(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
開度量によって燃焼室への吸入空気量を制御するスロットルバルブを有する多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
一部気筒の吸気弁と排気弁の作動を停止した状態と前記吸気弁と排気弁を基本作動角で作動させた状態に切り換え可能な気筒休止機構と、
前記一部気筒以外の他の気筒における吸気弁を基本の作動角で作動させる状態と前記基本の作動角による吸入空気量よりも抑制された吸入空気量となる抑制作動角で作動させる状態に切り換え可能な可変作動角機構と、を備え、
全気筒の吸気弁が基本の作動角で作動する低負荷域あるいは低回転域の全気筒稼働領域と、前記一部気筒の吸気弁と排気弁の作動が停止し、前記他の気筒の吸気弁が前記吸入空気量抑制作動角で作動する高負荷域あるいは高回転域での減筒稼動領域との間を移行する際に、前記他の気筒の吸気弁の作動角を前記可変作動角機構によって先行して切り換え、その後、前記一部気筒における吸気弁と排気弁の作動を停止あるいは開始する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】
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、
全気筒の吸気弁が基本の作動角で作動する低負荷域あるいは低回転域の全気筒稼動領域から負荷または回転が上昇して、前記一部気筒の全ての吸気弁と排気弁の作動が停止し、かつ、前記他の気筒の吸気弁が前記吸入空気量抑制作動角で作動する減筒稼動領域に移行する際に、前記他の気筒の吸気弁の作動角を、前記可変作動角機構により前記吸入空気量抑制作動角に先行して切り換え、その後、前記気筒休止機構によって前記一部気筒における吸気弁と排気弁の作動を停止する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】
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、
前記一部気筒の全ての吸気弁と排気弁の作動が停止し、かつ前記他の気筒の吸気弁が前記吸入空気量抑制作動角で作動する減筒稼動領域から、負荷または回転が低下して、全気筒の吸気弁が基本の作動角で作動する全気筒稼動領域に移行する際、前記他の気筒の吸気弁の作動角を前記可変作動角機構によって前記基本の作動角に先行して切り換え、その後、前記気筒休止機構によって前記一部気筒における吸気弁と排気弁の作動を開始する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４】
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、
前記可変作動角機構による吸入空気量抑制作動角は、前記基本の作動角より小さく、閉時期が下死点前に設定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。
【請求項５】
請求項４に記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記可変作動角機構は、変換エネルギーが作用しなかった場合に、前記吸入空気量抑制作動角よりも相対的に大きく、かつ前記基本の作動角と同等あるいは小さい作動角に機械的に安定す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。
【請求項６】
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、
前記可変作動角機構による吸入空気量抑制作動角は、前記基本の作動角よりも大きく、閉時期が前記基本作動角より遅角側に設定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。
【請求項７】
請求項６記載の多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
前記可変作動角機構は、変換エネルギーが作用しなかった場合に、前記吸入空気量抑制作動角より相対的に小さく、かつ前記基本の作動角と同等あるいは大きい作動角に機械的に安定す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
【請求項８】
請求項１〜７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、
前記可変作動角機構は、リフト量を段階的に変化す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
【請求項９】
開度量によって燃焼室への吸入空気量を制御するスロットルバルブを有する多気筒内燃機関の可変動弁装置において、
一部気筒において、吸気弁と排気弁の作動を停止する気筒休止と吸気弁と排気弁を作動させた気筒稼働とを切り換え可能な気筒休止機構と、
前記一部気筒以外の他の気筒において、吸気弁を第１作動角で作動させた状態と該第１作動角より吸入空気量が抑制された第２作動角で作動させた状態とを変更可能な可変作動角機構と、
を有し、
前記一部気筒が気筒稼働すると共に、前記他の気筒の吸気弁が第１作動角で作動する全気筒稼動領域と、
該全筒稼働領域より高負荷域あるいは高回転域であって前記一部気筒が気筒休止し前記他の気筒の吸気弁が前記第２作動角で作動する減筒稼動領域と、
を有し、
前記全筒稼働領域と前記減筒稼働領域の間を移行する際、前記他の気筒の吸気弁の作動角を先行して変更し、その後、前記一部気筒における気筒休止するか若しくは気筒稼働する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１０】
開度量によって燃焼室への吸入空気量を制御するスロットルバルブと、
一部気筒において、吸気弁及び排気弁の作動を停止する気筒休止と吸気弁及び排気弁を作動させる気筒稼働とを切り換え可能な気筒休止機構と、
前記一部気筒以外の他の気筒において、吸気弁を第１作動角で作動させた状態と該第１作動角より吸入空気量が抑制された第２作動角で作動させた状態とを切り換え可能な可変作動角機構と、
を有する多気筒内燃機関の可変動弁装置のコントローラであって、
前記一部気筒が気筒稼働すると共に、前記他の気筒の吸気弁が第１作動角で作動する全気筒稼動領域と、
該全筒稼働領域よりも高負荷域あるいは高回転域であって前記一部気筒が気筒休止し前記他の気筒の吸気弁が前記第２作動角で作動する減筒稼動領域と、
を有し、
前記全筒稼働領域と前記減筒稼働領域の間を移行する際、前記他の気筒の吸気弁の作動角を先行して切り換え、その後、前記一部気筒における気筒休止若しくは気筒稼働することを特徴とする多気筒内燃機関の可変動弁装置のコントローラ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、例えば自動車用内燃機関の一部気筒の吸気弁や排気弁の作動を停止させて気筒休止に移行することで燃費を向上させることができる多気筒内燃機関の可変動弁装置及び該可変動弁装置のコントローラに関する。
【背景技術】
【０００２】
従来における一部気筒を休止可能な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に記載されているものが知られている。
【０００３】
この可変動弁装置は、半数の気筒（右バンク）の吸排気弁を停止させて残り半数の気筒（左バンク）のみで稼動（燃焼）させるいわゆる気筒休止（減筒運転）を行うようになっている。
【０００４】
気筒休止を行うとスロットルバルブの開度が相対的に拡大しポンプ損失が低減し、さらに、稼動気筒当たりの負荷が高まるので、この高負荷シフトにより熱効率が向上し、もって走行燃費を向上させることができ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】特開平１０−８２３３４号公報
【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、従来の可変動弁装置は、部分負荷領域での減筒運転時における稼動気筒での吸気弁の作動角は、全筒運転時の場合と同じ作動角であることから、減筒稼働領域における燃費効果には自ずと制約があった。すなわち、減筒稼働領域における機関の低トルク側では、トルクを下げるためにスロットルバルブの開度量をある程度絞るようになっていることから、減筒運転状態であってもポンプ損失が大きくなって燃費効果が阻害されてしまう。
【０００７】
また、全筒運転領域と減筒稼働領域との間の切り換え変換時には、吸入空気量を確保するためにスロットルバルブの開度を従来以上に大きく変化させることとなるから、円滑な領域移行が損なわれて、いわゆるトルクショックが発生するおそれがある。
【０００８】
本発明は、前記従来技術の技術的課題に鑑みて案出されたもので、ポンプ損失を充分低減して燃費性能の向上を図ると共に、トルクショックの少ない円滑な領域移行をも実現させることのでき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】
請求項１に記載の発明は、開度量によって燃焼室への吸入空気量を制御するスロットルバルブを有する多気筒内燃機関の可変動弁装置において、一部気筒の吸気弁と排気弁の作動を停止した状態と前記吸気弁と排気弁を基本作動角で作動させた状態に切り換え可能な気筒休止機構と、
前記一部気筒以外の他の気筒における吸気弁を基本の作動角で作動させる状態と前記基本の作動角による吸入空気量よりも抑制された吸入空気量となる抑制作動角で作動させる状態に切り換え可能な可変作動角機構と、を備え、
全気筒の吸気弁が基本の作動角で作動する低負荷域あるいは低回転域の全気筒稼働領域と、前記一部気筒の吸気弁と排気弁の作動が停止し、前記他の気筒の吸気弁が前記吸入空気量抑制作動角で作動する高負荷域あるいは高回転域での減筒稼動領域との間を移行する際に、前記他の気筒の吸気弁の作動角を前記可変作動角機構によって先行して切り換え、その後、前記一部気筒における吸気弁と排気弁の作動を停止あるいは開始することを特徴としている。
【００１０】
本発明は、一部気筒の稼働が休止状態（減筒状態）のときに、他の気筒の吸気弁の作動角を吸入空気量抑制作動角としたものである。これにより、減筒稼働領域における低トルク側においても、スロットル開度を一層大きな開度にすることができ、これによって、ポンプ損失を充分低減して一層燃費性能を向上できるものである。
【００１１】
また、本発明は、全筒運転領域と減筒稼働領域の領域移行に際して、前記他の気筒の吸気弁の作動角を先行して変換し、その後に、前記一部気筒を気筒休止状態あるいは稼動状態に変換する、というシーケンスを用いることによって、スロットルバルブの開度を大きくしてもトルクショックの少ない円滑な領域移行をも実現させることができるのである。
【発明の効果】
【００１２】
この発明によれば、減筒運転時のポンプ損失を充分低減して燃費性能の向上を図ることができると共に、全筒運転と減筒運転との間の運転領域の移行時におけるトルクショックを減少させて円滑な領域移行を行うことが可能になる。
【図面の簡単な説明】
【００１３】
【図１】本発明の第１実施形態の多気筒内燃機関の可変動弁装置の概略図である。
【図２】Ａは吸気側（排気側）気筒休止機構による零リフト制御時の作動説明図、Ｂは同機構による中リフト制御時の作動説明図である。
【図３】Ａは吸気側可変リフト機構による小リフト制御時の作動説明図、Ｂは同機構による中リフト制御時の作動説明図である。
【図４】本実施形態のコントローラによる、機関回転数と機関トルクとの座標系における、可変動弁の制御マップである。
【図５】本実施形態における全筒運転時と減筒運転時の吸気・排気弁のバルブリフト特性及びスロットルバルブの開度特性図である。
【図６】図４に示す機関運転のＡ領域からＢ領域に移行する切り換えシーケンス図である。
【図７】図４に示す機関運転のＡ領域からＢ領域に移行する場合のコントローラの制御フローチャート図である。
【図８】図４に示す機関運転のＢ領域からＡ領域に移行する切り換えシーケンス図である。
【図９】図４に示す機関運転のＢ領域からＡ領域に移行する場合のコントローラの制御フローチャート図である。
【図１０】本発明の第２実施形態における吸気側可変リフト機構を示し、Ａは吸気側可変リフト機構による中リフト制御時の作動説明図、Ｂは同機構による大リフト制御時の作動説明図である。
【図１１】本実施形態における全筒運転時と減筒運転時の吸気・排気弁のバルブリフト特性及びスロットルバルブの開度特性図である。
【図１２】本実施形態における図４に示す機関運転のＡ領域からＢ領域に移行する切り換えシーケンス図である。
【図１３】本実施形態における図４に示す機関運転のＡ領域からＢ領域に移行する場合のコントローラの制御フローチャート図である。
【図１４】本実施形態における図４に示す機関運転のＢ領域からＡ領域に移行する切り換えシーケンス図である。
【図１５】本実施形態における図４に示す機関運転のＢ領域からＡ領域に移行する場合のコントローラの制御フローチャート図である。
【発明を実施するための形態】
【００１４】
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詳述する。この実施形態は、ガソリン仕様の直列２気筒内燃機関に適用したものを示し、開度量によって燃焼室への吸入空気量を制御するスロットルバルブを備えている。
〔第１実施形態〕
図１は第１実施形態における可変動弁装置を示し、吸気側（Ｉｎ側）と排気側（Ｅｘ側）は＃１気筒と＃２気筒において１気筒当たりそれぞれ２つの吸気弁１，１、２，２と排気弁３，３、４，４とを備えている。
【００１５】
前記＃１気筒側の各吸気弁１，１と各排気弁３，３には、機関状態に応じて該各吸排気弁１，１、３，３の稼働を停止させる気筒休止機構５，６がそれぞれ設けられている一方、＃２気筒側の各吸気弁２，２には、該各吸気弁２，２のバルブリフト量を段階的に可変制御する可変作動角機構である吸気側可変リフト機構７が設けられている。また、前記＃２気筒側の各排気弁４，４は、後述する中リフトカム４６とスイングアーム４７を介してバルブリフト量が固定的な一定リフト特性になっている。
【００１６】
前記吸気側と排気側の気筒休止機構５，６は、同一の構造であるから、便宜上、吸気側気筒休止機構５について説明する。
【００１７】
この吸気側気筒休止機構５は、いわゆるＶＶＬと称されるもので、図１〜図２に示すように、吸気カムシャフト８には、＃１気筒側の中央に設けられた中リフト用の卵型の中リフトカム９と、該中リフトカム９の両側に設けられて、零リフト用の円筒カム１０，１０と、ロッカシャフト１１に揺動自在に支持されて、前記両円筒カム１０，１０に対応した位置に一対のフォロワ部が配置され、該フォロワ部の各先端部の下端が前記両吸気弁１，１のステムエンドに当接した一体的なメインロッカアーム１２と、前記中リフトカム９に対応した位置に設けられて、ロストモーション可能なサブロッカアーム１３と、前記メインロッカア−ム１２内に設けられて前記サブロッカアーム１３を前記中リフトカム９側に付勢するロストモーション機構１４と、メインロッカアーム１２に固定された支軸１５に揺動自在に支持されて、前記サブロッカアーム１３の下端部に係脱することにより該サブロッカアーム１３とメインロッカアーム１２とを同期連動させ、あるいは連動を解除するレバー部材１６と、該レバー部材１６を係脱作動させる油圧プランジャ１７及びリターンスプリングとを備えている。
【００１８】
前記油圧プランジャ１７は、外周側に形成された油室１８にロッカシャフト１１の内部軸方向やメインロッカアーム１２内に形成された油圧通路１９ａ、１９ｂを介してオイルポンプ２０から油圧が供給されて後退移動すると共に、該油圧の供給がない場合は、内部に弾装されたコイルスプリング２１のばね力によって進出移動するようになっている。
【００１９】
また、電磁式の気筒休止切換弁２２によって前記油圧通路１９ａ、１９ｂとドレン通路２３あるいはオイルポンプ２０の吐出通路２０ａとの導通が切り換えられるようになっている。また、前記気筒休止切換弁２２は、コントローラ２４（ＥＣＵ）から出力された制御電流によって切換作動するようになっている。
【００２０】
前記排気側の気筒休止機構６は、前述したように、吸気側気筒休止機構５と同じ構成であるから、図１において対応する構成部材の符番を変えて簡単に説明する。
【００２１】
機関前後方向に延びた排気カムシャフト４０には、＃１気筒側の中央に設けられた中リフト用の中リフトカム４１と、該中リフトカム４１の両側に設けられて、零リフト用の円筒カム４２，４２と、ロッカシャフト４３に揺動自在に支持されて、前記両円筒カム４２，４２に対応した位置に一対のフォロワ部が配置され、該フォロワ部の各先端部の下端が前記両排気弁３，３のステムエンドに当接した一体的なメインロッカアーム４４と、前記中リフトカム４１に対応した位置に設けられて、ロストモーション可能なサブロッカアーム４５と、前記メインロッカア−ム４４内に設けられて前記サブロッカアーム４５を前記中リフトカム４１側に付勢するロストモーション機構４６と、メインロッカアーム４４に固定された図外の支軸に揺動自在に支持されて、前記サブロッカアーム４５の下端部に係脱することにより該サブロッカアーム４５とメインロッカアーム４４とを同期連動させ、あるいは連動を解除する図外のレバー部材と、該レバー部材を係脱作動させる図外の油圧プランジャ及びリターンスプリングとを備えている。
【００２２】
前記油圧プランジャは、外周側に形成された図外の油室にロッカシャフト４３の内部軸方向やメインロッカアーム４４内に形成された油圧通路４３ａなどを介してオイルポンプ２０から油圧が供給されて後退移動すると共に、内部に弾装されたコイルスプリングのばね力によって進出移動するようになっている。
【００２３】
また、前記吸気側気筒休止機構５と共用される前記気筒休止切換弁２２によって、前記油圧通路４３ａなどとドレン通路２３あるいはオイルポンプ２０の吐出油圧との導通が切り換えられるようになっている。さらに、この気筒休止切換弁２２は、コントローラ２４から出力された制御電流によって切換作動するようになっていることは、前述の通りである。
【００２４】
前記コントローラ２４は、クランク角センサによる機関回転数やエアーフローメータによる機関負荷トルク、水温センサによる機関温度、油温センサ、スロットルバルブ５０の開度を検出するスロットル開度センサなどの各種のセンサに基づいて現在の機関運転状態を検出して、前記気筒休止切換弁２２や後述する可変リフト切換弁３６に制御電流をオン−オフ的に出力するようになっている。
〔吸気側と排気側の気筒休止機構５、６の作動〕
以下、この吸気側と排気側の気筒休止機構５、６の作動を説明するが、排気側気筒休止機構６も同じ作用になるため、ここでは代表的に吸気側気筒休止機構５の作動を図２に基づいて簡単に説明する。
【００２５】
まず、コントローラ２４から前記気筒休止切換弁２２への通電を遮断した場合は、油圧通路１９ａ、１９ｂは、ドレン通路２３に導通されるので油圧が低下する。
【００２６】
したがって、図２Ｂに示すように、油圧プランジャ１７が、コイルスプリング２１のばね力によって進出移動して、レバー部材１６をリターンスプリングのばね力に抗して反時計方向へ回動させて、レバー部材１６の先端部が中リフトカム９（４１）のベースサークル時にサブロッカアーム１３(４５)の先端側の下端顎部１３ａに係合し、サブロッカアーム１３（４５）とメインロッカアーム１２(４４)を一体的に連動させる。
【００２７】
これにより、メインロッカアーム１２（４４）が、中リフトカム９（４１）のカムプロフィールにしたがって揺動することから、各吸気弁１，１と各排気弁３,３は、中バルブリフト量(中リフト量、中作動角)に切り換え制御される。
【００２８】
具体的には、吸気弁１，１のバルブリフト量がＬＩ３となり、排気弁３，３のバルブリフト量がＬＥ１になる。
【００２９】
つまり、機関停止時など、オイルポンプ２０からの切換油圧(切換エネルギー)が作用しない場合の態様(デフォルト態様)は、前述のような、中バルブリフト量ＬＩ３、ＬＥ１で吸排気弁１，１、３，３が開閉作動する状態になっている。
【００３０】
前記コントローラ２４が、気筒休止切換弁２２への通電を遮断する機関運転領域は図４及び図５に示す機関始動時及びアイドルを含む低回転低負荷領域であるＡ領域と高回転高負荷領域であるＤ領域である。
【００３１】
一方、コントローラ２４から前記気筒休止切換弁２２に通電されて、油圧通路１９ａ(４３ａ)とドレン通路２３との連通が遮断されると、オイルポンプ２０の吐出油圧が油圧通路１９ａ、１９ｂを介して油室１８内に供給されて、図２Ａに示すように、油圧プランジャ１７がコイルスプリング２１のばね力に抗して後退移動する。これによりレバー部材１６は、リターンスプリングのばね力によって反対方向（時計方向）へ回動してサブロッカアーム１３とメインロッカアーム１２との連結が解除され、これにより、サブロッカアーム１３は、ロストモーション機構１４によってロストモーション状態になる。このため、メインロッカアーム１２は、中リフトカム９のリフト力を受けずに、円筒部１０、１０に摺接しているだけとなり、吸気弁１，１のリフト量は零リフトとなる。これによって、弁停止状態となり、同様に前記排気弁３，３も排気側気筒休止機構６により弁停止状態になることから＃１気筒が気筒停止（休止）状態になる。
【００３２】
前記コントローラ２４が、前記気筒休止切換弁２２へ通電する機関運転状態は図４及び図５に示す比較的低回転低負荷のＢ領域から中回転中負荷のＣ領域にかけての機関運転状態である。
【００３３】
前記吸気側可変リフト機構７は、図１に示すように、常時稼働の＃２気筒の吸気側に装着されるが、図３に示すように、基本構造は前記吸気側気筒休止機構５、前記排気側気筒休止機構６と同じである。
【００３４】
すなわち、この吸気側可変リフト機構７は、前記吸気カムシャフト８の＃２気筒側の中央に設けられた中リフト用の中リフトカム２５と、該中リフトカム２５の両側に設けられて、該中リフトカム２５よりもカムリフト量が小さい小リフトカム２６、２６と、ロッカシャフト１１に揺動自在に支持されて、前記両小リフトカム２６，２６に対応した位置に一対のフォロワ部が配置され、該フォロワ部の各先端部の下端が前記両吸気弁２，２のステムエンドに当接した一体的なメインロッカアーム２７と、中リフトカム２５に対応した位置に設けられて、ロストモ−ション可能なサブロッカアーム２８と、前記メインロッカア−ム２７内に設けられ該サブロッカアーム２８を前記中リフトカム２５方向に付勢するロストモーション機構３８と、メインロッカアーム２７に固定された支軸２９に揺動自在に支持されて、前記サブロッカアーム２８の下端部２８ａに係脱することにより該サブロッカアーム２８とメインロッカアーム２７とを同期連動させ、あるいは連動を解除するレバー部材３０と、該レバー部材３０を係脱作動させる油圧プランジャ３１及びリターンスプリング３２と、を備えている。
【００３５】
前記油圧プランジャ３１は、外周側に形成された油室３３にロッカシャフト１１の内部軸方向やメインロッカアーム２７内に形成された別異の油圧通路３４ａ、３４ｂを介して前記オイルポンプ２０の吐出通路２０ａから油圧が供給されて後退移動すると共に、油圧が供給されない場合は、内部に弾装されたコイルスプリング３５のばね力によって進出移動するようになっている。
【００３６】
また、前記ロッカシャフト１１内の油圧通路３４ａは、電磁式の可変リフト切換弁３６によって油圧通路３４ａ、３４ｂとドレン通路３７あるいはオイルポンプ２０の吐出油圧２０ａとの導通が切り換えられるようになっている。また、前記可変リフト切換弁３６は、前記コントローラ２４から出力された制御電流によって切換作動するようになっている。
〔吸気側可変リフト機構７の作動〕
前記構成の吸気側可変リフト機構７は、その作動によって各吸気弁２，２を常時稼働するようになっているが、前記コントローラ２４から可変リフト切換弁３６への通電を遮断することによって、前記油圧通路３４ａとドレン通路３７とを連通させて、油圧プランジャ３１に切換油圧(切換エネルギー)が作用しない状態(デフォルト態様)となり、図３Ｂに示すように、レバー部材３０を介してサブロッカアーム２８がメインロッカアーム２７と連動することから、前記各吸気弁２，２は中リフトカム２５により中バルブリフト量(中作動角)で開閉作動する。
【００３７】
一方、前記コントローラ２４から可変リフト切換弁３６へ通電されると、油圧通路３４ａとオイルポンプ２０の吐出通路２０ａが導通される。これによって、図３Ａに示すように、前記油圧プランジャ３１が後退移動してレバー部材３０が支軸２９を介して回動してこの先端部が下端顎部２８ａから離間し、サブロッカアーム２８とメインロッカアーム２７との連動が解除される。よって、各吸気弁２，２は、小リフトカム２６により小バルブリフト量ＬＩ１（小作動角ＤＩ１)で開閉作動する。
【００３８】
このように、前記油圧プランジャ２１に油圧が作用した場合は、各吸気弁２，２は小バルブリフト量ＬＩ１（小作動角ＤＩ１)で開閉作動するが、この場合、各吸気弁２，２の閉時期は下死点よりも前に設定され、これによって、吸入空気量が抑制されるバルブタイミングとなっている。
【００３９】
一方、切換油圧が作用しない場合のデフォルト態様は、前述の気筒休止機構と同様に、中リフト（中作動角）で作動する。具体的には、中リフト量ＬＩ２（中作動角ＤＩ２）で作動する。そのときの中リフト量ＬＩ２（中作動角ＤＩ２）は、前述した中リフト量ＬＩ３（中作動角ＤＩ３）とほぼ一致しており、前記各吸気弁２，２の閉時期は下死点を少し超えた辺りの吸入空気量が充分大きくなる作動角となっている。このような作動角を基本作動角(第１作動角)と呼ぶこととする。
【００４０】
常時稼働の前記＃２気筒側の各排気弁４，４は、図１に示すように、バルブリフト量が固定された状態になっており、前記排気カムシャフト４０の外周に＃１気筒側の中リフトカム４１と同じカムプロフィールを有する卵型の中リフトカム４６が一体に設けられていると共に、前記ロッカシャフト４３には、各排気弁４，４のステムエンドがそれぞれ当接する凸部４７ａ、４７ａを有する矩形板状のスイングアーム４７が揺動自在に設けられている。また、このスイングアーム４７は、上面ほぼ中央位置に前記中リフトカム４６が摺動する固定フォロア４８が設けられている。
【００４１】
したがって、＃２気筒の前記各排気弁４，４は、前記＃１気筒側の中リフトカム４２の中バルブリフト量ＬＥ１とほぼ同じリフト量ＬＥ１で中リフトカム４６により常時開閉作動するようになっている。
【００４２】
図４は機関運転条件が変化した場合に、稼動気筒数やバルブリフト特性の変化を示すマップを示している（横軸は機関回転数、縦軸は機関トルクである）。
【００４３】
機関始動及びアイドリング運転を含む最も低回転低トルク側のＡ領域と最も高回転高トルク側のＤ領域は、全筒運転の領域である。
【００４４】
このＡ、Ｄ領域では、第１、＃２気筒ともに吸気弁１，１、２，２と排気弁３，３、４，４は前述した中バルブリフト量で開閉作動する。つまり、＃１気筒の吸気弁１，１は、吸気側気筒休止機構５がリフト態様となっているから中バルブリフト量（ＬＩ３）で作動する。
【００４５】
一方、＃２気筒の吸気弁２，２は、吸気可変リフト機構７が中リフト側作動態様となっているから中バルブリフト量（ＬＩ２）で作動する。
【００４６】
ここで、本実施形態ではＬＩ２≒ＬＩ３、ＤＩ２≒ＤＩ３となっており、全気筒の吸気弁がほぼ同一の中バルブリフト量で開閉作動する。
【００４７】
さらに、＃１気筒の排気弁３，３は、排気側気筒休止機構６によってリフト態様となっており、中バルブリフト量(中作動角であるＬＥ１(ＤＥ１)によって開閉作動する一方、＃２気筒の排気弁４，４は、可変ではないスイングア−ム４７によって、ほぼ同じ中バルブリフト量(中作動角)ＬＥ２(ＤＥ１)で開閉作動する。したがって、排気側も全気筒がほぼ同一の中バルブリフト量（中作動角）で開閉作動する。
【００４８】
以上のように、Ａ領域とＤ領域では、吸排気弁１〜４の全てが中バルブリフト量(中作動角)で作動しており、これが前述のデフォルト態様となっている。すなわち、両切換弁２２，３６（気筒休止、吸気可変リフト）の油圧が作用しない場合に機械的に安定な作動態様になっている。
【００４９】
前記Ａ領域とＤ領域の中間にあるＢ領域とＣ領域が減筒稼働領域つまり＃１気筒が気筒休止状態となり、＃２気筒のみが稼動（燃焼）している状態となっている。
【００５０】
前記Ｂ領域は、前記可変リフト切換弁３６は、油圧オンとなっていることから、常時稼動の＃２気筒の吸気弁２，２は小リフト(小作動角)ＬＩ１(ＤＩ１)で作動し、一方、Ｃ領域では、油圧オフとなっていることから、常時稼働気筒の＃２気筒の吸気弁２，２は中リフト(中作動角)ＬＩ２(ＤＩ２)で作動する。なお、Ｂ領域では、図１に示すように、気筒休止切換弁２２が油圧オンとなっていることから、＃１気筒の各吸気弁１，１は気筒休止に移行している。また、可変リフト切換弁３６が油圧オンとなり、＃２気筒の吸気弁２，２は小リフト、小作動角の態様(ＬＩ１、ＤＩ１)で作動している。
【００５１】
つまり、前記Ｃ領域では、前記気筒休止切換弁２２は前記Ｂ領域から継続して油圧オン状態であり、したがって、＃１気筒は気筒休止状態が継続している一方、前記可変リフト切換弁３６が油圧オフとなって、＃２気筒の吸気弁２，２は相対的にリフト量の大きい中リフト、中作動角の態様（リフト量ＬＩ２、作動角ＤＩ２）となっている。
【００５２】
図４のマップ上で、(１)は機関始動時あるいはアイドリング運転時である。ここからアクセルペダルを踏み込んで、(１)→(２)→(３)→(４)→(５)→(６)→(７)→(８)と加速して行くシ−ンについて本実施形態の効果を説明する。
【００５３】
まず、機関始動時には、図４(１)、図５(１)にも示すように、全気筒態様であり、つまり＃、＃２気筒とも稼動態様で、各気筒の吸排気弁１〜４は中バルブリフト量で開閉作動する。
【００５４】
機関の始動燃焼が開始されると、全気筒が燃焼仕事をするので速やかに機関回転数が立ち上がる。さらに、各吸気弁１〜２が中バルブリフト量（＃１気筒 ＬＩ３、＃２気筒ＬＩ２）で、各吸気弁１〜２の閉時期（ＩＶＣ）は、下死点を僅かに超えたあたりの吸入空気量が多くなるバルブタイミングであり、かつスロットルバルブ５０の開度がほぼ全開となっていることと相俟って、筒内への吸気充填効率が充分高くなるので、気筒あたりのトルクも高められて一層始動性が向上する。
【００５５】
特に、冷機始動時においては、機関の内部フリクションが大きく回転が上がりにくい傾向にあるが、これらの全筒運転態様でかつ各吸気弁１〜２が中バルブリフト量となっていることから、充填効率が十分に高められて燃焼トルクも充分に高められ、かつ全気筒が燃焼トルクを発生し、もって始動性をさらに良好にすることができる。
【００５６】
次に、機関始動後に暖機が完了して通常のアイドリング運転になっても、図４の(１)、図５の(１)に示すように、全筒運転態様でかつ各吸気弁１〜２の中バルブリフト量が継続される。この状態では、機関フリクションも下がっているので、図５の（１）のスロットル開度に示すように、始動時に対してスロットルバルブ５０の開度が小開度まで絞られる。
【００５７】
吸気弁１〜２の中バルブリフト量により、ＩＶＣが下死点付近であって、有効圧縮比が高いため軽負荷時の燃焼が良好となり、さらにバルブオーバーラップが殆ど無く筒内残留ガス（内部ＥＧＲ）が少ないため、一層燃焼が良好となる。
【００５８】
但し、ここで減筒運転にしてしまうと、爆発間隔が２倍に拡大してしまうので回転変動が増加し、特に静粛なアイドリング運転領域（車両停止時など）では、アイドリング振動やアイドリング回転変動として違和感として運転者に感じられてしまう。そのため、減筒運転にはしないのである。
【００５９】
次に、アイドリング運転状態からアクセルペダルを踏み込んで回転数やトルクが増加していくと、図４及び図５の各(２)に示すように、スロットルバルブ５０の開度を拡大して吸入空気量を高めて出力増加要求に対応して行き、ＡとＢの境界ラインを超えると、図５の(３)や図６に示すように、まず、＃２気筒の吸気弁２，２は小バルブリフト量に変換され、その直後、＃１気筒の吸排気弁１，１、３，３が零リフトになって気筒休止に移行する。
【００６０】
これは、機関回転数やトルクが増加していくと車両としての騒音や振動レベルが増加することなどから、機関の回転変動や回転振動が気にならなくなり、そこで燃費の良い減筒(気筒休止)運転態様に切り換えられるのである。
【００６１】
ここで、減筒運転により燃費が向上する原理としては、以下の３つがあげられる。
【００６２】
１つ目は、同一機関トルクでみた場合、稼動気筒数が半減するので、混合気や燃焼ガスが接する筒内表面積が半減し、いわゆる冷却損失が低減して熱効率が向上することによって燃費が向上する。
【００６３】
２つ目は、稼動気筒数が半減するので、同一機関トルクでみた場合、スロットルバルブ５０の開度が相対的に大きくなり、吸気管の負圧が減少することからポンプ損失が低減する。
【００６４】
３つ目は、動弁系の作動弁数が半減するので、動弁系の駆動フリクションが大幅に低減する。
【００６５】
以上の３つのメカニズムにより、減筒運転では燃費を向上（燃料消費量を低減）できるのである。
【００６６】
再び図４、図５の(３)(Ｂ領域)に戻るが、減筒運転移行に加えて、常時稼動の＃２気筒の各吸気弁２，２が中バルブリフト量から小バルブリフト量に切り換わるのは、減筒運転での燃費効果を一層高めるのが狙いである。
【００６７】
すなわち、１点目として、＃２気筒の各吸気弁２，２が中バルブリフト量のままだと、筒内への吸気充填効率が高いので、減筒状態といえどもスロットルバルブ５０をある程度絞らなければならないことになり、これによってポンプ損失が比較的大きくなる。このため、充填効率の低い、つまり吸入空気量が抑制される小カム、小作動角（ＩＶＣが下死点より進角）にすることで、同一機関トルクに対するスロットルバルブ５０の開度を、中リフト、中作動角に対して一層大きくして、ポンプ損失を充分低減できるのである。
【００６８】
また、２点目として、吸気弁２，２が中バルブリフト量のままだと減筒状態といえども動弁駆動フリクションがまだ充分には下がっておらず、そこで小バルブリフト量にすることで動弁駆動フリクションを一層低減させることができるのである。
【００６９】
以上の２つの技術的効果により、減筒移行に加えて、常時稼動＃２気筒の吸気弁２，２を中バルブリフト量、中作動角（ＬＩ２、ＤＩ２）から、小バルブリフト量、小作動角（ＬＩ１、ＤＩ１）に変換することで、減筒運転での燃費効果を一層高めるのができるのである。
【００７０】
次に、図４、図５(３)の状態からさらにアクセルペダルを踏み込んでいくと、機関回転数や機関トルクを上昇するために、図５の（３）から（４）にかけて示すようにスロットルバルブ５０の開度を拡大して行く。
【００７１】
しかしながら、前述のように、各吸気弁２，２の小リフト、小作動角(ＬＩ１，ＤＩ１)によって、ポンプ損失は小さいものの充填効率が上がりにくい小バルブリフト特性（ＩＶＣ下死点より進角）であり、スロットルバルブ５０をほぼ全開にしても（ＢＣ境界ライン付近の(４)）、機関トルクが頭打ちになってしまう。
【００７２】
そこで、図４(５)において、常時稼動の＃２気筒の各吸気弁２，２のバルブリフト量を小リフト、小作動角から再び中リフト、中作動角に切り換えるのである（可変リフト切換弁３６の制御油圧を再びオフに切り換えてＣ領域とする）。
【００７３】
この各吸気弁２，２の中バルブリフト量は、前述のように、ＩＶＣが下死点を少し越えて充填効率が高くなるような設定であり、スロットルバルブ５０の開度は少し絞った大開度となり、全開に対してはまだ余裕がある。したがって、スロットルバルブ５０の開度をさらに開くことによってさらに機関トルクを高めることができる。
【００７４】
この結果、燃費の良い減筒稼働領域を、高機関トルク側・高回転側に拡大できるのである。そして、減筒運転の領域を図４の(６)まで拡大できるのである。（小リフトのままだと(４)が限界）
このように、減筒稼働領域を高機関トルク側まで拡大できたことにより、実用運転において、燃費の良い減筒運転の使用頻度を高め、もって実用運転における実質的な燃費効果を高めることができるのである。
【００７５】
さらに機関トルクが増加の要求があると、減筒ではその要求トルクを満足できなくなって、図４の(７)(Ｄ領域)に示すように、スロットルバルブ５０開度がほぼ全開の状態から全筒運転に変換される（気筒休止切換弁２２を再び油圧オフ）。
【００７６】
稼動（燃焼）気筒数が２倍になるので機関トルクは急増することから、スロットルバルブ５０の開度を急激に絞りトルクショック（機関トルク段差）を抑制する。
【００７７】
さらに、アクセルペダルを踏み込んでいくと、スロットルバルブ５０の開度が拡大しつつ機関トルクや回転数が増加して行き、最大トルク曲線上の(８)に達する。さらにアクセルペダルを踏み続けると、運転ポイントは最大トルク曲線上を高回転側にシフトして行く。
【００７８】
一方、アクセルペダルを緩めていくと、(８)→(７)→(６)→(５)→(４)→(３)→(２)→(１)（アイドル）というようにマップ上を戻って行く。
〔本実施形態の効果のまとめ〕
本実施形態の主たる効果をまとめると、減筒運転の低機関トルク側領域（B領域）では＃２気筒の各吸気弁２，２が小リフト量、小作動角（ＬＩ１、ＤＩ１）となっているので、ポンプ損失低減やフリクション低減により同領域での燃費を一層向上できる。また、減筒運転の高機関トルク側領域（Ｃ領域）では、前記各吸気弁２，２を、充填効率を高められる中バルブリフト量（ＬＩ２）に切り換えるので、減筒領域を高機関トルク側に領域拡大でき、燃費の良い減筒領域の使用頻度を高めることができる。
【００７９】
以上により、実用運転時の燃費効果を高めることができる。しかも、吸気側弁停止機構と排気側弁停止機構である各気筒休止機構５、６及び可変リフト機構７のいずれもがバルブリフト量を段階的に切り換える（２段可変）ことから、比較的簡素な機構・構造で、かつ基本構造を共通とすることが可能になり、システムとしての基本構造や制御系を簡素化できる。
【００８０】
また、本実施形態では、前記可変リフト機構７や各気筒休止機構５、６が、カムプロフィールを選択することによって、リフト量を段階的、かつ択一的に選択できるので、制御リフト量に偏差やばらつきが生じにくく、エンジン性能が安定するという効果も得られる。
【００８１】
例えば、特開２００４−３１６５７１号公報に示すような連続リフト作動角切換えのような機構は、構造が複雑な上に、例えば制御軸の制御角度偏差などにより制御リフト量（制御作動角）に偏差が生じやすい。それに対して、本実施形態のような段階的切換えでは、リフト量（作動角）自体が機械的に決まるので、このような偏差は抑制され、リフト精度は高くなる。その結果、機関安定性が向上し、特に少数気筒運転で回転変動が生じやすい減筒運転時であっても、機関の安定性を向上できるのである。
【００８２】
加えて、本実施形態のさらなる重要な効果について説明すると、図４、図５おける(２)（全筒、中リフト量、中作動角）から(３)（減筒・小リフト量、小作動角）に移行する切り換えシ−ケンスを、図６に示すと共に、制御フローチャートを図７に示す。
【００８３】
この（２）から（３）への変換時には、トルクショックなどが特に発生しやすく、円滑な領域移行が妨げられる可能性がある。
【００８４】
なぜなら、（３）の減筒に移行する際、吸気作動角が小作動角に変換されるので、従来技術以上にスロットルを瞬時に大きく拡大する必要があるのである。つまり、減筒移行による吸入空気量減少に加え、小リフト小作動角化による吸入空気量減少が同時におこるので、従来例以上に、スロットルを瞬時に大きく拡大する必要があるからである。
【００８５】
さらに、（２）から（３）への移行（変換）は、常用の低速走行状態からアクセルペダルをやや踏み込むような加速シーンに該当し、つまり比較的低機関トルクの領域であって、僅かなトルクショックも運転者には特に気になるような状況で、かつ頻繁に起こる状況なのである。つまり、高機関トルク領域における（６）から（７）への移行（変換）であれば、トルクの絶対値が高いのでトルク変化によりショックが感じにくい。また車両の振動や騒音も大きい領域なので、違和感としては余り感じにくく、またこのような状況の頻度自体も低いのである。
【００８６】
それに対し、低負荷低回転側の（２）から（３）への移行（変換）には、トルクショックなどが違和感として感じられやすいので、一層繊細な対応が必要なのである。
【００８７】
このため、本実施形態では、図６の（ａ）に示すように、先に＃２気筒の吸気弁２，２のバルブリフト量を低下させ、次に＃１気筒を気筒休止移行（減筒移行）するというシ−ケンスを取り入れたのである。
【００８８】
これによれば、同一のスロットルバルブ５０の開度で比較した場合に、減筒運転への移行より充填効率低下変化の小さいリフト可変が先行して行われ、その後に充填効率低下変化の大きい気筒休止切り換えが行われるので、トルクショックを抑制できるのである。
【００８９】
すなわち、前述した充填効率低下変化に伴いスロットルバルブ５０の開度を速やかに拡大して、機関トルクショックを抑制する必要があるが、先行するのがリフト可変の方なのでスロットルバルブ５０の開度の拡大補正量は少なくて済むことからトルクショックを抑制し易い。
【００９０】
一方、後続する減筒運転への移行では、スロットルバルブ５０の開度の拡大補正量は大きくなるのであるが、時間的な余裕があることと、既に拡大補正作動が先行して開始されているので、スロットルバルブ５０の開度は円滑に速やかに拡大作動可能となるのである。
【００９１】
このようにして、前記図４の(２)から(３)に至る過程でトルクショックの発生を抑制されるのである。ちなみに、仮に先行して減筒運転への移行の方が行われる場合を想定してみると、これは先行してスロットルバルブ５０開度の大きな拡大補正を瞬時に実施しなければならないことを意味しており、この拡大補正に時間遅れが生じ、この結果トルクショックが発生し易くなるのである。
【００９２】
これに対して、前述のように、減筒運転移行より充填効率低下変化の小さいリフト可変が先行して行われ、その後に充填効率低下変化の大きい減筒運転変換が行われるので、スロットルバルブ５０の開度制御との不一致が発生しにくく（同期が取りやすく）、トルクショックを効果的に抑制できるのである。
【００９３】
なお、ここで吸入空気量抑制作動角(第２作動角)である小作動角は、前記基本作動角(中作動角)より小さく、閉時期が下死点前に設定されている。これによれば、吸気弁２，２の閉時期が下死点前のため、筒内に取り込んだ新気を吸気系に吐き戻す現象が防止され、最終的に筒内に取り込まれる吸入空気量が安定する。このため、変換時（作動角減少、気筒数減少）の過渡的な機関トルクが安定し、トルクショックを安定的に抑制できるのである。また、減筒稼働領域において、ポンプ損失を充分低減できるだけでなく、小作動角による動弁系駆動フリクション低減により、燃費性能を向上できるのは前述した通りである。
【００９４】
次に、図７に基づいて前記コントローラ２４による制御フローについて説明する。
【００９５】
まず、ステップ１では、前述した回転数センサや負荷(トルク)センサ、アクセル開度センサなど各種センサ類などから現在の機関運転状態を読み込み、ステップ２では現在の運転状態が図４に示すＡ領域内か否かを判断する。
【００９６】
ここで、Ａ領域内ではないと判断した場合はリターンするが、Ａ領域であると判断した場合はステップ３に移行する。
【００９７】
ステップ３では、前記ＡＢ境界ラインに移行したか否かを判断し、ＡＢ境界ラインでない場合はリターンするが、ＡＢ境界ラインに移行したと判断した場合（図６の（２）に対応）は、ステップ４に移行する。
【００９８】
ステップ４では、＃２気筒の吸気弁２，２のバルブリフト量を減少するように可変リフト切換弁３６に制御電流を出力して、高油圧（信号油圧オン）により中リフト量(中作動角)から小リフト量(小作動角)に切り換える。同時にスロットルバルブ５０の開度を増大する制御信号を出力して中開度からやや大開度に制御する(図６のａに対応)。
【００９９】
ステップ５では、ステップ４での制御開始から所定時間Δｔを経過したか否かをタイマーにより判断し、ここで未だ所定時間を経過していない場合はステップ４に戻るが、所定時間を経過したと判断した場合は、ステップ６に移行する。
【０１００】
このステップ６では、気筒休止切換弁２２に、気筒休止移行の制御信号（制御電流）を出力し、各気筒休止機構５，６へ高油圧の信号油圧を供給し（油圧オン）、＃１気筒の吸気弁１，１と排気弁３，３の開閉作動を停止させると共に、スロットルバルブ５０の開度をさらに増大制御させる制御信号を出力する(図６の(３)に対応)。これらの一連の処理を完了した後は、そのままリターンする。
【０１０１】
このように、機関運転状態が図４、図５の(２)から(３)に移行する場合には、前述したように、図６のシ−ケンスに基づき、先行して＃２気筒の吸気弁２，２のリフト量及び作動角を小リフト量及び小作動角に減少させ、次に＃１気筒を気筒休止移行すれば、前述のようにトルクショックを抑制できるのである。そして、＃１気筒が気筒休止で＃２気筒の吸気弁２，２が小リフト(小作動角)の状態では、ポンプ損失や動弁フリクションを充分低減できることにより、燃費を十分に向上させることができる。これらの原理は、前述した通りである。
【０１０２】
加速側と同様に、（３）（減筒・小リフト量、小作動角）から（２）（全筒・中リフト量、中作動角）に減速側へ移行する切換えシ−ケンスを図８に示し、制御フローチャートを図９に示す。
【０１０３】
この（３）から（２）への減速側の変換時も、（２）から（３）への加速側の変換時と同様に、トルクショックなどが発生し、円滑な領域移行が妨げられる可能性がある状況であり、同様に運転者の違和感が発生し易い状況である。
【０１０４】
そこで、図８に示すように、（３）（減筒・小リフト小作動角）から（２）（全筒・中リフト量、中作動角）に減速移行する際に、まず先行して（ａ’）に示すように、減筒は維持したまま、稼動＃２気筒の吸気弁２，２を、中リフト量、中作動角に変換するのである。
【０１０５】
これにより吸入空気量が増えてトルク増大するのであるが、減筒状態が維持されているので、比較的小さなトルク増大で済む。そこで、スロットルバルブ５０の開度をやや絞るだけでトルクを維持できるのである。
【０１０６】
その後、（２）で全筒移行すると、燃焼稼動する気筒数が２倍になり、つまり機関全体としての吸入空気量が増加するので、スロットルバルブ５０の開度を瞬時に絞らないとトルクが急増してしまうのである。
【０１０７】
そこで、スロットルバルブ５０の開度を急激に絞ることになるが、既に（ａ’）で開度減少補正が先行して開始されているので、スロットルバルブ５０の開度は円滑に素早く減少可能となるのである。
【０１０８】
すなわち、全筒燃焼移行より吸入空気量（充填効率）変化の小さいリフト可変が先行して行われ、その後に吸入空気量変化の大きい全筒変換が行われるので、スロットルバルブ５０の開度制御との不一致が発生しにくく（同期が取りやすく）、減速時においても、トルクショックを効果的に抑制できるのである。
【０１０９】
次に、図９に基づいて前記コントローラ２４による制御フローについて説明する。
【０１１０】
まず、ステップ１１では、前述した各種センサ類などから現在の機関運転状態を読み込み、ステップ１２では現在の運転状態が図４に示すＢ領域内か否かを判断する。
【０１１１】
ここで、Ｂ領域内ではないと判断した場合はリターンするが、Ｂ領域であると判断した場合はステップ１３に移行する。
【０１１２】
ステップ１３では、前記ＡＢ境界ラインに移行したか否かを判断し、ＡＢ境界ラインでない場合はリターンするが、ＡＢ境界ラインに移行したと判断した場合（図８の（３）に対応）は、ステップ１４に移行する。
【０１１３】
ステップ１４では、＃２気筒の吸気弁２，２のバルブリフト量を増大するように可変リフト切換弁３６に制御電流を出力して、高油圧（信号油圧オン）により小リフト量(小作動角)から中リフト量(中作動角)に切り換える。同時にスロットルバルブ５０の開度を増大する制御信号を出力して中開度から大開度に近いやや大開度に制御する(図８のａ’に対応)。
【０１１４】
ステップ１５では、ステップ１４での制御開始から所定時間Δｔを経過したか否かをタイマーにより判断し、ここで未だ所定時間を経過していない場合はステップ１４に戻るが、所定時間を経過したと判断した場合は、ステップ１６に移行する。
【０１１５】
このステップ１６では、気筒休止切換弁２２に、気筒休止移行の制御信号（制御電流）を出力し、各気筒休止機構５，６へ高油圧の信号油圧を供給し（油圧オン）、＃１気筒の吸気弁１，１と排気弁３，３の開閉停止状態から稼働させると共に、スロットルバルブ５０の開度を減少制御させる制御信号を出力する(図８の(２)に対応)。これらの一連の処理を完了した後は、そのままリターンする。
【０１１６】
このように、機関運転状態が図４、図５の(３)から(２)に移行する場合には、前述したように、図８のシ−ケンスに基づき、先行して＃２気筒の吸気弁２，２のリフト量及び作動角を大リフト量及び大作動角に増大させ、次に＃１気筒を気筒稼働移行すれば、前述のようにトルクショックを抑制できるのである。
【０１１７】
なお、この減速側でも吸入空気量抑制作動角である小作動角は、前記基本作動角(中作動角)より小さく、吸気弁２，２の閉時期が下死点前に設定されている。これによれば、吸気弁２，２の閉時期が下死点前のため、筒内に取り込んだ新気を吸気系に吐き戻す現象が防止され、最終的に筒内に取り込まれる吸入空気量が安定する。このため、変換時（作動角増加、気筒数増加）の過渡的な機関トルクが安定して、トルクショックを安定的に抑制できるのである。
【０１１８】
また、減筒稼働領域において、ポンプ損失を充分低減できるだけでなく、小作動角による動弁系駆動フリクション低減により、燃費性能を向上できることは前述した通りである。
【０１１９】
さらに、本実施形態の別の効果として、前記各気筒休止機構５，６と吸気可変リフト機構７の両方が、変換油圧（変換エネルギー）が作用しない場合には中リフト量で作動する態様に機械的に安定するように構成されている。ここで中リフト量とは、吸気弁１〜２の閉時期（ＩＶＣ）が下死点を少し越えたあたりの低回転における充填効率が高まるバルブリフト特性となっている。
【０１２０】
したがって、機関始動時に、クランキング前に予め、全気筒の吸気弁１〜２が中バルブリフト量で作動する態様となっているので、クランキング開始のまさに初期から、予め充填効率が高まるリフト特性になり、これによって始動性を高めることができる。
【０１２１】
また、前記各切換弁２２，３６の電気系統の断線などの異常や、油圧系のオイルリ−クなどの異常が発生した場合であっても、予め機械的に中リフト量で作動する態様に安定しているので、良好な始動性をクランキングのまさに初期から得ることができる。つまり、いわゆるメカニカルフェールセーフ機能を有している。
【０１２２】
また、本実施形態では、＃２気筒の各吸気弁２，２の中バルブリフト量と小バルブリフト量では、各吸気弁２，２の開時期（ＩＶＯ）はほぼ一定となるように両カムプロフィ−ルが設定されている。
【０１２３】
すなわち、図５にも示すように、リフト量を切り換えてもＩＶＯはほぼ変わらないので、リフト量の切り換え時にバルブオーバーラップが変化して筒内の内部ＥＧＲ量が変化するのを抑制して、リフト量の切り換え時の過渡的な内部ＥＧＲ量の変化に起因する過渡性能の不安定化を抑制できる。
【０１２４】
ここで、吸気弁１〜２のリフト位相を可変にできる位相可変型のバルブタイミング機構ＶＴＣを併設しても良い。これによれば、図４(１)のアイドリング運転中で、吸気リフト位相を遅角側へ制御して負のオーバーラップとすることにより、筒内残留ガス量を一層低減させ、一層アイドル安定性を向上することもできる。あるいは、図４(８)の最大トルク特性において機関回転数の増加に応じてＶＴＣを遅角制御して行き、最高回転数付近では吸気弁１〜２の閉時期（ＩＶＣ）を下死点から充分に遅角制御して、高回転域での充填効率を高めて最大出力を向上することも可能である。
【０１２５】
また、前述の各吸気弁１〜２の両カムプロフィ−ルの開始点に相違があった場合でも、リフト量の変換時のＩＶＯを、このＶＴＣの制御によりほぼ一定に保持することなどができ、カムプロフィール設定の自由度を高めることもできる。
〔第２実施形態〕
図１０〜図１５は本発明の第２実施形態を示し、第１実施形態における吸気可変リフト機構７の構造及びカムプロフィ−ルを変更したものである。
【０１２６】
つまり、吸気カムシャフト８の＃２気筒に対応する位置に、サブロッカアーム２８に摺接する大リフトカム６０が設けられていると共に、該大リフトカム６０の両側にメインロッカアーム２７に設けられた一対のフォロワ部と摺接する２つの中リフトカム６１、６１が設けられている。
【０１２７】
前記中リフトカム６１，６１による吸気弁２，２のリフト量ＬＩ１は、吸気側気筒休止機構５の中リフトカム９による吸気弁１，１のリフト量ＬＩ３よりも僅かに大きくなっている。つまり、本実施形態では、相対的に小リフト小作動角側のＬＩ１（ＤＩ１）が中リフト（中作動角）、すなわち基準作動角であって、吸気弁の閉時期が下死点を少し超えた、吸入空気量が充分得られる吸気作動角（基準作動角）となっている。
【０１２８】
一方、前記大リフトカム６０によるリフト量ＬＩ２・作動角ＤＩ２は、前記中リフト量ＬＩ１・中作動角ＤＩ１よりさらに大きなリフト量、作動角になっている。すなわち、吸気弁２，２の閉時期は下死点に対して充分に遅れており、吸気行程で筒内に一度吸い込んだ新気を圧縮行程の前半に吸気系側に吐き戻してしまい、これにより吸入空気量（充填効率）が抑制されてしまうバルブタイミングとなっている。
【０１２９】
そして、デフォルト態様は第１実施形態とは逆になっており、相対的に小さい側のリフト（中リフト量ＬＩ１）で開閉作動する態様がデフォルト態様となっている。
【０１３０】
図１０にその作動状態を示すが、油圧プランジャ３１にはフランジ部がなく、コントローラ２４により可変リフト切換弁３６の切り換え油圧がオンになると、油圧プランジャ３１は、進出してレバー部材３０を反時計方向に回転させ、レバー部材３０の先端部がサブロッカアーム２８の顎部２８ａに入り込み、メインロッカアーム２７とサブロッカアーム２８が回転方向で一体となる。これによって、吸気弁２，２は、図１０Ｂで示すように、大リフトカム６０のカムプロフィールによって大リフト量ＬＩ２、大作動角ＤＩ２でリフト作動する。
【０１３１】
一方、前記切り換え油圧がオフになると、図１０Ａで示すように、レバー部材３０がリタ−ンスプリング３２により時計方向に戻され、レバー部材３０の先端部がサブロッカアーム２８の顎部２８ａから外れて、サブロッカアーム２８が前記ロストモーション機構３８を介してロストモーションする状態になる。これによって、吸気弁２，２は、図１２Ａに示すように、メインロッカアーム２７が一対のフォロワ部を介して中リフトカム６１のカムプロフィールによって中リフト量ＬＩ１、中作動角ＤＩ１でリフト作動する。
【０１３２】
すなわち、デフォルトリフトは、第１実施形態が相対的に大きい側のＬＩ２(中リフト)であったのに対して、本実施形態では相対的に小さい側の中リフト(ＬＩ１)となっている。
【０１３３】
アンチデフォルト側のリフトで見てみれば、第１実施形態では相対的に小さい側のＬＩ１（小リフト）であったのに対し、本実施形態では相対的に大きい側のＬＩ２（大リフト）となっている。このアンチデフォルト側でみれば、両実施形態とも、吸入空気量（充填効率）が抑えられた、吸入空気量抑制作動角となっている。つまり、大リフトＬＩ２も吸入空気量抑制作動角(第２作動角)である。
【０１３４】
図１１にリフト特性を示す。リフト特性として異なっているのはＢ領域の(３)(４)で示す部分であって、第１実施形態では、減筒・吸気小リフトになっているのに対し、本実施形態では、減筒・吸気大リフトになっている。
【０１３５】
この吸気大リフトは、図１１に示すように、吸気弁２，２の閉時期が下死点より大幅に遅れているので、第１実施形態の小リフト同様に筒内への吸気充填効率が低下し、その分スロットルバルブ５０の開度を広げないと所定トルクを出せなくなる。つまり、吸気管の負圧が減少してポンプ損失が低減され、燃費が向上するのである。
【０１３６】
一方、＃２気筒の吸気弁２，２のリフト量が増加するので動弁駆動フリクションは増加するという燃費悪化要因もでてくるのであるが、他方で、吸気弁２，２の閉時期が充分遅れたことによる筒内導入空気を下死点後に吸気管側に再排出することで、吸気管内で吸入空気を攪拌することができる。この結果、燃焼が改善されるので、気筒停止時における機関の安定化が図れ、この点からは燃費を向上することができる。
【０１３７】
また、比較的低温の新気を筒内に多量に導入し、そして再排出することで、筒内冷却ができるので、ノッキングがしにくくなり、点火時期を進角することによって燃費を改善することもできる。結果として、第１実施形態と同様に燃費効果を充分に高められるのである。
【０１３８】
図１２は(２)から(３)への加速側の変換シーケンス、図１３はこの場合のコントローラによる制御フローチャートを示し、第１実施形態の図６、図７にそれぞれ対応する。
【０１３９】
図１２において、(２)から(３)に変化する際、（ａ）において、先行して吸入空気量抑制作動角である大作動角（ＤＩ２）に変換してスロットルバルブ５０の開度をやや拡大し、その後に気筒休止に移行しスロットルバルブ５０の開度を大きく拡大するので、第１実施形態と同様に、可変動弁制御とスロットルバルブ制御との不一致を発生しにくくし、トルクショックなどを効果的に抑制できるのである。
【０１４０】
前記（ａ）に示す吸入空気量抑制作動角として、第１実施形態では下死点に対して手前側に乖離する小作動角なのに対して、本実施形態では吸気弁２，２の閉じ時期は下死点に対して大きく遅延側に乖離する大作動角となっており、加速側の変換シ−ケンスは図１２に示す通りである。
【０１４１】
ここで、吸入空気量抑制作動角は、前記基本作動角(中作動角)より大きく、吸気弁２，２の閉時期が前記基本作動角より遅角側に設定されているので、一度筒内に吸い込んだ新気を吸気系側に吐き戻すことによる撹拌効果により気筒休止運転状態での燃焼を安定化でき、過渡時に起こりがちな不意のエンジンスト−ル（機関回転低下）や失火を防止でき、つまり、変換時（作動角増加、気筒数減少）の燃焼耐力を高めることができる。
【０１４２】
また、減筒稼働領域において、ポンプ損失を充分低減できるだけでなく、冷たい新気を吸気行程において筒内に吸い込んだ新気を吸気系側に吐き戻す過程で筒内を冷却できて、これにより耐ノック性を向上できる。その結果、点火時期を進角したり、あるいは機関本体の圧縮比そのものを高めて設定することができるので、この点からも燃費を向上させることができる。
【０１４３】
図１３に示す制御フローチャートは、前記図７に示す内容とほぼ同一であるから、同一のステップ番号を付して説明する。
【０１４４】
まず、ステップ１では、前述した各種センサ類などから現在の機関運転状態を読み込み、ステップ２では現在の運転状態が図４に示すＡ領域内か否かを判断する。
【０１４５】
ここで、Ａ領域内ではないと判断した場合はリターンするが、Ａ領域であると判断した場合はステップ３に移行する。
【０１４６】
ステップ３では、前記ＡＢ境界ラインに移行したか否かを判断し、ＡＢ境界ラインでない場合はリターンするが、ＡＢ境界ラインに移行したと判断した場合（図１２の（２）に対応）は、ステップ４に移行する。
【０１４７】
ステップ４では、＃２気筒の吸気弁２，２のバルブリフト量を増加するように可変リフト切換弁３６に制御電流を出力して、高油圧（信号油圧オン）により中リフト量(中作動角)から大リフト量(大作動角)に切り換える。同時にスロットルバルブ５０の開度を増大する制御信号を出力して中開度からこの中開度に近いやや大開度に制御する(図１２のａに対応)。
【０１４８】
ステップ５では、ステップ４での制御開始から所定時間Δｔを経過したか否かをタイマーにより判断し、ここで未だ所定時間を経過していない場合はステップ４に戻るが、所定時間を経過したと判断した場合は、ステップ６に移行する。
【０１４９】
このステップ６では、気筒休止切換弁２２に、気筒休止移行の制御信号（制御電流）を出力し、各気筒休止機構５，６へ高油圧の信号油圧を供給し（油圧オン）、＃１気筒の吸気弁１，１と排気弁３，３の開閉作動を停止させると共に、スロットルバルブ５０の開度をさらに増大制御させる制御信号を出力する(図１２の(３)に対応)。これらの一連の処理を完了した後は、そのままリターンする。
【０１５０】
機関運転状態が図４、図１１の(２)から(３)に移行する場合には、前述したように、図１２のシ−ケンスに基づき、先行して＃２気筒の吸気弁２，２の中リフト量及び中作動角を大リフト量及び大作動角に増大させ、次に＃１気筒を気筒休止移行すれば、前述のようにトルクショックを抑制できるのである。
【０１５１】
図１４は、（３）から（２）への減速側の変換シ−ケンスを示し、図１５はその場合のコントローラによる制御フローチャートを示し、第１実施形態の図８、図９にそれぞれ対応している。
【０１５２】
図１４において、（３）から（２）に移行する際、（ａ’）において、先行して吸入空気量が充分とれる作動角である中作動角（ＤＩ１）に変換しスロットルバルブ５０の開度をやや絞り、その後に全筒移行してスロットルバルブ５０の開度を大きく絞るので、第１実施形態と同様に可変動弁制御とスロットルバルブ制御との不一致を発生しにくくし、トルクショックなどを効果的に抑制できるのである。
【０１５３】
前記（ａ’）に示す吸入空気量抑制作動角として、第１実施形態が下死点に対して手前側に乖離する小作動角なのに対して、第２実施形態では吸気弁２，２の閉じ時期は下死点に対して大きく遅延側に乖離する大作動角となっており、減速側の変換シ−ケンスは図１４に示す通りである。
【０１５４】
次に、図１５の制御フローチャートについて説明するが、このフローチャートは、図９に近い内容であるから同一のステップ番号を用いて説明する。
【０１５５】
まず、ステップ１１では、前述した各種センサ類などから現在の機関運転状態を読み込み、ステップ１２では現在の運転状態が図４に示すＢ領域内か否かを判断する。
【０１５６】
ここで、Ｂ領域内ではないと判断した場合はリターンするが、Ｂ領域であると判断した場合はステップ１３に移行する。
【０１５７】
ステップ１３では、前記ＡＢ境界ラインに移行したか否かを判断し、ＡＢ境界ラインでない場合はリターンするが、ＡＢ境界ラインに移行したと判断した場合（図１４の（３）に対応）は、ステップ１４に移行する。
【０１５８】
ステップ１４では、＃２気筒の吸気弁２，２のバルブリフト量を減少するように可変リフト切換弁３６に制御電流を出力して、高油圧（信号油圧オン）により大リフト量(大作動角)から中リフト量(中作動角)に切り換える。同時にスロットルバルブ５０の開度を増大する制御信号を出力して中開度から大開度に近いやや大開度に制御する(図１４のａ’に対応)。
【０１５９】
ステップ１５では、ステップ１４での制御開始から所定時間Δｔを経過したか否かをタイマーにより判断し、ここで未だ所定時間を経過していない場合はステップ１４に戻るが、所定時間を経過したと判断した場合は、ステップ１６に移行する。
【０１６０】
このステップ１６では、気筒休止切換弁２２に、気筒休止移行の制御信号（制御電流）を出力し、各気筒休止機構５，６へ高油圧の信号油圧を供給し（油圧オン）、＃１気筒の吸気弁１，１と排気弁３，３の停止状態から稼働させると共に、スロットルバルブ５０の開度を減少制御させる制御信号を出力する(図１４の(２)に対応)。これらの一連の処理を完了した後は、そのままリターンする。
【０１６１】
このように、機関運転状態が図４、図１１の(３)から(２)へ移行する場合には、前述したように、図１４のシ−ケンスに基づき、先行して＃２気筒の吸気弁２，２のリフト量及び作動角を大リフト量及び大作動角から中リフト、中作動角に減少させ、次に＃１気筒を気筒稼働移行すれば、前述のようにトルクショックを効果的に抑制できるのである。
【０１６２】
なお、この減速側でも、吸入空気量抑制作動角は前記基本作動角(中作動角)より大きく、吸気弁２，２の閉時期が前記基本作動角より遅角側に設定されているので、一度筒内に吸い込んだ新気を吸気系側に吐き戻すことによる撹拌効果により減筒運転状態での燃焼を安定化でき、過渡時に起こりがちな不意のエンジンスト−ル（機関回転低下）や失火を防止できる、すなわち変換時（作動角減少、気筒数増加）の燃焼耐力を高めることができる。また、気筒休止稼動領域において、ポンプ損失を充分低減できるだけでなく、冷たい新気を吸気行程において筒内に吸い込んだ新気を吸気系側に吐き戻す過程で筒内を冷却できて、これにより耐ノック性を向上できる。その結果、点火時期を進角したり、あるいは機関本体の圧縮比そのものを高めて設定することができ、その面からも燃費が向上する。
【０１６３】
さら、この第２実施形態では、吸気側と排気側の気筒休止機構５，６と吸気可変リフト機構７の両方が、変換油圧（変換エネルギー）が作用しない場合には、中リフトで作動する態様に機械的に安定するように構成されている。これは、第１実施形態と同様であり、前述のデフォルト位置が、両実施形態とも中リフト（中作動角）となっているのである。
【０１６４】
但し、第２実施形態では小リフト側がこのデフォルト中リフト（中作動角）となっている点で異なる。このような設定は、図１０のような構造とすることで実現でき、こうすると吸入空気量抑制作動角として大作動角とすることができて、前述した気筒休止状態での機関安定性向上やや耐ノック性の向上などを実現できる。
【０１６５】
ここで、中リフトとは、吸気弁２，２の閉時期（ＩＶＣ）が下死点を少し越えたあたりの低回転における充填効率が高まるリフト特性となっている。
【０１６６】
したがって、エンジン始動時に、クランキング前に予め、全気筒の吸気弁１〜２が中リフトで作動する態様となっているので、クランキング開始初期から、予め充填効率が高まるリフト特性になっているので、始動性を高めることができるのは、第１実施形態と同様である。
【０１６７】
また、前記各切換弁２２，３６の電気系統の断線などの異常や、油圧系のオイルリ−クなどの異常が発生した場合であっても、予め機械的に中リフトで作動する態様に安定しているので、良好な始動性をクランキング初期から得ることができる。つまり、いわゆるメカニカルフェールセーフ機能を有しているのも第１実施形態と同様である。
【０１６８】
なお、ここで、本実施形態における、機関の始動時や異常時に制御される前記中作動角の状態では、吸気弁２，２の閉時期（ＩＶＣ）は下死点よりやや遅角しており、さらなる充填効率向上のためにまさに下死点付近に閉じるほど小さい作動角にはなっていない。これにより、吸気側可変リフト機構７による最小作動角を過度に小さくするのを回避できると共に、可変幅を抑制でき、また装置のコンパクト化などを実現できるのである。
【０１６９】
また、本実施形態では、吸気弁２，２の中リフトと大リフトでは、吸気弁２，２の開時期（ＩＶＯ）がほぼ一定となるように両カムプロフィ−ルが設定されていることは第１実施形態と同様である。
【０１７０】
すなわち、図１１にも示すように、リフト変換してもＩＶＯはほぼ変わらないので、リフト変換時にバルブオーバーラップが変化して筒内のＥＧＲ量が変化するのを抑制し、リフト変換時の過渡的な筒内内部ＥＧＲ量変化に起因する過渡性能不安定化を抑制できる。
【０１７１】
ここで、例えば吸気カムシャフトの位相を変化させることのできる可変位相可変型のバルブタイミング機構を併設しても良い。これによれば、（１）のアイドリング運転で、吸気リフト位相を遅角し負のオーバーラップとすることによって、筒内の残留ガス量を一層低減し、一層アイドル安定性を向上することもできる。
【０１７２】
あるいは、前記（８）の最大トルク特性において回転数増加に応じてＶＴＣにより遅角制御していき、最高回転数付近では吸気弁２，２の閉時期ＩＶＣを下死点から充分遅らし、高回転域での充填効率を高め、最大出力を向上することも可能である。
【０１７３】
また、前述の吸気弁２，２の両カムプロフィ−ルの開始点に相違があった場合でも、リフト変換時の吸気弁２，２の開時期をほぼ一定とすることができ、カムプロフィ−ル設定の自由度を高めることもできる。
【０１７４】
本発明は、気筒休止機構５，６や吸気側可変リフト機構７の構造は特に具体的には限定されず、本発明の主旨と合うものであれば具体的構造をさらに変更することも可能である。
【０１７５】
気筒休止機構５，６や吸気側可変リフト機構７は、前記各実施形態で示した作動カム切換え型のような、リフト量や作動角を段階的に可変するものでも良いが、例えば特開２００６−５７５３５号公報に記載されているような、連続的（無段階）に変化させるものであっても良い。
【０１７６】
また、変換エネルギーとしては、油圧に限らず電動など別のエネルギー源であっても良い。
【０１７７】
さらに、気筒休止機構５，６や吸気側可変リフト機構７だけでなく、可変位相型のバルブタイミング機構を併用しても構わない。つまり、本発明の主旨から逸脱しない範囲で、多様な方式・構造に適用可能である。
【符号の説明】
【０１７８】
１…＃１気筒の吸気弁
２…＃２気筒の吸気弁
３…＃１気筒の排気弁
４…＃２気筒の排気弁
５…吸気側の気筒休止機構
６…排気側の気筒休止機構
７…吸気側可変リフト機構
８…吸気カムシャフト
９・４１…中リフトカム（＃１気筒の吸・排気側）
１０・４２…零リフトカム（＃１気筒の吸・排気側）
１１・４３…ロッカシャフト（吸・排気側）
１２・４４…メインロッカアーム（＃１気筒の吸・排気側）
１３・４５…サブロッカアーム（＃１気筒の吸・排気側）
１４・４６…ロストモーション機構
２０…オイルポンプ
２０ａ…吐出通路
２２…気筒休止切換弁
２４…コントローラ
２５…中リフトカム・大リフトカム（＃２気筒の吸気側）
２６…小リフトカム・中リフトカム（＃２気筒の吸気側）
２７…メインロッカアーム（＃２気筒の吸気側）
２８…サブロッカアーム（＃２気筒の吸気側）
３６…可変リフト切換弁
４０…排気カムシャフト
４６…中リフトカム（＃２気筒の排気側）
４７…排気側のスイングアーム
【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】
0006346118.tif 000008
【図８】
0006346118.tif 000009
【図９】
0006346118.tif 000010
【図１０】
0006346118.tif 000011
【図１１】
0006346118.tif 000012
【図１２】
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【図１３】
0006346118.tif 000014
【図１４】
0006346118.tif 000015
【図１５】
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