(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
多気筒内燃機関において、
気筒毎にそれぞれ設けられた一対の吸気弁及び一対の排気弁と、
前記複数気筒の一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、一方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と開閉作動を停止させる弁停止状態を切り換える第１弁停止機構と、
前記一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、他方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と開閉作動を停止させる弁停止状態を切り換える第２弁停止機構と、を有し、
前記第１弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると弁作動状態となり、切り換えエネルギーの供給が停止されると弁停止状態となるように機械的に構成され、
前記第２弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると弁停止状態となり、切り換えエネルギーの供給が停止されると弁作動状態となるように機械的に構成されたことを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
【請求項２】
複数気筒を有する内燃機関において、
気筒毎にそれぞれ設けられた一対の吸気弁及び一対の排気弁と、
ラッシアジャスタを揺動支点として揺動し、前記吸気弁及び排気弁を開閉作動するスイングアームと、
油圧により作動し、前記複数気筒のうち一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、一方の排気弁に対応する前記スイングアームの揺動量をロストモーションさせることにより弁停止状態とする第１弁停止機構と、
油圧により作動し、前記一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、他方の排気弁に対応する前記スイングアームの揺動量をロストモーションさせることにより弁停止状態とする第２弁停止機構と、
を備え、
前記第１弁停止機構は、油圧が供給されると弁作動状態とし、油圧の供給が制限されると弁停止状態とするように構成され、
前記第２弁停止機構は、油圧が供給されると弁停止状態とし、油圧の供給が制限されると弁作動状態とするように構成されたことを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
【請求項３】
多気筒内燃機関の気筒毎にそれぞれ設けられた一対の吸気弁及び一対の排気弁と、
前記複数気筒のうち一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、一方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と、開閉作動を停止させる弁停止状態とを切り換える第１弁停止機構と、
前記一部気筒における前記一対の排気弁のうち、他方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と、開閉作動停止させる弁停止状態とを切り換える第２弁停止機構と、を備えた可変動弁装置の制御装置であって、
前記第１弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると前記排気弁を作動させ、切り換えエネルギーの供給が停止すると前記排気弁の作動を停止させるように機械的に構成され、
前記第２弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると前記排気弁の作動を停止させ、切り換えエネルギーの供給が停止されると前記排気弁を作動させるように機械的に構成され、
前記第１弁停止機構と第２弁停止機構への切り換えエネルギーの供給を別個に制御することを特徴とする可変動弁装置の制御装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、機関運転状態に応じて排気弁の開閉作動を停止可能な多気筒内燃機関の可変動弁装置及び該可変動弁装置の制御装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来の多気筒内燃機関の可変動弁装置としては、以下の特許文献１に記載されたものが知られている。
【０００３】
この可変動弁装置は、一部の気筒の吸気弁と排気弁の開閉作動を停止（休止）させる弁停止（休止）機構を備え、機関の出力が要求される高回転運転などでは、ロッカアームの揺動支点となるラッシアジャスタのボディが切換部材によってシリンダヘッドに固定されている。したがって、通常のラッシアジャスタとして機能することから、カムによりロッカアームを押し下げると、該ロッカアームの一端部を揺動支点として揺動して他端部により吸気弁と排気弁がそれぞれ所定のバルブリフト量で作動するようになっている。
【０００４】
一方、低燃費が要求される常用運転域では、一部の気筒において前記切換部材がラッシアジャスタのボディ内に移動して、ラッシアジャスタをロストモーションさせて吸気弁及び排気弁の作動を停止させて(気筒休止)、残り気筒のみで燃焼運転するいわゆる減筒運転とすることによって、燃費を改善するようになっている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開２００７−１００５８５号公報(図１、図３)
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、前記従来の可変動弁装置は、機関の始動時には、機関トルクを確保するために、気筒休止を行うことなく全筒運転となって全ての吸気弁と排気弁が開閉駆動(弁作動)されるようになっているが、これらによって特に始動性や排気性能が向上するというわけではない。
【０００７】
また、機関が所定の実用運転領域になると、一部の気筒が休止状態に移行するが、この場合は、休止気筒の吸気弁と排気弁の全てが一緒に停止状態になる。つまり、一部気筒の全ての吸気弁と排気弁に対応する前記切換部材を供給油圧(信号油圧)によって同時に移動させる必要があった。
【０００８】
本発明は、従来の可変動弁装置の前記技術的課題に鑑みて案出されたもので、機関始動時におけるフリクションの低減などより良好な始動性を得ると共に、強い排気ガス流動の生成などにより排気エミッションを低減し得る多気筒内燃機関の可変動弁装置を提供する。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本願請求項１に記載の発明は、気筒毎にそれぞれ設けられた一対の吸気弁及び一対の排気弁と、前記複数気筒の一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、一方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と開閉作動を停止させる弁停止状態を切り換える第１弁停止機構と、前記一部の気筒における前記一対の排気弁のうち、他方の排気弁を開閉作動させる弁作動状態と開閉作動を停止させる弁停止状態を切り換える第２弁停止機構と、を有し、
前記第１弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると弁作動状態となり、切り換えエネルギーの供給が停止されると弁停止状態となるように機械的に構成され、前記第２弁停止機構は、切り換えエネルギーが供給されると弁停止状態となり、切り換えエネルギーの供給が停止されると弁作動状態となるように機械的に構成されたことを特徴としている。
【発明の効果】
【００１０】
この発明によれば、クランキング初期からフリクションの低減などにより機関始動性の向上が図れると共に、強い排気ガス流動の生成などにより排気エミッション性能を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【図１】本発明に係る可変動弁装置を２気筒内燃機関に適用した第１実施形態を示す排気弁側の斜視図である。
【図２】同実施形態の吸気弁側を示す斜視図である。
【図３】図１と図２のＡ−Ａ線断面図である。
【図４】Ａは本実施形態の排気側に供される第１弁停止機構を示す縦断面図、Ｂは同第１弁停止機構の作用を示す縦断面図、ＣはＡのＢ−Ｂ線断面図である。
【図５】Ａは本実施形態の排気弁(吸気弁)側に供される第２(第３)弁停止機構を示す縦断面図、Ｂは同第２(第３)弁停止機構の作用を示す縦断面図、ＣはＢのＣ−Ｃ線断面図である。
【図６】本実施形態における弁停止機構が備えられていない油圧ラッシアジャスタを示す縦断面図である。
【図７】本実施形態の制御油圧回路を示す概略図である。
【図８】本実施形態における排気弁と吸気弁のバルブリフト量、作動角特性図である。
【図９】Ａは本実施形態における弁停止機構が備えられている排気弁が最大リフト量（Ｌ４）に制御された場合の開弁時の作用説明図、Ｂは同排気弁の閉弁時の作用説明図である。
【図１０】Ａは本実施形態における弁停止機構が備えられていない排気弁の最大リフト量（Ｌ４）に制御された場合の開弁時の作用説明図、Ｂは同排気弁の閉弁時の作用説明図である。
【図１１】Ａは本実施形態における弁停止機構が備えられている排気弁が最小リフト量（Ｌ１）に制御された場合の開弁時の作用説明図、Ｂは各排気弁の閉弁時の作用説明図、Ｃは弁停止機構によるロストモーション作用説明図である。
【図１２】＃１気筒側の吸気弁の作動状態を示し、Ａは開弁した吸気弁のバルブリフト量がＬIとなったピークリフト状態を示し、Ｂは閉弁した吸気弁の状態を示す作用説明図、Ｃは弁停止機構によるロストモーション作用説明図である。
【図１３】本実施形態における機関回転数と機関トルクとのマップ上における弁停止運転領域と全筒運転領域を示す図である。
【図１４】図１３に示す運転領域(Ａ)〜(Ｄ)への切り換え移行時の＃１気筒と＃２気筒の吸排気弁の作動特性を示す図である。
【図１５】本発明の第２実施形態における排気弁側の動弁装置を示す斜視図である。
【図１６】第２実施形態における吸気弁側の動弁装置を示す斜視図である。
【図１７】第２実施形態の制御油圧回路を示す概略図である。
【図１８】本実施形態における機関回転数と機関トルクとのマップ上における弁停止運転領域と全筒運転領域を示す図である。
【図１９】図１８に示す運転領域(Ａ)〜(Ｄ)への切り換え移行時の＃１気筒と＃２気筒の吸排気弁の作動特性を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
以下、本発明に係る多気筒内燃機関の可変動弁装置の各実施形態を図面に基づいて説明する。各実施形態では、ガソリン仕様の直列２気筒の内燃機関に適用されたものである。
〔第１実施形態〕
図１は＃１気筒と＃２気筒の排気側の動弁装置を示し、図２は＃１気筒と＃２気筒の吸気側の動弁装置を示している。
【００１３】
前記排気側動弁系は、図１に示すように、後述する可変リフト機構である排気ＶＥＬの揺動カム７がスイングアーム６を介して各排気弁３ａ、３ａ、３ｂ、３ｂを開閉作動するようになっている。一方、吸気側動弁系は、図２に示すように、吸気カムシャフト７３の各回転カム７３ａが直接各スイングアーム７４を介して各吸気弁７１ａ、７１ａ、７１ｂ、７１ｂを開閉作動させるようになっている。
【００１４】
図１及び図２に示す右側位置のフロント（Ｆ）側の＃１気筒が気筒休止可能な気筒、すなわち、全ての吸気弁と排気弁の弁作動停止が可能な気筒になっていると共に、リア（Ｒ）側の＃２気筒は気筒休止せず、常時少なくとも１つの排気弁と吸気弁が作動する常時稼働気筒になっている。但し、本実施形態では、この常時稼働気筒の＃２気筒のリア（Ｒ）側の排気弁３ｂのみは弁停止可能になっている。
【００１５】
図１に示す排気側動弁系では、各気筒のＲ側の排気弁３ａ、３ｂには、後述するように、油圧ラッシアジャスタ１０ｂ、１０ｄにそれぞれ第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃが設けられ、＃１気筒のＦ側の排気弁３ａには、第２弁停止機構１１ａが設けられている。一方、図２に示す吸気側動弁系の＃１気筒の両吸気弁７１ａ、７１ａは、ラッシアジャスタ７５ａ、７５ｂにそれぞれ第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅが設けられている。これら以外の吸排気弁３ｂ（Ｆ側）、７１ｂ、７１ｂの各油圧ラッシアジャスタ１０ｃ、７５ｃ、７５ｄには弁停止機構が設けられていない。
【００１６】
また、図３には図１、図２のＡ−Ａ線断面、すなわち、＃１気筒(気筒休止可能気筒)における吸気側及び排気側の動弁装置を示している。
〔排気側の動弁装置〕
＃１、＃２気筒の排気側の動弁装置について具体的に説明すると、図１及び図３に示すように、シリンダヘッド１内に形成された一対の排気ポート２、２を開閉する一気筒当たり一対の排気弁が設けられている。すなわち、＃１気筒では第１、第２排気弁３ａ，３ａ、＃２気筒では第１、第２排気弁３ｂ、３ｂが設けられている。ここで、各気筒とも第１排気弁３ａ、３ｂはＦ側に、第２排気弁３ａ、３ｂはＲ側にそれぞれ配置されている。
【００１７】
各気筒の前記一対の排気ポート２，２は、シリンダヘッド１と一体に形成された図１に破線（一点鎖線）で示す隔壁１ｂによって、図３に示すポート開口２ａから該隔壁１ｂの先端部１ｃまで互いに結合されていると共に、該先端部１ｃより後流側は該隔壁１ｂがなくなり、両排気ポ−トが集合した集合排気ポ−トとなり、その断面積は、Ｆ側の排気ポ−ト２の断面積とＲ側排気ポ−ト２の断面積の和とほぼ一致するように設定されている。そして各気筒の前記集合排気ポ−トは図外の排気マニフォルドでさらに１つに集合されるようになっている。したがって、各気筒の燃焼室から各排気ポート２，２に排出された排気ガスは途中で前記集合排気ポ−トに集合され、さらに前記排気マニフォルド内で全気筒（２気筒）の集合排気ポ−トが1つに集合されて後流に送られ、触媒を経由してさらに排気管や消音器を介して外部に排出されるようになっている。
【００１８】
前記各排気弁３ａ〜３ｂに設けられた排気ＶＥＬは、図１及び図３に示すように、各気筒の上方側に機関前後方向に沿って配置され、外周に２つの駆動カム５ａを有する駆動軸５と、該駆動軸５の外周面に回転自在に支持されて、各スイングアーム６を介して前記各排気弁３ａ〜３ｂを開閉作動させるそれぞれカム面７ｂ、７ｂを有する一対の揺動カム７、７と、前記各駆動カム５ａの回転力を揺動力に変換して前記各揺動カム７に伝達する伝達機構８と、該伝達機構８を介して前記各排気弁３ａ〜３ｂの作動角（開弁期間）とリフト量を制御する制御機構９と、から構成されている。
【００１９】
また、シリンダヘッド１には、前記各スイングアーム６と各排気弁３ａ〜３ｂとの間の隙間及び各揺動カム７の各カム面７ｂのベースサークルとの間の隙間を零ラッシに調整する支点部材（ピボット）である４つの第１〜第４油圧ラッシアジャスタ１０ａ、１０ｂ、１０ｃ、１０ｄが保持されている。
【００２０】
つまり、＃１気筒の排気弁側には、第１、第２油圧ラッシアジャスタ１０ａ、１０ｂが配設され、＃２気筒の排気弁側には第３、第４油圧ラッシアジャスタ１０ｃ、１０ｄが配設されている。
【００２１】
ここで、第１油圧ラッシアジャスタ１０ａは、＃１気筒のＦ側に配設され、第２油圧ラッシアジャスタ１０ｂは、同Ｒ側に配設され、第３油圧ラッシアジャスタ１０ｃは、＃２気筒のＦ側に配設され、第４油圧ラッシアジャスタ１０ｄはＲ側に配設されている。
【００２２】
前記＃１気筒の第１、第２排気弁３ａ、３ａ側には、機関運転状態に応じて前記＃１気筒側の第１、第２油圧ラッシアジャスタ１０ａ、１０ｂを介して前記＃１気筒の第１、第２排気弁３ａ、３ａの開閉作動をそれぞれ停止させる第２、第１弁停止機構（ロストモーション機構）１１ａ、１１ｂが設けられている。
【００２３】
＃２気筒のＲ側の第２排気弁３ｂ側には、前記＃２気筒側のＲ側の第４油圧ラッシアジャスタ１０ｄを介して前記第２排気弁３ｂの開閉作動を停止させるもう１つの第１弁停止機構（ロストモーション機構）１１ｃが設けられている。
【００２４】
また、前記排気側には、図７に示すように、前記駆動軸５のＦ側の端部に、前記各排気弁３ａ〜３ｂの開閉タイミングを機関運転状態に応じて可変にするバルブタイミング制御装置(排気ＶＴＣ)が設けられている。この排気ＶＴＣは、例えば図外のベーンロータを油圧で位相変換する通常タイプとすれば良い。
【００２５】
以下、＃１、＃２気筒における各構成部材について説明すると、前記４つの排気弁３ａ〜３ｂは、各バルブガイド４を介してシリンダヘッド１に摺動自在に保持されていると共に、各ステムエンド３ｃの近傍に設けられた各スプリングリテーナ３ｄとシリンダヘッド１の内部上面との間に弾接された各バルブスプリング１２によって閉方向に付勢されている。
【００２６】
前記駆動軸５は、シリンダヘッド１の上端部に設けられた複数の軸受部１３に前記揺動カム７のカムシャフト７ａを介して回転自在に支持され、一端部に設けられた前述の排気ＶＴＣの図外のハウジングに設けられたタイミングプーリを介してクランクシャフトの回転力がタイミングベルトによって伝達されるようになっている。また、駆動軸５の外周に一気筒当たり１つ設けられた前記駆動カム５ａは、その軸心Ｙが駆動軸５の軸心Ｘから径方向へ偏心していると共に、外周のカムプロフィールが円形状に形成されている。
【００２７】
前記各スイングアーム６は、一端部６ａの平坦状あるいはやや凸状の下面が前記各排気弁３ａ〜３ｂの各ステムエンド３ｃに当接している一方、他端部６ｂの下面凹部６ｃが前記各油圧ラッシアジャスタ１０ａ〜１０ｄの頭部に当接していると共に、中央に形成された収容孔内に、それぞれローラ軸１４ａを介してローラ１４が回転自在に収容配置されている。
【００２８】
前記各揺動カム７は、図１及び図３に示すように、円筒状のカムシャフト７ａの両端部に、下面にベースサークル面やランプ面及びリフト面からなる前記カム面７ｂが形成されており、該ベースサークル面とランプ面及びリフト面が、揺動カム７の揺動位置に応じて前記スイングアーム６のローラ１４の上面を転接するようになっている。
【００２９】
前記カムシャフト７ａは、外周面の軸方向ほぼ中央位置に形成されたジャーナル部が前記軸受部１３に微小クリアランスをもって回転自在に支持されていると共に、内周面によって前記駆動軸５の外周面を回転自在に支持するようになっている。
【００３０】
前記各伝達機構８は、駆動軸５の上方に配置されたロッカアーム１５と、該ロッカアーム１５の一端部１５ａと駆動カム５ａとを連係するリンクアーム１６と、ロッカアーム１５の他端部１５ｂと一つの揺動カム７とを連係するリンクロッド１７と、を備えている。
【００３１】
前記ロッカアーム１５は、中央に有する筒状の基部が支持孔を介して後述する制御カムに回転自在に支持されていると共に、一端部１５ａがピン１８によってリンクアーム１６に回転自在に連結されている一方、他端部１５ｂがリンクロッド１７の上端部にピン１９を介して回転自在に連結されている。
【００３２】
前記リンクアーム１６は、円環状の基部の中央位置に有する嵌合孔１６ａに前記駆動カム５ａのカム本体が回転自在に嵌合している一方、突出端が前記ピン１８によってロッカアーム一端部１５ａに連結されている。
【００３３】
前記リンクロッド１７は、下端部がピン２０を介して揺動カム７の一方のカム面７ｂが形成されたカムノーズ部に回転自在に連結されている。
【００３４】
なお、前記各ロッカアーム１５の他端部１５ｂとリンクロッド１７の上端部との間には、各構成部品の組み付け時に各排気弁３ａ〜３ｂのリフト量を微調整するアジャスト機構２３がそれぞれ設けられている。
【００３５】
前記制御機構９は、駆動軸５の上方位置に同じ軸受部に回転自在に支持された制御軸２１と、該制御軸２１の外周に前記ロッカアーム１５の支持孔に摺動自在に嵌入されて、各ロッカアーム１５の揺動支点となる２つの制御カム２２が固定されている。
【００３６】
前記制御軸２１は、駆動軸５と並行に機関前後方向に配設されていると共に、図７に示すアクチュエータ５０によって回転制御されている。一方、前記制御カム２２は、円筒状を呈し、軸心が制御軸２１の軸心から所定分だけ偏倚している。
【００３７】
前記アクチュエータ５０は、図７に示すように、図外のハウジングの一端部に固定された電動モータ５１と、ハウジングの内部に設けられて、該電動モータ５１の回転駆動力を前記制御軸２１に伝達する減速機構として、ボール螺子要素及び変換リンクなどからなるボール螺子機構５２と、から構成されている。
【００３８】
前記電動モ−タ５１は、比例型のＤＣモータによって構成され、機関運転状態を検出するコントロールユニット５３からの制御信号によって正逆回転制御されるようになっている。
【００３９】
前記４つの油圧ラッシアジャスタ１０ａ〜１０ｄは、図４〜図６に示すように、シリンダヘッド１の円柱状の各保持穴１ａ内にそれぞれ保持された有底円筒状のボディ２４と、該ボディ２４内に上下摺動自在に収容されて、下部に一体に有する隔壁２５を介して内部にリザーバ室２６を構成するプランジャ２７と、前記ボディ２４の下部内に形成されて、前記隔壁２５に貫通形成された連通孔２５ａを介して前記リザーバ室２６と連通する高圧室２８と、該高圧室２８の内部に設けられて、前記リザーバ室２６内の作動油を高圧室２８方向へのみ流入を許容するチェック弁２９と、を備えている。また、前記シリンダヘッド１の内部には、前記保持穴１ａ内の溜まった作動油を外部に排出する排出孔１ｂが形成されている。
【００４０】
前記ボディ２４は、外周面に円筒状の第１凹溝２４ａが形成されていると共に、該第１凹溝２４ａの周壁に、前記シリンダヘッド１の内部に形成されて下流端が前記第１凹溝２４ａに開口した油通路３０とボディ２４内部とを連通する第１通路孔３１が径方向に貫通形成されている。
【００４１】
また、＃１気筒の第１、第２油圧ラッシアジャスタ１０ａ、１０ｂ（Ｆ、Ｒ側）と、＃２気筒の第４油圧ラッシアジャスタ１０ｄ（Ｒ側）の各ボディ２４は、図４Ａ，Ｂ、図５Ａ、Ｂにそれぞれ示すように、底部２４ｂ側が、図６に示す弁停止機構が設けられていない＃２気筒側の第３油圧ラッシアジャスタ１０ｃ（Ｆ側）のボディ２４の底部２４ｃよりも下方向へ延設されてほぼ円柱状に形成されている。
【００４２】
前記油通路３０は、図３に示すように、シリンダヘッド１内に形成された潤滑油供給用のメインオイルギャラリ３０ａと連通しており、このメインオイルギャラリ３０ａには、図７に示すオイルポンプ５４または６４から潤滑油が圧送されるようになっている。
【００４３】
前記プランジャ２７は、図４〜図６に示すように、軸方向のほぼ中央の外周面に円筒状の第２凹溝２７ａが形成されていると共に、該第２凹溝２７ａの周壁に前記第１通路孔３１とリザーバ室２６とを連通する第２通路孔３２が径方向に沿って貫通形成されている。また、各プランジャ２７の先端頭部２７ｂの先端面が各スイングアーム６の他端部６ｂの球面状の下面凹部６ｃとの良好な摺動性を確保するために球面状に形成されている。
【００４４】
なお、この各プランジャ２７は、ボディ２４の上端部に嵌着固定された円環状のストッパ部材３３によってその最大突出量が規制されるようになっている。
【００４５】
前記第２凹溝２７ａは、その軸方向の幅が比較的大きく形成され、これによってボディ２４に対するプランジャ２７のいずれの上下摺動位置においても前記第１通路孔３１と第２通路孔３２とを常時連通するようになっている。
【００４６】
前記各チェック弁２９は、前記連通孔２５ａの下部開口縁(シート)を開閉するチェックボール２９ａと、該チェックボール２９ａを閉方向へ付勢する第１コイルばね２９ｂと、該第１コイルばね２９ｂを保持するカップ状のリテーナ２９ｃと、ボディ２４の底壁２４ｃの内底面とリテーナ２９ｃの円環状上端部との間に弾装されて、リテーナ２９ｃを隔壁２５方向へ付勢しつつプランジャ２７全体を上方に付勢する第２コイルばね２９ｄとから構成されている。
【００４７】
そして、揺動カム７のカム面７ｂのベースサークル区間では、前記第２コイルばね２９ｄによる付勢力による前記プランジャ２７の進出移動（上方移動）に伴って高圧室２８内が低圧になると、前記油通路３０から保持穴１ａ内に供給された作動油が第１凹溝２４ａから第１通路孔３１と第２凹溝２７ａ及び第２通路孔３２を通ってリザーバ室２６に流入して、さらにチェックボール２９ａを第１コイルばね２９ｂのばね力に抗して押し開き、作動油を高圧室２８内に流入させる。
【００４８】
これによって、プランジャ２７は、スイングアーム６の他端部６ｂを押し上げてローラ１４と揺動カム７との接触を介して揺動カム７とスイングアーム６の一端部６ａ及び各吸気弁３のステムエンド３ａとの間の隙間を零ラッシに調整するようになっている。
【００４９】
そして、前記揺動カム７のリフト区間では、プランジャ２７に下方荷重が作用するので、高圧室２８内の油圧が上昇し、高圧室２８内のオイルがプランジャ２７とボディ２４の隙間から漏れ出てプランジャ２７は僅かに降下する（リークダウン）。
【００５０】
再び、揺動カム７のカム面７ｂのベースサークル区間になると、前述のように、前記第２コイルばね２９ｄによる付勢力で前記プランジャ２７の進出移動（上方移動）により、各部の隙間を零ラッシに調整するのである。
【００５１】
このようなラッシ調整機能を、前記第１〜第４油圧ラッシアジャスタ１０ａ〜１０ｄの全てが有している。
【００５２】
前記ロストモーション機構(第２、第１弁停止機構)である１１ａ、１１ｂ、１１ｃは、前記＃１気筒のＦ側とＲ側の第１、第２油圧ラッシアジャスタ１０ａ、１０ｂ側と＃２気筒のＲ側の第４油圧ラッシアジャスタ１０ｄのみに設けられ、図６に示すように、＃２気筒のＦ側の第３油圧ラッシアジャスタ１０ｃには設けられていない。
【００５３】
すなわち、＃１、＃２気筒の各Ｒ側の第２、第４油圧ラッシアジャスタ１０ｂ、１０ｄ側の第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃと、＃１気筒のＦ側の第１油圧ラッシアジャスタ１０ａ側の第２弁停止機構１１ａが設けられており、後述するように機関運転状態に応じて弁停止と弁作動が切り換えられるようになっている。これに対して、＃２気筒のＦ側には弁停止機構が設けられておらず、したがって、通常のピボット機能と零ラッシ調整機能のみを有している。
【００５４】
また、前記第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃと第２弁停止機構１１ａとは、図４及び図５に示すように構造の一部（規制機構）が相違している。
【００５５】
第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃは、図４Ａ、Ｂに示すように、前記各保持穴１ａの底部側に連続して形成された円柱状の一対の摺動用穴３４と、該各摺動用穴３４の底面とボディ２４の下面との間に弾装されて、前記第２、第４油圧ラッシアジャスタ１０ｂ、１０ｄを上方向へそれぞれ付勢する一対のロストモーションスプリング３５と、第２、第４油圧ラッシアジャスタ１０ｂ、１０ｄのロストモーションを規制する一対の規制機構３６と、から構成されている。
【００５６】
前記各摺動用穴３４は、内径が前記保持穴１ａの内径と同一に設定されて前記各ボディ２４が前記保持穴１ａから連続的に上下方向へ摺動可能に保持するようになっている。
【００５７】
前記各ロストモーションスプリング３５は、コイルスプリングによって形成されて、前記ボディ２４の底面を上方向へ付勢して前記プランジャ２７の先端頭部２７ｂを前記スイングアーム６の他端部６ｂ下面の凹部６ｃに弾接させるようになっている。
【００５８】
また、前記各ボディ２４は、前記シリンダヘッド１の内部に挿通配置されたストッパピン３７によって最大上方移動位置が規制されるようになっている。すなわち、前記各ストッパピン３７は、シリンダヘッド１内を前記ボディ２４に向かって軸直角方向に配置され、先端部３７ａが前記第１凹溝２４ａ内に摺動可能に臨設配置されて、ボディ２４の上方移動に伴い前記先端部３７ａが第１凹溝２４ａの下端縁に当接することによってボディ２４の最大上方の摺動位置が規制されるようになっている。
【００５９】
したがって、前記各油圧ラッシアジャスタ１０ｂ、１０ｄは、スイングアーム６の揺動に伴い前記ロストモーションスプリング３５のばね力を介して前記保持穴１ａと摺動用穴３４との間を上下にストロークしてロストモーションを行うことによって、前記スイングアーム６の揺動支点としての機能が失われて、揺動カム７のリフト作動が吸収され、各排気弁３ａの開閉作動を停止させるようになっている。
【００６０】
前記第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃの各第１規制機構３６は、図４Ａ〜Ｃに示すように、前記ボディ２４の底部２４ｂの内部径方向に貫通形成された移動用孔３８と、前記シリンダヘッド１内に保持穴１ａと軸直角方向に形成された規制用孔３９と、前記移動用孔３８の内部一端側に固定されたばね支持用のリテーナ４０と、前記移動用孔３８の内部に摺動自在に設けられて、該移動用孔３８内に摺動自在に設けられた摺動ピン４１と、前記移動用孔３８と前記規制用孔３９に跨って移動可能な円柱状の規制ピン（第１規制ピン）４２と、前記摺動ピン４１の後端と前記リテーナ４０との間に弾装されて、前記摺動ピン４１を介して前記規制ピン４２を規制用孔３９方向へ付勢するリターンスプリング４３と、から主として構成されている。
【００６１】
前記規制用孔３９は、前記ボディ２４が前記ストッパピン３７によって最大上方位置に規制された際に、前記移動用孔３８と軸方向から合致するようになっており、内径が前記移動用孔３８とほぼ同一に形成されていると共に、一端側にシリンダヘッド１内に形成された油通路孔４４から信号油圧が導入されるようになっている。
【００６２】
ここで、前記ボディ２４の回転方向の規制は、前記ストッパピン３７の飛び出し量を僅かに増やすと共に、前記ボディ２４の前記第１凹溝２４ａ内に長手方向にスリットを設け、このスリット形成部の下端を前記ストッパピン３７先端と係合させることによって容易に実現できる。あるいは、別個の回転規制部材をシリンダヘッド１と前記ボディ２４の間に装着してもよい。
【００６３】
前記リテーナ４０は、有蓋円筒状に形成されて、底壁に摺動ピン４１の円滑な移動を確保するための呼吸孔４０ａが貫通形成されていると共に、後端面の呼吸孔４０ａが臨む中央部４０ｂが平坦に形成されているが、外端部４０ｃ、４０ｃは、滑らかな摺動性を確保するために前記摺動用穴３４の内周面とほぼ同一曲率の円弧面状に形成されている。また、このリテーナ４０の軸方向の長さは、図４Ｂに示すように、前記規制ピン４２が移動用孔３８に完全に収容される前に、先端縁に規制ピン４２の後端縁が当接してそれ以上の後退移動を規制する長さに設定されている。なお、前記移動用孔３８にリークした僅かな作動油は、前記呼吸孔４０ａを介してリテーナ４０の底壁外面と摺動用穴３４の内周面を通って摺動用穴３４内に導かれるようになっている。
【００６４】
前記摺動ピン４１は、図４Ａ、Ｃに示すように、有蓋円筒状に形成されて、外径が前記移動用孔３８の内径よりも僅かに小さく形成されて円滑な摺動性が確保されていると共に、先端部の先端面４１ａが滑らかな摺動性を確保するために前記摺動用穴３４の内周面と同じ曲率の円弧面状に形成されている。
【００６５】
前記規制ピン４２は、中実円柱状に形成されて、軸方向の長さが前記規制用孔３９の軸方向長さとほぼ同一に形成されて、図４Ａに示すように前記リターンスプリング４３のばね力で前記摺動ピン４１を介して規制用孔３９内に移動すると、全体が規制用孔３９内に収容されるようになっている。これによって、＃１、＃２気筒のＲ側の油圧ラッシアジャスタ１０ｂ、１０ｄの上下方向の移動、つまり、ロストモーションが行われるようになっている。
【００６６】
また、この規制ピン４２は、外径が前記移動用孔３８と規制用孔３９の内径よりも僅かに小さく形成されてこれらに対して円滑な摺動性が確保されていると共に、前記油通路孔４４から規制用孔３９に供給された油圧を平坦な受圧面としての先端面４２ａが受けることにより、図４Ｂに示すように、前記リターンスプリング４３のばね力に抗して図中左方向へ移動して前記摺動ピン４１がリテーナ４０に軸方向から当接した場合に、先端部が規制用孔３９から移動用孔３８内に跨って収容されて＃１、＃２気筒の第２、第４油圧ラッシアジャスタ１０ｂ、１０ｄの上下方向の移動を規制、つまりロストモーションを規制してシリンダヘッド１にロックするようになっている。
【００６７】
前記油通路孔４４（規制用孔３９）には、図７に示すように、前記第１オイルポンプ５４から圧送された油圧が第１電磁切換弁５５を介して信号油圧として供給されるようになっている。すなわち、この第１電磁切換弁５５は、切り換えエネルギーである油圧を供給する状態と供給停止する状態とを変換する、切り換えエネルギー変更手段(第１油圧変更手段)となっている。
【００６８】
前記第１電磁切換弁５５（第１油圧供給/供給停止変換手段）は、図外のバルブボディの内部に摺動自在に設けられたスプール弁を、ソレノイドの電磁力とコイルスプリングのばね力とによって、オン、オフ的に２段階に切り換えるようになっている。前記ソレノイドには、前記電動モータ５１の駆動を制御する同じコントロールユニット（コントロ−ラ）５３から制御電流が通電、非通電（オン、オフ）されてポンプ吐出通路と第１油通路孔４４とを連通して前記第１規制ピン４２に第１信号油圧を供給するか、またはポンプ吐出通路を閉止して前記油通路孔４４とドレン通路４５を連通するように切り換え制御されるようになっている。
【００６９】
したがって、機関停止時には、コントロールユニット５３からソレノイドに通電されず第１電磁切換弁５５が、ポンプ吐出通路を閉止して油通路４４とドレン通路４５を連通することから第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃによるロストモーションが作動可能状態になっている。すなわち、第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃは、切り換えエネルギーである油圧の供給が停止された場合に、弁停止状態に機械的に安定する、弁停止安定型となっている。
【００７０】
一方、前記第２弁停止機構１１ａは、図５Ａ〜Ｃに示すように、第２規制機構４６が第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃの第１規制機構３６と構造が異なり、摺動ピン４１と第１規制ピン４２と一体に形成されている。
【００７１】
すなわち、第１規制機構３６と共通の構成部材は同一の符号を付して簡単に説明すると、前記第２規制機構４６は、前記ボディ２４の底部２４ｂの内部径方向に貫通形成された移動用孔３８と、前記シリンダヘッド１内に保持穴１ａと軸直角方向に形成された規制用孔３９と、前記移動用孔３８の内部一端側に固定されたリテーナ４０と、前記移動用孔３８の内部に摺動自在に設けられて、該移動用孔３８から前記規制用孔３９に跨って移動可能な第２規制ピン４７と、該第２規制ピン４７の後端と前記リテーナ４０との間に弾装されて、前記第２規制ピン４７を規制用孔３９方向へ付勢するリターンスプリング４９と、から主として構成されている。
【００７２】
前記リテーナ４０は、軸方向の長さが図５Ｂに示すように、前記第２規制ピン４７が移動用孔３８に完全に収容された時点で、先端縁に第２規制ピン４７の後端が当接してそれ以上の後退移動を規制する長さに設定されている。
【００７３】
前記第２規制ピン４７は、円筒状に形成されて、中実な先端部４７ａが軸方向へ延設されていると共に、外径が前記移動用孔３８と規制用孔３９の内径よりも僅かに小さく形成されて円滑な摺動性が確保されている。また、この第２規制ピン４７は、第２油通路孔４８から規制用孔３９に供給された油圧を受圧面として先端面４７ａが受けることにより、図５Ｂに示すように、前記リターンスプリング４９のばね力に抗して後退移動して先端部が規制用孔３９から抜け出して全体が移動用孔３８内に収容されて、規制が解除されるようになっている。また、前記第２規制ピン４７は、図５Ｃに示すように、先端面４７ａが良好な摺動性を確保するために前記摺動用穴３４の内周面とほぼ同じ曲率の円弧面状に形成されている。また、前記リテーナ４０は、後端面の呼吸孔４０ａが臨む中央部４０ｂが平坦に形成されているが、外端部４０ｃ、４０ｃが、滑らかな摺動性を確保するために前記摺動用穴３４の内周面とほぼ同一の曲率の円弧面状に形成されている。
【００７４】
前記第２油通路孔４８には、図７に示すように、第２オイルポンプ６４から圧送された油圧が第２電磁切換弁６５を介して第２信号油圧として供給されるようになっている。
【００７５】
前記第２電磁切換弁６５（第２油圧供給/供給停止変換手段）は、図外のバルブボディの内部に摺動自在に設けられたスプール弁を、ソレノイドの電磁力とコイルスプリングのばね力とによって、オン、オフ的に２段階に切り換えるようになっており、前記ソレノイドに、前記コントロールユニット５３から制御電流が通電、非通電されてポンプ吐出通路と第２油通路孔４８とを連通して前記第２規制ピン４７に第２信号油圧を供給するか、またはポンプ吐出通路を閉止して前記第２油通路孔４８と第２ドレン通路６６を連通するように切り換え制御されるようになっている。
【００７６】
したがって、機関停止には、コントロールユニット５３からソレノイドに通電されず第２電磁切換弁６４が、ポンプ吐出通路を閉止して第２油通路４８と第２ドレン通路４５を連通することから第２弁停止機構１１ａによるロストモーションが作動せず、第１油圧ラッシアジャスタ１０ａはシリンダヘッド１にロックされた状態である弁作動態様になっている。すなわち、第２弁停止機構１１ａは、切り換えエネルギーである油圧の供給が停止された場合に、弁作動状態に機械的に安定する弁作動安定型となっている。
【００７７】
前記コントロールユニット５３は、クランク角センサやエアーフローメータ、水温センサ、スロットルバルブ角度センサなどの各種センサ類から機関回転数や負荷、スロットルバルブ開度量などの情報信号に基づいて機関運転状態を検出すると共に、この機関運転状態と前記制御軸２１の現在の回転位置を検出する図外の回転位置センサからの情報信号（ＶＥＬ制御軸実位置信号）によって前記電動モータ５１を駆動制御して前記制御軸２１の回転位置を制御する。これによって、＃１，＃２気筒の４つの排気弁３ａ〜３ｂのリフト量と作動角を変化させるようになっている。
【００７８】
すなわち、図８に示すように、各排気弁３ａ〜３ｂのリフト量は、対応する各油圧ラッシアジャスタ１０ａ、１０ｂ、１０ｄが前記第２、第１弁停止機構１１ａ〜１１ｃによってロストモーションせずにシリンダヘッド１にロックされて弁停止が行われない場合は、最小のＬ１から最大のＬ４までの範囲で変化させるのである。
【００７９】
各排気弁３ａ〜３ｂが最大リフト量Ｌ４に制御された場合の排気ＶＥＬの作動は、図９、図１０に示す通りである。図９は弁停止機構を備えた、例えば＃１気筒のＲ側を示し、＃２気筒のＲ側と＃１気筒のＦ側も同様であって、これらには前述の第１、第２弁停止機構１１ｂ、１１ｃ、１１ａが設けられている。この図９に示す状態は、例えば第１弁停止機構１１ｂによって第２油圧ラッシアジャスタ１０ｂがロストモーションせずにシリンダヘッドにロックされた弁作動状態を示している。制御軸２１の回転角度は、最大リフト量Ｌ４に対応するθ４になっており、駆動カム５ａが時計方向に回転し、図９Ａのピークリフトに示す位置で最大リフトＬ４となり、図９Ｂに示す位置で閉弁となる。第１弁停止機構１１ｃを有する＃２気筒のＲ側も同様で、＃１気筒のＦ側も第２弁停止機構１１ａに置き換わるだけで同様の作用となる。なお、これらは同様のリフト特性で弁作動（弁開閉作動）する。
【００８０】
一方、図１０は弁停止機構を備えていない常時稼働＃２気筒Ｆ側の排気弁３ｂと第３油圧ラッシアジャスタ１０ｃを示し、ここには弁停止機構が設けられておらず、したがって、図９に示す弁作動態様の場合の前記＃２気筒のＲ側と同じリフト特性で弁作動する。
【００８１】
図１１Ａ、Ｂは吸気弁が最小リフトに制御された場合の作用説明図であり、例えば前記吸気側の＃１気筒のＲ側において、排気弁３ａが最小リフト量Ｌ１に制御された場合のＶＥＬの作動を示している。第１弁停止機構１１ｂが弁停止作動せず第２油圧ラッシアジャスタ１０ｂがロストモーションせずシリンダヘッドにロックしている場合は、リフト量がＬ１に制御される。一方、第１弁停止機構１１ｂが弁停止作動（ロストモ−ション作動）している場合には、図１１Ｃに示すように、第２油圧ラッシアジャスタ１０ｂがＭ１だけロストモーションして、リフト量が零の状態を継続する弁停止態様(状態)となる。
【００８２】
第１弁停止機構を備えた他の＃２気筒のＲ側の作動は、図１１Ａ、Ｂ、Ｃに示す＃１気筒のＲ側と同様である。また。第２弁停止機構を備えた＃１気筒のＦ側も、弁停止安定型が弁作動安定型になるだけであって、図１１に示す作動は同様である。さらに、弁停止機構を備えていない＃２気筒のＦ側に関しては、図示しないが、図１１Ａ、Ｂに示す弁作動態様の場合の＃１気筒のＲ側と同一リフト特性となる。
【００８３】
また、コントロールユニット５３は、機関運転状態に応じて前記排気ＶＴＣの図外の排気ＶＴＣ電磁切換弁に制御信号を出力することにより、前記オイルポンプ５４またはオイルポンプ６４から吐出された油圧を介してクランクシャフトに対して図外のベーンロータを進角側あるいは遅角側へ相対回転させて駆動軸５の回転位相を可変にする。これによって、各排気弁３ａ、３ａ、３ｂ、３ｂの開閉タイミングやピークリフトの位相を制御するようになっている。
〔吸気側の動弁装置〕
前記吸気側の動弁装置は、図２、図３及び図７に示されており、排気側のようなリフト可変機構(排気ＶＥＬ)を有していないが、前述の排気ＶＴＣと同様のバルブタイミング制御機構（吸気ＶＴＣ）を有し、＃１気筒のみに弁作動安定型の弁停止機構を備えている。
【００８４】
すなわち、図２、図３に示すように、シリンダヘッド１内に形成された一気筒当たり一対の吸気ポート７０、７０をそれぞれ開閉する一気筒当たり２つの吸気弁７１ａ、７１ａ、７１ｂ、７１ｂが設けられている。つまり、＃１気筒ではＦ側とＲ側の第１、第２吸気弁７１ａ、７１ａ、＃２気筒ではＦ側とＲ側の第１、第２吸気弁７１ｂ、７１ｂが設けられている。
【００８５】
吸気側動弁装置として、各気筒の上方側に機関前後方向に沿って配置され、外周に前記各吸気弁７１ａ〜７１ｂを各バルブスプリング７２のばね力に抗して開作動させる卵形の回転カム７３ａを有する吸気カムシャフト７３が設けられており、前記各吸気弁７１ａ〜７１ｂと各回転カム７３ａとの間に介装されたローラ７７及び各スイングアーム７４を介して前記各吸気弁７１ａ〜７１ｂを図８、図１２Ａに示す一定バルブリフト量ＬＩをピークリフトとして開閉作動するようになっている。
【００８６】
また、シリンダヘッド１に保持されて、前記各スイングアーム７４と各吸気弁７１ａ〜７１ｂとの隙間及び各回転カム７３ａのベースサークルとの間の隙間を零ラッシュ調整する支持部材（ピボット）である油圧ラッシアジャスタ７５ａ〜７５ｄがそれぞれ配設されている。つまり、吸気側にも４つの油圧ラッシアジャスタ７５ａ〜７５ｄがあり、＃１気筒に第１、第２油圧ラッシアジャスタ７５ａ、７５ｂが配設され、＃２気筒に第３、第４油圧ラッシアジャスタ７５ｃ、７５ｄが配設されている。
【００８７】
ここで、第１油圧ラッシアジャスタ７５ａは、＃１気筒のＦ側に配設され、第２油圧ラッシアジャスタ７５ｂは、同Ｒ側に配設され、第３油圧ラッシアジャスタ７５ｃは、＃２気筒のＦ側に配設され、第４油圧ラッシアジャスタ７５ｄは、同Ｒ側に配設されている。
【００８８】
そして、図２に示す＃１気筒のＦ側とＲ側の前記吸気弁７１ａ、７１ａ側の各第１、第２油圧ラッシアジャスタ７５ａ、７５ｂは、それぞれロストモーション機構（第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅ）を備えている。これらの第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅは、図５に示す排気弁側＃１気筒のＦ側の第２弁停止機構１１ａと同様の構成となっている。すなわち、切り換えエネルギーである油圧の供給が停止された場合に、弁作動状態に機械的に安定する、弁作動安定型となっている。第２弁停止機構１１ａが排気弁３ａ側なのに対し、これらは吸気弁７１ａ、７１ａ側に用いられるので、説明の混乱を避けるために第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅと称する。
一方、＃２気筒のＦ，Ｒ側の前記吸気弁７１ｂ、７１ｂの第３、第４油圧ラッシアジャスタ７５ｃ、７５ｄは弁停止機構を備えていない。
【００８９】
前記第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅは、前述した図５に示す第２弁停止機構１１ａと同様の構造であるから、図５において、同一の符番を付して具体的な説明は省略する。すなわち、シリンダヘッド１の各保持穴１ａの底部側に連続して形成された円柱状の摺動用穴３４と、該摺動用穴３４の底面とボディ２４の下面との間に弾装されて、前記第１、第２油圧ラッシアジャスタ７５ａ、７５ｂを上方向へ付勢するロストモーションスプリング３５、３５と、前記第１、第２油圧ラッシアジャスタ７５ａ、７５ｂのロストモーションを規制する第３規制機構７６と、から構成されている。
【００９０】
そして、この第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅを備えた＃１気筒側の第１、第２吸気弁７１ａ、７１ａは、そのバルブリフト量が図８の破線で示すように、ロストモーションにより弁停止された場合は零リフトとなり、弁停止されていない場合は、ピークリフト量がＬＩ一定となっており、これは同図実線で示す＃１，２気筒の各排気弁３ａ〜３ｂのやや大きな中リフトＬ３とほぼ同じであり、最大リフト量Ｌ４よりも小さくなるように設定されている。
【００９１】
図１２は前記＃１気筒の吸気弁側の作動状態を示し、Ａは第１、第２吸気弁７１ａ、７１ａがやや大きな一定ピークリフト量ＬＩ(≒Ｌ３)で作動している状態を示し、Ｂは第１、第２吸気弁７１ａ、７１ａの閉弁状態、Ｃは第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅによって第１、第２ラッシアジャスタ７５ａ、７５ｂのロストモーション作動状態（弁停止状態）を示している。
【００９２】
また、図１２Ｃに示すように、＃１気筒の各吸気弁７１ａ、７１ａ側の各第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅによる各油圧ラッシアジャスタ７５ａ、７５ｂのロストモーション量はＭ３と比較的大きく、スイングアーム７４とロストモーション方向のなす角度α３も比較的大きな値になっている。ここで、この角度α３は、より具体的には、スイングアーム７４の揺動支点とローラの回転中心を結ぶ線と、油圧ラッシアジャスタのロストモーション方向としての軸線とのなす角度である。
【００９３】
しかしながら、このα３程度であれば、高回転になった場合でも各油圧ラッシアジャスタ７５ａ、７５ｂの頭部と各スイングアーム７４の凹部との当接が浮くことはなく、円滑なロストモーション作動が得られる。逆にいえば、Ｍ３（α３）の値は、円滑なロストモーション作動が得られる範囲内の値となっている。ここで、仮にＭ４（α４）までさらに大きくなったと想定すると、高回転になった場合には前記当接部が不均一ないし局部的な接触となり、両者間のズレが生じ、さらには当接部に浮き(セパレ−ション)が発生するようになり、円滑なロストモーション作動が得られず不整挙動が発生する場合がでてくる。それを考慮し、図１３に示す所定の機関レブリミットが設けられている。
【００９４】
一方、前記弁停止機構を有さない＃２気筒の吸気側の第３、第４ラッシアジャスタ７５ｃ、７５ｄは、図６に示す前記＃２気筒の排気側の第３ラッシアジャスタ１０ｃと同じ構造である。
【００９５】
そして、この＃２気筒の各吸気弁７１ｂ、７１ｂの固定的なバルブリフト量も＃１気筒の各吸気弁７１ａ、７１ａと同じくピークリフト量がＬＩとなるように回転カム７３ａのカムプロフィールが同一に設定されている。
【００９６】
なお、図１２Ａに示すように、ピークリフト状態でのスイングアーム７４とロストモーション方向とのなす角度β３は理想の９０°に近く、高回転域でバルブのジャンピングなどが発生しても、スイングアーム７４と油圧ラッシアジャスタ頭部２７との横ずれは発生しにくく、スイングアーム７４の外れなどは発生しにくくなっている。
【００９７】
また、排気側についても、ピークリフト状態でのスイングアーム６のロストモーション方向とのなす角度は、図９Ａ及び図１０に示すリフト量Ｌ４制御でのβ４で示すように、理想の９０°に近い角度になっており、同様にして弁作動時におけるスイングアームの外れなどの不整挙動は発生しにくくなっている。すなわち、弁作動時におけるβ３〜β４と９０°との差は、ロストモ−ション時におけるα３と９０°との差より小さく、弁作動時におけるスイングアームの外れなどの不整挙動はロストモ−ション時より発生しにくくなっている。
【００９８】
なお、前述の吸気ＶＴＣは、前述の排気ＶＴＣと同様の構造であり、コントロールユニット５３は、機関運転状態に応じて前記吸気ＶＴＣの図外の吸気ＶＴＣ電磁切換弁に制御信号を出力することにより前記オイルポンプ５４またはオイルポンプ６４から吐出された油圧を介してクランクシャフトに対して図外のベーンロータを進角側あるいは遅角側へ相対回転させて駆動軸５の回転位相を可変にする。これによって、各吸気弁７１ａ〜７１ｂの開閉タイミング（リフト位相）を制御するようになっている。ここで、吸気ＶＴＣ電磁切換弁に油圧を供給するオイルポンプは、排気ＶＴＣ電磁切換弁に油圧を供給するオイルポンプと共用でも良いし、別個に設けても良い。前者の場合はエンジンシステム構造が簡素化され、後者の場合は各ＶＴＣの変換応答性が向上する。
〔可変動弁装置の作動〕
以下、本実施形態における可変動弁装置の作動について説明する。
【００９９】
機関停止時には、各オイルポンプ５４，６４が作動していないので、第１、第２電磁切換弁５５，６５のオン・オフ位置によらず、信号油圧は非作動ないし低圧となっており、第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃは弁停止安定型のため弁停止態様、すなわちロストモ−ション作動できる状態になっており、一方、第２弁停止機構１１ａ、第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅは弁作動安定型のため弁作動態様になっている。
【０１００】
したがって、図１４の運転領域Ａの「気筒作動」に示すように、＃１、＃２両気筒の片側（Ｒ側）の２つの排気弁３ａ、３ｂは弁停止状態、他のＦ側２つの排気弁３ａ、３ｂ及び全吸気弁は駆動（弁作動）状態になっている。
【０１０１】
機関始動のためのクランキングが開始されて、始動燃焼が開始されても、オイルポンプ５４、６４の油圧が急には立ち上がらず、前述した状態（態様）は維持される。
【０１０２】
また、第１電磁切換弁５５（第１弁停止機構を変換）の信号及び第２電磁切換弁６５（第２、第３弁停止機構を変換）の信号ともオフ制御、すなわち、各信号油圧はポンプ油圧でなくドレン通路４５，６６と連通し、各信号油圧は低圧しか作用し得ない状態となっており、オイルポンプ５４、６４の油圧がたとえ早めに立ち上がった場合でも、前述の状態を維持できるようになっている。
【０１０３】
ここで、機関始動時には、低い機関温度に起因して機関各部のフリクションが増大しており、また、始動時は機関温度が低く、燃焼不良になりやすいことから排気エミッションも多い。
【０１０４】
これに対して本実施形態では、始動クランキング前から全気筒の排気弁３ａ〜３ｂが片弁停止（排気弁片弁停止）態様になっているので、クランキング初期から動弁フリクションの低減効果が得られる。この結果、始動フリクションが確実に低減されると共に、一方の排気ポ−トのみにしか燃焼ガスが流れないため、排気ガスが接触するポート表面積が半減し壁面冷却が抑制されるのでガス温度低下が抑制され、さらに前記片弁停止により排気ポート２内のガス流動が強化されるので、排気ガス中の未撚成分の反応が促進され、さらにその反応熱によって触媒が速やかに昇温して早期活性化が促進される。これによって、始動時の排気エミッションも低減できる。
以上のように、クランキング前から、第１弁停止機構は弁停止態様に予め機械的に安定し、第２弁停止機構は弁作動態様に予め機械的に安定している、すなわち、全気筒（２気筒）とも排気片弁停止態様に機械的に予めなっているので、クランキング初期から上述の動弁フリクション低減効果などが遅れなく確実に得られるのである。さらに、各弁停止機構を制御する各電磁切換弁に断線などの電気系の故障があった場合であっても、上述の全気筒排気片弁停止態様に機械的になっているので、始動性を確保できる、すなわち、いわゆるメカニカルフェールセーフの効果も持つのである。
【０１０５】
さらにこれらの効果に加え、本実施形態では、電動式の排気ＶＥＬにより、＃１・＃２気筒のＦ側の駆動側排気弁３ａ、３ｂも小リフト量、小作動角（リフト量Ｌ１、作動角Ｄ１）とできるので、さらに機関摺動部のフリクションが低減されて始動性が一層向上する。
【０１０６】
また、作動角の縮小化によって排気弁３ａ、３ｂの開時期は下死点付近まで遅角し、排気弁の閉時期は上死点よりも十分に進角したタイミングとなる。
【０１０７】
すなわち、排気弁の開時期は、下死点付近まで遅角したことにより、筒内の高温燃焼ガスが排出されるまでの期間が延長されるので、機関自体を効果的に暖めることができ、したがって、機関温度上昇を促進できる。
【０１０８】
一方、排気弁閉時期は上死点よりも十分に進角したタイミング（ピストンが上死点よりかなり前）なので、筒内に大量の高温の燃焼ガス（排気ガス）を残した状態で排気弁３ａ、３ｂが閉じられる。そして、ピストンが上昇するにつれて燃焼ガスは圧縮され、さらに温度が上昇してもってさらに機関が暖められる。以上のようにして、迅速に機関そのものが暖機されるのである。
〔燃焼ガスが排気ポートから排出される場合〕
次に、燃焼ガスが排気ポ−ト２から排出される場合について考察する。
【０１０９】
ここで、独立して設けられたＦ側の排気ポ−ト２とＲ側の排気ポ−ト２の間には、前述したように、隔壁１ｂが存在する。両＃１、＃２気筒ともＲ側の排気弁３ａ、３ｂは弁停止状態なので、弁作動側のＦ側の排気ポ−ト２から高流速（高ガス流動）で燃焼ガスが流出する。この高ガス流動により、排気ガス（燃焼ガス）中の未燃ＨＣやＰＭ（粒子状物質パーティキュレートマター）などの酸化反応など進み（いわゆる後燃え）、これらが排気ガスの温度上昇効果を生み、後流での排気ガス温度低下を抑制するのである。
【０１１０】
また、筒内から高温の排気ガスが排出された直後、この排気ガスが接するのはＦ側の排気ポ−ト２のみなので、つまり排気ガスを冷却する表面積が半減しているので、排気ガスの伝熱（放熱）による温度低下（冷却）が抑制される。したがって、後燃え効果、伝熱冷却抑制の両面から排気ガスの温度は高く維持される。
【０１１１】
ここで、図３の破線で示す隔壁１ｂの先端１ｃより後流側についてみてみると、隔壁１ｂがなくなり両排気ポ−ト２，２が集合し、その集合排気ポ−トの断面積は、集合前のＦ側の排気ポ−ト２の断面積とＲ側の排気ポ−ト２の断面積の和とほぼ一致するように設定されている。
【０１１２】
排気ガス流が前記隔壁１ｂの先端１ｃを越えると、Ｆ側排気ポ−ト２の高流速流は前述の集合排気ポ−トの中心側（Ｒ側の排気ポ−ト２側）に方向を変えた斜流となり強い旋回流を生じ、流れの乱流成分が増大する。
【０１１３】
この結果、排気ガス（燃焼ガス）中の未燃ＨＣやＰＭ（粒子状物質）などの酸化反応などがさらに進み（いわゆる後燃え）、排気ガスの温度上昇がさらに進むのである。
【０１１４】
ここで、隔壁１ｂの先端１ｃの少し後流の位置で、γだけポ−ト方向が急変しており、これによっても、さらに乱流成分を増加させ、排気ガスの温度上昇効果を高めることもできる。
【０１１５】
以上のように、両排気ポ−ト２，２が分離している隔壁１ｂの先端１ｃまでの領域と、隔壁１ｂの先端１ｃを越えて両排気ポート２，２が集合した領域の両方において、排気ガスの温度上昇がさらに進むのである。
【０１１６】
この結果、後流の触媒の位置おいても、排気管路冷却により排気ガス温度が低下した段階での排気ガス温度を相対的に高くでき、もって触媒の温度上昇を促がして触媒を活性化させ、排気エミッション転化率（有害成分の浄化率）を早期に高められ、もって始動時におけるＨＣやＰＭといった有害排気エミッションの発生を抑制できるのである。
【０１１７】
一方、機関温度そのものも、前述のように、暖機が早く進むので、暖房の効きが早まるのに加え、暖機の進行に伴い燃焼が改善されていくので、気筒からの有害排気エミッシヨンの排出量自体が減少していき、その面からも、触媒通過後の有害排気エミッション（ＨＣ、ＮＯｘ、ＰＭなど）を一層低減できる。
【０１１８】
次に機関の暖機が進んだ暖機後になると、高温残留ガスを筒内に多く保持する必要が薄れるので、図１４Ａ領域上段に示すように、排気弁３ａ、３ｂの作動角（開弁期間）を拡大し、吸気弁との間のマイナスのバルブオーバーラップをやめ、小さな正のバルブオーバーラップを設け、残留ガスを減らし燃焼安定性を向上させる。ここで、排気片弁停止なので、該正バルブオーバーラップ区間において、吸排気弁を介して筒内に取り込む既燃ガス（燃焼ガス）を低減する効果も得られる。
【０１１９】
これらにより、常用されるアイドリング運転や低トルク運転領域において、筒内の残留ガス量を抑制することで、回転変動を抑制して音振性能を向上できる。
【０１２０】
また、排気片弁停止で且つ作動側排気弁もやや小作動角なので、動弁フリクションが小さく、燃費が向上する。
【０１２１】
さらに、排気弁３ａ、３ｂの開時期を下死点よりやや進角しているので、低トルク運転領域の膨張行程において、筒内圧の負圧が発達する前に排気弁３ａ、３ｂを開くことができ、低トルク運転領域でありがちな膨張行程でのポンプ損失を抑制でき、一層燃費が向上できる。
【０１２２】
一方、排気片弁停止による前述の始動時と同様の排気ガス温度上昇効果を有しており、排気ガス温度を高くでき、もって触媒の転化率を高めることができ、この常用域においても排気エミッション低減効果が得られる。
【０１２３】
次に、Ａ領域からさらにアクセルを吹かして、回転やトルクが図１３のマップ上の矢印に沿って加速していく場合について考えることにする。
【０１２４】
まず、Ａ領域より機関回転数あるいはトルクがやや大きくなると、Ａ，Ｂ境界ラインを超え、排気片弁状態を維持しつつ、＃１気筒のみが気筒休止する状態（減筒領域、Ｂ領域）に移行する。
【０１２５】
すなわち、第２弁停止機構１１ａと第３弁停止機構１１ｄ、１１ｅに第２切換弁制御信号ＯＮ信号が送られ、＃１気筒が気筒休止態様（４つの吸排気弁が全て停止態様）に移行する。
【０１２６】
前記４つの吸排気弁のうち、R側の排気弁３ａはもともと停止態様であるので、弁停止状態に新たに移行するのは、３弁（３箇所）だけである。具体的には、＃１気筒の排気弁停止機構１１ａ、＃１気筒の吸気弁停止機構１１ｄ、１１ｅの３つ（３弁）だけである。
【０１２７】
これら３つの弁停止機構１１ａ、１１ｅ、１１ｄは、図５に示す作動安定型弁停止機構に分類され、信号油圧が高圧となると、３つの第２規制ピン４７が高油圧により押し出され、各々ロストモ−ション状態に移行することで弁停止移行するのである。３つの第２規制ピン４７が移動する際にオイルが押し出される
容積は、３×Ａ（ピン面積）×Ｓ（移動ストロ−ク）であり、油圧をＰとしたとき、Ｐ×３×Ａ×Ｓがオイルのする仕事となる。この３ＰＡＳなる仕事を完了するまでかかる時間は、応答遅れとなる。
【０１２８】
ここで、前述の従来例における、通常の気筒休止移行について考えてみると、４弁（４箇所）とも一度に弁停止移行することになるので、必要仕事は４ＰＡＳに増加し、もって気筒休止への変換応答性が悪化してしまう。また、高圧を作用させる第２規制ピンへの油通路４８は、本実施形態が３つであるのに対し、４つであり、その分、油通路４８からのオイル洩れが多くなり、もって作用油圧Ｐ自体も低下してしまう。その面からも変換応答性が一層悪化してしまうのである。
【０１２９】
しかるに、本実施形態では、高油圧で作動させる規制ピンの数が従来例より少ないため、変換に要するオイル仕事（油圧仕事）を低減でき、また油圧低下も少ないため、気筒休止への移行応答性を高めることができる。また、吸気弁７１ａ、７１ａと排気弁３ａが一度に同時に変換できるので、吸排気弁間の変換タイミングのズレの発生を抑制できる。
【０１３０】
このＢ領域（減筒運転状態）では、稼動気筒は排気弁片弁態様に維持されており、排気片弁停止により、Ａ領域（暖機後）と同様の排気エミッション低減効果は維持され、さらに、減筒運転により、稼動気筒（＃２気筒）のＦ側の排気弁３ｂの一つの排気ポ−ト２のみから排気ガスが排出されるため、排気ガスの排気ポートからの熱伝達（熱逃げ；冷却）は一層抑制され、触媒位置には一層高温の排気ガスが送られ、触媒転化率が一層向上し、排気エミッションは一層低減するのである。
【０１３１】
一方、１気筒のみの燃焼なので、排気ガス量は少なく、過度に触媒を加熱することは抑制され、触媒熱劣化は抑制される。
【０１３２】
次に、燃費について考える。
【０１３３】
機関フリクションは＃１気筒の３弁の追加停止移行も加わり（さらなる動弁フリクションの低減）、一層低減される。また、減筒運転により、稼動＃２気筒での燃焼高負荷シフトによって、サイクル効率が向上し、燃費もさらに向上する。すなわち、同じ機関トルクであっても燃焼ガスが接する筒内表面積が減筒運転によりほぼ半減するので、冷却損失なども低減するからである。
【０１３４】
ここで、このＢ領域は、高速道路を一定速度で走行するなど、頻繁に使われる実用領域であり、ここでも、大きな排気エミッション低減効果や燃費低減（燃費向上）効果が得られるのである。
【０１３５】
以上のように、減筒運転のＢ領域では、排気エミッションは一層低減し燃費も一層向上するのであるが、とりわけ、本実施形態では、低排気エミッション・低燃費の減筒領域を高トルク側まで拡大でき、車両ト−タルでの燃費を向上できるのである。  なぜなら、図１４Ｂの吸排気弁作動に示すように、排気弁３ｂのリフト量はＬ３．５、作動角はＤ３．５まで拡大され（Ｌ３リフトカ−ブとＬ４リフトカ−ブの中間）、排気ＶＴＣはやや遅角され、この結果、排気弁の開時期はほぼ不変で排気弁の閉時期は遅角される。これにより中程度のバルブオーバーラップが形成され、良好な吸排気作動が行われ、また吸気弁閉時期は下死点付近まで進角されており低中回転の吸気充填効率が確保され、高トルクを発生できるからである。
【０１３６】
そして、さらに機関回転・トルクが高まると、減筒運転では要求される機関トルクを出せなくなるので、図１３のＢＣ境界ラインを超えると、全筒運転（領域Ｃ）に変換される。
【０１３７】
すなわち、第２・第３弁停止機構１１ａ、１１ｄ、１１ｅへの第２切換弁制御信号がオフとなり、第２規制ピン４７がピンばねにより右方に移動し、ラッシアジャスタがロストモ−ション作動できる状態からシリンダヘッド１に固定された状態に再び切り換わるのである。これにより、図１４のＣ領域の「気筒作動」に示すように、＃１気筒も再び稼動を開始するのである。一方、両気筒とも排気片弁状態は維持できており、排気片弁停止よるエミッション低減効果及び低燃費効果（排気片弁停止による低フリクション）を、ＡからＣの領域において、全筒運転、減筒運転によらず得ているのである。
【０１３８】
ここで、ＢＣ境界ラインを超えると、全筒運転に切り換わるので、図１４Ｂに示す吸排気弁特性のままだと、機関トルクが急増してしまう。
【０１３９】
そこで、吸気ＶＴＣによる遅角制御により吸気弁７１ａ、７１ｂの閉時期を充分遅らせる。そして、排気ＶＥＬを最大リフトL４・最大作動角D４に変換し、排気ＶＴＣでやや遅角制御させる。これにより、排気弁の開時期やバルブオーバーラップの変化を抑制しつつ吸気弁閉時期を充分遅らせることができ、吸気充填効率を抑制し、ポンプ損失も抑制しつつ、全筒運転化でのトルク急増も抑制しつつ、全筒運転における燃費を向上するのである。
【０１４０】
さらに、アクセルペダルを踏み込んで加速していくと、トルク要求が高まるので、排気弁の開時期やバルブオーバーラップの変化を抑制しつつ排気弁作動角をＤ３．５（リフトＬ３．５）に向け縮小していき、吸気弁の閉時期を下死点側に進角していき、機関トルクを高めていく。
しかしながら、全筒運転でも機関トルクが十分には上がらなくなる。なぜなら排気片弁停止は、排気ガス流動効果により排気エミッション低減に寄与してきたものの、全負荷に近い高負荷領域（排気ガス多量領域）ではこの排気ガス流動により排気抵抗が増加してしまうからである。そこで、排気片弁停止をやめ、排気両弁作動に切り換えるのである。すなわち、弁停止安定型弁停止機構である第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃの第１切換弁制御信号ON信号を送ると、油圧ラッシアジャスタ１０ｂ、１０ｄがロストモ−ション作動していたのがシリンダヘッド１に固定されるため、弁作動態様になるのである。ここでの変換応答性は、２箇所のみの変換であるので、良好である。
【０１４１】
さらに、アクセルペダルを踏んで回転が上昇していくに連れ、吸気弁の閉時期を再び遅角していき、機関回転数増加に応じた最大充填効率が得られるようにし、もって全回転域のトルクを向上できる。
【０１４２】
なお、吸気弁の閉時期を遅角していく際、バルブオーバーラップは維持しつつ、排気弁の作動角を拡大すれば、排気弁の開時期を早めることで排気効率を高めトルクを一層高めることもできる。
【０１４３】
なお、この全負荷に近い高負荷のD 領域では、排気ガス量が多いため、逆に排気片弁停止では触媒に流入する排気ガスの温度が過度に上昇し、触媒が熱劣化してしまう可能性がある。しかしながら、本実施例では、D 領域は全気筒の両排気弁作動となっており、排気ガスのガス流動が抑えられ、後燃えが抑制され、さらに全気筒において排気ガスが両排気ポ−ト２，２を通過するので熱伝達による冷却効果が最大に得られ、もって排気ガス温度の過度な上昇を抑制でき、全負荷に近い高負荷で懸念される触媒熱劣化を防止できるのである。
〔第２実施形態〕
図１５〜図１９は第２実施形態を示し、図１５に示すように排気弁側の動弁系には、第１実施形態とは異なり、排気ＶＥＬは装着していない。
【０１４４】
つまり、図１５は、排気側の動弁系を示し、排気カムシャフト８０の外周面には、４つの排気弁３ａ〜３ｂをバルブスプリング１２のばね力を介して開作動させる通常の回転カム８０ａが１気筒当たり２つ設けられている。他に排気カムシャフト８０の一端部に排気ＶＴＣが設けられているなどの構成は第１実施形態と同様である。
【０１４５】
図１６は吸気側の動弁系を示し、弁作動安定型の第３弁停止機構１１ｄは、＃１気筒のR側の吸気弁７１ａにのみに設けられた点が第１実施形態と異なる。また、＃１気筒Ｆ側の吸気弁７１ａには、弁停止安定型の第４弁停止機構１１ｇが設けられる。また、＃２気筒のＦ側の吸気弁７１ｂにも同じ第４弁停止機構１１ｈが設けられる。
【０１４６】
したがって、始動時（Ａ領域）の態様は、図１８、図１９に示すように、全気筒（２気筒）に渡って排気弁３ａ、３ｂが片弁停止である上に、吸気弁７１ａ、７１ｂも片弁停止になっている。
【０１４７】
システム図を図１７に示すが、第１電磁切換弁５５の後流の油通路４４が４つに分岐し、２つの第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃおよび２つの第４弁停止機構１１ｇ、１１ｈに連通している。したがって、第１電磁切換弁５５は４つの弁停止安定型弁停止機構の切り換えを行うことになる。
【０１４８】
そして、第２電磁切換弁６５の後流の油通路４８が２つに分岐され、１つの第２弁停止機構１１ａと１つの第３弁停止機構１１ｄに連通している。したがって、第２電磁切換弁６５は２つの弁作動安定型弁停止機構の切り換えを行うことになる。
【０１４９】
次に、本実施形態の始動性効果について説明する。
【０１５０】
機関停止時には、オイルポンプ５４，６４の油圧が作動していないので、第１・第２電磁切換弁５５，６５のオン、オフ位置によらず、信号油圧は非作動ないし低圧となっており、第１、第４弁停止機構１１ｂ、１１ｃ、１１ｇ、１１ｈは弁停止態様となっており、一方、第２、第３弁停止機構１１ａ、１１ｄは弁作動態様になっている。
【０１５１】
したがって、図１９の運転領域Ａの「気筒作動」に示すように、＃１、＃２ 両気筒の片側（Ｒ側）の排気弁３ａ、３ｂは弁停止態様、＃１、＃２両気筒の片側（Ｆ側）の吸気弁７１ａ、７１ｂは弁停止態様、他の吸排気弁３ａ、３ｂ、７１ａ、７１ｂ、は弁作動態様になっている。
【０１５２】
始動のためのクランキングが開始されて、始動燃焼が開始されても、オイルポンプ５４，６４の油圧が急には立ち上がらず、前記態様は維持される。
【０１５３】
また、第１電磁切換弁制御信号及び第２電磁切換弁制御信号ともオフ制御、すなわち各信号油圧はポンプ油圧でなくドレン通路４５、６６と連通し、各信号油圧は低圧しか作用し得ない状態となっており、オイルポンプ５４，６４の油圧がたとえ早めに立ち上がった場合でも、前記態様を維持できるようになっている。
【０１５４】
ここで、始動時には、低い機関温度に起因して機関フリクションが増大しており、また、始動時は機関温度が低く燃焼不良であって、排気エミッションも多い。
【０１５５】
これに対し本実施形態では、始動クランキング前からの両気筒の排気弁は片弁停止（片弁作動）態様で且つ両気筒の吸気弁も片弁停止になっている。すなわち、吸排気弁の半数が弁停止状態であるので、第１実施形態に対して一層フリクションが低減し、しかもクランキング初期からフリクション低減効果が得られ、また吸気片弁停止による吸気スワ−ルにより、燃焼が改善・安定化し、その面からも始動性を第１実施形態 に対してさらに向上できる。また、これらの燃焼改善・安定化効果により機関の暖機性能が向上し、暖機時間も短くなる。
【０１５６】
ここで、排気片弁停止により、一方の排気ポ−トから排気ガスが排出されるので排気ガス温度の低下が抑制され（伝熱抑制）、また排気ポ−ト２内のガス流動が強化されるので排気ガス中の未燃成分の反応が促進され、さらにその反応熱も加わり触媒の早期活性化が促進され、もって始動時の排気エミッションも低減できるのは、第１実施形態と同様である。さらに吸気片弁停止による吸気スワ−ルにより燃料霧化が促進され、微小の燃料液滴が燃焼する場合に発生するPMを一層低減できる。
以上のように、クランキング前から、第１・第４弁停止機構は弁停止態様に予め機械的に安定し、第２・第３弁停止機構は弁作動態様に予め機械的に安定している。すなわち、全気筒（２気筒）とも排気片弁停止態様且つ吸気片弁停止態様に機械的に予めなっているので、クランキング初期、始動初期から上述の動弁フリクション低減効果や排気エミッション低減効果などが遅れなく確実に得られるのである。さらに、各弁停止機構を制御する各電磁切換弁に断線などの電気系の故障があった場合であっても、上述の全気筒排気片弁停止態様及び全気筒吸気片弁停止態様に機械的になっているので、始動性を確保できる、すなわち所謂メカニカルフェールセーフの効果も持つのである。
【０１５７】
さらに、これらの効果に加え、とりわけ本実施形態では、吸気ＶＴＣによって吸気弁を進角制御し、かつ排気ＶＴＣによって排気弁を遅角制御することでダブルにバルブオーバーラップを拡大でき、筒内に燃焼ガス（排気ガス、ＥＧＲ）を多量に導入でき、機関の暖機を促進することができる。また、燃焼によって生じた未燃HＣやＰＭは大バルブオーバーラップ区間中に吸気系に吐き出し、吸気行程で筒内に再吸入し、再燃焼させることで、これらの排気エミッションを低減できるのである。
ところで、大オーバーラップとし不活性の排気ガスを多量に筒内に導入すると、燃焼が悪化する傾向にあるが、本実施形態のように吸気片弁停止による吸気スワ−ル効果により燃焼が改善されるのである。
【０１５８】
次に、燃焼ガスが排気ポ−ト２から排出される場合について考えると、第１実施形態と同様の効果が得られる。補足すると、独立して設けられたＦ側の排気ポ−ト２とＲ側の排気ポ−ト２の間には、図１５の破線（一点鎖線）で示す隔壁１ｂが存在する。
【０１５９】
両気筒ともＲ側の排気弁３ａ、３ｂは弁停止状態なので、弁作動側のＦ側の排気弁３ａ、３ｂの排気ポ−ト２、２から高流速（高ガス流動）で燃焼ガスが流出する。この高ガス流動により、排気ガス（燃焼ガス）中の未燃ＨＣやＰＭ（粒子状物質）などの酸化反応など進み（いわゆる後燃え）、排気ガスの温度上昇が進むのである。また、筒内から高温の排気ガスが排出された直後、この排気ガスが接するのはＦ側の排気２、２ポ−トのみなので、つまり排気ガスを冷却する表面積が半減しているので、排気ガスの伝熱（放熱）による温度低下（冷却）が抑制される。
【０１６０】
したがって、後燃え効果、伝熱冷却抑制の両面から排気ガスの温度は高く維持される。
【０１６１】
ここで、図１５の破線で示す隔壁１ｂの先端より後流側についてみてみると、第１実施形態と同様に途中の先端部１ｃで隔壁１ｂがなくなり、両排気ポ−トが集合した集合排気ポートとなり、その断面積は、Ｆ側の排気ポ−ト２の断面積とＲ側排気ポ−ト２の断面積の和とほぼ一致するように設定されている。排気ガス流がこの隔壁１ｂの先端１ｃを越えると、Ｆ側の排気ポ−ト２の高流速流は前記集合排気ポ−トの中心側（Ｒ側の排気ポ−ト２側）に方向を変えた斜流となり強い旋回流を生じ、流れの乱流成分が増大する。この結果、排気ガス（燃焼ガス）中の未燃ＨＣやＰＭ（粒子状物質）などの酸化反応などさらに進み（いわゆる後燃え）、排気ガスの温度上昇（温度低下の抑制）がさらに進むのである。
【０１６２】
以上のように、両排気ポ−ト２，２が分離している隔壁１ｂの先端１ｃまでの領域と、両排気ポート２，２が集合した集合排気ポ−ト領域の両方において、排気ガスの相対的温度上昇がさらに進むのである。
【０１６３】
この結果、後流の触媒の位置おいても、排気ガス温度を高く維持でき、もって触媒の排気エミッション転化率を高く維持でき、始動時におけるＨＣやＰＭといった有害エミッションの発生を抑制できるのである。
【０１６４】
特に、本実施形態では、吸気片弁停止による吸気スワ−ルによる燃焼改善や燃料霧化改善により、筒内から排気ポ−ト２，２へ排出された時点での未燃ＨＣや未燃ＰＭそのものが低減されるので、後流の触媒を通過し大気に放出される最終的排気ガスでみれば、一層これらの有害成分が低減されるのである。
【０１６５】
一方、機関温度そのものも前述のように、暖機が早く進むので暖房の効きが向上するのに加え、暖機の進行に伴い燃焼も改善するので、気筒からの有害排気エミッシヨンの排出量自体が減り、その面からも、触媒通過後の有害排気エミッション（ＨＣ、ＮＯｘ、ＰＭなど）を低減できるのは、第１実施形態と同様である。
【０１６６】
次に、暖機が進むと、図１９のＡ領域上段に示すように、排気ＶＴＣによって排気弁を進角側へ制御し、吸気ＶＴＣによって吸気弁を遅角側に制御するのである。このダブルの制御により、バルブオーバーラップは小となり、不活性の残留ガスを減らして燃焼安定性を向上できる。ここで、吸気弁、排気弁とも片弁停止であるので、同一バルブオーバーラップ区間であっても、吸排気弁を介して導入される残留ガスが充分に低減でき、もって燃焼安定性効果が大きい。
【０１６７】
これにより、常用されるアイドリング運転や低トルク運転領域において、回転変動を抑制し、音振性能を向上できる。
【０１６８】
特に、吸気弁の閉時期が遅くなっているので、コンプレッションや有効圧縮比が低減しているので、この面からも回転変動抑制効果、音振向上効果は大きい。
【０１６９】
また、排気弁に加え吸気弁も片弁停止なので、動弁フリクションも一層小さく、燃費が向上する。さらに、排気弁の開時期を下死点より進角する方向に制御しているので、膨張行程において、筒内圧が負圧に発達する前に排気弁を開くことができ、低トルク領域でありがちな膨張行程でのポンプ損失を抑制でき、一層燃費が向上できる。一方、排気片弁停止による前述の排気ガス温度上昇効果を有しており、もって触媒の転化率を高めることができ、この常用域においても排気エミッション低減効果も得られる。
【０１７０】
次に、Ａ領域からさらにアクセルペダルを踏み込んで、機関回転やトルクが図１８マップ上の矢印に沿って加速していく場合を考える。
【０１７１】
まず、Ａ領域より回転数ないしトルクがやや大きくなると、Ａ・Ｂ境界ラインを超え、＃２気筒の吸排気片弁状態を維持しつつ、＃１気筒のみが気筒休止に移行する。（減筒運転；Ｂ領域）
すなわち、第２弁停止機構１１ａ・第３弁停止機構１１ｄに第２電磁切換弁制御信号オン信号が出力されて、＃１気筒が気筒休止態様（４つの吸排気弁が全て停止態様）に移行する。前記４つの吸排気弁のうち、R側の排気弁３ｂ及びＦ側の吸気弁３ａはもともと停止態様であるので、弁停止状態に新に移行するのは、２弁（２箇所）だけである。具体的には、＃１気筒の排気側弁停止機構１１ａと＃１気筒の吸気弁停止機構１１ｄの２つだけである。
【０１７２】
本実施形態では、高油圧で作動させる第２規制ピン４７の数が計２つであって、第１実施形態の３つよりさらに少ないため、変換に要するオイル仕事（油圧仕事）をさらに低減でき、また油圧低下もさらに少ないため、気筒休止への移行応答性を一層高めることができる。これにより、一層円滑な加速初期の運転性を実現でき、また素早い気筒休止移行により、一層走行燃費を低減できる。また、吸気弁、排気弁が一度に同時に変換できるので、吸排気弁間の変換タイミングのズレが発生しない。
【０１７３】
このＢ領域（減筒運転状態）では、稼動気筒は吸排気弁片弁態様に維持されており、排気片弁停止により、Ａ領域と同様の排気エミッション低減効果は維持され、さらに、減筒運転により、稼動気筒（＃２気筒）のＦ側の排気ポ−ト２のみから排気ガスが排出されるため、排気ポート２からの熱逃げは一層抑制され、触媒には一層高温の排気ガスが送られ、触媒転化率が一層向上し、排気エミッションは一層低減するのである。
【０１７４】
一方、１気筒のみの燃焼なので、排気ガス量は少なく、過度に触媒を加熱することはなく、触媒劣化は抑制される。
【０１７５】
さらに、吸気片弁停止による吸気スワ−ル効果（燃焼改善）により、気筒から排気ポ−ト２へ流出する排気ガス中のＨＣやＰＭなどはもともと少なくなっており、さらに触媒に到達すると、高排温に起因する高転化効率により、ＨＣやＰＭやＮＯｘなどが一層低減するのである。
【０１７６】
ここで、燃費について考えると、第１実施形態と同様に、減筒運転により、稼動＃２気筒での燃焼高負荷シフトにより、サイクル効率が向上し、燃費もさらに向上する。すなわち、燃焼ガスが接する筒内表面積が減筒運転によりほぼ半減するので、冷却損失なども低減するからである。
【０１７７】
一方、機関フリクションについては、＃１気筒の気筒休止（全吸排気弁停止）、稼動＃２気筒の排気片弁停止に加え、本実施形態では、稼動＃２気筒の吸気片弁停止も付加されるので、第１実施形態に対して一層低減され、その分燃費も向上する。
【０１７８】
また、この吸気片弁停止による吸気スワ−ルにより燃焼改善が進む分も、さらに燃費が向上する。
【０１７９】
以上のように、減筒運転のＢ領域では、燃費は一層向上するのであるが、とりわけ本実施形態では、この燃費の良い減筒領域を高トルク側まで拡大でき、車両ト−タルでの燃費を向上できるのである。
【０１８０】
なぜなら、図１９Ｂの吸排気弁作動に示すように、排気弁は進角位相を維持したまま吸気弁位相を進角するのである。この結果、排気弁の開時期はほぼ不変（進角位置）で中程度のバルブオーバーラップが形成され、もって良好な吸排気作動が行われ、また吸気弁の閉時期は下死点付近まで進角されており低中回転の吸気充填効率が確保され、高トルクを発生できるからである。ここで、排気弁の開時期が進角位置に保持されるので、稼動気筒の燃焼高負荷シフトによる排気押し出し損失が低減され、一層トルクを発生させ、また燃費を向上する。
【０１８１】
そして、さらに回転・トルクが高まると減筒運転では要求される機関トルクを出せなくなるので、ＢＣ境界ラインを超えると、全筒運転（領域Ｃ）に変換される。すなわち、第２・第３弁停止機構１１ａ、１１ｄへの第２電磁切換弁制御信号がオフとなり、規制ピン４７がリターンスプリング４９のばね力により右方に移動し、ラッシアジャスタがロストモ−ション作動できる状態からシリンダヘッド１に固定された状態に切り換わるのである。これにより、図１９のＣ領域の「気筒作動」に示すように、＃１気筒も再び稼動を開始するのである。一方、両気筒とも吸排気片弁状態は維持できており、吸排気片弁停止よるエミッション低減効果や燃費効果を、ＡからＣの領域において、全筒運転、減筒運転によらず得ているのである。
【０１８２】
ここで、ＢＣ境界ラインを超えると、全筒運転に切り換わるので、図１９Ｂ に示す吸排気弁特性のままだと、機関トルクが急増してしまう。
【０１８３】
そこで、吸気ＶＴＣによって遅角制御することにより吸気弁の閉時期を充分遅らせる。そして、排気ＶＴＣによって同量だけ遅角制御する。
【０１８４】
これらにより、バルブオーバーラップの変化を抑制しつつ吸気弁閉時期を充分遅らせることができ、吸気充填効率を抑制し、ポンプ損失も抑制しつつ、全筒運転化でのトルク急増も抑制しつつ、全筒運転における燃費を向上するのである。
【０１８５】
加えて、全気筒稼動に伴い稼動気筒の燃焼負荷低減に対応して排気押し出し損失が低減されるので、その分、排気弁の開時期を下死点に向け遅角側へ移行し、膨張仕事を増大させ燃費を向上させ、さらに、アクセルペダルを踏み込んで加速していくと、トルク要求が高まるので、バルブオーバーラップの変化を抑制しつつ吸気弁の閉時期を下死点側に進角制御していき、排気弁の開時期も進角制御させていき、機関トルクを高めていく。
【０１８６】
しかしながら、全筒運転でも機関トルクが十分には上がらなくなる。なぜなら排気片弁停止は、排気ガス流動効果によりエミッション低減に寄与してきたものの、高負荷領域（排気ガス多量領域）ではこの排気ガス流動により排気抵抗が増加してしまうからである。
【０１８７】
吸気片弁停止も吸気スワ−ルにより燃焼改善効果（燃費効果）はあるものの、吸気抵抗が増加してしまう。そこで、吸排気片弁停止をやめ、吸排気両弁作動に切り換えるのである。
すなわち、弁停止安定型弁停止機構である排気側第１弁停止機構１１ｂ、１１ｃ及び吸気側第４弁停止機構１１ｇ、１１ｈに向けて、第１電磁切換弁制御信号オン信号を送ると、油圧ラッシアジャスタ１０ｂ、１０ｄ、７５ａ、７５ｃがロストモ−ション作動していたのがシリンダヘッド１に固定となるため、弁作動態様になるのである。
ここでは、計４つの第１規制ピン４２の作動が行われるので、応答性悪化が懸念されるものの、すでに高機関トルク領域に達しているので、運転フィ−リング上の実害は殆どない。
【０１８８】
さらに、アクセルペダルを踏み込んで、回転が上昇していくに連れて吸気弁の閉時期が遅角していき、回転数に応じて最大充填効率が得られるようにし、もって全回転域のトルクを向上できる。
【０１８９】
なお、吸気弁の閉時期を遅角していく際、排気弁のリフト位相は保持していれば、バルブオーバーラップは次第に減少し、高回転していくに連れ増加する排圧により、排気ガスが筒内に逆流するのを防止でき、トルクや出力の目減りを抑制できる。
【０１９０】
また、この高負荷のD 領域では、排気ガス量が多いため、排気片弁停止では触媒に流入する排気ガスの温度が過大となり、触媒が熱劣化してしまう可能性がある。しかしながら、本実施形態でも、第１実施形態と同様に、D領域は排気両弁作動となっており、排気ガスのガス流動が抑えられ後燃えが抑制され、また排気ガスが両排気ポ−ト２，２を通過するので熱伝達による冷却効果が得られ、もって排気ガス温度を抑制でき、高負荷で懸念される触媒熱劣化を防止できるのである。
〔産業上の利用可能性〕
前記各実施形態では、切り換えエネルギーを油圧によるエネルギーとしたが、これによれば、各電磁切換弁５５，６５の後流に油圧経路を複数設けることで、複数の弁停止機構を一度に変換できるという利点を有している。
【０１９１】
一方、電磁力によるエネルギーとし、各弁停止機構の各規制ピンの移動を例えば電磁ソレノイドバルブのオン−オフ作動によって直接ないし間接的に制御することも考えられる。
【０１９２】
この場合、停止安定型や作動安定型の相違については、油圧の場合と同様に、リターンスプリングが規制ピンを押し付けた場合にラッシアジャスタがロストモ−ション状態であるか、シリンダヘッド固定状態になるかの問題で、この電磁式などでも容易に具体化できる。このような、例えば電磁力を変換エネルギ−に使う場合では、油圧ポンプからの油圧エネルギーが得にくい、エンジンの極低回転（含む、機関停止）や、極冷機時などでもスム−ズな変換作動が得られる。
【０１９３】
また、これらの弁停止ロストモ−ション機構は、スイングア−ムの支点となるラッシアジャスタに設け、ラッシアジャスタを直接シリンダヘッドと摺動させる例を示したが、該摺動部に鉄系材料を用いたカラ−を介在させても良い。そうすると、シリンダヘッドがアルミやマグネシウムのような材料であった場合でも耐磨耗性を向上できる
また、弁停止（ロストモ−ション）機構をスイングア−ムの支点となるラッシアジャスタ部以外に設けることもできる。例えば、ロストモ−ション機構を、スイングア−ム自体に設けても構わない。
【０１９４】
この場合、例えば、特表２００９−５０３３４５などに示すような、メインスイングアームに変位（ロストモーション）できるローラエレメントを設け、このローラエレメントとメインスイングアームを締結ないし非締結を切り替えればよい。すなわち、本発明の主旨を逸脱しない範囲で種々の構成に適用できるのである。
【０１９５】
例えば、特開２０１０−２７０６３３に示すような、油圧ラッシアジャスタを持たないリフタ型の動弁装置にも適用できる。この場合、特開昭６３−１６１１２に示すような、リフタに内蔵する弁停止機構を用いればよいのである。
【０１９６】
また、各実施形態では直列２気筒の例を示したが、その構成要素を２倍の数とし、直列４気筒に展開するのも可能であり、３倍の数とし、直列６気筒に適用してもよい。さらには、直列６気筒での構成要素を２つのバンクに分け、V 型６気筒に展開することも可能であり、特に直列２気筒に限定される訳ではなく、広く適用が可能である。
【０１９７】
すなわち、前述のように、本発明の主旨を逸脱しない範囲で、具体的な構成は限定されず、種々の構成に適用可能である。
【０１９８】
前記実施形態から把握される前記請求項以外の発明の技術的思想について以下に説明する。
〔請求項ａ〕請求項１に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記第１弁停止機構が弁停止状態で前記第２弁停止機構が弁作動状態となるクランキング時及び始動時を含む第１運転領域と、
前記第１運転領域より回転数あるいは機関トルクが高く、前記第１弁停止機構と第２弁停止機構の両方が弁停止状態となる第２運転領域と、
を有することを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
【０１９９】
この発明によれば、クランキング時及び始動時を含む第１運転領域において一方側の排気弁の停止によって始動性の向上と排気エミッション低減効果が得られると共に、実用域である第２運転領域ではさらに一部気筒について両方の排気弁を停止させることから、燃費の低減が図れるばかりか、稼動燃焼気筒(一部気筒以外の気筒)の数が減少するので、排気ガスが通過する排気ポート数も減少して排気ガスによる触媒の冷却が抑制される。また、排気ガスが通過する排気ポート数の減少によって排気ポート内のガス流動が一層強化されて、後燃え促進などで排気ガス温度が上昇して触媒の転化率(有害物質浄化率)が向上して、実用域の排気エミッションも低減できる。
〔請求項ｂ〕請求項１に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記第１弁停止機構への切り換えエネルギーを供給あるいは停止させる第１エネルギー変更手段と、
前記第２弁停止機構への切り換えエネルギーを供給あるいは停止させる第２エネルギー変更手段と、を有し、
前記第１弁停止機構と第１エネルギー変更手段によって各気筒の一方の排気弁が停止している所定の運転状態において、
前記第２弁停止機構と第２エネルギー変更手段によって前記一部気筒の他方の排気弁の作動を停止させることを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
【０２００】
この発明によれば、両排気弁が停止状態になる際に、予め両排気弁のうちの一方が既に弁停止状態になっているため、他方の排気弁を第２エネルギー変更手段により弁停止に変換するだけなので、両排気弁の弁停止状態への変換応答性が向上する。
〔請求項ｃ〕請求項１に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記一部気筒における前記一対の吸気弁の弁停止状態および弁作動状態を切り換える第３弁停止機構を有し、
該第３弁停止機構は、切り換えエネルギーが作用しなかった場合には弁作動状態となるように構成され、
前記第２弁停止機構と第３弁停止機構とは、同一の前記第２切り換えエネルギー変更手段によって同時に弁停止されることを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
【０２０１】
この発明によれば、前記一部気筒が気筒休止状態に変更される場合に、弁停止に移行する気筒当たりの総弁数は、従来の４つよりも少ない３つであるため、切り換え応答性が向上する。また、同一の切り換えエネルギー変更手段によって変更作動が行われるので、吸気弁側と排気弁側で変換に時間的なずれが発生するのを抑制でき、装置の簡素化が図れる。
〔請求項ｄ〕請求項１に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記一部気筒において前記一対の吸気弁のうち、他方の弁作動状態と弁停止状態を切り換える第３弁停止機構を設け、
全気筒にわたって前記一対の吸気弁のうち一方の弁作動状態及び弁停止状態を切り換える第４弁停止機構を設け、
該第４弁停止機構は切り換えエネルギーが作用しなかった場合には、弁停止状態となるように構成され、前記第３弁停止機構は、切り換えエネルギーが作用しなかった場合には、弁作動状態となるように構成されていることを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
【０２０２】
この発明によれば、クランキング初期、始動初期から全気筒の吸排気弁を片弁停止状態とできるので、排気片弁停止による諸効果に加え、さらなるフリクション低減効果、吸気スワ−ルによる燃焼改善効果を全気筒に渡って得られ、一層良好な始動性を実現できる。さらに、吸気弁の片弁停止による吸気スワールによる燃料霧化が促進されることから、さらに排気エミッションの低減効果(特に、排気粒子物質ＰＭの低減効果)が得られる。ＰＭは、微小液滴が燃焼する際に生じやすく、吸気スワール効果により微小液滴の霧化が促進されるので、ＰＭの発生が抑制される。
〔請求項ｅ〕請求項ｄに記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記第１弁停止機構と第４弁停止機構が、同一の第１切り換えエネルギー変更手段によって同時に弁停止状態または弁作動状態に変換されることを特徴とするとする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
【０２０３】
この発明によれば、吸気側と排気側で変更に時間的なずれが発生するのを抑制でき、また、装置が簡素化される。
〔請求項ｆ〕請求項１〜ｅのいずれか一項に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記切り換えエネルギーを、油圧エネルギーとしたことを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
【０２０４】
この発明によれば、切り換えエネルギー供給変更手段の下流に油圧経路を複数分岐させて設けることによって、複数弁の停止機構を一度に変換できるので、構造が複雑化せず、また弁停止機構間でのタイミングのズレが発生しにくい。
〔請求項ｇ〕請求項１〜ｆのいずれか一項に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
吸気弁と排気弁のリフト特性における位相またはリフト量を変化させることのできる可変動弁装置を有することを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置。
【０２０５】
この発明では、バルブタイミング制御装置ＶＴＣとリフト可変機構ＶＥＬを利用したもので、弁停止ないし弁作動の組合せによる諸性能向上の効果を一層高めることができる。たとえば、始動時において、一方の排気弁を弁停止させつつ他方の排気弁の作動角を小さくすることによって、フリクション低減効果に加えて、高温の燃焼ガスを筒内に閉じ込めることなどで、機関本体の暖機も促進されて暖機時間を短縮できる。これによって、トータルでの排気エミッション排出量を低減できる。あるいは、たとえば、減筒運転において吸気弁の位相を進角制御して吸気弁の閉時期を下死点付近まで進角することで充填効率を向上し、低燃費、低エミッションの減筒運転を高機関トルク側に拡大することができる。
【符号の説明】
【０２０６】
１…シリンダヘッド
１ａ…保持穴
３ａ、３ａ…＃１気筒側の第１、第２排気弁
３ｂ、３ｂ…＃２気筒側の第１、第２排気弁
５…駆動軸
５ａ…駆動カム
６…スイングアーム
６ａ…一端部
６ｂ…他端部
７…揺動カム
８…伝達機構
９…制御機構
１０ａ、１０ｂ…＃１気筒の排気側第１、第２油圧ラッシアジャスタ（支点部材）
１０ｃ、１０ｄ…＃２気筒の排気側第３、第４油圧ラッシアジャスタ(支点部材)
１１ａ…第２弁停止機構
１１ｂ、１１ｃ…第１弁停止機構
１１ｄ、１１ｅ…第３弁停止機構
１１ｇ、１１ｈ…第４弁停止機構
１２…排気弁のバルブスプリング
１３…軸受部
１４…ローラ
２４…ボディ
２７…プランジャ
２７ｂ…先端頭部
３４…摺動用孔
３５…ロストモーションスプリング(付勢部材)
３６…規制機構
３８…移動用孔
３９…規制用孔
４０…リテーナ
４１…摺動ピン
４２…第１規制ピン
４３…リターンスプリング
４４…油通路孔
４５、６６…ドレン通路
４７…第２規制ピン
５４、６４…オイルポンプ
５５…第１電磁切換弁
６５…第２電磁切換弁
７１ａ、７１ａ…＃１気筒側の第１、第２吸気弁
７１ｂ、７１ｂ…＃２気筒側の第１、第２吸気弁
７２…吸気弁のバルブスプリング
７３…吸気側カムシャフト
７３ａ…回転カム
７４…吸気側スイングアーム
７５ａ、７５ｂ…＃１気筒の吸気側第１、第２油圧ラッシアジャスタ(支点部材)
７５ｃ、７５ｄ…＃２気筒の吸気側第３、第４油圧ラッシアジャスタ(支点部材)
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
0005947751.tif 000014
【図１４】
0005947751.tif 000015
【図１５】
0005947751.tif 000016
【図１６】
0005947751.tif 000017
【図１７】
0005947751.tif 000018
【図１８】
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【図１９】
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