―16―Fig. 6 Flow Strengthening from Intake to Compression Fig. 7 High Tumble PortFig. 8 E■ect of Combustion Chamber Shape on ProcessCylinder FlowFig. 9 Heat Release CurveVariationFig. 10 MBT Region of BMEPAxis and Torque-Axis 加えて，燃焼期間の短縮による燃焼サイクル変動の抑制は，内部EGR及び外部EGRの増量による更なる希釈燃焼を可能とした。 Fig. 11にバルブオーバーラップ量に対する燃焼サイクル変動率COV（Coefficient of Variation）を示す。現行2.5Tに対してCOVを維持してバルブオーバーラップ拡大，つまり内部EGRの更なる導入を実現した。この燃焼低温化は，冷却損失を低減するとともに，Fig. 2に示したRaw NOxの低減にも貢献しており，キャタリストの貴金属量低減も可能とした。希釈燃焼に加え，吸排気カムの開弁角を従来比拡大し，吸気遅閉じミラーサイクルによるポンプ損失を広範囲で改善した。これらの効率改善の内訳をFig. 12に示す。Fig. 11 Valve Overlap and IMEP Coe■cient of ティ形状から球型へと変更して，圧縮工程でのタンブル流動を維持させている。過剰なキャビティ径の拡大は，燃焼室排気壁側に流動が衝突し，タンブル形成を阻害する傾向にあるため，流動解析と燃焼解析を繰り返し，最適な球型のキャビティ形状を設計した。また，ピストン端部にはエッジカット加工を施し，空間を設けることでクレビス部に残る未燃ガスの低減を図った。 これらの流動強化により，新型3.3Tは現行2.5Tに比べ燃焼期間が短縮した（Fig. 9）。燃焼期間の短縮は，高圧縮比でありながら高負荷域でのノッキングの発生を抑制し，BMEP軸で現行2.5Tと等価な範囲でMBTを実現した。更に排気量拡大によって，トルク軸でMBTの範囲の拡大を実現した（Fig. 10）。
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