(57)【要約】【課題】燃焼室内にタンブル流を生成する火花点火式内燃機関において、タンブル流の崩壊を抑制する。【解決手段】２つの吸気ポート２４および２つの排気ポート２６の開口端の略中間位置に、シリンダヘッド１６の下面から燃焼室１８側に突き出した突部４０が形成されている。点火プラグ２２は、突部４０の略中心に形成されたプラグ穴４２に挿嵌されている。突部４０を有する燃焼室１８の構造によれば、ωタンブル流の形成を抑制できる。【選択図】図２
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
内燃機関の燃焼室の上壁面の中央部に設けられた点火プラグを備え、前記燃焼室において、シリンダ軸方向の旋回流であるタンブル流が形成される火花点火式内燃機関の燃焼室構造であって、
前記上壁面に凸設され、前記燃焼室の中央部を流れる気流を周囲に分散させつつ前記燃焼室の吸排気方向にガイドするガイド部を設けたことを特徴とする火花点火式内燃機関の燃焼室構造。
【請求項２】
前記ガイド部が、前記点火プラグの設置箇所に設けられることを特徴とする請求項１に記載の火花点火式内燃機関の燃焼室構造。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は火花点火式内燃機関の燃焼室構造に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、燃焼室内にタンブル流を生成し、点火プラグの近傍に導く火花点火式の内燃機関が公知である。このような内燃機関の燃焼室構造として、例えば特許文献１には、点火プラグ孔の外周に設けられた点火プラグ領域と、２つの吸気ポートおよび２つの排気ポートの外周に設けられた４つのポート領域とを互いに稜部によって区画し、尚且つ、点火プラグ領域および４つのポート領域のそれぞれを燃焼室の上方へ凹む略半球状としたことが開示されている。この燃焼室構造によれば、圧縮上死点付近において崩壊するタンブル流を点火プラグの近傍に集中させることができる。よって、着火性を向上して燃焼効率を高めることができる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２０１３−１１３１２６号公報
【特許文献２】特開平２−２１５９２１号公報
【特許文献３】特開２００９−４１３９７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
ところで、機関回転速度が変化するとタンブル流の流速が変化する。機関回転速度が上昇してタンブル流が高速になると、上述したタンブル流の崩壊が圧縮行程において起こり易くなる。タンブル流の崩壊が発生すると、点火プラグの設置箇所の近傍を流れるタンブル流の流速が過剰に低下して着火性が低下するおそれがある。また、タンブル流の崩壊が発生すると、点火直前の混合ガスの分布に偏りが生じてしまい、その結果、点火後の火炎伝播に偏りが生じるおそれもある。
【０００５】
本発明は、上述のような課題に鑑みなされたものである。即ち、燃焼室内にタンブル流を生成する火花点火式内燃機関の燃焼室構造において、タンブル流の崩壊を抑制することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
第１の発明は、内燃機関の燃焼室の上壁面の中央部に設けられた点火プラグを備え、前記燃焼室において、シリンダ軸方向の旋回流であるタンブル流が形成される火花点火式内燃機関の燃焼室構造であって、
前記上壁面に凸設され、前記燃焼室の中央部を流れる気流を周囲に分散させつつ前記燃焼室の吸排気方向にガイドするガイド部を設けたことを特徴とする。
【０００７】
第２の発明は、第１の発明において、
前記ガイド部が、前記点火プラグの設置箇所に設けられることを特徴とする。
【発明の効果】
【０００８】
第１の発明によれば、燃焼室の上壁面に凸設したガイド部によって、タンブル流の高速化に伴う圧縮行程でのタンブル流の崩壊を抑制できる。また、ガイド部によって点火直前の混合ガスの分布の偏りも解消できる。従って、点火後の火炎伝播に偏りが生じるのを良好に抑制できる。
【０００９】
上記ガイド部は、燃焼室の吸気側に設けることもできる。但し、燃焼室の吸気側にガイド部を設けると、吸気が燃焼室に流入する際の障害となるおそれがある。この点、第２の発明によれば、点火プラグの設置箇所にガイド部を設けたので、吸気をスムーズに燃焼室に流入させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１０】
【図１】実施の形態の内燃機関の燃焼室の断面模式図である。
【図２】燃焼室１８をピストン１４側から見た斜視図である。
【図３】燃焼室１８をピストン１４側から見た平面図である。
【図４】図３のＡ−Ａ断面図である。
【図５】図３のＢ−Ｂ断面図である。
【図６】圧縮ＴＤＣ前後におけるガス流速の変化を示した図である。
【図７】比較用の燃焼室内の圧縮ＴＤＣにおける気流分布を示している。
【図８】比較用の燃焼室内の圧縮ＴＤＣにおける気流の速度分布を示している。
【図９】比較用の燃焼室内の火炎伝播の時間経過を示した図である。
【図１０】燃焼室１８内の圧縮ＴＤＣにおける気流分布を示している。
【図１１】燃焼室１８内の圧縮ＴＤＣにおける気流の速度分布を示している。
【図１２】突部４０の突き出し量とプラグ部流速との関係を示した図である。
【図１３】突部４０の模式図とその断面図である。
【図１４】圧縮ＴＤＣ前後における気流の乱れの変化を示した図である。
【図１５】実施の形態の変形例を説明するための図である。
【発明を実施するための形態】
【００１１】
以下、本発明の実施の形態の内燃機関の燃焼室構造について図を用いながら説明する。
【００１２】
図１は、本発明の実施の形態の内燃機関の燃焼室の断面模式図である。図１に示すように、内燃機関１０のシリンダ１２には、シリンダ１２内を摺動するピストン１４が設けられている。シリンダ１２の上方には、シリンダヘッド１６が配置されている。シリンダ１２のボア壁面、ピストン１４の頂面およびシリンダヘッド１６の底面により燃焼室１８が画定される。
【００１３】
シリンダヘッド１６には、燃焼室１８内に燃料を直接噴射するための燃料噴射弁２０が設けられている。シリンダヘッド１６には、燃焼室１８内の混合気に点火するための点火プラグ（点火栓）２２も設けられている。つまり、内燃機関１０は、筒内噴射式の火花点火エンジンである。なお、内燃機関１０はポート噴射式の火花点火エンジンでもよい。
【００１４】
シリンダヘッド１６の下面には、吸気ポート２４と排気ポート２６が形成されている。燃焼室１８は、吸気ポート２４を介して吸気通路２８と連通し、排気ポート２６を介して排気通路３０と連通している。吸気ポート２４は、図１中に「タンブル方向」と示す方向の縦旋回流である吸気のタンブル流の生成を促せるような形状で形成されている。なお、吸気通路２８内に、タンブル流を効果的に生成するための気流制御弁を設けてもよい。吸気ポート２４には、吸気バルブ３２が設けられている。排気ポート２６には、排気バルブ３４が設けられている。
【００１５】
図２は、燃焼室１８をピストン１４側から見た斜視図である。図２に示すように、シリンダヘッド１６には、吸気ポート２４と排気ポート２６が２つずつ形成されている。吸気ポート２４の開口端にはバルブシート３６が埋め込まれている。排気ポート２６の開口端にはバルブシート３８が埋め込まれている。バルブシート３６，３８の内周面は、燃焼室１８側に径が拡大するテーパ面を形成する。このテーパ面に図１の吸気バルブ３２が着座すると吸気ポート２４が閉じられ、テーパ面から吸気バルブ３２が離間すると吸気ポート２４が開かれる。排気ポート２６の開閉は、吸気ポート２４と同様である。
【００１６】
図２に示すように、上記４つのポートの開口端の略中間位置（即ち、燃焼室１８の上壁面の略中央部）に、シリンダヘッド１６の下面から燃焼室１８側に突き出した突部４０が形成されている。この突部４０の形状の詳細は、以下の図３乃至図５において説明する。点火プラグ２２は、突部４０の略中心に形成されたプラグ穴４２に挿嵌され、先端の電極部が燃焼室１８内に露出する。
【００１７】
図３は、燃焼室１８をピストン１４側から見た平面図である。図３に示すように、突部４０の断面は銀杏型であり、その外縁は、２つの吸気ポート２４の間を始点として各バルブシート３６の外縁に沿って延び、吸気ポート２４と排気ポート２６の間で屈曲して２つの排気ポート２６の間に向かい、該排気ポート２６の間に終点が形成される。この外縁の幅は、吸気ポート２４と排気ポート２６の間において最も広く、ここから２つの吸気ポート２４の間、或いは、２つの排気ポート２６の間に向かうほど狭くなる。
【００１８】
図４は、図３のＡ−Ａ断面図である。プラグ穴４２の開口端の断面線４２ａを基準とする。そうすると、シリンダ軸方向の２つの距離に関して次のことが分かる。即ち、吸気ポート２４側における突部４０の外縁４０ａと断面線４２ａの間の距離Ｄ１は、排気ポート２６側における突部４０の外縁４０ｂと断面線４２ａの間の距離Ｄ２よりも短い。つまり、突部４０は、排気ポート２６側よりも吸気ポート２４側において、より大きく燃焼室１８内に突き出した形状をしている。また、シリンダ軸に垂直な方向の２つの距離に関して次のことが分かる。即ち、プラグ穴４２の開口端４２ｂから外縁４０ａまでの距離Ｄ３は、プラグ穴４２の開口端４２ｃから外縁４０ｂまでの距離Ｄ４よりも長い。つまり、突部４０は、排気ポート２６側よりも吸気ポート２４側において、より大きく延びる形状をしている。この形状については、図３からも明らかである。
【００１９】
図５は、図３のＢ−Ｂ断面図である。図４の断面線４２ａと平行な断面線４０ｃを基準とする。そうすると、シリンダ軸に垂直な方向の２つの距離に関して次のことが分かる。即ち、吸気ポート２４側における突部４０の外縁４０ｄから断面線４０ｃの一端４０ｅまでの距離Ｄ５は、排気ポート２６側における突部４０の外縁４０ｆから断面線４０ｃの他端４０ｇまでの距離Ｄ６よりも短い。つまり、突部４０は、吸気ポート２４側において、バルブシート３６の外縁の近傍から当該外縁に沿って燃焼室１８内に突き出した形状をしている。
【００２０】
図６乃至図１１を参照しながら、燃焼室１８の構造に基づく効果を説明する。図６は、圧縮ＴＤＣ前後におけるガス流速の変化を示した図である。本図は、エンジン回転数４０００ｒｐｍ、フルスロットル（ＷＯＴ）の運転条件のもと、プラグ穴に挿入した計測器を用いて燃焼室内のガス流速（プラグ部流速）を測定することで作成したものである。同図の縦軸はガス流速の測定値を示している。具体的に、吸気側から排気側へ向かう流速が増すほど正（＋）の値を示し、排気側から吸気側へ向かう流速が増すほど負（−）の値を示している。
【００２１】
図６の「ベース」は、突部４０のない比較用の燃焼室内で測定したプラグ部流速に対応している。具体的に、プラグ部流速は、圧縮ＴＤＣ前には正の値を示しているものの、圧縮ＴＤＣに近づくほど低下して負の値を示すようになる。つまり、比較用の燃焼室内においては、圧縮ＴＤＣよりも前にガスの流れ方向が反転している。同図の「突き出しあり」は、突部４０を有する燃焼室１８内でのプラグ部流速に対応している。具体的に、プラグ部流速は、圧縮ＴＤＣに近づくほど低下するものの、圧縮ＴＤＣの近傍においても依然として正の値を示す。つまり、燃焼室１８内においては、比較用の燃焼室内において観察されたガスの反転が抑制されている。
【００２２】
比較用の燃焼室内においてガスの流れ方向が反転した理由は、ωタンブル流が形成されたためである。このωタンブル流に関し、図７乃至図９を参照しながら説明する。図７は、比較用の燃焼室内の圧縮ＴＤＣにおける気流分布を示している。図７に示すように、比較用の燃焼室４４内には、２つの旋回中心を有する旋回流が形成される。この気流の中心（タンブル中心）は、同図下方のＡ−Ａ断面図に示すように、点火プラグの近傍に形成される。
【００２３】
このような気流が形成される理由は次のとおりである。即ち、吸気行程において２つの吸気ポートから流入した吸気は、流入直後に合流して１つの大きなタンブル流となって燃焼室４４内をシリンダ軸方向（縦方向）に旋回する。エンジン回転数が低ければ、この縦旋回流の形状が保たれる。ところが、エンジン回転数が高くなると、この縦旋回流の高速化に伴い燃焼室４４中心付近の吸排気方向の気流が強くなる。そうすると、縦旋回流が圧縮行程において崩壊し、２つの旋回中心を有する旋回流に変化する。燃焼室４４の上方から見ると、変化後の旋回流の軌跡がω（オメガ）形状を呈しているので、本明細書においてはこの旋回流をωタンブル流と称している。
【００２４】
図８は、燃焼室４４内の圧縮ＴＤＣにおける気流の速度分布を示している。図８に示すように、燃焼室４４の中心部においては、気流速度Ｖの分布の間隔が吸排気方向に広がっている。一方、燃焼室４４の周辺部においては、気流速度Ｖの分布の間隔が狭くなる。この理由は、燃焼室４４の中心部に気流が集中して干渉し合い、吸排気方向に垂直な方向の気流成分が生じたためである。
【００２５】
燃焼室内にωタンブルが形成されると、点火後の火炎伝播に偏りが生じる。図９は、燃焼室４４内の火炎伝播の時間経過を示した図である。なお、点火時期は圧縮ＴＤＣに設定した。図９に示すように、燃焼室４４の中心部で発生した火炎は、その大きさを拡大しながら燃焼室４４の側面（つまり、シリンダの壁面）に向かって伝播する。しかし、ωタンブルが形成されると排気側から吸気側に向かうガスの流れができるので、火炎は真円形とならず歪んだ形のものとなる。そうすると、ノッキングの発生や、燃料の燃焼遅れの原因となってしまう。
【００２６】
この点、突部４０を有する燃焼室１８の構造によれば、ωタンブル流の形成を抑制できる。図１０は、燃焼室１８内の圧縮ＴＤＣにおける気流分布を示している。図１０に示すように、燃焼室１８内の気流は吸排気方向に沿うように分布する。燃焼室４４内で形成された２つの旋回中心を有する旋回流は観察されない。この理由は、燃焼室１８の中央部を吸排気方向に流れる気流が、突部４０によって周囲に分散されるためである。同図下方のＡ−Ａ断面図に示すように、この気流の中心（タンブル中心）は、点火プラグ２２の先端よりも燃焼室１８の中心側に形成される。この理由は、図中に矢印で示すように、突部４０を避けるように気流の流れが形成されるためである。
【００２７】
図１１は、燃焼室１８内の圧縮ＴＤＣにおける気流の速度分布を示している。図１１に示すように、燃焼室１８においては、気流速度Ｖの分布は略等間隔になる。この理由は、図１０の説明の際に述べた理由と同様である。
【００２８】
図１２乃至図１４を参照しながら、突部４０の突き出し量について説明する。図１２は、突部４０の突き出し量とプラグ部流速との関係を示した図である。図１２は、図６と同様の手法によって作成したものである。図１２に示す「突き出し無し」は、図６の「ベース」同様、突部４０のない比較用の燃焼室内で測定したプラグ部流速に対応している。この場合は、圧縮ＴＤＣよりも前にガスの流れ方向が反転している。この「突き出し無し」から突き出し量を増やす。そうすると、突き出し量ＶＤ１，ＶＤ２においては依然としてガスの反転が見られるが、突き出し量ＶＤ３，ＶＤ４においてはガスの反転が解消している。このように、突き出し量ＶＤを増やせばガスの反転が解消する。
【００２９】
なお、図１２の突き出し量は、図１３により定義される。図１３は、突部４０の模式図とその断面図である。図１３の下方に示すＣ−Ｃ断面およびＤ−Ｄ断面に示すように、プラグ穴４２の開口端の断面線４２ａと、排気ポート２６側における突部４０の外縁４０ｂとの間のシリンダ軸方向の距離を、突き出し量ＶＤと定義する。
【００３０】
図１４は、圧縮ＴＤＣ前後における気流の乱れの変化を示した図である。図１４に示すように、突き出し量ＶＤを増やすと燃焼室内の気流の乱れが低下する。気流の乱れが少ないと気流分布が燃焼室内で不均一となり、火炎の伝播に影響を及ぼす。よって、突部４０の突き出し量ＶＤは、単に増やせばよい訳ではない。このような観点から、突部４０の突き出し量は、燃焼室内でのガスの反転を解消でき、尚且つ、気流乱れが低下しない値とすることが好ましい。
【００３１】
以上、燃焼室１８の構造によれば、燃焼室内でのωタンブル流の形成を抑制できる。従って、燃焼室内の火炎の歪みを是正でき、ノッキングの発生を良好に抑制できる。また、燃料の燃焼速度の低下をも抑制できる。そのため、新気に比べて着火性の低いＥＧＲガスを燃焼室内に導入する場合においても、失火等の不具合が生じるのを抑制できる。よって、内燃機関１０がＥＧＲシステムを備える場合には、より多くのＥＧＲガスを内燃機関１０に導入することも可能となる。
【００３２】
ところで、上述の実施の形態においては、プラグ穴４２を囲むように突部４０を設けたが、この突部４０の設置箇所はこれに限られない。図１５は、本実施の形態の変形例を説明するための図である。図１５に示す燃焼室４６においては、プラグ穴４２よりも吸気ポート２４側に突部４８が形成されている。突部４８は、燃焼室４６の中央部を流れる気流を周囲に分散させる隔壁の如く機能するものである。このように、点火プラグ２２による点火直前において、燃焼室４６の中央部を流れる気流を周囲に分散させつつ排気ポート２６側にガイドすることができる突部であれば、その設置箇所は各種の変形が可能である。
【００３３】
なお、上述の実施の形態においては、突部４０が上記第１の発明における「ガイド部」に相当する。
【符号の説明】
【００３４】
１０  内燃機関
１２  シリンダ
１４  ピストン
１６  シリンダヘッド
１８，４４，４６  燃焼室
２２  点火プラグ
２４  吸気ポート
２６  排気ポート
４０，４８  突部
４２  プラグ穴
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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