JP2016114042A - 内燃機関の可変動弁システム及び可変動弁制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】吸気弁の作動角を大きく拡大しなくても、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を充分遅角してアトキンソンサイクル（低圧縮比/高膨張比）を行うことができる新規な内燃機関の可変動弁装置を提供することにある。【解決手段】所定の低負荷の状態では、（１）吸気バルブタイミング機構によって吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を吸気下死点後クランク角９０°付近、又は９０°を越えた遅角位置に制御すると共に吸気弁の開時期（ＩＶＯ）を排気上死点を越えて遅角した位置に制御し、（２）排気作動角可変機構により排気弁の作動角を拡大して、排気弁の開時期（ＥＶＯ）を吸気下死点より進角すると共に、排気弁の閉時期（ＥＶＣ）を排気上死点を越えて遅角した位置に制御する。これによれば、吸気弁の作動角を大きく拡大しなくても、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を充分遅角してアトキンソンサイクルを行うことができるので、吸気弁の駆動フリクション損失が低減されて燃費低減効果を向上することが可能となる。【選択図】図８Ｂ

Description

本発明は内燃機関の可変動弁システムに係り、特にアトキンソンサイクルを行う内燃機関の可変動弁システム及び可変動弁制御装置に関するものである。

一般的な内燃機関では、膨張行程の後半において、排気弁が開弁する前の筒内の圧力は比較的高く、排気弁の開弁により筒内圧は、排気ポート内の圧力、例えば大気圧レベルにまで低下する。ところが、アトキンソンサイクルとして膨張比を高くしていくと、膨張行程の後半において筒内の圧力が大気圧以下となり、その後に排気弁が開弁すると排気ポートの圧力によって筒内の圧力が逆に上昇するようになる場合がでてくる。このように膨張比をある程度高くすると、膨張行程の後半において筒内の圧力が大気圧以下になることによるポンピング損失が発生する。

そこで、このようなポンピング損失の発生を阻止するために、通常の吸気弁に加えて膨張行程の後半にのみ開弁して過給された空気を筒内に送り込む空気弁を備えた内燃機関が提案されている。この内燃機関では、空気弁から供給された空気によって膨張行程後半の筒内の圧力が高められ、これによって筒内の圧力が大気圧以下になるのが阻止されてポンピング損失の発生を抑制している。

ところで、膨張比が高くされると排気ガス温度が低下するが、このときに空気弁から膨張行程後半に筒内に新たな空気が供給されると排気ガス温度が更に低下する。その結果、排気通路内に配置された触媒の温度が低下するために触媒が不活性状態となって排気浄化作用が損なわれるという問題がある。更に、通常の吸気弁に加えてこのような空気弁を配置すると構造が複雑になるという問題もある。

このような問題に対処するために、例えば、特開２００８-１５７１２８号公報（特許文献１）では、機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、排気弁の開弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構とを備えた内燃機関を提案している。そして、機関低負荷運転時に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が、このとき膨張行程の後半において、筒内の圧力が大気圧以下にならないように排気弁の開弁時期が早められて、ポンピング損失を抑制するようにしている。

特開２００８-１５７１２８号公報

ところで、上述した特許文献１において、図１３では吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を吸気下死点後９０°クランク角を越えて大きく遅角し、低圧縮比／高膨張比化によるアトキンソンサイクルによる燃費低減効果を高める例が示されている。

しかしながら、図１３からわかるように吸気弁の開時期（ＩＶＯ）は上死点より少し手前のタイミングである。そのため、吸気弁の作動角度（開期間）は大きいものとなっており、吸気弁の駆動フリクション損失が増加して燃費低減効果に目減りが出てしまうおそれがあった。ここで、作動角度が大きいと、吸気弁のリフト作動により発生するフリクショントルクが発生する時間が長くなってしまい、吸気弁の駆動フリクション損失が増大するおそれがある。

本発明の目的は、吸気弁の作動角を大きく拡大しなくても、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を充分遅角してアトキンソンサイクル（低圧縮比/高膨張比化）を行うことができる新規な内燃機関の可変動弁システム及び可変動弁制御装置を提供することにある。

本発明は、吸気弁の作動角度を所定角度に維持したまま吸気弁の開時期（ＩＶＯ）及び吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を変更、制御する吸気バルブタイミング機構と、排気弁の作動角度を変更、制御する排気作動角可変機構とを有し、所定の低負荷の状態では、（１）吸気バルブタイミング機構によって吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を吸気下死点後９０°付近、又は吸気下死点後９０°を越えた遅角位置に制御すると共に吸気弁の開時期（ＩＶＯ）を吸気上死点を越えて遅角した位置に制御し、（２）排気作動角可変機構により排気弁の作動角度を拡大して、排気弁の開時期（ＥＶＯ）を排気下死点より進角すると共に、排気弁の閉時期（ＥＶＣ）を排気上死点を越えて遅角した位置に制御する、ことを特徴とするものである。

本発明によれば、吸気弁の作動角度を大きく拡大しなくても、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を充分遅角してアトキンソンサイクルを行うことができるので、吸気弁の駆動フリクション損失が低減されて燃費低減効果を向上することが可能となる。

また、上述した効果の他に以下の副次的な効果も併せ奏することができる。すなわち、吸気弁の開時期（ＩＶＯ）を吸気上死点より遅角し、排気弁の閉時期（ＥＶＣ）を排気上死点より遅角したことにより、吸気行程の初期に排気ポ−ト側から筒内に高温の内部ＥＧＲガスを取り込むことができ、この筒内加熱効果により、吸気弁の開時期（ＩＶＣ）を遅角したことによる低圧縮比燃焼での燃焼安定性が改善されることが期待できる。

更に、排気弁の開時期（ＥＶＯ）を進角するので、吸気弁の開時期（ＩＶＣ）を遅角したことによる膨張行程の末期でのポンプ損失（ポンピング損失）が低減されることが期待できる。

本発明が適用される内燃機関の制御システムの構成図である。 図１に示す可変動弁システムの構成図である。 可変動弁装置であるリフト制御機構による最小リフト制御時の作動説明図である。 可変動弁装置であるリフト制御機構による最大リフト制御時の作動説明図である。 リフト制御機構の最小リフト制御の状態における駆動機構を示す構成図である。 リフト制御機構の最大リフト制御の状態における駆動機構を示す構成図である。 リフト制御機構のリフト特性を示す特性図である。 可変動弁装置であるバルブタイミング制御機構の最進角位相の状態を示す構成図である。 可変動弁装置であるバルブタイミング制御機構の最遅角位相の状態を示す構成図である。 バルブタイミング制御機構の縦断面を示す断面図である。 中負荷状態のアトキンソンサイクルを行うバルブタイミングを説明する説明図である。 本実施例になる可変動弁システムの低負荷状態のアトキンソンサイクルを行うバルブタイミングを説明する説明図である。 本実施例と比較するための低負荷状態のアトキンソンサイクルを行う第１のバルブタイミングを説明する説明図である。 本実施例と比較するための低負荷状態のアトキンソンサイクルを行う第２のバルブタイミングを説明する説明図である。 本実施例を用いた可変動弁システムの始動時のバルブタイミングを説明する説明図である。 本実施例を用いた可変動弁システムの低回転低負荷状態のバルブタイミングを説明する説明図である。 本実施例を用いた可変動弁システムの低回転高負荷状態のバルブタイミングを説明する説明図である。 本実施例を用いた可変動弁システムの高回転高負荷状態のバルブタイミングを説明する説明図である。 本実施例を用いた可変動弁システムの制御フローを説明する制御フローチャート図である。

以下、本発明の実施形態について図面を用いて詳細に説明するが、本発明は以下の実施形態に限定されることなく、本発明の技術的な概念の中で種々の変形例や応用例をもその範囲に含むものである。

本発明の具体的な実施例を説明する前に、本発明が適用される内燃機関の制御システムの構成、可変動弁システムの構成、可変動弁装置であるリフト制御機構及びバルブタイミング制御機構の構成を簡単に説明する。

図１において、シリンダブロック０１とシリンダヘッド０２との間に、ピストン０３を介して燃焼室０４が形成されていると共に、シリンダヘッド０２のほぼ中央位置に点火プラグ０５が設けられている。ピストン０３は、ピストンピンに一端部が連結されたコネクチングロッド０６を介してクランクシャフト０７に連結されており、このクランクシャフト０７は、冷機時の通常の始動やアイドリングストップ後の自動的な始動がピニオンギア機構０９を介してスタータモータ０８によって行われるようになっている。尚、クランクシャフト０７は、後述するクランク角センサ０１０によってクランク角及び回転数が検出されるようになっている。

シリンダブロック０１には、ウォータジャケット内の水温を検出する水温センサ０１１が取り付けられていると共に、シリンダヘッド０２には、燃焼室０４内に燃料を噴射する燃料噴射弁０１２が設けられている。更に、シリンダヘッド０２の内部に形成された吸気ポート０１３や排気ポート０１４を開閉する１気筒当たりそれぞれ２つの吸気バルブ４及び排気バルブ５がそれぞれ摺動自在に設けられていると共に、吸気バルブ４側と排気バルブ５側には可変動弁装置が設けられている。吸気バルブ側にはバルブタイミング制御機構（ＶＴＣ）３が設けられ、排気バルブ側にはリフト制御機構（ＶＥＬ）１が設けられている。尚、場合によっては排気バルブ側にバルブタイミング制御機構（ＶＴＣ）２が設けられる。制御装置２２には図示したようなセンサ信号が入力され、また制御要素の駆動信号が出力されている。

図１にあるスタータモータ０８は、バッテリを動力源とするモ−タ本体と、フライホイ−ルの外周にはめこまれたリングギヤに噛み合い動力を伝達するピニオンギア機構０９などから成る一般的なものである。始動時、或いは再始動時のスタータモータ０８への通電時のみ、ピニオンギア機構０９のピニオンギアが前進し、内燃機関のリングギヤに噛み合ってスタータモ−タ０８の回転を周知のリングギヤに伝えクランキングが行なわれる。尚、内燃機関が始動に成功してスタータモータ０８への通電を停止すると、ピニオンギアは押し戻され、リングギヤとの噛み合いは離脱されるようになっている。

ここで、本実施例は後述するように排気バルブ５を所定の特定開弁時期に制御し、また、吸気バルブ４を所定の特定閉弁時期に制御することを対象としているので、スタータの方式は限定されず、ピニオンギアとリングギヤが常時噛み合っているスタータや、ハイブリッド車用モ−タ等を用いてベルト駆動でクランクプ−リを回転させるものであっても差し支えない。

可変動弁装置は、図２乃至図７に示すように、内燃機関の排気バルブ５のバルブリフト及び作動角（開期間）を制御するリフト制御機構である排気ＶＥＬ１と、排気バルブ５の開閉時期(バルブタイミング)を制御するバルブタイミング制御機構である排気ＶＴＣ２と、吸気バルブ４の開閉時期を制御する吸気ＶＴＣ３とを備えている。また、排気ＶＥＬ１と排気ＶＴＣ２及び吸気ＶＴＣ３は、コントローラ２２によって機関運転状態に応じてそれぞれの作動が制御されるようになっている。

排気ＶＥＬ１は、本出願人が先に出願した、例えば特開２００３−１７２１１２号公報(吸気バルブ側に適用)に記載されたものと同様の構成であるで、詳細はこの公報を参照されたい。また、吸気ＶＴＣ３も本出願人が先に出願した、例えば特開２０１２−１２７２１９号公報に記載されたものと同様の構成であるで、詳細はこの公報を参照されたい。

排気ＶＥＬ１について図２及び図３Ａ、図３Ｂに基づいて簡単に説明すると、シリンダヘッド０２の上部に有する軸受２７に回転自在に支持された中空状の駆動軸６と、駆動軸６の外周面に圧入等により固設された回転カム７と、駆動軸６の外周面に揺動自在に支持されて、排気バルブ５の上端部に配設されたバルブリフター８の上面に摺接して排気バルブ５を開作動させる２つの揺動カム９と、回転カム７と揺動カム９との間に介装されて、回転カム７の回転力を揺動運動に変換して揺動カム９に揺動力として伝達する伝達機構とを備えている。

駆動軸６（排気側）は、一端部に設けられたタイミングスプロケット３１Ａを介してクランクシャフト０７からタイミングチェーンによって回転力が伝達されており、この回転方向は図２で時計方向（矢印方向）に設定されている。尚、駆動軸６とタイミングスプロケット３１Ａとの位相は変化しないシステムとしても良い。その場合、排気ＶＴＣ２は装着されているものの使用されず位相変換は行われない。したがって、排気ＶＴＣ２は省略し、固定のタイミングスプロケット３１Ａとしても良い。

排気側の回転カム７はほぼリング状を呈し、内部軸方向に形成された駆動軸挿通孔を介して駆動軸６に貫通固定されていると共に、カム本体の軸心Ｙが駆動軸６の軸心Ｘから径方向へ所定量だけオフセットしている。

揺動カム９は円筒状のカムシャフト１０の両端部に一体的に設けられていると共に、カムシャフト１０が内周面を介して駆動軸６に回転自在に支持されている。また、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カム面９ａが形成されており、ベースサークル面とランプ面及びリフト面が、揺動カム９の揺動位置に応じて各バルブリフター８の上面の所定位置に当接するようになっている。

伝達機構は、駆動軸６の上方に配置されたロッカアーム１１と、ロッカアーム１１の一端部１１ａと回転カム７とを連係するリンクアーム１２と、ロッカアーム１１の他端部１１ｂと揺動カム９とを連係するリンクロッド１３とを備えている。ロッカアーム１１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１１ａがピン１４によってリンクアーム１２に回転自在に連結されている一方、他端部１１ｂがリンクロッド１３の一端部１３ａにピン１５を介して回転自在に連結されている。

リンクアーム１２は、円環状の基端部１２ａの中央位置に有する嵌合孔に回転カム７のカム本体が回転自在に嵌合している一方、基端部１２ａから突出した突出端１２ｂがピン１４によってロッカアーム一端部１１ａに連結されている。リンクロッド１３は、他端部１３ｂがピン１６を介して揺動カム９のカムノーズ部に回転自在に連結されている。また、駆動軸６の上方位置に同じ軸受部材に制御軸１７が回転自在に支持されていると共に、制御軸１７の外周にロッカアーム１１の支持孔に摺動自在に嵌入されて、ロッカアーム１１の揺動支点となる制御カム１８が固定されている。制御軸１７は、駆動軸６と並行に機関前後方向に配設されていると共に、駆動機構１９によって回転制御されている。一方、制御カム１８は、円筒状を呈し、軸心Ｐ２位置が制御軸１７の軸心Ｐ１から所定分だけ偏倚している。

駆動機構１９は、図４Ａ、図４Ｂに示すように、ケーシング１９ａの一端部に固定された電動モータ２０と、ケーシング１９ａの内部に設けられて電動モータ２０の回転駆動力を制御軸１７に伝達するボール螺子伝達手段２１とから構成されている。電動モ−タ２０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制御機構であるコントローラ２２からの制御信号によって駆動するようになっている。

ボール螺子伝達手段２１は、電動モータ２０の駆動シャフト２０ａとほぼ同軸上に配置されたボール螺子軸２３と、ボール螺子軸２３の外周に螺合する移動部材であるボールナット２４と、制御軸１７の一端部に直径方向に沿って連結された連係アーム２５と、連係アーム２５とボールナット２４とを連係するリンク部材２６とから主として構成されている。ボール螺子軸２３は、両端部を除く外周面全体に所定幅のボール循環溝２３ａが螺旋状に連続して形成されていると共に、一端部にモータ駆動軸を介して連結され電動モータ２０によって回転駆動されるようになっている。

ボールナット２４は、ほぼ円筒状に形成され、内周面にボール循環溝２３ａと共同して複数のボールを転動自在に保持するガイド溝２４ａが螺旋状に連続して形成されていると共に、各ボールを介してボール螺子軸２３の回転運動をボールナット２４の直線運動に変換しつつ軸方向の移動力が付与されるようになっている。また、このボールナット２４は、付勢手段であるコイルスプリング３０のばね力によって電動モータ２０側（最小リフト側）に付勢されている。したがって、機関停止時には、かかるボールナット２４が、コイルスプリング３０のばね力によってボール螺子軸２３の軸方向に沿って最小リフト側に移動するようになっている。

コントローラ２２は、機関コントロールユニット(ＥＣＵ)の内部に組み込まれており、現在の機関回転数Ｎやクランク角を検出するクランク角センサ０１０からの検出信号やアクセル開度センサ、車速センサ、ギア位置センサ、ブレーキ踏込みセンサ、水温センサ０１１などから各種情報信号から現在の機関運転状態や自動車の運転状態を検出している。また、駆動軸６の回転角度を検出する駆動軸角度センサ２８からの検出信号や、制御軸１７の回転位置を検出するポテンショメータ２９からの検出信号を入力して、駆動軸６のクランク角に対する相対回転角度や各排気バルブ５、５のバルブリフト量や作動角を検出するようになっている。

コントローラ２２は、マイクロコンピュータを主たる構成要素とするものであり、このマイクロコンピュータは、制御プログラムにしたがって演算処理を実行する演算部と、制御プログラムや演算に使用する定数等を記憶したＲＯＭ領域部と、プログラムの実行過程で必要なデータを一時的に記憶するワークエリアとしてのＲＡＭ領域部を備えている。更にセンサ信号を取り込むと共に排気ＶＥＬ１、排気ＶＴＣ２、吸気ＶＴＣ３等の駆動アクチュエータに駆動信号を供給するＩ/ＯＬＳＩ等を備えている。マイクロコンピュータは制御プログラムによって、排気ＶＥＬ１、排気ＶＴＣ２、吸気ＶＴＣ３等で実行される制御に関する種々の演算処理を行っているが、その演算は所定の制御機能を実行するためのものであり、本実施例では演算によって実行される処理を機能として捉えるものとする。

排気ＶＥＬ１の基本作動を説明すると、所定の運転領域で、コントローラ２２からの制御電流によって一方向へ回転駆動した電動モータ２０の回転トルクによってボール螺子軸２３が一方向へ回転すると、ボールナット２４が、図４Ａに示すように、コイルスプリング３０のばね力にアシストされながら最大一方向（電動モータ２０に接近する方向）へ直線状に移動し、これによって制御軸１７がリンク部材２６と連係アーム２５を介して一方向へ回転する。

したがって、制御カム１８は、図３Ａに示すように、軸心が制御軸１７の軸心の回りを同一半径で回転して、肉厚部が駆動軸６から上方向に離間移動する。これにより、ロッカアーム１１の他端部１１ｂとリンクロッド１３の枢支点は、駆動軸６に対して上方向へ移動し、このため、各揺動カム９は、リンクロッド１３を介してカムノーズ部側が強制的に引き上げられて全体が図３Ａに示す時計方向へ回動する。

よって、回転カム７が回転してリンクアーム１２を介してロッカアーム１１の一端部１１ａを押し上げると、そのリフト量がリンクロッド１３を介して揺動カム９及びバルブリフター１６に伝達され、これによって、排気バルブ５は、そのバルブリフト量が図５のバルブリフト曲線や図３Ａ下図で示すように最小リフト（Ｌ１）になり、その作動角Ｄ１（クランク角での開弁期間）が小さくなる。作動角は、排気バルブ５のリフトの開弁時期から閉弁時期までを示している。

更に、異なる運転状態では、コントローラ２２からの制御信号によって電動モータ２０が他方向へ回転して、この回転トルクがボール螺子軸２３に伝達されて回転すると、この回転に伴ってボールナット２４がコイルスプリング３０のばね力に抗して反対方向、つまり、図４Ａ中、右方向へ所定量だけ直線移動する。これにより、制御軸１７が、図３Ａ中、時計方向へ所定量だけ回転駆動する。このため、制御カム１８は、軸心が制御軸１７の軸心Ｐ１から所定量だけ下方の回転角度位置に保持され、肉厚部が下方へ移動する。このため、ロッカアーム１１は、全体が図３Ａの位置から反時計方向へ移動して、これによって各揺動カム９がリンクロッド１３を介してカムノーズ部側が強制的に押し下げられて、全体が反時計方向へ僅かに回動する。

したがって、回転カム７が回転してリンクアーム１２を介してロッカアーム１１の一端部１１ａを押し上げると、そのリフト量がリンクロッド１３を介して各揺動カム９及びバルブリフター８に伝達され、排気バルブ５のリフト量が図５に示すように、中リフト（Ｌ２）あるいは大リフト（Ｌ３）になり、作動角もＤ２、Ｄ３のように大きくなる。

また、例えば高回転高負荷領域に移行した場合などは、コントローラ２２からの制御信号によって電動モータ２０がさらに他方向に回転してボールナット２４を、図４Ｂに示すように、最大右方向へ移動させる。これにより、制御軸１７は、制御カム１８をさらに図３Ａ中、時計方向へ回転させて、軸心Ｐ２をさらに下方向へ回動させる。このため、ロッカアーム１１は、図３Ｂに示すように、全体がさらに駆動軸６方向寄りに移動して他端部１１ｂが揺動カム９のカムノーズ部を、リンクロッド１３を介して下方へ押圧して該揺動カム９全体を所定量だけさらに反時計方向へ回動させる。

よって、回転カム７が回転してリンクアーム１２を介してロッカアーム１１の一端部１１ａを押し上げると、そのリフト量がリンクロッド１３を介して揺動カム９及びバルブリフター８に伝達されるが、そのバルブリフト量は図５に示すようにＬ２、Ｌ３からＬ４に連続的に大きくなる。その結果、高回転域での排気効率を高め、もって出力を向上させることができる。

すなわち、排気バルブ５のリフト量は、機関の運転状態に応じて中リフトＬ２、大リフトＬ３から最大リフトＬ４まで連続的に変化するようになっており、したがって、各排気バルブ５の作動角も最小リフトＤ１から最大リフトのＤ４まで連続的に変化する。ここで、図５に示す排気弁開時期ＥＶＯ１〜ＥＶＯ４、排気弁閉時期ＥＶＣ１〜ＥＶＣ４は、固定のタイミングスプロケット３１Ａとした場合、あるいは排気ＶＴＣ２が最進角のデフォルト位置であった場合のバルブタイミングを示している。

また、機関の停止時には前述したように、ボールナット２４がコイルスプリング３０のばね力によって電動モータ２０側へ付勢されて自動的に移動することから、最小作動角Ｄ１及び最小リフトＬ１位置（デフォルト位置）に保持される。

すなわち、電動モ−タ２０に変換電力（変換エネルギ）が作用しない場合は、最小リフトＬ１（最小作動角Ｄ１）付近に機械的に安定するようになっており、この最小リフト（最小作動角）が機械的安定位置（デフォルト）となっている。この排気バルブの開弁時期（ＥＶＯ１）も前述の機械的安定位置（デフォルト）であるため、同開弁時期に変換される場合に、機械的に安定するエネルギも活用して、変換応答性を高めることもできる。

吸気ＶＴＣ３は、いわゆるベーンタイプのものであって、図６Ａ、図６Ｂ及び図７に示すように、機関のクランクシャフト０７によって図外のタイミングチェ−ンを介して回転駆動されて、この回転駆動力を駆動軸６（吸気側回転カム軸）に伝達するタイミングスプロケット３１Ｂと、駆動軸６の端部に固定されてタイミングスプロケット３１Ｂ内に回転自在に収容されたベーン部材３２と、ベーン部材３２を油圧によって正逆回転させる油圧回路とを備えている。

タイミングスプロケット３１Ｂは、ベーン部材３２を回転自在に収容したハウジング３４と、ハウジング３４の前端開口を閉塞する円板状のフロントカバー３５と、ハウジング３４の後端開口を閉塞するほぼ円板状のリアカバー３６とから構成され、これらハウジング３４及びフロントカバー３５、リアカバー３６は、４本の小径ボルト３７によって駆動軸６の軸方向から一体的に共締め固定されている。ハウジング３４は、前後両端が開口形成された円筒状を呈し、内周面の周方向の約９０°位置に４つの隔壁であるシュー３４ａが内方に向かって突設されている。

この各シュー３４ａは、横断面ほぼ台形状を呈し、ほぼ中央位置に各ボルト３７の軸部が挿通する４つのボルト挿通孔３４ｂが軸方向へ貫通形成されていると共に、各内端面に軸方向に沿って切欠形成された保持溝内に、コ字形のシール部材３８と該シール部材３８を内方へ押圧する図外の板ばねが嵌合保持されている。

フロントカバー３５は、円盤プレート状に形成されて、中央に比較的大径な支持孔３５ａが穿設されていると共に、外周部に各シュー３４ａの各ボルト挿通孔３４ｂに対応する位置に図外の４つのボルト孔が穿設されている。リアカバー３６は、後端側にタイミングチェーンが噛合する歯車部３６ａが一体に設けられていると共に、ほぼ中央に大径な軸受孔３６ｂが軸方向に貫通形成されている。

ベーン部材３２は、中央にボルト挿通孔を有する円環状のベーンロータ３２ａと、ベーンロータ３２ａの外周面の周方向のほぼ９０°位置に一体に設けられた４つのベーン３２ｂとを備えている。ベーンロータ３２ａは、前端側の小径筒部がフロントカバー３５の支持孔３５ａに回転自在に支持されている一方、後端側の小径な円筒部がリアカバー３６の軸受孔３６ｂに回転自在に支持されている。また、ベーン部材３２は、ベーンロータ３２ａのボルト挿通孔に軸方向から挿通した固定ボルト５７によって駆動軸６の前端部に軸方向から固定されている。

各ベーン３２ｂは、その内の３つが比較的細長い長方体形状に形成され、他の１つの幅長さが大きな台形状に形成されて、３つのベーン３２ｂはそれぞれの幅長さがほぼ同一に設定されているのに対して１つのベーン３２ｂはその幅長さが３つのものよりも大きく設定されて、ベーン部材３２全体の重量バランスが取られている。また、各ベーン３２ｂは、各シュー３４ａ間に配置されていると共に、各外面の軸方向に形成された細長い保持溝内にハウジング３４の内周面に摺接するコ字形のシール部材４０及びシール部材４０をハウジング３４の内周面方向に押圧する板ばねが夫々嵌着保持されている。また、各ベーン３２ｂの駆動軸６の回転方向と反対側のそれぞれの一側面には、ほぼ円形状の２つの凹溝３２ｃがそれぞれ形成されている。また、この各ベーン３２ｂの両側と各シュー３４ａの両側面との間に、それぞれ４つの進角側油圧室４１と遅角側油圧室４２がそれぞれ隔成されている。

油圧回路は、図７に示すように、各進角側油圧室４１に対して作動油の油圧を給排する第１油圧通路４３と、各遅角側油圧室４２に対して作動油の油圧を給排する第２油圧通路４４との２系統の油圧通路を有し、この両油圧通路４３、４４には、供給通路４５とドレン通路４６とが夫々通路切り換え用の電磁切換弁４７を介して接続されている。供給通路４５には、オイルパン４８内の油を圧送する一方向のオイルポンプ４９が設けられている一方、ドレン通路４６の下流端がオイルパン４８に連通している。

第１、第２油圧通路４３、４４は、円柱状の通路構成部３９の内部にわたって形成され、この通路構成部３９は、一端部がベーンロータ３２ａの小径筒部から内部の支持穴３２ｄ内に挿通配置されている一方、他端部が電磁切換弁４７に接続されている。また、通路構成部３９の一端部の外周面と支持穴１４ｄの内周面との間には、各油圧通路４３、４４の一端側間を隔成シールする３つの環状シール部材２７が嵌着固定されている。

第１油圧通路４３は、支持穴３２ｄの駆動軸６側の端部に形成された油室４３ａと、ベーンロータ３２ａの内部にほぼ放射状に形成されて油室４３ａと各進角側油圧室４１とを連通する４本の分岐路４３ｂとを備えている。一方、第２油圧通路４４は、通路構成部３９の一端部内で止められ、一端部の外周面に形成された環状室４４ａと、ベーンロータ３２の内部にほぼＬ字形状に折曲形成されて、環状室４４ａと各遅角側油圧室４２と連通する第２油路４４ｂとを備えている。

電磁切換弁４７は、４ポート３位置型であって、内部の弁体が各油圧通路４３、４４と供給通路４５及びドレン通路４６とを相対的に切り替え制御するようになっていると共に、コントローラ２２からの制御信号によって切り替え作動されるようになっている。この吸気ＶＴＣ３の電磁切換弁４７は、制御電流が作用しない場合に、供給通路４５が進角側油圧室４１に連通する第１油圧通路４３と連通し、ドレン通路４６が遅角側油圧室４２と連通する第２油圧通路４４に連通するようになっている。

また、電磁切換弁４７内のコイルスプリングによって機械的にかかるポジションとなるように形成されている。コントローラ２２は、排気ＶＥＬ１と共通のものであって、機関運転状態を検出すると共に、クランク角センサ１０及び駆動軸角度センサ２８（吸気側）からの信号によってタイミングスプロケット３１Ｂと駆動軸６との相対回転位置を検出している。

また、ベーン部材３２とハウジング３４との間には、このハウジング３４に対してベーン部材３２の回転を拘束及び拘束を解除する拘束手段であるロック機構が設けられている。このロック機構は、幅長さの大きな１つのベーン３２ｂとリアカバー３６との間に設けられ、ベーン３２ｂの内部の駆動軸６の軸方向に沿って形成された摺動用穴５０と、摺動用穴５０の内部に摺動自在に設けられた有蓋円筒状のロックピン５１と、リアカバー３６に有する固定孔内に固定された横断面カップ状の係合穴構成部５２に設けられて、ロックピン５１のテーパ状先端部５１ａが係脱する係合穴５２ａと、摺動用穴５０の底面側に固定されたスプリングリテーナ５３に保持されて、ロックピン５１を係合穴５２ａ方向へ付勢するばね部材５４とから構成されている。係合穴５２ａには、図外の油孔を介して進角側油圧室４１内の油圧あるいはオイルポンプ４９の油圧が直接供給されるようになっている。

そして、ロックピン５１は、ベーン部材３２が最進角側に回転した位置で、先端部５１ａがばね部材５４のばね力によって係合穴５２ａに係合してタイミングスプロケット３１Ｂ（３６）と駆動軸６との相対回転をロックする。また、進角側油圧室４１から係合穴５２ａ内に供給された油圧あるいはオイルポンプ４９の油圧によって、ロックピン５１が後退移動して係合穴５２ａとの係合が解除されるようになっている。また、各ベーン３２ｂの一側面とこの一側面に対向する各シュー３４ａの対向面との間には、ベーン部材３２を進角側へ回転付勢する付勢部材である一対のコイルスプリング５５、５６が配置されている。各コイルスプリング５５、５６は、最大圧縮変形時にも互いが接触しない軸間距離をもって並設されていると共に、各一端部がベーン３２ｂの凹溝３２ｃに嵌合する図外の薄板状のリテーナを介して連結されている。

以下、吸気ＶＴＣ３の基本的な動作を説明すると、まず、機関停止時には、コントローラ２２から電磁切換弁４７に対する制御電流の出力が停止されて、弁体がコイルスプリング５５、５６のばね力によって機械的に図６Ａに示すデフォルト位置になり、供給通路４５と進角側の第１油圧通路４３とが連通されると共に、ドレン通路４６と遅角側の第２油圧通路４４が連通される。また、かかる機関が停止された状態ではオイルポンプ４９の油圧が作用せず供給油圧も０になる。

したがって、ベーン部材３２は、図６Ａに示すように、各コイルスプリング５５、５６のばね力によって最進角側に回転付勢されて１つの幅広ベーン３２ｂの一端面が対向する１つのシュー３４ａの一側面に当接すると同時に、ロック機構のロックピン５１の先端部５１ａが係合穴５２ａ内に係入して、ベーン部材３２をかかる最進角位置に安定に保持する。すなわち、最進角位置に吸気ＶＴＣ３が機械的に安定するデフォルト位置になっている。ここで、デフォルト位置とは、非作動時、つまり、油圧が作用しない場合に機械的に自動的に安定する位置のことである。

したがって、電磁切換弁４７に対する制御電流の出力が遮断されて吸気ＶＴＣ３に油圧が作用しない場合は、最進角位置付近が機械的安定位置（デフォルト）となっている。本実施例では後述するように、この場合の吸気弁閉時期（ＩＶＣ）は、吸気下死点近くで下死点に対してやや遅角側の位置になるように設定されている。

ここで、後述する図９Ａに示すように、始動時のバルブタイミングは、排気側は排気ＶＥＬ１により、排気最小作動角度Ｄ１、排気弁の閉時期（ＥＶＣ１）、排気弁の開時期（ＥＶＯ１）であるが、これらは始動時に制御される排気バルブタイミングであり、且つ上述の機械的に安定するデフォルトバルブタイミングとなっている。ここで、排気弁の閉時期（ＥＶＣ）と排気弁の開時期（ＥＶＯ）の間の作動角度Ｄは図５に示すように、排気ＶＥＬ１の働きによって調整されるものである。

また、吸気側は吸気ＶＴＣ３により最進角の位置、すなわち、吸気弁の開時期（ＩＶＯ１）、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ1）になっており、これらが始動時に制御される吸気バルブタイミングであり、且つ上述の機械的に安定するデフォルトバルブタイミングとなっている。ここで、吸気弁の開時期（ＩＶＯ）と吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）との間の作動角度は常に一定であり、吸気ＶＴＣ３の働きにより、吸気弁の開時期（ＩＶＯ）と吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）の位相が同じ量だけ変更されるものである。

このように、始動前のエンジン停止時には、排気ＶＥＬ１、吸気ＶＴＣ３によって吸排気弁のバルブタイミングは機械的に予め安定している。つまり、始動燃焼の初期からこれらのバルブタイミングによる始動性効果を得ることができるのである。このような始動性を向上するための動作、作用については後述する。

次に、機関始動時、つまりイグニッションスイッチをオン操作して、駆動モータ０９などによりクランクシャフトをクランキング回転させると、電磁切換弁４７にコントローラ２２から制御信号が出力されるようになる。しかしながら、このクランク開始直後の時点では、まだオイルポンプ４９の吐出油圧が十分に上昇していないことから、ベーン部材３２は、ロック機構と各コイルスプリング５５、５６のばね力とによって最進角側に保持されている。

このとき、コントローラ２２から出力された制御信号によって電磁切換弁４７が供給通路４５と第１油圧通路４３を連通させると共に、ドレン通路４６と第２油圧通路４４とを連通させている。そして、クランキングが進み、オイルポンプ４９から圧送された油圧の油圧上昇とともに第１油圧通路４３を通って進角側油圧室４１に供給される一方、遅角側油圧室４２には、機関停止時と同じく油圧が供給されずにドレン通路４６から油圧がオイルパン４８内に開放されて低圧状態を維持している。

ここで、クランキング回転が上昇し油圧がさらに上昇した後は、電磁切換弁４７によるベーン位置制御ができるようになる。すなわち、進角側油圧室４１の油圧の上昇に伴ってロック機構の係合穴５２ａ内の油圧も高まってロックピン５１が後退移動し、先端部５１ａが係合穴５２ａから抜け出してハウジング３４に対するベーン部材３２の相対回転を許容するため、ベーン位置制御が可能になる。

例えば、コントローラ２２からの制御信号によって電磁切換弁４７が作動して、供給通路４５と第２油圧通路４４を連通させる一方、ドレン通路４６と第１油圧通路４３を連通させる。したがって、進角側油圧室４１内の油圧が第１油圧通路４３を通ってドレン通路４６からオイルパン４８内に戻され、進角側油圧室４１内が低圧になる一方、遅角側油圧室４２内に油圧が供給されて高圧となる。

よって、ベーン部材３２は、かかる遅側油圧室４２内の高圧化によって各コイルスプリング５５、５６のばね力に抗して図中反時計方向へ回転して図６Ｂに示す位置に向かって相対回転して、タイミングスプロケット３１Ｂに対する駆動軸６の相対回転位相を遅角側に変換する。また、変換の途中で電磁切換弁４７のポジションを中立位置にすることで、任意の相対回転位相に保持できる。更に、始動後の機関運転状態に応じて相対回転位相を最進角（図６Ａ）から最遅角（図６Ｂ）まで連続的に変化させることができる。

また、排気ＶＴＣ２を併用する場合は、基本には本実施例で使用される吸気ＶＴＣ３と同様にベーンタイプのものである。簡単に説明すると、排気側の駆動軸６の端部に配置されて、クランクシャフト０７から図外のタイミングチェ−ンを介して回転駆動力が伝達されるタイミングスプロケット３１Ａと、該タイミングスプロケット３１Ａの内部に回転自在に収容されたベーン部材と、ベーン部材を油圧によって正逆回転させる油圧回路とを備えている。

また、前述の吸気ＶＴＣ３と同様に最進角デフォルトであって、ベ―ンを付勢するコイルスプリングは、同様に進角方向に付勢するようになっている。なお、油圧回路、電磁切換弁は基本的に吸気ＶＴＣ３のものと同様であり、内部の弁体が各油圧通路と供給通路及びドレン通路とを相対的に切り替え制御するようになっていると共に、同じコントローラ２２からの制御信号によって切り替え作動されるようになっている。また、同じ最進角デフォルトであるため、前述の図７における電磁切換弁の３位置と同様の配置となっている。

このような動作を行う排気ＶＥＬ１及び吸気ＶＴＣ３、場合によっては排気ＶＴＣ２を併用して、本実施例では以下に示すようなアトキンソンサイクルを行うようにしている。以下、図８Ａ乃至図８Ｄを用いてその詳細な説明を行う。図８Ａ乃至図８ＤはバルブタイミングとＰＶ線図（筒内圧指圧線図）の関係を示す説明図であり、縦軸のＰは筒内圧を示し、横軸のＶは気筒容積を示している。尚、この時の運転状態は、いずれも絞り弁（スロットル）を略全開にした状態でのバルブタイミングとＰＶ線図である。

まず、図８Ａに基づいてアトキンソンサイクルの簡単な説明とその課題について説明する。図８Ａは、一般的な中負荷状態の通常のアトキンソンサイクルのバルブタイミングとＰＶ線図を示しているが、特許文献１に示すものではない。尚、図８Ａは本実施例を説明するための基礎となるバルブタイミングを示しているもので、この図８Ａを基に本実施例及び本実施例と比較した参考例を説明する。

図８Ａに示しているように吸気ＶＴＣ３によって、吸気弁の開弁時期（ＩＶＯ）は吸気上死点（＝排気上死点）付近に設定され、また、予め設定された作動角によって吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）は、吸気下死点（ＢＤＣ）後９０°手前まで比較的大きく遅角した一般的なアトキンソンサイクルの吸気バルブタイミングを示している。一方、排気弁の開弁時期（ＥＶＯ）は排気下死点より進角側に設定され、また、排気弁の閉時期（ＥＶＣ）は、排気上死点付近である一般的な排気バルブタイミングに設定されている。

このように吸排気弁のバルブタイミングを設定することで、特に吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）をより遅角することによって、有効圧縮比を低くでき、これにより耐ノッキング性能が向上できるので、その分だけ幾何学的（機械）圧縮比（＝膨張比）、すなわち、下死点における筒内容積を上死点における筒内容積で割った値を大きく設定できる。

この膨張比（＝幾何学的圧縮比）が高い程膨張仕事を大きくできるので熱効率が高く、燃費低減効果を向上することが可能となる。すなわち、アトキンソンサイクルによる、かかる低有効圧縮比／高膨張比の効果により燃費が向上できるようになる。

アトキンソンサイクルには更なる燃費向上メカニズムがある。すなわち、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を遅角すると、吸気充填効率が低くなるので所定トルクを出す場合における、スロットル（絞り弁）開度が相対的に大きくなり、その分吸気管負圧が減少して大気圧レベルに近づけることができる。これにより、吸入行程で生じるポンプ損失（ポンピング損失）を低減することが可能となり、これによってもさらに燃費低減効果を向上することができる。

このアトキンソンサイクルによれば、かかる中負荷領域においても絞り弁開度をほぼ全開付近で運転でき、図８Ａ下図のＰＶ線図に示すように、吸気上死点ＴＤＣから吸気下死点ＢＤＣに至る吸入行程において、筒内圧（Ｐ）は略大気圧レベルとなる。また、排気行程における排気下死点ＢＤＣから排気上死点ＴＤＣ至る間のＰ曲線と、吸気行程における吸気上死点ＴＤＣから吸気下死点ＢＤＣにおけるＰ曲線とで囲まれる面積はポンプ損失を意味するが、このポンプ損失も充分低下できるので、これによっても燃費低減効果を向上することができるのである。

ここで、中負荷領域とは、例えば車速を１００ｋｍ／ｈ〜１２０ｋｍ／ｈでほぼ一定速度に保つような状態などが該当する。

尚、図８ＡのＰＶ線図は、分かりやすくするために排気行程でのＰ曲線と吸気行程でのＰ曲線はほぼ同じ大気圧線上に乗るよう描いている。つまり、この間のポンプ損失がゼロになるよう描いているが、実際は若干のポンプ損失（両曲線に囲まれる面積）が存在するのだが、分かりやすくするためにこのような図にしている。

このようにアトキンソンサイクルによると、低圧縮比／高膨張比化による熱効率向上やポンプ損失の低減により大きな燃費低減効果が得られるので、更にこのアトキンソンサイクルの拡大が今後の方向として注目されている。

ここでいう低圧縮比とは、有効圧縮比が低いことを言う。すなわち、ＩＶＣが吸気下死点後９０°を越えて大きく遅角すると、このＩＶＣに対応する高いピストン位置から実質的な圧縮が開始されるので、実質的な有効圧縮比は低下するのである。その場合、耐ノッキング性が向上するので、高機械圧縮比（高膨張比）に設定でき、熱効率が向上して、燃費も向上するのである。

ただ、このようなアトキンソンサイクルであっても、負荷を低減して低負荷領域に移行させる場合、トルクを下げるために絞り弁（スロットル）の開度を絞らざるを得ず、これによりポンプ損失が増加してしまう状況が発生する。そこで、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）をさらに遅角すると、絞り弁の開度を全開近くに維持したまま充填効率（トルク）を下げられるので、低負荷領域でのポンプ損失を低減して燃費の低減を図ることができる、と考えられる。また、有効圧縮比が更に下がるので、その分だけさらに耐ノッキング性が向上し、さらに高膨張比（高機械圧縮比）に設定でき、熱効率をさらに高めることができる、と考えられる。

ここで、低負荷領域とは、例えば車速を３０ｋｍ／ｈ〜４０ｋｍ／ｈでほぼ一定速度に保つような状態、もしくはエンジン回転数を１０００ｒｐｍでほぼ一定回転数に保つ状態などが該当する。

このように、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）をさらに遅角すると、ポンプ損失の低減や熱効率の向上により、燃費を更に向上できる、或いは、燃費の良いアトキンソンサイクルの使用範囲を低負荷側に拡大することができるようになる、と考えられる。このような、観点から、低負荷側まで充分に燃費を向上するために、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を更に遅角させるアトキンソンサイクルの低負荷側への拡大が模索されている。

その一例として、前述の特許文献１にあるような可変動弁装置が提案されているが、前述のように吸気弁の作動角度が著しく大きいことによる駆動フリクション損失の増加や、さらには前述のような始動性不良の問題がある。このため、吸気弁の作動角度を過大でない標準的な作動角度に設定する必要性があり、その前提で検討した結果を図８Ｂ乃至図８Ｄに示している。

図８Ｃ（参考例１）は吸気弁の作動角度及び排気弁の作動角度を図８Ａに示すような中負荷での一般的なアトキンソンサイクルと同程度の作動角度に設定し、これを低負荷側まで拡大したものである。この場合、排気弁の開時期（ＥＶＯ）と閉時期（ＥＶＣ）は図８Ａと同じであり、吸気ＶＴＣ３を作動させて吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を、吸気下死点（ＢＤＣ）後９０°より更に遅角制御した参考例を示している。すなわち、吸気弁閉時期を一層遅角化することで、充填効率を一層低下させ、それにより、絞り弁をほぼ全開とした状態で、低負荷（低トルク）を実現しようとしたものである。

この参考例１の場合だと、吸気ＶＴＣ３によって吸気弁の開時期（ＩＶＯ）も吸気上死点後の所定位相まで遅角してしまうことになる。その結果、吸気上死点付近から吸気弁の開時期（ＩＶＯ）の間は、吸気弁と排気弁の双方が閉じているマイナスオーバーラップ期間の状態となる。このため、ＰＶ線図にもあるようにピストンが下がり始める吸気行程の初期において筒内が負圧になり、この部分で別のポンプ損失が発生してその分だけ燃費低減効果が目減りしてしまうことになる。

図８Ｄ（参考例２）は前述の参考例１に示すマイナスオーバーラップを無くすために、排気ＶＴＣ２を作動させたと想定して排気弁を遅角したものである。この場合も吸気弁の作動角度及び排気弁の作動角度を図８Ａに示すものと同じ作動角度に設定し、これを低負荷側まで拡大したものある。この場合、吸気弁の開時期（ＩＶＯ）と閉時期（ＩＶＣ）は図８Ｃと同じであり、排気ＶＴＣ２を作動させて排気弁の開時期（ＥＶＯ）を、排気下死点（ＢＤＣ）付近に遅角制御した参考例を示している。

この参考例２の場合だと、僅かに正オーバーラップが生成されることになり、前述の吸気行程の初期のポンプ損失は低減される。しかしながら、ＰＶ線図にもあるように、今度は膨張行程末期に、また別のポンプ損失が発生してしまう現象が生じる。これは、低圧縮比／高膨張比の状態で、負荷（トルク）を下げたため、膨張行程末期に筒内圧が大気圧より低くなったために生じたものである。

このように、吸気弁の作動角度を標準的な作動角度に設定して駆動フリクション損失を抑制しつつアトキンソンサイクルを低負荷側に拡大しようとすると、吸気行程初期あるいは膨張行程末期において別のポンプ損失が大きくなるという課題が新たに発生する。

そこで、本実施例では図８Ｂに示すように、吸気弁の作動角度を標準的な作動角度に設定した状態で、さらに排気ＶＥＬ１を利用して排気弁の作動角度を図５に示す作動角度Ｄ４まで拡大するようにしている。

図８Ｂにおいて、図８Ｃ、図８Ｄと同様に吸気ＶＴＣ３を作動させて吸気弁閉時期を、吸気下死点（ＢＤＣ）後９０°より更に遅角側に制御した閉時期（ＩＶＣ４）に設定している。また、吸気ＶＴＣ３によって吸気弁の開時期も吸気上死点後の所定位相の開時期（ＩＶＯ４）まで遅角されている。

一方、排気弁は前述のように排気ＶＥＬ１によってその作動角度が作動角度Ｄ４まで拡大されるように制御されているため、排気弁の開時期が排気下死点より前の開時期（ＥＶＯ４）まで進角し、更にその閉時期が排気上死点より後の閉時期（ＥＶＣ４）まで遅角して、吸気弁と正のオーバーラップを生成するようになる。このように排気弁の開時期を排気下死点より前の開時期（ＥＶＯ４）まで進角させることにより、膨張行程の進行に合わせてピストンが下降して筒内圧が負圧に至る前に排気弁が開くようになる。このため、大気圧レベルの排気ポ−ト圧が筒内に進入し、筒内圧が負圧になるのを抑制して膨張行程の末期のポンプ損失を抑制できるようになる。

更に、排気弁の閉時期を排気上死点より後の閉時期（ＥＶＣ４）まで遅角させることにより吸気行程の初期のポンプ損失を抑制でき、さらに吸気弁と正のオーバーラップを生成させれば、吸気行程の初期のポンプ損失が一層低減されるようになる。すなわち、図８ＢのＰＶ線図にあるように、吸気行程初期においても膨張行程末期においても筒内圧力が負圧になることが抑制されるので、一連のポンプ損失を低減することが可能となるのである。

このように、本実施例によれば、吸気ＶＴＣ３と排気ＶＥＬ１を組み合わせて吸排気タイミングを上述のように制御するようにしたので、特許文献１のように吸気弁の作動角度を過度に大きく拡大しなくても、吸気弁閉時期（ＩＶＣ）を充分遅角できるので吸気弁の駆動フリクション損失を低減することができるものである。

ここで、排気側の作動角はＤ４まで拡大される訳だが、これは標準作動角に対してやや大きくなる程度であり、特許文献１の過度の吸気作動角と較べたら充分に小さく、従って吸排気トータルでの動弁フリクションという意味では抑制され、その面からも燃費が向上するのである。

また、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を遅角したことによって吸気弁の開時期（ＩＶＯ）が吸気上死点より遅角されるが、これに合わせて排気ＶＥＬ１によって排気弁の閉時期（ＥＶＣ）が排気上死点より更に遅角されるので、吸気行程の初期のポンプ損失を抑制でき、さらに正のオーバーラップが生成されて吸気行程の初期のポンプ損失が一層低減されるようになる。

また、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を遅角したことによって吸気弁の開時期（ＩＶＯ）が吸気上死点より遅角されるが、これに合わせて排気ＶＥＬ１によって排気弁の閉時期（ＥＶＣ）が排気上死点より更に遅角されるので、吸気行程の初期にピストンが下降する際に、吸気ポ−トからの新気導入が遅れ、排気ポ−ト側から筒内に高温の内部ＥＧＲガスを優先的に取り込むことができる。この内部ＥＧＲによる筒内加熱効果により、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を大きく遅角したことによる低圧縮比燃焼での燃焼安定性が改善される。更に、上述してきた作用、効果との相乗効果によってアトキンソンサイクルにおける燃費低減効果を一層向上することが可能となるものである。

このように、本実施例によれば、低負荷域において、吸気弁の作動角を過度に大きく拡大しなくても、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を充分遅角してアトキンソンサイクルを行うことができるので、吸気弁の駆動フリクション損失が低減されて、また燃焼が改善されて、燃費低減効果を向上することが可能となる。

次に、上述した実施例の可変動弁装置において運転領域が変わった場合のバルブタイミングの制御方法を図９Ａ乃至図９Ｄに基づき説明する。

図９Ａには始動時のバルブタイミングを示している。すなわち、吸気ＶＴＣ３はデフォルト状態であり最進角位置に制御されている。この状態で吸気弁の開時期（ＩＶＯ１）は吸気上死点より少し前側に進角され、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ１）は吸気下死点付近、更に望ましくは吸気下死点より少し後側に遅角されている。一方、排気ＶＥＬ１もデフォルト状態であり、作動角度は図５に示す最小作動角Ｄ1に制御されている。この状態で、排気弁の開時期（ＥＶＯ１）は排気下死点付近であり、排気弁の閉時期（ＥＶＣ１）は排気上死点付近である。この時、排気ＶＴＣ２が併用される場合は、最進角のデフォルト位置（機械的に安定位置）に設定される。

そして、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ１）は、吸気ＶＴＣ３の可変範囲の中で、吸気下死点に最大限近づいた位置とすることで、充填効率を高めて始動トルクを大きくできるようにしている。また、有効圧縮比が高くなって圧縮上死点での筒内ガス温度や筒内圧力が高くなるので、始動燃焼を改善できるようになる。

更に、吸気弁の開時期（ＩＶＯ１）は吸気上死点前の所定位置まで進角されているが、排気弁の閉時期（ＥＶＣ1）が排気上死点となっているので、バルブオーバーラップが過大になるのが抑制され、適度なバルブオーバーラップに抑えられている。その結果、新気の充填効率が充分確保され、また、高温の内部ＥＧＲガスによる吸気加熱効果も得られ燃焼が改善され、もって充分な始動トルクが得られて良好な始動性が得られるようになる。

また、この適度なバルブオーバーラップ期間により、筒内の未燃ＨＣが排気行程で吸気系に戻されて、次のサイクルで再度筒内に吸入され再燃焼することが可能となり、これにより内燃機関から排出されるＨＣを低減することができる。

また、排気弁の開時期（ＥＶＯ１）が排気下死点付近に設定されているので、筒内燃焼期間が長くなり、内燃機関の暖機が促進されることに加え、筒内での燃焼が促進されて、機関から排出されるＨＣ等の未燃エミッションも低減することができる。このようにして、良好な始動性とエミッション低減効果が得られるようになる。排気弁の作動角は最小のＤ1となっているので、駆動フリクションも最小なっており、始動時の回転上昇も迅速化され、一層良好な始動性を得ることができる。

尚、ここで、重要なのは、この始動性とエミッショ低減に有利なバルブタイミングが、上述したようにデフォルト位置、すなわち両可変動弁が機械的に安定する位置であるという点である。すなわち、始動の前のエンジン停止状態において、予めこの始動性とエミッション低減に有利なバルブタイミング付近となっているため、始動燃焼の初期からこれらの始動性とエミッション低減の効果が得られるものである。

図９Ｂは低回転低負荷領域（図面では低速低負荷と表記）のバルブタイミングであり、図８Ｂと同じバルブタイミングを示している。すなわち、吸気ＶＴＣ３を作動させて吸気弁閉時期を、吸気下死点（ＢＤＣ）後９０°より更に遅角側に制御した閉時期（ＩＶＣ４）に設定している。また、吸気ＶＴＣ３によって吸気弁の開時期も吸気上死点後の所定位相の開時期（ＩＶＯ４）まで遅角されている。一方、排気弁は排気ＶＥＬ１によってその作動角度が作動角度Ｄ４まで拡大されるように制御される。このため、排気弁の開時期が排気下死点より前の開時期（ＥＶＯ４）まで進角し、更にその閉時期が排気上死点より後の閉時期（ＥＶＣ４）まで遅角して、吸気弁と正のオーバーラップを生成するようになる。

このように排気弁の開時期を開時期（ＥＶＯ４）まで進角させることにより、膨張行程の進行に合わせてピストンが下降して筒内圧が負圧に至る前に排気弁が開くようになる。このため、大気圧レベルの排気ポ−ト圧が筒内に進入し、筒内圧が負圧になるのを抑制して膨張行程の末期のポンプ損失を抑制できるようになる。更に、排気弁の閉時期を閉時期（ＥＶＣ４）まで遅角させることにより、吸気弁と正のオーバーラップを生成することができるので、吸気行程の初期のポンプ損失が低減されるようになる。これ以外の更なる作用、効果は図８Ｂの説明に記載されている通りである。

図９Ｃには低回転高負荷領域（図面では低速高負荷と表記）のバルブタイミングを示している。ここで、図９Ａ及び図９Ｂでは排気側ＶＴＣ２を使用しなくても該排気バルブタイミングを実現でき、また吸気側は吸気ＶＴＣ３だけを使用して吸気弁を制御している。しかしながら、図９Ｃでは排気ＶＴＣ２も併せ使用して、排気ＶＥＬ１による作動角度を維持したまま排気弁の開閉時期を変更できるようにしている。この排気ＶＴＣ２は上述した通りの構成であり、最進角デフォルトという意味でも吸気ＶＴＣ３と同じ機能である。

図９Ｃに示すように、低回転高負荷になると、吸気ＶＴＣ３は図９Ａにある始動時と同様の最進角位置に制御され、吸気弁の開時期（ＩＶＯ１）と閉時期（ＩＶＣ１）に制御される。一方、排気ＶＥＬ１は作動角度を図５の作動角度Ｄ２に変換すると共に、排気ＶＴＣ２を制御することで作動角度Ｄ２を維持したまま、排気弁の開時期を図５に示すＥＶＯ1付近（排気下死点付近）まで遅角し、更に、排気弁の閉時期を図５に示すＥＶＣ３付近の排気上死点を越える位置まで遅角される。これによって、吸気弁と排気弁は大きな正のバルブオーバーラップを形成している
そして、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ１）は吸気ＶＴＣ３の可変範囲の中で吸気下死点に最大限近づいた位置とすることで、充填効率を高めてトルクを大きくできるようにしている。また、排気弁の開時期（ＥＶＯ１）が排気下死点付近に設定されているので、筒内燃焼期間が長くなり筒内での燃焼が促進されて、機関から排出されるＨＣなどの未燃エミッションも一層低減するのである。また、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ１）が吸気下死点に近いため新気充填効率があがる。

更に、排気弁の開時期（ＥＶＯ1付近）が排気下死点付近であることと、吸排気弁の大きなバルブオーバーラップによる筒内残留ガス掃気効果により新気の充填効率を一層向上できるようになる。このメカニズムを説明すると、排気弁が開かれた直後には、排気弁出口付近の排気ポ−トには排出される排気ガスによる大きな正圧が発生する。そして、この正圧の圧力波がテールパイプ方向に移動していくにつれ、排気ポ−ト付近には大きな負圧が生じる。その後、他の気筒からの正圧の圧力波が、他気筒との排気ポ−ト集合部から押し寄せてくると、負圧だった排気ポ−トは再び正圧となる。しかるに、他気筒も含めた排気弁の開弁時期を遅くすると、他の気筒からの正圧の圧力波が押し寄せてくるタイミングが遅れるので、次のバルブオーバーラップ期間での排気ポ−ト圧は負圧とすることができる。

その結果、この排気ポ−ト負圧により、オーバーラップ期間における燃焼室内の燃焼ガスを排気ポ−ト側に吸い出し、吸気ポ−ト側からその分新気を吸い込む掃気効果を奏するようになる。更に、上述のように大きなバルブオーバーラップとなっているので、一層多くの新気を吸い込むことができて充填効率が向上する。この新気は冷却効果があるので耐ノッキング性にも有利となる。特に、アトキンソンサイクルを使用する内燃機関は、上述のように幾何学的圧縮比が高く設定されるので、高負荷域ではノッキングが発生しやすくなるが、これを有効に抑制することが可能となる。

このように、低回転高負荷領域では吸気弁の閉時期（ＩＶＣ１）を吸気下死点付近まで進角することによって充填効率を向上し、また、排気弁の開時期をＥＶＯ１付近（排気下死点付近）まで遅角する共にバルブオーバーラップを大きくしたことによる掃気効果に基づく充填効率の向上と耐ノッキング性の向上により、高負荷トルクを高めることが可能になるものである。

尚、かかる高負荷領域においては、筒内圧が高く、排気（膨張）下死点付近でも負圧にはならないので、排気弁開時期を排気下死点付近まで遅らせても、前述の膨張行程末期のポンプ損失発生は抑制され、良好な燃費と、膨張仕事向上によるトルク向上も得られるのである。

図９Ｄには高回転高負荷領域（図面では高速高負荷と表記）のバルブタイミングを示している。これ自体は、排気ＶＴＣ２を併用しなくても実現できるが、図９Ｃで示す低速高回転でのバルブタイミングを両立させる場合には、排気ＶＴＣ２を併用する必要がある。

図９Ｄにおいて、高回転高負荷領域になると、吸気ＶＴＣ３は低回転高負荷領域に比べて遅角方向に制御され、吸気弁の開時期（ＩＶＯ２）と閉時期（ＩＶＣ２）に制御される。吸気弁の開時期（ＩＶＯ２）は吸気上死点付近、より望ましくは吸気上死点より少し進角側の吸気上死点に近い位置である。また、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ２）は吸気下死点９０°より手前側の位置に制御されている。

一方、排気ＶＥＬ１は作動角度を図５の作動角度Ｄ３に変換することで、排気弁の開時期（ＥＶＯ３）を排気下死点付近より進角し、更に、排気弁の閉時期（ＥＶＣ３）は排気上死点を越える位置まで遅角される。これによって、吸気弁と排気弁は大きな正のバルブオーバーラップを形成するが、図９Ｃに示す低回転高負荷領域のバルブオーバーラップより小さく設定されている。これは吸気弁の開時期（ＩＶＯ２）を相対的に遅角したことによるものである。

これによれば、内燃機関の回転上昇に伴って吸気の輸送遅れ（クランク角でみた場合）が生じるので、その分だけ吸気弁閉時期（ＩＶＣ２）を遅らせて高回転域の充填効率を高め、トルク（出力）を向上するようにしている。

また、排気ＶＥＬ１で作動角度Ｄ３に拡大すると共に、排気ＶＴＣ２を再び最進角位置（デフォルト位置）に戻すようにしている。すなわち、排気弁の開時期（ＥＶＯ３）に進角し、更に作動角度を作動角度Ｄ３に拡大することで、高回転化に伴う押し出し損失の増加を抑制して出力を向上するようにしている。更に、排気ポ−トが負圧になるタイミングは、高回転化に伴い遅れるので（クランク角でみた場合）、バルブオーバーラップ中心を上死点後に遅角して図９Ｃと同様の掃気効果を得るようにしている。このようにして、高回転高負荷領域のトルク（出力）を高めることができるのである。

次に、図９Ａ乃至図９Ｄに示す吸排気弁のバルブタイミングに制御するために、排気ＶＥＬ１、排気ＶＴＣ２、及び吸気ＶＴＣ３を制御する制御フローについて図１０を用いて説明する。この制御フローはコントローラ２２のマイクロコンピュータによって、制御機能として実行されるものである
図１０において、ステップＳ１０では内燃機関の動作状態を検出している。この動作状態の検出は、本実施例では内燃機関の運転領域を特定するための情報を検出するものであり、更には排気ＶＥＬ１、排気ＶＴＣ２、及び吸気ＶＴＣ３の制御量を求めるためである。例えば、キースイッチの状態、回転数、負荷、温度等を基本的に検出している。しかしながら、これらの情報だけでなく、これ以外の情報を検出することも当然考慮されるものである。

ステップＳ１０で内燃機関の状態が検出されると、ステップＳ１１に進んで始動状態かどうかが判断される。この場合は、キースイッチの状態や内燃機関の回転の有無等が用いられる。

このステップＳ１１で始動状態と判断（ＹＥＳ）されるとステップＳ１３に進み、吸気ＶＴＣ３を制御する。この場合は、吸気ＶＴＣ３が元々デフォルト状態で、且つ制御目標も同じデフォルト位置なので、図９Ａの吸気弁の開時期（ＩＶＯ１）と閉時期（ＩＶＣ１）に機械的に安定するように制御される。ステップＳ１３で吸気ＶＴＣ３による吸気弁の開時期と閉時期の設定が終了するとステップ１４に進む。

ステップＳ１３で吸気ＶＴＣ３による吸気弁の開時期と閉時期の設定が終了すると、ステップＳ１４では排気ＶＥＬ１を制御する。この場合も、排気ＶＥＬ１が元々デフォルト状態で、且つ制御目標がデフォルト位置なので、図９Ａの排気弁の開時期（ＥＶＯ１）と閉時期（ＥＶＣ１）に機械的に安定するように制御される。これらの設置が終了すると、その後にエンドに抜けてこの制御フローを終了する。これによって内燃機関の始動が開始されるものである。

次に、ステップＳ１１で始動状態でないと判断されると、ステップＳ１２に進んで内燃機関の運転領域を判断する。ステップＳ１２では低回転低負荷領域かどうかが判断される。この場合は、例えば回転数と負荷によってマッピングされた回転数−負荷マップによって運転領域を特定することができる。このステップＳ１２で低回転低負荷領域と判断されるとステップＳ１３、１４に進み、低回転低負荷領域にないと判断されるステップＳ１５に進む。

ステップＳ１２で低回転低負荷領域と判断（ＹＥＳ）されるとステップＳ１３に進み、吸気ＶＴＣ３を制御する。この場合は、図９Ｂの吸気弁の開時期（ＩＶＯ４）と閉時期（ＩＶＣ４）に制御される。ステップＳ１３で吸気ＶＴＣ３による吸気弁の開時期と閉時期の設定が終了するとステップ１４に進む。

ステップＳ１３で吸気ＶＴＣ３による吸気弁の開時期と閉時期の設定が終了すると、ステップＳ１４では排気ＶＥＬ１を制御する。この場合は、排気弁の作動角度が作動角度Ｄ４に変更されて図９Ｂの排気弁の開時期（ＥＶＯ４）と閉時期（ＥＶＣ４）に制御される。
なお、ここで、排気ＶＴＣ２はデフォルト位置（最進角）に維持されたままである。これらの設置が終了すると、その後にエンドに抜けてこの制御フローを終了する。

次に、ステップＳ１２で低回転低負荷領域にないと判断されると、ステップＳ１５に進んで内燃機関の運転領域を判断する。ステップＳ１５では低回転高負荷領域かどうかが判断される。この場合も回転数−負荷マップによって運転領域を特定することができる。このステップＳ１５で低回転高負荷領域と判断されるとステップＳ１１７、１８、１９に進み、低回転高負荷領域にないと判断されるステップＳ１６に進む。

ステップＳ１５で低回転高負荷領域と判断（ＹＥＳ）されるとステップＳ１７に進み、吸気ＶＴＣ３を制御する。この場合は、図９Ｃの吸気弁の開時期（ＩＶＯ１）と閉時期（ＩＶＣ１）に制御される。ステップＳ１７で吸気ＶＴＣ３による吸気弁の開時期と閉時期の設定が終了するとステップ１８に進む。

ステップＳ１７で吸気ＶＴＣ３による吸気弁の開時期と閉時期の設定が終了すると、ステップＳ１８では排気ＶＥＬ１を制御する。この場合は、排気弁の作動角度を作動角度Ｄ２に変更する。更にこの後にステップＳ１９に進んで、作動角度Ｄ２を維持しながら排気ＶＴＣ２を制御して図９Ｃの排気弁の開時期（ＥＶＯ１付近）と閉時期（ＥＶＣ３付近）に制御される。これらの設定が終了すると、その後にエンドに抜けてこの制御フローを終了する。

次に、ステップＳ１５で低回転高負荷領域にないと判断されると、ステップＳ１６に進んで内燃機関の運転領域を高回転高負荷領域と判断する。このステップＳ１６で高回転高負荷領域と判断されるとステップＳ１７、１８、１９に進む。

ステップＳ１６で高回転高負荷領域と判断されるとステップＳ１７に進み、吸気ＶＴＣ３を制御する。この場合は、図９Ｄの吸気弁の開時期（ＩＶＯ２）と閉時期（ＩＶＣ２）に制御される。ステップＳ１７で吸気ＶＴＣ３による吸気弁の開時期と閉時期の設定が終了するとステップ１８に進む。

ステップＳ１７で吸気ＶＴＣ３による吸気弁の開時期と閉時期の設定が終了すると、ステップＳ１８では排気ＶＥＬ１を制御する。この場合は、排気弁の作動角度を作動角度Ｄ３に変更する。更にこの後にステップＳ１９に進んで、作動角度Ｄ３を維持しながら排気ＶＴＣ２をデフォルト位置に制御して図９Ｄの排気弁の開時期（ＥＶＯ３）と閉時期（ＥＶＣ３）に制御される。これらの設定が終了すると、その後にエンドに抜けてこの制御フローを終了する。

このような制御フローによって図９Ａ乃至図９Ｄに示すような吸排気タイミングの制御を実行できるようになる。

尚、以上説明してきたフローチャートでは、低回転中負荷と判断された場合については示されていないが、この場合の制御フローを追加しても良い。その場合には、吸気ＶＴＣ３によりＩＶＣは例えばＩＶＣ３に制御され、排気ＶＥＬ１によりＥＶＯは例えば図５におけるＥＶＯ２に制御される。

このＩＶＣ３は下死点後９０°より少し手前の中負荷のアトキンソンサイクルに適したタイミングであり、絞り弁をほぼ全開にした状態で、中トルク（中負荷）を発生できるだけの充填効率が得られるタイミングとなっている。

また、このＥＶＯ２は下死点より少し手前の中負荷のアトキンソンサイクルに適したタイミングであり、筒内圧が低負荷より高い分だけ膨張行程末期に筒内負圧が生じるタイミングが遅角するので、その分だけ低負荷時のＥＶＯ４よりは遅角したタイミングとなっている。

以上述べた通り、本発明は所定の低負荷の状態では（１）吸気バルブタイミング機構によって吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を吸気下死点後クランク角９０°付近、又は９０°を越えた遅角位置に制御すると共に吸気弁の開時期（ＩＶＯ）を排気上死点を越えて遅角した位置に制御し、（２）排気作動角可変機構により排気弁の作動角を拡大して、排気弁の開時期（ＥＶＯ）を吸気下死点より進角すると共に、排気弁の閉時期（ＥＶＣ）を排気上死点を越えて遅角した位置に制御するものである。

これによれば、吸気弁の作動角を大きく拡大しなくても、吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）を充分遅角してアトキンソンサイクルを行うことができるので、吸気弁の駆動フリクション損失が低減されて燃費低減効果を向上することが可能となるものである。

尚、以上に説明した実施例では可変動弁機構として、吸気側に油圧可変位相機構（ＶＴＣ）と、排気側に電動連続可変リフト機構（ＶＥＬ）と油圧可変位相機構（ＶＴＣ）を用いる例を示したが、これに限る訳ではなく、本発明の主旨から逸脱しない範囲であれば、構成は特に限定される訳ではない。また、変換エネルギとしては、電力でも良いし油圧でも構わないものである。例えば、排気側に電動連続可変リフト機構（ＶＥＬ）に代えて、油圧式の段階的リフトと作動角を変える可変機構であっても構わないものである。また、リフトは変えずに作動角を変更するものであっても構わない。更に、油圧式ＶＴＣではなく、電動式の可変位相機構であっても構わないものである。

また、吸気ＶＴＣは最進角デフォルトの実施例を示したが、最進角ではないが中間の進角側位置をデフォルトとする方式であっても構わないものである。

尚、本実施例においては、バルブタイミングすなわち吸排気弁の開閉時期は、まさしくリフトが開始するタイミングと終了したタイミングについて示したが、所謂ランプ（緩衝）期間を除いたタイミングとしても良い。すなわち、リフトが開始され僅かなランプ高さのリフトとなったタイミングを開時期、リフトが低下し僅かなランプ高さのリフトとなったタイミングを閉時期としても良い。こうすると、気体の流れの実質的な開始時期あるいは終了時期と略対応するので、より大きな諸効果を得ることができる。

以上説明した実施形態から把握される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。

吸気弁の開時期および閉時期を制御する吸気可変動弁制御機構と排気弁の作動角度を変更制御する排気作動角可変機構の動作を制御するマイクロコンピュータを備えた内燃機関の可変動弁制御装置において、
前記マイクロコンピュータは前記内燃機関が低負荷領域の状態では、
（１）前記吸気バルブタイミング機構によって前記吸気弁の閉時期を吸気下死点後クランク角９０°付近、又は吸気下死点後クランク９０°を越えた遅角位置に制御すると共に前記吸気弁の開時期を吸気上死点を越えて遅角した位置に制御する機能を実行し、
（２）前記排気作動角可変機構により前記排気弁の作動角度を拡大して前記排気弁の開時期を排気下死点より進角すると共に、前記排気弁の閉時期を排気上死点を越えて遅角した位置に制御する機能を実行するものであって、
前記マイクロコンピュータは前記内燃機関の冷機始動時には、
前記吸気バルブタイミング機構により、前記吸気弁の閉時期を吸気下死点付近まで進角側に制御する機能を実行し、
前記排気作動角可変機構により、前記排気弁の作動角度を縮小して前記排気弁の開時期を排気下死点付近に制御すると共に前記排気弁の閉時期を排気上死点付近に制御する機能を実行することを特徴とする。

また、前記マイクロコンピュータは前記内燃機関の低回転高負荷領域では、
前記吸気バルブタイミング機構によって、前記吸気弁の開時期を吸気上死点より進角側に制御する共に前記吸気弁の閉時期を吸気下死点付近まで進角側に制御する機能を実行し、
前記排気作動角可変機構によって前記排気弁の開時期を排気下死点付近とすると共に前記排気弁の閉時期を排気上死点より遅角側に制御する機能を実行することを特徴とする。

また、前記マイクロコンピュータは前記内燃機関の高回転高負荷領域では、
前記吸気バルブタイミング機構によって前記吸気弁の開時期が吸気上死点付近となるように制御する共に前記吸気弁の閉時期を吸気下死点９０°前に制御する機能を実行し、
前記排気作動角可変機構によって前記排気弁の開時期を排気下死点より進角側に制御すると共に前記排気弁の閉時期を排気上死点より遅角側に制御する機能を実行することを特徴とする。

更に、前記マイクロコンピュータは前記内燃機関が低負荷領域では、
前記排気作動角可変機構によって前記排気弁の閉時期を前記吸気弁の開時期付近で正のバルブオーバーラップを生成するように制御する機能を実行することを特徴とする。

尚、本発明は上記した実施例に限定されるものではなく、様々な変形例が含まれる。例えば、上記した実施例は本発明を分かりやすく説明するために詳細に説明したものであり、必ずしも説明した全ての構成を備えるものに限定されるものではない。また、ある実施例の構成の一部を他の実施例の構成に置き換えることが可能であり、また、ある実施例の構成に他の実施例の構成を加えることも可能である。また、各実施例の構成の一部について、他の構成の追加・削除・置換をすることが可能である。

０８…スタータ、０１２…燃料噴射弁、１…リフト制御機構（排気ＶＥＬ）、２…バル
ブタイミング制御機構（排気ＶＴＣ）、３…バルブタイミング制御機構（吸気ＶＴＣ）、
４…吸気バルブ、５…排気バルブ、ＩＶＯ…吸気バルブ開弁時期、ＩＶＣ…吸気バルブ閉
弁時期、ＥＶＯ…排気バルブ開弁時期、ＥＶＣ…排気バルブ閉弁時期。

Claims (10)

1. 内燃機関に設けられた吸気弁の作動角度を所定角度に維持したまま前記吸気弁の開時期及び閉時期を変更する吸気バルブタイミング機構と、前記内燃機関に設けられた排気弁の作動角度を変更する排気作動角可変機構とを有する内燃機関の可変動弁システムにおいて、
   前記内燃機関が低負荷領域の状態では、
   （１）前記吸気バルブタイミング機構によって前記吸気弁の閉時期を吸気下死点後クランク角９０°付近、又は吸気下死点後クランク９０°を越えた遅角位置に制御すると共に前記吸気弁の開時期を吸気上死点を越えて遅角した位置に制御し、
   （２）前記排気作動角可変機構により前記排気弁の開時期を排気下死点より進角すると共に、前記排気弁の閉時期を排気上死点を越えて遅角した位置に制御する
   ことを特徴とする内燃機関の可変動弁システム。
2. 請求項１に記載の内燃機関の可変動弁システムにおいて、
   冷機始動時には、
   前記吸気バルブタイミング機構により、前記吸気弁の閉時期を吸気下死点付近まで進角側に制御すると共に、
   前記排気作動角可変機構により、前記排気弁の作動角度を縮小して前記排気弁の開時期を排気下死点付近に制御すると共に前記排気弁の閉時期を排気上死点付近に制御する
   ことを特徴とする内燃機関の可変動弁システム。
3. 請求項２に記載の内燃機関の可変動弁システムにおいて、
   前記吸気バルブタイミング機構は、変換エネルギが作用しなかった場合に前記吸気弁の閉時期が進角して前記吸気下死点付近に機械的に安定するように構成され、
   前記排気作動角可変機構は、変換エネルギが作用しなかった場合に前記排気弁の作動角度が縮小して、前記排気弁の開時期を遅角して排気下死点付近に機械的に安定すると共に、前記排気弁の閉時期を進角して排気上死点付近に機械的に安定するように構成されている
   ことを特徴とする内燃機関の可変動弁システム
4. 請求項１に記載の内燃機関の可変動弁システムにおいて、
   前記内燃機関の低回転高負荷領域では、
   前記吸気バルブタイミング機構によって、前記吸気弁の開時期を吸気上死点より進角側に制御する共に前記吸気弁の閉時期を吸気下死点付近まで進角側に制御し、
   前記排気作動角可変機構によって前記排気弁の開時期を排気下死点付近とすると共に前記排気弁の閉時期を排気上死点より遅角側に制御する
   ことを特徴とする内燃機関の可変動弁システム。
5. 請求項４に記載の内燃機関の可変動弁システムにおいて、
   前記内燃機関の高回転高負荷領域では、
   前記吸気バルブタイミング機構によって前記吸気弁の開時期が吸気上死点付近となるように制御する共に前記吸気弁の閉時期を吸気下死点９０°前に制御し、
   前記排気作動角可変機構によって前記排気弁の開時期を排気下死点より進角側に制御すると共に前記排気弁の閉時期を排気上死点より遅角側に制御する
   ことを特徴とする内燃機関の可変動弁システム。
6. 請求項１に記載の内燃機関の可変動弁システムにおいて、
   前記内燃機関が低負荷領域では、前記排気作動角可変機構によって前記排気弁の閉時期を前記吸気弁の開時期付近で正のバルブオーバーラップを生成するように制御する
   ことを特徴とする内燃機関の可変動弁システム。
7. 請求項１に記載の内燃機関の可変動弁システムにおいて、
   前記排気作動角可変機構は、排気弁のリフト量を可変とする可変リフト機構であることを特徴とする内燃機関の可変動弁システム。
8. 請求項１に記載の内燃機関の可変動弁システムにおいて、
   前記吸気バルブタイミング機構は、内燃機関に用いられる油圧によって駆動されることを特徴とする内燃機関の可変動弁システム。
9. 請求項１に記載の内燃機関の可変動弁システムにおいて、
   前記吸気バルブタイミング機構は、外部電源から供給される電力によって駆動されることを特徴とする内燃機関の可変動弁システム。
10. 吸気弁の開時期および閉時期を制御する吸気可変動弁制御機構と排気弁の作動角度を変更制御する排気作動角可変機構の動作を制御するマイクロコンピュータを備えた内燃機関の可変動弁制御装置において、
    前記マイクロコンピュータは前記内燃機関が低負荷領域の状態では、
    （１）前記吸気バルブタイミング機構によって前記吸気弁の閉時期を吸気下死点後クランク角９０°付近、又は吸気下死点後クランク９０°を越えた遅角位置に制御すると共に前記吸気弁の開時期を吸気上死点を越えて遅角した位置に制御する機能を実行し、
    （２）前記排気作動角可変機構により前記排気弁の作動角度を拡大して前記排気弁の開時期を排気下死点より進角すると共に、前記排気弁の閉時期を排気上死点を越えて遅角した位置に制御する機能を実行する
    ことを特徴とする内燃機関の可変動弁制御装置。

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