JP3424249B2 - 過給機付エンジン - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、１つの気筒に２つ以上
の吸気弁を設けるとともに吸気通路に過給機を設けた過
給機付エンジンに関するものである。

【０００２】

【従来の技術】従来から、吸気通路に過給機を設けるこ
とにより、充填効率を高め、トルクアップを図るように
したエンジンは広く知られている。このように過給によ
り充填効率を高める場合に、低回転高負荷領域でノッキ
ングが生じやすくなるとともに、高回転高負荷域で排気
温度が上昇し易くなり、このノッキングや排気温度上昇
を避けるという制約のため、充填効率の向上が妨げられ
易い。

【０００３】このような問題に対し、過給機付エンジン
においてノッキングの防止を図るものとしては、例えば
特開平２−１１９６２０号公報に示されるように、吸気
弁閉時期を遅らせ、または吸・排気弁の開弁期間のオー
バラップ量を大きくする技術が知られている。つまり、
吸気弁閉時期を下死点より大きく遅らせると、有効圧縮
比が減少し、圧縮仕事による温度上昇が抑制されること
により耐ノック性が高められる。また、吸・排気弁の開
弁期間のオーバラップ量を大きく設定すると、掃気性が
高められて残留排気ガスの減少により耐ノック性が高め
られる。

【０００４】また、過給機付エンジンにおいて排気温度
上昇の抑制を図るものとしては、例えば特開平３−２３
３２７号公報に示されるように、過給域で空燃比をリー
ンにするもの等がある。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】ノッキング抑制のため
には、上記のようなもののほかに、シリンダボア径を小
さくして火炎伝播距離を短縮することが考えられ、また
点火時期を遅角させるというような手法もある。また、
出力向上を図る上では、１つの気筒に２つ以上の吸気弁
を設けることが吸気開口面積の増大等をもたらして望ま
しい。

【０００６】ところで、ノッキング抑制および出力向上
のためには上記のようなシリンダボア径、点火時期、さ
らにエンジンの圧縮比、過給機の圧力比等の種々の要因
が関係する。しかしながら、従来の過給付エンジンで
は、これら各種の要因の関係について充分に考慮されて
おらず、耐ノック性および出力向上等の面で改善の余地
があった。

【０００７】本発明は、上記の事情に鑑み、過給機の圧
力比、エンジンのシリンダボア径、幾何学的圧縮比等の
関係につき、耐ノック性を確保しつつエンジンのトルク
アップを図るために最適な条件を与えることができる過
給機付エンジンを提供することを目的とする。

【０００８】

【課題を解決するための手段】上記目的を達成するため
に、本発明は、１つの気筒に２つ以上の吸気弁を設け、
かつ、点火プラグを備えた火花点火式の往復動ピストン
型エンジンの吸気通路に過給機を具備した過給機付エン
ジンにおいて、シリンダボア径を７０mm以下、単室容積
を４００ｃｃ以下に設定し、エンジンの最高馬力発生回
転数を５０００ｒｐｍ以上で８０００ｒｐｍ以下にする
とともに、高負荷時における過給機吐出側圧力（Ｐ）の
大気圧（Ｐ０）に対する圧力比（γ＝Ｐ／Ｐ０）と、エ
ンジンの幾何学的圧縮比（ε）と、シリンダボア径（Ｂ
mm）との関係が次の式を満足するように設定したもので
ある。

【０００９】 γ≧−０．２９・ε＋６．０−０．０２２・Ｂ この発明において、シリンダボア径を５０mm以上とする
ことが好ましい。

【００１０】また、吸気弁の閉時期をクランク角で下死
点後６０°以上に設定し、もしくは吸気弁と排気弁の開
弁期間のオーバラップ量をクランク角で２０°以上に設
定するとともに、高負荷時における過給機吐出側圧力
（Ｐ）の大気圧（Ｐ₀）に対する圧力比（γ＝Ｐ／Ｐ₀）
とエンジンの幾何学的圧縮比（ε）とシリンダのボア径
（Ｂ）との関係が次の式を満足するように設定すること
が好ましい。

【００１１】 γ≧−０．２９・ε＋６．２−０．０２２・Ｂまた、高負荷時に吸気系への排気ガスの還流を行う手段
を備える場合に、高負荷時における過給機吐出側圧力
（Ｐ）の大気圧（Ｐ０）に対する圧力比（γ＝Ｐ／Ｐ
０）と、ＥＧＲ率（Ｒｅ）と、エンジンの幾何学的圧縮
比（ε）と、シリンダボア径（Ｂmm）と、燃料のオクタ
ン価（Ｒｏ）との関係が次の式を満足するように設定す
ることが好ましい。 γ・ (１＋Ｒｅ／１００)≧−０．２９・ε＋(０．０９＋０．０５９・Ｒｏ) −０．０２２・Ｂ＋０．００７・Ｒｅ／１００

【００１２】

【作用】上記構成によると、シリンダボア径が小さいス
モールボアとされることで耐ノック性が高められ、さら
に、上記圧力比γと幾何学的圧縮比εとシリンダボア径
Ｂとが上記関係を満足する範囲で、耐ノック性が確保さ
れるように点火時期が調整されつつトルクがほぼ最大限
に高められる。

【００１３】とくにシリンダボア径を５０≦Ｂ≦７０の
範囲とすると、シリンダボア小径化の要求とエンジン性
能上の要求に適合する。

【００１４】また、吸気弁を遅閉じとし、もしくは吸・
排気弁のオーバラップ量を大とすることで、耐ノック性
がより一層高められる。

【００１５】

【実施例】本発明の実施例を図面に基づいて説明する。
図１は本発明の一実施例による過給機付エンジンの全体
構造を示す。この図に例示するエンジンはＶ型エンジン
であって、エンジン本体１が、互いにＶ型をなす一対の
バンク１Ａ，１Ｂを備え、各バンク１Ａ，１Ｂにそれぞ
れ複数の気筒２が配設され、例えば３個ずつの気筒２が
配設されている。

【００１６】上記各気筒２にはそれぞれ、第１，第２の
２つの吸気ポート３ａ，３ｂと、第１，第２の２つの排
気ポート４ａ，４ｂとが燃焼室に開口するように形成さ
れ、上記各吸気ポート３ａ，３ｂに吸気弁（図示せず）
が設けられ、各排気ポート４ａ，４ｂに排気弁（図示せ
ず）が設けられている。上記吸気弁を駆動する動弁機構
には、例えばカムプーリに対するカムシャフト６の位相
を変更可能とすることにより吸気弁の開閉タイミングを
変更可能とするバルブタイミング可変機構５が設けられ
ている。さらに各気筒２には、図２に示すように点火プ
ラグ７が設けられ、この点火プラグ７は、点火コイルお
よびディストリビュータ等を含む点火回路８に接続され
ている。

【００１７】また、図１に示すように上記各吸気ポート
３ａ，３ｂには、吸気通路１０の下流側の独立吸気通路
１１が接続され、この各独立吸気通路１１の吸気ポート
近傍には、燃料を噴射供給するインジェクタ９が設けら
れている。

【００１８】上記吸気通路１０は、上記各独立吸気通路
１１を有する吸気マニホールド１２と、上流側の共通吸
気通路１３とからなっている。この共通吸気通路１３に
は、エアクリーナ１４、エアフローメータ１５およびス
ロットル弁１６が配設されるとともに、過給機１７が設
けられている。図示の過給機１７は、エンジン出力軸に
よりベルト等の伝動手段を介して駆動される機械式過給
機であり、とくに望ましくは、大きな圧力比が得られる
ように、リショルム型過給機等の内部圧縮型過給機が用
いられる。そして、低負荷時の駆動ロス低減等のため、
スロットル弁１６より下流に過給機１７が配置されてい
る。さらにこの過給機１７の下流にインタークーラ１８
が設けられるとともに、過給機１７をバイパスするバイ
パス通路１９と、この通路１９を開閉するバイパス制御
弁２０とが設けられている。

【００１９】また、吸気系への排気ガスの還流（ＥＧ
Ｒ）を行うようにＥＧＲ通路が形成され、図示の実施例
では、低負荷用ＥＧＲ通路２１および高負荷用ＥＧＲ通
路２２が設けられている。上記低負荷用ＥＧＲ通路２１
は、その一端が排気マニホールド２３に接続され、他端
側が分岐して上記各独立吸気通路１１に接続されてい
る。この低負荷用ＥＧＲ通路２１の途中には、低負荷用
ＥＧＲバルブ２４が設けられている。また、上記高負荷
用ＥＧＲ通路２２は、その一端が排気浄化用の触媒コン
バータ２５より下流の排気通路２６に接続され、他端が
上記過給機１７より上流の共通吸気通路１３に接続され
ている。この高負荷用ＥＧＲ通路２２には、カーボント
ラップ２７、ＥＧＲクーラ２８および高負荷用ＥＧＲバ
ルブ２９が設けられている。なお、高負荷用ＥＧＲ通路
２２を通してＥＧＲが行われるときは、排気通路の比較
的下流側からＥＧＲガスが比較的長い経路を通って燃焼
室に導かれ、かつＥＧＲクーラ２８が設けられているこ
とにより、充分にＥＧＲガスが冷却されるようになって
いる。

【００２０】また、３０はエンジン制御用のコントロー
ルユニット（ＥＣＵ）であり、上記エアフローメータ１
５と、エンジン回転数センサ３１、スロットル開度セン
サ３２等からの信号を受け、吸入空気量等に応じてイン
ジェクタ９からの燃料噴射量の制御を行うとともに、運
転状態に応じた点火時期の制御を行い、さらに、上記バ
ルブタイミング可変機構５、バイパス制御弁２０および
ＥＧＲバルブ２４，２９の制御等を行うようになってい
る。

【００２１】なお、上記バルブタイミング可変機構５
は、図３に示すように吸気弁の開閉タイミングを比較的
進角側の第１のタイミングＩＶ１とこれよりも遅い第２
のタイミングＩＶ２とに変更可能とすることにより、排
気弁（ＥＶ）との開弁オーバラップ量Ｏ／Ｌおよび吸気
弁閉時期ＩＣを変えることができるようになっている。
そして、上記コントロールユニット３０により運転状態
に応じて吸気弁開閉タイミングが制御され、例えば低負
荷側では第１のタイミングＩＶ１、高負荷側では第２の
タイミングＩＶ２とされる。

【００２２】また、上記バイパス制御弁２０は、低負荷
側で開かれ、高負荷側で閉じられるように制御される。
また、ＥＧＲの制御としては、アイドル領域では両ＥＧ
Ｒバルブ２４，２９が閉じられ、アイドル領域を除く低
負荷領域では低負荷用ＥＧＲバルブ２４が開かれ、高負
荷領域では高負荷用ＥＧＲバルブ２９が開かれようにな
っている。

【００２３】このようなエンジンにおいて、シリンダボ
ア径Ｂは７０mm以下とされており、望ましくは、５０mm
≦Ｂ≦７０mmとされる。

【００２４】また、高負荷時における過給機吐出側圧力
Ｐの大気圧Ｐ₀に対する圧力比γ(＝Ｐ／Ｐ₀）と、エン
ジンの幾何学的圧縮比εと、シリンダボア径Ｂ（mm）と
の関係が次の(1)式を満足するように設定されている。

【００２５】

【数１】 γ≧−０．２９・ε＋６．０−０．０２２・Ｂ ……(1) そして、上記(1)式を満足する設定の下で、点火時期
は、上記圧力比γに依存する充填効率と幾何学的圧縮比
εとに応じ、ノッキングが防止される程度のリタード量
となるように制御されている。

【００２６】以上のような当実施例の装置によると、信
頼性の確保および吸気抵抗急増防止の要求を満足する範
囲で、ノッキング抑制に有利なようにシリンダボア径が
小さくされ、さらに、ノッキングが生じないように点火
時期が調整されつつ、充填効率が高められて、エンジン
のトルクがほぼ最大限に高められる。このような作用
を、図４乃至図１２に示すデータに基づいて次に説明す
る。

【００２７】シリンダボア径の設定の根拠および作用 過給機付エンジンにおいて耐ノック性を高めるには、シ
リンダボア径を極力小さくすることが望ましく、クラン
クシャフトの軸受荷重軽減のためにもシリンダボア径を
小さくすることが望ましい。一方、シリンダボア径を小
さくしつつピストンストロークを大きくして所定の排気
量を確保しようとするとき、ピストンスピードの信頼性
上の限界と、吸気弁縮小に伴う吸気抵抗急増による限界
とを考慮する必要がある。

【００２８】すなわち、ピストンスピードの信頼性上の
限界について考察すると、平均ピストンスピードＵｍ
は、エンジン回転速度ＮとピストンストロークＳとから
次の(2)式のように求められる。

【００２９】

【数２】Ｕｍ＝（Ｎ／３０）・Ｓ ……(2) ところで、平均ピストンスピードＵｍの限界値は、通
常、Ｕｍ＝２０ｍ／ｓ（＝２．０×１０⁴ mm／ｓ）とい
われており、これを上式に代入すると、そのときのピス
トンストロークがエンジン回転速度に応じて求まる。そ
して、このピストンストロークに基づいてシリンダボア
径Ｂに対応する単室容積が求まる。このＵｍ＝２．０×
１０⁴ mm／ｓとなる単室容積を、エンジン回転速度が４
０００ｒｐｍから８０００ｒｐｍまでの１０００ｒｐｍ
毎にシリンダボア径に対応させて示すと、図５中の一点
鎖線のようになる。

【００３０】また、一般的に、平均吸気マッハ数Ｍｉが
Ｍｉ＝０．５となったとき、吸気抵抗が急増し、これに
より体積効率が急減することが知られている。平均吸気
マッハ数Ｍｉは、次の(3)式のように表すことができ
る。

【００３１】

【数３】 Ｍｉ＝｛Ｖh・（η_V／100）｝／｛ａ・Ｆim・(θic−θio)／６・Ｎ｝……(3) ここに、 Ｖh：単室容積 η_V：体積効率 ａ：音速 θic：吸気弁開時期 θio：吸気弁閉時期 Ｎ：エンジン回転速度 Ｆim：平均吸気開口面積 である。なお、平均吸気開口面積Ｆimは、Ｆim＝Ｆia／
（θic−θio）とあらわすことができる。ただし、Ｆia
は吸気弁有効角度面積である。

【００３２】また緒条件を次のように定める。

【００３３】(1) １気筒当り吸気２弁および排気２弁を
有して、吸気弁同士および排気弁同士は同一サイズと
し、吸気弁と排気弁の面積比をスロート部で１．５とす
る。

【００３４】(2) 体積効率は１００％とする。

【００３５】(3) 燃焼室形状：ペントルーフ型 (4) 両吸気弁バルブシート間の間隔：２．５mm以上 (5) 吸・排気弁バルブシート間の間隔：３．５mm以上 (6) 両排気弁バルブシート間の間隔：４．０mm以上 (7) 吸気弁バルブシートと点火プラグとの間隔：２．５
mm以上 (8) 排気弁バルブシートと点火プラグとの間隔：３．５
mm以上 (9) バルブ挾み角：３０度 (10)プラグ径：直径１４mm (11)ステム径：直径６mm (12)スロート径＝バルブシート径−５mm (13)バルブリフト：８．５mm (14)開弁期間：２５６degCA このような諸条件を特定すると、吸気弁有効角度面積Ｆ
iaとシリンダボア径とが図４に示すような対応関係を有
し、上記平均マッハ数Ｍｉは、単室容積とシリンダボア
径とエンジン回転速度とに依存する。そして、エンジン
回転速度が４０００ｒｐｍから８０００ｒｐｍまでの１
０００ｒｐｍ毎にシリンダボア径に対してＭｉ＝０．５
となる単室容積を求めると、図５中の実線のようにな
る。

【００３６】ところで、Ｕｍ＝２．０×１０⁴ mm／ｓと
なるエンジン回転速度をＮａ、Ｍｉ＝０．５となるエン
ジン回転速度をＮｂとすると、Ｎｂ＞Ｎａになれば、信
頼性上の限界よりも高速側まで空気が充分に入るほどに
シリンダボア径を大きく設定したこととなって、シリン
ダボア小径化の要求に反する。一方、Ｎａ−Ｎｂ＞２０
００ｒｐｍになれば、信頼性上の限界と比べ、最高馬力
発生回転速度（Ｎｂ付近の回転速度）が低くなりすぎ
て、性能的に好ましくない。また、性能的に最高馬力発
生回転速度は５０００ｒｐｍ以上が望ましく、信頼性上
の限界としては８０００ｒｐｍ以下であればよい。

【００３７】これらの点から、Ｎａ≧Ｎｂ、Ｎａ−Ｎｂ
≦２０００ｒｐｍ、Ｎｂ≧５０００ｒｐｍ、Ｎａ≦８０
００ｒｐｍとなる範囲、つまり図５中にハッチングで示
した範囲が、シリンダボア小径化の要求とエンジン性能
上の要求を満足するものとなる。シリンダボア径Ｂでい
えば、概略的に５０≦Ｂ≦７０が好ましい範囲となる。
また、単室容積は１５０ｃｃ乃至４００ｃｃの範囲と
し、ピストンストロークとシリンダボア径との比は１よ
り大とすることが好ましい。

【００３８】前記(1)式を満足する設定の根拠および作
用 図６は、幾何学的圧縮比をパラメータとして、ε＝６，
７，８，９の各場合につき、充填効率と、点火時期のＭ
ＢＴからのリタード量との関係を線Ａ１，Ａ２，Ａ３，
Ａ４で示しており、そのリタード量は充填効率に応じて
ノッキングが生じない程度に調整した値である。なお、
このデータはシリンダボア径ＢをＢ＝６３mmとしたとき
のデータである。

【００３９】この図のように、ノッキングは幾何学的圧
縮比εが高くなるつれて、また充填効率η_cが高くなる
につれて生じ易くなるので、ＭＢＴでノッキングが生じ
ないようにするためには幾何学的圧縮比εが高くなるほ
ど充填効率η_cが引き下げられ、幾何学的圧縮比εが
１．０だけ高くなると充填効率η_cが約２８％低下す
る。また、一定の幾何学的圧縮比εにおいては充填効率
η_cが高くなるにつれて点火時期のリタード量が比例的
に大きくされ、一定の充填効率η_cでは幾何学的圧縮比
εが高くなるにつれて点火時期のリタード量が比例的に
大きくされることが、ノッキング防止のために必要とな
る。従って、これら幾何学的圧縮比εおよび充填効率η
_cと点火時期リタード量との関係が図６のような特性と
なる。

【００４０】図７は点火時期のＭＢＴからのリタード量
とトルク低下率との関係を示し、この図のように、リタ
ード量が大きくなるにつれてトルク低下率が二次関数的
に増大する。

【００４１】図８は、充填効率η_cおよび幾何学的圧縮
比εと点火時期のリタード量との関係を線Ａ２，Ａ３，
Ａ４（これらは図３に示したものと同様）で示すととも
に、点火時期リタードに伴うトルク低下を考慮した実質
的な充填効率向上代を破線Ｂ２，Ｂ３，Ｂ４で示してい
る。この実質的な充填効率向上代は、エンジンのトルク
に相当するもので、図中に示した各圧縮比で点火時期を
リタードさせつつ充填効率を高めた場合のトルク上昇
を、ＭＢＴの点火時期のままで充填量を増加させて同等
のトルクが得られるようにしたと仮定した場合の充填効
率向上代に換算したものである。

【００４２】この図のように、点火時期をリタードさせ
つつ充填効率η_cを上昇させた場合に、その上昇（線Ａ
２，Ａ３，Ａ４）に伴うトルクアップ分から点火時期リ
タードに伴うトルクダウン分を差し引いた量が実際のト
ルク変化となり（破線Ｂ２，Ｂ３，Ｂ４）、点火時期リ
タード量がある程度大きくなったところでトルクが最大
となり、それ以上にリタード量が増加すると充填効率η
_cが上昇してもトルクは低下する。そこで、充填効率η_c
の上昇につれて生じ易くなるノッキングを点火時期のリ
タードで抑制するようにしつつ、充填効率η_cの上昇に
よりトルクアップを図るには、破線Ｂ２，Ｂ３，Ｂ４で
示す特性における最大値付近のトルクが得られることが
望ましく、最大値から２％以内とすることが効果的であ
る。そこで、トルクがこの程度に達するリタード量およ
び充填効率η_cをプロットし（点ｃ₂，ｃ₃，ｃ₄）、これ
らを結ぶと、線Ｃのようになる。

【００４３】この図８のデータに基づき、点火時期をリ
タードしつつ最大値トルクより２％だけ低いトルクが得
られるところまで充填効率η_cを高めた場合の、圧縮比
εと充填効率η_cとの関係を求めると、図９中の線Ｅの
ようになる。つまりこの線Ｅは、図８中の線Ｃの特性
を、横軸を圧縮比εとして表したものである。また、図
９中の線Ｄは、点火時期のノック限界がＭＢＴと一致す
るように充填効率η_cを調整した場合（図６中の点ａ₁，
ａ₂，ａ₃，ａ₄に相当）の、圧縮比εと充填効率η_cとの
関係を示す。

【００４４】上記の線Ｄと線Ｅとの比較から明らかなよ
うに、点火時期をリタードしつつ充填効率η_cを高める
ことで、トルクアップが図られる。線Ｅの特性を数式化
すると、

【００４５】

【数４】η_c＝−２４・ε＋３７５ ……(4) となる。ただし、このデータはシリンダボア径ＢをＢ＝
６３mmとしたときのものである。シリンダボア径Ｂとの
関係としては、一定の耐ノック性が得られる充填効率η
_cはシリンダボア径Ｂが小さくなるにつれて高くなり、
当発明者が実験的に確認したところによると、シリンダ
ボア径Ｂを４mm小さくすると充填効率η_cを７％高める
ことができた。このことから、上記(4)式にシリンダボ
ア径Ｂを加味すると、次の(5)式が得られる。

【００４６】

【数５】 η_c＝−２４・ε＋３７５−７／４（Ｂ−６３） ……(5) また、大気温度をＴｏをＴｏ＝３００°Ｋ、過給エア温
度Ｔｂ（インタークーラの作用でほぼ一定）をＴｂ＝３
３３°Ｋ（６０°Ｃ）、体積効率η_vをη_v＝０．９×１
００％とすると、充填効率η_cと過給機の圧力比γ（過
給機吐出側圧力Ｐの大気圧Ｐ₀との比Ｐ／Ｐ₀）との関係
としては、

【００４７】

【数６】 η_c＝η_v×（Ｔｏ／Ｔｂ）×γ＝９０×（３００／３３３）×γ ≒８１・γ ……(6) となる。これを図示すると、図１０のようになる。

【００４８】(6)式を(5)式に代入すると、

【００４９】

【数７】 γ＝−０．２９６・ε＋６．０−０．０２２Ｂ ……(7) となり、Ｂ＝６３mmのときは、図１１中の線Ｇのように
なる。そして、この(7)式で与えられるラインの上側
で、略最大トルクが得られる。

【００５０】従って、近似的に前記(1)式の関係が与え
られ、この関係を満足する設定により、点火時期リター
ドで耐ノック性が確保されつつ、略最大にまでトルクが
高められることとなる。

【００５１】吸気弁遅閉じおよび掃気によるノッキング
抑制作用が加わった場合 図３に示すようなバルブ作動特性において、吸気弁閉時
期ＩＣをクランク角で下死点後６０°以上に遅く設定す
ると、有効圧縮比が減少し、圧縮仕事による温度上昇が
抑制されることにより耐ノック性が高められる。また、
吸・排気弁の開弁期間のオーバラップ量Ｏ／Ｌをクラン
ク角で２０°以上に大きく設定すると、掃気性が高めら
れて残留排気ガスの減少により耐ノック性が高められ
る。

【００５２】そこで、少なくとも低回転高負荷領域で、
上記のように吸気弁閉時期を遅くし、または上記オーバ
ラップ量を大きくすることで耐ノック性を高めた上で、
点火時期をリタードしつつ最大トルクより２％だけ低い
トルクが得られるところまで充填効率η_cを高めるよう
にした場合、Ｂ＝６３mmでの圧縮比εと充填効率η_cと
の対応関係は図９中の線Ｆのようになり、線Ｅの特性と
比べて充填効率η_cが約２０％高くなる。従って、これ
にシリンダボア径Ｂを加味して対応関係を数式化する
と、次の(8)式のようになる。

【００５３】

【数８】 η_c＝−２４・ε＋３９５−７／４（Ｂ−６３） ……(8) 充填効率η_cを過給圧力比γに換算すると、

【００５４】

【数９】 γ＝−０．２９６・ε＋６．２−０．０２２Ｂ ……(9) となり、Ｂ＝６３mmのときは、図１１中の線Ｈのように
なる。

【００５５】従って、このように吸気弁遅閉じまたは掃
気作用が加わった場合は、近似的に、次の(10)式を満足
する設定により、耐ノック性が確保されつつ、略最大に
までトルクが高められることとなる。

【００５６】 γ≧−０．２９・ε＋６．２−０．０２２・Ｂ ……(10)ＥＧＲおよび燃料のオクタン価を考慮した場合 図１に示
すようなエンジンにおいて、高負荷時に高負荷用ＥＧＲ
通路２２によって充分に冷却したＥＧＲガスを燃焼室に
供給すると、耐ノック性が高められる。また、燃料のオ
クタン価が高くなるにつれて耐ノック性が高められる。

【００５７】そこで、冷却したＥＧＲガスを燃焼室に供
給する場合のＥＧＲ率をＲｅ（％）、燃料のオクタン価
をＲｏとし、前記(1)式にこれらの影響を加味すると、 γ・（１＋Ｒｅ／１００）≧−０．２９・ε＋（ａ＋ｂ・Ｒｏ） −０．０２２・Ｂ＋ｃ・Ｒｅ／１００……(11) となる。この式において、ａ，ｂ，ｃは定数であり、当
発明者が実験的に求めたところでは、ａ＝０．０９、ｂ
＝０．０５９、ｃ＝０．００７であった。なお、上記
ａ，ｂ，ｃの各値を代入するとともに、オクタン価Ｒｏ
を約１００、ＥＧＲ率Ｒｅを０とすれば、前記(1)式と
なる。

【００５８】排気温度に及ぼす影響 前記の(1)式または(10)式もしくは(11)式を満足するよ
うに設定する場合に、先ず圧縮比εが排気温度に及ぼす
影響を考えた場合、圧縮比εを高くすると膨張比が大き
くなることにより排気温度が低下し、圧縮比εが低くな
るにつれて排気温度が上昇する傾向がある。

【００５９】ところが、圧縮比εおよび充填効率η_cに
応じて耐ノック性確保のために点火時期が調整されるの
で、圧縮比εが低くなると点火時期が進角されることに
より、排気温度の上昇が避けられる。この作用を、前述
の図６と、図１２とに基づいて説明する。

【００６０】図１２は、排気温度低減に関して実験的に
調べたデータを表したもので、圧縮比εの上昇と点火時
期の進角とがそれぞれが排気温度に及ぼす影響を示し、
さらに冷却したＥＧＲガスを供給した場合、空燃比をリ
ッチにした場合、吸気温を低減した場合、排圧を低減し
た場合のそれぞれが排気温度に及ぼす影響についても比
較のために示している。この図から明らかなように、圧
縮比εを１だけ変化させれば排気温度が約２０°Ｃ変化
し、一方、点火時期を５degだけ変えれば排気温度が約
４０°Ｃ変化する。従って、圧縮比εが１だけ低くなっ
た場合に、それによる排気温度上昇を打ち消すには、点
火時期を２．５deg程度進角させればよい。

【００６１】また、図６中に示すように、耐ノック性を
同一に保つには、圧縮比εを１だけ高くすると充填効率
η_cを約２８％低下させる必要があり、一方、点火時期
を１degだけ進めると充填効率η_cを約４％低下させる必
要がある。従って、圧縮比εが１だけ低くなったとき
に、充填効率η_cおよび耐ノック性を同一に保つには点
火時期を７deg程度進角すればよい。そしてこの程度に
進角させると、排気温度が、圧縮比εが低くなったこと
による上昇分以上に引き下げられることとなる。

【００６２】このように、点火時期を調整すれば、圧縮
比εが低い場合でも排気温度の上昇を招くことがない。

【００６３】なお、本発明の過給機付エンジンにおい
て、過給機は実施例に示すリショルム型過給機に限ら
ず、他の機械式過給機あるいはターボ過給機等であって
もよい。

【００６４】

【発明の効果】本発明は、１つの気筒に２つ以上の吸気
弁を設け、かつ点火プラグを備えた火花点火式の過給機
付エンジンにおいて、シリンダボア径を７０mm以下、単
室容積を４００ｃｃ以下、エンジンの最高馬力発生回転
数を５０００ｒｐｍ以上で８０００ｒｐｍ以下とするこ
とにより、図５に示したデータから理解されるように、
エンジンの信頼性及び性能上の要求を満足しつつ有効に
シリンダボア径を小さくして耐ノック性を高めることが
できる。その上に、過給機の圧力比γと、エンジンの幾
何学的圧縮比εと、シリンダボア径Ｂ（mm）との関係を
γ≧−０．２９・ε＋６．０−０．０２２・Ｂとしてい
るため、図６乃至図１１のデータから理解されるよう
に、耐ノック性を確保しつつ、ほぼ最大トルクが得られ
る状態まで充填効率を高めることができる。

【００６５】さらに、シリンダボア径Ｂを５０≦Ｂ≦７
０の範囲とすると、エンジン性能上の要求を満足しつつ
シリンダボア径を小さくすることができる。

【００６６】また、吸気弁の閉時期をクランク角で下死
点後６０°以上に設定し、もしくは吸気弁と排気弁の開
弁期間のオーバラップ量をクランク角で２０°以上に設
定するとともに、γ≧−０．２９・ε＋６．２−０．０
２２・Ｂとすると、吸気弁の遅閉じもしくは上記オーバ
ラップ量大となることによりさらに耐ノック性が高めら
れ、これと関連してエンジントルクをより一層高めるこ
とができるような関係を得ることができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の一実施例による過給機付エンジンの全
体概略図である。

【図２】エンジン本体とその付近の部分の概略図であ
る。

【図３】バルブタイミングを示す図である。

【図４】シリンダボア径と吸気弁有効角度面積との関係
を示す図である。

【図５】シリンダボア径と単室容積との関係を示す図で
ある。

【図６】ＭＢＴからのリタード量、充填効率および圧縮
比の関係を示す図である。

【図７】ＭＢＴからのリタード量とトルク低下率との関
係を示す図である。

【図８】ＭＢＴからのリタード量、充填効率、圧縮比お
よびトルクの関係を示す図である。

【図９】圧縮比と充填効率との関係を示す図である。

【図１０】過給圧力比と充填効率との関係を示す図であ
る。

【図１１】圧縮比と過給圧力比との関係を示す図であ
る。

【図１２】各種要素による排気温度低減効果を示す図で
ある。

【符号の説明】

１ エンジン本体 ３ａ，３ｂ 吸気ポート １０ 吸気通路 １７ 過給機

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 昭63−239312（ＪＰ，Ａ) 特開 平２−119620（ＪＰ，Ａ) ＧＰ企画センター編著，「ターボ車メ カニズムとドライビング」，株式会社グ ランプリ出版，1990年９月２ (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) F02B 33/36

Claims (5)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 １つの気筒に２つ以上の吸気弁を設け、
   かつ、点火プラグを備えた火花点火式の往復動ピストン
   型エンジンの吸気通路に過給機を具備した過給機付エン
   ジンにおいて、シリンダボア径を７０mm以下、単室容積
   を４００ｃｃ以下に設定し、エンジンの最高馬力発生回
   転数を５０００ｒｐｍ以上で８０００ｒｐｍ以下にする
   とともに、高負荷時における過給機吐出側圧力（Ｐ）の
   大気圧（Ｐ０）に対する圧力比（γ＝Ｐ／Ｐ０）と、エ
   ンジンの幾何学的圧縮比（ε）と、シリンダボア径（Ｂ
   mm）との関係が次の式を満足するように設定したことを
   特徴とする過給機付エンジン。 γ≧−０．２９・ε＋６．０−０．０２２・Ｂ
2. 【請求項２】 シリンダボア径を５０mm以上としたこと
   を特徴とする請求項１記載の過給機付エンジン。
3. 【請求項３】 吸気通路に機械式過給機を具備し、吸気
   弁の閉時期をクランク角で下死点後６０°以上に設定す
   るとともに、高負荷時における過給機吐出側圧力（Ｐ）
   の大気圧（Ｐ０）に対する圧力比（γ＝Ｐ／Ｐ０）とエ
   ンジンの幾何学的圧縮比（ε）とシリンダのボア径（Ｂ
   mm）との関係が次の式を満足するように設定したことを
   特徴とする請求項１記載の過給機付エンジン。 γ≧−０．２９・ε＋６．２−０．０２２・Ｂ
4. 【請求項４】 吸気通路に機械式過給機を具備し、吸気
   弁と排気弁の開弁期間のオーバラップ量をクランク角で
   ２０°以上に設定するとともに、高負荷時における過給
   機吐出側圧力（Ｐ）の大気圧（Ｐ０）に対する圧力比
   （γ＝Ｐ／Ｐ０）とエンジンの幾何学的圧縮比（ε）と
   シリンダのボア径（Ｂmm）との関係が次の式を満足する
   ように設定したことを特徴とする請求項１記載の過給機
   付エンジン。 γ≧−０．２９・ε＋６．２−０．０２２・Ｂ
5. 【請求項５】 高負荷時に吸気系への排気ガスの還流を
   行う手段を備え、高負荷時における過給機吐出側圧力
   （Ｐ）の大気圧（Ｐ０）に対する圧力比（γ＝Ｐ／Ｐ
   ０）と、ＥＧＲ率（Ｒｅ）と、エンジンの幾何学的圧縮
   比（ε）と、シリンダボア径（Ｂmm）と、燃料のオクタ
   ン価（Ｒｏ）との関係が次の式を満足する ように設定し
   たことを特徴とする請求項１記載の過給機付エンジン。 γ・(１＋Ｒｅ／１００)≧−０．２９・ε＋(０．０９＋０．０５９・Ｒｏ) −０．０２２・Ｂ＋０．００７・Ｒｅ／１００