JP4696977B2 - 可変圧縮比エンジン - Google Patents

Description

この発明は、可変圧縮比エンジンに関する。

エンジンは、空燃比がリーンである方が燃料消費量が少なく燃費が向上する。ところが空燃比がストイキ（空燃比１５程度）よりもややリーンの状態（空燃比１６〜１７程度）では窒素酸化物（ＮＯｘ）の排出量が非常に多くなる。空燃比がさらにリーンの状態では、空燃比が１６程度のときよりはＮＯｘの排出量が減少するものの、それでも依然としてＮＯｘの排出量が多い。またエンジンは希薄空燃比限界を超えては混合気中に含有される燃料が少なすぎて、筒内燃焼が不安定になって運転できない。そこで従来のいわゆるリーンバーンエンジンは、筒内燃焼が不安定にならず、かつ燃費を向上させるために、希薄空燃比限界を超えない範囲で空燃比をリーンにしている。そして、排出される多量のＮＯｘについては触媒で浄化する必要があり、このために使用するＮＯｘ浄化触媒（例えばＮＯｘを一旦トラップしてからＮＯｘを浄化するＮＯｘトラップ触媒など）は高価である。またＮＯｘを還元するために燃料又は過濃燃焼ガスを必要とするので燃費低減効果が少ない。

ところで希薄空燃比限界を拡大するには、圧縮比を高くするとよいことが知られている。すなわち圧縮比が高ければ点火時の燃焼室内容積が小さいので、少ない燃料でも着火しやすくなる。そのため空燃比が、よりリーンな範囲でも安定して筒内燃焼するのである。

そこで特許文献１に記載されたエンジンは、シリンダヘッドに設けた可変容積用ピストンによって燃焼室容積を変化させることで圧縮比を可変にし、低負荷時には圧縮比を高めて希薄空燃比限界を拡大して、よりリーンな空燃比での運転を可能にしている。
特開昭６０−２４０８３７号公報

しかし、前述した従来の可変圧縮比エンジンは、確かに圧縮比を高くすることで希薄燃焼安定限界を拡大でき、空燃比をよりリーンにすることができ、ＮＯｘを減少できる。ところがこのようなエンジンでは、空燃比をせいぜい２４〜２５程度にすることが限界であり、ＮＯｘトラップ触媒などを完全に廃止することができるまでＮＯｘを減少することはできない。

本発明は、このような従来の問題点に着目してなされたものであり、ＮＯｘトラップ触媒等のＮＯｘ浄化装置が不要なほどＮＯｘの排出量が少ない超希薄燃焼を可能とする可変圧縮比エンジンを提供することを目的としている。

本発明は以下のような解決手段によって前記課題を解決する。なお、理解を容易にするために本発明の実施形態に対応する符号を付するが、これに限定されるものではない。

本発明は、運転状態を検出する運転状態検出手段（ステップＳ１）と、燃焼室（３０）の圧縮比を変更する圧縮比変更手段（５１〜５３）と、吸気ポート（５６）の燃焼室（３０）への開口部周囲の燃焼室内壁の一部を隆起させて形成したマスク壁（３６）と、前記吸気ポート（５６）と前記燃焼室との間を開閉する吸気弁（５５）と、前記吸気弁（５５）のリフト量と開閉時期とを前記運転状態に応じて可変制御する吸気弁可変制御手段（８０，９０）と、前記運転状態に応じて負荷が低いほど、前記燃焼室（３０）の圧縮比を高圧縮比化し、さらに前記吸気弁（５５）のリフト量を低リフト化し、前記マスク壁（３６）の高さよりもリフト量が低いときに前記吸気ポート（５６）の前記マスク壁（３６）の設けられていない部分から前記燃焼室（３０）に吸気を導いてスワール流動を発生させる運転状態制御手段（７０）とを備えることを特徴とする。

本発明によれば、低負荷時に圧縮比を高圧縮化することによって燃焼を安定させることができる。さらに、吸気弁のリフト量を低くすることで吸気ポートに設けられたマスク壁が吸気方向を規制して、燃焼室内にスワール流動を発生させることができる。このように燃焼室内のガス流動を強化することによって、低負荷時の燃焼をさらに安定させることができる。したがって、低負荷時の燃焼安定性を向上させることによって、例えば、空燃比を３０以上とするようなＮＯｘをほとんど発生させない超希薄燃焼を実現することができる。また、高負荷時には圧縮比を低圧縮化することによってノッキングの発生を抑制することができる。

以下では図面等を参照して本発明の実施の形態についてさらに詳しく説明する。
（第１実施形態）
図１は、本発明による可変圧縮比エンジンの第１実施形態を示す図である。

本件発明者らは、従来より、図１に示すようなピストンとクランクシャフトとを２つのリンクで連結する複リンク機構による可変圧縮比エンジン（以下「複リンク式可変圧縮比エンジン」という）について鋭意研究を重ねている。この複リンク式可変圧縮比エンジンは、ピストンとクランクシャフトとを１つのリンク（コンロッド）で連結し、圧縮比が一定である通常のエンジン（以下「ノーマルエンジン」という）に比べて、ピストンが上死点付近に滞在する期間が長いという特性がある（詳細は例えば特開2002-285857号公報）。

そして発明者らのさらなる研究によって、この特性を利用すれば、複リンク式可変圧縮比エンジンの希薄燃焼安定限界を拡大でき、ＮＯｘ排出量をほとんど無くすことができるということが知見された。

本発明は、発明者らのそのような知見に基づいてなされたものである。

まず最初に複リンク式可変圧縮比エンジンについて説明する。図１は、本実施形態で採用する複リンク式可変圧縮比エンジンを示す図である。

図１に示すように、エンジン１０は内部に燃焼室３０を有する。エンジン１０は、外気を燃焼室３０に導く吸気ポート５６と、燃焼後の排気を排出する排気ポート６２とを備える。

燃焼室３０と吸気ポート５６との間には吸気弁５５を備える。吸気弁５５は、吸気ポート５６と燃焼室３０との間を開閉して燃焼室３０への吸気量を調節する。また、吸気ポート５６は燃料噴射弁４１を備える。燃料噴射弁４１は、図示しない燃料タンクと連結して燃焼室３０に燃料を供給する。燃料噴射弁４１は、燃料を霧状に噴射して外気と混ぜ合わせて混合気を生成する。燃焼室３０に供給された混合気は点火プラグ４２によって点火される。さらに、吸気ポート５６にはタンブルコントロールバルブ４３を備え、燃焼室内にタンブル流動を発生させる。

また、燃焼室３０と排気ポート６２との間には排気弁６１を備える。排気弁６１は、排気ポート６２と燃焼室３０との間を開閉して排ガスを排出する。排気弁６１は後述するように開閉タイミングの変更が可能である。本実施形態では、排気弁６１の開閉タイミングを制御することによってＥＧＲ量を調整することができる。

複リンク式可変圧縮比エンジン１０は、ピストン３２とクランクシャフト３３とを２つのリンク（アッパリンク（第１リンク）１１、ロアリンク（第２リンク）１２）で連結するとともに、コントロールリンク（第３リンク）１３でロアリンク１２の姿勢を制御して機関圧縮比を変更する。

アッパリンク１１は、上端をピストンピン２１を介してピストン３２に連結し、下端を連結ピン２２を介してロアリンク１２の一端に連結する。ピストン３２は、燃焼圧力を受け、シリンダブロック３１のシリンダ３１ａ内を往復動する。

ロアリンク１２は、一端を連結ピン２２を介してアッパリンク１１に連結し、他端を連結ピン２３を介してコントロールリンク１３に連結する。また、ロアリンク１２は、ほぼ中央の連結孔に、クランクシャフト３３のクランクピン３３ｂを挿入し、クランクピン３３ｂを中心軸として回転する。ロアリンク１２は左右の２部材に分割可能に構成される。クランクシャフト３３は、複数のジャーナル３３ａとクランクピン３３ｂとを備える。ジャーナル３３ａは、シリンダブロック３１及びラダーフレーム３４によって回転自在に支持される。クランクピン３３ｂは、ジャーナル３３ａから所定量偏心しており、ここにロアリンク１２が回転自在に連結する。

コントロールリンク１３は、先端に連結ピン２３を挿入し、ロアリンク１２に回動可能に連結する。またコントロールリンク１３は、他端を偏心連結ピン２４を介してコントロールシャフト２５に連結する。コントロールリンク１３は、この偏心連結ピン２４を中心として揺動する。またコントロールシャフト２５にはギヤが形成されており、そのギヤがアクチュエータ５１の回転軸５２に設けられたピニオン５３に噛合する。アクチュエータ５１によってコントロールシャフト２５が回転させられ、偏心連結ピン２４が移動する。

これら各機構の制御は、運転状態に応じてコントローラ７０によって行なわれる。コントローラ７０は中央演算装置（ＣＰＵ）、読み出し専用メモリ（ＲＯＭ）、ランダムアクセスメモリ（ＲＡＭ）及び入出力インタフェース（Ｉ／Ｏインタフェース）を備えたマイクロコンピュータで構成される。

コントローラ７０は、アクチュエータ５１を制御してコントロールシャフト２５を回転させて圧縮比を変更する。また、コントローラ７０は吸気ポート５６に設けられた燃料噴射弁４１の燃料の噴射量や噴射時期を制御する。さらに、コントローラ７０はシリンダヘッドに設けられた点火プラグ４２の点火時期を制御する。また、コントローラ７０は排気弁６１の開閉タイミングを制御してＥＧＲ量を調整する。

次に、スワール流動を生成するためのマスク壁３６について説明する。図２（Ａ）はエンジン上部の断面図であり、図２（Ｂ）は燃焼室のルーフ面を示す図である。なお、本実施形態では吸気ポート５６及び排気ポート６１はそれぞれ２つずつ備えられている。

図２（Ａ）に示すとおり、マスク壁３６は吸気ポート５６の燃焼室側開口部の周囲に設けられている。本実施形態では後述するように負荷に応じてタンブル流動を発生させるため、マスク壁３６の高さは、このタンブル流動を阻害しない程度の高さとしている。

また、マスク壁３６は２つの吸気ポート５６の燃焼室側開口部の外周に沿って設けられる。図２（Ｂ）に示すとおり、図上側の吸気ポート５６ａに形成されているマスク壁３６は、右上側に設けられている。一方、図下側の吸気ポート５６ｂに形成されているマスク壁３６は、左上側に設けられている。そこで、吸気弁５５のリフト量をマスク壁３６の高さよりも低くすると、マスク壁３６の設けられていない部分から吸気されることとなる。したがって、吸気ポート５６ａについては右上方にマスク壁３６ａが設けられているため、左下方に向かって吸気される。同様に吸気ポート５６ｂについては左上方にマスク壁３６ｂが設けられているため、右下方に向かって吸気される。よって、本実施形態では矢印Ｓの方向に旋回するガス流動すなわちスワール流動を発生させることができる。

さらに、本実施形態では負荷に応じて低圧縮時には燃焼室内にタンブル流動を発生させる。タンブル流動は、吸気ポート５６に備えられたタンブルコントロールバルブ４３によって生成させる。タンブルコントロールバルブ４３は、図示しないアクチュエータによって駆動され、コントローラ７０によって制御される。吸気ポート５６の下半分を閉じることによって燃焼室内に新気を吸入する角度を拡大し、流速を増大させることによって縦方向の旋回流すなわちタンブル流動を発生させる。

図３は排気弁６１の開閉タイミング調整機構を説明する図であり、図３（Ａ）は開弁時の状態、図３（Ｂ）は閉弁時の状態を表す。本実施形態では、排気の完了前に排気弁６１を閉じることで排ガスを燃焼室内に残留させ、この排ガスによってＥＧＲ効果を得る。したがって、ＥＧＲ量を制御するためには排気弁６１をクランクシャフトの回転と独立して開閉する機構を必要とする。

このような排気弁６１の開閉タイミングを調整する機構としては、例えば特開2004-346825号公報のように開閉リフト量と開閉タイミングを変更するものや、特開2000-45733号公報のように電磁駆動機構によって開閉タイミングを変更可能なものがある。ここでは電磁駆動機構によるものを簡単に説明する。

排気弁６１は、バルブシート６３に着座又は離座することによって排気ポート６２を開閉する。排気弁６１のバルブステム６４には、可動子６５が固着されている。可動子６５は上側スプリング６６及び下側スプリング６７と連結する。上側スプリング６６は図上方に下側スプリング６７は図下方に可動子６５を付勢し、軸方向に弾性的に支持する。上側スプリング６６及び下側スプリング６７は、バルブステム６４を遊挿する。

可動子６５の上下には開弁用電磁コイル６８と閉弁用電磁コイル６９とが備えられている。可動子６５は磁性材料で形成されており、これらの電磁コイルの一方を通電すると、発生した磁力によって可動子６５が電磁コイルに引き寄せられる。また、開弁用電磁コイル６８は下側スプリング６７を、閉弁用電磁コイル６９は上側スプリング６６を遊挿している。

次に、排気弁６１の開閉動作について説明する。開弁用電磁コイル６８及び閉弁用電磁コイル６９への電力供給がともに遮断されている状態では、上側スプリング６６及び下側スプリング６７の弾性力によって、可動子６５は電磁コイル６８，６９の中間に位置する。開弁用電磁コイル６８に通電すると、図３（Ａ）に示すように可動子６５は開弁用電磁コイル６８に引き寄せられて矢印Ｃの方向に移動し、排気ポート６２を開弁する。一方、閉弁用電磁コイル６９に通電すると、図３（Ｂ）のように可動子６５は閉弁用電磁コイル６９に引き寄せられて矢印Ｄの方向に移動し、排気ポート６２を閉弁する。

このように電磁コイル６８，６９の通電を切替えることによって、排気弁６１をクランクシャフトの回転と独立して開閉させることができる。

図４は複リンク式可変圧縮比エンジンによる圧縮比変更方法を説明する図である。

コントロールシャフト２５を回転して、偏心連結ピン２４の位置を変更することで、機関圧縮比が変更する。例えば図４（Ａ）、図４（Ｃ）に示すように偏心連結ピン２４を位置Ａにすれば、上死点位置が高くなり高圧縮比になる。

そして図４（Ｂ）、図４（Ｃ）に示すように、偏心連結ピン２４を位置Ｂにすれば、コントロールリンク１３が上方へ押し上げられ、連結ピン２３の位置が上がる。これによりロアリンク１２はクランクピン３３ｂを中心として反時計方向に回転し、連結ピン２２が下がり、ピストン上死点（ＴＤＣ）におけるピストン３２の位置が下降する。したがって圧縮比が低圧縮比になる。

図５は、ピストン挙動を示す図であり、図５（Ａ）は図５（Ｂ）の点線部の拡大図である。

上述したように、複リンク式可変圧縮比エンジンは、同じ圧縮比であるノーマルエンジンに比べて、ピストンが上死点付近に滞在する期間が長い。この点を図５を参照して説明する。図５には、ノーマルエンジンと同じ圧縮比にした複リンク式可変圧縮比エンジンのピストン挙動が細実線で示されている。この図より、複リンク式可変圧縮比エンジンは、同じ圧縮比であるノーマルエンジンに比べて、ピストンが上死点付近に滞在する期間が長いことが分かる。

さらにピストンが上死点から所定の距離内にあるときを、ピストンが上死点付近にあるとすると、複リンク式可変圧縮比エンジンの高圧縮比のときに上死点付近にあるときの方が、低圧縮比のときに上死点付近にあるときよりも、ピストンの上死点付近滞在期間が長い。すなわち図５（Ｂ）において、Ｌ1＞Ｌ2である。なお、Ｌ１、Ｌ２ともに、上死点前より上死点後の方が長い。

このように複リンク式可変圧縮比エンジンは、ノーマルエンジンに比べてピストンが上死点付近に滞在する期間が長い。さらに圧縮比が高い方がピストンが上死点付近に滞在する期間が長い。ピストンが上死点付近に長く滞在するということは、燃焼中に高圧縮状態が長く維持されるということである。特に、上死点後に高圧縮状態が長く維持されると、超希薄燃焼であっても比較的大きな燃焼エネルギーを得ることができるので燃焼性が安定する。また、ピストンのストローク特性を単振動に近い特性にすれば、エンジン全体の振動を小さくすることができる。

複リンク式可変圧縮比エンジンはこのような特性を有することから、図６の特性を有する。図６（Ａ）は、空燃比と燃焼安定度との関係を示す図である。図中の細線はノーマルエンジン、太線は複リンク式可変圧縮比エンジンである。

この図を見て分かるように、ノーマルエンジン（圧縮比８〜１２程度）において燃焼安定性を確保できる空燃比は２２程度である。

一方、複リンク式可変圧縮比エンジンによれば、ピストンの上死点付近滞在時間が長いために圧縮比が高い状態が長くなり、燃焼安定限界が損なわれにくい。そして圧縮比を高くすることで（例えば圧縮比１８程度）、空燃比A/Fが３０程度まで安定した燃焼をすることができる。

図６（Ｂ）は、複リンク式可変圧縮比エンジンにおける空燃比と排出ＮＯｘ量との関係を示す図である。図中の太線は高圧縮比の場合、細線は低圧縮比の場合である。

この図より、圧縮比が低い方が排出されるＮＯｘ量が少ないものの、空燃比を略３０以上にしてしまうと、圧縮比にかかわらず、ほとんどＮＯｘが排出されないことが分かる。

以上のことから、これらの特性を利用して本発明では圧縮比、空燃比及び点火エネルギーを以下のように制御するようにした。これらの制御はコントローラ７０によって実行される。

図７は、本実施形態で用いられる可変バルブリフト制御機構８０及び可変バルブタイミング制御機構９０の斜視図である。

可変バルブリフト制御機構８０は、例えば特開平11-107725号に開示された機構を用いることができる。可変バルブリフト制御機構８０は、吸気カムシャフト７９と、制御軸８４とを備える。吸気カムシャフト７９は、気筒列方向に沿って配置される。吸気カムシャフト７９は、プーリ又はスプロケットを介してクランクシャフトから回転動力が伝達され、連動して自身の軸回りに回転する。図７に示すように、制御軸８４は吸気カムシャフト７９と平行に気筒列方向へ延びる。制御軸８４は、その回転角度を変更することによって吸気弁５５のリフト量を変更する。制御軸８４の回転角度はＶＥＬ変換デバイス８２によって変更される。ＶＥＬ変換デバイス８２は電動式のアクチュエータである。

また、可変バルブリフト制御機構８０は、揺動カム８１と、偏心カム８３と、制御カム８５とを備える。これらのカムは、吸気カムシャフト７９及び制御軸８４に取付けられ、複数のリンク部材と連結される。リンク部材には、ロッカーアーム８６と、第１リンク８７と、第２リンク８８とが含まれる。これらのカムは、吸気カムシャフト７９や制御軸８４の回転に連動して回転・揺動する。可変バルブリフト制御機構８０の詳細な構成及び動作については後述する。

可変バルブタイミング制御機構９０は、例えば特開平０５−９８９１６号に開示されているように公知である。可変バルブタイミング制御機構９０には、外部回転体９１と内部回転体とを備える。外部回転体９１は、クランクシャフトと連動して回転するカムプーリを有する。内部回転体は、外部回転体９１の内部に収容される。また、内部回転体は吸気カムシャフト７９と一体となって回転する。内部回転体の外周と外部回転体９１の内周には、相互に噛合するように斜めに形成された溝を有する。これらの溝は、外部回転体９１が軸方向に移動すると、その噛合の関係から、吸気カムシャフト７９が相対回転するように構成される。油圧式のＶＴＣ変換デバイス９２は、外部回転体９１を軸方向に移動させることによって吸気カムシャフト７９を回転させる。こうすることによって、可変バルブタイミング制御機構９０は吸気弁の開弁時期及び閉弁時期を調節することができる。

図８は、本実施形態で用いられる可変バルブリフト制御機構８０の拡大図である。

揺動カム８１は、吸気カムシャフト７９に揺動自在に外嵌・支持される。揺動カム８１は、吸気弁５５のバルブリフタ５７と当接する。揺動カム８１は、バルブリフタ５７の冠面を摺動し、押圧することによって吸気弁５５を開閉する。揺動カム８１は、第２リンク８８の一端と連結する。また、第２リンク８８の他端はロッカーアーム８６と連結する。ロッカーアーム８６は、制御カム８５に揺動可能に外嵌して取り付けられる。制御カム８５は制御軸８４に偏心して固定又は一体形成され、図８に示すように制御カム８５の軸心Ｐ１と制御軸８４の軸心Ｐ２との間には距離αの間隔を有する。

また、ロッカーアーム８６は第１リンク８７と連結する。第１リンク８７は、偏心カム８３に回転可能に外嵌して取り付けられる。偏心カム８３は、吸気カムシャフト７９に偏心して固定又は一体形成される。

このように各カムとリンク部材を連結して構成することによって、吸気弁５５を開閉させることができる。具体的には、吸気カムシャフト７９を回転させると、第１リンク８７の一端が吸気カムシャフト７９の軸心に対して回転変位する。そうすると、第１リンク８７はロッカーアーム８６及び第２リンク８８と連係して揺動カム８１を所定の揺動角度範囲内で揺動させる。このようにして揺動した揺動カム８１がバルブリフタ５７を押圧して吸気弁５５を開閉させる。

さらに、可変バルブリフト制御機構８０が吸気弁５５の作動角及びバルブリフト量を変更する仕組みについて説明する。図９は、吸気弁５５のリフト量を小さくする場合を示しており、図９（Ａ）は最小揺動時、図９（Ｂ）は最大揺動時を示す。

吸気弁５５のリフト量を変更するためには、ＶＥＬ変換デバイス８２を駆動して制御軸８４を回転させる。制御カム８５は、制御軸８４の回転に連動して制御軸８４の軸心Ｐ２を中心に回転する。リフト量を小さくするためには、図９に示すように、制御カム８５の軸心Ｐ１が制御軸８４の軸心Ｐ２の右上方に移動するように制御軸８４を回転させる。このようにすると、ロッカーアーム８６は、全体が吸気カムシャフト７９の上方向へ移動する。これにともなって揺動カム８１は、第２リンク８８を介して端部が引き上げられて右方向に回動する。

したがって、図９（Ａ）（Ｂ）に示すように、最小揺動時のリフト量と最大揺動時のリフト量との差は比較的少なくなる。

図１０は、吸気弁５５のリフト量を大きくする場合を示しており、図１０（Ａ）は最小揺動時、図１０（Ｂ）は最大揺動時を示す。

吸気弁５５のリフト量を大きくするためには、図１０に示すように、制御カム８５の軸心Ｐ１が制御軸８４の軸心Ｐ２の下方に移動するように制御カム８５を図９に示す位置から時計方向に回転させる。このようにすると、ロッカーアーム８６は、全体が吸気カムシャフト７９の方向（下方向）に移動する。これにともなってロッカーアーム８６は、揺動カム８１を第２リンク８８を介して下方へ押圧して揺動カム８１全体を所定量だけ時計方向に回動させる。

したがって、揺動カム８１とバルブリフタ５７の冠面との当接位置は図１０に示すように右方向に移動する。このため、図１０（Ａ）に示す最小揺動時と比較して、図１０（Ｂ）に示す最大揺動時のリフト量を大きくすることができる。

図１１は、コントローラ７０によって実行される本発明による制御ロジックのメインフローチャートである。

ステップＳ１では、各種センサが検出した情報に基づいて現在走行中の運転状態を取得する。具体的には空気吸入量や燃料噴射量などに基づいて、現在の運転負荷領域が低負荷域、中負荷域若しくは高負荷域に属しているかを判断する。

ステップＳ２では、ステップＳ１で取得した運転負荷領域が低負荷域に属するか否かを判定する。運転状態が低負荷域に属する場合にはステップＳ３に処理を移し、属さない場合にはステップＳ４に処理を移す。

ステップＳ３では、低負荷運転制御を行う。低負荷運転制御では超希薄燃焼を行ない、ＮＯｘをほとんど排出させないようにする。具体的な処理については後述する。

ステップＳ４では、運転負荷領域が中負荷域に属するか否かを判定する。中負荷域に属する場合にはステップＳ５に処理を移して中負荷運転制御を行い、中負荷域に属さない場合にはステップＳ６に処理を移して高負荷運転制御を行う。

図１２は低負荷運転制御のサブルーチンを示すフローチャートである。低負荷運転制御では空燃比A/Fが３０以上の超希薄燃焼を行ってＮＯｘの排出量を略ゼロにする。超希薄燃焼を安定して行なうために、圧縮比の高圧縮比化などの制御を行う。

ステップＳ３１では、負荷に応じた空燃比A/Fを設定する。このとき、空燃比A/FはＮＯｘをほとんど発生させない３０以上の値が設定される。

ステップＳ３２では、超希薄燃焼であっても安定した燃焼を可能とするために圧縮比εをεmaxに設定する。

ステップＳ３３では、タンブルコントロールバルブ４３を開放してタンブル流動を抑制する。これは、低負荷域では高圧縮化されているために燃焼室が扁平化し、タンブル流動によるガス流動を維持しにくいからである。

ステップＳ３４では、吸気弁５５のリフト量を低リフト化し、マスク壁３６の作用によって、燃焼室内のスワール流動を強化する。このとき負荷が低いほどリフト量を低くすることによって、吸気量を少なくするとともにスワール流動を強くする。また、吸気弁５５のリフト量は少なくともＬ１以下とし、このＬ１はマスク壁３６の高さと一致している。

ステップＳ３５では、吸気弁５５の開閉時期を制御することで吸気弁５５が開弁している期間を負荷に応じた期間に設定する。低負荷域では開弁時期を一定としながら負荷が大きくなるにつれて閉弁時期を遅らせて開弁期間を長くする。

ステップＳ３６では、排気弁６１の開閉タイミングを制御してＥＧＲ量を略ゼロにする。

図１３は中負荷運転制御のサブルーチンを示すフローチャートである。中負荷運転制御ではスワール流動を抑制しながらタンブル流動を強化する。

ステップＳ５１では、空燃比A/Fをストイキに設定する。空燃比が３０以上の超希薄燃焼では、要求されるエンジン出力を実現できないからである。

ステップＳ５２では、圧縮比εを通常の圧縮比ε1に設定する。空燃比が３０以下で燃焼させる場合に圧縮比を高圧縮比化すると、かえってＮＯｘの発生量が増加するからである（図６（Ｂ））。そこで、超希薄領域からストイキまでの中間領域の空燃比では運転せず、中負荷域となったら空燃比をストイキに設定し、通常の圧縮比で運転する。

ステップＳ５３では、タンブルコントロールバルブ４３を閉じてタンブル流動を強化する。

ステップＳ５４では、吸気弁５５のリフト量に通常のリフト量に設定し、マスク壁３６の影響を少なくすることによって、スワール流動を抑制する。高圧縮比化した場合には、ピストン３２の上死点が高い位置になるため、燃焼室３０が扁平状になる。このとき、燃焼室３０のルーフ面とピストン冠面との距離が小さくなるため、タンブル流動よりもスワール流動の方がガス流動が維持されやすくなる。一方、圧縮比を通常の圧縮比とすると、ピストン３２の上死点が高圧縮比化した場合よりも低くなるためシリンダライナの一部がピストン冠面よりも上方に露出する。そのため、シリンダライナ近傍でスワール流動の流速が増大すると冷却損失の悪化を招くおそれがある。また、通常の圧縮比とした場合には燃焼室内のシリンダ軸方向の空間が確保できるようになるため、タンブル流動を保持できるようになる。そこで、タンブル流動を増大することによって筒内ガス流動を強め、燃焼性を向上させて燃費を向上することが可能となる。また、吸入空気量を増加させるために吸気弁５５のリフト量を大きくするため、マスク壁３６によるスワール流動の生成効果は減少し、冷却損失を低減することができる。

ステップＳ５５では、吸気弁５５の開閉時期を制御することによって、負荷に応じて吸気弁５５が開弁している期間を制御する。

ステップＳ５６では、ＮＯｘを減らすため排気弁６１の開閉タイミングを制御して負荷に応じたＥＧＲ量に調整する。

図１４は高負荷運転制御のサブルーチンを示すフローチャートである。高負荷運転制御では、ノッキングの発生を抑制する。

ステップＳ６１では、空燃比A/Fをストイキよりもややリッチに設定する。

ステップＳ６２では、圧縮比εを設定する。このとき、高負荷であるほど圧縮比εを低く設定し、一定以上の負荷を要求された場合には圧縮比εを最小圧縮比εminに設定する。高負荷運転時に圧縮比を高くしすぎると燃焼室内の温度が上昇し、ノッキングが発生しやすくなるからである。

ステップＳ６３では、タンブルコントロールバルブ４３を開放してガス流動の強化を中止する。こうすることによって、吸気抵抗を低減して充填効率を向上させることができ、エンジン出力を向上させることができる。

ステップＳ６４では、吸気弁５５のリフト量を大きくして、マスク壁３６の影響を少なくしてスワール流動を抑制する。

ステップＳ６５では、吸気弁５５の開閉時期を制御することで吸気弁５５が開弁している期間を負荷に応じた期間に設定する。

ステップＳ６６では、出力を優先させるため排気弁６１の開閉タイミングを制御してＥＧＲ量を略ゼロにする。

図１５は本発明による制御を実行したときの作用・効果を説明する図である。横軸にはエンジンの負荷を、縦軸については図１５（Ａ）は空燃比、図１５（Ｂ）はＥＧＲ量、図１５（Ｃ）は圧縮比、図１５（Ｄ）はガス流動のスワール成分、図１５（Ｅ）はガス流動のタンブル成分、図１５（Ｆ）は吸気弁の開弁時期、図１５（Ｇ）は吸気弁の閉弁時期、図１５（Ｈ）は吸気弁のリフト量、図１５（Ｉ）は吸気弁の作動中心角、図１５（Ｊ）はＮＯｘの発生量を示す。

低負荷域のときには（Ｓ２でＹｅｓ）、空燃比A/Fを３０以上に設定して超希薄燃焼を行なう（Ｓ３１；図１１（Ａ））。このような超希薄燃焼でも、圧縮比εを高圧縮比化（εmax）することによって（Ｓ３２；図１１（Ｃ））、燃焼性を安定させることができる。また、低負荷域では吸気弁５５のリフト量Ｌを所定以下に設定することによって（図１５（Ｈ）；Ｌ＜Ｌ１）、スワール流動を強化する（図１５（Ｄ））。このように燃焼室内のガス流動を強化することによって、燃焼室内の火炎伝播速度を速くして燃焼安定性を向上させることができる。こうして低負荷域では空燃比A/Fが３０以上の超希薄燃焼を実現し、ＮＯｘ排出量を略ゼロにすることができる（図１５（Ｊ））。さらに、負荷調整のためのスロットリングを必要とせずにノンスロットル運転を実現することができ、ポンプロスを低減して燃費を向上させることができる。また、吸気弁５５の開時期を一定にしながら（図１５（Ｆ））、閉時期を早めることによって吸気量を減少させる（図１５（Ｇ））。こうすることでポンプロスが減少し、さらに実圧縮比が低下するために燃焼温度が低下して冷却損失が減少し、より燃費を向上させることができる。なお、吸気弁５５のリフト量Ｌを低くすると、吸気弁５５が開弁している期間が短くなる。このとき、リフト量Ｌが最大となるタイミング（作動中心角）は一定であり、開弁期間が短縮されると吸気弁５５が開弁するタイミングは遅くなる。そこで、作動中心角を早めることで吸気弁５５の開弁時期が一定となるように制御している（図１５（Ｉ））。

中負荷域のときには（Ｓ４でＹｅｓ）、エンジン出力が不足するために超希薄燃焼を行なうことができない。そこで、空燃比εをストイキに設定することによって（Ｓ５１；図１５（Ａ））、必要なエンジン出力を確保する。また、燃料噴射量を増やすことにともなって吸入空気量も増やさなければならない。そこで、吸気弁５５のリフト量を大きくすると（図１５（Ｈ））、吸気ポート５６の開口部に設けられたマスク壁３６によるスワール流動の生成効果が小さくなりガス流動が減少する（図１５（Ｄ））。また、低負荷域では高圧縮比となるため、ピストン３２の上死点が高い位置となり、燃焼室３０が扁平状となる。そのため、低負荷域では横方向に旋回するスワール流動のほうが縦方向に旋回するタンブル流動よりもガス流動の持続期間を長くすることができる。一方、中負荷域では通常の圧縮比（ε1）に設定するため（Ｓ５２；図１５（Ｃ））、ピストンの上死点位置が高圧縮比の場合よりも低くなる。そのため、シリンダライナの一部がピストン冠面よりも上方に露出するようになる。このとき、スワール流動によってシリンダライナ近傍の流速が増大することは冷却損失の悪化を招いてしまう。また、中負荷域では低負荷域よりもピストンの上死点の位置が低くなることによって燃焼室のルーフ面からピストン冠面までの空間が大きくなる。そのため、燃焼室内にタンブル流動を生成しても十分なガス流動の持続時間を確保できる。そこで、中負荷域ではタンブルコントロールバルブ４３を制御し、燃焼室内に負荷に応じた強さのタンブル流動を発生させることによって（図１５（Ｅ））、燃焼性を向上させることができる。また、前述のように吸気弁５５のリフト量を増大させることでマスクによるスワール流動生成効果は減少し、スワール流動は減少するようになるため冷却損失を低減させることができる。

また、中負荷域においても、吸気弁５５の閉時期を早めることによって吸気量を減少させる（図１５（Ｇ））。こうすることで低負荷域と同様にポンプロスを低減し、燃費を向上させることができる。さらに、負荷に応じてＥＧＲガスを導入することによって（Ｓ５４；図１５（Ｂ））、三元触媒のみでＮＯｘを浄化して（図１５（Ｊ））、ポンプロスを低減させることができる。

高負荷域のときには（Ｓ４でＮｏ）、空燃比A/Fをストイキよりもややリッチに設定して出力を最大とする（Ｓ６１；図１５（Ａ））。このとき、圧縮比を低圧縮化して（εmin＜ε＜ε2）、ノッキングの発生を抑制する（Ｓ６２；図１５（Ｃ））。また、高負荷域ではガス流動の強化を行なわないことによって（図１５（Ｄ）（Ｅ））、吸気抵抗を低減して充填効率を高めることが可能となり、出力を向上させることができる。さらに、高負荷域ではＥＧＲガスを導入せずにエンジン出力を向上させる（Ｓ６５；図１５（Ｂ））。

本実施形態によれば、低負荷域では圧縮比を高圧縮化し、吸気弁のリフト量を制御してスワール流動を燃焼室内に発生させることによって空燃比A/Fが３０以上の超希薄燃焼を実現することができる。こうすることで、低負荷域でＮＯｘの発生量を略ゼロとすることができる。また、吸気弁の開弁期間を短縮し、吸気の膨張比を圧縮比よりも大きくすることによって、燃費をさらに向上させることができる。

また、本実施形態によれば、中負荷域ではガス流動をスワール流動からタンブル流動に切替えて冷却損失を低減して燃費を向上させることができる。

さらに、本実施形態によれば、高負荷域ではガス流動を強化せずに吸気抵抗を最小限に抑えることによって出力を向上させることができる。また、圧縮比を低圧縮比化することで、ノッキングの発生を最小限に抑えることができる。

（第２実施形態）
図１６は、本発明による可変圧縮比エンジンの第２実施形態を示す図である。

なお以下に示す各実施形態では前述した実施形態と同様の機能を果たす部分には同一の符号を付して重複する説明を適宜省略する。

第１実施形態では、排気弁６１の開閉タイミングによってＥＧＲ量を調整するいわゆる内部ＥＧＲ方式を採用したが、本実施形態では、図１６に示すように排気通路５９を吸気通路５８とを連通するＥＧＲ通路７１をＥＧＲ弁７２で開閉するいわゆる外部ＥＧＲ方式によってＥＧＲ量を調整する。

図１７は本発明による第２実施形態の制御を実行したときの作用・効果を説明する図である。横軸にはエンジンの負荷を、図１７（Ａ）は空燃比、図１７（Ｂ）はＥＧＲ量、図１７（Ｃ）は圧縮比、図１７（Ｄ）はガス流動のスワール成分、図１７（Ｅ）はガス流動のタンブル成分、図１７（Ｆ）は吸気弁の開時期、図１７（Ｇ）は吸気弁の閉時期、図１７（Ｈ）は吸気弁のリフト量、図１７（Ｊ）はＮＯｘの発生量を示す。

本実施形態では、空燃比A/Fの制御、圧縮比及びガス流動の制御は第１実施形態と同様である（図１７（Ａ）〜（Ｅ））。一方、本実施形態では吸気弁５５の開弁時期は運転状態によらずに一定となっているため（図１７（Ｆ））、閉弁時期（図１７（Ｇ））及びリフト量（図１７（Ｈ））を制御することによって吸入空気量などを調節する。

本実施形態によれば、第１実施形態と同様に低負荷域では超希薄燃焼を実現してＮＯｘの発生量を略ゼロにすることができる。また、吸気弁の開弁期間を制御して燃費を向上させることができる。さらに、中高負荷域においても第１実施形態と同様の効果を得ることができる。

以上説明した実施形態に限定されることなく、その技術的思想の範囲内において種々の変形や変更が可能であり、それらも本発明と均等であることは明白である。

例えば、上記実施形態では、中負荷域では圧縮比を一定としていたが、負荷が大きいほど圧縮比を低くすることによってノッキングの発生を効果的に抑制することができる。また、タンブル流生成手段はタンブルコントロールバルブを用いる方法に限られない。

本発明による可変圧縮比エンジンの第１実施形態を示す図である。 スワールを生成するためのマスク壁の構造を説明する図である。 排気弁の開閉タイミング調整機構を説明する図である。 複リンク式可変圧縮比エンジンによる圧縮比変更方法を説明する図である。 ピストン挙動を示す図である。 複リンク式可変圧縮比エンジンの特性を示す図である。 本発明による始動制御装置によって制御される可変バルブリフト制御機構及び可変バルブタイミング制御機構の斜視図である。 本発明による始動制御装置によって制御される可変バルブリフト制御機構の駆動軸方向視図である。 本発明による始動制御装置によって制御される可変バルブリフト制御機構の吸気弁のリフト量を小さくしたときの最小揺動状態及び最大揺動状態を示す図である。 本発明による始動制御装置によって制御される可変バルブリフト制御機構の吸気弁のリフト量を大きくしたときの最小揺動状態及び最大揺動状態を示す図である。 本発明による具体的な制御ロジックのメインフローチャートである。 低負荷運転制御のサブルーチンを示すフローチャートである。 中負荷運転制御のサブルーチンを示すフローチャートである。 高負荷運転制御のサブルーチンを示すフローチャートである。 本発明による可変圧縮比エンジンの第１実施形態の制御を実行したときの作用・効果を説明する図である。 本発明による可変圧縮比エンジンの第２実施形態の外部ＥＧＲの構成を示す図である。 本発明による可変圧縮比エンジンの第２実施形態の制御を実行したときの作用・効果を説明する図である。

符号の説明

１０ 複リンク式可変圧縮比エンジン
１１ アッパリンク（第１リンク）
１２ ロアリンク（第２リンク）
１３ コントロールリンク（第３リンク）
３０ 燃焼室
３２ ピストン
３３ クランクシャフト
３６ マスク壁
４１ 燃料噴射弁
４２ 点火プラグ
４３ タンブルコントロールバルブ（タンブル流生成手段）
５１ アクチュエータ（圧縮比変更手段）
５２ 回転軸（圧縮比変更手段）
５３ ピニオン（圧縮比変更手段）
５５ 吸気弁
５６ 吸気ポート
６１ 排気弁
６２ 排気ポート
７０ コントローラ（運転状態制御手段）
８０ 可変バルブリフト制御機構（吸気弁可変制御手段）
９０ 可変バルブタイミング制御機構（吸気弁可変制御手段）
ステップＳ１ 運転状態検出手段
ステップＳ３１，Ｓ５１，Ｓ６１ 空燃比制御手段

Claims (23)

1. 運転状態を検出する運転状態検出手段と、
   燃焼室の圧縮比を変更する圧縮比変更手段と、
   吸気ポートの燃焼室への開口部周囲の燃焼室内壁の一部を隆起させて形成したマスク壁と、
   前記吸気ポートと前記燃焼室との間を開閉する吸気弁と、
   前記吸気弁のリフト量と開閉時期とを可変制御する吸気弁可変制御手段と、
   前記運転状態に応じて負荷が低いほど、前記燃焼室の圧縮比を高圧縮比化し、さらに前記吸気弁のリフト量を低リフト化し、前記マスク壁の高さよりもリフト量が低いときに前記吸気ポートの前記マスク壁の設けられていない部分から前記燃焼室に吸気を導いてスワール流動を発生させる運転状態制御手段と、
   を備えることを特徴とする可変圧縮比エンジン。
2. 前記吸気ポートは、前記燃焼室のルーフ面に複数設けられており、
   前記マスク壁は、吸気がそれぞれ前記燃焼室の内周側壁面に沿って周回するように異なった位置に設けられる、
   ことを特徴とする請求項１に記載の可変圧縮比エンジン。
3. 混合気の空燃比を調節する空燃比制御手段をさらに備え、
   前記運転状態制御手段は、前記運転状態が所定負荷よりも低い低負荷域であるとき、負荷に応じて前記燃焼室の圧縮比を高めて希薄空燃比限界を拡大し、その拡大した希薄空燃比限界付近まで前記空燃比を希薄化し、前記リフト量を前記マスク壁の高さよりも低いリフト量に維持する、
   ことを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の可変圧縮比エンジン。
4. 前記運転状態制御手段は、前記低負荷域において低負荷ほど前記吸気弁の閉時期を進角させることによって、前記燃焼室内の吸気量を減少させる、
   ことを特徴とする請求項３に記載の可変圧縮比エンジン。
5. 前記運転状態制御手段は、前記所定負荷よりも高い負荷域において低負荷ほど吸気弁閉時期を進角させることによって、前記燃焼室内の吸気量を減少させる、
   ことを特徴とする請求項３又は請求項４に記載の可変圧縮比エンジン。
6. 前記運転状態制御手段は、タンブル流動生成手段を備え、
   前記タンブル流動生成手段は、前記所定負荷よりも高い負荷域においてタンブル流動を強化する、
   ことを特徴とする請求項３から請求項５までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
7. 前記運転状態制御手段は、前記所定負荷よりも高い負荷域であって、さらに負荷の高い高負荷域においてガス流動の強化を行なわない、
   ことを特徴とする請求項３から請求項６までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
8. 前記運転状態制御手段は、前記低負荷域において前記所定負荷よりも高い負荷域での圧縮比よりも高い圧縮比にして希薄空燃比限界を拡大する、
   ことを特徴とする請求項３から請求項７までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
9. 前記運転状態制御手段は、前記低負荷域において希薄空燃比限界付近まで混合気の空燃比を希薄化することで、ＮＯｘ浄化触媒が不要なほど、エンジンから排出される窒素酸化物を減少させる、
   ことを特徴とする請求項３から請求項８までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
10. 前記運転状態制御手段は、前記低負荷域において希薄空燃比限界付近まで混合気の空燃比を希薄化することで、エンジンから排出される窒素酸化物を略ゼロにする、
    ことを特徴とする請求項３から請求項９までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
11. 前記運転状態制御手段は、前記低負荷域において混合気の空燃比を３０以上にする、
    ことを特徴とする請求項３から請求項１０までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
12. 前記運転状態制御手段は、前記低負荷域において負荷が低いほど圧縮比を高めて希薄空燃比限界を拡大し、拡大された希薄空燃比限界付近まで空燃比を希薄化する、
    ことを特徴とする請求項３から請求項１１までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
13. 混合気に排ガスを導入する排ガス導入手段をさらに備え、
    前記運転状態制御手段は、前記所定負荷よりも高い負荷域において空燃比を略理論空燃比にするとともに、混合気に排ガスを導入する、
    ことを特徴とする請求項３から請求項１２までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
14. 前記運転状態制御手段は、前記所定負荷よりも高い負荷域において負荷が低いほど圧縮比を高圧縮比にする、
    ことを特徴とする請求項１３に記載の可変圧縮比エンジン。
15. 前記排ガス導入手段は、排気弁の開閉時期を変更する排気弁位相変更手段を備え、
    前記排ガスは、排気弁の早期閉作動によって気筒内に残留した排ガスである、
    ことを特徴とする請求項１３又は請求項１４に記載の可変圧縮比エンジン。
16. 前記排ガス導入手段は、排気通路を流れる排ガスの一部を吸気通路に還流する排ガス還流通路を備え、
    前記排ガスは、前記排ガス還流通路を介して還流された排ガスである、
    ことを特徴とする請求項１３又は請求項１４に記載の可変圧縮比エンジン。
17. 前記排ガスの導入量は、負荷が低いほど多い、
    ことを特徴とする請求項１３から請求項１６までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
18. 複数のリンクを介してクランクシャフトに連結するピストンを備え、
    前記圧縮比変更手段は、前記複数のリンクのうちの少なくともひとつのリンクの動作を規制して前記ピストンの上死点位置を調整して圧縮比を変更する、
    ことを特徴とする請求項１から請求項１７までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
19. 前記複数のリンクは、ピストンピンを介して連結される第１リンクと、前記第１リンクに揺動可能に連結されるとともに前記クランクシャフトに回転可能に装着される第２リンクとであって、
    前記圧縮比変更手段は、前記第２リンクに連結され、その第２リンクの動作を規制して圧縮比を変更する、
    ことを特徴とする請求項１８に記載の可変圧縮比エンジン。
20. １本のコンロッドを介してクランクシャフトに連結するピストンを有するノーマルエンジンに比べて、ピストンの上死点付近滞在期間が長い、
    ことを特徴とする請求項１９に記載の可変圧縮比エンジン。
21. 高圧縮比ほど、上死点付近滞在期間が長くなる、
    ことを特徴とする請求項２０に記載の可変圧縮比エンジン。
22. 所定距離を移動して上死点に達する時間が、上死点から所定距離を移動する時間よりも短い、
    ことを特徴とする請求項１９から請求項２１までのいずれか１項に記載の可変圧縮比エンジン。
23. 低圧縮比ほど、所定距離を移動して上死点に達する時間が、上死点から所定距離を移動する時間よりも短くなる、
    ことを特徴とする請求項２２に記載の可変圧縮比エンジン。

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