JP5585526B2 - Spark ignition internal combustion engine - Google Patents
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Description
本発明は、火花点火内燃機関に関する。 The present invention relates to a spark ignition internal combustion engine.
ポンピング損失を低減するために、スロットル弁を設けることなく、又は、スロットル弁を全開として、可変バルブタイミング機構により吸気弁の閉弁時期を変化させて吸入空気量を制御することが提案されている(特許文献1参照)。 In order to reduce the pumping loss, it has been proposed to control the intake air amount by changing the closing timing of the intake valve by a variable valve timing mechanism without providing the throttle valve or by fully opening the throttle valve. (See Patent Document 1).
一対の吸気ポートを備える火花点火内燃機関では、二つの吸気弁の閉弁時期を同じように変化させて吸入空気量を制御することとなる。 In a spark ignition internal combustion engine having a pair of intake ports, the intake air amount is controlled by changing the closing timing of the two intake valves in the same manner.
気筒内に乱れを発生させて燃焼速度の速い良好な燃焼を実現するには、吸気行程において気筒内にスワール流又はタンブル流のような強い気流を生成することが好ましい。そのためには、一対の吸気ポートを備える内燃機関において、一方の吸気ポートを気筒内に気流を生成するための気流生成ポートとすることが好ましい。気流生成ポートは、どうしても流量係数が小さくなるために、吸気不足を防止するためには、他方の吸気ポートは、流量係数の大きなストレートポートとされる。 In order to realize good combustion with a high combustion speed by generating turbulence in the cylinder, it is preferable to generate a strong air flow such as a swirl flow or a tumble flow in the cylinder during the intake stroke. For this purpose, in an internal combustion engine having a pair of intake ports, it is preferable that one of the intake ports be an airflow generation port for generating an airflow in the cylinder. Since the airflow generation port inevitably has a small flow coefficient, the other intake port is a straight port having a large flow coefficient in order to prevent intake shortage.
このような一対の吸気ポートを備える火花点火内燃機関において、二つの吸気弁の閉弁時期を同じように変化させて吸入空気量を制御する場合には、燃焼を改善する余地が残されている。 In such a spark ignition internal combustion engine having a pair of intake ports, when the intake air amount is controlled by changing the closing timings of the two intake valves in the same manner, there remains room for improving combustion. .
従って、本発明の目的は、気流生成ポートとストレートポートとを備えて、吸気弁の閉弁時期を変化させて吸入空気量を制御する火花点火内燃機関において、従来に比較して燃焼を改善することである。 Accordingly, an object of the present invention is to improve combustion in a spark ignition internal combustion engine that includes an air flow generation port and a straight port and controls the intake air amount by changing the closing timing of the intake valve as compared with the conventional one. That is.
本発明による請求項1に記載の火花点火内燃機関は、可変圧縮比機構と、気流生成ポートおよびストレートポートを含む吸気ポートとを備えて、吸気弁の閉弁時期を変化させて吸入空気量を制御する火花点火内燃機関において、吸入空気量を減少させるときには、気流生成ポート用の第一吸気弁の開弁時期及び閉弁時期を変化させることなく、ストレートポート用の第二吸気弁の開弁時期及び閉弁時期を遅角させて、第二吸気弁の閉弁時期を第一吸気弁の閉弁時期より遅角側とすると共に第二吸気弁の開弁時期を第一吸気弁の開弁時期より遅角側とする制御を実施し、ストレートポートは、気流生成ポートよりも流量係数が大きくなるように形成されており、吸気ポートより上流側の吸気ダクトの内部には、吸気ダクトの内部の流路全体を開閉するスロットル弁が配置されており、第二吸気弁は、要求吸入空気量の空気を燃焼室に供給するように開弁時期および閉弁時期が連続的に変化し、要求吸入空気量が減少すると、スロットル弁が全開の状態にて、第二吸気弁の閉弁時期が連続的に遅角されると共に機械圧縮比が連続的に上昇して実圧縮比を一定に維持する運転領域を有することを特徴とする。 A spark ignition internal combustion engine according to a first aspect of the present invention includes a variable compression ratio mechanism and an intake port including an airflow generation port and a straight port , and changes an intake valve closing timing to reduce an intake air amount. In the spark ignition internal combustion engine to be controlled, when reducing the intake air amount, the opening of the second intake valve for the straight port is not changed without changing the opening timing and the closing timing of the first intake valve for the airflow generation port. Delay the timing and valve closing timing so that the closing timing of the second intake valve is retarded from the closing timing of the first intake valve, and the opening timing of the second intake valve is the opening timing of the first intake valve The straight port is formed so that the flow coefficient is larger than that of the airflow generation port, and the intake port upstream of the intake port is located inside the intake duct. Open the entire internal flow path The second intake valve has a valve opening timing and a valve closing timing that continuously change so that the required intake air amount is supplied to the combustion chamber, and the required intake air amount decreases. And an operating region in which the closing timing of the second intake valve is continuously retarded while the throttle valve is fully open and the mechanical compression ratio is continuously increased to maintain the actual compression ratio constant. It is characterized by.
本発明による請求項2に記載の火花点火内燃機関は、請求項1に記載の火花点火内燃機関において、前記気流生成ポートと前記ストレートポートとの分岐部より上流側において、前記気流生成ポートの吸気流量を制御する制御弁を配置する場合には、前記分岐部と前記制御弁との間を仕切板により前記気流生成ポートと前記ストレートポートとに分離することを特徴とする。 A spark ignition internal combustion engine according to a second aspect of the present invention is the spark ignition internal combustion engine according to the first aspect, wherein the intake of the airflow generation port is upstream of a branch portion between the airflow generation port and the straight port. In the case where a control valve for controlling the flow rate is arranged, the air flow generation port and the straight port are separated by a partition plate between the branch portion and the control valve.
本発明による請求項1に記載の火花点火内燃機関によれば、可変圧縮比機構と、気流生成ポートとストレートポートとを備えて、吸気弁の閉弁時期を変化させて吸入空気量を制御する火花点火内燃機関において、吸入空気量を減少させるときには、気流生成ポート用の第一吸気弁の開弁時期及び閉弁時期を変化させることなく、ストレートポート用の第二吸気弁の開弁時期及び閉弁時期を遅角させて、第二吸気弁の閉弁時期を第一吸気弁の閉弁時期より遅角側とし、スロットル弁が全開の状態にて、第二吸気弁の閉弁時期が連続的に遅角されると共に機械圧縮比が連続的に上昇して実圧縮比を一定に維持する。この構成により、圧縮行程において第二吸気弁の閉弁時期まで気筒内の吸気は吸気系へ戻され、吸入空気量を減少させることができ、また、第二吸気弁の開弁時期を第一吸気弁の開弁時期より遅角側とすることにより、吸気行程において当初は、第一吸気弁だけの開弁により気流生成ポートだけを使用して吸気が気筒内へ供給され、気筒内に強い気流を生成することができるために、点火時期において気筒内に強い乱れを発生させて従来に比較して良好な燃焼を実現することができる。 According to the spark ignition internal combustion engine of the first aspect of the present invention, the variable compression ratio mechanism, the air flow generation port, and the straight port are provided, and the intake air amount is controlled by changing the closing timing of the intake valve. In the spark ignition internal combustion engine, when reducing the intake air amount, the opening timing of the second intake valve for the straight port and the opening timing of the first intake valve for the airflow generation port are not changed, Delay the valve closing timing so that the closing timing of the second intake valve is retarded from the closing timing of the first intake valve, and when the throttle valve is fully open, the closing timing of the second intake valve Is continuously retarded and the mechanical compression ratio is continuously increased to keep the actual compression ratio constant. More this arrangement, the intake of the cylinder to the valve closing timing of the second intake valve during the compression stroke is returned to the intake system, it is possible to reduce the intake air amount, also the opening timing of the second intake valve first By setting the intake valve to be retarded from the opening timing, the intake stroke is initially supplied to the cylinder using only the airflow generation port by opening only the first intake valve. Since a strong airflow can be generated, strong turbulence is generated in the cylinder at the ignition timing, and better combustion can be realized compared to the conventional case.
本発明による請求項2に記載の火花点火内燃機関は、請求項1に記載の火花点火内燃機関において、気流生成ポートとストレートポートとの分岐部より上流側において、気流生成ポートの吸気流量を制御する制御弁を配置する場合には、分岐部と制御弁との間を仕切板により気流生成ポートとストレートポートとに分離するようになっており、それにより、制御弁により良好に気流生成ポートを通過する吸入空気量を制御することができる。 A spark ignition internal combustion engine according to a second aspect of the present invention is the spark ignition internal combustion engine according to the first aspect, wherein the intake air flow rate of the airflow generation port is controlled upstream of the branch portion between the airflow generation port and the straight port. When the control valve to be installed is arranged, the air flow generating port and the straight port are separated by a partition plate between the branching portion and the control valve, so that the air flow generating port can be satisfactorily controlled by the control valve. The amount of intake air passing therethrough can be controlled.
図1は本発明による可変圧縮比機構を備える内燃機関の側面断面図を示す。図1を参照すると、1はクランクケース、2はシリンダブロック、3はシリンダヘッド、4はピストン、5は燃焼室、6は燃焼室5の頂面中央部に配置された点火栓、7は吸気弁、8は吸気ポート、9は排気弁、10は排気ポートを夫々示す。吸気ポート8は吸気枝管11を介してサージタンク12に連結され、各吸気枝管11には夫々対応する吸気ポート8内に向けて燃料を噴射するための燃料噴射弁13が配置される。なお、燃料噴射弁13は各吸気枝管11に取付ける代りに各燃焼室5内に配置してもよい。
FIG. 1 is a side sectional view of an internal combustion engine having a variable compression ratio mechanism according to the present invention. Referring to FIG. 1, 1 is a crankcase, 2 is a cylinder block, 3 is a cylinder head, 4 is a piston, 5 is a combustion chamber, 6 is a spark plug disposed at the center of the top surface of the
サージタンク12は吸気ダクト14を介してエアクリーナ15に連結され、吸気ダクト14内にはアクチュエータ16によって駆動されるスロットル弁17と例えば熱線を用いた吸入空気量検出器18とが配置される。一方、排気ポート10は排気マニホルド19を介して例えば三元触媒を内蔵した触媒装置20に連結され、排気マニホルド19内には空燃比センサ21が配置される。
The
一方、図1に示される実施例ではクランクケース1とシリンダブロック2との連結部にクランクケース1とシリンダブロック2のシリンダ軸線方向の相対位置を変化させることによりピストン4が圧縮上死点に位置するときの燃焼室5の容積を変更可能な可変圧縮比機構Aが設けられており、更に実際の圧縮作用の開始時期を変更可能な実圧縮作用開始時期変更機構Bが設けられている。なお、図1に示される実施例ではこの実圧縮作用開始時期変更機構Bは吸気弁7の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構からなる。
On the other hand, in the embodiment shown in FIG. 1, the
図1に示されるようにクランクケース1とシリンダブロック2にはクランクケース1とシリンダブロック2間の相対位置関係を検出するための相対位置センサ22が取付けられており、この相対位置センサ22からはクランクケース1とシリンダブロック2との間隔の変化を示す出力信号が出力される。また、可変バルブタイミング機構Bには吸気弁7の閉弁時期を示す出力信号を発生するバルブタイミングセンサ23が取付けられており、スロットル弁駆動用のアクチュエータ16にはスロットル弁開度を示す出力信号を発生するスロットル開度センサ24が取付けられている。
As shown in FIG. 1, a
電子制御ユニット30はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス31によって互いに接続されたROM(リードオンリメモリ)32、RAM(ランダムアクセスメモリ)33、CPU(マイクロプロセッサ)34、入力ポート35および出力ポート36を具備する。吸入空気量検出器18、空燃比センサ21、相対位置センサ22、バルブタイミングセンサ23およびスロットル開度センサ24の出力信号は夫々対応するAD変換器37を介して入力ポート35に入力される。また、アクセルペダル40にはアクセルペダル40の踏込み量Lに比例した出力電圧を発生する負荷センサ41が接続され、負荷センサ41の出力電圧は対応するAD変換器37を介して入力ポート35に入力される。更に入力ポート35にはクランクシャフトが例えば30°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ42が接続される。一方、出力ポート36は対応する駆動回路38を介して点火栓6、燃料噴射弁13、スロットル弁駆動用アクチュエータ16、可変圧縮比機構Aおよび可変バルブタイミング機構Bに接続される。
The
図2は図1に示す可変圧縮比機構Aの分解斜視図を示しており、図3は図解的に表した内燃機関の側面断面図を示している。図2を参照すると、シリンダブロック2の両側壁の下方には互いに間隔を隔てた複数個の突出部50が形成されており、各突出部50内には夫々断面円形のカム挿入孔51が形成されている。一方、クランクケース1の上壁面上には互いに間隔を隔てて夫々対応する突出部50の間に嵌合せしめられる複数個の突出部52が形成されており、これらの各突出部52内にも夫々断面円形のカム挿入孔53が形成されている。
2 is an exploded perspective view of the variable compression ratio mechanism A shown in FIG. 1, and FIG. 3 is a side sectional view of the internal combustion engine schematically shown. Referring to FIG. 2, a plurality of
図2に示されるように一対のカムシャフト54,55が設けられており、各カムシャフト54,55上には一つおきに各カム挿入孔53内に回転可能に挿入される円形カム58が固定されている。これらの円形カム58は各カムシャフト54,55の回転軸線と共軸をなす。一方、各円形カム58の両側には図3に示すように各カムシャフト54,55の回転軸線に対して偏心配置された偏心軸57が延びており、この偏心軸57上に別の円形カム56が偏心して回転可能に取付けられている。図2に示されるようにこれら円形カム56は各円形カム58の両側に配置されており、これら円形カム56は対応する各カム挿入孔51内に回転可能に挿入されている。また、図2に示されるようにカムシャフト55にはカムシャフト55の回転角度を表す出力信号を発生するカム回転角度センサ25が取付けられている。
As shown in FIG. 2, a pair of
図3(A)に示すような状態から各カムシャフト54,55上に固定された円形カム58を図3(A)において矢印で示される如く互いに反対方向に回転させると偏心軸57が互いに離れる方向に移動するために円形カム56がカム挿入孔51内において円形カム58とは反対方向に回転し、図3(B)に示されるように偏心軸57の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に円形カム58を矢印で示される方向に回転させると図3(C)に示されるように偏心軸57は最も低い位置となる。
When the
なお、図3(A)、図3(B)、図3(C)には夫々の状態における円形カム58の中心aと偏心軸57の中心bと円形カム56の中心cとの位置関係が示されている。
3A, 3B, and 3C show the positional relationship among the center a of the
図3(A)から図3(C)とを比較するとわかるようにクランクケース1とシリンダブロック2の相対位置は円形カム58の中心aと円形カム56の中心cとの距離によって定まり、円形カム58の中心aと円形カム56の中心cとの距離が大きくなるほどシリンダブロック2はクランクケース1から離間側に移動する。即ち、可変圧縮比機構Aは回転するカムを用いたクランク機構によりクランクケース1とシリンダブロック2間の相対位置を変化させていることになる。シリンダブロック2がクランクケース1から離れるとピストン4が圧縮上死点に位置するときの燃焼室5の容積は増大し、従って各カムシャフト54,55を回転させることによってピストン4が圧縮上死点に位置するときの燃焼室5の容積を変更することができる。
3A to 3C, the relative positions of the
図2に示されるように各カムシャフト54,55を夫々反対方向に回転させるために駆動モータ59の回転軸には夫々螺旋方向が逆向きの一対のウォーム61,62が取付けられており、これらウォーム61,62と噛合するウォームホイール63,64が夫々各カムシャフト54,55の端部に固定されている。この実施例では駆動モータ59を駆動することによってピストン4が圧縮上死点に位置するときの燃焼室5の容積を広い範囲に亘って変更することができる。
As shown in FIG. 2, in order to rotate the
一方、図4は図1において吸気弁7を駆動するためのカムシャフト70の端部に取付けられた可変バルブタイミング機構Bを示している。図4を参照すると、この可変バルブタイミング機構Bは機関のクランク軸によりタイミングベルトを介して矢印方向に回転せしめられるタイミングプーリ71と、タイミングプーリ71と一緒に回転する円筒状ハウジング72と、吸気弁駆動用カムシャフト70と一緒に回転しかつ円筒状ハウジング72に対して相対回転可能な回転軸73と、円筒状ハウジング72の内周面から回転軸73の外周面まで延びる複数個の仕切壁74と、各仕切壁74の間で回転軸73の外周面から円筒状ハウジング72の内周面まで延びるベーン75とを具備しており、各ベーン75の両側には夫々進角用油圧室76と遅角用油圧室77とが形成されている。
On the other hand, FIG. 4 shows the variable valve timing mechanism B attached to the end of the
各油圧室76,77への作動油の供給制御は作動油供給制御弁78によって行われる。この作動油供給制御弁78は各油圧室76,77に夫々連結された油圧ポート79,80と、油圧ポンプ81から吐出された作動油の供給ポート82と、一対のドレインポート83,84と、各ポート79,80,82,83,84間の連通遮断制御を行うスプール弁85とを具備している。
The hydraulic oil supply control to the
吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相を進角すべきときは図4においてスプール弁85が右方に移動せしめられ、供給ポート82から供給された作動油が油圧ポート79を介して進角用油圧室76に供給されると共に遅角用油圧室77内の作動油がドレインポート84から排出される。このとき回転軸73は円筒状ハウジング72に対して矢印方向に相対回転せしめられる。
When the cam phase of the intake
これに対し、吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相を遅角すべきときは図4においてスプール弁85が左方に移動せしめられ、供給ポート82から供給された作動油が油圧ポート80を介して遅角用油圧室77に供給されると共に進角用油圧室76内の作動油がドレインポート83から排出される。このとき回転軸73は円筒状ハウジング72に対して矢印と反対方向に相対回転せしめられる。
On the other hand, when the cam phase of the intake
回転軸73が円筒状ハウジング72に対して相対回転せしめられているときにスプール弁85が図4に示される中立位置に戻されると回転軸73の相対回転動作は停止せしめられ、回転軸73はそのときの相対回転位置に保持される。従って可変バルブタイミング機構Bによって吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相を所望の量だけ進角させることができ、遅角させることができることになる。
If the
図5において実線は可変バルブタイミング機構Bによって吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相が最も進角されているときを示しており、破線は吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相が最も遅角されているときを示している。従って吸気弁7の開弁期間は図5において実線で示す範囲と破線で示す範囲との間で任意に設定することができ、従って吸気弁7の閉弁時期も図5において矢印Cで示す範囲内の任意のクランク角に設定することができる。
In FIG. 5, the solid line shows the time when the cam phase of the intake
図1および図4に示される可変バルブタイミング機構Bは一例を示すものであって、例えば電磁又は油圧アクチュエータにより吸気弁を開閉させる場合には、可変バルブタイミング機構として、電磁又は油圧アクチュエータにより、任意に吸気弁の開弁時期及び閉弁時期を制御することができる。 The variable valve timing mechanism B shown in FIGS. 1 and 4 is an example. For example, when the intake valve is opened and closed by an electromagnetic or hydraulic actuator, the variable valve timing mechanism can be arbitrarily set by an electromagnetic or hydraulic actuator. In addition, the opening timing and closing timing of the intake valve can be controlled.
次に図6を参照しつつ本願において使用されている用語の意味について説明する。なお、図6の(A),(B),(C)には説明のために燃焼室容積が50mlでピストンの行程容積が500mlであるエンジンが示されており、これら図6の(A),(B),(C)において燃焼室容積とはピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室の容積を表している。 Next, the meanings of terms used in the present application will be described with reference to FIG. 6 (A), (B), and (C) show an engine having a combustion chamber volume of 50 ml and a piston stroke volume of 500 ml for the sake of explanation. , (B), (C), the combustion chamber volume represents the volume of the combustion chamber when the piston is located at the compression top dead center.
図6(A)は機械圧縮比について説明している。機械圧縮比は圧縮行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積のみから機械的に定まる値であってこの機械圧縮比は(燃焼室容積+行程容積)/燃焼室容積で表される。図6(A)に示される例ではこの機械圧縮比は(50ml+500ml)/50ml=11となる。 FIG. 6A explains the mechanical compression ratio. The mechanical compression ratio is a value mechanically determined only from the stroke volume of the piston and the combustion chamber volume during the compression stroke, and this mechanical compression ratio is expressed by (combustion chamber volume + stroke volume) / combustion chamber volume. In the example shown in FIG. 6A, this mechanical compression ratio is (50 ml + 500 ml) / 50 ml = 11.
図6(B)は実圧縮比について説明している。この実圧縮比は実際に圧縮作用が開始されたときからピストンが上死点に達するまでの実際のピストン行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの実圧縮比は(燃焼室容積+実際の行程容積)/燃焼室容積で表される。即ち、図6(B)に示されるように圧縮行程においてピストンが上昇を開始しても吸気弁が開弁している間は圧縮作用は行われず、吸気弁が閉弁したときから実際の圧縮作用が開始される。従って実圧縮比は実際の行程容積を用いて上記の如く表される。図6(B)に示される例では実圧縮比は(50ml+450ml)/50ml=10となる。 FIG. 6B describes the actual compression ratio. This actual compression ratio is a value determined from the actual piston stroke volume and the combustion chamber volume from when the compression action is actually started until the piston reaches top dead center, and this actual compression ratio is (combustion chamber volume + actual (Stroke volume) / combustion chamber volume. That is, as shown in FIG. 6B, even if the piston starts to rise in the compression stroke, the compression operation is not performed while the intake valve is open, and the actual compression is performed from the time when the intake valve is closed. The action begins. Therefore, the actual compression ratio is expressed as described above using the actual stroke volume. In the example shown in FIG. 6B, the actual compression ratio is (50 ml + 450 ml) / 50 ml = 10.
図6(C)は膨張比について説明している。膨張比は膨張行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの膨張比は(燃焼室容積+行程容積)/燃焼室容積で表される。図6(C)に示される例ではこの膨張比は(50ml+500ml)/50ml=11となる。 FIG. 6C illustrates the expansion ratio. The expansion ratio is a value determined from the stroke volume of the piston and the combustion chamber volume during the expansion stroke, and this expansion ratio is expressed by (combustion chamber volume + stroke volume) / combustion chamber volume. In the example shown in FIG. 6C, this expansion ratio is (50 ml + 500 ml) / 50 ml = 11.
次に図7および図8を参照しつつ本発明において用いられている超膨張比サイクルについて説明する。なお、図7は理論熱効率と膨張比との関係を示しており、図8は本発明において負荷に応じ使い分けられている通常のサイクルと超高膨張比サイクルとの比較を示している。 Next, the super expansion ratio cycle used in the present invention will be described with reference to FIGS. FIG. 7 shows the relationship between the theoretical thermal efficiency and the expansion ratio, and FIG. 8 shows a comparison between a normal cycle and an ultrahigh expansion ratio cycle that are selectively used according to the load in the present invention.
図8(A)は吸気弁が下死点近傍で閉弁し、ほぼ吸気下死点付近からピストンによる圧縮作用が開始される場合の通常のサイクルを示している。この図8(A)に示す例でも図6の(A),(B),(C)に示す例と同様に燃焼室容積が50mlとされ、ピストンの行程容積が500mlとされている。図8(A)からわかるように通常のサイクルでは機械圧縮比は(50ml+500ml)/50ml=11であり、実圧縮比もほぼ11であり、膨張比も(50ml+500ml)/50ml=11となる。即ち、通常の内燃機関では機械圧縮比と実圧縮比と膨張比とがほぼ等しくなる。 FIG. 8A shows a normal cycle when the intake valve closes near the bottom dead center and the compression action by the piston is started from the vicinity of the intake bottom dead center. In the example shown in FIG. 8A as well, the combustion chamber volume is set to 50 ml, and the stroke volume of the piston is set to 500 ml, similarly to the example shown in FIGS. 6A, 6B, and 6C. As can be seen from FIG. 8A, in a normal cycle, the mechanical compression ratio is (50 ml + 500 ml) / 50 ml = 11, the actual compression ratio is almost 11, and the expansion ratio is also (50 ml + 500 ml) / 50 ml = 11. That is, in a normal internal combustion engine, the mechanical compression ratio, the actual compression ratio, and the expansion ratio are substantially equal.
図7における実線は実圧縮比と膨張比とがほぼ等しい場合の、即ち通常のサイクルにおける理論熱効率の変化を示している。この場合には膨張比が大きくなるほど、即ち実圧縮比が高くなるほど理論熱効率が高くなることがわかる。従って通常のサイクルにおいて理論熱効率を高めるには実圧縮比を高くすればよいことになる。しかしながら機関高負荷運転時におけるノッキングの発生の制約により実圧縮比は最大でも12程度までしか高くすることができず、斯くして通常のサイクルにおいては理論熱効率を十分に高くすることはできない。 The solid line in FIG. 7 shows the change in the theoretical thermal efficiency when the actual compression ratio and the expansion ratio are substantially equal, that is, in a normal cycle. In this case, it can be seen that the theoretical thermal efficiency increases as the expansion ratio increases, that is, as the actual compression ratio increases. Therefore, in order to increase the theoretical thermal efficiency in a normal cycle, it is only necessary to increase the actual compression ratio. However, the actual compression ratio can only be increased to a maximum of about 12 due to the restriction of the occurrence of knocking at the time of engine high load operation, and thus the theoretical thermal efficiency cannot be sufficiently increased in a normal cycle.
一方、このような状況下で機械圧縮比と実圧縮比とを厳密に区分しつつ理論熱効率を高めることが検討され、その結果理論熱効率は膨張比が支配し、理論熱効率に対して実圧縮比はほとんど影響を与えないことが見い出されたのである。即ち、実圧縮比を高くすると爆発力は高まるが圧縮するために大きなエネルギーが必要となり、斯くして実圧縮比を高めても理論熱効率はほとんど高くならない。 On the other hand, under such circumstances, it is considered to increase the theoretical thermal efficiency while strictly dividing the mechanical compression ratio and the actual compression ratio. As a result, the theoretical thermal efficiency is governed by the expansion ratio, and the actual compression ratio is compared to the theoretical thermal efficiency. Was found to have little effect. That is, if the actual compression ratio is increased, the explosive force is increased, but a large amount of energy is required for compression. Thus, even if the actual compression ratio is increased, the theoretical thermal efficiency is hardly increased.
これに対し、膨張比を大きくすると膨張行程時にピストンに対し押下げ力が作用する期間が長くなり、斯くしてピストンがクランクシャフトに回転力を与えている期間が長くなる。従って膨張比は大きくすれば大きくするほど理論熱効率が高くなる。図7の破線ε=10は実圧縮比を10に固定した状態で膨張比を高くしていった場合の理論熱効率を示している。このように実圧縮比εを低い値に維持した状態で膨張比を高くしたときの理論熱効率の上昇量と、図7の実線で示す如く実圧縮比も膨張比と共に増大せしめられる場合の理論熱効率の上昇量とは大きな差がないことがわかる。 On the other hand, when the expansion ratio is increased, the period during which the pressing force acts on the piston during the expansion stroke becomes longer, and thus the period during which the piston applies the rotational force to the crankshaft becomes longer. Therefore, the larger the expansion ratio, the higher the theoretical thermal efficiency. The broken line ε = 10 in FIG. 7 indicates the theoretical thermal efficiency when the expansion ratio is increased with the actual compression ratio fixed at 10. Thus, the theoretical thermal efficiency when the expansion ratio is increased while the actual compression ratio ε is maintained at a low value, and the theoretical thermal efficiency when the actual compression ratio is increased with the expansion ratio as shown by the solid line in FIG. It can be seen that there is no significant difference from the amount of increase.
このように実圧縮比が低い値に維持されているとノッキングが発生することがなく、従って実圧縮比を低い値に維持した状態で膨張比を高くするとノッキングの発生を阻止しつつ理論熱効率を大巾に高めることができる。図8(B)は可変圧縮比機構Aおよび可変バルブタイミング機構Bを用いて、実圧縮比を低い値に維持しつつ膨張比を高めるようにした場合の一例を示している。 Thus, if the actual compression ratio is maintained at a low value, knocking does not occur. Therefore, if the expansion ratio is increased while the actual compression ratio is maintained at a low value, the theoretical thermal efficiency is reduced while preventing the occurrence of knocking. Can be greatly increased. FIG. 8B shows an example where the variable compression ratio mechanism A and variable valve timing mechanism B are used to increase the expansion ratio while maintaining the actual compression ratio at a low value.
図8(B)を参照すると、この例では可変圧縮比機構Aにより燃焼室容積が50mlから20mlまで減少せしめられる。一方、可変バルブタイミング機構Bによって実際のピストン行程容積が500mlから200mlになるまで吸気弁の閉弁時期が遅らされる。その結果、この例では実圧縮比は(20ml+200ml)/20ml=11となり、膨張比は(20ml+500ml)/20ml=26となる。図8(A)に示される通常のサイクルでは前述したように実圧縮比がほぼ11で膨張比が11であり、この場合に比べると図8(B)に示される場合には膨張比のみが26まで高められていることがわかる。これが超高膨張比サイクルと称される所以である。 Referring to FIG. 8B, in this example, the variable compression ratio mechanism A reduces the combustion chamber volume from 50 ml to 20 ml. On the other hand, the variable valve timing mechanism B delays the closing timing of the intake valve until the actual piston stroke volume is reduced from 500 ml to 200 ml. As a result, in this example, the actual compression ratio is (20 ml + 200 ml) / 20 ml = 11, and the expansion ratio is (20 ml + 500 ml) / 20 ml = 26. In the normal cycle shown in FIG. 8A, the actual compression ratio is almost 11 and the expansion ratio is 11, as described above. Compared with this case, only the expansion ratio is shown in FIG. 8B. It can be seen that it has been increased to 26. This is why it is called an ultra-high expansion ratio cycle.
一般的に言って内燃機関では機関負荷が低いほど熱効率が悪くなり、従って機関運転時における熱効率を向上させるためには、即ち燃費を向上させるには機関負荷が低いときの熱効率を向上させることが必要となる。一方、図8(B)に示される超高膨張比サイクルでは圧縮行程時の実際のピストン行程容積が小さくされるために燃焼室5内に吸入しうる吸入空気量は少なくなり、従ってこの超高膨張比サイクルは機関負荷が比較的低いときにしか採用できないことになる。従って本発明では機関負荷が比較的低いときには図8(B)に示す超高膨張比サイクルとし、機関高負荷運転時には図8(A)に示す通常のサイクルとするようにしている。
Generally speaking, in an internal combustion engine, the lower the engine load, the worse the thermal efficiency. Therefore, in order to improve the thermal efficiency during engine operation, that is, to improve fuel efficiency, it is necessary to improve the thermal efficiency when the engine load is low. Necessary. On the other hand, in the ultra-high expansion ratio cycle shown in FIG. 8B, since the actual piston stroke volume during the compression stroke is reduced, the amount of intake air that can be sucked into the
次に図9を参照しつつ運転制御全般について概略的に説明する。図9には或る機関回転数における機関負荷に応じた吸入空気量、吸気弁閉弁時期、機械圧縮比、膨張比、実圧縮比およびスロットル弁17の開度の各変化が示されている。なお、図9は、触媒装置20内の三元触媒によって排気ガス中の未燃HC,COおよびNOXを同時に低減しうるように燃焼室5内における平均空燃比が空燃比センサ21の出力信号に基いて理論空燃比にフィードバック制御されている場合を示している。
Next, the overall operation control will be schematically described with reference to FIG. FIG. 9 shows changes in the intake air amount, the intake valve closing timing, the mechanical compression ratio, the expansion ratio, the actual compression ratio, and the opening degree of the
さて、前述したように機関高負荷運転時には図8(A)に示される通常のサイクルが実行される。従って図9に示されるようにこのときには機械圧縮比は低くされるために膨張比は低く、図9において実線で示されるように吸気弁7の閉弁時期は図5において実線で示される如く早められている。また、このときには吸入空気量は多く、このときスロットル弁17の開度は全開に保持されているのでポンピング損失は零となっている。
As described above, the normal cycle shown in FIG. 8 (A) is executed during engine high load operation. Accordingly, as shown in FIG. 9, the expansion ratio is low because the mechanical compression ratio is lowered at this time, and the valve closing timing of the intake valve 7 is advanced as shown by the solid line in FIG. ing. At this time, the amount of intake air is large, and at this time, the opening degree of the
一方、図9に示されるように機関負荷が低くなるとそれに伴って吸入空気量を減少すべく吸気弁7の閉弁時期が遅くされる。またこのときには実圧縮比がほぼ一定に保持されるように図9に示される如く機関負荷が低くなるにつれて機械圧縮比が増大され、従って機関負荷が低くなるにつれて膨張比も増大される。なお、このときにもスロットル弁17は全開状態に保持されており、従って燃焼室5内に供給される吸入空気量はスロットル弁17によらずに吸気弁7の閉弁時期を変えることによって制御されている。
On the other hand, as shown in FIG. 9, when the engine load becomes low, the closing timing of the intake valve 7 is delayed in order to reduce the intake air amount. Further, at this time, as shown in FIG. 9, the mechanical compression ratio is increased as the engine load is lowered so that the actual compression ratio is kept substantially constant. Therefore, the expansion ratio is also increased as the engine load is lowered. At this time, the
このように機関高負荷運転状態から機関負荷が低くなるときには実圧縮比がほぼ一定のもとで吸入空気量が減少するにつれて機械圧縮比が増大せしめられる。即ち、吸入空気量の減少に比例してピストン4が圧縮上死点に達したときの燃焼室5の容積が減少せしめられる。従ってピストン4が圧縮上死点に達したときの燃焼室5の容積は吸入空気量に比例して変化していることになる。なお、このとき図9に示される例では燃焼室5内の空燃比は理論空燃比となっているのでピストン4が圧縮上死点に達したときの燃焼室5の容積は燃料量に比例して変化していることになる。
As described above, when the engine load is reduced from the engine high load operation state, the mechanical compression ratio is increased as the intake air amount is decreased while the actual compression ratio is substantially constant. That is, the volume of the
機関負荷が更に低くなると機械圧縮比は更に増大せしめられ、機関負荷がやや低負荷寄りの中負荷L1まで低下すると機械圧縮比は燃焼室5の構造上限界となる限界機械圧縮比(上限機械圧縮比)に達する。機械圧縮比が限界機械圧縮比に達すると、機械圧縮比が限界機械圧縮比に達したときの機関負荷L1よりも負荷の低い領域では機械圧縮比が限界機械圧縮比に保持される。従って低負荷側の機関中負荷運転時および機関低負荷運転時には即ち、機関低負荷運転側では機械圧縮比は最大となり、膨張比も最大となる。別の言い方をすると機関低負荷運転側で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。 When the engine load is further reduced, the mechanical compression ratio is further increased, and when the engine load is reduced to a medium load L1 slightly close to the low load, the mechanical compression ratio becomes a limit mechanical compression ratio (upper limit mechanical compression) that becomes a structural limit of the combustion chamber Ratio). When the mechanical compression ratio reaches the limit mechanical compression ratio, the mechanical compression ratio is held at the limit mechanical compression ratio in a region where the load is lower than the engine load L1 when the mechanical compression ratio reaches the limit mechanical compression ratio. Accordingly, the mechanical compression ratio is maximized and the expansion ratio is maximized at the time of low engine load operation and low engine load operation, that is, at the engine low load operation side. In other words, the mechanical compression ratio is maximized so that the maximum expansion ratio is obtained on the engine low load operation side.
一方、図9に示される実施例では機関負荷がL1まで低下すると吸気弁7の閉弁時期が燃焼室5内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期となる。吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に達すると吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷L1よりも負荷の低い領域では吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に保持される。
On the other hand, in the embodiment shown in FIG. 9, when the engine load decreases to L1, the closing timing of the intake valve 7 becomes the limit closing timing that can control the amount of intake air supplied into the
吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に保持されるともはや吸気弁7の閉弁時期の変化によっては吸入空気量を制御することができない。図9に示される実施例ではこのとき、即ち吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷L1よりも負荷の低い領域ではスロットル弁17によって燃焼室5内に供給される吸入空気量が制御され、機関負荷が低くなるほどスロットル弁17の開度は小さくされる。
When the closing timing of the intake valve 7 is held at the limit closing timing, the amount of intake air can no longer be controlled by changing the closing timing of the intake valve 7. In the embodiment shown in FIG. 9, at this time, that is, in a region where the load is lower than the engine load L1 when the valve closing timing of the intake valve 7 reaches the limit valve closing timing, the intake valve 7 is supplied into the
前述したように図8(B)に示す超高膨張比サイクルでは膨張比が26とされる。この膨張比は高いほど好ましいが図7からわかるように実用上使用可能な下限実圧縮比ε=5に対しても20以上であればかなり高い理論熱効率を得ることができる。従って本実施例では膨張比が20以上となるように可変圧縮比機構Aが形成されている。 As described above, the expansion ratio is 26 in the ultra-high expansion ratio cycle shown in FIG. The higher the expansion ratio, the better. However, as can be seen from FIG. 7, a considerably high theoretical thermal efficiency can be obtained if it is 20 or more with respect to the practically usable lower limit actual compression ratio ε = 5. Therefore, in this embodiment, the variable compression ratio mechanism A is formed so that the expansion ratio is 20 or more.
本実施例の火花点火内燃機関は、図10に示すように、一対の吸気ポート8a,8bを有する吸気二弁式である。点火時期において気筒内に乱れを発生させて燃焼速度の速い良好な燃焼を実現するには、吸気行程において気筒内にスワール流(横旋回流)又はタンブル流(縦旋回流)のような強い気流を生成することが好ましい。そのために、一方の吸気ポート8aは、スワールポート又はタンブルポートのような気筒内に気流を生成するための気流生成ポートとされている。気流生成ポートは、どうしても流量係数が小さくなるために、吸気不足を防止するためには、他方の吸気ポート8bは、流量係数の大きなストレートポートとされている。
As shown in FIG. 10, the spark ignition internal combustion engine of the present embodiment is an intake two-valve type having a pair of
本内燃機関において、スロットル弁17の全開時の吸入空気量は、両方の吸気弁7a,7bの閉弁時期を同時に変化させて制御するのではなく、ストレートポート8b用の第二吸気弁7bだけの閉弁時期を、図9に示すように、機関負荷が低くなるほど遅角するようにして制御する。すなわち、図5に示す吸気弁の開弁時期及び閉弁時期の変化は、ストレートポート8b用の第二吸気弁7bだけに適用され、気流生成ポート8a用の第一吸気弁7aのカムシャフトは可変バルブタイミング機構Bを有しておらず、その開弁時期及び閉弁時期は、開弁期間及びリフト量が第二吸気弁7bと同じ場合には、図5に実線で示す時期に固定される。本実施例において、図10に示すように、ストレートポート8b用の第二吸気弁7bは、気流生成ポート8a用の第一吸気弁7aに比較して大きくされている。
In this internal combustion engine, the intake air amount when the
こうして、吸入空気量を最大とするときには、可変バルブタイミング機構Bにより第二吸気弁7bはカム位相が最も進角され、第一吸気弁7aも第二吸気弁7bも、図5に実線で示す開弁時期及び閉弁時期とされ、同時に開弁及び閉弁される。
Thus, when the intake air amount is maximized, the cam phase of the
一方、機関負荷が低くなって吸入空気量を減少させるときには、第二吸気弁7bの開弁時期及び閉弁時期を遅角させて、第二吸気弁7bの閉弁時期を第一吸気弁7aの閉弁時期より遅角側とすることにより、圧縮行程において第二吸気弁7bの閉弁時期まで気筒内の吸気は吸気系へ戻される。このときに、第二吸気弁7bの開弁時期が第一吸気弁7aの開弁時期より遅角側とされることにより、吸気行程において当初は、第一吸気弁7aだけの開弁により気流生成ポート8aだけを使用して吸気が気筒内へ供給され、ストレートポート8bを使用して供給される吸気との干渉がなく、気筒内に強い気流を生成することができるために、点火時期において気筒内に強い乱れを発生させて良好な燃焼を実現することができる。
On the other hand, when the engine load is reduced and the intake air amount is decreased, the opening timing and closing timing of the
ところで、気流生成ポート8aに吸気流量を制御する制御弁CVが設けられていれば、ストレートポート8b用の第二吸気弁7bの閉弁時期を最も遅角させた機関負荷L1(図9参照)より機関負荷が低くなって吸入空気量をさらに減少させる場合に、スロットル弁17に代えて、制御弁CVを閉弁側に制御することができる。
By the way, if the airflow generation port 8a is provided with a control valve CV for controlling the intake flow rate, the engine load L1 that most delays the closing timing of the
それにより、気流生成ポート8aを通過して気筒内へ供給される吸入流量が減少するために、気筒内の吸入空気量を減少させることができる。この場合において、制御弁CVを閉弁側に制御すると、気流生成ポート8aを通過する吸気は、気流生成ポート8aの壁面に沿って気筒内へ供給され易くなり、気筒内にさらに強い気流を生成することができる。それにより、このときの燃焼をさらに良好にすることができる。制御弁CVを最大に閉弁したときに気流生成ポート8a及びストレートポート8bの両方を使用して気筒内へ供給される吸入空気量よりさらに吸入空気量を減少させる必要があるときには、スロットル弁17を閉弁側に制御することとなる。
Thereby, since the intake flow rate supplied to the cylinder through the airflow generation port 8a is reduced, the intake air amount in the cylinder can be reduced. In this case, when the control valve CV is controlled to the closed side, the intake air passing through the airflow generation port 8a is easily supplied into the cylinder along the wall surface of the airflow generation port 8a, and a stronger airflow is generated in the cylinder. can do. Thereby, the combustion at this time can be further improved. When it is necessary to reduce the intake air amount further than the intake air amount supplied into the cylinder using both the air flow generation port 8a and the
このような制御弁CVには、アクチュエータACが必要である。このようなアクチュエータACの配置も考慮されて、制御弁CVを、図10に示すように、気流生成ポート8aとストレートポート8bとの分岐部BRより上流側に配置する場合がある。このときには、分岐部BRと制御弁CVとの間を仕切板PWにより気流生成ポート8aとストレートポート8bとに分離することが好ましい。それにより、制御弁CVにより良好に気流生成ポート8aを通過する吸気流量を制御することができる。
Such a control valve CV requires an actuator AC. In consideration of such an arrangement of the actuator AC, as shown in FIG. 10, the control valve CV may be arranged upstream of the branch portion BR between the airflow generation port 8a and the
燃料噴射弁13は、制御弁CVの上流側に配置されても良いが、特に制御弁CVの閉弁時において、噴射燃料の一部が制御弁CVに付着して気筒内へ供給され難くなるために、図10の13aで示すように、制御弁CVの下流側において気流生成ポート8aに配置されるか、又は、図10の13bで示すように、ストレートポート8bに配置することが好ましい。
The
また、気流生成ポート8aの第一燃料噴射弁13aとストレートポート8bの第二燃料噴射弁13bとの両方が設けられて吸気同期噴射が実施される場合には、吸入空気量が設定量より少なく、ストレートポート8b用の第二吸気弁7bの閉弁時期と共に遅角される開弁時期が設定時期より遅角側であるときには、第一燃料噴射弁13aにより必要燃料量の全てを噴射することが好ましく、それにより、第二吸気弁7bが開弁していない吸気行程初期に、気流生成ポート8aを通過する吸気と共に噴射燃料が気筒内へ供給され、噴射燃料を気筒内に生成される気流によって点火時期までの十分な時間により気筒内全体に分散させ、気筒内に良好な均質混合気を形成することができる。
When both the first fuel injection valve 13a of the airflow generation port 8a and the second fuel injection valve 13b of the
また、吸入空気量が設定量以上であり、ストレートポート8b用の第二吸気弁7bの開弁時期が設定時期又は設定時期より進角側であるときには、第一燃料噴射弁13aと第二燃料噴射弁13bとにより、それぞれ必要燃料量の半分を噴射することが好ましい。このときには、必要燃料量が比較的多くなるために、第一燃料噴射弁13aだけでは、吸気行程後期まで燃料噴射が実施され、吸気行程後期に噴射された燃料の均質混合が不十分となり易い。一方、このときには、第二吸気弁7bの開弁も比較的早くなり、第二燃料噴射弁13bにより噴射される燃料も吸気行程前半に気筒内へ供給することができ、それにより、第一燃料噴射弁13a及び第二燃料噴射弁13bの両方により吸気行程中期までには燃料噴射を完了して、点火時期までに気筒内に良好な均質混合気を形成することができる。
Further, when the intake air amount is equal to or larger than the set amount and the opening timing of the
本実施例の火花点火内燃機関は、可変圧縮比機構Aを備えてストレートポート8b用の第二吸気弁7bの閉弁時期の遅角に対して実圧縮比を一定とするように機械圧縮比を制御するものであり、第二吸気弁7bの閉弁時期は圧縮行程後半まで大幅に遅角させるようになっている。それに伴って、第二吸気弁7bの開弁時期も比較的大幅に遅角されれば、吸気行程において第一吸気弁7aだけが開弁して気流生成ポート8aだけを使用して吸気が気筒内へ供給される期間が長くなり、気筒内に強い気流を生成することができる。しかしながら、本発明は、このような可変圧縮比機構Aを備える内燃機関に限定されるものではなく、単に吸気弁の閉弁時期を変化させて吸入空気量を制御する火花点火内燃機関に適用可能である。
The spark ignition internal combustion engine of the present embodiment includes a variable compression ratio mechanism A and a mechanical compression ratio so that the actual compression ratio is constant with respect to the delay of the closing timing of the
1 クランクケース
2 シリンダブロック
7a 第一吸気弁
7b 第二吸気弁
8a 気流生成ポート
8b ストレートポート
A 可変圧縮比機構
B 可変バルブタイミング機構
CV 制御弁
DESCRIPTION OF
Claims (2)
吸入空気量を減少させるときには、前記気流生成ポート用の第一吸気弁の開弁時期及び閉弁時期を変化させることなく、前記ストレートポート用の第二吸気弁の開弁時期及び閉弁時期を遅角させて、前記第二吸気弁の閉弁時期を前記第一吸気弁の閉弁時期より遅角側とすると共に前記第二吸気弁の開弁時期を前記第一吸気弁の開弁時期より遅角側とする制御を実施し、
前記ストレートポートは、前記気流生成ポートよりも流量係数が大きくなるように形成されており、
前記吸気ポートより上流側の吸気ダクトの内部には、吸気ダクトの内部の流路全体を開閉するスロットル弁が配置されており、
前記第二吸気弁は、要求吸入空気量の空気を燃焼室に供給するように開弁時期および閉弁時期が連続的に変化し、
要求吸入空気量が減少すると、前記スロットル弁が全開の状態にて、前記第二吸気弁の閉弁時期が連続的に遅角されると共に機械圧縮比が連続的に上昇して実圧縮比を一定に維持する運転領域を有することを特徴とする、火花点火内燃機関。 In a spark ignition internal combustion engine that includes a variable compression ratio mechanism and an intake port including an airflow generation port and a straight port , and controls the intake air amount by changing the closing timing of the intake valve.
When reducing the intake air amount, the opening timing and closing timing of the second intake valve for the straight port are set without changing the opening timing and closing timing of the first intake valve for the airflow generation port. The valve closing timing of the second intake valve is retarded so that it is retarded from the valve closing timing of the first intake valve, and the valve opening timing of the second intake valve is set to the valve opening timing of the first intake valve. Implement control to make it more retarded ,
The straight port is formed to have a larger flow coefficient than the airflow generation port,
Inside the intake duct upstream from the intake port, a throttle valve that opens and closes the entire flow path inside the intake duct is disposed,
The second intake valve continuously changes its valve opening timing and valve closing timing so as to supply the required amount of intake air to the combustion chamber,
When the required intake air amount decreases, with the throttle valve fully open, the closing timing of the second intake valve is continuously retarded and the mechanical compression ratio is continuously increased to increase the actual compression ratio. and having an operating area to maintain constant, spark ignition internal combustion engine.
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