JPS5977039A - ロ−タリピストンエンジンの吸気装置 - Google Patents
ロ−タリピストンエンジンの吸気装置Info
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- JPS5977039A JPS5977039A JP57186355A JP18635582A JPS5977039A JP S5977039 A JPS5977039 A JP S5977039A JP 57186355 A JP57186355 A JP 57186355A JP 18635582 A JP18635582 A JP 18635582A JP S5977039 A JPS5977039 A JP S5977039A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- load
- intake
- passage
- low
- cylinder
- Prior art date
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- Granted
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-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
- F02B—INTERNAL-COMBUSTION PISTON ENGINES; COMBUSTION ENGINES IN GENERAL
- F02B53/00—Internal-combustion aspects of rotary-piston or oscillating-piston engines
- F02B53/04—Charge admission or combustion-gas discharge
- F02B53/08—Charging, e.g. by means of rotary-piston pump
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
- F02B—INTERNAL-COMBUSTION PISTON ENGINES; COMBUSTION ENGINES IN GENERAL
- F02B53/00—Internal-combustion aspects of rotary-piston or oscillating-piston engines
- F02B2053/005—Wankel engines
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
- Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
- Y02T10/10—Internal combustion engine [ICE] based vehicles
- Y02T10/12—Improving ICE efficiencies
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Combustion & Propulsion (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Characterised By The Charging Evacuation (AREA)
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。
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
、詳しくは低負荷用と高負荷用との2系統のサイド吸気
ボー1一式の2気筒ロータリビス1〜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
高負楠高回転時に過給効果を得るようにしたものに関す
る。
、詳しくは低負荷用と高負荷用との2系統のサイド吸気
ボー1一式の2気筒ロータリビス1〜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
高負楠高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は、2節(−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クーシング内を、略三
角形状の1−1−夕が1.’、 :l−:セントリック
シャフトに支承されて遊星回転運動し、かつ低負荷用絞
り弁を備えた比較的通路面積の小さい低負荷用吸気通路
と高負荷用絞り弁を備えた上記低負荷用吸気通路よりも
通路面積の大きい高負荷用吸気通路とが上記低負荷用絞
り弁下流において各々独立して上記各サイドハウジング
に設けた低負荷用および高負荷用吸気ポートによって作
動室に間口するものであって、各気筒のロータが1−キ
セントリックシャ71〜の回転角で180°の位相差を
持つものであり、内気筒間で上記180’の位相差を保
ちながら各気筒において+−1−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。(しで、エンジンの低角何時には、上記低負荷用
絞り弁のみを開作動して通路面積の狭い低1Q傭用吸気
通路のみから吸気を供給することにより、吸気流速を速
めて燃焼安定性を向上させる一方、エンジンの高負荷時
には高負荷用絞り弁をも開作動して高負荷用吸気通路か
らも吸気の供給を行うことにより充填効率を高めC出ツ
ノ向上を図るJ、うにしl、、い;〕ゆるデュアルイン
ダクション方式と称されるもので・ある。尚、上記低負
荷用絞り弁を低負荷用吸気通路内に設ける型式の他に、
低負荷用吸気通路と高負荷用吸気通路との分岐部上流に
設ける型式のものも含まれる。
筒ロータリピストンエンジンは、2節(−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クーシング内を、略三
角形状の1−1−夕が1.’、 :l−:セントリック
シャフトに支承されて遊星回転運動し、かつ低負荷用絞
り弁を備えた比較的通路面積の小さい低負荷用吸気通路
と高負荷用絞り弁を備えた上記低負荷用吸気通路よりも
通路面積の大きい高負荷用吸気通路とが上記低負荷用絞
り弁下流において各々独立して上記各サイドハウジング
に設けた低負荷用および高負荷用吸気ポートによって作
動室に間口するものであって、各気筒のロータが1−キ
セントリックシャ71〜の回転角で180°の位相差を
持つものであり、内気筒間で上記180’の位相差を保
ちながら各気筒において+−1−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。(しで、エンジンの低角何時には、上記低負荷用
絞り弁のみを開作動して通路面積の狭い低1Q傭用吸気
通路のみから吸気を供給することにより、吸気流速を速
めて燃焼安定性を向上させる一方、エンジンの高負荷時
には高負荷用絞り弁をも開作動して高負荷用吸気通路か
らも吸気の供給を行うことにより充填効率を高めC出ツ
ノ向上を図るJ、うにしl、、い;〕ゆるデュアルイン
ダクション方式と称されるもので・ある。尚、上記低負
荷用絞り弁を低負荷用吸気通路内に設ける型式の他に、
低負荷用吸気通路と高負荷用吸気通路との分岐部上流に
設ける型式のものも含まれる。
ところで、従来、このような0−クリビスi・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、充填効率を高めて出力向上を図るように
することはJ:<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ロス1〜アツプとなる
嫌いがあった。
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、充填効率を高めて出力向上を図るように
することはJ:<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ロス1〜アツプとなる
嫌いがあった。
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[1−クリビス1〜ンエンジンにおいて
、吸気管を寸法の興なる2木の通路に分け、それぞれ別
の吸気ボー1へを有し、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重るものであって、吸気通
路内で発生する吸気圧力波をどのように利用するのか、
その構成1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、吸気ボー1〜どしてベリフIラ
ルポ−1・を用いているため、吸気ポート1よ吸気作動
室が閉じる前に排気作動室と連通Jることになり、排気
作動室からの排気ガスの吹き返しにより過給効果を得る
ことが困難であった。!llテロ、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Lンジンで4.00〜600
mtn HQ (ゲージ圧)程度に、ターボ過給機
付エンジンでは1000mm1−I(I以1−になって
おり、上記ペリフェラルポート方式による充1i(効率
向上はw3侍で′きないものとなっている。
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[1−クリビス1〜ンエンジンにおいて
、吸気管を寸法の興なる2木の通路に分け、それぞれ別
の吸気ボー1へを有し、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重るものであって、吸気通
路内で発生する吸気圧力波をどのように利用するのか、
その構成1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、吸気ボー1〜どしてベリフIラ
ルポ−1・を用いているため、吸気ポート1よ吸気作動
室が閉じる前に排気作動室と連通Jることになり、排気
作動室からの排気ガスの吹き返しにより過給効果を得る
ことが困難であった。!llテロ、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Lンジンで4.00〜600
mtn HQ (ゲージ圧)程度に、ターボ過給機
付エンジンでは1000mm1−I(I以1−になって
おり、上記ペリフェラルポート方式による充1i(効率
向上はw3侍で′きないものとなっている。
そこで、本発明者等は、ロークリビス1−ンエンジンに
お(]るり・イド吸気ポートの吸気1ζJ性を検問する
に、 (D 吸気ポート間口時には作動室の残留排気ガスの
圧ツノによって吸気が圧縮され、吸気通路内の吸気ポー
ト部分に圧縮波が発生Jること、(ii) 吸気ボー
トの吸気開始により吸気通路内に膨張波が発生すること
、 を知見した。このことから、一方の気筒での上記(1)
の圧縮波を他方の気筒の特に上記吸気の吹き返しが生じ
る全開直前の吸気ボートに作用ゼしめれば過給効果が得
られること(以上、排気干渉効果という)、および各気
筒での上記(ii)の膨張波を11縮波に反転さぜ℃該
各気筒の同じく全開直前の吸気ボートに作用せしめれば
過給効果が得られること〈以下、吸気個有脈動効果とい
う)を見い出したのである。このうち、上記排気干渉効
果は、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。
お(]るり・イド吸気ポートの吸気1ζJ性を検問する
に、 (D 吸気ポート間口時には作動室の残留排気ガスの
圧ツノによって吸気が圧縮され、吸気通路内の吸気ポー
ト部分に圧縮波が発生Jること、(ii) 吸気ボー
トの吸気開始により吸気通路内に膨張波が発生すること
、 を知見した。このことから、一方の気筒での上記(1)
の圧縮波を他方の気筒の特に上記吸気の吹き返しが生じ
る全開直前の吸気ボートに作用ゼしめれば過給効果が得
られること(以上、排気干渉効果という)、および各気
筒での上記(ii)の膨張波を11縮波に反転さぜ℃該
各気筒の同じく全開直前の吸気ボートに作用せしめれば
過給効果が得られること〈以下、吸気個有脈動効果とい
う)を見い出したのである。このうち、上記排気干渉効
果は、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。
そして、上記の如き2系統のサイド吸気ボート式の2気
M a〜タリビス1〜ンIiンジンにa3い(番、上、
上記排気干渉効果および吸気個有脈動効果を得るに当っ
て、高負荷用吸気通路は低負荷用吸気通路よりも通路面
積が大ぎいことから、圧力波を可及的に減衰させること
なく伝播できて上記各効果を有効に発揮することができ
るのである。
M a〜タリビス1〜ンIiンジンにa3い(番、上、
上記排気干渉効果および吸気個有脈動効果を得るに当っ
て、高負荷用吸気通路は低負荷用吸気通路よりも通路面
積が大ぎいことから、圧力波を可及的に減衰させること
なく伝播できて上記各効果を有効に発揮することができ
るのである。
ロータハウジングに開口するペリフェラル吸気ポート式
にあっては、該吸気ボートが常に作動室に開口している
めで上記のような効果は生じない。
にあっては、該吸気ボートが常に作動室に開口している
めで上記のような効果は生じない。
すなわち、本発明の目的は、上記の如き2系統のサイド
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、高負荷用吸気ボートの開口期間、各気筒の高負荷用
吸気通路を連通しか゛つ膨張波を圧縮波に反転するため
の拡大室の位置、該拡大室から各気筒の高負荷用吸気ボ
ートまでの通路長さ、および内気筒の高負荷用吸気ボー
ト間の通路長さを適切に設定することにより、高出力を
蟹する5000〜7000 rl)Illのエンジン高
回転時、高負荷用吸気系統での排気干渉効果a5よび吸
気個有脈動効果にJ、り強い過給効果を1!1、J、・
)(過給機等を用いることなく既存の吸気系の僅かな設
計変更による簡単な構成によってエンジン高負向高回転
時の充填効率を著しく^めて出力向上を大「1]にかつ
有効に図らんとするものである。
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、高負荷用吸気ボートの開口期間、各気筒の高負荷用
吸気通路を連通しか゛つ膨張波を圧縮波に反転するため
の拡大室の位置、該拡大室から各気筒の高負荷用吸気ボ
ートまでの通路長さ、および内気筒の高負荷用吸気ボー
ト間の通路長さを適切に設定することにより、高出力を
蟹する5000〜7000 rl)Illのエンジン高
回転時、高負荷用吸気系統での排気干渉効果a5よび吸
気個有脈動効果にJ、り強い過給効果を1!1、J、・
)(過給機等を用いることなく既存の吸気系の僅かな設
計変更による簡単な構成によってエンジン高負向高回転
時の充填効率を著しく^めて出力向上を大「1]にかつ
有効に図らんとするものである。
この目的を達成Jるため、本発明のm成は、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るケーシング内
を、略三角形状のロータがエキセントリックシャツ1−
に支承されて遊星回転運動し、かつ低負荷用絞り弁を備
えた低負荷用吸気通路と高負荷用絞り弁を備えた1記低
負荷用吸気通路よりも通路面積の大きい高負荷用吸気通
路とが上記低負荷用絞り弁下流にJ3いて各々独立して
各サイドハウジングに設けた低負荷用および高負荷用吸
気ボートによって作動室に間口するものであって、各ロ
ータがエキセントリックシャフトの回転角で180°の
位相差を持つ2気筒ロータリピストンエンジンにおいて
、 a、高負荷用吸気ボートの開口期間O8をエキセントリ
ックシャツ1−の回転角で300〜320°の範囲に設
定すること、 b、高負荷用絞り弁下流において各気筒の高負荷用吸気
通路を連通ずる連通路を右づる拡大室を設けること、 C1該連通路1ljJ、びイの“1;流の^ず1前用吸
気通路によって形成される内気筒の高負荷用吸気ボート
間の通路長さLSを0.82〜1.37mになるように
設定づること、 d、上記拡大室から各気筒の高負荷用吸気ボートまCの
高負荷用吸気通路の通路長さUS21i:0゜41−0
.63mになるように設定することの条件のもとで、5
000〜7000rpl!lのエンジン高回転時、一方
の気筒の高負荷用吸気ポー1〜間口時に高負荷用吸気通
路内に発生した圧縮波を上記連通路を介して他方の気筒
の全開直前の高負荷用吸気ボートに伝播させるとともに
、各気筒の高負荷用吸気ボートの吸気開始により高負荷
用吸気通路内に発1゛ツる膨張波を−[記拡大室で反転
して反射した圧縮波の2次脈動波を該各気筒の全開直前
の高負荷用吸気ボートに伝播させることにより過給を行
うようにし、よって高負荷用吸気系統における気筒相互
間の排気干渉効果おJ:び各気筒自身の吸気個有脈動効
果により高負荷用吸気ボート全開直@ぐの吸気の吹き返
しを抑えて充填効率を効果的に^めるJ、うにしたしの
Cあろ5゜ここにおいて、上記排気干渉効果および吸気
個有脈動効果を得るエンジン高回転時とし−Cの500
0〜7000rpIIIの限定は、一般に最高出力J3
よび最高速度がこの範囲に設定されていることから、エ
ンジンの高負荷高回転領域であつ(高出力を要し、充填
効率向上、出力向上に有効な領域であることによる。
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るケーシング内
を、略三角形状のロータがエキセントリックシャツ1−
に支承されて遊星回転運動し、かつ低負荷用絞り弁を備
えた低負荷用吸気通路と高負荷用絞り弁を備えた1記低
負荷用吸気通路よりも通路面積の大きい高負荷用吸気通
路とが上記低負荷用絞り弁下流にJ3いて各々独立して
各サイドハウジングに設けた低負荷用および高負荷用吸
気ボートによって作動室に間口するものであって、各ロ
ータがエキセントリックシャフトの回転角で180°の
位相差を持つ2気筒ロータリピストンエンジンにおいて
、 a、高負荷用吸気ボートの開口期間O8をエキセントリ
ックシャツ1−の回転角で300〜320°の範囲に設
定すること、 b、高負荷用絞り弁下流において各気筒の高負荷用吸気
通路を連通ずる連通路を右づる拡大室を設けること、 C1該連通路1ljJ、びイの“1;流の^ず1前用吸
気通路によって形成される内気筒の高負荷用吸気ボート
間の通路長さLSを0.82〜1.37mになるように
設定づること、 d、上記拡大室から各気筒の高負荷用吸気ボートまCの
高負荷用吸気通路の通路長さUS21i:0゜41−0
.63mになるように設定することの条件のもとで、5
000〜7000rpl!lのエンジン高回転時、一方
の気筒の高負荷用吸気ポー1〜間口時に高負荷用吸気通
路内に発生した圧縮波を上記連通路を介して他方の気筒
の全開直前の高負荷用吸気ボートに伝播させるとともに
、各気筒の高負荷用吸気ボートの吸気開始により高負荷
用吸気通路内に発1゛ツる膨張波を−[記拡大室で反転
して反射した圧縮波の2次脈動波を該各気筒の全開直前
の高負荷用吸気ボートに伝播させることにより過給を行
うようにし、よって高負荷用吸気系統における気筒相互
間の排気干渉効果おJ:び各気筒自身の吸気個有脈動効
果により高負荷用吸気ボート全開直@ぐの吸気の吹き返
しを抑えて充填効率を効果的に^めるJ、うにしたしの
Cあろ5゜ここにおいて、上記排気干渉効果および吸気
個有脈動効果を得るエンジン高回転時とし−Cの500
0〜7000rpIIIの限定は、一般に最高出力J3
よび最高速度がこの範囲に設定されていることから、エ
ンジンの高負荷高回転領域であつ(高出力を要し、充填
効率向上、出力向上に有効な領域であることによる。
また、上記設定事項aでの高負荷用吸気ボート開口期間
θSの上限である320°は、リー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ずるのを防止覆る
ためで、[1−夕側面による実質的な開口期間よりも暑
ナイドシールによる開口期間は約40’大きくなり、こ
のサイドシール間口期間のラップを避けるために間に4
0°以上の間隔を設ける必要がある。これ以下に間口期
間を101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
200μ程度)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、アイドリングのような低回転
低負荷時におけるυ1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するものである。一方、下
限は、LS≧2ρSの関係から後述の(I)式および(
IF)式ににすθS≧300’ となるのである。
θSの上限である320°は、リー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ずるのを防止覆る
ためで、[1−夕側面による実質的な開口期間よりも暑
ナイドシールによる開口期間は約40’大きくなり、こ
のサイドシール間口期間のラップを避けるために間に4
0°以上の間隔を設ける必要がある。これ以下に間口期
間を101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
200μ程度)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、アイドリングのような低回転
低負荷時におけるυ1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するものである。一方、下
限は、LS≧2ρSの関係から後述の(I)式および(
IF)式ににすθS≧300’ となるのである。
尚、本発明のa負荷用おJ、び低負荷用吸気ボートの開
口期間はロータ側面による吸気ボー1〜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、本発明で問題とり−る高い回転域にお(プる有効
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費を及ぼさないためC′ある。
口期間はロータ側面による吸気ボー1〜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、本発明で問題とり−る高い回転域にお(プる有効
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費を及ぼさないためC′ある。
また、上記設定事項b℃の連通路を有Jる拡大室の高角
荷用較り弁下流位@設定は、該高角荷用絞り弁の存在が
圧力波の伝播の抵抗となるのでそれを避4JるlこめC
あり、YI力波をその減衰を小さくして有効に伝播させ
るためである。
荷用較り弁下流位@設定は、該高角荷用絞り弁の存在が
圧力波の伝播の抵抗となるのでそれを避4JるlこめC
あり、YI力波をその減衰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Cでの内気筒の高ず1伺用吸気ボ
ー1−間の通路長さ[Sは、5000〜7000rpm
の1−ンジン高回転時に1)1気二]渉効果を1qるよ
うに設定されたしので、 Ls=(θS −180−θ喀〕 )X (60/
36ON)XC・・・ (I>の式から求められた値で
ある。すなわち、上記式において、O8は高負荷用吸気
ボート開口期間でθS =300〜320°であり、1
80°は両気筒間の位相差であり、またO0は高負荷用
吸気ボート開口から圧縮波が実質的に発生するまでの期
間と効果的に過給を行うために該圧縮波を伝播させる高
負荷用吸気ボート全開直航の時期から全閉までの期間と
を合算した無効期間で、θo″′=20°であり、よっ
て(θS−180−〇+))(よ一方の気筒での圧縮波
発生から使方の気筒の高置前用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づ
−8また、Nはエンジン回転数でN −5000〜70
00 rr+m C′あり、60/36ONは1°回転
するのに要覆る時間(秒)を表わす。また、Cは圧力波
の伝播速度(音速)であって、20℃でC−343m/
Sである。よって、これらの値から、LS=0.82〜
1.37Trlとなる。
ー1−間の通路長さ[Sは、5000〜7000rpm
の1−ンジン高回転時に1)1気二]渉効果を1qるよ
うに設定されたしので、 Ls=(θS −180−θ喀〕 )X (60/
36ON)XC・・・ (I>の式から求められた値で
ある。すなわち、上記式において、O8は高負荷用吸気
ボート開口期間でθS =300〜320°であり、1
80°は両気筒間の位相差であり、またO0は高負荷用
吸気ボート開口から圧縮波が実質的に発生するまでの期
間と効果的に過給を行うために該圧縮波を伝播させる高
負荷用吸気ボート全開直航の時期から全閉までの期間と
を合算した無効期間で、θo″′=20°であり、よっ
て(θS−180−〇+))(よ一方の気筒での圧縮波
発生から使方の気筒の高置前用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づ
−8また、Nはエンジン回転数でN −5000〜70
00 rr+m C′あり、60/36ONは1°回転
するのに要覆る時間(秒)を表わす。また、Cは圧力波
の伝播速度(音速)であって、20℃でC−343m/
Sである。よって、これらの値から、LS=0.82〜
1.37Trlとなる。
さらにまた、上記設定事項dでの拡大室と各気筒の高負
荷用吸気ボートとの間の通路長さ9Sは、5000〜7
000 rpmの」−ンジン高回転時に吸気個有脈動効
果を得るように設定されたもので、US=(θS−θ+
) X 60 / 360 NxcX1/2Z
・・・(ff)の式から求められた値ぐある。?l
なわら、上記式において、高負荷用吸気ボート開口期間
θ5=300〜320’T”あり、O1は高負荷用吸気
ボート開口から膨張波が発生するまでの期間と該膨張波
を反φムしたローm波の2次脈動波が伝播される高負荷
用吸気ポー1−全閉直前から全閉までの期間とを合算し
た無効期間であって、θ+ 賞100’であり、よって
(θS−01)は膨張波発生から圧縮波の2次脈動波伝
1■までに要りるI: ! L=ン1−リツクシVフ1
−の回転角1哀を表わり。まノ:、エンジン回転数N=
5000〜7000rpm ’r−16C1/36ON
は1°回転するのに要り−る時間(秒)を表わり。また
、圧力波の伝播速度C== 3 /l 3m 、、’S
(20℃)である。さらに、7は脈mh波の正の次数
で2次脈動を利用するのでz=2であり、112zは2
次脈動が2往復りる行程の逆数を表わす。よって、これ
らの値から、US=0.41〜0.63mとなる。
荷用吸気ボートとの間の通路長さ9Sは、5000〜7
000 rpmの」−ンジン高回転時に吸気個有脈動効
果を得るように設定されたもので、US=(θS−θ+
) X 60 / 360 NxcX1/2Z
・・・(ff)の式から求められた値ぐある。?l
なわら、上記式において、高負荷用吸気ボート開口期間
θ5=300〜320’T”あり、O1は高負荷用吸気
ボート開口から膨張波が発生するまでの期間と該膨張波
を反φムしたローm波の2次脈動波が伝播される高負荷
用吸気ポー1−全閉直前から全閉までの期間とを合算し
た無効期間であって、θ+ 賞100’であり、よって
(θS−01)は膨張波発生から圧縮波の2次脈動波伝
1■までに要りるI: ! L=ン1−リツクシVフ1
−の回転角1哀を表わり。まノ:、エンジン回転数N=
5000〜7000rpm ’r−16C1/36ON
は1°回転するのに要り−る時間(秒)を表わり。また
、圧力波の伝播速度C== 3 /l 3m 、、’S
(20℃)である。さらに、7は脈mh波の正の次数
で2次脈動を利用するのでz=2であり、112zは2
次脈動が2往復りる行程の逆数を表わす。よって、これ
らの値から、US=0.41〜0.63mとなる。
尚、ここで、本発明において、吸気個有脈動効果を得る
に当って2次脈動を用いる理由は、1次脈動は上記効果
が大である反面、通路長さ9.Sが長くなりすぎ、2次
脈りJの場合tこ対して2倍の長さとなるので車載性が
悪く、また吸気抵抗を増加させる傾向がある。一方、3
次脈動は通路長ざΩSが2次脈動に対して2/3の長さ
に短くなる反面、2次脈動に対して上記効果が約15〜
25%程度低下し、まIC吸気抵抗がさほど変わらない
。
に当って2次脈動を用いる理由は、1次脈動は上記効果
が大である反面、通路長さ9.Sが長くなりすぎ、2次
脈りJの場合tこ対して2倍の長さとなるので車載性が
悪く、また吸気抵抗を増加させる傾向がある。一方、3
次脈動は通路長ざΩSが2次脈動に対して2/3の長さ
に短くなる反面、2次脈動に対して上記効果が約15〜
25%程度低下し、まIC吸気抵抗がさほど変わらない
。
このことから、通路長さpsを可及的tこ短くしながら
吸気個有脈動効果を6効に発揮さ己るためCある。
吸気個有脈動効果を6効に発揮さ己るためCある。
また、上記(I)、(II)式では、圧力波の伝播に対
する吸入空気の流れの影響を無視している。
す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、吸気通路の畏ざに
ほとんど変化をもたらさないためである。
ほとんど変化をもたらさないためである。
以下、本発明を図面に承り実施例に基づいて詳細に説明
する。
する。
第′1図a3 J:び第2図において、1Aおよび1B
は低負荷用と高負荷用との2系統の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ける第1気筒c
15よび第2気筒であって、合気n1A。
は低負荷用と高負荷用との2系統の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ける第1気筒c
15よび第2気筒であって、合気n1A。
1Bは各々、2節トロコイド状の内周面2aを右づるロ
ータハウジング2と、その両側t、二位冒し後述の低負
荷用吸気通路20a、20hおよび高0荷用吸気通路2
1a、21bが各々間口する低負荷用吸気ポート3およ
び高負荷用吸気ボー1−4を備えた→ノイドハウジング
5.5とで・形成されたケーシング6内を、略三角形状
の11−夕7が工↑セントリックシャフト8に支承され
てi早回転運動し、かパ)合気8:11△、113の■
−タフ、7は11セントリツクシヤフト8の回転角で1
806の位相差を持ち1.■−配各日−タフの回転に伴
つCケーシング6内をご3つの作動室9,9.9に区画
して、各々の気筒1′△、IBにおいて」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
行程を順次行うしのである。尚、10は合気ttsj1
A、IBにおいてロータハウジング2に設けられた排気
ボート、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[]−夕7の側面に装着さ
れたサイドシール、14はロータ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
1着された−”I −ナシールである。
ータハウジング2と、その両側t、二位冒し後述の低負
荷用吸気通路20a、20hおよび高0荷用吸気通路2
1a、21bが各々間口する低負荷用吸気ポート3およ
び高負荷用吸気ボー1−4を備えた→ノイドハウジング
5.5とで・形成されたケーシング6内を、略三角形状
の11−夕7が工↑セントリックシャフト8に支承され
てi早回転運動し、かパ)合気8:11△、113の■
−タフ、7は11セントリツクシヤフト8の回転角で1
806の位相差を持ち1.■−配各日−タフの回転に伴
つCケーシング6内をご3つの作動室9,9.9に区画
して、各々の気筒1′△、IBにおいて」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
行程を順次行うしのである。尚、10は合気ttsj1
A、IBにおいてロータハウジング2に設けられた排気
ボート、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[]−夕7の側面に装着さ
れたサイドシール、14はロータ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
1着された−”I −ナシールである。
上記各気筒1A、1Bにおける高負荷用吸気ボート4は
、開口面積が固定の主ポー1−4aと開口面積が可変の
補助ボート41)とからなり、該補助ボート4bにはそ
の開口面積を可変制御する回転バルブ16が配設され、
該回転バルブ16にはエンジンのリド圧に応じて回転バ
ルブ′16を作動ilI制御づるノIクチコエータ17
が連結されてJ5す、高ず〕荷時エンジン回転数が4−
00 ’Orpm以上になると上記補助ボー1〜41)
を問いて高負荷用吸気ボート4の開口面積を仝聞にする
ようにしている。
、開口面積が固定の主ポー1−4aと開口面積が可変の
補助ボート41)とからなり、該補助ボート4bにはそ
の開口面積を可変制御する回転バルブ16が配設され、
該回転バルブ16にはエンジンのリド圧に応じて回転バ
ルブ′16を作動ilI制御づるノIクチコエータ17
が連結されてJ5す、高ず〕荷時エンジン回転数が4−
00 ’Orpm以上になると上記補助ボー1〜41)
を問いて高負荷用吸気ボート4の開口面積を仝聞にする
ようにしている。
まIこ、」−記2つのサイドハウジング5,5にそれぞ
れ対向して設りられた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j、つ(開閉され、高負荷用
吸気ボート4の開[1明間O3は1−キセントリックシ
ャフト8の回転角で300−320’の範囲に設定され
ている。また、l記高角荷用吸気ポート4の開口時期は
低角筒用吸気ポート3の開口時期と同時期もしくは早め
るように設定され、また高負荷用吸気ボート4の閉口時
期は低負荷用吸気ボート3の閉口時1113と同時期し
しくはdらせるように設定されて45す、よつ(低イ)
前用吸気ポート3の開口期間は高負荷用吸気ボー1〜4
の開口期間θS (300〜320°)以下とイpつ
でいる。
れ対向して設りられた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j、つ(開閉され、高負荷用
吸気ボート4の開[1明間O3は1−キセントリックシ
ャフト8の回転角で300−320’の範囲に設定され
ている。また、l記高角荷用吸気ポート4の開口時期は
低角筒用吸気ポート3の開口時期と同時期もしくは早め
るように設定され、また高負荷用吸気ボート4の閉口時
期は低負荷用吸気ボート3の閉口時1113と同時期し
しくはdらせるように設定されて45す、よつ(低イ)
前用吸気ポート3の開口期間は高負荷用吸気ボー1〜4
の開口期間θS (300〜320°)以下とイpつ
でいる。
一方、18は一端がエアクリーナ18aを介して大気に
開D l、て内気筒1Δ、11Bに吸気を供給覆るため
の主吸気通路であって、該よ吸気通路18には、吸入空
気最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は一1アフロ−メータ19下流に
おいて隔壁181)によつ(主低負荷用吸気通路20と
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、エンジンの負荷の増大に応じて開作動
し所定負荷以上になると全開となるエンジン低負荷時の
吸入空気量を制御する低負荷用絞り弁22が配設され、
また上記主高負荷用吸気通路21には、エンジン負荷が
所定負荷以上になると開作動覆るエンジン高負向時の吸
入空気量を制御°丈る高負荷用絞り弁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寸法の第1および第2低
負荷用吸気通路208.201)に分岐されたのら各気
筒1A、1’B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、また上記主高負荷用吸気通路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高負荷用吸気通路21a。
開D l、て内気筒1Δ、11Bに吸気を供給覆るため
の主吸気通路であって、該よ吸気通路18には、吸入空
気最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は一1アフロ−メータ19下流に
おいて隔壁181)によつ(主低負荷用吸気通路20と
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、エンジンの負荷の増大に応じて開作動
し所定負荷以上になると全開となるエンジン低負荷時の
吸入空気量を制御する低負荷用絞り弁22が配設され、
また上記主高負荷用吸気通路21には、エンジン負荷が
所定負荷以上になると開作動覆るエンジン高負向時の吸
入空気量を制御°丈る高負荷用絞り弁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寸法の第1および第2低
負荷用吸気通路208.201)に分岐されたのら各気
筒1A、1’B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、また上記主高負荷用吸気通路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高負荷用吸気通路21a。
21bに分岐されたのち各気筒1A、113の高負荷用
吸気ボート4,4(主ボート4a、4aと補助ポー1−
/1.b、4b)を介して作動室9,9に連通1ノてお
り、よって各気筒IA、IBに対して、低負荷用吸気通
路2Qa、20bと高負荷用吸気通路218.21bと
は低負荷用絞り弁22十流において各々独立して作動室
9に開口σるように構成されている。
吸気ボート4,4(主ボート4a、4aと補助ポー1−
/1.b、4b)を介して作動室9,9に連通1ノてお
り、よって各気筒IA、IBに対して、低負荷用吸気通
路2Qa、20bと高負荷用吸気通路218.21bと
は低負荷用絞り弁22十流において各々独立して作動室
9に開口σるように構成されている。
上記各高負荷用吸気通路21a 、21bの通路面積A
Sは各低負荷用吸気通路2Qa、、20bの通路面積Δ
pより−し人さく (As >△p)設定され、また各
高負荷用吸気通路21a、21bの通路長さ9Sは各低
負荷用吸気通路2Qa、201)の通路長さ9pよりも
短か<(9s<up)設定されており、高負荷用吸気通
路21a、21t]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。
Sは各低負荷用吸気通路2Qa、、20bの通路面積Δ
pより−し人さく (As >△p)設定され、また各
高負荷用吸気通路21a、21bの通路長さ9Sは各低
負荷用吸気通路2Qa、201)の通路長さ9pよりも
短か<(9s<up)設定されており、高負荷用吸気通
路21a、21t]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 、20bにはそ
れぞれ」二記エアフローメーク′19の出力(吸入空気
量)に応じて燃料噴剣吊が制御される電磁弁式の燃利囁
射ノズル24.24が配設されでいる。
れぞれ」二記エアフローメーク′19の出力(吸入空気
量)に応じて燃料噴剣吊が制御される電磁弁式の燃利囁
射ノズル24.24が配設されでいる。
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
1aと第2高負荷用吸気通路21bとを連通ずる連通路
25を右づる拡大室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)をその減衰を小金クシて有効に伝達するよう
に第1゜第2高負荷用吸気通路21a、21bの通路面
積ΔSと同等かそれ以上(A C3≧As)に設定され
ている。また、上記拡大室26の容積は、Jンジン排気
用(単一作動室の排気量×2)に対して0゜5〜2倍に
設定されでおり、0.5倍未満C′は膨張波と圧縮波間
の反転効果が得られない一方、2倍を越えると圧力波が
拡散してしまい吸気個有脈動効果が著しく低下すること
によるものである。
用絞り弁23下流に位置して、第1高負荷用吸気通路2
1aと第2高負荷用吸気通路21bとを連通ずる連通路
25を右づる拡大室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)をその減衰を小金クシて有効に伝達するよう
に第1゜第2高負荷用吸気通路21a、21bの通路面
積ΔSと同等かそれ以上(A C3≧As)に設定され
ている。また、上記拡大室26の容積は、Jンジン排気
用(単一作動室の排気量×2)に対して0゜5〜2倍に
設定されでおり、0.5倍未満C′は膨張波と圧縮波間
の反転効果が得られない一方、2倍を越えると圧力波が
拡散してしまい吸気個有脈動効果が著しく低下すること
によるものである。
尚、上記主低負荷用吸気通路20の分岐部も、同様に第
1低負荷用吸気通路20aと第2低負荷用吸気通路20
11とを連通り°る連通路27を有する拡大室28によ
って構成されている。また、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、燃料の良好な応答性を確保り−
るものである。
1低負荷用吸気通路20aと第2低負荷用吸気通路20
11とを連通り°る連通路27を有する拡大室28によ
って構成されている。また、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、燃料の良好な応答性を確保り−
るものである。
さらに、上記両気筒IA、1Bの高負荷用吸気ボート4
.4間の通路長さLsは、連通路25の通路長さpcs
と該連通路25下流の第1.第2高負荷用吸気通路21
8.21bの各通路長さ9S。
.4間の通路長さLsは、連通路25の通路長さpcs
と該連通路25下流の第1.第2高負荷用吸気通路21
8.21bの各通路長さ9S。
jsどを加粋したもの(Ls =C!cs−+−2.Q
s )となり、5000〜7000 rl)Illのエ
ンジン高回転時を1litとして上記(I>式から、1
、s嬌((300〜320 >−q g o−20)X
60/360X (5000・−7000>×343 共0.82へ−1,37(1n) に設定されている。
s )となり、5000〜7000 rl)Illのエ
ンジン高回転時を1litとして上記(I>式から、1
、s嬌((300〜320 >−q g o−20)X
60/360X (5000・−7000>×343 共0.82へ−1,37(1n) に設定されている。
加えて、上記第1.第2高負荷用吸気通路21a、21
bの通路長さ9S、つまり該名高負荷用吸気通路21a
、21bの拡大室26への開口端面から作動室9への開
口(高負荷用吸気ボー1− /l)までの通路長さ9S
は、5000 ・−7000rpn+のエンジン高回転
時を基準として、1−記(IF)式から 9 S ”= ((300〜3 2 0 )−1
00)X60/360x (5000〜 7000)
X343X1/2X2 ”〜0.4.1〜0.63 (m) に設定されている。
bの通路長さ9S、つまり該名高負荷用吸気通路21a
、21bの拡大室26への開口端面から作動室9への開
口(高負荷用吸気ボー1− /l)までの通路長さ9S
は、5000 ・−7000rpn+のエンジン高回転
時を基準として、1−記(IF)式から 9 S ”= ((300〜3 2 0 )−1
00)X60/360x (5000〜 7000)
X343X1/2X2 ”〜0.4.1〜0.63 (m) に設定されている。
尚、第2図中、29は排気ボー1−10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
装置(図示Iず)を補助する排気浄化用の拡大マニホー
ルドである。
気通路、30は該排気通路29の途中に介設された触媒
装置(図示I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、上記実施例の作用を第3図により説明するに、高
出力を要する5000〜7000 ppmのエンジン高
回転時には、高負荷用絞り弁23の開作動および回転バ
ルブ16の開作動により、各気筒1A、IBの高負荷用
吸気ボート4は主ボート4aと共に補助ボート41)が
開かれ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1〜4開口時に
は第2高負荷用吸気通路21b内に圧縮波が発4t す
る1、この圧縮波は、雨気筒1Δ、1Bの高負荷用吸気
ボート4.4間の通路長ざ1−51を上記5000〜7
o o o rp+nのエンジン高回転時を基準として
上記(I)式ニヨリ0 、82〜1 、37 m ニ設
定したことにより、第2高負荷用吸気通路21b→拡人
室26の連通路25→第1高負荷用吸気通路21aを経
て、180°の位相差をもつ第1気筒1Δの全開直、前
の高負荷用吸気ボート4に伝播される(排気干渉効果)
。それと同時に、第1気筒1Aにおいて、高負荷用吸気
ボート4の吸気開始により第1高負荷用吸気通路2 l
a内には膨張波が発生し、この膨張波は、該高負荷用
吸気ボート4と拡大室26との間の通路長さjsを50
00〜7000 rpmのエンジン高回転時を基準とし
て上記(II)式により0.41〜0.63mに設定し
たことにより、第1高負荷用吸気通路21a→拡大室2
6(圧縮波に反転して反則)→第1高tm 、TtJ用
吸気通路21a→高負荷用吸気ポート4〈膨張波に反転
して廃用)→第1高負荷用吸気通路21iI→拡大室2
6(圧縮波に反転して反111)→第1高負荷用吸気通
路21aを経て、圧縮波の2次脈動波として該第1気筒
1△の全開直前の高負荷用吸気ボー1〜4に伝播される
(吸気個有脈動効果)。
出力を要する5000〜7000 ppmのエンジン高
回転時には、高負荷用絞り弁23の開作動および回転バ
ルブ16の開作動により、各気筒1A、IBの高負荷用
吸気ボート4は主ボート4aと共に補助ボート41)が
開かれ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1〜4開口時に
は第2高負荷用吸気通路21b内に圧縮波が発4t す
る1、この圧縮波は、雨気筒1Δ、1Bの高負荷用吸気
ボート4.4間の通路長ざ1−51を上記5000〜7
o o o rp+nのエンジン高回転時を基準として
上記(I)式ニヨリ0 、82〜1 、37 m ニ設
定したことにより、第2高負荷用吸気通路21b→拡人
室26の連通路25→第1高負荷用吸気通路21aを経
て、180°の位相差をもつ第1気筒1Δの全開直、前
の高負荷用吸気ボート4に伝播される(排気干渉効果)
。それと同時に、第1気筒1Aにおいて、高負荷用吸気
ボート4の吸気開始により第1高負荷用吸気通路2 l
a内には膨張波が発生し、この膨張波は、該高負荷用
吸気ボート4と拡大室26との間の通路長さjsを50
00〜7000 rpmのエンジン高回転時を基準とし
て上記(II)式により0.41〜0.63mに設定し
たことにより、第1高負荷用吸気通路21a→拡大室2
6(圧縮波に反転して反則)→第1高tm 、TtJ用
吸気通路21a→高負荷用吸気ポート4〈膨張波に反転
して廃用)→第1高負荷用吸気通路21iI→拡大室2
6(圧縮波に反転して反111)→第1高負荷用吸気通
路21aを経て、圧縮波の2次脈動波として該第1気筒
1△の全開直前の高負荷用吸気ボー1〜4に伝播される
(吸気個有脈動効果)。
その結果、上記開]]時圧縮波おにび2次脈動圧縮波に
より、第1気WJ1Aの全閉直前の高負荷用吸気ボート
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
へ押し込まれ、強い過給が行われることになる。同様に
、第2気筒1Bにおいても、全開直前の高負荷用吸気ボ
ート4に、第1気筒1△からの間口時圧縮波および第2
気筒1B自身の2次脈動圧縮波が伝播されて強い過給が
行われる。
より、第1気WJ1Aの全閉直前の高負荷用吸気ボート
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
へ押し込まれ、強い過給が行われることになる。同様に
、第2気筒1Bにおいても、全開直前の高負荷用吸気ボ
ート4に、第1気筒1△からの間口時圧縮波および第2
気筒1B自身の2次脈動圧縮波が伝播されて強い過給が
行われる。
Lノたがって、このように各気筒1Δ、1Bの高負荷用
吸気系統において、全開直前の高負荷用吸気ボート4に
対Jる排気干渉効果J3 J、び吸気個有脈動効果によ
る強い過給効果により、第4図に示づようにエンジンの
高負荷高回転時(5000〜7000rl1m)での充
填効率が著しく増大して出力を人[IJに向上させるこ
とがC゛ぎる。尚、第4図では、各気筒1Δ、1Bの高
負荷用吸気通路21a、211+を独5’lさUて60
00 rlim 4!:基準に2次の吸気個有脈動効果
のみを得るようにした場合(破線で承り)に対し、これ
に加え”(6000ppmを基準に排気干渉効果を得る
ようにした場合(実線で承り)にa3()るエンジンの
出力1ヘルク特性を示す。
吸気系統において、全開直前の高負荷用吸気ボート4に
対Jる排気干渉効果J3 J、び吸気個有脈動効果によ
る強い過給効果により、第4図に示づようにエンジンの
高負荷高回転時(5000〜7000rl1m)での充
填効率が著しく増大して出力を人[IJに向上させるこ
とがC゛ぎる。尚、第4図では、各気筒1Δ、1Bの高
負荷用吸気通路21a、211+を独5’lさUて60
00 rlim 4!:基準に2次の吸気個有脈動効果
のみを得るようにした場合(破線で承り)に対し、これ
に加え”(6000ppmを基準に排気干渉効果を得る
ようにした場合(実線で承り)にa3()るエンジンの
出力1ヘルク特性を示す。
また、その場合、高負荷用吸気通路21a、、211)
Iよ、低負荷用吸気通路20a 、 20I+ ヨりも
通路面積が大で、しかも通路長さが短いので、上記高負
荷用吸気系統での排気干渉効果おJ−び吸気個有脈動効
果ににろ過給効果を効果的にかつ強力に発揮づることが
できる。
Iよ、低負荷用吸気通路20a 、 20I+ ヨりも
通路面積が大で、しかも通路長さが短いので、上記高負
荷用吸気系統での排気干渉効果おJ−び吸気個有脈動効
果ににろ過給効果を効果的にかつ強力に発揮づることが
できる。
また、−h2連通路25を有する拡大室26は、高負荷
用絞り弁23下流に位置し、しかも該連通路25の通路
面積AC5を高負荷用吸気通路218゜21bの通路面
B!IASより同等以」二としたので、上記高負荷用絞
り弁23や連通路25自身によって圧力波が減衰される
ことがなく上記排気干渉効果および吸気個有脈動効果を
イi効に発揮できる。
用絞り弁23下流に位置し、しかも該連通路25の通路
面積AC5を高負荷用吸気通路218゜21bの通路面
B!IASより同等以」二としたので、上記高負荷用絞
り弁23や連通路25自身によって圧力波が減衰される
ことがなく上記排気干渉効果および吸気個有脈動効果を
イi効に発揮できる。
さらに、上記高負荷用吸気ボー1〜/Iの開口時1!1
1を低愈前用吸気ボー1〜3よりb以早に1.、、 /
、:ことにより、開口時圧縮波を強く発生でさ、また高
角動用吸気ボート4の閉口時期を低負荷用吸気ボーh3
よりも以遅にしたことにより、伝播されl〔圧縮波の低
0荷用吸気ボー)〜3からの吹き抜(Jを防11でき、
J:って上記効果を有効に1りることがC゛きる。
1を低愈前用吸気ボー1〜3よりb以早に1.、、 /
、:ことにより、開口時圧縮波を強く発生でさ、また高
角動用吸気ボート4の閉口時期を低負荷用吸気ボーh3
よりも以遅にしたことにより、伝播されl〔圧縮波の低
0荷用吸気ボー)〜3からの吹き抜(Jを防11でき、
J:って上記効果を有効に1りることがC゛きる。
まIC1上記排気干渉効果および吸気個有脈動効果によ
る過給効果は、高負荷用吸気ポー1〜4の開口期間、第
1高負荷用吸気通路21aと第2高負荷用吸気通路21
bとを連通ずる連通路25を右する拡大室26の位置、
両気筒IA、IBの高負荷用吸気ポート4,4間の通路
長さLS、および上記拡大室26と高負荷用吸気ボート
4との間の通路長さ9Sを上述の如く設定することによ
って得られ、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(゛済み、構造が極めて簡単なものぐあ
り、よって容易にかつ安価に実施で゛きる。
る過給効果は、高負荷用吸気ポー1〜4の開口期間、第
1高負荷用吸気通路21aと第2高負荷用吸気通路21
bとを連通ずる連通路25を右する拡大室26の位置、
両気筒IA、IBの高負荷用吸気ポート4,4間の通路
長さLS、および上記拡大室26と高負荷用吸気ボート
4との間の通路長さ9Sを上述の如く設定することによ
って得られ、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(゛済み、構造が極めて簡単なものぐあ
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く、そ
の他種々の変形例をも包含するものである。例えば、上
記実施例では燃料噴射式のロータリピストンエンジンに
適用した例を示したが、気化器式のものに対しても適用
ぐぎるのは勿論である。しかし、燃料噴射式の場合、上
記実施例の如く燃料噴射ノズル24を連通路27(拡大
室28)下流の低負荷用吸気通路20a 、20bに設
(−)ることによって、上記拡大室28のサージタンク
機能と相俟って燃料の良好な応答性を確保できるので好
ましい。また、気化器式の場合には、低負荷用吸気通路
20a 、20bの通路長さ9pを高負荷用吸気通路2
18.2111の通路長さ9Sよりも短かくづること、
および低負荷側の拡大室28を省略することによって、
燃料の応答性の悪化を可及的に抑制づ“ることができる
。
の他種々の変形例をも包含するものである。例えば、上
記実施例では燃料噴射式のロータリピストンエンジンに
適用した例を示したが、気化器式のものに対しても適用
ぐぎるのは勿論である。しかし、燃料噴射式の場合、上
記実施例の如く燃料噴射ノズル24を連通路27(拡大
室28)下流の低負荷用吸気通路20a 、20bに設
(−)ることによって、上記拡大室28のサージタンク
機能と相俟って燃料の良好な応答性を確保できるので好
ましい。また、気化器式の場合には、低負荷用吸気通路
20a 、20bの通路長さ9pを高負荷用吸気通路2
18.2111の通路長さ9Sよりも短かくづること、
および低負荷側の拡大室28を省略することによって、
燃料の応答性の悪化を可及的に抑制づ“ることができる
。
また、各気筒IA、1Bの各吸気ポート3,4の開口時
期はト死点後エキセン1〜リツクシャフi−8の回転角
で・30〜60°の範囲に設定づることが充fat効率
の向上を図る上で好ましい。また、吸排気オーバラップ
期間は■キセノ1−リツクシ1ノツトの回転角でO〜2
0’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、グイリコーシ]ンガスの持込み量を少なくして
120.l[ンジン低f)荷時の失火の防止を図る上で
好ましいl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、1.低負荷用吸気
通路20と主高負荷用吸気通路21との分岐部上流の主
吸気通路18に設けた型式のものも採用可能である。
期はト死点後エキセン1〜リツクシャフi−8の回転角
で・30〜60°の範囲に設定づることが充fat効率
の向上を図る上で好ましい。また、吸排気オーバラップ
期間は■キセノ1−リツクシ1ノツトの回転角でO〜2
0’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、グイリコーシ]ンガスの持込み量を少なくして
120.l[ンジン低f)荷時の失火の防止を図る上で
好ましいl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、1.低負荷用吸気
通路20と主高負荷用吸気通路21との分岐部上流の主
吸気通路18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、低負荷用と高負
荷用との2系統の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、50o O〜7000 r
pmの1ンジン高回転時、Kji c1荷用吸気系統に
お()る気ね相互間の排気干渉動床および各気筒自身の
吸気個有脈動効果により強い過給効果を得るJ、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
変更による血中な構成でもって、エンジンの高負荷高回
転時Cの充填効率を著しく高めて出力向−Fを有効にか
つ大d+に図ることができ、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およびコストダウン
化に大いにtel Ij ”Cきるしの(゛ある。
荷用との2系統の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、50o O〜7000 r
pmの1ンジン高回転時、Kji c1荷用吸気系統に
お()る気ね相互間の排気干渉動床および各気筒自身の
吸気個有脈動効果により強い過給効果を得るJ、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
変更による血中な構成でもって、エンジンの高負荷高回
転時Cの充填効率を著しく高めて出力向−Fを有効にか
つ大d+に図ることができ、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およびコストダウン
化に大いにtel Ij ”Cきるしの(゛ある。
図面は本発明の実施例を示し、第1図tJ、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TI 12明図、第4図は本発明によ
る出力トルク特性を示すグラフである。 1Δ・・・第1気筒、1B・・・第2気筒、2・・・ロ
ータハウジング、2a・・・2節トロ]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、5・・・サイドバウシング、6・・・ケーシング
、7・・・日−タ、8・・・エギセントリックシ177
1〜.9・・・作動室、18・・・主吸気通路、20・
・・′:1−低負荷用吸気通路、20a・・・第1低負
荷用吸気通路、201)・・・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、2
2・・・低負荷用絞り弁、23・・・高負荷用絞り弁、
25・・・連通路、26・・・拡大室。
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TI 12明図、第4図は本発明によ
る出力トルク特性を示すグラフである。 1Δ・・・第1気筒、1B・・・第2気筒、2・・・ロ
ータハウジング、2a・・・2節トロ]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、5・・・サイドバウシング、6・・・ケーシング
、7・・・日−タ、8・・・エギセントリックシ177
1〜.9・・・作動室、18・・・主吸気通路、20・
・・′:1−低負荷用吸気通路、20a・・・第1低負
荷用吸気通路、201)・・・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、2
2・・・低負荷用絞り弁、23・・・高負荷用絞り弁、
25・・・連通路、26・・・拡大室。
Claims (1)
- (1)2節トロコイド状の内周面を有する1]−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
されたケーシング内を、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て遊星回転運動し、かつ低
負荷用絞り弁を備えた低負荷用吸気通路と高負荷用絞り
弁を備えた上記低負荷用吸気通路よりも通路面積の大き
い高負荷用吸気通路とが上記低負荷用絞り弁下流におい
て各々独立して各サイドハウジングに設けた低負荷用お
よび高負荷用吸気ボートによって作動室にl?iJ t
′:Xlηるものであって、各D −タがエキセントリ
ックシャフトの回転角′c180°の位相差を持つ2気
筒ロータリピストンエンジンにおいて、 a、高負荷用吸気ポートの開口期間をエキセントリック
シヤ71〜の回転角で300〜320°の範囲に設定す
ること、 b、高負荷用絞り弁下流において各気筒の高負荷用吸気
通路を連通ずる連通路を有する拡大室を設けること、 C0該連通路およびその下流の高負荷用吸気通路によっ
て形成される両気筒の高負荷用吸気ポート間の通路長さ
を0.82〜1.37mになるように設定すること、 d、上記拡大室から各気筒の高負荷用吸気ポートまでの
高負荷用吸気通路の通路長さを0゜41〜0.63mに
なるように設定する口との条件のもとで、5000〜7
000rpmの]−ンジン高回転時、一方の気筒の高負
荷用吸気ボート開口時に高負荷用吸気通路内に発生づる
T「縮波を上記連通路を介して他方の気筒の全開の前の
高負荷用吸気ボートに伝播させるとともに、各気筒の高
負荷用吸気ボートの吸気開始により高負荷用吸気通路内
に発生する膨張波を上記拡大室で反転して反射した圧縮
波の2次脈動波を該各気筒の全開直前の高負荷用吸気ポ
ートに伝播させることにより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。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP57186355A JPS5977039A (ja) | 1982-10-22 | 1982-10-22 | ロ−タリピストンエンジンの吸気装置 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP57186355A JPS5977039A (ja) | 1982-10-22 | 1982-10-22 | ロ−タリピストンエンジンの吸気装置 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS5977039A true JPS5977039A (ja) | 1984-05-02 |
JPS619495B2 JPS619495B2 (ja) | 1986-03-24 |
Family
ID=16186908
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP57186355A Granted JPS5977039A (ja) | 1982-10-22 | 1982-10-22 | ロ−タリピストンエンジンの吸気装置 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS5977039A (ja) |
-
1982
- 1982-10-22 JP JP57186355A patent/JPS5977039A/ja active Granted
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPS619495B2 (ja) | 1986-03-24 |
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