JP2013194607A - 可変圧縮比機構を備える内燃機関 - Google Patents

Abstract

【課題】シリンダブロックを気筒軸線に沿わせてクランクケースに対して相対移動させる可変圧縮比機構を備える内燃機関において、シリンダブロックの側面をガイドするガイド壁が設けられる場合に、燃焼時の振動によるシリンダブロックのガイド壁との衝突を抑制して、大きな騒音が発生しないようにする。
【解決手段】ガイド壁ＷＲ１，ＷＲ２には、シリンダブロック２の側面のピストン上死点高さ位置（ＴＤＣ）近傍部分が摺動する第一スライダＳＲ１と、シリンダブロックの側面のピストン下死点高さ位置（ＢＤＣ）近傍部分が摺動する第二スライダＳＲ２とが設けられ、第一スライダ及び第二スライダは油圧押圧式であり、機関回転数が設定回転数未満のときには、第一スライダだけに油圧を作用し、機関回転数が設定回転数以上のときには、第一スライダ及び第二スライダの両方に油圧を作用する。
【選択図】図１０

Description

本発明は、可変圧縮比機構を備える内燃機関に関する。

シリンダブロックを気筒軸線に沿わせてクランクケースに対して相対移動させることにより機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関が公知である。このような可変圧縮比機構を備える内燃機関において、シリンダブロックの移動に際してシリンダブロックが気筒軸線に対して大きく傾くことがないようにシリンダブロックの側面をガイドするガイド壁を設けることが提案されている（特許文献１参照）。

特開２００９−０６２８６５ 特開２００６−２００５０９ 特開２００５−３４４５６０ 特開２００９−２９３５４０ 特開２００９−０４１５２４

カイド壁をシリンダブロックの側面に対して隙間無く形成することは、シリンダブロックの熱膨張等もあるために実質的に不可能である。それにより、ガイド壁とシリンダブロックの側面との間には隙間が設けられるために、ガイド壁によりシリンダブロックが気筒軸線に対して大きく傾くことを防止することはできるが、燃焼時にシリンダブロックが左右方向に振動すると、カイド壁に衝突して大きな騒音を発生することがある。

従って、本発明の目的は、シリンダブロックを気筒軸線に沿わせてクランクケースに対して相対移動させる可変圧縮比機構を備える内燃機関において、シリンダブロックの側面をガイドするガイド壁が設けられる場合に、燃焼時の振動によるシリンダブロックのガイド壁との衝突を抑制して、大きな騒音が発生しないようにすることである。

本発明による請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関は、シリンダブロックを気筒軸線に沿わせてクランクケースに対して相対移動させる可変圧縮比機構を備える内燃機関であって、前記シリンダブロックの相対移動に際して前記シリンダブロックの側面をガイドするガイド壁が設けられ、前記ガイド壁には、前記シリンダブロックの側面のピストン上死点高さ位置近傍部分が摺動する第一スライダと、前記シリンダブロックの側面のピストン下死点高さ位置近傍部分が摺動する第二スライダとが設けられ、前記第一スライダ及び前記第二スライダは、油圧が作用すると、前記シリンダブロックの側面に押圧されるようになっており、機関回転数が設定回転数未満のときには、前記第一スライダだけに油圧を作用し、機関回転数が設定回転数以上のときには、前記第一スライダ及び前記第二スライダの両方に油圧を作用することを特徴とする。

本発明による請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関によれば、シリンダブロックを気筒軸線に沿わせてクランクケースに対して相対移動させる可変圧縮比機構を備える内燃機関であって、シリンダブロックの相対移動に際してシリンダブロックの側面をガイドするガイド壁が設けられ、ガイド壁には、シリンダブロックの側面のピストン上死点高さ位置近傍部分が摺動する第一スライダと、シリンダブロックの側面のピストン下死点高さ位置近傍部分が摺動する第二スライダとが設けられ、第一スライダ及び第二スライダは、油圧が作用すると、シリンダブロックの側面に押圧されるようになっている。ところで、ピストンに接続されるコンロッドは、ピストン上死点位置及びピストン下死点位置を除いて気筒軸線に対して斜めになるために、ピストンにはスラスト力が発生する。

機関回転数が設定回転数未満のときには、ピストンの移動速度が低いためにピストンに発生するスラスト力によりシリンダブロックが左右方向に殆ど振動することはなく、主に爆発行程初期の爆発力によってピストンがシリンダブロックを左右方向に振動する。それにより、第一スライダだけに油圧を作用し、第一スライダをシリンダブロックの側面のピストン上死点高さ位置近傍部分に押圧させることにより、シリンダブロックの振動位置である上側を支持してシリンダブロックの左右方向の振動によるガイド壁との衝突を抑制し、大きな騒音が発生しないようにしている。

また、機関回転数が設定回転数以上のときには、爆発行程初期の爆発力だけでなく、ピストンの移動速度が高くなるために、ピストン上死点及びピストン下死点の中間位置においてコンロッドが最も斜めとなって最大のスラスト力が発生するときに、シリンダブロックを左右方向に振動させるようになる。それにより、第一スライダ及び第二スライダの両方に油圧を作用し、第一スライダをシリンダブロックの側面のピストン上死点高さ位置近傍部分に押圧させると共に、第二スライダをシリンダブロックの側面のピストン下死点高さ位置近傍部分に押圧させることにより、シリンダブロックの上側及び下側を二点支持してシリンダブロックの左右方向の振動によるガイド壁との衝突を抑制し、大きな騒音が発生しないようにしている。

内燃機関の全体図である。 可変圧縮比機構の分解斜視図である。 図解的に表した内燃機関の側面断面図である。 可変バルブタイミング機構を示す図である。 吸気弁および排気弁のリフト量を示す図である。 機械圧縮比、実圧縮比および膨張比を説明するための図である。 理論熱効率と膨張比との関係を示す図である。 通常のサイクルおよび超高膨張比サイクルを説明するための図である。 機関負荷に応じた機械圧縮比等の変化を示す図である。 第一スライダ及び第二スライダが設けられたガイド壁を示す概略図である。 第一スライダ及び第二スライダの油圧供給制御を示すフローチャートである。

図１は本発明による可変圧縮比機構を備える内燃機関の側面断面図を示す。図１を参照すると、１はクランクケース、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４はピストン、５は燃焼室、６は燃焼室５の頂面中央部に配置された点火栓、７は吸気弁、８は吸気ポート、９は排気弁、１０は排気ポートを夫々示す。吸気ポート８は吸気枝管１１を介してサージタンク１２に連結され、各吸気枝管１１には夫々対応する吸気ポート８内に向けて燃料を噴射するための燃料噴射弁１３が配置される。なお、燃料噴射弁１３は各吸気枝管１１に取付ける代りに各燃焼室５内に配置してもよい。

サージタンク１２は吸気ダクト１４を介してエアクリーナ１５に連結され、吸気ダクト１４内にはアクチュエータ１６によって駆動されるスロットル弁１７と例えば熱線を用いた吸入空気量検出器１８とが配置される。一方、排気ポート１０は排気マニホルド１９を介して例えば三元触媒を内蔵した触媒装置２０に連結され、排気マニホルド１９内には空燃比センサ２１が配置される。

一方、図１に示される実施例ではクランクケース１とシリンダブロック２との連結部にクランクケース１とシリンダブロック２のシリンダ軸線方向の相対位置を変化させることによりピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更可能な可変圧縮比機構Ａが設けられており、更に実際の圧縮作用の開始時期を変更可能な実圧縮作用開始時期変更機構Ｂが設けられている。なお、図１に示される実施例ではこの実圧縮作用開始時期変更機構Ｂは吸気弁７の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構からなる。

図１に示されるようにクランクケース１とシリンダブロック２にはクランクケース１とシリンダブロック２間の相対位置関係を検出するための相対位置センサ２２が取付けられており、この相対位置センサ２２からはクランクケース１とシリンダブロック２との間隔の変化を示す出力信号が出力される。また、可変バルブタイミング機構Ｂには吸気弁７の閉弁時期を示す出力信号を発生するバルブタイミングセンサ２３が取付けられており、スロットル弁駆動用のアクチュエータ１６にはスロットル弁開度を示す出力信号を発生するスロットル開度センサ２４が取付けられている。

電子制御ユニット３０はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス３１によって互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）３２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３４、入力ポート３５および出力ポート３６を具備する。吸入空気量検出器１８、空燃比センサ２１、相対位置センサ２２、バルブタイミングセンサ２３、スロットル開度センサ２４、第一加速度センサＳ１および第二加速度センサＳ２の出力信号は夫々対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。また、アクセルペダル４０にはアクセルペダル４０の踏込み量Ｌに比例した出力電圧を発生する負荷センサ４１が接続され、負荷センサ４１の出力電圧は対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。更に入力ポート３５にはクランクシャフトが例えば３０°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ４２が接続される。一方、出力ポート３６は対応する駆動回路３８を介して点火栓６、燃料噴射弁１３、スロットル弁駆動用アクチュエータ１６、可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂに接続される。

図２は図１に示す可変圧縮比機構Ａの分解斜視図を示しており、図３は図解的に表した内燃機関の側面断面図を示している。図２を参照すると、シリンダブロック２の両側壁の下方には互いに間隔を隔てた複数個の突出部５０、すなわち、シリンダブロック側サポートが形成されており、各突出部５０内には夫々断面円形のカム挿入孔５１が形成されている。一方、クランクケース１の上壁面上には互いに間隔を隔てて夫々対応する突出部５０の間に嵌合せしめられる複数個の突出部５２、すなわち、クランクケース側サポートが形成されており、これらの各突出部５２内にも夫々断面円形のカム挿入孔５３が形成されている。

図２に示されるように一対のカムシャフト５４，５５が設けられており、各カムシャフト５４，５５上には一つおきに各カム挿入孔５３内に回転可能に挿入される同心部分５８が位置している。各同心部分５８は各カムシャフト５４，５５の回転軸線と共軸をなす。一方、各同心部分５８の両側には図３に示すように各カムシャフト５４，５５の回転軸線に対して偏心配置された偏心部５７が位置しており、この偏心部５７上に別の円形カム５６が偏心して回転可能に取付けられている。すなわち、偏心部５７は円形カム５６に形成された偏心孔に嵌合し、円形カム５６は偏心孔を中心として偏心部５７回りに回動するようになっている。図２に示されるようにこれら円形カム５６は各同心部分５８の両側に配置されており、これら円形カム５６は対応する各カム挿入孔５１内に回転可能に挿入されている。また、図２に示されるようにカムシャフト５５にはカムシャフト５５の回転角度を表す出力信号を発生するカム回転角度センサ２５が取付けられている。

図３（Ａ）に示すような状態から各カムシャフト５４，５５の同心部分５８を図３（Ａ）において矢印で示される如く互いに反対方向に回転させると偏心部５７が互いに離れる方向に移動するために円形カム５６がカム挿入孔５１内において同心部分５８とは反対方向に回転し、図３（Ｂ）に示されるように偏心部５７の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に同心部分５８を矢印で示される方向に回転させると図３（Ｃ）に示されるように偏心部５７は最も低い位置となる。

なお、図３（Ａ）、図３（Ｂ）、図３（Ｃ）には夫々の状態における同心部分５８の中心ａと偏心部５７の中心ｂと円形カム５６の中心ｃとの位置関係が示されている。

図３（Ａ）から図３（Ｃ）とを比較するとわかるようにクランクケース１とシリンダブロック２の相対位置は同心部分５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離によって定まり、同心部分５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離が大きくなるほどシリンダブロック２はクランクケース１から離れる。即ち、可変圧縮比機構Ａは回転するカムを用いたクランク機構によりクランクケース１とシリンダブロック２間の相対位置を変化させていることになる。シリンダブロック２がクランクケース１から離れるとピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積は増大し、従って各カムシャフト５４，５５を回転させることによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更することができる。

図２に示されるように各カムシャフト５４，５５を夫々反対方向に回転させるために駆動モータ５９の回転軸には夫々螺旋方向が逆向きの一対のウォーム６１，６２が取付けられており、これらウォーム６１，６２と噛合するウォームホイール６３，６４が夫々各カムシャフト５４，５５の端部に固定されている。この実施例では駆動モータ５９を駆動することによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を広い範囲に亘って変更することができる。

一方、図４は図１において吸気弁７を駆動するためのカムシャフト７０の端部に取付けられた可変バルブタイミング機構Ｂを示している。図４を参照すると、この可変バルブタイミング機構Ｂは機関のクランク軸によりタイミングベルトを介して矢印方向に回転せしめられるタイミングプーリ７１と、タイミングプーリ７１と一緒に回転する円筒状ハウジング７２と、吸気弁駆動用カムシャフト７０と一緒に回転しかつ円筒状ハウジング７２に対して相対回転可能な回転軸７３と、円筒状ハウジング７２の内周面から回転軸７３の外周面まで延びる複数個の仕切壁７４と、各仕切壁７４の間で回転軸７３の外周面から円筒状ハウジング７２の内周面まで延びるベーン７５とを具備しており、各ベーン７５の両側には夫々進角用油圧室７６と遅角用油圧室７７とが形成されている。

各油圧室７６，７７への作動油の供給制御は作動油供給制御弁７８によって行われる。この作動油供給制御弁７８は各油圧室７６，７７に夫々連結された油圧ポート７９，８０と、油圧ポンプ８１から吐出された作動油の供給ポート８２と、一対のドレインポート８３，８４と、各ポート７９，８０，８２，８３，８４間の連通遮断制御を行うスプール弁８５とを具備している。

吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を進角すべきときは図４においてスプール弁８５が右方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート７９を介して進角用油圧室７６に供給されると共に遅角用油圧室７７内の作動油がドレインポート８４から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印方向に相対回転せしめられる。

これに対し、吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を遅角すべきときは図４においてスプール弁８５が左方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート８０を介して遅角用油圧室７７に供給されると共に進角用油圧室７６内の作動油がドレインポート８３から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印と反対方向に相対回転せしめられる。

回転軸７３が円筒状ハウジング７２に対して相対回転せしめられているときにスプール弁８５が図４に示される中立位置に戻されると回転軸７３の相対回転動作は停止せしめられ、回転軸７３はそのときの相対回転位置に保持される。従って可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を所望の量だけ進角させることができ、遅角させることができることになる。

図５において実線は可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も進角されているときを示しており、破線は吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も遅角されているときを示している。従って吸気弁７の開弁期間は図５において実線で示す範囲と破線で示す範囲との間で任意に設定することができ、従って吸気弁７の閉弁時期も図５において矢印Ｃで示す範囲内の任意のクランク角に設定することができる。

図１および図４に示される可変バルブタイミング機構Ｂは一例を示すものであって、例えば吸気弁の開弁時期を一定に維持したまま吸気弁の閉弁時期のみを変えることのできる可変バルブタイミング機構等、種々の形式の可変バルブタイミング機構を用いることができる。

次に図６を参照しつつ本願において使用されている用語の意味について説明する。なお、図６の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）には説明のために燃焼室容積が５０ｍｌでピストンの行程容積が５００ｍｌであるエンジンが示されており、これら図６の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）において燃焼室容積とはピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室の容積を表している。

図６（Ａ）は機械圧縮比について説明している。機械圧縮比は圧縮行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積のみから機械的に定まる値であってこの機械圧縮比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図６（Ａ）に示される例ではこの機械圧縮比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。

図６（Ｂ）は実圧縮比について説明している。この実圧縮比は実際に圧縮作用が開始されたときからピストンが上死点に達するまでの実際のピストン行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの実圧縮比は（燃焼室容積＋実際の行程容積）／燃焼室容積で表される。即ち、図６（Ｂ）に示されるように圧縮行程においてピストンが上昇を開始しても吸気弁が開弁している間は圧縮作用は行われず、吸気弁が閉弁したときから実際の圧縮作用が開始される。従って実圧縮比は実際の行程容積を用いて上記の如く表される。図６（Ｂ）に示される例では実圧縮比は（５０ｍｌ＋４５０ｍｌ）／５０ｍｌ＝１０となる。

図６（Ｃ）は膨張比について説明している。膨張比は膨張行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの膨張比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図６（Ｃ）に示される例ではこの膨張比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。

次に図７および図８を参照しつつ本発明において用いられている超膨張比サイクルについて説明する。なお、図７は理論熱効率と膨張比との関係を示しており、図８は本発明において負荷に応じ使い分けられている通常のサイクルと超高膨張比サイクルとの比較を示している。

図８（Ａ）は吸気弁が下死点近傍で閉弁し、ほぼ吸気下死点付近からピストンによる圧縮作用が開始される場合の通常のサイクルを示している。この図８（Ａ）に示す例でも図６の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）に示す例と同様に燃焼室容積が５０ｍｌとされ、ピストンの行程容積が５００ｍｌとされている。図８（Ａ）からわかるように通常のサイクルでは機械圧縮比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１であり、実圧縮比もほぼ１１であり、膨張比も（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。即ち、通常の内燃機関では機械圧縮比と実圧縮比と膨張比とがほぼ等しくなる。

図７における実線は実圧縮比と膨張比とがほぼ等しい場合の、即ち通常のサイクルにおける理論熱効率の変化を示している。この場合には膨張比が大きくなるほど、即ち実圧縮比が高くなるほど理論熱効率が高くなることがわかる。従って通常のサイクルにおいて理論熱効率を高めるには実圧縮比を高くすればよいことになる。しかしながら機関高負荷運転時におけるノッキングの発生の制約により実圧縮比は最大でも１２程度までしか高くすることができず、斯くして通常のサイクルにおいては理論熱効率を十分に高くすることはできない。

一方、このような状況下で機械圧縮比と実圧縮比とを厳密に区分しつつ理論熱効率を高めることが検討され、その結果理論熱効率は膨張比が支配し、理論熱効率に対して実圧縮比はほとんど影響を与えないことが見い出されたのである。即ち、実圧縮比を高くすると爆発力は高まるが圧縮するために大きなエネルギーが必要となり、斯くして実圧縮比を高めても理論熱効率はほとんど高くならない。

これに対し、膨張比を大きくすると膨張行程時にピストンに対し押下げ力が作用する期間が長くなり、斯くしてピストンがクランクシャフトに回転力を与えている期間が長くなる。従って膨張比は大きくすれば大きくするほど理論熱効率が高くなる。図７の破線ε＝１０は実圧縮比を１０に固定した状態で膨張比を高くしていった場合の理論熱効率を示している。このように実圧縮比εを低い値に維持した状態で膨張比を高くしたときの理論熱効率の上昇量と、図７の実線で示す如く実圧縮比も膨張比と共に増大せしめられる場合の理論熱効率の上昇量とは大きな差がないことがわかる。

このように実圧縮比が低い値に維持されているとノッキングが発生することがなく、従って実圧縮比を低い値に維持した状態で膨張比を高くするとノッキングの発生を阻止しつつ理論熱効率を大巾に高めることができる。図８（Ｂ）は可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂを用いて、実圧縮比を低い値に維持しつつ膨張比を高めるようにした場合の一例を示している。

図８（Ｂ）を参照すると、この例では可変圧縮比機構Ａにより燃焼室容積が５０ｍｌから２０ｍｌまで減少せしめられる。一方、可変バルブタイミング機構Ｂによって実際のピストン行程容積が５００ｍｌから２００ｍｌになるまで吸気弁の閉弁時期が遅らされる。その結果、この例では実圧縮比は（２０ｍｌ＋２００ｍｌ）／２０ｍｌ＝１１となり、膨張比は（２０ｍｌ＋５００ｍｌ）／２０ｍｌ＝２６となる。図８（Ａ）に示される通常のサイクルでは前述したように実圧縮比がほぼ１１で膨張比が１１であり、この場合に比べると図８（Ｂ）に示される場合には膨張比のみが２６まで高められていることがわかる。これが超高膨張比サイクルと称される所以である。

一般的に言って内燃機関では機関負荷が低いほど熱効率が悪くなり、従って機関運転時における熱効率を向上させるためには、即ち燃費を向上させるには機関負荷が低いときの熱効率を向上させることが必要となる。一方、図８（Ｂ）に示される超高膨張比サイクルでは圧縮行程時の実際のピストン行程容積が小さくされるために燃焼室５内に吸入しうる吸入空気量は少なくなり、従ってこの超高膨張比サイクルは機関負荷が比較的低いときにしか採用できないことになる。従って本発明では機関負荷が比較的低いときには図８（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルとし、機関高負荷運転時には図８（Ａ）に示す通常のサイクルとするようにしている。

次に図９を参照しつつ運転制御全般について概略的に説明する。図９には或る機関回転数における機関負荷に応じた吸入空気量、吸気弁閉弁時期、機械圧縮比、膨張比、実圧縮比およびスロットル弁１７の開度の各変化が示されている。なお、図９は、触媒装置２０内の三元触媒によって排気ガス中の未燃ＨＣ，ＣＯおよびＮＯ_Xを同時に低減しうるように燃焼室５内における平均空燃比が空燃比センサ２１の出力信号に基づいて理論空燃比にフィードバック制御されている場合を示している。

さて、前述したように機関高負荷運転時には図８（Ａ）に示される通常のサイクルが実行される。従って図９に示されるようにこのときには機械圧縮比は低くされるために膨張比は低く、図９において実線で示されるように吸気弁７の閉弁時期は図５において実線で示される如く早められている。また、このときには吸入空気量は多く、このときスロットル弁１７の開度は全開に保持されているのでポンピング損失は零となっている。

一方、図９において実線で示されるように機関負荷が低くなるとそれに伴って吸入空気量を減少すべく吸気弁７の閉弁時期が遅くされる。またこのときには実圧縮比がほぼ一定に保持されるように図９に示される如く機関負荷が低くなるにつれて機械圧縮比が増大され、従って機関負荷が低くなるにつれて膨張比も増大される。なお、このときにもスロットル弁１７は全開状態に保持されており、従って燃焼室５内に供給される吸入空気量はスロットル弁１７によらずに吸気弁７の閉弁時期を変えることによって制御されている。

このように機関高負荷運転状態から機関負荷が低くなるときには実圧縮比がほぼ一定のもとで吸入空気量が減少するにつれて機械圧縮比が増大せしめられる。即ち、吸入空気量の減少に比例してピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積が減少せしめられる。従ってピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は吸入空気量に比例して変化していることになる。なお、このとき図９に示される例では燃焼室５内の空燃比は理論空燃比となっているのでピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は燃料量に比例して変化していることになる。

機関負荷が更に低くなると機械圧縮比は更に増大せしめられ、機関負荷がやや低負荷寄りの中負荷Ｌ1まで低下すると機械圧縮比は燃焼室５の構造上限界となる限界機械圧縮比（上限機械圧縮比）に達する。機械圧縮比が限界機械圧縮比に達すると、機械圧縮比が限界機械圧縮比に達したときの機関負荷Ｌ1よりも負荷の低い領域では機械圧縮比が限界機械圧縮比に保持される。従って低負荷側の機関中負荷運転時および機関低負荷運転時には即ち、機関低負荷運転側では機械圧縮比は最大となり、膨張比も最大となる。別の言い方をすると機関低負荷運転側では最大の膨張比が得られるように機械圧縮比が最大にされる。

一方、図９に示される実施例では機関負荷がＬ1まで低下すると吸気弁７の閉弁時期が燃焼室５内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期となる。吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達すると吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ1よりも負荷の低い領域では吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持される。

吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持されるともはや吸気弁７の閉弁時期の変化によっては吸入空気量を制御することができない。図９に示される実施例ではこのとき、即ち吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ1よりも負荷の低い領域ではスロットル弁１７によって燃焼室５内に供給される吸入空気量が制御され、機関負荷が低くなるほどスロットル弁１７の開度は小さくされる。

一方、図９において破線で示すように機関負荷が低くなるにつれて吸気弁７の閉弁時期を早めることによってもスロットル弁１７によらずに吸入空気量を制御することができる。従って、図９において実線で示される場合と破線で示される場合とをいずれも包含しうるように表現すると、本発明による実施例では吸気弁７の閉弁時期は、機関負荷が低くなるにつれて、燃焼室内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期Ｌ1まで吸気下死点ＢＤＣから離れる方向に移動せしめられることになる。このように吸入空気量は吸気弁７の閉弁時期を図９において実線で示すように変化させても制御することができるし、破線に示すように変化させても制御することができる。

前述したように図８（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルでは膨張比が２６とされる。この膨張比は高いほど好ましいが図７からわかるように実用上使用可能な下限実圧縮比ε＝５に対しても２０以上であればかなり高い理論熱効率を得ることができる。従って本実施例では膨張比が２０以上となるように可変圧縮比機構Ａが形成されている。

本実施例のように、可変圧縮比機構Ａがシリンダブロック２を気筒軸線に沿わせてクランクケース１に対して相対移動させる場合において、シリンダブロック２の移動に際してシリンダブロック２が気筒軸線に対して左右方向に大きく傾くことがないようにシリンダブロック２の側面をガイドするガイド壁が設けられることがある。本実施形態において、前後方向は気筒配列方向を示し、左右方向は気筒軸線方向と前後方向とに直角な方向を示している。

このようなカイド壁をシリンダブロック２の側面に対して隙間無く形成することは、シリンダブロックの熱膨張等もあるために実質的に不可能である。それにより、ガイド壁とシリンダブロック２の側面との間には隙間が設けられるために、ガイド壁によりシリンダブロック２が気筒軸線に対して左右方向に大きく傾くことを防止することはできるが、何も対策がなされなければ、燃焼時にシリンダブロック２が振動すると、カイド壁に衝突して大きな騒音を発生することがある。

本実施例の内燃機関には、図１０に示すようなガイド壁が設けられている。ガイド壁は、シリンダブロック２の図１０において左側の突出部５０に対して所定の隙間が形成されるように、クランクケース１から一体的に気筒軸線方向に延在する左下側ガイド壁ＷＬ２と、シリンダブロック２の図１０において右側の突出部５０に対して所定の隙間が形成されるように、クランクケース１から一体的に気筒軸線方向に延在する右下側ガイド壁ＷＲ２と、シリンダブロック２の図１０において左側面に対して所定の隙間が形成されるように、左下側ガイド壁ＷＬ２の上端にボルト等により固定される左上側ガイド壁ＷＬ１と、シリンダブロック２の図１０において右側面に対して所定の隙間が形成されるように、右下側ガイド壁ＷＲ２の上端にボルト等により固定される右上側ガイド壁ＷＲ１とを有している。

左下側ガイド壁ＷＬ２及び右下側ガイド壁ＷＲ２は、クランクケース１と一体的ではなく、クランクケース１に取り付けられるようにしても良い。また、左下側ガイド壁ＷＬ２と左上側ガイド壁ＷＬ１とは一体的に形成されても良く、右下側ガイド壁ＷＲ２と右上側ガイド壁ＷＲ１とは一体的に形成されても良い。

左上側ガイド壁ＷＬ１には、シリンダブロック２の左側面のピストン上死点高さ位置（一点鎖線ＴＤＣ）近傍部分が摺動する左上側スライダＳＬ１が設けられ、右上側ガイド壁ＷＲ１には、シリンダブロック２の右側面のピストン上死点高さ位置近傍部分が摺動する右上側スライダＳＲ１が設けられ、左下側ガイド壁ＷＬ２には、シリンダブロック２の左側面のピストン下死点高さ位置（一点鎖線ＢＤＣ）近傍部分が摺動する左下側スライダＳＬ２が設けられ、右下側ガイド壁ＷＲ２には、シリンダブロック２の右側面のピストン下死点高さ位置近傍部分が摺動する右下側スライダＳＲ２が設けられている。これらスライダＳＬ１，ＳＬ２，ＳＲ１，ＳＲ２は、摩擦係数が低い金属又は樹脂等により形成されている。本実施例において、シリンダブロック２の両側面のピストン下死点高さ位置近傍部分は、可変圧縮比機構Ａの両側の突出部５０となっている。

左上側スライダＳＬ１及び左下側スライダＳＬ２は、それぞれ、シリンダブロック２の左側面に当接するように、左上側ガイド壁ＷＬ１及び左下側ガイド壁ＷＬ２に固定された固定スライダである。一方、右上側スライダＳＲ１及び右下側スライダＳＲ２は、それぞれ、シリンダブロック２の右側面を押圧可能なように、右上側ガイド壁ＷＲ１及び右下側ガイド壁ＷＲ２に取り付けられた可動スライダである。

右上側スライダＳＲ１には、右上側ガイド壁ＷＲ１に形成された油圧室Ｃ１内を摺動可能なピストンＰＳ１が取り付けられ、油圧室Ｃ１内の油圧を高めることにより、ピストンＰＳ１がシリンダブロック２の右側面方向に移動して右上側スライダＳＲ１をシリンダブロック２の右側面のピストン上死点高さ位置近傍部分へ押圧する。また、右下側スライダＳＲ２には、右下側ガイド壁ＷＲ２に形成された油圧室Ｃ２内を摺動可能なピストンＰＳ２が取り付けられ、油圧室Ｃ２内の油圧を高めることにより、ピストンＰＳ２がシリンダブロック２の右側面方向に移動して右下側スライダＳＲ２をシリンダブロック２の右側面のピストン下死点高さ位置近傍部分へ押圧する。

右上側ガイド壁ＷＲ１の油圧室Ｃ１及び右下側ガイド壁ＷＲ２の油圧室Ｃ２へ油圧を供給するためにオイルポンプ（図示せず）に接続された油圧配管ＰＩが設けられている。油圧配管ＰＩには、右下側ガイド壁ＷＲ２の油圧室Ｃ２への油圧の供給を停止可能とする制御弁Ｖが配置されている。

ところで、図１０に示すように、ピストン４に接続されるコンロッドＲは、ピストン上死点位置及びピストン下死点位置を除いて気筒軸線に対して斜めになるために、ピストン４には矢印で示すような左右方向のスラスト力が発生する。機関低回転時には、ピストン４の移動速度が低いためにピストン４に発生するスラスト力によりシリンダブロック２が殆ど振動することはなく、主に爆発行程初期の爆発力によってピストンがシリンダブロック２を図１０において左右方向に振動する。一方、機関高回転時には、爆発行程初期の爆発力によりピストン４がシリンダブロック２を振動させるだけでなく、ピストン４の移動速度が高くなるために、コンロッドＲが最も斜めとなってピストン４のスラスト力が最大となるピストン上死点及びピストン下死点の中間位置（図４に実線で示すピストン位置）においてピストン４がシリンダブロックを左右方向に振動させる。

図１１は、制御弁Ｖの開閉制御を示すフローチャートであり、電子制御ユニット３０により実施される。先ず、ステップ１０１において、クランク角センサ４２の出力に基づき検出される現在の機関回転数Ｎが設定回転数Ｎ１以下であるか否かが判断される。機関始動時を含めて、この判断が肯定されると機関低回転時であり、ステップ１０２において制御弁Ｖは閉弁される。それにより、油圧は右上側ガイド壁ＷＲ１の油圧室Ｃ１だけに作用し、右上側スライダＳＲ１をシリンダブロック２の側面のピストン上死点高さ位置近傍部分に押圧させる。こうして、左上側スライダＳＬ１及び右上側スライダＳＲ１によりシリンダブロック２の振動位置である上側を支持してシリンダブロック２の振動によるガイド壁ＷＬ１，ＷＬ２，ＷＲ１，ＷＲ２への衝突を抑制し、大きな騒音が発生しないようにしている。

また、ステップ１０１の判断が否定されるときには、機関高回転時であり、ステップ１０３において制御弁Ｖは開弁される。それにより、油圧は右上側ガイド壁ＷＲ１の油圧室Ｃ１だけでなく、右下側ガイド壁ＷＲ２の油圧室Ｃ２にも作用し、右上側スライダＳＲ１をシリンダブロック２の側面のピストン上死点高さ位置近傍部分に押圧させると共に、右下側スライダＳＲ２をシリンダブロック２の側面のピストン下死点高さ位置近傍部分に押圧させる。こうして、左上側スライダＳＬ１及び右上側スライダＳＲ１によりシリンダブロック２の上側を支持すると共に、左下側スライダＳＬ２及び右下側スライダＳＲ２によりシリダブロック２の下側も支持し、このようにシリンダブロック２を二点支持してシリンダブロック２の振動によるガイド壁ＷＬ１，ＷＬ２，ＷＲ１，ＷＲ２への衝突を抑制し、大きな騒音が発生しないようにしている。

ところで、機関低回転時は、機関駆動式のオイルポンプが十分に作動せずに、高い油圧を発生させることができない。本実施例では、機関低回転時には、制御弁Ｖを閉弁して右上側ガイド壁ＷＲ１の油圧室Ｃ１だけに油圧を作用するようにしているために、オイルポンプが十分に作動しなくても、この油圧室Ｃ１の油圧を十分に高めることができる。

本実施例において、右上側スライダＳＲ１及び右下側スライダＳＲ２を油圧可動式として、左上側スライダＳＬ１及び左下側スライダＳＬ２を固定式としたが、もちろん、右上側スライダＳＲ１及び右下側スライダＳＲ２を固定式として、左上側スライダＳＬ１及び左下側スライダＳＬ２を油圧可動式としても良く、また、右上側スライダＳＲ１及び右下側スライダＳＲ２を油圧可動式とすると共に、左上側スライダＳＬ１及び左下側スライダＳＬ２も油圧可動式としても良い。

右上側スライダＳＲ１、右下側スライダＳＲ２、左上側スライダＳＬ１及び左下側スライダＳＬ２は、気筒配列方向に気筒毎に複数配置されても良く、また、各気筒の間に複数配置されても良く、また、一体的に比較的長く形成されても良い。油圧可動式のスライダ毎にピストン及び対応油圧室を設ける必要があり、また、油圧可動式のスライダが比較的長い場合には、複数のピストン及び対応する複数の油圧室を設けるようにしても良い。

１ クランクケース
２ シリンダブロック
ＷＬ１ 左上側ガイド壁
ＷＬ２ 左下側ガイド壁
ＷＲ１ 右上側ガイド壁
ＷＲ２ 右下側ガイド壁
ＳＬ１ 左上側スライダ
ＳＬ２ 左下側スライダ
ＳＲ１ 右上側スライダ
ＳＲ２ 右下側スライダ
Ｃ１，Ｃ２ 油圧室
ＰＩ 油圧配管
Ｖ 制御弁

Claims (1)

1. シリンダブロックを気筒軸線に沿わせてクランクケースに対して相対移動させる可変圧縮比機構を備える内燃機関であって、前記シリンダブロックの相対移動に際して前記シリンダブロックの側面をガイドするガイド壁が設けられ、前記ガイド壁には、前記シリンダブロックの側面のピストン上死点高さ位置近傍部分が摺動する第一スライダと、前記シリンダブロックの側面のピストン下死点高さ位置近傍部分が摺動する第二スライダとが設けられ、前記第一スライダ及び前記第二スライダは、油圧が作用すると、前記シリンダブロックの側面に押圧されるようになっており、機関回転数が設定回転数未満のときには、前記第一スライダだけに油圧を作用し、機関回転数が設定回転数以上のときには、前記第一スライダ及び前記第二スライダの両方に油圧を作用することを特徴とする可変圧縮比機構を備える内燃機関。

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