JP2013224621A - 直噴エンジンの始動方法及び直噴エンジンの始動制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】少なくともアルコールを含有する燃料が供給されるエンジン１において、その冷間時の始動性を向上させる。
【解決手段】直噴エンジンの始動方法は、直噴エンジンの温度が所定温度以下の状態からの冷間始動時に、直噴エンジンのクランキングを開始する工程と、クランキングの開始後、圧縮行程後半の期間内において、気筒１１内に１回目の燃料噴射を行う工程と、気筒内で燃焼が行われた後に行う燃料噴射のタイミングを、１回目の燃料噴射タイミングよりも進角させる工程と、を含む。
【選択図】図７

Description

ここに開示する技術は、直噴エンジンの始動方法及び始動制御装置に関する。

近年、地球温暖化等の環境問題の視点からバイオ燃料が注目されており、ガソリンにエタノールを２５％混合したＥ２５からエタノール１００％のＥ１００まで、ガソリンと例えばバイオエタノールとを任意の混合比で混合した燃料で走行可能なＦＦＶ（Flexible Fuel Vehicle）が実用化されている。このようなＦＦＶでは、燃料のエタノールの濃度によって燃料の性状が異なり、エタノールの濃度が高いほど燃料の気化性能は悪化する。そのため、例えばＥ１００使用時には、エンジンの冷間始動時に、始動性が悪化してしまうといった問題が生じる。特に、エタノールの精製過程で十分に水分が除去されていない、水分含有のＥ１００（例えば５％程度の水分を含有するＥ１００）は、この問題が大きい。

アルコールを含有する燃料の気化性能に関し、特許文献１には、通常の走行中にエンジンに供給する燃料を貯留するためのメインタンクとは別に、燃料の気化性能に優れたガソリン濃度の高い燃料を貯留するサブタンクを設ける技術が記載されている。つまり、エンジンの始動時やアイドリング時には、アルコールの気化に不利になることから、サブタンクからガソリン濃度の高い燃料をエンジンに供給することで、始動性やアイドリング時の安定性を向上させることが可能になる。

また、特許文献２には、ガソリンとアルコールとの混合燃料をシリンダ内に直接噴射するＦＦＶにおいて、燃料のアルコール濃度が比較的高くかつ、エンジン水温が低いときには、エンジンの制御マップ上で、その運転状態を高負荷かつ低回転側に変更をすることにより充填効率を高め、それによって圧縮端温度を高める技術が記載されている。圧縮端温度が高まることによって燃料の気化が促進するから、エンジンの始動完了後の冷間時において、空燃比フィードバック制御が安定化すると共に、排気エミッション性能が向上する。

特開２０１０−１３３２８８号公報 特開２０１１−６４１０３号公報

前記の特許文献に記載されているようなサブタンクを必要とする構成は、燃料供給系が２系統になってエンジン・システムの構成を複雑にしかつ、コストを増大させることから、そうしたサブタンクを省略したいという要求がある。一方で、ＦＦＶのようなアルコールを含有する燃料を使用するエンジンにおいては、供給される燃料の性状如何にかかわらず、冷間時のエンジン始動性を確実に確保する必要がある。

ここに開示する技術は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、少なくともアルコールを含有する燃料が供給されるエンジンにおいて、その冷間時の始動性を向上させることにある。

本願発明者らは、エンジンの温度が所定温度よりも低い状態からの冷間始動時には、気筒内に導入される新気の温度は低くなるものの、圧縮行程中に気筒内のガスが断熱圧縮することに伴い、その気筒内の温度が次第に高まる点に着目し、圧縮行程の後半において気筒内に燃料を直接噴射することにした。このことにより、比較的高くなった気筒内の温度によって、気筒内に噴射した燃料の気化が促進されるようになる。

一方で、圧縮行程の後半に燃料を噴射した場合は、例えば圧縮上死点付近に設定される点火タイミングまでの期間が短く、混合気の形成期間が短くなるという不都合がある。本願発明者らは、エンジンの始動時に燃料噴射が開始されて燃焼が行われれば、気筒内の温度が次第に高まり、燃料の気化には有利になる点に着目し、気筒内で燃焼が行われた後に行う燃料噴射のタイミングを、１回目の燃料噴射タイミングよりも進角させることで、燃料の気化を確実に行いつつも、混合気形成期間を十分に確保することで、エンジンの始動性を向上させるようにした。

具体的にここに開示する直噴エンジンの始動方法は、少なくともアルコールを含有する燃料が気筒内に直接噴射される直噴エンジンの始動方法である。

この方法は、前記直噴エンジンの温度が所定温度以下の状態からの冷間始動時に、前記直噴エンジンのクランキングを開始する工程と、前記クランキングの開始後、圧縮行程後半の期間内において、前記気筒内に１回目の燃料噴射を行う工程と、前記気筒内で燃焼が行われた後に行う前記燃料噴射のタイミングを、前記１回目の燃料噴射タイミングよりも進角させる工程と、を含む。

ここで、「圧縮行程後半」は、圧縮行程の期間を前半と後半との２つに分けたときの後半としてもよい。

エンジン本体の温度が所定温度よりも低い状態からの冷間始動時、つまり、エンジン本体の始動前であるため、エンジン本体と外気温とは実質的に同じであることから、外気温が所定温度よりも低いときの冷間始動時には、気筒が圧縮行程後半にある期間内において、気筒内に燃料噴射弁から燃料を噴射させる。圧縮行程後半では、気筒内のガスの圧縮が十分に進んでいるため、外気温が低く気筒内に導入されるガスの温度が低くても、気筒内の温度は比較的高い状態になる。その高い温度雰囲気の気筒内に、燃料を直接噴射することにより、アルコールを含有する燃料、特にアルコール濃度が高くて気化し難い燃料であっても、気化が促進される。

こうして噴射した燃料の気化が促進されることにより、混合気の形成が良好になって、気筒内において燃焼が行われるようになる。この燃焼により気筒内の温度は上昇する。

そこで、前記の構成では、気筒内の温度上昇によって燃料の気化に有利になる分、燃料の噴射タイミングを進角させる。このことにより、燃料の気化を促進しつつ、混合気の形成期間を十分に確保することが可能になる。このことは、燃焼を安定化させ、冷間時のエンジンの始動性に有利になる。

ここで、燃料噴射タイミングの進角は、１回目の燃料噴射後の、２回目の燃料噴射のタイミングを進角させてもよいし、３回目以降の燃料噴射タイミングを進角させてもよい。つまり、１回目の燃料噴射の後の、任意の回数目の燃料噴射のタイミングを、少なくとも１回目の燃料噴射タイミングよりも進角させればよい。燃料噴射タイミングは、サイクル数（燃料噴射の回数）が増えるに従って、次第に（又は徐々に）進角させてもよいし、段階的に進角させてもよい。燃料の噴射タイミングを進角させる結果、その噴射タイミングが、圧縮行程後半から前半に移行したり、又は、吸気行程に移行したりしてもよい。

また、ここで言う冷間始動は、直噴エンジンの温度が２０℃よりも低い状態からの始動である、としてもよい。エンジン本体が２０℃よりも低い、言い換えると２０℃よりも低い外気温では、特にアルコールのみの燃料（例えばＥ１００）を使用した場合、エンジンの始動性が低下してしまうものの、前述した構成によれば、燃料がＥ１００であっても、冷間時のエンジンの始動性を向上させることが可能になる。

前記圧縮行程期間内で行う燃料噴射は、複数回の燃料噴射を含む分割噴射である、としてもよい。

前述したように、圧縮行程期間中に燃料噴射を行うことは、比較的高くなった気筒内の温度によって、気筒内に噴射した燃料の気化を促進することが可能である。しかしながら、アルコールは気化潜熱が高い（例えばエタノールの気化潜熱は、ガソリンの２．７倍である）ため、アルコールを含有する燃料は、その気化に伴い圧縮中であっても気筒内の温度を低下させてしまう。そのため、燃料噴射を一括噴射にして、１回の噴射で比較的大量の燃料を噴射してしまうと、気筒内の温度が大きく低下する結果、燃料の噴射期間中に燃料の気化が保障される最低温度（以下、この温度を気化保障温度ともいう）を下回ってしまう。このことは、噴射した燃料が気化せずに、例えば気筒内の壁面等に付着してしまうことを招く。

これに対し、前記の構成は、圧縮行程期間内で行う燃料噴射を分割噴射とする。このことにより、１回の噴射によって気筒内に供給される燃料量が少なくなり、それが気化することに伴う気筒内の温度低下幅が小さくなる。また、噴射と噴射との間に、燃料噴射を休止する休止期間が設けられ、その間は燃料の気化による気筒内の温度低下がなく、逆に、圧縮行程期間中であるから気筒内のガスの圧縮が行われるため、一旦は低下した気筒内の温度が再び上昇する。こうして、休止期間の終了後、燃料噴射を再開する際の気筒内の温度は、できるだけ高い温度になる結果、燃料噴射の期間（休止期間を含む）中において、気筒内の温度が気化保障温度を下回ることが回避される。こうして、分割噴射とすることは、混合気の形成が良好になって冷間時のエンジンの始動性が向上する。

前記直噴エンジンは、その幾何学的圧縮比が１３以上に設定されており、前記冷間始動時に、前記直噴エンジンの有効圧縮比を１２以上に設定する工程をさらに含む、としてもよい。

有効圧縮比を高めることは、圧縮行程後半における気筒内の温度を大幅に高める。これは燃料の気化に有利になる。例えばエタノール１００％のＥ１００を燃料として用いる場合、２０℃よりも低い温度状態から始動を行う冷間始動時には、有効圧縮比を１２以上に設定することによって、直噴エンジンの始動性が有効に高まる。そうした高い有効圧縮比を確保するためには、幾何学的圧縮比は１３以上にする必要がある。

尚、ここでいう有効圧縮比は、吸気弁の閉弁時期に基づいて、その閉弁時の燃焼室容積と、ピストンが上死点にあるときの燃焼室容積との比によって算出される有効圧縮比であり、クランキング時（極低回転時）には、気筒に嵌挿されたピストン合い口からの圧縮漏れが多くなることから、実際の有効圧縮比は、吸気弁の閉弁時期に基づいて算出した有効圧縮比よりも低くなり得る。例えば幾何学的圧縮比を１３以上に設定することによって、そうした圧縮漏れを考慮した実際の有効圧縮比として、１１以上の高い有効圧縮比を確保することが可能である。これは、冷間時におけるエンジンの始動性を有効に高める。尚、幾何学的圧縮比は、１３以上２０以下程度に設定すればよく、冷間始動時の有効圧縮比は１２以上１９以下程度とすればよい。

前記直噴エンジンの回転数が所定回転数以上に上昇した後に、少なくとも吸気行程期間内において燃料噴射を行う工程をさらに含む、としてもよい。

直噴エンジンの回転数が、所定回転数以上の、比較的高回転にあるときには、クランク角変化に対する実時間が短くなるため、圧縮行程期間中に燃料を噴射することは、混合気の形成時間が短くなる点で不利である。そこで、直噴エンジンの回転数が所定回転数以上に上昇した後には、少なくとも吸気行程期間内において燃料噴射を行う。こうすることで、混合気の形成時間を十分に確保することが可能になる一方で、所定回転数以上にまで上昇していることで気筒内の温度も上昇しており、燃料の気化は促進される。

前記燃料噴射のタイミングを進角させる工程は、前記気筒内の温度の上昇に応じて進角させる、としてもよい。

気筒内の温度又は温度の上昇率を、推定又は計測することにより、その気筒内の温度又は温度の上昇率に応じた進角量で、燃料噴射のタイミングを進角させることが好ましい。こうすることで、燃料の気化の促進（気化保障温度の維持）と、混合気の形成期間の確保とが適正化する。

ここに開示する技術は、エンジンの始動制御装置に係り、この始動制御装置は、気筒を有するエンジン本体と、少なくともアルコールを含有する燃料を前記気筒内に直接噴射するように構成された燃料噴射弁と、前記エンジン本体を始動させるように構成された始動手段と、を備え、前記始動手段は、前記エンジン本体の温度が所定温度以下の状態からの冷間始動時には、クランキングの開始後に、前記気筒が圧縮行程後半にある期間内において、当該気筒内に、前記燃料噴射弁から１回目の燃料噴射を実行させると共に、当該気筒内で燃焼が行われた後の燃料噴射タイミングを、前記１回目の燃料噴射タイミングよりも進角させる。これにより、前述したように、燃料の気化を促進しつつ、混合気の形成期間を十分に確保することが可能になり、燃焼を安定化させて、冷間時のエンジンの始動性に有利になる。

以上説明したように、エンジンの始動方法及び始動制御装置によると、１回目の燃料噴射を圧縮行程後半において行う一方、気筒内で燃焼が行われた後の燃料噴射タイミングを、１回目の燃料噴射タイミングよりも進角させることで、燃料の気化を促進しつつ、混合気の形成期間を十分に確保することが可能になり、燃焼を安定化させて、冷間時のエンジンの始動性に有利になる。

直噴エンジン及びその制御装置の構成を示す概略図である。 エンジンの始動制御にかかるフローチャートである。 吸気弁の閉弁時期と有効圧縮比との関係を例示する図である。 （ａ）燃料の噴射形態を変更したときの、クランク角に対する筒内の温度変化を比較する図、（ｂ）分割噴射の燃料噴射形態の一例である。 有効圧縮比を変更したときの、クランク角に対する筒内の温度変化を比較する図である。 エンジンの始動時におけるサイクル数の増大に伴う筒内の温度の上昇を示す図である。 直噴エンジンの冷間始動時における、（ａ）回転数の変化、（ｂ）水温及び燃焼室壁温の変化、（ｃ）噴射時期の変化、をそれぞれ例示する図である。 始動完了後におけるエンジンの運転制御にかかるフローチャートである。 エンジンの運転状態と吸気マニホールド内の負圧との関係を例示する図である。 エンジンの運転状態が低負荷域にあるときの（ａ）噴射時期を例示する図、（ｂ）クランク角に対する筒内圧力の変化を例示する図、（ｃ）冷間時と温間時とにおける筒内負圧の相違を例示する図、（ｄ）冷間時と温間時とにおける噴射圧力の相違を例示する図である。 エンジンの運転状態が高負荷域にあるときの（ａ）噴射時期を例示する図、（ｂ）クランク角に対する筒内圧力の変化を例示する図、（ｃ）吸気行程時と圧縮行程時とにおける筒内温度の相違を例示する図である。

以下、直噴エンジンの実施形態を図面に基づいて説明する。尚、以下の好ましい実施形態の説明は例示である。図１に示されるように、エンジン・システムは、エンジン（エンジン本体）１、エンジン１に付随する様々なアクチュエーター、様々なセンサ、及びセンサからの信号に基づきアクチュエーターを制御するエンジン制御器１００を有する。このエンジン・システムは、幾何学的圧縮比が１３以上２０以下（例えば１４）の高圧縮比エンジン１を備える。

エンジン１は、火花点火式４ストローク内燃機関であって、図１には１つのみ図示するが、直列に配置された第１〜第４の４つの気筒１１を有する。但し、ここに開示する技術が適用可能なエンジンは、直列４気筒エンジンには限定されない。エンジン１は、自動車等の車両に搭載され、その出力軸は、図示しないが、変速機を介して駆動輪に連結されている。エンジン１の出力が駆動輪に伝達されることによって、車両が推進する。

このエンジン１には、エタノール（バイオエタノールを含む）を含有する燃料が供給される。特にこの車両は、エタノールの濃度が２５％（つまり、Ｅ２５）〜１００％（つまり、Ｅ１００）までの任意の濃度の燃料が使用可能なＦＦＶである。図示は省略するが、この車両は、前記の燃料を貯留する燃料（メインタンク）のみを有しており、従来のＦＦＶのように、ガソリン濃度の高い燃料を、メインタンクとは別に貯留するためのサブタンクを有していない点が特徴である。

エンジン１は、シリンダブロック１２と、その上に載置されるシリンダヘッド１３とを備えており、ブロック１２の内部に気筒１１が形成されている。周知のように、シリンダブロック１２には、ジャーナル、ベアリングなどによりクランクシャフト１４が回転自在に支持されており、このクランクシャフト１４が、コネクティングロッド１６を介してピストン１５に連結されている。

各気筒１１の天井部には、略中央部からシリンダヘッド１３の下端面付近まで延びる２つの傾斜面が形成されており、それらの傾斜面が互いに差し掛けられた屋根のような形状をなすいわゆるペントルーフ型となっている。

前記ピストン１５は、各気筒１１内に摺動自在に嵌挿されており、気筒１１及びシリンダヘッド１３と共に燃焼室１７を区画している。ピストン１５の頂面は、前述した気筒１１の天井面のペントルーフ型の形状に対応するように、その周縁部から中央部に向かって隆起する台形状に形成されており、これによって、ピストン１５が圧縮上死点に到達したときの燃焼室容積を小さくして、１３以上の高い幾何学的圧縮比を達成している。ピストン１５の頂面にはまた、その概略中心位置に、概ね球面状に凹陥したキャビティ１５１が形成されている。このキャビティ１５１は、気筒１１の中心部に配設された点火プラグ５１に相対するように、配置されており、これによって、燃焼期間を短縮するようにしている。つまり、前述したように、この高圧縮比エンジン１は、ピストン１５の頂面が隆起していて、ピストン１５が圧縮上死点に到達したときに、ピストン１５の頂面と気筒１１の天井面との間隔が極めて狭くなるように構成されている。このため、キャビティ１５１を形成していないときには、初期火炎がピストン１５の頂面と干渉して冷却損失が増大し、火炎伝播が阻害されて燃焼速度が遅延してしまう。これに対し、前記のキャビティ１５１は、初期火炎の干渉を回避して、その成長を妨げないため、火炎伝播が速くなって、燃焼期間が短縮し得る。このことは、ガソリン濃度の高い燃料においては、ノッキングの抑制に有利になり、点火時期の進角によるトルクの向上に寄与する。

気筒１１毎に、吸気ポート１８及び排気ポート１９がシリンダヘッド１３に形成され、それぞれが燃焼室１７に連通している。吸気弁２１及び排気弁２２はそれぞれ、吸気ポート１８及び排気ポート１９を燃焼室１７から遮断（閉）することができるように配設されている。吸気弁２１は吸気弁駆動機構３０により、排気弁２２は排気弁駆動機構４０により、それぞれ駆動され、それによって所定のタイミングで往復動して、吸気ポート１８及び排気ポート１９を開閉する。

吸気弁駆動機構３０及び排気弁駆動機構４０は、それぞれ吸気カムシャフト３１及び排気カムシャフト４１を有する。カムシャフト３１，４１は、周知のチェーン／スプロケット機構等の動力伝達機構を介してクランクシャフト１４に連結される。動力伝達機構は、周知のように、クランクシャフト１４が二回転する間に、カムシャフト３１，４１を一回転させる。

吸気弁駆動機構３０は、吸気弁２１の開閉時期を変更可能な吸気バルブタイミング可変機構３２を含んで構成され、排気弁駆動機構４０は、排気弁２２の開閉時期を変更可能な排気バルブタイミング可変機構４２を含んで構成される。吸気バルブタイミング可変機構３２は、この実施形態では、吸気カムシャフト３１の位相を所定の角度範囲内で連続的に変更可能な、液圧式、機械式又は電動式の位相可変機構（Variable Valve Timing：ＶＶＴ）により構成され、排気バルブタイミング可変機構４２は、排気カムシャフト４１の位相を所定の角度範囲内で連続的に変更可能な、液圧式、機械式又は電動式の位相可変機構により構成されている。吸気バルブタイミング可変機構３２は、吸気弁２１の閉弁時期を変更することにより、有効圧縮比を調整し得るものである。尚、有効圧縮比とは、吸気弁閉弁時の燃焼室容積と、ピストン１５が上死点にあるときの燃焼室容積との比である。

点火プラグ５１は、例えばねじ等の周知の構造によって、シリンダヘッド１３に取り付けられている。点火プラグ５１の電極は、気筒１１の概略中心において燃焼室１７の天井部に臨んでいる。点火システム５２は、エンジン制御器１００からの制御信号を受けて、点火プラグ５１が所望の点火タイミングで火花を発生するよう、それに通電する。

燃料噴射弁５３は、例えばブラケットを使用する等の周知の構造で、この実施形態ではシリンダヘッド１３の一側（図例では吸気側）に取り付けられている。このエンジン１は、燃料を気筒１１内に直接噴射する、いわゆる直噴エンジンであり、燃料噴射弁５３の先端は、上下方向については吸気ポート１８の下方に、また、水平方向については気筒１１の中央に位置して、燃焼室１７内に臨んでいる。但し、燃料噴射弁５３の配置はこれに限定されるものではない。燃料噴射弁５３は、この例においては、多噴口（例えば６噴口）型の燃料噴射弁（Multi Hall Injector：ＭＨＩ）である。各噴口の向きは、図示は省略するが、気筒１１内の全体に燃料が噴射できるように、噴口軸の芯先が広がっている。ＭＨＩの利点は、多噴口であるため一噴口の径が小さく、比較的高い圧力で燃料を噴射し得る点、及び、気筒１１内の全体に燃料を噴射可能に広がっているため、燃料のミキシング性が高まると共に、燃料の気化・霧化が促進される点にある。従って、吸気行程中に燃料を噴射した場合は、気筒１１内の吸気流動を利用した、燃料のミキシング性、及び、気化・霧化の促進の点で有利になる一方、圧縮行程において燃料を噴射した場合は、燃料の気化・霧化の促進により、気筒１１内のガス冷却の点で有利になる。尚、燃料噴射弁５３は、ＭＨＩに限定されるものではない。

燃料供給システム５４は、燃料を昇圧して燃料噴射弁５３に供給する高圧ポンプ（燃料ポンプ）と、この高圧ポンプに対して燃料タンクからの燃料を送る配管やホース等と、燃料噴射弁５３を駆動する電気回路と、を備えている。燃料ポンプは、この例ではエンジン１によって駆動される。尚、燃料ポンプを電動ポンプとしてもよい。燃料噴射弁５３が多噴口型である場合は、微小な噴口から燃料を噴射するために、燃料噴射圧力は比較的高く設定される。電気回路は、エンジン制御器１００からの制御信号を受けて燃料噴射弁５３を作動させ、所定のタイミングで所望量の燃料を、燃焼室１７内に噴射させる。ここで、燃料供給システム５４は、エンジン回転数が上昇するに伴い燃圧を高く設定する。これは、エンジン回転数が上昇するに伴い、気筒１１内に噴射される燃料量も増大するが、燃圧が高くなることで、燃料の気化・霧化に有利になると共に、燃料噴射弁５３の燃料噴射に係るパルス幅を可及的に短くするという利点がある。前述したように、燃料タンクには、Ｅ２５〜Ｅ１００までの任意のエタノール濃度のアルコール含有燃料が貯留されている。

吸気ポート１８は、吸気マニホールド５５内の吸気経路５５ｂによってサージタンク５５ａに連通している。図示しないエアクリーナからの吸気流は、スロットルボデー５６を通過してサージタンク５５ａに供給される。スロットルボデー５６にはスロットル弁５７が配置されており、このスロットル弁５７は、周知のようにサージタンク５５ａに向かう吸気流を絞って、その流量を調整する。スロットル・アクチュエーター５８が、エンジン制御器１００からの制御信号を受けて、スロットル弁５７の開度を調整する。

排気ポート１９は、排気マニホールド６０内の排気経路によって周知のように排気管内の通路に連通している。この排気マニホールド６０は、図示を省略するが、各気筒１１の排気ポート１９に接続された分岐排気通路が、排気順序が隣り合わない気筒同士で第１集合部により集合され、各第１集合部の下流の中間排気通路が第２集合部で集合された構造となっている。すなわち、このエンジン１の排気マニホールド６０には、いわゆる４−２−１レイアウトが採用されている。

エンジン１にはまた、その始動時にクランキングを行うためのスタータモータ２０が設けられている。

エンジン制御器１００は、周知のマイクロコンピュータをベースとするコントローラであって、プログラムを実行する中央演算処理装置（ＣＰＵ）と、例えばＲＡＭやＲＯＭにより構成されてプログラム及びデータを格納するメモリと、電気信号の入出力をする入出力（Ｉ／Ｏ）バスと、を備えている。

エンジン制御器１００は、エアフローセンサ７１からの吸気流量及び吸気温度、吸気圧センサ７２からの吸気マニホールド圧、クランク角センサ７３からのクランク角パルス信号、水温センサ７８からのエンジン水温、というように、種々の入力を受ける。エンジン制御器１００は、例えばクランク角パルス信号に基づいて、エンジン回転数を計算する。また、エンジン制御器１００は、アクセル・ペダルの踏み込み量を検出するアクセル開度センサ７５からのアクセル開度信号を受ける。さらに、エンジン制御器１００には、変速機の出力軸の回転速度を検出する車速センサ７６からの車速信号が入力される。加えて、シリンダブロック１２には、当該シリンダブロック１２の振動を電圧信号に変換して出力する加速度センサからなるノックセンサ７７が取り付けられており、その出力信号もエンジン制御器１００に入力される。

エンジン制御器１００は前記のような入力に基づいて、以下のようなエンジン１の制御パラメータを計算する。例えば、所望のスロットル開度信号、燃料噴射パルス、点火信号、バルブ位相角信号等である。そしてエンジン制御器１００は、それらの信号を、スロットル・アクチュエーター５８、燃料供給システム５４、点火システム５２、並びに、吸気及び排気バルブタイミング可変機構３２、４２等に出力する。エンジン制御器１００はまた、エンジン１の始動時には、スタータモータ２０に駆動信号を出力する。

このエンジン・システムは、前述の通りＦＦＶに搭載されたシステムであり、エンジン１には、Ｅ２５〜Ｅ１００までの任意の混合比のアルコール含有燃料が供給される。そのため、気化性能に劣るエタノール濃度の高い燃料、例えばＥ１００使用時には、２０℃よりも低い外気温、特に０℃よりも低い外気温でのエンジン始動時に、その始動性が低下してしまう。このエンジン・システムは、燃料の性状如何にかかわらず、低外気温の時の始動性を向上させるように構成されている。

（エンジン始動時の制御）
図２は、エンジン始動時の制御にかかるフローチャートを示している。このフローチャートは、スタータモータ２０を駆動させることでクランキングを開始した後にスタートする。スタート後のステップＳ２１では、エンジン水温及び燃料圧力をそれぞれ読み込む。続くステップＳ２２において、エンジン水温が予め設定した設定値よりも低いか否かを判定する。この設定値は、前述の通り２０℃としてもよい。ステップＳ２２は、エンジン１が始動をする前のステップであるため、エンジン水温は外気温と実質的に一致している。従って、ステップＳ２２は、外気温が設定値（例えば２０℃）よりも低いか否かを判定していることと等価である。ステップＳ２２の判定においてＮＯのとき、つまり、エンジン水温が２０℃以上の温間始動時には、フローはステップＳ２８に移行する。一方、ステップＳ２２の判定においてＹＥＳのとき、つまり、エンジン水温が２０℃よりも低い冷間始動時には、フローはステップＳ２３に移行する。

ステップＳ２３では、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを、吸気下死点後５０°ＣＡの範囲内に設定する。ここで、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣは、１ｍｍリフト時点で定義している。つまり吸気下死点付近となるように、閉弁時期ＩＶＣを設定することにより有効圧縮比を１２以上に設定する。ここで、図３は、吸気弁２１の吸気下死点後の閉弁時期ＩＶＣと、有効圧縮比との関係を示している。同図における実線は、その閉弁時期ＩＶＣに基づく燃焼室の容積から演算によって求めた有効圧縮比であり、黒四角（破線）は、クランキング中の気筒１１内の圧力を計測することにより求めた、実際の有効圧縮比である。有効圧縮比は、吸気弁２１の吸気下死点後の閉弁時期ＩＶＣが遅角するほど、小さくなるため、同図においては右下がりのグラフとなる。ここで、演算により求めた有効圧縮比に対し、実際の有効圧縮比は、大凡０．８程度低くなるが、これは、クランキング中の極低速回転時に大きくなるピストン１５の合い口付近からの圧縮漏れ等に起因するものである。有効圧縮比が１２以上となるような閉弁時期ＩＶＣを設定することによって、実際の有効圧縮比を１１．２程度以上に設定することが可能である。このことは、後述するように、気筒１１内の圧縮端温度を高め、冷間始動時におけるエンジン１の始動性を向上させる上で有利になる。従って、吸気弁の閉弁時期ＩＶＣを、吸気下死点に対して５０°ＣＡの範囲内に設定することは、有効圧縮比を１２以上（実際の有効圧縮比を１１．２以上）にして、冷間時のエンジン１の始動性を向上させる。尚、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを、吸気下死点に対し、その下死点前５０°ＣＡの範囲内に設定しても、有効圧縮比を１２（実際の有効圧縮比を１１．２）以上にすることが可能であるから、ステップＳ２３では、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを、吸気下死点を挟んで±５０°ＣＡの範囲内に設定すればよい。尚、有効圧縮比は、エンジン１の幾何学的圧縮比に応じて設定すればよく、前述の通り、幾何学的圧縮比が１３以上２０以下に設定されるエンジン１においては、冷間始動時の有効圧縮比を１２以上１９以下（例えば１２）に設定すればよい。

図２のフローに戻り、ステップＳ２３に続くステップＳ２４では、燃料圧力が設定値以上になったか否かを判定する。後述するように、冷間始動時には、圧縮行程での燃料噴射を行うため、気筒１１内の比較的高い圧力に対抗し得る燃料の噴射圧力が必要である。そこで、圧縮行程での燃料噴射が可能となる程度の燃料圧力（例えば１５ＭＰａ）を超えるまではステップＳ２１〜Ｓ２３を繰り返し、燃料圧力の上昇を待つ。この間は、クランキングによって燃料ポンプが駆動されることで、燃料圧力が次第に上昇する。そうして、燃料圧力が設定値を超えたとき（つまり、ステップＳ２４でＹＥＳのとき）には、ステップＳ２５に移行する。

ステップＳ２５では、エンジン回転数を読み込み、続くステップＳ２６で、エンジン回転数が設定値よりも低いか否かを判定する。この判定はエンジン１の始動が完了したか否かを判定するステップであり、設定値は、例えば１５００ｒｐｍとしてもよい。

ステップＳ２６の判定がＮＯのときにはステップＳ２７に移行し、燃料の噴射時期を圧縮行程後半に設定すると共に、前段噴射と後段噴射との２分割にした分割噴射を行う。噴射時期を圧縮行程後半に設定することは、気筒１１内に導入される新気の温度が低くても気筒１１内の温度が高くなったタイミングで気筒１１内に燃料を噴射することになるため、特にエタノール含有量の多い燃料の気化に有利である。

この点につき図４を参照しながら説明する。図４（ａ）はクランク角変化に対する気筒１１内の温度変化を示すシミュレーションにより求めた例であり、図４（ｂ）は図４（ａ）の太実線に対応した燃料噴射態様を示す図である。このシミュレーションの条件は、有効圧縮比が１２．２で、外気温が−５℃である。また、燃料はＥ１００であり、図４（ａ）における破線は、Ｅ１００が気化することを保障し得る最低温度（気化保障温度：３４０Ｋ）である。

気筒１１内に導入されたガスが断熱圧縮されるに従い、圧縮行程中に気筒１１内の温度は次第に上昇する。そうして、筒内温度が気化保障温度を超える圧縮行程後半において、図４（ｂ）に示すように、燃料噴射（前段噴射）が開始される。図例では、噴射開始（Start Of Injection：ＳＯＩ）を、圧縮上死点前４０°ＣＡに設定している。気筒１１内に直接噴射された燃料は、比較的高い筒内温度により気化する。この燃料気化に伴う気化潜熱により、気筒１１内の温度は、図４（ａ）に「分割噴射」の太実線で示すように、次第に低下するようになる。

ここで、図４（ａ）に「一括噴射」の実線で示すように、燃料噴射を分割噴射とせずに、必要な燃料噴射量を一括で噴射した場合（但し、ＳＯＩは４０°ＣＡであり、分割噴射と一括噴射とで互いに同じである）は、アルコールの高い気化潜熱によって、気筒１１内の温度が大幅に低下することで、その噴射の最中に気筒１１内の温度が気化保障温度を下回ってしまう。このように気化保障温度を下回ってしまうと、その温度低下後に、気筒１１内に噴射した燃料は気化せずに、気筒１１内の壁面等に付着してしまうようになる。

これに対し、図４（ａ）に「分割噴射」の太実線で示すように、前段噴射と後段噴射とを含む分割噴射を行う場合は、１回の燃料噴射で気筒１１内に噴射される燃料量が比較的少なくなるため、前段噴射の最中の気筒１１内の温度低下量が、比較的小さくなるように抑制される。また、前段噴射の終了後、後段噴射の開始前に、燃料噴射を休止する期間（噴射休止期間）が設けられるため、この休止期間中には、気化潜熱による気筒１１内の温度低下がなく、逆に、圧縮行程中であるため、断熱圧縮により気筒１１内の温度が上昇する。こうして、後段噴射の開始時（ＳＯＩ２０°ＣＡ）には、気筒１１内の温度がある程度回復していると共に、後段噴射による燃料噴射量も比較的少ないため、後段噴射の最中の気筒１１内の温度低下量もまた、比較的小さくなるように抑制される。その結果、前段噴射の開始から、休止期間を挟んで、後段噴射の終了までの間で、気筒１１内の温度が、気化保障温度を下回ることが回避される。こうして、圧縮行程の後半において分割噴射を行うことにより、気筒１１内に直接噴射した燃料が、気筒１１内の壁面等に付着することが確実に回避されるようになり、混合気の形成が良好になる。

ここで、図４（ａ）に「一括噴射（ＳＯＩ２０）」の仮想線で示すように、燃料噴射の開始時期をさらに遅らせる（ここでは、後段噴射のＳＯＩと同じ２０°ＣＡに設定している）ことも考えられる。このようにすれば、気筒１１内の温度がさらに高い状態で燃料を噴射することになるため、燃料の気化には有利になると共に、一括噴射によって気筒１１内の温度が大きく低下しても、噴射開始時の気筒１１内の温度が高いことで、気化保障温度を下回ることが回避される。しかしながら、燃料噴射の開始時期を遅らせた場合は、燃料の噴射終了後、圧縮上死点付近に設定される点火時期までの期間は短くなってしまう。これは、混合気の形成期間が短くなることを意味し、混合気形成期間を十分に確保しようとすれば、例えば点火時期を遅らせる必要が生じるかもしれない。点火時期を遅らせてしまうと、エンジン１の始動性の低下及び燃費の悪化を招く虞がある。

これに対し、前段噴射と後段噴射とを含む燃料の分割噴射は、前段噴射は比較的早いタイミングで開始されると共に、後段噴射による噴射量は、一括噴射と比較して少なく、その噴射期間が短くなるため、混合気の形成期間を十分に長く確保することが可能になる。従って、圧縮行程後半における、前段噴射と後段噴射とを含む燃料の分割噴射は、気筒１１内の温度を気化保障温度以上に維持しつつ、混合気形成期間を十分に確保する上で有利である。

ここで、前段噴射による燃料噴射量と、後段噴射による燃料噴射量とは、図４（ｂ）に例示するように、５：５の割合に設定してもよい。こうすることで、気筒１１内の気化保障温度の維持と混合気形成期間の十分な確保とが両立する。尚、前段噴射による燃料噴射量と、後段噴射による燃料噴射量との割合は、４：６〜６：４の範囲で適宜設定すればよい。

次に、図５は、有効圧縮比を、７．３〜１３．１の範囲で変更した場合の、気筒１１内の温度変化を比較する図である。尚、有効圧縮比は、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣに基づき演算により求めた有効圧縮比である。同図において、外気温は−５℃、燃料はＥ１００であり、燃料の噴射形態は全て分割噴射である。つまり、前段噴射のＳＯＩは、圧縮上死点前２０°ＣＡであり、後段噴射のＳＯＩは、圧縮上死点前４０°ＣＡである。同図に示すように、有効圧縮比が、例えば７．３や９．６のように低いときには、圧縮行程中における気筒１１の温度は比較的低くなるため、分割噴射を行ったとしても、気筒１１内の温度は、その燃料噴射の途中で気化保障温度を下回ってしまう。これに対し、有効圧縮比を１２以上に設定することで、気筒１１内に導入される新気の温度が低くても、圧縮行程中における気筒１１内の温度が高くなるため、分割噴射を組み合わせることによって、気筒１１内の温度を気化保障温度以上に維持することが可能になる。つまり、エンジン１の冷間始動時に、図２のフローにおけるステップ２３で、有効圧縮比が１２以上となるように吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣが圧縮上死点を挟んだ±５０°ＣＡの範囲内に設定することにより、気筒１１内の温度を気化保障温度以上に維持することが可能になる。

こうして圧縮行程後半に燃料が分割噴射された後、圧縮上死点付近で点火プラグ５１による点火が行われて燃焼が開始する。前述の通り、ステップＳ２６の判定において、エンジン回転数が所定値以上になるまではステップＳ２７が繰り返されるが、気筒１１内での燃焼が開始されれば、気筒１１内の温度が次第に高まるため、当該気筒１１の２回目以降の燃料噴射の際は、気筒１１内の状態は、燃料の気化に次第に有利な状態になる。例えば図６は、気筒１１内の温度変化が、燃焼の開始からのサイクル数の増加によって上昇する様子を示している。ここでのサイクル数は、第１気筒、第３気筒、第４気筒及び第２気筒の順番で燃焼が行われる直列４気筒のエンジン１においては、各気筒１１が１回の燃焼を行うことを１サイクルとカウントしている。従って、特定の気筒１１で見れば、例えば３サイクルは３回目の燃焼が行われることに相当し、５サイクルは、５回目の燃焼が行われることに相当する。そして、図６に示すように、１サイクル目の気筒１１内の温度に対して、３サイクル目の温度は、より高くなり、５サイクル目の気筒１１内の温度は、３サイクル目の温度よりも高くなり、７サイクル目の気筒１１内の温度は、５サイクル目の温度よりもさらに高くなる。このように気筒１１内の温度が高くなれば、その分だけ、燃料の気化には有利になると共に、圧縮行程の期間内において気筒内の温度ができるだけ高くなるまで燃料の噴射時期を遅くする必要がなくなり、逆に燃料の噴射時期を進角させるようにすれば、燃料の気化を促進しつつ、混合気の形成期間を十分に確保することが可能になる。

そこで、図２に示すフローでは、ステップＳ２７において、気筒１１内の温度に応じて燃料の噴射時期を進角させる。具体的には、始動の最中に気筒１１内の温度を推定又は検出し、その温度に応じて燃料の噴射時期を、進角側に設定してもよい。また、気筒１１内の温度の上昇率を推定又は検出し、その上昇率に応じて燃料の噴射時期を進角側に設定してもよい。

さらに、エンジン１の始動時における回転数と気筒１１内の温度との関係を予め把握しておき、計測したエンジン１の回転数から気筒１１内の温度状態を推定して、燃料の噴射時期を進角側に設定してもよい。また、計測したエンジン１の回転数の変化から気筒１１内の温度上昇率を推定して、その上昇率に基づいて、燃料の噴射時期を進角側に設定してもよい。

図７は、エンジン１の冷間始動時におけるサイクル数に対する、（ａ）エンジン１の回転数変化、（ｂ）エンジン１の水温及び燃焼室壁温の変化、（ｃ）噴射時期の変化、をそれぞれ例示している。（ａ）〜（ｃ）の各図における右図は、１０サイクルまでの、各パラメータの変化を拡大して示す図である。同図（ｃ）に示すように、１回目の燃料噴射の時期は、前段噴射のＳＯＩが圧縮上死点前４０°ＣＡに設定され、後段噴射のＳＯＩが圧縮上死点前２０°ＣＡに設定される。こうして気筒１１内に燃料が噴射され、その後、適宜のタイミングで点火プラグ５１を駆動させることで、気筒１１内において燃焼が行われる。サイクル毎に燃料が行われる結果として、同図（ｂ）に示すように、燃焼室の壁温度は次第に上昇する。尚、エンジン水温は実質的に上昇しない。

同図（ｃ）に示すように、気筒１１内の温度上昇に合わせて、前段噴射及び後段噴射のＳＯＩをそれぞれ進角させる。図例では、２サイクル目のＳＯＩは、１サイクル目のＳＯＩと同じに設定され、３サイクル目のＳＯＩは、１及び２サイクル目のＳＯＩよりも進角させている。また、図例では、前段噴射のＳＯＩ及び後段噴射のＳＯＩを共に進角させており、前段噴射のＳＯＩの進角量の方が、後段噴射のＳＯＩの進角量よりも大に設定している。４サイクル目以降は、前段噴射のＳＯＩ及び後段噴射のＳＯＩをそれぞれ、気筒１１内の温度上昇に応じて、次第に進角させている。尚、２サイクル目から、ＳＯＩを、１サイクル目のＳＯＩに対して進角させるようにしてもよいし、１〜３サイクルは、ＳＯＩを同じに設定しつつ、４サイクル目以降において、ＳＯＩを１サイクル目のＳＯＩに対して進角させるようにしてもよい。

さらに、図例では、１０サイクル目以降では、前段噴射のＳＯＩ及び後段噴射のＳＯＩはそれぞれ、所定クランク角で一定にしている。これは、圧縮行程中の燃料噴射時期としての進角限界に相当する。尚、この進角限界は、実際には、吸気弁２１の閉弁時期によって決定される。

そうして、図７（ａ）に示すように、エンジン１の回転数は次第に上昇することになり、エンジン１の回転数が設定値以上になれば、図２のフローのステップＳ２６の判定がＹＥＳになって、エンジン１の始動が完了したとして、フローは終了する。

エンジン１の始動完了後（図７の例では、３０サイクル以降）は、詳しくは後述するが、少なくとも吸気行程期間中において燃料噴射が行われる（図７（ｃ）の前段噴射の噴射時期を参照）。つまり、始動完了後には、気筒１１内の温度が比較的高くなるため、圧縮行程において燃料を噴射する必要性に乏しくなる一方で、吸気行程中に燃料噴射を行うことによって、混合気の形成期間が十分に確保される。

一方、図２のフローのステップＳ２２の判定で、温間始動時であるとして移行したステップＳ２８では、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを遅閉じにセットする。つまり、温間始動時には、気筒１１内に導入される新気の温度が比較的高くて燃料の気化に有利であるため、有効圧縮比を高めて気筒１１内の温度を高める必要性に乏しい。逆に、有効圧縮比を高めて圧縮行程期間中の気筒１１内の温度を高めすぎると、例えばノッキングが発生し易くなったり、過度な吹き上がりが生じたりする不都合がある。そこで、温間始動時には、少なくとも冷間始動時よりも吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを遅く設定することで、有効圧縮比を低下させる。吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣは、吸気下死点を挟んだ±５０°ＣＡの範囲外に設定してもよい。

続くステップＳ２９では、前記のステップＳ２５と同様に、エンジン回転数を読み込み、ステップＳ２１０でエンジン回転数が設定値よりも低いか否かを判定する。回転数が設定値よりも低いとき（ＮＯのとき）には、ステップＳ２１１に移行して、噴射時期を吸気行程に設定する。これは、温間始動時は、燃料の気化に有利であるため、冷間始動時のように気筒１１内の温度上昇を利用する必要がない、また、吸気行程噴射とすることによって、混合気の形成期間を十分に確保することが可能になる、ためである。また、吸気行程噴射とすることで、燃料の噴射圧を高くする必要がなくなり、燃費に有利になるという利点もある。

そうして、エンジン回転数が設定値に上昇するまで、ステップＳ２１１において吸気行程噴射を継続し、エンジン回転数が設定値に到達すれば、ステップＳ２１０の判定がＹＥＳとなり、エンジン１の始動が完了したとしてフローを終了する。

この図２のフローに示すような始動制御によれば、燃料の性状如何にかかわらず、具体的には、低温時に気化し難いＥ１００であっても、冷間始動時及び温間始動時のそれぞれにおいて、エンジン１の始動性を高めることが可能になる。また特に、冷間始動時に圧縮行程噴射を行い、気筒１１内の高い温度を利用して燃料の気化を促進させることは、アルコール濃度の低い燃料（例えばＥ２５等）においても有効であり、この場合は、より少ない燃料量でエンジン１の始動を行うことを可能にする。つまり、図２のフローに示すような始動制御は、エンジン始動時の燃費の向上に有利である。

（始動後のエンジン制御）
図８は、始動後のエンジン制御にかかるフローチャートである。スタート後のステップＳ８１では、エンジン水温、エンジン回転数、Ｃｅ（充填効率（エンジン負荷））をそれぞれ読み込み、続くステップＳ８２では、エンジン水温が設定値よりも低いか否かを判定する。設定値は例えば２０℃としてもよい。水温が設定値以上の温間時は、ステップＳ８３に移行する。

ステップＳ８３では、エンジン水温が高く燃料の気化に有利であるため、混合気形成期間を十分に確保するために、エンジン負荷の高低に拘わらず、燃料噴射時期を吸気行程に設定する。吸気行程期間中に燃料を噴射することは、吸気流動を利用して混合気の形成に有利になる。尚、外気温が低いときであっても、エンジン水温が高まれば、気筒１１内に導入される新気の温度は高くなり、燃料は気化し得る。続くステップＳ８４では、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを、エンジン１の運転状態に応じて設定する。エンジン１の運転状態が部分負荷域にあるときには、閉弁時期ＩＶＣを遅閉じ（吸気下死点に対して５０°ＣＡよりも遅い閉弁時期）に設定することにより、ポンプ損失を低減して燃費の向上を図る。

一方、ステップＳ８２の判定において、エンジン水温が設定値よりも低い冷間時には、ステップＳ８５に移行して、Ｃｅが所定値よりも高いか否か、言い換えるとエンジン１の負荷が所定よりも高いか否かを判定する。エンジン負荷が所定以下の低負荷時（ＮＯのとき）にはステップＳ８６に移行する。一方、エンジン負荷が所定よりも高い高負荷時（ＹＥＳのとき）にはステップＳ８１０に移行する。このように燃料の気化に不利な冷間時には、エンジン負荷の高低に応じて制御を切り替えることにより、高負荷時及び低負荷時のそれぞれにおいて、燃料の気化を促進させるようにする。

図９は、エンジン回転数及びエンジン負荷に係るエンジンの運転状態に対する、吸気マニホールド負圧の相違（等圧線図）を示している。同図は冷間時の吸気圧力の状態を示しており、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣは遅閉じ設定ではない。同図において、Ｃｅが低い、言い換えるとエンジン負荷が低いときには、スロットル弁５７の開度が閉じ側に設定されることにより、吸気マニホールド負圧は大きくなる（吸気ポート負圧も、これと同じである）。そのため、図１０（ｂ）に示すように、吸気行程中の気筒１１内の負圧は、大きくなる。このタイミングで燃料を気筒１１内に噴射すれば、減圧沸騰効果により、燃料を効率的に気化させることが可能になる。そこで、冷間時でかつ低負荷であるとして移行したステップＳ８６では、燃料噴射時期を、吸気行程中に設定する。さらにステップＳ８７では、冷間時における吸気行程期間中の燃料噴射時期を、温間時よりも進角させる（図１０（ａ）参照）。これは、冷間時は温間時と比較して、燃料の気化に不利になることから、燃料の噴射開始時期を進角させることによって、混合気形成期間をできる限り長くするためである。

続くステップＳ８８では、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを、温間時よりも進角させる。前述したように、温間時の部分負荷領域では、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを遅閉じに設定することでポンプ損失を低減している（ステップＳ８４）が、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを遅閉じに設定した場合は、図１０（ｃ）に破線で示すように、気筒１１内の負圧は相対的に小さくなる。これは、負圧を利用して燃料の気化を促進させる冷間時には、不利であることから、冷間時は、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを温間時よりも進角させ、それによって、気筒１１内の負圧を、温間時と比較して大きくする。これにより、冷間時は、減圧沸騰効果により、燃料の気化が促進される。

そうして、ステップＳ８９では、燃料噴射圧を、温間時と比較して高く設定する（図１０（ｄ）参照）。噴射圧を高めることにより、気筒１１内に噴射される燃料が微粒化するため、冷間時における燃料の気化に有利になる。逆に、燃料の気化に有利な温間時は、図１０（ｄ）に破線で示すように、燃料噴射圧を低く設定することで、エンジン１の機械抵抗を減らして、燃費の向上に有利になる。このように、冷間時でかつ軽負荷時には、吸気行程中のできるだけ早いタイミングでかつ、高い燃料圧力で燃料を噴射することと、吸気弁２１の閉弁時期の調整により気筒１１内の圧力をできるだけ下げることとを組み合わせて、燃料の気化を促進し混合気の形成を良好にする。その結果、低燃費で燃焼が安定化する。

これとは逆に、図９に示すように、Ｃｅが高い、言い換えるとエンジン負荷が高いときには、スロットル弁５７の開度が開き側に設定されることにより、吸気マニホールド負圧は小さくなる。そのため、図１１（ｂ）に示すように、吸気行程中の気筒１１内の負圧が小さくなり、このタイミングで燃料を気筒１１内に噴射しても、減圧沸騰効果は得られず、燃料を効率的に気化させることができない。そこで、冷間時でかつ高負荷であるとして移行したステップＳ８１０では、燃料噴射時期を、少なくとも圧縮行程期間内に設定する。これは、図１１（ｃ）に示すように、気筒１１内に導入したガスが断熱圧縮されることにより、圧縮行程中には、吸気行程と比較して、気筒１１内の温度が高まることを利用して、燃料の気化を促進するものである。特に高負荷時には、気筒１１内に導入される空気量が多くなるため、圧縮行程期間中における気筒１１内の温度は、より一層上昇する。このことは、燃料噴射量が相対的に増大する高負荷運転時において、燃料の気化を促進する上で、より有利になる。

図１１（ａ）は、燃料の噴射態様を例示しており、同図における破線は、温間時の燃料噴射時期を示す。前述したように、温間時には吸気行程中に燃料噴射が行われる（ステップＳ８３参照）。一方、冷間時は、エンジン回転数の高低に応じて、燃料の噴射時期を変更する。具体的には、エンジン回転数が所定よりも高い高回転時には、クランク角変化に対する実時間が短いことから、混合気形成期間をできるだけ長く確保するために、図１１（ａ）の上図に示すように、吸気行程と圧縮行程とで分割噴射を行う。燃料の一部を吸気行程で噴射することにより、混合気の形成期間を十分に確保することが可能になる。また、高回転時に吸気行程噴射を行うことは、比較的強い吸気流動を利用して、燃料の気化に有利になる。また、燃料の一部を圧縮行程で噴射することにより、気筒１１内の高い温度を利用して、燃料の気化が促進される。尚、吸気行程での燃料噴射量と、圧縮行程での燃料噴射量は適宜の割合に設定すればよく、例えば回転数に高低に応じて、その割合を変更してもよい。

エンジン回転数が、前記の高回転よりも低い回転数のとき（中回転時）には、クランク角変化に対する実時間が長くなるため、圧縮行程中に燃料噴射を行っても、混合気の形成期間を十分に確保することが可能である。そこで、図１１（ａ）の中図に示すように、圧縮行程期間内で、燃料を一括噴射する。また、エンジン回転数が、前記の中回転よりも低い回転数のとき（低回転時）には、図１１（ａ）の下図に示すように、圧縮行程期間内で、燃料を分割噴射する。こうして、高負荷時の中回転及び低回転時には、圧縮行程で燃料噴射を行うことにより、気筒１１内の高い温度を利用して、燃料の気化が促進される。

そうして、続くステップＳ８１１では、吸気弁２１の閉弁時期ＩＶＣを吸気下死点付近に設定し、そのことにより、エンジン１の有効圧縮比を高める。高い有効圧縮比は、前述したように、圧縮行程中における気筒１１内の温度を高め、気筒１１内に噴射された燃料の気化に有利になる。有効圧縮比は、例えば１０以上に設定すればよい。これは、エンジン１の始動が完了しており、気筒１１内の温度は相対的に高いことから、冷間始動時よりも低い有効圧縮比が許容される。

尚、図８のフローにおけるステップＳ８５では、エンジン負荷の大きさを判断しているが、これに代えて吸気マニホールド（又は、吸気ポート）の負圧の大きさを判断して、吸気マニホールドの負圧が所定値以下の負圧状態であるときには、ステップＳ８６に移行し、吸気マニホールドが所定値よりも高い圧力状態であるときには、ステップＳ８１０に移行するようにしてもよい。

尚、前記の構成はＦＦＶとしているが、ここに開示する技術は、ＦＦＶでなくても、アルコールを含有する燃料が供給されるエンジンを搭載する車両に広く適用することが可能である。

また、前記の構成では、冷間始動時や、始動完了後の冷間の高負荷時における圧縮行程中の分割噴射を、前段噴射と後段噴射との２回に分割しているが、これを３回以上に分割してもよい。

１ エンジン（エンジン本体）
１１ 気筒
１５ ピストン
１８ 吸気ポート
１００ エンジン制御器（始動手段）
２０ スタータモータ
２１ 吸気弁
５３ 燃料噴射弁

Claims (6)

1. 少なくともアルコールを含有する燃料が気筒内に直接噴射される直噴エンジンの始動方法であって、
   前記直噴エンジンの温度が所定温度以下の状態からの冷間始動時に、前記直噴エンジンのクランキングを開始する工程と、
   前記クランキングの開始後、圧縮行程後半の期間内において、前記気筒内に１回目の燃料噴射を行う工程と、
   前記気筒内で燃焼が行われた後に行う前記燃料噴射のタイミングを、前記１回目の燃料噴射タイミングよりも進角させる工程と、を含む直噴エンジンの始動方法。
2. 請求項１に記載の直噴エンジンの始動方法において、
   前記圧縮行程期間内で行う燃料噴射は、複数回の燃料噴射を含む分割噴射である直噴エンジンの始動方法。
3. 請求項１又は２に記載の直噴エンジンの始動方法において、
   前記直噴エンジンは、その幾何学的圧縮比が１３以上に設定されており、
   前記冷間始動時に、前記直噴エンジンの有効圧縮比を１２以上に設定する工程をさらに含む直噴エンジンの始動方法。
4. 請求項１〜３のいずれか１項に記載の直噴エンジンの始動方法において、
   前記直噴エンジンの回転数が所定回転数以上に上昇した後に、少なくとも吸気行程期間内において燃料噴射を行う工程をさらに含む直噴エンジンの始動方法。
5. 請求項１〜４のいずれか１項に記載の直噴エンジンの始動方法において、
   前記燃料噴射のタイミングを進角させる工程は、前記気筒内の温度の上昇に応じて進角させる直噴エンジンの始動方法。
6. 気筒を有するエンジン本体と、
   少なくともアルコールを含有する燃料を前記気筒内に直接噴射するように構成された燃料噴射弁と、
   前記エンジン本体を始動させるように構成された始動手段と、を備え、
   前記始動手段は、前記エンジン本体の温度が所定温度以下の状態からの冷間始動時には、クランキングの開始後に、前記気筒が圧縮行程後半にある期間内において、当該気筒内に、前記燃料噴射弁から１回目の燃料噴射を実行させると共に、当該気筒内で燃焼が行われた後の燃料噴射タイミングを、前記１回目の燃料噴射タイミングよりも進角させる直噴エンジンの始動制御装置。

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