CN1314890C

CN1314890C - 内燃机的控制方法

Info

Publication number: CN1314890C
Application number: CNB028198964A
Authority: CN
Inventors: 朝井豪; 今森敏一; 增田宏司
Original assignee: Yanmar Co Ltd
Current assignee: Yanmar Co Ltd
Priority date: 2001-09-06
Filing date: 2002-09-04
Publication date: 2007-05-09
Anticipated expiration: 2022-09-04
Also published as: CN1564909A; US20040194748A1; EP1424474A4; EP1424474A1; KR20040031064A; JP2003083099A; WO2003029633A1

Abstract

一种能实现在增压内燃机中利用阿特金森循环化使热效率提高及充填效率提高、并使增压器效率提高及凸轮设计自由度的增大的控制方法。尤其是涉及带有增压器的内燃机的阀开闭控制方法。通过在压缩行程前期将排气阀暂时再开启，能降低有效压缩比，由此能使缸内压力不过度上升，提高热效率。最好将排气阀再开启时期设定为使有效压缩比/膨胀比在0.5～0.9的范围内。另外，在起动时或低负荷运行时，在压缩行程前期暂时不打开排气阀，以获得在高负荷运行时利用所述排气阀再开启所进行的阿特金森循环化。

Description

内燃机的控制方法

技术领域

本发明涉及内燃机的控制方法，尤其涉及具有增压器的内燃机的阀的开闭控制。

背景技术

以往有以下几种方法来提高内燃机的热效率。

(传统方法1)增加最大缸内压力的方法

是通过高压缩比化或高增压化、使最大缸内压力增加来提高热效率的方法。

(传统方法2)增加内燃机的膨胀比的方法

可通过增加内燃机的膨胀比来提高热效率。

(传统方法3)通过进气阀的迟关进行阿特金森循环化的方法

图23A是表示吸气行程，图23B是表示压缩行程前期，图23C是表示压缩行程后期，在提高内燃机压缩比的同时，如图23B所示，在活塞8正在上升的压缩行程前期为止使进气阀1处于打开的状态，通过比通常晚的时期关闭进气阀1，以延迟压缩开始时期，由此可减小有效压缩比，在抑制缸内压力过度上升的同时能得到较大的膨胀比。在图23A、图23B及图23C中，符号2是进气口，符号3是燃烧室，符号5是排气阀，符号6是排气口。图24是该方法的进气阀升程(リフト)的变化，实线表示的进气阀升程是通常循环的场合，如虚线表示，通过改变为迟关闭的进气阀升程形状，可确保到吸气排出期间，直到压缩行程的中央附近为止。

图25是图23A、图23B、图23C及图24所示的阿特金森循环化的内燃机的排气阀打开期间和进气阀打开期间，符号OL表示的范围(曲柄角度)是排气阀打开期间与进气阀打开期间的重叠期间，曲柄角度范围θ2是利用延迟进气阀关闭而确保的吸气排出期间。

图26是图23A～图25的内燃机的阿特金森循环示功图，通过将进气阀关闭时期SC设定得在压缩行程前期比通常晚，从而与虚线所示的通常的压缩行程相比，能减少相当于斜线所示的区域的压缩功。而EO表示排气阀打开时期，SO表示进气阀打开时期，EC表示排气阀关闭时期。通过这样的阿特金森循环化，能在维持最大缸内压力的情况下增大膨胀比，从而能不增加缸内压力就提高膨胀比，可提高热效率。

(传统方法4)通过进气阀提早关闭进行阿特金森循环化的方法

该方法是：图27A表示吸气行程，图27B表示吸气行程后期，图27C表示压缩行程，如图27B所示，在活塞8正在下降的吸气行程后期，通过关闭进气阀1，来减少供给燃烧室3内的供气量，减小压缩行程，从而减小有效压缩比，以进行阿特金森循环化。

图28是表示图27A、图27B及图27C所示的内燃机的排气阀打开期间和进气阀打开期间，符号OL表示排气阀打开期间与进气阀打开期间的重叠期间，曲柄角度θ3是进气阀关闭时期与吸气下死点BDC之间的曲柄角度(提前角)。即，离吸气下死点BDC前曲柄角度θ3处提早关闭进气阀1。

图29是图27A、图27B、图27C及图28所示的内燃机的阿特金森循环示功图，通过将进气阀关闭时期SC提早到吸气行程的后期，与虚线所示的通常的压缩行程相比，能减少相当于斜线所示的区域的压缩功，从而减少气体交换功。

传统方法1的增加最大缸内压力的方法中，一旦最大缸内压力过大，则热损失及摩擦损失增大，同时各部分出现强度不足，内燃机的可靠性下降，因而热效率的改善程度存在局限。

传统方法2的提高膨胀比的方法，一般来说压缩比也同时上升，因而不可避免地使最大缸内压力增加。

传统方法3的由进气阀延迟关闭而进行的阿特金森循环化中，存在以下的问题。

(a)进气温度的上升及充填效率的下降

一旦燃烧室加热的进气的一部分通过进气阀的延迟关闭作用而被推回到进气口，因而造成下次的吸气行程中进气温度上升，充填效率下降。

(b)高增压化时增压器效率的下降

因为在压缩行程前期打开进气阀，所以即使提高增压器性能以提高增压，从燃烧室向进气口推回的加热空气成为来自上述增压器的供气的阻力，使增压器的负担增大，进气流量受到限制，同时增压器效率下降。在如此进气量受到限制的状态下，当提高增压以提高增压比时，如图18所示，从现状内燃机的位置B1变化到位置B2，接近增压器的喘振线B4，有发生喘振之虞。

(c)进气的无谓流出

延迟进气阀关闭时期的目的是延缓压缩开始时期，但在进气凸轮形状的设计上，进气凸轮的形状限定为图24的虚线那样的升程形状，在压缩下死点BDC附近进气阀为较大打开的状态，大量的空气流出。这样，进气的无谓流出成为输出功率下降的原因。

(d)活塞损失的增加

在内燃机具有增压器的场合，除了有影响其他气缸排气的时期以外，进气岐管压力高于排气岐管压力，但由于克服该较高的进气岐管压力而从燃烧室将进气推回到进气口，因而活塞的上升做功增大，活塞不易上升，损失功增大。

传统方法4的利用进气阀提早关闭的方法存在以下问题。

(a)进气阀的升程量的减小

通过进气阀的升程期间缩短，凸轮设计时几何学上进气阀升程量也受到限制，因而从进气口向燃烧室的进气流动受到限制，难以确保足够的供气量，导致输出功率的下降。

(b)增压器效率的下降

随着进气期间缩短，凸轮设计上进气升程也受到限制，因而进气量大幅减少，为了确保与通常相同的进气量，不得不使用大容量的增压器。但是，即使提高增压，因进气升程量小等而使供气量不怎么增加，与上述进气阀延迟关闭的方法相同，增压器效率下降，同时如图12的位置B2所示，接近增压器的喘振线B4，有发生喘振之虞。

(c)缸内气体温度的上升

由于在吸气行程后期关闭进气阀，因而缸内气体温度上升较大，由此充填效率下降，压缩端温度也上升。

本发明内容

为了解决上述问题，本发明的内燃机的控制方法中，通过利用排气阀延迟压缩开始时期以取代对进气阀关闭时期的研究，从而实现燃烧循环的阿特金森循环化，技术方案1所述的发明，其特征在于，通过在压缩行程前期将排气阀暂时打开，降低有效压缩比。

技术方案2所述的发明，其特征在于，在技术方案1所述的内燃机的控制方法中，事先将膨胀比设定得比传统内燃机高(15～20的范围)，将有效压缩比在膨胀比的O.5～0.9倍的范围内任意地进行变更。

技术方案3所述的发明，其特征在于，在技术方案1或2所述的内燃机的控制方法中，起动时或低负荷运行时，在压缩行程前期不将排气阀暂时打开。

技术方案4所述的发明，其特征在于，在技术方案1～3所述的内燃机的控制方法中，包括：仅具有排气行程用的凸轮凸部(日文：カム山)的第1排气凸轮；以及具有排气行程用的凸轮凸部及在压缩行程前期用于再开启排气阀的凸轮凸部的第2排气凸轮，两排气凸轮可切换自如地使用。

技术方案5所述的发明，其特征在于，在技术方案1～4所述的内燃机的控制方法中，包括：仅具有排气行程用的凸轮凸部的第1排气凸轮；以及具有在压缩行程前期用于再开启排气阀的凸轮凸部的副排气凸轮，第1排气凸轮进行的单独驱动、第1排气凸轮与副排气凸轮的并列驱动是可切换自如的。

(发明的有益效果)

本发明与传统的阿特金森循环不同，不是将进气阀的关闭时期延迟或提早，而是通过在压缩行程前期暂时再开启排气阀，来延迟压缩开始时期，减小有效压缩比，从而进行阿特金森循环，因而在抑制最高缸内压力的同时，实现高膨胀比，实现热效率的提高，且还具有以下效果。

(1)由于在压缩行程前期再开启排气阀，故与传统的利用延迟或提早关闭进气阀的阿特金森循环相比，可维持凸轮设计的自由度，可设计成在必要时期可靠地向排气口排出必要的空气量。即，与进气阀延迟关闭的方法相比，能简单地设计成在压缩下死点防止大量进气被排出的结构，且与进气阀提早关闭的方法相比，能设计成充分确保进气升程量。

(2)由于将供给到燃烧室的进气一部分向排气口排出，所以即使提高增压器性能以提高增压，上述被排出的进气不会成为从进气口进入燃烧室的加压进气的阻力，能充分确保进气流量，同时可减轻增压器的负担，提高增压器效率。即使提高增压也能提高进气流量，因而如图18的位置B3所示，离开增压器的喘振线B4，无发生喘振之虞，能高效地利用增压器。

(3)由于将供给到燃烧室的进气一部分向排气口排出，因而与进气阀的延迟关闭方法相比，能防止进气口进气温度的上升，防止充填效率的下降。

(4)由于通过在压缩行程前期再开启排气阀、将进气一部分向排气口排出，对排气系统进行冷却，故在使排气系统的热负荷为一定的情况下，也能缩短进气阀打开期间与排气阀打开期间的重叠期间。通过如上所述使排气系统的热负荷为一定的情况下缩短进气阀打开期间与排气阀打开期间的重叠期间，如图21所示，从而可增加气体做功交换量，而且如图22所示，可使增加缸内残留气体量，利用内部EGR效果降低NOx。

(5)在带有增压器的多气缸内燃机中，除了有影响其他气缸排气的时期以外，由于排气岐管压力低于吸气岐管压力，将进气一部分向该排气岐管排出，因而与进气阀的延迟关闭方法相比，可将活塞上升做功抑制在很小，减小活塞损失。

(6)通过在压缩行程前期暂时打开排气阀，在很好地协调时机和配管的场合，能引导来自其他气缸的排气脉冲，由此也能得到内部EGR效果，可降低或防止增加NOx。

(7)通过提高膨胀比，将有效压缩比限制在0.5～0.9的范围内，则可在维持缸内压力的情况下提高热效率，将空气过剩率的下降抑制在一定的范围内，而且通过提高燃烧喷射压力，可抑制烟雾的发生。

(8)在起动时或低负荷运行时，一旦成为在压缩行程前期不打开排气阀状态，则能充分确保燃料的蒸发，维持起动性能及低负荷运行性能，另一方面，在高负荷时，通过在排气行程前期进行排气阀的再开启，进行阿特金森循环，而实现热效率的提高。

(9)包括：仅具有排气行程用的凸轮凸部的第1排气凸轮；以及具有排气行程用的凸轮凸部及在压缩行程前期用于再开启排气阀的凸轮凸部的第2排气凸轮，若切换自如地使用两排气凸轮，则起动时或低负荷运行时和高负荷运行时，能简单地进行通常的燃烧循环和阿特金森循环的切换。

(10)包括：仅具有排气行程用的凸轮凸部的第1排气凸轮；以及具有在压缩行程前期用于再开启排气阀的凸轮凸部的副排气凸轮，若切换自如地使用第1排气凸轮进行的单独驱动、第1排气凸轮与副排气凸轮的并列驱动，则在起动时或低负荷运行时和高负荷运行时，能简单地切换通常的燃烧循环和阿特金森循环。

附图的简单说明

图1A是表示本发明的控制方法的吸气行程的气缸截面简图。

图1B是表示本发明的控制方法的压缩行程前期的气缸截面简图。

图1C是表示本发明的控制方法的压缩行程后期的气缸截面简图。

图2是表示本发明的排气阀升程及进气阀升程的图。

图3是表示本发明的进气阀打开期间、排气阀打开期间及排气阀再开启期间的图。

图4是表示本发明的排气阀再开启时的排气阀升程与排气岐管压力、吸气岐管压力及缸内压力之间关系的图。

图5是表示用于实施本发明的排气凸轮的立体图。

图6是与图5的排气凸轮的轴心垂直的切断面处的剖视图，两排气凸轮并列记载的图。

图7是用于实施本发明的其他排气凸轮的立体图。

图8是与图7的排气凸轮的轴心垂直的切断面处的剖视图，两排气凸轮并列记载的图。

图9是用于实施本发明的其他排气凸轮的立体图。

图10是与图9的排气凸轮的轴心垂直的切断面处的剖视图，两排气凸轮并列记载的图。

图11是标准的阿特金森循环的示功图。

图12是本发明的阿特金森循环的示功图。

图13是表示压缩比/膨胀比与空气化过剩率的关系的图。

图14是表示燃料喷射压力与烟雾的关系的图。

图15是表示燃料消耗率与最高缸内压力的关系的图。

图16是表示燃料消耗率与NOx浓度的关系的图。

图17是表示烟雾指数与NOx浓度的关系的图。

图18是表示进气流量与供气压力比的关系的图。

图19是表示重叠期间与新气吹入比例的关系的图。

图20是表示排气阀打开期间与进气阀打开期间的重叠期间较长时的燃烧循环的示功图。

图21是表示排气阀打开期间与进气阀打开期间的重叠期间较短时的燃烧循环的示功图。

图22是表示重叠期间与缸内残留气体比例的关系的图。

图23A是表示传统的利用进气阀延迟关闭的阿特金森循环的吸气行程的气缸的截面简图。

图23B是表示传统的利用进气阀延迟关闭的阿特金森循环的压缩行程前期的气缸的截面简图。

图23C是表示传统的利用进气阀延迟关闭的阿特金森循环的压缩行程后期的气缸的截面简图。

图24是表示与图23A、图23B及图23C对应的进气阀升程的图。

图25是表示与图23A、图23B及图23C对应的进气阀打开期间及排气阀打开期间的图。

图26是表示与图23A、图23B及图23C对应的阿特金森循环的示功图。

图27A是表示传统的利用进气阀提早关闭的阿特金森循环的吸气行程的气缸的截面简图。

图27B是表示传统的利用进气阀提早关闭的阿特金森循环的压缩行程后期的气缸的截面简图。

图27C是表示传统的利用进气阀提早关闭的阿特金森循环的压缩行程的气缸的截面简图。

图28是表示与图27A、图27B及图27C对应的进气阀打开期间及排气阀打开期间的图。

图29是表示与图27A、图27B及图27C对应的阿特金森循环的示功图。

具体实施方式

图1A～图1C是表示将本发明适用于带有增压器的直喷式多缸柴油机时的缸内的行程变化，图1A所示的吸气行程中，通过打开进气阀1，由增压器加压后的进气从进气阀2供给燃烧室3，在图1B所示的活塞上升过程的压缩行程前期，进气阀1关闭的同时，排气阀5暂时再开启，燃烧室3内的压缩压力从排气口6泄漏。然后，在图1C所示的压缩行程后期，上述再开启的排气阀5也关闭，进气受到实质性的压缩。即，通过在压缩行程前期将排气阀5暂时再开启，从而延缓压缩开始时期，由此降低有效压缩比，可防止最大缸内压力的过度上升。

图2是将图1B的排气阀再开启时的排气阀升程与进气阀升程一起表示，进气阀升程的形状与既不是上述延迟关闭也不是提早关闭的通常的进气阀升程相同，成为在压缩下死点BDC稍许打开的状态。

再开启时的排气阀，从压缩下死点BDC开始逐渐开始上升(开始打开)，将打开一定量的状态维持一定期间后，开始逐渐关闭，在压缩行程的中央关闭。该排气阀再开启期间成为将进气向排气侧排出的吸气排出期间。

图3是表示排气阀打开期间与进气阀打开期间及排气阀再开启期间的关系，排气阀打开期间，从爆燃行程的后期经过排气行程至吸气行程的初期，进气阀打开期间从排气行程的结束期经过吸气行程至压缩行程的初期，在排气上死点(吸气上死点)TDC前后存在有进气阀打开期间与排气阀打开期间的重叠期间OL。排气阀再开启期间(进气排出期间)如图2所示，是从吸气下死点BDC至压缩行程的中央程度为止。

图4是表示排气阀再开启时的排气阀升程与排气岐管压力、吸气岐管压力及缸内压力之间关系，在其他气缸的排气影响时排气岐管压力暂时比进气岐管压力高，但基本上由增压器加压的进气岐管压力比排气岐管压力高，该实施例中，排气阀的再开启期间(进气排出期间)处于进气岐管压力高于排气岐管压力的期间内。

由此，在压缩行程前期，在排气岐管压力低于进气岐管压力期间，通过将排气阀暂时再开启，将进气一部分向排气口排出，能像延迟进气阀关闭式阿特金森循环的场合那样减少活塞上升做功。

图11是表示众所周知的理论阿特金森循环(输出功率循环)的概要示功图，利用该图11，简单地对阿特金森循环的概念进行说明。V是整个容积，V₁是绝热压缩开始时A1的容积，V₂是绝热压缩结束时A2的容积，V₄是绝热膨胀开始时A4的容积，V₆是绝热膨胀结束时(排气阀打开时期)A5的容积。Qv是等容加热期间(A2→A3)的加热量，Qp是等压加热期间(A3→A4)的加热量，Qlv是等容放热期间(A5→A6)的放热量，Qlp是等压放热期间(A6→A1)的放热量。

上述各期间的热量等的公式如下。

绝热压缩期间(A1→A2) P₁V₁ ^κ＝P₂V₂ ^κ

等容加热期间(A2→A3) Qv＝Cv·V₂·(Pmax-P₂)/R

等压加热期间(A3→A4) Qp＝Cp·Pmax·(V₄-V₂)/R

绝热膨胀期间(A4→A5) Pmax·V₄ ^κ＝P₅V₆ ^κ

等容放热期间(A5→A6) Qlv＝Cv·V₆·(P₅-P₁)

等压放热期间(A6→A1) Qlp＝Cp·P1·(V₅-V₁)

κ是多变指数，R是气体常数，Cv是定容比热，Cp是定压比热。

阿特金森循环的理论热效率ηth＝1-(Qlv+Qlp)/(Qv+Qp) …(1)

将上述热量等的关系及以下的关系代入上述热效率公式(1)后可得到公式(2)的理论热效率ηth。

内燃机名义压缩比ε＝V₁/V₂

有效压缩比ε’＝V₁/V₂

EO容积比ν＝V₁/V₆

膨胀比β＝V₆/V₂

有效压缩比/膨胀比ψ＝V₁/V₆

爆燃度ρ＝Pmax/P₂

关死比σ＝V₄/V₂

ηth＝1-{1/(νψε)^κ}×[νε{ρ(σψ)^κ-1+κ(1-ψ)}/{ρ-1+κρ(σ-1)}]…(2)

公式(2)中，本发明最好将各参数设定在以下范围内：EO容积比ν为0.8～0.95，有效压缩比/膨胀比ψ为0.5～0.9，名义压缩比ε为15～20。

(排气凸轮的结构)

图5及图6是表示在压缩行程前期用于排气阀再开启的一例子的排气凸轮结构，排气行程用的凸轮凸部12和再开启用的凸轮凸部13形成在同一排气凸轮11上。

图7及图8是表示用于实施本发明的排气阀再开启的其他排气凸轮结构的例子，包括：仅具有排气行程用的凸轮凸部12的第1排气凸轮21；以及具有排气行程用的凸轮凸部12及再开启用的凸轮凸部13的第2凸轮22，切换自如地使用两排气凸轮21、22。比如，在起动时或低负荷运行时，为了充分确保燃料的蒸发和提高热效率(最大缸内压力)，最好提高压缩比，利用第1排气凸轮21。另一方面，在高负荷时，利用第2排气凸轮22，在压缩行程前期进行排气阀的再开启，进行阿特金森循环化。

(2)图9及图10是表示排气凸轮结构的又一例子，包括：仅具有排气行程用的凸轮凸部12的第1排气凸轮21；以及仅具有对排气阀进行再开启的凸轮凸部13的副排气凸轮23，对两个排气凸轮21、23的同时并列使用和第1排气凸轮21的单独使用进行切换来使用。比如，在起动时或低负荷运行时，为了充分确保燃料的蒸发，最好提高压缩比，仅单独使用第1排气凸轮21，另一方面，在高负荷时，同时并列使用第1排气凸轮21和副排气凸轮23，在压缩行程前期进行排气阀的再开启，进行阿特金森循环化。

(作用)

图12是表示本发明的提高内燃机压缩比即膨胀比、在压缩行程的前期将排气阀暂时再开启的场合的燃烧循环的示功图，黑色圆表示的EO是排气阀打开时期，SO是进气阀打开时期，EC是排气阀关闭时期，SC是进气阀关闭时期，白色圆表示的REO是排气阀再开启的开始时期，REC是排气阀再开启的关闭时期(结束时)。通过排气阀的再开启(REO→REC)，将压缩开始时期延迟到REC的时刻，与虚线所示的通常循环的压缩行程相比，减少了相当于斜线所示的区域的压缩行程，降低有效压缩比。通过如此阿特金森循环化，将最大缸内压力维持在与通常大致相同的状态下，能增大膨胀比，提高热循环效率。

通过协调排气再开启的时间，而可将来自其他气缸的排气脉冲导入缸内，由此能发挥内部EGR效果，实现NOx的降低。

通过在压缩行程将排气阀再开启，可将进气吹出而对排气阀等进行冷却，由此，在保持排气系统的热负荷为一定的情况下缩短排气阀打开期间与进气阀打开期间的重叠期间，提高气体交换做功，实现高热效率化，同时内部EGR气体量也增加，实现低NOx化。

图13是表示有效压缩比/膨胀比与空气过剩率的关系的图，在不导入阿特金森循环的通常循环的场合，有效压缩比/膨胀比大致为1，而通过排气阀再开启，使有效压缩比/膨胀比ψ减小到0.5～0.9的范围内，以提高热效率，但随着有效压缩比/膨胀比小于1，空气过剩率下降，容易发生烟雾。为了应对该问题，使燃烧喷射压力比通常高，以抑制烟雾的发生。即，如图14所示，由于燃烧喷射压力与烟雾量成反比例的关系，因而将有效压缩比/膨胀比ψ减小到上述那样的0.5～0.9的范围内，另一方面通过提高喷射压力，从而实现热效率的提高和烟雾量的下降。

图15是表示燃料消耗率与最高缸内压力的关系图，黑色的位置①是没有引入阿特金森循环的通常循环的场合，黑三角的位置⑤是导入阿特金森循环，同时缩短OL期间，且是使进气压力增加的状态。在位置⑤，与位置①相比，燃料消耗率大幅下降，而且最高缸内压力的上升也被抑制在强度等方面被允许的程度。

白色方形的位置②及白色三角的位置③用于提高热效率的传统方法，通过从位置①开始提高压缩比，同时缩短OL期间，如箭头G1那样到达位置②，通过进一步增加进气压力，而像箭头G3那样到达位置③。在位置②，最高缸内压力上升至强度等方面所允许的程度，但燃料消耗率几乎没有下降。在位置③，燃料消耗率大幅下降，但最高缸内压力上升过度，上升到了发生强度不足等的程度。

黑色方形的位置④是从位置①开始根据本发明导入阿特金森循环并缩短OL期间的状态，如箭头G2那样，与上述传统例子的位置②相比，缸内压力下降到与位置①的通常循环相同的程度，燃料消耗率低于位置②。

虽通过从上述位置④的状态开始提高增压到达位置⑤的状态，但如箭头G5所示，燃料消耗率大幅下降，并且缸内压力的上升可抑制到上述位置②左右的上升。

即使从上述位置③开始导入本发明的阿特金森循环，也可如箭头G4那样到达位置⑤。

图16是表示燃料消耗率与NOx的关系图，黑色圆的位置①是没有采用阿特金森循环的通常循环的场合，黑色方形的位置②是从上述位置①开始不改变增压而导入本发明的阿特金森循环的场合。在位置②NOx下降，但燃料消耗率稍有增加。为此，提高进气压力，则如黑三角的位置③那样，在将NOx抑制为与位置①相同程度的同时，可使燃料消耗率大幅下降。

图17是表示烟雾指数与NOx的关系图，位置①、②、③是与上述图16对应的条件。位置②是从与通常循环对应的位置(1)开始不改变增压而将阿特金森循环导入的场合，NOx下降但烟雾增加。相比之下，通过提高进气压力，从而如位置③那样将NOx和烟雾抑制成与现状的位置①相同程度。

图18是增压器压缩机的动作状态的指标。纵轴是进气压力比(进气压力/大气压力)，横轴表示相对于进气流量的压缩机效率和喘振线的图，B1是没有导入阿特金森循环的通常循环的场合，B2是利用进气阀延迟关闭或进气阀提早关闭而进行阿特金森循环化的场合，B3是本发明的利用排气阀再开启而进行阿特金森循环化的场合，B4表示增压器的喘振线。

该图18中，利用进气阀延迟关闭或进气阀提早关闭而进行阿特金森循环化的场合，即使利用提高增压来提高供气压力比，因将进气从进气阀推回到进气口，故如B2所示，仅增压上升，进气流量也不增加，而接近增压器的喘振线B4，无法高效利用增压器。

相比之下，在本发明的利用排气阀再开启的阿特金森循环化的场合，由于沿着进气的流动将进气向排气口排出，因而若提高增压，进气流量与进气压力一起增加，如B3那样不会接近喘振线B4，能高效利用增压器。

图19是表示排气阀打开期间与进气阀打开期间的重叠期间(图3的期间OL)与新气吹出比例的关系的图，图中D1的批量生产凸轮是指没有阿特金森循环化的通常循环的场合，该场合的新气吹出比例为1。

若重叠期间OL长，则如图20所示，从进气阀打开时期SO到排气阀关闭时期EC之间为萎缩的状态，斜线表示的面积减小，导致热效率损失。另一方面，在仅缩短重叠期间OL的场合，如图21所示，能确保从进气阀打开时期SO至排气阀关闭时期EC为止的升高L，由此可确保大的斜线所示的面积，提高热效率，但如图19的D2那样，新气吹出的比例大幅度减小，排气温度过高。

相比之下，图中D3那样缩短重叠期间OL，根据本发明，在排气阀的压缩行程前期的再开启期间(图3的曲柄角度θ1的范围)60°进行的场合，如对上述图21所作的说明那样，能得到热效率提高的同时，如图19所示，新气吹出比例也能得到与传统的量产凸轮D1相同，可防止排气温度的上升，将排气负荷维持在一定。

图中D4那样缩短重叠期间OL，将排气阀的压缩行程前期的再开启期间(图3的θ1的范围)增大到90°的场合，如对上述图21所作的说明那样，能得到热效率的提高，但排气阀再开启期间的新气吹出量有过度增加的趋势。

因此，最好是缩短重叠期间OL，同时将图3的排气阀再开启期间θ1设定为30°～60°左右，从而可提高热效率，防止排气温度上升，防止新气过多的吹出。

图22表示缸内残留气体比例与重叠期间OL的关系，如缩短重叠期间OL，则缸内残留气体比例增加，由此发挥内部EGR效果，可降低NOx。

(产业上的可利用性)

本发明也可应用于燃气、汽油直喷式内燃机。

Claims

1.一种内燃机的控制方法，其特征在于，通过在压缩行程前期暂时打开排气阀，而降低有效压缩比，进气阀在下死点之后在压缩行程完全关闭，排气阀在下死点之后的压缩行程中暂时被再开启。

2.如权利要求1所述的内燃机的控制方法，其特征在于，使有效压缩比以膨胀比的0.5～0.9倍进行变更。

3.如权利要求1或2所述的内燃机的控制方法，其特征在于，所述内燃机设置有：仅具有排气行程用的凸轮凸部的第1排气凸轮，以及具有排气行程用的凸轮凸部及在压缩行程前期用于将排气阀再开启的凸轮凸部的第2排气凸轮，对两排气凸轮切换自如地使用。

4.如权利要求1或2所述的内燃机的控制方法，其特征在于，所述内燃机设置有：仅具有排气行程用的凸轮凸部的第1排气凸轮，以及仅具有在压缩行程前期用于将排气阀再开启的凸轮凸部的副排气凸轮，该方法使第1排气凸轮进行的单独驱动、第1排气凸轮与副排气凸轮的并列驱动自如地切换。