JP4119151B2 - 内燃機関 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、シリンダに摺動自在に嵌合するピストンをコネクティング手段を介してクランクシャフトに連接した内燃機関に関する。
【０００２】
【従来の技術】
シリンダの軸線上にクランクシャフトの軸線を配置し、ピストンおよびクランクシャフトを連結するコネクティングロッドを、ピストン側の第１コネクティングロッドとクランクシャフト側の第２コネクティングロッドとに２分割して中間ピンで枢支し、この中間ピンと固定部とをリンクアームで連結した内燃機関が、特開２０００−５５１６４号公報、特開平７−１１９７１号公報により公知である。
【０００３】
上記特開２０００−５５１６４号公報に記載されたものは、ピストンが上死点および下死点の中間位置にあるときにピストン側の第１コネクティングロッドがシリンダの軸線上に位置するようにし、ピストンおよびシリンダ間の側圧を減少させて摩耗の低減を図っている。
【０００４】
また上記特開平７−１１９７１号公報に記載されたものはディーゼル内燃機関を前提とするもので、クランクシャフトに回転に伴ってピストンの上死点が短い時間間隔で２回発生するようにし、最初の上死点で燃料のパイロット噴射を行うとともに、２度目の上死点で燃料の主噴射を行うようにしたものである。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
ところで内燃機関の混合気の燃焼時の等容度を高めて熱効率を向上させ、また吸気効率の向上やポンピングロスの低減を図るためには、膨張行程で上死点からピストンがゆっくりと下降することが望ましい。一方、燃焼室内の混合気の攪拌を促進して燃焼時間を短縮し、かつ圧縮時の熱損失を低減するためには、圧縮行程でピストンが速く上昇することが望ましい。
【０００６】
しかしながら上記従来のものは、シリンダの軸線上にクランクシャフトの軸線が配置されているため、膨張行程および吸気行程のクランク角変化と、圧縮行程および排気行程のクランク角変化とが共に１８０°になり、上記二つの要請を満たすことが困難である。
【０００７】
また上記従来のものは、ピストンとクランクシャフトとを接続する第１、第２コネクティングロッドがシリンダの軸線上に略直列に配置されているため、内燃機関のシリンダの軸線方向の寸法が大型化する問題がある。
【０００８】
本発明は前述の事情に鑑みてなされたもので、内燃機関の混合気の燃焼時の等容度を高めて熱効率の向上を図るとともに、そのシリンダの軸線方向の寸法の小型化を図ることを目的とする。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するために、請求項１に記載された発明によれば、シリンダに摺動自在に嵌合するピストンをコネクティング手段を介してクランクシャフトに連接した内燃機関において、前記コネクティング手段は、一端がピストンピンに枢支されて他端に中間ピンを備えた第１コネクティングロッドと、一端が中間ピンに枢支されて他端がクランクピンに枢支された第２コネクティングロッドと、一端が中間ピンに枢支されて他端が固定部に枢支されたリンクアームとから構成され、ピストンが上死点にあるときに、第１コネクティングロッドはシリンダの軸線にほぼ沿うとともに、第２コネクティングロッドは、中間ピンの軸線を通ってシリンダの軸線に直交する直線に対して、クランクシャフトの軸線が上方に位置するように僅かに斜め上方に延び、かつリンクアームの他端を枢支する固定部はクランクシャフトの下方に位置することで、ピストンの下降時間に比べて上昇時間が短くなるように構成された内燃機関が提案される。
【００１０】
上記構成によれば、ピストンをクランクシャフトに連接するコネクティング手段によりピストンの下降時間に比べて上昇時間が短くなるため、膨張行程においてクランク角の増加量に対するピストンの移動量（燃焼室の容積の増加量）が小さくなり、混合気の燃焼時の等容度が高まって内燃機関の熱効率が向上する。しかも吸気行程の期間が通常の内燃機関の１８０°に比べて長くなるために吸気の流速が下がり、吸気効率の向上、ポンピングロスの低減および吸気弁の小径化を図ることができる。更に圧縮行程の期間が通常の内燃機関の１８０°に比べて短くなるため、燃焼室内の混合気の攪拌を促進して燃焼時間を短縮するとともに、圧縮時の熱損失を低減することができる。
【００１１】
しかも第２コネクティングロッドがシリンダの軸線に対して概ね直交する方向に配置されるので、第１、第２コネクティングロッドの両方をシリンダの軸線に沿って配置した従来のものに比べて、前記軸線方向の内燃機関の寸法を小型化することができる。また通常の内燃機関に比べて膨張行程の初期での第１コネクティングロッドの揺動角が小さくなり、しかも膨張行程の初期でピストンの下降速度が小さいので、ピストンとシリンダとの間のフリクションロスを低減することができる。更に第１コネクティングロッドはシリンダの軸線に対して片側にしか揺動しないため、ピストンのスラップ音の発生を低減することができる。
【００１２】
更にまた、ピストンの上死点において、クランクシャフトの軸線が、中間ピンの軸線を通ってシリンダの軸線に直交する直線に対して上方に位置するので、ピストンが上死点から下降する膨張行程の初期に第２コネクティングロッドに引張荷重が発生するようになり、第２コネクティングロッドが強度上有利になって小径化が可能になる。
【００１３】
また請求項２に記載された発明によれば、請求項１の構成に加えて、ピストンの往復動に応じて開閉する吸気弁および排気弁を備え、排気弁の実質開口面積が吸気弁の実質開口 面積よりも大きく設定されたことを特徴とする内燃機関が提案される。
【００１４】
上記構成によれば、排気弁の実質開口面積を吸気弁の実質開口面積よりも大きく設定したので、ピストンの下降時間に比べて上昇時間を短くしたために排気行程開始時におけるピストンの動きが従来より速くなっても、排気ガスを燃焼室からスムーズに排出して排気損失を最小限に抑えることができる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を、添付図面に示した本発明の参考例および実施例に基づいて説明する。
【００１６】
図１〜図４は本発明の第１参考例を示すもので、図１は内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）、図２は内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）、図３は図１の３−３線矢視図、図４はクランク角に対するピストンのストロークの関係を示すグラフである。尚、本明細書において、内燃機関Ｅのピストン１４の上死点の方向および下死点の方向を、それぞれ上方および下方と定義する。
【００１７】
図１に示すように、４サイクルの内燃機関Ｅはシリンダブロック１１およびシリンダヘッド１２を備えており、シリンダブロック１１に設けたシリンダ１３にピストン１４が摺動自在に嵌合する。シリンダヘッド１２には、ピストン１４の上面に臨む燃焼室１５と、燃焼室１５に連なる吸気ポート１６と、燃焼室１５に連なる排気ポート１７と、吸気弁孔を開閉する吸気弁１８と、排気弁孔を開閉する排気弁１９とが設けられる。
【００１８】
クランクシャフト２０は、その軸線Ｌ１がシリンダ１３の軸線Ｌ２に対して一側方に偏倚するように配置される。一端がピストンピン２１に枢支されて下方に延びる第１コネクティングロッド２２の他端に中間ピン２３を介して第２コネクティングロッド２４の一端が枢支されており、中間ピン２３から一側方に延びる第２コネクティングロッド２４の他端がクランクピン２５に枢支される。中間ピン２３に一端を枢支されたリンクアーム２６は、その他端がクランクシャフト２０の下方に位置する固定部２７に支点ピン２８を介して枢支される。
【００１９】
ピストン１４が上死点にあるとき、第１コネクティングロッド２２の軸線Ｌ３（つまりピストンピン２１の軸線Ｌ４と中間ピン２３の軸線Ｌ５とを結ぶ線分）はシリンダ１３の軸線Ｌ２にほぼ一致しており、第２コネクティングロッド２４の軸線Ｌ６（つまり中間ピン２３の軸線Ｌ５とクランクピン２５の軸線Ｌ７とを結ぶ線分）は、第１コネクティングロッド２２の軸線Ｌ３にほぼ直交している。リンクアーム２６の軸線Ｌ８（つまり中間ピン２３の軸線Ｌ５と支点ピン２８の軸線Ｌ９とを結ぶ線分）は、第１コネクティングロッド２２の軸線Ｌ３に対して図中右下がりに傾斜している。
【００２０】
上記第１コネクティングロッド２２、第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６は、本発明のコネクティング手段２９を構成する。
【００２１】
クランクシャフト２０の回転方向は、ピストン１４が上死点から下死点に下降する間に、クランクピン２５が上昇した後に下降する方向に設定される。
【００２２】
図３から明らかなように、吸気弁１８の直径Ｄ１と排気弁１９の直径Ｄ２との関係は従来の内燃機関の逆であり、排気弁１９の直径Ｄ２を吸気弁１８の直径Ｄ１よりも大きくすることで、つまり排気弁１９の周長を吸気弁１８の周長よりも大きくすることで、排気弁１９の実質開口面積を吸気弁１８の実質開口面積より大きく設定している。本参考例では、燃焼室１５の直径線上に吸気弁１８および排気弁１９が配置されており、前記直径線を挟むように２個の点火プラグ３０，３１が配置される。
【００２３】
尚、排気弁１９の実質開口面積を吸気弁１８の実質開口面積よりも大きくするには、図５の変形例に示すように、例えば１個の吸気弁１８に対して２個の排気弁１９，１９を配置し、２個の排気弁１９の周長の和を１個の吸気弁１８の周長よりも大きくしても良い。この変形例では、燃焼室１５の直径線の一側に吸気弁１８を配置するとともに他側に２個の排気弁１９，１９を配置し、前記直径線上に２個の点火プラグ３０，３１を配置している。
【００２４】
図２にはピストン１４が下死点にあるときの状態が示される。ピストン１４が上死点および下死点間を移動するとき、第１コネクティングロッド２２の下端の中間ピン２３の軸線Ｌ５は、リンクアーム２６に拘束されて支点ピン２８の軸線Ｌ９を中心とする円弧Ａ上を移動する。その間、中間ピン２３の軸線Ｌ５はシリンダ１３の軸線Ｌ２よりも図中右側に出ることはない。
【００２５】
そしてピストン１４が上死点から下死点に移動する間にクランクシャフト２０は２１６°回転し、ピストン１４が下死点から上死点に移動する間にクランクシャフト２０は１４４°回転する。つまり、本参考例の内燃機関Ｅは、膨張行程および吸気行程の期間（クランク角）が、圧縮行程および排気行程の期間（クランク角）よりも長くなる。
【００２６】
図４はクランク角に対するピストンのストロークの関係を示すもので、そのうちの鎖線は、シリンダ軸線上にクランクシャフトの軸線を配置してピストンピンとクランクピンとを１本のコネクティングロッドで連接した従来の内燃機関の特性を示している。上記鎖線の特性はサインカーブと類似のもので、上死点を中心にして遅れ側（圧縮行程および排気行程）と進み側（膨張行程および吸気行程）とが対称である。それに対して実線で示す本参考例の特性は、上述したように膨張行程および吸気行程の期間が圧縮行程および排気行程の期間よりも長くなるため、上死点を中心にして遅れ側と進み側とが非対称になる。
【００２７】
上記特性により、本参考例の内燃機関Ｅは、従来の内燃機関に対して以下のような効果を発揮することができる。
【００２８】
(1) 内燃機関Ｅの熱効率を高めるには混合気の燃焼時の等容度を高めることが望ましく、そのためには膨張行程で上死点からピストン１４が下降するときに、クランク角の増加量に対する燃焼室１５の容積の増加量が小さいほど前記等容度が高められて熱効率が向上する。図４のグラフの膨張行程部分から明らかなように、実線で示す本参考例の内燃機関Ｅの上死点からのピストン１４の下向きの変位は、鎖線で示す従来の内燃機関のピストンの下向きの変位に比べて小さくなっており、従って膨張行程における等容度が高められて熱効率が向上する。
【００２９】
(2) 図４のグラフの吸気行程部分から明らかなように、実線で示す本参考例の内燃機関Ｅは吸気行程の期間が従来例の１８０°に比べて２１６°と長くなっているため、吸気の流速を下げて吸気効率の向上、ポンピングロスの低減および吸気弁１８の小径化を図ることができる。
【００３０】
(3) 図４のグラフの圧縮行程部分から明らかなように、実線で示す本参考例の内燃機関Ｅは圧縮行程の期間が従来例の１８０°に比べて１４４°と短くなっているため、燃焼室１５内の混合気の攪拌を促進して燃焼時間を短縮するとともに、圧縮時の熱損失（冷却損失）を低減することができる。
【００３１】
また本参考例の内燃機関Ｅは、そのコネクティング手段２９の構造により以下のような効果を発揮することができる。
【００３２】
(4) 第２コネクティングロッド２４がシリンダ１３の軸線Ｌ２に対して直交する方向に配置されるので、第１コネクティングロッド２２および第２コネクティングロッド２４を共にシリンダ１３の軸線Ｌ２に沿って配置する場合に比べて、シリンダ１３の軸線Ｌ２方向の内燃機関Ｅの寸法を小型化することができる。
【００３３】
(5) 単一のコネクティングロッドを備えた通常の内燃機関に比べて、特に燃焼室１５の圧力が高い状態（つまり膨張行程の初期）での第１コネクティングロッド２２の揺動角が大幅に小さくなり、しかも燃焼室１５の圧力が高い膨張行程の初期にピストン１４の下降速度が小さいので、ピストン１４の側圧によるフリクションロスを低減することができる。
【００３４】
(6) 第１コネクティングロッド２２はシリンダ１３の軸線Ｌ２に対して片側にしか揺動しないため、ピストン１４がシリンダ１３に衝突するスラップ音を低減することができる。
【００３５】
一般に従来の内燃機関は、排気弁の実質開口面積が吸気弁の実質開口面積よりも小さく設定されている。その第１の理由は、排気ガスは高温であるためにチョーキング限界マッハ数が高いことであり、第２の理由は、上死点側に比べて下死点側でのピストンの動きが遅いために排気ガスの排出に時間的余裕があることである。
【００３６】
図４で説明したように、本参考例の内燃機関Ｅは排気行程の期間が従来よりも短くなり、下死点付近でのピストン１４の動きが速くなるため、そのままでは排気損失が増加する可能性がある。特に、排気弁は下死点の手前位置で開弁するのが一般的であるが、膨張行程を有効に利用するために排気弁を開くタイミングを下死点付近まで遅らせた場合には、排気ガスのスムーズな排出が阻害されて排気損失が一層増加する懸念がある。しかしながら、本参考例では排気弁１９の実質開口面積を吸気弁１８の実質開口面積よりも大きく設定したことにより、排気弁を開くタイミングを可能な限り下死点に近づけて膨張行程を有効に利用しながら、排気ガスのスムーズな排出を可能にして排気損失の増加を最小限に抑えることができる。
【００３７】
ところで、上記第１参考例では、ピストン１４が上死点にあるとき、第２コネクティングロッド２４がシリンダ１３の軸線Ｌ２に対して直交する方向に延びているが、図６に示す第１実施例では第２コネクティングロッド２４の軸線Ｌ６がシリンダ１３の軸線Ｌ２に直交する方向に対して僅かに斜め上方に延びており、また図７に示す第２参考例では第２コネクティングロッド２４の軸線Ｌ６がシリンダ１３の軸線Ｌ２に直交する方向に対して僅かに斜め下方に延びている。
【００３８】
より具体的には、図６の第１実施例ではピストン１４が上死点にあるとき、シリンダ１３の軸線Ｌ２上にある中間ピン２３の軸線Ｌ５の位置をＱとし、クランクシャフト２０の軸線Ｌ１からシリンダ１３の軸線Ｌ２に下ろした垂線の足をＳとしたとき、ＳはＱの上側にある。一方、図７の第２参考例では、ＳはＱの下側にある。
【００３９】
図６の第１実施例および図７の第２参考例は、ピストン１４が上死点にあるときに第１コネクティングロッド２２および第２コネクティングロッド２４が殆ど直角に配置されているため、上記第１参考例の作用効果をそのまま達成することができる。しかしながら、厳密に言うとＳおよびＱの上下関係から、膨張行程でピストン１４が図示した上死点から下降するときに、図６に示す第１実施例では第２コネクティングロッド２４に引張荷重が作用するが、図７に示す第２参考例では第２コネクティングロッド２４に一瞬だけ圧縮荷重が作用する。従って、第２コネクティングロッド２４の強度上の観点からは、それに圧縮荷重が作用しない第１実施例（図６参照）の配置の方が有利であり、第１実施例の配置を採用することで第２コネクティングロッド２４を小径化して重量の軽減に寄与することができる。
【００４０】
次に、図８〜図１１に基づいて本発明の第２実施例を説明する。
【００４１】
第２実施例の構造は、図６で説明した第１実施例の構造に類似しているが、クランクシャフト２０の軸線Ｌ１および支点ピン２８の軸線Ｌ９が第１実施例よりも僅かに高くなっている。ピストン１４が上死点にあるとき、第２コネクティングロッド２４は中間ピン２３の軸線Ｌ５に対してクランクシャフト２０の軸線Ｌ１側が高くなり、またリンクアーム２６は中間ピン２３の軸線Ｌ５に対して支点ピン２８の軸線Ｌ９側が低くなっている。
【００４２】
この第２実施例によれば、前記第１参考例および第１実施例の効果に加えて、以下のような格別の効果を達成することができる。
【００４３】
即ち、ピストン１４が上死点にある膨張行程の初期に、燃焼室１５での混合気の爆発による荷重はピストン１４を介して第１コネクティングロッド２２に伝達され、第１コネクティングロッド２２の下端の中間ピン２３に下向きの爆発荷重Ｆが作用する。前記爆発荷重Ｆは、第２コネクティングロッド２４を左下方向に引っ張る引張荷重Ｆ１と、リンクアーム２６を右下方向に圧縮する圧縮荷重Ｆ２とに分解され、前記引張荷重Ｆ１により第２コネクティングロッド２４はΔＬ１だけ引き伸ばされ、また前記圧縮荷重Ｆ２によりリンクアーム２６はΔＬ２だけ押し縮められる。第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６が水平線と成す角度が小さいことにより、爆発荷重Ｆに対して第２コネクティングロッド２４の引張荷重Ｆ１およびリンクアーム２６の圧縮荷重Ｆ２は拡大される。
【００４４】
図１０において、第２コネクティングロッド２４がΔＬ１だけ引き伸ばされ、リンクアーム２６は長さが変化しないと仮定した場合、第１コネクティングロッド２２の下端の中間ピン２３の位置はΔＬ′だけ低くなる。実際には、図１１に示すように、第２コネクティングロッド２４がΔＬ１だけ引き伸ばされ、かつリンクアーム２６がΔＬ２だけ押し縮められるため、第１コネクティングロッド２２の下端の中間ピン２３の位置は、前記ΔＬ′よりも更に大きいΔＬだけ低くなる。
【００４５】
このようにして、膨張行程の初期に中間ピン２３の位置がΔＬだけ低くなるとピストン１４の位置もΔＬだけ低くなり、その分だけ燃焼室１５の容積が増加して圧縮比が減少する。ΔＬの大きさは爆発荷重Ｆが大きいほど大きくなるため、内燃機関Ｅの負荷が大きいほど圧縮比が減少率が大きくなり、その結果として、部分負荷時の広い運転領域で高圧縮比による熱効率の高い運転を可能にして燃料消費量を削減しながら、高負荷時に圧縮比を下げてノッキングを防止することができる。しかも、かかる可変圧縮比制御を、特別のアクチュエータや制御装置を必要とせずに、第１コネクティングロッド２２、第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６のレイアウトだけで実現することができるので、極めて低コストである。
【００４６】
尚、爆発荷重Ｆによって第１コネクティングロッド２２自体も圧縮されて長さが押し縮められれ、その分だけピストン１４の位置が下がって圧縮比が減少するが、第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６の伸縮に伴う圧縮比の減少は、それよりも遥かに大きなものとなる。その理由は、上下方向に配置された第１コネクティングロッド２２の収縮に伴うピストン１４の下降距離は、前記収縮量そのものであるが、略水平方向に配置された第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６の伸縮に伴うピストン１４の下降距離は、前記伸縮量を拡大したものとなるからである。
【００４７】
図１２〜図１６は本発明の第３参考例を示すもので、図１２は内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）、図１３は内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）、図１４は図１２の１４−１４線矢視図、図１５は内燃機関の作用の説明図、図１６はクランク角θとピストン変位ｘとの関係を示すグラフである。
【００４８】
図１２〜図１５に示すように、内燃機関Ｅを備えた自動二輪車用のパワーユニットＰの外郭はミッションケース１１１と、ミッションケース１１１の前面に締結されたシリンダヘッド１１２と、シリンダヘッド１１２の前面に締結されたシリンダブロック１１３と、シリンダブロック１１３の前面に締結されたカバー１１４とから構成される。シリンダブロック１１３の内部に支持されたシリンダ１１５にピストン１１１６が摺動自在に嵌合しており、このピストン１１６から前方に向けて一体に突出する脚部１１６ａ，１１６ａの前端にピストンピン１１７が支持される。ピストン１１６が図１２に示す上死点にあるとき、ピストンピン１１７との干渉を回避するためのＵ字状の切欠１１５ａ，１１５ａがシリンダ１１５の前端に形成される。
【００４９】
シリンダヘッド１１２およびミッションケース１１１の合わせ面に支持されたクランクシャフト１１９は一対のクランクピン１１９ａ，１１９ａを備えており、これらクランクピン１１９ａ，１１９ａに大端部をニードルベアリング１２０，１２０で支持された一対のコネクティングロッド１２１，１２１は、シリンダヘッド１１２の開口１１２ａ，１１２ａおよびシリンダブロック１１３の開口（図示せず）を通って前記ピストンピン１１７の両端に連接される。
【００５０】
ピストン１１６の頂面に対向するようにシリンダヘッド１１２に燃焼室１２２が形成されており、この燃焼室１２２から上方に延びる吸気ポート１２３および下方に延びる排気ポート１２４は、Ｖ字状に配置された吸気弁１２５および排気弁１２６でそれぞれ開閉される。図１４から明らかなように、排気弁１２６の実質開口面積は吸気弁１２５の実質開口面積よりも大きく設定される。燃焼室１２２には吸気弁１２５および排気弁１２６と干渉しないように点火プラグ１０８が装着される。
【００５１】
ミッションケース１１１には吸気ロッカーシャフト１３０および排気ロッカーシャフト１３１が支持されており、吸気ロッカーシャフト１３０に揺動自在に支持された吸気ロッカーアーム１３２が、カムシャフト１２８に固定した吸気カム１３３および吸気弁１２５のステムエンドに当接する。排気ロッカーシャフト１３１にはＬ字状の従動排気ロッカーアーム１３４の中間部が揺動自在に支持されており、この従動排気ロッカーアーム１３４の一端部は排気弁１２６のステムエンドに当接し、他端部は連結ロッド１３５の一端に連結される。吸気ロッカーシャフト１３０には、前記吸気ロッカーアーム１３２に対して独立した駆動排気ロッカーアーム１３６が揺動自在に支持されており、この駆動排気ロッカーアーム１３６にカムシャフト１２８に固定した排気カム１３７が当接するとともに、前記連結ロッド１３５の他端が連結される。
【００５２】
カムシャフト１２８の回転は、吸気カム１３３および吸気ロッカーアーム１３２を介して吸気弁１２５に伝達され、クランクシャフト１１９の２回転につき１回の割合で吸気弁１２５を開弁駆動する。またカムシャフト１２８の回転は、排気カム１３７、駆動排気ロッカーアーム１３６、連結ロッド１３５および従動排気ロッカーアーム１３４を介して排気弁１２６に伝達され、クランクシャフト１１９の２回転につき１回の割合で排気弁１２６を開弁駆動する。
【００５３】
次に、第３参考例の作用について説明する。
【００５４】
図１５は本参考例の内燃機関Ｅを模式的に示したもので、シリンダ１１５と、シリンダ１１５に摺動自在に嵌合するピストン１１６と、シリンダ１１５に結合されたシリンダヘッド１１２と、ピストン１１６に臨むシリンダヘッド１１２の上面に形成された燃焼室１２２と、クランクシャフト１１９と、ピストン１１６をクランクシャフト１１９に連接するコネクティングロッド１２１，１２１とを備える。そしてシリンダヘッド１１２はピストン１１６とクランクシャフト１１９とに挟まれた位置に配置される。
【００５５】
図１５（Ａ）はピストン１１６が上死点にある状態を示しており、このときのクランク角θは０°である。図１５（Ｃ）はピストン１１６が下死点にある状態を示しており、このときのクランク角θは１８０°である。図１５（Ｂ）はピストン１１６が上死点および下死点の中点にある状態を示しており、このときのクランク角θは９０°にならず、９０°よりも大きい角度θｂとなる。その理由は、上死点および下死点ではコネクティングロッド１２１，１２１がシリンダ軸線Ｌ上にあるのに対し、前記中点ではシリンダ軸線Ｌに対してコネクティングロッド１２１，１２１が角度φだけ傾斜するからである。
【００５６】
図１６には上記内燃機関Ｅの上死点を基準としたクランク角θと、上死点を基準としたピストン１１６の変位ｘとの関係が破線で示される。ここでピストン１１６の上死点および下死点間のストロークは６０ｍｍである。図１５（Ｂ）で説明したように、ピストン１１６が上死点および下死点の中点（変位が−３０ｍｍの点）にあるとき、クランク角θは９０°よりも大きい角度θｂとなる。それに対して実線で示す余弦カーブでは、ピストン１１６が上死点および下死点の中点にあるとき、クランク角θは９０°となる。
【００５７】
このように、本参考例の内燃機関Ｅでは、クランク角θに対するピストン１１６の変位ｘの関係を示すライン（破線参照）が、実線で示す余弦カーブよりも上側に位置していることが分かる。このことは、膨張行程においてピストンが上死点から下降するとき、クランク角θの増加量に対するピストン１１６の変位ｘの増加量が余弦カーブの特性に比べて小さいことを意味している。
【００５８】
内燃機関Ｅの熱効率を高めるには混合気の燃焼時の等容度を高めることが望ましく、そのためには膨張行程で上死点からピストン１１６が下降するときに、クランク角θの増加量に対する燃焼室１２２の容積の増加量が小さいほど前記等容度が高められて熱効率が向上する。図１６のグラフのクランク角θが０°から１８０°までの膨張行程部分から明らかなように、破線で示す本参考例の内燃機関Ｅの上死点からのピストン１１６の変位ｘは、鎖線で示す従来の内燃機関のピストンの変位ｘに比べて小さくなっており、従って膨張行程における等容度が高められて熱効率が向上する。
【００５９】
また本参考例の内燃機関Ｅでは、クランク角θに対するピストン１１６の変位ｘの関係を示すライン（破線参照）が、実線で示す余弦カーブよりも上側に位置していることで、排気行程においてピストンが下死点から上昇するとき、クランク角θの増加量に対するピストン１１６の変位ｘの増加量が余弦カーブの特性に比べて大きくなり、単位時間当たりの排気ガスの排出量が従来の内燃機関よりも増加する。しかしながら、排気弁１２６の実質開口面積を吸気弁１２５の実質開口面積よりも大きく設定したことにより、排気ガスを燃焼室１２２からスムーズに排出して排気損失を最小限に抑えることができる。
【００６０】
またコネクティングロッド１２１，１２１に最も大きな荷重が加わる膨張行程において、ピストン１１６はクランクシャフト１１９から遠ざかる方向に移動するため、コネクティングロッド１２１，１２１には従来の内燃機関Ｅとは逆の引張荷重が作用する。このようにコネクティングロッド１２１，１２１に引張荷重が加わることにより、圧縮荷重が加わる場合に比べて強度上有利になり、これによりコネクティングロッド１２１，１２１を細くして軽量化を図ることができる。
【００６１】
またコネクティングロッド１２１，１２１を２本に分割し、ピストン１１６の両側を通してクランクシャフト１１９の軸方向両端側に連接したので、ピストン１１６に偏荷重が加わるのを防止して磨耗に対する耐久性を高めることができる。しかもピストン１１６にクランクシャフト１１９から遠ざかる方向に脚部１１６ａ，１１６ａを突出させ、この脚部１１６ａ，１１６ａに先端にピストンピン１１７を設けたので、コネクティングロッド１２１，１２１の全長が従来の内燃機関Ｅに比べて長くなる。その結果、シリンダ軸線Ｌに対するコネクティングロッド１２１，１２１の揺動角φが小さくなり、ピストン１１６が受けるサイドスラストが減少して磨耗に対する耐久性を高めることができる。
【００６２】
以上、本発明の実施例を詳述したが、本発明はその要旨を逸脱することなく種々の設計変更を行うことが可能である。
【００６３】
例えば、実施例では４サイクルの内燃機関Ｅを例示したが、本発明は２サイクルの内燃機関に対しても適用することができる。
【００６４】
【発明の効果】
以上のように請求項１に記載された発明によれば、ピストンをクランクシャフトに連接するコネクティング手段によりピストンの下降時間に比べて上昇時間が短くなるため、膨張行程においてクランク角の増加量に対するピストンの移動量（燃焼室の容積の増加量）が小さくなり、混合気の燃焼時の等容度が高まって内燃機関の熱効率が向上する。しかも吸気行程の期間が通常の内燃機関の１８０°に比べて長くなるために吸気の流速が下がり、吸気効率の向上、ポンピングロスの低減および吸気弁の小径化を図ることができる。更に圧縮行程の期間が通常の内燃機関の１８０°に比べて短くなるため、燃焼室内の混合気の攪拌を促進して燃焼時間を短縮するとともに、圧縮時の熱損失を低減することができる。
【００６５】
しかも第２コネクティングロッドがシリンダの軸線に対して概ね直交する方向に配置されるので、第１、第２コネクティングロッドの両方をシリンダの軸線に沿って配置した従来のものに比べて、前記軸線方向の内燃機関の寸法を小型化することができる。また通常の内燃機関に比べて膨張行程の初期での第１コネクティングロッドの揺動角が小さくなり、しかも膨張行程の初期でピストンの下降速度が小さいので、ピストンとシリンダとの間のフリクションロスを低減することができる。更に第１コネクティングロッドはシリンダの軸線に対して片側にしか揺動しないため、ピストンのスラップ音の発生を低減することができる。
【００６６】
更にまた、ピストンの上死点において、クランクシャフトの軸線が、中間ピンの軸線を通ってシリンダの軸線に直交する直線に対して上方に位置するので、ピストンが上死点から下降する膨張行程の初期に第２コネクティングロッドに引張荷重が発生するようになり、第２コネクティングロッドが強度上有利になって小径化が可能になる。
【００６７】
また請求項２に記載された発明によれば、排気弁の実質開口面積を吸気弁の実質開口面積よりも大きく設定したので、ピストンの下降時間に比べて上昇時間を短くしたために排気行程開始時におけるピストンの動きが従来より速くなっても、排気ガスを燃焼室からスムーズに排出して排気損失を最小限に抑えることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 第１参考例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図２】 上記内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）
【図３】 図１の３−３線断面図
【図４】 内燃機関のクランク角に対するピストンのストロークの関係を示すグラフ
【図５】 第１参考例の変形例に係る、前記図３に対応する図
【図６】 第１実施例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図７】 第２参考例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図８】 第２実施例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図９】 第２実施例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）
【図１０】 上死点において第２コネクティングロッドが伸びた場合の中間ピンの位置変化を説明する図
【図１１】 上死点において第２コネクティングロッドが伸びてリンクアームが縮んだ場合の中間ピンの位置変化を説明する図
【図１２】 第３参考例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図１３】 第３参考例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）
【図１４】 図１２の１４−１４線矢視図
【図１５】 内燃機関の作用の説明図
【図１６】 クランク角θとピストン変位ｘとの関係を示すグラフ
【符号の説明】
１３ シリンダ
１４ ピストン
１８ 吸気弁
１９ 排気弁
２０ クランクシャフト
２１ ピストンピン
２２ 第１コネクティングロッド
２３ 中間ピン
２４ 第２コネクティングロッド
２５ クランクピン
２６ リンクアーム
２７ 固定部
２９ コネクティング手段
Ｌ１ クランクシャフトの軸線
Ｌ２ シリンダの軸線
Ｌ５ 中間ピンの軸線
【発明の属する技術分野】
本発明は、シリンダに摺動自在に嵌合するピストンをコネクティング手段を介してクランクシャフトに連接した内燃機関に関する。
【０００２】
【従来の技術】
シリンダの軸線上にクランクシャフトの軸線を配置し、ピストンおよびクランクシャフトを連結するコネクティングロッドを、ピストン側の第１コネクティングロッドとクランクシャフト側の第２コネクティングロッドとに２分割して中間ピンで枢支し、この中間ピンと固定部とをリンクアームで連結した内燃機関が、特開２０００−５５１６４号公報、特開平７−１１９７１号公報により公知である。
【０００３】
上記特開２０００−５５１６４号公報に記載されたものは、ピストンが上死点および下死点の中間位置にあるときにピストン側の第１コネクティングロッドがシリンダの軸線上に位置するようにし、ピストンおよびシリンダ間の側圧を減少させて摩耗の低減を図っている。
【０００４】
また上記特開平７−１１９７１号公報に記載されたものはディーゼル内燃機関を前提とするもので、クランクシャフトに回転に伴ってピストンの上死点が短い時間間隔で２回発生するようにし、最初の上死点で燃料のパイロット噴射を行うとともに、２度目の上死点で燃料の主噴射を行うようにしたものである。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
ところで内燃機関の混合気の燃焼時の等容度を高めて熱効率を向上させ、また吸気効率の向上やポンピングロスの低減を図るためには、膨張行程で上死点からピストンがゆっくりと下降することが望ましい。一方、燃焼室内の混合気の攪拌を促進して燃焼時間を短縮し、かつ圧縮時の熱損失を低減するためには、圧縮行程でピストンが速く上昇することが望ましい。
【０００６】
しかしながら上記従来のものは、シリンダの軸線上にクランクシャフトの軸線が配置されているため、膨張行程および吸気行程のクランク角変化と、圧縮行程および排気行程のクランク角変化とが共に１８０°になり、上記二つの要請を満たすことが困難である。
【０００７】
また上記従来のものは、ピストンとクランクシャフトとを接続する第１、第２コネクティングロッドがシリンダの軸線上に略直列に配置されているため、内燃機関のシリンダの軸線方向の寸法が大型化する問題がある。
【０００８】
本発明は前述の事情に鑑みてなされたもので、内燃機関の混合気の燃焼時の等容度を高めて熱効率の向上を図るとともに、そのシリンダの軸線方向の寸法の小型化を図ることを目的とする。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するために、請求項１に記載された発明によれば、シリンダに摺動自在に嵌合するピストンをコネクティング手段を介してクランクシャフトに連接した内燃機関において、前記コネクティング手段は、一端がピストンピンに枢支されて他端に中間ピンを備えた第１コネクティングロッドと、一端が中間ピンに枢支されて他端がクランクピンに枢支された第２コネクティングロッドと、一端が中間ピンに枢支されて他端が固定部に枢支されたリンクアームとから構成され、ピストンが上死点にあるときに、第１コネクティングロッドはシリンダの軸線にほぼ沿うとともに、第２コネクティングロッドは、中間ピンの軸線を通ってシリンダの軸線に直交する直線に対して、クランクシャフトの軸線が上方に位置するように僅かに斜め上方に延び、かつリンクアームの他端を枢支する固定部はクランクシャフトの下方に位置することで、ピストンの下降時間に比べて上昇時間が短くなるように構成された内燃機関が提案される。
【００１０】
上記構成によれば、ピストンをクランクシャフトに連接するコネクティング手段によりピストンの下降時間に比べて上昇時間が短くなるため、膨張行程においてクランク角の増加量に対するピストンの移動量（燃焼室の容積の増加量）が小さくなり、混合気の燃焼時の等容度が高まって内燃機関の熱効率が向上する。しかも吸気行程の期間が通常の内燃機関の１８０°に比べて長くなるために吸気の流速が下がり、吸気効率の向上、ポンピングロスの低減および吸気弁の小径化を図ることができる。更に圧縮行程の期間が通常の内燃機関の１８０°に比べて短くなるため、燃焼室内の混合気の攪拌を促進して燃焼時間を短縮するとともに、圧縮時の熱損失を低減することができる。
【００１１】
しかも第２コネクティングロッドがシリンダの軸線に対して概ね直交する方向に配置されるので、第１、第２コネクティングロッドの両方をシリンダの軸線に沿って配置した従来のものに比べて、前記軸線方向の内燃機関の寸法を小型化することができる。また通常の内燃機関に比べて膨張行程の初期での第１コネクティングロッドの揺動角が小さくなり、しかも膨張行程の初期でピストンの下降速度が小さいので、ピストンとシリンダとの間のフリクションロスを低減することができる。更に第１コネクティングロッドはシリンダの軸線に対して片側にしか揺動しないため、ピストンのスラップ音の発生を低減することができる。
【００１２】
更にまた、ピストンの上死点において、クランクシャフトの軸線が、中間ピンの軸線を通ってシリンダの軸線に直交する直線に対して上方に位置するので、ピストンが上死点から下降する膨張行程の初期に第２コネクティングロッドに引張荷重が発生するようになり、第２コネクティングロッドが強度上有利になって小径化が可能になる。
【００１３】
また請求項２に記載された発明によれば、請求項１の構成に加えて、ピストンの往復動に応じて開閉する吸気弁および排気弁を備え、排気弁の実質開口面積が吸気弁の実質開口 面積よりも大きく設定されたことを特徴とする内燃機関が提案される。
【００１４】
上記構成によれば、排気弁の実質開口面積を吸気弁の実質開口面積よりも大きく設定したので、ピストンの下降時間に比べて上昇時間を短くしたために排気行程開始時におけるピストンの動きが従来より速くなっても、排気ガスを燃焼室からスムーズに排出して排気損失を最小限に抑えることができる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を、添付図面に示した本発明の参考例および実施例に基づいて説明する。
【００１６】
図１〜図４は本発明の第１参考例を示すもので、図１は内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）、図２は内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）、図３は図１の３−３線矢視図、図４はクランク角に対するピストンのストロークの関係を示すグラフである。尚、本明細書において、内燃機関Ｅのピストン１４の上死点の方向および下死点の方向を、それぞれ上方および下方と定義する。
【００１７】
図１に示すように、４サイクルの内燃機関Ｅはシリンダブロック１１およびシリンダヘッド１２を備えており、シリンダブロック１１に設けたシリンダ１３にピストン１４が摺動自在に嵌合する。シリンダヘッド１２には、ピストン１４の上面に臨む燃焼室１５と、燃焼室１５に連なる吸気ポート１６と、燃焼室１５に連なる排気ポート１７と、吸気弁孔を開閉する吸気弁１８と、排気弁孔を開閉する排気弁１９とが設けられる。
【００１８】
クランクシャフト２０は、その軸線Ｌ１がシリンダ１３の軸線Ｌ２に対して一側方に偏倚するように配置される。一端がピストンピン２１に枢支されて下方に延びる第１コネクティングロッド２２の他端に中間ピン２３を介して第２コネクティングロッド２４の一端が枢支されており、中間ピン２３から一側方に延びる第２コネクティングロッド２４の他端がクランクピン２５に枢支される。中間ピン２３に一端を枢支されたリンクアーム２６は、その他端がクランクシャフト２０の下方に位置する固定部２７に支点ピン２８を介して枢支される。
【００１９】
ピストン１４が上死点にあるとき、第１コネクティングロッド２２の軸線Ｌ３（つまりピストンピン２１の軸線Ｌ４と中間ピン２３の軸線Ｌ５とを結ぶ線分）はシリンダ１３の軸線Ｌ２にほぼ一致しており、第２コネクティングロッド２４の軸線Ｌ６（つまり中間ピン２３の軸線Ｌ５とクランクピン２５の軸線Ｌ７とを結ぶ線分）は、第１コネクティングロッド２２の軸線Ｌ３にほぼ直交している。リンクアーム２６の軸線Ｌ８（つまり中間ピン２３の軸線Ｌ５と支点ピン２８の軸線Ｌ９とを結ぶ線分）は、第１コネクティングロッド２２の軸線Ｌ３に対して図中右下がりに傾斜している。
【００２０】
上記第１コネクティングロッド２２、第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６は、本発明のコネクティング手段２９を構成する。
【００２１】
クランクシャフト２０の回転方向は、ピストン１４が上死点から下死点に下降する間に、クランクピン２５が上昇した後に下降する方向に設定される。
【００２２】
図３から明らかなように、吸気弁１８の直径Ｄ１と排気弁１９の直径Ｄ２との関係は従来の内燃機関の逆であり、排気弁１９の直径Ｄ２を吸気弁１８の直径Ｄ１よりも大きくすることで、つまり排気弁１９の周長を吸気弁１８の周長よりも大きくすることで、排気弁１９の実質開口面積を吸気弁１８の実質開口面積より大きく設定している。本参考例では、燃焼室１５の直径線上に吸気弁１８および排気弁１９が配置されており、前記直径線を挟むように２個の点火プラグ３０，３１が配置される。
【００２３】
尚、排気弁１９の実質開口面積を吸気弁１８の実質開口面積よりも大きくするには、図５の変形例に示すように、例えば１個の吸気弁１８に対して２個の排気弁１９，１９を配置し、２個の排気弁１９の周長の和を１個の吸気弁１８の周長よりも大きくしても良い。この変形例では、燃焼室１５の直径線の一側に吸気弁１８を配置するとともに他側に２個の排気弁１９，１９を配置し、前記直径線上に２個の点火プラグ３０，３１を配置している。
【００２４】
図２にはピストン１４が下死点にあるときの状態が示される。ピストン１４が上死点および下死点間を移動するとき、第１コネクティングロッド２２の下端の中間ピン２３の軸線Ｌ５は、リンクアーム２６に拘束されて支点ピン２８の軸線Ｌ９を中心とする円弧Ａ上を移動する。その間、中間ピン２３の軸線Ｌ５はシリンダ１３の軸線Ｌ２よりも図中右側に出ることはない。
【００２５】
そしてピストン１４が上死点から下死点に移動する間にクランクシャフト２０は２１６°回転し、ピストン１４が下死点から上死点に移動する間にクランクシャフト２０は１４４°回転する。つまり、本参考例の内燃機関Ｅは、膨張行程および吸気行程の期間（クランク角）が、圧縮行程および排気行程の期間（クランク角）よりも長くなる。
【００２６】
図４はクランク角に対するピストンのストロークの関係を示すもので、そのうちの鎖線は、シリンダ軸線上にクランクシャフトの軸線を配置してピストンピンとクランクピンとを１本のコネクティングロッドで連接した従来の内燃機関の特性を示している。上記鎖線の特性はサインカーブと類似のもので、上死点を中心にして遅れ側（圧縮行程および排気行程）と進み側（膨張行程および吸気行程）とが対称である。それに対して実線で示す本参考例の特性は、上述したように膨張行程および吸気行程の期間が圧縮行程および排気行程の期間よりも長くなるため、上死点を中心にして遅れ側と進み側とが非対称になる。
【００２７】
上記特性により、本参考例の内燃機関Ｅは、従来の内燃機関に対して以下のような効果を発揮することができる。
【００２８】
(1) 内燃機関Ｅの熱効率を高めるには混合気の燃焼時の等容度を高めることが望ましく、そのためには膨張行程で上死点からピストン１４が下降するときに、クランク角の増加量に対する燃焼室１５の容積の増加量が小さいほど前記等容度が高められて熱効率が向上する。図４のグラフの膨張行程部分から明らかなように、実線で示す本参考例の内燃機関Ｅの上死点からのピストン１４の下向きの変位は、鎖線で示す従来の内燃機関のピストンの下向きの変位に比べて小さくなっており、従って膨張行程における等容度が高められて熱効率が向上する。
【００２９】
(2) 図４のグラフの吸気行程部分から明らかなように、実線で示す本参考例の内燃機関Ｅは吸気行程の期間が従来例の１８０°に比べて２１６°と長くなっているため、吸気の流速を下げて吸気効率の向上、ポンピングロスの低減および吸気弁１８の小径化を図ることができる。
【００３０】
(3) 図４のグラフの圧縮行程部分から明らかなように、実線で示す本参考例の内燃機関Ｅは圧縮行程の期間が従来例の１８０°に比べて１４４°と短くなっているため、燃焼室１５内の混合気の攪拌を促進して燃焼時間を短縮するとともに、圧縮時の熱損失（冷却損失）を低減することができる。
【００３１】
また本参考例の内燃機関Ｅは、そのコネクティング手段２９の構造により以下のような効果を発揮することができる。
【００３２】
(4) 第２コネクティングロッド２４がシリンダ１３の軸線Ｌ２に対して直交する方向に配置されるので、第１コネクティングロッド２２および第２コネクティングロッド２４を共にシリンダ１３の軸線Ｌ２に沿って配置する場合に比べて、シリンダ１３の軸線Ｌ２方向の内燃機関Ｅの寸法を小型化することができる。
【００３３】
(5) 単一のコネクティングロッドを備えた通常の内燃機関に比べて、特に燃焼室１５の圧力が高い状態（つまり膨張行程の初期）での第１コネクティングロッド２２の揺動角が大幅に小さくなり、しかも燃焼室１５の圧力が高い膨張行程の初期にピストン１４の下降速度が小さいので、ピストン１４の側圧によるフリクションロスを低減することができる。
【００３４】
(6) 第１コネクティングロッド２２はシリンダ１３の軸線Ｌ２に対して片側にしか揺動しないため、ピストン１４がシリンダ１３に衝突するスラップ音を低減することができる。
【００３５】
一般に従来の内燃機関は、排気弁の実質開口面積が吸気弁の実質開口面積よりも小さく設定されている。その第１の理由は、排気ガスは高温であるためにチョーキング限界マッハ数が高いことであり、第２の理由は、上死点側に比べて下死点側でのピストンの動きが遅いために排気ガスの排出に時間的余裕があることである。
【００３６】
図４で説明したように、本参考例の内燃機関Ｅは排気行程の期間が従来よりも短くなり、下死点付近でのピストン１４の動きが速くなるため、そのままでは排気損失が増加する可能性がある。特に、排気弁は下死点の手前位置で開弁するのが一般的であるが、膨張行程を有効に利用するために排気弁を開くタイミングを下死点付近まで遅らせた場合には、排気ガスのスムーズな排出が阻害されて排気損失が一層増加する懸念がある。しかしながら、本参考例では排気弁１９の実質開口面積を吸気弁１８の実質開口面積よりも大きく設定したことにより、排気弁を開くタイミングを可能な限り下死点に近づけて膨張行程を有効に利用しながら、排気ガスのスムーズな排出を可能にして排気損失の増加を最小限に抑えることができる。
【００３７】
ところで、上記第１参考例では、ピストン１４が上死点にあるとき、第２コネクティングロッド２４がシリンダ１３の軸線Ｌ２に対して直交する方向に延びているが、図６に示す第１実施例では第２コネクティングロッド２４の軸線Ｌ６がシリンダ１３の軸線Ｌ２に直交する方向に対して僅かに斜め上方に延びており、また図７に示す第２参考例では第２コネクティングロッド２４の軸線Ｌ６がシリンダ１３の軸線Ｌ２に直交する方向に対して僅かに斜め下方に延びている。
【００３８】
より具体的には、図６の第１実施例ではピストン１４が上死点にあるとき、シリンダ１３の軸線Ｌ２上にある中間ピン２３の軸線Ｌ５の位置をＱとし、クランクシャフト２０の軸線Ｌ１からシリンダ１３の軸線Ｌ２に下ろした垂線の足をＳとしたとき、ＳはＱの上側にある。一方、図７の第２参考例では、ＳはＱの下側にある。
【００３９】
図６の第１実施例および図７の第２参考例は、ピストン１４が上死点にあるときに第１コネクティングロッド２２および第２コネクティングロッド２４が殆ど直角に配置されているため、上記第１参考例の作用効果をそのまま達成することができる。しかしながら、厳密に言うとＳおよびＱの上下関係から、膨張行程でピストン１４が図示した上死点から下降するときに、図６に示す第１実施例では第２コネクティングロッド２４に引張荷重が作用するが、図７に示す第２参考例では第２コネクティングロッド２４に一瞬だけ圧縮荷重が作用する。従って、第２コネクティングロッド２４の強度上の観点からは、それに圧縮荷重が作用しない第１実施例（図６参照）の配置の方が有利であり、第１実施例の配置を採用することで第２コネクティングロッド２４を小径化して重量の軽減に寄与することができる。
【００４０】
次に、図８〜図１１に基づいて本発明の第２実施例を説明する。
【００４１】
第２実施例の構造は、図６で説明した第１実施例の構造に類似しているが、クランクシャフト２０の軸線Ｌ１および支点ピン２８の軸線Ｌ９が第１実施例よりも僅かに高くなっている。ピストン１４が上死点にあるとき、第２コネクティングロッド２４は中間ピン２３の軸線Ｌ５に対してクランクシャフト２０の軸線Ｌ１側が高くなり、またリンクアーム２６は中間ピン２３の軸線Ｌ５に対して支点ピン２８の軸線Ｌ９側が低くなっている。
【００４２】
この第２実施例によれば、前記第１参考例および第１実施例の効果に加えて、以下のような格別の効果を達成することができる。
【００４３】
即ち、ピストン１４が上死点にある膨張行程の初期に、燃焼室１５での混合気の爆発による荷重はピストン１４を介して第１コネクティングロッド２２に伝達され、第１コネクティングロッド２２の下端の中間ピン２３に下向きの爆発荷重Ｆが作用する。前記爆発荷重Ｆは、第２コネクティングロッド２４を左下方向に引っ張る引張荷重Ｆ１と、リンクアーム２６を右下方向に圧縮する圧縮荷重Ｆ２とに分解され、前記引張荷重Ｆ１により第２コネクティングロッド２４はΔＬ１だけ引き伸ばされ、また前記圧縮荷重Ｆ２によりリンクアーム２６はΔＬ２だけ押し縮められる。第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６が水平線と成す角度が小さいことにより、爆発荷重Ｆに対して第２コネクティングロッド２４の引張荷重Ｆ１およびリンクアーム２６の圧縮荷重Ｆ２は拡大される。
【００４４】
図１０において、第２コネクティングロッド２４がΔＬ１だけ引き伸ばされ、リンクアーム２６は長さが変化しないと仮定した場合、第１コネクティングロッド２２の下端の中間ピン２３の位置はΔＬ′だけ低くなる。実際には、図１１に示すように、第２コネクティングロッド２４がΔＬ１だけ引き伸ばされ、かつリンクアーム２６がΔＬ２だけ押し縮められるため、第１コネクティングロッド２２の下端の中間ピン２３の位置は、前記ΔＬ′よりも更に大きいΔＬだけ低くなる。
【００４５】
このようにして、膨張行程の初期に中間ピン２３の位置がΔＬだけ低くなるとピストン１４の位置もΔＬだけ低くなり、その分だけ燃焼室１５の容積が増加して圧縮比が減少する。ΔＬの大きさは爆発荷重Ｆが大きいほど大きくなるため、内燃機関Ｅの負荷が大きいほど圧縮比が減少率が大きくなり、その結果として、部分負荷時の広い運転領域で高圧縮比による熱効率の高い運転を可能にして燃料消費量を削減しながら、高負荷時に圧縮比を下げてノッキングを防止することができる。しかも、かかる可変圧縮比制御を、特別のアクチュエータや制御装置を必要とせずに、第１コネクティングロッド２２、第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６のレイアウトだけで実現することができるので、極めて低コストである。
【００４６】
尚、爆発荷重Ｆによって第１コネクティングロッド２２自体も圧縮されて長さが押し縮められれ、その分だけピストン１４の位置が下がって圧縮比が減少するが、第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６の伸縮に伴う圧縮比の減少は、それよりも遥かに大きなものとなる。その理由は、上下方向に配置された第１コネクティングロッド２２の収縮に伴うピストン１４の下降距離は、前記収縮量そのものであるが、略水平方向に配置された第２コネクティングロッド２４およびリンクアーム２６の伸縮に伴うピストン１４の下降距離は、前記伸縮量を拡大したものとなるからである。
【００４７】
図１２〜図１６は本発明の第３参考例を示すもので、図１２は内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）、図１３は内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）、図１４は図１２の１４−１４線矢視図、図１５は内燃機関の作用の説明図、図１６はクランク角θとピストン変位ｘとの関係を示すグラフである。
【００４８】
図１２〜図１５に示すように、内燃機関Ｅを備えた自動二輪車用のパワーユニットＰの外郭はミッションケース１１１と、ミッションケース１１１の前面に締結されたシリンダヘッド１１２と、シリンダヘッド１１２の前面に締結されたシリンダブロック１１３と、シリンダブロック１１３の前面に締結されたカバー１１４とから構成される。シリンダブロック１１３の内部に支持されたシリンダ１１５にピストン１１１６が摺動自在に嵌合しており、このピストン１１６から前方に向けて一体に突出する脚部１１６ａ，１１６ａの前端にピストンピン１１７が支持される。ピストン１１６が図１２に示す上死点にあるとき、ピストンピン１１７との干渉を回避するためのＵ字状の切欠１１５ａ，１１５ａがシリンダ１１５の前端に形成される。
【００４９】
シリンダヘッド１１２およびミッションケース１１１の合わせ面に支持されたクランクシャフト１１９は一対のクランクピン１１９ａ，１１９ａを備えており、これらクランクピン１１９ａ，１１９ａに大端部をニードルベアリング１２０，１２０で支持された一対のコネクティングロッド１２１，１２１は、シリンダヘッド１１２の開口１１２ａ，１１２ａおよびシリンダブロック１１３の開口（図示せず）を通って前記ピストンピン１１７の両端に連接される。
【００５０】
ピストン１１６の頂面に対向するようにシリンダヘッド１１２に燃焼室１２２が形成されており、この燃焼室１２２から上方に延びる吸気ポート１２３および下方に延びる排気ポート１２４は、Ｖ字状に配置された吸気弁１２５および排気弁１２６でそれぞれ開閉される。図１４から明らかなように、排気弁１２６の実質開口面積は吸気弁１２５の実質開口面積よりも大きく設定される。燃焼室１２２には吸気弁１２５および排気弁１２６と干渉しないように点火プラグ１０８が装着される。
【００５１】
ミッションケース１１１には吸気ロッカーシャフト１３０および排気ロッカーシャフト１３１が支持されており、吸気ロッカーシャフト１３０に揺動自在に支持された吸気ロッカーアーム１３２が、カムシャフト１２８に固定した吸気カム１３３および吸気弁１２５のステムエンドに当接する。排気ロッカーシャフト１３１にはＬ字状の従動排気ロッカーアーム１３４の中間部が揺動自在に支持されており、この従動排気ロッカーアーム１３４の一端部は排気弁１２６のステムエンドに当接し、他端部は連結ロッド１３５の一端に連結される。吸気ロッカーシャフト１３０には、前記吸気ロッカーアーム１３２に対して独立した駆動排気ロッカーアーム１３６が揺動自在に支持されており、この駆動排気ロッカーアーム１３６にカムシャフト１２８に固定した排気カム１３７が当接するとともに、前記連結ロッド１３５の他端が連結される。
【００５２】
カムシャフト１２８の回転は、吸気カム１３３および吸気ロッカーアーム１３２を介して吸気弁１２５に伝達され、クランクシャフト１１９の２回転につき１回の割合で吸気弁１２５を開弁駆動する。またカムシャフト１２８の回転は、排気カム１３７、駆動排気ロッカーアーム１３６、連結ロッド１３５および従動排気ロッカーアーム１３４を介して排気弁１２６に伝達され、クランクシャフト１１９の２回転につき１回の割合で排気弁１２６を開弁駆動する。
【００５３】
次に、第３参考例の作用について説明する。
【００５４】
図１５は本参考例の内燃機関Ｅを模式的に示したもので、シリンダ１１５と、シリンダ１１５に摺動自在に嵌合するピストン１１６と、シリンダ１１５に結合されたシリンダヘッド１１２と、ピストン１１６に臨むシリンダヘッド１１２の上面に形成された燃焼室１２２と、クランクシャフト１１９と、ピストン１１６をクランクシャフト１１９に連接するコネクティングロッド１２１，１２１とを備える。そしてシリンダヘッド１１２はピストン１１６とクランクシャフト１１９とに挟まれた位置に配置される。
【００５５】
図１５（Ａ）はピストン１１６が上死点にある状態を示しており、このときのクランク角θは０°である。図１５（Ｃ）はピストン１１６が下死点にある状態を示しており、このときのクランク角θは１８０°である。図１５（Ｂ）はピストン１１６が上死点および下死点の中点にある状態を示しており、このときのクランク角θは９０°にならず、９０°よりも大きい角度θｂとなる。その理由は、上死点および下死点ではコネクティングロッド１２１，１２１がシリンダ軸線Ｌ上にあるのに対し、前記中点ではシリンダ軸線Ｌに対してコネクティングロッド１２１，１２１が角度φだけ傾斜するからである。
【００５６】
図１６には上記内燃機関Ｅの上死点を基準としたクランク角θと、上死点を基準としたピストン１１６の変位ｘとの関係が破線で示される。ここでピストン１１６の上死点および下死点間のストロークは６０ｍｍである。図１５（Ｂ）で説明したように、ピストン１１６が上死点および下死点の中点（変位が−３０ｍｍの点）にあるとき、クランク角θは９０°よりも大きい角度θｂとなる。それに対して実線で示す余弦カーブでは、ピストン１１６が上死点および下死点の中点にあるとき、クランク角θは９０°となる。
【００５７】
このように、本参考例の内燃機関Ｅでは、クランク角θに対するピストン１１６の変位ｘの関係を示すライン（破線参照）が、実線で示す余弦カーブよりも上側に位置していることが分かる。このことは、膨張行程においてピストンが上死点から下降するとき、クランク角θの増加量に対するピストン１１６の変位ｘの増加量が余弦カーブの特性に比べて小さいことを意味している。
【００５８】
内燃機関Ｅの熱効率を高めるには混合気の燃焼時の等容度を高めることが望ましく、そのためには膨張行程で上死点からピストン１１６が下降するときに、クランク角θの増加量に対する燃焼室１２２の容積の増加量が小さいほど前記等容度が高められて熱効率が向上する。図１６のグラフのクランク角θが０°から１８０°までの膨張行程部分から明らかなように、破線で示す本参考例の内燃機関Ｅの上死点からのピストン１１６の変位ｘは、鎖線で示す従来の内燃機関のピストンの変位ｘに比べて小さくなっており、従って膨張行程における等容度が高められて熱効率が向上する。
【００５９】
また本参考例の内燃機関Ｅでは、クランク角θに対するピストン１１６の変位ｘの関係を示すライン（破線参照）が、実線で示す余弦カーブよりも上側に位置していることで、排気行程においてピストンが下死点から上昇するとき、クランク角θの増加量に対するピストン１１６の変位ｘの増加量が余弦カーブの特性に比べて大きくなり、単位時間当たりの排気ガスの排出量が従来の内燃機関よりも増加する。しかしながら、排気弁１２６の実質開口面積を吸気弁１２５の実質開口面積よりも大きく設定したことにより、排気ガスを燃焼室１２２からスムーズに排出して排気損失を最小限に抑えることができる。
【００６０】
またコネクティングロッド１２１，１２１に最も大きな荷重が加わる膨張行程において、ピストン１１６はクランクシャフト１１９から遠ざかる方向に移動するため、コネクティングロッド１２１，１２１には従来の内燃機関Ｅとは逆の引張荷重が作用する。このようにコネクティングロッド１２１，１２１に引張荷重が加わることにより、圧縮荷重が加わる場合に比べて強度上有利になり、これによりコネクティングロッド１２１，１２１を細くして軽量化を図ることができる。
【００６１】
またコネクティングロッド１２１，１２１を２本に分割し、ピストン１１６の両側を通してクランクシャフト１１９の軸方向両端側に連接したので、ピストン１１６に偏荷重が加わるのを防止して磨耗に対する耐久性を高めることができる。しかもピストン１１６にクランクシャフト１１９から遠ざかる方向に脚部１１６ａ，１１６ａを突出させ、この脚部１１６ａ，１１６ａに先端にピストンピン１１７を設けたので、コネクティングロッド１２１，１２１の全長が従来の内燃機関Ｅに比べて長くなる。その結果、シリンダ軸線Ｌに対するコネクティングロッド１２１，１２１の揺動角φが小さくなり、ピストン１１６が受けるサイドスラストが減少して磨耗に対する耐久性を高めることができる。
【００６２】
以上、本発明の実施例を詳述したが、本発明はその要旨を逸脱することなく種々の設計変更を行うことが可能である。
【００６３】
例えば、実施例では４サイクルの内燃機関Ｅを例示したが、本発明は２サイクルの内燃機関に対しても適用することができる。
【００６４】
【発明の効果】
以上のように請求項１に記載された発明によれば、ピストンをクランクシャフトに連接するコネクティング手段によりピストンの下降時間に比べて上昇時間が短くなるため、膨張行程においてクランク角の増加量に対するピストンの移動量（燃焼室の容積の増加量）が小さくなり、混合気の燃焼時の等容度が高まって内燃機関の熱効率が向上する。しかも吸気行程の期間が通常の内燃機関の１８０°に比べて長くなるために吸気の流速が下がり、吸気効率の向上、ポンピングロスの低減および吸気弁の小径化を図ることができる。更に圧縮行程の期間が通常の内燃機関の１８０°に比べて短くなるため、燃焼室内の混合気の攪拌を促進して燃焼時間を短縮するとともに、圧縮時の熱損失を低減することができる。
【００６５】
しかも第２コネクティングロッドがシリンダの軸線に対して概ね直交する方向に配置されるので、第１、第２コネクティングロッドの両方をシリンダの軸線に沿って配置した従来のものに比べて、前記軸線方向の内燃機関の寸法を小型化することができる。また通常の内燃機関に比べて膨張行程の初期での第１コネクティングロッドの揺動角が小さくなり、しかも膨張行程の初期でピストンの下降速度が小さいので、ピストンとシリンダとの間のフリクションロスを低減することができる。更に第１コネクティングロッドはシリンダの軸線に対して片側にしか揺動しないため、ピストンのスラップ音の発生を低減することができる。
【００６６】
更にまた、ピストンの上死点において、クランクシャフトの軸線が、中間ピンの軸線を通ってシリンダの軸線に直交する直線に対して上方に位置するので、ピストンが上死点から下降する膨張行程の初期に第２コネクティングロッドに引張荷重が発生するようになり、第２コネクティングロッドが強度上有利になって小径化が可能になる。
【００６７】
また請求項２に記載された発明によれば、排気弁の実質開口面積を吸気弁の実質開口面積よりも大きく設定したので、ピストンの下降時間に比べて上昇時間を短くしたために排気行程開始時におけるピストンの動きが従来より速くなっても、排気ガスを燃焼室からスムーズに排出して排気損失を最小限に抑えることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 第１参考例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図２】 上記内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）
【図３】 図１の３−３線断面図
【図４】 内燃機関のクランク角に対するピストンのストロークの関係を示すグラフ
【図５】 第１参考例の変形例に係る、前記図３に対応する図
【図６】 第１実施例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図７】 第２参考例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図８】 第２実施例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図９】 第２実施例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）
【図１０】 上死点において第２コネクティングロッドが伸びた場合の中間ピンの位置変化を説明する図
【図１１】 上死点において第２コネクティングロッドが伸びてリンクアームが縮んだ場合の中間ピンの位置変化を説明する図
【図１２】 第３参考例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが上死点にある状態）
【図１３】 第３参考例に係る内燃機関の縦断面図（ピストンが下死点にある状態）
【図１４】 図１２の１４−１４線矢視図
【図１５】 内燃機関の作用の説明図
【図１６】 クランク角θとピストン変位ｘとの関係を示すグラフ
【符号の説明】
１３ シリンダ
１４ ピストン
１８ 吸気弁
１９ 排気弁
２０ クランクシャフト
２１ ピストンピン
２２ 第１コネクティングロッド
２３ 中間ピン
２４ 第２コネクティングロッド
２５ クランクピン
２６ リンクアーム
２７ 固定部
２９ コネクティング手段
Ｌ１ クランクシャフトの軸線
Ｌ２ シリンダの軸線
Ｌ５ 中間ピンの軸線
Claims (2)
- シリンダ（１３）に摺動自在に嵌合するピストン（１４）をコネクティング手段（２９）を介してクランクシャフト（２０）に連接した内燃機関において、
前記コネクティング手段（２９）は、一端がピストンピン（２１）に枢支されて他端に中間ピン（２３）を備えた第１コネクティングロッド（２２）と、一端が中間ピン（２３）に枢支されて他端がクランクピン（２５）に枢支された第２コネクティングロッド（２４）と、一端が中間ピン（２３）に枢支されて他端が固定部（２７）に枢支されたリンクアーム（２６）とから構成され、
ピストン（１４）が上死点にあるときに、第１コネクティングロッド（２２）はシリンダ（１３）の軸線（Ｌ２）にほぼ沿うとともに、第２コネクティングロッド（２４）は、中間ピン（２３）の軸線（Ｌ５）を通ってシリンダ（１３）の軸線（Ｌ２）に直交する直線に対して、クランクシャフト（２０）の軸線（Ｌ１）が上方に位置するように僅かに斜め上方に延び、かつリンクアーム（２６）の他端を枢支する固定部（２７）はクランクシャフト（２０）の下方に位置することで、ピストン（１４）の下降時間に比べて上昇時間が短くなるように構成された内燃機関。 - ピストン（１４）の往復動に応じて開閉する吸気弁（１８）および排気弁（１９）を備え、排気弁（１９）の実質開口面積が吸気弁（１８）の実質開口面積よりも大きく設定されたことを特徴とする、請求項１に記載の内燃機関。
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