JPH0329968B2

JPH0329968B2 -

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Publication number: JPH0329968B2
Application number: JP57181966A
Authority: JP
Priority date: 1982-10-15
Filing date: 1982-10-15
Publication date: 1991-04-25
Also published as: JPS5970837A

Description

【発明の詳細な説明】（産業上の利用分野）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、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回転
時に過給効果を得るようにしたものに関する。

（従来の技術）一般に、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節トロコイド状の内周面
を備えたロータハウジングと、その両側に位置し
吸気通路が開口する吸気ポートを備えたサイドハ
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ツクシヤフトに支承
されて遊星回転運動するものでつて、かつ各気筒
のロータがエキセントリツクシヤフトの回転角で
180゜の位相差を持つものであり、両気筒間で上記
180゜の位相差を保ちなが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ピストン
エンジンにおいて、吸気通路に過給機を設けて、
吸気を過給することにより、充填効率を高めて出
力向上を図ることはよく知られているが、過給機
装備のために構造が大がかりとなるとともにコス
トアツプとなる嫌いがあつた。

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、それぞれ別の吸気ポートを有し、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
ン回転域に亘つて好適な充填効率を得るように
（課題を解決するための手段及びその作用）単一気筒のロータリピストンエンジンに対する
ものであつて、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、作用が定
かでなく、直ちに実用に供し得ないものであつ
た。しかも、吸気ポートとしてペリポートを用い
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より過給効果を得る
ことが困難であつた。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〜
600mmHg（ゲージ圧）程度にターボ過給機付エン
ジンでは1000mmHg以上になつており、上記ペリ
ポート方式による充填効率向上は期待できないも
のとなつている。

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ポートの吸気特性を検討
するに、吸気ポート閉口時には吸気の慣性により吸気
が圧縮されて吸気通路内に圧縮波が発生するこ
と、吸気ポ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
の閉口時圧縮波を他方の気筒の特に吸気の吹き
返しが生じる全閉直前の吸気ポートに作用せしめ
れば過給効果が得られること（以下、吸気慣性効
果という）、および各気筒での上記の膨張波を
圧縮波に反転させて該各気筒の同じく全閉直前の
吸気ポートに作用せしめれば過給効果が得、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。特に、上記吸気慣性効果は、ロー
タリピストンエンジンではレシプロエンジンに較
べて吸気ポートの閉口特性の傾斜が急で、圧力の
上昇度が大きいのでその効果が大である。

尚、サイド吸気ポート式と異なり、吸気通路が
ロータハウジングに開口するペリフエラル吸気ポ
ート式にあつては、該吸気ポートが常に作動室に
開口しているため、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、吸気ポートの開口期間、各気筒の吸気通路を
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吸気ポートまで
の通路長さ、および両気筒の吸気ポート間の通路
長さを適切に設定することにより、高出力を要す
る5000〜7000rpmのエンジン高回転時、上記吸気
慣性効果および吸気個有脈動効果により過給を行
い、よつて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極めて簡単な構成でも
つてエンジン高負荷高回転時の充填効率を高めて
出力向上を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備えたロータハウジン
グと、その両側に位置し吸気通路が開口する吸気
ポートを備えた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
トリツクシヤフトに支承されて遊星回転運動する
ものであつて、各ロータがエキセントリツクシヤ
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吸気ポートの開口期間θをエキセントリツク
シヤフトの回転角で270〜320゜の範囲に設定す
ること、ｂスロツトルバルブ下流において各気筒の吸気
通路を連通する連通路を有する拡大室を設ける
こと、ｃ該連通路およびその下流の吸気通路によつて
形成される両気筒の吸気ポート間の通路長さＬ
を1.31〜1.83mになるように設定すること、ｄ上記拡大室から各気筒の吸気ポートまでの吸
気通路の通路長さl₁を0.35〜0.63mになるよう
に設定することの条件のもとで、5000〜7000rpmのエンジン高回
転時、一方の気筒の吸気ポート閉口時に吸気通路
内に発生する圧縮波を上記連通路を介して他方の
気筒の全閉直前の吸気ポートに伝播させるととも
に、各気筒の吸気ポートの吸気開始により吸気通
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閉直前
の吸気ポートに伝播させることにより過給を行う
ようにしたものであり、よつて気筒相互間の吸気
慣性効果および各気筒自身の吸気個有脈動効果に
よりエンジンの高負荷高回転時での充填効率を著
しく高めるようにしたものである。

ここにおいて、上記エンジン高回転時としての
5000〜7000rpm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、
エンジンの高負荷高回転運転領域であつて、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での吸気ポート開口期間
θの上限である320゜は、サイド吸気ポートを介し
て先行作動室と後続作動室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ツプを避ける
ために間に40゜以上の間隔を設ける必要がある。
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
おける排気ガスの吸気作動室への持ちこみを防止
し安定した燃焼を確保するものである。

一方、その下限である270゜は、吸入上死点
（TDC）から下死点（BDC）までの幾可学的な吸
気行程の最低期間であり、吸気を効果的に行うた
めには、少なくとも開口期間をこれ以上に設定す
る必要がある。

尚、本発明の吸気ポートの開口期間はロータ側
面による吸気ポートの実質的な開閉期間であつ
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高い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ｂでの連通路を有する拡大
室のスロツトルバルブ下流位置設定は、スロツト
ルバルブの存在が圧力波（圧縮波および膨張波）
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での両気筒の吸気ポー
ト間の通路長さＬは、吸気慣性効果を得るように
設定されたもので、Ｌ＝（180−θ₀）×30／360N×ｃ ……(1) の式から求められた値である。すなわち、上記式
において、180゜は両気筒間の位相差であり、また
θ₀は閉口時圧縮波が発生してから吸気ポート全閉
までの期間と該閉口時圧縮波が伝播される吸気ポ
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、θ₀≒20゜であり、よつて（180−θ）は
一方の気筒での閉口時圧縮波の発生から他方の気
筒の吸気ポートへの伝播までに要するエキセント
リツクシヤフトの回転角度を表わす。また、Ｎは
エンジン回転数でＮ＝5000〜7000rpmであり、
30／360Nは1゜回転するに要する時間（秒）を表わす。また、Ｃは圧力波の伝播速度つまり音速であ
つて、20℃でＣ＝343m／ｓである。よつて、こ
れらの値から、Ｌ＝1.31〜1.83mとなる。

さらにまた、上記設定事項ｄでの拡大室と各気
筒の吸気ポートとの間の通路長さl₁は、吸気個有
脈動効果を得るように設定されたもので、 l₀＝（θ−θ₁）×60／360N×Ｃ×１／2Z ……（）の式から求められた値である。すなわち、上記式
において、θは吸気ポート開口期間でθ＝270〜
320゜であり、θ₁は吸気ポ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転した圧縮波の
２次脈動波が伝播される吸気ポート全閉直前から
全閉までの期間とを合算した無効期間であつて、
θ₁≒100゜であり、よつて（θ−θ₁）は膨張波発生
から圧縮波の２次脈動波伝播までに要するエキセ
ントリツクシヤフトの回転角度を表わす。また、
エンジン回転数Ｎ＝5000〜7000rpmで60／360N₁は1゜回転するのに要する時間（秒）を表わす。また、
圧力波の伝播速度Ｃ＝343m／ｓ（20℃で）であ
る。さらに、Ｚは脈動波の正の次数で２次脈動を
利用するのでＺ＝２であり、１／2Zは２次脈動が２往復する行程の逆数を表わす。よつて、これらの
値から、l₁＝0.35〜0.63mとなる。

尚、ここで、本発明において、吸気個有脈動効
果を得るに当つて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l₁が長
くなりすぎ、２次脈動の場合に対して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次脈動は通路長さl₁が
２次脈動に対して2/3の長さに短かくなる反面、
２次脈動に対して上記効果が約15〜25％程度低下
し、また吸気抵抗がさほど変わらない。このこと
から、通路長さl₁を可及的に短くしながら吸気個
有脈動効果を有効に発揮させるためである。

尚、（），（）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。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。

（実施例）以下、本発明の実施例を図面に基づいて詳細に
説明する。

第１図および第２図において、１Ａおよび１Ｂ
はサイド吸気ポート式の２気筒ロータリピストン
エンジンにおける第１気筒および第２気筒であつ
て、各気筒１Ａ，１Ｂは、各々、２節トロコイド
状の内周面２ａを備えたロータハウジング２と、
その両側に位置し後述の吸気通路１６ａ，１６ｂ
が開口する吸気ポート３を備えたサイドハウジン
グ４，４とで形成されたケーシング５内を、略三
角形状のロータ６がエキセントリツクシヤフト７
に支承されて遊星回転運動し、かつ各気筒１Ａ，
１Ｂのロータ６，６はエキセントリツクシヤフト
７の回転角で180゜の位相差を持ち、上記各ロータ
６の回転に伴つてケーシング５内を３つの作動室
８，８，８に区画して、各々の気筒１Ａ，１Ｂに
おいて上記180゜の位相差でもつて吸気、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、９は各気筒１Ａ，１Ｂにおいてロータハ
ウジング２に開設された排気ポート、１０および
１１はリーデイング側およびトレーリング側点火
プラグ、１２はロータ６の側面に装着されたサイ
ドシール、１３はロータ６の各項部に装着された
アペツクスシール、１４はロータ６の各項部両側
面に装着されたコーナシールである。

上記吸気ポート３はロータ６側面によつて開閉
され、該吸気ポート３の開口期間θはエキセント
リツクシヤフト７の回転角で270〜320゜の範囲に
設定されている。

一方、１５はエアクリーナ、１６は両気筒１
Ａ，１Ｂに吸気を供給するための主吸気通路であ
つて、該主吸気通路１６には吸入空気量を検出す
るエアフローメータ１７およびその下流に吸入空
気量を制御するスロツトルバルブ１８が配設され
ている。上記主吸気通路１６は等長の第１および
第２吸気通路１６ａ，１６ｂに分岐されたのち上
記吸気ポート３，３を介して各気筒１Ａ，１Ｂの
作動室８，８に連通されており、また該第１およ
び第２吸気通路１６ａ，１６ｂにはそれぞれ上記
エアフローメータ１７の出力に応じて燃料噴射量
を制御する電磁弁式の燃料噴射ノズル１９，１９
が配設されている。

そして、上記主吸気通路１６の分岐部はスロツ
トルバルブ１８下流に位置し、該分岐部は、第１
吸気通路１６ａと第２吸気通路１６ｂとを連通す
る連通路２０を有する拡大室２１によつて構成さ
れている。上記連通路２０の通路面積は圧力波
（吸気慣性効果での圧縮波）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吸気通路１
６ａ，１６ｂの最小通路面積と同等かそれ以上に
設定されている。また、上記拡大室２１の容積
は、エンジン排気量に対して0.5〜２倍（低負荷
用および高負荷用の２系統の吸気ポートを設けた
場合ではそのトータルで）に設定されており、
0.5倍以下では膨張波と圧縮波間の反転効果が得
られない一方、２倍以上では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依
る。また、上記拡大室２１は、エンジンの加速時
又は減速時等の過渡運転時における吸入空気のサ
ージタンクとして機能し、燃料の良好な応答性を
確保するものである。

また、上記両気筒１Ａ，１Ｂの吸気ポート３，
３間の通路長さＬは、連通路２０の通路長さl₂と
該連通路２０下流の第１および第２吸気通路１６
ａ，１６ｂの各通路長さl₁，l₁とを加算したもの
となり（Ｌ＝l₂＋2l₁）、該通路長さＬは、5000〜
7000rpmのエンジン高回転時を基準として上述の
（）式から、Ｌ＝（180−20）×60／360×（500〜700） ×343≒1.31〜1.83（ｍ）に設定されている。尚、この場合、上記通路長さ
l₁およびl₂はそれぞれ各通路の中心長さをとつて
いる。

さらに、上記第１，第２吸気通路１６ａ，１６
ｂの通路長さl₁、つまり該各吸気通路１６ａ，１
６ｂの拡大室２１への開口端面から作動室８への
開口（吸気ポート３）までの通路長さl₁は、5000
〜7000rpmのエンジン高回転時を基準として上記
（）式から l₁＝｛（270〜320）−100｝ ×60／360×（5000〜7000）×343×１／２×２ ≒0.35〜0.63（ｍ）に設定されている。

尚、第２図中、２２は排気ポート９に接続され
た排気通路、２３は排気通路２２の途中に介設さ
れた触媒装置（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、上記実施例の作用を第３図により説明す
るに、5000〜7000rpmのエンジン高回転時には、
一方の気筒例えば第２気筒１Ｂの吸気ポート３閉
口時に第２吸気通路１６ｂ内に発出した閉口時圧
縮波は、両気筒１Ａ，１Ｂの吸気ポート３，３間
の通路長さＬを5000〜7000rpmのエンジン高回転
時を基準として上記（）式により1.31〜1.83m
に設定したことにより、第２吸気通路１６ｂ→拡
大室２１の連通路２０→第１吸気通路１６ａを経
て、180゜の位相差をもつ第１気筒の全閉直前の吸
気ポート３に伝播される。同様に、第１気筒１Ａ
の吸気ポート３閉口時に発生した圧縮波は第２気
筒１Ｂの全閉直前の吸気ポート３に伝播され、以
後同様にして気筒１Ａ，１Ｂ相互間で吸気慣性工
効果が得られる。

それと同時に、各気筒１Ａ，１Ｂにおいて吸気
ポート３の吸気開始により第１，第２吸気通路１
６ａ，１６ｂ内に発生した膨張波は、該各吸気ポ
ート３と拡大室２１との間の通路長さl₁を5000〜
7000rpmのエンジン高回転時を基準として上記
（）式により0.35〜0.63mに設定したことによ
り、第１，第２吸気通路１６ａ，１６ｂ→拡大室
２１（圧縮波に反転して反射）→第１，第２吸気
通路１６ａ，１６ｂ→吸気ポート３（膨張波に反
転して反射）→第１，第２吸気通路１６ａ，１６
ｂ→拡大室２１（圧縮波に反転して反射）→第
１，第２吸気通路１６ａ，１６ｂを経て、圧縮波
の２次脈動波として各気筒１Ａ，１Ｂの全閉直前
の吸気ポート３に伝播され、各気筒１Ａ，１Ｂ自
身で吸気個有脈動効果が得られる。

したがつて、このように各気筒１Ａ，１Ｂの全
閉直前の吸気ポート３に対する気筒１Ａ，１Ｂ相
互間の吸気慣性効果および各気筒１Ａ，１Ｂ自身
の吸気個有脈動効果により、全閉直前の吸気ポー
ト３からの吸気の吹き返しが抑制されて吸気が作
動室８内へ押し込まれ、つまり過給が行われるこ
とになる。よつて、第４図に示すように5000〜
7000rpmのエンジン高回転時での充填効率が著し
く増大して出力を大巾に向上させることができ
る。尚、第４図は、エンジン高回転時として
6000rpmを基準として、吸気通路を各気筒ごとに
独立させて２次の吸気個有脈動効果のみを得るよ
うにした場合（破線で示す）に対し、これに加え
て同じく6000rpmを基準として吸気慣性効果を得
るようにした場合（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、上記連通路２０を有する拡大室２１は、
スロツトルバルブ１８下流に位置するので、該ス
ロツトルバルブ１８によつて圧力波が減衰される
ことがなく、上記吸気慣性効果および吸気個有脈
動効果を有効に発揮することができ、過給効果の
確実化を図ることができる。

また、上記吸気慣性効果および吸気個有脈動効
果による過給効果は、各気筒１Ａ，１Ｂの吸気ポ
ート３の開口期間、第１吸気通路１６ａと第２吸
気通路１６ｂとを連通する連通路２０を有する拡
大室２１の位置、並びに両気筒１Ａ，１Ｂの吸気
ポート３，３間の通路長さＬおよび上記介大室２
１と吸気ポート３との間の通路長さl₁を上述の如
く設定することによつて得られ、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で済
み、構造が極めて簡単なものであり、よつて容易
にかつ安価に実施でき、構造の簡略化およびコス
トダウン化を大巾に図ることができる。

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
化器式のものにも適用できるのは勿論のことであ
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１９を連通路２０（拡大室２
１）下流の吸気通路１６ａ，１６ｂに設けること
によつて、該吸気通路１６ａ，１６ｂの通路長さ
l₁が長くなることによる燃料の応答性の悪化を防
止できるので好ましい。

また、上記実施例では、各気筒１Ａ，１Ｂに対
しそれぞれ１の吸気通路１６ａ，１６ｂを設けた
場合について述べたが、本発明は各気筒に対し異
なる吸気ポートをもつ独立した低負荷用と高負荷
用との２系統の吸気通路を設ける場合にも適用で
きる。この場合、２系統の吸気系の両方又はいず
れか一方が吸気慣性効果および吸気個有脈動効果
を得るように設定すればよい。但し、２系統の吸
気ポートの閉口時期が異なるものにあつては閉口
時期の遅い方に上記効果を得るように設定するこ
とが好ましい。

さらに、各気筒の吸気ポートの開口時期は上死
点後エキセントリツクシヤフトの回転角で30゜〜
60゜の範囲に設定することが充填効率の向上を図
る上で好ましい。また、吸排気オーバラツプ期間
はエキセントリツクシヤフトの回転角で０〜20゜
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、ダイリユーシヨンガスの持込み量を少
なくしてエンジン低負荷時の失火を防止できるの
で好ましい。

（発明の効果）以上説明したように、本発明によれば、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、5000〜7000rpmのエンジン高回転時、
気筒相互間の吸気慣性効果および各気筒自身の吸
気個有脈動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つてエンジ
ンの高負荷高回転時の充填効率を著しく高めて出
力向上を大巾にかつ有効に図ることができ、よつ
てエンジン出力向上対策の容易実施化およびコス
トダウン化を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図は全体説
明図、第２図は全体概略構成図、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示すグラフであ
る。１Ａ……第１気筒、１Ｂ……第２気筒、２……
ロータハウジング、２ａ……２節トロコイド状内
周面、３……吸気ポート、４……サイドハウジン
グ、５……ケーシング、６……ロータ、７……エ
キセントリツクシヤフト、１６……主吸気通路、
１６ａ……第１吸気通路、１６ｂ……第２吸気通
路、１８……スロツトルバルブ、２０……連通
路、２１……拡大室。

Claims

【特許請求の範囲】１２節トロコイド状の内周面を備えたロータハ
ウジングと、その両側に位置し吸気通路が開口す
る吸気ポートを備えた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
キセントリツクシヤフトに支承されて遊星回転運
動するものであつて、各ロータがエキセントリツ
クシヤフトの回転角で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吸気ポートの開口期間をエキセントリツクシ
ヤフトの回転角で270゜〜320゜の範囲に設定する
こと、ｂスロツトルバルブ下流において各気筒の吸気
通路を連通する連通路を有する拡大室を設ける
こと、ｃ 5000〜7000rpmのエンジン高回転時、一方の
気筒の吸気ポート閉口時に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
閉直前の吸気ポートに伝播させるように、上記
連通路およびその下流の吸気通路によつて形成
される両気筒の吸気ポート間の通路長さを1.31
〜1.83mに設定すること、ｄ 5000〜7000rpmのエンジンの高回転時、各気
筒の吸気ポートの吸気開始により吸気通路内に
発生する膨張液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閉直前の
吸気ポートに伝播させるように、上記拡大室か
ら各気筒の吸気ポートまでの吸気通路の通路長
さを0.35〜0.63mに設定する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。