(57)【要約】【課題】  内燃機関における燃料の気化と混合を促進する。また、高回転，高負荷時においても吸入空気量を低減させることなく、内燃機関の負荷や回転数によらずシリンダ内に充分な強さの縦渦を形成し、かつ製作コストが安価な内燃機関の吸気装置を提供することを目的としている。【解決手段】  吸気マニホールドから２本の対称な吸気ポートに分かる内燃機関の吸気通路の、吸気ポートの分岐開始位置から吸気ポート出口までのいずれかの断面位置において、吸気ポート断面を対称面を底辺とした略二等辺三角形状とする。【選択図】図１２
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
吸気マニホールドから２本の吸気ポートに分かれる内燃機関の吸気通路を有する吸気装置において、前記吸気ポートの分岐開始位置から前記吸気ポートの出口までの断面が、
前記２本の吸気ポートが対向する面を底辺とした略二等辺三角形状であることを特徴とした内燃機関の吸気装置。
【請求項２】
吸気マニホールドから２本の対称な吸気ポートに分かれる内燃機関の吸気通路の、吸気ポートの分岐開始位置から吸気ポート出口までのいずれかの断面位置において、
２本の吸気ポートの向かい合う面が対称面に対して平行であり、かつ、吸気ポートの曲率の外側面の接線と、吸気ポートの向かい合う面の接線との交角が９０度よりも小さいことを特徴とした内燃機関の吸気装置。
【請求項３】
吸気マニホールドから２本の対称な吸気ポートに分かれる内燃機関の吸気通路の、吸気ポートの分岐開始位置から吸気ポート出口までのいずれかの断面位置において、
片側吸気ポートの幅方向をＸ軸、高さ方向をＹ軸として、片側吸気ポートの幅方向の中点と高さ方向の中点を原点としたＸ−Ｙ座標系において、第１象限のポート断面積をＳ１，第２象限のポート断面積をＳ２，第３象限のポート断面積をＳ３，第４象限のポート断面積をＳ４としたとき、Ｓ２＋Ｓ３＞Ｓ１＋Ｓ４、かつ、Ｓ１≦Ｓ４であることを特徴とした内燃機関の吸気装置。
【請求項４】
吸気マニホールドから２本の対称な吸気ポートに分かれる内燃機関の吸気通路の、吸気ポートの分岐開始位置から吸気ポート出口までのいずれかの断面位置において、
片側吸気ポートの幅方向をＸ軸、高さ方向をＹ軸として、片側吸気ポートの幅方向の中点と高さ方向の中点を原点としたＸ−Ｙ座標系において、第１象限のポート断面積をＳ１，第２象限のポート断面積をＳ２，第３象限のポート断面積をＳ３，第４象限のポート断面積をＳ４とし、Ｘ軸とポート断面外側との交点をＣｘとしたとき、ポート最外側のＸ座標とＣｘが等しく、かつ、Ｓ２＋Ｓ３＞Ｓ１＋Ｓ４であることを特徴とした内燃機関の吸気装置。
【請求項５】
吸気マニホールドから２本の対称な吸気ポートに分かれる内燃機関の吸気通路の、吸気ポートの分岐開始位置から吸気ポート出口までのいずれかの断面位置において、
片側吸気ポートの幅方向をＸ軸、高さ方向をＹ軸として、片側吸気ポートの幅方向の中点と高さ方向の中点を原点としたＸ−Ｙ座標系において、吸気ポート断面の最大高さをＣｙｍａｘとしたときに、Ｘ≧０において吸気ポート断面のＹ座標が常にＹ＜Ｃｙｍａｘであることを特徴とした内燃機関の吸気装置。
【請求項６】
ポート内面の最下面の稜線が下に凸の曲率を持つことを特徴とした、請求項１から請求項５に記載の内燃機関の吸気装置。
【請求項７】
ポート内面の最下面の稜線が下に凸の曲率を持つ部分Ｂと、ポート内面の最下面の稜線が略直線から成る部分Ｂ′で構成され、ＢとＢ′の接合部におけるＢの接線方向ベクトルＶ１が、吸気バルブリフト時のシリンダ中心側のバルブ開口部に向くことを特徴とした、請求項６に記載の内燃機関の吸気装置。
【請求項８】
ポート内面の最上面の稜線が上に凸の曲率を持つ部分Ｕと、ポート内面の最上面の稜線が略直線から成る部分Ｕ′で構成され、ＵとＵ′の接合部におけるＵの接線方向ベクトルＶ２が、吸気バルブがフルリフト時の吸気バルブ中心よりもシリンダ中心側に向くことを特徴とした、請求項６に記載の内燃機関の吸気装置。
【請求項９】
ポート内面の最下面の稜線が下に凸の曲率を持つ部分Ｂと、ポート内面の最下面の稜線が略直線から成る部分Ｂ′で構成され、ＢとＢ′の接合部におけるＢの接線方向ベクトルＶ１が、吸気バルブリフト時のシリンダ中心側のバルブ開口部に向き、
かつ、
ポート内面の最上面の稜線が上に凸の曲率を持つ部分Ｕと、ポート内面の最上面の稜線が略直線から成る部分Ｕ′で構成され、ＵとＵ′の接合部におけるＵの接線方向ベクトルＶ２が、吸気バルブが最大リフト時の吸気バルブ中心よりもシリンダ中心側に向くことを特徴とした、請求項６に記載の内燃機関の吸気装置。
【請求項１０】
ポート内面の下面の曲率半径Ｒｂと上面の曲率半径ＲｕがＲｂ＜Ｒｕであることを特徴とした、請求項１から請求項５に記載の内燃機関の吸気装置。
【請求項１１】
２つの吸気ポートの間に設けた燃料インジェクタによって燃焼室内に直接燃料を噴射する筒内直接噴射式内燃機関において、
請求項１から請求項１０のいずれかに記載された吸気装置を用いて、
吸気バルブが最大リフト時においてバルブ中心軸ＣＶＹと吸気バルブ傘部の外周部との２つの交点をＰｖ，Ｐｖ、噴霧点をＰｉとして、Ｐｖ−Ｐｉ−Ｐｖによって定義される角度をα１としたときに、前記燃料インジェクタから噴射される噴霧の最外角度をα１以下とすることを特徴とした筒内直接噴射式内燃機関。
【請求項１２】
吸気管に設けた燃料インジェクタによって吸気ポート内に燃料を噴射するポート噴射式内燃機関において、
請求項１から請求項１０のいずれかに記載された吸気装置を用いて、
前記燃料インジェクタから噴射される噴霧が、吸気バルブ中心よりも対称面側に流量重心を有することを特徴としたポート噴射式内燃機関。
【請求項１３】
燃料インジェクタから噴射される噴霧の高さが噴霧の幅よりも大きいことを特徴とした請求項１２記載のポート噴射式内燃機関。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は内燃機関の吸気装置に関し、特に高負荷時の吸入空気量を減少させることなくシリンダ内に生成される縦渦流動を強化できる内燃機関とその吸気装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、例えば特開２００４−１６９５７０号公報に示されるように、吸気ポートの断面を上下に分割する隔壁と、隔壁と吸気ポート壁面で構成された２つの空気通路のどちらかを開閉可能なタンブル制御バルブによって閉塞することが行われている。本手法においては、隔壁と吸気ポート壁面で構成された通路の片側をタンブル制御バルブによって閉塞することによって、吸気ポートからシリンダの接線方向に高速なガス流動が生成され、シリンダ内に強い縦渦が形成される。
【０００３】
また、実公平５−４４５２６号公報に示されるように、シリンダ軸線に対してほぼ直角方向から導入されて、シリンダ軸線にほぼ平行する方向へ湾曲しながら２つに分岐して燃焼室に開口するシリンダヘッドの吸入通路において、その吸入通路全長に亘って、軸線より湾曲の遠心側を横幅方向に拡大し、求心側を横幅方向に縮小した断面形状に形成することが行われている。本手法においては、湾曲する通路において遠心力によって湾曲の遠心側に多くの燃料ガスが流れるので、その遠心側の断面積を求心側よりも大きくすることで、ガスの吸気抵抗が減ってシリンダへの吸入ガス量を増やすことができる。
【０００４】
【特許文献１】特開２００４−１６９５７０号公報
【特許文献２】実公平５−４４５２６号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
特開２００４−１６９５７０号公報に記載された技術においては、内燃機関が高負荷，高速で運転される場合は、吸気抵抗をできるだけ小さくするためにタンブル制御バルブを開け、隔壁で分割された２つの通路の双方にからシリンダ内へガスを供給する。このため、高負荷，高速運転時には、タンブルバルブによるガスの高速化作用が無くなり、シリンダ内に充分に強い縦渦を形成できない。また、タンブルバルブを開いた場合においても、タンブルバルブ，隔壁による吸気抵抗の増加が発生するため、シリンダへ吸入される空気量が減少する。さらにタンブルバルブや隔壁を設置するため製作コストが高くなるといった課題がある。
【０００６】
また、実公平５−４４５２６号公報に示された技術においては、湾曲する通路の遠心側の空気密度を増やすことによって、シリンダ壁面へ衝突するガスの流量が増えるため、シリンダ流入後のガス速度が減速し、シリンダ内へ充分に強い縦渦を形成できないといった課題がある。
【０００７】
本課題について図１から図１０を用いてさらに詳細に説明する。図１は従来技術による吸気装置を用いた内燃機関の概略形状を示した平面図である。また図２は、従来技術による吸気装置を用いた内燃機関の概略形状を示した縦断面図である。本内燃機関は、シリンダヘッド上に吸気２弁，排気２弁を有する、所謂４バルブ内燃機関の構成となっている。図１，図２においてシリンダ３にはピストン６が嵌入され、シリンダ３とシリンダヘッド３ｈ，ピストン６の冠面に囲まれ燃焼室３Ｃが形成されている。
【０００８】
シリンダヘッド３ｈには燃焼室３Ｃに開口する２つの吸気ポート１，１と２つの排気ポート２，２が設けられている。２つの吸気ポート１，１は吸気隔壁１Ｃの上流側で１つに纏まり吸気マニホールドＩＮＴを形成している。同様に２つの排気ポート２，２は排気隔壁２Ｃの上流側で１つに纏まり排気マニホールドＥＸＨを形成している。
【０００９】
吸気ポート１と燃焼室３Ｃの間の開口部には吸気バルブ９が設けられ、排気ポート２と燃焼室３Ｃの間の開口部には排気バルブ１０が設けられている。
【００１０】
シリンダヘッド３ｈの略中央には点火プラグ４が設けられ、シリンダヘッド３ｈの吸気側側面には燃料インジェクタ５が設けられている。即ち、本内燃機関は燃焼室３Ｃ内へ直接燃料を噴射する筒内噴射内燃機関の構成となっている。
【００１１】
図３は図１，図２に示した内燃機関形状を簡素化して示した図である。即ち図３では、図１，図２における吸気マニホールドＩＮＴ，吸気ポート１，吸気バルブ９，シリンダヘッド３ｈ及びシリンダ３のみを示している。
【００１２】
図３に示すように吸気通路断面Ａ１−Ａ１，Ａ２−Ａ２，Ａ３−Ａ３をそれぞれ定義する。即ち各断面Ａ１−Ａ１・・・Ａ３−Ａ３は、吸気通路の中心軸ＡＸに対して垂直な断面である。また、Ａ１−Ａ１は吸気マニホールドＩＮＴの断面，Ａ２−Ａ２は吸気ポート１の略中央位置での断面，Ａ３−Ａ３はＡ２−Ａ２より下流かつ吸気ポート１の燃焼室への開口部より少し上流側の断面である。また、２つの吸気ポート１，１の対象面をＣＬとする。
【００１３】
従来技術による吸気装置の断面形状例を図４及び図５に示す。図４は、吸気管部の断面Ａ１−Ａ１では略小判型の断面形状であり、分岐後の吸気ポート断面Ａ２−Ａ２及びＡ３−Ａ３では略円形状の例である。また図５は吸気管部の断面Ａ１−Ａ１では略小判型の断面形状であり、吸気ポートの略中央部の断面Ａ２−Ａ２では、上広がりの略三角形状，吸気ポート下流のＡ３−Ａ３では略円形状の例である。
【００１４】
従来技術による吸気装置における吸気行程のガス流れを図６，図７に示す。吸気行程では吸気バルブ９が燃焼室３Ｃ側に向かって開くことによって、吸気ポート１と燃焼室３Ｃの間に開口部Ｓ９ができる。またピストン６が下降することによって燃焼室３Ｃ内が吸気ポート１内に比べて圧力が低下することで、吸気ポート１から開口部Ｓ９を通って燃焼室３Ｃ内へガスが引き込まれる。
【００１５】
図７に示すように吸気ポート１は燃焼室の中心軸ＣＣに対して吸気側へ傾いているため、ガスの慣性力によって、吸気バルブの左側（燃焼室中心側）の流速ＶＦが吸気バルブの右側（シリンダ壁面側）の流速ＶＲより速くなり、結果として燃焼室３Ｃ内には左回りの縦渦ＴＵが発生する。
【００１６】
この縦渦ＴＵは燃焼室３Ｃ内での空気と燃料の混合を促進する、圧縮行程の後期に崩壊して乱流渦に変わることにより燃焼速度を増加するなどの作用がある。これらは、燃料の燃焼を促進し、燃費低減，出力向上，ノッキングの抑制，排気清浄化など、内燃機関の基本性能の向上に重要な役割を果たすことが知られている。
【００１７】
図８，図９は吸気行程において吸気バルブ９から燃焼室３Ｃ内へ入るガスの速度分布を示した例である。図８は図４に示したポート断面形状を用いた場合の吸気バルブでの速度分布を示す。また図９は図５に示したポート断面形状を用いた場合の吸気バルブでの速度分布を示す。
【００１８】
図８においては、図４に示すように吸気ポート断面（Ａ２−Ａ２）が軸対称形状であるため、吸気ポート内の流速分布はほぼ均一となる。このため主に燃焼室３Ｃ内に縦渦を生成するガス速度成分ＶＦが、吸気バルブ９の吸気側から入り縦渦生成を抑制するガス速度成分ＶＲに比べて充分に強くないため、燃焼室３Ｃ内に生成される縦渦は比較的弱くなる。
【００１９】
一方、図９においては図５に示すように吸気ポート断面（Ａ２−Ａ２）が上広がりの略三角形状となっているため、吸気ポート断面が広がっている方（吸気ポート曲率の外側方向）により多くのガスが流れる。図１０はポート各断面での流量分布の例を示す。上広がりの略三角形状Ａ２−Ａ２断面において吸気ポートの曲率外側へ流量重心が偏り、この傾向は吸気バルブ開口部の直前であるＡ３−Ａ３断面においても残る。
【００２０】
この結果、バルブから入るガスの流速分布は図９に示すように、吸気バルブから対称面ＣＬに平行で、かつ排気側へ向かうガス速度成分ＶＦ，燃焼室３Ｃの中心へ向かうガス速度成分ＶＣ，シリンダ外側へ向かうガス速度成分ＶＳが、吸気側シリンダ壁へ向かうガス速度成分ＶＲなどに比べて大きくなる。
【００２１】
図９に示す速度分布において、ガス速度成分ＶＦ，ＶＣの増加は燃焼室３Ｃ内での縦渦を強化する効果がある。しかしシリンダ外側へ向かうガス速度成分ＶＳは、吸気バルブ開口部から燃焼室に入った直後にシリンダ３の壁に衝突し、その運動量が減衰する。このため、ガス速度成分ＶＳの増加は燃焼室３Ｃ内の縦渦の強化には有効に働かず、また、壁面衝突により吸気抵抗が増大する虞がある。
【００２２】
本発明は、上記の点に鑑みてなされたものであり、高回転，高負荷時においても吸入空気量を低減させることなく、内燃機関の負荷や回転数によらずシリンダ内に充分な強さの縦渦を形成し、かつ製作コストが安価な内燃機関の吸気装置を提供することを目的としている。
【課題を解決するための手段】
【００２３】
吸入空気量を低減させることなく燃焼室内に生成される縦渦を強化するには吸気バルブから燃焼室に入るガス速度を図１１に示すような分布にすることが望ましい。
【００２４】
すなわち、吸気バルブ９から対称面ＣＬに平行で、かつ排気側へ向かうガス速度成分ＶＦ，燃焼室３Ｃの中心へ向かうガス速度成分ＶＣを、吸気側シリンダ壁へ向かうガス速度成分ＶＲに比べて大きくする。また、シリンダ外側へ向かうガス速度成分ＶＳ１，ＶＳ２を、前記ＶＦ，ＶＣに比べて小さくする。吸気バルブ９の中心を通り、対称面ＣＬと平行な軸をＣＶＹとしたとき、吸気バルブ開口のＣＶＹよりも内側（対称面ＣＬ側）のガス流速が、吸気バルブ開口のＣＶＹよりも外側（対称面ＣＬと対向する側）のガス流速に比べて速くなるようにする。かつ、吸気バルブ９の中心を通り、対称面ＣＬと直角な軸をＣＶＸとしたとき、ＣＶＸよりも排気側から燃焼室に入るガス流速を、ＣＶＸよりも吸気側から燃焼室に入るガス流速より速くなるようにする。
【００２５】
前記のように、吸気バルブから対称面ＣＬに平行で、かつ排気側へ向かうガス速度成分ＶＦは、燃焼室３Ｃ内に生成される縦渦の流動方向と一致するため、この縦渦の強度をより高める効果がある。
【００２６】
また、吸気バルブ９から燃焼室３Ｃの中心へ向かうガス速度成分ＶＣは燃焼室３Ｃに入った後は対称面ＣＬでお互いに衝突し、対称面ＣＬに平行で排気側に向かう合成速度成分ＶＣ′を形成する。この速度成分ＶＣ′も速度成分ＶＦと同様に燃焼室３Ｃ内に生成される縦渦の流動方向と一致するため、この縦渦の強度をより高める効果がある。なお、対称面ＣＬ上で面対称な速度成分が衝突した場合、その境界面（衝突面）では双方のガスが衝突面に沿って同じ速度で移動するため、所謂すべり壁条件となり、ＶＣが衝突して生成されるＶＣ′の運動量の損失は小さい。
【００２７】
一方、シリンダ外側へ向かうガス速度成分ＶＳ１，ＶＳ２は小さいため、燃焼室３Ｃに流入した後でシリンダ３の壁に衝突することによる運動量の損失は小さい。すなわち壁面衝突による流入損失は低く抑えられる。
【００２８】
以上で説明したように吸気行程において吸気バルブから燃焼室に入るガスの速度を図１１に示すような分布にすることで、吸入空気量を低減することなく燃焼室に生成される縦渦をより強化する事が可能となる。
【発明の効果】
【００２９】
図４５に本発明による内燃機関の吸気装置（図１４）と従来の吸気装置（図５）による燃焼室内の縦渦強さ（タンブル比）と、燃焼室内に吸入された空気量の比較結果を示す。本結果は、３次元流体シミュレーション解析ソフトウェア（ＣＦＤ）を用いて計算した結果である。エンジンの排気量は５００cm３、エンジンの回転速度は６５００rpm、スロットルバルブは全開（ＷＯＴ）条件とした。図４５に示されるように、本発明では燃焼室内に吸入する空気量の低減無しに、燃焼室内の縦渦強さを約２０％向上できる。
【００３０】
燃焼室内の縦渦強さを向上することによって、燃料の気化促進，燃料と空気の混合促進，燃焼速度の向上が図られ、排気エミッションの低減，燃費効率の向上，出力の向上等、エンジンの基本性能を向上させることが可能となる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００３１】
図１２に本発明における一実施形態を示す。図１２は吸気２弁，排気２弁の内燃機関において、吸気マニホールドＩＮＴ，２つの吸気ポート１，１，２つの吸気バルブ９，９とシリンダヘッド３ｈ，シリンダ３を斜視した図である。
【００３２】
吸気マニホールドＩＮＴは隔壁１Ｃによって２つの吸気ポート１，１に分かれ、吸気ポート１，１はシリンダヘッド３ｈに開口している。２つの開口部にそれぞれ吸気バルブ９が設けられ、ポート開口部の開閉が可能となっている。
【００３３】
なお排気ポート，排気バルブ，点火プラグ，燃料インジェクタ等は図１，図２に示した構成と同様であるため図１２においては省略して示している。
【００３４】
図１２においてＳ１，Ｓ２，・・・，Ｓ５は吸気マニホールドＩＮＴと吸気ポート１の断面形状を示している。
【００３５】
図１３には図１２に示した本発明における一実施形態の縦断面図を示す。図１３において吸気マニホールドＩＮＴ，吸気ポート１の断面中心を結んだ軸をＡＸとし、ＡＸに直角な断面をＡ１−Ａ１，Ａ２−Ａ２，Ａ３−Ａ３と定義する。ここにＡ１−Ａ１は吸気マニホールドＩＮＴの下流断面，Ａ２−Ａ２は隔壁１Ｃと吸気ポート１の燃焼室開口部との略中心位置での吸気ポート断面，Ａ３−Ａ３は吸気ポート１の燃焼室開口部直前の吸気ポート断面である。
【００３６】
ピストン６を上から見た形状を図４０に、図４０のＡ−Ａ断面を図４１に示す。ピストン６の冠面の中心部には吸気弁側から排気弁側に向けてその中央部がもっとも深く、外周形状が長方形で、断面が弧状の曲面形状の底面を持つキャビティ６Ｃが設けられ、キャビティ６Ｃの両側壁６Ｗはピストン６の水平面６Ｈよりも高い壁として形成されている。
【００３７】
また、キャビティ６Ｃの底面は断面Ａ−Ａに沿う方向には平坦な面になっており、断面Ａ−Ａに直角方向には図１３に示すように吸排気弁側に行くに従って徐々に浅くなる弧状になっている。このキャビティ６Ｃには、ピストン６の点火プラグ４に対面する位置を横切るように図４０，図４１に示すような細長い小さな段差（凸部）６Ｓが形成されており、段差６Ｓはキャビティ６Ｃの底面に対し滑らかな曲面で接続されている。段差６Ｓの高さはキャビティ６Ｃの底面から例えば２mm程度である。キャビティ６Ｓの側壁６Ｗは図４１に示すように外側に向かって曲面となっており、ピストン６冠面とキャビティ６Ｃ底面に接続されている。キャビティ６Ｃ内は段差６Ｓ以外の段差は設けていない。キャビティ６Ｃの側壁６Ｗはキャビティの底面から例えば５mm程度に形成されている。
【００３８】
燃料インジェクタ５から燃焼室内へ噴射される噴霧は、シリンダやピストン壁面への付着をできるだけ避けるよう、また、空気との混合が良好に行われるよう、その噴射方向や噴霧パターンが選択される。また噴霧を生成する燃料インジェクタ５としては、多孔式ノズル弁，高圧スワール弁，スリットノズル弁，外開き弁などが使用される。
【００３９】
本実施例における燃料インジェクタ５の噴霧形状の一例を図４２に示す。図４２は燃料圧力１１MPa、雰囲気圧力が大気圧の条件において燃料インジェクタのノズル先端から３０mm下の断面Ｂ−Ｂにおける、燃料噴射から１ms後の噴霧の断面形状を表している。本インジェクタは多孔式ノズル弁であり、ＳＰ１〜ＳＰ４から成る６本の噴霧ビームから構成される。
【００４０】
噴霧ビームＳＰ１は対称面ＣＬ上でかつ点火プラグの電極位置のやや下方を指向している。噴霧ビームＳＰ１は対称面ＣＬ上でかつ噴霧ビームＳＰ１の下側を指向している。噴霧ビームＳＰ２はＳＰ１，ＳＰ２の間にあり、対称面ＣＬに対して外側を指向している。噴霧ビームＳＰ４はＳＰ３より下側であり、対称面ＣＬに対して外側を指向している。またＳＰ２よりもＳＰ４の方が外側に広がっており、全体としてＳＰ１，ＳＰ４，ＳＰ４を頂点とした略三角形の噴霧ビームの配置となっている。
【００４１】
図１４にＡ１−Ａ１，Ａ２−Ａ２，Ａ３−Ａ３の各断面の吸気ポート形状を示す。吸気マニホールド（断面Ａ１−Ａ１）における略小判型断面から吸気ポートの略中間位置（断面Ａ２−Ａ２）では対称面ＣＬ側の壁面を底辺とした略二等辺三角形状となり、吸気ポート開口部近傍（断面Ａ３−Ａ３）では略円形断面形状となっている。
【００４２】
図１５には図１４に示した３断面位置での通路断面積の変化を示す。なお図１５における断面Ａ２，Ａ３については、対称面ＣＬを挟んだ２つの吸気ポート断面積の総和を示している。図１５に示すように断面位置Ａ２とＡ３の間では通路断面積はほぼ一定に保たれている。またＡ１位置で示される吸気マニホールドの断面積とＡ２位置で示される吸気ポートの断面積は、ほぼ同じ（破線）、もしくは吸気ポートの断面積が大きくなるように（実線）、吸気ポート及び吸気マニホールドの大きさが決められている。このように吸気マニホールドと吸気ポートの断面積を軸方向に一定に保つことで吸気マニホールド，吸気ポート内での流速増加を抑えて、流動抵抗をできるだけ少なくすることができる。もしくは吸気マニホールドの断面積より吸気ポートの断面積を広くすることで、吸気マニホールドから２つの吸気ポートに分岐したときに生じる偏流や渦による流動抵抗の増加を防ぐことができる。
【００４３】
また、図１６に示すように断面位置Ａ２の吸気ポートの断面積を他の断面位置の通路面積より広げてもよい。断面Ａ２−Ａ２で吸気ポートを対称面側を底辺とした略二等辺三角形の断面形状にすることで、断面内の流速分布が他の断面に対して大きく変化し、流動損失が大きくなる虞がある。そこで断面位置Ａ２の吸気ポートの断面積を他の断面位置の通路面積より広げることで、この流動損失を低減することが可能である。
【００４４】
図１７に吸気行程における吸気マニホールドＩＮＴ，吸気ポート１内のガスの流量分布を示す。吸気マニホールドの断面Ａ１−Ａ１では放物型の流量分布となるが、吸気ポートＡ２−Ａ２断面では図１４に示したように対称面ＣＬ側を底辺とした略三角形の断面形状であるため、断面内のガスが対称面ＣＬ側に偏り、吸気バルブ９の中心よりも対称面ＣＬ側に最大値を持つ流量分布となる。流体の慣性力によって、この分布はさらに下流のＡ３−Ａ３断面においても維持される。従って、吸気バルブ９の開口部では、バルブ中心よりも対称面ＣＬ側から燃焼室に入るガス流量が、バルブ中心よりも対称面ＣＬの対向側より燃焼室に入るガス流量が多くなる。吸気バルブ開口部でのガス流速は、流量を開口断面積で除算したものである。よって、本吸気ポート形状における吸気バルブ部でのガス流速は図１１に示すような分布となり、前記した理由により、流動抵抗を増やすことなく燃焼室内に生成される縦渦をより強くすることができる。
【００４５】
本発明においては図１１に示す吸気バルブ周りの速度分布を生成するために、吸気ポート断面の一部を、対称面側を底辺とした略二等辺三角形状とする。このようなポート断面形状については、以下のような形状が考えられる。なお２本の吸気ポート形状は対称面ＣＬに対して面対称の関係にあるため、以下の説明では対称面ＣＬに対して右側の吸気ポート形状のみについてその特徴を述べる。
【００４６】
本発明におけるＡ２−Ａ２断面の形状として図１８に示す形状が考えられる。図１８において、ポート内壁面の対称面ＣＬ側に向かい合う面の接線をＰ１、ポート曲率外側のポート内壁面の接線をＰ２とする。図１８に示す吸気ポート断面形状は、Ｐ１とＰ２との交角αが鋭角、即ち９０度よりも狭いことを特徴とする。
【００４７】
また本発明におけるＡ２−Ａ２断面の形状として図１９に示す形状が考えられる。吸気ポート断面の幅をＷ、吸気ポート断面の高さをＨとする。また、Ｗ方向の座標をＸ，Ｈ方向の座標をＹとし、Ｗの中点，Ｈの中点を原点とした直角座標系Ｘ−Ｙを定義する。そして、Ｘ−Ｙ座標の第一象限内に含まれる吸気ポート断面積をＳ１，第二象限内に含まれる吸気ポート断面積をＳ２，第三象限内に含まれる吸気ポート断面積をＳ３，第四象限内に含まれる吸気ポート断面積をＳ４とする。図１９に示す吸気ポート断面形状は、Ｓ２とＳ３の総和面積がＳ１とＳ４の総和面積よりも大きく、かつ、Ｓ１がＳ４と等しいか、Ｓ１がＳ４よりも小さいことを特徴とする。
【００４８】
また本発明におけるＡ２−Ａ２断面の形状として図２０に示す形状が考えられる。吸気ポート断面の幅をＷ、吸気ポート断面の高さをＨとする。また、Ｗ方向の座標をＸ，Ｈ方向の座標をＹとし、Ｗの中点，Ｈの中点を原点とした直角座標系Ｘ−Ｙを定義する。そして、Ｘ−Ｙ座標の第一象限内に含まれる吸気ポート断面積をＳ１，第二象限内に含まれる吸気ポート断面積をＳ２，第三象限内に含まれる吸気ポート断面積をＳ３，第四象限内に含まれる吸気ポート断面積をＳ４とする。また対称面ＣＬと対向する側の吸気ポート壁面とＸ軸との交点をＣｘと定義する。図２０に示す吸気ポート断面形状は、対称面ＣＬと対向する側の吸気ポート壁面のＸ座標の最大値ＣｘｍａｘがＣｘと等しく、かつ、Ｓ２とＳ３の総和断面積がＳ１とＳ４の総和断面積よりも大きいことを特徴とする。
【００４９】
また本発明におけるＡ２−Ａ２断面の形状として図２１に示す形状が考えられる。吸気ポート断面の幅をＷ、吸気ポート断面の高さをＨとする。また、Ｗ方向の座標をＸ，Ｈ方向の座標をＹとし、Ｗの中点，Ｈの中点を原点とした直角座標系Ｘ−Ｙを定義する。またポート曲率外側方向の吸気ポート壁面のＹ座標の最大値をＣｙｍａｘとする。図２１に示す吸気ポート断面形状は、Ｘ＞０において吸気ポート壁面のＹ座標が常にＣｙｍａｘよりも小さいことを特徴とする。
【００５０】
なお図１２〜図１４に示す本発明の実施例においては、吸気マニホールドＩＮＴの断面を図１４、Ａ１−Ａ１断面に示すような略小判型形状とした。しかし図２２，図２３に示すように吸気マニホールドＩＮＴのＡ１−Ａ１断面を、略菱形形状としてもよい。このようにＡ１−Ａ１断面を、略菱形形状とすることによって、Ａ２−Ａ２断面に至るまでの断面形状の変化が小さく、吸気マニホールド内のガス流がよりスムーズにＡ２−Ａ２断面の吸気ポートに流れる。これによって流動抵抗をより低減可能となる。
【００５１】
またこの吸気マニホールドの菱形断面形状は、前記図１８〜図２１で示したＡ２−Ａ２断面の吸気ポート形状断面との組み合わせにおいても、同様の効果が得られる。
【００５２】
図２４に本発明の実施形態における吸気ポートの縦断面形状を示す。前述したように、本発明の実施例においてはＡ２−Ａ２断面が対称面を底辺とした略二等辺三角形状とあり、また図１５，図１６に示したようにＡ２−Ａ２断面の面積が他の断面の面積と等しいか大きくなるようにする。このため吸気ポートの縦断面形状は、図２４に示すようにＡ２−Ａ２断面部が吸気ポートの上下方向に広がり、略樽型の断面形状となる。ここで図２４の１Ｕ，１Ｂはそれぞれ図２５に示すように略三角断面形状の吸気ポートの最上部，最下部の稜線を示している。また１Ｕ′，１Ｂ′はそれぞれ図２５に示すように略円形断面形状の吸気ポートの最上部，最下部の稜線を示している。Ａ２−Ａ２断面からＡ３−Ａ３断面に向かって吸気ポート断面形状が略三角形から略円形に変化することで、１Ｂと１Ｂ′の間、１Ｕと１Ｕ′の間には変曲点ＰＢとＰＵがそれぞれできる。曲面１Ｂの変曲点ＰＢにおける接線ベクトルをＶｔｂ、曲面１Ｕの変曲点ＰＵにおける接線ベクトルをＶｔｕとする。
【００５３】
本発明における吸気ポート形状では、吸気バルブがリフトして生じるシリンダ中心側の開口部をＶＯとすると、吸気ポート下面の接線ベクトルＶｔｂが開口部ＶＯを指向している事が望ましい。
【００５４】
また、本発明における吸気ポート形状では、吸気バルブ９の傘部底面の中心座標をＰＶＣとすると、吸気ポート上面の接線ベクトルＶｔｕが吸気バルブの中心座標ＰＶＣよりも排気側（シリンダ中心側）を指向している事が望ましい。
【００５５】
なお上記２点については、両立することでより強い縦渦を生成することが可能であるが、どちらか一方であっても縦渦を強化する作用がある。以下で、本形状により縦渦が強化される理由を説明する。
【００５６】
図２４に示すような縦断面形状を有する吸気ポートでは、図２６に示すように吸気ポートの下側壁面１Ｂに沿ったガス流れが、吸気ポート下面の接線ベクトルが開口部ＶＯを指向している事から、吸気バルブ９の排気側開口部ＶＯを通って燃焼室３Ｃに入る。また吸気ポートの上側壁面１Ｕに沿ったガス流れは、吸気ポート上面の接線ベクトルＶｔｕが吸気バルブの中心座標ＰＶＣよりも排気側（シリンダ中心側）を指向している事から、吸気バルブ９の排気側開口部ＶＯを通って燃焼室３Ｃに入る。これらの流れは燃焼室３Ｃの上部で吸気側から排気側に向かうガス流れＶＴとなる。燃焼室上部において、燃焼室３Ｃにガス流れＶＴは燃焼室３Ｃ内の縦渦ＴＵを促進する方向に作用するためが一致するため、図２４に示すような縦断面形状を有する吸気ポートを用いることによって縦渦ＴＵをより強くすることができる。
【００５７】
また、吸気ポートの縦断面形状については図２７に示すように、吸気ポート下面の曲率半径をＲｂ、吸気ポート下面の曲率半径をＲｕとしたときに、ＲｂがＲｕよりも小さくなるように断面形状を決めてもよい。Ｒｂをより小さくすることで、吸気ポート下面１Ｂに沿った流れを吸気バルブの排気側開口部ＶＯに導くことができる。またＲｕをより大きくすることで、吸気ポート上面１Ｕに沿った流れを吸気バルブの排気側開口部ＶＯに導くことができる。これらは図２６で説明したように燃焼室３Ｃ内の縦渦ＴＵがより強くなるように作用する。
【００５８】
また、内燃機関が低回転，低負荷時により強い縦渦を生成するために、図２８，図２９に示すように吸気ポート内に整流板ＴＰと縦渦制御弁ＴＶＬを設けてもよい。整流板ＴＰは吸気ポート１の断面を上下に分割する薄板で構成される。図２８，図２９では吸気ポートのほぼ中央断面に整流板ＴＰを設けた例を示しているが、断面位置については要求される縦渦の強さがガス流量によって適宜調整される。すなわち低回転，低負荷時により強い縦渦が要求される場合には整流板ＴＰを吸気ポートの中央断面位置よりも上の位置に取り付けると良い。また縦渦制御弁ＴＶＬは整流板ＴＰの上流に設けられ、図示しないモーター等の駆動機構によって、整流板ＴＰで仕切られた下側の吸気ポート通路を閉塞したり、開放したりする。低回転，低負荷時により強い縦渦が要求される場合には縦渦制御弁ＴＶＬによって、整流板ＴＰで仕切られた下側の吸気ポート通路を閉塞し、整流板ＴＰで仕切られた上側の吸気ポートからガスを流入することで燃焼室３Ｃ内に強い縦渦ＴＵを生成する。高回転，高負荷時には、図３０に示すように流動損失を低減するため縦渦制御弁ＴＶＬは開放され、吸気ポート断面全体からガスが燃焼室内へ導入される。整流板ＴＰは吸気ポートのガス流れの乱れを抑制し、吸気ポートの軸方向へ整流する効果があるため、縦渦制御弁ＴＶＬが開放された場合においても、整流板ＴＰを設けない場合に対して燃焼室内の縦渦ＴＵを強化する効果がある。また整流板ＴＰの設置は、本発明による縦渦の強化メカニズムである、吸気ポートの排気側，対称面側からの流入速度向上を何ら阻害するものでは無い。このため、本発明の吸気ポート形状と整流板ＴＰを組み合わせることで、より強い縦渦ＴＵを生成することができる。
【００５９】
図３１は吸気行程における燃焼室３Ｃ内の噴霧とガス流動を示している。筒内噴射式内燃機関において均質燃焼を行う際には、通常燃料は吸気行程に噴射される。これは吸気行程中に生成されるガス流動を用いて噴霧の気化と気化燃料と空気の混合を促進するためである。燃料の噴射時期は、内燃機関の回転数や負荷（燃料噴射量）によって適切な時期が設定される。例えば、２０００rpmの全負荷運転では、燃料は上死点後６０〜９０度クランク角付近から噴射開始される。
【００６０】
図３２には吸気行程での噴霧とガス流動をシリンダ上方から見た図である。吸気弁９のリフトが最大時（上死点後１００度クランク角度前後）である。
【００６１】
本発明による吸気ポート形状においては、吸気ポートの排気側，対称面側からの流入速度向上を図り燃焼室内の縦渦強化を図るため、流入部の速度分布は図３２に示すように吸気バルブの中心軸ＣＶＹよりも対称面ＣＬ側に速度ピークのある分布となる。吸気行程に噴射された燃料の気化促進と、燃焼室内に吸入された空気と燃料との混合促進には、ガス流動の強い部分に噴霧を配置させることが有効である。これは以下の理由による。
【００６２】
通常，液滴からの気化速度は液滴と空気との速度差が大きいほど速くなるためガス流速の速い部分に噴霧があると気化が促進される。液滴と空気との速度差が大きいほど、空気のせん断力による液滴の微粒化が促進され、ガス流速の速い部分に噴霧があると気化が促進される。さらにガス流速が速いとガスの対流による混合と、乱流渦による混合が行われ、空気と燃料の混合が促進する。
【００６３】
図３２に示すように、吸気バルブが最大リフト時においてバルブ中心軸ＣＶＹと吸気バルブ傘部の外周部との２つの交点をＰｖ，Ｐｖ、噴霧点をＰｉとして、Ｐｖ−Ｐｉ−Ｐｖによって定義される角度をα１、噴霧の最外角をα２と定義する。本発明による吸気ポートによって生成されるガス流動の強い部分に噴霧を配置させるには、α２≦α１の関係になるように、燃料インジェクタ５から噴射される噴霧ＳＰの角度を設定することが望ましい。これによって吸気ポートから燃焼室内に入る速度の速いガス流動に向かって燃料噴霧ＳＰが噴射され、燃料の微粒化，気化，空気と燃料との混合がより促進される。
【００６４】
また、低負荷時において希薄燃焼を行う場合、もしくは冷機始動直後において点火時期遅角制御によって触媒暖機を行う場合には、図４３に示すように燃料の一部もしくは全量を圧縮行程に噴射することが行われる。本実施例では、燃料は圧縮行程の後期、例えば圧縮上死点前４０度クランク角付近で燃料噴射される。この場合、ピストン６がシリンダヘッド側へ上昇しているため、燃料噴霧の一部はピストン６の冠面に設けられたキャビティ６Ｃ内に向かって噴射される。また、ピストン冠面には段差６Ｓがあるため、キャビティ６Ｃ内に噴射された燃料は段差６Ｓによって燃焼室３Ｃ内の排気側への分散が抑制される。さらに段差６Ｓによって、ピストン６表面を流れる縦渦ＴＵは、段差６Ｓで上向きの流れになり、燃焼室３Ｃのほぼ中央部で上昇流が生じる。さらに圧縮行程が進むと、キャビティ６Ｃの噴霧は気化する。燃焼室３Ｃの縦渦ＴＵによって生じた燃焼室３Ｃ中央部付近での上昇流と、噴霧自体の貫徹力によって段差６Ｓで生じる上昇流によって、気化した燃料ＦＶは段差６Ｓから点火プラグ４の電極部に向かって上昇する。この結果、点火プラグ４の電極周りの気化燃料の濃度が高くなり、所謂成層混合気が形成される。このように混合気を成層化することで、全体として希薄な混合気に対して確実な点火を行ったり、冷機始動直後において点火時期を遅角化した場合に安定な燃焼を行うことが可能となる。また前述したように、混合気を点火プラグ周りに成層化させるには、燃焼室内の縦渦によって生成される燃焼室中央部での上昇流が必要である。この上昇流の強さは縦渦の強さにほぼ比例する。このため低負荷時の成層燃焼においても燃焼室内に充分な強さの縦渦の形成が不可欠であり、本発明による縦渦強化が有効である。
【００６５】
次に、本発明のポート噴射内燃機関への適用事例について図３４から図３９を用いて説明する。図３３において燃料インジェクタ５が吸気マニホールドＩＮＴに設けられ、吸気マニホールドＩＮＴ及び吸気ポート１内に燃料が噴射される。燃料噴霧の高さ方向の噴霧角α３は、燃料噴霧の最外角部が吸気ポート１の下流側（吸気バルブ開口部よりやや上流側）において、吸気ポートの上下壁面に衝突するように定められている。
【００６６】
また図３４に示すように、燃料噴霧ＳＰは２つの吸気弁９，９に向けて２方向に噴射される。
【００６７】
吸気ポート１のＡ２−Ａ２断面は図３５に示すように対称面ＣＬを底辺とした略二等辺三角形の断面形状，Ａ３−Ａ３断面は略円形形状となっている。
【００６８】
本実施例に用いる燃料噴霧の形態を図３６を用いて説明する。図３６は燃料インジェクタのノズルよりＬｉ離れた断面での噴霧の流量分布を示している。ここでＬｉは図３３に示すようにインジェクタ５を内燃機関に取り付けた状態において、インジェクタ５のノズル先端から吸気バルブ９までの距離である。すなわち図３６に示す噴霧の流量分布は、内燃機関における吸気バルブ位置での流量分布を示している。噴霧の幅をＷ、噴霧の高さをＨとしたとき、本インジェクタから噴射される噴霧はＨ＞Ｗ、すなわち縦長の形状となっているのが特徴である。また流量の重心は吸気バルブ中心よりも対称面側に偏った分布である。
【００６９】
前記のような特徴を有する噴霧を吸気マニホールド及び吸気ポート内に噴射すると、Ａ２−Ａ２断面においては図３７に示すような噴霧形態となる。即ち、噴霧重心が対称面ＣＬ側に偏り、かつ噴霧が縦長形状であるため、略三角形断面形状であるＡ２−Ａ２断面の吸気ポート１内では、三角形の底面近傍に噴霧ＳＰが集中する。このため縦長形状の噴霧ＳＰであっても、吸気ポート１の上側壁面１Ｕや下側壁面１Ｂに噴霧ＳＰが衝突するのを防ぐことができる。
【００７０】
図３８は内燃機関の上方から噴霧形態及び吸気バルブ部でのガス流速分布の関係を見た図である。燃料インジェクタ５から噴射された噴霧ＳＰは対称面側に偏っているため２つの吸気バルブの内側に衝突する。前述したように吸気ポートの断面形状によって吸気バルブの内側（対称面側）のガス流速が速くなる。図３９は内燃機関の排気側から燃料の液膜形態及び燃焼室流入部のガス速度分布の関係を見た図である。噴霧重心が対称面ＣＬ側に偏った分布となっていることから、燃料噴霧の多くは吸気バルブ９の内側（対称面側）に衝突し、その衝突位置に燃料液膜ＬＦを形成する。噴霧を縦長形状とすることで噴霧の壁面への付着面積が広がり、吸気バルブ上に生成される液膜は薄くなる。広範囲に薄い燃料液膜が形成されると、液膜とガス，壁面間の伝熱面積，液膜とガス間の蒸発面積が増え、かつ熱伝導による液膜への伝熱が促進されるため、液膜の気化が促進される。
【００７１】
図３９に示すように、流入部のガス速度分布は対称面側にピークが偏った分布であるため、燃焼室流入部のガス速度の速い部分が燃料液膜ＬＦの表面を流れることになる。燃料液膜の気化速度は、燃料液膜の速度とその表面を流れるガス速度の差が大きいほど速くなるため、燃焼室流入部のガス速度の速い部分が燃料液膜ＬＦの表面を流れることで、燃料液膜ＬＦの気化が促進される。また燃料液膜の速度とその表面を流れるガス速度の差が大きいため、ガスのせん断力による液膜の微粒化が促進される。さらに吸気バルブ９上で気化した燃料は吸気バルブ内側の高速のガス流動によって速やかに燃焼室３Ｃ内に流入し、空気との良好な混合が行われる。
【００７２】
以上、ポート噴射式内燃機関における本実施例の効果をまとめる。吸気ポートのＡ２−Ａ２断面を対称面を底辺とした略二等辺三角形断面形状とし、かつ、吸気ポート内に噴射される燃料噴霧の形状を縦長、かつ対称面に偏った分布とすることで、以下の効果が得られる。
（１）ポート壁面への噴霧干渉を防ぎつつ噴霧を広角にすることができ、薄い液膜を形成可能となる。これにより液膜の気化促進ができる。
（２）ガス流速が速い吸気バルブの対称面側に液膜を形成することで、液膜の気化促進と、燃焼室内での燃料と空気の混合促進が図れる。
【図面の簡単な説明】
【００７３】
【図１】４弁式内燃機関の概略構成図（平面図）。
【図２】４弁式内燃機関の概略構成図（縦断面図）。
【図３】従来の吸気ポート構成図。
【図４】従来の吸気ポート断面図。
【図５】従来の吸気ポート断面図。
【図６】従来の吸気ポートによるガス流れを示す平面図。
【図７】従来の吸気ポートによるガス流れを示す縦断面図。
【図８】従来の吸気ポートによるガス流れを示す平面図。
【図９】従来の吸気ポートによるガス流れを示す平面図。
【図１０】従来の吸気ポート断面の流量分布図。
【図１１】本発明の吸気ポートによるガス流れを示す平面図。
【図１２】本発明の吸気ポート形状を示す斜視図（例１）。
【図１３】本発明の吸気ポート縦断面図。
【図１４】本発明の吸気ポート断面図（例１）。
【図１５】本発明の吸気ポートの断面積変化例１。
【図１６】本発明の吸気ポートの断面積変化例２。
【図１７】本発明による吸気ポート内の流量分布。
【図１８】本発明のＡ２−Ａ２断面における吸気ポート断面形状（例１）。
【図１９】本発明のＡ２−Ａ２断面における吸気ポート断面形状（例２）。
【図２０】本発明のＡ２−Ａ２断面における吸気ポート断面形状（例３）。
【図２１】本発明のＡ２−Ａ２断面における吸気ポート断面形状（例４）。
【図２２】本発明の吸気ポート形状を示す斜視図（例２）。
【図２３】本発明の吸気ポート断面図（例２）。
【図２４】本発明の吸気ポート縦断面図。
【図２５】本発明の吸気ポート断面図。
【図２６】本発明の吸気ポートによるガス流れを示す縦断面図。
【図２７】本発明の吸気ポート縦断面図。
【図２８】本発明の吸気ポート形状を示す斜視図（例３）。
【図２９】本発明の吸気ポートによるガス流れを示す縦断面図（縦渦制御弁を閉じた場合）。
【図３０】本発明の吸気ポートによるガス流れを示す縦断面図（縦渦制御弁を開いた場合）。
【図３１】吸気行程に燃料を噴射した場合の噴霧挙動とガス流動を示す縦断面図。
【図３２】吸気行程に燃料を噴射した場合の噴霧挙動とガス流動を示す平面図。
【図３３】本発明によるポート噴射式エンジンの構成例を示す縦断面図。
【図３４】本発明によるポート噴射式エンジンの構成例を示す平面図。
【図３５】本発明の吸気ポート断面図。
【図３６】本発明によるポート噴射インジェクタの噴霧形状を示す図。
【図３７】本発明による吸気ポート内の噴霧形態を示す断面図。
【図３８】本発明によるポート噴射式エンジンの燃料挙動とガス流速分布を示す平面図。
【図３９】本発明によるポート噴射式エンジンの燃料液膜分布とガス流速分布を示す排気側からシリンダ内を見た平面図。
【図４０】本発明の実施例に示すピストンの平面図。
【図４１】本発明の実施例に示すピストンの縦断面図。
【図４２】本発明の実施例に示す燃料インジェクタの噴霧形状。
【図４３】圧縮行程後期に燃料を噴射した場合の噴霧挙動とガス流動を示す縦断面図。
【図４４】圧縮行程後期での気化燃料とガス流動を示す縦断面図。
【図４５】本発明と従来技術による縦渦強さと吸入空気量の比較。
【符号の説明】
【００７４】
１  吸気ポート
１Ｃ  吸気ポートの隔壁
１Ｂ  吸気ポートの凹部下面
１Ｂ′  吸気ポートの直線部下面
１Ｕ  吸気ポートの凸部上面
１Ｕ′  吸気ポートの直線部上面
２  排気ポート
２Ｃ  排気ポートの隔壁
３  シリンダ
３Ｃ  燃焼室
３ｈ  シリンダヘッド
４  点火プラグ
５  燃料インジェクタ
６  ピストン
６Ｃ  ピストン冠面にキャビティ
６Ｓ  ピストン冠面に設けた段差
６Ｗ  ピストン冠面に設けたキャビティの側壁
９  吸気バルブ
１０  排気バルブ
ＡＸ  吸気ポート中心軸
ＣＣ  シリンダ中心軸
ＣＬ  対称面
ＣＶＹ  対称面に平行な吸気バルブ中心軸
ＩＮＴ  吸気マニホールド
ＥＸＨ  排気マニホールド
ＦＶ  気化燃料
Ｈ  噴霧高さ
ＬＦ  燃料液膜
ＳＰ  燃料噴霧
ＴＰ  吸気ポート断面の仕切り板
ＴＵ  縦渦
ＴＶＬ  縦渦制御弁
Ｗ  噴霧幅
【図１】
2010090849.tif 000003
【図２】
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【図３】
2010090849.tif 000005
【図４】
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【図５】
2010090849.tif 000007
【図６】
2010090849.tif 000008
【図７】
2010090849.tif 000009
【図８】
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【図９】
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【図１０】
2010090849.tif 000012
【図１１】
2010090849.tif 000013
【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
2010090849.tif 000017
【図１６】
2010090849.tif 000018
【図１７】
2010090849.tif 000019
【図１８】
2010090849.tif 000020
【図１９】
2010090849.tif 000021
【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
2010090849.tif 000024
【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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【図２７】
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【図２８】
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【図２９】
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【図３０】
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【図３１】
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【図３２】
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【図３３】
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【図３４】
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【図３５】
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【図３６】
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【図３７】
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【図３８】
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【図３９】
2010090849.tif 000041
【図４０】
2010090849.tif 000042
【図４１】
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【図４２】
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【図４３】
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【図４４】
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【図４５】
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