JPS59141726A - ロ−タリピストンエンジンの吸気装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は、ロータリピストンエンジンの吸気装置に関し
、詳しくは各々独立した２系統の吸気通路を備えかつ可
変ボートを備えたサイド吸気ボート式の２気筒ロータリ
ピストンエンジンにおいて吸気通路内に発生する吸気圧
力波を利用してエンジンの高回転時および中回転時に過
給効果を得るようにしたものに関する。

一般に、このような２系統の吸気通路および可変ボート
を備えたサイド吸気ボート式の２気筒日−タリピストン
エンジンは、２節トロコイド状の内周面を有するロータ
ハウジングとその両側に位置するサイドハウジングとで
形成された各ケーシング内にそれぞれ配設された略三角
形状のロータが、エキセントリックシャフトに支承され
該シャフトの回転角で１８０°の位相差を持って遊星回
転運動し、かつ各気筒に各々絞り弁を備えた第１吸気通
路と第２吸気通路とが各々独立して上記各サイドハウジ
ングに設けた開口期間が固定された第１吸気ボートおよ
び制御弁によって開口期間が変化する第２吸気ポー１−
によって作動室に開口するものであって、両気筒間で上
記１８０６の位相差を保ちなから各気筒においてロータ
の回転に伴い吸気、圧縮、爆発、膨張および排気の各行
程を順次行うものである。そして、上記第２吸気ポート
は、常時開口する主ポートと、該主ポートよりも遅れて
閉じるとともに關御弁によって開閉される補助ボートと
からなり、上記制御弁が閉じているエンジンの低負荷時
の低・中回転域では、上記主ポートのみから吸気を供給
することにより、吸気の吹き返しを防いで燃焼安定性を
確保する一方、制御弁が開かれるエンジンの高負荷時の
高回転域では、補助ボートからも吸気の供給を行うこと
により、充填効率を＾めて出力向上を図るようにしたも
のである。

ところで、従来、このようなロータリビス１〜ンエンジ
ンにおいて、吸気通路に過給機を設けて吸気の過給を行
うことにより、充填効率を高めで出力向上を図るように
することはよ（知られているが、過給機を要するため、
構造が大がかりとなるとともにコストアップとなる嫌い
が８５９た。

また、従来、吸気圧力波により過給効果を得る技術とし
て、実公昭４５−２３２１号公報に開示されているよう
に、単一気筒のロータリピストンエンジンにおいて、吸
気管を寸法の異なる２本の通路に分け、それぞれ別の吸
気ボートを有し、エンジン高回転時は２本の吸気通路を
用い、低回転時は閉塞位置の遅い方の吸気通路を閉止し
、吸気を早目に閉塞することにより、吸気管の寸法やエ
ンジン回転数の関数である吸気の最大圧力時点での吸気
の閉塞による過給作用を利用して広範囲のエンジン回転
域に亙って好適な充填効率を得るようにしたものが提案
されている。しかし、このものは、単一気筒のロータリ
ピストンエンジンに対゛りるものであって、吸気通路内
で発生する吸気圧力波をとのにうに利用するのか、その
構成２作用が定かでなく、直ちに実用に供し得ないもの
であった。しかも、吸気ポートとしてペリフェラルボー
トを用いているため、吸気ポートは吸気作動室が閉じる
前に排気作動室と連通することになり、排気作動室から
の排気ガスの吹き返しににり過給効果を得ることが困難
であった。特に、近年の市販車では、騒音低減や排気ガ
ス浄化のためにエンジン排圧が上昇し、高回転高負荷時
、通常のエンジンで４００〜６００ｎｎｎＨＯ（ゲージ
圧）程度に、ターボ過給機付エンジンでは１０００印Ｈ
ａ以上になっており、上記ペリフェラルボート方式によ
る充填効率向−ヒは期待できないものとなっている。

そこで、本発明者等は、ロータリピストンエンジンにお
けるサイド吸気ボートの吸気特性を検討するに、 （１）　　吸気ボート開口時には作動室の残留排気ガス
の圧力によって吸気が圧縮され、吸気通路内の吸気ボー
ト部分に圧縮波が発生すること（１）　　吸気ボート閉
口時には吸気の慣性により吸気が圧縮され、吸気通路内
の吸気ボート部分に圧縮波が発生ずること を知見した。このことから、一方の気筒での一ト記（１
）の吸気ポ、−ト開口時の圧縮波を他方の気筒の特に吸
気の吹き返しが生じる全開直前の吸気ポートに作用せし
めれば効果的に過給効果が得られること（以下、排気干
渉効果という）、および一方の気筒での上記（Ｍ）の吸
気ボート閉口時の圧縮波を同じく他方の気筒の全開直前
の吸気ボートに作用せしめれば効果的に過給効果が得ら
れること（以下、吸気慣性効果という〉を見い出したの
である。このうち、上記排気干渉効果は、上述の如く、
近年、エンジン排気系に排気浄化用の触媒装置が介設さ
れて排圧が高くなっていることから、その効果が顕著で
ある。

尚、サイド吸気ボート式と異なり、吸気通路がロータハ
ウジングに開口するペリフェラル吸気ボート式にあって
は、該吸気ポートが常に作動室に開１」シているために
上記のような効果は生じない。

すなわち、本発明は、上記の如き２系統の吸気通路およ
び可変ボー１−を備えたサイド吸気ボート式の２気筒ロ
ータリピストンエンジンにおいて、各吸気ポートの開口
期間、制御弁の開作動領域、内気筒の各吸気通路同志の
連通位置、および内気筒の各吸気ボート間の通路長さを
適切に設定することにより、５０００〜７０００ｒｐＩ
ｌｌのエンジン高回転時、可変ボート側の吸気系統での
排気干渉効果および固定ボー１〜側の吸気系統での吸気
慣性効果により過給効果を得るとともに、３０００〜４
５００　ｐｐｍのエンジン中回転時、可変ボート側の吸
気系統での排気干渉効果により過給効果を得、よって過
給機等を用いることなく既存の吸気系の簡易な設計変更
による簡単な構成によってエンジン高回転時および中回
転時の充填効率を高めて出力向上を１効に図ることを目
的とするものである。

この目的を達成するため、本発明の構成は、２節トロコ
イド状の内周面を有Ｊるロータハウジングとその両側に
位置するサイドハウジングとで形成される各ケーシング
内にそれぞれ配設された略三角形状のロータが、エキセ
ントリックシャフトに支承され該シャフトの回転角で１
８０°の位相差を持って遊星回転運動し、かつ各気筒に
各々絞り弁を備えた第１吸気通路と第２吸気通路とが各
々独立して各サイドハウジングに設けた開口期間が固定
された第１吸気ボートおよび制御弁の開閉によって開口
期間が変化する第２吸気ポートによって作動室に開口す
る２気筒ロータリピストンエンジンにおいて、 ａ、上記第２吸気ポートは、常時間口づる主ポートと、
該主ポートよりも遅れて閉じるとともに制御弁によって
開閉される補助ボートとからなり、その開口期間をθｐ
、θｈをエキセントリックシャフトの回転角で制御弁が
閉じているときはθ９　＝２３０〜２９０°の範囲内に
、制御弁が開いているときはθｈ＝２７０〜３２０°の
範囲内に設定し、かつ上記制御弁を高負荷時の３５００
〜５０００　ｒｐｎ＋以上において開作動さＵるととも
に制御弁が開いているときの第２吸気ポートの閉時期を
第１吸気ボートよりも遅らせること、 ｂ、第１吸気ボートの開口期間θ［をエキセントリック
シャフトの回転角で２３０〜２９０゜の範囲内に設定す
ること、 Ｃ１各気筒の第１および第２吸気通路同志を各々絞り弁
下流において連通路にＪ：って連通ずること、 ｄ、上記連通路およびその下流の第２吸気通路によって
形成される内気筒の第２吸気ポー１−間の通路長さｌ−
ｖを０．５７〜１．３７ｍの範囲内に設定すること ｅ、上記連通路およびその下流の第１吸気通路にＪ：っ
て形成される内気筒の第１吸気ボート間の通路長さＬｆ
を１．３１〜１．８３ｍの範囲内に設定すること によって上記制御弁の開いた５０００〜７０００ｒｐｍ
のエンジン高回転時および制御弁の閉じた３０００〜４
５００ｒｐｍのエンジン中回転時、一方の気筒の第２吸
気ポート開口時に第２吸気通路内に発生する圧縮波を上
記連通路を介して他方の気筒の全開直前の第２吸気ボー
トに伝播させる一方、５０００〜７０００ｒｐｌのエン
ジン高回転時、一方の気筒の第１吸気ポート閉口時に第
１吸気通路内に発生する圧縮波を他方の気筒の全開直前
の第１吸気ボートに伝播させ過給を行うＪ：うにし、よ
ってエンジン中回転時、内気筒の第２吸気ボート（主ボ
ート）に対する排気干渉効果による過給効果により充填
効率を高めるとともに、エンジン高回転時、内気筒の第
２吸気ボートに対する排気ｆ渉効果と第１吸気ポートに
対する吸気慣性効果との二重の過給効果により充填効率
を著しく＾めるようにしたものにある。

ここにおいて、−に記排気干渉効果を得るエンジン高回
転時としての基準回転数Ｎｈ’（５０００〜７０００ｒ
ｌ）ｍ）の限定は、一般に最高出力および最高速度がこ
の範囲に設定されていることから、］′ンレンジ＾負荷
高回転領域であって高出力を要し、充填効率向ヒ、出力
向上に有効な領域であることに依る。しかも、上記基準
回転数Ｎｈは、制御弁が開作動する高負荷時の切替回転
数Ｎｃ　　（３５００〜５０００）に対してＮｈ≧ＮＯ
＋５００ｒｐＨ＋に設定する必要がある。これは、上記
基準回転数Ｎ　１１で排気干渉効果を１りた場合、その
効果（過給効果）は基準回転数Ｎｈを中心にＮｈよりも
１１０００ｒｐ＾低回転側に及ぶが、実質的に実効ある
のは５０　Ｏｒｐｍの範囲内であるので、上記切替回転
数ＮＣよりも少なくと−ｂ５００＋・ｐｍ高回転側では
じめてエンジン高回転時の排気干渉効果を実効あるもの
とＪることができるためである。

また、排気干渉効果を得るエンジン中回転時としての回
転数Ｎｌは、上記基準回転数ＮＩ）（５０００〜７００
０ｒｐＨ１）は勿論ノコト、上記切替回転数Ｎｃ　　（
３５００〜５０００ｒｐｉ　）よりも低い回転域である
が、上記と同様、エンジン中回転時の排気干渉効果を実
効あるものとするためには３０００〜４５００ｒｐｍで
かつＮＵ≦Ｎｃ　−５００に設定する必要がある。

また、上記設定事項ａでの制御弁が開いているときく補
助ポート開時）の第２吸気ボートの開口１期間θｈは、
その−Ｆ限である３２ｏ°は、サイド吸気ポートを介し
て先行作動室と後続作動室とが連通するのを防止するた
めで、ロータ側面による実質的な開口期間よりもサイド
シールによる開口期間は約４０’大きくなり、このサイ
ドシール開口期間のラップを避りるために間に４０°以
上の間隔を設ける必要があるので、これ以下に開口期間
を抑えることにより、サイドシール外側のサイドハウジ
ング内摺面とロータ側面との間の微小間隙（通常２００
μ程麿）を介しての吸気作動室とそれに続く排気作動室
との連通を防止し、アイドリンクのような低回転低負荷
時における排気ガスの吸気作動室への持ち込みを防止し
安定した燃焼を確保４るものである。一方、その下限で
ある２７０’は、吸入上死点（Ｔ　Ｄ　Ｃ）から下死点
（８ＤＣ＞までの幾何学的な吸気行程の最低期間であり
、吸気を効果的に行うためには、少なくとも開Ｉ−１期
間をこれ以、１に５９定Ｊる必要がある。

一方、制御弁が閉じているとき（補助ポート閉時）の第
２吸気ボートつまり主ボートの開口期間θ９は、２３０
〜２９０°の範囲で設定され、かつ、後述の（Ｉ）式に
よりθｈ、Ｎ１Ｎｈとの間で θＱ＝１８０°＋００ ÷　　（θ　ｈ−１８０°　　−θ　０　　）Ｘ　（Ｎ
Ｕ／Ｎｈ　＞ の関係を満足するように設定される。

このθｐの設定並びに上記設定事項すでの第１吸気ポー
トの開口期間ｏｆの設定は、上記主ポー・トおよび第１
吸気ボートが吸入空気量が少なく慣性が小さい低回転域
を主に受は持つため、閉時期を下死点後約５０’以前に
し吸気の吹き返しを防ぐ一方、コーナシールの吸気ポー
トへの落ち込みにより開時期を上死点後約３０°以前に
設定できないこと、また少なくともその開口期間を２３
０°以トとることによって必要な吸気の確保を行う必要
があることに依り、よって２３０〜２９０゜に設定され
る。

尚、本発明の各吸気ボートの開ロ期間θ１１．θ交、θ
ｆはロータ側面による各吸気ボートの実質的な開閉期間
であって、サイドシールによるものではない。これは、
本発明で問題とする中・高回転域における有効な圧力波
の発生、伝播に関しては、サイドシール外側の微小間隙
は実質的に影響を及ぼさないためである。

また、上記設定事項Ｃでの各連通路の絞り弁下流位置設
定は、該絞り弁の存在が圧力波（圧縮波）の伝播の抵抗
となるのでそれを避けるためであり、圧力波をその誠実
を小さくして有効に伝播させるためである。

さらに、上記設定事項ｄでの両気筒の第２吸気ポート間
の通路長さＬＶは、５０００〜７０００ｒｐｍのエンジ
ン高回転時および３０００〜４５０Ｑｒｐｍのエンジン
中回転時に排気干渉効果を得るように設定されたもので
、 Ｌｖ＝（θｌ＋　（Ｒ）　−１８０−〇〇）Ｘ　（６０
／３６ＯＮｈ＜わ） ｘａ　　・・・（Ｉ） の式から求められた値である。すなわち、上記式にａ３
いて、θ１１．θ９は第２吸気ポート開口期間でθｈ＝
２７０へ・３２０°、θ９．＝２３０〜２９０°であり
、１８０°は両気筒間の位相差であり、またθ０は第２
吸気ポート開口から開口時圧縮波が実質的に発生Ｊるま
での期間と効果的に過給を行うために該開口時圧縮波を
伝播させる第２吸気ポート全開直前から全開までの期間
とを合算した無効期間で、θ０哄２０°であり、よって
〈θｈ（ρ１１８０−００）は一方の気筒での開１］時
圧縮波発生から他方の気筒の第２吸気ポートへの伝播ま
でに要するエキセントリックシャフトの回転角面ヲ表わ
す。また、Ｎｈ、ＮＩｌはエンジン回転数ｒＮｂ　＝５
０００〜７０００ｒｐＩｌｌ、Ｎ９＝３０００〜４５０
０ｒｐＨＩであり、６０／３６ＯＮｈ（、Ｑ）は１°回
転するのに要する時間（秒）を表ねず。また、ａは圧力
波の伝播速度（音速）であって、２０℃で８＝３４３ｍ
／ｓである。よって、これらの値から、Ｌｖ　＝０．５
７〜１．３７ｍとなる。

また、上記設定事項ｅでの両気筒の第１吸気ポート間の
通路長さｌ、−ｆは、５０００〜７０００ｐｐｍのエン
ジン高回転時に排気干渉効果を得るように設定されたも
ので、上記（Ｉ＞式と同様のＬＬ＝（１８０−θＩ） Ｘ　（６０／３６ＯＮｈ　）ｘａ　・　（ＩＩ　＞の式
から求められた値である。ザなわら、上記式において、
θ１は開口時圧縮波が実質的に発生してから第１吸気ポ
ートが全閉するまでの期間と効果的に過給を行うために
該開口時圧縮波を伝播させる第１吸気ボート全閉直前か
ら全閉までの期間とを合算した無効期間で、θ１央２０
°であり、よって（１８０−θりは一方の気筒での閉口
時圧縮波発生から他方の気筒の第１吸気ポートへの伝播
までに要するエキセントリックシャフトの回転角度を表
わす。その他は上記＜１）式と同様であり、よってｌ　
ｆ　＝１．３１〜１．８３ｙｎとなる。

尚、上記（Ｉ）、（ＴＩ＞式では、圧力波の伝播に対り
゛る吸入空気の流れの影響を無視している。

これは、流速が音速に比べて小さく、吸気通路の長さに
ほとんど変化をもたらさないためである。

以下、本発明を図面に示す実施例に基づいて詳細に説明
する。

第１図および第２図は低負荷用と高負荷用との２系統の
吸気通路を備えかつ可変ポートを備えたサイド吸気ボー
ト式の２気筒ロータリピストンエンジンに本発明を適用
した実施例を示す。１Ａおよび１Ｂは第１気筒および第
２気筒であって、各気筒１Ａ、ＩＢは各々、２節トロコ
イド状の内周面２ａを有づるロータハウジング２と、そ
の両側に位置し後述の低負荷用吸気通路２０ａ、２０ｂ
おＪ：び高負荷用吸気通路２１ａ　、２１ｂが各々開口
する第１吸気ポートとしての低負荷用吸気ポート３およ
び第２吸気ポートとしての高負荷用吸気ポート４を備え
たサイドハウジング５，５とで形成されたケーシング６
内を、略三角形状のロータ７がＱｉ−のエキセントリン
クシ１？フト８に支承されて′ＴＩ星回転運動し、かつ
各気筒ＩＡ、ＩＢの［１−夕７，７はエキセントリック
シャツ１−８の回転角で１８０°の位相差を持ち、上記
各［Ｊ−夕７の回転に伴ってケーシング６内を３つの作
動室９゜９．９に区画して、各々の気筒ＩＡ、　１Ｂに
おいて上記１８０°の位相差でもって吸気、圧縮、爆発
、膨張および排気の各行程を順次行うものである。尚、
１０は客気ＷＪ１△、１Ｂにおいてロータハウジング２
に設けられた排気ポート、１１および１２はリーディン
グ側およびトレーリング側点火プラグ、１３はロータ７
の側面に装着されたサイドシール、１４はＤ−夕７の各
頂部に装着されたアペックスシール、１５はロータ７の
各頂部両側面に装着されたコーナシールである。

上記各気筒ＩＡ、１Ｂにおける一方のサイドハウジング
５に設けた高負荷用吸気ボート４は、常時開口して開口
面積が固定の主ポート４ａと、開閉されて開口面積が可
変の補助ポート、１ｂとからなるｊｉｌ変ボー１−によ
って構成され、該補助ボート４ｂには補助ポート４ｂを
開閉しその開口面積を可変制御する回転バルブよりなる
制御弁１６が配設され、該制御弁１６にはエンジンの排
圧に応じて制御弁１６を作動制御するアクチュエータ１
７が連結されており、エンジン高負荷時のエンジン回転
数が３５００〜５０００　ｐｐｍの範囲内で設定された
切台回転数ＮＯ以−Ｌになると上記補助ポート４１）を
聞いて高負荷用吸気ボート４の間口面積を全開にりるよ
うにしている。また、」：記名気筒ＩＡ、１Ｂにま月ノ
る他りのサイドハウジング５に設けた低負荷用吸気ボー
ト３は常時開口して開口面積が固定の固定ボートにＪ：
って構成されている。

また、上記低負荷用および高負荷用吸気ボート３．４は
ロータ７側面によって間開され、高負荷用吸気ボート４
の補助ボー１−４ｂの閉時期は主ポート４ａの開時期よ
りもエキヒントリックシャツ］−８の回転角で２０’以
上遅らせるように設定されている。また、高負荷用吸気
ボート４はその開口期間が変化し、制御弁１６が開いて
いるとき（補助ポート４ｂの開時）の開口期間θｈはエ
キセントリックシャフト８の回転角で２７０〜３２０°
の範囲内に設定されており、また制御弁１６が閉じてい
るとき（補助ポート４ｂ閉時）の聞り期間θ９は２３０
〜２９０°の範囲内で、かつ、θ１１．ＮＵ、Ｎｈとの
間で前記関係式を満足づべく設定されている。また、低
負荷用吸気ボート３はその開口期間θｆが固定され、θ
ｆ　＝２３０〜２９０°の範囲内に設定されている。さ
らに、上記高負荷用吸気ボート４の制御弁１６が開い（
いるときの閉時期は低負荷用吸気ボー１〜３の開時Ｉｌ
ｌよりも２０°以上遅らせるように設定されている。

さらにまた、低負荷用吸気ボート３の開時期は高負荷用
吸気ボート４の開時期よりも遅らせるように設定され、
作動室９内の残留排気ガスの吹き返しを高負荷用吸気ボ
ート４側に床中さｕ′（高負荷用吸気ボート４でのＩＪ
４１０時圧縮波を強く発生させるにうにしている。

一方、１８は一端がエアクリーナ１８ａを介して大気に
開口して内気ＩＩＩＡ、１Ｂに吸気を供給Ｊ゛るための
主吸気通路であって、該主吸気通路１８には、吸入空気
轍を検出するエアフローメータ１９が配設されている。

上記主吸気通路１８はエアフローメータ１９下流におい
て隔ｕ１８ｂによって第１吸気通路としての主低負荷用
吸気通路２０と第２吸気通路としての主高負荷用吸気通
路２１とに仕切られ、該主低負荷用吸気通路２０には、
コニンシンの負荷の増大に応じて開作動し所定負荷以ト
になると全開となるエンジン低負荷時の吸入空気！０を
制御する低負荷用絞り弁２２が配設され、またＦ起生高
負荷用吸気通路２１には、エンジン回転数が所定ＰＩＡ
以上になると開作動するエンジン高負荷■、￥の吸入空
気ωを制御する高負荷用絞り弁２３が配設されている。

さらに、上記主低負荷用吸気通路２０は低負荷用絞り弁
２２下流において同形状Ｎｌ法の第１および第２低負荷
用吸気通路２０ａ、２０ｂに分岐されたのち各気筒ＩＡ
、１Ｂの低負荷用吸気ボート３．３を介して作動室９゜
９に連通し、またＦ起生高負荷用吸気通路２１は高負荷
用絞り弁２３下流において同形状寸法の第１および第２
高角向用吸気通路２１ａ　、２１１）に分岐さ°れたの
ち各気筒ＩＡ、ＩＢの高負荷用吸気ボート４，４（主ポ
ート４ａ、４ａと補助ボート４ｂ　、　４１１　）を介
して作動室９．９に連通しており、よって各気筒ＩＡ、
ＩＢに対して、低負荷用吸気通路２０ａ　、２０ｂと高
負荷用吸気通路２１ａ、２１ｂとは低負荷用絞り弁２２
下流において各々独立して作動室９に開口するように構
成されている。

上記各高負荷用吸気通路２１ａ　、２１ｂの最小通路面
積ＡＳは各低負荷用吸気通路２０ａ、２０ｂの最小通路
面＠Ａｐよりも太きく（Ａｓ＞Ａｐ、）設定され、また
各高負荷用吸気通路２１８．２１ｂの通路長さＱＳは各
低負荷用吸気通路２０ａ。

２０ｂの通路長さ９ｐよりも短か＜　ｉｓ　＜ｆＩｐ）
設定されており、高負荷用吸気通路２１ａ、２１ｂによ
る圧力波（排気干渉効果での圧縮波）の伝播をその減衰
を小さくして有効に行うようにしている。また、上記各
低負荷用吸気通路２０ａ、２ｏｂにはそれぞれ上記エア
フ【］−メータ１９の出力（吸入空気量）に応じて燃料
噴射量が制御される電磁弁式の燃料噴射ノズル２４．２
４が配設されている。

そして、上記主高負荷用吸気通路２１の分岐部は高負荷
用絞り弁２３下流□に位置して、第１高負荷用吸気通路
２　’１　ａと第２高負荷用吸気通路２１ｂとを連通す
る連通路２５を有する拡大室２６によって構成されてい
る。上記連通路２５の通路面積ＡＣ３は圧力波（排気干
渉効果での圧縮波）をその減衰を小さくして有効に伝達
するように第１゜第２高負荷用吸気通路２１ａ　、２１
ｂの最小通路面積Ａｓと同等かそよ以上（ＡＣ８≧Ａｓ
）に設定されている。また、上記主低負荷用吸気通路２
０の分岐部も、同様に、低負荷用絞り弁２２下流に位置
して、第１低負荷用吸気通路２０・ａと第２低負荷用吸
気通路２０ｂとを連通ずる連通路２７を有する拡大室２
８によって構成されており、上記連通路２７の通路面積
Ａｃｐは同じく圧力波（吸気慣性効果での圧縮波）を有
効に伝達するように第１、第２低負荷用吸気通路２０ａ
、２０ｂの最小通路面積Ａｃｔ）と同等以上（Ａ　Ｃｌ
ｌ≧ＡＩ））に設定されている。尚、上記各拡大室２６
．２８は、エンジンの加゛速時又は減速時等の過渡運転
時でのサージタンクとして機能し、燃料ｄ良好な応答性
を確保するものである。

さらに、上記内気筒ＩＡ、ＩＢの高負荷用吸気ポート４
，４間の通路長さｌ、ｖは、連通路２５の通路長さＩｃ
ｓと該連通路２５下流の第１．第２高負荷用吸気通路２
１８．２１ｂの各通路長さＱＳ。

１１ｓ、！：を加算したもの（＋−Ｖ−交ｃｓ＋　２９
　ｓ　）となり、ト記（Ｉ）式から、 Ｌｖ　＝０．５７〜１．３７　（ｍ） に設定されている。

また、上記内気筒ＩＡ、ＩＢの低負荷用吸気ボート３．
３１１１の通路長さＬｆは、連通路２７の通路長さＱＯ
ＩＩと該連通路２７下流の第１．第２低負荷用吸気通路
２０ａ　、２０ｂの各通路長さ夕ｐ。

交ｐとを加算したもの（Ｌ　ｆ　＝９　ｃｐ＋　２　Ｉ
ｔ　ｐ）となり、上記（Ｉｆ）式からＬｆ　＝１．３１
〜１．８３（ｔｎ）に設定されて゛いる。

尚、第２図中、２９は排気ポート１０に接続された排気
通路、３０は該排気通路２９″の途中に介設された触媒
装＠（図示せず）を補助する排気浄化用の拡大マニホー
ルドである。

次に、−り記実施例の作用を第３図により説明するに、
高出力ｉ要し制御弁１６の切替回転数ＮＣより、も５０
０　ｒｐｍ以上の＾回転側の５０００〜７ｏ　ｏ　ｏ　
ｒｐｍのエンジン高負荷の高回転時Ｎｈに番よ、高負荷
用絞り弁２３の開作動により第１．第２高負荷用吸気通
路２’１ａ、２１ｂが開かれ、ｆ’Ｘつ各気筒ＩＡ、１
Ｆ３の高負荷用吸気ボート４．４が制御弁１６の開作動
により全開となって該高負荷用吸気ボート４．４（主ポ
ート４ａ、４ａと補助ボート４ｂ　、　４ｂ　）から、
低負荷用吸気ボート３゜３からと共に独立して吸気の供
給を行っている。

その際、一方の気筒例えば第２気筒１Ｂの高負荷用吸気
ボート４開口時には残留排気ガスの圧力により吸気が圧
縮されて第２八負荷用吸気通路２１ｂ内の高負荷用吸気
ボート４部分に開口的圧縮波が発生する。この開口的圧
縮波は、山気１ｉ１　Ａ。

１Ｂの高負荷、用吸気ボート４．４間の通路長さＬＶを
上記５０００〜７０００ｒｐＩＩｌのエンジン高回転時
を基準として上記（Ｉ）式により０．５７〜１．３７ｔ
ｎに設定したことにより、第２高負荷用吸気通路２１ｂ
→連通路２５→第１高負荷用吸気通路２１ａを経て、１
８０°の位相差を持つ第１気筒１Ａの全閉直前の崗負荷
用吸気ボート４に伝播する。

それと共に、前の吸気行程において第２気ｖ１１Ｂの低
負荷用吸気ボート３閉口時には吸気の慣性により吸気が
圧縮されて第２低負荷用吸気通路２０ｂ内の低負荷用吸
気ボート３部分に閉口的圧縮波が発生し、この閉口的圧
縮波は、内気筒ＩＡ。

１Ｂの低負荷用吸気ボート３，３間の通路長さＬｆを５
０００〜７０００ｒｐｍ　の、■ンジン？Ｇ６回転Ｍを
基準として上記（ＩＩ）式により１．３１〜１゜８３ｍ
に設定したことにより、第２低負荷用吸気通路２０ｂ→
連通路２７→第１低負荷用吸気通路２０ａを経て、第１
気筒１Ａの全開直前の低負荷用吸気ボート３に伝播する
。

その結果、この低負荷用および＾負荷用吸気ポート３．
４に伝播した閉口時および開［１時圧縮波により、第１
気筒１Ａの全開直前の低負荷用および高負荷用吸気ポー
ト３．４からの吸気の吹き返しが抑制されて吸気が作動
室９内に押し込まれ、つまり過給が行われることになる
。続いて、第１気筒１Ａの高負荷用吸気ボート４開口時
および低負荷用吸気ポート３閉日時に発生ずる各圧縮波
も同様に第２気筒１Ｂの全開直前の実負荷用吸気ポート
４および低負荷用吸気ポート３にそれぞれ伝播して過給
が行われる。以後同様にして、気筒１Ａ、１Ｂ相互間の
高負荷用吸気系統での排気干渉効果と低負荷用吸気系統
での吸気慣性効果との相開効果により強い過給効果が生
じ、よって出力要求の高いエンジン高負荷高回転時での
充填効率が著しく高められてエンジン出力を大１］に効
果的に向上させることができる。

一方、制御弁１６の切替回転数ＮＯよりも５０Ｑ　ｒｐ
ｇ＋以上低回転側の３０００〜４５００　ｒｐＨのＪニ
ンジン高負荷の中回転時ＮＱには、各気筒ＩＡ。

１Ｂの高負荷用吸気ボート４は制御弁１６の閉作動によ
り補助ボート４ｂが閉じられ主ポート４ａから吸気の供
給を行っている。その際にも、上述と同様、各気筒ＩＡ
、１Ｂの幽負荷用吸気ポート４開口時には開口時圧縮波
が発生し、この開口時圧縮波は、高負荷用吸気ボート４
（主ボート４ａ）の開口期間θ交を２３０〜２９０°で
あって、かつ、θｈ、Ｎｉｌ、Ｎｈとの間で前記関係式
を満足すべく設定されているため、同様に他方の気筒１
Ａ、ＩＢの全開直前の高負荷用吸気ボート４に伝播して
過給が行われる。よって、同様に、気筒１Ａ、１Ｂ相互
間の高負荷用吸気系統での排気干渉効果による過給効果
により、エンジン中回転時での充填効率が高められて出
ツノ向上を図ることができる。

したがって、このように気筒ＩＡ、ＩＢ相互間において
、エンジン高負荷高回転時（５０００〜７０００ｒｐｍ
＞および＾負荷中回転時（３０００〜４５００ｒｐｍ）
における高負荷用吸気系統での全開直前の高負荷用吸気
ボート４に対づる排気干渉効果、並びにエンジン高負荷
高回転時（５０００〜７０００ｒｌ１ｍ）における低負
荷用機−気系統での全開直前の低負荷用吸気ボート３に
対する吸気慣性効果によって、第４図に示すようにエン
ジン高回転時および中回転時での充填効率が増大して出
力を向上させることができる。特に、エンジン高回転時
には２系統ぐの排気干渉効果と吸気慣性効果により出力
向上を有効に図ることができる。

尚、第４図では、各気筒ＩＡ、ＩＢの低負荷用および高
負荷用吸気通路２０ａ　、２０ｂ　、２１ａ　。

２１ｂを各々独立ざ「た従来例の場合（破線で示す）に
対し、高負荷用吸気系統で６０００　ｒｐｍを基準に排
気干渉効果（一点鎖線で示す）および４ｏ　ｏ　ｏ　ｒ
ｐｉ＋を基準に排気干渉効果（一点鎖線で示す）を得る
とともに、低負荷用吸気系統で６００Ｑｒｐｍ＋Ｍ準に
吸気慣性効果を得るようにした本発明の場合（実線で示
す）におけるエンジンの出力トルク特性を示す。

また、その場合、排気干渉効果を得るための伝播経路で
ある高負荷用吸気通路２１８．２１ｂは、低負荷用吸気
通路２０ａ　、２０ｂよりも通路面積が大であり、しか
−５通路長さが短かいので、圧力波（圧縮波）の伝播の
抵抗が小さく、上記高負荷用吸気系統での排気干渉効果
による過給効果□を効果的に発揮させることができる。

また、上記各連通路２５．２７は、高負荷用および低負
荷用絞り弁２３．２２下流に位置し、しかも該８連通路
２５．２７の通路面積Ａ　ａｓ、　Ａ　Ｃ＋）を高負荷
用および低負荷用吸気通路２１ａ、２１ｂおよび２０ａ
　、２０ｂの最小通路面積Ａｓ　、　Ａｐより同等以上
としたので、上記各校り弁２３゜２２や連通路２５．２
７自身にＪ：って圧力波が減衰されることバなく上記排
気干渉効果および吸気慣性効果を有効に発揮できる。

また、上記排気干渉効果および吸気慣性効果による過給
効果は、低負荷用および高負荷用吸気ボート３．４の開
口期間θｆ、θｈ、θ９．制御弁１６の間作動領域、＾
負荷用吸気通路２１ａ、２１ｂ同志および低負荷用吸気
通路２０ａ　、２０ｂ同志を連通ずる各連通路２５．２
’７の位置、並び。

に内気筒ＩＡ、１Ｂの高負荷用吸気ポート４．４間の通
路長さＬｖおよび低負荷用吸気ポート３゜３間の通路長
さＬｆを上述の如く設定することによっ′Ｃ得られ、過
給機等を要さないので、既存の吸気系の僅かな設計変更
で済み、構造が極めて簡単なものであり、よって容易に
かつ安価に実施できる。

尚、本発明は上記実施例に限定されるものではな（、そ
の仙種々の変形例をも包含するものである。例えば、吸
排気オーバラップ期間はエキセントリックシャフトの回
転角でＯ〜２０°の範囲に設定することが、充填効率の
向上を図るとともに、ダイリューションガスの持込み間
を少なくして特にエンジン低負荷時の失火の防止を図る
一Ｆで好ましい。

又、上記実施例では、高負荷用吸気ポート４が可変ポー
トで低負荷用吸気ポート３が固定ポート構造である場合
について述べたが、低負荷用吸気ポート３が可変ポート
Ｃ高負荷用吸気ポート４が固定ポート構造である場合に
も適用可能である。

その場合、低負荷用吸気系統で５０００〜７００Ｑｒｐ
ｍのエンジン高回転時および３０００〜４５００　ｐｐ
ｍのエンジン中回転時にそれぞれ排気干渉効果を得ると
ともに、＾負荷用吸気系統で５０００〜７０００　ｒｐ
ｍのエンジン高回転時に吸気慣性効果を得るように設定
すればよい。しかし、上述の如り７！！ｉ負荷用吸気通
路２１ａ　、２１ｂは低負荷用吸気通路２０ａ、２０ｂ
よりも最小通路面積が大で、通路長さが短いために過給
効果の強い排気干渉効果を効果的に発揮できるので、上
記実施例の如き構成が有利である。その他、各々独立し
た２系統の吸気通路を備え、その一方の吸気通路の吸気
ポートが可変示−１である場合に適用可能である。

さらに、上記実施例では、低負荷用絞り弁２２を主低負
荷用吸気通路２０内に設けた型式のものについて述べた
が、低負荷用絞り弁２２を、主低負荷用吸気通路２０と
主低負荷用吸気通路２１との分岐部上流の主吸気通路１
８に設けた型式のものも採用可能である。

以上説−明したように、本発明によれば、可変ポートを
備えたサイド吸気ポート式の２気筒ロータリピストンエ
ンジンにおいて、５０００〜７００Ｑ　ｒｐｍのエンジ
ン高回転時、可変ポート側の吸気系統での気筒相互間の
排気干渉効果および固定ポート側の吸気系統での気筒相
互間の吸気慣性効果により過給効果゛を得るとともに、
３０００〜４５Ｑ　Ｑ　ｒｐＩｌｌのエンジン中回転時
、可変ポート側の吸気系統での気筒相互間の排気干渉効
果により過給効果を得るようにしたので、過給機等を要
さずに既存の吸気系の僅かな設計変更による極めて簡単
な構成でもって、エンジンの高回転時および中回転時Ｃ
の充填効率を＾めて出力向上を有効に図ることができ、
特に出力を要す−るエンジン高−転時の出力向トを大目
］に図ることができる。よってロータリピストンエンジ
ンの出力向上対策の容易実施化−よびコストダウン化に
大いに寄与できるものである。′

【図面の簡単な説明】

図面は本発明の実施例を示し、第１図は全体構成説明図
、第２図は全体概略図、第３図は第１および第２気筒の
吸気行程を示す説明図、第４図は本発明による出力トル
ク特性を承りグラフである。 １Ａ・・・第１気筒、１Ｂ・・・第′２気筒、２・・・
ロータハウジング、２ａ・・・２節トＯコイド状内周面
、３・・・低負荷用吸気ポート、４・・・高負荷用吸気
ポート、４ａ・・・主ボート、４ｂ・・・補助ポート、
５・・・サイドハウジング、６・・・ケーシング、７・
・・ロータ、８・・・−１−キレントリックシャフト、
９・・・作動室、１６・・・制御弁、１８・・・主吸気
通路、２０・・・主低負荷用吸気通路、２０ａ・・・第
１低負荷用吸気通路、２０ｂ・・・第２低負荷用吸気通
路、２１・・・主高負荷用吸気通路、２１ａ・・・第１
高負荷用吸気通路、２１ｂ・・・第２高負荷用吸気通路
、２２・・・低負荷用絞り弁、２３・・・高負荷用絞り
弁、２５・・・連通路、２７・・・連通路。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. （１）２節トロコイド状の内周面を有するロータハウジ
   ングとその両側に位置するサイドハウジングとで形成さ
   れた各ケーシング内にそれぞれ配設された略三角形状の
   ロータが、エキセントリックシャフトに支承され該シャ
   フトの回転角で１８０°の位相差を持っで遊星回転運動
   し、かつ各気筒に第１吸気通路と第２吸気通路とが各々
   独立して各サイドハウジングに設けた開口期間が固定さ
   れた第１吸気ポートおよび制御弁の開閉によって開口期
   間が変化する第２吸気ボートによって作動室に開口する
   ２気筒ロータリピストンエンジンにおいて、 ａ、上記第２吸気ボートは、常時開口する主ポートと、
   該主ボートよりも遅れて閉じるとともに制御弁によって
   開閉される補助ボートとからなり、その開口期間をエキ
   セントリックシャフトの回転角で制御弁が閉じていると
   ぎは２３０〜２９０’の範囲内に、制御弁が開いている
   ときは２ン０〜３２０°の範囲内に設定し、かつ上記制
   御弁をエンジン高負向時の３５００〜５０００ｒｐＩ１
   １以上におイＴ　開作動させるとともに制御弁を開いて
   いるときの第２吸気ボートの閉時期を第１吸気ポートよ
   りも遅らせること、 ｂ、第１吸気ポートの開口期間をエキセントリックシャ
   フトの回転角で２３０〜２９０゜の範囲内に設定するこ
   と、 Ｃ０各気筒の第１および第２吸気通路同志を各々絞り弁
   下流において連通路によって連通ずること−１ ｄ、上記連通路およびその下流の第２吸気通路によって
   形成される開気筒の第２吸気ボート間の通路長さを０．
   ５７〜１．３７ｙｎの範囲内に設定すること ｅ、上記連通路およびその下流の第１吸気通路によって
   形成される開気筒の第１吸気ボート間の通路長さを１．
   ３１〜１．８３ｍの範囲内に設定すること によって上記制御弁の開いた５０００〜７０００　ｒｐ
   ＩＩｌのエンジン高回転時および制御弁の閉じた３００
   ０〜４５００「ｐｍのエンジン中回転時、一方の気筒の
   第２吸気・ボート開口時に第２吸気通路内に発生する圧
   縮波をト記連通路を介して他方の気筒の全開直前の第２
   吸気ボートに伝播させる一方、５０００〜７０００　ｐ
   ｐｍのエンジン高回転時、一方の気筒の第１吸気ボート
   閉口時に第１吸気通路内に発生する圧縮波を上記連通路
   を介して他方の気筒の全開直前の第１吸気ポートに伝播
   させ過給を行うようにしたことを特徴とするロータリピ
   ストンエンジンの吸気装置。