃの傾斜角度θ４（２２度）に対し排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２を３度以上小さくすることにより、タンブル流の減速作用を軽減して乱流エネルギを効果的に増大できる（それによって燃焼期間を短縮できる）ことが分かる。

　なお、吸気側傾斜面３４の傾斜角度θ１と吸気弁２０の傘部底面２０ｃの傾斜角度θ３との傾斜角度差（θ３－θ１）は０度であるから、上記のような角度設定は、排気側傾斜面３５の傾斜角度θ２と排気弁２１の傘部底面２１ｃの傾斜角度θ４との傾斜角度差（θ４－θ２）を、吸気側傾斜面３４の傾斜角度θ１と吸気弁２０の傘部底面２０ｃの傾斜角度θ３との傾斜角度差（θ３－θ１）に対して３度以上大きくすることを意味する。

　＜実施形態のまとめ＞
　前記実施形態をまとめると以下のとおりである。

　火花点火式内燃機関は、シリンダと、前記シリンダ内に往復動可能に配置されたピストンと、前記シリンダ上に配設されると共に前記シリンダの内周面及び前記ピストンの頂面と共にペントルーフ型の燃焼室を形成するシリンダヘッドと、前記燃焼室に臨むように前記シリンダヘッドに配設された点火プラグと、前記燃焼室の天井面に開口するように前記シリンダヘッドに形成された吸気ポート及び排気ポートと、前記吸気ポートを開閉するように前記シリンダヘッドに配設された吸気弁と、前記排気ポートを開閉するように前記シリンダヘッドに配設された排気弁とを備える。前記ピストンの頂面に隆起部が設けられ、当該隆起部は、前記燃焼室の吸気側の天井面及び前記吸気弁の傘部底面に沿って傾斜する吸気側傾斜面と、前記燃焼室の排気側の天井面及び前記排気弁の傘部底面に沿って傾斜する排気側傾斜面とを有する。前記隆起部における前記点火プラグに対応する位置には、下方に窪むキャビティが設けられる。前記吸気ポートは、前記燃焼室内にタンブル流を生成可能な形状を有する。前記吸気側傾斜面及び前記排気側傾斜面は、前記シリンダの中心軸と直交する直交面と前記排気側傾斜面とのなす角度が、前記直交面と前記排気弁の傘部底面とのなす角度よりも小さくなり、且つ、前記排気側傾斜面と前記排気弁の傘部底面との傾斜角度差が、前記吸気側傾斜面と前記吸気弁の傘部底面との傾斜角度差よりも３度以上大きくなるように形成される。

　この構成によれば、ピストンの頂面に隆起部が設けられるので、この隆起部によって燃焼室の容積が狭められ、幾何学的圧縮比を高めることができる。また、隆起部における点火プラグに対応する位置にキャビティが設けられるので、ピストンと火炎との干渉を遅らせることができ、火炎伝播性を高めることができる。

　また、排気側傾斜面の傾斜角度が相対的に小さくされるので、高圧縮比を実現するのに十分な隆起部の体積を確保しながら、当該隆起部によるタンブル流の減速作用を軽減することができ、燃費性能を向上させることができる。

　すなわち、排気側傾斜面の傾斜角度が排気弁の傘部底面の傾斜角度よりも小さい上に、両者の傾斜角度差が、吸気側傾斜面と吸気弁の傘部底面との傾斜角度差よりも３度以上大きいので、排気側傾斜面の傾斜角度を、排気弁の傘部底面の傾斜角度に対し十分に小さくすることができる。排気側傾斜面は、タンブル流がピストンの頂面に沿って排気側から吸気側へと流れる際に当該タンブル流が接触する面であるから、この排気側傾斜面の傾斜角度が小さいことは、隆起部によってタンブル流が減速（阻害）される作用を軽減することにつながる。これにより、タンブル流が高速に維持されるので、タンブル流の崩壊により生じる乱流のエネルギを増大させることができる。増大した乱流のエネルギは混合気の燃焼を促進させるので、燃焼期間を短縮して燃費性能を向上させることができる。

　好ましくは、前記吸気側傾斜面及び前記排気側傾斜面は、前記排気側傾斜面の傾斜角度が前記吸気側傾斜面の傾斜角度よりも小さくなるように形成される。

　この構成によれば、排気側傾斜面の傾斜角度を吸気側傾斜面の傾斜角度とほぼ等しくした場合に比して、隆起部によるタンブル流の減速作用、つまりピストンの頂面に沿って排気側から吸気側に流れるタンブル流を減速させる作用が軽減される。これにより、乱流エネルギを増大させて燃費性能をさらに向上させることができる。

　以上のような効果につながる前記各構成は、シリンダの幾何学的圧縮比を高めることを可能にする。このため、シリンダの幾何学圧縮比は、例えば１２以上に設定することが可能である。

　以上のように、本発明によれば、ピストンの頂面に隆起部が設けられると共に隆起部における点火プラグに対応する位置にキャビティが設けられた火花点火式内燃機関において、隆起部によるタンブル流の減速作用を軽減して燃費性能の向上を図ることが可能となるから、この種の火花点火式内燃機関を搭載する車両などの製造技術分野において好適に利用される可能性がある。

Claims

　シリンダと、
　前記シリンダ内に往復動可能に配置されたピストンと、
　前記シリンダ上に配設されると共に前記シリンダの内周面及び前記ピストンの頂面と共にペントルーフ型の燃焼室を形成するシリンダヘッドと、
　前記燃焼室に臨むように前記シリンダヘッドに配設された点火プラグと、
　前記燃焼室の天井面に開口するように前記シリンダヘッドに形成された吸気ポート及び排気ポートと、
　前記吸気ポートを開閉するように前記シリンダヘッドに配設された吸気弁と、
　前記排気ポートを開閉するように前記シリンダヘッドに配設された排気弁とを備え、
　前記ピストンの頂面に隆起部が設けられ、
　前記隆起部は、前記燃焼室の吸気側の天井面及び前記吸気弁の傘部底面に沿って傾斜する吸気側傾斜面と、前記燃焼室の排気側の天井面及び前記排気弁の傘部底面に沿って傾斜する排気側傾斜面とを有し、
　前記隆起部における前記点火プラグに対応する位置に、下方に窪むキャビティが設けられ、
　前記吸気ポートは、前記燃焼室内にタンブル流を生成可能な形状を有し、
　前記吸気側傾斜面及び前記排気側傾斜面は、前記シリンダの中心軸と直交する直交面と前記排気側傾斜面とのなす角度が、前記直交面と前記排気弁の傘部底面とのなす角度よりも小さくなり、且つ、前記排気側傾斜面と前記排気弁の傘部底面との傾斜角度差が、前記吸気側傾斜面と前記吸気弁の傘部底面との傾斜角度差よりも３度以上大きくなるように形成されている、
火花点火式内燃機関。
　前記吸気側傾斜面及び前記排気側傾斜面は、前記排気側傾斜面の傾斜角度が前記吸気側傾斜面の傾斜角度よりも小さくなるように形成されている、
請求項１に記載の火花点火式内燃機関。
　前記シリンダの幾何学的圧縮比が１２以上である、
請求項１または２に記載の火花点火式内燃機関。