JP2007231831A - エンジンの吸気制御方法及び吸気制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】低負荷時に燃焼を改善しつつ高負荷時のノック発生や充填効率の低下を防止するエンジンの吸気制御方法を提案する。
【解決手段】シリンダ内を往復動するピストン（９）と、燃焼室に開口している吸気ポートを開閉する吸気弁（３１）とを有するエンジンにおいて、燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成すると共に、前記吸気弁（３１）のリフトを可変に制御可能な可変動弁機構を備え、この可変動弁機構を用いて、低負荷時に吸気弁（３１）のリフトを小さくし（ステップ３、５）、かつ高負荷時になると吸気弁（３１）のリフトを低負荷時よりも相対的に増大させる（ステップ３、７）。
【選択図】図１１

Description

本発明は可変動弁装置を備えるエンジン（内燃機関）の吸気制御装置、特に冷却損失低減技術に関する。

吸気弁の開弁時期をほぼ一定として、吸気弁の閉時期をエンジンの負荷によって変化させ、吸入の有効ストロークを可変制御することによりポンプ損失の低減を狙ったものがある（特許文献１参照）。
特開昭５５−８７８３５号公報

ところで、上記特許文献１の技術は、実圧縮比の変化を伴う、有効吸入ストローク変化を与えるものであり、実圧縮比の変化は圧縮上死点での吸気温度、燃焼特性に少なからぬ影響を与えるため、はなはだしい場合にはポンプ損失の低減効果が損なわれてしまう。

これについて図６を参照して説明すると、低負荷時に可変動弁機構を用いて吸気弁の閉時期を制御することにより、吸気弁の開時期から閉時期までのクランク角度区間（以下、「吸気弁の作動角」という。）を、吸気弁の閉時期が固定されているエンジンの場合（図６（Ｃ）参照）より大幅に縮小すると共に、図６（Ｂ）に示すように吸気弁の閉時期を早め、吸気行程の半ばに吸入を早くも停止して下死点ＢＤＣ前後で吸気を膨張・圧縮させることにより、実際に有効な吸入ストロークを変化させ、吸入時の吸気圧力を有効ストロークに略反比例させる形で大気圧に近づけ、ポンプ損失の低減を図るのがミラーサイクルであり、既に良く知られている。

このとき、吸気弁の閉時期が下死点ＢＤＣよりも大幅に早くなるため、シリンダ内の吸気は吸入行程にも拘わらず、下死点ＢＤＣまで断熱膨張をすることになり、シリンダ内圧力の低下に伴い、図示しないシリンダ内温度も低下する。下死点ＢＤＣを過ぎると圧縮行程が開始するが、断熱膨張が開始したシリンダ内圧力までは断熱膨張、圧縮に近く、単なるシリンダ内圧力の復帰に過ぎないから、シリンダ内圧力の復帰時点から実際には圧縮が開始することになる。そのため、実圧縮比としては吸気弁閉時期が下死点ＢＤＣより早まるにつれて大幅に低下する。この実圧縮比の低下は圧縮上死点ＴＤＣでの大幅なシリンダ内混合気温度の低下を伴うため、そのままでは燃焼状態が悪化し燃焼速度が低下する。このため、ポンプ損失が低下したほどには燃費の改善効果が得られなくなる（図６（Ａ）参照）。

なお、図６（Ａ）には吸気弁の閉時期を、図６（Ｃ）のように下死点ＢＤＣより遅角側の時期に固定しているエンジンの場合のＰＶ曲線と、図６（Ｂ）のように可変動弁機構を用いて、吸気弁の閉時期を下死点ＢＤＣよりも早めたエンジンの場合のＰＶ曲線とを重ねて示しており、可変動弁機構を用いて吸気弁の閉時期を早めたエンジンの場合にはポンプ損失が低減される一方で、圧縮温度が低下して燃焼状態が悪化する。つまり、ポンプ損失の低減と、圧縮温度低下による燃焼悪化とはトレードオフの関係に立っている。

ここで、可変動弁機構が、吸気弁のリフト量や吸気弁の作動角を変化させ得るリフト可変機構と、吸気弁の閉時期を変化させ得る吸気弁閉時期可変機構とからなる場合に、このうちリフト可変機構により、吸気弁のバルブリフトが例えば図５に示したように連続的に変化する、つまり吸気弁のリフト量と吸気弁の作動角とが同時に変化するものでは、吸気弁のリフト量及び吸気弁の作動角を総称して「吸気弁のリフト」ということにする。従って、「吸気弁のリフト」を小さくするとき、吸気弁のリフト量と吸気弁の作動角とが共に小さくなり、この逆に「吸気弁のリフト」を大きくするとき、吸気弁のリフト量と吸気弁の作動角とが共に大きくなる。

さて、こうした吸気弁のリフトを変化させ得るリフト可変機構と、上記の吸気弁閉時期可変機構とからなる可変動弁機構を備えるエンジンにおいて、吸気弁の閉時期を早めた場合にも、ポンプ損失の低減効果が損なわれないようにするため、燃焼室の壁面の一部または全部にセラミックなどの断熱材料を貼り、冷却損失を低減することにより、低負荷時におけるエンジンの熱効率を高めることが考えられる。

しかしながら、セラミックは高負荷時のような高温下で熱伝達率が上昇するため、燃焼室内の吸気の温度が上昇し、圧縮終わりの温度で２００℃以上の上昇となる。このような温度上昇が生じたのでは、ガソリンエンジンにおいては高負荷時のノックの発生を避けることができないため、高負荷時（ひいては全ての運転領域）において圧縮比を下げざるを得ない。このことは低負荷時の燃費効果が大幅に損なわれることを意味する。また、高負荷時には吸気の充填効率が基本的に重要であり、吸気温度が上昇するとその分、空気量が減少し、トルクが低下するトレードオフが生じることになる。

なお、低負荷時に圧縮比を高くし、高負荷時になると圧縮比をさげることは、圧縮比可変エンジンを用いれば可能であるが、システムが高度化してしまう。

そこで本発明は、圧縮比は一定のままでも低負荷時に燃焼を改善しつつ高負荷時のノック発生や充填効率の低下を防止するエンジンの吸気制御方法及び吸気制御装置を提案することを目的とする。

本発明は、シリンダ内を往復動するピストン（９）と、燃焼室に開口している吸気ポートを開閉する吸気弁（３１）とを有するエンジンにおいて、燃焼室（６１）の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成すると共に、前記吸気弁（３１）のリフトを可変に制御可能な可変動弁機構（２１、４１）を備え、この可変動弁機構を用いて、低負荷時に吸気弁（３１）のリフトを小さくし、かつ高負荷時になると吸気弁（３１）のリフトを低負荷時よりも相対的に増大させるように構成する。

本発明によれば、シリンダ内を往復動するピストンと、燃焼室に開口している吸気ポートを開閉する吸気弁とを有するエンジンにおいて、燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成すると共に、前記吸気弁のリフトを可変に制御可能な可変動弁機構を備え、この可変動弁機構を用いて、低負荷時に吸気弁のリフトを小さくし、かつ高負荷時になると吸気弁のリフトを低負荷時よりも相対的に増大させるので、低負荷時にはシリンダとの熱交換を積極的に行わせて燃焼状態をよくしつつ、高負荷時にはシリンダとの熱交換を抑制するような吸気の流動特性を与えて、高負荷時のノック発生や充填効率の低下を抑制できる。

以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。

図３はエンジンの吸気制御方法の実施に直接実施するエンジンの吸気制御装置の概略構成図、図１はこの吸気制御装置の備えられる複リンク型レシプロ式エンジンの概略構成図である。

図１から説明すると、このエンジンは圧縮比可変機構、具体的にはピストン行程を変化させて圧縮比を変更する機構を備えている。なお、圧縮比可変機構を備えるこのエンジンは、本出願人が先に提案したものであるが、例えば特開２００１−２２７３６７号公報等によって公知となっているので、その概要のみを説明する。

クランクシャフト２には、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１内の主軸受（図示しない）に回転可能に支持されるクランクジャーナル３が各気筒毎に設けられている。各クランクジャーナル３は、その軸心Ｏがクランクシャフト２の軸心（回転中心）と一致しており、クランクシャフト２の回転軸部を構成している。

また、クランクシャフト２は、軸心Ｏから偏心して各気筒毎に設けられたクランクピン４と、クランクピン４をクランクジャーナル３へ連結するクランクアーム４ａと、軸心Ｏに対してクランクピン４と反対側に配置され、主としてピストン運動の回転１次振動成分を低減するカウンターウェイト４ｂとを有している。クランクアーム４ａとカウンターウェイト４ｂとは、この実施形態では一体的に形成されている。

そして本実施形態では、各気筒毎に形成されたシリンダ１０に摺動可能に嵌合するピストン９と、上記のクランクピン４とが、複数のリンク部材、すなわちアッパーリンク６とロアーリンク５とにより機械的に連携されている。アッパーリンク６の上端側は、ピストン９に固定的に設けられたピストンピン８に、軸心Ｏｃ周りに相対回転可能に外嵌している。また、アッパーリンク６の下端側とロアーリンク５の、ほぼ二等分された一方の本体５ａとは、両者を挿通する連結ピン７によって、軸心Ｏｄ周りに相対回転可能に連結されている。

ロアーリンク５は、クランクピン４を狭持するように、２つの本体５ａ、５ｂを取付けて構成されており、この狭持部分でクランクピン４と軸心Ｏｅ周りに相対回転可能に装着されている。ほぼ２等分された他方のロアーリンク本体５ｂと制御リンク（サードリンク）１１の上端側とは、両者を挿通する連結ピン１２によって軸心Ｏｆ周りに相対回転可能に連結されている。

この制御リンク１１の下端側は、シリンダブロック１に回動可能に支持される、偏心カム部１４を有する制御軸１３に、その軸心Ｏｂ周りに揺動可能に外嵌，支持されている。すなわち、制御軸１３の外周には偏心カム部１４が回転可能に設けられており、偏心カム部１４の軸心Ｏａは、制御軸１３の軸心Ｏｂに対して所定量偏心している。この偏心カム部１４は、ウォームギア１５を介して圧縮比制御アクチュエータ１６によって、機関の運転状態に応じて回動制御されるとともに、任意の回動位置で保持されるようになっている。

このような構成により、クランクシャフト２の回転に伴って、クランクピン４，ロアーリンク５，アッパーリンク６及びピストンピン８を介してピストン９がシリンダ１０内を昇降するとともに、ロアーリンク５に連結する制御リンク１１が、下端側の揺動軸心Ｏｂを支点として揺動する。

また、上記の圧縮比制御アクチュエータ１６により偏心カム部１４を回動制御することにより、制御リンク１１の揺動軸心となる制御軸１３の軸心Ｏｂが偏心カム部１４の軸心Ｏａ周りに回転し、つまり制御リンク１１の揺動中心位置Ｏｂが機関本体（及びクランクシャフト回転中心Ｏ）に対して移動する。これにより、ピストン９の行程が変化して、エンジンの各気筒の圧縮比が可変制御される。参考として、図２に、ピストン上死点位置における３つのリンク６、５、１１の姿勢を模式的に示すと、図２左側は高圧縮比位置での、図２右側は低圧縮比位置での各リンク姿勢である。

次に、図３、図４は、可変動弁機構の概略構成図であり、可変動弁機構は、吸気弁のリフトを変化させ得るリフト可変機構２１と、吸気弁が最大リフトを迎えるクランク角度位置（この吸気弁のクランク角度位置を、以下「吸気弁のリフト中心角」という。）の位相（図１に示したクランクシャフト２に対する位相）を進角側もしくは遅角側に変化させ得る位相可変機構４１（吸気弁閉時期可変機構）とが組み合わされて構成されている。このうち、図３はリフト可変機構２１及び位相可変機構４１の概略斜視図である。

図４はリフト可変機構２１の概略断面図である。ここで、図４上段は吸気弁のゼロリフト時に、後述する揺動カム２９が最小揺動時と最大揺動時とでどのような位置にあるのか、また図４下段は吸気弁のフルリフト時に、後述する揺動カム２９が最小揺動時と最大揺動時とでどのような位置にあるのかをそれぞれ示している。ここで、吸気弁のゼロリフトとは、吸気弁３１がリフトしない（つまり吸気弁のリフトはゼロ）ことを、また吸気弁のフルリフトとは、吸気弁３１が最大のリフトとなることをいう。

なお、この可変動弁機構は、本出願人が先に提案したものであるが、例えば特開２００２−２５６９０５号、特開平１１−１０７７２５号公報等によって公知となっているので、その概要のみを説明する。

まず、リフト可変機構２１を説明する。リフト可変機構２１は、シリンダヘッド（図示しない）に摺動自在に設けられる吸気弁３１と、シリンダヘッド上部のカムブラケット（図示しない）に回転自在に支持される駆動軸２２と、この駆動軸２２に、圧入等により固定される偏心カム２３と、上記駆動軸２２の上方位置に同じカムブラケットによって回転自在に支持されると共に駆動軸２２と平行に配置される制御軸３２と、この制御軸３２の偏心カム部３８に揺動自在に支持されるロッカアーム２６と、吸気弁３１の上端部に配置されているバルブリフタ３０に当接する揺動カム２９とを備えている。上記偏心カム２３とロッカアーム２６とはリンクアーム２４によって、またロッカアーム２６と揺動カム２９とはリンク部材２８よってそれぞれ連係されている。

なお、図３には１気筒当たり２つの吸気弁を備える多気筒内燃機関のうち一気筒分で代表させて示している。従って、吸気弁３１とバルブリフタ３０と揺動カム２９とが２つずつ描かれている。

上記の駆動軸２２は、後述するように、タイミングチェーンないしはタイミングベルトを介して図１に示したエンジンのクランクシャフト２によって駆動されるものである。

円形外周面を有する上記偏心カム２３はその外周面の中心が駆動軸２２の軸心から所定量だけオフセットされ、偏心カム２３の外周面にリンクアーム２４の環状部が回転可能に嵌合している。

上記のロッカアーム２６は、略中央部が上記偏心カム部３８によって揺動可能に支持され、その一端部（図４上段左側の図において右端部）に連結ピン２５を介して上記リンクアーム２４のアーム部が連係し、他端部（図４上段左側の図において左端部）に連結ピン２７を介して上記リンク部材２８の上端部がそれぞれ連係している。上記偏心カム部３８は、制御軸３２の軸心から偏心し、従って制御軸３２の回転角度位置に応じてロッカアーム２６の揺動中心が変化することとなる。

上記の揺動カム２９は、駆動軸２２の外周に嵌合して回転自在に支持され、側方へ延びた端部に連結ピン３７を介して上記リンク部材２８の下端部が連係している。この揺動カム２９の下面には、駆動軸２２と同心状の円弧をなす基円面と、その基円面から所定の曲線を描いて延びるカム面とが連続して形成され、これらの基円面ならびにカム面が、揺動カム２９の揺動位置に応じてバルブリフタ３０の上面に当接している。すなわち、上記基円面はベースサークル区間として、吸気弁３１のリフト量（及び吸気弁の作動角）がゼロとなる区間であり、揺動カム２９が揺動してカム面がバルブリフタ３０に接触すると、徐々に吸気弁３１が下方にリフトしていくことになる。なお、ベースサークル区間とリフト区間との間には若干のランプ区間が設けられている。

上記の制御軸３２は、図３に示すように、一端部に設けられたリフト制御用アクチュエータ３３によって所定角度範囲内で回転するように構成されている。このリフト制御用アクチュエータ３３は、例えば制御軸３２の後端部に設けられている部材３４の一部であって制御軸３２の軸心から所定量オフセットされた位置より突出するピン３４ａと、プランジャ３５ｂの先端に設けられたくちばし状の爪３５ａとの係合を介して、制御軸３２を回転させる油圧アクチュエータ３５と、この油圧アクチュエータ３５への供給油圧を制御する第１油圧装置（例えば油圧制御弁）３６とからなり、第１油圧装置３６は、エンジンコントロールユニット３９からの制御信号によって制御される。なお、制御軸３２の回転角度は、図示しない制御軸センサによって検出される。

このリフト可変機構２１の作用は次のようなものである。

駆動軸２２がクランクシャフト２により回転すると、偏心カム２３のカム作用によってリンクアーム２４が上下動し、これに伴ってロッカアーム２６が揺動する。このロッカアーム２６の揺動は、リンク部材２８を介して揺動カム２９へ伝達され、この揺動カム２９が揺動する。この揺動カム２９のカム作用によって、バルブリフタ３０が押圧され、吸気弁３１が下方にリフトする。

ここで、リフト制御用アクチュエータ３３を介して制御軸３２の回転角度が変化すると、ロッカアーム２６の初期位置が変化し、ひいては揺動カム２９の初期揺動位置が変化する。

例えば、図４上段にも示したように、偏心カム部３８が図の上方へ位置している場合には、ロッカアーム２６は全体として上方へ位置し、揺動カム２９の連結ピン３７側の端部が相対的に上方へ引き上げられた状態となる。つまり、揺動カム２９の初期位置は、そのカム面がバルブリフタ３０から離れる方向に傾く（図４上段の左側参照）。従って、駆動軸２２の回転に伴って揺動カム２９が揺動した際に、基円面が長くバルブリフタ３０に接触し続け、カム面がバルブリフタ３０に接触する期間は短い。従って、吸気弁３１のリフト量が全体として小さくなり（図４上段の右側参照）、かつ吸気弁３１の開時期から閉時期までのクランク角度区間（つまり吸気弁の作動角）も縮小する。

この逆に、図４下段にも示したように、偏心カム部３８が図の下方へ位置している場合には、ロッカアーム２６は全体として下方へ位置し、揺動カム２９の連結ピン３７側の端部が相対的に下方へ押し下げられた状態となる。つまり、揺動カム２９の初期位置は、そのカム面がバルブリフタ３０に近付く方向に傾く（図４下段の左側参照）。従って、駆動軸２２の回転に伴って揺動カム２９が揺動した際に、バルブリフタ３０と接触する部位が基円面からカム面へと直ちに移行する。従って、吸気弁３１のリフト量が全体として大きくなり（図４下段の右側参照）、かつ吸気弁の作動角も拡大する。

上記の偏心カム部３８の初期位置は連続的に変化させ得るので、これに伴って、吸気弁３１のバルブリフト特性は連続的に変化する。つまり、図５に示したように吸気弁３１のリフト（吸気弁３１のリフト量及び吸気弁３１の作動角）を、両者同時に連続的に拡大、縮小させることができる。各部のレイアウトによるが、例えば、吸気弁３１のリフト量及び吸気弁３１の作動角の大小変化に伴い、吸気弁３１の開時期と閉時期とがほぼ対称に変化する。

次に、位相可変機構４１は、図３に示すように、上記の駆動軸２２の前端部に設けられるスプロケット４２と、このスプロケット４２と上記駆動軸２２とを、所定の角度範囲内において相対的に回転させる位相制御用アクチュエータ４３とから構成されている。上記スプロケット４２は、図示しないタイミングチェーンもしくはタイミングベルトを介して、図１に示したクランクシャフト２に連動している。

上記位相制御用アクチュエータ４３は、例えば油圧式の回転型アクチュエータ４４と、この油圧アクチュエータ４４への供給油圧を制御する第２油圧装置（例えば油圧制御弁）４５とからなり、第２油圧装置４５は、エンジンコントロールユニット３９からの制御信号によって制御される。この位相制御用アクチュエータ４３の作用によって、スプロケット４２と駆動軸２２とが相対的に回転し、吸気弁３１のリフト中心角がクランク角に対して遅れたり進んだりする。つまり、吸気弁３１のリフト特性の曲線自体は変わらずに、全体が進角もしくは遅角する。また、このときの進角側や遅角側への各変化も、連続的に得ることができる。この位相可変機構４１の制御状態は、駆動軸２２の回転位置に応答する図示しない駆動軸センサによって検出される。

なお、リフト可変機構２１ならびに位相可変機構４１の制御としては、制御軸センサ、駆動軸センサの各センサの検出値に基づくクローズドループ制御に限らず、運転条件に応じて単にオープンループ制御するだけでもかまわない。

上記のバルブリフタ３０は、公知の油圧式バルブクリアランス調整機構を内蔵しており、実質的にバルブクリアランスが常にゼロに維持される。

このようなリフト可変機構２１と位相可変機構４１とからなる可変動弁機構を備えた本発明のエンジンは、スロットル弁に依存せず、吸気弁３１の開閉を制御することによって吸入空気量が制御される。なお、実用エンジンでは、ブローバイガスの還流等のために吸気系に若干の負圧が存在していることが好ましいので、図示していないが、吸気通路の上流側に、スロットル弁に代えて、負圧生成用の適宜な絞り機構を設けることが望ましい。

さて、上記のリフト可変機構２１によれば、原理的に図５に示すように吸気弁３１の閉時期の変化に伴い、吸気弁３１の開時期も変化する（吸気弁３１の閉時期を早めると、吸気弁３１の開時期が遅れる）特性となるため、位相可変機構４１と組み合わせて用いることにより、任意のクランク角度位置における吸気弁３１の開閉制御が可能となっている。

そこで、リフト可変機構２１及び位相可変機構４１からなる可変動弁機構を用いて、低負荷時に吸気弁閉時期を制御することにより、吸気弁３１の作動角を吸気弁閉時期が固定されているエンジンの場合（図６（Ｃ）参照）より大幅に縮小し、図６（Ｂ）に示すように吸気弁３１の閉時期を早め、吸気行程の半ばに吸入を停止して下死点ＢＤＣ前後では吸気を膨張・圧縮させることにより、実際に有効な吸入ストロークを変化させ、吸入時の吸気圧力を有効ストロークに略反比例させる形で大気圧に近づけ、ポンプ損失の低減を図るのがミラーサイクルであり、既に良く知られている。

このとき、吸気弁３１の閉時期が下死点ＢＤＣよりも大幅に早くなるため、シリンダ内の吸気は吸入行程にも係わらず、下死点ＢＤＣまで断熱膨張をすることになり、シリンダ内圧力の低下に伴い、図示しないシリンダ内温度も低下する。下死点ＢＤＣを過ぎると圧縮行程が開始するが、断熱膨張が開始したシリンダ内圧力までは断熱膨張、圧縮に近く、単なるシリンダ内圧力の復帰に過ぎないから、シリンダ内圧力の復帰時点から圧縮が実際には開始することになる。そのため、実圧縮比としては吸気弁閉時期が早まるにつれて大幅に低下する。この実圧縮比の低下は圧縮上死点ＴＤＣでの大幅なシリンダ内混合気温度の低下を伴うため、そのままでは燃焼状態が悪化し、燃焼速度が低下する。このため、ポンプ損失が低下したほどには燃費の改善効果が得られない（図６（Ａ）参照）。

なお、図６（Ａ）には吸気弁閉時期を、図６（Ｃ）のように下死点ＢＤＣより遅角側の時期に固定しているエンジンの場合のＰＶ曲線と、図６（Ｂ）のように可変動弁機構を用いて吸気弁閉時期を下死点ＢＤＣよりも早めたエンジンの場合のＰＶ曲線とを重ねて示しており、可変動弁機構を用いて吸気弁閉時期を早めたときにはポンプ損失が低減される一方で、圧縮温度が低下して燃焼状態が悪化する。つまり、ポンプ損失の低減と、圧縮温度低下による燃焼悪化とはトレードオフの関係に立っている。

そこで、可変動弁機構を用いて吸気弁３１の閉時期を早めた場合にも、ポンプ損失の低減効果が損なわれないようにするため、図７右側に示したように、ピストン９冠面にセラミック等の断熱材料（非金属材料）からなるコーティング層５５を溶射等で層状に所定厚さとなるまで形成すると共に、シリンダライナー５６を設け、このシリンダライナー５６を同じくセラミック等の断熱材料（非金属材料）で構成する。このような断熱ピストン及び断熱ライナーとした構成により冷却損失を低減しエンジンの熱効率を高め得ることは良く知られている。なお、図７左側には通常のピストンの場合を示しており、燃焼による熱はピストン９よりピストンリング５１、５２を介してシリンダ１０へと逃げるのであるが、断熱ピストン及び断熱ライナーの場合には、熱の伝達がセラミック等のコーティング層５５で遮断されている。

しかしながら、例えば「遮熱エンジンの燃焼と燃焼室」，機械学会講演論文，１９９６年，Ｎｏ．９６−１に記載されているように、セラミックは高負荷時のような高温下で熱伝達率が上昇するため、シリンダ内の吸気の温度が上昇し、圧縮終わりの温度で２００℃以上の上昇となる。このような温度上昇が伴うと、ガソリンエンジンではノックの発生が不可避となるため、圧縮比を下げざるを得ない。このことは低負荷時の燃費効果が大幅に損なわれることを意味する。また、高負荷時には吸気の充填効率が基本的に重要であり、断熱ピストン及び断熱ライナーを採用して吸気温度が上昇すると、その分空気量が減少し、トルクが低下するトレードオフが生じる。

このとき、低負荷時に圧縮比を高くし、高負荷時に圧縮比を下げることは、図１に示した圧縮比可変エンジンを用いれば可能ではあるが、システムが高度化してしまう。

このように、断熱材料としてのセラミックは同時に蓄熱材料でもあるため、図８に示すように結果的に高負荷時に吸気温度上昇による充填効率の低下やノックの発生を招くこととなり、特にガソリンエンジンでは燃焼室へのセラミック適用のメリットを活かすことができない。すなわち、図８右上に破線で囲って示したように、セラミックの蓄熱効果により高負荷時には充填効率が低下し圧縮温度が上昇しノッキングの発生が懸念されることとなり、ノック回避のためには低圧縮比設定にせざるを得なくなる。その一方で、充填効率が低下するとエンジンの発生するトルクが低下する。このトルクの低下と上記ノッキングの回避のための低圧縮比の設定とで、燃費効果が消失してしまう。なお、燃焼室へのセラミック適用の副次的な効果として、ターボコンパウンド方式（排気ターボ過給機の熱効率をさらに向上するために、排気ターボ過給機の下流の排気をさらに別のタービンに導き、減速機を介してクランク軸にエネルギーを戻す方式）とし得るが、ターボコンパウンド方式は、機構が複雑であるため特に乗用車では成立しない。

本発明ではこのようなトレードオフの関係を解消するため、エンジンは圧縮比可変機構を備えているが、圧縮比を変化させることはせずに一定としたままで使用し、図９に示したように、次のような熱交換制御を実行する。すなわち、基本的にはセラミック（断熱材料）を溶射等で燃焼室６１の壁面（ピストン８、シリンダ１０、シリンダヘッド６２（図１０（Ａ）参照）、吸気弁３１、排気弁６３の少なくとも一部）に層状に構成し（図７右を参照）、これによって低負荷時の冷却損失を低減すると共に、その断熱材料としてのセラミックに燃焼熱の一部を蓄熱させる。そして、上記のリフト可変機構２１及び位相可変機構４１からなる可変動弁機構を用いて、低負荷時（部分負荷時）には吸気弁３１の閉時期が吸気下死点より進角側にくるように制御して実圧縮比を低下させると共に、吸気弁３１のリフトが微小となるように制御し、図９左側に示したように、吸気をシリンダ１０の壁面に沿った高速の壁流６５（つまりスワール）として高温のシリンダ１０（シリンダライナー５６）壁面から熱を回収する。吸気弁閉時期を吸気下死点より早める制御により実圧縮比が低下する（ポンプ損失低減時）という課題に対し、この高温のシリンダ１０壁面からの熱回収による吸気温度の上昇は最も有効となる。

これに対して高負荷時になると吸気弁３１のリフトが増大するように制御し、図９右側に示したように、シリンダ１０（シリンダライナー５６）の壁面に沿った壁流を緩和させ、この緩和によりシリンダ１０の壁面に沿わない壁流６６を形成することによりシリンダ１０壁面からの熱の回収を避け、高負荷時における吸気温度の上昇による充填効率の低下とノックの発生とを抑制する。なお、図９には図７右に示したシリンダライナー５６を便宜上示していない。

このように本発明は、吸気弁３１のリフトを低負荷時に微小（小）とし、有効ストロークを低減してポンプ損失の低減を図る一方、高負荷時には吸気弁３１のリフトが増大する特性に着目し、シリンダ１０との熱交換を抑制するような吸気の流動特性を与えることにより、高負荷時のノック発生、充填効率の低下を図るわけである。これをポンプ損失低減のコンセプトとセットで、吸気弁のリフトを制御することによって、常に確保できるようにシステムを構成している。

これを図１０を参照してさらに詳述すると、図１０（Ａ）は吸気弁３１、排気弁６３が共に閉弁している状態での燃焼室６１の周りだけでなく可変動弁機構までを含めた全体を改めて示す概略断面図、図１０（Ｂ）は低負荷時に吸気弁３１が開弁している状態での、これに対して図１０（Ｃ）は高負荷時に吸気弁３１が開弁している状態での燃焼室６１の周りのみを示す一部断面図である。ただし、図１０（Ａ）に示す可変動弁機構は図４に示したものとは裏表が逆になっている。なお、図１０においても図７右に示したコーティング層５５及びシリンダライナー５６を便宜上示していない。

図１０（Ｂ）に示したように低負荷時に吸気弁３１のリフトを微小とすることでシリンダ１０の壁面に添った流れ６７、６８が構成され、その流れ６７、６８の方向は吸気弁シートの一部をマスキングすることにより（図示しない）、流れ６７、６８の方向性をより強めることができる。音速に近い強い吸気の流れ６７、６８がまとまって図９左側に示した高速の壁流６５となり、セラミックをコーティングしたシリンダ１０の壁面、つまりシリンダライナー５６に沿って流れる（割合が大きくなる）ため、吸気とシリンダ１０壁面との間の熱伝達率が極めて大きくなり吸気は高温のシリンダ１０壁面から熱交換によって受熱し、十分な温度上昇が得られる。この低負荷の条件では同時に、吸気弁３１の閉時期を吸気下死点より早めるように制御しており、図６で述べたように実圧縮比が低下しているため、ノックの発生は無く良好な燃焼が得られる。また、燃焼時のセラミックによる断熱効果も加わるため、大幅な燃費向上効果が得られる。

さらに、吸気とシリンダ１０壁面と間のこのような熱交換制御によって、エンジンの暖機途中のクエンチ層の早期消失によるＨＣ低減効果も期待できる。

一方、図１０（Ｃ）に示したように高負荷時には、吸気弁３１のリフトを増大させてシリンダ１０壁面に沿う壁流を緩和させ、この緩和された流れ６９、７０によりまとまって図９右側に示したシリンダ１０の壁面に沿わない壁流６６となり、高負荷時における吸気温度の上昇による充填効率の低下やノックの発生が抑制される。

エンジンコントロールユニット３９で実行されるこの制御を図１１のフローチャートに従って説明する。

図１１は吸気弁３１の開閉制御を行うためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。

ステップ１では、クランク角センサ７２により検出されるエンジン回転速度Ｎｅ、エンジン負荷、水温センサ７３により検出される冷却水温Ｔｗ、壁温センサ７４（壁面温度検出手段）により検出されるシリンダ壁温Ｔｗａｌｌを読み込む。

ここで、壁温センサ７４は図１０（Ａ）に示したように、シリンダヘッド６２に近い位置のシリンダ１０壁面に取り付けられている。エンジン負荷については、例えば燃料噴射制御を実行する図示しないフローにおいて、図示しないエアフローメータにより検出される吸入空気量と、エンジン回転速度とに基づいて基本燃料噴射パルス幅Ｔｐが算出されているので、その基本噴射パルス幅Ｔｐをエンジン負荷として用いればよい。水温センサ７３により検出される冷却水温Ｔｗに代えて、油温を用いることができる。

ステップ２では、水温センサ７３により検出される冷却水温Ｔｗと所定値を比較することによりエンジンの暖機完了後か否かをみる。冷却水温Ｔｗが所定値を超えている場合にはエンジンの暖機完了後であると判断しステップ３に進む。ステップ３ではエンジン回転速度Ｎｅと基本噴射パルス幅Ｔｐとから定まる運転条件が低負荷域にあるか否かをみる。これは、エンジン回転速度Ｎｅと基本噴射パルス幅Ｔｐとをパラメータとする運転領域図において予め低負荷域とする領域を定めておけばよい。なお、エンジンの仕様やコーティング層５５及びシリンダライナー５６の材質、厚さによって燃焼室６１内の温度が相違するので、低負荷域と高負荷域との境界は、最終的には適合によって定めることが必要である。

運転条件がこの予め定めてある低負荷域にあるときにはステップ４に進んで壁温センサ７４により検出されるシリンダ壁温Ｔｗａｌｌと所定値を比較する。ここで、所定値は、熱回収を行わなくとも燃焼状態が悪くなることのないシリンダ壁温の最低値で、予め適合しておく。シリンダ壁温Ｔｗａｌｌが所定値以下であるときにはシリンダ１０壁面より熱の回収を行う必要があると判断し、ステップ５、６に進み、吸気弁３１のリフトを微小とする指示を第１油圧装置３６に対して、かつ吸気弁３１のリフト中心角の位相（つまり吸気弁閉時期）を進角させる指示を第２油圧装置４５に対して出し、図６（Ｂ）に示したように吸気弁３１がほぼ上死点ＴＤＣで開かれ下死点ＢＤＣよりも手前のクランク角度位置で閉じられるようにする。これにより、図９左側に示したように吸気をシリンダ１０の壁面に沿った高速の壁流６５として高温のシリンダ１０壁面から熱を回収する。

これに対して、運転条件が部分負荷域にないとき、つまり高負荷域にあるときには、シリンダ１０壁面よりの熱回収を行う必要がないと判断し、ステップ３よりステップ７、８に進み、吸気弁３１のリフトを増大させる指示を第１油圧装置３６に対して、かつリフト中心角の位相（つまり吸気弁閉時期）を遅角させる指示を第２油圧装置４５に対して出し、図９右側に示したようにシリンダ１０の壁面に沿った壁流を緩和させ、この緩和によりシリンダ１０の壁面に沿わない壁流６６を形成することによりシリンダ壁面からの熱の回収を避け、高負荷域における吸気温度の上昇による充填効率の低下とノックの発生とを抑制する。

一方、運転条件が低負荷域にあってもシリンダ壁温Ｔｗａｌｌが所定値を超えているときにもシリンダ１０壁面よりの熱回収を行う必要がないと判断し、ステップ４よりステップ７、８に進み、ステップ７、８の操作を実行する。すなわち、吸気弁３１のリフトを増大させる指示を第１油圧装置３６に対して、かつ吸気弁３１のリフト中心角の位相を遅角させる指示を第２油圧装置４５に対して出し、図９右側に示したようにシリンダ１０の壁面に沿った壁流を緩和させ、この緩和によりシリンダ１０の壁面に沿わない壁流６６を形成することによりシリンダ壁面からの熱の回収を避け、低負荷領域でもシリンダ壁温が所定値を超えている条件における吸気温度の上昇による充填効率の低下とノックの発生とを抑制する。

なお、ステップ５で吸気弁３１のリフトを微小とする、あるいはステップ７で吸気弁３１のリフトを増大するといっても、実際にどのくらいにするかはエンジンの仕様毎に適合により定める必要がある。この場合に、吸気により形成されるシリンダ壁に沿う壁流の強さ、方向が吸気弁閉時期によっても左右されるので、ステップ６での吸気弁３１のリフト中心角の位相の進角量、ステップ８での吸気弁３１のリフト中心角の位相の遅角量も、適合により最適に定める必要がある。

このように本実施形態（請求項１、９に記載の発明）によれば、シリンダ１０内を往復動するピストン９と、燃焼室６１に開口している吸気ポートを開閉する吸気弁３１とを有するエンジンにおいて、ピストン９冠面（コーティング層５５）及びシリンダライナー５６（燃焼室６１の壁面の一部）を断熱及び蓄熱の効果が高い材料であるセラミックで構成すると共に、吸気弁３１のリフトを可変に制御可能な可変動弁機構（２１及び４１）を備え、この可変動弁機構を用いて、低負荷時に吸気弁３１のリフトを微小と（小さく）し（図１１のステップ３、５参照）、かつ高負荷時になると吸気弁３１のリフトを低負荷時よりも相対的に増大させる（図１１のステップ３、７参照）ので、低負荷時にはシリンダライナー５６（シリンダ１０）との熱交換を積極的に行わせて燃焼状態をよくしつつ、高負荷時にはシリンダライナー５６（シリンダ１０）との熱交換を抑制するような吸気の流動特性を与えて、高負荷時のノック発生や充填効率の低下を抑制できる。

本実施形態（請求項２、１０に記載の発明）によれば、吸気弁３１のリフトを小さくするとき、シリンダ１０の壁面（燃焼室６１の壁面）に添って吸気が燃焼室６１内に流入するようにするので（図９の左側参照）、高温のシリンダ１０からの熱回収を効率よく行わせることができる。

本実施形態（請求項４、１２に記載の発明）によれば、吸気弁３１のリフトを小さくするとき、吸気弁３１の閉時期を吸気下死点より早めるので（図６（Ｂ）参照）、ポンプ損失の低減時に生じる圧縮温度低下による燃焼悪化が懸念されても、高温のシリンダ１０壁面（燃焼室壁面）からの熱回収による吸気温度の上昇でこの懸念を払拭できる。

本実施形態（請求項６、１４に記載の発明）によれば、シリンダ１０の壁面（燃焼室の壁面）の壁温（温度）を検出する壁温センサ７４（壁面温度検出手段）を備え、低負荷時にこの壁温センサ７４により検出されるシリンダ１０の壁温Ｔｗａｌｌが所定値よりも高い場合に吸気弁３１のリフトを増大するので（図１１のステップ３、４、７参照）、低負荷領域でもシリンダ壁温Ｔｗａｌｌが所定値を超えている条件における吸気温度の上昇による充填効率の低下とノックの発生とを抑制できる。

図１２右側は第２実施形態のシリンダの一部を切り欠いたピストン９の概略斜視図で、ピストン９とシリンダライナー７１の構造を示している。比較のため図１２左側にはピストン９とシリンダ１０の従来の構造を示している。

ここで、シリンダライナー７１を複合材料で傾斜配合とし、つまりシリンダライナー７１をライナー上部７１ａとライナー下部７１ｂのほぼ２つに分割し、ピストン上死点側に位置するライナー上部７１ａを断熱領域として、これに対してピストン下死点側に位置するライナー下部７１ｂを高熱伝導・熱伝達領域として構成する。すなわち、ライナー上部７１ａはセラミック主体の断熱構造、ライナー下部７１ｂはカーボンナノチューブ材をピストンと摺動する内周側表面に一部コーティング又は混合させ、熱伝導・伝達率をピストン下死点側で大きくしている。この場合、ライナー上部７１ａとライナー下部７１ｂの境界の位置をいずれにするかはエンジン仕様毎に異なるので、適合により定める。

なお、ピストン９冠面にセラミック等の断熱材料（非金属材料）からなるコーティング層５５を溶射等で層状に所定厚さとなるまで形成する点は第１実施形態と同じである。

このように複合材料で傾斜配合としたシリンダライナー７１を構成すると、ピストンリングの冷却がピストン９下死点側で行なえるため、ピストン９上死点側のライナー上部７１ａの表面温度が上昇しても、潤滑上の問題等を防止、つまりピストンリングの高温化によるコーキングによってピストン９がシリンダ（シリンダライナー７１）の壁面にスティック（固着）することを防止できる。

このように第２実施形態（請求項５、１３に記載の発明）によれば、燃焼室６１の壁面はシリンダライナー７１（シリンダ１０の壁面）であり、このシリンダライナー７１のうちピストン９上死点側にあるライナー上部７１ａを断熱性の高い材料で、またピストン９下死点側にあるライナー下部７１ｂを伝熱性の高い材料で構成するので、ピストンリングの冷却がピストン９下死点側で行なえるため、ピストン９上死点側のライナー表面温度が上昇しても、潤滑上の問題等を防止、つまりピストンリングの高温化によるコーキングによってピストン９がシリンダライナー７１の壁面にスティック（固着）することを防止できる。

実施形態では、燃焼室６１の壁面（ピストン８、シリンダ１０、シリンダヘッド６２（図１０（Ａ）参照）、吸気弁３１、排気弁６３）の一部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成する場合で説明したが、燃焼室６１の壁面の全部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成することもできる。

実施形態では、圧縮比可変機構を備えるエンジンで説明したが、圧縮比可変機構を備えないエンジンに対しても本発明を適用できることはいうまでもない。

請求項１に記載のリフト切換処理手順は図１１のステップ３、５、７により果たされている。

請求項９に記載のリフト切換手段の機能は図１１のステップ３、５、７により果たされている。

本発明の第１実施形態のエンジンの概略構成図。 高圧縮比位置、低圧縮比位置での各リンクの姿勢図。 可変動弁機構の概略斜視図。 可変動弁機構の作動原理を説明するための概略断面図。 吸気弁のバルブリフト特性図。 吸気弁閉時期を制御することによるポンプ損失低減に伴う実圧縮比の低下とその影響とを説明するためのＰＶ線図。 通常のピストンと断熱ピストン及び断熱ライナーとの各構造を示す一部断面図。 従来の断熱ピストンの問題点の説明図。 可変動弁機構を用いた吸気制御による冷却損失の回収原理を説明するためのエンジンの概略斜視図。 可変動弁機構を用いた吸気制御による冷却損失の回収原理を説明するためのエンジンの概略断面図。 可変動弁機構を用いた吸気弁の開閉制御を説明するためのフローチャート。 第２実施形態のシリンダライナーの一部を切欠いて示すピストンの概略斜視図。

符号の説明

９ ピストン
１０ シリンダ
２１ リフト可変機構
３１ 吸気弁
３９ エンジンコントロールユニット
４１ 位相可変機構（吸気弁閉時期可変機構）
５５ コーティング層
５６ シリンダライナー
７１ シリンダライナー
７１ａ ライナー上部
７１ｂ ライナー下部

Claims (16)

1. シリンダ内を往復動するピストンと、
   燃焼室に開口している吸気ポートを開閉する吸気弁と
   を有するエンジンにおいて、
   燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成すると共に、
   前記吸気弁のリフトを可変に制御可能な可変動弁機構を備え、
   この可変動弁機構を用いて、低負荷時に吸気弁のリフトを小さくし、かつ高負荷時になると吸気弁のリフトを低負荷時よりも相対的に増大させるリフト切換処理手順
   を含むことを特徴とするエンジンの吸気制御方法。
2. 前記吸気弁のリフトを小さくするとき、前記燃焼室の壁面に添って吸気が燃焼室内に流入するようにすることを特徴とする請求項１に記載のエンジンの吸気制御方法。
3. 前記可変動弁機構は、前記吸気弁のリフトを変化させ得るリフト可変機構と、前記吸気弁の閉時期を変化させ得る吸気弁閉時期可変機構とからなることを特徴とする請求項１または２に記載のエンジンの吸気制御方法。
4. 前記吸気弁のリフトを小さくするとき、前記吸気弁の閉時期を吸気下死点より早めることを特徴とする請求項３に記載のエンジンの吸気制御方法。
5. 前記燃焼室の壁面はシリンダの壁面であり、
   このシリンダの壁面のうちピストン上死点側を断熱性の高い材料で、またピストン下死点側を伝熱性の高い材料で構成することを特徴とする請求項１から４までのいずれか一つに記載のエンジンの吸気制御方法。
6. 前記燃焼室の壁面の温度を検出する壁面温度検出手段を備え、
   前記低負荷時にこの壁面温度検出手段により検出される燃焼室の壁面の温度が所定値よりも高い場合に前記吸気弁のリフトを増大することを特徴とする請求項１から５までのいずれか一つに記載のエンジンの吸気制御方法。
7. 前記リフト可変機構は、
   クランクシャフトにより駆動される駆動軸と、
   この駆動軸により回転駆動される偏心カムと、
   この偏心カムに摺動可能に嵌合されるリンクアームと、
   前記駆動軸に平行に配置され、シリンダヘッドに回転可能に支持される制御軸と、
   この制御軸の偏心カム部に回転可能に支持され、前記リンクアームにより揺動駆動されるロッカーアームと、
   このロッカーアームに連結されるリンク部材と、
   前記駆動軸に回転可能に支持され、前記リンク部材により揺動駆動される揺動カムと、
   この揺動カムに当接し吸気弁と一体的に作動するバルブリフタと、
   前記制御軸の偏心カム部の回転角度位置を制御可能なアクチュエータと
   を含むことを特徴とする請求項３に記載のエンジンの吸気制御方法。
8. 前記吸気弁閉時期可変機構は
   クランクシャフトにより駆動され、前記駆動軸と同心に回転可能に配置されるスプロケットと、
   このスプロケットと前記駆動軸の間に装着され、スプロケットと前記駆動軸の位相を制御可能なアクチュエータと
   を含むことを特徴とする請求項７に記載のエンジンの吸気制御方法。
9. シリンダ内を往復動するピストンと、
   燃焼室に開口している吸気ポートを開閉する吸気弁と
   を有するエンジンにおいて、
   燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成すると共に、
   前記吸気弁のリフトを可変に制御可能な可変動弁機構を備え、
   この可変動弁機構を用いて、低負荷時に吸気弁のリフトを小さくし、かつ高負荷時になると吸気弁のリフトを低負荷時よりも相対的に増大させるリフト切換手段
   を含むことを特徴とするエンジンの吸気制御装置。
10. 前記吸気弁のリフトを小さくするとき、前記燃焼室の壁面に添って吸気が燃焼室内に流入するようにすることを特徴とする請求項９に記載のエンジンの吸気制御装置。
11. 前記可変動弁機構は、前記吸気弁のリフトを変化させ得るリフト可変機構と、前記吸気弁の閉時期を変化させ得る吸気弁閉時期可変機構とからなることを特徴とする請求項９または１０に記載のエンジンの吸気制御装置。
12. 前記吸気弁のリフトを小さくするとき、前記吸気弁の閉時期を吸気下死点より早めることを特徴とする請求項１１に記載のエンジンの吸気制御装置。
13. 前記燃焼室の壁面はシリンダの壁面であり、
    このシリンダの壁面のうちピストン上死点側を断熱性の高い材料で、またピストン下死点側を伝熱性の高い材料で構成することを特徴とする請求項９から１２までのいずれか一つに記載のエンジンの吸気制御装置。
14. 前記燃焼室の壁面の温度を検出する壁面温度検出手段を備え、
    前記低負荷時にこの壁面温度検出手段により検出される燃焼室の壁面の温度が所定値よりも高い場合に前記吸気弁のリフトを増大するすることを特徴とする請求項９から１３までのいずれか一つに記載のエンジンの吸気制御装置。
15. 前記リフト可変機構は、
    クランクシャフトにより駆動される駆動軸と、
    この駆動軸により回転駆動される偏心カムと、
    この偏心カムに摺動可能に嵌合されるリンクアームと、
    前記駆動軸に平行に配置され、シリンダヘッドに回転可能に支持される制御軸と、
    この制御軸の偏心カム部に回転可能に支持され、前記リンクアームにより揺動駆動されるロッカーアームと、
    このロッカーアームに連結されるリンク部材と、
    前記駆動軸に回転可能に支持され、前記リンク部材により揺動駆動される揺動カムと、
    この揺動カムに当接し吸気弁と一体的に作動するバルブリフタと、
    前記制御軸の偏心カム部の回転角度位置を制御可能なアクチュエータと
    を含むことを特徴とする請求項１１に記載のエンジンの吸気制御装置。
16. 前記吸気弁閉時期可変機構は
    クランクシャフトにより駆動され、前記駆動軸と同心に回転可能に配置されるスプロケットと、
    このスプロケットと前記駆動軸の間に装着され、スプロケットと前記駆動軸の位相を制御可能なアクチュエータと
    を含むことを特徴とする請求項１５に記載のエンジンの吸気制御装置。