JP6184834B2 - Control device and controller for multi-cylinder internal combustion engine - Google Patents
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Description
本発明は、気筒休止機構と可変圧縮比機構を組み合わせて、実走行時の燃費性能を向上させることが可能な多気筒内燃機関の制御装置及びコントローラに関する。 The present invention relates to a control device and a controller for a multi-cylinder internal combustion engine that can improve fuel efficiency during actual traveling by combining a cylinder deactivation mechanism and a variable compression ratio mechanism.
従来の多気筒内燃機関の制御装置としては、以下の特許文献1に記載された可変動弁装置の制御装置が知られている。
As a conventional control device for a multi-cylinder internal combustion engine, a control device for a variable valve gear described in
これは、全気筒のうち半数の気筒の吸気弁と排気弁を停止させて残りの半数の気筒のみで稼働(燃焼)させる、いわゆる気筒休止(減筒運転)を行うものである。 This is a so-called cylinder deactivation (reducing cylinder operation) in which the intake and exhaust valves of half of all cylinders are stopped and only the remaining half of the cylinders are operated (combusted).
このように、気筒休止を行うことによってスロットルバルブの開度が拡大してポンプ損失が低減すると共に、気筒当たりの負荷が高まるので、高負荷シフトによって熱効率が向上し、この結果、走行燃費を向上させることができる。 As described above, the cylinder deactivation increases the throttle valve opening and reduces the pump loss, and the load per cylinder increases. Therefore, the high load shift improves the thermal efficiency, and as a result, the driving fuel consumption improves. Can be made.
しかしながら、前記公報記載の従来技術にあっては、気筒休止制御時には、少ない気筒数が稼動(燃焼)するので、機関のトルクが制約されてしまうおそれがある。また、稼動する気筒についてみてみると、同一の機関トルクでの負荷(1気筒あたりのトルク)は約2倍と高くなり、そのため、ノッキングが発生し易くなって機関トルクがさらに抑制されてしまうおそれがある。さらに、前記ノッキングの抑制のために点火時期の遅延や燃料のリッチ化を行うと、燃費が悪化してそもそもの気筒休止の狙いであるところの燃費の向上が抑制されてしまう。 However, in the prior art described in the above publication, since a small number of cylinders are operated (combusted) during cylinder deactivation control, the engine torque may be restricted. In addition, when looking at the operating cylinder, the load (torque per cylinder) at the same engine torque is about twice as high, so that knocking is likely to occur and the engine torque may be further suppressed. There is. Further, if the ignition timing is delayed or the fuel is enriched in order to suppress the knocking, the fuel efficiency is deteriorated, and the improvement of the fuel efficiency, which is originally aimed at stopping the cylinder, is suppressed.
つまり、気筒休止の効果(燃費効果)がなくなってしまうところまでは、敢えて僅かな高トルク化は行っても意味がないのである。 In other words, it is meaningless to increase the torque slightly until the cylinder deactivation effect (fuel efficiency effect) is lost.
以上のように、従来技術では、燃費効果を得つつ、減筒運転で機関の高トルク化をすることは困難であった。この結果、燃費の良い気筒休止領域が低トルクの領域に限られ、減筒運転できる走行頻度が低くなり、もって車両の実走行時での燃費性能を充分には高めることができなかった。 As described above, with the conventional technology, it has been difficult to increase the torque of the engine by reducing the cylinder operation while obtaining the fuel efficiency effect. As a result, the cylinder deactivation region with good fuel efficiency is limited to the low torque region, and the frequency of traveling with reduced cylinder operation is reduced, so that the fuel consumption performance during actual traveling of the vehicle cannot be sufficiently improved.
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、燃費効果を維持しつつ減筒運転領域をより機関高トルク側に移行し、もって車両実走行時での燃費性能をさらに高めることを目的としている。 The present invention has been devised in view of the above-described conventional technical problems, and shifts the reduced-cylinder operation region to the higher engine torque side while maintaining the fuel efficiency effect, thereby improving the fuel efficiency performance during actual traveling of the vehicle. The purpose is to further increase.
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、複数の気筒のうち、一部気筒の吸気弁と排気弁の作動を停止可能な気筒休止機構と、全気筒の機械圧縮比を変化させることができる可変圧縮比機構と、前記気筒休止機構と前記可変圧縮比機構を制御するコントローラと、を備えた多気筒内燃機関の制御装置であって、
前記気筒休止機構によって前記一部気筒の吸気弁と排気弁の作動を停止させる第1運転領域と、全気筒の機関弁を作動させる第2運転領域を有し、機関運転状態が、機関低トルク側の前記第1運転領域から機関高トルク側の前記第2運転領域に変化する際に、前記可変圧縮比機構によって、相対的に低い第1の機械圧縮比から相対的に高い第2の機械圧縮比に変化させ、機関運転状態が、前記第2運転領域から前記第1運転領域に変化する際に、先行して前記可変圧縮機構によって前記機械圧縮比を低減させ、かつ、その後に前記気筒休止機構によって前記一部気筒の吸気弁と排気弁の作動を停止させることを特徴としている。
The present invention has been devised in view of the above-described conventional technical problems, and among a plurality of cylinders, a cylinder deactivation mechanism capable of stopping the operation of an intake valve and an exhaust valve of some cylinders, and a machine of all cylinders A control device for a multi-cylinder internal combustion engine, comprising: a variable compression ratio mechanism capable of changing a compression ratio; and a controller that controls the cylinder deactivation mechanism and the variable compression ratio mechanism ,
The cylinder deactivation mechanism has a first operation region in which the operation of the intake valves and exhaust valves of the partial cylinders is stopped, and a second operation region in which the engine valves of all cylinders are operated. When changing from the first operating region on the side to the second operating region on the engine high torque side, the variable compression ratio mechanism causes the second machine to be relatively high from the relatively low first mechanical compression ratio. When the engine operating state changes from the second operating region to the first operating region, the mechanical compression ratio is reduced by the variable compression mechanism in advance and the cylinder is thereafter The operation of the intake valves and exhaust valves of the partial cylinders is stopped by a stop mechanism .
この発明によれば、前記第1運転領域(減筒運転領域)においては、低い機械圧縮比により耐ノッキング性が向上できるので、ノッキングを抑制しつつ燃費に有利な減筒運転領域を機関高トルク側まで拡大できる。つまり、燃費の良い減筒領域での運転頻度を高めることができ、車両実走行時の燃費性能を向上できる。 According to the present invention, in the first operating region (reduced cylinder operating region), the resistance to knocking can be improved due to a low mechanical compression ratio. Can be expanded to the side. That is, it is possible to increase the driving frequency in the reduced-cylinder region where the fuel efficiency is good, and to improve the fuel efficiency performance during actual traveling of the vehicle.
また、燃費に不利な前記第2運転領域(全筒運転領域)での運転頻度は減少し、一方でこの第2運転領域では高い機械圧縮比制御により熱効率を可及的に向上できる。この結果、車両実走行時におけるト−タルでの燃費性能を向上できる。 In addition, the frequency of operation in the second operation region (all cylinder operation region), which is disadvantageous in fuel consumption, is reduced, while in the second operation region, thermal efficiency can be improved as much as possible by high mechanical compression ratio control. As a result, it is possible to improve the fuel efficiency performance in the total during actual traveling of the vehicle.
以下、本発明に係る多気筒内燃機関の制御装置の実施形態を図面に基づいて説明する。この実施形態では、ガソリン仕様の直列2気筒の内燃機関01に適用したものであり、全気筒の機械圧縮比εを変化可能な可変機械圧縮比機構(VCR)02が設けられていると共に、#1気筒のみに吸気弁と排気弁の作動を停止して気筒を休止できる気筒休止機構03が設けられている。
〔第1実施形態〕
図1は本発明の第1実施形態を示し、内燃機関01には、前記VCR02と気筒休止機構03の他に、機械式過給機であるスーパーチャージャ04が設けられていると共に、吸気弁3の開閉タイミング(開閉位相)を制御できる位相可変型の電動VTC05が設けられている。
Embodiments of a control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to the present invention will be described below with reference to the drawings. In this embodiment, the present invention is applied to an in-line two-cylinder
[First Embodiment]
FIG. 1 shows a first embodiment of the present invention. In addition to the
図1、図2に示す前記VCR02は、先に出願された特開2002−276446号公報に記載されているものがあり、したがって、構造を簡単に説明する。 The VCR02 shown in FIGS. 1 and 2 is described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2002-276446 filed earlier, and therefore the structure will be briefly described.
クランクシャフト50は、複数のジャーナル部51とクランクピン52を有し、シリンダブロック06の主軸受に、ジャーナル部51が回転自在に支持されている。前記クランクピン52は、ジャーナル部51から所定量偏心しており、ここにロアリンク53が回転自在に連結されている。
The
このロアリンク53は、左右の2部材に分割可能に構成されていると共に、ほぼ中央の連結孔に前記クランクピン52が回転自在に嵌合している。
The
前記ロアリンク53の一端部に連結ピン55を介して連結されたアッパリンク54は、上端部がピストンピン56によってピストン57に回動自在に連結されている。前記ピストン57は、燃焼圧力を受け、シリンダブロック06のシリンダ58内を往復運動するようになっている。
The
前記シリンダ58の上部には、シリンダヘッド07内に開閉自在に支持された前記吸気弁3と排気弁71が配置されている。
Above the
上端部が前記ロアリンク53の他端部に連結ピン60を介して連結されたコントロールリンク59は、下端部が制御軸61を介して前記シリンダブロック06の下部に揺動可能に連結されている。つまり、前記制御軸61は、シリンダブロック06に支持されていると共に、その回転中心から偏心している偏心カム61aを有し、この偏心カム61aに前記コントロールリンク59の下端部が回転可能に連結されている。
A
前記制御軸61は、コントロ−ラであるエンジンコントロールユニット63からの制御信号に基づき、電動モータを用いた圧縮比制御アクチュエータ62によって回動位置が制御されるようになっている。
The rotation position of the
したがって、前記VCR02は、図2Aに示すように、前記制御軸61が圧縮比制御アクチュエータ62によって一方向(図2中反時計方向)へ回動されると、偏心カム61aの中心位置Xが図中左下方へ位置する。これによって、前記コントロールリンク59の下端の揺動支持位置が変化して、前記ピストン57のストロ−ク位置が変化して機械圧縮比が最大制御位置、すなわちピストン上死点位置が最も高くなる制御位置に変化させることができる(後述のε15)。
Therefore, as shown in FIG. 2A, when the
一方、制御軸61が他方向(図2中時計方向)へ回動されると、図2Bに示すように、偏心カム61aの中心位置Xが図中垂直上方へ位置する。これによって、前記コントロールリンク59の下端の揺動支持位置が変化して、前記ピストン57のストロ−ク位置が変化して機械圧縮比が最小制御位置、すなわちピストン上死点位置が最も低くなる制御位置に変化させることができる(後述の圧縮比ε9)。
On the other hand, when the
ここで、制御軸61の反時計方向の最大回転を規制する図外のストッパ位置を最大制御位置(機械圧縮比ε15)、時計方向の最大回転を規制するストッパ位置を最小制御位置(機械圧縮比ε9)と設定すればよい。
Here, the stopper position (not shown) that restricts the maximum counterclockwise rotation of the
ここで、機械圧縮比εとは、ピストン57の上死点(TDC)での気筒内容積でピストン57の下死点(BDC)での気筒内容積を割った値をいう。
Here, the mechanical compression ratio ε is a value obtained by dividing the cylinder internal volume at the bottom dead center (BDC) of the
前記気筒休止機構03は、図3及び図4に示すように構成され、図3は#1気筒(気筒休止可能気筒)における吸気側及び排気側の動弁装置を示し、図4では#1気筒と#2気筒の吸気側(または排気側)の動弁装置を示している。この図4に示すフロント(F)側の#1気筒が気筒休止可能な気筒、すなわち、全ての吸気弁と排気弁の弁作動停止が可能な気筒になっていると共に、リア(R)側の#2気筒は気筒休止せず、常時少なくとも1つの吸気弁と排気弁が作動する常時稼働気筒になっている。
〔吸気側の動弁装置〕
#1、#2気筒の吸気側の動弁機構について具体的に説明すると、図3及び図4に示すように、シリンダヘッド07内に形成された一対の吸気ポート2、2を開閉する一気筒当たり一対の吸気弁が設けられている。すなわち、#1気筒では第1、第2吸気弁3a,3a、#2気筒では第1、第2吸気弁3b、3bが設けられている。ここで、各気筒とも第1吸気弁3a、3bはF側に、第2吸気弁3a、3bはR側にそれぞれ配置されている。
The
[Valve on the intake side]
The intake side valve operating mechanism of the
前記各吸気弁3a〜3bは、シリンダヘッド07の上端部と軸受けブラケット13との間に軸受けされた吸気カムシャフト5に設けられた一気筒当たり2つ設けられた回転カム5aの回転力とバルブスプリング12のばね力によって各スイングアーム6を介して各吸気ポート2の開口端を開閉作動するようになっている。
Each of the
また、シリンダヘッド07に保持されて、前記各スイングアーム6と各吸気弁3a〜3bとの間の隙間及び各回転カム5aの各カム面のベースサークルとの間の隙間を零ラッシに調整する支点部材(ピボット)である4つの第1〜第4油圧ラッシアジャスタ10a、10b、10c、10dが配設されている。
Further, held by the
つまり、#1気筒の吸気弁側には、第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10bが配設され、#2気筒の吸気弁側には第3、第4油圧ラッシアジャスタ10c、10dが配設されている。
That is, the first and second hydraulic lash
ここで、第1油圧ラッシアジャスタ10aは、#1気筒のF側に配設され、第2油圧ラッシアジャスタ10bは、同R側に配設され、第3油圧ラッシアジャスタ10cは、#2気筒のF側に配設され、第4油圧ラッシアジャスタ10dはR側に配設されている。
Here, the first hydraulic lash
さらに、前記#1気筒の第1、第2吸気弁3a、3a側には、機関運転状態に応じて前記#1気筒側の第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10bを介して前記#1気筒の第1、第2吸気弁3a、3aの開閉作動をそれぞれ停止させる気筒休止機構03としての第1、第2弁停止機構(ロストモーション機構)11a、11bが設けられている。
Further, the first and
また、前記吸気側には、前述したように、前記吸気カムシャフト5のF側の端部に、前記各吸気弁3a〜3bの開閉タイミングを機関運転状態に応じて可変にする位相変更型バルブタイミング制御装置(吸気電動VTC)05が設けられている。この吸気電動VTC05は、例えば特開2012−145036号公報に記載されている電動モータによってクランクシャフト50と吸気カムシャフト5との相対回転角度を制御するものが用いられている。
Further, as described above, the intake side of the
以下、#1、#2気筒における各構成部材について説明すると、前記4つの吸気弁3a〜3bは、各バルブガイド4を介してシリンダヘッド07に摺動自在に保持されていると共に、各ステムエンド3cの近傍に設けられた各スプリングリテーナ3dとシリンダヘッド07の内部上面との間に弾接された各バルブスプリング12によって閉方向に付勢されている。
Hereinafter, the components in the # 1 and # 2 cylinders will be described. The four
前記吸気カムシャフト5は、一端部に設けられた前記吸気VTC05のハウジングに設けられたタイミングプーリを介してクランクシャフトの回転力がタイミングベルトによって伝達されるようになっている。また、前記回転カム5aは、外周のカムプロフィールが卵形状に形成されている。
The
前記各スイングアーム6は、一端部6aの平坦状あるいはやや凸状の下面が前記各吸気弁3a〜3bの各ステムエンドに当接している一方、他端部6bの下面凹部6cが前記各油圧ラッシアジャスタ10a〜10dの頭部に当接していると共に、中央に形成された収容孔内に、それぞれローラ軸14aを介してローラ14が回転自在に収容配置されている。
Each
前記4つの油圧ラッシアジャスタ10a〜10dは、図5及び図6に示すように、シリンダヘッド07の円柱状の各保持穴07a内にそれぞれ保持された有底円筒状のボディ24と、該ボディ24内に上下摺動自在に収容されて、下部に一体に有する隔壁25を介して内部にリザーバ室26を構成するプランジャ27と、前記ボディ24の下部内に形成されて、前記隔壁25に貫通形成された連通孔25aを介して前記リザーバ室26と連通する高圧室28と、該高圧室28の内部に設けられて、前記リザーバ室26内の作動油を高圧室28方向へのみ流入を許容するチェック弁29と、を備えている。また、前記シリンダヘッド07の内部には、前記保持穴07a内の溜まった作動油を外部に排出する排出孔07bが形成されている。
As shown in FIGS. 5 and 6, the four hydraulic lash
前記ボディ24は、外周面に円筒状の第1凹溝24aが形成されていると共に、該第1凹溝24aの周壁に、前記シリンダヘッド07の内部に形成されて、下流端が前記第1凹溝24aに開口した油通路30とボディ24内部とを連通する第1通路孔31が径方向に貫通形成されている。
The
また、#1気筒の第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10b(F、R側)は、図5A,Bにそれぞれ示すように、底部24b側が、図6に示す弁停止機構が設けられていない#2気筒側の第3、第4油圧ラッシアジャスタ10c、10dのボディ24の底部24cよりも下方向へ延設されてほぼ円柱状に形成されている。
Further, as shown in FIGS. 5A and 5B, the first and second hydraulic lash
前記油通路30は、図3に示すように、シリンダヘッド07内に形成された潤滑油供給用のメインオイルギャラリ30aと連通しており、このメインオイルギャラリ30aには、図1に示すオイルポンプ64から電磁切換弁65を介して潤滑油が圧送されるようになっている。
As shown in FIG. 3, the
前記プランジャ27は、図5、図6に示すように、軸方向のほぼ中央の外周面に円筒状の第2凹溝27aが形成されていると共に、該第2凹溝27aの周壁に前記第1通路孔31とリザーバ室26とを連通する第2通路孔32が径方向に沿って貫通形成されている。また、各プランジャ27の先端頭部27bの先端面が各スイングアーム6の他端部6bの球面状の下面凹部6cとの良好な摺動性を確保するために球面状に形成されている。
As shown in FIGS. 5 and 6, the
なお、この各プランジャ27は、ボディ24の上端部に嵌着固定された円環状のストッパ部材33によってその最大突出量が規制されるようになっている。
Each
前記第2凹溝27aは、その軸方向の幅が比較的大きく形成され、これによってボディ24に対するプランジャ27のいずれの上下摺動位置においても前記第1通路孔31と第2通路孔32とを常時連通するようになっている。
The second
前記各チェック弁29は、前記連通孔25aの下部開口縁(シート)を開閉するチェックボール29aと、該チェックボール29aを閉方向へ付勢する第1コイルばね29bと、該第1コイルばね29bを保持するカップ状のリテーナ29cと、ボディ24の底壁24cの内底面とリテーナ29cの円環状上端部との間に弾装されて、リテーナ29cを隔壁25方向へ付勢しつつプランジャ27全体を上方に付勢する第2コイルばね29dとから構成されている。
Each
そして、前記回転カム5aのベースサークル区間では、前記第2コイルばね29dによる付勢力による前記プランジャ27の進出移動(上方移動)に伴って高圧室28内が低圧になると、前記油通路30から保持穴1a内に供給された作動油が第1凹溝24aから第1通路孔31と第2凹溝27a及び第2通路孔32を通ってリザーバ室26に流入して、さらにチェックボール29aを第1コイルばね29bのばね力に抗して押し開き、作動油を高圧室28内に流入させる。
In the base circle section of the
これによって、プランジャ27は、スイングアーム6の他端部6bを押し上げてローラ14と揺動カム7との接触を介して揺動カム7とスイングアーム6の一端部6a及び各吸気弁3のステムエンド6aとの間の隙間を零ラッシに調整するようになっている。
As a result, the
そして、前記回転カム5aのリフト区間では、プランジャ27に下方荷重が作用するので、チェック弁が閉じ、高圧室28内の油圧が上昇し、高圧室28内のオイルがプランジャ27とボディ24の隙間から漏れ出てプランジャ27は僅かに降下する(リークダウン)。
In the lift section of the
再び、前記回転カム5aのベースサークル区間になると、前述のように、前記第2コイルばね29dによる付勢力で前記プランジャ27の進出移動(上方移動)により、各部の隙間を零ラッシに調整するのである。
In the base circle section of the
このようなラッシ調整機能を、前記第1〜第4油圧ラッシアジャスタ10a〜10dの全てが有している。
All of the first to fourth hydraulic lash
前記第1、第2弁停止機構11a、11bは、前記#1気筒のF側とR側の第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10bのみに設けられ、図6に示すように、#2気筒のF側とR側の第3、第4油圧ラッシアジャスタ10c、10dには設けられていない。
The first and second
すなわち、#1気筒のF側とR側の1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10b側に第1、第2弁停止機構11a、11bが設けられており、後述するように機関運転状態に応じて弁停止と弁作動が切り換えられるようになっている。これに対して、#2気筒のF側とR側には弁停止機構が設けられておらず、したがって、通常のピボット機能と零ラッシ調整機能のみを有している。
That is, the first and second
第1、第2弁停止機構11a、11bは、図5A、Bに示すように、前記各保持穴07aの底部側に連続して形成された円柱状の一対の摺動用穴34と、該各摺動用穴34の底面とボディ24の下面との間に弾装されて、前記第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10bを上方向へそれぞれ付勢する一対のロストモーションスプリング35と、第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10bのロストモーションを規制する規制機構36と、から構成されている。
As shown in FIGS. 5A and 5B, the first and second
前記各摺動用穴34は、内径が前記保持穴1aの内径と同一に設定されて前記各ボディ24が前記保持穴1aから連続的に上下方向へ摺動可能に保持するようになっている。
Each sliding
前記各ロストモーションスプリング35は、コイルスプリングによって形成されて、前記ボディ24の底面を上方向へ付勢して前記プランジャ27の先端頭部27bを前記スイングアーム6の他端部6b下面の凹部6cに弾接させるようになっている。
Each of the lost motion springs 35 is formed by a coil spring, and urges the bottom surface of the
また、前記各ボディ24は、前記シリンダヘッド07の内部に挿通配置されたストッパピン37によって最大上方移動位置が規制されるようになっている。すなわち、前記各ストッパピン37は、シリンダヘッド07内を前記ボディ24に向かって軸直角方向に配置され、先端部37aが前記第1凹溝24a内に摺動可能に臨設配置されて、ボディ24の上方移動に伴い前記先端部37aが第1凹溝24aの下端縁に当接することによってボディ24の最大上方の摺動位置が規制されるようになっている。
Further, the maximum upward movement position of each
したがって、前記各油圧ラッシアジャスタ10a、10bは、スイングアーム6の揺動に伴い前記ロストモーションスプリング35のばね力を介して前記保持穴07aと摺動用穴34との間を上下にストロークしてロストモーションを行うことによって、前記スイングアーム6の揺動支点としての機能が失われて、回転カム5aのリフト作動が吸収され、各吸気弁3aの開閉作動を停止させるようになっている。
Therefore, each hydraulic lash
前記第1、第2弁停止機構11a、11bの規制機構36は、図5A〜Cに示すように、前記ボディ24の底部24bの内部径方向に貫通形成された移動用孔38と、前記シリンダヘッド07内に保持穴07aと軸直角方向に形成された規制用孔39と、前記移動用孔38の内部一端側に固定されたばね支持用のリテーナ40と、前記移動用孔38から規制溶孔39の内部に跨って摺動自在に設けられた円柱状の規制ピン41と、該規制ピン41の後端と前記リテーナ40との間に弾装されて、前記規制ピン41を規制用孔39方向へ付勢するリターンスプリング42と、から主として構成されている。
As shown in FIGS. 5A to 5C, the
前記規制用孔39は、前記ボディ24が前記ストッパピン37によって最大上方位置に規制された際に、前記移動用孔38と軸方向から合致するようになっており、内径が前記移動用孔38とほぼ同一に形成されていると共に、一端側にシリンダヘッド07内に形成された油通路孔44から信号油圧が導入されるようになっている。
The
ここで、前記ボディ24の回転方向の規制は、前記ストッパピン37の飛び出し量を僅かに増やすと共に、前記ボディ24の前記第1凹溝24a内に軸長手方向のスリットを設け、前記ストッパピン37先端と係合させることによって容易に実現できる。あるいは、別個の回転規制部材をシリンダヘッド07と前記ボディ24の間に装着してもよい。
Here, the restriction of the rotation direction of the
前記リテーナ40は、有蓋円筒状に形成されて、底壁に規制ピン41の円滑な移動を確保するための呼吸孔40aが貫通形成されていると共に、後端面の呼吸孔40aが臨む中央部40bが平坦に形成されているが、外端部40c、40cは、滑らかな摺動性を確保するために前記摺動用穴34の内周面とほぼ同一の曲率の円弧面状に形成されている。また、このリテーナ40の軸方向の長さは、図5Bに示すように、前記規制ピン41が移動用孔38に完全に収容される前に、先端縁に規制ピン41の後端縁が当接してそれ以上の後退移動を規制する長さに設定されている。なお、前記移動用孔38にリークした僅かな作動油は、前記呼吸孔40aを介してリテーナ40の底壁外面と摺動用穴34の内周面を通って摺動用穴34内に導かれるようになっている。
The
前記規制ピン41は、図5A、Cに示すように、有蓋円筒状に形成されて、外径が前記移動用孔38の内径よりも僅かに小さく形成されて円滑な摺動性が確保されていると共に、先端部の先端面41aが滑らかな摺動性を確保するために前記摺動用穴34の内周面と同じ曲率の円弧面状に形成されている。
As shown in FIGS. 5A and 5C, the
また、この規制ピン41は、図5Aに示すように前記リターンスプリング42のばね力で規制用孔39内に移動すると、先端部が規制用孔39内に一部が収容されるようになっている。これによって、シリンダヘッド07にロックされて、#1気筒のF,R側の油圧ラッシアジャスタ10a、10bの上下方向の移動、つまりロストモーションが規制されるようになっている。
5A, when the
また、この規制ピン41は、外径が前記移動用孔38と規制用孔39の内径よりも僅かに小さく形成されてこれらに対して円滑な摺動性が確保されていると共に、前記油通路孔44から規制用孔39に供給された油圧を受圧面としての先端面41aが受けることにより、図5Bに示すように、前記リターンスプリング42のばね力に抗して図中左方向へ移動してリテーナ40に軸方向から当接すると、規制ピン41全体が移動用孔38内に収容された形になる。これによって、#1気筒の第1、第2油圧ラッシアジャスタ10a、10bの上下方向の移動が許容されて、つまりロストモーションが行われるようになっている。
The
前記油通路孔44(規制用孔39)には、図1に示すように、前記オイルポンプ64から圧送された油圧が電磁切換弁65を介して信号油圧として供給されるようになっている。すなわち、この電磁切換弁65は、切り換えエネルギ−である油圧を供給する状態と供給停止する状態とを変換する、切り換えエネルギ−供給/供給停止変換手段(油圧供給/供給停止変換手段)となっている。
As shown in FIG. 1, the oil pressure fed from the
前記電磁切換弁65は、図外のバルブボディの内部に摺動自在に設けられたスプール弁を、ソレノイドの電磁力とコイルスプリングのばね力とによって、オン、オフ的に2段階に切り換えるようになっている。前記ソレノイドには、前記可変圧縮比機構02の圧縮比制御アクチュエータ62の駆動を制御する同じコントロールユニット63から制御電流が通電、非通電(オン、オフ)されてポンプ吐出通路と油通路孔44とを連通して前記規制ピン41に信号油圧を供給するか、またはポンプ吐出通路を閉止して前記油通路孔44とドレン通路66を連通するように切り換え制御されるようになっている。
The
したがって、機関停止時には、コントロールユニット63からソレノイドに通電されず電磁切換弁65が、ポンプ吐出通路を閉止して油通路44とドレン通路66を連通することから第1、第2弁停止機構11a、11bによるロストモーション作動が不可能な状態になっている。すなわち、第1、第2弁停止機構11a、11bは、切り換えエネルギーである油圧の供給が停止された場合に、弁作動ができる状態(弁作動態様)に機械的に安定する、弁作動安定型となっている。
Accordingly, when the engine is stopped, the solenoid is not energized from the
前記コントロールユニット63は、クランク角センサやエアーフローメータ、水温センサ、スロットルバルブ角度センサなどの各種センサ類から機関回転数や負荷、スロットルバルブ開度量などの情報信号に基づいて機関運転状態を検出すると共に、クランク角センサとカム角センサからの情報信号によって前記電動VTC05の電動モータを駆動制御して、吸気カムシャフト5とクランクシャフト50との相対回転角度を制御する。また同時に、前記電磁切換弁65を制御して#1気筒の2つの吸気弁3a、3aの弁停止と弁作動を変換制御するようになっている。
The
前記スーパーチャージャ04は、一般的なものであって、図1に示すように、吸入通路のスロットルバルブ67の上流側に配置され、前記コントロールユニット63からの出力された制御信号によって、クランクシャフトの回転と同期回転できる状態とできない状態をクラッチ機構へのオン、オフ信号によって制御すると共に、吸気バイパス弁68の開閉制御により過給圧が制御されるようになっている。
〔排気側の動弁装置〕
排気側の動弁装置は、基本的に吸気側と同じであって、図3に示すように、シリンダヘッド07内に形成された一気筒当たり一対の排気ポート70、70の開口端をそれぞれ開閉する一気筒当たり2つの排気弁71a、71a、71b、71bが設けられている。つまり、#1気筒ではF側とR側の第1、第2排気弁71a、71a、#2気筒ではF側とR側の第1、第2排気弁71b、71bが設けられている。
As shown in FIG. 1, the
[Valve device on the exhaust side]
The exhaust side valve gear is basically the same as the intake side, and as shown in FIG. 3, the opening ends of a pair of
排気側動弁装置としては、図4に示す吸気側と同様であり、カッコ内に符番を付記して示すが、各気筒の上方側に機関前後方向に沿って配置され、外周に前記各排気弁71a〜71bを各バルブスプリング72のばね力に抗して開作動させる卵形の回転カム73aを有する排気側カムシャフト73が設けられており、前記各排気弁71a〜71bと各回転カム73aとの間に介装されたローラ77及び各スイングアーム74を介して前記各排気弁71a〜71bを一定のバルブリフト量で開閉作動するようになっている。
The exhaust side valve operating device is the same as that on the intake side shown in FIG. 4 and is shown with reference numerals in parentheses. An
また、シリンダヘッド07に保持されて、前記各スイングアーム74と各排気弁71a〜71bとの隙間及び各回転カム73aのベースサークルとの間の隙間を零ラッシュ調整するピボットである油圧ラッシアジャスタ75a〜75dがそれぞれ配設されている。つまり、排気側にも4つの油圧ラッシアジャスタ75a〜75dがあり、#1気筒に第1、第2油圧ラッシアジャスタ75a、75bが配設され、#2気筒に第3、第4油圧ラッシアジャスタ75c、75dが配設されている。
Further, a
ここで、第1油圧ラッシアジャスタ75aは、#1気筒のF側に配設され、第2油圧ラッシアジャスタ75bは、同R側に配設され、第3油圧ラッシアジャスタ75cは、#2気筒のF側に配設され、第4油圧ラッシアジャスタ75dは、同R側に配設されている。
Here, the first hydraulic lash
そして、#1気筒のF側とR側の前記排気弁71a、71a側の各第1、第2油圧ラッシアジャスタ75a、75bは、それぞれ第1、第2弁停止機構(ロストモーション機構)11a、11bを備えている。
The first and second hydraulic lash
一方、#2気筒のF,R側の前記排気弁71b、71bの第3、第4油圧ラッシアジャスタ75c、75dは弁停止機構を備えていない。
On the other hand, the third and fourth hydraulic lash
前記排気側第1、第2弁停止機構は、前述した図5に示す吸気側第1,第2弁停止機構11a、11bと同様の構造であるから、同一の符番を付して具体的な説明は省略する。すなわち、シリンダヘッド07の各保持穴07aの底部側に連続して形成された円柱状の摺動用穴34と、該摺動用穴34の底面とボディ24の下面との間に弾装されて、前記第1、第2油圧ラッシアジャスタ75a、75bを上方向へ付勢するロストモーションスプリング35、35と、前記第1、第2油圧ラッシアジャスタ75a、75bのロストモーションを規制する規制機構76、76と、から構成されている。
The exhaust-side first and second valve stop mechanisms have the same structure as the intake-side first and second
そして、この規制機構76、76を有する第1、第2弁停止機構11a、11bを備えた#1気筒側の第1、第2排気弁71a、71aは、そのバルブリフト量が、ロストモーションにより弁停止された場合は零リフトとなり、弁停止されていない弁作動の場合は、ピークリフト量が一定となっている。
〔本実施形態の作動特性〕
図7は稼動気筒数と機械圧縮比εのマップを示しており、横軸は機関回転数、縦軸は機関トルクである。
The first and
[Operating characteristics of this embodiment]
FIG. 7 shows a map of the number of operating cylinders and the mechanical compression ratio ε, where the horizontal axis represents the engine speed and the vertical axis represents the engine torque.
縦軸でみると、全筒運転での最大正トルク特性(全筒)を示す太実線と、最大負トルク(エンブレ)特性(全筒)とで囲まれる領域が全筒運転領域(第2運転領域)である。 Looking at the vertical axis, the area surrounded by the thick solid line indicating the maximum positive torque characteristic (all cylinders) in the all cylinder operation and the maximum negative torque (emblem) characteristic (all cylinders) is the all cylinder operation area (second operation). Area).
横軸でみると、機関回転数のアイドル回転のNi(例えば700rpm)、と最高回転数のNh(例えば6000rpm)の両破線に囲まれる領域である。これらの4つの線で囲まれる領域を第2運転領域(全筒運転領域)と呼ぶ(但し、後述の第1運転領域を除いた領域)。 On the horizontal axis, this is a region surrounded by both broken lines of Ni (for example, 700 rpm) at idle speed of the engine speed and Nh (for example, 6000 rpm) of maximum speed. A region surrounded by these four lines is referred to as a second operation region (all cylinder operation region) (however, a region excluding the first operation region described later).
一方、減筒運転での最大正トルク特性(減筒)を示す太実線と、最大負トルク(エンブレ)特性(減筒)とで囲まれる領域が減筒運転領域(第1運転領域)である。 On the other hand, the area surrounded by the thick solid line indicating the maximum positive torque characteristic (reduced cylinder) in the reduced cylinder operation and the maximum negative torque (emblem) characteristic (reduced cylinder) is the reduced cylinder operation area (first operation area). .
横軸でみると、機関回転数のアイドル回転よりやや高いNl(例えば1000rpm)と、中速回転数のNm(例えば3500rpm)の両実線に囲まれる領域である。これらの4つの線で囲まれる領域が第1運転領域(減筒運転領域)である。 On the horizontal axis, this is a region surrounded by both solid lines of Nl (for example, 1000 rpm) that is slightly higher than the idling speed of the engine speed and Nm (for example, 3500 rpm) of the medium speed speed. A region surrounded by these four lines is a first operation region (reduced cylinder operation region).
ここで図7における2点鎖線は全筒運転での等機械圧縮比ε線を、1点鎖線は減筒運転での等機械圧縮比ε線示す。 Here, a two-dot chain line in FIG. 7 shows an equal mechanical compression ratio ε line in the all cylinder operation, and a one dot chain line shows an equal mechanical compression ratio ε line in the reduced cylinder operation.
まず、全筒運転領域(第2運転領域)についてみてみると、例えば、機械圧縮比が15となるε15の等機械圧縮比ε線(2点鎖線)は、機関トルクT15となっている。このT15は、全筒運転ε15でノッキングを発生せずに出せる機関最大トルク(全筒)になっている。
このT15から機関トルクが増加するに従い、VCR02の制御により次第に圧縮比(機械圧縮比)εを減少させていき、機関最大正トルク(全筒)のT9.5付近では、圧縮比ε9.5まで低下する。すなわち、機関トルクが増加していくと、圧縮比εが大きいと、いわゆるノッキングが発生してしまうので、ノッキング抑制できる分だけ、圧縮比εを低下させていくので、上述のような圧縮比εマップ(2点鎖線)となるのである。言い換えると、ノッキングを抑えつつ圧縮比εを可及的に高めることができるので、熱効率をその分高められるのである。
ここで、例えばT9.5とは、ε9.5でノッキングを発生させず出せる機関最大トルク(全筒)になっているのである。
First, looking at the all-cylinder operation region (second operation region), for example, the equal mechanical compression ratio ε line (two-dot chain line) of ε15 at which the mechanical compression ratio is 15 is the engine torque T15. This T15 is the maximum engine torque (all cylinders) that can be output without causing knocking in all cylinder operation ε15.
As the engine torque increases from T15, the compression ratio (mechanical compression ratio) ε is gradually decreased by the control of VCR02, and until the engine maximum positive torque (all cylinders) T9.5 reaches the compression ratio ε9.5. descend. That is, as the engine torque increases, so-called knocking occurs when the compression ratio ε is large. Therefore, the compression ratio ε is decreased by an amount that can suppress knocking. This is a map (two-dot chain line). In other words, since the compression ratio ε can be increased as much as possible while suppressing knocking, the thermal efficiency can be increased accordingly.
Here, for example, T9.5 is the maximum engine torque (all cylinders) that can be output without generating knocking at ε9.5.
なお、ここで単に圧縮比と記載しているが、上述してきた機械圧縮比の意味であり、後述する有効圧縮比とは異なる。
一方、機関トルクがT15未満の低機関トルク領域では大圧縮比ε15一定となっている。これは、T15未満の低機関トルク領域では、大きな圧縮比ε15とすることで、理論熱効率を高めて燃費をよくできるのであるが、ここで、仮に圧縮比ε15よりさらに増大させても、燃焼室のS/V比が増加し冷却損失が増加するので、これ以上燃費が伸びず、例えばこの圧縮比ε15一定に保持するのである。
In addition, although only described as compression ratio here, it is the meaning of the mechanical compression ratio mentioned above, and is different from the effective compression ratio mentioned later.
On the other hand, the large compression ratio ε15 is constant in the low engine torque region where the engine torque is less than T15. This is because, in a low engine torque region of less than T15, a large compression ratio ε15 can improve the theoretical thermal efficiency and improve fuel efficiency. However, even if the compression ratio ε15 is further increased, the combustion chamber Since the S / V ratio increases and the cooling loss increases, the fuel consumption does not increase any more. For example, the compression ratio ε15 is kept constant.
次に、減筒運転領域(第1運転領域)についてみてみると、図7の1点鎖線が減筒領域における等圧縮比ε線を示す。
ここで、減筒運転でのε15線(1点鎖線)を見てみると、縦軸の機関トルクは略T15、すなわち全筒運転ε15でノッキングを発生せずに出せる機関最大トルク(全筒)と略一致している。つまり、同じε15でしかも減筒運転でありながら全筒運転と同等の機関トルクを出せている。これは、減筒運転により出せる燃焼トルクは減少するもにものの、減筒運転より機関フリクションやポンプ損失が低減することによる機関トルク低下抑制分が生じ、この低下抑制分の比率が低機関トルク領域では大きくなるからである。
機関トルクがT15未満のさらに低機関トルク側の減筒領域では第2運転領域(全筒運転領域)と同様に、大圧縮比ε15が一定としているが、これは、減筒運転領域であっても、仮に圧縮比ε15よりさらに増大させても、燃焼室のS/V比が増加し冷却損失が増加するので、やはりこれ以上燃費が伸びず、例えば圧縮比ε15一定に保持するのである。(全筒運転と同様)
次に、同様減筒運転状態において、機関トルクがT15から増加していく場合を考える。
Next, looking at the reduced-cylinder operation region (first operation region), the alternate long and short dash line in FIG. 7 shows the equal compression ratio ε line in the reduced-cylinder region.
Here, looking at the ε15 line (one-dot chain line) in the reduced-cylinder operation, the engine torque on the vertical axis is approximately T15, that is, the maximum engine torque that can be output without causing knocking in the all-cylinder operation ε15 (all cylinders). Is almost the same. That is, the engine torque equivalent to that in the all-cylinder operation can be output with the same ε15 and the reduced-cylinder operation. This is because, although the combustion torque that can be generated by the reduced cylinder operation decreases, an engine torque decrease suppression occurs due to the reduction of engine friction and pump loss from the reduced cylinder operation, and the ratio of this decrease suppression is in the low engine torque region. Then it will be bigger.
In the reduced cylinder area on the lower engine torque side where the engine torque is less than T15, the large compression ratio ε15 is constant as in the second operating area (all cylinder operating area), but this is the reduced cylinder operating area. However, even if it is further increased from the compression ratio ε15, the S / V ratio of the combustion chamber is increased and the cooling loss is increased. Therefore, the fuel consumption is not further increased, and for example, the compression ratio ε15 is kept constant. (Same as all cylinder operation)
Next, let us consider a case where the engine torque increases from T15 in the same reduced cylinder operation state.
機関トルクが増加するにしたがいVCR02の制御により急激に圧縮比εを減少させていき、機関トルクT12付近では、圧縮比ε9まで低下させていく。ここで、T12という機関トルクは、前述のように、全筒運転において圧縮比ε12でノッキングを起こさずに出せる最大機関トルクに対応する。 As the engine torque increases, the compression ratio ε is suddenly reduced by the control of VCR02, and is reduced to the compression ratio ε9 in the vicinity of the engine torque T12. Here, the engine torque T12 corresponds to the maximum engine torque that can be output without knocking at the compression ratio ε12 in the all-cylinder operation, as described above.
第2運転領域(全筒)でのT12付近では圧縮比ε12とまだ比較的大きいのに対して、第1運転領域(減筒)では、同じT12付近で、前述の圧縮比ε9まで大きく低下させる。 In the vicinity of T12 in the second operation region (all cylinders), the compression ratio ε12 is still relatively large, whereas in the first operation region (reduction cylinder), the compression ratio ε9 is greatly decreased in the vicinity of the same T12. .
減筒運転である場合は、同じ機関トルクであっても稼動気筒に発生する稼動気筒あたり機関トルク(負荷)は2倍の高負荷になるので、特に、機関トルクの増加に連れてノッキングが発生やすくなる。そのため、機関トルクが高まるにつれ、圧縮比εを急激に低下していくのである。 In the case of reduced cylinder operation, even if the engine torque is the same, the engine torque (load) generated in the operating cylinder is twice as high as that of the operating cylinder, so that knocking occurs especially as the engine torque increases. It becomes easy. Therefore, as the engine torque increases, the compression ratio ε decreases rapidly.
このようにすることで、減筒領域においてノッキングを回避し、減筒での最大トルク特性をT12まで高めることができ、もって、実走行において減筒運転する頻度を高め、実走行での燃費性能を高めることができるのである。 By doing so, knocking can be avoided in the reduced-cylinder region, and the maximum torque characteristic in the reduced-cylinder can be increased up to T12. Therefore, the frequency of reduced-cylinder operation in actual traveling can be increased, and fuel efficiency performance in actual traveling Can be increased.
ここで減筒領域の例えば図7(1)点(例えば、機関トルクT15、約1600rpm)からアクセルを吹かし、機関トルクをT12まで高めていく場合を考える。
図7の減筒領域マップ上で前述の(1)点からT12の(2)点まで移行するが、その間に圧縮比εは15から9まで大きく減小変化する。
Here, consider a case where the accelerator is blown from the point of FIG. 7 (1) (for example, engine torque T15, about 1600 rpm) in the reduced cylinder region to increase the engine torque to T12.
On the reduced-cylinder region map in FIG. 7, the transition from the aforementioned point (1) to the point (2) at T12 is made. During that time, the compression ratio ε greatly decreases from 15 to 9.
図8は、横軸に機械圧縮比εを、縦軸に機関トルクTを取ったグラフを示す。 FIG. 8 is a graph in which the horizontal axis represents the mechanical compression ratio ε and the vertical axis represents the engine torque T.
この図8に示すように、減筒のままT15・ε15((1)点)から、T12・ε9((2)点)へと変化する。この(2)点では、圧縮比ε9という低機械圧縮比によりノッキングを抑えつつT12という大きな機関トルクを減筒運転でありながら実現できるのである。すなわち、この低機械圧縮化により、前述のような、点火時期の遅角や燃料リッチ化という燃費悪化要因を抑制しつつノッキングを回避しつつ大きな機関トルクT12を得ることができるのである。 As shown in FIG. 8, T15 · ε15 (point (1)) is changed to T12 · ε9 (point (2)) while the cylinder is reduced. With respect to the point (2), a large engine torque of T12 can be realized while reducing cylinder operation while suppressing knocking by a low mechanical compression ratio of compression ratio ε9. That is, by this low mechanical compression, it is possible to obtain a large engine torque T12 while avoiding knocking while suppressing the fuel consumption deterioration factors such as the retard of the ignition timing and fuel richness as described above.
その結果、前述のように、大きな燃費効果を持つ減筒領域を高機関トルク側まで拡大でき、実走行時における減筒運転頻度を高め、実走行時の燃費性能を高められるのである。 As a result, as described above, the reduced-cylinder region having a large fuel efficiency effect can be expanded to the high engine torque side, the frequency of reduced-cylinder operation during actual traveling can be increased, and the fuel efficiency performance during actual traveling can be improved.
ここで、本発明ではない従来における気筒休止システムについて仮に考える。 Here, a conventional cylinder deactivation system which is not the present invention will be considered.
この場合の機械圧縮比εは固定であり、例えば機械圧縮比ε11といった中間的な値が取られる。この場合、図8における、減筒領域内の前述の(1)点と同じ機関トルクT15になる点は、(ア)点で示されるT15・ε11となる。 In this case, the mechanical compression ratio ε is fixed, and an intermediate value such as a mechanical compression ratio ε11 is taken. In this case, the point at which the engine torque T15 is the same as point (1) in the reduced cylinder region in FIG. 8 is T15 · ε11 indicated by point (a).
この(ア)点からアクセルを吹かすと、機関トルクがT13の(イ)点に到達するが、これ以上機関トルクを上げると、圧縮比ε11ゆえにノッキングが発生してしまうため、(イ)点を越えると全筒運転に切り替えざるを得ないのである。
ここで、この図8における(イ)点は、減筒運転における(1)点から(2)点に至る、機械圧縮比εとノッキングを発生せずに出せる最大機関トルクとの相関線と、ε11一定線との交点に対応する。
When the accelerator is blown from this point (A), the engine torque reaches the point (A) of T13. However, if the engine torque is increased further, knocking will occur due to the compression ratio ε11. If it exceeds, it will be forced to switch to all-cylinder operation.
Here, the point (a) in FIG. 8 is a correlation line between the mechanical compression ratio ε and the maximum engine torque that can be generated without knocking from the point (1) to the point (2) in the reduced cylinder operation, Corresponds to the intersection with the ε11 constant line.
それに対し、本実施形態は、(イ)点を通った後、(2)点に向い圧縮比εが減少していくので、ノッキングを抑制しつつ機関トルクを増加できる。 On the other hand, in this embodiment, after passing through point (b), the compression ratio ε decreases toward point (2), so that the engine torque can be increased while suppressing knocking.
この際、図9の(1)点から(2)点にかけて示すように、吸気弁閉時期(IVC)を下死点に近づけていくので、充填効率が一層向上し、機関トルクを、ノッキングを発生せずに出せる最大機関トルクに向けて一層高めていくことができる。 At this time, as shown from the points (1) to (2) in FIG. 9, the intake valve closing timing (IVC) is brought closer to the bottom dead center, so that the charging efficiency is further improved and the engine torque is knocked. It can be further increased toward the maximum engine torque that can be generated without being generated.
さらにスーパーチャージャ04のクラッチをONしてバイバス弁68を閉じ過給圧を強めれば、さらに充填効率が向上し、(2)で示す機関トルクT12まで減筒領域での機関トルクを増加できる。
Furthermore, if the clutch of the
その結果、図7、図8の大きな矢印(白抜き)で示すTgだけ、減筒での最大機関トルクを高めることができるのである。 As a result, the maximum engine torque in the reduced cylinder can be increased by Tg indicated by the large arrow (outlined) in FIGS.
なお、ここで、機械圧縮比低減以外のノッキングの抑制手法として、点火時期の遅延化もあるが、これだと機関トルクが低下したり、熱効率が大幅に低下するなどの問題があり、減筒運転でのトルク向上が不十分である上に、減筒の目的である燃費向上に逆行するので、不適切な手法と言わざるを得ない。 Here, as a method of suppressing knocking other than the reduction of the mechanical compression ratio, there is a delay in the ignition timing. However, this causes problems such as a decrease in engine torque and a significant decrease in thermal efficiency. In addition to insufficient improvement in torque during operation, it goes against the improvement in fuel consumption, which is the purpose of reducing the number of cylinders.
空燃比をリッチにすることでもノッキングを抑制しつつ僅かに機関トルクを高めることができるが、燃費悪化を伴うため同様不適切な手法であるのは言うまでもない。 Even if the air-fuel ratio is made rich, the engine torque can be slightly increased while suppressing knocking. However, it is needless to say that this is also an inappropriate technique because it causes a deterioration in fuel consumption.
本実施形態では、これらの不適切なノッキング抑制手法を特に用いずとも、機械圧縮比低減によりノッキング抑制が可能になるのである。 In the present embodiment, knock suppression can be suppressed by reducing the mechanical compression ratio without particularly using these inappropriate knock suppression techniques.
なお、ここで、ノッキング抑制のため、上述してきた機械圧縮比低減でなく、吸気弁閉時期(IVC)を下死点から大きく離すことによる有効圧縮比低減も考えられる。しかしながら、この有効圧縮比低減は、IVCを下死点から進角側に離しても、遅角側に離しても、吸気充填効率低下を伴ってしまうので、本発明の主旨であるところの減筒運転領域の高機関トルク側への拡大はできないのである。 Here, in order to suppress knocking, the effective compression ratio can be reduced by greatly separating the intake valve closing timing (IVC) from the bottom dead center instead of reducing the mechanical compression ratio described above. However, this reduction in the effective compression ratio is accompanied by a reduction in the intake charging efficiency regardless of whether the IVC is separated from the bottom dead center toward the advance side or the retard side. The cylinder operation region cannot be expanded to the high engine torque side.
次に、図8及び図9に戻ると、本実施形態の減筒領域における(2)点(トルクT12;減筒)まで至ると、過給能力(スーパーチャージャ04は回転数依存)からこれ以上空気を押し込めないので、仮にさらに圧縮比を下げてさらに耐ノッキング性高めても機関トルクを向上できないばかりか、熱効率が下がりむしろ機関トルクは低下してしまう。
Next, returning to FIG. 8 and FIG. 9, when reaching the point (2) (torque T12; reduced cylinder) in the reduced cylinder area of the present embodiment, the supercharging capacity (
そこで、さらに高い機関トルクを出せるように、全筒運転((3)点)に切り換えるのである。 Therefore, all-cylinder operation (point (3)) is switched so that higher engine torque can be produced.
具体的には、図10に示すコントロールユニット63の制御フローチャート(加速側)に示すように、気筒休止機構03に制御信号(気筒休止解除信号)を送り、制御油圧をOFFとし弁作動態様へと移行するのである。
Specifically, as shown in the control flowchart (acceleration side) of the
すなわち、図10のステップ1では、現在の機関運転状態を読み込み、ステップ2で、減筒運転状態にあるか否かを判断する。
That is, in
減筒運転でないと判断した場合は、そのままリターンするが、減筒運転であると判断した場合は、ステップ3に移行する。
If it is determined that the reduced-cylinder operation is not performed, the process returns as it is. If it is determined that the reduced-cylinder operation is performed, the process proceeds to
このステップ3では、前記減筒運転(領域1)用マップに基づき、VCRで圧縮比ε制御と、電動VTC05によってIVC制御、さらにスーパーチャージャ04(S/C)のクラッチ機構と吸気バイパス弁68の制御を行う。
In this
ステップ4では、図7に示す領域1(第1領域)と領域2(第2領域)の境界ラインに達したか否かを判断し、境界ラインに達していない場合はリターンするが、達している場合はステップ5に移行する。
In
このステップ5では、前記電磁切換弁65に気筒休止解除信号を出力する(制御電流オフ)と共に、電動VTC05にIVCを遅角側に変換する制御信号を出力する。さらに、前記S/Cの吸気バイパス弁68の開度を増大させる信号を出力する。
In
ステップ6では、ステップ5での制御信号を出力した後、所定時間tが経過したか否かを判断して、NOであればステップ6に戻り、経過したと判断した場合はステップ7に移行する。
In
ステップ7では、VCR02によって圧縮比εを増大させる信号を出力して、ステップ8に移行する。
In
ステップ8では、全筒運転用マップに基づいて、VCR02で圧縮比εを制御し、電動VTC05でIVCを制御すると共に、S/Cのクラッチ機構と吸気バイパス弁68の開度を制御し、その後、リターンする。
In
この場合、全筒運転になるので、機関トルクが大幅に増加しトルクショックが発生してしまうため、図9(3)に示すように、吸気弁の閉時期(IVC)を遅角側に変換制御して、充填効率を低下させ、スーパーチャージャ04の吸気バイパス弁68の開度を増大することで実質の過給圧を低下させて、さらに充填効率を低下させ、全筒運転移行に起因する機関トルクの増加変化が抑制される。
In this case, since all cylinders are operated, the engine torque is greatly increased and a torque shock is generated. Therefore, as shown in FIG. 9 (3), the intake valve closing timing (IVC) is converted to the retard side. Controlling, lowering the charging efficiency and increasing the opening degree of the
これによって、機関トルク低減のためのスロットルバルブ67の開度の絞りを抑制して、もってポンプ損失を抑制しつつ機関トルク増加の抑制が図れるのである。
As a result, it is possible to suppress the
これらの過程を行った後に、図8(3)に示すように圧縮比εを12までVCR02によって高めるのである。 After these processes are performed, the compression ratio ε is increased to 12 by VCR02 as shown in FIG.
この圧縮比ε12は、言い換えると、全筒運転で機関トルクT12においてノッキングが発生しない最大機械圧縮比であり、燃費に不利な全筒運転においてもこの高圧縮比ε12により可及的に燃費(熱効率)を向上させることができる。 In other words, this compression ratio ε12 is the maximum mechanical compression ratio at which knocking does not occur in the engine torque T12 in all cylinder operation, and even in all cylinder operation that is disadvantageous to fuel consumption, the high compression ratio ε12 allows fuel consumption (thermal efficiency) as much as possible. ) Can be improved.
ちなみに、この変換順序として、仮に先に圧縮比εを増大させて、その後に前述の全筒移行シーケンスを行うことを想定してみると、減筒状態で高圧縮比εの瞬間が存在することになり、大きなノッキング(過渡ノッキング)が発生してしまうことになる。 By the way, assuming that the compression ratio ε is first increased and then the above-mentioned all-cylinder transition sequence is performed as this conversion order, there is an instant of the high compression ratio ε in the reduced cylinder state. Thus, large knocking (transient knocking) occurs.
このため、本実施形態では、図10のステップ5〜ステップ7に示すように、全筒移行およびIVC変化やバイバス弁68の制御を先に行い、その直後に(僅かな所定時間t経過後に)、圧縮比εを増大させる制御信号を出力するのである。
For this reason, in this embodiment, as shown in
つぎに、さらにアクセルが踏み込まれると、全筒運転での機関トルクがさらに増加し、図7の(4)点のT9.5まで増加していく。 Next, when the accelerator is further depressed, the engine torque in all-cylinder operation further increases and increases to T9.5 at (4) point in FIG.
このとき、充填効率を高めるため、遅角したIVCは再び下死点に近づけていく。また、スーパーチャージャ04はクラッチONのまま、吸気バイパス弁68を全閉まで閉じていく。
At this time, in order to increase the filling efficiency, the retarded IVC again approaches the bottom dead center. Further, the
(3)点から(4)点に至る過程では、各機関トルクに応じて、圧縮比εはノッキングを抑制できる最大値をトレースして行き、最大機関トルクT9.5の(4)点では、圧縮比ε9.5となっている。 In the process from point (3) to point (4), the compression ratio ε traces the maximum value that can suppress knocking according to each engine torque, and at point (4) of the maximum engine torque T9.5, The compression ratio is ε9.5.
これに対し、従来の気筒休止だと、図8の(イ)点において全筒運転に切り換わらざるを得ないことは前述した通りだが、アクセルをさらに踏み込むと(ウ)点に向って機関トルクが増大して行く。 On the other hand, as described above, when the conventional cylinder is deactivated, it is necessary to switch to all-cylinder operation at the point (a) in FIG. 8, but when the accelerator is further depressed, the engine torque moves toward the point (c). Will increase.
しかしながら、圧縮比ε11は固定であるため、T11の(ウ)点に達すると、全筒運転でのノッキング限界となり、それ以上の機関トルクが得られなくなる。 However, since the compression ratio ε11 is fixed, when the point (c) of T11 is reached, it becomes the knocking limit in the all cylinder operation, and no further engine torque can be obtained.
一方、本実施形態に戻ると、前述のように、VCR02により圧縮比ε9.5まで減少制御を行うので、ノッキングを抑制しつつ(4)点のT9.5まで機関トルクを高められるのである。 On the other hand, when returning to the present embodiment, as described above, the reduction control is performed to the compression ratio ε9.5 by the VCR02, so that the engine torque can be increased to T9.5 of (4) point while suppressing knocking.
この全筒最大機関トルクT9.5について補足説明すると、機械式過給機(スーパーチャージャ04)では機関回転(実施形態では1600rpm程度)と同期し回転するので、回転数により過給能力が制約される。この制約のもとに決まった充填効率、すなわち機関トルク(全筒)があり、このときノッキングを抑ええる限界圧縮比εがこの実施形態では9.5であり、そのときの機関トルクがT9.5となっているのである。したがって、機関トルクはT9.5まで向上できるものの、逆に言えば、T9までは到達できないのである。その要因としては、全筒運転ではスーパーチャージャ04により押し込まれる空気は全気筒に配分されるため1気筒当たりの充填効率の上昇効果は、少ない気筒に配分される減筒運転のときよりも少ないからである。
A supplementary explanation of the maximum engine torque T9.5 for all cylinders will be described. Since the mechanical supercharger (supercharger 04) rotates in synchronization with the engine rotation (in the embodiment, about 1600 rpm), the supercharging capability is limited by the rotational speed. The There is a charging efficiency determined under this restriction, that is, engine torque (all cylinders). At this time, the limit compression ratio ε at which knocking can be suppressed is 9.5 in this embodiment, and the engine torque at that time is T9. It is five. Therefore, although the engine torque can be improved up to T9.5, in other words, it cannot reach T9. The reason for this is that in all-cylinder operation, the air pushed by the
よって、全筒での最大機関トルク(T9.5)時の機械圧縮比は、減筒時の圧縮比ε9ほどには下げなくて済み、圧縮比ε9.5とやや大きくなっている。 Therefore, the mechanical compression ratio at the maximum engine torque (T9.5) in all the cylinders does not have to be lowered as much as the compression ratio ε9 at the time of the reduced cylinder, and is slightly larger as the compression ratio ε9.5.
言い換えれば、このスーパーチャージャ04を用いた場合の特徴として、減筒時には、スーパーチャージャ04により押し込まれる空気は、少ない稼動気筒に配分されるため、稼動気筒で見た場合に大きな充填効率効果が得られると共に、回転依存型であり低機関トルク領域から十分な過給効果が得られるため、減筒時における最大機関トルクをT12(全筒運転ε12でのノッキングを発生せずに出せる最大トルク)まで充分大きくできたのである。
In other words, as a feature when using the
そして、VCR02で圧縮比εを制御範囲で最小の圧縮比ε9まで下げることで、減筒でありながら、上述の大きなT12、すなわち全筒ε12でノッキングを発生させずに出せる最大機関トルクを発生でき、しかもノッキング発生を抑制できる。もって、減筒機関トルクを充分高め(T12)、減筒運転領域を高機関トルク側に十分拡大することで、減筒運転の頻度を充分高め、実走行での燃費性能を充分高められるのである。 By reducing the compression ratio ε to the minimum compression ratio ε9 in the control range with the VCR02, it is possible to generate the maximum engine torque that can be output without causing knocking in the large T12, that is, all the cylinders ε12, while reducing the cylinder. Moreover, the occurrence of knocking can be suppressed. Accordingly, the reduced-cylinder engine torque is sufficiently increased (T12), and the reduced-cylinder operation region is sufficiently expanded to the high engine torque side, so that the frequency of reduced-cylinder operation can be sufficiently increased and the fuel efficiency performance in actual driving can be sufficiently increased. .
次に、第2運転領域から第1運転領域に変化する減速側運転シ−ンについて説明する。 Next, the deceleration side operation scene that changes from the second operation region to the first operation region will be described.
図8の下向き矢印(白抜き)に示すように、全筒最大機関トルクの(4)点から機関トルクが低下していき、(3)点に到達しさらに機関トルクが下がっていく場合を考える。 Consider the case where the engine torque decreases from the point (4) of the maximum engine torque of all cylinders, reaches the point (3), and further decreases as shown by the downward arrow (white) in FIG. .
(3)点に到達した時点で、まだアクセル開度がある程度高い場合は、巡航走行が継続していると判断し、図11の制御フローチャート(減速側)に示すように、燃費の良い気筒休止(減筒)状態に切り替わる。 (3) When reaching the point, if the accelerator opening is still high to some extent, it is determined that the cruise is continuing, and as shown in the control flowchart (deceleration side) in FIG. Switch to the (reduced cylinder) state.
すなわち、ステップ11では、機関運転状態を読み込み、ステップ12で、現在全筒運転(領域2)になっているか否かを判断する。
That is, in
ここで、全筒運転になっていない場合は、ステップ11に戻るが、全筒運転であると判断した場合は、ステップ13に移行して、ここでは、全筒運転用マップに基づきVCR02に圧縮比制御の信号を出力すると共に、電動VTC05にIVC制御を行う信号を出力する。また、クラッチ機構と吸気バイパス弁68に制御信号を出力する。
If all-cylinder operation is not performed, the process returns to step 11. However, if it is determined that all-cylinder operation is performed, the process proceeds to step 13 where the compression is performed to VCR02 based on the all-cylinder operation map. While outputting the signal of ratio control, the signal which performs IVC control is output to electric VTC05. A control signal is output to the clutch mechanism and the
ステップ14では、領域1−領域2の境界ラインに達したか否かを判断し、達していないと判断した場合はリターンするが、達していると判断した場合は、ステップ15に移行する。
In
このステップ15では、アクセル開度が所定値以上か否かを判断し、所定値以上になっていない場合は(所定値未満)、ステップ21に移行し、所定値以上になっていると判断した場合は、ステップ16に移行する。このステップ16では、VCR02に目標機械圧縮比ε(ε0)を、目標機関トルク(アクセル開度)などより演算する。
In
このように、目標機械圧縮比ε0を演算し(図7、8において、例えば目標機関トルクが変わらないとし、目標機械圧縮比ε0はε9とする)、先行してVCRを目標ε0への変換信号を出力する。 Thus, the target mechanical compression ratio ε0 is calculated (in FIGS. 7 and 8, for example, the target engine torque does not change and the target mechanical compression ratio ε0 is ε9), and the VCR is converted into the target ε0 in advance. Is output.
その後、ステップ17において、VCR02に目標機械圧縮比ε0に向けて減少信号を出力すると共に、ステップ18で、VCR02によって実機械圧縮比εが目標ε0に達したか否かを判断する。ここで、実機械圧縮比εはVCR02の制御軸61の位相やモ−タ62の回転角度より検出すれば良い。
Thereafter, in step 17, a decrease signal is output to the VCR02 toward the target mechanical compression ratio ε0, and in step 18, it is determined whether or not the actual mechanical compression ratio ε has reached the target ε0 by the VCR02. Here, the actual machine compression ratio ε may be detected from the phase of the
目標ε0に達していた場合は、ステップ19にいき、気筒休止信号やIVCを進角させる信号、さらに吸気バイパス弁68の開度減少信号をそれぞれ出力してステップ20に移行する。(目標ε0に達していない場合は、再度ステップ17に戻り、繰り返す。)
ステップ20では、減筒運転(領域1)用のマップに基づいてVCR02によって機械圧縮比εを制御すると共に、電動VTC05によってIVCを制御し、さらに吸気バイパス弁68によって開度制御を行う。
If the target ε0 has been reached, the routine proceeds to step 19 where a cylinder deactivation signal, a signal for advancing the IVC, and an opening reduction signal for the
In step 20, the mechanical compression ratio ε is controlled by the
すなわち、実際にVCR02の実機械圧縮比εが目標圧縮比ε0(例えば、前述のε9)まで低下したのを確認してから、気筒休止信号出力、IVC進角信号出力、スーパーチャージャ04の吸気バイパス弁68の開度減少信号出力を行うのである。
That is, after confirming that the actual mechanical compression ratio ε of the VCR02 has actually decreased to the target compression ratio ε0 (for example, ε9 described above), the cylinder deactivation signal output, the IVC advance signal output, and the intake bypass of the
ここで、前述のように、圧縮比εを先に低減させているのは、以下の理由による。すなわち、仮に圧縮比εが大きい状態で、気筒休止変換したり、IVCを下死点に近づけたり、吸気バイパス弁68の開度を減少したりすると、稼働気筒の充填効率が高いので、ノッキングが発生してしまうからである。そのために、実際に圧縮比εが目標圧縮比ε0まで低下したのを確認後、これらの制御を行うのである。
Here, as described above, the reason why the compression ratio ε is reduced first is as follows. That is, if the cylinder is deactivated when the compression ratio ε is large, the IVC is brought close to bottom dead center, or the opening degree of the
一方、ステップ15に戻って、アクセル開度が所定値未満であった場合には、ステップ21にいき、全筒運転を維持する信号(気筒休止OFF信号を継続)を出力すると共に、ステップ22で全筒運転(領域2)用のマップ(図7中2点鎖線)に基づきVCR02に圧縮比ε制御信号を出力する。また、電動VTC05にIVCの制御信号を出力すると共に、前記クラッチ機構と吸気バイパス弁68に制御信号を出力する。つまり、全筒運転の(3)点で、アクセル開度が所定量に満たなくなった場合は、比較的急な減速状態と判断し、全筒運転状態を維持するのである。
On the other hand, returning to step 15, if the accelerator opening is less than the predetermined value, the process goes to step 21 to output a signal for maintaining all cylinder operation (continuing the cylinder deactivation OFF signal), and at step 22 A compression ratio ε control signal is output to the
全筒運転のまま、図8の(3)点(T12、全筒)から(1’)点(T15、全筒)まで下がり、さらに、最大負トルクTa(エンブレ)特性となる(a)点に至り、充分なエンジンブレ−キを生じさせ、制動能力を高められるのである。
なお、図7、図8における(1’)点は、全筒運転においてε15、T15となる点であり、前述のように、図7、図8における減筒運転での(1)点と略一致している。
With all cylinders operating, the point decreases from the (3) point (T12, all cylinders) to the (1 ') point (T15, all cylinders) in FIG. 8, and the maximum negative torque Ta (emblem) characteristic is obtained. As a result, sufficient engine braking is produced and braking ability is increased.
The points (1 ′) in FIGS. 7 and 8 are points where ε15 and T15 are obtained in the all-cylinder operation. As described above, the points (1 ′) in FIG. 7 and FIG. Match.
ここで、この比較的急な減速過程で仮に減筒状態に移行してしまったとすると、休止気筒のポンプ損失や動弁フリクションが十分小さくなっているので、最大負機関トルクの絶対値もTbまで減少し、エンジンブレ−キ(エンブレ)が効きにくく、もって制動能力が低下してしまう(Tb<Ta)。 Here, if the cylinder shifts to the reduced cylinder state in this relatively abrupt deceleration process, the pump loss and valve friction of the idle cylinder are sufficiently small, so that the absolute value of the maximum negative engine torque also reaches Tb. As a result, the engine brake (emblem) is less effective and the braking ability is reduced (Tb <Ta).
これに対し、前述のようにエンジンブレ−キが効きやすい全筒運転(最大負機関トルクTa)となっているので、制動能力を充分高められるのである(Ta>Tb)。 On the other hand, as described above, since the all-cylinder operation (maximum negative engine torque Ta) in which the engine brake is easily effective is achieved, the braking ability can be sufficiently increased (Ta> Tb).
一方、ここで機関負トルク域までトルク低下する前に、再度アクセルを吹かして再加速するというシ−ンを考えてみる。 On the other hand, consider the scene where the accelerator is blown again and reaccelerated before the torque falls to the negative engine torque range.
例えば、全筒運転のまま(1’)点(T15、全筒)まで下がった時点で再加速する場合を想定してみる。 For example, let us assume a case in which re-acceleration is performed at a time point when the entire cylinder operation is continued to the point (1 ') (T15, all cylinders).
ここで、仮に減筒状態であったと仮定すると(1)点であり、そこからの再加速の途中で全筒運転に切り替わるので((1)→(2)→(3))、その切り替わり応答時間の分、加速応答性が悪化してしまう。 Here, if it is assumed that the reduced-cylinder state has occurred, it is point (1), and since it switches to all-cylinder operation during reacceleration from there ((1) → (2) → (3)), the switching response Acceleration response will deteriorate by the amount of time.
それに対して、本実施形態のように、急減速の際には全筒運転を維持しておくようにすれば、再加速の際には、元々機関トルクが出しやすい全筒運転((1’)点)になっているし、気筒数切り換えシ−ケンスも不要となるので、良好な加速応答性が得られるのである。この様な、付随効果も本実施形態は有している。 On the other hand, as in this embodiment, if all-cylinder operation is maintained during sudden deceleration, all-cylinder operation ((1 ' ) Point), and it is not necessary to switch the number of cylinders, so that a good acceleration response can be obtained. This embodiment also has such incidental effects.
以上のように、本実施形態では、前記減筒運転領域においては、低い圧縮比により耐ノッキング性が向上できるので、ノッキングを抑制しつつ燃費に有利な減筒運転領域を機関高トルク側まで拡大できる。つまり、燃費の良い減筒運転領域での運転頻度を高めることができ、車両実走行時の燃費性能を向上できる。 As described above, in this embodiment, in the reduced-cylinder operation region, the knocking resistance can be improved by a low compression ratio. Therefore, the reduced-cylinder operation region that is advantageous in fuel efficiency while suppressing knocking is expanded to the engine high torque side. it can. That is, it is possible to increase the driving frequency in the reduced-cylinder driving region where the fuel efficiency is good, and to improve the fuel efficiency when the vehicle is actually running.
また、燃費に不利な全筒運転領域での運転頻度は減少し、一方でこの全筒運転領域では高い圧縮比制御により熱効率を可及的に向上できる。したがって、車両実走行時におけるト−タルでの燃費性能を向上できる。 In addition, the frequency of operation in the all-cylinder operation region, which is disadvantageous in terms of fuel consumption, decreases, while in this all-cylinder operation region, thermal efficiency can be improved as much as possible by high compression ratio control. Therefore, it is possible to improve the fuel efficiency performance in the total during actual traveling of the vehicle.
さらに、加速シ−ン及び減速シ−ンも含め、前述したような付随効果も得られるのである。
〔第2実施形態〕
図12〜図17は第2実施形態を示し、過給機として、機械式のスーパーチャージャ04に代えて、例えば特開2009−209880号公報などに記載された排気ガスを利用したいわゆるターボチャ−ジャ69を用いたものである。
Further, the accompanying effects as described above can be obtained including the acceleration scene and the deceleration scene.
[Second Embodiment]
12 to 17 show a second embodiment. As a supercharger, instead of the
そして、ターボチャ−ジャのタービンの入り口と出口をバイパスさせる排気バイパス弁80が設けられている。これは電子制御により開度を制御できるもので、いわゆる電制ウェストゲ−トバルブと呼ばれるものなどに相当する。
An
この排気バイパス弁80によって、排気ガスによるタ−ビン仕事を低下させ、これによりコンプレッサの過給仕事を低下させるようになっている。
The
VCR02は第1実施形態と同様のものであるが、圧縮比εの制御範囲は拡大され、最小制御圧縮比εは8.5と低く設定されている。 VCR02 is the same as that of the first embodiment, but the control range of the compression ratio ε is expanded, and the minimum control compression ratio ε is set as low as 8.5.
また、本実施形態の吸気弁側では、図13に示すように、各吸気弁3a〜3bのバルブリフト量と作動角を可変制御する吸気VEL81が用いられている。この吸気VEL81は、本出願人が先に出願した例えば特許第4989523号に記載されているので、具体的な説明は省略するが、基本構成としては、クランクシャフト50によって回転駆動する駆動軸82と、該駆動軸82の外周に圧入固定された回転カム82aと、駆動軸82の外周に揺動自在に支持されて、各吸気弁3a〜3bの上端部に有する前記各スイングアーム6のローラ14に摺接して各吸気弁3a〜3bを開作動させる揺動カム83と、回転カム82aと揺動カム83との間に介装されて回転カム82aの回転力を揺動運動に変換して揺動カム83に揺動力として伝達する伝達機構84と、該伝達機構84の姿勢を機関運転状態に応じて制御する制御機構85とを備えている。
Further, on the intake valve side of this embodiment, as shown in FIG. 13, an
この制御機構85は、図外の減速機構を介して電動モータによって回転角度位置が制御され、前記電動モータは、前記コントロールユニット63によって回転駆動が制御されるようになっている。
The
図14は稼動気筒数・機械圧縮比(ε)のマップを示している。最大機関トルク特性(全筒)についてみてみると、低回転側領域ではこの機関トルクが低くなっている。これは、低回転域では排出する排ガス絶対量が少なく、排圧を十分に高められず、充分にはタ−ビンを回転できないことによる。 FIG. 14 shows a map of the number of operating cylinders and the mechanical compression ratio (ε). Looking at the maximum engine torque characteristics (all cylinders), this engine torque is low in the low rotation side region. This is because the exhaust gas absolute amount to be discharged is small in the low rotation range, the exhaust pressure cannot be sufficiently increased, and the turbine cannot be sufficiently rotated.
一方、高回転域では機関トルクが、スーパーチャージャ04を用いた第1実施形態と比較しても、高くなり、最高出力、最大トルクも高くなる。これは、高負荷域の高回転側では排気ガス量が増大し、タービンを高速で回し、コンプレッサによる過給圧が充分に高められるからである。さらに、回転増加に伴う作動フリクション増加もスーパーチャージャ04を用いた第1実施形態と比較し小さいため、一層機関のトルク向上に繋がるのである。
On the other hand, in the high rotation range, the engine torque is higher than in the first embodiment using the
ここで、機械圧縮比(ε)マップをみてみると、減筒での最大正トルクすなわち領域1と領域2の境界での機関トルクはT12.5であり、スーパーチャージャ04のT12と比較してやや低くなっている。これは、排気ガスを排出する気筒数が半分となっているので、機関としての排気ガス量は高負荷であっても絶対量は少なく、もって過給圧を高めにくく、充填効率を充分には上げにくいからである。
Here, when looking at the mechanical compression ratio (ε) map, the maximum positive torque in the reduced cylinder, that is, the engine torque at the boundary between the
とはいえ、圧縮比εをやや低い10に制御することで、ある程度充填効率を向上しつつノッキングを抑え、従来技術と相当のT13よりは大きな機関トルクT12.5とできる(図14、図15の大きな白抜き矢印)。よって、第1実施形態と同様に、減筒運転領域が拡大し、減筒領域の使用頻度が高まり、車両実走行時の燃費性能を向上できるのである。 Nonetheless, by controlling the compression ratio ε to be slightly low 10, knocking can be suppressed while improving the charging efficiency to some extent, and the engine torque T12.5 larger than that of the conventional technology and a considerable T13 can be achieved (FIGS. 14 and 15). Large white arrow). Therefore, similarly to the first embodiment, the reduced-cylinder operation region is expanded, the frequency of use of the reduced-cylinder region is increased, and the fuel efficiency performance during actual traveling of the vehicle can be improved.
次に、減筒運転状態の(1)点(第1実施形態の(1)点と同様)から、アクセルを踏み込んで加速する場合を考える。スーパーチャージャ04を用いた第1実施形態の場合、図7に示すように、機関回転数の変化は僅かであるが、ターボチャ−ジャ69を用いた第2実施形態では、図14に示すように、機関回転数を高めながら、すなわち、比較的大きな傾斜を持ちながら、機関トルクが上昇していく。これは、低回転、低トルク側では排圧が低く過給圧が高くならないので、いわゆるCVTなどのトランスミッションで比較的ロ−ギヤ側に制御しつつエンジン回転を上昇させていく方が車両としての加速性を高められるからである。このような目的のために、このような傾きを設けるのである。
Next, consider a case where the accelerator is depressed to accelerate from the point (1) in the reduced-cylinder operation state (similar to the point (1) in the first embodiment). In the case of the first embodiment using the
そして、第1実施形態と同様に、第1運転領域-第2運転領域の境界である(2)点に到達すると、図15に示すように、全筒運転に切り替わるとともに、圧縮比ε10から圧縮比ε12.5に変化する。 Then, as in the first embodiment, when the point (2) which is the boundary between the first operation region and the second operation region is reached, as shown in FIG. 15, the operation is switched to the all-cylinder operation and the compression is performed from the compression ratio ε10. The ratio changes to ε12.5.
具体的には、図17の制御フローチャート(加速側)に示すように、電磁弁65に気筒休止制御信号(気筒休止解除信号)を送り、気筒休止機構03の制御油圧をOFFとし吸排気弁作動態様へと移行するのである。
Specifically, as shown in the control flowchart (acceleration side) of FIG. 17, a cylinder deactivation control signal (cylinder deactivation release signal) is sent to the
この図17のフローチャートは、第1実施形態の図10とほぼ同様であるが、いくつか異なる点がある。まず、過給圧制御の方法として、第1実施形態がスーパーチャージャ04のクラッチON−OFF制御と、吸気バイパス弁68の制御だったのに対し、本実施形態では、ターボチャージャ69の排気バイパス弁80の制御になっているが、基本的な制御の考え方は同一である。
The flowchart of FIG. 17 is almost the same as that of FIG. 10 of the first embodiment, but there are some differences. First, as a method of supercharging pressure control, the first embodiment is the clutch ON-OFF control of the
また、吸気弁閉時期(IVC)制御の考え方として、第1実施形態では充填効率や有効圧縮比を低減する方策としてIVCを下死点より遅れる側に離すようにしているのに対し、本実施形態ではIVCを下死点より進む側に離すようにしているが、考え方は同一である。 Further, as a concept of intake valve closing timing (IVC) control, in the first embodiment, the IVC is moved away from the bottom dead center as a measure for reducing the charging efficiency and the effective compression ratio. In the form, the IVC is moved away from the bottom dead center, but the idea is the same.
IVCを変化させる構成としては、第1実施形態が位相可変の電動VTC05なのに対し、本実施形態では作動角やリフトも変化できる吸気VEL81を併設している点で異なっており、これにより、吸気弁開時期(IVO)やバルブオーバーラップの制御自由度が向上できる。 The configuration for changing the IVC is different from the first embodiment in which the electric motor VTC05 having a variable phase is provided, but the present embodiment is different in that an intake air VEL81 capable of changing an operating angle and a lift is also provided. The degree of freedom in controlling the opening timing (IVO) and valve overlap can be improved.
すなわち、まず、ステップ31では現在に機関運転状態を読み込み、ステップ32では、減筒運転(領域1)か否かを判断する。ここで、減筒運転ではないと判断した場合は、リターンするが減筒運転であるとした場合はステップ33に移行する。
That is, first, at
このステップ33では、減筒運転(領域1)用マップに基づき、VCR02と電動VTC05、吸気VEL81及び排気バイパス弁80に制御信号を出力する。
In
ステップ34では、図14に示す機関トルクが領域1(第1運転領域)−領域2(第2運転領域)の境界ラインに達したか否かを判断し、境界ラインに達しない場合はリターンするが、境界ラインに達した場合は、ステップ35に移行する。
In
このステップ35では、電磁切換弁65に気筒休止解除信号と、電動VTC05にIVC進角信号を出力すると共に、排気バイパス弁80に弁開度を増加する信号を出力する。
In this
ステップ36では、ステップ35での制御信号を出力した後、所定時間tが経過したか否かを判断して、NOであればステップ36に戻り、経過したと判断した場合はステップ37に移行する。
In
ステップ37では、VCR02によって圧縮比εを増大させる信号を出力して、ステップ38に移行する。
In
ステップ38では、全筒運転用マップに基づいて、VCR02で圧縮比εを制御し、電動VTC05とVEL81でIVCなどを制御すると共に、排気バイパス弁80の開度制御し、その後、リターンする。
In
補足すると、ステップ35〜37の過程で、全筒運転になるので、機関トルクが大幅に増加しトルクショックが発生してしまうため、図16に示すようにIVCを下死点の充分手前まで充分進角させ、すなわち、第1実施形態と異なって下死点手前側に離すことで充填効率を低下させ、排気バイパス弁80の開度を増大することで実質の過給圧を低下させて、さらに充填効率が低下し、機関トルクの増加変化が抑制される。
Supplementally, since all cylinder operation is performed in the process of
したがって、スロットルバルブ67の開度を絞るのを抑制でき、もってポンプ損失を抑制しつつ機関トルクの増加抑制ができるのである。
Accordingly, it is possible to suppress the
これらの過程を行った後に、ステップ37で、図15の(3)点に示すように圧縮比εを12.5までVCRにより高めるのである。
After these processes are performed, in
この圧縮比ε12.5は、全筒運転で機関トルクT12.5においてノッキングが発生しない最大機械圧縮比であり、燃費に不利な全筒運転においてもこの高圧縮比ε12.5により可及的に燃費(熱効率)を向上するのである。 This compression ratio ε12.5 is the maximum mechanical compression ratio at which knocking does not occur at engine torque T12.5 in all cylinder operation, and even in all cylinder operation that is disadvantageous in fuel efficiency, this high compression ratio ε12.5 is as much as possible. It improves fuel efficiency (thermal efficiency).
ちなみに、この変換順序として、仮に先に圧縮比εが増大してその後に前述の全筒移行シーケンスを行うことを想定してみると、減筒状態で高圧縮比εの瞬間が存在することになり、大きなノッキング(過渡ノッキング)が発生してしまうことになる。 By the way, if it is assumed that the compression ratio ε increases first and then the above-mentioned all-cylinder transition sequence is performed as this conversion order, there is an instant of the high compression ratio ε in the reduced cylinder state. Therefore, large knocking (transient knocking) occurs.
そのため、本実施形態では、図17に示すように、ステップ35において全筒移行およびIVC変化や排気バイバス弁80の制御を先に行い、その直後にステップ36で僅かな所定時間 t 経過後に、圧縮比εを増大させる制御信号を出力するのであり、これは第1実施形態と同様の考え方である。
Therefore, in the present embodiment, as shown in FIG. 17, in
つぎに、さらにアクセルが踏み込まれると、全筒運転での機関トルク(充填効率)がさらに増加し、圧縮比εを減少していくと、(4)点のT9まで増加して行く。 Next, when the accelerator is further depressed, the engine torque (charging efficiency) in all-cylinder operation further increases, and when the compression ratio ε is decreased, it increases to T9 at (4) point.
ターボチャージャ69の場合は、機械式過給機と比較し、高負荷域で高排圧になるため過給圧を容易に高められ、また機関回転増加に伴う作動フリクション増加が小さいため、充填効率や機関トルクをスーパーチャージャに比較して大きくできるのである。このとき、充填効率をさらに高めるため、排気バイバス弁80は絞っていき、進角したIVCは再び下死点に近づけていく。そして、最大充填効率となる下死点を少し過ぎたあたりに制御する。
In the case of the
一方、吸気VEL81により作動角とバルブリフト量を増大させ、さらに充填効率を向上させる。これにより、バルブオーバーラップ区間を付随的に増大でき、同区間と排気脈動の負圧波と同期させることで吸気を筒内に吸い込み、一層充填効率を高められる。 On the other hand, the intake angle VEL81 increases the operating angle and the valve lift, and further improves the charging efficiency. As a result, the valve overlap section can be increased incidentally, and the intake air is sucked into the cylinder by synchronizing with this section and the negative pressure wave of the exhaust pulsation, thereby further increasing the charging efficiency.
この高まった充填効率でノッキングが発生しない最大の圧縮比εが9であり、そのときの機関トルクが前述のT9であり、このT9は、スーパーチャージャ04を用いた第1実施形態のT9.5より大きくなっている。
The maximum compression ratio ε at which knocking does not occur with this increased charging efficiency is 9, and the engine torque at that time is T9 described above, which is T9.5 of the first embodiment using the
さらに回転が増加するに連れて最大機関トルク特性に沿って変化し、図15の(5)点に示す最高出力点(最高回転での最大トルク点;T8.5・ε8.5)へと運転ポイントが移行する。 Further, as the rotation increases, the engine speed changes along with the maximum engine torque characteristic and operates to the maximum output point (maximum torque point at the maximum rotation; T8.5 · ε8.5) indicated by point (5) in FIG. Points are transferred.
ところで、図15の(4)点での圧縮比ε9、(5)点での圧縮比ε8.5は、減筒最大機関トルク時の減筒での最小圧縮比ε10より小さな、大きな圧縮比ε制御範囲における最小値付近となっている。したがって、高い充填効率においても充分な耐ノッキング性を有し、前記第2運転領域(全筒領域)の最大機関トルクや最高出力を高め、加速性能を高めることができるのである。すなわち、最高比出力・最大比トルク(単位排気量当たりの最高出力・最大トルク)を高めることができるのである。 By the way, the compression ratio ε9 at the point (4) in FIG. 15 and the compression ratio ε8.5 at the point (5) are smaller than the minimum compression ratio ε10 at the reduced cylinder at the time of the reduced cylinder maximum engine torque, and a large compression ratio ε. Near the minimum value in the control range. Therefore, it has sufficient knocking resistance even at a high charging efficiency, can increase the maximum engine torque and the maximum output in the second operating region (all cylinder regions), and can improve the acceleration performance. That is, the maximum specific output / maximum specific torque (maximum output / maximum torque per unit displacement) can be increased.
あるいは、この最高比出力・最大比トルク向上効果を、その分、機関総排気量を小さく設定することを行えば、燃費性能をさらに向上することもできるのである。 Alternatively, if the effect of improving the maximum specific output / maximum specific torque is set so as to reduce the total engine displacement, fuel efficiency can be further improved.
本実施形態では、前述したように、電動VTC05と吸気VEL81を併設し、これにより、吸気弁開時期(IVO)やバルブオーバーラップの制御自由度が向上できるが、これを、図16に基づいて具体的に説明する。
In the present embodiment, as described above, the
図16において、減筒状態で、点(1)から点(2)へと変化する際、充填効率を高めるためにIVCは下死点に近づけていくが、その際吸気VEL81で作動角を縮小することでバルブオーバーラップの変化を抑制でき、残留ガス量の過渡変化も抑制できることから、過渡性能が安定する。 In FIG. 16, when changing from the point (1) to the point (2) in the reduced cylinder state, the IVC approaches the bottom dead center in order to increase the charging efficiency. At that time, the operating angle is reduced by the intake air VEL81. By doing so, the change of valve overlap can be suppressed and the transient change of the residual gas amount can also be suppressed, so that the transient performance is stabilized.
また、減筒運転にある(2)点から全筒運転の(3)点に変化する際、稼動気筒の充填効率を落とすために、IVCを下死点より瞬時に進角側に遠ざけるのだが、本実施形態では、吸気VEL81と電動VTC05を併設するので、図16に示すように、バルブオーバーラップの変化を抑制するようにIVOの変化を制御することが可能である。
Also, when changing from the point (2) in the reduced cylinder operation to the point (3) in the all cylinder operation, the IVC is immediately moved away from the bottom dead center toward the advance side in order to reduce the charging efficiency of the operating cylinder. In this embodiment, since the
すなわち、減筒-全筒運転切り換え時の(2)−(3)間でバルブオーバーラップの変化を抑制し、特に過渡性能不安定が生じやすい(2)−(3)間で、残留ガス量の過渡変化を抑制し過渡性能を安定化させることができる。 In other words, the change in valve overlap between (2) and (3) when switching between reduced cylinder and all cylinder operation is suppressed, and the residual gas amount between (2) and (3), where transient performance instability is likely to occur. The transient performance can be suppressed and the transient performance can be stabilized.
なお、図16の(2)(3)に示した破線の吸気リフト曲線は、第1実施形態のような、電動VTC05を設けるがVEL81は併設しない場合の例を示す。これに対して、バルブオーバーラップの変化を抑制できるのである。
Note that the broken-line intake lift curves shown in (2) and (3) of FIG. 16 show an example in which the
また、全筒運転最大機関トルクの(4)点や(5)点では、機関トルクを高めるために大きなバルブオーバーラップを積極的に利用できる点は前述の通りである。
また、減速時、例えば図15における(4)点→(3)点→(2)点に至るシ−ケンス、あるいは(4)点→(3)点→(1’)点に至るシ−ケンスは、第1実施形態と同様であり、同様の効果が得られる。
Further, at the points (4) and (5) of the all-cylinder operation maximum engine torque, as described above, a large valve overlap can be actively used to increase the engine torque.
Further, at the time of deceleration, for example, the sequence from (4) point → (3) point → (2) point in FIG. 15 or (4) point → (3) point → (1 ′) point sequence. Is the same as that of the first embodiment, and the same effect can be obtained.
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、例えば各実施形態では2気筒の内燃機関を示したが、3気筒や4気筒や6気筒、8気筒、10気筒、12気筒などに適用しても構わない。その場合、減筒運転とは一部気筒が燃焼稼動し、残気筒が気筒休止(吸排気弁停止)ということになる。 The present invention is not limited to the configuration of each of the above-described embodiments. For example, in each embodiment, a two-cylinder internal combustion engine is shown, but a three-cylinder, four-cylinder, six-cylinder, eight-cylinder, ten-cylinder, and twelve-cylinder are used. You may apply to. In this case, the reduced cylinder operation means that some cylinders are in combustion operation and the remaining cylinders are cylinder deactivation (intake and exhaust valve deactivation).
前記各実施形態では、気筒休止機構としてラッシアジャスタをロストモ−ションさせる機構を示したが、どんな気筒休止機構であってもよい。例えば、特開平10−82334号公報に示すような、油圧ピンにより作動カムを切り替えるものでも良いし、特表2010−20395に示すような、カムシャフト軸方向移動により作動カムを選択するようなものでも良い。 In each of the above-described embodiments, the mechanism for losing the rassia adjuster is shown as the cylinder deactivation mechanism, but any cylinder deactivation mechanism may be used. For example, as shown in Japanese Patent Application Laid-Open No. 10-82334, the operating cam may be switched by a hydraulic pin, or the operating cam may be selected by moving the camshaft in the axial direction as shown in Special Table 2010-20395. But it ’s okay.
また、位相可変のVTCは電動式のものを示したが、ベーンなどを用いた油圧式でも構わない。リフト可変機構としてはVELを示したが、他の方式のリフト可変機構でも構わない。可変機械圧縮比機構のVCRとしても、特に限定せず、例えば特開2003―65090に示すようなピストン自体の高さを変化する方式であっても良い。つまり、本発明の主旨から逸脱しない範囲において、種々の方式、構成、構造に適用することが可能である。 Further, although the variable phase VTC is an electric type, it may be a hydraulic type using a vane or the like. Although VEL is shown as the variable lift mechanism, other lift variable mechanisms may be used. The VCR of the variable mechanical compression ratio mechanism is not particularly limited, and for example, a method of changing the height of the piston itself as shown in JP-A-2003-65090 may be used. That is, the present invention can be applied to various systems, configurations, and structures without departing from the gist of the present invention.
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記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
機関弁としての吸気弁の閉時期を変化可能な吸気バルブタイミング機構を設けると共に、
前記両領域間の境界ラインより低トルク側の第1運転領域では、前記一部気筒を除く残り気筒の前記吸気弁の閉時期を下死点に接近するように前記吸気バルブタイミング機構を制御し、
前記両領域間の境界ラインより高トルク側の第2運転領域では、全気筒の吸気弁の閉時期を下死点から離れるように制御することを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。
The technical ideas of the invention other than the claims ascertained from the embodiment will be described below.
[Claim a] The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to
While providing an intake valve timing mechanism that can change the closing timing of the intake valve as an engine valve,
In the first operating region on the lower torque side than the boundary line between the two regions, the intake valve timing mechanism is controlled so that the closing timing of the intake valves of the remaining cylinders excluding the some cylinders approaches the bottom dead center. ,
A control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine, characterized in that, in a second operating region on a higher torque side than a boundary line between the two regions, the closing timing of the intake valves of all the cylinders is controlled so as to be away from the bottom dead center.
この発明によれば、第1運転領域(減筒領域)において吸気充填効率を高めることができるのでその分機関トルクを高めることができ、もって燃費の良い減筒領域での運転頻度をさらに高めることができ、車両実走行時の燃費性能をさらに向上できる。 According to the present invention, since the intake charge efficiency can be increased in the first operation region (reduction cylinder region), the engine torque can be increased correspondingly, and the operation frequency in the reduction cylinder region with good fuel consumption can be further increased. This can further improve the fuel efficiency when the vehicle is actually running.
一方、第2運転領域(全筒領域)に移行すると、稼動気筒数が増加し、機関トルクが増大してしまう。そのため、トルク増大ショックが発生したり、あるいはそれを抑えるためにスロットル弁を大きく絞るのでポンプ損失が増大してしまうという問題があった。 On the other hand, when shifting to the second operation region (all cylinder region), the number of operating cylinders increases and the engine torque increases. Therefore, there has been a problem that a torque increase shock occurs or the pump valve is increased because the throttle valve is greatly throttled to suppress it.
これに対して、全気筒の吸気弁閉時期が下死点から離れるので吸気充填効率が低下し、もって前述のトルクショックを抑制したり、スロットル弁を絞るのを抑制できるのでポンプ損失を抑制し燃費を向上することができる。
〔請求項b〕
請求項1記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
機関の運転状態が、低トルク側の前記第1運転領域から高トルク側の前記第2運転領域に変化する際に、先行して前記気筒休止機構によって前記一部気筒における機関弁の作動を開始し、その直後に前記可変圧縮比機構によって相対的に低い第1の機械圧縮比から相対的に高い第2の機械圧縮比に変化させることを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。
On the other hand, since the intake valve closing timing of all cylinders is away from the bottom dead center, the intake charging efficiency is lowered, so that it is possible to suppress the torque shock described above and throttle the throttle valve, thereby suppressing pump loss. Fuel consumption can be improved.
[Claim b]
The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to
When the operating state of the engine changes from the first operating region on the low torque side to the second operating region on the high torque side, the operation of the engine valve in the partial cylinder is started by the cylinder deactivation mechanism in advance. Then, immediately after that, the variable compression ratio mechanism changes the relatively low first mechanical compression ratio to the relatively high second mechanical compression ratio.
この発明によれば、減筒運転状態で高機械圧縮比となる瞬間を回避でき、過渡ノッキング発生を回避できる。
〔請求項c〕
請求項1記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
前記両領域間の境界ラインより低トルク側の第1運転領域において過給を行う過給機を設けたことを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。
According to the present invention, it is possible to avoid the moment when the high mechanical compression ratio is achieved in the reduced cylinder operation state, and it is possible to avoid the occurrence of transient knocking.
[Claim c]
The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to
A control device for a multi-cylinder internal combustion engine, comprising a supercharger that performs supercharging in a first operating region on a lower torque side than a boundary line between the two regions.
この発明によれば、燃費に有利な前記第1運転領域(減筒領域)を過給により一層高機関トルク側まで拡大でき、車両実走行時の燃費性能を一層向上できる。
〔請求項d〕
請求項c記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
前記過給機は、機械式過給機であることを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。
According to the present invention, the first operating region (reduced cylinder region) advantageous for fuel consumption can be further expanded to the higher engine torque side by supercharging, and the fuel efficiency performance during actual vehicle travel can be further improved.
[Claim d]
The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to claim c,
The control device for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein the supercharger is a mechanical supercharger.
これによれば、機関トルクが低い場合(排圧低)であっても充分に過給圧を高めることができ、燃費に有利な前記第1運転領域(減筒領域)をより一層高機関トルク側まで拡大でき、車両実走行時の燃費性能をより一層向上できる。
〔請求項e〕
請求項c記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
前記過給機をターボ過給機としたことを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。
According to this, even when the engine torque is low (low exhaust pressure), the boost pressure can be sufficiently increased, and the first operating region (reduced cylinder region) advantageous for fuel efficiency can be further increased. The fuel efficiency can be further improved when the vehicle is actually running.
[Claim e]
The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to claim c,
A control device for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein the supercharger is a turbocharger.
これによれば、請求項cに示す燃費性能向上に加え、ターボ過給機は機械式過給機と比較し、高負荷域(排圧高)で過給圧を容易に高められ、また機関回転増加に伴う作動フリクション増加が小さいため、最高比出力・最大比トルク(単位排気量当たりの最高出力・最大トルク)を高めることができ、加速性能が向上する。あるいは、加速性能が向上した分、機関総排気量を小さく設定することができ、その場合はさらに燃費性能を向上できる。 According to this, in addition to the fuel efficiency improvement shown in claim c, the turbocharger can easily increase the supercharging pressure in a high load range (exhaust pressure high) as compared with the mechanical supercharger. Since the increase in operating friction with the increase in rotation is small, the maximum specific output / maximum specific torque (maximum output / maximum torque per unit displacement) can be increased, and acceleration performance is improved. Alternatively, the total engine displacement can be set to be small as the acceleration performance is improved, and in this case, the fuel efficiency can be further improved.
01…内燃機関
02…可変機械圧縮比機構(VCR)
03…気筒休止機構
04…スーパーチャージャ(機械式過給機)
05…吸気電動VTC
06…シリンダブロック
07…シリンダヘッド
07a…保持穴
3a、3a…#1気筒側の第1、第2吸気弁
3b、3b…#2気筒側の第1、第2吸気弁
5…吸気カムシャフト
5a…回転カム
6…スイングアーム
6a…一端部
6b…他端部
10a、10b…#1気筒の吸気側第1、第2油圧ラッシアジャスタ
10c、10d…#2気筒の吸気側第3、第4油圧ラッシアジャスタ
11a…第1弁停止機構
11b…第2弁停止機構
12…吸気側バルブスプリング
13…軸受部
14…ローラ
24…ボディ
27…プランジャ
27b…先端頭部
34…摺動用孔
35…ロストモーションスプリング
36…規制機構
38…移動用孔
39…規制用孔
40…リテーナ
41…規制ピン
42…リターンスプリング
44…油通路孔
66…ドレン通路
64…オイルポンプ
65…電磁切換弁
71a、71a…#1気筒側の第1、第2排気弁
71b、71b…#2気筒側の第1、第2排気弁
72…排気側バルブスプリング
73…排気側カムシャフト
73a…回転カム
74…排気側スイングアーム
75a、75b…#1気筒の排気側第1、第2油圧ラッシアジャスタ
75c、75d…#2気筒の排気側第3、第4油圧ラッシアジャスタ
01 ...
03 ...
05 ... Intake electric VTC
06 ...
Claims (6)
前記気筒休止機構によって前記一部気筒の吸気弁と排気弁の作動を停止させる第1運転領域と、全気筒の吸気弁と排気弁を作動させる第2運転領域を有し、
機関運転状態が、機関低トルク側の前記第1運転領域から機関高トルク側の前記第2運転領域に変化する際に、前記可変圧縮比機構によって、相対的に低い第1の機械圧縮比から相対的に高い第2の機械圧縮比に変化させ、
機関運転状態が、前記第2運転領域から前記第1運転領域に変化する際に、先行して前記可変圧縮機構によって前記機械圧縮比を低減させ、かつ、その後に前記気筒休止機構によって前記一部気筒の吸気弁と排気弁の作動を停止させることを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。 Among a plurality of cylinders, a cylinder deactivation mechanism capable of stopping the operation of intake valves and exhaust valves of some cylinders, a variable compression ratio mechanism capable of changing a mechanical compression ratio of all cylinders, the cylinder deactivation mechanism, A controller for controlling a variable compression ratio mechanism, and a control device for a multi-cylinder internal combustion engine,
A first operation region in which the operation of the intake valves and exhaust valves of the partial cylinders is stopped by the cylinder deactivation mechanism, and a second operation region in which the intake valves and exhaust valves of all cylinders are operated,
When the engine operating state changes from the first operating region on the engine low torque side to the second operating region on the engine high torque side, the variable compression ratio mechanism causes the relatively low first mechanical compression ratio. Change to a relatively high second mechanical compression ratio,
When the engine operating state changes from the second operating region to the first operating region, the mechanical compression ratio is reduced by the variable compression mechanism in advance, and then the part is stopped by the cylinder deactivation mechanism. A control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein operation of an intake valve and an exhaust valve of a cylinder is stopped .
前記第1の機械圧縮比を、前記可変圧縮比機構の可変制御範囲における最小機械圧縮比付近に設定したことを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。 The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to claim 1,
The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein the first mechanical compression ratio is set in the vicinity of a minimum mechanical compression ratio in a variable control range of the variable compression ratio mechanism.
前記第2運転領域の最大機関トルク付近の機械圧縮比を、前記第1の機械圧縮比よりも低く設定したことを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。 The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to claim 1,
A control device for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein a mechanical compression ratio in the vicinity of the maximum engine torque in the second operating region is set lower than the first mechanical compression ratio.
機関の運転状態が、低トルク側の前記第1運転領域から高トルク側の前記第2運転領域に変化する際に、先行して前記気筒休止機構によって前記一部気筒における機関弁の作動を開始し、その直後に前記可変圧縮比機構によって相対的に低い第1の機械圧縮比から相対的に高い第2の機械圧縮比に変化させることを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。 The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to claim 1,
When the operating state of the engine changes from the first operating region on the low torque side to the second operating region on the high torque side, the operation of the engine valve in the partial cylinder is started by the cylinder deactivation mechanism in advance. Then, immediately after that, the variable compression ratio mechanism changes the relatively low first mechanical compression ratio to the relatively high second mechanical compression ratio.
前記両領域間の境界ラインより低トルク側の第1運転領域において過給を行う過給機を設けたことを特徴とする多気筒内燃機関の制御装置。 The control apparatus for a multi-cylinder internal combustion engine according to claim 1,
A control device for a multi-cylinder internal combustion engine, comprising a supercharger that performs supercharging in a first operating region on a lower torque side than a boundary line between the two regions.
前記気筒休止機構によって前記一部気筒の吸気弁と排気弁の作動を停止させる第1運転領域と、全気筒の吸気弁と排気弁を作動させる第2運転領域を有し、
機関運転状態が、機関低トルク側の前記第1運転領域から機関高トルク側の前記第2運転領域に変化する際に、前記可変圧縮比機構によって、相対的に低い第1の機械圧縮比から相対的に高い第2の機械圧縮比に変化させ、
機関運転状態が、前記第2運転領域から前記第1運転領域に変化する際に、先行して前記可変圧縮機構によって前記機械圧縮比を低減させ、かつ、その後に前記気筒休止機構によって前記一部気筒の吸気弁と排気弁の作動を停止させることを特徴とする多気筒内燃機関のコントローラ。 A multi-cylinder internal combustion engine having a cylinder deactivation mechanism capable of stopping the operation of intake valves and exhaust valves of some cylinders, and a variable compression ratio mechanism capable of changing the mechanical compression ratio of all cylinders. A controller,
A first operation region in which the operation of the intake valves and exhaust valves of the partial cylinders is stopped by the cylinder deactivation mechanism, and a second operation region in which the intake valves and exhaust valves of all cylinders are operated,
When the engine operating state changes from the first operating region on the engine low torque side to the second operating region on the engine high torque side, the variable compression ratio mechanism causes the relatively low first mechanical compression ratio. Change to a relatively high second mechanical compression ratio,
When the engine operating state changes from the second operating region to the first operating region, the mechanical compression ratio is reduced by the variable compression mechanism in advance, and then the part is stopped by the cylinder deactivation mechanism. A controller for a multi-cylinder internal combustion engine, wherein operation of an intake valve and an exhaust valve of a cylinder is stopped .
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