JP5621761B2

JP5621761B2 - 可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両

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Publication number: JP5621761B2
Application number: JP2011271145A
Authority: JP
Inventors: 森　純一; 純一森; 中坂　幸博; 幸博中坂; 河崎　高志; 高志河崎
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2011-12-12
Filing date: 2011-12-12
Publication date: 2014-11-12
Anticipated expiration: 2031-12-12
Also published as: JP2013122203A

Description

本発明は、可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両に関する。

シリンダブロックをクランクケースに対して相対移動させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関が公知である。このような可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両において、車両の全体重量と車両のバネ定数とにより定まる車両の固有振動数は、車両の全体重量が変化するだけでなく、機械圧縮比毎のシリンダブロック位置により車両のバネ定数が変化するために、車両の固有振動数がアイドル運転時の設定アイドル回転数に意図せずに近くなって車両の共振が発生することがある。

アイドル運転時に共振が発生した場合には、アイドル回転数を高めることにより車両の共振を回避することが提案されている（特許文献１参照）。

特開２００９−１９１８２０特開２００９−１１４９６４特開２００９−０６２８８６特開２００５−２３２９９２

前述のように、車両の共振が発生してからアイドル回転数を高めれば、確実に共振を回避することができる。しかしながら、短時間でも共振が発生するために、車両の運転者及び同乗者は不快感を有することとなる。

従って、本発明の目的は、シリンダブロックをクランクケースに対して相対移動させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両において、アイドル運転時の車両の固有振動数を予め推定して、アイドル運転時に車両の共振を発生させないようにすることである。

本発明による請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両は、シリンダブロックをクランクケースに対して相対移動させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両であって、車両全体重量と、今回のアイドル運転前に推定されるアイドル運転時の機械圧縮比に対して予め設定された車両のバネ定数とに基づき今回のアイドル運転時の車両の固有振動数を予め算出し、今回のアイドル運転に際して、アイドル回転数は、算出された前記固有振動数に対して共振を発生させる共振回転数範囲内とならないように制御されることを特徴とする。

本発明による請求項２に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両は、請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両において、アイドル運転中にアイドル回転数を変化させて前記共振回転数範囲を通過させる場合には、アイドル回転数が短時間で前記共振回転数範囲を通過するように、前記可変圧縮比機構によって機械圧縮比を変化させることにより前記共振回転数範囲を変化させることを特徴とする。

本発明による請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両によれば、シリンダブロックをクランクケースに対して相対移動させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両であって、車両全体重量と、今回のアイドル運転前に推定されるアイドル運転時の目標機械圧縮比に対して予め設定された車両のバネ定数とに基づき今回のアイドル運転時の車両の固有振動数を予め算出し、今回のアイドル運転に際して、アイドル回転数は、算出された固有振動数に対して共振を発生させる共振回転数範囲内とならないように制御されるようになっている。それにより、アイドル運転時に車両の共振が発生することはない。

本発明による請求項２に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関の車両によれば、請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関の車両において、アイドル運転中にアイドル回転数を変化させて共振回転数範囲を通過させるときには、アイドル回転数が短時間で共振回転数範囲を通過するように、可変圧縮比機構によって機械圧縮比を変化させることにより共振回転数範囲を変化させるようになっており、それにより、アイドル運転中にアイドル回転数を変化させて共振回転数範囲を通過させる際に、車両の共振が発生している時間を短くすることができる。

内燃機関の全体図である。可変圧縮比機構の分解斜視図である。図解的に表した内燃機関の側面断面図である。可変バルブタイミング機構を示す図である。吸気弁および排気弁のリフト量を示す図である。機械圧縮比、実圧縮比および膨張比を説明するための図である。理論熱効率と膨張比との関係を示す図である。通常のサイクルおよび超高膨張比サイクルを説明するための図である。機関負荷に応じた機械圧縮比等の変化を示す図である。アイドル運転時の車両の共振を回避するためのアイドル回転数制御を示すフローチャートである。機械圧縮比と車両のバネ定数との関係を示すマップである。機関温度と目標アイドル回転数との関係を示すマップである。アイドル回転数を変化させる際のタイムチャートである。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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、例えば吸気弁の開弁時期を一定に維持したまま吸気弁の閉弁時期のみを変えることのできる可変バルブタイミング機構等、種々の形式の可変バルブタイミング機構を用いることができる。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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ＮＯ_X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の出力信号に基づ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。

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。

一方、図９において実線で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。

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。

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。

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。

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。

一方、図９において破線で示すように機関負荷が低くなるにつれて吸気弁７の閉弁時期を早めることによってもスロットル弁１７によらずに吸入空気量を制御することができる。従って、図９において実線で示される場合と破線で示される場合とをいずれも包含しうるように表現すると、本発明による実施例では吸気弁７の閉弁時期は、機関負荷が低くなるにつれて、燃焼室内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期Ｌ1まで吸気下死点ＢＤＣから離れる方向に移動せしめられることになる。このように吸入空気量は吸気弁７の閉弁時期を図９において実線で示すように変化させても制御することができるし、破線に示すように変化させても制御することができる。

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。

図９を使用して説明したように、機関負荷が低くなるほど、可変圧縮比機構Ａにより膨張比を高めるために機械圧縮比は高くされるが、実圧縮比が高くなり過ぎてノッキングやプレイグニッションを発生させないために、実圧縮比を一定とするように、可変バルブタイミング機構Ｂにより吸気弁の閉弁時期は遅角されるようになっている。

ところで、車両には固有振動数があり、機関回転数が車両の固有振動数近傍となれば、車両の共振が発生する。特に、車両の停止中のアイドル運転時、又は、非常に低速のクリープ走行中のアイドル運転時において、運転者又は同乗者は、不快な車両の共振振動に気付き易い。それにより、アイドル回転数が車両の固有振動数近傍の共振回転数範囲内とならないようにすることが望まれる。

本実施例では、図１０に示すフローチャートに従ってアイドル回転数が制御され、アイドル運転時の車両の共振が回避されるようにしている。本フローチャートは、機関始動と同時に電子制御ユニット３０により実施される。

先ず、ステップ１０１において、車両加速中であるか否かが判断される。この判断には、車両速度センサを使用したり、又は、変速器がドライブレンジであるときに負荷センサ４１によりアクセルペダル４０が踏み込まれていること等を利用したりすることができる。ステップ１０１の判断が否定されるときにはそのまま終了する。

一方、ステップ１０１の判断が肯定されるときには車両加速中であり、詳しくは以下に説明するが、ステップ１０２において、運動方程式を利用して現在の車両全体重量Ｍを算出する。車両全体重量Ｍは、車両自身の重量に運転者及び同乗者の合計体重及び荷物の重量等が加わったものである。それにより、車両の運転毎に変化する可能性がある。ステップ１０２において現在の車両全体重量Ｍが算出されれば、ステップ１０３において負荷センサ４１により車両加速が終了してアクセルペダル４０が開放されたか否かが判断される。この判断は肯定されるまで繰り返される。ステップ１０３の判断が肯定されると、アイドル運転となる可能性があり、ステップ１０４において、今回のアイドル運転時の目標機械圧縮比Ｅｔを推定する。アイドル運転は低負荷運転であり、一般的には、図９に示すように、目標機械圧縮比Ｅｔは上限機械圧縮比とされる。しかしながら、機関温度が低いアイドル運転は、実圧縮比を一定としても機械圧縮比を高めて膨張比を高くすると、燃焼が不安定となり易くなるために、機関温度が低いほど、目標機械圧縮比Ｅｔを低くするようになっている。

次いで、ステップ１０５において、図１１に示すように、予め設定されたマップを使用して、目標機械圧縮比Ｅｔに対する車両のバネ定数Ｋを推定する。シリンダブロック２をクランクケース１に対して相対移動させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構Ａを備える内燃機関を搭載する車両において、各機械圧縮比に対してシリンダブロック位置が変化し、内燃機関の重心位置が変化する。この重心位置の変化に対して、車両のバネ定数Ｋも変化し、具体的には、機械圧縮比を低くするためにシリンダブロック２の位置が高くなるほど、車両のバネ定数Ｋは小さくなる。

こうして、車両全体重量Ｍとアイドル運転時の車両のバネ定数Ｋとが得られれば、ステップ１０６において次式（１）を使用して、アイドル運転時の車両の固有振動数ｆが算出される。
ｆ＝（１／２π）・（Ｋ／Ｍ）^1/2・・・（１）

次いで、ステップ１０７において、車両の固有振動数ｆを中心としたアイドル運転時の共振回転数範囲ＲＮ（６０・ｆ＋−ａ）（ｒｐｍ）を設定する。次いで、ステップ１０８において、車両停止又はクリープ走行を検出する等して、アイドル運転を実施するか否かが判断される。ステップ１０３において、アクセルペダル４０の開放が検出されても、単なる減速であって、再びアクセルペダル４０が踏み込まれる等して、アイドル運転とならないこともあり、このときには、再びステップ１０１からの処理が実施される。長期走行による燃料の多量の消費等によって車両全体重量Ｍが変化することもあり、ステップ１０２において新たに車両全体重量Ｍを算出することが好ましいが、車両全体重量Ｍは殆ど変化しないとして車両全体重量Ｍの算出を省略しても良い。

一方、アイドル運転が実施されるときには、ステップ１０８の判断が肯定され、ステップ１０９において、アイドル回転数がステップ１０７において設定された共振回転数範囲ＲＮ内とならないように制御される。例えば、図１２に示すように、機関温度ＴＷ（又は冷却水温）が低いほど、目標アイドル回転数Ｎｔは高くなるように設定されている。また、エアコン等の補機が作動しているときには目標アイドル回転数を高くする。こうして設定された現在の目標アイドル回転数Ｎｔが共振回転数範囲ＲＮ内となるならば、今回の目標アイドル回転数Ｎｔを実現することなく、共振回転数範囲ＲＮより僅かに高い回転数にアイドル回転数を制御する。それにより、アイドル運転時において車両の共振が発生することはない。

アイドル運転が実施されれば、アイドル運転中に同乗者の乗り降りの可能性があるために、ステップ１０２において、次のアイドル運転に備えて、新たな車両全体重量Ｍの算出が必要となる。こうして、アイドル運転が終了する毎に、新たな車両全体重量Ｍを算出して、新たな車両の固有振動数ｆを算出し、アイドル運転時の新たな共振回転数範囲ＲＮを設定することとなる。

図１１の機械圧縮比Ｅと車両のバネ定数Ｋとの関係を示すマップは、適合試験により設定することできる。例えば、内燃機関の可変圧縮比機構Ａにおいて各機械圧縮比を実現するそれぞれのシリンダブロック位置としたときの対象車両に対して、振動周波数を変化させる加振試験を実施して車両を共振させることにより各機械圧縮比に対する車両の共振周波数を測定し、共振周波数と、試験時の車両重量とから式（１）を使用して、各機械圧縮比に対するバネ定数Ｋを逆算すれば良い。

また、前述のステップ１０２において、車両全体重量Ｍは、車両の加速中において以下のように算出される。先ずは、クランク角センサの信号に基づき、現在のクランク角度θと現在のクランク角速度θ’を算出し、ドライブシャフト角センサの信号に基づき、現在のドライブシャフト角度θｔと現在のドライブシャフト角速度θｔ’とを算出し、これらに基づき次式（２）を使用して現在のエンジン負荷トルクＴｌを算出する。
Ｔｌ＝ｃ（θ’−ｒ・θｔ’）＋ｋ（θ−ｒ・θｔ）・・・（２）
ここで、ｒは変速器の現在のギア比（１：ｒ）であり、ｃ及びｋはクランクシャフトのダンパ定数及びバネ定数であり、これらの定数は実際の車両を使用して適合試験により定めることができる。

次いで、算出された現在のエンジン負荷トルクＴｌに基づき次式（３）を使用して現在のドライブシャフトトルクＴｄを算出する。
Ｔｄ＝ｒ・Ｔｌ・・・（３）

次いで、算出されたドライブシャフトトルクＴｄと、ドライブシャフト角センサの信号に基づき算出された現在のドライブシャフト角加速度θｔ”とに基づき次式（４）を使用して駆動トルクＴｒを算出する。
Ｔｒ＝Ｔｄ−Ｊｔ・θｔ”・・・（４）
ここで、Ｊｔはクランクシャフトからタイヤまでの慣性モーメントであり、設計値である。

一方、ドライブシャフト角センサの信号に基づき算出された現在のドライブシャフト角速度θｔ’に基づき次式（５）を使用して車両速度ｖを算出する。
ｖ＝Ｒ・θｔ’・・・（５）
ここで、Ｒはタイヤ半径であり、設計値である。車両速度ｖは車両速度センサにより検出しても良い。

次いで、算出された車両速度ｖと係数Ｃａとに基づき次式（６）を使用して空気抵抗Ｒａを算出する。
Ｒａ＝Ｃａ・ｖ²・・・（６）
ここで、係数Ｃａは実際の車両を使用して適合試験により定めることができる。

次いで、車両速度ｖの時間変化により車両加速度ｖ’を算出し（車両速度センサの信号に基づき車両加速度を算出しても良い）、算出された車両加速度ｖ’と、式（４）により算出された駆動トルクＴｒと、式（６）により算出された空気抵抗Ｒａとに基づき、次式（７）により車両全体重量Ｍを算出することができる。
Ｍ＝（（Ｔｒ／Ｒ）−Ｒａ）／ｖ’・・・（７）
また、車両全体重量Ｍは、設計値の車両重量に、運転者及び同乗者の合計人数をセンサにより検出して推定される合計体重を加算することにより算出することも可能である。

ところで、前述のアイドル回転数制御において、図１３のタイムチャートに示すように、共振回転数範囲ＲＮに対して、アイドル回転数がＮ１に制御され、車両の共振が回避されているときに、例えば、時刻ｔ１においてエアコン等のスイッチがオフされ、又は、機関温度が高まって、燃料消費の抑制のためにアイドル回転数を共振回転数範囲ＲＮより低いＮ２にすることが要求された場合に、単にアイドル回転数だけを低くすると、時刻ｔ４から時刻ｔ７の間（ＴＬ）においてアイドル回転数は共振回転数範囲ＲＮ内となり、車両の共振が発生してしまう。

この場合において、例えば時刻ｔ２から可変圧縮比機構Ａにより機械圧縮比Ｅを高くして車両のバネ定数Ｋを大きくすることにより（図１１参照）、点線で示す共振回転数範囲ＲＮを高くすることが好ましい。それにより、アイドル回転数が共振回転数範囲ＲＮ内となるのは、時刻ｔ３から時刻ｔ５の間（ＴＬ’）となり、車両が共振する時間を短くすることができる。時刻ｔ５より後の時刻ｔ６となれば、可変圧縮比機構Ａにより機械圧縮比Ｅを所望の値に戻すようになっている。それにより、共振回転数範囲ＲＮも元に戻される。

また、逆に、エアコン等のスイッチがオンされてアイドル回転数を共振回転数範囲ＲＮより高くすることが要求された場合には、可変圧縮比機構Ａにより機械圧縮比Ｅを低くして車両のバネ定数Ｋを小さくすることにより（図１１参照）、共振回転数範囲ＲＮを低くすれば良い。それにより、アイドル回転数が共振回転数範囲ＲＮ内となる時間を短くすることができる。

１クランクケース
２シリンダブロック
Ａ可変圧縮比機構

Claims

シリンダブロックをクランクケースに対して相対移動させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両であって、車両全体重量と、今回のアイドル運転前に推定されるアイドル運転時の機械圧縮比に対して予め設定された車両のバネ定数とに基づき今回のアイドル運転時の車両の固有振動数を予め算出し、今回のアイドル運転に際して、アイドル回転数は、算出された前記固有振動数に対して共振を発生させる共振回転数範囲内とならないように制御されることを特徴とする可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両。
アイドル運転中にアイドル回転数を変化させて前記共振回転数範囲を通過させる場合には、アイドル回転数が短時間で前記共振回転数範囲を通過するように、前記可変圧縮比機構によって機械圧縮比を変化させることにより前記共振回転数範囲を変化させることを特徴とする請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関を搭載する車両。