火花点火式エンジン
【課題】 燃焼速度の増大が耐ノッキング性能の向上に大きく貢献する火花点火式エンジンを提供し、またそれによって実用上有効に圧縮比を高めることができる火花点火式エンジンを提供することを目的とする。
【解決手段】 燃焼室１４と、燃焼速度を強制的に変動させ得る燃焼速度制御手段６０とを備え、燃焼室１４の形状は、前期主燃焼期間においては熱発生率の増加率を一時的に緩慢にして燃焼質量割合の増大速度を相対的に低下させるように形成されるとともに、後期主燃焼期間においては前期主燃焼期間よりも燃焼質量割合の増大速度を相対的に高めるように形成され、燃焼速度制御手段６０は、エンジンの低速運転領域においては強制的に燃焼速度を増大させる燃焼速度増大制御を実行するとともに、エンジンの高速運転領域においては燃焼速度増大制御を停止するように構成する。
【解決手段】 燃焼室１４と、燃焼速度を強制的に変動させ得る燃焼速度制御手段６０とを備え、燃焼室１４の形状は、前期主燃焼期間においては熱発生率の増加率を一時的に緩慢にして燃焼質量割合の増大速度を相対的に低下させるように形成されるとともに、後期主燃焼期間においては前期主燃焼期間よりも燃焼質量割合の増大速度を相対的に高めるように形成され、燃焼速度制御手段６０は、エンジンの低速運転領域においては強制的に燃焼速度を増大させる燃焼速度増大制御を実行するとともに、エンジンの高速運転領域においては燃焼速度増大制御を停止するように構成する。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、火花点火式エンジンに関し、より詳しくは、燃焼速度を強制的に変動させ得る燃焼速度制御手段を備えたエンジンに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
近年、経済面のみならず、地球の温暖化防止という環境面においてもエンジンの燃費向上要求が一段と高まりつつある。火花点火式エンジンにおいて燃費を向上するには燃焼効率を高めれば良く、その有力な手段として圧縮比の増大が挙げられる。
【０００３】
圧縮比を高めるには、シリンダー容積に対して燃焼室容積を小さくすれば良い。そのような高圧縮比化に好適な燃焼室構造として、たとえばペントルーフ型の燃焼室構造が多く用いられている。この燃焼室構造は、吸気側の天井壁と排気側の天井壁とが屋根形をなすように形成されたものであって、比較的大きな吸排気バルブ径を確保しつつ、燃焼室容積を小さくすることができるという特徴がある。またスワール（ピストン摺動軸まわりの旋回流。横渦。）、タンブル（ピストン摺動軸に平行な面内の旋回流。縦渦。）、或いはスキッシュ（ピストン上昇時にピストンボア周縁部から中央部に押し出すような流れ）といった筒内流動を生成するうえでも有利な構造である。
【０００４】
例えば特許文献１乃至３には、各種の筒内流動を生成させて燃焼効率向上を図った燃焼室の構造が示されているが、その図示された断面構造から、何れもペントルーフ型燃焼室であると解される。
【０００５】
また特許文献４および５には、強いタンブルを生成させ得る吸気ポートの構造が開示されている。
【特許文献１】特開平０８−２５４１２６号公報
【特許文献２】特開平０８−０４９５４６号公報
【特許文献３】特開２００３−１８４５５９号公報
【特許文献４】特開平０３−０２３３１４号公報
【特許文献５】特開平０６−０１０６８０号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、上記のように燃焼室構造を工夫する等して高圧縮比を実現したとしても、それで直ちに実用上有効な燃焼を行わせることができるとは限らない。良く知られているように、圧縮比を高めるとノッキングやデトネーション等の異常燃焼（以下ノッキング等という）が起こり易くなるからである。つまり実用上は、ノッキング等の発生しない範囲でしか圧縮比を高めることができない。
【０００７】
しかしそれは、ノッキング等の発生を抑制することができれば、つまり耐ノッキング性能を向上させることができれば、より圧縮比を高めることができることをも意味する。
【０００８】
耐ノッキング性能を向上させるには、燃焼速度を増大させることが有効であることが知られている。ノッキングは、火炎面（火炎伝播の最前線）が到達する前に未到達部分の未燃燃料（エンドガス）が自着火を起こすことが主原因であるから、燃焼速度を高めてエンドガスが自着火を起こす前に燃焼室全体に火炎面を到達させるようにすればノッキングが起こり難くなるのである。
【０００９】
燃焼速度を増大させるには、複数の点火プラグを用いて同時多点点火を行ったり、吸気にスワールやタンブルを生成させて筒内流動性を高めたりする等の方法が知られている。しかし実際のエンジンにおいて、これらの方法を用いて燃焼速度を増大させても、必ずしも充分な耐ノッキング性能向上効果が得られるとは言えないのが実情であった。
【００１０】
本発明は、上記のような事情に鑑み、燃焼速度の増大が耐ノッキング性能の向上に大きく貢献する火花点火式エンジンを提供し、またそれによって実用上有効に圧縮比を高めることができる火花点火式エンジンを提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
本願発明者は、燃焼速度を増大させても耐ノッキング性能の向上効果が限定的である事象について探求し、耐ノッキング性能を効果的に向上させるためには、単に燃焼速度だけではなく、燃焼速度と燃焼形態との組み合わせを考慮する必要があることを見出した。ここでいう燃焼形態とは、１回の燃焼中における燃焼速度の変化の態様を指す。
【００１２】
すなわち、単に燃焼速度を増大させただけでは、燃焼形態が、耐ノッキング性能を低下させる方向に変化することがもあり、これが燃焼速度増大による耐ノッキング性能向上効果を目減りさせてしまうのである。
【００１３】
以上のような研究に基づいてなされた請求項１の発明は、シリンダヘッド下面とピストン頂面との間に形成され、上記シリンダヘッド下面を天井壁とする燃焼室と、燃焼速度を強制的に変動させ得る燃焼速度制御手段とを備え、上記燃焼室の形状は、燃焼質量割合が１０乃至９０％の期間である主燃焼期間のうち、燃焼質量割合が１０乃至５０％である前期主燃焼期間においては熱発生率の増加率を一時的に緩慢にして燃焼質量割合の増大速度を相対的に低下させるように形成されるとともに、燃焼質量割合が５０乃至９０％である後期主燃焼期間においては上記前期主燃焼期間よりも燃焼質量割合の増大速度を相対的に高めるように形成され、上記燃焼速度制御手段は、エンジンの低速運転領域においては強制的に燃焼速度を増大させる燃焼速度増大制御を実行するとともに、エンジンの高速運転領域においては上記燃焼速度増大制御を停止することを特徴とする火花点火式エンジンである。
【００１４】
また請求項２の発明は、請求項１記載の火花点火式エンジンにおいて、シリンダボア径方向中央部から上記燃焼室内に先端が臨設された第１点火プラグを備え、上記燃焼室は、ピストンが上死点にある状態で、上記燃焼室内空間の主要部が、少なくとも上記第１点火プラグ周辺を含む第１燃焼空間と、シリンダボア周縁部の第２燃焼空間とによって形成され、少なくとも上記第１点火プラグ周辺からシリンダボア周縁にかけての途中位置に、上記第１燃焼空間と上記第２燃焼空間とを絞りつつ連通する小間隙部が形成されていることを特徴とする。
【００１５】
また請求項３の発明は、請求項２記載の火花点火式エンジンにおいて、上記燃焼速度制御手段は、シリンダボア周縁部における上記天井壁から上記燃焼室内に先端が臨設された第２点火プラグを含み、該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時には、上記第２点火プラグを上記第１点火プラグと略同時に点火させ、上記燃焼速度増大制御の停止時には、上記第２点火プラグの点火を実質的に停止させることを特徴とする。
【００１６】
ここで、第２点火プラグの点火を実質的に停止させるとは、単に第２点火プラグを点火させないものだけでなく、実質的に燃焼に関与しないようなタイミングまで遅らせて点火させるものも含む。
【００１７】
また請求項４の発明は、請求項３記載の火花点火式エンジンにおいて、上記燃焼室は、互いに逆方向に傾斜する吸気側天井壁と排気側天井壁とが屋根形をなすペントルーフ型であり、上記小間隙部は、上記ピストンが上死点にある状態で、上記吸気側天井壁と上記排気側天井壁の少なくとも一方の傾斜部途中とピストン頂部との間隙を部分的に狭くすることによって形成され、上記第２点火プラグは、上記ペントルーフの稜線部分に臨設されていることを特徴とする。
【００１８】
また請求項５の発明は、請求項１乃至４記載の火花点火式エンジンにおいて、上記燃焼速度制御手段は、吸気の筒内流動性を増大させる流動性増大手段を含み、該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりも吸気の筒内流動性が増大する方向に上記流動性増大手段を制御することを特徴とする。
【００１９】
また請求項６の発明は、請求項５記載の火花点火式エンジンにおいて、上記流動性増大手段は、吸気にスワールを生成させるスワール生成手段であり、該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりもスワールが強くなる方向に上記スワール生成手段を制御することを特徴とする。
【００２０】
また請求項７の発明は、請求項３記載の火花点火式エンジンにおいて、上記燃焼室は、互いに逆方向に傾斜する吸気側天井壁と排気側天井壁とが屋根形をなすペントルーフ型であり、上記吸気側天井壁に開口する２個の吸気ポートを備え、上記第２点火プラグは、上記２個の吸気ポートの間に臨設され、上記小間隙部は、上記ピストンが上死点にある状態で、上記吸気側天井壁と上記排気側天井壁の少なくとも一方の傾斜部途中とピストン頂部との間隙を部分的に狭くすることによって形成され、上記燃焼速度制御手段は、吸気にタンブルを生成させるタンブル生成手段を含み、該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりもタンブルが強くなる方向に上記タンブル生成手段を制御することを特徴とする。
【発明の効果】
【００２１】
請求項１の発明によると、以下説明するように、低速運転領域においては燃焼速度増大制御と後期重心型燃焼（詳細は後述する）との相乗効果によって、特に低速高負荷の運転領域で問題となるノッキングを効果的に抑制することができる。そして高速運転領域においては燃焼速度増大制御の停止と後期重心型燃焼とによって、騒音の増大やデトネーションと呼ばれる異常燃焼を抑制しつつ、ノッキングの抑制も図ることができる。
【００２２】
このようにエンジンの運転領域に応じて適切かつ効果的に耐ノッキング性能を向上させることができる。或いは、耐ノッキング性能を悪化させることなく圧縮比を高め、燃費を向上させることができる。本願発明者は、本発明によって、耐ノッキング性能を悪化させることなく圧縮比を従来比で０．５以上高めることができることを確認している。
【００２３】
ここで、後期重心型燃焼について説明する。後期重心型燃焼とは、端的に言えば、燃焼前期の燃焼速度が比較的低く、燃焼後期の燃焼速度が比較的高い燃焼形態である。ここで燃焼前期とは、燃焼質量割合が１０乃至９０％の期間である主燃焼期間のうち、燃焼質量割合が１０乃至５０％である前期主燃焼期間を指す。同様に燃焼後期とは、主燃焼期間のうち、燃焼質量割合が５０乃至９０％である後期主燃焼期間を指す。
【００２４】
後期重心型燃焼を行わせると、前期主燃焼期間では比較的低速で燃焼させることによって筒内圧力や温度の上昇が抑制され、未燃燃料の過早着火が効果的に抑制されるので、高い耐ノッキング性能を得ることができる。そして後期主燃焼期間では未燃燃料を高速燃焼させて速やかに燃焼を完了させることにより、燃え残りを核とする自着火を抑制することができ、やはり耐ノッキング性能を高めることができる。こうして燃焼全体としての主燃焼期間を殆ど延ばすことなく、効果的にノッキングを抑制することができるのである。このように後期重心型燃焼は、それ単独で耐ノッキング性能を高めることができる燃焼形態である。
【００２５】
本発明の構成によれば、後期重心型燃焼を行わせるとともに、低速運転領域において燃焼速度増大制御を実行し、燃焼速度を増大させている。これらは、それぞれ単独で耐ノッキング性能向上効果を奏するものであるから、これらを組み合わせることにより、より大きな耐ノッキング性能を得ることができる。
【００２６】
ところで、従来のエンジンで単に燃焼速度を増大させた場合、燃焼形態が後期重心型燃焼とは逆の方向に自然に変化し、これが燃焼速度増大による耐ノッキング性能向上効果を目減りさせてしまうことがある。
【００２７】
しかし本発明の構成によると、燃焼制御（ソフト系）によって変化しない燃焼室形状（ハード系）によって後期重心型燃焼を行わせているので、燃焼速度の影響を受けにくく、上記懸念がない。つまり燃焼速度の増大による耐ノッキング性能向上効果を最大限に引き出すことができるのである。
【００２８】
一方、高速高負荷の運転領域では、あまり燃焼速度を高めすぎると騒音が増大したりデトネーションと呼ばれる異常燃焼が起こったりする懸念がある。そこで本発明の構成によると、高速運転領域では燃焼速度増大制御を停止させるので、これらの現象を効果的に抑制することができる。なおこの場合でも後期重心型燃焼は安定的に行われるので、それによる耐ノッキング性能向上効果を得ることができる。
【００２９】
請求項２の発明によると、簡単な燃焼室形状によって、以下説明するように効果的で安定的な後期重心型燃焼を行わせることができる。
【００３０】
本発明の構成によれば、前期主燃焼期間では主として第１点火プラグ周辺の第１燃焼空間で燃焼が行われ、後期主燃焼期間では主としてシリンダボア周縁部の第２燃焼空間で燃焼が行われる。一般的に、燃焼は火炎伝播によって進行し、その火炎面は、未燃ガスを押し出すようにして、第１点火プラグの近傍に形成された各火炎核を中心として略球状に拡がって行く。
【００３１】
ところが本発明の構成では、第１点火プラグ周辺からシリンダボア周縁にかけての途中位置に、第１燃焼空間と第２燃焼空間とを絞りつつ連通する小間隙部が形成されている。火炎面に押し出された未燃ガスがこの小間隙部を通過する際、絞り作用の影響を受けて第１燃焼空間での燃焼の火炎伝播が抑制される。このため前期主燃焼期間における燃焼速度が比較的低く抑えられる。
【００３２】
そして火炎面が小間隙部を経て第２燃焼空間に達すると、もはや小間隙部による絞り作用の影響を受けないので、速やかに火炎伝播が進行する。つまり後期主燃焼期間における燃焼速度が比較的高くなる。
【００３３】
結局、全体として、前期主燃焼期間では比較的低速の燃焼が行われ、後期主燃焼期間では比較的高速の燃焼が行われるという、上述の後期重心型燃焼が行われることになるのである。
【００３４】
請求項３の発明によると、以下に述べるように、第２点火プラグを設けるだけで容易に燃焼速度増大制御を行うことができる。また第１点火プラグの実質的な点火有無を切り換えるだけで、容易に燃焼速度増大制御の実行有無を切り換えることができる。
【００３５】
上述したように、火炎面は点火プラグの電極近傍に形成された火炎核を中心に拡がって行くから、第１点火プラグと略同時に第２点火プラグでも点火させる（多点同時点火）ことにより、火炎面が燃焼室全体に到達するまでの時間が短縮される。つまり燃焼速度増大制御の実行状態となる。
【００３６】
ここで、第２点火プラグは、第１点火プラグからの火炎面の到達が遅い箇所、例えば第１点火プラグからできるだけ離れた位置に設けるのか効果的である。本発明では、第１点火プラグをシリンダボア径方向中央付近に設け、第２点火プラグを、それよりも可及的に遠いシリンダボア周縁部に設けているので、効果的に燃焼速度増大制御を実行することができる。
【００３７】
請求項４の発明によると、例えばピストン冠部に凸部を設ける等して、燃焼室の天井壁とピストン頂面との間を部分的に狭くするという簡単な構造で小間隙部を形成することができる。また、ペントルーフの稜線部分は、燃焼室内でも比較的広い箇所となるので、その部分に第２点火プラグを臨設することによりレイアウトが容易となる。
【００３８】
請求項５の発明によると、流動性増大手段によって吸気の筒内流動性が増大するので、火炎がその流れに乗ってより速く伝播し易くなる。つまり筒内流動性を増大させることは、単独で燃焼速度増大制御の実行状態となり、上記第２点火プラグを用いた多点同時点火と併用することにより、燃焼速度を一層増大させることができる。
【００３９】
請求項６の発明によると、燃焼速度増大制御の実行時において、圧縮行程後半までの保存性の高いスワールによって、効果的に筒内流動性を増大させることができる。なおこの場合、第２点火プラグのスワール直下流に吸気バルブが設けられるように配置すれば、比較的火炎伝播速度の遅い吸気側の燃焼がより促進されるので、燃焼速度の増大に効果的である。
【００４０】
請求項７の発明によると、流動性増大手段として比較的吸気抵抗の小さいタンブルを用いつつ吸気の筒内流動性を増大させることができる。そして比較的火炎伝播速度の遅い吸気側の燃焼が、吸気側から排気側に向かうタンブルに乗ってより促進されるので、燃焼速度の増大に効果的である。
【００４１】
また、第２点火プラグをペントルーフの吸気側天井壁に開口する２個の吸気ポートの間に臨設することにより、熱的に有利な配置とすることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００４２】
図１は本発明の第１実施形態に係る火花点火式エンジンの燃焼室構造を示す縦断面図である。また図２は、その主要部の拡大図である。さらに図３は、図１のIII−III線断面図である。
【００４３】
当実施形態の燃焼室１４はペントルーフ型であり、図１ないし図３は、ピストン１３が上死点にある状態を示している。燃焼室１４は、シリンダブロック５０のシリンダボア１２と、ピストン頂面４と、燃焼室１４に臨むシリンダヘッド１０の下面である天井壁１１とに囲まれた空間である。天井壁１１は、吸気側天井壁１１ａと排気側天井壁１１ｂとが屋根形をなすように形成されている。
【００４４】
吸気側天井壁１１ａには、これに開口する２箇所の吸気ポート２１が設けられており、各吸気ポート２１には所定の吸気タイミングで開く吸気バルブ１９が設けられている。また排気側天井壁１１ｂには、これに開口する２箇所の排気ポート２２が設けられており、各排気ポート２２には所定の排気タイミングで開く排気バルブ２０が設けられている。吸気バルブ１９および排気バルブ２０の、燃焼室１４に臨む面は、それぞれ吸気側天井壁１１ａおよび排気側天井壁１１ｂの一部を形成している。
【００４５】
吸気ポート２１および吸気バルブ１９は、詳しくはスワール生成吸気系２３（スワール生成手段）を構成している。スワール生成吸気系２３は、吸気の筒内流動性を増大させる流動性増大手段としての公知の一形態であり、強いスワール（ピストン摺動軸まわりの旋回流。横渦。）を起こさせる吸気系である。２箇所の吸気ポート２１のうち、一方の吸気ポート２１（プライマリ側）には図５（ｃ）に示すようなストレートポート２１ａと吸気バルブ１９ａが設けられ、他方の吸気ポート２１（セカンダリ側）には図５（ｂ）に示すハイフローポート２１ｂと吸気バルブ１９ｂが設けられている。ストレートポート２１ａは、ハイフローポート２１ｂに対し、比較的浅い角度（ピストン摺動軸に対して、より垂直に近い角度）で燃焼室１４に開口している。そして詳細な構造の説明は省略するが、ハイフローポート２１ｂの吸気バルブ１９ｂは、エンジンコントロールユニット（ＥＣＵ）６５の制御により、通常の開閉状態と閉じ切り乃至は小リフト量状態との切り換えがなされるように構成されている。
【００４６】
図３に示すように、燃焼室１４内に先端が臨設された２本の点火プラグ、すなわち第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａが設けられている。第１点火プラグ１５は、シリンダボア１２の径方向中央部に臨設されている。一方、第２点火プラグ１５ａは、シリンダボア１２の周縁部かつペントルーフの稜線部１１ｃ（ペントルーフ型の吸気側天井壁１１ａと排気側天井壁１１ｂとの合わせ部）のハイフローポート２１ｂに近い側（図５（ａ）参照）に臨設されている。ペントルーフ型の燃焼室１４は、構造上、稜線部１１ｃ付近における天井壁１１とピストン頂面４との間隙が比較的広くなっている。従って、第２点火プラグ１５ａを比較的容易にレイアウトすることができる。なお第２点火プラグ１５ａの先端は、後述する第２燃焼空間１４ｂに臨設されている。また第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａは、ＥＣＵ６５によって点火の有無を含む点火時期の制御がなされる。
【００４７】
図２に示すように、天井壁１１の周縁部である天井壁周縁部１１ｄは、シリンダブロック５０との合わせ面（詳しくは、シリンダヘッド１０とシリンダブロック５０との間に設けられた図略のヘッドガスケットとの合わせ面）よりもシリンダブロック５０から離間する側にオフセットして形成されている。
【００４８】
燃焼室１４は、ピストン１３が上死点にある状態で、燃焼室１４内空間の主要部が第１点火プラグ１５周辺の第１燃焼空間１４ａと、シリンダボア１２周縁部の第２燃焼空間１４ｂとによって形成されている。そして第１燃焼空間１４ａと第２燃焼空間１４ｂとは、ピストン頂面４と天井壁１１との間隙が狭められた小間隙部５を介して連通されている。
【００４９】
ここで、ピストン１３の形状、特に冠部の形状について説明する。図４はピストン１３の斜視図である。以下の説明で、ピストン１３の上下方向は図示状態での上下方向とする。つまり組立状態で天井壁１１に近い方を上とする。
【００５０】
ピストン冠部１３ａには、ピストン１３の外周と略同心円の環状をなして上方に突出する凸部６が設けられている。そして凸部６の内周側および外周側には、凸部６に対して相対的に没入した凹部が形成されている。すなわち凸部６の内周側には中央側凹部７、外周側には周縁側凹部８が形成されている。
【００５１】
凸部６の詳細形状は、所定の高さ及び幅をもって上方に突出する環状体の、吸気側および排気側を、それぞれ内周側上方から外周側下方に向けて平斜面で削ぎ落としたような形状となっている。その削ぎ落としの切り口に相当する各面が吸気側凸部頂面９ａおよび排気側凸部頂面９ｂを形成している。
【００５２】
図４には、図２に示す断面位置での凸部６の断面をそれぞれ吸気側凸部断面６ａおよび排気側凸部断面６ｂで示している。これらを比較しても明らかなように、凸部６は吸気側が排気側よりも大きく削ぎ落とされたような形状となっている。従って、ピストン冠部１３ａの中心から、図２の左右方向に同一距離離反した位置で比較すると、排気側凸部頂面９ｂの高さは吸気側凸部頂面９ａの高さより高くなっている。
【００５３】
凸部６の上端面である凸部頂面９の、吸気側凸部頂面９ａ或いは排気側凸部頂面９ｂ以外の部分は、略水平で平坦な凸部平坦頂面９ｃとなっている。凸部平坦頂面９ｃの平均半径はピストン１３の平均半径の半分よりもやや大きくなっている。
【００５４】
中央側凹部７は、凸部６の内周側で、凸部６に対して相対的に没入した部分である。中央側凹部７は、中央の平坦部まで緩やかに湾曲した椀状の壁面を有している。
【００５５】
周縁側凹部８は、凸部６の外周側で、凸部６に対して相対的に没入した部分である。周縁側凹部８は略水平な円環形状となっている。
【００５６】
次に、図２を参照して再び燃焼室１４の詳細構造について説明する。第１燃焼空間１４ａは、ピストン１３の中央側凹部７と天井壁１１との間に形成されている。また第２燃焼空間１４ｂは、ピストン１３の周縁側凹部８と天井壁１１（詳しくは天井壁周縁部１１ｄ）との間に環状に形成されている。
【００５７】
上述のように、天井壁周縁部１１ｄが、シリンダヘッド１０とシリンダブロック５０との合わせ面よりもシリンダブロック５０から離間する側にオフセットして形成されているので、可及的に大きな第２燃焼空間１４ｂの容積が確保されている。
【００５８】
そして第１燃焼空間１４ａと第２燃焼空間１４ｂとを連通する小間隙部５は、ピストン１３の凸部頂面９と天井壁１１との間に環状に形成されている。上述のように、凸部平坦頂面９ｃの平均半径がピストン１３の平均半径の半分よりもやや大きいので、小間隙部５は、シリンダボア１２の径方向における、点火プラグ１５からシリンダボア周縁との中間点よりもシリンダボア周縁寄りに形成されている。その最適位置は、エンジンの特性等によって異なるが、概ね点火プラグ１５からシリンダボア周縁までの距離の６０〜８５％の範囲内にある。
【００５９】
小間隙部５は、詳細には小間隙部５ａ、最小間隙部５ｂ、小間隙部５ｃおよび小間隙部５ｄ（図３参照）からなる。
【００６０】
小間隙部５ａは、ピストン１３の吸気側凸部頂面９ａと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。最小間隙部５ｂは、ピストン１３の排気側凸部頂面９ｂと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。上述のように排気側凸部頂面９ｂが吸気側凸部頂面９ａより高い位置にある（比較のため、図２の吸気側凸部頂面９ａ近傍に、排気側凸部頂面９ｂに対応する形状を二点差線で示す）ので、最小間隙部５ｂは小間隙部５ａより狭い。また最小間隙部５ｂは他の小間隙部５ｃや小間隙部５ｄよりも狭く、小間隙部５のなかで最小の間隙となっている。
【００６１】
小間隙部５ｃは、ピストン１３の凸部平坦頂面９ｃと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。小間隙部５ｃは、天井壁１１が低い箇所ほど狭く、天井壁１１が高くなるほど、つまり稜線部１１ｃ（図３参照）に近づくほど広くなる。小間隙部５ｄは、その稜線部１１ｃと凸部平坦頂面９ｃとの間隙であって、小間隙部５のうちで最も広い間隙となっている。
【００６２】
次に、当実施形態の火花点火式エンジンの動作について説明する。
【００６３】
まずエンジン回転速度が所定の低速運転領域（例えばエンジン回転速度Ｎｅ＜４５００ｒｐｍ）にあるときについて説明する。この領域では、特に高負荷のときにノッキングが発生し易い。そこで当実施形態では、燃焼速度増大制御を実行するとともに後期重心型燃焼を行わせることによって耐ノッキング性能を効果的に向上させている。
【００６４】
当実施形態の燃焼速度増大制御は、多点同時点火とスワールの生成とによってなされる。従って、燃焼速度増大制御を実行するための燃焼速度制御手段６０は、主として第２点火プラグ１５ａ、スワール生成吸気系２３、および第２点火プラグ１５ａの点火とハイフローポート２１ｂの吸気バルブ１９ｂの動作切り換えを制御するＥＣＵ６５によって構成される。
【００６５】
エンジンの動作を各行程順に説明すると、まず吸気行程において吸気バルブ１９が開くとともに、ピストン１３が降下する。それに伴って吸気ポート２１から燃焼室１４内に混合気が負圧吸引される。その際、ハイフローポート２１ｂの吸気バルブ１９ｂは、ＥＣＵ６５によって閉じ切り乃至は低リフト量状態となる側に切り換えられている。図５（ａ）は、燃焼室１４内をピストン１３側から見た平面図であるが、吸気バルブ１９ｂが上記のように制御されることにより、吸気に強いスワール７５（横渦。図では模式的に示している）が生成されている。スワール７５は、図示の状態で右回り、すなわち第２点火プラグ１５ａの直下流に吸気ポート２１が位置する方向に旋回する。そのスワールは、圧縮行程後期まで多くが保存される。この保存性の高さが、タンブル等の他の筒内流動に対する利点となっている。
【００６６】
続く圧縮行程では、ピストン１３が上昇する。それに伴って、燃焼室１４内の混合気が圧縮され、温度と圧力が上昇する。圧縮行程の終盤、つまりピストン１３が図２に示す上死点付近まで上昇したとき、第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａの各電極から略同時に火花が飛ばされる。その各火花によって各電極付近の混合気が着火し、火炎核が形成される。
【００６７】
続く膨張行程では、火炎核の火炎面が略球状に拡がりながら燃焼が進行する。図５（ａ）に、その様子を模式的に二点鎖線の火炎伝播等時線７０ａで示している。火炎伝播等時線７０ａは、その間隔が粗であるほど火炎伝播速度が大きいことを示す。図５（ａ）には、説明を簡潔にするためにスワール７５の効果および後述する後期重心型燃焼の効果を考慮しない場合の火炎伝播等時線７０ａを示している。火炎伝播等時線７０ａから明らかなように、互いに離れた位置に設けられた第１点火プラグ１５と第２点火プラグ１５ａの各電極付近から略同時に火炎伝播が開始するので、第１点火プラグ１５のみを点火させた場合に比べて全体の燃焼期間が短縮される。つまり燃焼速度が増大する。
【００６８】
また火炎伝播速度は、筒内の混合気の流れに乗ることによっても増大する。当実施形態では、強いスワール７５によって混合気の流動性が高められ、火炎伝播速度が増大することによって一層の燃焼速度増大が図られている。
【００６９】
また火炎伝播等時線７０ａを詳細に見ると、吸気側が排気側に比べて密になっている。これは排気側へ向かう火炎伝播速度よりも吸気側へ向かう火炎伝播速度の方が低速であることを示している。比較的低温の吸気側では、排気側に比べ、燃焼の反応速度が遅いためである。ここで、第２点火プラグ１５ａと吸気ポート２１、およびスワール７５の向きに着目すると、第２点火プラグ１５ａのスワール直下流に吸気ポート２１が設けられているので、第２点火プラグ１５ａからの火炎がスワール７５に乗って吸気側に速やかに伝播される。したがって、遅れがちな吸気側への火炎伝播が促進され、より効果的な燃焼速度の増大を図ることができる。
【００７０】
こうして燃焼速度を増大させることにより、耐ノッキング性能が向上する。ノッキングは、火炎面が到達する前に未到達部分の未燃燃料（エンドガス）が自着火を起こすことが主原因であるから、燃焼速度を高めてエンドガスが自着火を起こす前に燃焼室１４全体に火炎面を到達させるようにすればノッキングが起こり難くなるのである。
【００７１】
なお膨張行程においては、燃焼速度増大制御と併行して後期重心型燃焼も行われるが、その詳細については後述する。
【００７２】
この膨張行程での燃焼によって急速に高められた筒内圧力によってピストン１３が押し下げられる。ピストン１３を押し下げる力が図外のコンロッド等を介して図外の出力軸（クランクシャフト）の回転駆動力となる。
【００７３】
続く排気行程では排気バルブ２０が開くとともにピストン１３が上昇に転じる。ピストン１３の上昇によって既燃ガス（排ガス）が排気ポート２２から押し出され、排出される。
【００７４】
以上の吸気、圧縮、膨張および排気からなる４行程を繰り返すことによってエンジンが連続運転される（４サイクルエンジン）。また多気筒エンジンの場合は、気筒ごとに上記の各行程をずらした設定とすることにより、より滑らかで振動や騒音の少ないエンジンとすることができる。
【００７５】
次に、後期重心型燃焼について説明する。後期重心型燃焼は、端的に表現すれば前期主燃焼期間での燃焼速度が比較的低く、後期主燃焼期間での燃焼速度が比較的高い燃焼形態である。当実施形態では、燃焼室構造を工夫することによって効果的かつ安定的に後期重心型燃焼を行わせている。
【００７６】
後期重心型燃焼について、燃焼室構造と関連付けながら説明する。火炎面は未燃ガスを押し出すようにして拡がって行くが、第１燃焼空間１４ａの外側には小間隙部５が設けられている。従って、火炎面に押し出された未燃ガスが小間隙部５を通過する際、一種の絞り作用を受ける。その影響を受けて火炎伝播が抑制される。このため第１燃焼空間１４ａにおける燃焼速度が比較的低く抑えられる。
【００７７】
そして火炎面が小間隙部５を経て第２燃焼空間１４ｂに達すると、もはや小間隙部５による絞り作用の影響を受けないので、速やかに火炎伝播が進行する。つまり第２燃焼空間１４ｂにおける燃焼速度が比較的高くなる。
【００７８】
こうして、主として第１燃焼空間１４ａでの前期主燃焼期間には比較的低速の燃焼が行われ、主として第２燃焼空間１４ｂでの後期主燃焼期間には比較的高速の燃焼が行われるという、後期重心型燃焼が行われることになる。
【００７９】
ところで、上述したように、排気側への火炎伝播速度は吸気側への火炎伝播速度よりも高い。当実施形態では、最小間隙部５ｂによって、排気側へのガス流を他よりも強く絞っているので、高くなりがちな排気側への火炎伝播速度が比較的強く抑制される。こうすることにより、全体的にはより均等な火炎伝播速度を得ることができ、円滑な燃焼を図ることができる。また火炎面の第１燃焼空間１４ａから第２燃焼空間１４ｂへの移行を、より均等に行わせることができる。
【００８０】
図６は、当実施形態の後期重心型燃焼における燃焼特性を示す特性図である。但しこの特性図は、第１点火プラグ１５のみを点火させた場合のものである。横軸にクランク角（°ＣＡ）、縦軸に燃焼質量割合（％）を示す。燃焼質量割合とは、燃焼した燃料の質量全体を１００％とし（無次元化）、当該クランク角時点までに燃焼した燃料の積算値を示したものである。
【００８１】
図示のように、燃焼質量割合が１０％未満の領域を初期燃焼領域８１といい、その期間を初期燃焼期間θ０という。また燃焼質量割合が１０％以上９０％未満の領域を主燃焼領域８０という。主燃焼領域８０は５０％を境にして前期と後期に分けられ、燃焼質量割合が１０％以上５０％未満の領域を前期主燃焼領域８０ａといい、５０％以上９０％未満の領域を後期主燃焼領域８０ｂという。そして前期主燃焼領域８０ａの期間を前期主燃焼期間θ１といい、後期主燃焼領域８０ｂの期間を後期主燃焼期間θ２という。
【００８２】
図６には、当実施形態の燃焼特性Ｔ１を示すとともに、比較のために従来の一般的な燃焼特性Ｔ１’を併記している。なお図６は、エンジン回転速度が１５００ｒｐｍで、高負荷運転状態での燃焼特性を示す。
【００８３】
当実施形態の燃焼特性Ｔ１では、初期燃焼期間θ０は点火時期〜約３°ＣＡ、前期主燃焼期間θ１は約３〜約１３°ＣＡ、後期主燃焼期間θ２は約１３〜約２０°ＣＡとなっている。一方、従来の燃焼特性Ｔ１’では、初期燃焼期間θ０’は点火時期〜約４°ＣＡ、前期主燃焼期間θ１’は約４〜約１３°ＣＡ、後期主燃焼期間θ２’は約１３〜約２１°ＣＡとなっている。
【００８４】
つまり当実施形態の燃焼特性Ｔ１は、従来の燃焼特性Ｔ１’に比べ、初期燃焼期間θ０が約１°ＣＡ短縮され、前期主燃焼期間θ１が約１°ＣＡ延ばされ、後期主燃焼期間θ２が約１°ＣＡ短縮されている。これは、主として第１燃焼空間１４ａで燃焼が行われる前期主燃焼期間θ１では燃焼速度が相対的に低く、主として第２燃焼空間１４ｂで燃焼が行われる後期主燃焼期間θ２では燃焼速度が相対的に高くなっていることを示している。つまり後期重心型燃焼となっていることがわかる。
【００８５】
また初期燃焼期間θ０及び前期主燃焼期間θ１での燃焼は、ともに主として第１燃焼空間１４ａでの燃焼であるが、初期燃焼期間θ０はむしろ短縮されている。これは、小間隙部５（特に最小間隙部５ｂ）が、第１点火プラグ１５に近すぎない適所（詳しくは第１点火プラグ１５からシリンダボア周縁までの距離の６０〜８５％の範囲内の適所）に設けられていることによって、小間隙部５による絞り作用の影響が初期燃焼期間θ０にまでは及んでいないことを示している。
【００８６】
図７は、図６に示す燃焼特性を別の視点から表した特性図である。横軸にクランク角（°ＣＡ）、縦軸に熱発生率（％）を示す。ここで熱発生率とは、図６の熱発生割合の微分値であり、燃焼による全体の熱発生量を１００％とし（無次元化）、当該クランク角時点における熱発生量の割合を示したものである。
【００８７】
図７には、当実施形態の燃焼特性Ｔ２を示すとともに、比較のために従来の一般的な燃焼特性Ｔ２’を併記している。特性Ｔ２’と比較して、特性Ｔ２の顕著な特徴として、前期主燃焼期間θ１において傾きの緩やかな棚部Ｔ２ａを有している点、および後期主燃焼期間θ２において最大熱発生率の極大値が大きくなっている点である。この二点が後期重心型燃焼を特徴付けるものとなっている。
【００８８】
棚部Ｔ２ａについて説明すると、これは、初期燃焼期間θ０から前期主燃焼期間θ１に移行後、熱発生率の増大率が一時的に低下していることを示している。これは小間隙部５による絞り効果によって、前期主燃焼期間θ１での燃焼速度が比較的低くなったからであると考えられる。
【００８９】
その後、後期主燃焼期間θ２において最大熱発生率の極大値が大きくなっている点については、比較的多く残留した未燃燃料が、充分な容積が確保された第２燃焼空間１４ｂで高速で燃焼したためであると考えられる。
【００９０】
上記説明したような後期重心型燃焼を行わせると、前期主燃焼期間では低速で燃焼させることによって筒内圧力や温度の上昇が抑制され、未燃燃料の過早着火が効果的に抑制されるので、高い耐ノッキング性能を得ることができる。そして後期主燃焼期間では未燃燃料を高速燃焼させて速やかに燃焼を完了させることにより、燃え残りを核とする自着火を抑制することができ、やはり耐ノッキング性能を高めることができる。こうして燃焼全体としての主燃焼期間を殆ど延ばすことなく、効果的にノッキングを抑制することができる。
【００９１】
なお、当実施形態では、このような後期重心型燃焼と上述の燃焼速度増大制御とを併用しているが、その場合でも後期重心型燃焼は安定的に行われる。それは、後期重心型燃焼が特有の燃焼室構造（ハード系）によってなされるものであって、燃焼速度増大制御（ソフト系）の実行有無の影響を受け難いからである。
【００９２】
図８は、当実施形態の耐ノッキング性能向上効果についての概念図である。横軸に主燃焼期間（θ１＋θ２）、縦軸に前・後期比率Ｋ（＝前期主燃焼期間θ１／後期主燃焼期間θ２）を示す。前・後期比率Ｋは、後期重心型燃焼の顕著さを示す指標であり、前・後期比率Ｋが大であるほど顕著な後期重心型燃焼であることを示している。
【００９３】
他の条件が同じであれば、主燃焼期間（θ１＋θ２）が短い、つまり燃焼速度が高いほど耐ノッキング性能は高くなる。また前・後期比率Ｋが大、つまり後期重心型燃焼が顕著であるほど耐ノッキング性能は高くなる。従って、同程度の耐ノッキング性能を有する条件を結んだ等耐ノッキング性能線Ｈは、全体的に略右上がりの線となり、左上に向かうほど耐ノッキング性能が高くなることを示す。
【００９４】
ここで、従来の一般的な燃焼における耐ノッキング性能をベース特性Ａとすると、燃焼室構造を当実施形態のように変更することで効果的な後期重心型燃焼が行われ、前・後期比率Ｋが高められる。従ってベース特性Ａが特性Ｃに変化し、耐ノッキング性能が向上する。
【００９５】
一方、ベース特性Ａに対し、燃焼速度増大制御のみを実施すると、主燃焼期間（θ１＋θ２）が短縮され、特性Ｇに変化する。ここで、ベース特性Ａが真左に変化せず、左下方に変化しているのは、単に主燃焼期間（θ１＋θ２）を短縮しただけでは、多くの場合、自然に前・後期比率Ｋが小さい側へ、つまり後期重心型燃焼とは逆方向に燃焼形態が変化してしまうからである。このため、単に燃焼速度増大制御を実行するのみでは、耐ノッキング性能は一応高められるものの、その向上代は限定的なものとなる。このような燃焼形態の変化による効果の目減りは少なく無く、本願発明者の実験研究によれば、条件によっては燃焼速度増大制御による効果を殆ど相殺したり、却って耐ノッキング性能を悪化させたりすることもある程である。
【００９６】
ところが当実施形態の構成によれば、後期重心型燃焼を保ったまま主燃焼期間（θ１＋θ２）を短縮させることができるので、ベース特性Ａは特性Ｂに変化する。つまり耐ノッキング性能が向上するのであるが、その向上代は、後期重心型燃焼や燃焼速度増大制御を単独で行ったものより大であることはもちろん、それらを足し合わせたよりもさらに大きなものとなっている。これは、燃焼速度を増大させても後期重心型燃焼が保たれ、効果の目減りが殆どないからである。
【００９７】
次にエンジン回転速度が所定の高速運転領域（例えばエンジン回転速度Ｎｅ≧４５００ｒｐｍ）にあるときの動作について説明する。この運転領域では、特に高負荷時に、騒音の増大やデトネーションが問題になり易い。このようなときに燃焼速度を増大させると、これらの問題が更に発生し易くなる。そこで当実施形態では、高速運転領域での燃焼速度増大制御を停止し、その懸念を払拭している。
【００９８】
燃焼速度増大制御の実行停止に際し、第２点火プラグ１５ａの多点同時点火が停止され、吸気バルブ１９ｂは通常のリフト量状態に切り換えられる。第２点火プラグ１５ａは、点火自体を停止させても良いし、燃焼に関与しない程度に充分遅らせて点火するようにしても良い。
【００９９】
エンジンの動作について、特に上記低速運転領域と異なる点を中心に説明する。
【０１００】
まず吸気行程では、吸気バルブ１９ａ，１９ｂともに通常のリフト量となるので、強いスワールは生成されない。そして圧縮行程終盤において、実質的に第１点火プラグ１５のみが点火する。
【０１０１】
図９は、膨張行程における燃焼室１４内をピストン１３側から見た平面図である。火炎伝播等時線７０ｂに示すように、第２点火プラグ１５ａでの実質的な点火がなされないので、火炎は第１点火プラグ１５の電極を中心に拡がっている。
【０１０２】
こうすることにより、燃焼速度の増大が抑制されるので、騒音の増大やデトネーションの発生が効果的に抑制される。
【０１０３】
なお、後期重心型燃焼は、燃焼室１４の構造によってなされる燃焼形態なので、この運転領域でも行われる。従って、後期重心型燃焼による耐ノッキング性能向上効果は得ることができる（図８のベース特性Ａから特性Ｃへの向上代）。
【０１０４】
以上、低速運転領域および高速運転領域におけるエンジンの動作について説明したが、図１０に低速ないし高速運転領域における筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθの特性を示す。横軸にエンジン回転速度Ｎｅ、縦軸に筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθを示す。筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθは、燃焼時のクランク角θ（°ＣＡ）の変化に対する筒内圧力Ｐ（ｂａｒ）の上昇率であって、これが大きいほど騒音が増大し、またデトネーションが起こり易いことが知られている。
【０１０５】
当実施形態の特性を実線の特性Ｐ１で示し、参考として全運転領域で燃焼速度増大制御を実行した場合の特性を破線の特性Ｐ２で示す。
【０１０６】
特性Ｐ１、特性Ｐ２とも、エンジン回転速度Ｎｅ＜４５００ｒｐｍの領域ではエンジン回転速度Ｎｅが高いほど筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθが大きくなる。しかしこの程度（２ｂａｒ／°ＣＡ以下）の筒内圧力上昇率では騒音やデトネーションが問題となることは殆どない。
【０１０７】
エンジン回転速度Ｎｅ≧４５００ｒｐｍの領域では、エンジン回転速度Ｎｅが高いほど筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθが大きくなる特性Ｐ２に対し、特性Ｐ１は頭打ちとなり、エンジン回転速度Ｎｅが高くなっても筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθは殆ど増大しない。これは、特性Ｐ１ではエンジン回転速度Ｎｅ≧４５００ｒｐｍの領域で燃焼速度増大制御が停止され、燃焼速度の増大が抑制されるからである。
【０１０８】
筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθが２ｂａｒ／°ＣＡを越えると、騒音やデトネーションに対する懸念が強まってくる。当実施形態では、燃焼速度増大制御を停止することにより、この領域の筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθの増大を抑制し、騒音の増大やデトネーションの発生を効果的に抑制している。
【０１０９】
以上説明したように、当実施形態のエンジンは、燃焼速度の増大による耐ノッキング性能向上効果を効果的に引き出し、後期重心型燃焼による耐ノッキング性能向上効果も相俟って、格段の耐ノッキング性能向上効果を得ることができる。また換言すれば、耐ノッキング性能を悪化させることなく圧縮比を高め、燃費を向上させることができる。本願発明者は、本発明によって、耐ノッキング性能を悪化させることなく圧縮比を従来比で０．５以上高めることができることを確認している。
【０１１０】
次に、本願発明に係る第２実施形態について説明する。第２実施形態においても、後期重心型燃焼を行う燃焼室形状とし、低速運転領域では燃焼速度増大制御を実行する一方、高速運転領域ではその燃焼速度増大制御を停止する。第２実施形態では、燃焼速度増大制御に含まれる流動性増大手段に、タンブル生成手段を用いている点が第１実施形態と異なる。また、それに伴って第２点火プラグ１５ａの配設位置やピストン形状も好適となるように変更している。
【０１１１】
図１１はピストン１１３が上死点にあるときの燃焼室１１４付近の縦断面図である。図１２はピストン１１３の斜視図である。図１３は燃焼室１１４内でのタンブル生成状態を示す斜視図である。図１４は膨張行程における燃焼室１１４の内部をピストン１１３側から見た平面図であって、（ａ）は低速運転領域、（ｂ）は高速運転領域の場合を示す。なお図１１ないし図１４において、第１実施形態と同一または同様の機能を有する構成要素には同一符号を付して示し、その重複説明を省略する。
【０１１２】
まず燃焼室１１４の構造について説明する。図１１及び図１３に示すように、第２点火プラグ１５ａは、シリンダボア１２の周縁部、かつ２個の吸気ポート１２１の間に臨設されている。なお図１３および図１４において、第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａは、その臨設位置に×印を付して簡略的に示している。このような位置に第２点火プラグ１５ａを設けると、稜線部１１ｃに設ける場合よりも熱的に有利となる。
【０１１３】
吸気ポート１２１は、強いタンブルを生成させるタンブル生成吸気系１２０（タンブル生成手段）を構成している。タンブル生成吸気系１２０は、例えばストレートポートの採用など、各種の方式が提案されている周知の構造である。当実施形態ではその詳細構造の説明を省略するが、例えば特許文献５に示されるように吸気ポート１２１内に隔壁を設け、吸気ポート１２１内の混合気の流れを変化させることによって、図１３に示すような強いタンブル３０（縦渦）が生成する状態と、このようなタンブル３０が殆ど生成しない状態とをＥＣＵ６５の制御によって切り換えられるような構成となっている。
【０１１４】
次に、ピストン１１３の形状、特に冠部の形状について図１２を参照して説明する。
【０１１５】
ピストン冠部１１３ａには、平面視で吸気側が切り欠かれた略円環状（以下Ｃ字状という）をなして上方に突出する凸部１０６が設けられている。凸部１０６のＣ字形の閉じた側（図１２に示す状態で左上）は燃焼室１１４内での排気側に位置するように配設され、ピストン冠部１１３ａの外周と略同心の円弧状となるように形成されている。その円弧半径はピストン１１３の平均半径の半分よりもやや大きい。また凸部１０６のＣ字形の開いた側（図１２に示す状態で右下）は燃焼室１１４内での吸気側に位置するように配設される。そして凸部１０６Ｃ字形の内側および外側には、凸部１０６に対して相対的に没入した凹部が形成されている。すなわち凸部１０６のＣ字形内側には中央側凹部１０７、Ｃ字形外側には周縁側凹部１０８が形成されている。
【０１１６】
凸部１０６の詳細形状は、所定の高さ及び幅をもって上方に突出するＣ字形凸状体の、吸気側および排気側を、それぞれ径方向内側上方から外側下方に向けて平斜面で削ぎ落としたような形状となっている。その削ぎ落としの切り口に相当する各面が吸気側凸部頂面１０９ａおよび排気側凸部頂面１０９ｂを形成している。
【０１１７】
凸部１０６の上面は、排気側に比べて吸気側の方がより大きく削ぎ落とされている。従って、ピストン冠部１１３ａの中心から、図１１の左右方向に同一距離離反した位置で比較すると、排気側凸部頂面１０９ｂの高さは吸気側凸部頂面１０９ａの高さより高くなっている。
【０１１８】
凸部１０６の上端面である凸部頂面１０９の、吸気側凸部頂面１０９ａ或いは排気側凸部頂面１０９ｂ以外の部分は、略水平で平坦な凸部平坦頂面１０９ｃとなっている。
【０１１９】
中央側凹部１０７は、凸部１０６のＣ字形内側で、凸部１０６に対して相対的に没入した部分である。中央側凹部７は、凸部１０６のＣ字形と同様に吸気側に開口したＵ字状外縁を有する平坦部である。従って、中央側凹部１０７の、吸気側以外の周囲には、凸部１０６の側面によって形成された壁面が立設されている。
【０１２０】
周縁側凹部１０８は、凸部１０６のＣ字形外側で、凸部１０６に対して相対的に没入した部分である。周縁側凹部１０８は略水平で、ピストン冠部１１３ａの外周と略同心の略円環形状となっている。
【０１２１】
次に、図１１を参照して再び燃焼室１１４の詳細構造について説明する。第１燃焼空間１１４ａは、ピストン頂面１０４に形成された中央側凹部１０７と天井壁１１との間に形成されている。従って第１燃焼空間１１４ａは、第１点火プラグ１５から第２点火プラグ１５ａにかけて一体的に連続する空間となっている。また第２燃焼空間１１４ｂは、凸部１０６の外側の領域であって、かつピストン１３の周縁側凹部１０８と天井壁１１（詳しくは天井壁周縁部１１ｄ）との間に略環状（平面視でＣ字状）に形成されている。
【０１２２】
そして第１燃焼空間１１４ａと第２燃焼空間１１４ｂとを連通する小間隙部１０５は、ピストン１１３の凸部頂面１０９と天井壁１１との間に平面視でＣ字状（ピストン冠部１１３ａに凸部１０６が形成されている箇所）に形成されている。
【０１２３】
上述のように、凸部１０６のＣ字形の円弧部の半径がピストン１１３の平均半径の半分よりもやや大きいので、小間隙部１０５は、シリンダボア１２の径方向における、第１点火プラグ１５からシリンダボア周縁との中間点よりもシリンダボア周縁寄りに形成されている。その最適位置は、エンジンの特性等によって異なるが、概ね第１点火プラグ１５からシリンダボア周縁までの距離の６０〜８５％の範囲内にある。
【０１２４】
小間隙部１０５は、詳細には小間隙部１０５ａ、最小間隙部１０５ｂおよび小間隙部１０５ｃからなる。小間隙部１０５ａは、ピストン１１３の吸気側凸部頂面１０９ａと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。最小間隙部１０５ｂは、ピストン１１３の排気側凸部頂面１０９ｂと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。上述のように排気側凸部頂面１０９ｂが吸気側凸部頂面１０９ａより高い位置にあるので、最小間隙部１０５ｂは小間隙部１０５ａより狭い。また最小間隙部１０５ｂは他の小間隙部１０５ｃや小間隙部１０５ｄよりも狭く、小間隙部１０５のなかで最小の間隙となっている。
【０１２５】
小間隙部１０５ｃは、ピストン１１３の凸部平坦頂面１０９ｃと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。小間隙部１０５ｃは、天井壁１１が低い箇所ほど狭く、天井壁１１が高くなるほど、つまり稜線部に近づくほど広くなる。
【０１２６】
次に、当実施形態の火花点火式エンジンの動作について、特に第１実施形態との相違点を中心に説明する。
【０１２７】
エンジン回転速度が所定の低速運転領域にあるとき、多点同時点火とタンブルの生成とによって燃焼速度増大制御が実行される。従って、燃焼速度増大制御を実行するための燃焼速度制御手段６０は、主として第２点火プラグ１５ａ、タンブル生成吸気系１２０、および第２点火プラグ１５ａの点火とタンブル生成吸気系１２０の切り換えを制御するＥＣＵ６５によって構成される。
【０１２８】
エンジンの動作を各行程順に説明すると、まず吸気行程において吸気バルブ１１９が開くとともに、ピストン１１３が降下する。それに伴って吸気ポート１２１から燃焼室１１４内に混合気が負圧吸引される。その際、タンブル生成吸気系１２０は、強いタンブルが生成されるように切り換えられている。従って、筒内には図１３に示すように強いタンブル３０が生成される。このタンブルは、燃焼室１１４の天井壁１１付近では、図１４に示すような吸気側から排気側へ向かう流れとなる。
【０１２９】
なおタンブル生成吸気系１２０は、第１実施形態のスワール生成吸気系２３に対し、比較的吸気抵抗を小さくすることができるという利点がある。
【０１３０】
続く圧縮行程では、ピストン１１３が上昇する。それに伴って、燃焼室１１４内の混合気が圧縮され、温度と圧力が上昇する。圧縮行程の終盤、つまりピストン１１３が図１１に示す上死点付近まで上昇したとき、第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａの各電極から略同時に火花が飛ばされる。その各火花によって各電極付近の混合気が着火し、火炎核が形成される。
【０１３１】
続く膨張行程では、火炎核の火炎面が略球状に拡がりながら燃焼が進行する。図１４（ａ）に、その様子を第１実施形態と同様に火炎伝播等時線７１ａで示す。火炎伝播等時線７１ａから明らかなように、互いに離れた位置に設けられた第１点火プラグ１５と第２点火プラグ１５ａの各電極付近から略同時に火炎伝播が開始するので、第１点火プラグ１５のみを点火させた場合に比べて全体の燃焼期間が短縮される。つまり燃焼速度が増大する。
【０１３２】
また強いタンブル３０によって混合気の流動性が高められ、火炎伝播速度が増大することによって一層の燃焼速度増大が図られている。
【０１３３】
ここで、第２点火プラグ１５ａと天井壁１１付近のタンブル３０の向きに着目すると、火炎伝播速度の比較的遅い吸気側に第２点火プラグ１５ａが設けられているので、第１点火プラグ１５からの火炎面の到達を待つことなく吸気側の混合気が燃焼を開始する。従って効果的に燃焼速度を増大させることができる。また、第２点火プラグ１５ａ付近から拡がる火炎面は、タンブル３０に乗って、より速やかに拡がって行く。こうして、遅れがちな吸気側の燃焼が促進され、効果的な燃焼速度の増大を図ることができる。燃焼速度を増大させることにより耐ノッキング性能が向上することや、後期重心型燃焼が行われ、その効果と相俟って、耐ノッキング性能が一層向上することについては第１実施形態と同様である。
【０１３４】
次にエンジン回転速度が所定の高速運転領域にあるときの動作について、同様に第１実施形態との相違点を中心に説明する。
【０１３５】
当実施形態においても、高速運転領域での燃焼速度増大制御を停止させている。燃焼速度増大制御の実行停止に際し、第２点火プラグ１５ａの実質的な多点同時点火が停止され、タンブル生成吸気系１２０は、強いタンブル３０が生成されないように切り換えられる。
【０１３６】
このときの燃焼形態は、第１実施形態における高速運転領域の場合と同様になる。すなわち、図１４（ｂ）に示す火炎伝播等時線７１ｂは、図９に示す第１実施形態の火炎伝播等時線７０ｂと同様になる。従って、第１実施形態と同様の作用、効果を奏する。すなわち、燃焼速度の増大が抑制され、騒音の増大やデトネーションの発生が効果的に抑制されるとともに、後期重心型燃焼による耐ノッキング性能向上効果を得ることができる。
【０１３７】
以上、本発明の実施形態について説明したが、本発明はこの実施形態に限定するものではなく、特許請求の範囲内で種々の変形を行っても良い。
【０１３８】
例えば上記各実施形態は、本発明を４サイクルエンジンに適用した場合を示しているが、それ以外の、例えば２サイクルエンジンに適用しても良い。
【０１３９】
上記各実施形態では、燃焼速度増大制御の実行有無を切り換えるエンジン回転速度を４５００ｒｐｍとしたが、必ずしもこれに限定するものではない。騒音の発生状態やデトネーションの起こり易さなど、エンジンの特性に応じて適宜設定すれば良い。
【０１４０】
燃焼室１４，１１４の構造は上記各実施形態のものに限定するものではなく、ハード系によって後期重心型燃焼を行わせるものであれば、他の構造であっても良い。例えば、必ずしも小間隙部５，１０５によって筒内ガス流を絞るような構造を採る必要はなく、他の構造で後期重心型燃焼を行わせるようにしても良い。
【０１４１】
燃焼速度増大制御として、必ずしも点火プラグの同時多点点火と流動性増大手段（スワール生成吸気系２３やタンブル生成吸気系１２０など）とを併用する必要はなく、何れか一方のみを用いても良い。或いは、他の方法を用いて燃焼速度を増大させるものであっても良い。
【０１４２】
スワール生成手段やタンブル生成手段は、必ずしも上記各実施形態に示したものである必要はない。また流動性増大手段として、スワールのみ、或いはタンブルのみを生成するものである必要はない。例えばスワールとタンブルとを組み合わせた斜めの旋回流を生成するものであったり、スキッシュ等、他の形態の流れを適宜組み合わせたりするものであったりしても良い。
【図面の簡単な説明】
【０１４３】
【図１】本発明の第１実施形態に係る火花点火式エンジンの燃焼室構造を示す縦断面図である。
【図２】図１の主要部の拡大図である。
【図３】図１のIII−III線断面図である。
【図４】図１に示すピストンの斜視図である。
【図５】（ａ）は低速運転領域における燃焼時の燃焼室内を、ピストン側から見た平面図である。（ｂ）は吸気ポート（ハイフローポート）の側面図、（ｃ）は吸気ポート（ストレートポート）の側面図である。
【図６】後期重心型燃焼における燃焼特性を示す特性図である。
【図７】図６に示す燃焼特性を微分した特性図である。
【図８】耐ノッキング性能向上効果についての概念図である。
【図９】高速運転領域における燃焼時の燃焼室内を、ピストン側から見た平面図である。
【図１０】エンジン回転速度と筒内圧力上昇率との関係を示す特性図である。
【図１１】本発明の第２実施形態に係る燃焼室構造の、図２に相当する縦断面図である。
【図１２】図１１に示すピストンの斜視図である。
【図１３】燃焼室内でのタンブル生成状態を示す斜視図である。
【図１４】第２実施形態における燃焼時の燃焼室内を、ピストン側から見た平面図であり、（ａ）は低速運転領域、（ｂ）は高速運転領域の場合を示す。
【符号の説明】
【０１４４】
４ ピストン頂面
５ 小間隙部
１０ シリンダヘッド
１１ 天井壁（シリンダヘッド下面）
１１ａ 吸気側天井壁
１１ｂ 排気側天井壁
１１ｃ （ペントルーフの）稜線部
１２ シリンダボア
１３ ピストン
１４ 燃焼室
１４ａ 第１燃焼空間
１４ｂ 第２燃焼空間
１５ 第１点火プラグ
１５ａ 第２点火プラグ
２１ 吸気ポート
２３ スワール生成吸気系（流動性増大手段、スワール生成手段）
３０ タンブル
６０ 燃焼速度制御手段
７５ スワール
１０４ ピストン頂面
１０５ 小間隙部
１１３ ピストン
１１４ 燃焼室
１１４ａ 第１燃焼空間
１１４ｂ 第２燃焼空間
１２０ タンブル生成吸気系（流動性増大手段、タンブル生成手段）
１２１ 吸気ポート
【技術分野】
【０００１】
本発明は、火花点火式エンジンに関し、より詳しくは、燃焼速度を強制的に変動させ得る燃焼速度制御手段を備えたエンジンに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
近年、経済面のみならず、地球の温暖化防止という環境面においてもエンジンの燃費向上要求が一段と高まりつつある。火花点火式エンジンにおいて燃費を向上するには燃焼効率を高めれば良く、その有力な手段として圧縮比の増大が挙げられる。
【０００３】
圧縮比を高めるには、シリンダー容積に対して燃焼室容積を小さくすれば良い。そのような高圧縮比化に好適な燃焼室構造として、たとえばペントルーフ型の燃焼室構造が多く用いられている。この燃焼室構造は、吸気側の天井壁と排気側の天井壁とが屋根形をなすように形成されたものであって、比較的大きな吸排気バルブ径を確保しつつ、燃焼室容積を小さくすることができるという特徴がある。またスワール（ピストン摺動軸まわりの旋回流。横渦。）、タンブル（ピストン摺動軸に平行な面内の旋回流。縦渦。）、或いはスキッシュ（ピストン上昇時にピストンボア周縁部から中央部に押し出すような流れ）といった筒内流動を生成するうえでも有利な構造である。
【０００４】
例えば特許文献１乃至３には、各種の筒内流動を生成させて燃焼効率向上を図った燃焼室の構造が示されているが、その図示された断面構造から、何れもペントルーフ型燃焼室であると解される。
【０００５】
また特許文献４および５には、強いタンブルを生成させ得る吸気ポートの構造が開示されている。
【特許文献１】特開平０８−２５４１２６号公報
【特許文献２】特開平０８−０４９５４６号公報
【特許文献３】特開２００３−１８４５５９号公報
【特許文献４】特開平０３−０２３３１４号公報
【特許文献５】特開平０６−０１０６８０号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、上記のように燃焼室構造を工夫する等して高圧縮比を実現したとしても、それで直ちに実用上有効な燃焼を行わせることができるとは限らない。良く知られているように、圧縮比を高めるとノッキングやデトネーション等の異常燃焼（以下ノッキング等という）が起こり易くなるからである。つまり実用上は、ノッキング等の発生しない範囲でしか圧縮比を高めることができない。
【０００７】
しかしそれは、ノッキング等の発生を抑制することができれば、つまり耐ノッキング性能を向上させることができれば、より圧縮比を高めることができることをも意味する。
【０００８】
耐ノッキング性能を向上させるには、燃焼速度を増大させることが有効であることが知られている。ノッキングは、火炎面（火炎伝播の最前線）が到達する前に未到達部分の未燃燃料（エンドガス）が自着火を起こすことが主原因であるから、燃焼速度を高めてエンドガスが自着火を起こす前に燃焼室全体に火炎面を到達させるようにすればノッキングが起こり難くなるのである。
【０００９】
燃焼速度を増大させるには、複数の点火プラグを用いて同時多点点火を行ったり、吸気にスワールやタンブルを生成させて筒内流動性を高めたりする等の方法が知られている。しかし実際のエンジンにおいて、これらの方法を用いて燃焼速度を増大させても、必ずしも充分な耐ノッキング性能向上効果が得られるとは言えないのが実情であった。
【００１０】
本発明は、上記のような事情に鑑み、燃焼速度の増大が耐ノッキング性能の向上に大きく貢献する火花点火式エンジンを提供し、またそれによって実用上有効に圧縮比を高めることができる火花点火式エンジンを提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
本願発明者は、燃焼速度を増大させても耐ノッキング性能の向上効果が限定的である事象について探求し、耐ノッキング性能を効果的に向上させるためには、単に燃焼速度だけではなく、燃焼速度と燃焼形態との組み合わせを考慮する必要があることを見出した。ここでいう燃焼形態とは、１回の燃焼中における燃焼速度の変化の態様を指す。
【００１２】
すなわち、単に燃焼速度を増大させただけでは、燃焼形態が、耐ノッキング性能を低下させる方向に変化することがもあり、これが燃焼速度増大による耐ノッキング性能向上効果を目減りさせてしまうのである。
【００１３】
以上のような研究に基づいてなされた請求項１の発明は、シリンダヘッド下面とピストン頂面との間に形成され、上記シリンダヘッド下面を天井壁とする燃焼室と、燃焼速度を強制的に変動させ得る燃焼速度制御手段とを備え、上記燃焼室の形状は、燃焼質量割合が１０乃至９０％の期間である主燃焼期間のうち、燃焼質量割合が１０乃至５０％である前期主燃焼期間においては熱発生率の増加率を一時的に緩慢にして燃焼質量割合の増大速度を相対的に低下させるように形成されるとともに、燃焼質量割合が５０乃至９０％である後期主燃焼期間においては上記前期主燃焼期間よりも燃焼質量割合の増大速度を相対的に高めるように形成され、上記燃焼速度制御手段は、エンジンの低速運転領域においては強制的に燃焼速度を増大させる燃焼速度増大制御を実行するとともに、エンジンの高速運転領域においては上記燃焼速度増大制御を停止することを特徴とする火花点火式エンジンである。
【００１４】
また請求項２の発明は、請求項１記載の火花点火式エンジンにおいて、シリンダボア径方向中央部から上記燃焼室内に先端が臨設された第１点火プラグを備え、上記燃焼室は、ピストンが上死点にある状態で、上記燃焼室内空間の主要部が、少なくとも上記第１点火プラグ周辺を含む第１燃焼空間と、シリンダボア周縁部の第２燃焼空間とによって形成され、少なくとも上記第１点火プラグ周辺からシリンダボア周縁にかけての途中位置に、上記第１燃焼空間と上記第２燃焼空間とを絞りつつ連通する小間隙部が形成されていることを特徴とする。
【００１５】
また請求項３の発明は、請求項２記載の火花点火式エンジンにおいて、上記燃焼速度制御手段は、シリンダボア周縁部における上記天井壁から上記燃焼室内に先端が臨設された第２点火プラグを含み、該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時には、上記第２点火プラグを上記第１点火プラグと略同時に点火させ、上記燃焼速度増大制御の停止時には、上記第２点火プラグの点火を実質的に停止させることを特徴とする。
【００１６】
ここで、第２点火プラグの点火を実質的に停止させるとは、単に第２点火プラグを点火させないものだけでなく、実質的に燃焼に関与しないようなタイミングまで遅らせて点火させるものも含む。
【００１７】
また請求項４の発明は、請求項３記載の火花点火式エンジンにおいて、上記燃焼室は、互いに逆方向に傾斜する吸気側天井壁と排気側天井壁とが屋根形をなすペントルーフ型であり、上記小間隙部は、上記ピストンが上死点にある状態で、上記吸気側天井壁と上記排気側天井壁の少なくとも一方の傾斜部途中とピストン頂部との間隙を部分的に狭くすることによって形成され、上記第２点火プラグは、上記ペントルーフの稜線部分に臨設されていることを特徴とする。
【００１８】
また請求項５の発明は、請求項１乃至４記載の火花点火式エンジンにおいて、上記燃焼速度制御手段は、吸気の筒内流動性を増大させる流動性増大手段を含み、該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりも吸気の筒内流動性が増大する方向に上記流動性増大手段を制御することを特徴とする。
【００１９】
また請求項６の発明は、請求項５記載の火花点火式エンジンにおいて、上記流動性増大手段は、吸気にスワールを生成させるスワール生成手段であり、該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりもスワールが強くなる方向に上記スワール生成手段を制御することを特徴とする。
【００２０】
また請求項７の発明は、請求項３記載の火花点火式エンジンにおいて、上記燃焼室は、互いに逆方向に傾斜する吸気側天井壁と排気側天井壁とが屋根形をなすペントルーフ型であり、上記吸気側天井壁に開口する２個の吸気ポートを備え、上記第２点火プラグは、上記２個の吸気ポートの間に臨設され、上記小間隙部は、上記ピストンが上死点にある状態で、上記吸気側天井壁と上記排気側天井壁の少なくとも一方の傾斜部途中とピストン頂部との間隙を部分的に狭くすることによって形成され、上記燃焼速度制御手段は、吸気にタンブルを生成させるタンブル生成手段を含み、該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりもタンブルが強くなる方向に上記タンブル生成手段を制御することを特徴とする。
【発明の効果】
【００２１】
請求項１の発明によると、以下説明するように、低速運転領域においては燃焼速度増大制御と後期重心型燃焼（詳細は後述する）との相乗効果によって、特に低速高負荷の運転領域で問題となるノッキングを効果的に抑制することができる。そして高速運転領域においては燃焼速度増大制御の停止と後期重心型燃焼とによって、騒音の増大やデトネーションと呼ばれる異常燃焼を抑制しつつ、ノッキングの抑制も図ることができる。
【００２２】
このようにエンジンの運転領域に応じて適切かつ効果的に耐ノッキング性能を向上させることができる。或いは、耐ノッキング性能を悪化させることなく圧縮比を高め、燃費を向上させることができる。本願発明者は、本発明によって、耐ノッキング性能を悪化させることなく圧縮比を従来比で０．５以上高めることができることを確認している。
【００２３】
ここで、後期重心型燃焼について説明する。後期重心型燃焼とは、端的に言えば、燃焼前期の燃焼速度が比較的低く、燃焼後期の燃焼速度が比較的高い燃焼形態である。ここで燃焼前期とは、燃焼質量割合が１０乃至９０％の期間である主燃焼期間のうち、燃焼質量割合が１０乃至５０％である前期主燃焼期間を指す。同様に燃焼後期とは、主燃焼期間のうち、燃焼質量割合が５０乃至９０％である後期主燃焼期間を指す。
【００２４】
後期重心型燃焼を行わせると、前期主燃焼期間では比較的低速で燃焼させることによって筒内圧力や温度の上昇が抑制され、未燃燃料の過早着火が効果的に抑制されるので、高い耐ノッキング性能を得ることができる。そして後期主燃焼期間では未燃燃料を高速燃焼させて速やかに燃焼を完了させることにより、燃え残りを核とする自着火を抑制することができ、やはり耐ノッキング性能を高めることができる。こうして燃焼全体としての主燃焼期間を殆ど延ばすことなく、効果的にノッキングを抑制することができるのである。このように後期重心型燃焼は、それ単独で耐ノッキング性能を高めることができる燃焼形態である。
【００２５】
本発明の構成によれば、後期重心型燃焼を行わせるとともに、低速運転領域において燃焼速度増大制御を実行し、燃焼速度を増大させている。これらは、それぞれ単独で耐ノッキング性能向上効果を奏するものであるから、これらを組み合わせることにより、より大きな耐ノッキング性能を得ることができる。
【００２６】
ところで、従来のエンジンで単に燃焼速度を増大させた場合、燃焼形態が後期重心型燃焼とは逆の方向に自然に変化し、これが燃焼速度増大による耐ノッキング性能向上効果を目減りさせてしまうことがある。
【００２７】
しかし本発明の構成によると、燃焼制御（ソフト系）によって変化しない燃焼室形状（ハード系）によって後期重心型燃焼を行わせているので、燃焼速度の影響を受けにくく、上記懸念がない。つまり燃焼速度の増大による耐ノッキング性能向上効果を最大限に引き出すことができるのである。
【００２８】
一方、高速高負荷の運転領域では、あまり燃焼速度を高めすぎると騒音が増大したりデトネーションと呼ばれる異常燃焼が起こったりする懸念がある。そこで本発明の構成によると、高速運転領域では燃焼速度増大制御を停止させるので、これらの現象を効果的に抑制することができる。なおこの場合でも後期重心型燃焼は安定的に行われるので、それによる耐ノッキング性能向上効果を得ることができる。
【００２９】
請求項２の発明によると、簡単な燃焼室形状によって、以下説明するように効果的で安定的な後期重心型燃焼を行わせることができる。
【００３０】
本発明の構成によれば、前期主燃焼期間では主として第１点火プラグ周辺の第１燃焼空間で燃焼が行われ、後期主燃焼期間では主としてシリンダボア周縁部の第２燃焼空間で燃焼が行われる。一般的に、燃焼は火炎伝播によって進行し、その火炎面は、未燃ガスを押し出すようにして、第１点火プラグの近傍に形成された各火炎核を中心として略球状に拡がって行く。
【００３１】
ところが本発明の構成では、第１点火プラグ周辺からシリンダボア周縁にかけての途中位置に、第１燃焼空間と第２燃焼空間とを絞りつつ連通する小間隙部が形成されている。火炎面に押し出された未燃ガスがこの小間隙部を通過する際、絞り作用の影響を受けて第１燃焼空間での燃焼の火炎伝播が抑制される。このため前期主燃焼期間における燃焼速度が比較的低く抑えられる。
【００３２】
そして火炎面が小間隙部を経て第２燃焼空間に達すると、もはや小間隙部による絞り作用の影響を受けないので、速やかに火炎伝播が進行する。つまり後期主燃焼期間における燃焼速度が比較的高くなる。
【００３３】
結局、全体として、前期主燃焼期間では比較的低速の燃焼が行われ、後期主燃焼期間では比較的高速の燃焼が行われるという、上述の後期重心型燃焼が行われることになるのである。
【００３４】
請求項３の発明によると、以下に述べるように、第２点火プラグを設けるだけで容易に燃焼速度増大制御を行うことができる。また第１点火プラグの実質的な点火有無を切り換えるだけで、容易に燃焼速度増大制御の実行有無を切り換えることができる。
【００３５】
上述したように、火炎面は点火プラグの電極近傍に形成された火炎核を中心に拡がって行くから、第１点火プラグと略同時に第２点火プラグでも点火させる（多点同時点火）ことにより、火炎面が燃焼室全体に到達するまでの時間が短縮される。つまり燃焼速度増大制御の実行状態となる。
【００３６】
ここで、第２点火プラグは、第１点火プラグからの火炎面の到達が遅い箇所、例えば第１点火プラグからできるだけ離れた位置に設けるのか効果的である。本発明では、第１点火プラグをシリンダボア径方向中央付近に設け、第２点火プラグを、それよりも可及的に遠いシリンダボア周縁部に設けているので、効果的に燃焼速度増大制御を実行することができる。
【００３７】
請求項４の発明によると、例えばピストン冠部に凸部を設ける等して、燃焼室の天井壁とピストン頂面との間を部分的に狭くするという簡単な構造で小間隙部を形成することができる。また、ペントルーフの稜線部分は、燃焼室内でも比較的広い箇所となるので、その部分に第２点火プラグを臨設することによりレイアウトが容易となる。
【００３８】
請求項５の発明によると、流動性増大手段によって吸気の筒内流動性が増大するので、火炎がその流れに乗ってより速く伝播し易くなる。つまり筒内流動性を増大させることは、単独で燃焼速度増大制御の実行状態となり、上記第２点火プラグを用いた多点同時点火と併用することにより、燃焼速度を一層増大させることができる。
【００３９】
請求項６の発明によると、燃焼速度増大制御の実行時において、圧縮行程後半までの保存性の高いスワールによって、効果的に筒内流動性を増大させることができる。なおこの場合、第２点火プラグのスワール直下流に吸気バルブが設けられるように配置すれば、比較的火炎伝播速度の遅い吸気側の燃焼がより促進されるので、燃焼速度の増大に効果的である。
【００４０】
請求項７の発明によると、流動性増大手段として比較的吸気抵抗の小さいタンブルを用いつつ吸気の筒内流動性を増大させることができる。そして比較的火炎伝播速度の遅い吸気側の燃焼が、吸気側から排気側に向かうタンブルに乗ってより促進されるので、燃焼速度の増大に効果的である。
【００４１】
また、第２点火プラグをペントルーフの吸気側天井壁に開口する２個の吸気ポートの間に臨設することにより、熱的に有利な配置とすることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００４２】
図１は本発明の第１実施形態に係る火花点火式エンジンの燃焼室構造を示す縦断面図である。また図２は、その主要部の拡大図である。さらに図３は、図１のIII−III線断面図である。
【００４３】
当実施形態の燃焼室１４はペントルーフ型であり、図１ないし図３は、ピストン１３が上死点にある状態を示している。燃焼室１４は、シリンダブロック５０のシリンダボア１２と、ピストン頂面４と、燃焼室１４に臨むシリンダヘッド１０の下面である天井壁１１とに囲まれた空間である。天井壁１１は、吸気側天井壁１１ａと排気側天井壁１１ｂとが屋根形をなすように形成されている。
【００４４】
吸気側天井壁１１ａには、これに開口する２箇所の吸気ポート２１が設けられており、各吸気ポート２１には所定の吸気タイミングで開く吸気バルブ１９が設けられている。また排気側天井壁１１ｂには、これに開口する２箇所の排気ポート２２が設けられており、各排気ポート２２には所定の排気タイミングで開く排気バルブ２０が設けられている。吸気バルブ１９および排気バルブ２０の、燃焼室１４に臨む面は、それぞれ吸気側天井壁１１ａおよび排気側天井壁１１ｂの一部を形成している。
【００４５】
吸気ポート２１および吸気バルブ１９は、詳しくはスワール生成吸気系２３（スワール生成手段）を構成している。スワール生成吸気系２３は、吸気の筒内流動性を増大させる流動性増大手段としての公知の一形態であり、強いスワール（ピストン摺動軸まわりの旋回流。横渦。）を起こさせる吸気系である。２箇所の吸気ポート２１のうち、一方の吸気ポート２１（プライマリ側）には図５（ｃ）に示すようなストレートポート２１ａと吸気バルブ１９ａが設けられ、他方の吸気ポート２１（セカンダリ側）には図５（ｂ）に示すハイフローポート２１ｂと吸気バルブ１９ｂが設けられている。ストレートポート２１ａは、ハイフローポート２１ｂに対し、比較的浅い角度（ピストン摺動軸に対して、より垂直に近い角度）で燃焼室１４に開口している。そして詳細な構造の説明は省略するが、ハイフローポート２１ｂの吸気バルブ１９ｂは、エンジンコントロールユニット（ＥＣＵ）６５の制御により、通常の開閉状態と閉じ切り乃至は小リフト量状態との切り換えがなされるように構成されている。
【００４６】
図３に示すように、燃焼室１４内に先端が臨設された２本の点火プラグ、すなわち第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａが設けられている。第１点火プラグ１５は、シリンダボア１２の径方向中央部に臨設されている。一方、第２点火プラグ１５ａは、シリンダボア１２の周縁部かつペントルーフの稜線部１１ｃ（ペントルーフ型の吸気側天井壁１１ａと排気側天井壁１１ｂとの合わせ部）のハイフローポート２１ｂに近い側（図５（ａ）参照）に臨設されている。ペントルーフ型の燃焼室１４は、構造上、稜線部１１ｃ付近における天井壁１１とピストン頂面４との間隙が比較的広くなっている。従って、第２点火プラグ１５ａを比較的容易にレイアウトすることができる。なお第２点火プラグ１５ａの先端は、後述する第２燃焼空間１４ｂに臨設されている。また第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａは、ＥＣＵ６５によって点火の有無を含む点火時期の制御がなされる。
【００４７】
図２に示すように、天井壁１１の周縁部である天井壁周縁部１１ｄは、シリンダブロック５０との合わせ面（詳しくは、シリンダヘッド１０とシリンダブロック５０との間に設けられた図略のヘッドガスケットとの合わせ面）よりもシリンダブロック５０から離間する側にオフセットして形成されている。
【００４８】
燃焼室１４は、ピストン１３が上死点にある状態で、燃焼室１４内空間の主要部が第１点火プラグ１５周辺の第１燃焼空間１４ａと、シリンダボア１２周縁部の第２燃焼空間１４ｂとによって形成されている。そして第１燃焼空間１４ａと第２燃焼空間１４ｂとは、ピストン頂面４と天井壁１１との間隙が狭められた小間隙部５を介して連通されている。
【００４９】
ここで、ピストン１３の形状、特に冠部の形状について説明する。図４はピストン１３の斜視図である。以下の説明で、ピストン１３の上下方向は図示状態での上下方向とする。つまり組立状態で天井壁１１に近い方を上とする。
【００５０】
ピストン冠部１３ａには、ピストン１３の外周と略同心円の環状をなして上方に突出する凸部６が設けられている。そして凸部６の内周側および外周側には、凸部６に対して相対的に没入した凹部が形成されている。すなわち凸部６の内周側には中央側凹部７、外周側には周縁側凹部８が形成されている。
【００５１】
凸部６の詳細形状は、所定の高さ及び幅をもって上方に突出する環状体の、吸気側および排気側を、それぞれ内周側上方から外周側下方に向けて平斜面で削ぎ落としたような形状となっている。その削ぎ落としの切り口に相当する各面が吸気側凸部頂面９ａおよび排気側凸部頂面９ｂを形成している。
【００５２】
図４には、図２に示す断面位置での凸部６の断面をそれぞれ吸気側凸部断面６ａおよび排気側凸部断面６ｂで示している。これらを比較しても明らかなように、凸部６は吸気側が排気側よりも大きく削ぎ落とされたような形状となっている。従って、ピストン冠部１３ａの中心から、図２の左右方向に同一距離離反した位置で比較すると、排気側凸部頂面９ｂの高さは吸気側凸部頂面９ａの高さより高くなっている。
【００５３】
凸部６の上端面である凸部頂面９の、吸気側凸部頂面９ａ或いは排気側凸部頂面９ｂ以外の部分は、略水平で平坦な凸部平坦頂面９ｃとなっている。凸部平坦頂面９ｃの平均半径はピストン１３の平均半径の半分よりもやや大きくなっている。
【００５４】
中央側凹部７は、凸部６の内周側で、凸部６に対して相対的に没入した部分である。中央側凹部７は、中央の平坦部まで緩やかに湾曲した椀状の壁面を有している。
【００５５】
周縁側凹部８は、凸部６の外周側で、凸部６に対して相対的に没入した部分である。周縁側凹部８は略水平な円環形状となっている。
【００５６】
次に、図２を参照して再び燃焼室１４の詳細構造について説明する。第１燃焼空間１４ａは、ピストン１３の中央側凹部７と天井壁１１との間に形成されている。また第２燃焼空間１４ｂは、ピストン１３の周縁側凹部８と天井壁１１（詳しくは天井壁周縁部１１ｄ）との間に環状に形成されている。
【００５７】
上述のように、天井壁周縁部１１ｄが、シリンダヘッド１０とシリンダブロック５０との合わせ面よりもシリンダブロック５０から離間する側にオフセットして形成されているので、可及的に大きな第２燃焼空間１４ｂの容積が確保されている。
【００５８】
そして第１燃焼空間１４ａと第２燃焼空間１４ｂとを連通する小間隙部５は、ピストン１３の凸部頂面９と天井壁１１との間に環状に形成されている。上述のように、凸部平坦頂面９ｃの平均半径がピストン１３の平均半径の半分よりもやや大きいので、小間隙部５は、シリンダボア１２の径方向における、点火プラグ１５からシリンダボア周縁との中間点よりもシリンダボア周縁寄りに形成されている。その最適位置は、エンジンの特性等によって異なるが、概ね点火プラグ１５からシリンダボア周縁までの距離の６０〜８５％の範囲内にある。
【００５９】
小間隙部５は、詳細には小間隙部５ａ、最小間隙部５ｂ、小間隙部５ｃおよび小間隙部５ｄ（図３参照）からなる。
【００６０】
小間隙部５ａは、ピストン１３の吸気側凸部頂面９ａと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。最小間隙部５ｂは、ピストン１３の排気側凸部頂面９ｂと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。上述のように排気側凸部頂面９ｂが吸気側凸部頂面９ａより高い位置にある（比較のため、図２の吸気側凸部頂面９ａ近傍に、排気側凸部頂面９ｂに対応する形状を二点差線で示す）ので、最小間隙部５ｂは小間隙部５ａより狭い。また最小間隙部５ｂは他の小間隙部５ｃや小間隙部５ｄよりも狭く、小間隙部５のなかで最小の間隙となっている。
【００６１】
小間隙部５ｃは、ピストン１３の凸部平坦頂面９ｃと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。小間隙部５ｃは、天井壁１１が低い箇所ほど狭く、天井壁１１が高くなるほど、つまり稜線部１１ｃ（図３参照）に近づくほど広くなる。小間隙部５ｄは、その稜線部１１ｃと凸部平坦頂面９ｃとの間隙であって、小間隙部５のうちで最も広い間隙となっている。
【００６２】
次に、当実施形態の火花点火式エンジンの動作について説明する。
【００６３】
まずエンジン回転速度が所定の低速運転領域（例えばエンジン回転速度Ｎｅ＜４５００ｒｐｍ）にあるときについて説明する。この領域では、特に高負荷のときにノッキングが発生し易い。そこで当実施形態では、燃焼速度増大制御を実行するとともに後期重心型燃焼を行わせることによって耐ノッキング性能を効果的に向上させている。
【００６４】
当実施形態の燃焼速度増大制御は、多点同時点火とスワールの生成とによってなされる。従って、燃焼速度増大制御を実行するための燃焼速度制御手段６０は、主として第２点火プラグ１５ａ、スワール生成吸気系２３、および第２点火プラグ１５ａの点火とハイフローポート２１ｂの吸気バルブ１９ｂの動作切り換えを制御するＥＣＵ６５によって構成される。
【００６５】
エンジンの動作を各行程順に説明すると、まず吸気行程において吸気バルブ１９が開くとともに、ピストン１３が降下する。それに伴って吸気ポート２１から燃焼室１４内に混合気が負圧吸引される。その際、ハイフローポート２１ｂの吸気バルブ１９ｂは、ＥＣＵ６５によって閉じ切り乃至は低リフト量状態となる側に切り換えられている。図５（ａ）は、燃焼室１４内をピストン１３側から見た平面図であるが、吸気バルブ１９ｂが上記のように制御されることにより、吸気に強いスワール７５（横渦。図では模式的に示している）が生成されている。スワール７５は、図示の状態で右回り、すなわち第２点火プラグ１５ａの直下流に吸気ポート２１が位置する方向に旋回する。そのスワールは、圧縮行程後期まで多くが保存される。この保存性の高さが、タンブル等の他の筒内流動に対する利点となっている。
【００６６】
続く圧縮行程では、ピストン１３が上昇する。それに伴って、燃焼室１４内の混合気が圧縮され、温度と圧力が上昇する。圧縮行程の終盤、つまりピストン１３が図２に示す上死点付近まで上昇したとき、第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａの各電極から略同時に火花が飛ばされる。その各火花によって各電極付近の混合気が着火し、火炎核が形成される。
【００６７】
続く膨張行程では、火炎核の火炎面が略球状に拡がりながら燃焼が進行する。図５（ａ）に、その様子を模式的に二点鎖線の火炎伝播等時線７０ａで示している。火炎伝播等時線７０ａは、その間隔が粗であるほど火炎伝播速度が大きいことを示す。図５（ａ）には、説明を簡潔にするためにスワール７５の効果および後述する後期重心型燃焼の効果を考慮しない場合の火炎伝播等時線７０ａを示している。火炎伝播等時線７０ａから明らかなように、互いに離れた位置に設けられた第１点火プラグ１５と第２点火プラグ１５ａの各電極付近から略同時に火炎伝播が開始するので、第１点火プラグ１５のみを点火させた場合に比べて全体の燃焼期間が短縮される。つまり燃焼速度が増大する。
【００６８】
また火炎伝播速度は、筒内の混合気の流れに乗ることによっても増大する。当実施形態では、強いスワール７５によって混合気の流動性が高められ、火炎伝播速度が増大することによって一層の燃焼速度増大が図られている。
【００６９】
また火炎伝播等時線７０ａを詳細に見ると、吸気側が排気側に比べて密になっている。これは排気側へ向かう火炎伝播速度よりも吸気側へ向かう火炎伝播速度の方が低速であることを示している。比較的低温の吸気側では、排気側に比べ、燃焼の反応速度が遅いためである。ここで、第２点火プラグ１５ａと吸気ポート２１、およびスワール７５の向きに着目すると、第２点火プラグ１５ａのスワール直下流に吸気ポート２１が設けられているので、第２点火プラグ１５ａからの火炎がスワール７５に乗って吸気側に速やかに伝播される。したがって、遅れがちな吸気側への火炎伝播が促進され、より効果的な燃焼速度の増大を図ることができる。
【００７０】
こうして燃焼速度を増大させることにより、耐ノッキング性能が向上する。ノッキングは、火炎面が到達する前に未到達部分の未燃燃料（エンドガス）が自着火を起こすことが主原因であるから、燃焼速度を高めてエンドガスが自着火を起こす前に燃焼室１４全体に火炎面を到達させるようにすればノッキングが起こり難くなるのである。
【００７１】
なお膨張行程においては、燃焼速度増大制御と併行して後期重心型燃焼も行われるが、その詳細については後述する。
【００７２】
この膨張行程での燃焼によって急速に高められた筒内圧力によってピストン１３が押し下げられる。ピストン１３を押し下げる力が図外のコンロッド等を介して図外の出力軸（クランクシャフト）の回転駆動力となる。
【００７３】
続く排気行程では排気バルブ２０が開くとともにピストン１３が上昇に転じる。ピストン１３の上昇によって既燃ガス（排ガス）が排気ポート２２から押し出され、排出される。
【００７４】
以上の吸気、圧縮、膨張および排気からなる４行程を繰り返すことによってエンジンが連続運転される（４サイクルエンジン）。また多気筒エンジンの場合は、気筒ごとに上記の各行程をずらした設定とすることにより、より滑らかで振動や騒音の少ないエンジンとすることができる。
【００７５】
次に、後期重心型燃焼について説明する。後期重心型燃焼は、端的に表現すれば前期主燃焼期間での燃焼速度が比較的低く、後期主燃焼期間での燃焼速度が比較的高い燃焼形態である。当実施形態では、燃焼室構造を工夫することによって効果的かつ安定的に後期重心型燃焼を行わせている。
【００７６】
後期重心型燃焼について、燃焼室構造と関連付けながら説明する。火炎面は未燃ガスを押し出すようにして拡がって行くが、第１燃焼空間１４ａの外側には小間隙部５が設けられている。従って、火炎面に押し出された未燃ガスが小間隙部５を通過する際、一種の絞り作用を受ける。その影響を受けて火炎伝播が抑制される。このため第１燃焼空間１４ａにおける燃焼速度が比較的低く抑えられる。
【００７７】
そして火炎面が小間隙部５を経て第２燃焼空間１４ｂに達すると、もはや小間隙部５による絞り作用の影響を受けないので、速やかに火炎伝播が進行する。つまり第２燃焼空間１４ｂにおける燃焼速度が比較的高くなる。
【００７８】
こうして、主として第１燃焼空間１４ａでの前期主燃焼期間には比較的低速の燃焼が行われ、主として第２燃焼空間１４ｂでの後期主燃焼期間には比較的高速の燃焼が行われるという、後期重心型燃焼が行われることになる。
【００７９】
ところで、上述したように、排気側への火炎伝播速度は吸気側への火炎伝播速度よりも高い。当実施形態では、最小間隙部５ｂによって、排気側へのガス流を他よりも強く絞っているので、高くなりがちな排気側への火炎伝播速度が比較的強く抑制される。こうすることにより、全体的にはより均等な火炎伝播速度を得ることができ、円滑な燃焼を図ることができる。また火炎面の第１燃焼空間１４ａから第２燃焼空間１４ｂへの移行を、より均等に行わせることができる。
【００８０】
図６は、当実施形態の後期重心型燃焼における燃焼特性を示す特性図である。但しこの特性図は、第１点火プラグ１５のみを点火させた場合のものである。横軸にクランク角（°ＣＡ）、縦軸に燃焼質量割合（％）を示す。燃焼質量割合とは、燃焼した燃料の質量全体を１００％とし（無次元化）、当該クランク角時点までに燃焼した燃料の積算値を示したものである。
【００８１】
図示のように、燃焼質量割合が１０％未満の領域を初期燃焼領域８１といい、その期間を初期燃焼期間θ０という。また燃焼質量割合が１０％以上９０％未満の領域を主燃焼領域８０という。主燃焼領域８０は５０％を境にして前期と後期に分けられ、燃焼質量割合が１０％以上５０％未満の領域を前期主燃焼領域８０ａといい、５０％以上９０％未満の領域を後期主燃焼領域８０ｂという。そして前期主燃焼領域８０ａの期間を前期主燃焼期間θ１といい、後期主燃焼領域８０ｂの期間を後期主燃焼期間θ２という。
【００８２】
図６には、当実施形態の燃焼特性Ｔ１を示すとともに、比較のために従来の一般的な燃焼特性Ｔ１’を併記している。なお図６は、エンジン回転速度が１５００ｒｐｍで、高負荷運転状態での燃焼特性を示す。
【００８３】
当実施形態の燃焼特性Ｔ１では、初期燃焼期間θ０は点火時期〜約３°ＣＡ、前期主燃焼期間θ１は約３〜約１３°ＣＡ、後期主燃焼期間θ２は約１３〜約２０°ＣＡとなっている。一方、従来の燃焼特性Ｔ１’では、初期燃焼期間θ０’は点火時期〜約４°ＣＡ、前期主燃焼期間θ１’は約４〜約１３°ＣＡ、後期主燃焼期間θ２’は約１３〜約２１°ＣＡとなっている。
【００８４】
つまり当実施形態の燃焼特性Ｔ１は、従来の燃焼特性Ｔ１’に比べ、初期燃焼期間θ０が約１°ＣＡ短縮され、前期主燃焼期間θ１が約１°ＣＡ延ばされ、後期主燃焼期間θ２が約１°ＣＡ短縮されている。これは、主として第１燃焼空間１４ａで燃焼が行われる前期主燃焼期間θ１では燃焼速度が相対的に低く、主として第２燃焼空間１４ｂで燃焼が行われる後期主燃焼期間θ２では燃焼速度が相対的に高くなっていることを示している。つまり後期重心型燃焼となっていることがわかる。
【００８５】
また初期燃焼期間θ０及び前期主燃焼期間θ１での燃焼は、ともに主として第１燃焼空間１４ａでの燃焼であるが、初期燃焼期間θ０はむしろ短縮されている。これは、小間隙部５（特に最小間隙部５ｂ）が、第１点火プラグ１５に近すぎない適所（詳しくは第１点火プラグ１５からシリンダボア周縁までの距離の６０〜８５％の範囲内の適所）に設けられていることによって、小間隙部５による絞り作用の影響が初期燃焼期間θ０にまでは及んでいないことを示している。
【００８６】
図７は、図６に示す燃焼特性を別の視点から表した特性図である。横軸にクランク角（°ＣＡ）、縦軸に熱発生率（％）を示す。ここで熱発生率とは、図６の熱発生割合の微分値であり、燃焼による全体の熱発生量を１００％とし（無次元化）、当該クランク角時点における熱発生量の割合を示したものである。
【００８７】
図７には、当実施形態の燃焼特性Ｔ２を示すとともに、比較のために従来の一般的な燃焼特性Ｔ２’を併記している。特性Ｔ２’と比較して、特性Ｔ２の顕著な特徴として、前期主燃焼期間θ１において傾きの緩やかな棚部Ｔ２ａを有している点、および後期主燃焼期間θ２において最大熱発生率の極大値が大きくなっている点である。この二点が後期重心型燃焼を特徴付けるものとなっている。
【００８８】
棚部Ｔ２ａについて説明すると、これは、初期燃焼期間θ０から前期主燃焼期間θ１に移行後、熱発生率の増大率が一時的に低下していることを示している。これは小間隙部５による絞り効果によって、前期主燃焼期間θ１での燃焼速度が比較的低くなったからであると考えられる。
【００８９】
その後、後期主燃焼期間θ２において最大熱発生率の極大値が大きくなっている点については、比較的多く残留した未燃燃料が、充分な容積が確保された第２燃焼空間１４ｂで高速で燃焼したためであると考えられる。
【００９０】
上記説明したような後期重心型燃焼を行わせると、前期主燃焼期間では低速で燃焼させることによって筒内圧力や温度の上昇が抑制され、未燃燃料の過早着火が効果的に抑制されるので、高い耐ノッキング性能を得ることができる。そして後期主燃焼期間では未燃燃料を高速燃焼させて速やかに燃焼を完了させることにより、燃え残りを核とする自着火を抑制することができ、やはり耐ノッキング性能を高めることができる。こうして燃焼全体としての主燃焼期間を殆ど延ばすことなく、効果的にノッキングを抑制することができる。
【００９１】
なお、当実施形態では、このような後期重心型燃焼と上述の燃焼速度増大制御とを併用しているが、その場合でも後期重心型燃焼は安定的に行われる。それは、後期重心型燃焼が特有の燃焼室構造（ハード系）によってなされるものであって、燃焼速度増大制御（ソフト系）の実行有無の影響を受け難いからである。
【００９２】
図８は、当実施形態の耐ノッキング性能向上効果についての概念図である。横軸に主燃焼期間（θ１＋θ２）、縦軸に前・後期比率Ｋ（＝前期主燃焼期間θ１／後期主燃焼期間θ２）を示す。前・後期比率Ｋは、後期重心型燃焼の顕著さを示す指標であり、前・後期比率Ｋが大であるほど顕著な後期重心型燃焼であることを示している。
【００９３】
他の条件が同じであれば、主燃焼期間（θ１＋θ２）が短い、つまり燃焼速度が高いほど耐ノッキング性能は高くなる。また前・後期比率Ｋが大、つまり後期重心型燃焼が顕著であるほど耐ノッキング性能は高くなる。従って、同程度の耐ノッキング性能を有する条件を結んだ等耐ノッキング性能線Ｈは、全体的に略右上がりの線となり、左上に向かうほど耐ノッキング性能が高くなることを示す。
【００９４】
ここで、従来の一般的な燃焼における耐ノッキング性能をベース特性Ａとすると、燃焼室構造を当実施形態のように変更することで効果的な後期重心型燃焼が行われ、前・後期比率Ｋが高められる。従ってベース特性Ａが特性Ｃに変化し、耐ノッキング性能が向上する。
【００９５】
一方、ベース特性Ａに対し、燃焼速度増大制御のみを実施すると、主燃焼期間（θ１＋θ２）が短縮され、特性Ｇに変化する。ここで、ベース特性Ａが真左に変化せず、左下方に変化しているのは、単に主燃焼期間（θ１＋θ２）を短縮しただけでは、多くの場合、自然に前・後期比率Ｋが小さい側へ、つまり後期重心型燃焼とは逆方向に燃焼形態が変化してしまうからである。このため、単に燃焼速度増大制御を実行するのみでは、耐ノッキング性能は一応高められるものの、その向上代は限定的なものとなる。このような燃焼形態の変化による効果の目減りは少なく無く、本願発明者の実験研究によれば、条件によっては燃焼速度増大制御による効果を殆ど相殺したり、却って耐ノッキング性能を悪化させたりすることもある程である。
【００９６】
ところが当実施形態の構成によれば、後期重心型燃焼を保ったまま主燃焼期間（θ１＋θ２）を短縮させることができるので、ベース特性Ａは特性Ｂに変化する。つまり耐ノッキング性能が向上するのであるが、その向上代は、後期重心型燃焼や燃焼速度増大制御を単独で行ったものより大であることはもちろん、それらを足し合わせたよりもさらに大きなものとなっている。これは、燃焼速度を増大させても後期重心型燃焼が保たれ、効果の目減りが殆どないからである。
【００９７】
次にエンジン回転速度が所定の高速運転領域（例えばエンジン回転速度Ｎｅ≧４５００ｒｐｍ）にあるときの動作について説明する。この運転領域では、特に高負荷時に、騒音の増大やデトネーションが問題になり易い。このようなときに燃焼速度を増大させると、これらの問題が更に発生し易くなる。そこで当実施形態では、高速運転領域での燃焼速度増大制御を停止し、その懸念を払拭している。
【００９８】
燃焼速度増大制御の実行停止に際し、第２点火プラグ１５ａの多点同時点火が停止され、吸気バルブ１９ｂは通常のリフト量状態に切り換えられる。第２点火プラグ１５ａは、点火自体を停止させても良いし、燃焼に関与しない程度に充分遅らせて点火するようにしても良い。
【００９９】
エンジンの動作について、特に上記低速運転領域と異なる点を中心に説明する。
【０１００】
まず吸気行程では、吸気バルブ１９ａ，１９ｂともに通常のリフト量となるので、強いスワールは生成されない。そして圧縮行程終盤において、実質的に第１点火プラグ１５のみが点火する。
【０１０１】
図９は、膨張行程における燃焼室１４内をピストン１３側から見た平面図である。火炎伝播等時線７０ｂに示すように、第２点火プラグ１５ａでの実質的な点火がなされないので、火炎は第１点火プラグ１５の電極を中心に拡がっている。
【０１０２】
こうすることにより、燃焼速度の増大が抑制されるので、騒音の増大やデトネーションの発生が効果的に抑制される。
【０１０３】
なお、後期重心型燃焼は、燃焼室１４の構造によってなされる燃焼形態なので、この運転領域でも行われる。従って、後期重心型燃焼による耐ノッキング性能向上効果は得ることができる（図８のベース特性Ａから特性Ｃへの向上代）。
【０１０４】
以上、低速運転領域および高速運転領域におけるエンジンの動作について説明したが、図１０に低速ないし高速運転領域における筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθの特性を示す。横軸にエンジン回転速度Ｎｅ、縦軸に筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθを示す。筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθは、燃焼時のクランク角θ（°ＣＡ）の変化に対する筒内圧力Ｐ（ｂａｒ）の上昇率であって、これが大きいほど騒音が増大し、またデトネーションが起こり易いことが知られている。
【０１０５】
当実施形態の特性を実線の特性Ｐ１で示し、参考として全運転領域で燃焼速度増大制御を実行した場合の特性を破線の特性Ｐ２で示す。
【０１０６】
特性Ｐ１、特性Ｐ２とも、エンジン回転速度Ｎｅ＜４５００ｒｐｍの領域ではエンジン回転速度Ｎｅが高いほど筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθが大きくなる。しかしこの程度（２ｂａｒ／°ＣＡ以下）の筒内圧力上昇率では騒音やデトネーションが問題となることは殆どない。
【０１０７】
エンジン回転速度Ｎｅ≧４５００ｒｐｍの領域では、エンジン回転速度Ｎｅが高いほど筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθが大きくなる特性Ｐ２に対し、特性Ｐ１は頭打ちとなり、エンジン回転速度Ｎｅが高くなっても筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθは殆ど増大しない。これは、特性Ｐ１ではエンジン回転速度Ｎｅ≧４５００ｒｐｍの領域で燃焼速度増大制御が停止され、燃焼速度の増大が抑制されるからである。
【０１０８】
筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθが２ｂａｒ／°ＣＡを越えると、騒音やデトネーションに対する懸念が強まってくる。当実施形態では、燃焼速度増大制御を停止することにより、この領域の筒内圧力上昇率ｄＰ／ｄθの増大を抑制し、騒音の増大やデトネーションの発生を効果的に抑制している。
【０１０９】
以上説明したように、当実施形態のエンジンは、燃焼速度の増大による耐ノッキング性能向上効果を効果的に引き出し、後期重心型燃焼による耐ノッキング性能向上効果も相俟って、格段の耐ノッキング性能向上効果を得ることができる。また換言すれば、耐ノッキング性能を悪化させることなく圧縮比を高め、燃費を向上させることができる。本願発明者は、本発明によって、耐ノッキング性能を悪化させることなく圧縮比を従来比で０．５以上高めることができることを確認している。
【０１１０】
次に、本願発明に係る第２実施形態について説明する。第２実施形態においても、後期重心型燃焼を行う燃焼室形状とし、低速運転領域では燃焼速度増大制御を実行する一方、高速運転領域ではその燃焼速度増大制御を停止する。第２実施形態では、燃焼速度増大制御に含まれる流動性増大手段に、タンブル生成手段を用いている点が第１実施形態と異なる。また、それに伴って第２点火プラグ１５ａの配設位置やピストン形状も好適となるように変更している。
【０１１１】
図１１はピストン１１３が上死点にあるときの燃焼室１１４付近の縦断面図である。図１２はピストン１１３の斜視図である。図１３は燃焼室１１４内でのタンブル生成状態を示す斜視図である。図１４は膨張行程における燃焼室１１４の内部をピストン１１３側から見た平面図であって、（ａ）は低速運転領域、（ｂ）は高速運転領域の場合を示す。なお図１１ないし図１４において、第１実施形態と同一または同様の機能を有する構成要素には同一符号を付して示し、その重複説明を省略する。
【０１１２】
まず燃焼室１１４の構造について説明する。図１１及び図１３に示すように、第２点火プラグ１５ａは、シリンダボア１２の周縁部、かつ２個の吸気ポート１２１の間に臨設されている。なお図１３および図１４において、第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａは、その臨設位置に×印を付して簡略的に示している。このような位置に第２点火プラグ１５ａを設けると、稜線部１１ｃに設ける場合よりも熱的に有利となる。
【０１１３】
吸気ポート１２１は、強いタンブルを生成させるタンブル生成吸気系１２０（タンブル生成手段）を構成している。タンブル生成吸気系１２０は、例えばストレートポートの採用など、各種の方式が提案されている周知の構造である。当実施形態ではその詳細構造の説明を省略するが、例えば特許文献５に示されるように吸気ポート１２１内に隔壁を設け、吸気ポート１２１内の混合気の流れを変化させることによって、図１３に示すような強いタンブル３０（縦渦）が生成する状態と、このようなタンブル３０が殆ど生成しない状態とをＥＣＵ６５の制御によって切り換えられるような構成となっている。
【０１１４】
次に、ピストン１１３の形状、特に冠部の形状について図１２を参照して説明する。
【０１１５】
ピストン冠部１１３ａには、平面視で吸気側が切り欠かれた略円環状（以下Ｃ字状という）をなして上方に突出する凸部１０６が設けられている。凸部１０６のＣ字形の閉じた側（図１２に示す状態で左上）は燃焼室１１４内での排気側に位置するように配設され、ピストン冠部１１３ａの外周と略同心の円弧状となるように形成されている。その円弧半径はピストン１１３の平均半径の半分よりもやや大きい。また凸部１０６のＣ字形の開いた側（図１２に示す状態で右下）は燃焼室１１４内での吸気側に位置するように配設される。そして凸部１０６Ｃ字形の内側および外側には、凸部１０６に対して相対的に没入した凹部が形成されている。すなわち凸部１０６のＣ字形内側には中央側凹部１０７、Ｃ字形外側には周縁側凹部１０８が形成されている。
【０１１６】
凸部１０６の詳細形状は、所定の高さ及び幅をもって上方に突出するＣ字形凸状体の、吸気側および排気側を、それぞれ径方向内側上方から外側下方に向けて平斜面で削ぎ落としたような形状となっている。その削ぎ落としの切り口に相当する各面が吸気側凸部頂面１０９ａおよび排気側凸部頂面１０９ｂを形成している。
【０１１７】
凸部１０６の上面は、排気側に比べて吸気側の方がより大きく削ぎ落とされている。従って、ピストン冠部１１３ａの中心から、図１１の左右方向に同一距離離反した位置で比較すると、排気側凸部頂面１０９ｂの高さは吸気側凸部頂面１０９ａの高さより高くなっている。
【０１１８】
凸部１０６の上端面である凸部頂面１０９の、吸気側凸部頂面１０９ａ或いは排気側凸部頂面１０９ｂ以外の部分は、略水平で平坦な凸部平坦頂面１０９ｃとなっている。
【０１１９】
中央側凹部１０７は、凸部１０６のＣ字形内側で、凸部１０６に対して相対的に没入した部分である。中央側凹部７は、凸部１０６のＣ字形と同様に吸気側に開口したＵ字状外縁を有する平坦部である。従って、中央側凹部１０７の、吸気側以外の周囲には、凸部１０６の側面によって形成された壁面が立設されている。
【０１２０】
周縁側凹部１０８は、凸部１０６のＣ字形外側で、凸部１０６に対して相対的に没入した部分である。周縁側凹部１０８は略水平で、ピストン冠部１１３ａの外周と略同心の略円環形状となっている。
【０１２１】
次に、図１１を参照して再び燃焼室１１４の詳細構造について説明する。第１燃焼空間１１４ａは、ピストン頂面１０４に形成された中央側凹部１０７と天井壁１１との間に形成されている。従って第１燃焼空間１１４ａは、第１点火プラグ１５から第２点火プラグ１５ａにかけて一体的に連続する空間となっている。また第２燃焼空間１１４ｂは、凸部１０６の外側の領域であって、かつピストン１３の周縁側凹部１０８と天井壁１１（詳しくは天井壁周縁部１１ｄ）との間に略環状（平面視でＣ字状）に形成されている。
【０１２２】
そして第１燃焼空間１１４ａと第２燃焼空間１１４ｂとを連通する小間隙部１０５は、ピストン１１３の凸部頂面１０９と天井壁１１との間に平面視でＣ字状（ピストン冠部１１３ａに凸部１０６が形成されている箇所）に形成されている。
【０１２３】
上述のように、凸部１０６のＣ字形の円弧部の半径がピストン１１３の平均半径の半分よりもやや大きいので、小間隙部１０５は、シリンダボア１２の径方向における、第１点火プラグ１５からシリンダボア周縁との中間点よりもシリンダボア周縁寄りに形成されている。その最適位置は、エンジンの特性等によって異なるが、概ね第１点火プラグ１５からシリンダボア周縁までの距離の６０〜８５％の範囲内にある。
【０１２４】
小間隙部１０５は、詳細には小間隙部１０５ａ、最小間隙部１０５ｂおよび小間隙部１０５ｃからなる。小間隙部１０５ａは、ピストン１１３の吸気側凸部頂面１０９ａと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。最小間隙部１０５ｂは、ピストン１１３の排気側凸部頂面１０９ｂと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。上述のように排気側凸部頂面１０９ｂが吸気側凸部頂面１０９ａより高い位置にあるので、最小間隙部１０５ｂは小間隙部１０５ａより狭い。また最小間隙部１０５ｂは他の小間隙部１０５ｃや小間隙部１０５ｄよりも狭く、小間隙部１０５のなかで最小の間隙となっている。
【０１２５】
小間隙部１０５ｃは、ピストン１１３の凸部平坦頂面１０９ｃと、これに対向する天井壁１１との間の間隙である。小間隙部１０５ｃは、天井壁１１が低い箇所ほど狭く、天井壁１１が高くなるほど、つまり稜線部に近づくほど広くなる。
【０１２６】
次に、当実施形態の火花点火式エンジンの動作について、特に第１実施形態との相違点を中心に説明する。
【０１２７】
エンジン回転速度が所定の低速運転領域にあるとき、多点同時点火とタンブルの生成とによって燃焼速度増大制御が実行される。従って、燃焼速度増大制御を実行するための燃焼速度制御手段６０は、主として第２点火プラグ１５ａ、タンブル生成吸気系１２０、および第２点火プラグ１５ａの点火とタンブル生成吸気系１２０の切り換えを制御するＥＣＵ６５によって構成される。
【０１２８】
エンジンの動作を各行程順に説明すると、まず吸気行程において吸気バルブ１１９が開くとともに、ピストン１１３が降下する。それに伴って吸気ポート１２１から燃焼室１１４内に混合気が負圧吸引される。その際、タンブル生成吸気系１２０は、強いタンブルが生成されるように切り換えられている。従って、筒内には図１３に示すように強いタンブル３０が生成される。このタンブルは、燃焼室１１４の天井壁１１付近では、図１４に示すような吸気側から排気側へ向かう流れとなる。
【０１２９】
なおタンブル生成吸気系１２０は、第１実施形態のスワール生成吸気系２３に対し、比較的吸気抵抗を小さくすることができるという利点がある。
【０１３０】
続く圧縮行程では、ピストン１１３が上昇する。それに伴って、燃焼室１１４内の混合気が圧縮され、温度と圧力が上昇する。圧縮行程の終盤、つまりピストン１１３が図１１に示す上死点付近まで上昇したとき、第１点火プラグ１５および第２点火プラグ１５ａの各電極から略同時に火花が飛ばされる。その各火花によって各電極付近の混合気が着火し、火炎核が形成される。
【０１３１】
続く膨張行程では、火炎核の火炎面が略球状に拡がりながら燃焼が進行する。図１４（ａ）に、その様子を第１実施形態と同様に火炎伝播等時線７１ａで示す。火炎伝播等時線７１ａから明らかなように、互いに離れた位置に設けられた第１点火プラグ１５と第２点火プラグ１５ａの各電極付近から略同時に火炎伝播が開始するので、第１点火プラグ１５のみを点火させた場合に比べて全体の燃焼期間が短縮される。つまり燃焼速度が増大する。
【０１３２】
また強いタンブル３０によって混合気の流動性が高められ、火炎伝播速度が増大することによって一層の燃焼速度増大が図られている。
【０１３３】
ここで、第２点火プラグ１５ａと天井壁１１付近のタンブル３０の向きに着目すると、火炎伝播速度の比較的遅い吸気側に第２点火プラグ１５ａが設けられているので、第１点火プラグ１５からの火炎面の到達を待つことなく吸気側の混合気が燃焼を開始する。従って効果的に燃焼速度を増大させることができる。また、第２点火プラグ１５ａ付近から拡がる火炎面は、タンブル３０に乗って、より速やかに拡がって行く。こうして、遅れがちな吸気側の燃焼が促進され、効果的な燃焼速度の増大を図ることができる。燃焼速度を増大させることにより耐ノッキング性能が向上することや、後期重心型燃焼が行われ、その効果と相俟って、耐ノッキング性能が一層向上することについては第１実施形態と同様である。
【０１３４】
次にエンジン回転速度が所定の高速運転領域にあるときの動作について、同様に第１実施形態との相違点を中心に説明する。
【０１３５】
当実施形態においても、高速運転領域での燃焼速度増大制御を停止させている。燃焼速度増大制御の実行停止に際し、第２点火プラグ１５ａの実質的な多点同時点火が停止され、タンブル生成吸気系１２０は、強いタンブル３０が生成されないように切り換えられる。
【０１３６】
このときの燃焼形態は、第１実施形態における高速運転領域の場合と同様になる。すなわち、図１４（ｂ）に示す火炎伝播等時線７１ｂは、図９に示す第１実施形態の火炎伝播等時線７０ｂと同様になる。従って、第１実施形態と同様の作用、効果を奏する。すなわち、燃焼速度の増大が抑制され、騒音の増大やデトネーションの発生が効果的に抑制されるとともに、後期重心型燃焼による耐ノッキング性能向上効果を得ることができる。
【０１３７】
以上、本発明の実施形態について説明したが、本発明はこの実施形態に限定するものではなく、特許請求の範囲内で種々の変形を行っても良い。
【０１３８】
例えば上記各実施形態は、本発明を４サイクルエンジンに適用した場合を示しているが、それ以外の、例えば２サイクルエンジンに適用しても良い。
【０１３９】
上記各実施形態では、燃焼速度増大制御の実行有無を切り換えるエンジン回転速度を４５００ｒｐｍとしたが、必ずしもこれに限定するものではない。騒音の発生状態やデトネーションの起こり易さなど、エンジンの特性に応じて適宜設定すれば良い。
【０１４０】
燃焼室１４，１１４の構造は上記各実施形態のものに限定するものではなく、ハード系によって後期重心型燃焼を行わせるものであれば、他の構造であっても良い。例えば、必ずしも小間隙部５，１０５によって筒内ガス流を絞るような構造を採る必要はなく、他の構造で後期重心型燃焼を行わせるようにしても良い。
【０１４１】
燃焼速度増大制御として、必ずしも点火プラグの同時多点点火と流動性増大手段（スワール生成吸気系２３やタンブル生成吸気系１２０など）とを併用する必要はなく、何れか一方のみを用いても良い。或いは、他の方法を用いて燃焼速度を増大させるものであっても良い。
【０１４２】
スワール生成手段やタンブル生成手段は、必ずしも上記各実施形態に示したものである必要はない。また流動性増大手段として、スワールのみ、或いはタンブルのみを生成するものである必要はない。例えばスワールとタンブルとを組み合わせた斜めの旋回流を生成するものであったり、スキッシュ等、他の形態の流れを適宜組み合わせたりするものであったりしても良い。
【図面の簡単な説明】
【０１４３】
【図１】本発明の第１実施形態に係る火花点火式エンジンの燃焼室構造を示す縦断面図である。
【図２】図１の主要部の拡大図である。
【図３】図１のIII−III線断面図である。
【図４】図１に示すピストンの斜視図である。
【図５】（ａ）は低速運転領域における燃焼時の燃焼室内を、ピストン側から見た平面図である。（ｂ）は吸気ポート（ハイフローポート）の側面図、（ｃ）は吸気ポート（ストレートポート）の側面図である。
【図６】後期重心型燃焼における燃焼特性を示す特性図である。
【図７】図６に示す燃焼特性を微分した特性図である。
【図８】耐ノッキング性能向上効果についての概念図である。
【図９】高速運転領域における燃焼時の燃焼室内を、ピストン側から見た平面図である。
【図１０】エンジン回転速度と筒内圧力上昇率との関係を示す特性図である。
【図１１】本発明の第２実施形態に係る燃焼室構造の、図２に相当する縦断面図である。
【図１２】図１１に示すピストンの斜視図である。
【図１３】燃焼室内でのタンブル生成状態を示す斜視図である。
【図１４】第２実施形態における燃焼時の燃焼室内を、ピストン側から見た平面図であり、（ａ）は低速運転領域、（ｂ）は高速運転領域の場合を示す。
【符号の説明】
【０１４４】
４ ピストン頂面
５ 小間隙部
１０ シリンダヘッド
１１ 天井壁（シリンダヘッド下面）
１１ａ 吸気側天井壁
１１ｂ 排気側天井壁
１１ｃ （ペントルーフの）稜線部
１２ シリンダボア
１３ ピストン
１４ 燃焼室
１４ａ 第１燃焼空間
１４ｂ 第２燃焼空間
１５ 第１点火プラグ
１５ａ 第２点火プラグ
２１ 吸気ポート
２３ スワール生成吸気系（流動性増大手段、スワール生成手段）
３０ タンブル
６０ 燃焼速度制御手段
７５ スワール
１０４ ピストン頂面
１０５ 小間隙部
１１３ ピストン
１１４ 燃焼室
１１４ａ 第１燃焼空間
１１４ｂ 第２燃焼空間
１２０ タンブル生成吸気系（流動性増大手段、タンブル生成手段）
１２１ 吸気ポート
【特許請求の範囲】
【請求項１】
シリンダヘッド下面とピストン頂面との間に形成され、上記シリンダヘッド下面を天井壁とする燃焼室と、
燃焼速度を強制的に変動させ得る燃焼速度制御手段とを備え、
上記燃焼室の形状は、燃焼質量割合が１０乃至９０％の期間である主燃焼期間のうち、燃焼質量割合が１０乃至５０％である前期主燃焼期間においては熱発生率の増加率を一時的に緩慢にして燃焼質量割合の増大速度を相対的に低下させるように形成されるとともに、燃焼質量割合が５０乃至９０％である後期主燃焼期間においては上記前期主燃焼期間よりも燃焼質量割合の増大速度を相対的に高めるように形成され、
上記燃焼速度制御手段は、エンジンの低速運転領域においては強制的に燃焼速度を増大させる燃焼速度増大制御を実行するとともに、エンジンの高速運転領域においては上記燃焼速度増大制御を停止することを特徴とする火花点火式エンジン。
【請求項２】
シリンダボア径方向中央部から上記燃焼室内に先端が臨設された第１点火プラグを備え、
上記燃焼室は、ピストンが上死点にある状態で、上記燃焼室内空間の主要部が、少なくとも上記第１点火プラグ周辺を含む第１燃焼空間と、シリンダボア周縁部の第２燃焼空間とによって形成され、少なくとも上記第１点火プラグ周辺からシリンダボア周縁にかけての途中位置に、上記第１燃焼空間と上記第２燃焼空間とを絞りつつ連通する小間隙部が形成されていることを特徴とする請求項１記載の火花点火式エンジン。
【請求項３】
上記燃焼速度制御手段は、シリンダボア周縁部における上記天井壁から上記燃焼室内に先端が臨設された第２点火プラグを含み、
該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時には、上記第２点火プラグを上記第１点火プラグと略同時に点火させ、上記燃焼速度増大制御の停止時には、上記第２点火プラグの点火を実質的に停止させることを特徴とする請求項２記載の火花点火式エンジン。
【請求項４】
上記燃焼室は、互いに逆方向に傾斜する吸気側天井壁と排気側天井壁とが屋根形をなすペントルーフ型であり、
上記小間隙部は、上記ピストンが上死点にある状態で、上記吸気側天井壁と上記排気側天井壁の少なくとも一方の傾斜部途中とピストン頂部との間隙を部分的に狭くすることによって形成され、
上記第２点火プラグは、上記ペントルーフの稜線部分に臨設されていることを特徴とする請求項３記載の火花点火式エンジン。
【請求項５】
上記燃焼速度制御手段は、吸気の筒内流動性を増大させる流動性増大手段を含み、
該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりも吸気の筒内流動性が増大する方向に上記流動性増大手段を制御することを特徴とする請求項１乃至４記載の火花点火式エンジン。
【請求項６】
上記流動性増大手段は、吸気にスワールを生成させるスワール生成手段であり、
該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりもスワールが強くなる方向に上記スワール生成手段を制御することを特徴とする請求項５記載の火花点火式エンジン。
【請求項７】
上記燃焼室は、互いに逆方向に傾斜する吸気側天井壁と排気側天井壁とが屋根形をなすペントルーフ型であり、
上記吸気側天井壁に開口する２個の吸気ポートを備え、
上記第２点火プラグは、上記２個の吸気ポートの間に臨設され、
上記小間隙部は、上記ピストンが上死点にある状態で、上記吸気側天井壁と上記排気側天井壁の少なくとも一方の傾斜部途中とピストン頂部との間隙を部分的に狭くすることによって形成され、
上記燃焼速度制御手段は、吸気にタンブルを生成させるタンブル生成手段を含み、
該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりもタンブルが強くなる方向に上記タンブル生成手段を制御することを特徴とする請求項３記載の火花点火式エンジン。
【請求項１】
シリンダヘッド下面とピストン頂面との間に形成され、上記シリンダヘッド下面を天井壁とする燃焼室と、
燃焼速度を強制的に変動させ得る燃焼速度制御手段とを備え、
上記燃焼室の形状は、燃焼質量割合が１０乃至９０％の期間である主燃焼期間のうち、燃焼質量割合が１０乃至５０％である前期主燃焼期間においては熱発生率の増加率を一時的に緩慢にして燃焼質量割合の増大速度を相対的に低下させるように形成されるとともに、燃焼質量割合が５０乃至９０％である後期主燃焼期間においては上記前期主燃焼期間よりも燃焼質量割合の増大速度を相対的に高めるように形成され、
上記燃焼速度制御手段は、エンジンの低速運転領域においては強制的に燃焼速度を増大させる燃焼速度増大制御を実行するとともに、エンジンの高速運転領域においては上記燃焼速度増大制御を停止することを特徴とする火花点火式エンジン。
【請求項２】
シリンダボア径方向中央部から上記燃焼室内に先端が臨設された第１点火プラグを備え、
上記燃焼室は、ピストンが上死点にある状態で、上記燃焼室内空間の主要部が、少なくとも上記第１点火プラグ周辺を含む第１燃焼空間と、シリンダボア周縁部の第２燃焼空間とによって形成され、少なくとも上記第１点火プラグ周辺からシリンダボア周縁にかけての途中位置に、上記第１燃焼空間と上記第２燃焼空間とを絞りつつ連通する小間隙部が形成されていることを特徴とする請求項１記載の火花点火式エンジン。
【請求項３】
上記燃焼速度制御手段は、シリンダボア周縁部における上記天井壁から上記燃焼室内に先端が臨設された第２点火プラグを含み、
該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時には、上記第２点火プラグを上記第１点火プラグと略同時に点火させ、上記燃焼速度増大制御の停止時には、上記第２点火プラグの点火を実質的に停止させることを特徴とする請求項２記載の火花点火式エンジン。
【請求項４】
上記燃焼室は、互いに逆方向に傾斜する吸気側天井壁と排気側天井壁とが屋根形をなすペントルーフ型であり、
上記小間隙部は、上記ピストンが上死点にある状態で、上記吸気側天井壁と上記排気側天井壁の少なくとも一方の傾斜部途中とピストン頂部との間隙を部分的に狭くすることによって形成され、
上記第２点火プラグは、上記ペントルーフの稜線部分に臨設されていることを特徴とする請求項３記載の火花点火式エンジン。
【請求項５】
上記燃焼速度制御手段は、吸気の筒内流動性を増大させる流動性増大手段を含み、
該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりも吸気の筒内流動性が増大する方向に上記流動性増大手段を制御することを特徴とする請求項１乃至４記載の火花点火式エンジン。
【請求項６】
上記流動性増大手段は、吸気にスワールを生成させるスワール生成手段であり、
該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりもスワールが強くなる方向に上記スワール生成手段を制御することを特徴とする請求項５記載の火花点火式エンジン。
【請求項７】
上記燃焼室は、互いに逆方向に傾斜する吸気側天井壁と排気側天井壁とが屋根形をなすペントルーフ型であり、
上記吸気側天井壁に開口する２個の吸気ポートを備え、
上記第２点火プラグは、上記２個の吸気ポートの間に臨設され、
上記小間隙部は、上記ピストンが上死点にある状態で、上記吸気側天井壁と上記排気側天井壁の少なくとも一方の傾斜部途中とピストン頂部との間隙を部分的に狭くすることによって形成され、
上記燃焼速度制御手段は、吸気にタンブルを生成させるタンブル生成手段を含み、
該燃焼速度制御手段は、上記燃焼速度増大制御の実行時に、当該制御の停止時よりもタンブルが強くなる方向に上記タンブル生成手段を制御することを特徴とする請求項３記載の火花点火式エンジン。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【公開番号】特開２００７−７７９５３（Ｐ２００７−７７９５３Ａ）
【公開日】平成１９年３月２９日（２００７．３．２９）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００５−２７００８７（Ｐ２００５−２７００８７）
【出願日】平成１７年９月１６日（２００５．９．１６）
【出願人】（０００００３１３７）マツダ株式会社 (6,115)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成１９年３月２９日（２００７．３．２９）
【国際特許分類】
【出願日】平成１７年９月１６日（２００５．９．１６）
【出願人】（０００００３１３７）マツダ株式会社 (6,115)
【Ｆターム（参考）】
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