JP2007239729A - Double connecting rod crank mechanism of reciprocating engine - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、4サイクルレシプロエンジンにおいて、吸入・圧縮行程ストロークに対して膨張・排気行程ストロークを大きくするクランク機構、吸入行程のストローク(吸気量)をある範囲内で変化させる可変吸気機構、吸気量の変化に応じて所定の圧縮比を確保し、且つ圧縮比を火花点火領域から圧縮点火領域まで変化させる可変圧縮機構、以上の機構の副コンロッドの回転により発生する振動を防止する防振機構、等に関するものである。The present invention relates to a crank mechanism that increases an expansion / exhaust stroke stroke with respect to an intake / compression stroke stroke, a variable intake mechanism that changes an intake stroke (intake amount) within a certain range, and an intake amount in a four-cycle reciprocating engine. A variable compression mechanism that secures a predetermined compression ratio according to the change in the pressure and changes the compression ratio from the spark ignition region to the compression ignition region, a vibration-proof mechanism that prevents vibrations generated by the rotation of the sub-connecting rod of the above mechanism, Etc.
4サイクルレシプロエンジンの吸気・排気は吸気弁・排気弁の開閉によって制御され開閉が開始してから全開または全閉するまでには一定の時間がかかり、吸気弁の閉じ終わるタイミングは、吸気負荷の最小化と吸気量の最大化の観点から下死点後に閉じ終わり、クランク軸回転角度にして20〜60度後である。下死点後のピストンは上昇し始め、圧縮開始前に吸気したものを吸気ポート側へ押し戻すことになり、吸気行程ストローク容積よりも実吸気量は減少している。The intake / exhaust of a 4-cycle reciprocating engine is controlled by opening / closing the intake valve / exhaust valve. It takes a certain amount of time from the start of opening / closing until it is fully opened or fully closed. From the viewpoint of minimization and maximization of the intake air amount, it closes after bottom dead center, and the crankshaft rotation angle is 20 to 60 degrees later. The piston after the bottom dead center starts to rise and pushes back the intake air before the start of compression to the intake port side, and the actual intake air amount is smaller than the intake stroke volume.
また、排気弁を開き始めるタイミングは膨張行程末期の膨張圧の仕事量と排気行程初期の排気負荷損失量との兼ね合いから決定され、下死点前より排気弁を開き始めクランク軸回転角度にして30〜80度前である。従って、膨張行程での膨張圧力を回転に変換できない未変換圧力を残したまま排気が始まり、実質的な膨張行程ストロークが減少し、効率低下の一因となっている。The timing at which the exhaust valve starts to open is determined based on the balance between the work of the expansion pressure at the end of the expansion stroke and the amount of exhaust load loss at the beginning of the exhaust stroke. 30 to 80 degrees ago. Accordingly, exhaust starts while leaving an unconverted pressure that cannot convert the expansion pressure in the expansion stroke into rotation, and the substantial expansion stroke stroke is reduced, which contributes to a reduction in efficiency.
そこで、吸気弁を閉じるタイミングをピストン下死点前の早いタイミング(早閉じ方式)とするか、遅いタイミング(遅閉じ方式)とすることにより吸入容積を減少させ、実質的な吸入・圧縮行程ストロークを短くして所定の実圧縮比を確保し、「実圧縮比<実膨張比」の関係を作りだすことにより、いわゆるミラーサイクルエンジンを実現し効率の向上を図っている。Therefore, the intake volume is reduced by setting the timing of closing the intake valve to an early timing (early closing method) before the piston bottom dead center or a late timing (late closing method), and a substantial intake / compression stroke stroke. Is shortened to ensure a predetermined actual compression ratio, and by creating a relationship of “actual compression ratio <actual expansion ratio”, a so-called Miller cycle engine is realized to improve efficiency.
また、複雑なリンク機構を用いて吸入・圧縮・膨張・排気の4行程のピストンストロークを「圧縮行程<吸入行程<膨張行程<排気行程」となるようにして「圧縮比<膨張比」の関係を実現したアトキンソンエンジンが知られている。In addition, using a complicated link mechanism, the piston stroke of the four strokes of intake, compression, expansion, and exhaust is such that “compression stroke <suction stroke <expansion stroke <exhaust stroke” and “compression ratio <expansion ratio” relationship Atkinson engine that realizes is known.
更に、特開平10−259735号公報には、主コンロッド・副コンロッド・クランクアームからなるクランク機構を構成し、主コンロッド・副コンロッドの連結部を副クランク機構で制御することにより、吸入・圧縮行程に対して膨張・排気行程のピストンストロークを大きくするようにしたレシプロエンジンのクランク機構が開示されている。Further, Japanese Patent Application Laid-Open No. 10-259735 discloses a crank mechanism including a main connecting rod, a sub connecting rod, and a crank arm, and a connecting portion of the main connecting rod and the sub connecting rod is controlled by the sub crank mechanism, whereby a suction / compression stroke is performed. In contrast, a reciprocating engine crank mechanism is disclosed in which the piston stroke in the expansion / exhaust stroke is increased.
また、特開平2001−50067号公報には、ピストンに内挿した摺動部材にコンロッドをピストンピンで回動可能に連結し、摺動部材の摺動範囲を規定することにより、吸入・圧縮行程に対して膨張・排気行程のピストンストロークを大きくするようにしたレシプロエンジンのクランク機構が開示されている。In Japanese Patent Laid-Open No. 2001-50067, a connecting rod is rotatably connected to a sliding member inserted in a piston by a piston pin, and a sliding range of the sliding member is defined, whereby a suction / compression process is performed. In contrast, a reciprocating engine crank mechanism is disclosed in which the piston stroke in the expansion / exhaust stroke is increased.
しかしながら、上記従来の吸気弁の閉じるタイミングの制御により、実質的な吸入ストロークを小さくすることで膨張圧力を回転に変換できない未変換残圧力の減少は実現されているが、未変換圧力はまだまだ残されている。しかし、更なる減少を図ろうとすると吸気行程でのポンピングロスを増大させ実質効果を減少させることから現状実態が限界である。However, by controlling the closing timing of the conventional intake valve, the reduction of the unconverted residual pressure that cannot convert the expansion pressure into rotation is realized by reducing the substantial suction stroke, but the unconverted pressure still remains. Has been. However, the current situation is the limit because increasing the pumping loss in the intake stroke and reducing the actual effect to further reduce it.
アトキンソンのエンジンは非常に複雑なリンク機構のため機械的損失が大きく、また、複雑なリンク運動に対する防振対応が容易ではなく、対効果の点から実用化されてない。Atkinson's engine has a large mechanical loss due to a very complicated link mechanism, and it is not easy to deal with vibrations against a complicated link motion.
特開平10−259735号公報記載のクランク機構は、複クランク機構により副コンロッドは複雑な運動となるが、従来のバランシングウェイト方式では充分な防振を実現できない問題を有し、また、特開平2001−50067号公報記載のクランク機構は、ピストンの限られた内部でピストンピンの摺動化が必要なため、最小ピストン径が限定される問題を有している。The crank mechanism described in Japanese Patent Laid-Open No. 10-259735 has a problem that the sub-connecting rod has a complicated motion due to the double crank mechanism, but the conventional balancing weight method cannot realize sufficient vibration isolation. The crank mechanism described in Japanese Patent No. 50067 has a problem that the minimum piston diameter is limited because the piston pin needs to be slid inside the limited piston.
本発明は、上記の課題を解決する為の、吸気・圧縮行程においてコンロッドの有効長さを変える複コンロッドクランク機構であって、コンロッドの有効長さを変えることにより吸気・圧縮行程のストロークを膨張・排気行程のストロークよりも小さくし、さらに、吸気行程終点(下死点)でのコンロッドの有効長さを変えることにより吸気ストロークの可変化を図り、圧縮行程終点(上死点)でのコンロッドの有効長さを変えることにより圧縮ストロークを可変化し吸気ストロークに応じて所定の圧縮比を確保し、また、これら機構により発生する振動をコンロッドの動きに同調して防振バランシングウェイトを回転させる動的な防振、等を実現するものである。The present invention is a double connecting rod crank mechanism for changing the effective length of the connecting rod in the intake / compression stroke to solve the above-mentioned problems, and the stroke of the intake / compression stroke is expanded by changing the effective length of the connecting rod.・ The intake stroke is made variable by changing the effective length of the connecting rod at the end of the intake stroke (bottom dead center), making it smaller than the stroke of the exhaust stroke, and the connecting rod at the end of the compression stroke (top dead center). By changing the effective length, the compression stroke can be varied to ensure a predetermined compression ratio according to the intake stroke, and the vibration generated by these mechanisms is synchronized with the movement of the connecting rod and the anti-vibration balancing weight is rotated. It achieves dynamic image stabilization.
吸気・圧縮行程のストロークは膨張・排気行程のストロークより短くでき、圧縮比に対して膨張比を大きくしたミラーサイクルエンジンを実現し、回転力への未変換膨張力の最少化を図ることができる。The stroke of the intake / compression stroke can be shorter than the stroke of the expansion / exhaust stroke, and a mirror cycle engine with a larger expansion ratio than the compression ratio can be realized to minimize unconverted expansion force to rotational force. .
また、膨張・排気行程のクランクアーム長は、吸気・圧縮行程ストロークに制約されることなく、最適な膨張比増となる長さに増長することができ、高トルク性能のエンジンとすることができる。 さらに、吸気・圧縮開始遅れが生じることから、吸気ロス・排気残留ガスを最少とする吸気・排気バルプの開閉タイミングの最適化が容易に実現できる。In addition, the crank arm length of the expansion / exhaust stroke can be increased to an optimum expansion ratio without being restricted by the intake / compression stroke, and an engine with high torque performance can be obtained. . Further, since the intake / compression start delay occurs, optimization of the opening / closing timing of the intake / exhaust valve that minimizes intake loss / exhaust residual gas can be easily realized.
吸気行程の終了時点までに副コンロッドを回転制御することにより、吸気最大ストロークはクランク長の2倍、最小ストロークは最大ストロークより副コンロッド長の2倍分だけ短くなる範囲内で吸気ストロークを変化させ、運転条件に合った最適吸気容量を選択でき、アクセルの踏込み量と踏込み加速度を検出し、踏込み量の変化がなくエンジン回転数が低下した時と基準加速度以上の踏込み時には吸気ストローク増を図り、同様に回転数が上昇時には吸気ストローク減を図る等、エンジン容量を調整するトルク制御エンジンを実現することができる。By controlling the rotation of the auxiliary connecting rod by the end of the intake stroke, the intake stroke is changed within a range where the maximum intake stroke is twice the crank length and the minimum stroke is shorter than the maximum stroke by twice the auxiliary connecting rod length. , You can select the optimal intake capacity that matches the driving conditions, detect the amount of accelerator depression and depression acceleration, increase the intake stroke when there is no change in the depression amount and the engine speed decreases and when the depression exceeds the reference acceleration, Similarly, a torque control engine that adjusts the engine capacity, such as reducing the intake stroke when the rotational speed increases, can be realized.
また、圧縮ストロークを吸気ストロークに応じて変化させ所定の圧縮比を確保することができ、圧縮比は火花点火領域から圧縮点火領域まで変化させることができ、ガソリンエンジンとするかディーゼルエンジンとするかの使い分けを可能とする多機能エンジンを実現することができる。Also, the compression stroke can be changed according to the intake stroke to ensure a predetermined compression ratio, and the compression ratio can be changed from the spark ignition region to the compression ignition region, whether it is a gasoline engine or a diesel engine. It is possible to realize a multi-function engine that can be used properly.
クランク機構の持つ固有振動については従来の防振バランシングウェート方式により防振が可能であるが、副コンロッドの回転に伴う動的な振動に対しては従来の防振方式では防振できないが、副コンロッドの動きと対称的に回転する防振バランシングウェート方式により防振することができる。The natural vibration of the crank mechanism can be prevented by the conventional anti-vibration balancing weight method, but the conventional vibration-proof method cannot prevent vibration caused by the rotation of the secondary connecting rod. Anti-vibration can be achieved by the anti-vibration balancing weight method that rotates symmetrically with the movement of the connecting rod.
本発明の第1実施形態について、図面に基づいて詳細に説明する。
図1(a)は、第1実施形態に係わる4サイクルレシプロエンジンの吸気行程の下死点におけるクランク機構の状態と下死点におけるコンロッドの長さの増長機構の構成図である。
図1(b)は、増長機構のA−A断面図である。
図1(a)は、シリンダ(図示せず)内に摺動可能に嵌装されたピストン1に主コンロッド2をピストンピン3で回動可能に連結し、主コンロッド2の他端部に連結シリンダ4を取付け固定し、副コンロッド7に取付け固定した連結ピストン6を連結シリンダ4に摺動可能に嵌装し、エンドストッパー5を連結シリンダ4に取付け固定し摺動長さKLを規定し、副コンロッド7の他端部をクランクピン9でクランクアーム10に回動可能に連結し、下死点においてコンロッド2の長さをKL増長できるクランク機構を構成する。A first embodiment of the present invention will be described in detail based on the drawings.
FIG. 1A is a configuration diagram of a crank mechanism state at the bottom dead center of the intake stroke of the four-cycle reciprocating engine according to the first embodiment and a length increasing mechanism of the connecting rod at the bottom dead center.
FIG.1 (b) is AA sectional drawing of a lengthening mechanism.
In FIG. 1A, a main connecting
以上のように構成したクランク機構の作用について次に説明する。
図1は、吸気行程の下死点におけるクランク機構の状態を示し、この状態より圧縮行程が進行し上死点に到達すると、連結ピストン6は圧縮負荷により押し上げられ摺動規定長さKL=0となる。膨張行程での下死点および排気行程での上死点でも同様に摺動規定長さKL=0となる。この状態より吸気行程が進行すると連結シリンダ4は吸気負荷により摺動規定長さKL分引き上げられ、この時点より吸気が開始され下死点に到り吸気が完了する。 この状態より圧縮行程が進行すると連結ピストン6は圧縮負荷により摺動規定長さKL分押し上げられ、この時点より圧縮が開始され上死点に到り圧縮が完了する。
その吸気・圧縮ストロークS1は数1により決定され、膨張・排気ストロークS2は数2により決定され、吸気・圧縮ストロークS1と膨張・排気行程ストロークS2の差
RK(=S2−S1)は摺動規定長さKLとなる。
従って、膨張・排気行程のストロークに対して吸気・圧縮行程のストロークを小さく設定でき、圧縮比よりも膨張比を大きくしたミラーサイクルエンジンを実現することができる。Next, the operation of the crank mechanism configured as described above will be described.
FIG. 1 shows the state of the crank mechanism at the bottom dead center of the intake stroke. When the compression stroke advances from this state and reaches the top dead center, the connecting piston 6 is pushed up by the compression load and the specified sliding length KL = 0. It becomes. Similarly, the specified sliding length KL = 0 at the bottom dead center in the expansion stroke and the top dead center in the exhaust stroke. When the intake stroke proceeds from this state, the connecting cylinder 4 is pulled up by the specified sliding length KL by the intake load, and intake is started from this point, reaching the bottom dead center, and the intake is completed. When the compression stroke proceeds from this state, the connecting piston 6 is pushed up by the specified sliding length KL by the compression load, compression starts from this point, reaches top dead center, and the compression is completed.
The intake / compression stroke S1 is determined by
Therefore, the stroke of the intake / compression stroke can be set smaller than the stroke of the expansion / exhaust stroke, and a mirror cycle engine having an expansion ratio larger than the compression ratio can be realized.
吸気行程において、連結シリンダ4を摺動規定長さKL分引き上げとして作用するクランク軸の回転角度区間は、吸気作用が行われない吸気開始遅れθ1であり数3で決定される。 圧縮行程において、連結ピストン6を摺動規定長さKL分押し上げとして作用するクランク軸の回転角度区間は、圧縮開始遅れθ2であり数4で決定される。In the intake stroke, the rotation angle section of the crankshaft that acts to raise the connecting cylinder 4 by the specified sliding length KL is an intake start delay θ1 at which no intake action is performed, and is determined by
表1に第1実施形態の機構緒元例を示し、図4にピストンストロークの変位図を示す。吸気開始遅れθ1、圧縮開始遅れθ2はコンロッドの総長(=L2+L3)により変化し、短くすればθ1は小さく・長くすればθ2は小さくなり、それぞれの遅れ角度はコンロッド総長の増減調整により、必要とする角度に設定することができる。Table 1 shows an example of the mechanism of the first embodiment, and FIG. 4 shows a displacement diagram of the piston stroke. The intake start delay θ1 and the compression start delay θ2 vary depending on the total length of the connecting rod (= L2 + L3). If the length is shortened, θ1 becomes smaller, and if the length is lengthened, θ2 becomes smaller. The angle can be set.
本発明の第2実施形態について説明する。
図2に、第2実施形態に係わる4サイクルレシプロエンジンの複コンロッドクランク機構の構成を概略的に示す。図2に示すように、シリンダ(図示せず)内に摺動可能に嵌装されたピストン1に主コンロッド2をピストンピン3で回動可能に連結し、主コンロッド2の他端部を副コンロッド7にコンロッドピン8で回動可能に連結し、副コンロッド7の他端部をクランクピン9でクランクアーム10に回動可能に連結し、クランクアーム10の他端部をクランク軸11に固定接続し、複コンロッドクランク機構を構成する。A second embodiment of the present invention will be described.
FIG. 2 schematically shows the configuration of a double connecting rod crank mechanism of a four-cycle reciprocating engine according to the second embodiment. As shown in FIG. 2, a main connecting
以上のように構成した第2実施形態の作用について次に説明する。
図2(a)はピストン上死点TDCの状態を示すが、圧縮行程および排気行程のピストン上死点TDCは一定である。図2(b)(c)はピストン下死点BDCの状態を示すが、吸気行程のピストン下死点BDC1に対して膨張行程のピストン下死点BDC2は下方に位置している。従って、吸気ストロークおよび圧縮ストロークS1に対して膨張ストロークおよび排気ストロークS2がストローク差RKだけ大きくなり、圧縮比よりも膨張比を大きくすることができ、ミラーサイクルエンジンを実現することができる。Next, the operation of the second embodiment configured as described above will be described.
FIG. 2A shows the state of the piston top dead center TDC, but the piston top dead center TDC in the compression stroke and the exhaust stroke is constant. FIGS. 2B and 2C show the state of the piston bottom dead center BDC. The piston bottom dead center BDC2 in the expansion stroke is located below the piston bottom dead center BDC1 in the intake stroke. Therefore, the expansion stroke and the exhaust stroke S2 are increased by the stroke difference RK with respect to the intake stroke and the compression stroke S1, and the expansion ratio can be made larger than the compression ratio, and a mirror cycle engine can be realized.
次に、図3を参照してストローク差RKを発生させる機構作用について説明する。
図3にクランク軸の回転方向を時計回りとして矢印で示しているが、回転方向は限定するものでないが時計回りとして以降の説明を展開する。
また、回転方向については、時計回りを「+回転」、反時計回りを「−回転」と標記し、以降の説明を展開する。Next, the mechanism action for generating the stroke difference RK will be described with reference to FIG.
Although the rotation direction of the crankshaft is indicated by an arrow in FIG. 3 in the clockwise direction, the rotation direction is not limited, but the following description will be expanded as a clockwise direction.
Regarding the rotation direction, the clockwise direction is indicated as “+ rotation”, and the counterclockwise direction is indicated as “−rotation”, and the following description will be expanded.
図3に示すように、ピストン上死点TDCにおけるコンロッドピン8はクランクピン9の下方に位置している。これは、直前の圧縮行程での圧縮負荷、または、排気行程での排気負荷によりクランク軸中心に向けてコンロッドピン8は押し下げられる為である。As shown in FIG. 3, the connecting
図3(a)において、クランク軸11が+回転し吸気行程が開始し、クランクピン9がP1点まで回転すると、ピストン1が上死点TDCからの下降を抑止または最少となるように副コンロッド7はクランクピン9を中心に+回転する。更に、クランク軸11が回転し、主コンロッド2と副コンロッド7が一直線上に並ぶP2点までクランク軸11が回転する間も同様に、ピストン1が上死点からの下降を抑止または最少とするように副コンロッド7はクランクピン9を中心に+回転する。従って、クランクピン9のP2点までのクランク軸回転角度をθ1とすると、θ1の区間は実質的な吸気は行われず、θ1は吸気遅れに相当する。In FIG. 3 (a), when the
クランク軸回転角度θ1よりさらに回転すると、主コンロッド2と副コンロッド7が一直線上に並んだ状態を保ちながらピストン1が上死点TDCから下降を始め吸入が開始され、吸気行程の下死点BDCでは図2(b)に示すようにコンロッドピン8はクランクピン9の上方に位置する。When the rotation further exceeds the crankshaft rotation angle θ1, the
従って、クランク軸11中心P11とクランクピン9中心P9間の長さをクランクアーム長さL1とし、コンロッドピン8中心P8とクランクピン9中心P9間の長さを副コンロッド長さL2とすると、吸気ストロークS1は数5により決定される。Therefore, if the length between the
図3(a)において、クランク軸11が+回転し圧縮行程が開始し、クランクピン9がP3点まで回転すると、ピストン1が下死点BDC1からの上昇を抑止または最少とするように副コンロッド7はクランクピン9を中心に+回転する。さらにクランク軸11が回転し、主コンロッド2と副コンロッド7が一直線上に並ぶP4点までクランク軸11が回転する間も同様に、ピストンが下死点からの上昇を抑止または最少とするように副コンロッド7はクランクピン9を中心に+回転する。従って、クランクピン9のP4点までのクランク軸回転角度をθ2とすると、θ2の区間は実質的な圧縮ストロークとして作用せず、θ2は圧縮遅れに相当する。In FIG. 3A, when the
クランク軸回転角度θ2よりさらに回転すると、主コンロッド2と副コンロッド7が一直線上に並んだ状態を保ちながらピストン1が下死点BDC1から上昇を始め圧縮が開始され、圧縮行程の上死点TDCでは図2(a)に示すようにコンロッドピン8はクランクピン9の下方に位置する。
従って、圧縮ストロークS1は吸気ストロークと同様に数5により決定される。When the rotation further exceeds the crankshaft rotation angle θ2, the
Therefore, the compression stroke S1 is determined by Equation 5 as with the intake stroke.
図3(b)において、膨張行程が開始しクランク軸11が回転すると、主コンロッド2と副コンロッド7が一直線上に並ぶように副コンロッド7はクランクピン9を中心に−回転、ある時点から+回転しながら下死点BDC2に到り、図2(c)に示すようにコンロッドピン8はクランクピン9の下方に位置する。
さらに、クランク軸11が回転し排気行程が開始すると、主コンロッド2と副コンロッド7が一直線上に並ぶように副コンロッド7はクランクピン9を中心に+回転、ある時点から−回転しながら上死点TDCに到り、図2(a)に示すようにコンロッドピン8はクランクピン9の下方に位置する。
従って、膨張ストロークおよび排気ストロークのS2は数2により決定される。In FIG. 3 (b), when the expansion stroke starts and the
Further, when the
Therefore, S2 of the expansion stroke and the exhaust stroke is determined by
即ち、吸気ストロークおよび圧縮ストロークS1と膨張ストロークおよび排気ストロークS2とのストローク差RKは数6により決定される。That is, the stroke difference RK between the intake stroke and compression stroke S1 and the expansion stroke and exhaust stroke S2 is determined by Equation 6.
従って、クランクアームの長さL1と副コンロッドの長さL2の組み合わせを変えることにより、必要とする吸気ストロークおよび圧縮ストロークS1に対して最適なストローク増RKを持った膨張ストロークおよび排気ストロークS2の設定ができ、圧縮比よりも膨張比が大きいミラーサイクルを実現することができる。Accordingly, by changing the combination of the length L1 of the crank arm and the length L2 of the auxiliary connecting rod, the expansion stroke and the exhaust stroke S2 having the optimum stroke increase RK with respect to the required intake stroke and compression stroke S1 are set. And a mirror cycle having an expansion ratio larger than the compression ratio can be realized.
図3(a)に示す、吸気開始遅れθ1・圧縮開始遅れθ2は、クランクアーム長さL1、副コンロッド長さL2、主コンロッド長さL3の組み合わせによって変化し、それぞれ、数7、数8により計算できる。The intake start delay θ1 and the compression start delay θ2 shown in FIG. 3A vary depending on the combination of the crank arm length L1, the sub connecting rod length L2, and the main connecting rod length L3. Can be calculated.
表1に第2実施形態の機構緒元例を示す。
緒元例は必要とする圧縮ストロークをSt1とし最適な膨張ストローをSt2となるようにクランクアーム長さL1、副コンロッド長さL2を設定し、主コンロッド長さL3は吸気・圧縮行程において、シリンダ内壁と主コンロッドとの間隙が必要最小限確保できる長さに設定したものである。その時の吸気開始遅れθ1、圧縮開始遅れθ2、を数9と数10により計算し表にしたものである。Table 1 shows an example of the mechanism of the second embodiment.
In the original example, the crank arm length L1 and the auxiliary connecting rod length L2 are set so that the required compression stroke is St1 and the optimum expansion straw is St2, and the main connecting rod length L3 is the cylinder in the intake / compression stroke. The length is set such that the minimum gap between the inner wall and the main connecting rod can be secured. The intake start delay θ1 and the compression start delay θ2 at that time are calculated from
表1の緒元例に示すように吸気開始遅れθ1はクランク軸回転角度にして34〜46度である。 吸気開始時には排気弁は閉じ終わり、この間に吸気弁の開度をより大きくすることができ、吸気負荷の最少化と混合気ロスの減少が可能となる。As shown in the example of Table 1, the intake start delay θ1 is 34 to 46 degrees as the crankshaft rotation angle. At the start of intake, the exhaust valve finishes closing. During this time, the opening of the intake valve can be increased, and the intake load can be minimized and the mixture loss can be reduced.
また、圧縮開始遅れθ2はクランク軸回転角度にして44〜65度である。
圧縮開始時には吸気弁は閉じ終わることができ、実吸気量を吸気ロスなく吸気行程ストローク容積とすることが可能となる。The compression start delay θ2 is 44 to 65 degrees in terms of the crankshaft rotation angle.
At the start of compression, the intake valve can be closed and the actual intake amount can be made the intake stroke volume without intake loss.
図4に、吸気・圧縮・膨張・排気行程におけるピストンの変位図を示す。
吸気開始遅れθ1、圧縮開始遅れθ2が生ずることによる利点があるが、吸気・圧縮の期間が短くなり急激に吸気・圧縮が行われることになる。 従って、必要以上にθ1・θ2が大きくならないように最適化を図ることが好ましい。FIG. 4 shows a displacement diagram of the piston in the intake / compression / expansion / exhaust stroke.
Although there is an advantage that the intake start delay θ1 and the compression start delay θ2 are generated, the intake / compression period is shortened and the intake / compression is rapidly performed. Therefore, it is preferable to optimize so that θ1 · θ2 does not become larger than necessary.
図5に、吸気開始角度の設定機構を示す。 図5(c)に示すように、クランクアーム10に回転止めアーム13を増設し該アームに副コンロッド7の+回転を止める止め掛金14を往復動自由に装着し、スプリング15で押し出し、副コンロッド7がクランクアーム10に対しθK度以上+回転しないようにし、上死点での状態を示す図5(b)からクランク軸11がθ1X度回転した時点から吸気開始がされるようにする。
圧縮開始についても同様に、下死点からクランク軸11がθ2Y度回転した状態の模式図を図6(b)に示すが、副コンロッド7がクランクアーム10に対しθK度以上+回転しないようにし、クランク軸11がθ2Y度回転した時点から圧縮開始がされるようにする。FIG. 5 shows an intake start angle setting mechanism. As shown in FIG. 5 (c), a
Similarly, for the start of compression, a schematic diagram of the state where the
これらの開始時期は副コンロッド7の+回転抑止角度θKの設定により決まる。
θKの設定方法について、図6(a)に吸気開始時の模式図、(b)に圧縮開始時の模式図を示し説明する。最適な吸気開始角度をθ1XとするとθKは数9により決まり、圧縮開始角度θ2Yは数10で設定される。従って、θ1X、θ2Y別々に最適化することはできず、ともに満足するθKを選択する必要がある。These start times are determined by the setting of the + rotation inhibition angle θK of the
A method for setting θK will be described with reference to FIG. 6A showing a schematic diagram at the start of intake and FIG. 6B showing a schematic diagram at the start of compression. If the optimal intake start angle is θ1X, θK is determined by
表1に、第2実施形態の機構緒元例を示すが、圧縮開始遅れθ2はクランク軸回転角度にして44〜65度であるが、吸気開始角度θ1Xを34〜40度とすると、圧縮開始遅れは44〜54度となり、急激な圧縮は改善される。 Table 1 shows an example of the mechanism of the second embodiment. The compression start delay θ2 is 44 to 65 degrees as the crankshaft rotation angle, but when the intake start angle θ1X is 34 to 40 degrees, the compression start The delay is 44-54 degrees, and rapid compression is improved.
副コンロッド7の+回転を止める止め掛金14の作動について副コンロッド7の動軌跡から詳細説明する。図7(b)にクランクアーム10と副コンロッド7の膨張・排気行程における動軌跡を示すが、排気行程において副コンロッド7は−回転しながら排気が進行し、図5(a)に示す状態に移行する。この時点からクランク軸11が更に回転すると、副コンロッド7に設けた止め爪16がカムとして作用し止め掛金14を押し込みながら−回転し、図5(b)に示す上死点に到り排気行程が完了する。The operation of the
図5(b)に示す上死点の状態からクランク軸11がθ1X度回転し、副コンロッド7は+回転しながら図5(c)の状態に到達すると、副コンロッド7は止め爪16と止め掛金14により+回転が抑止され吸気が開始される。 副コンロッド7と主コンロッド3が一直線上に並ぶまで副コンロッド7の+回転は抑止され、以降、副コンロッドは−回転しながら図7(a)に示す下死点に到り、吸気が完了する。When the
圧縮行程でも同様に、下死点からクランク軸11がθ2Y度回転し、副コンロッド7は+回転しながら図6(b)の模式図に示す状態に到達すると、副コンロッド7は止め爪16と止め掛金14により+回転が抑止され圧縮が開始される。副コンロッド7と主コンロッド3が一直線上に並ぶまで副コンロッドの+回転は抑止され、以降、副コンロッドは−回転しながら上死点に到り、図7(a)に示す状態となり圧縮が完了する。Similarly, in the compression stroke, when the
本発明の第3実施形態である防振機構について説明する。
第2実施形態におけるクランクアーム10と副コンロッド7の動軌跡を図7に示す。図7(a)は吸気・圧縮行程における動軌跡を示し、(b)は膨張・排気行程における動軌跡を示す。これからも明らかなように、各行程における副コンロッド7の動軌跡は全く異なり、従来の防振方法であるクランクピンの反対側におもりを取り付ける等のバランシング方式のみでは不十分であり、副コンロッド7の動軌跡に同調した動的なバランシング方式が必要不可欠である。A vibration isolation mechanism according to a third embodiment of the present invention will be described.
The movement trajectory of the
図8に、新防振機構を示しその構成を説明する。クランク軸11を中心に回転可能な歯車(A)17を設置し、クランクピン9を中心とする歯車(B)18を副コンロッド7と共に回転するように配し、両歯車(A)17,(B)18を噛み合せる。更に、クランクアーム10の反対側にブラケットアーム23を増設しクランク軸11に固定接続し、ブラケットアーム23に歯車(D)24を軸25で回転可能に連結し、両歯車(A)17,(D)24を噛み合せ、主コンロッド2副コンロッドピン7等との動的防振バランスをとるための防振バランシングウェート(1)30を歯車(D)24に取り付け固定し、ブラケットアーム23に防振バランシングウェート(2)31を設置する。FIG. 8 shows a new vibration isolation mechanism and its configuration will be described. A gear (A) 17 rotatable around the
次に、新防振機構の作用について図8により説明する。
図8に示すように、副コンロッド7は歯車(B)18とクランクピン9で連結されており、歯車(B)18は副コンロッド7と共に回転し、歯車(A)17を介し歯車(D)24も副コンロッド7と同方向に回転することになる。 防振バランシングウェート(1)30と副コンロッド7の位置関係を、常にクランク軸11の中心に対し対称関係を維持できるように歯車(B)18と歯車(D)24は同じ大きさにしておく。
これにより、クランク機構の持つ固有振動については防振バランシングウェート(2)31で防振し、副コンロッド7の回転に伴う動的な振動に対しては歯車(D)24に固定した防振バランシングウェート(1)30で動的に防振することが可能となる。Next, the operation of the new vibration isolation mechanism will be described with reference to FIG.
As shown in FIG. 8, the secondary connecting
As a result, the natural vibration of the crank mechanism is prevented by the anti-vibration balancing weight (2) 31, and the anti-vibration balancing is fixed to the gear (D) 24 against the dynamic vibration accompanying the rotation of the
図5に吸気開始角度θ1Xの設定機構を示したが、図8に示す防振機構の付加に伴い、回転止めアーム13の増設は必要がなくなり、回転止め装置12は図8、図9に示す位置に設置することになる。
詳細説明は省略するが、止め爪16は歯車(D)24の側面に設置し、止め掛金14、スプリング15からなる回転止め装置12はブラケットアーム23に固定設置する。
図8の回転止め装置12のN−N線の断面図を図10に示す。FIG. 5 shows a mechanism for setting the intake start angle θ1X. With the addition of the vibration isolation mechanism shown in FIG. 8, it is not necessary to add an
Although the detailed description is omitted, the
FIG. 10 is a cross-sectional view taken along line NN of the
図8に新防振機構の基本構成を示すが、クランク軸11の径とクランクアーム10の長さとの関係から歯車の軸間距離がとれない場合には、図11に示すように、チェーン車(A)32とチェーン車(B)33をチェーン34で連結した構成とするか、または、図14に示すように歯車構成が必要となるが詳細については後述する。FIG. 8 shows the basic configuration of the new vibration isolating mechanism. If the distance between the shafts of the gears cannot be obtained from the relationship between the diameter of the
本発明の第4実施形態である吸気行程・圧縮行程のストロークを変化させるストローク可変機構を図12、図13に示し、その構成を説明する。
図12に示すように、ブラケットアーム19、23、26をそれぞれ増設しクランク軸11に固定接続し、クランク軸11を中心に回転自在な歯車(A)17を配し、クランクピン9を中心とする歯車(B)18を副コンロッド7と共に回転するように配し、歯車(A)17の周囲を公転する歯車(C1)20を歯車(A)17、(B)18に噛み合うようにブラケットアーム19に軸22で回転自在に配する。また、防振機構についても同様にブラケットアーム23に歯車(D)24を軸25で回転可能に設置し、歯車(A)17の周囲を公転する歯車(E1)27を歯車(A)17、(D)24に噛み合うようにブラケットアーム26に軸29で回転自在に配する。 吸気ストローク設定装置35、圧縮比設定装置45については、図12では概略配置のみを示す。A stroke variable mechanism for changing the stroke of the intake stroke / compression stroke according to the fourth embodiment of the present invention is shown in FIGS.
As shown in FIG. 12,
図12,13に示す基本構成において、クランク軸11の径とクランクアーム10の長さとの関係から歯車の軸間距離がとれない場合には、図14、15に示すような構成が必要となる。その構成について説明する。
クランク軸11を中心に回転自在な歯車(A)17を配し、ブラケットアーム19に軸22を回転自在に装着し、歯車(C1)20を軸22に固定し歯車(A)17と噛み合わせ、軸22の他端部に歯車(C2)21を固定し、歯車(B)18を副コンロッド7と一体化し歯車(C2)21と噛み合わせる。また、防振機構についても同様にブラケットアーム26に軸29を回転自在に装着し、歯車(E1)27を軸29に固定し歯車(A)17と噛み合わせ、軸29の他端部に歯車(E2)28を固定し、ブラケットアーム23に軸25で回転可能に設置した歯車(D)24と噛み合わせる。In the basic configuration shown in FIGS. 12 and 13, when the distance between the shafts of the gears cannot be obtained due to the relationship between the diameter of the
A gear (A) 17 that is rotatable around the
吸入行程・圧縮行程のストロークを変化させるストローク可変機構の作用について図16の模式図によりその原理について説明する。
図16(a)は吸気行程開始の上死点の状態を示す。 これより歯車(A)17の+回転を(180−α)度に規制し下死点に到ると、歯車(A)17・歯車(C)20・歯車(B)18からなる遊星歯車機構により、歯車(B)18はα度−回転し、破線図に示すように副コンロッド7はα度−回転する。従って、吸気ストロークはα=0の時に最小となり、α=180の時に最大とすることができる。
即ち、歯車(A)17のクランク軸回転方向の回転角度を規制することにより、吸気ストロークを変化させるのが基本原理(1)である。The principle of the operation of the variable stroke mechanism for changing the stroke of the suction stroke / compression stroke will be described with reference to the schematic diagram of FIG.
FIG. 16A shows the state of top dead center at the start of the intake stroke. From this, when the positive rotation of the gear (A) 17 is regulated to (180−α) degrees and the bottom dead center is reached, the planetary gear mechanism comprising the gear (A) 17, the gear (C) 20, and the gear (B) 18. As a result, the gear (B) 18 rotates by α degrees and the
That is, the basic principle (1) is to change the intake stroke by restricting the rotation angle of the gear (A) 17 in the rotation direction of the crankshaft.
吸気ストロークを可変化した時の圧縮比の設計は、当然、適用する最大吸気ストロークが前提となり、吸気ストロークが小さくなれば圧縮比も小さくなる。
従って、吸気ストロークに対応して圧縮ストロークを変化させる必要がある。
図16(b)は圧縮行程が完了した上死点の状態を示し、吸気行程で(180−α)度+回転した歯車(A)17は圧縮行程において、歯車(A)17・歯車(C)20・歯車(B)18からなる遊星歯車機構により(180−α)度−回転し、図16(a)に示す上死点の状態に定点復帰する。 圧縮行程末期において歯車(B)18をβ度、−回転させ、ピストンをVδX燃焼室へ押し込み増を図ることにより、所定の圧縮比を確保することができる。図16(C)も圧縮行程が完了した上死点の状態を示し、圧縮行程末期において歯車(B)18をβ度、+回転させ、ピストンをVδX燃焼室へ押し込み増を図り、所定の圧縮比を確保したものである。即ち、圧縮行程末期において歯車(B)18の回転制御を、歯車(A)17を介して外部から強制実施し、吸気ストロークに対応して圧縮ストロークを変化させ、ピストンをVδX燃焼室へ押し込み増を図ることにより、所定の圧縮比を確保するのが基本原理(2)である。Naturally, the design of the compression ratio when the intake stroke is made variable is premised on the maximum intake stroke to be applied, and the compression ratio decreases as the intake stroke decreases.
Therefore, it is necessary to change the compression stroke corresponding to the intake stroke.
FIG. 16B shows the state of the top dead center where the compression stroke is completed. The gear (A) 17 rotated by (180−α) degrees in the intake stroke + gear (A) 17 and the gear (C) in the compression stroke. ) It is rotated (180-α) degrees by the planetary gear mechanism comprising the
従って、圧縮行程において歯車(A)17が(180−α)度−回転することが前提であり、第2実施形態で提案した歯車(A)17の+回転抑制による圧縮開始遅れ制御は実施できず、機構により発生する圧縮開始遅れ角度で規定されることになる。Therefore, it is premised on that the gear (A) 17 rotates (180−α) degrees in the compression stroke, and the compression start delay control by suppressing the + rotation of the gear (A) 17 proposed in the second embodiment can be performed. Instead, it is defined by the compression start delay angle generated by the mechanism.
図17に吸気ストローク設定装置35の機構を示しその構成について説明する。本図はクランク軸が上死点にあり排気行程が完了し、吸気ストロークを最小とする場合の状態を示し、摺動ラック36、吸気摺動ロッド41等の摺動台およびクランク機構の図示は省略し、摺動台の断面図を図18に示す。 摺動ラック36の両側にラック歯(A)37とラック歯(B)38を構成し、ラック歯(A)37下端部で歯車(A)17と噛み合わせ、固定ラック39をラック歯(B)38に対向して設置し、ピニオン40をラック歯(B)38下端部と固定ラック39上端部に噛み合わせて配し、吸気摺動ロッド41に固定した軸42にピニオン40を回転可能に取り付け、歯車(A)17の回転に対応して吸気摺動ロッド41が上昇または下降するようにし、ストッパー位置設定制御装置43によりストッパー44を上昇または下降させ吸気行程摺動ロッド41の下降位置を規定することにより、吸気ストロークを設定する。FIG. 17 shows the mechanism of the intake
吸気ストローク設定装置35の作用について、図17により説明する。 基本原理で説明したように吸気行程において歯車(A)17は最大180度+回転する。歯車(A)17のピッチ円の径をDaとすると、歯車(A)17とラック歯(A)37で噛み合わされている摺動ラック36はπDa/2下降し、摺動ラック36のラック歯(B)38と固定ラック39に噛み合わされているピニオン40は吸気行程摺動ロッド41と共に、πDa/4下降する。
従って、吸気摺動ロッド41の下降量は摺動ラック36の下降量の1/2となり、後述するストッパー位置設定制御装置43の制御応答性向上を図っているが、制御応答性に支障がなければラック・ピニオン機構を省略し、摺動ラック36の下降量を制御対象とすることも可能である。 ストッパー位置設定制御装置43のストッパー44と吸気摺動ロッド41の間隔をπDa/4として配置し、ストッパー位置設定制御装置43によりストッパー44を上昇・下降制御することにより、吸気摺動ロッド41の下降量を規制して歯車(A)17の回転角度を規定することにより、副コンロッド7の回転を制御し吸気ストロークを変化させるのが基本作用である。
副コンロッド7をα度、−回転させるためには、ストッパー位置設定制御装置43のストッパー44をπDa/4×α/180上昇させればよく、その時の吸気ストロークStαは数11 で決定され、ストッパー位置設定制御装置43を数値制御する。
α値の設定可能範囲は機構的には0〜180度であるが、吸気開始クランク回転角度を規定する回転止め装置12を設置し、回転ストッパー角度をθK、吸気開始クランク回転角度をθ1Xとした場合のα値は0〜(180−θK−θ1X)の範囲となる。The operation of the intake
Accordingly, the lowering amount of the intake sliding rod 41 is ½ of the lowering amount of the sliding
In order to rotate the secondary connecting
The α value can be set within the range of 0 to 180 degrees. However, the
図17に圧縮比設定装置45の機構を示し、その構成について説明する。
本図はクランク軸が上死点にあり排気行程が完了し、圧縮ストロークがまだ設定されてない状態を示し、摺動ロッド49、圧縮比設定ラック55、圧縮行程摺動ラック58等の摺動台およびクランク機構の図示は省略し、摺動台は図18に示す。 クランク軸11の1/2角速度で同期回転するカム軸46に設けたカム47の機構により、プッシュロッド48とプッシュロッド48に連結した摺動ロッド49を下降させ、摺動ロッド49に固定した軸50にピニオン51を回転可能に取り付け、カム47開放時にスプリング52、スプリング架台53によりプッシュロッド48と摺動ロッド49を定位置へ上昇させ、ストッパー54で上昇限を規定する。圧縮比設定ラック55上端部をピニオン51に噛み合わせて配し、圧縮比設定制御装置56により伸縮するロッド57を圧縮比設定ラック55に連結し、圧縮比設定ラック55に対向して配した圧縮摺動ラック58の下端部をピニオン51に噛み合わせ、圧縮行程摺動ラック58はカム47による摺動ロッド49の下降ストロークの2倍下降する。 圧縮比設定制御装置56でロッド57の伸縮量を圧縮比設定ラック 55とピニオン51を介して圧縮摺動ラック58を上下に摺動させることにより圧縮摺動ラック58の下降終点を吸気ストロークに対応して規定し、歯車(A)17に固定設置したレシーバーロッド59が圧縮行程末期に圧縮摺動ラック58の下降ストローク線上にあるように、かつ、圧縮ストロークの調整を必要としない場合は圧縮摺動ラック58が下降終点でレシーバーロッド59に接する位置に圧縮比設定装置45を配置し、圧縮摺動ラック58の下降ストロークでレシーバーロッド59を押し下げて歯車(A)17を−回転させることにより副コンロッド7を−回転させ、吸気ストロークに対応して所定の圧縮比を得るように圧縮ストロークを変化させる。FIG. 17 shows the mechanism of the compression
This figure shows a state where the crankshaft is at the top dead center, the exhaust stroke is completed, and the compression stroke is not yet set, and sliding of the slide rod 49, the compression ratio setting rack 55, the compression
図17に圧縮比設定装置45の機構を示し、その作用について説明する。
クランク軸11の1/2角速度で同期回転するカム軸46に設けたカム47の機構により、摺動ロッド49はピニオン51と共に圧縮行程において常に一定量下降し、圧縮行程が完了しカム47の作用が開放され始めるとスプリング52により定位置へ上昇する。 ピニオン51に噛み合わされた圧縮比設定ラック55は、設定作動時以外は固定された状態にあり、ピニオン51に噛み合わされている圧縮摺動ラック58は摺動ロッド49の下降ストロークの2倍下降する。
圧縮ストロークの調整を必要としない場合は圧縮摺動ラック58の下降終点でレシーバーロッド59に接する位置に圧縮比設定装置45を配置しておく。 圧縮比設定制御装置56により圧縮比設定ラック55をSδX上昇すると、圧縮摺動ラック58はピニオン51を介しSδX下降し、圧縮行程完了時に圧縮摺動ラック58はレシーバーロッド59を直線にしてSδX押し込み回転運動させて、歯車(A)17を−回転し、歯車(B)18・歯車(C1)20を介して副コンロッド7を−回転し、圧縮ストローク増を図り、吸気ストロークに対応して所定の圧縮比を得るようにピストンをVδX燃焼室へ押し込む。
(圧縮摺動ラック58とレシーバーロッド59の作用の詳細については後述する)
適用する最大吸気ストロークで燃焼室の容積VCを設計し所定の圧縮比εを確保し、吸気ストロークを小さくした時はそれに対応して圧縮ストローク増を図り所定の圧縮比εを維持する。FIG. 17 shows the mechanism of the compression
Due to the mechanism of the
When adjustment of the compression stroke is not required, the compression
(Details of the action of the
The combustion chamber volume VC is designed with the maximum intake stroke to be applied to ensure a predetermined compression ratio ε, and when the intake stroke is reduced, the compression stroke is increased correspondingly to maintain the predetermined compression ratio ε.
圧縮比を圧縮点火領域まで増大が可能であり、火花点火方式と圧縮点火方式とを兼用化したエンジンとする場合には、火花点火エンジンとして適用する最大吸気ストロークで燃焼室の容積Vcを設計し所定の圧縮比を確保し、圧縮点火エンジンとして運転する場合には、吸気ストロークに対応して所定の圧縮比が得られるように圧縮ストロークを変化させる。When the compression ratio can be increased to the compression ignition range and the engine is combined with the spark ignition method and the compression ignition method, the volume Vc of the combustion chamber is designed with the maximum intake stroke applied as the spark ignition engine. When a predetermined compression ratio is ensured and the engine is operated as a compression ignition engine, the compression stroke is changed so as to obtain a predetermined compression ratio corresponding to the intake stroke.
吸気ストロークに対応して所定の圧縮比を得るための、圧縮比設定制御装置56の制御量SδXは数12で決定され、圧縮比設定制御装置56を数値制御する。The control amount SδX of the compression ratio setting
歯車(A)17を+回転し、歯車(B)18・歯車(C1)20を介して副コンロッド7を+回転する方式については、圧縮比設定装置45の配置を変えればよく、図19に示すレシーバーロッド59の押込みを押上げるように配置するか、図17に示す吸気摺動ロッド41の戻り量を規定する位置まで押し下げるように配置すればよく、詳細説明は省略する。For the method of rotating the gear (A) 17 + and rotating the auxiliary connecting
吸気ストローク設定装置35の制御方法例について説明する。 運転条件により吸気ストロークを変化させ吸気容量を決定するには、下死点における副コンロッド7の回転角度αを設定すれば、吸気ストロークStαは数11により規定され、ストッパー位置設定制御43を数値制御する。 吸気容量を自動選択するとすれば、アクセルの踏込み量と踏込み加速度を検出し、踏込み量の変化がなくエンジン回転数が低下した時と基準加速度以上の踏込み時には吸気ストローク増を図り、同様に回転数が上昇時には吸気ストローク減を図る等が考えられる。A control method example of the intake
圧縮比設定装置45の制御方法例について説明する。 吸気ストロークに応じて所定の圧縮比を確保するには、運転吸気ストロークSXすればレシーバーロッド59の押込み量SδXは数12により規定され、圧縮比設定制御装置56を数値制御する。
圧縮比は火花点火領域から圧縮点火領域まで変化させることができ、ガソリンエンジンとするかディーゼルエンジンとするかの使い分けを設定することも可能である。A control method example of the compression
The compression ratio can be changed from the spark ignition region to the compression ignition region, and it is possible to set the proper use of the gasoline engine or the diesel engine.
以上、吸入・圧縮行程のストロークを変化させる本発明の第4実施形態であるストローク可変機構について説明してきたが、次の2点について補足・検証する。The stroke variable mechanism that is the fourth embodiment of the present invention that changes the stroke of the suction / compression stroke has been described above. The following two points will be supplemented and verified.
第1に、圧縮摺動ラック58の直線下降をレシーバーロッド59の回転運動に変換し、副コンロッド7を−回転できるか検証する。First, the linear descent of the
図19(a)は、圧縮比設定制御を必要としない適用最大吸気ストロークでの圧縮行程における圧縮摺動ラック58の作動ストロークを示し、圧縮行程終点において圧縮摺動ラック58のヘッド部は所定のストロークを下降してもレシーバーロッド59に接するのみで、レシーバーロッド59を押し込み回転させることはない。FIG. 19A shows the operation stroke of the
図19(b)は、最小吸気ストロークで圧縮比設定制御装置56により圧縮摺動ラック58が最大下降された状態を示し、この時点より圧縮摺動ラック58は所定のストロークを下降しレシーバーロッド59を押し込み、歯車(A)17をβmax−回転する。 この下降時に圧縮摺動ラック58のヘッド部がレシーバーロッド59と干渉することなくレシーバーロッド59を押し込むことができるかが問題である。FIG. 19B shows a state in which the
図20は、圧縮摺動ラック58の下降過程において、圧縮摺動ラック58のヘッド部がレシーバーロッド59に接近するクランク軸回転角度にして1.2度の区間の作動推移を拡大したものであるが、図からも明らかなように、ヘッド部の寸法・形状と圧縮摺動ラック58の下降ストロークの傾斜角度θrの最適化により干渉は回避可能であり問題はない。FIG. 20 is an enlarged view of the operation transition in the section of 1.2 degrees as the crankshaft rotation angle at which the head portion of the
第2の問題は、圧縮行程終点において副コンロッド7を−回転または+回転し、所定の圧縮比を確保した後、問題なく膨張行程に移行できるかどうかである。
圧縮設定装置45のカム機構46,47を図21のような緒元とした時、副コンロッド7を−回転または+回転し所定の圧縮比を確保した後の、膨張行程における副コンロッド7の回転角度βは数13で決定される。
表2に示す複コンロッドクランク機構緒元例により、膨張行程におけるクランク軸の回転角度対副コンロッド7の回転角度βの推移を図22に示し、問題なく膨張行程に移行できることを検証する。The second problem is whether or not the secondary connecting
When the
The transition of the rotation angle β of the crankshaft relative to the rotation angle β of the auxiliary connecting
図22により膨張行程における副コンロッド7の回転角度βの推移過程を説明する。
圧縮比設定制御を必要としない適用最大吸気ストロークでの圧縮行程終点における副コンロッド7の回転角度βは0°であり、β=0°の推移線が圧縮比制御不要の場合である。β≠0°の場合の推移線とβ=0°の推移線との交点が、圧縮設定装置45の作動終了点であり、以降β=0°の推移線で膨張行程が進行する。 この交点のクランク軸回転角度は、プッシュロッド48のヘッドの傾斜角度θbと傾斜部の幅KBにより調整でき、最適点に設定することが可能である。The transition process of the rotation angle β of the auxiliary connecting
The rotation angle β of the secondary connecting
副コンロッド7を−回転したβ≦0°の場合について検証する。圧縮行程が完了した上死点の状態は図16(b)に示す通り、着火が上死点前に完了するか、上死点後に完了するかに関係なく、膨張力はクランクアーム10の回転力に変換でき、問題なく膨張行程に移行できることは明白である。
圧縮設定装置45の作動終了点までは、膨張力の一部が副コンロッド7を+回転させる力として作用し歯車(A)17等に負荷をかけることになり、作動終了点は短いことが好ましいが、短すぎると圧縮比を早めに低下させることになり、着火遅れとの兼ね合いから最適化が必要である。The case where β ≦ 0 ° in which the secondary connecting
Until the operation end point of the
副コンロッド7を+回転したβ≧0°の場合について検証する。
圧縮行程が完了した上死点の状態は図16(C)に示す通り、膨張力がクランクアーム10の回転力に変換できるのは、コンロッドピン8がピストンピン3とクランク軸111の中心点を結んだ中心線を越えた時点からであり、図22に「コンロッドピン座標Y=0となるθ」として示すが、θは0〜14°である。従って、着火を上死点前に完了させることはできず、上死点後に完了させる必要があり、プッシュロッド48のヘッドの傾斜角度θBを設定調整し「コンロッドピン座標Y=0となるθ」で着火を完了させるような最適化設計が必要不可欠であるが、着火完了までに圧縮比の低下は免れず、副コンロッド7を+回転とする圧縮比設定制御方式の利点はなく、特別な支障がない限り−回転としたβ≦0°による方式が最適である。The case where β ≧ 0 ° when the
As shown in FIG. 16C, the top dead center after the compression stroke has been completed is that the expansion force can be converted into the rotational force of the
1 ピストン
2 主コンロッド
3 ピストンピン
4 連結シリンダ
5 エンドストッパー
6 連結ピストン
7 副コンロッド
8 コンロッドピン
9 クランクピン
10 クランクアーム
11 クランク軸
12 回転止め装置
13 回転止めアーム
14 止め掛金
15 スプリング
16 止め爪
17 歯車(A)
18 歯車(B)
19 ブラケットアーム
20 歯車(C1)
21 歯車(C2)
22 軸
23 ブラケットアーム
24 歯車(D)
25 軸
26 ブラケットアーム
27 歯車(E1)
28 歯車(E2)
29 軸
30 防振バランシングウェート(1)
31 防振バランシングウェート(2)
32 チェーン車(A)
33 チェーン車(B)
34 チェーン
35 吸気ストローク設定装置
36 摺動ラック
37 ラック歯(A)
38 ラック歯(B)
39 固定ラック
40 ピニオン
41 摺動ロッド
42 軸
43 ストッパー位置設定制御装置
44 ストッパー
45 圧縮比設定装置
46 カム軸
47 カム
48 プッシュロッド
49 摺動ロッド
50 軸
51 ピニオン
52 スプリング
53 スプリング架台
54 ストッパー
55 圧縮比設定ラック
56 圧縮比設定制御装置
57 ロッド
58 圧縮摺動ラック
59 レシーバーロッド
61 摺動台(1)
62 摺動台(2)
63 摺動台(3)
KL ピストンピン3または連結ピストン6の摺動規定長さ
θk 回転ストッパー角度
θ1X 吸気開始クランク軸回転角度
θ2Y 圧縮開始クランク軸回転角度
α 下死点における副コンロッドの回転角度(=歯車(A)17の回転角度)
β 上死点における副コンロッドの回転角度(=歯車(A)17の回転角度)DESCRIPTION OF
18 Gear (B)
19
21 Gear (C2)
22
25
28 Gear (E2)
29
31 Anti-vibration balancing weight (2)
32 Chain car (A)
33 Chain car (B)
34
38 rack teeth (B)
39
62 Slide base (2)
63 Slide base (3)
KL Specified sliding length of
β Rotation angle of secondary connecting rod at top dead center (= rotation angle of gear (A) 17)
Claims (4)
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2006105682A JP2007239729A (en) | 2006-03-09 | 2006-03-09 | Double connecting rod crank mechanism of reciprocating engine |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2006105682A JP2007239729A (en) | 2006-03-09 | 2006-03-09 | Double connecting rod crank mechanism of reciprocating engine |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2007239729A true JP2007239729A (en) | 2007-09-20 |
Family
ID=38585497
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2006105682A Pending JP2007239729A (en) | 2006-03-09 | 2006-03-09 | Double connecting rod crank mechanism of reciprocating engine |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2007239729A (en) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN112696267A (en) * | 2020-11-20 | 2021-04-23 | 效俊林 | Linkage mechanism of straight shaft internal combustion engine |
-
2006
- 2006-03-09 JP JP2006105682A patent/JP2007239729A/en active Pending
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN112696267A (en) * | 2020-11-20 | 2021-04-23 | 效俊林 | Linkage mechanism of straight shaft internal combustion engine |
CN112696267B (en) * | 2020-11-20 | 2022-05-03 | 效俊林 | Linkage mechanism of straight shaft internal combustion engine |
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