JP5302294B2 - 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 - Google Patents

Description

本発明は、含酸素燃料（アルコールなど）を含む機関燃料を使用した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。

ガソリン燃料にアルコールなどの含酸素燃料を含む混合燃料を使用した内燃機関の可変動弁装置としては、以下の特許文献１に記載した技術が知られている。

このアルコール混合燃料を用いたフレキシブル燃料自動車（ＦＦＶ）は、機関の始動時やアイドル運転時などの軽負荷時には、吸気弁のリフト位相（開閉時期）を可変制御するバルブタイミング制御装置によって遅角側に制御してバルブオーバーラップ（Ｏ／Ｌ）を減少させ、排気ガスが吸気ポートまたは燃焼室に吹き返す量を少なくして、燃焼の安定化や燃費の向上を図るようになっている。

特開２００９−４７００２号公報

ここで、前記アルコールなどの含酸素燃料が燃焼した際に特異的に発生する有害物質であるアルデヒドについて考えると、前記公報記載の従来技術にあっては、前記バルブオーバーラップを小さく制御すること自体は燃焼が安定してアルデヒドの発生を低減させる効果をもつ。

しかしながら、同時に吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）はピストン下死点から遅角側に乖離してしまうことから、有効圧縮比が低下して、ピストン上死点でのガス温度が低下して燃焼温度が下がってしまう。このため、その分、前記アルデヒドが増加してしまい、結果的にトータルでは十分にアルデヒドを低減できない、といった技術的課題がある。

逆に、前記バルブタイミング制御装置によって吸気弁のリフト位相を進角側に制御することも考えられるが、この場合は、ＩＶＣがピストン下死点に近づくことから、有効圧縮比が高くなって、ピストン上死点でのガス温度が高まり燃焼温度が上昇する。このため、前記アルデヒドの発生を抑制することができる。

しかし、同時にバルブオーバーラップも大きくなってしまうことから、その分、アルデヒドが増加してしまい、トータルでのアルデヒドの発生を十分に減少させることができない。

本発明は、前記従来の技術的課題に鑑みて案出されたもので、ガソリン燃料にアルコールなどの含酸素燃料を含む混合燃料に起因して発生する排気ガス中のアルデヒドなどを十分に抑制し得る内燃機関の可変動弁装置を提供する。

請求項１に記載の発明は、とりわけ、非作動状態にある前記可変機構の機械的安定位置は、前記含酸素燃料の濃度が前記規定範囲において最も高い場合のファーストアイドル運転時の機関弁の特性に対して、吸気弁と排気弁のバルブオーバーラップが小さくなるか、あるいはマイナスバルブオーバーラップが大きくなると共に、前記吸気弁の閉時期がピストン下死点に近づく位置となるように設定したことを特徴としている。

請求項２に記載の発明は、規定濃度範囲の含酸素燃料を含んだ機関燃料を使用する内燃機関の機関弁の特性を可変にする可変機構を備えた可変動弁装置の制御装置であって、前記機関燃料における前記含酸素燃料の濃度が高い場合には、内燃機関の始動から暖機完了までのファーストアイドル運転時の機関弁の特性を、吸気弁と排気弁のバルブオーバーラップを減少させるか、あるいはマイナスバルブオーバーラップを大きくするように制御すると共に、前記吸気弁の閉時期がピストンの下死点位置から乖離しないように制御することを特徴としている。

本発明によれば、機関始動時から暖機完了までのファーストアイドル運転時のアルデヒドの発生を十分に抑制することができる。

本発明の第１の実施形態の内燃機関及び可変動弁装置の概略図である。 本実施形態に供される吸気ＶＥＬ１を示す斜視図である。 本実施形態に供されるアクチュエータによる最小リフト制御状態を示す一部断面図である。 本実施形態に供されるアクチュエータによる最大リフト制御状態を示す一部断面図である。 Ａ、Ｂは本実施形態の吸気ＶＥＬ１による最小リフト制御時の作動説明図である。 Ａ、Ｂは本実施形態の吸気ＶＥＬ１による最大リフト制御時の作動説明図である。 前記吸気ＶＥＬ１による吸気弁のリフト量と開閉時期の特性図である。 第２の実施形態に供される吸気ＶＴＣ２（排気ＶＴＣ３）のフロントカバーを取り外した状態の正面図であり、Ａは最進角制御状態を示し、Ｂは最遅角制御状態を示している。 同吸気ＶＴＣ２（排気ＶＴＣ３）の全体構成を示す縦断面図である。 第１実施形態におけるファーストアイドル運転時のアルコール濃度に対するバルブリフト特性及びバルブタイミング特性との関係を示し、具体的には、Ａはバルブオーバーラップとアルコール濃度との関係を示し、Ｂは吸気弁の閉時期（ＩＶＣ）とアルコール濃度との関係を示す特性図である。 Ａは第１実施形態における吸気弁のバルブリフト特性とアルデヒド、ＰＭの発生量との関係を示し、Ｂは吸気弁のバルブリフト特性とＨＣ、ＮＯｘの発生量との関係を示す特性図である。 第１実施形態における吸気弁のバルブリフト特性と機関始動性との関係を示す特性図である。 第１実施形態における電子コントローラによる制御フローチャート図である。 第２実施形態におけるファーストアイドル運転時のアルコール濃度とバルブタイミングとの関係を示し、Ａはアルコール濃度が８５％、Ｂはアルコール濃度が０％の場合のバルブオーバーラップと吸気弁の閉時期の関係を示している。

以下、本発明に係る内燃機関の可変動弁装置の実施形態を図面に基づいて詳述する。この実施形態では、いわゆるガソリン燃料とアルコールなどの含酸素燃料を混合した機関燃料を使用した４サイクル４気筒内燃機関に適用したものを示している。

まず、本発明における内燃機関全体の構成を、図１に基づいて概略を説明すると、シリンダブロックＳＢ内に形成されたシリンダボア内に上下摺動自在に設けられたピストン０１と、シリンダヘッドＳＨの内部にそれぞれ形成された吸気ポートＩＰ及び排気ポートＥＰと、前記シリンダヘッドＳＨに摺動自在に設けられて前記吸、排気ポートＩＰ，ＥＰの開口端を開閉する一気筒当たりそれぞれ一対の吸気弁４，４及び排気弁５，５とを備えている。

また、車体フロア下部に設けられた燃料タンクＦＴ内には、前記混合燃料が貯留され、この混合燃料におけるアルコール濃度は、例えば０％〜８５％というように、使用が許可される所定アルコール濃度範囲が車両諸元として、すなわち規定濃度範囲として設定されている。

前記ピストン０１は、クランクシャフト０２にコンロッド０３を介して連結されていると共に、冠面とシリンダヘッドＳＨの下面との間に燃焼室０４を形成している。

前記吸気ポートＩＰに接続された吸気管Ｉの吸気マニホルドＩａの上流側の内部には、吸入空気量を制御するバタフライ式のスロットルバルブＳＶが設けられていると共に、下流側には燃料噴射弁０９が設けられて、前記吸気ポートＩＰに前記混合燃料を噴射するようになっている。また、前記シリンダヘッドＳＨのほぼ中央には点火栓０５が設けられている。

前記クランクシャフト０２は、機関始動時にピニオンギア機構０６を介して電動式の駆動モータ０７によって回転駆動されるようになっている。この駆動モータ０７は、前記始動クランキングを行うだけではなく、機関停止時のクランク角（クランク位置）やピストン０１の摺動位置を制御するクランク位置制御手段としても構成されている。

そして、前記吸気弁４，４は、可変機構によってそのバルブリフト量と作動角及びリフト位相(開閉時期)が可変制御されるようになっている。

すなわち、前記可変機構は、図１及び図２に示すように、両吸気弁４，４のバルブリフト及び作動角（開弁期間)を制御する吸気ＶＥＬ１と、吸気弁４，４の開閉時期を制御する吸気ＶＴＣ２と、さらに前記排気弁５，５の開閉時期を制御する排気ＶＴＣ３と、から構成されている。

なお、この第1実施形態では、前記吸気ＶＥＬ１のみを作動させるようになっている。

前記吸気ＶＥＬ１は、本出願人が先に出願した例えば特開２００３−１７２１１２号公報などに記載されたものと同様の構成であるから、簡単に説明すると、シリンダヘッドＳＨの上部の図外の軸受に回転自在に支持された中空状の駆動軸６と、該駆動軸６に圧入等により固設された偏心回転カムである駆動カム７と、駆動軸６の外周面に揺動自在に支持されて、各吸気弁４，４の上端部に配設されたバルブリフター８、８の上面に摺接して各吸気弁４，４を開作動させる２つの揺動カム９，９と、駆動カム７と揺動カム９，９との間に連係されて、駆動カム７の回転力を揺動カム９，９の揺動力として伝達する伝達機構と、を備えている。

前記駆動軸６は、一端部に設けられたタイミングスプロケット３０とタイミングチェーンを介して前記クランクシャフト０２から回転力が伝達されており、この回転方向は図２中、時計方向（矢印方向）に設定されている。

前記駆動カム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に固定されていると共に、カム本体の軸心が駆動軸６の軸心から径方向へ所定量だけオフセットしている。

前記両揺動カム９は、図２及び図５などにも示すように、同一形状のほぼ雨滴状を呈し、円環状のカムシャフト１０の両端部に一体的に設けられていると共に、該カムシャフト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、各揺動カム９の下面に形成されたカム面９ａは、カムシャフト１０の軸側の基円面と、該基円面からカムノーズ部側に円弧状に延びるランプ面と、該ランプ面からカムノーズ部の先端側に有する最大リフトの頂面に連なるリフト面が形成されており、該基円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。

前記伝達機構は、駆動軸６の上方に配置されたロッカアーム１１と、該ロッカアーム１１の一端部１１ａと駆動カム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。

前記ロッカアーム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は、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。

前記リンクアーム１２は、比較的大径な円環状の基部１２ａの中央位置に前記駆動カム７のカム本体が回転自在に嵌合する嵌合孔が形成されている一方、突出端１２ｂが前記ピン１４によってロッカアーム一端部１１ａに連結されている。

前記リンクロッド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の上方位置には、制御軸１７が同じ軸受によって回転自在に支持されていると共に、該制御軸１７の外周に前記ロッカアーム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。

前記制御軸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、アクチュエータ１９によって回転制御されている。一方、前記制御カム１８は、円筒状を呈し、軸心位置が制御軸１７の軸心から所定分だけ偏倚している。

前記アクチュエータ１９は、図２〜図４にも示すように、ハウジング１９ａの一端部に固定された電動モータ２０と、ハウジング１９ａの内部に設けられて電動モータ２０の回転駆動力を前記制御軸１７に伝達するボール螺子減速機構２１とから構成されている。

前記電動モ−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電子コントローラ２２（ＥＣＵ）からの制御信号によって駆動されるようになっている。

前記電子コントローラ２２は、機関回転数を検出するクランク角センサや吸入空気量を検出するエアーフローメーター、さらには機関冷却水温センサ６１、吸気温度センサ、ノッキングセンサ６２、車速センサ、アクセル開度センサなどの各種センサ類からの検出信号によって現在の機関運転状態を検出して、前記スロットルバルブＳＶや燃料噴射弁０９及び前記電動モータ２０などに制御信号を出力して、スロットルバルブＳＶのスロットル開度や燃料噴射弁０９の燃料噴射量、さらに電動モータ２０の正逆回転と回転速度をそれぞれ制御するようになっている。

また、この電子コントローラ２２には、前記燃料タンクＦＴ内のアルコール濃度を検出する濃度検出センサ３２からの検出信号が入力されるようになっていると共に、前記排気ポートＥＰ内に設けられた空燃比センサ３３から実際の空燃比λの検出信号が入力されるようになっている。

すなわち、前記電子コントローラ２２は、前述のように、機関回転数やアクセル開度などから要求トルクを演算して燃料噴射量を決定するが、この際、前記混合燃料のアルコール濃度を考慮して決定するようになっている。なぜなら、同一重量の空気と過不足無く燃焼するための燃料重量（容積）はガソリン燃料とは異なるからである。

ここで、周知のように、混合気中の酸素と燃焼が過不足無く反応するときの空燃比を理論空燃比というが、ガソリン燃料１ｇの燃焼には空気１４．７ｇが必要であり、ガソリン燃料における理論空燃比は１４．７となる。これに対して、例えば、エタノール（エチルアルコール）では９である。

したがって、同一空気重量と過不足無く燃焼するための燃料重量は、エタノールの方がガソリンに対して１４．７／９＝約１．６倍多いことになる。このため、検出されたアルコール濃度が高いほど、燃料噴射する重量（容積）は大きくなるように補正されるのである。

また、運転状態における実際の空燃比を理論空燃比で割り算した値が空気過剰率（λ）という特性値であり、λ＝１は理論空燃比を示し、λ＞１はリーン燃焼を、λ＜１はリッチ燃焼を意味する。なお、前記アルコール濃度検出センサ３３は、燃料タンクＦＴのλをモニタリングしながら、たとえば、λ＝１になるように空燃比をフィードバック制御している。

なお、燃焼状態であれば、アルコール濃度をアルコール濃度センサによらずにアルコール濃度検出センサ３３からのλ値と実際の燃料噴射重量（容積）から逆算することもできる。これによって、アルコール濃度センサを代替することもできる。

前記ボール螺子減速機構２１は、電動モータ２０の駆動シャフトとほぼ同軸上に配置されたボール螺子軸２３と、該ボール螺子軸２３の外周に螺合する移動部材であるボールナット２４と、前記制御軸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、該連係アーム２５と前記ボールナット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。

前記ボール螺子軸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、一端部が電動モータ２０の駆動シャフト２０ａに結合され、かかる結合によって電動モータ２０の回転駆動力を前記ボール螺子軸２３に伝達すると共に、ボール螺子軸２３の軸方向の僅かな移動を許容している。

前記ボールナット２４は、ほぼ円筒状に形成され、内周面に前記ボール循環溝２３ａと共同して複数のボール２７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２７を介してボール螺子軸２３の回転運動をボールナット２４に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３１のばね力によって電動モータ２０側に付勢されて、ボール螺子軸２３との間のバックラッシ隙間が消失されるようになっていると共に、前記ばね力によって前記制御軸１７を介して吸気弁４，４が最小リフト、最小作動角となる方向へ常時付勢されるようになっている。つまり、前記電動モータ２０が非作動状態にあるときは、前記コイルスプリング３１のばね力によって吸気ＶＥＣ１の機械的安定位置が吸気弁４，４の最小のリフト、作動角の位置になるように設定されている。

したがって、機関停止後は、前述のコイルスプリング３１のばね力によって確実に最小作動角側（最進角側）に付勢されて安定した状態を維持する。

以下、吸気ＶＥＬ１の作動を簡単に説明する。

機関停止時には、前記電子コントローラ２２からの電動モータ２０への通電が遮断されることから、ボールナット２４が、図３（リアビュー）に示すように、前記コイルスプリング３１のばね力によって図示の左方向へ付勢されて最大左方向（電動モータ２０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３９と連係アーム２５を介して一方向へ回転する。つまり、前記電動モータ２０による作動力が働かない場合は、吸気弁４，４のリフト、作動角特性を、機械的に最小作動角に安定的に保持して最小作動角がいわゆるデフォルト位置になる。なお、前記制御軸１７は、図外の回転規制ストッパにより左右の最大回転位置が規制されるようになっている。

したがって、制御カム１８は、図５Ａ、Ｂ（リアビュー）に示すように、軸心が制御軸１７の軸心回りを同一半径で回転して、肉厚部が駆動軸６から左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に対して左上方向へ移動し、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５に示す反時計方向へ回動する。

よって、駆動カム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に伝達される。これによって、吸気弁４，４は、そのバルブリフト量が図７のバルブリフト特性で示すように最小リフト（Ｌ０）になり、その作動角Ｄ０が最小になる。このため、各吸気弁４，４の閉時期（ＩＶＣ）が、進角側に制御された状態になる。なお、ここで、作動角とは吸気弁４，４の開期間のクランク回転角(駆動軸６の回転角の倍)をいう。

次に、イグニッションスイッチをオン操作して、クランキングが開始された時点では、前記コイルスプリング３１の付勢力により、バルブリフトは最小リフトＬ０と作動角Ｄ０も最小に維持されて、吸気弁４，４の閉時期（ＩＶＣ）もピストン下死点付近になっている。クランキングが開始された後は、後述のように、アルコール濃度に基づきリフトと作動角が変換されて、暖機完了までのファーストアイドル運転中はそのリフトと作動角が維持される。

そして、ファーストアイドル運転から通常運転に移行すると、電子コントローラ２２によって例えば、図７に示す小リフト(Ｌ１)から中リフト（Ｌ２〜３）に制御されると共に小作動角(Ｄ１)から中作動角(Ｄ２〜３)に制御される。これによって、吸気弁４，４の開時期ＩＶＯが早くなると共に、閉時期ＩＶＣが遅くなると共に、排気弁５，５とのバルブオーバーラップも大きくなり、ポンピングロスが低下するため、燃費が向上する。

また、アクセルを踏み込んで通常運転から高負荷高回転運転領域に移行した場合は、電子コントローラ２２からの制御信号によって電動モータ２０が一方向に回転し、制御軸１７は、制御カム１８を反時計方向へ回転させて、図６Ａ、Ｂ（リアビュー）に示すように軸心を下方向へ回動させる。このため、ロッカアーム１１は、全体が駆動軸６方向寄りに移動して他端部１１ｂがリンクロッド１３を介して揺動カム９のカムノーズ部を下方へ押圧して該揺動カム９全体を所定量だけ時計方向へ回動させる。

よって、駆動カム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７に示すようにＬ４までに連続的に大きくなる。

すなわち、吸気弁４，４のリフト量は、機関の運転状態に応じて最小リフトのＬ０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、各吸気弁４，４の作動角も最小リフトのＤ０から最大リフトのＤ４まで連続的に変化する。

前記吸気ＶＴＣ２は、いわゆるベーンタイプのものであって、本出願人が先に出願した例えば特開２００７−１９８３６７号公報に示す構造とほぼ同様であるから図８及び図９に基づいて簡単に説明する。

すなわち、前記駆動軸６に回転力を伝達するタイミングスプロケット３０と、前記駆動軸６の端部に固定されてタイミングスプロケット３０内に回転自在に収容されたベーン部材３２と、該ベーン部材３２を油圧によって正逆回転させる油圧回路３３とを備えている。

前記タイミングスプロケット３０は、前記ベーン部材３２を回転自在に収容したハウジング３４と、該ハウジング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。

前記ハウジング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、ほぼ中央位置に前記各ボルト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、各内端面の高位部位置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。

前記フロントカバー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、外周部に前記ハウジング３４の各ボルト挿通孔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。

前記リアカバー３６は、後端側に前記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。

前記ベーン部材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、該ベーンロータ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。

前記ベーンロータ３２ａは、前端側の小径筒部が前記フロントカバー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前記リアカバー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、前記ベーンロータ３２ａのボルト挿通孔に軸方向から挿通した固定ボルト３９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。

前記各ベーン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つが比較的大きな台形状に形成されて、前記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はその幅長さが前記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前記ハウジング３４の内周面に摺接するコ字形のシール部材４０及び該シール部材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の前記タイミングスプロケット３０の回転方向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。

前記各ベーン３２ｂの凹溝３２ｃと該凹溝３２ｃ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を進角側へ付勢する付勢手段である一対のコイルスプリング５５、５６がそれぞれ配置されている。つまり、機関停止時などの非作動状態において、前記油圧回路３３からの油圧が供給されずに油圧による変換動力が働かない場合には、図８Ａに示すように、ベーン部材３２を機械的に最進角側に安定した位置（デフォルト位置）に付勢するようになっている。

この２つのコイルスプリング５５，５６は、それぞれ独立して形成されて互いに並列に形成されていると共に、それぞれの軸方向の長さ（コイル長）は、前記ベーン３２ｂの一側面とシュー３４ａの対向面との間の長さよりも大きく設定されて、両者とも同一の長さに設定されている。

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、各一端部が各ベーン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。

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つの進角室４１と遅角室４２がそれぞれ隔成されている。

前記油圧回路３３は、図９に示すように、前記各進角室４１に対して作動油の油圧を給排する第１油圧通路４３と、前記各遅角室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とが夫々通路切換用の電磁切換弁４７を介して接続されている。前記供給通路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。

前記第１、第２油圧通路４３，４４は、円柱状の通路構成部３９の内部に形成され、この通路構成部３９は、一端部が前記ベーンロータ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、他端部が前記電磁切換弁４７に接続されている。

また、前記通路構成部３９の一端部の外周面と支持穴３２ｄ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６０が嵌着固定されている。

前記第１油圧通路４３は、前記支持穴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、該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、前記環状室４４ａと各遅角室４２と連通する第２油路４４ｂとを備えている。

前記電磁切換弁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、前記電子コントローラ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。

この電子コントローラ２２は、吸気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、クランク角センサ及び吸気駆動軸角度センサからの信号によってタイミングスプロケット３０と駆動軸６との相対回転位置を検出している。

そして、前記電磁切換弁４７の切り換え作動によって、機関始動時に前記進角室４１に作動油を供給しつつ、その後に、遅角室４２に作動油を供給し得るようになっている。

また、前記ベーン部材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ロック機構が設けられている。

すなわち、このロック機構は、図９に示すように、前記幅長さの大きな１つのベーン３２ｂとリアカバー３６との間に設けられ、前記ベーン３２ｂの内部の駆動軸６軸方向に沿って形成された摺動用穴５０と、該摺動用穴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、前記リアカバー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、前記ロックピン５１のテーパ状先端部５１ａが係脱する係合穴５２ａと、前記摺動用穴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。

また、前記係合穴５２ａには、図外の油孔を介して前記進角室４１内の油圧乃至オイルポンプの油圧が供給されるようになっている。

そして、前記ロックピン５１は、前記ベーン部材３２が最進角側に回転した位置で、先端部５１ａが前記ばね部材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３０と駆動軸６との相対回転をロックする。

すなわち、前記電磁切換弁４７に前記電子コントローラ２２からの制御信号が送られない機関停止時などの非作動状態においては、前記電磁切換弁４７は図９に示す位置であり、前記ベーン部材３２の位置は図８Ａに示す位置である。ここで、前記ベーン部材３２は、前記ロックピン５１により相対回転が規制されている。つまり、この状態が機械的に安定したデフォルト位置になっているのである。また、前記係合穴５２ａ内に供給された進角室４１内からの油圧乃至オイルポンプからの油圧が上昇すると、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、進角室油圧と遅角油圧のバランスによって、前記ベーン部材３２の回転位相制御ができるようになり、作動が開始されるのである。

なお、前記吸気ＶＴＣ２の作動は、前記特開２００７−１９８３６７号公報とほぼ同様である。

前記排気ＶＴＣ３は、前記吸気ＶＴＣ２と全く同じ構成であり、機関停止時において前記油圧回路３３の油圧が作用しない場合は、コイルスプリング５５，５６のばね力によりベーン部材３２を最進角側の回動位置に付勢され、つまり、図８Ａに示す最進角側に機械的に安定した位置（デフォルト位置）に付勢されている。一方、機関が駆動して低、中負荷の運転領域になると、前記油圧回路２２から遅角室４２に油圧が供給されて、前記ベーン部材３２は、図８Ｂに示すように、前記各コイルスプリング５５，５６のばね力に抗してタイミングスプロケットの回転方向と反対方向に回転して最遅角側に回転制御される。

また、この排気ＶＴＣ３は、排気駆動軸角度センサからの情報信号などに基づいて前記電子コントローラ２２からの排気弁５，５の開閉時期であるリフト位相制御信号を入力してバルブタイミングを制御するようになっている。

図１０Ａは機関始動後のファーストアイドル運転時におけるアルコール濃度とバルブオーバーラップＯ／Ｌとの関係を示し、同図Ｂは同じくファーストアイドル運転時におけるアルコール濃度と吸気弁４，４の閉時期（ＩＶＣ）との関係について示している。

この第１実施形態では、前記吸気弁ＶＴＣ２及び排気ＶＴＣ３を作動させず、それぞれコイルスプリング５５，５６のばね力で各ベーン最進角のデフォルト位置に制御保持されている
したがって、吸気弁４，４のバルブリフト特性及びバルブタイミング特性は、吸気ＶＥＬ１のみによって変化することになり、図１０Ａ、Ｂの電子制御ラインに示す特性になる。

図１０において、アルコール濃度が０％（純粋なガソリン）の場合は、バルブオーバーラップＯ／Ｌを比較的大きく（Ｏ／Ｌ４）、吸気弁４，４閉時期ＩＶＣをピストン下死点から遅角側に乖離させている（ＩＶＣ４）。これは、図７におけるリフトＬ４の特性と対応する。ここでいうＯ／Ｌとは、吸気弁４，４の開時期（ＩＶＯ）から排気弁５，５の閉時期（ＥＶＣ）の間の吸排気弁４，４、５，５ともに同時に開弁している期間（クランク角）をいう。

前記Ｏ／Ｌは、アルコール濃度が増加するにしたがってＯ／Ｌ４→Ｏ／Ｌ３→Ｏ／Ｌ２と低下して行き、最大許容アルコール濃度８５％では、Ｏ／Ｌ１まで低下する。ここでは、ＩＶＯ１がＥＶＣより遅角しており、マイナスＯ／Ｌになっている。

ＩＶＣについてみると、アルコール濃度が増加するにしたがってＩＶＣ４→ＩＶＣ３→ＩＶＣ２とピストン下死点に接近するように進角して行き、最大許容アルコール濃度８５％ではピストン下死点近傍に達している。

一方、アルコール濃度に拘わらず、機関停止時や吸気ＶＥＬ１の故障時などの非作動時に自動的にメカニカル制御されるデフォルト１は、Ｏ／Ｌよりさらに小さなＯ／Ｌ０、ＩＶＣ１よりさらに下死点に近接したＩＶＣ０になる。

次に、ファーストアイドル運転時における排気エミッションなどへの性能影響を図１１及び図１２に示す。ここでは、各横軸に吸気弁４，４のリフト特性をとり、該リフト特性を変化させていった場合のアルコール０％と８５％の排気エミッション排出特性を示している。

図１１Ｂの縦軸は、排気エミッションとしてハイドロカーボン（ＨＣ）との関係について示し、アルコール０％の特性は破線、アルコール濃度８５％は実線で示している。アルコール０％（ガソリン１００％）では、リフトＬ４（ａ４点）が選択される。すなわち、大きめのＯ／Ｌ４と下死点から遅角側のＩＶＣ４をとっている。

ガソリン機関では、ファーストアイドル運転時には、多量のＨＣが排出される問題がある。

ここで、大きめのＯ／Ｌ４によって排気行程終りのＨＣ高濃度排気ガスを吸気系に戻して、次のサイクルで再燃焼させることによってＨＣを低減することが可能になる。

また、大きめのＯ／Ｌ４で不活性の筒内残留ガスを増加させ、遅角側のＩＶＣ４によって有効圧縮比を低減することによって燃焼温度を下げて窒素酸化物（ＮＯｘ）も低減できる。ＨＣとＮＯｘは同様の特性を示すので、図１１Ｂでは１つの線で示している。

逆に、アルコール濃度８５％はＨＣやＮＯｘの問題は少ない。なぜならば、アルコール（エタノール、メタノール）のような含酸素燃料では、分子式に酸素（Ｏ）が含まれているのでＨＣは酸化され発生しにくくなり、また、気化（蒸発）潜熱が大きいので、混合気温度（燃焼温度）が低くなってＮＯｘの発生しにくくなる。

ここでアルコール燃料が問題になるのは、アルデヒドという有害物質である。エタノールからは主にアセトアルデヒド（ＣＨ₃ＣＨＯ）、メタノールからは主にホルムアルデヒド（ＨＣＨＯ）が排出されるが、両者ともに発ガン性のある有害物質であり、以下では、これらをまとめてアルデヒドと称する。

アルコールのような含酸素燃料では、分子式の中に酸素（Ｏ）が存在するため、始動ファーストアイドル運転時などで不完全燃焼をすると、中間生成物として分子中に酸素（Ｏ）を含むアルデヒドが発生するのである。

したがって、始動ファーストアイドル運転時などにおいて、アルコール濃度が高くなると、図１１Ａに示すように、アルデヒドが増大する。これを抑制するために、吸気弁４，４を小さなリフト量をＬ１（ａ１）とし、アルコール０％とは反対にＯ／Ｌをマイナス領域（Ｏ／Ｌ１）にまで低減させ、ＩＶＣを下死点付近（ＩＶＣ１）まで近づけてアルデヒドを低減させる。

このように、アルデヒドを低減できるのは、Ｏ／Ｌを小さくすることで、不活性な残留ガスが減少することによって燃焼が安定し、かつ、ＩＶＣを下死点付近として有効圧縮比を高めることによって上死点でのガス温度が高まって燃焼温度が上昇するので、良好な燃焼になってアルコール燃料で不完全燃焼により特異的に発生するアルデヒドを低減できるのである。

また、アルコール濃度によって吸気弁４，４の開閉時期を変更することにより、アルコール高濃度の場合に問題となる特有の第１排気エミッション（アルデヒド）と、アルコール低濃度の場合に従来から問題となっている第２排気エミッション（ＨＣ，ＮＯｘ）を低減できるのである。

第１排気エミッションとしては、アルデヒドだけでなく、冷機時に発生するアルコール燃料特有のＰＭ（パーティキュレートマター（粒子状物質））も上げられる。これも、発ガン性物質である。

これについて補足説明すると、アルコールは、機関始動時などの冷機時において蒸発性の難点を有している。例えば、Ｔ９０（９０％蒸留温度）といった特性値がガソリンよりも悪く（高温側）、蒸発しにくいことに加えて、蒸発潜熱が大きいため、ガス温度が低下して一部燃え残りとしてアルコール燃料特有のＰＭが発生してしまうのである。言い換えると、アルコールの一部は蒸発できずに液体から直接的に燃焼をすることになり、これにより、ＰＭが生じるのである。

これについても、吸気弁４，４のＩＶＣを下死点付近として有効圧縮比を高めることによって上死点でのガス温度を高めてアルコール蒸発を促進でき、また、Ｏ／Ｌを小さくすることによって不活性な残留ガスが減少することによって燃焼が安定して、液体燃料の燃え残りなどで発生するＰＭをアルデヒドと同様に低減させることができるのである。

前記図１１Ａにおいて、吸気弁４，４のリフト量Ｌ４に対してＯ／Ｌが十分小さく（Ｏ／Ｌ１）ＩＶＣが十分に下死点に近い（ＩＶＣ１）リフト量Ｌ１に制御することによってアルデヒドとＰＭの両方を同時に低減できる。

アルデヒドとＰＭは同様の特性を示すので１つの線で示している。通常のガソリン燃料では両者は殆ど発生しない。

また、図１１Ａ、Ｂの細破線に中間のアルコール濃度５０％の特性を示すが、この場合にも第１排気エミッション（アルデヒド、ＰＭ）と第２排気エミッション（ＨＣ）とも抑制できているのが解る（ａ２点）。

図１２にはアルコール０％と８５％との場合の機関始動性の比較を示している。アルコール８５％（実線）では、前述の蒸発性不良や蒸発潜熱大（ガス温度低下）のために、始動性もアルコール０％（破線）よりも悪化する傾向になる。

しかしながら、吸気弁４，４のリフト量をＬ１とすることによってＩＶＣを下死点付近にして有効圧縮比を高めることで、上死点でのガス温度が高くなって蒸発が促進され、かつ、Ｏ／Ｌが小さくなることによって不活性な残留ガスを低減させるので燃焼が安定して始動性そのものも改善することができるのである（ａ１点）。

一方、始動性に余裕のあるアルコール０％では、始動でのＨＣ、ＮＯｘが抑制されると共に、ポンプ損失（燃料消費）が低減されるために、リフト量をＬ４とするのである（図１１、図１２でのａ４点）。

このように、吸気ＶＴＣ１の制御によってアルコール高濃度の場合に問題となる始動性の保証と第１排気エミッションであるアルデヒド・ＰＭの低減を実現しつつ、アルコール低濃度の場合に問題となる第２排気エミッションであるＨＣ・ＮＯｘの抑制などを実現することができる。

また、図１２の細破線に中間のアルコール濃度５０％の特性を示すが、この場合も同様に第１排気エミッション、第２排気エミッションを抑制しつつ始動性が保証できていることが解る（ａ２点）。

次に、前記吸気ＶＥＬ１のデフォルト位置の効果について説明する。例えば、吸気ＶＥＬ１の前記電動モータ２０に断線などの故障が発生した場合、前記ファーストアイドル運転時に図１０Ａ、Ｂにおける電子制御ラインに沿ったバルブタイミング（Ｏ／Ｌ、ＩＶＣ）制御は不可能になる。

この場合は、吸気ＶＥＬ１は、前述のように、機械的に安定した位置（デフォルト位置）に制御されるが、この位置のバルブタイミングが不適切であると、ファーストアイドル運転ができなくなる可能性がある。

本実施形態では、前記デフォルト位置は、最小リフトＬ０であり、図５Ａ、図７に示すリフトＬ０と対応する。また、図３で示すように、リフトＬ０の制御軸１７の位置となるように、小側コイルスプリング３１によって保持される。

このリフトＬ０では、最高アルコール濃度が８５％での制御リフトＬ１よりもＯ／Ｌはさらに小さく、吸気弁４，４のＩＶＣはさらに下死点に接近している。

図１２の始動性をみると、アルコール濃度８５％はａ１０点であり、もともとの制御点ａ１に対して始動性は良くなる方向で余裕がある。したがって、電動モータ２０による保持トルクがない前記断線時には、動弁系の変動荷重が作用してデフォルト位置が僅かに変化する場合でも、始動性を確実に保証される。また、仮に、規格所定範囲（８５％）を超えるアルコール燃料が誤使用された場合でも始動性を保証できる。

ここで、アルコール濃度が０％の場合は、ａ４０点でａ１０点に対して始動性はさらに十分に余裕があり問題はない。アルコール５０％の場合でも、ａ２０点でａ１０点に対して始動性が良好である。したがって、アルコール濃度によらず始動性を保証することができる。

さらに、図１１Ａにおけるａ１０〜ａ４０から解るように、吸気ＶＥＬ１の故障時にもアルデヒドやＰＭを多量に排出することもない。

前記デフォルト位置として図１０Ａ、Ｂのデフォルト２に示すように、規定最大アルコール濃度８５％と同一リフト特性としてもよい。この場合は、図３における制御軸１７の小リフト側のストッパ位置を少し大リフト側にシフトすればよい。そうすると、ボール螺子減速機構２１のボールナット２４のストロークが減少して制御軸１７の変換ストローク（変換角度）も小さくなるので、アクチュエータ１９を小型化することができる。

以下、図１３のフローチャート図に基づいて前記ファーストアイドル運転に移行するまでの制御を説明する。

まず、ステップ１では、イグニッションスイッチがオンされたかなどの機関始動条件であるか否かを判別する。ここで、機関始動条件になっていない場合はリターンするが、始動条件になっていると判別した場合は、ステップ２に移行する。

ステップ２では、前記アルコール濃度検出センサ３２によって燃料タンクＦＴ内の混合燃料のアルコール濃度を検出する。

ステップ３では、前記検出されたアルコール濃度に対応する目標リフト特性、すなわち、目標Ｏ／Ｌ、ＩＶＣを演算によって算出する。具体的には、図１０Ａ，Ｂに示された電子制御ラインと検出アルコール濃度との交点となる。例えばアルコール濃度５０％程度であれば、吸気弁４，４のリフトＬ２が選択され、Ｏ／Ｌ２、ＩＶＣ２を選択する。

そして、ステップ４でクランキングを開始し、ステップ５で目標のリフトＬ２になるように吸気ＶＥＬ１に切り換え信号を出力する。

ステップ６において実際のリフト量を前記制御軸１７のポジションセンサ２９で検出し、ステップ７では、目標リフトになったか否かを判別する。

ここで、目標リフトになったと判別した場合は、ステップ８でファーストアイドル運転の燃焼を行うための燃料噴射、点火などの燃焼制御を行う。この際、Ｏ／Ｌ２、ＩＶＣ２は、アルコール濃度５０％に対応した適切なものなので、図１１Ａ、Ｂ、図１２に示す各ａ２点となり、アルデヒドやＰＭ、ＨＣ、ＮＯｘ及び始動性を改善することができる。また、Ｏ／Ｌ２がやや大きく、ＩＶＣもやや遅角するので、ポンプ損失を可及的に低減し、燃費も改善できる。

前記ステップ７で、目標リフトになっていないと判別した場合は、ステップ９において吸気ＶＥＬ１の電気系統が故障していると認識し、ステップ１０で、前記電子コントローラ２２は吸気ＶＥＬ１への変換信号の出力を中止する。これによって、電動モータ２０には保持力が働かなくなるので、機械的に安定化するデフォルト位置のリフト特性となる。この状態で、ステップ８に移行する。前記デフォルト位置のリフト特性は、Ｌ０であり、図１１Ａに示すように、アルコール濃度によらずアルデヒドの多量の排出を抑制することができると共に、始動性を保証できる。また、仮にアルコール濃度が規格８５％を超えた燃料が誤って使用された場合の始動性や第１排気エミッションの排出に対する耐力も有する。
〔第２実施形態〕
図１４Ａ、Ｂは第２実施形態における吸気弁４，４と排気弁５，５のファーストアイドル運転時のそれぞれのバルブタイミング特性を示している。

すなわち、前記図２において前記吸気ＶＴＣ２と排気ＶＴＣ３を変換制御させてそれぞれのバルブタイミングを変換するようになっており、この第２実施形態では、前記吸気ＶＥＬ１は設けずに、吸気弁４，４側についても一定のリフト特性を示す従来型の固定動弁装置が設けられている。

図１４Ａはアルコール濃度８５％でのリフト特性を示し、バルブオーバーラップＯ／Ｌはマイナスで前記第１実施形態のＯ／Ｌ１に近くなり、ＩＶＣは下死点に比較的接近しており、第１実施形態のＩＶＣ１に近い。したがって、第１実施形態のリフト１と同様に第１排気エミッションの抑制効果を得ることができる。

このとき、吸気ＶＴＣ２と排気ＶＴＣ３は、図８Ａに示すように、両者とも最進角のデフォルト位置になっており、この両ＶＴＣ２，３の電気系統が故障した場合は、この位置に機械的に安定化保持される。したがって、第１実施形態と同様に、第１排気エミッションの発生を抑制しつつ始動性を確保できる。

図１４Ｂはアルコール濃度０％でのリフト特性を示し、吸気ＶＴＣ２によって吸気弁４，４は遅角側に制御されてＩＶＣが下死点から乖離しており、第１実施形態でのＩＶＣ４に近い。一方、排気ＶＴＣ３は、排気弁５，５を吸気ＶＴＣ２に対してより広い変換角で遅角制御し、そのためＯ／Ｌは増加しプラスとなって第１実施形態でのＯ／Ｌ４に近い。したがって、第１実施形態と同様に第２排気エミッションの抑制効果を得ることができる。

本発明は、前記各実施形態の構成に限定されるものではなく、例えば、前記実施形態では、含酸素燃料としてエチルアルコールやメチルアルコールについて説明したが、これ以外の含酸素燃料であってもよい。例えば植物から作られるバイオアルコールや、また、バイオアルコールから生成されるＥＴＢＥ（エチルターシャリーブチルエーテル）などであっても分子中にＯ（酸素）を含んでおり、アルデヒドを発生し易いと共に、蒸発性の課題を有している点では同一であって、同一の作用効果が得られる。これらは植物から作られることから、植物の成長過程でＣＯ₂を吸収するため、地球温暖化対策として有効である。

また、前記各実施形態では、含酸素燃料の規定濃度範囲としては、０％〜８５％の例を示したが、それ以外の範囲で、例えば最大側が１００％であっても構わない。

ベース燃料としては、各実施形態ではガソリンの例を示したが、軽油（ディーゼルエンジン）であってもよい。

さらに、前記各実施形態では、可変機構として吸気ＶＥＬ１のみの場合と、吸気ＶＴＣ２と排気ＶＴＣ３を組み合わせた場合をそれぞれ示したが、前記吸気ＶＥＬ１に吸気ＶＴＣ２や排気ＶＴＣ３を組み合わせてもよく、また、別の可変機構であってもよい。

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または２に記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記可変機構は、制御部材を移動させることによって機関弁の特性を可変にするものであり、前記作動していない状態の機械的安定位置は、前記制御部材に対する付勢手段の付勢力によって行うことを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｂ〕請求項１または２に記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記可変機構は、ファーストアイドル運転時に、含酸素燃料の濃度に応じて吸気弁の作動角を可変にするものであることを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｃ〕請求項ｂに記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記吸気弁の作動角は、開時期を遅角させると共に、閉時期を進角させるものであることを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｄ〕請求項ｂに記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記吸気弁の作動角の変化に応じてピークリフト量も同時に変化させるものであることを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｅ〕請求項ｂに記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記可変機構は、前記制御部材を移動させることによって前記吸気弁の作動角を可変にするものであり、
前記制御部材は、前記作動角が小さくなる方向にスプリングによって付勢されていることを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｆ〕請求項１または２に記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記ファーストアイドル運転時に、含酸素燃料の濃度に応じて前記吸気弁のリフト位相と、排気弁のリフト位相を可変にするものであることを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｇ〕請求項ｆに記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記可変機構が作動していない状態の機械的安定位置は、吸気弁のリフト位相が最進角位置で、排気弁のリフト位相も最進角位置であることを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｈ〕請求項ｇに記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記吸気弁のリフト位相を可変にする可変機構は、吸気カムシャフトに設けられる吸気弁バルブタイミング制御装置によって構成されていると共に、
前記排気弁のリフト位相を可変にする可変機構は、排気カムシャフトに設けられた排気バルブタイミング制御装置によって構成されていることを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｉ〕請求項ｈに記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記吸気バルブタイミング制御装置及び排気バルブタイミング制御装置は、回転力が付与される駆動回転体と、各カムシャフトに固定される従動回転体を有し、前記駆動回転体に対して前記従動回転体を相対回転させることによってリフト位相を変更するものであることを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｊ〕請求項ｉに記載の内燃機関の可変動弁装置において、
前記吸気バルブタイミング制御装置及び排気バルブタイミング制御装置は、前記駆動回転体に対して従動回転体を進角方向に付勢するスプリングを備えていることを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
〔請求項ｋ〕請求項３に記載の可変動弁装置の制御装置において、
前記機関燃料は、規定濃度範囲の含酸素燃料を含んでいると共に、前記規定濃度範囲で含酸素燃料濃度が最も高い場合には、前記吸気弁と排気弁のバルブオーバーラップが零またはマイナスバルブオーバーラップとなることを特徴とする可変動弁装置の制御装置。
〔請求項ｌ〕請求項３に記載の可変動弁装置の制御装置において、
前記機関燃料は、規定濃度範囲の含酸素燃料を含み、前記規定濃度範囲で含酸素燃料の濃度が最も高い場合は、前記吸気弁の閉時期がピストン下死点となる時期とほぼ一致することを特徴とする可変動弁装置の制御装置。
〔請求項ｍ〕請求項３に記載の可変動弁装置の制御装置において、
前記可変機構は、前記吸気弁の作動角を可変にするものであることを特徴とする可変動弁装置の制御装置。
〔請求項ｎ〕請求項ｍに記載の可変動弁装置の制御装置において、
前記可変機構は、前記吸気弁の閉時期を遅角側あるいは進角側に制御するものであることを特徴とする可変動弁装置の制御装置。
〔請求項ｏ〕請求項ｎに記載の可変動弁装置の制御装置において、
前記可変機構は、前記吸気弁の作動角が可変するのに応じてピークリフト量も同時に可変にするものであることを特徴とする可変動弁装置の制御装置。
〔請求項ｐ〕請求項３に記載の可変動弁装置の制御装置において、
前記可変機構は、前記吸気弁のリフト位相と排気弁のリフト位相を可変にするものであることを特徴とする可変動弁装置の制御装置。
〔請求項ｑ〕請求項ｐに記載の可変動弁装置の制御装置において、
前記規定濃度範囲で含酸素燃料の濃度が最も高い場合には、前記吸気弁のリフト位相を最進角位置にすると共に、排気弁のリフト位相も最進角位置にすることを特徴とする可変動弁装置の制御装置。
〔請求項ｒ〕
含酸素燃料を含んだ機関燃料を使用する内燃機関の機関弁の特性を可変にする可変動弁制御システムであって、
前記機関燃料における含酸素燃料の濃度が高い場合は、機関が始動されてから暖機が完了するまでのファーストアイドル運転時の機関弁の特性を、吸気弁と排気弁のバルブオーバーラップを少なくするか、あるいはマイナスバルブオーバーラップを大きくすると共に、前記吸気弁の閉時期を、ピストン下死点位置に対して乖離しない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。

０１…ピストン
０２…クランクシャフト
０４…燃焼室
０７…駆動モータ
０９…燃料噴射弁
１…吸気ＶＥＬ(可変機構)
２…吸気ＶＴＣ(可変機構)
３…排気ＶＴＣ（可変機構）
４…吸気弁
５…排気弁
６…駆動軸
１９…アクチュエータ
２０…電動モータ
２１…ボール螺子減速機構
２２…電子コントローラ
３１…コイルスプリング
３２…アルコール濃度検出センサ
５５・５６…コイルスプリング
ＦＴ…燃料タンク
Ｏ／Ｌ…バルブオーバーラップ

Claims (2)

1. 規定濃度範囲の含酸素燃料を含んだ機関燃料を使用する内燃機関に用いられ、少なくとも内燃機関の始動から機関の所定温度となるまでのファーストアイドル運転時に、前記含酸素燃料の濃度に応じて機関弁の特性を可変にする可変機構を備えた可変動弁装置であって、
   非作動状態にある前記可変機構の機械的安定位置は、前記含酸素燃料の濃度が前記規定範囲において最も高い場合のファーストアイドル運転時の機関弁の特性に対して、吸気弁と排気弁のバルブオーバーラップが小さくなるか、あるいはマイナスバルブオーバーラップが大きくなると共に、前記吸気弁の閉時期がピストン下死点に近づく位置となるように設定したことを特徴とする内燃機関の可変動弁装置。
2. 規定濃度範囲の含酸素燃料を含んだ機関燃料を使用する内燃機関の機関弁の特性を可変にする可変機構を備えた可変動弁装置の制御装置であって、
   前記機関燃料における前記含酸素燃料の濃度が高い場合には、内燃機関の始動から暖機完了までのファーストアイドル運転時の機関弁の特性を、吸気弁と排気弁のバルブオーバーラップを減少させるか、あるいはマイナスバルブオーバーラップを大きくするように制御すると共に、前記吸気弁の閉時期がピストンの下死点位置から乖離しないように制御することを特徴とする可変動弁装置の制御装置。

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