JP2022083619A - エンジンの燃焼室構造 - Google Patents

Abstract

【課題】ノッキングを抑制しつつエンジン出力を向上させることができるエンジンの燃焼室構造を提供する。【解決手段】エンジンの燃焼室６は、ピストン５の冠面５０、シリンダ２の内壁面、及びペントルーフ型の天井面６Ｕによって区画される。冠面５０は、排気側の端縁付近に配置された排気側底部５１、吸気側の端縁付近に配置された吸気側底部５２、排気側底部５１から冠面５０の中央部に向けて上昇する排気側傾斜面５３、吸気側底部５２から冠面５０の中央部に向けて上昇する吸気側傾斜面５４、及び、平面５５を含む。平面５５は、排気側傾斜面５３の上端と吸気側傾斜面５４の上端との間に連続的に設けられ、冠面５０の中央部においてシリンダ軸ＡＸと直交する方向に延びる。平面５５の表面積Ｓ１は、排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２よりも大きい。【選択図】図８

Description

本発明は、ペントルーフ型の天井面を有する燃焼室を備えたエンジンの燃焼室構造に関する。

熱効率の改善、燃費性能の向上等の目的で、エンジンの燃焼室の構造、とりわけピストンの構造について日々研究がなされている。例えば特許文献１には、ペントルーフ型の天井面を備えた燃焼室において、ピストン冠面にキャビティと、前記天井面の形状に沿った傾斜面とを具備させる構造が開示されている。この燃焼室構造によれば、タンブル流の減速を抑制して燃焼を促進し、燃費性能が向上する。

燃費性能の向上に端的に有効な手段は、圧縮比を高く設定することである。しかし、高圧縮比とすると、例えば低回転高負荷の運転領域で圧縮端の燃焼室内圧力及び温度が過度に上昇し、異常燃焼を誘発する。この異常燃焼は、火炎伝播燃焼の完了前における未燃の燃料ガスの急峻な自己着火に基づくものであり、これによりノッキングが発生する。

特開２０１８－１６２７３３号公報

従来、上述したノッキングの発生の防止のため、エンジン出力をあえて抑制する手段が取られている。具体的には、燃焼室への燃料噴射時期や混合気への点火タイミングを工夫して燃焼重心を遅角させ、エンジン出力を抑制している。このような手段はエンジンの高出力化を阻むため、なるべく回避したいところである。特許文献１に開示された燃焼室の構造的工夫も燃費性能の向上に寄与し得るが、本発明者らのさらなる研究によれば、タンブル流を圧縮行程後半まで維持させるという観点では十分ではないことが判明した。

本発明の目的は、ノッキングを抑制しつつエンジン出力を向上させることができるエンジンの燃焼室構造を提供することにある。

本発明の一局面に係るエンジンの燃焼室構造は、ピストンの冠面と、前記ピストンが摺動可能に収容されるシリンダの内壁面と、シリンダヘッドに形成されたペントルーフ型の天井面とによって区画される燃焼室を備えたエンジンの燃焼室構造であって、前記天井面には、前記燃焼室に吸気を供給する吸気ポートの開口と、前記燃焼室から排気を排出する排気ポートの開口とが形成され、前記吸気ポートが配設される側を吸気側、前記排気ポートが配設される側を排気側とするとき、前記冠面は、当該冠面の前記排気側の端縁付近に配置された排気側底部、及び前記吸気側の端縁付近に配置された吸気側底部と、前記排気側底部から前記冠面の中央部に向けて上昇する排気側傾斜面と、前記吸気側底部から前記冠面の中央部に向けて上昇する吸気側傾斜面と、前記排気側傾斜面の上端と前記吸気側傾斜面の上端との間に連続的に設けられ、前記冠面の中央部において前記シリンダの軸方向と直交する方向に延びる平面と、を含み、前記平面の表面積は、前記排気側傾斜面の表面積よりも大きいことを特徴とする。

この燃焼室構造によれば、ペントルーフ型の天井面に吸気ポートが形成されるので、タンブル流が形成される燃焼室となる。ピストン冠面は、排気側傾斜面及び吸気側傾斜面によって凸状に***し、その中央部には連続的な平面が形成される。なお、「連続的な平面」とは、キャビティ等の窪みが存在しない平面の意である。

前記連続的な平面を形成することで、タンブル流をキャビティ等の窪みで阻害することなく、当該平面に沿って流すことができる。さらに、前記平面の表面積を、前記排気側傾斜面の表面積よりも大きくすることで、タンブル流が前記排気側傾斜面に衝突して弱体化することを抑制できる。これらの構造的工夫により、タンブル流に対するピストン冠面の抵抗を小さくし、タンブル流を圧縮行程後半まで維持させることができる。タンブル流が崩壊する際には、乱流エネルギーが生成される。タンブル流を維持することは、タンブル流が保有する前記乱流エネルギーを高い状態で維持することに繋がる。従って、タンブル流を圧縮行程後半で崩壊させ、高い乱流エネルギーを生成させることで、燃焼速度を速めることが可能となる。これにより、ノッキングの要因となる自己着火の発生前に燃焼を完了させることができる。そして、ノッキングを抑制できることから、燃焼重心を遅角する等のエンジン出力をあえて抑制する制御を回避できる。また、その結果として高圧縮比が達成可能となる。

上記の燃焼室構造において、前記平面の表面積は、前記吸気側傾斜面の表面積よりも大きいことが望ましい。

吸気側傾斜面の表面積が大きすぎると、当該吸気側傾斜面に沿ったタンブル流の流れが形成され易くなる。この場合、シリンダの内壁面へのタンブル流の衝突が発生し、タンブル流の維持を阻害する。上記の燃焼室構造によれば、前記平面の表面積が前記吸気側傾斜面の表面積よりも大きく設定されるので、前記平面に沿うようにタンブル流を流動させることができる一方、吸気側傾斜面に沿ったタンブル流の生成を防止できる。従って、タンブル流を圧縮行程後半までより維持させ易くすることができる。

上記の燃焼室構造において、前記平面の表面積は、前記排気側傾斜面の表面積と前記吸気側傾斜面の表面積との総和よりも大きいことが望ましい。

この燃焼室構造によれば、タンブル流の前記排気側傾斜面への衝突、前記吸気側傾斜面にガイドされることによるシリンダ内壁への衝突を一層抑制でき、タンブル流の維持に貢献する。

上記の燃焼室構造において、前記平面に対向する前記天井面には、前記燃焼室内において火炎伝播燃焼を実現させる点火部が配置されていることが望ましい。

タンブル流が弱体化されることなく圧縮された吸気は、前記平面に対向する位置において前記乱流エネルギーが高い状態となる。このような位置に点火部が配置されることで、火炎伝播燃焼の燃焼速度を速めることができる。

上記の燃焼室構造において、前記燃焼室に燃料を噴射する燃料噴射部が、前記燃焼室の前記吸気側に配設されていることが望ましい。

この燃焼室構造によれば、燃料噴射部から噴霧された燃料をタンブル流に乗せ易くなり、均質な混合気を燃焼室内に形成させることができる。

上記の燃焼室構造において、前記シリンダの幾何学的圧縮比が１３．５以上１５．５以下の範囲内に設定されていることが望ましい。これにより、燃費性能の向上を図ることができる。

本発明によれば、ノッキングを抑制しつつエンジン出力を向上させることができるエンジンの燃焼室構造を提供することができる。

図１は、本発明に係るエンジンの燃焼室構造が適用されたエンジンの概略断面図である。 図２は、前記エンジン本体が備える１つのシリンダの構造を示す模式的な斜視図である。 図３は、シリンダ及びその近傍の吸排気系の構造を示す概略平面図である。 図４は、ピストンの斜視図である。 図５は、ピストンの冠面の平面図である。 図６は、ピストンの冠面の側面図である。 図７は、図５のＶＩＩ－ＶＩＩ線断面図である。 図８は、ピストン冠面に関連する各種パラメータを付記した、ピストンの斜視図である。 図９（Ａ）は、本発明の実施例に係る燃焼室におけるタンブル流の流動を模式的に示す図、図９（Ｂ）は比較例に係る燃焼室におけるタンブル流の流動を模式的に示す図である。 図１０（Ａ）、（Ｂ）は、比較例に係る燃焼室におけるタンブル流の流動を模式的に示す図である。 図１１は、本発明の実施例１、２に係るピストン冠面の構造及びパラメータを示す表形式の図である。 図１２は、本発明の実施例３、４に係るピストン冠面の構造及びパラメータを示す表形式の図である。 図１３は、本発明の実施例５、６に係るピストン冠面の構造及びパラメータを示す表形式の図である。 図１４は、本発明の実施例７、比較例に係るピストン冠面の構造及びパラメータを示す表形式の図である。

［エンジンの全体構成］
以下、図面に基づいて、本発明の実施形態に係るエンジンの燃焼室構造を詳細に説明する。図１は、本発明の実施形態に係る燃焼室構造が適用されたエンジンの概略断面図である。ここに示されるエンジンは、自動車等の車両の走行駆動用の動力源として前記車両に搭載される多気筒のガソリンエンジンである。エンジンは、エンジン本体１と、これに組付けられた図外の吸排気マニホールド及び各種ポンプ等の補機とを含む。

エンジン本体１は、シリンダ２が内部に形成されたシリンダブロック３と、シリンダ２を上から閉塞するようにシリンダブロック３の上面に取り付けられたシリンダヘッド４と、シリンダ２内に収容されたピストン５とを有している。エンジン本体１は、典型的には複数の（例えば４つの）シリンダを有する多気筒型のものであるが、図１では簡略化のため、１つのシリンダ２のみを図示している。

図２は、１つのシリンダ２の模式的な斜視図を示している。ピストン５は、シリンダ２のボア径Ｌｂに応じた外径を有する略円筒体であり、所定のストロークＬｓで往復摺動可能にシリンダ２内に収容されている。後記で詳述するが、ピストン５の上面である冠面５０は凸状に***しており、山高さｈの平面５５が備えられている。ピストン５の下方には、エンジン本体１の出力軸であるクランク軸７が設けられている。クランク軸７は、ピストン５とコネクティングロッド８を介して連結され、ピストン５の往復運動に応じて中心軸回りに回転駆動される。

ピストン５の上方には燃焼室６が区画されている。燃焼室６には、後述するインジェクタ１５からの噴射によって前記燃料が供給される。供給された燃料が燃焼室６で空気と混合されつつ燃焼し、その燃焼による膨張力で押し下げられたピストン５が上下方向に往復運動する。燃焼室６は、シリンダ２の内壁面と、ピストン５の冠面５０と、シリンダヘッド４の底面に形成された燃焼室天井面６Ｕ（吸気弁１１及び排気弁１２の各バルブ面を含む）とによって区画されている。燃焼室天井面６Ｕは、上向きに凸のペントルーフ型の形状を有する天井面である。

シリンダ２の幾何学的圧縮比、つまりピストン５が上死点にあるときの燃焼室６の容積とピストン５が下死点にあるときの燃焼室６の容積との比は、１３．５以上の高圧縮比に設定することが望ましい。好ましい圧縮比の範囲は、１３．５以上１５．５以下の範囲である。このような高圧縮比に設定することで、燃費性能を向上させることができる。

ペントルーフ型の燃焼室天井面６Ｕには、燃焼室６に向けて開口する吸気ポート９及び排気ポート１０が形成されている。吸気ポート９は、燃焼室６に吸気を供給するポートである。本実施形態の吸気ポート９は、タンブル流（縦渦）を形成可能なタンブルポートである。図２には、タンブル流Ｆｔの流動方向が付記されている。排気ポート１０は、燃焼室６から燃焼後の排気を排出するポートである。燃焼室天井面６Ｕには、吸気ポート９を開閉する吸気弁１１と、排気ポート１０を開閉する排気弁１２とが設けられている。

本実施形態のエンジンのバルブ形式は、図２及び図３に示すように、吸気２バルブ×排気２バルブの４バルブ形式である。図３は、シリンダ２及びその近傍の吸排気系の構造を示す概略平面図である。吸気ポート９は、第１吸気ポート９Ａ及び第２吸気ポート９Ｂを有する。排気ポート１０は、第１排気ポート１０Ａ及び第２排気ポート１０Ｂを有する。吸気弁１１は、第１吸気ポート９Ａ及び第２吸気ポート９Ｂに対しそれぞれ１つずつ設けられ、排気弁１２は、第１排気ポート１０Ａ及び第２排気ポート１０Ｂに対しそれぞれ１つずつ設けられている。

図３に示すように、第１、第２吸気ポート９Ａ、９Ｂのうち、第２吸気ポート９Ｂには、当該第２吸気ポート９Ｂを開閉可能なスワール弁１７が設けられている。スワール弁１７が閉方向に駆動されると、スワール弁１７が設けられていない第１吸気ポート９Ａから燃焼室６に流入する吸気の割合が増大する。このため、シリンダ軸ＡＸ（燃焼室６の中心軸）の回りを旋回する旋回流、つまりスワール流を強化することができる。図３には、スワール流Ｆｓの流動方向が付記されている。逆に、スワール弁１７を開方向に駆動すればスワール流Ｆｓを弱めることができる。上述の通り、吸気ポート９はタンブルポートであため、スワール弁１７の閉時に形成されるスワール流Ｆｓは、タンブル流Ｆｔとミックスされた斜めスワール流となる。

シリンダヘッド４には、吸気弁１１を駆動する吸気側動弁機構１３と、排気弁１２を駆動する排気側動弁機構１４とが配設されている。これら動弁機構１３、１４により、吸気弁１１及び排気弁１２がクランク軸７の回転に連動するように駆動される。この駆動により、吸気弁１１のバルブヘッドが吸気ポート９の開口部を開閉し、排気弁１２のバルブヘッドが排気ポート１０の開口部を開閉する。動弁機構１３、１４には、開閉タイミングを変更する図略の可変バルブタイミング機構が組み込まれている。

シリンダヘッド４には、インジェクタ１５（燃料噴射部）及び点火プラグ１６（点火部）が組み付けられている。インジェクタ１５は、図略のフューエルシステムから供給される燃料を燃焼室６に噴射する。インジェクタ１５は、燃焼室天井面６Ｕの周縁であって、吸気ポート９が配設される吸気側に配置されている。このような配置とすれば、インジェクタ１５から噴霧された燃料がタンブル流Ｆｔに合流し、当該タンブル流Ｆｔに乗って燃焼室６内全体に燃料が行き渡り易くなる。つまり、均質な混合気を燃焼室６内に形成させることができる。

点火プラグ１６は、インジェクタ１５から燃焼室６に噴射された燃料と、吸気ポート９（９Ａ、９Ｂ）を通して燃焼室６に導入された空気とが混合された混合気に点火する。点火プラグ１６は、シリンダ軸ＡＸに沿うように、シリンダヘッド４に取り付けられている。点火プラグ１６の点火電極部は、燃焼室天井面６Ｕの径方向中央において燃焼室６内に露出し、ピストン５の冠面５０の平面５５に対向している。燃焼室６の混合気に点火プラグ１６から点火エネルギーが供給されると、燃焼室６では着火点を起点として火炎伝播燃焼が発生する。

［ピストンの詳細構造］
続いて、図４～図７を参照して、ピストン５の構造、とりわけ冠面５０の構造について詳細に説明する。本実施形態では、冠面５０に、上述したタンブル流Ｆｔを圧縮上死点付近まで維持させることを可能とする形状的工夫が施されている。図４は、図１及び図２に示されたピストン５の斜視図、図５は、ピストン５の冠面５０の平面図、図６は、冠面５０の側面図、図７は、図５のＶＩＩ－ＶＩＩ線断面図である。

図４～図７では、説明の明確性を担保するため、ＸＹＺの方向表示を付している。Ｚ方向はシリンダ軸ＡＸ方向、Ｘ方向はクランク軸７の延伸方向であるエンジン本体１の前後方向、Ｙ方向はＺ方向及びＸ方向の双方と直交する方向に各々相当する。各図には、エンジン本体１の設置方向におけるフロント側、リア側という意味においてＦ側（＋Ｘ）、Ｒ側（－Ｘ）、吸気ポート９が配設される側という意味において吸気側（ＩＮ側；＋Ｙ）、排気ポート１０が配設される側という意味において排気側（ＥＸ側；－Ｙ）、シリンダ軸ＡＸ上の上側、下側との意味において上（＋Ｚ）、下（－Ｚ）との表記が付されている。

ピストン５は、ピストンヘッド５Ａと、ピストンヘッド５Ａの下側（－Ｚ側）に連設されたスカート部５Ｂとを含む。ピストンヘッド５Ａは円柱体からなり、燃焼室６の壁面の一部（底面）を構成する冠面５０を上面に備えると共に、シリンダ２の内壁面と摺接する側周面５Ｃとを備える。側周面５Ｃには、ピストンリングが嵌め込まれるリング溝が複数備えられている。スカート部５Ｂは、ピストンヘッド５Ａの＋Ｙ側及び－Ｙ側に配置され、ピストン５の往復運動の際の首振り揺動を抑制する。スカート部５ＢのＹ方向の中央には、Ｘ方向に延びるピン孔を区画するピストンボス５Ｄが設けられている。ピストンボス５Ｄには、コネクティングロッド８との連結のためのピストンピンが挿通される。

冠面５０は、燃焼室天井面６ＵとＺ方向に対向する略円形の面である。冠面５０は、排気側底部５１、吸気側底部５２、排気側傾斜面５３、吸気側傾斜面５４、平面５５、リセス間平面５６、Ｆ側側壁５７及びＲ側側壁５８を含む。これらの各部のうち、排気側底部５１及び吸気側底部５２は、冠面５０において＋Ｚ方向の高さが最も低いベース面であり、その他の各部は前記ベース面から＋Ｚ方向に山高さｈだけ***した***部を構成している。

排気側底部５１及び吸気側底部５２は、シリンダ軸ＡＸと直交するＸＹ方向に延びる平面であり、Ｚ方向に同じ高さ位置にある。なお、排気側底部５１及び吸気側底部５２は、前記ＸＹ方向に対して若干の傾きを持つ面、若しくは、僅かな凸又は凹曲面を持つ面であっても良い。排気側底部５１は、冠面５０のＥＸ側（－Ｙ）の端縁付近に配置されている。吸気側底部５２は、冠面５０のＩＮ側（＋Ｙ）の端縁付近に配置されている。

排気側底部５１は、冠面５０の－Ｙ側外周縁（側周面５Ｃ）を弧とし、Ｘ方向に延びる直線を弦とする弓形の平面である。吸気側底部５２は、冠面５０の＋Ｙ側外周縁を弧とし、Ｘ方向に延びる直線を弦とする弓形の平面である。排気側底部５１及び吸気側底部５２は、ピストン５が圧縮上死点に向かう際、スキッシュ流が形成されるスキッシュエリアである。本実施形態では、排気側底部５１の表面積よりも吸気側底部５２の表面積の方が広面積に設定されている。

排気側傾斜面５３は、排気側底部５１から冠面５０のＹ方向中央部（冠面５０の径方向中央部）に向けて徐々に上昇する傾斜面である。排気側傾斜面５３の下端は排気側底部５１の＋Ｙ端縁に連なり、上端は平面５５及びリセス間平面５６の－Ｙ端縁に連なっている。排気側傾斜面５３は、＋Ｘ側と－Ｘ側とで一対のリセス部５３１と、これらリセス部５３１に位置するリセス間部５３２とを含む。リセス部５３１は、第１、第２排気ポート１０Ａ、１０Ｂに配置される排気弁１２との干渉を避けるための略半円型の窪みである。リセス間部５３２は、＋Ｚ方向の平面視（図５）で、排気側底部５１へ連なる下端縁を下底、一対のリセス部５３１に位置するリセス間平面５６へ連なる上端縁を上底とする略台形の形状を有している。リセス部５３１及びリセス間部５３２の、Ｙ方向に対する傾斜角は同一に設定されている。なお、前記傾斜角は、若干相違していても良い。

吸気側傾斜面５４は、吸気側底部５２から冠面５０のＹ方向中央部に向けて徐々に上昇する傾斜面である。吸気側傾斜面５４の下端は吸気側底部５２の－Ｙ端縁に連なり、上端は平面５５の＋Ｙ端縁に連なっている。本実施形態では、＋Ｚ方向の平面視で、吸気側傾斜面５４の下端及び上端は共にＸ方向に直線状に延びる端縁である。吸気側傾斜面５４は単純な傾斜平面が例示されているが、吸気弁１１との干渉が生じる場合には、排気側のリセス部５３１と同様なリセス部が設けられる。

平面５５は、冠面５０のＹ方向中央部においてシリンダ軸ＡＸと直交するＸＹ方向に延びる平面である。平面５５は、排気側傾斜面５３の上端と吸気側傾斜面５４の上端との間に連続的に設けられた平面である。なお、「連続的な平面」とは、キャビティ等の窪みが存在しない平面の意である。また、平面５５は、タンブル流Ｆｔの流動を実質的に阻害しない範囲において、ＸＹ方向に対して僅かな傾きを持つ面、若しくは、僅かな凸又は凹曲面を持つ面であっても良い。

より詳しくは、平面５５は、＋Ｚ方向の平面視でＸ方向に長い略矩形の形状を有している。平面５５は、－Ｙ側の側辺として第１ＥＸ端縁５５１及び第２ＥＸ端縁５５２を、＋Ｙ側の側辺としてＩＮ端縁５５３を有している。第１ＥＸ端縁５５１は、＋Ｘ側のリセス部５３１の上端に繋がっている。第２ＥＸ端縁５５２は、－Ｘ側のリセス部５３１の上端に繋がっている。ＩＮ端縁５５３は、吸気側傾斜面５４の上端に繋がっている。平面５５の＋Ｘ側及び－Ｘ側の側辺は、側周面５Ｃの円周に沿った円弧状の形状を有している。

リセス間平面５６は、排気側傾斜面５３の一対のリセス部５３１間に配置された平面である。リセス間平面５６も、ＸＹ方向に延びる平面であり、平面５５と同一平面内に存在する平面、つまり平面５５と同じＺ方向高さに位置する平面である。リセス間平面５６は、平面５５に連続した平面である。なお、平面５５及びリセス間平面５６は、冠面５０における前記***部の頂面を形成しており、＋Ｚ方向の高さが最も高い面である。

リセス間平面５６は、平面５５の－Ｙ側の側辺のＸ方向中央部から－Ｙ側に延び出すように、換言すると、第１ＥＸ端縁５５１と第２ＥＸ端縁５５２との間から－Ｙ側に延び出すように形成されている。リセス間平面５６のＥＸ端縁５６１は、吸気側傾斜面５４のリセス間部５３２の上端に繋がっている。リセス間平面５６は、一対のリセス部５３１間の上端付近に挟まれるように位置しており、＋Ｚ方向の平面視で概ね正方形の形状を有している。なお、リセス間平面５６を省き、平面５５だけを冠面５０に配置する態様としても良い。

［ピストン冠面の特徴］
図８は、ピストン５の冠面５０に関連する各種パラメータを示す図である。図中には、山高さｈ、平面５５の横幅Ｌｉｅ及び前後幅Ｌｆｒ、排気側傾斜面角度Ｅｘｄ、平面５５の表面積Ｓ１、排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２及び吸気側傾斜面５４の表面積Ｓ３が示されている。

山高さｈは、冠面５０における前記ベース面である排気側底部５１又は吸気側底部５２から、前記頂面である平面５５及びリセス間平面５６までのＺ方向高さである。横幅Ｌｉｅは、平面５５のＹ方向幅（吸気側と排気側とが向かい合う方向）である。前後幅Ｌｆｒは、平面５５のＸ方向幅である。なお、平面５５の＋Ｘ側及び－Ｘ側の側辺は円弧辺である。前後幅Ｌｆｒは、これら円弧辺が最も＋Ｘ側又は－Ｘ側に延び出している部分間のＸ方向幅である。排気側傾斜面角度Ｅｘｄは、Ｙ方向に対する排気側傾斜面５３の傾斜角である。本実施形態では、平面５５はＹ方向に沿う水平面であるので、傾斜面角度Ｅｘｄは平面５５と排気側傾斜面５３とがなす角である。

平面５５の表面積Ｓ１は、平面５５を区画する＋Ｘ側及び－Ｘ側の側辺と、＋Ｙ側及び－Ｙ側の側辺とで囲まれる部分の面積であり、概ね横幅Ｌｉｅと前後幅Ｌｆｒとの乗算で算出される面積である。本実施形態のように、平面５５にリセス間平面５６が連設されている場合は、表面積Ｓ１は平面５５とリセス間平面５６とを合算した表面積と扱う。

排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２は、一対のリセス部５３１の表面積と、リセス間部５３２の表面積とを合算した面積である。なお、リセス部５３１とリセス間部５３２との間に存在する段差部５３Ａは、表面積Ｓ２に含まれない。段差部５３Ａはタンブル流Ｆｔの流動に実質的に影響を与えないからである。また、リセス間部５３２は、リセス部５３１間だけでなく、リセス部５３１の下方にまで延在するリセス下部５３３（後出の実施例３他で明示している）を備える場合があるが、この場合の表面積Ｓ２はリセス下部５３３の表面積も含む。

吸気側傾斜面５４の表面積Ｓ３は、図８の例では、単純に吸気側傾斜面５４を構成する傾斜平面の面積である。吸気弁１１との干渉を回避するリセス部が吸気側傾斜面５４にも形成されている場合は、そのリセス部の表面積と、そのリセス間部の表面積とを合算した面積となる。

本実施形態では、タンブル流Ｆｔに対するピストン５の冠面５０の抵抗を小さくし、タンブル流Ｆｔを圧縮行程後半まで維持させるために、上記の表面積Ｓ１、Ｓ２、Ｓ３が次の特徴（１）～（３）を具備するように設定される。
（１）平面５５の表面積Ｓ１は、排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２よりも大きい。
（２）好ましくは、平面５５の表面積Ｓ１は、吸気側傾斜面５４の表面積Ｓ３よりも大きい。
（３）より好ましくは、平面５５の表面積Ｓ１は、排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２と吸気側傾斜面５４の表面積Ｓ３との総和よりも大きい。

［冠面の特徴部の意義］
図９及び図１０を参照して、上記特徴（１）～（３）の意義を説明する。図９（Ａ）は、特徴（１）～（３）を満たすピストン５の冠面５０で、燃焼室６の底面が形成されている場合のタンブル流Ｆｔの流動を示す模式図である。ペントルーフ型の燃焼室天井面６Ｕに配置された吸気ポート９（タンブルポート）から燃焼室６に導入される吸気は、タンブル流Ｆｔを形成する。冠面５０には、「連続的な平面」である平面５５が形成されているので、タンブル流Ｆｔをキャビティ等の窪みで阻害することなく、当該平面５５に沿って流すことができる。また、表面積Ｓ１～Ｓ３相互の関係が、上記特徴（１）～（３）の通りに設定されているので、タンブル流Ｆｔの流動は排気側傾斜面５３及び吸気側傾斜面５４の存在によって弱体化することはない。

上記の冠面５０の構造的工夫により、タンブル流Ｆｔに対する冠面５０の抵抗が小さくなり、タンブル流Ｆｔは燃焼室６内でその流動を継続し易くなる。つまり、タンブル流Ｆｔが排気側傾斜面５３やシリンダ２の内壁などに衝突して消失する割合を減らして、当該タンブル流Ｆｔを圧縮行程後半まで維持させ易くすることができる。タンブル流Ｆｔが崩壊する際には、乱流エネルギーが生成される。タンブル流Ｆｔを維持することは、タンブル流Ｆｔが本来的に保有する前記乱流エネルギーを、前記衝突によるロスなく高い状態で維持することに繋がる。従って、タンブル流Ｆｔを圧縮行程後半で崩壊させ、高い乱流エネルギーを生成させることで、燃焼室６の混合気の燃焼速度を速めることが可能となる。

燃焼室６では、点火プラグ１６の点火動作を起点として、混合気の火炎伝播燃焼が生じる。ここで、シリンダ２を高圧縮比に設定したような場合、ピストン５の圧縮端において燃焼室６内の圧力及び温度が過度に上昇し、異常燃焼を誘発する。前記異常燃焼は、火炎伝播燃焼の完了前における未燃の燃料ガスの急峻な自己着火であり、ノッキングを発生させる。しかし、タンブル流Ｆｔを圧縮行程後半まで維持させ、燃焼速度を速めることで、ノッキングの要因となる自己着火の発生前に燃焼を完了させることができる。そして、ノッキングを抑制できることから、エンジン出力をあえて抑制するような制御、例えばインジェクタ１５の燃料噴射タイミングを制御して燃焼重心を遅角する等の制御を回避することができる。また、その結果としてシリンダ２の高圧縮比化が達成でき、燃費性能を向上させることが可能となる。

続いて、上記特徴（１）～（３）を満たさない比較例について説明する。図９（Ｂ）は、上記特徴（１）を満たさない冠面５０が採用された場合の、燃焼室６におけるタンブル流Ｆｔの流動を模式的に示す図である。タンブル流Ｆｔは、ＩＮ側から燃焼室６内に入り、ＥＸ側のシリンダ２の内壁でターンし、冠面５０に沿ってＩＮ側に向かう流動である。上記特徴（１）を満たさない場合、つまり、平面５５の表面積Ｓ１よりも排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２が大きい場合、排気側傾斜面５３にタンブル流Ｆｔが衝突し易くなり、圧縮行程後半まで維持されるタンブル流Ｆｔの割合が低下する。すなわち、図９（Ｂ）に示すように、一部のタンブル流Ｆｔ１は、平面５５にガイドされるようにＥＸ側からＩＮ側に向かうが、他の一部のタンブル流Ｆｔ２は、前記ターンの後に排気側傾斜面５３に衝突して崩壊するからである。特徴（１）の通り、平面５５の表面積Ｓ１を排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２よりも大きく設定することで、排気側傾斜面５３に衝突して消失するタンブル流Ｆｔを減少させることができる。

図１０（Ａ）は、上記特徴（２）を満たさない場合の、燃焼室６におけるタンブル流Ｆｔの流動を模式的に示す図である。上記特徴（２）を満たさない場合、つまり、平面５５の表面積Ｓ１よりも吸気側傾斜面５４の表面積Ｓ３が大きい場合、当該吸気側傾斜面５４に沿った派生流動Ｆｔ３の流れが形成され易くなる。派生流動Ｆｔ３は、本流動であるタンブル流Ｆｔの経路から外れる流動であり、吸気側傾斜面５４にガイドされてシリンダ２のＩＮ側内壁面に向かう流動となる。やがて派生流動Ｆｔ３は、シリンダ２の内壁面に衝突し、消失する。従って、派生流動Ｆｔ３はタンブル流Ｆｔのロスとなり、圧縮行程後半まで維持されるタンブル流Ｆｔを減少させてしまう。特徴（２）の通り、平面５５の表面積Ｓ１を吸気側傾斜面５４の表面積Ｓ３よりも大きく設定することで、吸気側傾斜面５４に沿ってシリンダ２の内壁に向かう派生流動Ｆｔ３を抑制することができる。

少なくとも上記特徴（１）を満たすことで、タンブル流Ｆｔの維持性を高めることができる。これに加え、特徴（２）を満たすことで、よりタンブル流Ｆｔの維持性を向上し得る。さらに、特徴（１）及び（２）を満たした上で、特徴（３）の通り、平面５５の表面積Ｓ１を、排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２と吸気側傾斜面５４の表面積Ｓ３との総和よりも大きく設定することが望ましい。これにより、図９（Ｂ）に示した、タンブル流Ｆｔの排気側傾斜面５３への衝突、図１０（Ａ）示した、タンブル流Ｆｔが吸気側傾斜面５４にガイドされることによるシリンダ２のＩＮ側内壁への衝突を一層抑制でき、タンブル流Ｆｔの維持性を一層向上させることができる。

図１０（Ｂ）は、平面５５が「連続的な平面」ではない場合の、燃焼室６におけるタンブル流Ｆｔの流動を模式的に示す図である。平面５５が「連続的な平面」ではない典型例は、平面５５にキャビティ５９が形成されているケースであり、図１０（Ｂ）はその態様を示している。キャビティ５９は、平面５５のセンター領域を椀状に凹没させた部分である。この場合、平面５５の表面積Ｓ１は小さくなり、上記特徴（１）～（３）を満たすことが難しくなる。また、タンブル流Ｆｔの流動がキャビティ５９に阻害される。すなわち、タンブル流Ｆｔの一部が、キャビティ５９の窪みに入り込む派生流動Ｆｔ４となる。派生流動Ｆｔ４はキャビティ５９の壁面に衝突し、消失する。従って、派生流動Ｆｔ４はロスとなり、圧縮行程後半まで維持されるタンブル流Ｆｔを減少させてしまう。それゆえ、平面５５が「連続的な平面」であることに意義がある。

［燃焼室構造の他の特徴について］
続いて、上記の表面積Ｓ１～Ｓ３以外の、燃焼室構造の特徴について説明する。先ず、平面５５のＹ方向幅である横幅Ｌｉｅと、山高さｈとの比であるＬｉｅ／ｈについては、圧縮比＝１３．５～１５．５の範囲において、
２．５＜Ｌｉｅ／ｈ＜９．０・・・（Ａ）
の関係を満たすことが望ましい。

ペントルーフ型の燃焼室天井面６Ｕを備える燃焼室６では、冠面５０の排気側傾斜面５３及び吸気側傾斜面５４の傾き角は、概ね燃焼室天井面６Ｕの傾き角に沿ったものとなる。このため、山高さｈが平面５５の横幅Ｌｉｅに大きく影響する。山高さｈを高くすることは、圧縮比を高くすることに繋がる。例えば燃費性能の向上を企図して山高さｈを高く設定すると、横幅Ｌｉｅは幅狭となる。つまり、平面５５の表面積Ｓ１は小さくなる。この場合、たとえ燃費性能は向上しても、タンブル流Ｆｔを圧縮行程後半まで維持し難くなる。結局、ノッキングの防止のため、エンジン出力の抑制制御を求められることになる。しかし、Ｌｉｅ／ｈを上記（Ａ）式の範囲に設定することで、燃費性能の向上とエンジン出力の向上とを両立させることができる。この両立をより望ましくする観点から、Ｌｉｅ／ｈは、圧縮比＝１３．５～１５．５の範囲において、
５．０＜Ｌｉｅ／ｈ＜９．０・・・（Ａ１）
の関係を満たすことが望ましい。

次に、平面５５のＸ方向幅である前後幅Ｌｆｒと、山高さｈとの比であるＬｆｒ／ｈについては、圧縮比＝１３．５～１５．５の範囲において、
１２．０＜Ｌｆｒ／ｈ＜１６．０・・・（Ｂ）
の関係を満たすことが望ましい。

横幅Ｌｉｅと同様に、山高さｈを高く設定する程、前後幅Ｌｆｒは幅狭となるなり、平面５５の表面積Ｓ１も小さくなる。従って、タンブル流Ｆｔを圧縮行程後半まで維持し難くなり、エンジン出力の抑制が必要となる。しかし、Ｌｆｒ／ｈを上記（Ｂ）式の範囲に設定することで、燃費性能の向上とエンジン出力の向上とを両立させることができる。この両立をより望ましくする観点から、Ｌｆｒ／ｈは、圧縮比＝１３．５～１５．５の範囲において、
１３．５＜Ｌｆｒ／ｈ＜１４．５・・・（Ｂ１）
の関係を満たすことが望ましい。

ここで、平面５５の前後幅Ｌｆｒは、横幅Ｌｉｅよりも大きいことが望ましい。図２に模式的に示したように、タンブル流Ｆｔは、吸気ポート９から燃焼室６に導入され、シリンダ２のＥＸ側内壁面で折り返し、平面５５上を通ってＩＮ側へ向かう。仮に、前後幅Ｌｆｒが横幅Ｌｉｅよりも小さい平面５５であると、冠面５０の＋Ｘ側及び－Ｘ側の端部には平面が存在しないことになる。この場合、＋Ｘ側及び－Ｘ側の端部においてタンブル流Ｆｔがガイドされ難くなり、流動ロスが生じてしまう。一方、前後幅Ｌｆｒが横幅Ｌｉｅよりも大きい平面５５とすることで、＋Ｘ側及び－Ｘ側の端部においてもタンブル流Ｆｔをガイドできるようになり、タンブル流Ｆｔの維持性を高めることができる。

平面５５と排気側傾斜面５３とがなす角である排気側傾斜面角度Ｅｘｄ、平面５５の表面積Ｓ１、及び山高さｈの関係を示す（Ｅｘｄ×Ｓ１）／ｈについては、圧縮比＝１３．５～１５．５の範囲において、
５０００＜（Ｅｘｄ×Ｓ１）／ｈ＜１８０００・・・（Ｃ）
の関係を満たすことが望ましい。

タンブル流Ｆｔは、上述のような流動を行うことから、排気側傾斜面角度Ｅｘｄが小さい程、排気側傾斜面５３と平面５５との境界部分でタンブル流Ｆｔの流動が変更されたり、排気側傾斜面５３に衝突したりする程度を抑制することができる。しかし、山高さｈをある程度の高さに設定しないと、圧縮比を高くすることができない。山高さｈを高くし、且つ、平面５５の表面積Ｓ１を稼ぐには、排気側傾斜面角度Ｅｘｄを大きくする必要がある。これらの相反する要請を考慮し、高圧縮比化とタンブル流Ｆｔの維持とを両立させるには、（Ｅｘｄ×Ｓ１）／ｈを上記（Ｃ）式の範囲に設定すれば良い。この両立をより望ましくする観点から、（Ｅｘｄ×Ｓ１）／ｈは、圧縮比＝１３．５～１５．５の範囲において、
７０００＜（Ｅｘｄ×Ｓ１）／ｈ＜１２０００・・・（Ｃ１）
の関係を満たすことが望ましい。

次に、平面５５を有する冠面５０で区画される燃焼室６において、エンジン本体１の排気量が異なっていても、燃焼室６内に同等の筒内流動を形成できる形状的工夫を示す。図３に示すように、スワール弁１７で第２吸気ポート９Ｂにおける吸気の流動を規制することで、燃焼室６内の筒内流動として横渦であるスワール流Ｆｓが形成される。本実施形態ではスワール流Ｆｓは、タンブル流Ｆｔとミックスされた斜めスワール流となる。

エンジン本体１の排気量が異なると、ボア径Ｌｂ及びストロークＬｓ（図２）も異なるようになる。なお、ボア径Ｌｂは、シリンダ２の内径であって、ピストン５の直径に略相当する長さである。ストロークＬｓは、ＴＤＣ（上死点）～ＢＤＣ（下死点）間にピストン５がＺ方向に移動する長さである。スワール流Ｆｓは、エンジン排気量が異なると、エンジン回転数や負荷が同じでも、その流動が変化する。このため、例えば燃焼シミュレーション等において、スワール流Ｆｓの流動に応じたキャリブレーションが排気量毎に必要となり、これがエンジン開発のネックになっている。

スワール流Ｆｓの流動は、山高さｈとピストン５のストロークＬｓとの関係に大きく影響を受ける。エンジン排気量が異なっていても、スワール流Ｆｓの流動を同等とし、同一エンジン回転数及び同一負荷で同等の燃焼を燃焼室６で実現させる観点から、山高さｈとストロークＬｓとの比であるｈ／Ｌｓについては、圧縮比＝１３．５～１５．５の範囲において、
０．０４５＜ｈ／Ｌｓ＜０．０６５・・・（Ｄ）
の関係を満たすことが望ましい。

山高さｈが高くストロークＬｓが小さい場合、ピストン５の冠面５０の***部（排気側傾斜面５３、吸気側傾斜面５４及び平面５５）にスワール流Ｆｓが衝突し易くなり、スワール流Ｆｓが減衰する。一方、山高さｈが低くストロークＬｓが大きい場合、シリンダ２の内壁面にスワール流Ｆｓが接触する距離が長くなり、やはりスワール流Ｆｓが減衰する要因となる。しかし、ｈ／Ｌｓを上記（Ｄ）式の範囲に設定することで、山高さｈが高いことに起因するスワール流Ｆｓの減衰と、ストロークＬｓが大きいことに起因するスワール流Ｆｓの減衰とを同等にすることができる。従って、エンジン排気量が異なる場合でも、燃焼室６内に同等のスワール流Ｆｓを形成させ、同等の燃焼を燃焼室６で実現させることができる。

また、スワール流Ｆｓの流動は、山高さｈとボア径Ｌｂとの関係にも大きく影響を受ける。エンジン排気量が異なっていても、スワール流Ｆｓの流動を同等とし、同一エンジン回転数及び同一負荷で同等の燃焼を燃焼室６で実現させる観点から、山高さｈとボア径Ｌｂとの比であるｈ／Ｌｂについては、圧縮比＝１３．５～１５．５の範囲において、
０．０５５＜ｈ／Ｌｂ＜０．０７５・・・（Ｅ）
の関係を満たすことが望ましい。

山高さｈが高くボア径Ｌｂが小さい場合、ピストン５の冠面５０の***部にスワール流Ｆｓが衝突し易くなり、スワール流Ｆｓが減衰する。一方、山高さｈが低くボア径Ｌｂが大きい場合、シリンダ２の内壁面にスワール流Ｆｓが接触する距離が長くなり、やはりスワール流Ｆｓが減衰する要因となる。しかし、ｈ／Ｌｂを上記（Ｅ）式の範囲に設定することで、山高さｈが高いことに起因するスワール流Ｆｓの減衰と、ボア径Ｌｂが大きいことに起因するスワール流Ｆｓの減衰とを同等にすることができる。従って、エンジン排気量が異なる場合でも、燃焼室６内に同等のスワール流Ｆｓを形成させ、同等の燃焼を燃焼室６で実現させることができる。

［冠面設計の実施例及び比較例］
図１１～図１４は、本発明の実施例１～７及び比較例に係るピストン５の冠面５０の構造及びパラメータを示す表形式の図である。ここでは、排気量の異なるエンジンに適用されるピストン５を例示している。実施例１～５及び比較例のピストン５は排気量＝１．５リットル、実施例６は排気量＝２．０リットル、実施例７は排気量＝２．５リットルである。

図１１～図１４の各例について、冠面５０の外観斜視図及び平面図が示されている。また、平面５５、吸気側傾斜面５４及び排気側傾斜面５３の位置と表面積の値とがそれぞれ示されている。排気側傾斜面５３については、各部の表面積（リセス部５３１とリセス間部５３２、場合によってはリセス下部５３３の表面積）も記載されている。さらに、吸気側傾斜面５４の表面積と排気側傾斜面５３の表面積との加算値が、「傾斜面表面積の総和」として示されている。

各例について、乱流エネルギーの解析値に基づく乱流エネルギー比（乱流Ｅ比）が示されている。前記乱流エネルギーの解析値は、ピストン５が圧縮上死点にあるときの筒内流動（タンブル流Ｆｔ）が保有する乱流エネルギーを、専用のソフトウェア（株式会社ＩＤＡＪ、ソフト名：ＣＯＮＶＥＲＧＥ）を用いた解析演算にて導出したものである。乱流Ｅ比は、図１４の「比較例」について得られた乱流エネルギーの解析値を「１」としたときの、実施例１～７の乱流エネルギーの解析値の比である。また、各例についての圧縮比も示している。

実施例１及び実施例２には、リセス間平面５６が付随していない態様の平面５５が、実施例３～実施例７には、リセス間平面５６が付随する平面５５が各々例示されている。実施例１～７のいずれの平面５５も「連続的な平面」であって、キャビティは形成されていない。一方、比較例は、冠面５０の径方向中心領域にキャビティ５９を有している。

実施例１は、平面５５の表面積が排気側傾斜面５３の表面積よりも大きい例である。実施例２は、平面５５の表面積が、排気側傾斜面５３の表面積及び吸気側傾斜面５４の表面積の各々よりも大きい例である。実施例３～７は、平面５５の表面積が、排気側傾斜面５３の表面積及び吸気側傾斜面５４の表面積の各々よりも大きく、且つ、「傾斜面表面積の総和」よりも大きい例である。実施例３～７では、平面５５の表面積は、概ね排気側傾斜面５３の表面積の２．５～５倍程度の大きさを、吸気側傾斜面５４の表面積の２．５～４．１倍程度の大きさを、「傾斜面表面積の総和」の１．３～２．２倍程度の大きさを、各々有している。比較例は、平面５５の表面積が排気側傾斜面５３の表面積及び吸気側傾斜面５４の表面積のいずれよりも小さい例である。

実施例１～７のいずれの乱流Ｅ比も、比較例の乱流Ｅ比よりも大きいことが判る。とりわけ、実施例３～７の乱流Ｅ比は、比較例の乱流Ｅ比よりも５０％以上も大きな値が得られている。これらの結果から、実施例１～７においては、タンブル流Ｆｔの維持性が高められ、タンブル流Ｆｔの多くを圧縮行程後半で崩壊させることに成功したと言える。従って、実施例１～７によれば、圧縮行程後半で高い乱流エネルギーを生成させ、燃焼速度を速めることができる。

［作用効果］
以上説明した本実施形態に係るエンジンの燃焼室構造によれば、次のような作用効果を奏する。先ず、冠面５０には連続的な平面５５が形成されているので、タンブル流Ｆｔをキャビティ等の窪みで阻害することなく、平面５５に沿って流すことができる。また、平面５５の表面積Ｓ１が、排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２よりも大きく設定されているので、タンブル流Ｆｔが排気側傾斜面５３に衝突して弱体化することを抑制できる。従って、タンブル流Ｆｔを圧縮行程後半まで維持させた上で崩壊させ、高い乱流エネルギーを発生させることで、燃焼速度を速めることが可能となる。これにより、ノッキングの要因となる自己着火の発生前に、燃焼室６での混合気の燃焼を完了させることができる。そして、ノッキングを抑制できることから、燃焼重心を遅角する等のエンジン出力を抑制するような制御を回避できる。また、その結果として高圧縮比が達成可能となる。

平面５５の表面積Ｓ１を、吸気側傾斜面５４の表面積Ｓ３よりも大きく設定すれば、当該吸気側傾斜面５４に沿ったタンブル流Ｆｔの流れを形成され難くすることができる。これにより、シリンダ２の内壁面へのタンブル流Ｆｔの衝突を防止し、タンブル流Ｆｔの維持性を向上させることができる。従って、タンブル流Ｆｔを圧縮行程後半までより維持させ易くすることができる。さらに、平面５５の表面積Ｓ１を、排気側傾斜面５３の表面積Ｓ２と吸気側傾斜面５４の表面積Ｓ３との総和よりも大きく設定すれば、タンブル流Ｆｔの排気側傾斜面５３への衝突、並びに、吸気側傾斜面５４にガイドされることによるシリンダ２の内壁面への衝突を一層抑制できる。これにより、タンブル流Ｆｔの維持性を一層向上させることができる。

また、火炎伝播燃焼を実現させる点火プラグ１６が、冠面５０の平面５５に対向する燃焼室天井面６Ｕに配置されている。本実施形態では、燃焼室６の中心（シリンダ軸ＡＸ上）に配置されている。タンブル流Ｆｔが弱体化されることなく圧縮された吸気は、平面５５に対向する位置において乱流エネルギーが高い状態となる。このような位置に点火プラグ１６が配置されることで、火炎伝播燃焼の燃焼速度を速めることができる。

さらに、インジェクタ１５は、燃焼室６の吸気側に配設されている。これにより、インジェクタ１５から噴霧された燃料をタンブル流Ｆｔに乗せ易くなり、均質な混合気を燃焼室６内に形成させることができる。

１ エンジン本体
１１ 吸気弁
１２ 排気弁
１５ インジェクタ（燃料噴射部）
１６ 点火プラグ（点火部）
２ シリンダ
５ ピストン
５０ 冠面
５１ 排気側底部
５２ 吸気側底部
５３ 排気側傾斜面
５４ 吸気側傾斜面
５５ 平面
５６ リセス間平面
６ 燃焼室
６Ｕ 燃焼室天井面（ペントルーフ型の天井面）
９ 吸気ポート
１０ 排気ポート
ＡＸ シリンダ軸
Ｆｓ スワール流
Ｆｔ タンブル流
Ｓ１ 平面の表面積
Ｓ２ 排気側傾斜面の表面積
Ｓ３ 吸気側傾斜面の表面積

Claims (6)

1. ピストンの冠面と、前記ピストンが摺動可能に収容されるシリンダの内壁面と、シリンダヘッドに形成されたペントルーフ型の天井面とによって区画される燃焼室を備えたエンジンの燃焼室構造であって、
   前記天井面には、前記燃焼室に吸気を供給する吸気ポートの開口と、前記燃焼室から排気を排出する排気ポートの開口とが形成され、前記吸気ポートが配設される側を吸気側、前記排気ポートが配設される側を排気側とするとき、
   前記冠面は、
   当該冠面の前記排気側の端縁付近に配置された排気側底部、及び前記吸気側の端縁付近に配置された吸気側底部と、
   前記排気側底部から前記冠面の中央部に向けて上昇する排気側傾斜面と、
   前記吸気側底部から前記冠面の中央部に向けて上昇する吸気側傾斜面と、
   前記排気側傾斜面の上端と前記吸気側傾斜面の上端との間に連続的に設けられ、前記冠面の中央部において前記シリンダの軸方向と直交する方向に延びる平面と、を含み、
   前記平面の表面積は、前記排気側傾斜面の表面積よりも大きいことを特徴とするエンジンの燃焼室構造。
2. 請求項１に記載のエンジンの燃焼室構造において、
   前記平面の表面積は、前記吸気側傾斜面の表面積よりも大きい、エンジンの燃焼室構造。
3. 請求項１に記載のエンジンの燃焼室構造において、
   前記平面の表面積は、前記排気側傾斜面の表面積と前記吸気側傾斜面の表面積との総和よりも大きい、エンジンの燃焼室構造。
4. 請求項１～３のいずれか１項に記載のエンジンの燃焼室構造において、
   前記平面に対向する前記天井面には、前記燃焼室内において火炎伝播燃焼を実現させる点火部が配置されている、エンジンの燃焼室構造。
5. 請求項１～４のいずれか１項に記載のエンジンの燃焼室構造において、
   前記燃焼室に燃料を噴射する燃料噴射部が、前記燃焼室の前記吸気側に配設されている、エンジンの燃焼室構造。
6. 請求項１～５のいずれか１項に記載のエンジンの燃焼室構造において、
   前記シリンダの幾何学的圧縮比が１３．５以上１５．５以下の範囲内に設定されている、エンジンの燃焼室構造。

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