(57)【要約】【課題】  圧縮比が比較的高い内燃機関の熱効率を向上させる。【解決手段】  ピストン３５を往復動可能に収容するシリンダボア７を有するシリンダブロック２と、シリンダブロックの上面に結合され、ピストンの冠面４４及びシリンダボアの内面との間に燃焼室４５を形成するシリンダヘッド３と、燃焼室に火花発生部２３が突入したスパークプラグ２２とを有する内燃機関１であって、機械圧縮比が、１１．０以上であり、シリンダボアの直径に対するピストンのストロークの比であるボアストローク比が１．２５以上１．７以下であり、燃焼室は、火花発生部が配置された部分において最も大きな高さを有し、かつピストンが上死点にあるときの平均高さが６．５ｍｍ以上１０ｍｍ以下である。【選択図】    図２
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
ピストンを往復動可能に収容するシリンダボアを有するシリンダブロックと、前記シリンダブロックの上面に結合され、前記ピストンの冠面及び前記シリンダボアの内面との間に燃焼室を形成するシリンダヘッドと、前記燃焼室に火花発生部が突入したスパークプラグとを有する内燃機関であって、
機械圧縮比が、１１．０以上であり、
前記シリンダボアの直径に対する前記ピストンのストロークの比であるボアストローク比が１．２５以上１．７以下であり、
前記燃焼室は、前記火花発生部が配置された部分において最も大きな高さを有し、かつ前記ピストンが上死点にあるときの平均高さが６．５ｍｍ以上１０ｍｍ以下であることを特徴とする内燃機関。
【請求項２】
前記ピストンが上死点にあるときの前記燃焼室の体積に対する、前記ピストンが上死点にあるときの前記火花発生部の発火点と前記ピストンの前記冠面及び前記シリンダヘッドの前記燃焼室を形成する面との最短距離を半径とした球の体積の比が２％以上であることを特徴とする請求項１に記載の内燃機関。
【請求項３】
前記シリンダヘッドは、前記シリンダボアと対応する部分に前記燃焼室を形成する燃焼室凹部を有し、
前記燃焼室凹部は、中央部において最も大きな深さを有し、
前記スパークプラグの前記火花発生部は、前記燃焼室の中央部に配置されていることを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の内燃機関。
【請求項４】
前記ピストンの前記冠面は、その周縁部に形成され、前記ピストンの軸線に対して直交する環状の平面部と、その中央部に形成され、前記平面部の内縁に連続し、前記平面部に対して凹んだ凹部とを有することを特徴とする請求項３に記載の内燃機関。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内燃機関に関し、詳細には圧縮比が比較的高い内燃機関の熱効率を向上させる技術に関する。
【背景技術】
【０００２】
内燃機関の圧縮比が大きくなると、内燃機関の熱効率が理論上向上することが知られている。しかしながら、排気量を一定としたままで圧縮比を大きくすると、燃焼室の体積が小さくなり、燃焼による火炎がピストンの冠面（上面）等の燃焼室内壁に燃焼初期に干渉するようになる。その結果、燃焼初期の高温の火炎がピストン冠面に接触することによって冷却損失が増加するため、熱効率が低下する。また、火炎伝播性の悪化によって燃焼期間が長くなることによって、自着火のような異常燃焼が発生し易くなるため、熱効率が低下する。このように、単純に圧縮比を大きくするだけでは、内燃機関の熱効率を向上させることはできない。
【０００３】
以上のような問題に対して、ピストンの冠面に凹部を形成し、スパークプラグの火花発生部から広がる火炎とピストン冠面との接触を遅らせるようにしたものがある（例えば、特許文献１）。特許文献１に係る内燃機関では、凹部の形成に伴う圧縮比の低下を防ぐために、凹部の周囲に隆起部を形成し、燃焼室の体積を縮小している。隆起部は、火炎との干渉を避け得る形状に形成されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特許第５００３４９６号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
しかしながら、ピストンの冠面に隆起部や凹部を設ける手法では、ピストンの冠面の表面積が増大するため、燃焼ガス（火炎）とピストンの冠面との接触面積が増大し、冷却損失が増加するという問題がある。そのため、内燃機関の高圧縮比化に伴う熱効率を向上させるためには、ピストンの冠面の表面積の増大を抑制しつつ、いかにピストンの冠面と火炎との干渉を避けるかが問題となる。
【０００６】
本発明は、以上の背景を鑑み、圧縮比が比較的高い内燃機関の熱効率を向上させることを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
上記課題を解決するために、本発明は、ピストン（３５）を往復動可能に収容するシリンダボア（７）を有するシリンダブロック（２）と、前記シリンダブロックの上面に結合され、前記ピストンの冠面（４４）及び前記シリンダボアの内面との間に燃焼室（４５）を形成するシリンダヘッド（３）と、前記燃焼室に火花発生部（２３）が突入したスパークプラグ（２２）とを有する内燃機関（１）であって、機械圧縮比が、１１．０以上であり、前記シリンダボアの直径に対する前記ピストンのストロークの比であるボアストローク比が１．２５以上１．７以下であり、前記燃焼室は、前記火花発生部が配置された部分において最も大きな高さを有し、かつ前記ピストンが上死点にあるときの平均高さが６．５ｍｍ以上１０ｍｍ以下であることを特徴とする。ここで、燃焼室の高さは、シリンダボアの軸線方向における燃焼室の長さをいう。ピストンが上死点にあるときの燃焼室の平均高さＨは、ピストンが上死点にあるときの燃焼室の体積Ｖ１を、シリンダボアの断面積Ａで除することによって算出することができる（Ｈ＝Ｖ１／Ａ）。
【０００８】
この構成によれば、ボアストローク比が比較的大きな値に設定されるため、機械圧縮比を高くする場合にも、ピストンが上死点にあるときの燃焼室の平均高さを大きくすることができる。これにより、スパークプラグの火花発生部と上死点にあるピストンの冠面を含む燃焼室の内面との最短距離が比較的長くなり、燃焼初期に火炎とピストンの冠面を含む燃焼室の内面との接触が抑制される。そのため、ピストンの冠面を比較的平坦に形成して表面積を縮小することが可能になり、燃焼ガスからピストンの冠面に移動する熱量の低減、すなわち冷却損失の低減が可能になる。
【０００９】
また、上記発明において、前記ピストンが上死点にあるときの前記燃焼室の体積に対する、前記ピストンが上死点にあるときの前記火花発生部の発火点（２６）と前記ピストンの前記冠面及び前記シリンダヘッドの前記燃焼室を形成する面との最短距離を半径とした球の体積の比が２％以上であるとよい。
【００１０】
この構成によれば、燃焼初期において火炎とピストンの冠面との干渉が避けられ、火炎伝播性が向上すると共に、冷却損失が低減される。
【００１１】
また、上記発明において、前記シリンダヘッドは、前記シリンダボアと対応する部分に前記燃焼室を形成する燃焼室凹部（１０）を有し、前記燃焼室凹部は、中央部において最も大きな深さを有し、前記スパークプラグの前記火花発生部は、前記燃焼室の中央部に配置されているとよい。
【００１２】
この構成によれば、火花発生部の周囲に空間が確保され、火炎とシリンダヘッドの燃焼室を形成する面との干渉が抑制される。
【００１３】
また、上記発明において、前記ピストンの前記冠面は、その周縁部に形成され、前記ピストンの軸線に対して直交する環状の平面部（４４Ａ）と、その中央部に形成され、前記平面部の内縁に連続し、前記平面部に対して凹んだ凹部（４４Ｂ）とを有するとよい。
【００１４】
この構成によれば、ピストンの冠面の表面積の増加を抑制しつつ、スパークプラグの火花発生部とピストンの冠面との距離を一層長くすることができる。
【発明の効果】
【００１５】
以上の構成によれば、圧縮比が比較的高い内燃機関の熱効率を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】本実施形態に係る内燃機関の燃焼室を示す断面図
【図２】ボア直径が８１ｍｍのときの、ボアストローク比、燃焼室の平均高さ、及び機械圧縮比の関係を示す図
【図３】ボア直径が８１ｍｍ、ボアストローク比が１．２のときの、機械圧縮比に対する未燃ＨＣ量の関係を示す図
【図４】ボア直径が８１ｍｍ、ボアストローク比が１．５のときの、機械圧縮比に対する質量燃焼割合５０−９０％期間の関係を示す図
【図５】ボア直径が６０ｍｍのときの、ボアストローク比、燃焼室の平均高さ、及び機械圧縮比の関係を示す図
【図６】ボア直径が６０ｍｍ、ボアストローク比が１．３のときの、機械圧縮比に対する未燃ＨＣ量の関係を示す図
【図７】ボアストローク比、図示平均有効圧、及び正味熱効率の関係を示す図
【図８】ボアストローク比、正味熱効率、及び図示平均有効圧力の関係を示す図
【図９】（Ａ）プラグ下距離と燃焼室に対する仮想球の体積比との関係を示す図、（Ｂ）プラグ下距離とＥＧＲ限界との関係を示す図
【発明を実施するための形態】
【００１７】
以下、図面を参照して本発明を自動車用の内燃機関に適用した実施形態を説明する。
【００１８】
図１に示すように、内燃機関１は、レシプロエンジンであり、シリンダブロック２と、シリンダブロック２の上端面に結合されたシリンダヘッド３とを有する。シリンダブロック２には、一端がシリンダブロック２の上端面に開口すると共に、他端がシリンダブロック２の下部に形成されたクランク室に開口した断面が円形の貫通孔５が形成されている。貫通孔５の内周面には、両端が開口したシリンダスリーブ６が装着されている。シリンダスリーブ６の内周面は、断面が円形のシリンダボア７を形成する。シリンダボア７の軸線であるシリンダ軸線が延在する方向をＺ方向、内燃機関１のクランク軸（不図示）の延在する方向をＸ方向、シリンダ軸線及びクランク軸線と直交する方向をＹ方向とする。また、Ｙ方向における一側を吸気側、他側を排気側とする。シリンダブロック２の上端面は、シリンダ軸線方向と直交するように配置されている。シリンダボア７は、シリンダブロック２に少なくとも１つ形成されている。
【００１９】
シリンダヘッド３は、その下端面においてシリンダブロック２の上端面に結合されている。シリンダヘッド３の下端面におけるシリンダボア７の一端と対向する部分には、燃焼室凹部１０が凹設されている。燃焼室凹部１０は、ペントルーフ形に形成され、その中央部の吸気側に吸気側内壁１１を有し、排気側に排気側内壁１２を有する。吸気側内壁１１及び排気側内壁１２は、それぞれＺ方向と直交する面に対して傾斜し、図１に示すようにＸ方向から見た場合に略三角形の屋根形をなすように配置されている。吸気側内壁１１及び排気側内壁１２は、それぞれＸ方向に延びている。これにより、燃焼室凹部１０は、中央部、すなわち吸気側内壁１１及び排気側内壁１２の接合部において最も大きな深さを有する。また、燃焼室凹部１０の周縁部は、シリンダ軸線と略直交する平面に形成され、スキッシュ領域を形成する。
【００２０】
燃焼室凹部１０の吸気側内壁１１には２つの吸気ポート１５が開口し、排気側内壁１２には２つの排気ポート１６が開口している。各吸気ポート１５は燃焼室凹部１０からシリンダヘッド３内を吸気側に延び、吸気側の側面に開口している。各排気ポート１６は燃焼室凹部１０からシリンダヘッド３内を排気側に延び、排気側の側面に開口している。吸気ポート１５及び排気ポート１６の燃焼室凹部１０側の開口端には吸気弁１７及び排気弁１８が設けられている。吸気弁１７及び排気弁１８は、ポペット弁であり、図示しない動弁機構によって開閉駆動される。
【００２１】
燃焼室凹部１０の中央部には、貫通孔であるスパークプラグ孔２１が形成されている。スパークプラグ孔２１には、スパークプラグ２２が挿入され、固定されている。スパークプラグ２２は、先端に形成された火花発生部２３が燃焼室凹部１０内に突入している。火花発生部２３は、スパークプラグ２２の軸線に沿って先端側に突出した中心電極２４と、中心電極２４の先端とスパークプラグ２２の軸線方向に所定の距離をおいて対向するようにＬ字形に形成された接地電極２５とを有する。火花発生部２３では、中心電極２４の先端から接地電極２５に放電が発生し、中心電極２４と接地電極２５の間に火花が発生する。すなわち、中心電極２４と接地電極２５の間の部分が発火点２６となる。
【００２２】
吸気側内壁１１の２つの吸気ポート１５の間に位置する部分には、Ｙ方向に延びる溝部２８が形成されている。溝部２８の燃焼室凹部１０の周縁側に位置する端部には、貫通孔であるインジェクタ孔３１の一端が開口している。インジェクタ孔３１は燃焼室凹部１０からシリンダヘッド３内を吸気側に延び、吸気側の側面に開口している。インジェクタ孔３１には、インジェクタ３２が挿入され、固定されている。インジェクタ３２は、燃焼室凹部１０側の先端から燃焼を噴射する。溝部２８は、インジェクタ３２から噴射された燃料が、燃焼室凹部１０の壁面と接触しないようにする目的で形成されている。
【００２３】
シリンダボア７には、ピストン３５が往復動可能に収容されている。ピストン３５は、コンロッド３６を介して図示しないクランクシャフトに連結されている。ピストン３５は、左右対称形をなし、円板状のピストン頭頂部３７（クラウン部）と、ピストン頭頂部３７の周縁部の吸気側及び排気側から下方へと突設された一対のスカート部３８と、各スカート部３８の対応する側縁同士を互いに連結する一対の連結壁部３９とを有している。一対の連結壁部３９のそれぞれには、互いに同軸となり、かつクランク軸線と平行となるピンボス部４１が形成されている。ピンボス部４１には、ピストンピン４２が挿入され、ピストンピン４２にはコンロッド３６の小端部が枢支されている。
【００２４】
ピストン頭頂部３７の燃焼室凹部１０側を向く面である、ピストン３５の冠面４４は、シリンダスリーブ６の内周面及び燃焼室凹部１０と共に燃焼室４５を形成する。燃焼室４５は、ピストン３５の位置に応じて体積が変化し、ピストン３５が上死点にあるときに体積が最小となる。ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５の体積をＶ１、シリンダボア７の行程体積（排気量）をＶ０とすると、機械圧縮比は（Ｖ１＋Ｖ０）／Ｖ１で求められる。本実施形態では、機械圧縮比は１１．０以上に設定されている。機械圧縮比は、好ましくは１１．０以上２２．０以下、より好ましくは１３．０以上２０．０以下、更に好ましくは１４．０以上１８．０以下に設定されている。行程体積Ｖ０は、例えば、２００ｃｃ以上１０００ｃｃ以下に設定されている。
【００２５】
冠面４４は、周縁部にピストン３５の軸線方向（Ｚ方向）と直交する環状の平面部４４Ａを有し、中央部にシリンダ軸線方向に凹設された凹部４４Ｂを有する。凹部４４Ｂは、球面の一部をなす形状に形成され、外周部は円形をなし、平面部４４Ａの内周部に連続している。凹部４４Ｂは、例えば、ピストン３５が上死点にあるときにスパークプラグ２２の発火点２６を中心とする球面の一部をなすように形成されている。なお、凹部４４Ｂは必須の構成ではなく、他の実施形態では省略してもよい。その場合、冠面４４の全域をＺ方向に直交する平面に形成してもよい。
【００２６】
シリンダボア７の直径をＢ（ｍｍ）、ピストン３５のストロークをＳ（ｍｍ）とすると、本実施形態に係る内燃機関１では、シリンダボア７の直径Ｂに対するピストン３５のストロークＳの比であるボアストローク比（Ｓ／Ｂ）が１．２５以上２．０以下、好ましくは１．２５以上１．７以下、より好ましくは１．３以上１．７以下、更に好ましくは１．４以上１．６以下に設定されている。ボアストローク比は、１．１以上でロングストロークエンジンであると一般に認識される。
【００２７】
シリンダ軸線方向における燃焼室４５の長さを燃焼室４５の高さとする。ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５は、燃焼室凹部１０及びピストン３５の冠面４４の形状に起因して、ピストン３５が上死点にあるときに、その中央部において最も大きな高さを有する。詳細には、燃焼室凹部１０が吸気側内壁１１及び排気側内壁１２を有するペントルーフ型に形成されているため、燃焼室４５の高さは周縁部から中央側に進むにつれて大きくなる。また、ピストン３５の冠面４４に凹部４４Ｂが形成されている場合には、燃焼室４５の高さは更に周縁部から中央側に進むにつれて大きくなる。燃焼室凹部１０の中央部にスパークプラグ２２及びその火花発生部２３が配置されているため、燃焼室４５は火花発生部２３が配置された部分において最も大きな高さを有するといえる。
【００２８】
ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５の平均高さＨ（以下、短縮して燃焼室平均高さＨという）は、６．５ｍｍ以上１０ｍｍ以下、より好ましくは７ｍｍ以上１０ｍｍ以下に設定されている。燃焼室平均高さＨは、ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５の体積Ｖ１をシリンダボア７の断面積Ａ（Ａ＝π×（Ｂ／２）２）で除することによって算出することができる（Ｈ＝Ｖ１／Ａ）。燃焼室平均高さＨは、圧縮比を高める場合には６．５ｍｍ以上１０ｍｍ以下の範囲で可能な限り小さい値であることが好ましく、例えば６．５ｍｍ以上８ｍｍ以下に設定されることが好ましい。
【００２９】
ピストン３５が上死点にあるときにおいて、シリンダ軸線方向における発火点２６とピストン３５の冠面４４との距離をプラグ下距離Ｄ１、シリンダ軸線方向（Ｚ方向）における発火点２６と燃焼室凹部１０の内面との距離をプラグ上距離Ｄ２とする。プラグ下距離Ｄ１が発火点２６とピストン３５の冠面４４との最短距離となり、プラグ上距離Ｄ２が発火点２６と燃焼室凹部１０の内面との最短距離となるように、ピストン３５の冠面４４及び燃焼室凹部１０の内面の形状が設定されている。本実施形態では、プラグ下距離Ｄ１がプラグ上距離Ｄ２以下となるように、発火点２６の位置が設定されている。ピストン３５が上死点にあるときの発火点２６とピストン３５の冠面４４とのプラグ下距離Ｄ１を半径とした仮想球の体積をＶ２（Ｖ２＝４π／３×（Ｄ１／２）３）とする。仮想球は、発火点２６において発生した火炎が放射状に伝播し、ピストン３５の冠面４４に初めて接触（干渉）するときの火炎の形状（大きさ）を表している。換言すると、仮想球は、火炎がピストン３５の冠面４４に干渉せずに伝播可能な範囲を表している。上述したように、本実施形態では、ピストン３５が上死点にあるときの、発火点２６と冠面４４とのプラグ下距離Ｄ１が、発火点２６と燃焼室凹部１０の内面とのプラグ上距離Ｄ２以下に配置されているため、仮想球は冠面４４及び燃焼室凹部１０の内面、又は冠面４４のみに接触する。なお、他の実施形態では、プラグ上距離Ｄ２がプラグ下距離Ｄ１以下となるように、発火点２６の位置が設定されてもよい。この場合、発火点２６において発生した火炎は放射状に伝播し、最初に燃焼室凹部１０の内面及び冠面４４、又は燃焼室凹部１０の内面のみに接触する。このときの火炎の仮想球の体積をＶ３（Ｖ３＝４π／３×（Ｄ２／２）３）とする。
【００３０】
本実施形態では、ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５の体積Ｖ１に対する仮想球の体積Ｖ２の比Ｖ２／Ｖ１（以下、短縮して燃焼室に対する仮想球の体積比Ｖ２／Ｖ１という）が、２％以上に設定されている。また、ピストン３５が上死点にあるときの発火点２６とピストン３５の冠面４４とのプラグ下距離Ｄ１が６ｍｍ以上に設定されている。なお、燃焼室に対する仮想球の体積比Ｖ２／Ｖ１の上限値は、特に限定されないが、例えば１０％、又は６％としてもよい。また、他の実施形態として、プラグ上距離Ｄ２をプラグ下距離Ｄ１以下とする場合には、ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５の体積Ｖ１に対する仮想球の体積Ｖ３の比Ｖ３／Ｖ１を２％以上に設定するとよい。
【００３１】
本実施形態に係る内燃機関１では、シリンダボア７の直径Ｂは、５５ｍｍ以上８５ｍｍ以下に設定されている。より好ましくは、リンダボアの直径Ｂは、６０ｍｍ以上８１ｍｍ以下に設定されている。
【００３２】
上述したボアストローク比、燃焼室平均高さＨ、及び燃焼室に対する仮想球の体積比Ｖ２／Ｖ１は、次のような実験結果から導き出されている。
【００３３】
図２は、シリンダボア直径Ｂが８１ｍｍの場合に、ボアストローク比及び燃焼室平均高さＨを変化させた内燃機関１の燃焼状態を確認した結果を示す図である。図２に示すように、シリンダボア直径Ｂが８１ｍｍで一定であるため、燃焼室平均高さＨ及びボアストローク比が定まると、ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５の体積Ｖ１、行程体積Ｖ０、及び機械圧縮比が定まる。また、燃焼室平均高さＨが任意の値に定まると、機械圧縮比はボアストローク比の増加に伴って増加する。
【００３４】
図２に示す結果は、シリンダボア直径Ｂを８１ｍｍとし、ボアストローク比及び燃焼室平均高さＨを変化させた内燃機関１のサンプルを複数作成し、それぞれに対して燃焼状態を確認することによって得られた。なお、発火点２６の位置は、プラグ下距離Ｄ１及びプラグ上距離Ｄ２が等しくなるように配置されており、燃焼室平均高さＨが大きくなるにつれてプラグ下距離Ｄ１及びプラグ上距離Ｄ２が大きくなる。燃焼状態は、未燃ＨＣ率、燃焼質量割合（ＭＢＦ）５０−９０％期間に基づいて評価した。未燃ＨＣ率は、供給されたＨＣ（炭化水素）量に対して燃焼後にも残存したＨＣ量の割合であり、値が大きいほど燃焼が不安定であることを示している。燃焼質量割合５０−９０％期間は、燃焼による総熱発生量に対する熱発生量が５０％に達してから９０％に達するまでに要する期間をクランク角（ｄｅｇ）によって表したものであり、期間が長いほど燃焼が不安定であることを示している。
【００３５】
図２に示すように、燃焼室平均高さＨが６ｍｍ以下の範囲で燃焼状態が悪化することが確認された。特に、燃焼状態は、燃焼室平均高さＨが小さくなるほど悪化することが確認された。また、ボアストローク比が１．２５以上１．７以下、かつ燃焼室平均高さＨが６．５ｍｍ以上、かつ機械圧縮比が１０以上の範囲で、燃焼が良好であることが確認された（第１燃焼良好領域）。また、第１燃焼良好領域における、燃焼室平均高さＨが７ｍｍ以上１０ｍｍ以下の範囲で燃焼がより良好であることが確認された（第２燃焼良好領域）。以上の結果は、燃焼室平均高さＨが増加するほど、発火点２６とピストン３５の冠面４４とのプラグ下距離Ｄ１が大きくなるため、発火点２６において発生した火炎とピストン３５の冠面４４との干渉が燃焼初期において避けられ、冷却損失が低減されると共に、火炎伝播性が向上することに起因する。
【００３６】
図３は、図２の一部を詳細に示したものであり、ボアストローク比を１．２としたときの、燃焼室平均高さＨ（機械圧縮比）に対する未燃ＨＣ率を示す。図３に示すように、未燃ＨＣ率は燃焼室平均高さＨが８ｍｍ、７ｍｍ、及び６．５ｍｍの場合に概ね等しい値となり、燃焼室平均高さＨが６ｍｍの場合に大きく増加する。そのため、シリンダボア直径Ｂを８１ｍｍ、ボアストローク比を１．２とした場合、燃焼室平均高さＨが６ｍｍと６．５ｍｍとの間に、燃焼状態が急激に変化する変曲点（臨界）があることが判る。
【００３７】
図４は、図２の一部を詳細に示したものであり、ボアストローク比を１．５としたときの、燃焼室平均高さＨ（機械圧縮比）に対する燃焼質量割合５０−９０％期間を示す。図４に示すように、燃焼質量割合は燃焼室平均高さＨが６．５ｍｍ、７ｍｍ、８ｍｍ、９ｍｍ、１０ｍｍの場合に概ね等しい値となり、燃焼室平均高さＨが６ｍｍの場合に大きく増加する。そのため、シリンダボア直径Ｂを８１ｍｍ、ボアストローク比を１．５とした場合、燃焼室平均高さＨが６ｍｍと６．５ｍｍとの間に、燃焼状態が急激に変化する臨界条件（変曲点）があることが判る。
【００３８】
図５は、シリンダボア直径Ｂを６０ｍｍとし、ボアストローク比、及び燃焼室平均高さＨを変化させた内燃機関１の燃焼状態を確認した結果を示す図である。図５に示す結果は、シリンダボア直径Ｂを６０ｍｍとし、ボアストローク比、及び燃焼室平均高さＨを変化させた内燃機関１のサンプルを複数作成し、それぞれに対して燃焼状態を確認することによって得られた。なお、発火点２６の位置は、プラグ下距離Ｄ１及びプラグ上距離Ｄ２が等しくなるように配置されている。
【００３９】
図５に示すように、燃焼室平均高さＨが６ｍｍ以下の範囲で燃焼状態が悪化することが確認された。特に、燃焼状態は、燃焼室平均高さＨが小さくなるほど悪化することが確認された。また、ボアストローク比が１．２５以上１．７以下、かつ燃焼室平均高さＨが６．５ｍｍ以上、かつ機械圧縮比が１０以上の範囲で、燃焼が良好であることが確認された（第１燃焼良好領域）。また、第１燃焼良好領域における、燃焼室平均高さＨが７ｍｍ以上９ｍｍ以下の範囲で燃焼がより良好であることが確認された（第２燃焼良好領域）。
【００４０】
図６は、図５の一部を詳細に示したものであり、シリンダボア直径Ｂを６０ｍｍ、ボアストローク比を１．３としたときの、燃焼室平均高さＨ（機械圧縮比）に対する未燃ＨＣ率を示す。図６に示すように、未燃ＨＣ率は燃焼室平均高さＨが８ｍｍ、７ｍｍ、及び６．５ｍｍの場合に概ね等しい値となり、燃焼室平均高さＨが６ｍｍの場合に大きく増加する。そのため、シリンダボア直径Ｂを６０ｍｍ、ボアストローク比を１．３とした場合、燃焼室平均高さＨが６ｍｍと６．５ｍｍとの間に、燃焼状態が急激に変化する臨界条件（変曲点）があることが判る。
【００４１】
以上の図２〜図６に示すように、燃焼状態は、燃焼室平均高さＨが６ｍｍと６．５ｍｍとの間に臨界条件があることが判る。また、そのため、燃焼室平均高さＨを６．５ｍｍ以上とすることによって、良好な燃焼状態を実現することができる。なお、燃焼室平均高さＨは、大きくするほど機械圧縮比が低下するため、機械圧縮比を増加させる場合には小さいほど好ましく、例えば１０ｍｍ以下、より好ましくは９ｍｍ以下であるとよい。燃焼室平均高さＨが同じ値である場合、ボアストローク比を大きくするほど機械圧縮比を大きくすることができる。そのため、シリンダボア直径Ｂを６０ｍｍ以上、燃焼室平均高さＨを７ｍｍ以上、機械圧縮比を１１．０以上とする場合には、ボアストローク比は１．２５以上であることが好ましい。
【００４２】
図７は、ボアストローク比を１．２、１．５、２．０に設定した内燃機関１の正味熱効率（ηｅ、％）を図示平均有効圧（ＩＭＥＰ、ｋＰａ）に対して表したグラフである。各内燃機関１において、シリンダボア直径Ｂが８１ｍｍ、機械圧縮率が１３．５に設定されている。また、発火点２６の位置は、プラグ下距離Ｄ１及びプラグ上距離Ｄ２が等しくなるように配置されている。また、各内燃機関１において正味熱効率が最大となるように、内燃機関１毎に個別のＥＧＲ率が設定されている。その他の条件は、各内燃機関１において同じである。ボアストローク比を１．２とした場合には、行程体積Ｖ０が５００ｃｃ、ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５の体積Ｖ１が４０ｃｃ、燃焼室平均高さＨが７．７ｍｍとなる。ボアストローク比を１．５とした場合には、行程体積Ｖ０が６２６ｃｃ、ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５の体積Ｖ１が５０ｃｃ、燃焼室平均高さＨが９．７ｍｍとなる。ボアストローク比を２．０とした場合には、行程体積Ｖ０が８３４ｃｃ、ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室４５の体積Ｖ１が６７ｃｃ、燃焼室平均高さＨが１３．０ｍｍとなる。
【００４３】
図７に示すように、ボアストローク比を１．５又は２．０とした場合、正味熱効率は概ね同じ値となり、ボアストローク比を１．２とした場合に比べて高い値となる。これは、ボアストローク比が大きくなることによって、燃焼室平均高さＨが大きくなり、燃焼初期において火炎とピストン３５の冠面４４との干渉が避けられるため、冷却損失が減少すると共に火炎伝播性が向上したことに起因する。火炎伝播性が向上することによって、未燃ＨＣが低下すると共に、異常燃焼が抑制され、正味熱効率が向上する。また、火炎伝播性が向上することによってＥＧＲ率を高めることができるため、ＥＧＲ率の増加によるポンピングロスの低減効果等によっても正味熱効率が向上する。ボアストローク比を大きくすることによって、燃焼室平均高さＨを大きくし、火炎とピストン３５の冠面４４との干渉を避ける手法では、冠面４４の表面積の増大を抑制しながら、高い圧縮比を実現することができるため、冷却損失の低減に有効である。
【００４４】
また、正味熱効率は、ボアストローク比が１．５から２．０に増加することによって、若干低下している。これは、ピストン３５のロングストローク化に伴うピストン３５とシリンダボア７との摩擦の増加に起因する。また、ピストン３５のロングストローク化に伴って、燃焼室４５内の燃焼ガスの流動が促進されるため、燃焼室４５を画成する壁面と燃焼ガスとの熱交換が促進され、冷却損失が増加することにも起因する。
【００４５】
図７に示すように、正味熱効率は、ボアストローク比を１．５又は２．０とした場合とボアストローク比を１．２とした場合との間で比較的大きな差があるため、ボアストローク比が１．２〜１．５の間に、正味熱効率に比較的大きな影響を与える臨界値があることが推測される。また、正味熱効率は、ボアストローク比が１．５から２．０になることによって、若干低下しているため、ボアストローク比は、１．５付近の値で正味熱効率が最大となることが推測される。以上のように、図７に示す結果から、正味熱効率を向上させるためには、ボアストローク比は、１．２より大きく２．０以下、好ましくは１．２５以上１．７以下、より好ましくは１．３以上１．７以下、更に好ましくは１．４以上１．６以下に設定されるとよい。
【００４６】
図８は、ボアストローク比に対する正味熱効率を示す図である。図８では、シリンダボア７の直径が８１ｍｍ、機械圧縮率が１３．５の内燃機関１について、図示平均有効圧力（ＩＭＥＰ）が３２０ｋＰａ、５２０ｋＰａ、７２０ｋＰａの場合の正味熱効率を示している。シリンダボア直径Ｂ及び機械圧縮率が一定であるため、ボアストローク比が増加すると、燃焼室平均高さＨが増加する。図８に示すように、各図示平均有効圧力において、ボアストローク比が１．２以上１．２５以下の範囲では、ボアストローク比の増加に伴って正味熱効率が急激に増加し、１．２５以上１．５以下の範囲では、ボアストローク比の増加に伴って正味熱効率が緩やかに増加している。すなわち、ボアストローク比が１．２以上１．２５以下の範囲では、１．２５以上１．５以下の範囲よりもボアストローク比の増加に伴って正味熱効率が大きく増加している。一方、ボアストローク比が１．５以上２．０以下の範囲では、ボアストローク比の増加に伴って正味熱効率が僅かながら減少している。なお、正味熱効率は、ボアストローク比が２．０の場合の方が１．２の場合よりも明らかに大きな値となっている。
【００４７】
ボアストローク比が１．２以上１．５以下の範囲で、ボアストローク比の増加に伴って正味熱効率が増加する理由は、上述したように燃焼室平均高さＨが大きくなり、燃焼初期において火炎とピストン３５の冠面４４との干渉が避けられ、冷却損失が減少すると共に火炎伝播性が向上したことに起因する。また、ボアストローク比が１．５以上２．０以下の範囲で、ボアストローク比の増加に伴って正味熱効率が僅かながら減少する理由は、上述したようにピストン３５のロングストローク化に伴う摩擦損失の増加や、燃焼室４５内の燃焼ガスの流動促進による冷却損失の増加に起因する。
【００４８】
図８に示すグラフの形状から、ボアストローク比が１．２より大きく１．２５未満の間に正味熱効率が大きく変化する臨界値が存在することが推測される。また、ボアストローク比は、１．４以上１．６以下の範囲、より詳細には１．５付近で正味熱効率が最大となる。以上より、正味熱効率を向上させるためには、ボアストローク比は１．２５以上２．０以下、好ましくは１．３以上２．０以下、より好ましくは１．３以上１．７以下、更に好ましくは１．４以上１．６以下の範囲に設定するとよいことが判る。
【００４９】
図９（Ａ）は、ピストン３５が上死点にあるときの発火点２６と冠面４４とのプラグ下距離Ｄ１と燃焼室に対する仮想球の体積比Ｖ２／Ｖ１との関係を示す図であり、図９（Ｂ）は、プラグ下距離Ｄ１とＥＧＲ限界との関係を示す図である。図９（Ａ）及び（Ｂ）に示す結果は、シリンダボア直径Ｂが８１ｍｍ、機械圧縮率が１３．５に設定された内燃機関において、プラグ下距離Ｄ１を変化させることによって得られた。また、プラグ上距離Ｄ２は、プラグ下距離Ｄ１と等しくなるように配置されている。ＥＧＲ限界は、燃焼室に供給される吸気全体の体積に対するＥＧＲガスの体積の割合（％）を増加させたときに、当初ＥＧＲの割合の増加に応じて増加する正味熱効率が、減少に転じるときの割合をいう。すなわち、ＥＧＲ限界は正味熱効率を最も向上させることができるＥＧＲの供給割合をいう。
【００５０】
図９（Ｂ）に示すように、プラグ下距離Ｄ１が３ｍｍ以上６ｍｍ未満の範囲では、プラグ下距離Ｄ１の増加に伴ってＥＧＲ限界が増加する。一方、プラグ下距離Ｄ１が６ｍｍ以上の範囲では、プラグ下距離Ｄ１が増加してもＥＧＲ限界の値は横ばいとなる。そのため、図９（Ｂ）からプラグ下距離Ｄ１は６ｍｍ以上であると好ましいことが判る。なお、プラグ下距離Ｄ１が増加すると、圧縮比を増加させるときに不利であるため、プラグ下距離Ｄ１は、２ｍｍの設定可能幅を設け、６ｍｍ以上８ｍｍ以下であることが好ましい。
【００５１】
図９（Ａ）に示すように、プラグ下距離Ｄ１が６ｍｍ以上のとき、燃焼室に対する仮想球の体積比Ｖ２／Ｖ１は２％以上となる。そのため、燃焼室に対する仮想球の体積比Ｖ２／Ｖ１は２％以上であることが好ましい。なお、プラグ下距離Ｄ１が８ｍｍのとき、燃焼室に対する仮想球の体積比Ｖ２／Ｖ１は６％となる。そのため、仮想球の体積比Ｖ２／Ｖ１は２％以上６％以下としてもよい。
【００５２】
以上の実施形態に係る内燃機関では、ボアストローク比が比較的大きな値に設定されるため、機械圧縮比を高くする場合にも、ピストン３５が上死点にあるときの燃焼室平均高さＨを大きくすることができる。これにより、スパークプラグ２２の火花発生部２３と上死点にあるピストン３５の冠面４４との距離が比較的長くなり、燃焼初期に火炎とピストン３５の冠面４４との接触が抑制される。そのため、ピストン３５の冠面４４を比較的平坦に形成して表面積を縮小することが可能になり、燃焼ガスからピストン３５の冠面４４に移動する熱量の低減、すなわち冷却損失の低減が可能になる。
【００５３】
以上で具体的実施形態の説明を終えるが、本発明は上記実施形態に限定されることなく幅広く変形実施することができる。例えば、上記実施形態では燃料噴射方式を直噴としたが、ポート噴射としてもよい。また、燃焼室凹部１０の形状をペントルーフ型としたが、燃焼室凹部１０の中央部の深さが最も深くなる形状であればよく、半球型や多球型等の公知の様々な形状を適用することができる。
【符号の説明】
【００５４】
１...内燃機関、２...シリンダブロック、３...シリンダヘッド、７...シリンダボア、１０...燃焼室凹部、２２...スパークプラグ、２３...火花発生部、２６...発火点、３２...インジェクタ、３５...ピストン、４４...冠面、４４Ａ...平面部、４４Ｂ...凹部、４５...燃焼室
【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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