JP2015010480A - Variable valve gear of multi-cylinder internal combustion engine and control device for variable valve gear - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、機関運転状態に応じて排気弁の開閉作動を停止可能な多気筒内燃機関の可変動弁装置及び該可変動弁装置の制御装置に関する。 The present invention relates to a variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine capable of stopping an opening / closing operation of an exhaust valve according to an engine operating state, and a control apparatus for the variable valve operating apparatus.
従来の多気筒内燃機関の可変動弁装置としては、以下の特許文献1に記載されたものが知られている。
As a conventional variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine, one described in
この可変動弁装置は、一部の気筒の吸気弁と排気弁の開閉作動を停止(休止)させる弁停止(休止)機構を備え、機関の出力が要求される高回転運転などでは、ロッカアームの揺動支点となるラッシアジャスタのボディが切換部材によってシリンダヘッドに固定されている。したがって、通常のラッシアジャスタとして機能することから、カムによりロッカアームを押し下げると、該ロッカアームの一端部を揺動支点として揺動して他端部により吸気弁と排気弁がそれぞれ所定のバルブリフト量で作動するようになっている。 This variable valve operating system includes a valve stop (pause) mechanism that stops (pauses) the opening and closing operations of the intake valves and exhaust valves of some cylinders. The body of the lassia adjuster serving as a swing fulcrum is fixed to the cylinder head by a switching member. Therefore, since it functions as a normal lash adjuster, when the rocker arm is pushed down by a cam, one end of the rocker arm swings around the swing fulcrum, and the intake valve and the exhaust valve move at a predetermined valve lift by the other end. It comes to work.
一方、低燃費が要求される常用運転域では、一部の気筒において前記切換部材がラッシアジャスタのボディ内に移動して、ラッシアジャスタをロストモーションさせて吸気弁及び排気弁の作動を停止させて(気筒休止)、残り気筒のみで燃焼運転するいわゆる減筒運転とすることによって、燃費を改善するようになっている。 On the other hand, in the normal operation range where low fuel consumption is required, the switching member moves into the body of the lash adjuster in some cylinders, and the lash adjuster is lost to stop the operation of the intake valve and the exhaust valve. (Cylinder deactivation) The fuel consumption is improved by performing so-called reduced-cylinder operation in which only the remaining cylinders are operated for combustion.
しかしながら、前記従来の可変動弁装置は、機関の始動時には、機関トルクを確保するために、気筒休止を行うことなく全筒運転となって全ての吸気弁と排気弁が開閉駆動(弁作動)されるようになっているが、これらによって特に始動性や排気性能が向上するというわけではない。 However, when the engine is started, the conventional variable valve operating system operates all cylinders without stopping the cylinders to ensure engine torque, and all intake valves and exhaust valves are driven to open and close (valve operation). However, these do not particularly improve startability and exhaust performance.
また、機関が所定の実用運転領域になると、一部の気筒が休止状態に移行するが、この場合は、休止気筒の吸気弁と排気弁の全てが一緒に停止状態になる。つまり、一部気筒の全ての吸気弁と排気弁に対応する前記切換部材を供給油圧(信号油圧)によって同時に移動させる必要があった。 Further, when the engine enters a predetermined practical operation region, some cylinders shift to a resting state. In this case, all of the intake valves and exhaust valves of the resting cylinders are stopped together. That is, the switching members corresponding to all the intake valves and exhaust valves of some cylinders must be moved simultaneously by the supply hydraulic pressure (signal hydraulic pressure).
本発明は、従来の可変動弁装置の前記技術的課題に鑑みて案出されたもので、機関始動時におけるフリクションの低減などより良好な始動性を得ると共に、強い排気ガス流動の生成などにより排気エミッションを低減し得る多気筒内燃機関の可変動弁装置を提供する。 The present invention has been devised in view of the above technical problems of the conventional variable valve gear, and by obtaining a better startability such as reduction of friction at the time of engine start, and by generating a strong exhaust gas flow, etc. A variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine capable of reducing exhaust emission is provided.
本願請求項1に記載の発明は、気筒毎にそれぞれ設けられた一対の吸気弁及び一対の排気弁と、前記複数気筒の一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、一方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と開閉作動を停止させる弁停止状態を切り換える第1弁停止機構と、前記一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、他方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と開閉作動を停止させる弁停止状態を切り換える第2弁停止機構と、を有し、
前記第1弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると弁作動状態となり、切り換えエネルギーの供給が停止されると弁停止状態となるように機械的に構成され、前記第2弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると弁停止状態となり、切り換えエネルギーの供給が停止されると弁作動状態となるように機械的に構成されたことを特徴としている。
According to the first aspect of the present invention, one of the pair of intake valves and the pair of exhaust valves provided for each cylinder and the pair of exhaust valves in a part of the plurality of cylinders is provided with one exhaust valve. A first valve stop mechanism that switches between a valve operating state that opens and closes and a valve stop state that stops the opening and closing operation; a valve operating state that opens and closes the other exhaust valve of the pair of exhaust valves in the some cylinders; A second valve stop mechanism that switches a valve stop state that stops the opening and closing operation,
The first valve stop mechanism is mechanically configured to be in a valve operation state when switching energy is supplied, and to be in a valve stop state when supply of switching energy is stopped, and the second valve stop mechanism is When the switching energy is supplied, the valve is in a stopped state, and when the switching energy supply is stopped, the valve is in a mechanical state.
この発明によれば、クランキング初期からフリクションの低減などにより機関始動性の向上が図れると共に、強い排気ガス流動の生成などにより排気エミッション性能を向上させることができる。 According to the present invention, the engine startability can be improved by reducing friction from the initial stage of cranking, and the exhaust emission performance can be improved by generating a strong exhaust gas flow.
以下、本発明に係る多気筒内燃機関の可変動弁装置の各実施形態を図面に基づいて説明する。各実施形態では、ガソリン仕様の直列2気筒の内燃機関に適用されたものである。
〔第1実施形態〕
図1は#1気筒と#2気筒の排気側の動弁装置を示し、図2は#1気筒と#2気筒の吸気側の動弁装置を示している。
Embodiments of a variable valve apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to the present invention will be described below with reference to the drawings. In each embodiment, the present invention is applied to an in-line two-cylinder internal combustion engine with gasoline specifications.
[First Embodiment]
FIG. 1 shows the exhaust side valve operating devices of # 1 cylinder and # 2 cylinder, and FIG. 2 shows the intake side valve operating devices of # 1 cylinder and # 2 cylinder.
前記排気側動弁系は、図1に示すように、後述する可変リフト機構である排気VELの揺動カム7がスイングアーム6を介して各排気弁3a、3a、3b、3bを開閉作動するようになっている。一方、吸気側動弁系は、図2に示すように、吸気カムシャフト73の各回転カム73aが直接各スイングアーム74を介して各吸気弁71a、71a、71b、71bを開閉作動させるようになっている。
In the exhaust side valve system, as shown in FIG. 1, a
図1及び図2に示す右側位置のフロント(F)側の#1気筒が気筒休止可能な気筒、すなわち、全ての吸気弁と排気弁の弁作動停止が可能な気筒になっていると共に、リア(R)側の#2気筒は気筒休止せず、常時少なくとも1つの排気弁と吸気弁が作動する常時稼働気筒になっている。但し、本実施形態では、この常時稼働気筒の#2気筒のリア(R)側の排気弁3bのみは弁停止可能になっている。
The front (F)
図1に示す排気側動弁系では、各気筒のR側の排気弁3a、3bには、後述するように、油圧ラッシアジャスタ10b、10dにそれぞれ第1弁停止機構11b、11cが設けられ、#1気筒のF側の排気弁3aには、第2弁停止機構11aが設けられている。一方、図2に示す吸気側動弁系の#1気筒の両吸気弁71a、71aは、ラッシアジャスタ75a、75bにそれぞれ第3弁停止機構11d、11eが設けられている。これら以外の吸排気弁3b(F側)、71b、71bの各油圧ラッシアジャスタ10c、75c、75dには弁停止機構が設けられていない。
In the exhaust side valve system shown in FIG. 1, the R-
また、図3には図1、図2のA−A線断面、すなわち、#1気筒(気筒休止可能気筒)における吸気側及び排気側の動弁装置を示している。
〔排気側の動弁装置〕
#1、#2気筒の排気側の動弁装置について具体的に説明すると、図1及び図3に示すように、シリンダヘッド1内に形成された一対の排気ポート2、2を開閉する一気筒当たり一対の排気弁が設けられている。すなわち、#1気筒では第1、第2排気弁3a,3a、#2気筒では第1、第2排気弁3b、3bが設けられている。ここで、各気筒とも第1排気弁3a、3bはF側に、第2排気弁3a、3bはR側にそれぞれ配置されている。
3 shows a cross section taken along line AA of FIGS. 1 and 2, that is, the intake side and exhaust side valve operating devices in the # 1 cylinder (cylinder that can be deactivated).
[Valve device on the exhaust side]
Explaining specifically the exhaust side valve gears of the # 1 and # 2 cylinders, as shown in FIGS. 1 and 3, one cylinder that opens and closes a pair of
各気筒の前記一対の排気ポート2,2は、シリンダヘッド1と一体に形成された図1に破線(一点鎖線)で示す隔壁1bによって、図3に示すポート開口2aから該隔壁1bの先端部1cまで互いに結合されていると共に、該先端部1cより後流側は該隔壁1bがなくなり、両排気ポ−トが集合した集合排気ポ−トとなり、その断面積は、F側の排気ポ−ト2の断面積とR側排気ポ−ト2の断面積の和とほぼ一致するように設定されている。そして各気筒の前記集合排気ポ−トは図外の排気マニフォルドでさらに1つに集合されるようになっている。したがって、各気筒の燃焼室から各排気ポート2,2に排出された排気ガスは途中で前記集合排気ポ−トに集合され、さらに前記排気マニフォルド内で全気筒(2気筒)の集合排気ポ−トが1つに集合されて後流に送られ、触媒を経由してさらに排気管や消音器を介して外部に排出されるようになっている。
The pair of
前記各排気弁3a〜3bに設けられた排気VELは、図1及び図3に示すように、各気筒の上方側に機関前後方向に沿って配置され、外周に2つの駆動カム5aを有する駆動軸5と、該駆動軸5の外周面に回転自在に支持されて、各スイングアーム6を介して前記各排気弁3a〜3bを開閉作動させるそれぞれカム面7b、7bを有する一対の揺動カム7、7と、前記各駆動カム5aの回転力を揺動力に変換して前記各揺動カム7に伝達する伝達機構8と、該伝達機構8を介して前記各排気弁3a〜3bの作動角(開弁期間)とリフト量を制御する制御機構9と、から構成されている。
As shown in FIGS. 1 and 3, the exhaust VEL provided in each of the
また、シリンダヘッド1には、前記各スイングアーム6と各排気弁3a〜3bとの間の隙間及び各揺動カム7の各カム面7bのベースサークルとの間の隙間を零ラッシに調整する支点部材(ピボット)である4つの第1〜第4油圧ラッシアジャスタ10a、10b、10c、10dが保持されている。
Further, in the
つまり、#1気筒の排気弁側には、第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10bが配設され、#2気筒の排気弁側には第3、第4油圧ラッシアジャスタ10c、10dが配設されている。
That is, the first and second hydraulic lash
ここで、第1油圧ラッシアジャスタ10aは、#1気筒のF側に配設され、第2油圧ラッシアジャスタ10bは、同R側に配設され、第3油圧ラッシアジャスタ10cは、#2気筒のF側に配設され、第4油圧ラッシアジャスタ10dはR側に配設されている。
Here, the first hydraulic lash
前記#1気筒の第1、第2排気弁3a、3a側には、機関運転状態に応じて前記#1気筒側の第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10bを介して前記#1気筒の第1、第2排気弁3a、3aの開閉作動をそれぞれ停止させる第2、第1弁停止機構(ロストモーション機構)11a、11bが設けられている。
The first and
#2気筒のR側の第2排気弁3b側には、前記#2気筒側のR側の第4油圧ラッシアジャスタ10dを介して前記第2排気弁3bの開閉作動を停止させるもう1つの第1弁停止機構(ロストモーション機構)11cが設けられている。
On the R side
また、前記排気側には、図7に示すように、前記駆動軸5のF側の端部に、前記各排気弁3a〜3bの開閉タイミングを機関運転状態に応じて可変にするバルブタイミング制御装置(排気VTC)が設けられている。この排気VTCは、例えば図外のベーンロータを油圧で位相変換する通常タイプとすれば良い。
Further, on the exhaust side, as shown in FIG. 7, at the F side end of the
以下、#1、#2気筒における各構成部材について説明すると、前記4つの排気弁3a〜3bは、各バルブガイド4を介してシリンダヘッド1に摺動自在に保持されていると共に、各ステムエンド3cの近傍に設けられた各スプリングリテーナ3dとシリンダヘッド1の内部上面との間に弾接された各バルブスプリング12によって閉方向に付勢されている。
Hereinafter, the components in the # 1 and # 2 cylinders will be described. The four
前記駆動軸5は、シリンダヘッド1の上端部に設けられた複数の軸受部13に前記揺動カム7のカムシャフト7aを介して回転自在に支持され、一端部に設けられた前述の排気VTCの図外のハウジングに設けられたタイミングプーリを介してクランクシャフトの回転力がタイミングベルトによって伝達されるようになっている。また、駆動軸5の外周に一気筒当たり1つ設けられた前記駆動カム5aは、その軸心Yが駆動軸5の軸心Xから径方向へ偏心していると共に、外周のカムプロフィールが円形状に形成されている。
The
前記各スイングアーム6は、一端部6aの平坦状あるいはやや凸状の下面が前記各排気弁3a〜3bの各ステムエンド3cに当接している一方、他端部6bの下面凹部6cが前記各油圧ラッシアジャスタ10a〜10dの頭部に当接していると共に、中央に形成された収容孔内に、それぞれローラ軸14aを介してローラ14が回転自在に収容配置されている。
Each of the
前記各揺動カム7は、図1及び図3に示すように、円筒状のカムシャフト7aの両端部に、下面にベースサークル面やランプ面及びリフト面からなる前記カム面7bが形成されており、該ベースサークル面とランプ面及びリフト面が、揺動カム7の揺動位置に応じて前記スイングアーム6のローラ14の上面を転接するようになっている。
As shown in FIGS. 1 and 3, each of the
前記カムシャフト7aは、外周面の軸方向ほぼ中央位置に形成されたジャーナル部が前記軸受部13に微小クリアランスをもって回転自在に支持されていると共に、内周面によって前記駆動軸5の外周面を回転自在に支持するようになっている。
In the
前記各伝達機構8は、駆動軸5の上方に配置されたロッカアーム15と、該ロッカアーム15の一端部15aと駆動カム5aとを連係するリンクアーム16と、ロッカアーム15の他端部15bと一つの揺動カム7とを連係するリンクロッド17と、を備えている。
Each
前記ロッカアーム15は、中央に有する筒状の基部が支持孔を介して後述する制御カムに回転自在に支持されていると共に、一端部15aがピン18によってリンクアーム16に回転自在に連結されている一方、他端部15bがリンクロッド17の上端部にピン19を介して回転自在に連結されている。
The
前記リンクアーム16は、円環状の基部の中央位置に有する嵌合孔16aに前記駆動カム5aのカム本体が回転自在に嵌合している一方、突出端が前記ピン18によってロッカアーム一端部15aに連結されている。
In the
前記リンクロッド17は、下端部がピン20を介して揺動カム7の一方のカム面7bが形成されたカムノーズ部に回転自在に連結されている。
The
なお、前記各ロッカアーム15の他端部15bとリンクロッド17の上端部との間には、各構成部品の組み付け時に各排気弁3a〜3bのリフト量を微調整するアジャスト機構23がそれぞれ設けられている。
An
前記制御機構9は、駆動軸5の上方位置に同じ軸受部に回転自在に支持された制御軸21と、該制御軸21の外周に前記ロッカアーム15の支持孔に摺動自在に嵌入されて、各ロッカアーム15の揺動支点となる2つの制御カム22が固定されている。
The
前記制御軸21は、駆動軸5と並行に機関前後方向に配設されていると共に、図7に示すアクチュエータ50によって回転制御されている。一方、前記制御カム22は、円筒状を呈し、軸心が制御軸21の軸心から所定分だけ偏倚している。
The
前記アクチュエータ50は、図7に示すように、図外のハウジングの一端部に固定された電動モータ51と、ハウジングの内部に設けられて、該電動モータ51の回転駆動力を前記制御軸21に伝達する減速機構として、ボール螺子要素及び変換リンクなどからなるボール螺子機構52と、から構成されている。
As shown in FIG. 7, the
前記電動モ−タ51は、比例型のDCモータによって構成され、機関運転状態を検出するコントロールユニット53からの制御信号によって正逆回転制御されるようになっている。
The
前記4つの油圧ラッシアジャスタ10a〜10dは、図4〜図6に示すように、シリンダヘッド1の円柱状の各保持穴1a内にそれぞれ保持された有底円筒状のボディ24と、該ボディ24内に上下摺動自在に収容されて、下部に一体に有する隔壁25を介して内部にリザーバ室26を構成するプランジャ27と、前記ボディ24の下部内に形成されて、前記隔壁25に貫通形成された連通孔25aを介して前記リザーバ室26と連通する高圧室28と、該高圧室28の内部に設けられて、前記リザーバ室26内の作動油を高圧室28方向へのみ流入を許容するチェック弁29と、を備えている。また、前記シリンダヘッド1の内部には、前記保持穴1a内の溜まった作動油を外部に排出する排出孔1bが形成されている。
As shown in FIGS. 4 to 6, the four hydraulic lash
前記ボディ24は、外周面に円筒状の第1凹溝24aが形成されていると共に、該第1凹溝24aの周壁に、前記シリンダヘッド1の内部に形成されて下流端が前記第1凹溝24aに開口した油通路30とボディ24内部とを連通する第1通路孔31が径方向に貫通形成されている。
The
また、#1気筒の第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10b(F、R側)と、#2気筒の第4油圧ラッシアジャスタ10d(R側)の各ボディ24は、図4A,B、図5A、Bにそれぞれ示すように、底部24b側が、図6に示す弁停止機構が設けられていない#2気筒側の第3油圧ラッシアジャスタ10c(F側)のボディ24の底部24cよりも下方向へ延設されてほぼ円柱状に形成されている。
Also, the
前記油通路30は、図3に示すように、シリンダヘッド1内に形成された潤滑油供給用のメインオイルギャラリ30aと連通しており、このメインオイルギャラリ30aには、図7に示すオイルポンプ54または64から潤滑油が圧送されるようになっている。
As shown in FIG. 3, the
前記プランジャ27は、図4〜図6に示すように、軸方向のほぼ中央の外周面に円筒状の第2凹溝27aが形成されていると共に、該第2凹溝27aの周壁に前記第1通路孔31とリザーバ室26とを連通する第2通路孔32が径方向に沿って貫通形成されている。また、各プランジャ27の先端頭部27bの先端面が各スイングアーム6の他端部6bの球面状の下面凹部6cとの良好な摺動性を確保するために球面状に形成されている。
As shown in FIGS. 4 to 6, the
なお、この各プランジャ27は、ボディ24の上端部に嵌着固定された円環状のストッパ部材33によってその最大突出量が規制されるようになっている。
Each
前記第2凹溝27aは、その軸方向の幅が比較的大きく形成され、これによってボディ24に対するプランジャ27のいずれの上下摺動位置においても前記第1通路孔31と第2通路孔32とを常時連通するようになっている。
The second
前記各チェック弁29は、前記連通孔25aの下部開口縁(シート)を開閉するチェックボール29aと、該チェックボール29aを閉方向へ付勢する第1コイルばね29bと、該第1コイルばね29bを保持するカップ状のリテーナ29cと、ボディ24の底壁24cの内底面とリテーナ29cの円環状上端部との間に弾装されて、リテーナ29cを隔壁25方向へ付勢しつつプランジャ27全体を上方に付勢する第2コイルばね29dとから構成されている。
Each
そして、揺動カム7のカム面7bのベースサークル区間では、前記第2コイルばね29dによる付勢力による前記プランジャ27の進出移動(上方移動)に伴って高圧室28内が低圧になると、前記油通路30から保持穴1a内に供給された作動油が第1凹溝24aから第1通路孔31と第2凹溝27a及び第2通路孔32を通ってリザーバ室26に流入して、さらにチェックボール29aを第1コイルばね29bのばね力に抗して押し開き、作動油を高圧室28内に流入させる。
In the base circle section of the
これによって、プランジャ27は、スイングアーム6の他端部6bを押し上げてローラ14と揺動カム7との接触を介して揺動カム7とスイングアーム6の一端部6a及び各吸気弁3のステムエンド3aとの間の隙間を零ラッシに調整するようになっている。
As a result, the
そして、前記揺動カム7のリフト区間では、プランジャ27に下方荷重が作用するので、高圧室28内の油圧が上昇し、高圧室28内のオイルがプランジャ27とボディ24の隙間から漏れ出てプランジャ27は僅かに降下する(リークダウン)。
In the lift section of the
再び、揺動カム7のカム面7bのベースサークル区間になると、前述のように、前記第2コイルばね29dによる付勢力で前記プランジャ27の進出移動(上方移動)により、各部の隙間を零ラッシに調整するのである。
When the base circle section of the
このようなラッシ調整機能を、前記第1〜第4油圧ラッシアジャスタ10a〜10dの全てが有している。
All of the first to fourth hydraulic lash
前記ロストモーション機構(第2、第1弁停止機構)である11a、11b、11cは、前記#1気筒のF側とR側の第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10b側と#2気筒のR側の第4油圧ラッシアジャスタ10dのみに設けられ、図6に示すように、#2気筒のF側の第3油圧ラッシアジャスタ10cには設けられていない。
The lost motion mechanisms (second and first valve stop mechanisms) 11a, 11b, and 11c are the first and second hydraulic lash
すなわち、#1、#2気筒の各R側の第2、第4油圧ラッシアジャスタ10b、10d側の第1弁停止機構11b、11cと、#1気筒のF側の第1油圧ラッシアジャスタ10a側の第2弁停止機構11aが設けられており、後述するように機関運転状態に応じて弁停止と弁作動が切り換えられるようになっている。これに対して、#2気筒のF側には弁停止機構が設けられておらず、したがって、通常のピボット機能と零ラッシ調整機能のみを有している。
That is, the second and fourth hydraulic lash
また、前記第1弁停止機構11b、11cと第2弁停止機構11aとは、図4及び図5に示すように構造の一部(規制機構)が相違している。
Further, the first
第1弁停止機構11b、11cは、図4A、Bに示すように、前記各保持穴1aの底部側に連続して形成された円柱状の一対の摺動用穴34と、該各摺動用穴34の底面とボディ24の下面との間に弾装されて、前記第2、第4油圧ラッシアジャスタ10b、10dを上方向へそれぞれ付勢する一対のロストモーションスプリング35と、第2、第4油圧ラッシアジャスタ10b、10dのロストモーションを規制する一対の規制機構36と、から構成されている。
As shown in FIGS. 4A and 4B, the first
前記各摺動用穴34は、内径が前記保持穴1aの内径と同一に設定されて前記各ボディ24が前記保持穴1aから連続的に上下方向へ摺動可能に保持するようになっている。
Each sliding
前記各ロストモーションスプリング35は、コイルスプリングによって形成されて、前記ボディ24の底面を上方向へ付勢して前記プランジャ27の先端頭部27bを前記スイングアーム6の他端部6b下面の凹部6cに弾接させるようになっている。
Each of the lost motion springs 35 is formed by a coil spring, and urges the bottom surface of the
また、前記各ボディ24は、前記シリンダヘッド1の内部に挿通配置されたストッパピン37によって最大上方移動位置が規制されるようになっている。すなわち、前記各ストッパピン37は、シリンダヘッド1内を前記ボディ24に向かって軸直角方向に配置され、先端部37aが前記第1凹溝24a内に摺動可能に臨設配置されて、ボディ24の上方移動に伴い前記先端部37aが第1凹溝24aの下端縁に当接することによってボディ24の最大上方の摺動位置が規制されるようになっている。
Further, the maximum upward movement position of each
したがって、前記各油圧ラッシアジャスタ10b、10dは、スイングアーム6の揺動に伴い前記ロストモーションスプリング35のばね力を介して前記保持穴1aと摺動用穴34との間を上下にストロークしてロストモーションを行うことによって、前記スイングアーム6の揺動支点としての機能が失われて、揺動カム7のリフト作動が吸収され、各排気弁3aの開閉作動を停止させるようになっている。
Therefore, each hydraulic lash
前記第1弁停止機構11b、11cの各第1規制機構36は、図4A〜Cに示すように、前記ボディ24の底部24bの内部径方向に貫通形成された移動用孔38と、前記シリンダヘッド1内に保持穴1aと軸直角方向に形成された規制用孔39と、前記移動用孔38の内部一端側に固定されたばね支持用のリテーナ40と、前記移動用孔38の内部に摺動自在に設けられて、該移動用孔38内に摺動自在に設けられた摺動ピン41と、前記移動用孔38と前記規制用孔39に跨って移動可能な円柱状の規制ピン(第1規制ピン)42と、前記摺動ピン41の後端と前記リテーナ40との間に弾装されて、前記摺動ピン41を介して前記規制ピン42を規制用孔39方向へ付勢するリターンスプリング43と、から主として構成されている。
As shown in FIGS. 4A to 4C, the
前記規制用孔39は、前記ボディ24が前記ストッパピン37によって最大上方位置に規制された際に、前記移動用孔38と軸方向から合致するようになっており、内径が前記移動用孔38とほぼ同一に形成されていると共に、一端側にシリンダヘッド1内に形成された油通路孔44から信号油圧が導入されるようになっている。
The
ここで、前記ボディ24の回転方向の規制は、前記ストッパピン37の飛び出し量を僅かに増やすと共に、前記ボディ24の前記第1凹溝24a内に長手方向にスリットを設け、このスリット形成部の下端を前記ストッパピン37先端と係合させることによって容易に実現できる。あるいは、別個の回転規制部材をシリンダヘッド1と前記ボディ24の間に装着してもよい。
Here, the regulation of the rotation direction of the
前記リテーナ40は、有蓋円筒状に形成されて、底壁に摺動ピン41の円滑な移動を確保するための呼吸孔40aが貫通形成されていると共に、後端面の呼吸孔40aが臨む中央部40bが平坦に形成されているが、外端部40c、40cは、滑らかな摺動性を確保するために前記摺動用穴34の内周面とほぼ同一曲率の円弧面状に形成されている。また、このリテーナ40の軸方向の長さは、図4Bに示すように、前記規制ピン42が移動用孔38に完全に収容される前に、先端縁に規制ピン42の後端縁が当接してそれ以上の後退移動を規制する長さに設定されている。なお、前記移動用孔38にリークした僅かな作動油は、前記呼吸孔40aを介してリテーナ40の底壁外面と摺動用穴34の内周面を通って摺動用穴34内に導かれるようになっている。
The
前記摺動ピン41は、図4A、Cに示すように、有蓋円筒状に形成されて、外径が前記移動用孔38の内径よりも僅かに小さく形成されて円滑な摺動性が確保されていると共に、先端部の先端面41aが滑らかな摺動性を確保するために前記摺動用穴34の内周面と同じ曲率の円弧面状に形成されている。
As shown in FIGS. 4A and 4C, the sliding
前記規制ピン42は、中実円柱状に形成されて、軸方向の長さが前記規制用孔39の軸方向長さとほぼ同一に形成されて、図4Aに示すように前記リターンスプリング43のばね力で前記摺動ピン41を介して規制用孔39内に移動すると、全体が規制用孔39内に収容されるようになっている。これによって、#1、#2気筒のR側の油圧ラッシアジャスタ10b、10dの上下方向の移動、つまり、ロストモーションが行われるようになっている。
The
また、この規制ピン42は、外径が前記移動用孔38と規制用孔39の内径よりも僅かに小さく形成されてこれらに対して円滑な摺動性が確保されていると共に、前記油通路孔44から規制用孔39に供給された油圧を平坦な受圧面としての先端面42aが受けることにより、図4Bに示すように、前記リターンスプリング43のばね力に抗して図中左方向へ移動して前記摺動ピン41がリテーナ40に軸方向から当接した場合に、先端部が規制用孔39から移動用孔38内に跨って収容されて#1、#2気筒の第2、第4油圧ラッシアジャスタ10b、10dの上下方向の移動を規制、つまりロストモーションを規制してシリンダヘッド1にロックするようになっている。
The regulating
前記油通路孔44(規制用孔39)には、図7に示すように、前記第1オイルポンプ54から圧送された油圧が第1電磁切換弁55を介して信号油圧として供給されるようになっている。すなわち、この第1電磁切換弁55は、切り換えエネルギーである油圧を供給する状態と供給停止する状態とを変換する、切り換えエネルギー変更手段(第1油圧変更手段)となっている。
As shown in FIG. 7, the oil pressure fed from the
前記第1電磁切換弁55(第1油圧供給/供給停止変換手段)は、図外のバルブボディの内部に摺動自在に設けられたスプール弁を、ソレノイドの電磁力とコイルスプリングのばね力とによって、オン、オフ的に2段階に切り換えるようになっている。前記ソレノイドには、前記電動モータ51の駆動を制御する同じコントロールユニット(コントロ−ラ)53から制御電流が通電、非通電(オン、オフ)されてポンプ吐出通路と第1油通路孔44とを連通して前記第1規制ピン42に第1信号油圧を供給するか、またはポンプ吐出通路を閉止して前記油通路孔44とドレン通路45を連通するように切り換え制御されるようになっている。
The first electromagnetic switching valve 55 (first hydraulic pressure supply / supply stop conversion means) is configured such that a spool valve slidably provided inside a valve body (not shown) is connected to an electromagnetic force of a solenoid and a spring force of a coil spring. Thus, it is switched on and off in two stages. The solenoid is energized and de-energized (on and off) from the same control unit (controller) 53 that controls the driving of the
したがって、機関停止時には、コントロールユニット53からソレノイドに通電されず第1電磁切換弁55が、ポンプ吐出通路を閉止して油通路44とドレン通路45を連通することから第1弁停止機構11b、11cによるロストモーションが作動可能状態になっている。すなわち、第1弁停止機構11b、11cは、切り換えエネルギーである油圧の供給が停止された場合に、弁停止状態に機械的に安定する、弁停止安定型となっている。
Therefore, when the engine is stopped, the control unit 53 does not energize the solenoid, and the first
一方、前記第2弁停止機構11aは、図5A〜Cに示すように、第2規制機構46が第1弁停止機構11b、11cの第1規制機構36と構造が異なり、摺動ピン41と第1規制ピン42と一体に形成されている。
On the other hand, in the second
すなわち、第1規制機構36と共通の構成部材は同一の符号を付して簡単に説明すると、前記第2規制機構46は、前記ボディ24の底部24bの内部径方向に貫通形成された移動用孔38と、前記シリンダヘッド1内に保持穴1aと軸直角方向に形成された規制用孔39と、前記移動用孔38の内部一端側に固定されたリテーナ40と、前記移動用孔38の内部に摺動自在に設けられて、該移動用孔38から前記規制用孔39に跨って移動可能な第2規制ピン47と、該第2規制ピン47の後端と前記リテーナ40との間に弾装されて、前記第2規制ピン47を規制用孔39方向へ付勢するリターンスプリング49と、から主として構成されている。
That is, the same constituent members as those of the first restricting
前記リテーナ40は、軸方向の長さが図5Bに示すように、前記第2規制ピン47が移動用孔38に完全に収容された時点で、先端縁に第2規制ピン47の後端が当接してそれ以上の後退移動を規制する長さに設定されている。
As shown in FIG. 5B, the
前記第2規制ピン47は、円筒状に形成されて、中実な先端部47aが軸方向へ延設されていると共に、外径が前記移動用孔38と規制用孔39の内径よりも僅かに小さく形成されて円滑な摺動性が確保されている。また、この第2規制ピン47は、第2油通路孔48から規制用孔39に供給された油圧を受圧面として先端面47aが受けることにより、図5Bに示すように、前記リターンスプリング49のばね力に抗して後退移動して先端部が規制用孔39から抜け出して全体が移動用孔38内に収容されて、規制が解除されるようになっている。また、前記第2規制ピン47は、図5Cに示すように、先端面47aが良好な摺動性を確保するために前記摺動用穴34の内周面とほぼ同じ曲率の円弧面状に形成されている。また、前記リテーナ40は、後端面の呼吸孔40aが臨む中央部40bが平坦に形成されているが、外端部40c、40cが、滑らかな摺動性を確保するために前記摺動用穴34の内周面とほぼ同一の曲率の円弧面状に形成されている。
The second restricting
前記第2油通路孔48には、図7に示すように、第2オイルポンプ64から圧送された油圧が第2電磁切換弁65を介して第2信号油圧として供給されるようになっている。
As shown in FIG. 7, the hydraulic pressure fed from the
前記第2電磁切換弁65(第2油圧供給/供給停止変換手段)は、図外のバルブボディの内部に摺動自在に設けられたスプール弁を、ソレノイドの電磁力とコイルスプリングのばね力とによって、オン、オフ的に2段階に切り換えるようになっており、前記ソレノイドに、前記コントロールユニット53から制御電流が通電、非通電されてポンプ吐出通路と第2油通路孔48とを連通して前記第2規制ピン47に第2信号油圧を供給するか、またはポンプ吐出通路を閉止して前記第2油通路孔48と第2ドレン通路66を連通するように切り換え制御されるようになっている。
The second electromagnetic switching valve 65 (second hydraulic pressure supply / supply stop conversion means) is configured such that a spool valve slidably provided inside a valve body (not shown) is connected to an electromagnetic force of a solenoid and a spring force of a coil spring. Thus, the solenoid is switched on and off in two stages, and the control current is supplied to the solenoid from the control unit 53, and the pump discharge passage and the second
したがって、機関停止には、コントロールユニット53からソレノイドに通電されず第2電磁切換弁64が、ポンプ吐出通路を閉止して第2油通路48と第2ドレン通路45を連通することから第2弁停止機構11aによるロストモーションが作動せず、第1油圧ラッシアジャスタ10aはシリンダヘッド1にロックされた状態である弁作動態様になっている。すなわち、第2弁停止機構11aは、切り換えエネルギーである油圧の供給が停止された場合に、弁作動状態に機械的に安定する弁作動安定型となっている。
Therefore, when the engine is stopped, the control unit 53 does not energize the solenoid, and the second electromagnetic switching
前記コントロールユニット53は、クランク角センサやエアーフローメータ、水温センサ、スロットルバルブ角度センサなどの各種センサ類から機関回転数や負荷、スロットルバルブ開度量などの情報信号に基づいて機関運転状態を検出すると共に、この機関運転状態と前記制御軸21の現在の回転位置を検出する図外の回転位置センサからの情報信号(VEL制御軸実位置信号)によって前記電動モータ51を駆動制御して前記制御軸21の回転位置を制御する。これによって、#1,#2気筒の4つの排気弁3a〜3bのリフト量と作動角を変化させるようになっている。
The control unit 53 detects an engine operating state based on information signals such as an engine speed, a load, and a throttle valve opening amount from various sensors such as a crank angle sensor, an air flow meter, a water temperature sensor, and a throttle valve angle sensor. At the same time, the
すなわち、図8に示すように、各排気弁3a〜3bのリフト量は、対応する各油圧ラッシアジャスタ10a、10b、10dが前記第2、第1弁停止機構11a〜11cによってロストモーションせずにシリンダヘッド1にロックされて弁停止が行われない場合は、最小のL1から最大のL4までの範囲で変化させるのである。
That is, as shown in FIG. 8, the lift amount of each of the
各排気弁3a〜3bが最大リフト量L4に制御された場合の排気VELの作動は、図9、図10に示す通りである。図9は弁停止機構を備えた、例えば#1気筒のR側を示し、#2気筒のR側と#1気筒のF側も同様であって、これらには前述の第1、第2弁停止機構11b、11c、11aが設けられている。この図9に示す状態は、例えば第1弁停止機構11bによって第2油圧ラッシアジャスタ10bがロストモーションせずにシリンダヘッドにロックされた弁作動状態を示している。制御軸21の回転角度は、最大リフト量L4に対応するθ4になっており、駆動カム5aが時計方向に回転し、図9Aのピークリフトに示す位置で最大リフトL4となり、図9Bに示す位置で閉弁となる。第1弁停止機構11cを有する#2気筒のR側も同様で、#1気筒のF側も第2弁停止機構11aに置き換わるだけで同様の作用となる。なお、これらは同様のリフト特性で弁作動(弁開閉作動)する。
The operation of the exhaust VEL when each of the
一方、図10は弁停止機構を備えていない常時稼働#2気筒F側の排気弁3bと第3油圧ラッシアジャスタ10cを示し、ここには弁停止機構が設けられておらず、したがって、図9に示す弁作動態様の場合の前記#2気筒のR側と同じリフト特性で弁作動する。
On the other hand, FIG. 10 shows an
図11A、Bは吸気弁が最小リフトに制御された場合の作用説明図であり、例えば前記吸気側の#1気筒のR側において、排気弁3aが最小リフト量L1に制御された場合のVELの作動を示している。第1弁停止機構11bが弁停止作動せず第2油圧ラッシアジャスタ10bがロストモーションせずシリンダヘッドにロックしている場合は、リフト量がL1に制御される。一方、第1弁停止機構11bが弁停止作動(ロストモ−ション作動)している場合には、図11Cに示すように、第2油圧ラッシアジャスタ10bがM1だけロストモーションして、リフト量が零の状態を継続する弁停止態様(状態)となる。
FIGS. 11A and 11B are explanatory views of the operation when the intake valve is controlled to the minimum lift. For example, on the R side of the # 1 cylinder on the intake side, the VEL when the
第1弁停止機構を備えた他の#2気筒のR側の作動は、図11A、B、Cに示す#1気筒のR側と同様である。また。第2弁停止機構を備えた#1気筒のF側も、弁停止安定型が弁作動安定型になるだけであって、図11に示す作動は同様である。さらに、弁停止機構を備えていない#2気筒のF側に関しては、図示しないが、図11A、Bに示す弁作動態様の場合の#1気筒のR側と同一リフト特性となる。
The operation on the R side of the
また、コントロールユニット53は、機関運転状態に応じて前記排気VTCの図外の排気VTC電磁切換弁に制御信号を出力することにより、前記オイルポンプ54またはオイルポンプ64から吐出された油圧を介してクランクシャフトに対して図外のベーンロータを進角側あるいは遅角側へ相対回転させて駆動軸5の回転位相を可変にする。これによって、各排気弁3a、3a、3b、3bの開閉タイミングやピークリフトの位相を制御するようになっている。
〔吸気側の動弁装置〕
前記吸気側の動弁装置は、図2、図3及び図7に示されており、排気側のようなリフト可変機構(排気VEL)を有していないが、前述の排気VTCと同様のバルブタイミング制御機構(吸気VTC)を有し、#1気筒のみに弁作動安定型の弁停止機構を備えている。
Further, the control unit 53 outputs a control signal to an exhaust VTC electromagnetic switching valve (not shown) of the exhaust VTC in accordance with the engine operating state, so that the control unit 53 receives the hydraulic pressure discharged from the
[Valve on the intake side]
The intake side valve operating device is shown in FIGS. 2, 3 and 7, and does not have a variable lift mechanism (exhaust VEL) as in the exhaust side, but is similar to the exhaust VTC described above. A timing control mechanism (intake VTC) is provided, and only the # 1 cylinder is provided with a valve operation stable type valve stop mechanism.
すなわち、図2、図3に示すように、シリンダヘッド1内に形成された一気筒当たり一対の吸気ポート70、70をそれぞれ開閉する一気筒当たり2つの吸気弁71a、71a、71b、71bが設けられている。つまり、#1気筒ではF側とR側の第1、第2吸気弁71a、71a、#2気筒ではF側とR側の第1、第2吸気弁71b、71bが設けられている。
That is, as shown in FIGS. 2 and 3, two
吸気側動弁装置として、各気筒の上方側に機関前後方向に沿って配置され、外周に前記各吸気弁71a〜71bを各バルブスプリング72のばね力に抗して開作動させる卵形の回転カム73aを有する吸気カムシャフト73が設けられており、前記各吸気弁71a〜71bと各回転カム73aとの間に介装されたローラ77及び各スイングアーム74を介して前記各吸気弁71a〜71bを図8、図12Aに示す一定バルブリフト量LIをピークリフトとして開閉作動するようになっている。
As an intake side valve operating device, an egg-shaped rotation is arranged on the upper side of each cylinder along the longitudinal direction of the engine and opens the
また、シリンダヘッド1に保持されて、前記各スイングアーム74と各吸気弁71a〜71bとの隙間及び各回転カム73aのベースサークルとの間の隙間を零ラッシュ調整する支持部材(ピボット)である油圧ラッシアジャスタ75a〜75dがそれぞれ配設されている。つまり、吸気側にも4つの油圧ラッシアジャスタ75a〜75dがあり、#1気筒に第1、第2油圧ラッシアジャスタ75a、75bが配設され、#2気筒に第3、第4油圧ラッシアジャスタ75c、75dが配設されている。
The support member (pivot) is held by the
ここで、第1油圧ラッシアジャスタ75aは、#1気筒のF側に配設され、第2油圧ラッシアジャスタ75bは、同R側に配設され、第3油圧ラッシアジャスタ75cは、#2気筒のF側に配設され、第4油圧ラッシアジャスタ75dは、同R側に配設されている。
Here, the first hydraulic lash
そして、図2に示す#1気筒のF側とR側の前記吸気弁71a、71a側の各第1、第2油圧ラッシアジャスタ75a、75bは、それぞれロストモーション機構(第3弁停止機構11d、11e)を備えている。これらの第3弁停止機構11d、11eは、図5に示す排気弁側#1気筒のF側の第2弁停止機構11aと同様の構成となっている。すなわち、切り換えエネルギーである油圧の供給が停止された場合に、弁作動状態に機械的に安定する、弁作動安定型となっている。第2弁停止機構11aが排気弁3a側なのに対し、これらは吸気弁71a、71a側に用いられるので、説明の混乱を避けるために第3弁停止機構11d、11eと称する。
一方、#2気筒のF,R側の前記吸気弁71b、71bの第3、第4油圧ラッシアジャスタ75c、75dは弁停止機構を備えていない。
The first and second hydraulic lash
On the other hand, the third and fourth hydraulic lash
前記第3弁停止機構11d、11eは、前述した図5に示す第2弁停止機構11aと同様の構造であるから、図5において、同一の符番を付して具体的な説明は省略する。すなわち、シリンダヘッド1の各保持穴1aの底部側に連続して形成された円柱状の摺動用穴34と、該摺動用穴34の底面とボディ24の下面との間に弾装されて、前記第1、第2油圧ラッシアジャスタ75a、75bを上方向へ付勢するロストモーションスプリング35、35と、前記第1、第2油圧ラッシアジャスタ75a、75bのロストモーションを規制する第3規制機構76と、から構成されている。
Since the third
そして、この第3弁停止機構11d、11eを備えた#1気筒側の第1、第2吸気弁71a、71aは、そのバルブリフト量が図8の破線で示すように、ロストモーションにより弁停止された場合は零リフトとなり、弁停止されていない場合は、ピークリフト量がLI一定となっており、これは同図実線で示す#1,2気筒の各排気弁3a〜3bのやや大きな中リフトL3とほぼ同じであり、最大リフト量L4よりも小さくなるように設定されている。
The first and
図12は前記#1気筒の吸気弁側の作動状態を示し、Aは第1、第2吸気弁71a、71aがやや大きな一定ピークリフト量LI(≒L3)で作動している状態を示し、Bは第1、第2吸気弁71a、71aの閉弁状態、Cは第3弁停止機構11d、11eによって第1、第2ラッシアジャスタ75a、75bのロストモーション作動状態(弁停止状態)を示している。
FIG. 12 shows the operating state of the # 1 cylinder on the intake valve side, A shows the state where the first and
また、図12Cに示すように、#1気筒の各吸気弁71a、71a側の各第3弁停止機構11d、11eによる各油圧ラッシアジャスタ75a、75bのロストモーション量はM3と比較的大きく、スイングアーム74とロストモーション方向のなす角度α3も比較的大きな値になっている。ここで、この角度α3は、より具体的には、スイングアーム74の揺動支点とローラの回転中心を結ぶ線と、油圧ラッシアジャスタのロストモーション方向としての軸線とのなす角度である。
Also, as shown in FIG. 12C, the lost motion amount of the hydraulic lash
しかしながら、このα3程度であれば、高回転になった場合でも各油圧ラッシアジャスタ75a、75bの頭部と各スイングアーム74の凹部との当接が浮くことはなく、円滑なロストモーション作動が得られる。逆にいえば、M3(α3)の値は、円滑なロストモーション作動が得られる範囲内の値となっている。ここで、仮にM4(α4)までさらに大きくなったと想定すると、高回転になった場合には前記当接部が不均一ないし局部的な接触となり、両者間のズレが生じ、さらには当接部に浮き(セパレ−ション)が発生するようになり、円滑なロストモーション作動が得られず不整挙動が発生する場合がでてくる。それを考慮し、図13に示す所定の機関レブリミットが設けられている。
However, if it is about α3, the contact between the heads of the hydraulic lash
一方、前記弁停止機構を有さない#2気筒の吸気側の第3、第4ラッシアジャスタ75c、75dは、図6に示す前記#2気筒の排気側の第3ラッシアジャスタ10cと同じ構造である。
On the other hand, the third and fourth lash
そして、この#2気筒の各吸気弁71b、71bの固定的なバルブリフト量も#1気筒の各吸気弁71a、71aと同じくピークリフト量がLIとなるように回転カム73aのカムプロフィールが同一に設定されている。
The cam profile of the
なお、図12Aに示すように、ピークリフト状態でのスイングアーム74とロストモーション方向とのなす角度β3は理想の90°に近く、高回転域でバルブのジャンピングなどが発生しても、スイングアーム74と油圧ラッシアジャスタ頭部27との横ずれは発生しにくく、スイングアーム74の外れなどは発生しにくくなっている。
As shown in FIG. 12A, the angle β3 formed between the
また、排気側についても、ピークリフト状態でのスイングアーム6のロストモーション方向とのなす角度は、図9A及び図10に示すリフト量L4制御でのβ4で示すように、理想の90°に近い角度になっており、同様にして弁作動時におけるスイングアームの外れなどの不整挙動は発生しにくくなっている。すなわち、弁作動時におけるβ3〜β4と90°との差は、ロストモ−ション時におけるα3と90°との差より小さく、弁作動時におけるスイングアームの外れなどの不整挙動はロストモ−ション時より発生しにくくなっている。
Further, on the exhaust side, the angle formed with the lost motion direction of the
なお、前述の吸気VTCは、前述の排気VTCと同様の構造であり、コントロールユニット53は、機関運転状態に応じて前記吸気VTCの図外の吸気VTC電磁切換弁に制御信号を出力することにより前記オイルポンプ54またはオイルポンプ64から吐出された油圧を介してクランクシャフトに対して図外のベーンロータを進角側あるいは遅角側へ相対回転させて駆動軸5の回転位相を可変にする。これによって、各吸気弁71a〜71bの開閉タイミング(リフト位相)を制御するようになっている。ここで、吸気VTC電磁切換弁に油圧を供給するオイルポンプは、排気VTC電磁切換弁に油圧を供給するオイルポンプと共用でも良いし、別個に設けても良い。前者の場合はエンジンシステム構造が簡素化され、後者の場合は各VTCの変換応答性が向上する。
〔可変動弁装置の作動〕
以下、本実施形態における可変動弁装置の作動について説明する。
The intake VTC described above has the same structure as the exhaust VTC described above, and the control unit 53 outputs a control signal to an intake VTC electromagnetic switching valve (not shown) of the intake VTC according to the engine operating state. The rotational phase of the
[Operation of variable valve gear]
Hereinafter, the operation of the variable valve operating apparatus in the present embodiment will be described.
機関停止時には、各オイルポンプ54,64が作動していないので、第1、第2電磁切換弁55,65のオン・オフ位置によらず、信号油圧は非作動ないし低圧となっており、第1弁停止機構11b、11cは弁停止安定型のため弁停止態様、すなわちロストモ−ション作動できる状態になっており、一方、第2弁停止機構11a、第3弁停止機構11d、11eは弁作動安定型のため弁作動態様になっている。
Since the oil pumps 54 and 64 are not in operation when the engine is stopped, the signal oil pressure is inactive or low regardless of the on / off positions of the first and second
したがって、図14の運転領域Aの「気筒作動」に示すように、#1、#2両気筒の片側(R側)の2つの排気弁3a、3bは弁停止状態、他のF側2つの排気弁3a、3b及び全吸気弁は駆動(弁作動)状態になっている。
Therefore, as shown in “cylinder operation” in the operation region A of FIG. 14, the two
機関始動のためのクランキングが開始されて、始動燃焼が開始されても、オイルポンプ54、64の油圧が急には立ち上がらず、前述した状態(態様)は維持される。 Even when cranking for starting the engine is started and starting combustion is started, the oil pressure of the oil pumps 54 and 64 does not suddenly rise, and the state (mode) described above is maintained.
また、第1電磁切換弁55(第1弁停止機構を変換)の信号及び第2電磁切換弁65(第2、第3弁停止機構を変換)の信号ともオフ制御、すなわち、各信号油圧はポンプ油圧でなくドレン通路45,66と連通し、各信号油圧は低圧しか作用し得ない状態となっており、オイルポンプ54、64の油圧がたとえ早めに立ち上がった場合でも、前述の状態を維持できるようになっている。
Further, both the signal of the first electromagnetic switching valve 55 (converting the first valve stop mechanism) and the signal of the second electromagnetic switching valve 65 (converting the second and third valve stop mechanisms) are turned off, that is, each signal hydraulic pressure is It communicates with the
ここで、機関始動時には、低い機関温度に起因して機関各部のフリクションが増大しており、また、始動時は機関温度が低く、燃焼不良になりやすいことから排気エミッションも多い。 Here, when the engine is started, the friction of each part of the engine is increased due to the low engine temperature, and at the time of starting, the engine temperature is low and the combustion tends to be poor.
これに対して本実施形態では、始動クランキング前から全気筒の排気弁3a〜3bが片弁停止(排気弁片弁停止)態様になっているので、クランキング初期から動弁フリクションの低減効果が得られる。この結果、始動フリクションが確実に低減されると共に、一方の排気ポ−トのみにしか燃焼ガスが流れないため、排気ガスが接触するポート表面積が半減し壁面冷却が抑制されるのでガス温度低下が抑制され、さらに前記片弁停止により排気ポート2内のガス流動が強化されるので、排気ガス中の未撚成分の反応が促進され、さらにその反応熱によって触媒が速やかに昇温して早期活性化が促進される。これによって、始動時の排気エミッションも低減できる。
以上のように、クランキング前から、第1弁停止機構は弁停止態様に予め機械的に安定し、第2弁停止機構は弁作動態様に予め機械的に安定している、すなわち、全気筒(2気筒)とも排気片弁停止態様に機械的に予めなっているので、クランキング初期から上述の動弁フリクション低減効果などが遅れなく確実に得られるのである。さらに、各弁停止機構を制御する各電磁切換弁に断線などの電気系の故障があった場合であっても、上述の全気筒排気片弁停止態様に機械的になっているので、始動性を確保できる、すなわち、いわゆるメカニカルフェールセーフの効果も持つのである。
On the other hand, in the present embodiment, the
As described above, before cranking, the first valve stop mechanism is mechanically stable in advance in the valve stop mode, and the second valve stop mechanism is mechanically stable in advance in the valve operation mode. Since both cylinders (2 cylinders) are mechanically preliminarily set in the exhaust single valve stop mode, the above-described valve friction reduction effect and the like can be reliably obtained without delay from the beginning of cranking. Further, even if each electromagnetic switching valve that controls each valve stop mechanism has an electrical failure such as disconnection, it is mechanically in the above-described all-cylinder exhaust single valve stop mode, so startability In other words, it has a so-called mechanical fail-safe effect.
さらにこれらの効果に加え、本実施形態では、電動式の排気VELにより、#1・#2気筒のF側の駆動側排気弁3a、3bも小リフト量、小作動角(リフト量L1、作動角D1)とできるので、さらに機関摺動部のフリクションが低減されて始動性が一層向上する。
In addition to these effects, in the present embodiment, the drive-
また、作動角の縮小化によって排気弁3a、3bの開時期は下死点付近まで遅角し、排気弁の閉時期は上死点よりも十分に進角したタイミングとなる。
Further, the opening timing of the
すなわち、排気弁の開時期は、下死点付近まで遅角したことにより、筒内の高温燃焼ガスが排出されるまでの期間が延長されるので、機関自体を効果的に暖めることができ、したがって、機関温度上昇を促進できる。 That is, the opening time of the exhaust valve is delayed to near the bottom dead center, so that the period until the high-temperature combustion gas in the cylinder is discharged is extended, so that the engine itself can be warmed effectively, Therefore, the engine temperature rise can be promoted.
一方、排気弁閉時期は上死点よりも十分に進角したタイミング(ピストンが上死点よりかなり前)なので、筒内に大量の高温の燃焼ガス(排気ガス)を残した状態で排気弁3a、3bが閉じられる。そして、ピストンが上昇するにつれて燃焼ガスは圧縮され、さらに温度が上昇してもってさらに機関が暖められる。以上のようにして、迅速に機関そのものが暖機されるのである。
〔燃焼ガスが排気ポートから排出される場合〕
次に、燃焼ガスが排気ポ−ト2から排出される場合について考察する。
On the other hand, the exhaust valve closing timing is a timing that is sufficiently advanced from the top dead center (the piston is much before the top dead center), so the exhaust valve remains in a state where a large amount of high-temperature combustion gas (exhaust gas) remains in the cylinder. 3a and 3b are closed. The combustion gas is compressed as the piston rises, and the engine is further warmed as the temperature rises. As described above, the engine itself is quickly warmed up.
[When combustion gas is discharged from the exhaust port]
Next, the case where combustion gas is discharged from the
ここで、独立して設けられたF側の排気ポ−ト2とR側の排気ポ−ト2の間には、前述したように、隔壁1bが存在する。両#1、#2気筒ともR側の排気弁3a、3bは弁停止状態なので、弁作動側のF側の排気ポ−ト2から高流速(高ガス流動)で燃焼ガスが流出する。この高ガス流動により、排気ガス(燃焼ガス)中の未燃HCやPM(粒子状物質パーティキュレートマター)などの酸化反応など進み(いわゆる後燃え)、これらが排気ガスの温度上昇効果を生み、後流での排気ガス温度低下を抑制するのである。
Here, as described above, the
また、筒内から高温の排気ガスが排出された直後、この排気ガスが接するのはF側の排気ポ−ト2のみなので、つまり排気ガスを冷却する表面積が半減しているので、排気ガスの伝熱(放熱)による温度低下(冷却)が抑制される。したがって、後燃え効果、伝熱冷却抑制の両面から排気ガスの温度は高く維持される。
Further, immediately after the high temperature exhaust gas is discharged from the cylinder, the exhaust gas contacts only with the
ここで、図3の破線で示す隔壁1bの先端1cより後流側についてみてみると、隔壁1bがなくなり両排気ポ−ト2,2が集合し、その集合排気ポ−トの断面積は、集合前のF側の排気ポ−ト2の断面積とR側の排気ポ−ト2の断面積の和とほぼ一致するように設定されている。
Here, looking at the downstream side of the tip 1c of the
排気ガス流が前記隔壁1bの先端1cを越えると、F側排気ポ−ト2の高流速流は前述の集合排気ポ−トの中心側(R側の排気ポ−ト2側)に方向を変えた斜流となり強い旋回流を生じ、流れの乱流成分が増大する。
When the exhaust gas flow exceeds the tip 1c of the
この結果、排気ガス(燃焼ガス)中の未燃HCやPM(粒子状物質)などの酸化反応などがさらに進み(いわゆる後燃え)、排気ガスの温度上昇がさらに進むのである。 As a result, the oxidation reaction of unburned HC and PM (particulate matter) in the exhaust gas (combustion gas) further proceeds (so-called afterburning), and the temperature of the exhaust gas further increases.
ここで、隔壁1bの先端1cの少し後流の位置で、γだけポ−ト方向が急変しており、これによっても、さらに乱流成分を増加させ、排気ガスの温度上昇効果を高めることもできる。
Here, the port direction is abruptly changed by γ at a position slightly downstream of the tip 1c of the
以上のように、両排気ポ−ト2,2が分離している隔壁1bの先端1cまでの領域と、隔壁1bの先端1cを越えて両排気ポート2,2が集合した領域の両方において、排気ガスの温度上昇がさらに進むのである。
As described above, in both the region up to the tip 1c of the
この結果、後流の触媒の位置おいても、排気管路冷却により排気ガス温度が低下した段階での排気ガス温度を相対的に高くでき、もって触媒の温度上昇を促がして触媒を活性化させ、排気エミッション転化率(有害成分の浄化率)を早期に高められ、もって始動時におけるHCやPMといった有害排気エミッションの発生を抑制できるのである。 As a result, even at the position of the downstream catalyst, the exhaust gas temperature can be relatively increased at the stage where the exhaust gas temperature has decreased due to exhaust pipe cooling, thereby activating the catalyst by increasing the catalyst temperature. Thus, the exhaust emission conversion rate (purification rate of harmful components) can be increased at an early stage, thereby suppressing the generation of harmful exhaust emissions such as HC and PM at the start.
一方、機関温度そのものも、前述のように、暖機が早く進むので、暖房の効きが早まるのに加え、暖機の進行に伴い燃焼が改善されていくので、気筒からの有害排気エミッシヨンの排出量自体が減少していき、その面からも、触媒通過後の有害排気エミッション(HC、NOx、PMなど)を一層低減できる。 On the other hand, the engine temperature itself is warmed up quickly as described above, so that the heating effect is accelerated and the combustion is improved as the warming up progresses, so exhaust of harmful exhaust emissions from the cylinders. The amount itself decreases, and from this aspect, harmful exhaust emissions (HC, NOx, PM, etc.) after passing through the catalyst can be further reduced.
次に機関の暖機が進んだ暖機後になると、高温残留ガスを筒内に多く保持する必要が薄れるので、図14A領域上段に示すように、排気弁3a、3bの作動角(開弁期間)を拡大し、吸気弁との間のマイナスのバルブオーバーラップをやめ、小さな正のバルブオーバーラップを設け、残留ガスを減らし燃焼安定性を向上させる。ここで、排気片弁停止なので、該正バルブオーバーラップ区間において、吸排気弁を介して筒内に取り込む既燃ガス(燃焼ガス)を低減する効果も得られる。
Next, when the engine is warmed up, it becomes less necessary to hold a large amount of high temperature residual gas in the cylinder. Therefore, as shown in the upper part of FIG. 14A, the operating angles of the
これらにより、常用されるアイドリング運転や低トルク運転領域において、筒内の残留ガス量を抑制することで、回転変動を抑制して音振性能を向上できる。 By these, by suppressing the residual gas amount in the cylinder in the idling operation and the low torque operation region that are usually used, it is possible to suppress the rotational fluctuation and improve the sound vibration performance.
また、排気片弁停止で且つ作動側排気弁もやや小作動角なので、動弁フリクションが小さく、燃費が向上する。 In addition, since the exhaust single valve is stopped and the operating side exhaust valve is slightly small in operating angle, the valve friction is small and the fuel efficiency is improved.
さらに、排気弁3a、3bの開時期を下死点よりやや進角しているので、低トルク運転領域の膨張行程において、筒内圧の負圧が発達する前に排気弁3a、3bを開くことができ、低トルク運転領域でありがちな膨張行程でのポンプ損失を抑制でき、一層燃費が向上できる。
Further, since the opening timing of the
一方、排気片弁停止による前述の始動時と同様の排気ガス温度上昇効果を有しており、排気ガス温度を高くでき、もって触媒の転化率を高めることができ、この常用域においても排気エミッション低減効果が得られる。 On the other hand, it has the same exhaust gas temperature rise effect as the above-mentioned start by stopping the exhaust single valve, and it can raise the exhaust gas temperature, thereby increasing the conversion rate of the catalyst. Even in this normal range, exhaust emission A reduction effect is obtained.
次に、A領域からさらにアクセルを吹かして、回転やトルクが図13のマップ上の矢印に沿って加速していく場合について考えることにする。 Next, let us consider a case where the accelerator is further blown from the area A, and the rotation and torque are accelerated along the arrows on the map of FIG.
まず、A領域より機関回転数あるいはトルクがやや大きくなると、A,B境界ラインを超え、排気片弁状態を維持しつつ、#1気筒のみが気筒休止する状態(減筒領域、B領域)に移行する。 First, when the engine speed or torque becomes slightly larger than the A range, the A / B boundary line is exceeded, and the exhaust single valve state is maintained while only the # 1 cylinder is deactivated (reduced cylinder region, B region). Transition.
すなわち、第2弁停止機構11aと第3弁停止機構11d、11eに第2切換弁制御信号ON信号が送られ、#1気筒が気筒休止態様(4つの吸排気弁が全て停止態様)に移行する。
That is, the second switching valve control signal ON signal is sent to the second
前記4つの吸排気弁のうち、R側の排気弁3aはもともと停止態様であるので、弁停止状態に新たに移行するのは、3弁(3箇所)だけである。具体的には、#1気筒の排気弁停止機構11a、#1気筒の吸気弁停止機構11d、11eの3つ(3弁)だけである。
Of the four intake / exhaust valves, the R-
これら3つの弁停止機構11a、11e、11dは、図5に示す作動安定型弁停止機構に分類され、信号油圧が高圧となると、3つの第2規制ピン47が高油圧により押し出され、各々ロストモ−ション状態に移行することで弁停止移行するのである。3つの第2規制ピン47が移動する際にオイルが押し出される
容積は、3×A(ピン面積)×S(移動ストロ−ク)であり、油圧をPとしたとき、P×3×A×Sがオイルのする仕事となる。この3PASなる仕事を完了するまでかかる時間は、応答遅れとなる。
These three
ここで、前述の従来例における、通常の気筒休止移行について考えてみると、4弁(4箇所)とも一度に弁停止移行することになるので、必要仕事は4PASに増加し、もって気筒休止への変換応答性が悪化してしまう。また、高圧を作用させる第2規制ピンへの油通路48は、本実施形態が3つであるのに対し、4つであり、その分、油通路48からのオイル洩れが多くなり、もって作用油圧P自体も低下してしまう。その面からも変換応答性が一層悪化してしまうのである。
Here, considering the normal cylinder deactivation transition in the above-described conventional example, all four valves (four locations) will be decelerated at a time, so the required work increases to 4 PAS, and the cylinder deactivation occurs. The conversion responsiveness will deteriorate. Further, the number of
しかるに、本実施形態では、高油圧で作動させる規制ピンの数が従来例より少ないため、変換に要するオイル仕事(油圧仕事)を低減でき、また油圧低下も少ないため、気筒休止への移行応答性を高めることができる。また、吸気弁71a、71aと排気弁3aが一度に同時に変換できるので、吸排気弁間の変換タイミングのズレの発生を抑制できる。
However, in this embodiment, since the number of restriction pins operated at high hydraulic pressure is smaller than that in the conventional example, oil work (hydraulic work) required for conversion can be reduced and the hydraulic pressure is reduced less, so that the response to transition to cylinder deactivation is possible. Can be increased. In addition, since the
このB領域(減筒運転状態)では、稼動気筒は排気弁片弁態様に維持されており、排気片弁停止により、A領域(暖機後)と同様の排気エミッション低減効果は維持され、さらに、減筒運転により、稼動気筒(#2気筒)のF側の排気弁3bの一つの排気ポ−ト2のみから排気ガスが排出されるため、排気ガスの排気ポートからの熱伝達(熱逃げ;冷却)は一層抑制され、触媒位置には一層高温の排気ガスが送られ、触媒転化率が一層向上し、排気エミッションは一層低減するのである。
In this region B (reduced cylinder operation state), the operating cylinder is maintained in the exhaust valve single valve mode, and the exhaust emission reduction effect similar to that in region A (after warming up) is maintained by stopping the exhaust single valve, Because the exhaust gas is discharged from only one
一方、1気筒のみの燃焼なので、排気ガス量は少なく、過度に触媒を加熱することは抑制され、触媒熱劣化は抑制される。 On the other hand, since only one cylinder is combusted, the amount of exhaust gas is small, excessive heating of the catalyst is suppressed, and catalyst thermal deterioration is suppressed.
次に、燃費について考える。 Next, consider fuel efficiency.
機関フリクションは#1気筒の3弁の追加停止移行も加わり(さらなる動弁フリクションの低減)、一層低減される。また、減筒運転により、稼動#2気筒での燃焼高負荷シフトによって、サイクル効率が向上し、燃費もさらに向上する。すなわち、同じ機関トルクであっても燃焼ガスが接する筒内表面積が減筒運転によりほぼ半減するので、冷却損失なども低減するからである。
The engine friction is further reduced by adding an additional stop of the three valves of the # 1 cylinder (further reduction of valve operating friction). Further, due to the reduced-cylinder operation, the cycle high efficiency is improved and the fuel efficiency is further improved by the combustion high load shift in the
ここで、このB領域は、高速道路を一定速度で走行するなど、頻繁に使われる実用領域であり、ここでも、大きな排気エミッション低減効果や燃費低減(燃費向上)効果が得られるのである。 Here, the region B is a practical region that is frequently used, such as traveling on a highway at a constant speed, and also here, a large exhaust emission reduction effect and a fuel consumption reduction (fuel consumption improvement) effect can be obtained.
以上のように、減筒運転のB領域では、排気エミッションは一層低減し燃費も一層向上するのであるが、とりわけ、本実施形態では、低排気エミッション・低燃費の減筒領域を高トルク側まで拡大でき、車両ト−タルでの燃費を向上できるのである。 なぜなら、図14Bの吸排気弁作動に示すように、排気弁3bのリフト量はL3.5、作動角はD3.5まで拡大され(L3リフトカ−ブとL4リフトカ−ブの中間)、排気VTCはやや遅角され、この結果、排気弁の開時期はほぼ不変で排気弁の閉時期は遅角される。これにより中程度のバルブオーバーラップが形成され、良好な吸排気作動が行われ、また吸気弁閉時期は下死点付近まで進角されており低中回転の吸気充填効率が確保され、高トルクを発生できるからである。
As described above, in the B region of the reduced-cylinder operation, the exhaust emission is further reduced and the fuel consumption is further improved. In particular, in this embodiment, the reduced exhaust emission / low fuel consumption reduced cylinder region is extended to the high torque side. It can be expanded and the fuel efficiency in the vehicle total can be improved. This is because, as shown in the intake / exhaust valve operation of FIG. 14B, the lift amount of the
そして、さらに機関回転・トルクが高まると、減筒運転では要求される機関トルクを出せなくなるので、図13のBC境界ラインを超えると、全筒運転(領域C)に変換される。 If the engine rotation / torque increases further, the required engine torque cannot be produced in the reduced cylinder operation, and therefore, when the BC boundary line in FIG. 13 is exceeded, the entire cylinder operation (region C) is converted.
すなわち、第2・第3弁停止機構11a、11d、11eへの第2切換弁制御信号がオフとなり、第2規制ピン47がピンばねにより右方に移動し、ラッシアジャスタがロストモ−ション作動できる状態からシリンダヘッド1に固定された状態に再び切り換わるのである。これにより、図14のC領域の「気筒作動」に示すように、#1気筒も再び稼動を開始するのである。一方、両気筒とも排気片弁状態は維持できており、排気片弁停止よるエミッション低減効果及び低燃費効果(排気片弁停止による低フリクション)を、AからCの領域において、全筒運転、減筒運転によらず得ているのである。
That is, the second switching valve control signal to the second and third
ここで、BC境界ラインを超えると、全筒運転に切り換わるので、図14Bに示す吸排気弁特性のままだと、機関トルクが急増してしまう。 Here, when the BC boundary line is exceeded, the operation is switched to the all-cylinder operation. Therefore, if the intake / exhaust valve characteristics shown in FIG. 14B are maintained, the engine torque increases rapidly.
そこで、吸気VTCによる遅角制御により吸気弁71a、71bの閉時期を充分遅らせる。そして、排気VELを最大リフトL4・最大作動角D4に変換し、排気VTCでやや遅角制御させる。これにより、排気弁の開時期やバルブオーバーラップの変化を抑制しつつ吸気弁閉時期を充分遅らせることができ、吸気充填効率を抑制し、ポンプ損失も抑制しつつ、全筒運転化でのトルク急増も抑制しつつ、全筒運転における燃費を向上するのである。
Therefore, the closing timing of the
さらに、アクセルペダルを踏み込んで加速していくと、トルク要求が高まるので、排気弁の開時期やバルブオーバーラップの変化を抑制しつつ排気弁作動角をD3.5(リフトL3.5)に向け縮小していき、吸気弁の閉時期を下死点側に進角していき、機関トルクを高めていく。
しかしながら、全筒運転でも機関トルクが十分には上がらなくなる。なぜなら排気片弁停止は、排気ガス流動効果により排気エミッション低減に寄与してきたものの、全負荷に近い高負荷領域(排気ガス多量領域)ではこの排気ガス流動により排気抵抗が増加してしまうからである。そこで、排気片弁停止をやめ、排気両弁作動に切り換えるのである。すなわち、弁停止安定型弁停止機構である第1弁停止機構11b、11cの第1切換弁制御信号ON信号を送ると、油圧ラッシアジャスタ10b、10dがロストモ−ション作動していたのがシリンダヘッド1に固定されるため、弁作動態様になるのである。ここでの変換応答性は、2箇所のみの変換であるので、良好である。
Furthermore, as the accelerator pedal is depressed and accelerated, the torque demand increases, so the exhaust valve operating angle is directed to D3.5 (lift L3.5) while suppressing changes in the exhaust valve opening timing and valve overlap. The engine torque is reduced and the closing timing of the intake valve is advanced to the bottom dead center side to increase the engine torque.
However, even when all cylinders are operated, the engine torque cannot be sufficiently increased. This is because stopping the exhaust single valve has contributed to reducing exhaust emissions due to the exhaust gas flow effect, but the exhaust resistance increases due to this exhaust gas flow in a high load region (exhaust gas large region) close to the full load. . Therefore, the exhaust single valve stop is stopped and the operation is switched to the dual exhaust valve operation. That is, when the first switching valve control signal ON signal of the first
さらに、アクセルペダルを踏んで回転が上昇していくに連れ、吸気弁の閉時期を再び遅角していき、機関回転数増加に応じた最大充填効率が得られるようにし、もって全回転域のトルクを向上できる。 In addition, as the accelerator pedal is depressurized, the intake valve closing timing is retarded again so that the maximum charging efficiency corresponding to the increase in the engine speed can be obtained. Torque can be improved.
なお、吸気弁の閉時期を遅角していく際、バルブオーバーラップは維持しつつ、排気弁の作動角を拡大すれば、排気弁の開時期を早めることで排気効率を高めトルクを一層高めることもできる。 When retarding the closing timing of the intake valve, if the operating angle of the exhaust valve is increased while maintaining the valve overlap, the exhaust valve is opened earlier to increase the exhaust efficiency and further increase the torque. You can also.
なお、この全負荷に近い高負荷のD 領域では、排気ガス量が多いため、逆に排気片弁停止では触媒に流入する排気ガスの温度が過度に上昇し、触媒が熱劣化してしまう可能性がある。しかしながら、本実施例では、D 領域は全気筒の両排気弁作動となっており、排気ガスのガス流動が抑えられ、後燃えが抑制され、さらに全気筒において排気ガスが両排気ポ−ト2,2を通過するので熱伝達による冷却効果が最大に得られ、もって排気ガス温度の過度な上昇を抑制でき、全負荷に近い高負荷で懸念される触媒熱劣化を防止できるのである。
〔第2実施形態〕
図15〜図19は第2実施形態を示し、図15に示すように排気弁側の動弁系には、第1実施形態とは異なり、排気VELは装着していない。
Note that in the high load D region, which is close to the full load, the amount of exhaust gas is large, so conversely, if the exhaust single valve is stopped, the temperature of the exhaust gas flowing into the catalyst will rise excessively and the catalyst may be thermally deteriorated. There is sex. However, in this embodiment, the D region is operated by both exhaust valves of all the cylinders, the gas flow of the exhaust gas is suppressed, the afterburning is suppressed, and the exhaust gas in both the
[Second Embodiment]
15 to 19 show a second embodiment. As shown in FIG. 15, unlike the first embodiment, an exhaust VEL is not attached to the valve operating system on the exhaust valve side.
つまり、図15は、排気側の動弁系を示し、排気カムシャフト80の外周面には、4つの排気弁3a〜3bをバルブスプリング12のばね力を介して開作動させる通常の回転カム80aが1気筒当たり2つ設けられている。他に排気カムシャフト80の一端部に排気VTCが設けられているなどの構成は第1実施形態と同様である。
That is, FIG. 15 shows a valve system on the exhaust side, and on the outer peripheral surface of the
図16は吸気側の動弁系を示し、弁作動安定型の第3弁停止機構11dは、#1気筒のR側の吸気弁71aにのみに設けられた点が第1実施形態と異なる。また、#1気筒F側の吸気弁71aには、弁停止安定型の第4弁停止機構11gが設けられる。また、#2気筒のF側の吸気弁71bにも同じ第4弁停止機構11hが設けられる。
FIG. 16 shows the valve system on the intake side, and the third
したがって、始動時(A領域)の態様は、図18、図19に示すように、全気筒(2気筒)に渡って排気弁3a、3bが片弁停止である上に、吸気弁71a、71bも片弁停止になっている。
Therefore, as shown in FIGS. 18 and 19, the
システム図を図17に示すが、第1電磁切換弁55の後流の油通路44が4つに分岐し、2つの第1弁停止機構11b、11cおよび2つの第4弁停止機構11g、11hに連通している。したがって、第1電磁切換弁55は4つの弁停止安定型弁停止機構の切り換えを行うことになる。
Although the system diagram is shown in FIG. 17, the
そして、第2電磁切換弁65の後流の油通路48が2つに分岐され、1つの第2弁停止機構11aと1つの第3弁停止機構11dに連通している。したがって、第2電磁切換弁65は2つの弁作動安定型弁停止機構の切り換えを行うことになる。
Then, the
次に、本実施形態の始動性効果について説明する。 Next, the startability effect of this embodiment will be described.
機関停止時には、オイルポンプ54,64の油圧が作動していないので、第1・第2電磁切換弁55,65のオン、オフ位置によらず、信号油圧は非作動ないし低圧となっており、第1、第4弁停止機構11b、11c、11g、11hは弁停止態様となっており、一方、第2、第3弁停止機構11a、11dは弁作動態様になっている。
When the engine is stopped, the oil pressure of the oil pumps 54 and 64 is not activated, so that the signal oil pressure is inactive or low regardless of the on / off positions of the first and second
したがって、図19の運転領域Aの「気筒作動」に示すように、#1、#2 両気筒の片側(R側)の排気弁3a、3bは弁停止態様、#1、#2両気筒の片側(F側)の吸気弁71a、71bは弁停止態様、他の吸排気弁3a、3b、71a、71b、は弁作動態様になっている。
Accordingly, as shown in “Cylinder operation” in the operation region A of FIG. 19, the
始動のためのクランキングが開始されて、始動燃焼が開始されても、オイルポンプ54,64の油圧が急には立ち上がらず、前記態様は維持される。 Even when the cranking for the start is started and the start combustion is started, the oil pressure of the oil pumps 54 and 64 does not suddenly rise, and the above-described mode is maintained.
また、第1電磁切換弁制御信号及び第2電磁切換弁制御信号ともオフ制御、すなわち各信号油圧はポンプ油圧でなくドレン通路45、66と連通し、各信号油圧は低圧しか作用し得ない状態となっており、オイルポンプ54,64の油圧がたとえ早めに立ち上がった場合でも、前記態様を維持できるようになっている。
Further, both the first electromagnetic switching valve control signal and the second electromagnetic switching valve control signal are controlled to be off, that is, each signal oil pressure communicates with the
ここで、始動時には、低い機関温度に起因して機関フリクションが増大しており、また、始動時は機関温度が低く燃焼不良であって、排気エミッションも多い。 Here, at the time of start-up, the engine friction is increased due to the low engine temperature, and at the time of start-up, the engine temperature is low and combustion is poor, and the exhaust emission is also large.
これに対し本実施形態では、始動クランキング前からの両気筒の排気弁は片弁停止(片弁作動)態様で且つ両気筒の吸気弁も片弁停止になっている。すなわち、吸排気弁の半数が弁停止状態であるので、第1実施形態に対して一層フリクションが低減し、しかもクランキング初期からフリクション低減効果が得られ、また吸気片弁停止による吸気スワ−ルにより、燃焼が改善・安定化し、その面からも始動性を第1実施形態 に対してさらに向上できる。また、これらの燃焼改善・安定化効果により機関の暖機性能が向上し、暖機時間も短くなる。 On the other hand, in the present embodiment, the exhaust valves of both cylinders before the start cranking are in a single valve stop (single valve operation) mode, and the intake valves of both cylinders are also single valve stopped. That is, since half of the intake and exhaust valves are in the valve stop state, the friction is further reduced compared to the first embodiment, and the effect of reducing the friction is obtained from the initial stage of cranking. As a result, combustion is improved and stabilized, and the starting performance can be further improved from that of the first embodiment. In addition, the engine warm-up performance is improved and the warm-up time is shortened by these combustion improvement and stabilization effects.
ここで、排気片弁停止により、一方の排気ポ−トから排気ガスが排出されるので排気ガス温度の低下が抑制され(伝熱抑制)、また排気ポ−ト2内のガス流動が強化されるので排気ガス中の未燃成分の反応が促進され、さらにその反応熱も加わり触媒の早期活性化が促進され、もって始動時の排気エミッションも低減できるのは、第1実施形態と同様である。さらに吸気片弁停止による吸気スワ−ルにより燃料霧化が促進され、微小の燃料液滴が燃焼する場合に発生するPMを一層低減できる。
以上のように、クランキング前から、第1・第4弁停止機構は弁停止態様に予め機械的に安定し、第2・第3弁停止機構は弁作動態様に予め機械的に安定している。すなわち、全気筒(2気筒)とも排気片弁停止態様且つ吸気片弁停止態様に機械的に予めなっているので、クランキング初期、始動初期から上述の動弁フリクション低減効果や排気エミッション低減効果などが遅れなく確実に得られるのである。さらに、各弁停止機構を制御する各電磁切換弁に断線などの電気系の故障があった場合であっても、上述の全気筒排気片弁停止態様及び全気筒吸気片弁停止態様に機械的になっているので、始動性を確保できる、すなわち所謂メカニカルフェールセーフの効果も持つのである。
Here, since the exhaust gas is discharged from one exhaust port by stopping the exhaust single valve, the exhaust gas temperature is prevented from lowering (heat transfer suppression), and the gas flow in the
As described above, before cranking, the first and fourth valve stop mechanisms are mechanically stabilized in advance in the valve stop mode, and the second and third valve stop mechanisms are mechanically stabilized in advance in the valve operation mode. Yes. That is, since all cylinders (two cylinders) are mechanically preliminarily set in the exhaust single valve stop mode and the intake single valve stop mode, the above-mentioned valve friction reduction effect and exhaust emission reduction effect from the initial stage of cranking and the initial stage of startup, etc. Is surely obtained without delay. Furthermore, even if each electromagnetic switching valve that controls each valve stop mechanism has an electrical failure such as disconnection, the above-described all-cylinder exhaust single valve stop mode and all-cylinder intake single valve stop mode are mechanically Therefore, the startability can be ensured, that is, it has a so-called mechanical fail-safe effect.
さらに、これらの効果に加え、とりわけ本実施形態では、吸気VTCによって吸気弁を進角制御し、かつ排気VTCによって排気弁を遅角制御することでダブルにバルブオーバーラップを拡大でき、筒内に燃焼ガス(排気ガス、EGR)を多量に導入でき、機関の暖機を促進することができる。また、燃焼によって生じた未燃HCやPMは大バルブオーバーラップ区間中に吸気系に吐き出し、吸気行程で筒内に再吸入し、再燃焼させることで、これらの排気エミッションを低減できるのである。
ところで、大オーバーラップとし不活性の排気ガスを多量に筒内に導入すると、燃焼が悪化する傾向にあるが、本実施形態のように吸気片弁停止による吸気スワ−ル効果により燃焼が改善されるのである。
Furthermore, in addition to these effects, in the present embodiment, in particular, the valve overlap can be doubled by controlling the advance angle of the intake valve by the intake VTC and the retard control of the exhaust valve by the exhaust VTC. A large amount of combustion gas (exhaust gas, EGR) can be introduced, and warming up of the engine can be promoted. Further, unburned HC and PM generated by combustion are discharged into the intake system during the large valve overlap section, re-intaked into the cylinder during the intake stroke, and re-combusted, thereby reducing these exhaust emissions.
By the way, if a large amount of inert exhaust gas with a large overlap is introduced into the cylinder, the combustion tends to deteriorate, but the combustion is improved by the intake swirl effect due to the stop of the intake single valve as in this embodiment. It is.
次に、燃焼ガスが排気ポ−ト2から排出される場合について考えると、第1実施形態と同様の効果が得られる。補足すると、独立して設けられたF側の排気ポ−ト2とR側の排気ポ−ト2の間には、図15の破線(一点鎖線)で示す隔壁1bが存在する。
Next, considering the case where the combustion gas is discharged from the
両気筒ともR側の排気弁3a、3bは弁停止状態なので、弁作動側のF側の排気弁3a、3bの排気ポ−ト2、2から高流速(高ガス流動)で燃焼ガスが流出する。この高ガス流動により、排気ガス(燃焼ガス)中の未燃HCやPM(粒子状物質)などの酸化反応など進み(いわゆる後燃え)、排気ガスの温度上昇が進むのである。また、筒内から高温の排気ガスが排出された直後、この排気ガスが接するのはF側の排気2、2ポ−トのみなので、つまり排気ガスを冷却する表面積が半減しているので、排気ガスの伝熱(放熱)による温度低下(冷却)が抑制される。
In both cylinders, the
したがって、後燃え効果、伝熱冷却抑制の両面から排気ガスの温度は高く維持される。 Therefore, the temperature of the exhaust gas is maintained high in terms of both the afterburning effect and the heat transfer cooling suppression.
ここで、図15の破線で示す隔壁1bの先端より後流側についてみてみると、第1実施形態と同様に途中の先端部1cで隔壁1bがなくなり、両排気ポ−トが集合した集合排気ポートとなり、その断面積は、F側の排気ポ−ト2の断面積とR側排気ポ−ト2の断面積の和とほぼ一致するように設定されている。排気ガス流がこの隔壁1bの先端1cを越えると、F側の排気ポ−ト2の高流速流は前記集合排気ポ−トの中心側(R側の排気ポ−ト2側)に方向を変えた斜流となり強い旋回流を生じ、流れの乱流成分が増大する。この結果、排気ガス(燃焼ガス)中の未燃HCやPM(粒子状物質)などの酸化反応などさらに進み(いわゆる後燃え)、排気ガスの温度上昇(温度低下の抑制)がさらに進むのである。
Here, looking at the downstream side from the tip of the
以上のように、両排気ポ−ト2,2が分離している隔壁1bの先端1cまでの領域と、両排気ポート2,2が集合した集合排気ポ−ト領域の両方において、排気ガスの相対的温度上昇がさらに進むのである。
As described above, in both the region up to the tip 1c of the
この結果、後流の触媒の位置おいても、排気ガス温度を高く維持でき、もって触媒の排気エミッション転化率を高く維持でき、始動時におけるHCやPMといった有害エミッションの発生を抑制できるのである。 As a result, even at the position of the downstream catalyst, the exhaust gas temperature can be maintained high, the exhaust emission conversion rate of the catalyst can be maintained high, and the generation of harmful emissions such as HC and PM at the start can be suppressed.
特に、本実施形態では、吸気片弁停止による吸気スワ−ルによる燃焼改善や燃料霧化改善により、筒内から排気ポ−ト2,2へ排出された時点での未燃HCや未燃PMそのものが低減されるので、後流の触媒を通過し大気に放出される最終的排気ガスでみれば、一層これらの有害成分が低減されるのである。
In particular, in the present embodiment, unburned HC and unburned PM at the time when the exhaust is discharged from the cylinder to the
一方、機関温度そのものも前述のように、暖機が早く進むので暖房の効きが向上するのに加え、暖機の進行に伴い燃焼も改善するので、気筒からの有害排気エミッシヨンの排出量自体が減り、その面からも、触媒通過後の有害排気エミッション(HC、NOx、PMなど)を低減できるのは、第1実施形態と同様である。 On the other hand, as described above, the engine temperature itself is warmed up quickly, so that the efficiency of heating is improved, and combustion is also improved with the progress of warming up, so the emission amount of harmful exhaust emissions from the cylinder itself is reduced. From this aspect, it is the same as in the first embodiment that harmful exhaust emissions (HC, NOx, PM, etc.) after passing through the catalyst can be reduced.
次に、暖機が進むと、図19のA領域上段に示すように、排気VTCによって排気弁を進角側へ制御し、吸気VTCによって吸気弁を遅角側に制御するのである。このダブルの制御により、バルブオーバーラップは小となり、不活性の残留ガスを減らして燃焼安定性を向上できる。ここで、吸気弁、排気弁とも片弁停止であるので、同一バルブオーバーラップ区間であっても、吸排気弁を介して導入される残留ガスが充分に低減でき、もって燃焼安定性効果が大きい。 Next, when the warming-up proceeds, as shown in the upper part of region A in FIG. 19, the exhaust valve is controlled to the advance side by the exhaust VTC, and the intake valve is controlled to the retard side by the intake VTC. By this double control, the valve overlap is reduced, and the inert residual gas can be reduced to improve the combustion stability. Here, since both the intake valve and the exhaust valve are single valve stop, even in the same valve overlap section, the residual gas introduced through the intake / exhaust valve can be sufficiently reduced, and the combustion stability effect is great. .
これにより、常用されるアイドリング運転や低トルク運転領域において、回転変動を抑制し、音振性能を向上できる。 Thereby, rotation fluctuation can be suppressed and sound vibration performance can be improved in a commonly used idling operation or low torque operation region.
特に、吸気弁の閉時期が遅くなっているので、コンプレッションや有効圧縮比が低減しているので、この面からも回転変動抑制効果、音振向上効果は大きい。 In particular, since the closing timing of the intake valve is delayed, the compression and the effective compression ratio are reduced. From this aspect as well, the rotational fluctuation suppressing effect and the sound vibration improving effect are great.
また、排気弁に加え吸気弁も片弁停止なので、動弁フリクションも一層小さく、燃費が向上する。さらに、排気弁の開時期を下死点より進角する方向に制御しているので、膨張行程において、筒内圧が負圧に発達する前に排気弁を開くことができ、低トルク領域でありがちな膨張行程でのポンプ損失を抑制でき、一層燃費が向上できる。一方、排気片弁停止による前述の排気ガス温度上昇効果を有しており、もって触媒の転化率を高めることができ、この常用域においても排気エミッション低減効果も得られる。 In addition to the exhaust valve, the intake valve is also stopped one-sided, so the valve friction is further reduced and fuel efficiency is improved. In addition, since the opening timing of the exhaust valve is controlled in a direction to advance from the bottom dead center, the exhaust valve can be opened before the in-cylinder pressure develops to a negative pressure during the expansion stroke, which tends to be in a low torque region. It is possible to suppress the pump loss in the expansion stroke and further improve the fuel consumption. On the other hand, it has the above-mentioned effect of increasing the exhaust gas temperature by stopping the exhaust single valve, so that the conversion rate of the catalyst can be increased, and the effect of reducing exhaust emission can also be obtained in this normal range.
次に、A領域からさらにアクセルペダルを踏み込んで、機関回転やトルクが図18マップ上の矢印に沿って加速していく場合を考える。 Next, let us consider a case where the accelerator pedal is further depressed from the A region, and the engine rotation and torque are accelerated along the arrows on the map of FIG.
まず、A領域より回転数ないしトルクがやや大きくなると、A・B境界ラインを超え、#2気筒の吸排気片弁状態を維持しつつ、#1気筒のみが気筒休止に移行する。(減筒運転;B領域)
すなわち、第2弁停止機構11a・第3弁停止機構11dに第2電磁切換弁制御信号オン信号が出力されて、#1気筒が気筒休止態様(4つの吸排気弁が全て停止態様)に移行する。前記4つの吸排気弁のうち、R側の排気弁3b及びF側の吸気弁3aはもともと停止態様であるので、弁停止状態に新に移行するのは、2弁(2箇所)だけである。具体的には、#1気筒の排気側弁停止機構11aと#1気筒の吸気弁停止機構11dの2つだけである。
First, when the rotational speed or torque becomes slightly larger than the A region, only the # 1 cylinder shifts to cylinder deactivation while maintaining the intake / exhaust single valve state of the # 2 cylinder exceeding the A / B boundary line. (Reduced cylinder operation; B area)
That is, the second electromagnetic switching valve control signal ON signal is output to the second
本実施形態では、高油圧で作動させる第2規制ピン47の数が計2つであって、第1実施形態の3つよりさらに少ないため、変換に要するオイル仕事(油圧仕事)をさらに低減でき、また油圧低下もさらに少ないため、気筒休止への移行応答性を一層高めることができる。これにより、一層円滑な加速初期の運転性を実現でき、また素早い気筒休止移行により、一層走行燃費を低減できる。また、吸気弁、排気弁が一度に同時に変換できるので、吸排気弁間の変換タイミングのズレが発生しない。 In the present embodiment, the total number of the second restriction pins 47 to be operated at high hydraulic pressure is two, which is further smaller than the three in the first embodiment, so that oil work (hydraulic work) required for conversion can be further reduced. Moreover, since the decrease in hydraulic pressure is further reduced, the response to transition to cylinder deactivation can be further enhanced. As a result, smoother drivability at the initial stage of acceleration can be realized, and the fuel consumption can be further reduced by quick cylinder deactivation. Further, since the intake valve and the exhaust valve can be converted at the same time, there is no shift in the conversion timing between the intake and exhaust valves.
このB領域(減筒運転状態)では、稼動気筒は吸排気弁片弁態様に維持されており、排気片弁停止により、A領域と同様の排気エミッション低減効果は維持され、さらに、減筒運転により、稼動気筒(#2気筒)のF側の排気ポ−ト2のみから排気ガスが排出されるため、排気ポート2からの熱逃げは一層抑制され、触媒には一層高温の排気ガスが送られ、触媒転化率が一層向上し、排気エミッションは一層低減するのである。
In this B region (reduced cylinder operation state), the operating cylinder is maintained in the intake / exhaust valve single valve mode, and the exhaust emission reduction effect similar to that in the A region is maintained by stopping the exhaust single valve. As a result, exhaust gas is discharged only from the
一方、1気筒のみの燃焼なので、排気ガス量は少なく、過度に触媒を加熱することはなく、触媒劣化は抑制される。 On the other hand, since only one cylinder is burned, the amount of exhaust gas is small, the catalyst is not excessively heated, and catalyst deterioration is suppressed.
さらに、吸気片弁停止による吸気スワ−ル効果(燃焼改善)により、気筒から排気ポ−ト2へ流出する排気ガス中のHCやPMなどはもともと少なくなっており、さらに触媒に到達すると、高排温に起因する高転化効率により、HCやPMやNOxなどが一層低減するのである。
Further, due to the intake swirl effect (combustion improvement) by stopping the intake single valve, HC and PM in the exhaust gas flowing out from the cylinder to the
ここで、燃費について考えると、第1実施形態と同様に、減筒運転により、稼動#2気筒での燃焼高負荷シフトにより、サイクル効率が向上し、燃費もさらに向上する。すなわち、燃焼ガスが接する筒内表面積が減筒運転によりほぼ半減するので、冷却損失なども低減するからである。
Here, considering the fuel efficiency, the cycle efficiency is improved and the fuel efficiency is further improved by the reduced cylinder operation and the combustion high load shift in the
一方、機関フリクションについては、#1気筒の気筒休止(全吸排気弁停止)、稼動#2気筒の排気片弁停止に加え、本実施形態では、稼動#2気筒の吸気片弁停止も付加されるので、第1実施形態に対して一層低減され、その分燃費も向上する。
On the other hand, for engine friction, in addition to
また、この吸気片弁停止による吸気スワ−ルにより燃焼改善が進む分も、さらに燃費が向上する。 Further, the fuel consumption is further improved by the progress of the combustion improvement by the intake swirl due to the stop of the intake single valve.
以上のように、減筒運転のB領域では、燃費は一層向上するのであるが、とりわけ本実施形態では、この燃費の良い減筒領域を高トルク側まで拡大でき、車両ト−タルでの燃費を向上できるのである。 As described above, the fuel efficiency is further improved in the B region of the reduced-cylinder operation, but in this embodiment, in particular, the reduced-cylinder region with good fuel efficiency can be expanded to the high torque side, and the fuel efficiency at the vehicle total is increased. Can be improved.
なぜなら、図19Bの吸排気弁作動に示すように、排気弁は進角位相を維持したまま吸気弁位相を進角するのである。この結果、排気弁の開時期はほぼ不変(進角位置)で中程度のバルブオーバーラップが形成され、もって良好な吸排気作動が行われ、また吸気弁の閉時期は下死点付近まで進角されており低中回転の吸気充填効率が確保され、高トルクを発生できるからである。ここで、排気弁の開時期が進角位置に保持されるので、稼動気筒の燃焼高負荷シフトによる排気押し出し損失が低減され、一層トルクを発生させ、また燃費を向上する。 This is because, as shown in the intake / exhaust valve operation of FIG. 19B, the exhaust valve advances the intake valve phase while maintaining the advance angle phase. As a result, the opening timing of the exhaust valve is almost unchanged (advanced position) and a moderate valve overlap is formed, so that a good intake / exhaust operation is performed, and the closing timing of the intake valve advances to near the bottom dead center. This is because the intake and charging efficiency of low and medium rotation is ensured and high torque can be generated. Here, since the opening timing of the exhaust valve is held at the advanced position, exhaust push-out loss due to the high combustion load shift of the operating cylinder is reduced, torque is further generated, and fuel efficiency is improved.
そして、さらに回転・トルクが高まると減筒運転では要求される機関トルクを出せなくなるので、BC境界ラインを超えると、全筒運転(領域C)に変換される。すなわち、第2・第3弁停止機構11a、11dへの第2電磁切換弁制御信号がオフとなり、規制ピン47がリターンスプリング49のばね力により右方に移動し、ラッシアジャスタがロストモ−ション作動できる状態からシリンダヘッド1に固定された状態に切り換わるのである。これにより、図19のC領域の「気筒作動」に示すように、#1気筒も再び稼動を開始するのである。一方、両気筒とも吸排気片弁状態は維持できており、吸排気片弁停止よるエミッション低減効果や燃費効果を、AからCの領域において、全筒運転、減筒運転によらず得ているのである。
If the rotation and torque are further increased, the required engine torque cannot be produced in the reduced cylinder operation. Therefore, when the BC boundary line is exceeded, the entire cylinder operation (region C) is converted. That is, the second electromagnetic switching valve control signal to the second and third
ここで、BC境界ラインを超えると、全筒運転に切り換わるので、図19B に示す吸排気弁特性のままだと、機関トルクが急増してしまう。 Here, when the BC boundary line is exceeded, the operation is switched to the all-cylinder operation. Therefore, if the intake / exhaust valve characteristic shown in FIG. 19B is maintained, the engine torque increases rapidly.
そこで、吸気VTCによって遅角制御することにより吸気弁の閉時期を充分遅らせる。そして、排気VTCによって同量だけ遅角制御する。 Accordingly, the closing timing of the intake valve is sufficiently delayed by performing the retard control by the intake VTC. Then, the retardation is controlled by the same amount by the exhaust VTC.
これらにより、バルブオーバーラップの変化を抑制しつつ吸気弁閉時期を充分遅らせることができ、吸気充填効率を抑制し、ポンプ損失も抑制しつつ、全筒運転化でのトルク急増も抑制しつつ、全筒運転における燃費を向上するのである。 As a result, the intake valve closing timing can be sufficiently delayed while suppressing the change in valve overlap, the intake charging efficiency is suppressed, the pump loss is also suppressed, and the sudden increase in torque in all cylinder operation is also suppressed. This improves fuel efficiency in all-cylinder operation.
加えて、全気筒稼動に伴い稼動気筒の燃焼負荷低減に対応して排気押し出し損失が低減されるので、その分、排気弁の開時期を下死点に向け遅角側へ移行し、膨張仕事を増大させ燃費を向上させ、さらに、アクセルペダルを踏み込んで加速していくと、トルク要求が高まるので、バルブオーバーラップの変化を抑制しつつ吸気弁の閉時期を下死点側に進角制御していき、排気弁の開時期も進角制御させていき、機関トルクを高めていく。 In addition, the exhaust push-out loss is reduced corresponding to the reduction of the combustion load of the operating cylinders as all cylinders are operated, so that the opening timing of the exhaust valve is shifted toward the bottom dead center and the expansion work is shifted accordingly. When the accelerator pedal is depressed and accelerated, the torque demand increases.Therefore, the intake valve closing timing is controlled to advance toward the bottom dead center while suppressing changes in valve overlap. As a result, the opening angle of the exhaust valve is also advanced and the engine torque is increased.
しかしながら、全筒運転でも機関トルクが十分には上がらなくなる。なぜなら排気片弁停止は、排気ガス流動効果によりエミッション低減に寄与してきたものの、高負荷領域(排気ガス多量領域)ではこの排気ガス流動により排気抵抗が増加してしまうからである。 However, even when all cylinders are operated, the engine torque cannot be sufficiently increased. This is because although the exhaust single valve stop has contributed to emission reduction due to the exhaust gas flow effect, the exhaust resistance increases due to this exhaust gas flow in a high load region (exhaust gas large region).
吸気片弁停止も吸気スワ−ルにより燃焼改善効果(燃費効果)はあるものの、吸気抵抗が増加してしまう。そこで、吸排気片弁停止をやめ、吸排気両弁作動に切り換えるのである。
すなわち、弁停止安定型弁停止機構である排気側第1弁停止機構11b、11c及び吸気側第4弁停止機構11g、11hに向けて、第1電磁切換弁制御信号オン信号を送ると、油圧ラッシアジャスタ10b、10d、75a、75cがロストモ−ション作動していたのがシリンダヘッド1に固定となるため、弁作動態様になるのである。
ここでは、計4つの第1規制ピン42の作動が行われるので、応答性悪化が懸念されるものの、すでに高機関トルク領域に達しているので、運転フィ−リング上の実害は殆どない。
Although the intake single valve stop also has a combustion improvement effect (fuel consumption effect) by the intake swirl, the intake resistance increases. Therefore, the intake / exhaust single valve is stopped and the operation is switched to the intake / exhaust double valve operation.
That is, when the first electromagnetic switching valve control signal ON signal is sent to the exhaust side first
Here, since the operation of the four first restriction pins 42 is performed in total, the responsiveness may be deteriorated, but since the high engine torque range has already been reached, there is almost no actual damage on the driving feeling.
さらに、アクセルペダルを踏み込んで、回転が上昇していくに連れて吸気弁の閉時期が遅角していき、回転数に応じて最大充填効率が得られるようにし、もって全回転域のトルクを向上できる。 In addition, when the accelerator pedal is depressed, the closing timing of the intake valve is retarded as the rotation rises, so that the maximum charging efficiency can be obtained according to the rotation speed, so that the torque in the entire rotation range can be obtained. It can be improved.
なお、吸気弁の閉時期を遅角していく際、排気弁のリフト位相は保持していれば、バルブオーバーラップは次第に減少し、高回転していくに連れ増加する排圧により、排気ガスが筒内に逆流するのを防止でき、トルクや出力の目減りを抑制できる。 When retarding the closing timing of the intake valve, if the lift phase of the exhaust valve is maintained, the valve overlap gradually decreases, and the exhaust gas increases due to the exhaust pressure that increases as the engine rotates at a higher speed. Can be prevented from flowing back into the cylinder, and a reduction in torque and output can be suppressed.
また、この高負荷のD 領域では、排気ガス量が多いため、排気片弁停止では触媒に流入する排気ガスの温度が過大となり、触媒が熱劣化してしまう可能性がある。しかしながら、本実施形態でも、第1実施形態と同様に、D領域は排気両弁作動となっており、排気ガスのガス流動が抑えられ後燃えが抑制され、また排気ガスが両排気ポ−ト2,2を通過するので熱伝達による冷却効果が得られ、もって排気ガス温度を抑制でき、高負荷で懸念される触媒熱劣化を防止できるのである。
〔産業上の利用可能性〕
前記各実施形態では、切り換えエネルギーを油圧によるエネルギーとしたが、これによれば、各電磁切換弁55,65の後流に油圧経路を複数設けることで、複数の弁停止機構を一度に変換できるという利点を有している。
Further, in this high load region D, since the amount of exhaust gas is large, when the exhaust single valve is stopped, the temperature of the exhaust gas flowing into the catalyst becomes excessive, and the catalyst may be thermally deteriorated. However, in this embodiment as well, as in the first embodiment, the D region is operated as a double exhaust valve, the exhaust gas flow is suppressed and the afterburning is suppressed, and the exhaust gas is in both exhaust ports. Since it passes through 2 and 2, a cooling effect due to heat transfer can be obtained, so that the exhaust gas temperature can be suppressed, and catalyst thermal deterioration which is a concern at high loads can be prevented.
[Industrial applicability]
In each of the embodiments described above, the switching energy is energy by hydraulic pressure, but according to this, a plurality of valve stop mechanisms can be converted at a time by providing a plurality of hydraulic paths downstream of the
一方、電磁力によるエネルギーとし、各弁停止機構の各規制ピンの移動を例えば電磁ソレノイドバルブのオン−オフ作動によって直接ないし間接的に制御することも考えられる。 On the other hand, it is also conceivable to directly or indirectly control the movement of each regulating pin of each valve stop mechanism directly or indirectly by, for example, an on / off operation of an electromagnetic solenoid valve, using energy by electromagnetic force.
この場合、停止安定型や作動安定型の相違については、油圧の場合と同様に、リターンスプリングが規制ピンを押し付けた場合にラッシアジャスタがロストモ−ション状態であるか、シリンダヘッド固定状態になるかの問題で、この電磁式などでも容易に具体化できる。このような、例えば電磁力を変換エネルギ−に使う場合では、油圧ポンプからの油圧エネルギーが得にくい、エンジンの極低回転(含む、機関停止)や、極冷機時などでもスム−ズな変換作動が得られる。 In this case, as for the difference between the stable stop type and the stable operation type, whether the lashia adjuster is in the lost motion state or the cylinder head fixed state when the return spring presses the restriction pin, as in the case of hydraulic pressure. Therefore, this electromagnetic type can be easily realized. For example, when electromagnetic force is used as conversion energy, it is difficult to obtain hydraulic energy from the hydraulic pump. Smooth conversion operation even during extremely low engine rotation (including engine stoppage) or extremely cold machine. Is obtained.
また、これらの弁停止ロストモ−ション機構は、スイングア−ムの支点となるラッシアジャスタに設け、ラッシアジャスタを直接シリンダヘッドと摺動させる例を示したが、該摺動部に鉄系材料を用いたカラ−を介在させても良い。そうすると、シリンダヘッドがアルミやマグネシウムのような材料であった場合でも耐磨耗性を向上できる
また、弁停止(ロストモ−ション)機構をスイングア−ムの支点となるラッシアジャスタ部以外に設けることもできる。例えば、ロストモ−ション機構を、スイングア−ム自体に設けても構わない。
In addition, these valve stop lost motion mechanisms are provided on the rascia adjuster which is the fulcrum of the swing arm, and the lassia adjuster is slid directly on the cylinder head. However, an iron-based material is used for the sliding portion. An existing color may be interposed. Then, even if the cylinder head is made of a material such as aluminum or magnesium, the wear resistance can be improved. In addition, a valve stop (lost motion) mechanism can be provided in addition to the lassia adjuster that serves as the fulcrum of the swing arm. it can. For example, the lost motion mechanism may be provided in the swing arm itself.
この場合、例えば、特表2009−503345などに示すような、メインスイングアームに変位(ロストモーション)できるローラエレメントを設け、このローラエレメントとメインスイングアームを締結ないし非締結を切り替えればよい。すなわち、本発明の主旨を逸脱しない範囲で種々の構成に適用できるのである。 In this case, for example, a roller element that can be displaced (lost motion) is provided on the main swing arm as shown in the special table 2009-503345, and the roller element and the main swing arm may be switched between fastening and non-fastening. That is, the present invention can be applied to various configurations without departing from the gist of the present invention.
例えば、特開2010−270633に示すような、油圧ラッシアジャスタを持たないリフタ型の動弁装置にも適用できる。この場合、特開昭63−16112に示すような、リフタに内蔵する弁停止機構を用いればよいのである。 For example, the present invention can also be applied to a lifter type valve gear that does not have a hydraulic lash adjuster as disclosed in JP 2010-270633 A. In this case, a valve stop mechanism built in the lifter as shown in JP-A-63-16112 may be used.
また、各実施形態では直列2気筒の例を示したが、その構成要素を2倍の数とし、直列4気筒に展開するのも可能であり、3倍の数とし、直列6気筒に適用してもよい。さらには、直列6気筒での構成要素を2つのバンクに分け、V 型6気筒に展開することも可能であり、特に直列2気筒に限定される訳ではなく、広く適用が可能である。
In each embodiment, an example of in-line 2-cylinders has been described. However, the number of components can be doubled and expanded to in-line 4-cylinders. May be. Furthermore, it is possible to divide the constituent elements of the inline 6 cylinders into two banks and develop them into
すなわち、前述のように、本発明の主旨を逸脱しない範囲で、具体的な構成は限定されず、種々の構成に適用可能である。 That is, as described above, the specific configuration is not limited and can be applied to various configurations without departing from the gist of the present invention.
前記実施形態から把握される前記請求項以外の発明の技術的思想について以下に説明する。
〔請求項a〕請求項1に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記第1弁停止機構が弁停止状態で前記第2弁停止機構が弁作動状態となるクランキング時及び始動時を含む第1運転領域と、
前記第1運転領域より回転数あるいは機関トルクが高く、前記第1弁停止機構と第2弁停止機構の両方が弁停止状態となる第2運転領域と、
を有することを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
The technical ideas of the invention other than the claims ascertained from the embodiment will be described below.
(A) A variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to
A first operation region including a cranking time and a starting time in which the first valve stop mechanism is in a valve stop state and the second valve stop mechanism is in a valve operation state;
A second operation region in which the rotational speed or the engine torque is higher than that in the first operation region, and both the first valve stop mechanism and the second valve stop mechanism are in a valve stop state;
A variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine.
この発明によれば、クランキング時及び始動時を含む第1運転領域において一方側の排気弁の停止によって始動性の向上と排気エミッション低減効果が得られると共に、実用域である第2運転領域ではさらに一部気筒について両方の排気弁を停止させることから、燃費の低減が図れるばかりか、稼動燃焼気筒(一部気筒以外の気筒)の数が減少するので、排気ガスが通過する排気ポート数も減少して排気ガスによる触媒の冷却が抑制される。また、排気ガスが通過する排気ポート数の減少によって排気ポート内のガス流動が一層強化されて、後燃え促進などで排気ガス温度が上昇して触媒の転化率(有害物質浄化率)が向上して、実用域の排気エミッションも低減できる。
〔請求項b〕請求項1に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記第1弁停止機構への切り換えエネルギーを供給あるいは停止させる第1エネルギー変更手段と、
前記第2弁停止機構への切り換えエネルギーを供給あるいは停止させる第2エネルギー変更手段と、を有し、
前記第1弁停止機構と第1エネルギー変更手段によって各気筒の一方の排気弁が停止している所定の運転状態において、
前記第2弁停止機構と第2エネルギー変更手段によって前記一部気筒の他方の排気弁の作動を停止させることを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
According to the present invention, in the first operation region including the cranking time and the start time, the startability can be improved and the exhaust emission reduction effect can be obtained by stopping the exhaust valve on one side. In addition, since both exhaust valves are stopped for some cylinders, not only fuel consumption can be reduced, but the number of active combustion cylinders (cylinders other than some cylinders) decreases, so the number of exhaust ports through which exhaust gas passes is also reduced. It decreases and the cooling of the catalyst by exhaust gas is suppressed. In addition, by reducing the number of exhaust ports through which exhaust gas passes, the gas flow in the exhaust ports is further strengthened, and the exhaust gas temperature rises due to promotion of afterburning and the catalyst conversion rate (hazardous substance purification rate) is improved. Therefore, exhaust emissions in the practical range can be reduced.
(B) A variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to
First energy changing means for supplying or stopping switching energy to the first valve stop mechanism;
Second energy changing means for supplying or stopping the switching energy to the second valve stop mechanism,
In a predetermined operation state in which one exhaust valve of each cylinder is stopped by the first valve stop mechanism and the first energy changing unit,
A variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein the operation of the other exhaust valve of the partial cylinder is stopped by the second valve stop mechanism and the second energy changing means.
この発明によれば、両排気弁が停止状態になる際に、予め両排気弁のうちの一方が既に弁停止状態になっているため、他方の排気弁を第2エネルギー変更手段により弁停止に変換するだけなので、両排気弁の弁停止状態への変換応答性が向上する。
〔請求項c〕請求項1に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記一部気筒における前記一対の吸気弁の弁停止状態および弁作動状態を切り換える第3弁停止機構を有し、
該第3弁停止機構は、切り換えエネルギーが作用しなかった場合には弁作動状態となるように構成され、
前記第2弁停止機構と第3弁停止機構とは、同一の前記第2切り換えエネルギー変更手段によって同時に弁停止されることを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
According to this invention, when both the exhaust valves are stopped, one of the two exhaust valves is already in the valve stopped state, so that the other exhaust valve is stopped by the second energy changing means. Since only the conversion is performed, the response of conversion of both exhaust valves to the valve stop state is improved.
[Claim c] The variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to
A third valve stop mechanism that switches between a valve stop state and a valve operation state of the pair of intake valves in the partial cylinder;
The third valve stop mechanism is configured to be in a valve operating state when the switching energy does not act,
The variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein the second valve stop mechanism and the third valve stop mechanism are simultaneously stopped by the same second switching energy changing means.
この発明によれば、前記一部気筒が気筒休止状態に変更される場合に、弁停止に移行する気筒当たりの総弁数は、従来の4つよりも少ない3つであるため、切り換え応答性が向上する。また、同一の切り換えエネルギー変更手段によって変更作動が行われるので、吸気弁側と排気弁側で変換に時間的なずれが発生するのを抑制でき、装置の簡素化が図れる。
〔請求項d〕請求項1に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記一部気筒において前記一対の吸気弁のうち、他方の弁作動状態と弁停止状態を切り換える第3弁停止機構を設け、
全気筒にわたって前記一対の吸気弁のうち一方の弁作動状態及び弁停止状態を切り換える第4弁停止機構を設け、
該第4弁停止機構は切り換えエネルギーが作用しなかった場合には、弁停止状態となるように構成され、前記第3弁停止機構は、切り換えエネルギーが作用しなかった場合には、弁作動状態となるように構成されていることを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
According to the present invention, when some of the cylinders are changed to the cylinder deactivation state, the total number of valves per cylinder that shifts to the valve stop is three, which is smaller than the conventional four. Will improve. Further, since the changing operation is performed by the same switching energy changing means, it is possible to suppress the occurrence of time lag in the conversion on the intake valve side and the exhaust valve side, and the device can be simplified.
(D) A variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to
A third valve stop mechanism for switching the other valve operating state and the valve stop state of the pair of intake valves in the partial cylinder;
A fourth valve stop mechanism for switching between one valve operating state and the valve stop state of the pair of intake valves over all cylinders;
The fourth valve stop mechanism is configured to be in a valve stop state when the switching energy does not act, and the third valve stop mechanism is in a valve operating state when the switching energy does not act. A variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine, characterized in that:
この発明によれば、クランキング初期、始動初期から全気筒の吸排気弁を片弁停止状態とできるので、排気片弁停止による諸効果に加え、さらなるフリクション低減効果、吸気スワ−ルによる燃焼改善効果を全気筒に渡って得られ、一層良好な始動性を実現できる。さらに、吸気弁の片弁停止による吸気スワールによる燃料霧化が促進されることから、さらに排気エミッションの低減効果(特に、排気粒子物質PMの低減効果)が得られる。PMは、微小液滴が燃焼する際に生じやすく、吸気スワール効果により微小液滴の霧化が促進されるので、PMの発生が抑制される。
〔請求項e〕請求項dに記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記第1弁停止機構と第4弁停止機構が、同一の第1切り換えエネルギー変更手段によって同時に弁停止状態または弁作動状態に変換されることを特徴とするとする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
According to the present invention, the intake and exhaust valves of all the cylinders can be in a single valve stop state from the initial stage of cranking and the start of starting, so that in addition to various effects by stopping the exhaust single valve, further friction reduction effect, combustion improvement by intake swirl The effect can be obtained over all cylinders, and better startability can be realized. Furthermore, since fuel atomization by the intake swirl due to the single valve stop of the intake valve is promoted, an exhaust emission reduction effect (particularly, an exhaust particulate matter PM reduction effect) can be obtained. PM is likely to be generated when the fine droplets are burned, and the atomization of the fine droplets is promoted by the intake swirl effect, so that the generation of PM is suppressed.
[Claim e] In the variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to claim d,
The variable valve operating system for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein the first valve stop mechanism and the fourth valve stop mechanism are simultaneously converted into a valve stop state or a valve operation state by the same first switching energy changing means. .
この発明によれば、吸気側と排気側で変更に時間的なずれが発生するのを抑制でき、また、装置が簡素化される。
〔請求項f〕請求項1〜eのいずれか一項に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記切り換えエネルギーを、油圧エネルギーとしたことを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
According to the present invention, it is possible to suppress the occurrence of a time lag in the change between the intake side and the exhaust side, and the device is simplified.
[Claim f] In the variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to any one of
A variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein the switching energy is hydraulic energy.
この発明によれば、切り換えエネルギー供給変更手段の下流に油圧経路を複数分岐させて設けることによって、複数弁の停止機構を一度に変換できるので、構造が複雑化せず、また弁停止機構間でのタイミングのズレが発生しにくい。
〔請求項g〕請求項1〜fのいずれか一項に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
吸気弁と排気弁のリフト特性における位相またはリフト量を変化させることのできる可変動弁装置を有することを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
According to the present invention, by providing a plurality of hydraulic paths branched downstream of the switching energy supply changing means, the stop mechanism of the plurality of valves can be converted at a time, so that the structure is not complicated, and between the valve stop mechanisms. It is difficult for the timing deviation to occur.
[Claim g] In the variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to any one of
A variable valve operating apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine having a variable valve operating apparatus capable of changing a phase or lift amount in lift characteristics of an intake valve and an exhaust valve.
この発明では、バルブタイミング制御装置VTCとリフト可変機構VELを利用したもので、弁停止ないし弁作動の組合せによる諸性能向上の効果を一層高めることができる。たとえば、始動時において、一方の排気弁を弁停止させつつ他方の排気弁の作動角を小さくすることによって、フリクション低減効果に加えて、高温の燃焼ガスを筒内に閉じ込めることなどで、機関本体の暖機も促進されて暖機時間を短縮できる。これによって、トータルでの排気エミッション排出量を低減できる。あるいは、たとえば、減筒運転において吸気弁の位相を進角制御して吸気弁の閉時期を下死点付近まで進角することで充填効率を向上し、低燃費、低エミッションの減筒運転を高機関トルク側に拡大することができる。 In the present invention, the valve timing control device VTC and the variable lift mechanism VEL are used, and the effects of improving various performances by combining valve stop or valve operation can be further enhanced. For example, at the time of starting, the engine body can be stopped by stopping one exhaust valve and reducing the operating angle of the other exhaust valve, thereby confining high-temperature combustion gas in the cylinder in addition to reducing friction. Warm-up time is promoted and the warm-up time can be reduced. As a result, the total exhaust emission amount can be reduced. Or, for example, in the reduced-cylinder operation, the intake valve phase is advanced and the intake valve closing timing is advanced to near the bottom dead center, thereby improving the charging efficiency and reducing the fuel consumption and reducing the emission. It can be expanded to the high engine torque side.
1…シリンダヘッド
1a…保持穴
3a、3a…#1気筒側の第1、第2排気弁
3b、3b…#2気筒側の第1、第2排気弁
5…駆動軸
5a…駆動カム
6…スイングアーム
6a…一端部
6b…他端部
7…揺動カム
8…伝達機構
9…制御機構
10a、10b…#1気筒の排気側第1、第2油圧ラッシアジャスタ(支点部材)
10c、10d…#2気筒の排気側第3、第4油圧ラッシアジャスタ(支点部材)
11a…第2弁停止機構
11b、11c…第1弁停止機構
11d、11e…第3弁停止機構
11g、11h…第4弁停止機構
12…排気弁のバルブスプリング
13…軸受部
14…ローラ
24…ボディ
27…プランジャ
27b…先端頭部
34…摺動用孔
35…ロストモーションスプリング(付勢部材)
36…規制機構
38…移動用孔
39…規制用孔
40…リテーナ
41…摺動ピン
42…第1規制ピン
43…リターンスプリング
44…油通路孔
45、66…ドレン通路
47…第2規制ピン
54、64…オイルポンプ
55…第1電磁切換弁
65…第2電磁切換弁
71a、71a…#1気筒側の第1、第2吸気弁
71b、71b…#2気筒側の第1、第2吸気弁
72…吸気弁のバルブスプリング
73…吸気側カムシャフト
73a…回転カム
74…吸気側スイングアーム
75a、75b…#1気筒の吸気側第1、第2油圧ラッシアジャスタ(支点部材)
75c、75d…#2気筒の吸気側第3、第4油圧ラッシアジャスタ(支点部材)
DESCRIPTION OF
10c, 10d... # 2 cylinder exhaust side third and fourth hydraulic lash adjusters (fulcrum members)
11a ... second
36 ...
75c, 75d ... # 2 cylinder intake side third and fourth hydraulic lash adjusters (fulcrum members)
Claims (3)
気筒毎にそれぞれ設けられた一対の吸気弁及び一対の排気弁と、
前記複数気筒の一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、一方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と開閉作動を停止させる弁停止状態を切り換える第1弁停止機構と、
前記一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、他方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と開閉作動を停止させる弁停止状態を切り換える第2弁停止機構と、を有し、
前記第1弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると弁作動状態となり、切り換えエネルギーの供給が停止されると弁停止状態となるように機械的に構成され、
前記第2弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると弁停止状態となり、切り換えエネルギーの供給が停止されると弁作動状態となるように機械的に構成されたことを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。 In a multi-cylinder internal combustion engine,
A pair of intake valves and a pair of exhaust valves respectively provided for each cylinder;
A first valve stop mechanism that switches between a valve operating state that opens and closes one of the pair of exhaust valves in the cylinders of the plurality of cylinders and a valve stop state that stops the opening and closing operation;
A second valve stop mechanism that switches between a valve operating state that opens and closes the other exhaust valve of the pair of exhaust valves in the some cylinders and a valve stop state that stops the opening and closing operation;
The first valve stop mechanism is mechanically configured to be in a valve operating state when switching energy is supplied, and to be in a valve stop state when supply of switching energy is stopped,
The multi-cylinder internal combustion engine characterized in that the second valve stop mechanism is mechanically configured so that the valve is stopped when switching energy is supplied and the valve is operated when supply of switching energy is stopped. Variable valve gear for engine.
気筒毎にそれぞれ設けられた一対の吸気弁及び一対の排気弁と、
ラッシアジャスタを揺動支点として揺動し、前記吸気弁及び排気弁を開閉作動するスイングアームと、
油圧により作動し、前記複数気筒のうち一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、一方の排気弁に対応する前記スイングアームの揺動量をロストモーションさせることにより弁停止状態とする第1弁停止機構と、
油圧により作動し、前記一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、他方の排気弁に対応する前記スイングアームの揺動量をロストモーションさせることにより弁停止状態とする第2弁停止機構と、
を備え、
前記第1弁停止機構は、油圧が供給されると弁作動状態とし、油圧の供給が制限されると弁停止状態とするように構成され、
前記第2弁停止機構は、油圧が供給されると弁停止状態とし、油圧の供給が制限されると弁作動状態とするように構成されたことを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。 In an internal combustion engine having a plurality of cylinders,
A pair of intake valves and a pair of exhaust valves respectively provided for each cylinder;
A swing arm that swings using a lash adjuster as a swing fulcrum and opens and closes the intake valve and the exhaust valve;
A first valve that is actuated by hydraulic pressure and is in a valve stop state by causing a lost motion of a swing amount of the swing arm corresponding to one of the pair of exhaust valves in the cylinders of the plurality of cylinders. A stop mechanism;
A second valve stop mechanism that is actuated by hydraulic pressure and that makes the valve stop state by causing a lost motion of a swing amount of the swing arm corresponding to the other exhaust valve of the pair of exhaust valves in the some cylinders;
With
The first valve stop mechanism is configured to be in a valve operating state when hydraulic pressure is supplied, and to be in a valve stopped state when supply of hydraulic pressure is restricted,
The variable valve for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein the second valve stop mechanism is configured to be in a valve stop state when hydraulic pressure is supplied and to be in a valve operation state when supply of the hydraulic pressure is limited. apparatus.
前記複数気筒のうち一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、一方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と、開閉作動を停止させる弁停止状態とを切り換える第1弁停止機構と、
前記一部気筒における前記一対の排気弁のうち、他方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と、開閉作動停止させる弁停止状態とを切り換える第2弁停止機構と、を備えた可変動弁装置の制御装置であって、
前記第1弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると前記排気弁を作動させ、切り換えエネルギーの供給が停止すると前記排気弁の作動を停止させるように機械的に構成され、
前記第2弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると前記排気弁の作動を停止させ、切り換えエネルギーの供給が停止されると前記排気弁を作動させるように機械的に構成され、
前記第1弁停止機構と第2弁停止機構への切り換えエネルギーの供給を別個に制御することを特徴とする可変動弁装置の制御装置。 A pair of intake valves and a pair of exhaust valves respectively provided for each cylinder of the multi-cylinder internal combustion engine;
A first valve stop mechanism that switches between a valve operating state that opens and closes one exhaust valve of the pair of exhaust valves in a part of the plurality of cylinders and a valve stop state that stops the opening and closing operation;
A variable valve apparatus comprising: a second valve stop mechanism that switches between a valve operating state that opens and closes the other exhaust valve of the pair of exhaust valves in the partial cylinder and a valve stop state that stops the opening and closing operation A control device of
The first valve stop mechanism is mechanically configured to operate the exhaust valve when switching energy is supplied, and to stop the operation of the exhaust valve when supply of switching energy stops,
The second valve stop mechanism is mechanically configured to stop the operation of the exhaust valve when switching energy is supplied, and to operate the exhaust valve when supply of switching energy is stopped,
A control apparatus for a variable valve operating apparatus, wherein supply of switching energy to the first valve stop mechanism and the second valve stop mechanism is separately controlled.
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