JP2015145641A - 内燃機関の燃料噴射制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】適切な燃料噴射を行うことによって均質性がより高い混合気を形成することが可能な燃料噴射制御装置を提供する。
【解決手段】吸気弁の排気弁と反対側のボア壁面の近傍領域の所定位置から燃焼室内の排気弁とピストン冠面との間の領域に向けて燃料を噴射する燃料噴射弁を備え、吸気ポートが正タンブル流を生成するように構成された内燃機関に適用され、燃料噴射弁のニードル弁のリフト量を第１リフト量までの範囲で変更することによって燃料を噴射する主燃料噴射と、ニードル弁のリフト量を前記第１リフト量よりも小さい第２リフト量までの範囲で変更することによって燃料を噴射する副燃料噴射と、を１機関サイクルにおいて実行する制御部を備える燃料噴射制御装置に関する。制御部は、吸気弁の開弁開始時期を含む特定期間内に副燃料噴射を少なくとも１回実行し、逆タンブル流に副燃料噴射により噴射された燃料を乗せるように構成する。
【選択図】図９

Description

本発明は、燃焼室内（筒内）に燃料を直接噴射する燃料噴射弁を備えた内燃機関に適用される燃料噴射制御装置に関する。

特許文献１には、燃焼室内に燃料を直接噴射する燃料噴射弁を備えた内燃機関が開示されている。この内燃機関においては、均質リーン運転時において、吸気弁の開弁期間と排気弁の開弁期間とがオーバーラップせず且つ吸気弁が吸気上死点後に開弁し始めるようにバルブタイミングが設定される。これによれば、ピストンが吸気上死点から下降し始めて燃焼室内に負圧が発生してから吸気弁が開弁し始めるので、吸気弁の開弁開始直後、空気が高い流速で燃焼室に流入する。更に、この内燃機関においては、吸気弁の開弁開始直前の時点から吸気弁の開弁直後の時点に亘って燃料が継続的に噴射される。その結果、高い流速で燃焼室内に流入する空気によって噴射された燃料を拡散させることができるので、均質性の高い混合気を燃焼室内に形成することができる。なお、この内燃機関において、燃料噴射弁は、吸気弁の近傍且つボア壁面の近傍の位置から燃焼室の中央部に向けて燃料が噴射されるように配設されている。

特開２００１−７３８１９号公報

しかしながら、上記従来の内燃機関においては、燃焼室内に気流が発生していない「吸気弁の開弁開始直前の時点」から貫徹力の大きい燃料噴射が行われるので、噴射された燃料が排気弁側のボア壁面に付着し、その結果、エミッションが悪化する虞がある。

そこで、本発明の目的は、燃焼室内に燃料を直接噴射する燃料噴射弁を備えた内燃機関に適用され、適切な燃料噴射を行うことによって均質性がより高い混合気を形成することが可能な燃料噴射制御装置を提供することにある。

本発明による燃料噴射制御装置は、
ピストン冠面に対向するシリンダヘッド下面に形成された、燃焼室と吸気ポートとの連通部、を開閉する吸気弁と、
前記シリンダヘッド下面に形成された、前記燃焼室と排気ポートとの連通部、を開閉する排気弁と、
前記吸気弁の前記排気弁と反対側のボア壁面近傍領域の所定位置から前記燃焼室内の前記排気弁と前記ピストン冠面との間の領域に向けて燃料を噴射する燃料噴射弁と、を備え、
前記吸気ポートが、正タンブル流を生成するように構成された内燃機関に適用される。
正タンブル流は、前記吸気弁の開弁期間中において同吸気ポートから前記燃焼室内に流入した後に前記排気弁の近傍の領域へと向かい、更に、排気弁側のボア壁面に沿って前記ピストン冠面へと向かった後に同ピストン冠面から前記シリンダヘッド下面へと向かう空気の流れである。

更に、本発明による燃料噴射制御装置は、
前記燃料噴射弁のニードル弁のリフト量を第１リフト量までの範囲で変更することによって燃料を噴射する主燃料噴射と、前記ニードル弁のリフト量を前記第１リフト量よりも小さい第２リフト量までの範囲で変更することによって燃料を噴射する副燃料噴射と、を１機関サイクルにおいて実行する制御部を備える。

加えて、前記制御部は、前記吸気弁の開弁開始時期を含む特定期間内に前記副燃料噴射を少なくとも１回実行することにより、逆タンブル流に前記副燃料噴射により噴射された燃料を乗せるように構成される。逆タンブル流は、前記吸気ポートから前記燃焼室内に流入した後に前記吸気弁の前記排気弁とは反対側のボア壁面に沿って前記ピストン冠面へと向かった後に同ピストン冠面から前記シリンダヘッド下面へと向かう空気の流れである。

本発明においては、副燃料噴射が、その副燃料噴射による噴射燃料（即ち、ニードル弁のリフト量が第２リフト量までの範囲で変更されることによって噴射される燃料）が逆タンブル流に乗るような時期（即ち、前記特定期間内）に実行される。この副燃料噴射による噴射燃料の貫徹力は小さい。従って、例えば、副燃料噴射が吸気弁の開弁前に行われた場合、噴射燃料が吸気弁近傍の領域に留まった状態であるときに吸気弁が開弁する。よって、その噴射燃料は、吸気弁側のボア壁面に沿って形成される前記逆タンブル流に乗って拡散される。或いは、副燃料噴射が吸気弁の開弁後に行われた場合であっても、噴射燃料は既に生成している逆タンブル流に乗って拡散される。この結果、副燃料噴射により噴射された燃料はボア壁面に大きく付着することなく、燃焼室内に良好に拡散される。

ところで、一般に、逆タンブル流の速度（強さと言うこともできる）は、「前記吸気弁の開弁開始時点（第一時点）」と「前記吸気弁のリフト量が同吸気弁の最大リフト量に到達する時点（第二時点）」との略中間の時期において最も大きくなる。そこで、前記制御部は、「前記吸気弁が開弁を開始する第一時点から前記吸気弁のリフト量が同吸気弁の最大リフト量に到達する第二時点までの間であり、且つ、第一時点と第二時点との中間の時点を含む所定の期間」を前記特定期間として設定することが好ましい。これによれば、より強い逆タンブル流に副燃料噴射による噴射燃料を乗せることができるので、その噴射燃料を燃焼室内に良好に拡散させることができる。

更に、前記制御部は、「前記逆タンブル流の初速が前記正タンブル流の初速よりも大きい期間である逆タンブル期間中に発生している逆タンブル流」に前記副燃料噴射により噴射された燃料が乗るような、前記特定期間としての期間内に、前記副燃料噴射を実行するとともに、前記逆タンブル期間後であって前記正タンブル流が発生している期間内に前記主燃料噴射を実行するように構成され得る。

この態様によれば、逆タンブル流の初速（即ち、空気が吸気ポートから燃焼室内に流入した直後における逆タンブル流の速度）が正タンブル流の初速（即ち、空気が吸気ポートから燃焼室内に流入した直後の正タンブル流の速度）よりも大きい逆タンブル期間に副燃料噴射が実行される。従って、副燃料噴射による噴射燃料は逆タンブル流により燃焼室内に拡散される。更に、この態様によれば、逆タンブル期間の後（即ち、正タンブル流の初速が逆タンブル流の初速よりも大きい期間）に主燃料噴射が実行される。この主燃料噴射による噴射燃料の貫徹力は大きいので、噴射燃料は排気弁側のボア壁面近傍にまで達する可能性がある。しかしながら、主燃料噴射は正タンブル流が強くなっている期間に行われるから、主燃料噴射による噴射燃料は排気弁側のボア壁面に多量に付着することがなく、正タンブル流に乗って燃焼室内に拡散される。この結果、上記態様によれば、逆タンブル流による燃料拡散と正タンブル流による燃料拡散との双方により、均質性が高い混合気が燃焼室内全体に形成され得る。

更に、副燃料噴射の実行回数が多いほど、より多くの燃料が逆タンブル流によって拡散される。そこで、前記制御部は、前記副燃料噴射を複数回実行するように構成され得る。これによれば、より均質性の高い混合気が筒内に形成される。

機関回転速度が低い場合、燃焼室内気流（即ち、筒内に発生する気流）の速度が小さいので、機関回転速度が高い場合に比べて噴射燃料が拡散し難い。従って、前記制御部は、前記副燃料噴射を実行する回数を、機関回転速度が低いほど多く設定するように構成されることが好ましい。機関負荷が高い場合、噴射燃料の量が多いので、機関負荷が低い場合に比べて噴射燃料が拡散し難い。従って、前記制御部は、前記副燃料噴射を実行する回数を、機関負荷が高いほど多く設定するように構成されることが好ましい。これらの態様によれば、噴射燃料が拡散し難い状況下においても、均質性の高い混合気を燃焼室内に形成することができる。

図１は、本発明の実施形態に係る燃料噴射制御装置が適用される内燃機関の概略断面図である。 図２は、吸気弁が開弁されているときに燃焼室内に発生する気流（筒内気流）の様子を示した図である。 図３は、図１に示した燃料噴射弁の断面図である。 図４（Ａ）は、吸気弁の開弁初期における筒内気流の様子を示した図であり、図４（Ｂ）は、吸気弁の開弁中期における筒内気流の様子を示した図である。 図５（Ａ）は、クランク角と吸気弁リフト量との関係を示した図であり、図５（Ｂ）は、クランク角とタンブル流（正タンブル流及び逆タンブル流）との関係を示した図である。 図６（Ａ）は、フルリフト噴射におけるニードルリフト量の時間変化を示した図であり、図６（Ｂ）は、パーシャルリフト噴射におけるニードルリフト量の時間変化を示した図である。 図７（Ａ）は、フルリフト噴射時の燃料噴射弁の先端部分の断面図であり、図７（Ｂ）は、パーシャルリフト噴射時の燃料噴射弁の先端部分の断面図である。 図８（Ａ）は、燃焼室内に噴射された燃料の噴霧をシリンダ中心軸線に沿って見た図であり、図８（Ｂ）は、燃焼室内に噴射された燃料の噴霧をシリンダ中心軸線と直交する所定の方向から見た図である。 図９は、第１実施形態における「クランク角と、吸気弁リフト量、逆タンブル流の速度及び燃料噴射弁のニードルリフト量と、の関係」を示した図である。 図１０は、第１実施形態の燃料噴射制御フローを示した図である。 図１１は、第２実施形態における「クランク角と、吸気弁リフト量、逆タンブル流の速度及び燃料噴射弁のニードルリフト量と、の関係」を示した図である。 図１２（Ａ）は、機関回転速度が高いときの「クランク角と、吸気弁リフト量、逆タンブル流の速度及び燃料噴射弁のニードルリフト量と、の関係」を示した図であり、図１２（Ｂ）は、機関回転速度が低いときの「クランク角と、吸気弁リフト量、逆タンブル流の速度及び燃料噴射弁のニードルリフト量と、の関係」を示した図である。 図１３は、第３実施形態における副燃料噴射の実行領域を示した図である。 図１４は、第３実施形態の燃料噴射制御フローを示した図である。 図１５は、図１に示した電子制御装置がパーシャルリフト噴射実行回数を決定する際に参照するルックアップテーブルである。

＜第１実施形態＞
以下、図面を参照しながら本発明の実施形態に係る燃料噴射制御装置（以下、単に「本制御装置」と称呼する。）について説明する。本制御装置は、図１に本体１０を示した内燃機関に適用される。本体１０は、シリンダヘッド１１、シリンダブロック１２、燃料噴射弁１３、点火装置１４、吸気弁１５、排気弁１６、ピストン１７、コネクティングロッド１８、クランクシャフト１９、及び、クランクポジションセンサ２０を備える。以下、ピストン１７が下死点から上死点に向かう方向を「上方」、ピストン１７が上死点から下死点に向かう方向を「下方」と称呼する。更に、シリンダ中心軸線Ｃよりも吸気弁１５側を「吸気側」と称呼し、シリンダ中心軸線Ｃよりも排気弁１６側を「排気側」と称呼する。

燃焼室２１は、シリンダヘッド１１の下面１１ａと、ボア（シリンダボア）壁面１２ａと、ピストン冠面１７ａとによって画成される。シリンダヘッド１１には、燃料噴射弁１３、点火装置１４、吸気弁１５及び排気弁１６が取り付けられている。点火装置１４は、イグナイタ、イグニッションコイル、及び点火プラグを含む。シリンダヘッド１１には、吸気ポート２２及び排気ポート２３が形成されている。吸気ポート２２は、その一端において燃焼室２１と連通し、その他端において吸気マニホールド（図示せず）と連通している。吸気ポート２２は、吸気ポート２２から筒内２１に流れ込む空気が、後述する正タンブル流を発生可能な形状を有している。即ち、吸気ポート２２は、いわゆる正タンブルポートである。排気ポート２３は、その一端において燃焼室２１と連通し、その他端において排気マニホールド（図示せず）と連通している。

点火装置１４は、その先端に備えられた点火プラグの電極２４が燃焼室２１の略中央上方に位置するように、シリンダヘッド１１に配設されている。
吸気弁１５は、シリンダヘッド１１の吸気側に往復動可能に配設されている。吸気弁１５は、吸気カム２７が回転すると、吸気カム２７のカムノーズに追従して燃焼室２１と吸気ポート２２との連通部を開放したり遮断したりするように往復動する。
排気弁１６は、シリンダヘッド１１の排気側に往復動可能に配設されている。排気弁１６は、排気カム２８が回転すると、排気カム２８のカムノーズに追従して燃焼室２１と排気ポート２３との連通部を開放したり遮断したりするように往復動する。

なお、図示しないが、図１に示す内燃機関１０は、吸気弁１５及び吸気ポート２２を吸気側に２つずつ備え、排気弁１６及び排気ポート２３を排気側に２つずつ備えている。即ち、この機関は周知の４バルブエンジンである。これら吸気ポート２２は、いずれも正タンブル流を発生可能な正タンブルポートである。

正タンブル流とは、図２の曲線ＮＴにより示したように、吸気弁１５の開弁期間中において吸気ポート２２から筒内２１に流入した後に排気弁１６の近傍の領域Ｂへと向かい、更に、排気弁側のボア壁面１２ａｅｘに沿ってピストン冠面１７ａへと向かい、その後、ピストン冠面１７ａからシリンダヘッド下面１１ａへと向かう空気の流れのことである。

図１に示したように、シリンダブロック１２には、ピストン１７、コネクティングロッド１８、クランクシャフト１９、及び、クランクポジションセンサ２０が備えられている。

燃料噴射弁１３、点火装置１４、クランクポジションセンサ２０、及び、アクセルペダル踏込量センサ２６は、電子制御装置（ＥＣＵ）９０に電気的に接続されている。ＥＣＵ９０は、燃料噴射弁１３及び点火装置１４の動作を制御するための制御信号を燃料噴射弁１３及び点火装置１４に与える。クランクポジションセンサ２０は、クランクシャフト１９の回転位置を検出する。ＥＣＵ９０は、クランクポジションセンサ２０からの検出信号に基づいて機関回転速度を算出する。アクセルペダル踏込量センサ２６は、アクセルペダル２５の踏込量を検出する。ＥＣＵ９０は、アクセルペダル２５の踏込量に関する情報等に基づいて機関負荷を算出する。

（１−１．燃料噴射弁及びその取付け位置）
図３に燃料噴射弁１３の構成を示す。燃料噴射弁１３は、ノズル本体部３０、ニードル弁３１、燃料噴射孔（以下「噴孔」）３２、燃料通路３３、ソレノイド３４、スプリング３５、及び、燃料取込口３６を備える。ニードル弁軸線３７は、燃料噴射弁１３の長手方向に延びる軸線である。燃料噴射弁１３は、いわゆる内開弁タイプの燃料噴射弁である。

燃料噴射弁１３の噴孔３２は、スリット形状の噴孔である。即ち、燃料噴射弁１３の先端部近傍を噴孔３２の噴射軸線に対して垂直な平面で切断した場合の噴孔３２の断面の形状は、矩形である。この断面の面積は、噴孔３２の入口から出口に向かう方向に徐々に広くなる。従って、矩形の断面の長手方向と噴射軸線とを含む平面にて燃料噴射弁１３の先端部近傍を切断したときの噴孔３２の断面の形状は、扇形である。

図２に示したように、燃料噴射弁１３は、燃焼室２１の上方に形成されている吸気ポート２２よりもピストン１７側の機関本体１０の部分（シリンダヘッド１１の部分）に配設されている。つまり、燃料噴射弁１３は、吸気弁１５の排気弁１６と反対側のボア壁面１２ａｉｎの近傍領域（領域Ａを参照。）の所定位置から燃焼室２１内の排気弁１６とピストン冠面１７ａとの間の領域に向けて燃料を噴射するように配設されている。なお、燃料噴射弁１３は上述した位置のシリンダブロック１２の部分に配設されてもよい。

更に、燃料噴射弁１３は、その噴射軸線が「２つの吸気ポート１５と燃焼室２１との連通部」の中心同士を結んだ直線を二等分し、且つ、シリンダ中心軸線Ｃを通る平面内に存在するように、配設されている。

即ち、燃料噴射弁１３は、シリンダ中心軸線Ｃ方向から見ると、噴射軸線がシリンダ中心を通るように配設されている。更に、燃料噴射弁１３は、噴射軸線とシリンダ中心軸線Ｃとを含む平面と直交する方向から見ると、噴射軸線が、シリンダ中心軸線Ｃとの直交面と平行であるか、または、その平面から斜め下方（ピストン冠面１７ａ及び排気弁側のボア壁面１２ａｅｘに向かう方向）を向くように配設されている。

（１−２．筒内気流）
次に、図２及び図４を参照しながら筒内気流について説明する。筒内気流とは、燃焼室２１内（筒内）に発生する空気の流れを意味する。図２に示す状態においては、吸気弁１５が開弁しており且つ排気弁１６が全閉している。この状態においては、逆タンブル流ＲＴと、上述した正タンブル流ＮＴと、が発生する。逆タンブル流ＲＴは、吸気ポート２２から燃焼室２１内に流入した後に、吸気弁１５の排気弁１６とは反対側のボア壁面１２ａｉｎに沿ってピストン冠面１７ａへと向かい、その後ピストン冠面１７ａからシリンダヘッド下面１１ａへと向かう空気の流れである。

図４（Ａ）は、吸気弁１５の開弁初期の筒内気流の様子を示している。詳細は後述するが、吸気弁１５の開弁初期（即ち、吸気弁１５のリフト量が小さいとき）においては、逆タンブル流ＲＴの速度（初速）が正タンブル流ＮＴの速度（初速）よりも大きい。従って、吸気側の筒内領域に強い逆タンブル流ＲＴが形成される。このように、吸気ポート２２が正タンブルポートであっても、吸気弁１５の開弁初期においては、逆タンブル流ＲＴが発生する。一方、図４（Ｂ）は、吸気弁１５の開弁中期の筒内気流の様子を示している。吸気弁１５の開弁中期（即ち、吸気弁１５のリフト量が略最大リフト量であるとき）においては、正タンブル流ＮＴの速度（初速）が逆タンブル流ＲＴの速度（初速）よりも相当に大きい。従って、筒内全体に強い正タンブル流ＮＴが形成される。なお、逆タンブル流ＲＴの初速は、空気が「吸気弁１５の排気弁１６とは反対側」を通って燃焼室２１内に流入した直後の位置（即ち、図４の領域Ａ）における逆タンブル流ＲＴの速度である。正タンブル流ＮＴの初速は、空気が吸気弁１５の排気弁側を通って燃焼室２１内に流入した直後の位置（即ち、図４の領域Ｂ）における正タンブル流ＮＴの速度である。

前述の吸気弁リフト量と筒内気流の速度との関係について、図５を参照しながら詳細に説明する。図５は、クランク角度と筒内に発生する気流との関係についてのシミュレーション結果を示している。図５において、クランク角度０°は圧縮上死点である。図５（Ａ）に示すように、吸気弁１５は、クランク角度−３６０°（吸気上死点）直前において開弁を開始し、クランク角度−９０°（圧縮行程の中間点）よりも若干前において全閉されている。吸気弁リフト量は、吸気弁１５の開弁開始後、徐々に増大し、クランク角度−２４０°近傍において、最大となり、その後、徐々に減少する。なお、このシミュレーションにおいて、排気弁１６は、常に閉じた状態である。

図５（Ｂ）において実線ＲＴによって表されている曲線は、図２及び図４中の領域Ａにおける逆タンブル流ＲＴの速度（初速Ｖｒｔ）を示している。逆タンブル流ＲＴの速度（初速）Ｖｒｔは、吸気弁１５の開弁開始後、比較的急激に増大し、クランク角度−３１０°近傍において、最大速度Ｖｒｔｐとなり、その後、減少する。クランク角度−２４０°近傍において、ゼロとなる。

図５（Ｂ）において鎖線ＮＴによって表されている曲線は、図２及び図４中の領域Ｂにおける正タンブル流ＮＴの速度（初速Ｖｎｔ）を示している。正タンブル流ＮＴの速度（初速）Ｖｎｔは、吸気弁１５の開弁開始後、徐々に増大し、クランク角度−２１０°近傍において最大となり、その後、減少する。

図５（Ｂ）に示すように、吸気弁１５の開弁開始後、クランク角度−２７０°近傍までの間、逆タンブル流ＲＴの速度Ｖｒｔは、正タンブル流ＮＴの速度Ｖｎｔよりも大きい（Ｖｒｔ＞Ｖｎｔ）。そして、クランク角度−２７０°近傍において、逆タンブル流ＲＴの速度Ｖｒｔは、正タンブル流ＮＴの速度Ｖｎｔに等しくなり（Ｖｒｔ＝Ｖｎｔ＝Ｖｅ）、その後、逆タンブル流ＲＴの速度Ｖｒｔは、正タンブル流ＮＴの速度Ｖｎｔよりも小さくなる（Ｖｒｔ＜Ｖｎｔ）。

（１−３．燃料噴射）
燃料噴射弁１３は、燃料噴射弁１３のソレノイド３４への通電時間の制御によって、ニードルリフト量（即ち、ニードル弁３１のリフト量）を変化させることが可能である。ニードル弁３１を最大リフト量（即ち、フルリフト量）までリフトさせる噴射は、フルリフト噴射と称呼される。一方、ニードル弁３１をフルリフト量よりも小さい部分リフト量（即ち、パーシャルリフト量）までの範囲でリフトさせる噴射は、パーシャルリフト噴射と称呼される。図６（Ａ）に、１回のフルリフト噴射におけるニードルリフト量の時間変化を示す。図６（Ｂ）に、３回のパーシャルリフト噴射におけるニードルリフト量の時間変化を示す。

主燃料噴射において、ニードルリフト量は、第１リフト量までの範囲で変更される。本例において、第１リフト量は最大リフト量であるが、最大リフト量よりも小さいリフト量であってもよい。即ち、主燃料噴射は、フルリフト噴射又はパーシャルリフト噴射である。一方、副燃料噴射において、ニードルリフト量は、第２リフト量までの範囲で変更される。第２リフト量は、第１リフト量よりも小さいリフト量である。即ち、副燃料噴射は、第１リフト量よりも小さいリフト量によるパーシャルリフト噴射である。

図７にノズル本体３０先端部（ニードル弁３１、噴孔３２近傍及びその周辺）の「ニードル弁軸線３７と噴射軸線４６とを含む平面」による断面図を示す。ノズル本体３０の内壁に開口する流入口４４とノズル本体３０の外壁に開口する流出口４５とを接続する通路が噴孔３２である。ノズル本体３０内壁とニードル弁３１とによって囲まれる空間はサック３８である。図７（Ａ）に示すフルリフト噴射状態においては、ノズルシート部４０とニードルシート部４１との間の流路面積（即ち、サック３８入口の面積）は、流入口４４における噴孔面積よりも大きくなっている。つまり、燃料流路中の最小絞り部分は、噴孔３２の流入口４４である。

これに対し、図７（Ｂ）に示すパーシャルリフト噴射状態においては、サック３８入口の面積は、流入口４４における噴孔面積よりも小さくなっている。つまり、燃料流路中の最小絞り部分は、サック３８入口である。従って、サック３８入口の面積が噴孔面積よりも小さいパーシャルリフト噴射状態においては、サック３８入口の流路における燃料の流速が噴孔３２の流入口４４における燃料の流速より大きくなる。

パーシャルリフト噴射において、サック３８入口の流路において流速が大きくなった燃料は、サック３８内へ流れ込むが、サック３８の流路面積は、サック３８の入口の流路面積より大きい（即ち、体積が大きい）ので、サック３８に流れ込んだ燃料の速度及び圧力（燃圧）は低下する。このときの燃圧の低下量は、フルリフト噴射における燃圧の低下量よりも大きい。その結果、噴孔３２内の燃料の圧力と、筒内圧との差圧は、フルリフト噴射における差圧よりも小さくなる。従って、噴孔３２から噴射される燃料の貫徹力は、フルリフト噴射よりもパーシャルリフト噴射の方が小さくなる。更に、ニードルリフト量が小さいほど、上記最小絞り部分の開口面積が小さくなるので、サック３８内の燃圧は弱まり、噴射の貫徹力は小さくなる。従って、図８に示すように、比較的ニードルリフト量の小さいパーシャルリフト噴射によれば、燃料噴霧５０が燃料噴射弁１３近傍までしか到達しないような（吸気弁１５の近傍且つ下方領域に留まるような）噴射が可能である。一方、フルリフト噴射による燃料噴霧５１は、排気側の筒内領域にまで到達するような噴射が可能である。

前述したように、噴射軸線の向きは、シリンダ中心軸線Ｃとの直交面上においてはシリンダ中心に向き、噴孔３２（噴射軸線４６）とシリンダ中心軸線Ｃとを含む平面上においては、シリンダ中心軸線Ｃとの直交面と平行であるか、または、若干ピストン１７の方向に向いている。前述のように、燃料噴射弁１３の噴孔３２はスリット形状を有し、図８に示すように、シリンダ中心軸線に沿って見た噴霧形状は、扇状に筒内領域に広がる。フルリフト噴射又は比較的ニードルリフト量の大きい噴射の場合、その噴霧は、排気側筒内領域にまで広がる。比較的ニードルリフト量の小さいパーシャルリフト噴射の場合、その噴霧は、吸気弁近傍に留まる。

（１−４．燃料噴射制御）
次に、第１実施形態の燃料噴射制御について説明する。ＥＣＵ９０は、主燃料噴射と副燃料噴射とを実行可能である。主燃料噴射は、ニードルリフト量が第１リフト量である噴射を１回実行する噴射である。副燃料噴射は、ニードルリフト量が第２リフト量である噴射を１回実行する噴射である。本実施形態においては、図９に示すように、副燃料噴射実施期間Ｔｐｉの任意のタイミングにおいて副燃料噴射ＰＬが複数回（図示の例では２回）実行され、主燃料噴射実施期間Ｔｆｉの任意のタイミングにおいて主燃料噴射ＦＬが１回実行される。

副燃料噴射実施期間Ｔｐｉは、図５（Ｂ）に示すように、無タンブル期間Ｔｂと逆タンブル期間Ｔｓとに相当する期間である。無タンブル期間Ｔｂは、吸気弁１５の開弁開始直前（開弁時期の所定時間前）から吸気弁１５の開弁開始までの期間であって、筒内に逆タンブル流も正タンブル流も形成されていない期間である。逆タンブル期間Ｔｓは、吸気弁１５の開弁開始後、逆タンブル流の速度（初速）が正タンブル流の速度（初速）よりも大きい期間である。つまり、副燃料噴射実施期間Ｔｐｉは、吸気弁１５の開弁開始時期を含む特定期間である。換言すると、副燃料噴射実施期間Ｔｐｉは、吸気弁開弁開始時期よりも第１所定時間前の時点から吸気弁開弁開始時期よりも第２所定時間後の時点までの期間である。主燃料噴射実施期間Ｔｆｉは、逆タンブル期間Ｔｓ後から点火時期までの間（好ましくは、吸気下死点までの間）である。即ち、主燃料噴射実施期間Ｔｆｉは、正タンブル流の速度が逆タンブル流の速度よりも大きい期間であって、正タンブル流が発生している期間である。

＜第１実施形態の効果＞
前述したように、副燃料噴射による燃料の貫徹力は小さいので、副燃料噴射によって噴射された燃料は、排気側のボア壁面１２ａｅｘに付着することなく、吸気側の筒内領域に留まる。第１実施形態においては、副燃料噴射は、副燃料噴射実施期間（即ち、逆タンブル流が発生しているとき、或いは、逆タンブル流が発生する直前）に実行される。このため、副燃料噴射による燃料は、逆タンブル流によって吸気側の筒内領域に拡散され、この領域において均質性の高い混合気が形成される。

更に、前述したように、主燃料噴射による噴射においては、副燃料噴射による噴射に比べてニードルリフト量が大きいので、噴射された燃料の貫徹力は大きく、排気側の筒内領域まで到達する。本実施形態においては、主燃料噴射は、主燃料噴射実施期間（即ち、正タンブル流が逆タンブル流より大きいとき）に実行される。このため、主燃料噴射による燃料は、正タンブル流に乗って、排気側のボア壁面１２ａｅｘに付着することなく筒内に拡散される。

従って、本実施形態によれば、逆タンブル流によって拡散された副燃料噴射による燃料と、正タンブル流によって拡散された主燃料噴射による燃料と、の両方によって、均質性の高い混合気が燃焼室２１内に形成される。更に、燃料がボア壁面１２ａに付着しにくいので、従来に比べてエミッションを改善することができる。

（１−５．燃料噴射量）
なお、第１実施形態において、副燃料噴射１回当たりの目標燃料噴射量（以下「目標副燃料噴射量」）は、一定量に予め定められている。更に、副燃料噴射の回数も、一定回数に予め定められている。加えて、目標副燃料噴射量は、副燃料噴射によって安定した量の燃料が噴射される噴射量を下限とし、副燃料噴射による燃料が逆タンブル流に確実に乗る程度の貫徹力しか有さない程度の噴射量を上限とした範囲内の噴射量であることが好ましい。

そして、機関運転中、吸気量（即ち、筒内に吸入される空気の量）と目標空燃比とに基づいて、目標空燃比を達成するために必要な燃料の量がトータル目標噴射量（即ち、１機関サイクルにおいて燃料噴射弁から噴射すべき燃料の量）Ｑｔとして算出される。そして、目標副燃料噴射量Ｑｐに副燃料噴射回数Ｎを乗算して得られる値をトータル目標噴射量Ｑｔから減算することによって、主燃料噴射における目標燃料噴射量（以下「目標主燃料噴射量」）Ｑｆが算出される（Ｑｆ＝Ｑｔ−Ｑｐ＊Ｎ）。

＜第１実施形態の制御フロー＞
第１実施形態の燃料噴射制御フローについて、図１０のフローチャートを参照しながら説明する。ＥＣＵ９０のＣＰＵは、所定クランク角度において図１０のフローチャートに示したルーチンを実行するようになっている。従って、適当なタイミングになると、図１０の処理が開始され、始めに、ステップ１１において、吸気量と目標空燃比とに基づいてトータル目標噴射量Ｑｔが算出される。次いで、ステップ１２において、トータル目標噴射量Ｑｔと副燃料噴射回数Ｎと目標副燃料噴射量Ｑｐとに基づいて、目標主燃料噴射量Ｑｆが算出される。次いで、ステップ１３において、主燃料噴射及び副燃料噴射の噴射タイミングが決定される。次いで、ステップ１４において、時刻が副燃料噴射の噴射タイミングになったときに副燃料噴射が実行され、次いで、ステップ１５において、時刻が主燃料噴射の噴射タイミングになったときに主燃料噴射が実行され、本ルーチンは終了する。

＜第２実施形態＞
（副燃料噴射の実行時期）
前述したように、副燃料噴射の実行時期は、副燃料噴射実施期間（特定期間）Ｔｐｉ内の時期であれば如何なる時期であっても良い。但し、副燃料噴射の実行時期を「吸気弁１５の開弁開始時点（第一時点）」から「吸気弁１５のリフト量が吸気弁１５の最大リフト量に到達する時点（第二時点）」までの間であり、且つ、第一時点と第二時点との中間の時点Ｔｒｐを含む所定の期間内に設定することにも利点がある。

即ち、図５（Ｂ）に示すように、逆タンブル流ＲＴの速度Ｖｒｔは、吸気弁１５の開弁開始後から増大し、吸気弁１５の開弁開始時点と吸気弁１５のリフト量が最大リフト量となる時点との中間の時点Ｔｒｐにおいて、最大速度になる。そこで、第２実施形態の燃料噴射制御装置は、図１１に示すように、第一時点と第二時点までの期間内であり且つ更に中間の時点Ｔｒｐを含む所定の期間内において、副燃料噴射を実行する。これにより、副燃料噴射による噴射燃料が、強さが略最大となっている逆タンブル流に乗るので、燃料の拡散がより一層促進される。

＜第３実施形態＞
（３−１．副燃料噴射回数の設定）
ところで、機関回転速度が高いときには、筒内のタンブル流（正タンブル流及び逆タンブル流）が強いので、筒内への噴射燃料の拡散は速く進む。一方、機関回転速度が低いときには、筒内気流が弱く、筒内への噴射燃料の拡散が遅くなるので、機関回転速度が高いときよりも筒内の混合気の均質性は悪化する。特に、正タンブル流が弱くなると、主燃料噴射による燃料噴霧の拡散は、排気弁側の筒内領域に偏在するようになる。従って、機関回転速度が低いほど、副燃料噴射により噴射される燃料の合計値（トータルの副燃料噴射量）が多いことが好ましい。そこで、第３実施形態の燃料噴射制御装置は、第１実施形態（又は第２実施形態）における燃料噴射制御に加え、機関回転速度が低いほど、副燃料噴射回数を増加してトータルの副燃料噴射量を増大する制御を行う。

即ち、第３実施形態によれば、図１２（Ａ）に示すように機関回転速度が高いときには、２回の副燃料噴射ＰＬが実行され、図１２（Ｂ）に示すように機関回転速度が低いときには４回の副燃料噴射ＰＬが実行される。但し、第３実施形態における一回の目標副燃料噴射量は機関回転速度に依らず一定値である。

従って、第３実施形態によれば、機関回転速度が低いときに、主燃料噴射による燃料の量が少なくなり、その分、副燃料噴射による燃料の量が多くなる。従って、逆タンブル流によって拡散される燃料の量が多くなる。このため、機関回転速度が低いときであっても、均質性の高い混合気が筒内に形成される。更に、機関回転速度が低いために正タンブル流が弱い場合に主燃料噴射により噴射される貫徹力の強い燃料の量が小さくなるから、排気弁側のボア壁面１２ａｅｘへ付着する燃料量を低減することもできる。なお、第３実施形態における一回の目標副燃料噴射量を、機関回転速度が低いほど小さくしながら、副燃料噴射の回数をより多くして副燃料噴射によって噴射される燃料の量を大きくしてもよい。

（３−２．機関負荷に応じた副燃料噴射回数の設定）
更に、機関負荷が高いときには、トータル目標噴射量が多い。従って、トータル目標噴射量に対する目標主燃料噴射量の割合が同じであると、主燃料噴射量が多くなる。前述したように、主燃料噴射による燃料噴霧の貫徹力は大きいので、主燃料噴射による燃料噴射量が多くなると、排気側の筒内領域に多くの燃料が偏在し、燃料の気化及び拡散が十分には進まない可能性がある。従って、機関負荷が高いほど、副燃料噴射による燃料噴射量が多いことが好ましい。そこで、第３実施形態は、機関負荷が高いほど、副燃料噴射回数が多くなるように副燃料噴射回数を設定する。但し、この場合における一回の目標副燃料噴射量は機関回転速度に依らず一定値である。

これによれば、機関負荷が高いときに、主燃料噴射燃料の量が少なくなり、その分、副燃料噴射燃料の量が多くなる。従って、逆タンブル流によって拡散される燃料の量が多くなる。このため、機関負荷が高いときであっても、均質性の高い混合気が筒内に形成される。

（３−３．副燃料噴射の実施条件）
更に、機関回転速度ＮＥが高いときには、筒内気流は強く、噴射燃料の拡散は速く進むので、副燃料噴射が実行されずに主燃料噴射のみが実行されたとしても、主燃料噴射による燃料は、十分に拡散される。更に、機関回転速度ＮＥが高いときには、逆タンブル期間が短いので、副燃料噴射が実行されたとしても、副燃料噴射が逆タンブル期間内に完了しない可能性がある。

そこで、図１３に示すように、副燃料噴射が実行されずに主燃料噴射しか実行されなくても、混合気の均質性が十分高くなる下限の機関回転速度ＮＥの閾値ＮＥｔｈが予め定められ、機関回転速度ＮＥがこの閾値ＮＥｔｈ以下である場合、副燃料噴射と主燃料噴射とが実行され、機関回転速度ＮＥが閾値Ｎｔｈよりも高い場合、主燃料噴射のみが実行されるようにしてもよい。

＜第３実施形態の制御フロー＞
第３実施形態の燃料噴射制御フローについて、図１４のフローチャートを参照しながら説明する。図１４のステップ２１及びステップ２４〜ステップ２７は、それぞれ、図１０のステップ１１及びステップ１２〜ステップ１５と同じであるので、これらステップの説明は省略する。ＥＣＵ９０のＣＰＵは、所定クランク角度において図１４のフローチャートに示したルーチンを実行するようになっている。従って、適当なタイミングになると、図１４の処理が開始される。

始めに、ステップ２１においてトータル目標噴射量Ｑｔが算出された後、ステップ２２において、機関回転速度ＮＥが閾値ＮＥｔｈ以下（ＮＥ≦ＮＥｔｈ）であるか否かが判定される。即ち、副燃料噴射の実行条件が成立しているか否かが判定される。ここで、ＮＥ≦ＮＥｔｈであると判定された場合、ステップ２３において、機関回転速度ＮＥと機関負荷ＫＬとに対応する副燃料噴射回数Ｎが図１５のマップから取得される。次いで、ステップ２４以降のステップによって、副燃料噴射及び主燃料噴射が実行され、ルーチンが終了する。図１５のルックアップテーブルに従えば、機関回転速度ＮＥが低いほど副燃料噴射回数Ｎが多く、機関負荷ＫＬが高いほど副燃料噴射回数Ｎが多くなるように、副燃料噴射回数Ｎが決定される。

一方、ステップ２２において、ＮＥ≦ＮＥｔｈではないと判定された場合、ステップ２８において、主燃料噴射の噴射タイミングが決定される。次いで、ステップ２９において、トータル目標噴射量Ｑｔの燃料を噴射するための主燃料噴射が実行され、ルーチンが終了する。

以上、説明したように、本発明の各実施形態に係る燃料噴射制御装置によれば、副燃料噴射により噴射された燃料を逆タンブル流を用いて拡散させることにより、燃焼室内に均質な混合気を形成することができる。

更に、前述のように、燃料噴射弁１３の噴孔３２はスリット形状を有しているから、シリンダ中心軸線Ｃ方向から見た噴霧形状は扇状である（図８（Ａ）を参照。)。噴孔３２の中心とシリンダ中心軸線Ｃとを含む平面と直交する方向から見た噴霧形状は、放射角度の狭い扇状である（図８の（Ｂ）を参照。)。従って、噴孔形状が円柱状或いは角柱状（即ち、噴孔３２の断面積が一定である場合）に比べ、より多くの量の燃料を副燃料噴射により噴射した場合であっても、燃料は吸気弁１５の近傍に容易に留まることができる。その結果、より多くの燃料を逆タンブル流に乗って拡散させることができる。

なお、上記各実施形態において、排気弁１６は、吸気弁１５が開弁を開始する前には閉じられているが、主に高負荷時においては、排気弁１６が全閉する前に吸気弁１５の開弁が開始する、いわゆるバルブオーバラップ制御が行われる場合がある。しかしながら、そのような場合においても、上記実施形態を適用可能である。なぜならば、バルブオーバラップ制御時、吸気弁１５の開弁開始の直前又は直後において、ニードルリフト量の小さい副燃料噴射を実行しても、噴射された燃料噴霧は、吸気弁１５下方の筒内領域に留まり、排気側の筒内領域に発生する排気ポート２３へ流出する気流には届かないからである。

そして、この場合、吸気弁１５の開弁直後に発生する逆タンブル流ＲＴは、排気弁１６が全閉する前であっても発生し、吸気弁１５下方の筒内領域に噴射された噴霧を十分に拡散することが可能である。なぜならば、排気ポート２３及び排気ポート２３に連通する排気系統には排気ガスの慣性力が働いており、排気ポート２３から筒内へと排気ガスが逆流することによって、吸気ポート２２から空気が筒内へ流れ込み逆タンブル流ＲＴが発生することを妨げるようなことはないからである。

本発明は上記実施形態に限定されることはなく、本発明の範囲内において種々の変形例を採用することができる。例えば、燃料噴射弁は例示した以外の形式の燃料噴射弁（ピエゾ式燃料噴射弁等）であってもよい。更に、燃料噴射弁の噴孔形状は例示した以外の形状のものであってもよい。加えて、内燃機関の吸気ポート及び排気ポートは、例示したように一気筒あたりに２つずつが備わるものだけに限定されるものではない。更に、吸気弁及び排気弁は、カムの回転により駆動される方式以外の方式であってもよい。また、吸気弁の開弁期間及び排気弁の開弁期間少なくとも一方が、周知のバルブタイミング調整機構により調整されてもよく、吸気弁の最大リフト量が周知のリフト量調整装置により調整されてもよい。更に、主燃料噴射及び副燃料噴射は、１機関サイクル（一つの気筒が吸気、圧縮、爆発及び排気の各行程を行う期間）において、それぞれ複数回行われてもよい。加えて、本発明は、筒内噴射弁に加え、吸気ポート内に燃料噴射を行うポート噴射弁をも備えた内燃機関にも適用され得る。

１３…燃料噴射弁、１４…点火装置、１５…吸気弁、１６…排気弁、２１…燃焼室（筒内）、２２…吸気ポート、２３…排気ポート、２４…点火プラグの電極、３０…ノズル本体部、３１…ニードル弁、３２…燃料噴射孔（噴孔）、９０…電子制御装置（ＥＣＵ）。

Claims (6)

1. ピストン冠面に対向するシリンダヘッド下面に形成された、燃焼室と吸気ポートとの連通部、を開閉する吸気弁と、
   前記シリンダヘッド下面に形成された、前記燃焼室と排気ポートとの連通部、を開閉する排気弁と、
   前記吸気弁の前記排気弁と反対側のボア壁面近傍領域の所定位置から前記燃焼室内の前記排気弁と前記ピストン冠面との間の領域に向けて燃料を噴射する燃料噴射弁と、
   を備え、
   前記吸気ポートが、前記吸気弁の開弁期間中において同吸気ポートから前記燃焼室内に流入した後に前記排気弁の近傍の領域へと向かい更に排気弁側のボア壁面に沿って前記ピストン冠面へと向かった後に同ピストン冠面から前記シリンダヘッド下面へと向かう空気の流れである正タンブル流、を生成するように構成された内燃機関、に適用され、
   前記燃料噴射弁のニードル弁のリフト量を第１リフト量までの範囲で変更することによって燃料を噴射する主燃料噴射と、前記ニードル弁のリフト量を前記第１リフト量よりも小さい第２リフト量までの範囲で変更することによって燃料を噴射する副燃料噴射と、を１機関サイクルにおいて実行する制御部を備える、内燃機関の燃料噴射制御装置において、
   前記制御部は、
   前記吸気弁の開弁開始時期を含む特定期間内に前記副燃料噴射を少なくとも１回実行することにより、前記吸気ポートから前記燃焼室内に流入した後に前記吸気弁の前記排気弁とは反対側のボア壁面に沿って前記ピストン冠面へと向かった後に同ピストン冠面から前記シリンダヘッド下面へと向かう空気の流れである逆タンブル流に同副燃料噴射により噴射された燃料を乗せるように構成された、
   燃料噴射制御装置。
2. 請求項１に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置において、
   前記制御部は、前記吸気弁が開弁を開始する第一時点から前記吸気弁のリフト量が同吸気弁の最大リフト量に到達する第二時点までの間であり且つ同第一時点と同第二時点との中間の時点を含む所定の期間を前記特定期間として設定した燃料噴射制御装置。
3. 請求項１に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置において、
   前記制御部は、前記逆タンブル流の初速が前記正タンブル流の初速よりも大きい期間である逆タンブル期間中に発生している逆タンブル流に前記副燃料噴射により噴射された燃料が乗るような、前記特定期間としての期間内に前記副燃料噴射を実行するとともに、前記逆タンブル期間後であって前記正タンブル流が発生している期間内に前記主燃料噴射を実行するように構成された燃料噴射制御装置。
4. 請求項１乃至請求項３の何れか１項に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置において、
   前記制御部が、前記特定期間内に前記副燃料噴射を複数回実行するように構成された燃料噴射制御装置。
5. 請求項４に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置において、
   前記制御部は、前記副燃料噴射を実行する回数を、機関回転速度が低いほど多く設定するように構成された燃料噴射制御装置。
6. 請求項４に記載の内燃機関の燃料噴射制御装置において、
   前記制御部は、前記副燃料噴射を実行する回数を、機関負荷が高いほど多く設定するように構成された燃料噴射制御装置。
   

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