JPS5910333Y2

JPS5910333Y2 - 残留ガス制御装置

Info

Publication number: JPS5910333Y2
Application number: JP8132479U
Authority: JP
Inventors: 博通尾藤; 英二村田
Original assignee: 日産自動車株式会社
Priority date: 1979-06-14
Filing date: 1979-06-14
Publication date: 1984-04-02
Also published as: JPS55180906U

Description

【考案の詳細な説明】本考案は内燃機関の吸排気弁の作動時期を運転条件によ
って可変として、シリンダ内残留ガスを制御する装置に
関する。

内燃機関から排出されるＮＯｘを低減する技術として排
気還流は既に広く知られているところであるが、この排
気還流システムとしては、排気管に接続したパイプを吸
気管に連通し、このパイプを経て排気の一部をコントロ
ールしながら吸気中に還流する外部還流方式と、排気行
程終期から吸気行程初期にかけての吸排気弁のオーバラ
ツプにもとづき、いったん排気管へ出たガスを吸入負圧
によって燃焼室もしくは吸気管へと引き戻して残留ガス
とする内部還流方式とに大別される。

そして、通常は高回転域での上記オーバラツプは、機関
出力を確保するうえから、ほぼ必須条件とみなされるた
め、結果的に外部還流方式と同時に内部還流方式を併用
していることになる。

ところで、この内部還流方式は、排気ガスを直接的に燃
焼室及び吸気管に戻すので、残留ガス温度が比較的高く
、このため新気（混合気）の加熱効果を生じて燃料の霧
化を促進するので、同一量の排気ガスが存在するもとで
は、内部還流の方が燃焼の安定性が高まるという利点が
ある。

この様なものとして、例えば特開昭５３−１００３１３
号、特開昭５３−１２９７２９号等がある。

しかしながら、従来方式では吸排気弁のバルブタイミン
グ及びオーバラツプ量が一定で、残留ガス量の変化はも
っぱら吸入負圧に依存したため、運転状態に応じて最適
な内部還流量が得られないことと、排気ガスの多くが燃
焼室を通過していったん低温の吸気管へと吸い戻され、
吸気管壁に熱をうばわれてから再び燃焼室に吸入される
ために温度的にはかなりの損失があるという、問題点も
あった。

本考案はかかる点を考慮して、吸排気弁の作動時期を運
転状態によって可変的に制御し、残留ガス量を適切にコ
ントロールするとともに、残留ガスが可及的にシリンダ
内に溜まるようにして、混合気の加熱作用を十分に高め
ることを可能とした内燃機関の残留ガス制御装置を提供
することを目的とする。

以下、本考案の実施例を図面にもとづいて説明する。

本考案は、第１図ないし第３図に示すようなバルブ作動
特性及び仕事特性を得るべく、バルブ作動時期及びリフ
トを可変的に制御する。

第４図ないし第６図に第１の実施例を示す。

図中１はシリンダヘッド、２は燃焼室、３は吸気ポート
、４は排気ポートを示し、さらに５は吸気弁、６は排気
弁である。

吸気弁５と排気弁６は、互に独立したカム７と８によっ
てそれぞれロツカアーム９と１０を介して開閉駆動され
る。

ロツカアーム９，１０はその支点９ａ，１０ａが
回動レバー１１，１２によって可変となり、運転条件
によってロツカ比が変化するようになっている。

ロツカ比が変化するとカム７，８のリフトに対しての吸
排気弁５，６の実際のリフトの比率が変わり、支点から
吸排気弁までの距離と支点からカムまでの距離の比率で
あるロツカ比が大きくなるほど吸排気弁のリフ１・が増
加する。

このリフト変化によって同時にバルブ開閉時期も変化さ
せるために、吸排気弁５，６は共にバルブシ一ト１３に
対して所定高さＨの摺接環状壁１４をもっており、吸排
気弁５，６がリフト作用を開始してもこのラップ量Ｈを
過ぎるまでは実質的に閉弁状態を保つ。

バルブリフトを変えれば、リフト曲線の勾配も変わるた
め、同一リフト点におけるクランク角は異なったものと
なり、例えば最大リフトが小さくなるほど上記ラップ量
Ｈを過ぎるまでの開弁時期が遅れ、逆に閉弁時期が早く
なる。

このような制御を行うために、前記回動レバー１１．
１２の支持軸１５，１６には歯車１７．１８が固着し
、この歯車１７，１８には共に駆動歯車１９が噛み合い
、この駆動歯車１９を油圧シリンダ２０によって左右に
回動させる。

油圧シリンダ２０はピストン２１のロツド２２が歯車１
９の側面に連結し、油室２３に供給されを油圧とスプリ
ング２４のバランスにもとづいてピストン２１が作動す
る。

油圧シリンダ２０に供給する油圧は、油圧コントローラ
２５を介して制御され、この油圧コントローラ２５はア
クセルペダルに連動して弁口２６を開閉する弁体２７を
もち、オイルポンプ２８からの圧油を制御して通路２９
から油室２３へと送り込む。

なお、３０はオイルタンク、３１は圧力補償用のピスト
ンで弁体２７の動きをフィードバック制御する。

したがってこの実施例ではアクセル開度が増加するほど
制御油圧は上昇し、油圧シリンダ２０は伸び側に作動す
る。

第２図Ａ−Ｃに明らかなように、機関低負荷域で吸気弁
５の最大リフトが小さく、これに対して排気弁６の最大
リフトは、通常のバルブタイミング固定型に比べても大
きくなるように、予め油圧シリンダ２０の作動量が少な
い状態で吸気弁側のロツカ比を小さくかつ排気弁側のロ
ツカ比を大きく設定してある。

つまり、ロツカアーム９の支点９ａとなる回動レバー１
１の位置と、ロツカアーム１０の支点１０ａとなる回
動レバー１２のイ立置をこのようなロッカ比が得られる
ように、歯車１７，１８を歯車１９に対して予め噛み
合せておく。

そして機関高負荷へと移るに従い吸気弁５の最大リフト
は増加し、これに対して排気弁６の最大リフトは減少さ
せる。

この場合、駆動歯車１９の回転で歯車１７と１８が同方
向に回転するので、ロツカ比は吸気弁側か増加するのに
反して排気弁側か減少するのである。

このようにして吸排気弁５，６のバルブリフトが変化す
ると、第５図のラップ量Ｈであるので、その作動時期も
変化し、第１図Ａ−Ｃに明らかなように、機関低負荷域
ではリフトの大きい排気弁６の閉じ終りが、吸気上死点
よりも大きく遅れ、これに対してリフトの小さい吸気弁
５では開き始めが同様に遅れる。

本来はピストンの降下に伴って吸入作用が始まるのであ
るが、このように吸気行程に入っても吸気弁５が開かず
逆に排気弁６が開いたままだと、ピストンの降下によっ
て排気ポート４からの排気が燃焼室２に逆流する。

その後、排気弁６が閉じるとともに吸気弁５が開くとこ
んどは吸気ポート３からの混合気が吸い込まれることに
なり、このようにして燃焼室２内では高温の排気と混合
気とが渾然として混り合い、燃料の気化が促進される。

とくに、残留ガスとしてシリンダ内へと逆流する排気は
吸気ポート側まで戻らないため、低温の吸気管壁による
冷却を受けず、きわめて高温な状態に保持される。

また、残留ガス量も排気弁６の閉弁時期との関係で正確
に制御でき、ＮＯｘを低減するのに所要量の残留ガスが
得られる。

他方、排気弁６の閉じ終りと吸気弁５の開き始めがそれ
だけ遅れるということは、第３図Ａ−ＣのＰ−ｖ線図（
シリンダ内指圧線図）からも明らかなように、吸気行程
における負の仕事（斜線領域）がそれだけ減ることにな
り、いわゆるポンピングロスが低減して燃費効率の改善
にもつながる。

通常このポンピングロスは、吸気弁５が開くことによっ
てピストンの降下を妨げるように作用する吸入負圧に応
じて発生するので、吸気絞弁が全開して吸入負圧が減る
高負荷運転状態できわめて少なくなるのだが、吸入負圧
が非常に強い低負荷状態ではポンピングロスが大きく燃
費改善の障害となっていた。

しかし、このようにして吸気弁５の開き始めをそれだけ
遅らせれば、ピストンに対する吸入負圧の作用が遅れる
（作用期間が短かくなる）ために負の仕事そのものは減
る。

しかも、このように負荷に応じて吸気弁５の開弁期間を
増減すれば、これによって実質的な吸入空気量を制御す
ることも可能であって、この場合には吸気絞弁を設けず
に済むため、吸入負圧はほとんど発生しなくなり、なお
一層のポンピングロスの低減につながる。

次に機関負荷増大によりロツカアーム９，１０の支点が
変位して吸気弁５の開弁時期が次第に早まるとともに開
弁期間も長くなり、これに対して排気弁６の閉弁時期も
吸気上死点付近へと早くなるので、残留ガス量は漸減す
る一方で新気の充填効率が増大する。

この結果、機関の出力は所定の全開出力を確保すべく増
大する。

ＮＯｘ低減のために残留ガス量を多く要求されるのは、
機関使用頻度の高い低中負荷状態であり、これに対して
高負荷状態では最大出力の確保が重要となるので、上記
のような制御が要求されるのである。

次に、第７図ないし第９図にバルブ作動時期を変化させ
るために動弁機構の他の実施例を示す。

この実施例では、機関回転に同期して回転する偏心カム
４０と、この偏心カム４０を介して揺動して吸気弁５
（排気弁６）を開閉駆動する揺動力ム４１とを備え、揺
動力ム４１の揺れ角を変えることにより、バルブ作動時
期を可変とする。

偏心カム４０のカム軸４２は機関回転に同期して駆動さ
れ、揺動力ム４１のカム軸４３は軸方向に油圧シリンダ
４４を介して移動可能になっている。

吸気弁５と排気弁６とに対応する偏心カム４０Ａ，４０
Ｂ（第７図）は軸方向に直径が変化するテーパ面４６を
もち、同じく揺動力ム４１Ａ，４１Ｂもテーパ接
触面４７を有する。

そして、揺動力ム４１のカム面４８は、吸排気弁をリフ
トさせない基本円弧部４９と、回動量に比例してリフト
を増加させるリフト円弧部５０から形或される。

したがって、第８図または第９図に示すように、揺動力
ム４１が偏心カム４０と接触してカム軸４３を中心に回
動すると、基本円弧部４９が吸（排）気弁に接している
間は、バルブスプリングの反撥力でリフト作用は生じな
いが、リフト円弧部４８の領域では下方に押圧されて開
弁ずる。

そして、偏心カム４１の揺れ角は、第８図と第９図では
異なり、第７図においてカム軸４３が右方へ移動するほ
ど排気弁用偏心カム４１Ｂの揺れ角が増大し、逆に吸
気弁用偏心カム４１Ａの揺れ角が減少する。

第８図はバルブ最大リフト及び作動角（開弁期間）が小
さく、これに対して第９図は揺れ角が最大となってリフ
トとともに作動角も大きくなった状態を示す。

揺動力ム４１の位置は軸方向に変位できるので、偏心カ
ム４０の外径が大きくなる点で揺動力ム４１を駆動すれ
ば、それだけ揺動力ム４１の揺れ角が大きくなり、リフ
ト円弧部５０の有効範囲が増えてバルブリフトを増大さ
せるし、また揺動力ム４１の初期位置も変わるため、開
き始めまでの基本円弧部４９の有効範囲が変化して、偏
心カム４０の回転角に対する吸（排）気弁５，６の開弁
時期及び閉弁時期が変わる。

第７図の構或では、偏心カム４０Ａと４０Ｂの傾斜が
逆になっているので、カム軸４３の移動により吸気弁５
と排気弁６とは互に最大リフト及び開弁期間が相反的に
変化し、第１図、第２図のような特性が得られるのであ
る。

油圧シリンダ４４の構造及び油圧シリンダ躬に供給する
油圧については、第６図の場合と同様にすればよいので
、説明は省略する。

以上のように本考案によれば、高温の排気を吸気行程初
期に燃焼室に吸い戻し、しかもほとんど吸気系には逆流
させないため、残留ガス温度を非常な高温に保つことが
でき、混合気の性状改善に効果を生じ燃焼の安定性を向
上させるとともに、残留ガス量のコントロールが要求に
応じて適切に行え、ＮＯｘを効果的に低減することが可
能となる。

また、機関低負荷域でのポンピングロス低減も可能で、
燃費効率の改善に寄与する。

【図面の簡単な説明】

第１図Ａ−Ｃは本考案による吸排気弁のバルブ開弁特性
を示す説明図、第２図Ａ−Ｃは同じくバルブリフト特性
の説明図、第３図Ａ−Ｃは本考案のＰ−Ｖ線図、第４図
は動弁機構の第１実施例の断面図、第５図はバルブ拡大
図、第６図は要部の拡大図、第７図は同じく第２実施例
の断面図、第８図Ａ−Ｃ及び第９図Ａ−Ｃはそれぞれ作
動説明図である。１・・・シリンダヘッド、２・・・燃焼室、３・・・吸
気ポー１へ、４・・・排気ポー１〜、５・・・吸気弁、
６・・・排気弁、７，８・・・カム、９，１０・・・ロ
ツカアーム、９ａ，１０ａ・・・支点、１１，１２・
・・回動レバー、１３・・・バルブシ一ト、１４・・・
摺接環状壁、１７，１８，１９・・・歯車、２０・
・・油圧シリンダ、２５・・・油圧コン１ヘローラ、４
０・・・偏心カム、４１・・・揺動力ム、４３・・・カ
ム軸、４４・・・油圧シリンダ、４６．４７・・・テ
ーパ面、４８・・・カム面、４９・・・基本円弧部、５
０・・・リフト円弧部。

Claims

【実用新案登録請求の範囲】

吸気弁と排気弁のバルブリフト及び開閉時期を運転状態
に応じて変化させる可変動弁機構を備えた機関において
、該可変動弁機構により機関低負荷域では吸気弁開時期
及び排気弁閉時期を共に吸気上死点より遅くし、かつ吸
気弁のリフト量を小さくしておき、負荷の増加に従って
、吸気弁開時期及び排気弁閉時期を吸気上死点に近づけ
ると共に吸気弁リフト量を増大させるように構或したこ
とを特徴とする残留ガス制御装置。