火花点火式内燃机 【技术领域】
本发明涉及火花点火式内燃机。
背景技术 已公知如下的火花点火式内燃机(例如参照日本特开2004‑218522号公报)：具有可改变机械压缩比的可变压缩比机构和可控制进气门的关闭正时的可变气门正时机构(可变配气相位机构，variable valve timingmechanism)，并且设置成：在内燃机中负荷运行时和内燃机高负荷运行时进行由增压器进行的增压作用，并且在从内燃机高负荷运行向中负荷运行转变时在使实际压缩比保持恒定的状态下随着内燃机负荷的降低而增大机械压缩比并且延迟进气门的关闭正时。
但是，该文献没有提及任何关于节气门的控制。
发明内容 本发明的目的在于提供一种可一边提高热效率一边确保良好的燃烧的火花点火式内燃机。
根据本发明，提供一种火花点火式内燃机：在该内燃机中具有能够改变机械压缩比的可变压缩比机构、能够控制进气门的关闭正时的可变气门正时机构和为了控制吸入空气量而配置在内燃机进气通路内的节气门，随着内燃机负荷从内燃机高负荷降低到内燃机低负荷，使进气门的关闭正时向从进气下止点离开的方向移动，在内燃机低负荷运行侧，机械压缩比维持为最大机械压缩比，并且，在内燃机高负荷运行侧，随着内燃机负荷的降低而使机械压缩比增大以使得实际压缩比为恒定值，在机械压缩比维持为最大机械压缩比的负荷区域内，设定有预先设定的负荷，在内燃机负荷 降低而机械压缩比达到了最大机械压缩比时的内燃机负荷与预先设定的负荷之间，节气门保持在全开状态，在负荷比预先设定的负荷低的区域，随着内燃机负荷的降低而使节气门的开度变小，并且，使进气门的关闭正时向从进气下止点离开的方向移动，在机械压缩比维持为最大机械压缩比的负荷区域内，随着内燃机负荷的降低而使实际压缩比降低。
附图说明 图1是火花点火式内燃机的总体图。
图2是可变压缩比机构的分解立体图。
图3是图解表示的内燃机的侧面剖视图。
图4是表示可变气门正时机构的图。
图5是表示进气门和排气门的升程(lift)量的图。
图6是用于说明机械压缩比、实际压缩比和膨胀比的图。
图7是表示理论热效率和膨胀比的关系的图。
图8是用于说明通常循环和超高膨胀比循环的图。
图9是表示根据内燃机负荷的机械压缩比等的变化的图。
图10是用于进行运行控制的流程图。
图11是表示进气门的关闭正时等的映射(map)的图。
【具体实施方式】
图1表示火花点火式内燃机的侧面剖视图。
参照图1，附图标记1表示曲轴箱、2表示气缸体、3表示气缸盖、4表示活塞、5表示燃烧室、6表示配置在燃烧室5的顶面中央部的火花塞、7表示进气门、8表示进气口、9表示排气门、10表示排气口。进气口8通过进气支管11被连接到调整槽(surge tank，稳压箱)12，在各进气支管11分别配置用于向对应的进气口8内喷射燃料的燃料喷射阀13。另外，也可代替将燃料喷射阀13安装于各进气支管11，而将燃烧喷射阀13配置在各燃烧室5内。
调整槽12通过进气道14被连接到空气滤清器15，在进气道14内配置由致动器16驱动的节气门17和使用例如热线(红外线)的吸入空气量检测器18。另一方面，排气口10通过排气歧管19被连接到内置了例如三元催化剂的催化剂转换器20，在排气歧管19内配置空燃比传感器21。
另一方面，在如图1所示的实施例中，在曲轴箱1和气缸体2的连接部设置有可变压缩比机构A，该可变压缩比机构A可通过改变曲轴箱1和气缸体2的气缸轴线方向的相对位置来改变活塞4位于压缩上止点时的燃 烧室5的容积；另外，还设置有能够改变实际的压缩作用的开始正时的实际压缩作用开始正时变更机构B。此外，在图1所示的实施例中，该实际压缩作用开始正时变更机构B包括能够控制进气门7的关闭正时的可变气门正时机构。
电子控制单元30包括数字计算机，具有由双向总线31相互连接的ROM(只读存储器)32、RAM(随机存储器)33、CPU(微处理器)34、输入端口35和输出端口36。吸入空气量检测器18的输出信号和空燃比传感器21的输出信号分别通过对应的AD转换器37输入输入端口35。另外，在加速踏板40连接有产生与加速踏板40的踩下量L成比例的输出电压的负荷传感器41，负荷传感器41的输出电压通过对应的AD转换器37输入输入端口35。而且，在输入端口35连接有曲轴每转动例如30°产生输出脉冲的曲轴转角传感器42。另一方面，输出端口36通过对应的驱动电路38连接到火花塞6、燃料喷射阀13、节气门驱动用致动器16、可变压缩比机构A和可变气门正时机构B。
图2表示图1中所示的可变压缩比机构A的分解立体图。图3表示图解表示的内燃机的侧面剖视图。参照图2，在气缸体2的两侧壁的下方形成有相互隔着间隔的多个突出部50，在各突出部50内分别形成有截面圆形的凸轮插入孔51。另一方面，在曲轴箱1的上壁面上形成有相互隔着间隔且分别嵌合在对应的突出部50之间的多个突出部52，在这些各突出部52内也分别形成有截面圆形的凸轮插入孔53。
如图2所示设置有一对凸轮轴54、55，在各凸轮轴54、55上每隔一段固定有一可旋转地插入各凸轮插入孔51内的圆形凸轮56。这些圆形凸轮56与各凸轮轴54、55的旋转轴线同轴。另一方面，在各圆形凸轮56之间，延伸着如在图3中用剖面线所示相对于各凸轮轴54、55的旋转轴线偏心配置的偏心轴57，在该偏心轴57上偏心地且可旋转地安装有别的圆形凸轮58。如图2所示这些圆形凸轮58配置在各圆形凸轮56之间，这些圆形凸轮58可旋转地插入对应的各凸轮插入孔53内。
若从图3(A)中所示的状态使固定在各凸轮轴54、55上的圆形凸轮 56如图3(A)中实线的箭头所示地向相互相反的方向旋转，则偏心轴57朝下方中央移动，因此，圆形凸轮58在凸轮插入孔53内如图3(A)的虚线的箭头所示向与圆形凸轮56相反的方向旋转，若如图3(B)所示偏心轴57移动到下方中央，则圆形凸轮58的中心向偏心轴57的下方移动。
如比较图3(A)和图3(B)可知，曲轴箱1和气缸体2的相对位置由圆形凸轮56的中心和圆形凸轮58的中心之间的距离确定，圆形凸轮56的中心和圆形凸轮58的中心的距离变得越大，则气缸体2离曲轴箱1越远。若气缸体2从曲轴箱1离开，则活塞4位于压缩上止点时的燃烧室5的容积增大，因此，通过使各凸轮轴54、55旋转可以改变活塞4位于压缩上止点时的燃烧室5的容积。
如图2所示，为了使各凸轮轴54、55向彼此相反方向旋转，在驱动马达59(驱动电机)的旋转轴安装有各自螺旋方向相反的一对蜗轮61、62。与这对蜗轮61、62啮合的齿轮63、64分别固定于各凸轮轴54、55的端部。在该实施例中，通过驱动驱动马达59，可以在宽范围改变活塞4位于压缩上止点时的燃烧室5的容积。另外，图1～图3所示的可变压缩比机构A是表示一个例子，也可以使用任何形式的可变压缩比机构。
另一方面，图4表示图1中安装在用于驱动进气门7的凸轮轴70的端部的可变气门正时机构B。参照图4，该可变气门正时机构B具有：由内燃机的曲轴通过正时带而被使得向箭头方向旋转的正时(同步)带轮71、与正时带轮71一起旋转的圆筒形外壳72、与进气门驱动用凸轮轴70一起旋转且相对于圆筒形外壳72可相对旋转的旋转轴73、从圆筒形外壳72的内周面延伸到旋转轴73的外周面的多个分隔壁74、和在各分隔壁74之间从旋转轴73的外周面延伸到圆筒形外壳72的内周面的叶片(vane)75；在各叶片75的两侧分别形成有提前角用油压室76和延迟角用油压室77。
向各油压室76、77的工作油的供给控制由工作油供给控制阀78进行。该工作油供给控制阀78具有：分别被连接到各油压室76、77的油压口79、80，从油压泵81排出的工作油的供给口82，一对排油口(drain port)83、84，和进行各口79、80、82、83、84之间的连通、隔断控制的滑阀(spool valve)85。
在应使进气门驱动用凸轮轴70的凸轮的相位提前时，在图4中使滑阀85向右方移动，从供给口82供给的工作油通过油压口79被供给到提前角用油压室76，并且，延迟角用油压室77内的工作油从排油口84被排出。此时，使旋转轴73相对于圆筒形外壳72向箭头方向相对旋转。
与此相对，在应使进气门驱动用凸轮轴70的凸轮的相位延迟时，在图4中使滑阀85向左方移动，从供给口82供给的工作油通过油压口80被供给到延迟角用油压室77，并且，提前角用油压室76内的工作油从排油口83被排出。此时，使旋转轴73相对于圆筒形外壳72向与箭头相反方向相对旋转。
在使旋转轴73相对于圆筒形外壳72相对旋转时，若滑阀85返回图4中所示的中立位置，则使旋转轴73的相对旋转动作停止，旋转轴73保持在此时的相对旋转位置。因此，可以用可变气门正时机构B使进气门驱动用凸轮轴70的凸轮的相位提前期望量，可以用可变气门正时机构B使进气门驱动用凸轮轴70的凸轮的相位延迟期望量。
在图5中，实线表示：由可变气门正时机构B使进气门驱动用凸轮轴70的凸轮的相位提前最大时；虚线表示：使进气门驱动用凸轮轴70的凸轮的相位延迟最大时。因此，进气门7的打开时间可在图5中用实线表示的范围和用虚线表示的范围之间任意设定，因此，进气门7的关闭正时也可任意设定在图5中用箭头C表示的范围内的任意曲轴转角。
图1和图4中所示的可变气门正时机构B是表示一例子，也可以使用：例如可以在将进气门的打开正时维持恒定的状态下仅改变进气门的关闭正时的可变气门正时机构等各种形式的可变气门正时机构。
接着，参照图6对本申请中所使用的技术术语的意思进行说明。另外，图6(A)、图6(B)、图6(C)中为了说明示出了燃烧室容积为50ml且活塞的行程容积为500ml的发动机，在这些图6(A)、(B)、(C)中，燃烧室容积表示活塞位于压缩上止点时的燃烧室的容积。
图6(A)对机械压缩比进行了说明。机械压缩比为仅由压缩行程时的 活塞的行程容积和燃烧室容积机械地确定的值，该机械压缩比由(燃烧室容积+行程容积)/燃烧室容积表示。在图6(A)所示的例子中该机械压缩比为(50ml+500ml)/50ml＝11。
图6(B)对实际压缩比进行了说明。该实际压缩比为由从实际开始压缩作用时到活塞到达上止点的实际的活塞行程容积和燃烧室容积确定的值；该实际压缩比由(燃烧室容积+实际的行程容积)/燃烧室容积表示。即如图6(B)所示在压缩行程即使活塞开始上升而在进气门开着的期间也不进行压缩作用，从进气门关闭了时开始实际的压缩作用。因此，实际压缩比使用实际的行程容积如上述表示。在图6(B)中所示的例子中实际压缩比为(50ml+450ml)/50ml＝10。
图6(C)对膨胀比进行了说明。膨胀比为由膨胀行程时的活塞的行程容积和燃烧室容积确定的值，该膨胀比由(燃烧室容积+行程容积)/燃烧室容积表示。在图6(C)中所示的例子中该膨胀比为(50ml+500ml)/50ml＝11。
接着，参照图7和图8对作为本发明中的最基本内容的特征进行说明。另外，图7表示理论热效率和膨胀比的关系，图8表示在本发明中根据负荷分别使用的通常的循环和超高膨胀比循环的比较。
图8(A)表示：在进气门在下止点附近关闭且从大致进气下止点附近开始由活塞产生的压缩作用的情况下的通常循环。该图8(A)表示的例子也与图6(A)、图6(B)、图6(C)中所示的例子同样地，将燃烧室容积设为50ml、活塞的行程容积设为500ml。如由图8(A)可知那样在通常循环中机械压缩比为(50ml+500ml)/50ml＝11、实际压缩比也大致为11、膨胀比也为(50ml+500ml)/50ml＝11。即，在通常的内燃机中，机械压缩比、实际压缩比和膨胀比为大致相等。
图7中的实线表示：实际压缩比和膨胀比大致相等的情况下的、即通常循环(cycle)中的理论热效率的变化。可知：在这种情况下，膨胀比变得越大即实际压缩比变得越高则理论热效率变得越高。因此，在通常的循环中要提高理论热效率，只要提高实际压缩比即可。但是，因在内燃机高 负荷运行时产生爆振的制约，实际压缩比最大也只能提高到12左右，这样一来，在通常循环中不能充分提高理论热效率。
另一方面，在这样的情况下，本发明人对严格区分机械压缩比和实际压缩比来提高理论热效率进行了研究，其结果发现了：理论热效率受膨胀比支配，实际压缩比对理论热效率几乎不产生影响。即，若提高实际压缩比则爆发力提高，但是为了进行压缩需要大量的能量，这样一来，即使提高实际压缩比，理论热效率也几乎不会变高。
与此相对，若加大膨胀比，则在膨胀行程时对活塞作用压下力的时间变长，这样一来，活塞对曲轴施加旋转力的时间变长。因此，若膨胀比变得越大则理论热效率变得越高。图7的虚线ε＝10表示将实际压缩比固定在10的状态下提高了膨胀比的情况下的理论热效率。可知：这样将实际压缩比维持在低值的状态下提高膨胀比时的理论热效率的上升量、与如图7中的实线所示那样使实际压缩比也随着膨胀比增大的情况下的理论热效率的上升量没有大的差别。
这样，若将实际压缩比维持在低的值，则不会产生爆振(knocking)，因此，若在将实际压缩比维持在低的值的状态下提高膨胀比，则可防止爆振的产生同时可大幅提高理论热效率。在图8(B)中表示如下情况的一例：使用可变压缩比机构A和可变气门正时机构B使实际压缩比维持在低的值的同时提高膨胀比。
参照图8(B)，在该例子中，由可变压缩比机构A使燃烧室容积从50ml减少到20ml。另一方面，由可变气门正时机构B延迟进气门的关闭正时使得实际的活塞行程容积从500ml变为200ml。其结果，在本例子中，实际压缩比变为(20ml+200ml)/20ml＝11，膨胀比变为(20ml+500ml)/20ml＝26。在图8(A)中所示的通常的循环中如前述实际压缩比大致为11而膨胀比为11，与这种情况相比可知：在图8(B)中所示的情况下仅膨胀比被提高到26。这就是其被称为超高膨胀比循环的原因。
一般来说，在内燃机中内燃机负荷越低则热效率越差，因此，为了提高内燃机运行时的热效率即为了提高燃料经济性，需要提高在内燃机负荷 低时的热效率。另一方面，在图8(B)中所示的超高膨胀比循环中，压缩行程时的实际活塞行程容积被设定得较小，因此，可吸入燃烧室5内的吸入空气量变少，因此，该超高膨胀比循环仅可在内燃机负荷比较低时采用。因此，在本发明中，使得：在内燃机负荷较低时设为图8(B)中所示的超高膨胀比循环，在内燃机高负荷运行时设为图8(A)中所示的通常的循环。
接着，参照图9，对整个运行控制进行说明。
在图9中示出了：根据某一内燃机转速下的内燃机负荷的机械压缩比、膨胀比、进气门7的关闭正时、实际压缩比、吸入空气量、节气门17的开度和泵送损失(pumping loss)的各自变化。另外，在根据本发明的实施例中，为了可用催化剂转换器20内的三元催化剂同时降低排气中的未燃HC、CO和NO
x，通常在燃烧室5内的平均空燃比基于空燃比传感器21的输出信号被反馈控制为理论空燃比。
那么，如上述在内燃机高负荷运行时实施图8(A)中所示的通常的循环。因此，如图9中所示在此时机械压缩比被设得低，因此，膨胀比低，如图9中实线所示，进气门7的关闭正时如由图5中实线所示被提前。另外，此时吸入空气量多，此时节气门17的开度保持在全开或大致全开，因此，泵送损失为零。
另一方面，如在图9中实线所示若内燃机负荷降低，则与其相伴地为了减少吸入空气量，进气门7的关闭正时被延迟。另外，在此时为了使实际压缩比大致保持恒定(恒定值)，如图9所示随着内燃机负荷的降低而增大机械压缩比。因此，随着内燃机负荷的降低，膨胀比也增大。而且，此时节气门17保持在全开或大致全开的状态，因此，被供给到燃烧室5内的吸入空气量不是由节气门17而是由改变进气门7的关闭正时来控制。此时的泵送损失也为零。
这样，在内燃机负荷从内燃机高负荷运行状态降低时，在实际压缩比大致恒定的基础上使机械压缩比随着吸入空气量的减少而增大。即，与吸入空气量的减少成比例地减少活塞4到达压缩上止点时的燃烧室5的容积。因此，活塞4到达压缩上止点时的燃烧室5的容积与吸入空气量成比例地 变化。另外，此时，燃烧室5内的空燃比为理论空燃比，因此，活塞4到达了压缩上止点时的燃烧室5的容积与燃料量成比例地变化。
若内燃机负荷进一步降低则使机械压缩比进一步增大，若内燃机负荷降低到稍靠低负荷的中负荷L
1，则机械压缩比达到作为燃烧室5的结构上界限的界限机械压缩比。若机械压缩比达到界限机械压缩比，则在比机械压缩比达到了界限机械压缩比时的内燃机负荷L
1低的负荷区域，机械压缩比被保持为界限机械压缩比。因此，在低负荷侧的内燃机中负荷运行时以及内燃机低负荷运行时，即，在内燃机低负荷运行侧，机械压缩比变为最大，膨胀比也变为最大。换句话来说，在内燃机低负荷运行侧为了得到最大的膨胀比，使机械压缩比为最大。
另一方面，在图9的实施例中，不管内燃机负荷如何，如图9中如实线所示，进气门7的关闭正时随着内燃机负荷的降低而延迟。而且，在图9的实施例中，在机械压缩比被维持为最大机械压缩比的负荷区域内，设定了预先设定的负荷L
2，节气门17的开度在内燃机负荷比预先设定的负荷L
2小时随着内燃机负荷降低而变小。另一方面，在内燃机负荷比预先设定的负荷L
2大时节气门17被保持为全开状态。
另一方面，如图9所示，内燃机负荷比L
1大时，即，在内燃机高负荷运行侧，实际压缩比相对于同一的内燃机转速被维持为大致相同的实际压缩比。与此相对，在内燃机负荷比L
1低时，即，在机械压缩比被保持为界限机械压缩比时，实际压缩比由进气门7的关闭正时决定，如图9所示，若进气门的关闭正时随着内燃机负荷的降低而延迟，则内燃机负荷越低，实际压缩比就越低。
但是，向燃烧室5内的吸入空气量也可通过控制进气门7的关闭正时来控制，也可通过控制节气门17的开度来控制。但是，在机械压缩比被维持为最大机械压缩比时若要通过仅控制进气门7的关闭正时来控制向燃烧室5内的吸入空气量，则随着内燃机负荷的降低，实际压缩比降低。但是若这样实际压缩比降低，则压缩端的燃烧室5内的温度降低，其结果燃料的点火和燃烧恶化。
另一方面，若使节气门17关闭，则由节气门17对吸入空气流的节流(絞り)作用使得在燃烧室5内产生紊流，这样一来可提高燃料的点火和燃烧性能。因此，若通过节气门17来控制向燃烧室5内的吸入空气量，则可以提高燃料的点火和燃烧性能。但是，若由节气门17进行向燃烧室5内的吸入空气量的控制则会发生泵送损失。
因此，若通过节气门17的关闭作用来覆盖通过控制进气门7的关闭正时所产生的燃料的点火和燃烧恶化，即，由进气门7的关闭正时的控制和节气门17的控制来分担向燃烧室内的吸入空气量的控制，则可以获得泵送损失少的良好的点火和燃烧。在这种情况下，有必要进行这样的控制的情况是实际压缩比降低到某种程度以下时。
于是，在本发明中，在内燃机负荷比预先设定的负荷L
2高时，通过控制进气门7的关闭正时来控制向燃烧室5内的吸入空气量，而在内燃机负荷比预先设定的负荷L
2低时，通过控制进气门7的关闭正时和节气门17的开度双方来控制向燃烧室5内的吸入空气量。
另一方面，如前述在图8(B)中所示的超高膨胀比循环中膨胀比设为26。虽然该膨胀比越高越好，但如从图7可知，即使对于实际上可使用的下限实际压缩比ε＝5，如果为20以上就可得到相当高的理论热效率。因此，在本发明中以使膨胀比变为20以上的方式形成可变压缩比机构A。
另一方面，如在图9中虚线所示，还可通过随着内燃机负荷的降低提前进气门7的关闭正时来控制吸入空气量而不由节气门17来控制吸入空气量。因此，若表现为可包含图9中由实线表示的情况和由虚线表示的情况中任一种情况，则在根据本发明的实施例中，使进气门7的关闭正时随着内燃机负荷的降低，而向从进气下止点BDC离开的方向移动。
在图10中示出了运行控制流程。参照图10，首先在步骤100计算出目标实际压缩比。接着，在步骤101根据图11(A)中所示的映射图计算出进气门7的关闭正时IC。即，向燃烧室5内供给要求吸入空气量所需要的进气门7的关闭正时IC，作为内燃机负荷L和内燃机转速N的函数，以如图11(A)所示的映射图的形式预先储存在ROM32内，根据该映射 图计算出进气门7的关闭正时IC。
接着，在步骤102计算出机械压缩比CR。接着，在步骤103计算出节气门17的开度。该节气门17的开度θ作为内燃机负荷L和内燃机转速N的函数以如图11(B)中所示的映射图的形式预先储存在ROM32内。接着，在步骤104，以使机械压缩比变为机械压缩比CR的方式控制可变压缩比机构A，以使进气门7的关闭正时变为关闭正时IC的方式控制可变气门正时机构B，以使节气门17的开度变为开度θ的方式控制节气门17。