JP2012219771A

JP2012219771A - 可変圧縮比機構を備える内燃機関

Info

Publication number: JP2012219771A
Application number: JP2011089158A
Authority: JP
Inventors: Satoshi Watanabe; 智渡邊
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2011-04-13
Filing date: 2011-04-13
Publication date: 2012-11-12
Anticipated expiration: 2031-04-13
Also published as: JP5585521B2

Abstract

【課題】上死点の燃焼室容積を変化させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関であって、燃焼室内の空燃比を理論空燃比よりリーンにして運転する場合にも、所望の燃焼空燃比を実現可能とする。
【解決手段】前回サイクルの燃焼室内新気量Ｑ_(k-1)と前回サイクルの排気行程における機械圧縮比Ｅ_(k-1)と前回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k-1)とに基づいて前回サイクルの燃焼後に排気上死点の燃焼室に残留する残留新気量ＱＲ_(k)を算出し（ステップ１０４）、今回サイクルの吸気弁開弁から吸気弁閉弁までに燃焼室へ新たに供給される供給新気量ＱＳ_(k)に残留新気量を加えて今回サイクルの燃焼室内新気量Ｑ_(k)とし（ステップ１０５）、今回サイクルの燃焼室内新気量に対して今回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k)を実現するための必要燃料量Ｆ_(k)を決定する（ステップ１０９）。
【選択図】図１０

Description

本発明は、可変圧縮比機構を備える内燃機関に関する。

上死点の燃焼室容積を変化させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関が公知である。このような内燃機関において、吸気弁の閉弁時期を圧縮行程において可変として吸入空気量を制御することがある。この場合には、燃焼室内へ供給された燃料の一部は、圧縮行程開始から吸気弁閉弁までの間に吸気ポートへ吹き戻され、次回サイクルの吸気行程において気筒内へ供給されることとなり、このような燃料の挙動を考慮して、燃料噴射量を制御することが提案されている（特許文献１参照）。

特開２０１０−２６５８１７特開２００４−２１１５９８特開２００７−２４７５８８

前述の可変圧縮比機構を備える内燃機関において、吸気弁開弁から吸気弁閉弁までの間に燃焼室内へ供給された新気量に対して、吸気ポートへ吹き戻される燃料量を考慮して燃料噴射量を制御するだけでは、燃焼室内の空燃比を理論空燃比よりリーンにして運転する場合には、所望の燃焼空燃比を実現することができない。

従って、本発明の目的は、上死点の燃焼室容積を変化させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関であって、燃焼室内の空燃比を理論空燃比よりリーンにして運転する場合にも、所望の燃焼空燃比を実現可能とすることである。

本発明による請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関は、上死点の燃焼室容積を変化させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関であって、前回サイクルの燃焼室内新気量と前回サイクルの排気行程における機械圧縮比と前回サイクルの燃焼空燃比とに基づいて前回サイクルの燃焼後に排気上死点の燃焼室に残留する残留新気量を算出し、今回サイクルの吸気弁開弁から吸気弁閉弁までに燃焼室へ新たに供給される供給新気量に前記残留新気量を加えて今回サイクルの燃焼室内新気量とし、今回サイクルの燃焼室内新気量に対して今回サイクルの燃焼空燃比を実現するための必要燃料量を決定することを特徴とする。

燃焼室内の空燃比を理論空燃比よりリーンとする運転においては、排気上死点において燃焼室に残留する気体には、既燃ガスだけでなく新気も含まれるために、本発明による請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関では、前回サイクルの燃焼室内新気量と前回サイクルの排気行程における機械圧縮比と前回サイクルの燃焼空燃比とに基づいて前回サイクルの燃焼後に排気上死点の燃焼室に残留する残留新気量を算出し、今回サイクルの吸気弁開弁から吸気弁閉弁までに燃焼室へ新たに供給される供給新気量に残留新気量を加えて今回サイクルの燃焼室内新気量とし、今回サイクルの燃焼室内新気量に対して今回サイクルの燃焼空燃比を実現するための必要燃料量を決定するために、所望の燃焼空燃比を実現することができる。

内燃機関の全体図である。可変圧縮比機構の分解斜視図である。図解的に表した内燃機関の側面断面図である。可変バルブタイミング機構を示す図である。吸気弁および排気弁のリフト量を示す図である。機械圧縮比、実圧縮比および膨張比を説明するための図である。理論熱効率と膨張比との関係を示す図である。通常のサイクルおよび超高膨張比サイクルを説明するための図である。機関負荷に応じた機械圧縮比等の変化を示す図である。燃焼室内の必要燃料量を決定するためのフローチャートである。

図１は本発明による可変圧縮比機構を備える内燃機関の側面断面図を示す。図１を参照すると、１はクランクケース、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４はピストン、５は燃焼室、６は燃焼室５の頂面中央部に配置された点火栓、７は吸気弁、８は吸気ポート、９は排気弁、１０は排気ポートを夫々示す。吸気ポート８は吸気枝管１１を介してサージタンク１２に連結され、各吸気枝管１１には夫々対応する吸気ポート８内に向けて燃料を噴射するための燃料噴射弁１３が配置される。なお、燃料噴射弁１３は各吸気枝管１１に取付ける代りに各燃焼室５内に配置してもよい。

サージタンク１２は吸気ダクト１４を介してエアクリーナ１５に連結され、吸気ダクト１４内にはアクチュエータ１６によって駆動されるスロットル弁１７と例えば熱線を用いた吸入空気量検出器１８とが配置される。一方、排気ポート１０は排気マニホルド１９を介して例えば三元触媒を内蔵した触媒装置２０に連結され、排気マニホルド１９内には空燃比センサ２１が配置される。燃焼空燃比が理論空燃比である場合には、触媒装置２０には前述のように三元触媒を内蔵することが好ましいが、燃焼空燃比を理論空燃比よりリーンとすることがある場合には、触媒装置２０にはＮＯ_X吸蔵還元触媒を内蔵するか又はＮＯ_X吸蔵還元触媒を内蔵する別の触媒装置を触媒装置２０の下流側に配置することが好ましい。

一方、図１に示される実施例ではクランクケース１とシリンダブロック２との連結部にクランクケース１とシリンダブロック２のシリンダ軸線方向の相対位置を変化させることによりピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更可能な可変圧縮比機構Ａが設けられており、更に実際の圧縮作用の開始時期を変更可能な実圧縮作用開始時期変更機構Ｂが設けられている。なお、図１に示される実施例ではこの実圧縮作用開始時期変更機構Ｂは吸気弁７の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構からなる。

図１に示されるようにクランクケース１とシリンダブロック２にはクランクケース１とシリンダブロック２間の相対位置関係を検出するための相対位置センサ２２が取付けられており、この相対位置センサ２２からはクランクケース１とシリンダブロック２との間隔の変化を示す出力信号が出力される。また、可変バルブタイミング機構Ｂには吸気弁７の閉弁時期を示す出力信号を発生するバルブタイミングセンサ２３が取付けられており、スロットル弁駆動用のアクチュエータ１６にはスロットル弁開度を示す出力信号を発生するスロットル開度センサ２４が取付けられている。

電子制御ユニット３０はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス３１によって互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）３２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３４、入力ポート３５および出力ポート３６を具備する。吸入空気量検出器１８、空燃比センサ２１、相対位置センサ２２、バルブタイミングセンサ２３およびスロットル開度センサ２４の出力信号は夫々対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。また、アクセルペダル４０にはアクセルペダル４０の踏込み量Ｌに比例した出力電圧を発生する負荷センサ４１が接続され、負荷センサ４１の出力電圧は対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。更に入力ポート３５にはクランクシャフトが例えば３０°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ４２が接続される。一方、出力ポート３６は対応する駆動回路３８を介して点火栓６、燃料噴射弁１３、スロットル弁駆動用アクチュエータ１６、可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂに接続される。

図２は図１に示す可変圧縮比機構Ａの分解斜視図を示しており、図３は図解的に表した内燃機関の側面断面図を示している。図２を参照すると、シリンダブロック２の両側壁の下方には互いに間隔を隔てた複数個の突出部５０が形成されており、各突出部５０内には夫々断面円形のカム挿入孔５１が形成されている。一方、クランクケース１の上壁面上には互いに間隔を隔てて夫々対応する突出部５０の間に嵌合せしめられる複数個の突出部５２が形成されており、これらの各突出部５２内にも夫々断面円形のカム挿入孔５３が形成されている。

図２に示されるように一対のカムシャフト５４，５５が設けられており、各カムシャフト５４，５５上には一つおきに各カム挿入孔５３内に回転可能に挿入される円形カム５８が固定されている。これらの円形カム５８は各カムシャフト５４，５５の回転軸線と共軸をなす。一方、各円形カム５８の両側には図３に示すように各カムシャフト５４，５５の回転軸線に対して偏心配置された偏心軸５７が延びており、この偏心軸５７上に別の円形カム５６が偏心して回転可能に取付けられている。図２に示されるようにこれら円形カム５６は各円形カム５８の両側に配置されており、これら円形カム５６は対応する各カム挿入孔５１内に回転可能に挿入されている。また、図２に示されるようにカムシャフト５５にはカムシャフト５５の回転角度を表す出力信号を発生するカム回転角度センサ２５が取付けられている。

図３（Ａ）に示すような状態から各カムシャフト５４，５５上に固定された円形カム５８を図３（Ａ）において矢印で示される如く互いに反対方向に回転させると偏心軸５７が互いに離れる方向に移動するために円形カム５６がカム挿入孔５１内において円形カム５８とは反対方向に回転し、図３（Ｂ）に示されるように偏心軸５７の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に円形カム５８を矢印で示される方向に回転させると図３（Ｃ）に示されるように偏心軸５７は最も低い位置となる。

なお、図３（Ａ）、図３（Ｂ）、図３（Ｃ）には夫々の状態における円形カム５８の中心ａと偏心軸５７の中心ｂと円形カム５６の中心ｃとの位置関係が示されている。

図３（Ａ）から図３（Ｃ）とを比較するとわかるようにクランクケース１とシリンダブロック２の相対位置は円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離によって定まり、円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離が大きくなるほどシリンダブロック２はクランクケース１から離間側に移動する。即ち、可変圧縮比機構Ａは回転するカムを用いたクランク機構によりクランクケース１とシリンダブロック２間の相対位置を変化させていることになる。シリンダブロック２がクランクケース１から離れるとピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積は増大し、従って各カムシャフト５４，５５を回転させることによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更することができる。

図２に示されるように各カムシャフト５４，５５を夫々反対方向に回転させるために駆動モータ５９の回転軸には夫々螺旋方向が逆向きの一対のウォーム６１，６２が取付けられており、これらウォーム６１，６２と噛合するウォームホイール６３，６４が夫々各カムシャフト５４，５５の端部に固定されている。この実施例では駆動モータ５９を駆動することによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を広い範囲に亘って変更することができる。

一方、図４は図１において吸気弁７を駆動するためのカムシャフト７０の端部に取付けられた可変バルブタイミング機構Ｂを示している。図４を参照すると、この可変バルブタイミング機構Ｂは機関のクランク軸によりタイミングベルトを介して矢印方向に回転せしめられるタイミングプーリ７１と、タイミングプーリ７１と一緒に回転する円筒状ハウジング７２と、吸気弁駆動用カムシャフト７０と一緒に回転しかつ円筒状ハウジング７２に対して相対回転可能な回転軸７３と、円筒状ハウジング７２の内周面から回転軸７３の外周面まで延びる複数個の仕切壁７４と、各仕切壁７４の間で回転軸７３の外周面から円筒状ハウジング７２の内周面まで延びるベーン７５とを具備しており、各ベーン７５の両側には夫々進角用油圧室７６と遅角用油圧室７７とが形成されている。

各油圧室７６，７７への作動油の供給制御は作動油供給制御弁７８によって行われる。この作動油供給制御弁７８は各油圧室７６，７７に夫々連結された油圧ポート７９，８０と、油圧ポンプ８１から吐出された作動油の供給ポート８２と、一対のドレインポート８３，８４と、各ポート７９，８０，８２，８３，８４間の連通遮断制御を行うスプール弁８５とを具備している。

吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を進角すべきときは図４においてスプール弁８５が右方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート７９を介して進角用油圧室７６に供給されると共に遅角用油圧室７７内の作動油がドレインポート８４から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印方向に相対回転せしめられる。

これに対し、吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を遅角すべきときは図４においてスプール弁８５が左方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート８０を介して遅角用油圧室７７に供給されると共に進角用油圧室７６内の作動油がドレインポート８３から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印と反対方向に相対回転せしめられる。

回転軸７３が円筒状ハウジング７２に対して相対回転せしめられているときにスプール弁８５が図４に示される中立位置に戻されると回転軸７３の相対回転動作は停止せしめられ、回転軸７３はそのときの相対回転位置に保持される。従って可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を所望の量だけ進角させることができ、遅角させることができることになる。

図５において実線は可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も進角されているときを示しており、破線は吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も遅角されているときを示している。従って吸気弁７の開弁期間は図５において実線で示す範囲と破線で示す範囲との間で任意に設定することができ、従って吸気弁７の閉弁時期も図５において矢印Ｃで示す範囲内の任意のクランク角に設定することができる。

図１および図４に示される可変バルブタイミング機構Ｂは一例を示すものであって、例えば吸気弁の開弁時期を一定に維持したまま吸気弁の閉弁時期のみを変えることのできる可変バルブタイミング機構等、種々の形式の可変バルブタイミング機構を用いることができる。

次に図６を参照しつつ本願において使用されている用語の意味について説明する。なお、図６の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）には説明のために燃焼室容積が５０ｍｌでピストンの行程容積が５００ｍｌであるエンジンが示されており、これら図６の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）において燃焼室容積とはピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室の容積を表している。

図６（Ａ）は機械圧縮比について説明している。機械圧縮比は圧縮行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積のみから機械的に定まる値であってこの機械圧縮比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図６（Ａ）に示される例ではこの機械圧縮比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。

図６（Ｂ）は実圧縮比について説明している。この実圧縮比は実際に圧縮作用が開始されたときからピストンが上死点に達するまでの実際のピストン行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの実圧縮比は（燃焼室容積＋実際の行程容積）／燃焼室容積で表される。即ち、図６（Ｂ）に示されるように圧縮行程においてピストンが上昇を開始しても吸気弁が開弁している間は圧縮作用は行われず、吸気弁が閉弁したときから実際の圧縮作用が開始される。従って実圧縮比は実際の行程容積を用いて上記の如く表される。図６（Ｂ）に示される例では実圧縮比は（５０ｍｌ＋４５０ｍｌ）／５０ｍｌ＝１０となる。

図６（Ｃ）は膨張比について説明している。膨張比は膨張行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの膨張比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図６（Ｃ）に示される例ではこの膨張比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。

次に図７および図８を参照しつつ本発明において用いられている超膨張比サイクルについて説明する。なお、図７は理論熱効率と膨張比との関係を示しており、図８は本発明において負荷に応じ使い分けられている通常のサイクルと超高膨張比サイクルとの比較を示している。

図８（Ａ）は吸気弁が下死点近傍で閉弁し、ほぼ吸気下死点付近からピストンによる圧縮作用が開始される場合の通常のサイクルを示している。この図８（Ａ）に示す例でも図６の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）に示す例と同様に燃焼室容積が５０ｍｌとされ、ピストンの行程容積が５００ｍｌとされている。図８（Ａ）からわかるように通常のサイクルでは機械圧縮比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１であり、実圧縮比もほぼ１１であり、膨張比も（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。即ち、通常の内燃機関では機械圧縮比と実圧縮比と膨張比とがほぼ等しくなる。

図７における実線は実圧縮比と膨張比とがほぼ等しい場合の、即ち通常のサイクルにおける理論熱効率の変化を示している。この場合には膨張比が大きくなるほど、即ち実圧縮比が高くなるほど理論熱効率が高くなることがわかる。従って通常のサイクルにおいて理論熱効率を高めるには実圧縮比を高くすればよいことになる。しかしながら機関高負荷運転時におけるノッキングの発生の制約により実圧縮比は最大でも１２程度までしか高くすることができず、斯くして通常のサイクルにおいては理論熱効率を十分に高くすることはできない。

一方、このような状況下で機械圧縮比と実圧縮比とを厳密に区分しつつ理論熱効率を高めることが検討され、その結果理論熱効率は膨張比が支配し、理論熱効率に対して実圧縮比はほとんど影響を与えないことが見い出されたのである。即ち、実圧縮比を高くすると爆発力は高まるが圧縮するために大きなエネルギーが必要となり、斯くして実圧縮比を高めても理論熱効率はほとんど高くならない。

これに対し、膨張比を大きくすると膨張行程時にピストンに対し押下げ力が作用する期間が長くなり、斯くしてピストンがクランクシャフトに回転力を与えている期間が長くなる。従って膨張比は大きくすれば大きくするほど理論熱効率が高くなる。図７の破線ε＝１０は実圧縮比を１０に固定した状態で膨張比を高くしていった場合の理論熱効率を示している。このように実圧縮比εを低い値に維持した状態で膨張比を高くしたときの理論熱効率の上昇量と、図７の実線で示す如く実圧縮比も膨張比と共に増大せしめられる場合の理論熱効率の上昇量とは大きな差がないことがわかる。

このように実圧縮比が低い値に維持されているとノッキングが発生することがなく、従って実圧縮比を低い値に維持した状態で膨張比を高くするとノッキングの発生を阻止しつつ理論熱効率を大巾に高めることができる。図８（Ｂ）は可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂを用いて、実圧縮比を低い値に維持しつつ膨張比を高めるようにした場合の一例を示している。

図８（Ｂ）を参照すると、この例では可変圧縮比機構Ａにより燃焼室容積が５０ｍｌから２０ｍｌまで減少せしめられる。一方、可変バルブタイミング機構Ｂによって実際のピストン行程容積が５００ｍｌから２００ｍｌになるまで吸気弁の閉弁時期が遅らされる。その結果、この例では実圧縮比は（２０ｍｌ＋２００ｍｌ）／２０ｍｌ＝１１となり、膨張比は（２０ｍｌ＋５００ｍｌ）／２０ｍｌ＝２６となる。図８（Ａ）に示される通常のサイクルでは前述したように実圧縮比がほぼ１１で膨張比が１１であり、この場合に比べると図８（Ｂ）に示される場合には膨張比のみが２６まで高められていることがわかる。これが超高膨張比サイクルと称される所以である。

一般的に言って内燃機関では機関負荷が低いほど熱効率が悪くなり、従って機関運転時における熱効率を向上させるためには、即ち燃費を向上させるには機関負荷が低いときの熱効率を向上させることが必要となる。一方、図８（Ｂ）に示される超高膨張比サイクルでは圧縮行程時の実際のピストン行程容積が小さくされるために燃焼室５内に吸入しうる吸入空気量は少なくなり、従ってこの超高膨張比サイクルは機関負荷が比較的低いときにしか採用できないことになる。従って本発明では機関負荷が比較的低いときには図８（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルとし、機関高負荷運転時には図８（Ａ）に示す通常のサイクルとするようにしている。

次に図９を参照しつつ運転制御全般について概略的に説明する。図９には或る機関回転数における機関負荷に応じた吸入空気量、吸気弁閉弁時期、機械圧縮比、膨張比、実圧縮比およびスロットル弁１７の開度の各変化が示されている。なお、図９は、触媒装置２０内の三元触媒によって排気ガス中の未燃ＨＣ，ＣＯおよびＮＯ_Xを同時に低減しうるように燃焼室５内における平均空燃比が空燃比センサ２１の出力信号に基いて理論空燃比にフィードバック制御されている場合を示している。

さて、前述したように機関高負荷運転時には図８（Ａ）に示される通常のサイクルが実行される。従って図９に示されるようにこのときには機械圧縮比は低くされるために膨張比は低く、図９において実線で示されるように吸気弁７の閉弁時期は図５において実線で示される如く早められている。また、このときには吸入空気量は多く、このときスロットル弁１７の開度は全開に保持されているのでポンピング損失は零となっている。

一方、図９において実線で示されるように機関負荷が低くなるとそれに伴って吸入空気量を減少すべく吸気弁７の閉弁時期が遅くされる。またこのときには実圧縮比がほぼ一定に保持されるように図９に示される如く機関負荷が低くなるにつれて機械圧縮比が増大され、従って機関負荷が低くなるにつれて膨張比も増大される。なお、このときにもスロットル弁１７は全開状態に保持されており、従って燃焼室５内に供給される吸入空気量はスロットル弁１７によらずに吸気弁７の閉弁時期を変えることによって制御されている。

このように機関高負荷運転状態から機関負荷が低くなるときには実圧縮比がほぼ一定のもとで吸入空気量が減少するにつれて機械圧縮比が増大せしめられる。即ち、吸入空気量の減少に比例してピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積が減少せしめられる。従ってピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は吸入空気量に比例して変化していることになる。なお、このとき図９に示される例では燃焼室５内の空燃比は理論空燃比となっているのでピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は燃料量に比例して変化していることになる。

機関負荷が更に低くなると機械圧縮比は更に増大せしめられ、機関負荷がやや低負荷寄りの中負荷Ｌ1まで低下すると機械圧縮比は燃焼室５の構造上限界となる限界機械圧縮比（上限機械圧縮比）に達する。機械圧縮比が限界機械圧縮比に達すると、機械圧縮比が限界機械圧縮比に達したときの機関負荷Ｌ1よりも負荷の低い領域では機械圧縮比が限界機械圧縮比に保持される。従って低負荷側の機関中負荷運転時および機関低負荷運転時には即ち、機関低負荷運転側では機械圧縮比は最大となり、膨張比も最大となる。別の言い方をすると機関低負荷運転側では最大の膨張比が得られるように機械圧縮比が最大にされる。

一方、図９に示される実施例では機関負荷がＬ1まで低下すると吸気弁７の閉弁時期が燃焼室５内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期となる。吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達すると吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ1よりも負荷の低い領域では吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持される。

吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持されるともはや吸気弁７の閉弁時期の変化によっては吸入空気量を制御することができない。図９に示される実施例ではこのとき、即ち吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ1よりも負荷の低い領域ではスロットル弁１７によって燃焼室５内に供給される吸入空気量が制御され、機関負荷が低くなるほどスロットル弁１７の開度は小さくされる。

一方、図９において破線で示すように機関負荷が低くなるにつれて吸気弁７の閉弁時期を早めることによってもスロットル弁１７によらずに吸入空気量を制御することができる。従って、図９において実線で示される場合と破線で示される場合とをいずれも包含しうるように表現すると、本発明による実施例では吸気弁７の閉弁時期は、機関負荷が低くなるにつれて、燃焼室内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期Ｌ1まで吸気下死点ＢＤＣから離れる方向に移動せしめられることになる。このように吸入空気量は吸気弁７の閉弁時期を図９において実線で示すように変化させても制御することができるし、破線に示すように変化させても制御することができる。

前述したように図８（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルでは膨張比が２６とされる。この膨張比は高いほど好ましいが図７からわかるように実用上使用可能な下限実圧縮比ε＝５に対しても２０以上であればかなり高い理論熱効率を得ることができる。従って本実施例では膨張比が２０以上となるように可変圧縮比機構Ａが形成されている。

ところで、燃料噴射量制御において、前回サイクルの燃焼空燃比が理論空燃比である場合には、吸気弁開弁から吸気弁閉弁までの間に燃焼室内へ供給された新気量に対して、今回の燃焼空燃比を実現するための燃焼室内の必要燃料量を決定することができる。しかしながら、前回サイクルの燃焼空燃比が理論空燃比よりリーンである場合には、排気上死点において燃焼室内に残留する気体には新気が含まれるために、今回の燃焼空燃比を実現するための燃焼室内の必要燃料量の決定には、この残留新気量を考慮しなければならない。特に、機械圧縮比を低くするために上死点の燃焼室容積が大きくされている場合には、残留新気量は燃焼室内の空燃比に大きく影響する。

図１０は、残留新気量を考慮して燃焼室内の必要燃料量Ｆ_(k)を決定するためのフローチャートであり、電子制御ユニット３０により実施される。先ず、ステップ１０１において、可変圧縮比機構Ａにより制御される機械圧縮比に対応するクランクケース１とシリンダブロック２との間の相対位置関係を検出する相対位置センサ２２が故障しているか否かが判断される。

相対位置センサ２２が故障していて現在のクランクケース１とシリンダブロック２との間の相対位置関係が検出することができない場合には、前回サイクルの燃焼空燃比が理論空燃比よりリーンであっても、排気上死点の燃焼室容積が不明であるために、残留新気量の算出を断念し、ステップ１０２において、今回サイクルの燃焼室内新気量Ｑ_(k)は吸気弁開弁から吸気弁閉弁までの間に燃焼室内へ供給された供給新気量ＱＳ_(k)（重量）とする。供給新気量ＱＳ_(k)は、吸気弁の閉弁時期からの実際の行程容積とサージタンク１２内の吸気圧力及び吸気温度とに基づき吸気弁の開弁前においても推定可能である。

次いで、ステップ１０６では、詳しくは後述する残留燃料量ＦＲ_(k)を０とし、ステップ１０９において、燃焼室内新気量Ｑ_(k)を今回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k)で除算したものから残留燃料量ＦＲ_(k)を減算して、今回サイクルの燃焼室内の必要燃料量Ｆ_(k)（重量）を算出する。こうして、相対位置センサ２２が故障している場合には、今回サイクルの供給新気量ＱＳ_(k)に対して今回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k)を実現するための必要燃料量Ｆ_(k)が算出される。

一方、相対位置センサ２２が正常に機能しているときには、ステップ１０１の判断は否定され、ステップ１０３において、前回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k-1)が理論空燃比ＡＦＳより小さいか、すなわち、リッチであるか否かが判断される。前回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k-1)が理論空燃比又は理論空燃比よりリーンであるときには、ステップ１０３の判断は否定されてステップ１０４へ進む。

ステップ１０４においては、前回サイクルの燃焼後の排気上死点において、燃焼室に残留する残留新気量ＱＲ_(k)（重量）を次式（１）により算出する。
ＱＲ_(k)＝Ｑ_(k-1)・（１−ＡＦＳ／ＡＦ_(k-1)）／Ｅ_(k-1)・・・（１）
ここで、Ｑ_(k-1)は前回サイクルの燃焼室内新気量であり、Ｅ_(k-1)は、前回サイクルの排気行程の機械圧縮比であり、機械圧縮比の変化途中においては、前回サイクルの圧縮行程の機械圧縮比と異なることもある。残留新気量ＱＲ_(k)は、前回サイクルの燃焼に際して燃料不足により残留する新気量のうちで、排気行程において排出されずに排気上死点の燃焼室容積に残留する分であり、前回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k-1)が理論空燃比ＡＦＳである場合には、燃料不足は発生せず、残留新気量ＱＲ_(k)は０となる。

次いで、ステップ１０５において、今回サイクルの燃焼室内新気量Ｑ_(k)は、吸気弁開弁から吸気弁閉弁までの間に燃焼室内へ供給された供給新気量ＱＳ_(k)に、ステップ１０４において算出された今回サイクルの残留新気量ＱＲ_(k)が加えられて算出される。次いで、ステップ１０６では、残留燃料量ＦＲ_(k)を０とし、ステップ１０９において、燃焼室内新気量Ｑ_(k)を今回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k)で除算したものから残留燃料量ＦＲ_(k)を減算して、今回サイクルの燃焼室内の必要燃料量Ｆ_(k)を算出する。こうして、残留新気量ＱＲ_(k)が考慮された今回サイクルの燃焼室内新気量Ｑ_(k)に対して今回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k)を実現するための必要燃料量Ｆ_(k)が算出されるために、今回サイクルの所望の燃焼空燃比ＡＦ_(k)を実現することができる。

また、前回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k-1)が理論空燃比ＡＦＳよりリッチである場合には、ステップ１０３の判断が肯定される。この場合には、前回サイクルの燃焼に際して燃料不足は発生せず、排気上死点の燃焼室容積には残留新気量は存在しないが、残留燃料が存在する。この残留燃料量ＦＲ_(k)（重量）は、前回サイクルの燃焼に際して新気不足により残留する燃料量のうちで、排気行程において排出されずに排気上死点の燃焼室容積に残留する分であり、ステップ１０７において、次式（２）により算出される。
ＦＲ_(k)＝（Ｑ_(k-1)／ＡＦ_(k-1)−Ｑ_(k-1)／ＡＦＳ）／Ｅ_(k-1)・・・（２）

次いで、ステップ１０８において、今回サイクルの燃焼室内新気量Ｑ_(k)は、吸気弁開弁から吸気弁閉弁までの間に燃焼室内へ供給された供給新気量ＱＳ_(k)とし、ステップ１０９において、燃焼室内新気量Ｑ_(k)を今回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k)で除算したものから残留燃料量ＦＲ_(k)を減算して、今回サイクルの燃焼室内の必要燃料量Ｆ_(k)を算出する。こうして、今回サイクルの燃焼室内新気量Ｑ_(k)に対して今回サイクルの燃焼空燃比ＡＦ_(k)を実現するための残留燃料量ＦＲ_(k)を減算した必要燃料量Ｆ_(k)が算出されるために、今回サイクルの所望の燃焼空燃比ＡＦ_(k)を実現することができる。

本フローチャートのステップ１０４において、今回サイクルの残留新気量を算出する際には、前回サイクルの残留新気量を含む前回サイクルの燃焼室内新気量が必要となる。それにより、機関始動時又はその後において、例えば、空燃比センサ２１を使用するフィードバック制御によって正確に燃焼空燃比を理論空燃比とする運転が実施されたときに、前回の残留新気量を０として、前回サイクルの燃焼室内新気量が設定されれば、それ以降は、前回サイクルの燃焼空燃比が理論空燃比でも、リッチ空燃比でも、リーン空燃比でも、図１０のフローチャートによって、正確な前回サイクルの燃焼室内新気量が算出され、今回サイクルの所望の燃焼空燃比を実現することができる。

ところで、ステップ１０９において算出されるのは、今回サイクルの所望の燃焼空燃比を実現するための燃焼室内の必要燃料量、すなわち、吸気弁閉弁時に燃焼室内に存在させる燃料量である。燃料噴射弁１３が燃焼室内へ直接的に燃料を噴射するものであって、吸気弁の閉弁以降に燃焼室内へ燃料を噴射する場合には、ステップ１０９において算出された必要燃料量をそのまま噴射すれば良い。しかしながら、噴射燃料の気化時間を確保するために吸気行程初期から燃焼室内へ燃料を噴射する場合、又は、吸気枝管に取り付けられた燃料噴射弁１３により吸気同期又は吸気非同期として燃料が噴射される場合には、燃焼室内へ供給された燃料の一部が、圧縮行程の吸気弁の閉弁までの間に吸気ポートへ吹き戻され、次回サイクルの吸気行程において燃焼室内へ供給されることを考慮して、燃料噴射量ＦＩ_(k)を決定することが望ましい。

例えば、今回サイクルの燃料噴射量ＦＩ_(k)は、次式（３）により算出することができる。
ＦＩ_(k)＝Ｆ_(k)／（１−ａ_(k)）−ＦＭ_(k-1)・・・（３）
ここで、ａ_(k)は今回サイクルの吹き戻し率であり、ＦＭ_(k-1)は、前回サイクルにおいて吸気ポートへ吹き戻されて今回サイクルにおいて吸気ポートから燃焼室内へ供給される燃料量であり、次式（４）により算出される。
ＦＭ_(k-1)＝ａ_(k-1)・（ＦＭ_(k-2)＋ＦＩ_(k-1)）・・・(４)

吹き戻し率ａ_(k)は、機械圧縮比が高くなるほど大きくなり、また、吸気弁の閉弁時期が遅角されるほど大きくなり、また、スロットル弁の開度が大きくなるほど大きくなり、これらに基づきマップ化することができる。

１クランクケース
２シリンダブロック
Ａ可変圧縮比機構
Ｂ可変バルブタイミング機構

Claims

上死点の燃焼室容積を変化させて機械圧縮比を可変とする可変圧縮比機構を備える内燃機関であって、前回サイクルの燃焼室内新気量と前回サイクルの排気行程における機械圧縮比と前回サイクルの燃焼空燃比とに基づいて前回サイクルの燃焼後に排気上死点の燃焼室に残留する残留新気量を算出し、今回サイクルの吸気弁開弁から吸気弁閉弁までに燃焼室へ新たに供給される供給新気量に前記残留新気量を加えて今回サイクルの燃焼室内新気量とし、今回サイクルの燃焼室内新気量に対して今回サイクルの燃焼空燃比を実現するための必要燃料量を決定することを特徴とする可変圧縮比機構を備える内燃機関。