JP3562016B2 - 自動車用リーンバーンエンジン - Google Patents

Description

【０００１】
【産業上の利用分野】
本発明は、特定運転領域で希薄燃焼を行なうことにより燃費節減を図る自動車用リーンバーンエンジンに関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
近年、エンジンの低速低負荷等の運転領域で空燃比をリーンに設定して、リーンバーン（希薄燃焼）を行なうリーンバーンエンジンが種々開発されている。空燃比をリーン化すると、燃料に対する空気量が多くなることにより、ポンピングロス（とくに吸気行程での負圧抵抗による損失）が低減されるとともに、燃焼ガス温度が低下して熱損失（燃焼室回りから冷却系に奪われる熱エネルギー）と排ガス損失が低減され、これらポンピングロス及び熱損失の低減によって熱効率が高められ、燃費が節減される。
【０００３】
このような空燃比のリーン化にあたって、空燃比制御精度の向上、燃焼性向上によるリーン化促進、エミッション改善等は従来から考えられている。
【０００４】
例えば、特開昭５９−２０８１４１号公報には、排気ガス中の酸素濃度に略比例した出力信号を発生するリーンセンサを用い、理論空燃比よりもリーンな空燃比で上記リーンセンサの出力に応じて空燃比をフィードバック制御するとともに、目標空燃比に応じてリーンセンサの出力の制御目標値の設定、修正を行なうことにより、制御精度の向上を図るようにようにしたリーン制御方法が示されている。
【０００５】
また、自動車技術会発行の「学術講演前刷集９２４Ｖｏｌｕｍｅ２」の９２０４８「新世代希薄燃焼エンジンの開発」には、スワール強化により空燃比のリーン限界を高めるようにしつつ、そのリーン限界には達しない範囲で、燃焼室からのＮＯｘ排出量が充分に低くなる程度に空燃比をリーンに設定したリーンバーンエンジンについて記載されている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、従来のリーンバーンエンジンは、通常、高トルクが要求されない低速低負荷側の比較的狭い領域でリーンバーンを行なっているが、燃費改善をより進めるには、リーンバーン領域を拡大することが要求される。このリーンバーン領域拡大を図るにあたって、次に述べるように、トルク向上、ＮＯｘ抑制等の面で課題が残されている。
【０００７】
上記の学術講演前刷集にも記載されているように、エンジンからの排出ガス中のＮＯｘ割合は空燃比が１６付近で最も高く、これよりもリーン側ではリーンになるにつれてＮＯｘが減少する傾向があり、また、排気浄化装置として一般に使用されている三元触媒は、理論空燃比（Ａ／Ｆ＝１４．７）付近では高いＮＯｘ浄化率を示すものの、これよりリーン側ではＮＯｘ浄化作用は殆ど有しない。このため、ＮＯｘの排出を抑制しつつリーン化を図るには、リーン限界を高めて、ＮＯｘ発生量が充分に少なくなるような高リーン（２０程度以上）の空燃比でリーンバーンを行なうことが要求されるが、このような空燃比で得られるトルクには限界がある。従って、このようなリーンバーンは、それによって要求トルクが満足される範囲の低速低負荷側の運転域で行ない、一方、高負荷側では理論空燃比もしくはこれよりリッチな空燃比とすることにより上記三元触媒でＮＯｘを低減しつつトルクが得られるようにする必要がある。
【０００８】
この場合に、リーンバーン領域を拡大するためには、先ず上記のような高リーンの空燃比によって得られるトルクの限界を高めることが要求される。また、この空燃比によって要求トルクが満足される範囲より高負荷側で、徐々にリーン度合を少なくすることでトルクを稼ぎつつ理論空燃比よりもリーンな空燃比の領域を拡大することが考えられるが、このようにするとＮＯｘ排出量が多くなるという問題が生じる。
【０００９】
なお、このほかにも、効果的なリーンバーンエンジンを得るにあたって次のような課題が残されている。
【００１０】
すなわち、従来のこの種のリーンバーンエンジンでは、定常運転用の空燃比制御マップには低速低負荷域をリーン領域に設定しているものの、低速低負荷域であっても、加速時等の過渡時にはこの空燃比制御マップでの制御をやめて、トルク確保等のためリーンバーンを停止しているのが通常であり、これでは実用燃費の面から好ましくない。
【００１１】
また、ＮＯｘが許容限界となる空燃比とリーン限界の空燃比との間が狭いと、その間に空燃比を設定したとしても空燃比のバラツキ（制御上のバラツキ、気筒毎のバラツキ、燃焼室内での部分的なバラツキ）により限界を超える場合があるため、空燃比のリーン限界を高めることが要求される。
【００１２】
本発明は、上記の事情に鑑み、リーンバーン領域を拡大しつつ、リーンバーン領域でのトルク性能を確保し、かつ、ＮＯｘ排出量を充分に抑制してエミッション性能を向上することができる自動車用リーンバーンエンジンを提供することを目的とする。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
請求項１に記載の発明は、少なくともエンジンの低速低負荷域における空燃比を、理論空燃比よりも所定量リーンで、エンジンから排出される排気ガス中のＮＯｘ割合が充分に少なく、かつトルク変動が許容値以下となる所定空燃比に設定する一方、エンジンの高負荷側では空燃比を理論空燃比もしくはそれよりリッチ側に設定した自動車用リーンバーンエンジンにおいて、低速域で吸気充填効率が高くなるような低速型吸気装置を設けるとともに、排気系に、理論空燃比よりもリーンな空燃比でもＮＯｘ浄化性能を有する排気浄化装置を設け、少なくとも上記低速型吸気装置により充填効率が高められる低速域において上記所定空燃比でのトルク上昇限界域付近の負荷よりも高負荷側にまでわたる所定運転域で空燃比をリーンに設定し、かつこの所定運転域の中の高負荷側では負荷の上昇につれて一定範囲内で空燃比を次第に小さくするように設定したものであり、燃焼室に対して渦流生成用の第１吸気ポートと第２吸気ポートとを設け、かつ、第２吸気ポートを低速時に閉じる開閉弁を設け、上記第２吸気ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果の同調回転数が、低速域内において上記所定空燃比とされる回転数域の略中央に存在するように吸気系を設定することにより上記低速型吸気装置を構成したものである。
【００１４】
請求項２に記載の発明は、請求項１に記載のエンジンにおいて、上記所定運転域では定常時に加えて過渡時にも空燃比をリーンに設定したものである。
【００１５】
請求項３に記載の発明は、請求項１または２に記載のエンジンにおいて、上記所定運転域の中で吸入空気量が飽和するまでの領域では上記所定空燃比とし、これより高負荷側ではスロットル開度の増加につれて一定範囲内で燃料を増量するようにしたものである。
【００１６】
請求項４に記載の発明は、請求項１乃至３のいずれかに記載のエンジンにおいて、上記所定運転域をスロットル開度が全開の６／８程度までの領域としたことものである。
【００１８】
請求項５に記載の発明は、請求項１乃至４のいずれかに記載のエンジンにおいて、第１吸気ポートから流入する吸気により燃焼室内に形成される渦流の中心線とシリンダ中心線とのなす角度を３５°〜５５°の範囲に設定したものである。
【００２０】
請求項６に記載の発明は、請求項１乃至５のいずれかに記載のエンジンにおいて、上記第２吸気ポートが開かれた状態における吸気の動的効果の同調回転数が、上記所定空燃比とされる回転数域よりも高速側に存在するように吸気系を設定したものである。
【００２１】
請求項７に記載の発明は、請求項６に記載のエンジンにおいて、吸気系におけるサージタンクに、このサージタンクよりも容量の大きいレゾナンスチャンバーを接続し、このレゾナンスチャンバーにより上記第２吸気ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果の同調回転数と上記第２吸気ポートが開かれた状態における吸気の動的効果の同調回転数との間の領域において吸気の動的効果を持たせたものである。
【００２２】
請求項８に記載の発明は、請求項１乃至７のいずれかに記載のエンジンにおいて、排気浄化装置が、ゼオライトを活性種担持母材とし、少なくとも白金を活性種として上記活性種担持母材に担持させてなる触媒を備えたものである。
【００２３】
請求項９に記載の発明は、請求項８に記載のエンジンにおいて、上記触媒が、イリジウム及びロジウムの一方もしくは両方を含むものである。
【００２４】
請求項１０に記載の発明は、請求項１乃至９のいずれかに記載のエンジンにおいて、上記所定運転領域で、スロットル弁をバイパスするバイパス通路の空気流量を運転状態に応じて制御するものである。
【００２５】
請求項１１に記載の発明は、請求項１乃至１０のいずれかに記載のエンジンにおいて、各気筒毎にそれぞれインジェクタを設けるとともに、吸気行程の所定時期に燃料を噴射するように各インジェクタを制御する手段を設けたものである。
【００２６】
【作用】
請求項１に記載のエンジンによると、上記低速型吸気装置によって低速域で充填効率が高められることにより、低速域においてリーンバーンで得られるトルクの限界が高められる。しかも、理論空燃比よりもリーンな空燃比でもＮＯｘ浄化性能を有する排気浄化装置が設けられていることにより、エンジンから排出される排気ガス中のＮＯｘが充分に減少するようなリーン度合の大きい空燃比と比べて、空燃比をある程度理論空燃比に近づいても、上記排気浄化装置のＮＯｘ浄化作用でＮＯｘが低減される。これら低速型吸気装置と排気浄化装置とで始めて、両者の補間作用によってリーンバーンで得られるトルクの限界が高められる。従って、ＮＯｘの増大が避けられつつ、リーンバーンが行なわれる運転領域が高負荷側に拡大される。さらに、低速域では上記第２吸気ポートが閉じられて第１吸気ポートからの吸気により燃焼室内に渦流が生成され、これによってリーンバーン状態での燃焼性が高められる。そして、上記第２吸気ポートが閉じられた状態で吸気の動的効果により充填効率が高められ、リーンバーンでのトルクが高められる。
【００２７】
請求項２に記載のエンジンによると、加速時にも、リーンバーンによって燃費及びエミッションが良好に保たれつつ、上記低速型吸気装置により充填効率が高められることにより要求トルクが確保される。
【００２８】
請求項３に記載のエンジンによると、リーン度合の大きい所定空燃比の領域が、この所定空燃比で得られるトルクの限界まで広げられる上に、理論空燃比よりはリーンの空燃比領域内で燃料が増量されてトルクが高められることにより、燃費節減作用が高められる。
【００２９】
請求項４に記載のエンジンによると、スロットル開度が全開に近い領域までリーンバーンが行なわれ、市街地走行のみならず高速走行時等にもリーンバーン運転が多用される。
【００３１】
請求項５に記載のエンジンによると、低速域で第１吸気ポートからの燃焼室に流入する吸気が、タンブルとスワールを複合させた強力な渦流を生じ、リーンバーンに適した均一混合気形成及び燃焼速度向上の作用が得られる。
【００３３】
請求項６に記載のエンジンによると、上記所定空燃比とされる領域よりも高速側の、高出力が要求される運転域でも、吸気の動的効果により充填効率が高められる。
【００３４】
請求項７に記載のエンジンによると、第２吸気ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果の同調回転数と第２吸気ポートが開かれた状態における吸気の動的効果の同調回転数との間の領域においてトルクの落ち込みが生じることが避けられる。
【００３５】
請求項８に記載のエンジンによると、排気浄化装置の触媒が、リーン状態でも、ＨＣを捕獲するとともにＮＯｘを吸着してこれらを反応させることによりＮＯｘを分解し、良好にＮＯｘ浄化作用を発揮する。
【００３６】
請求項９に記載のエンジンによると、ＮＯｘ浄化作用をより一層良好に発揮する。
【００３７】
請求項１０に記載のエンジンによると、リーンバーン時に吸入空気量が増量されて、トルクが補われる。
【００３８】
請求項１１に記載のエンジンによると、インジェクタからの燃料噴射タイミングが制御されることにより、適度の成層化が行なわれて、リーン状態での燃焼性が高められる。
【００３９】
【実施例】
本発明の実施例を図面に基づいて説明する。
先ず、本発明の一実施例によるリーンバーンエンジンの概略を図１によって説明する。この図において、１はエンジン本体であり、その各気筒には燃焼室２が形成され、この燃焼室２には、後に詳述するような第１，第２の吸気ポート３，４及び第１，第２の排気ポート５，６が開口し、これらのポート３〜６に吸気弁７，８及び排気弁９，１０が装備されている。
【００４０】
また、エンジンの吸気系２０は、後に詳述するような吸気マニホールド２１と、その上流側の共通吸気通路３０とを備え、共通吸気通路３０には上流側から順にエアクリーナ３１、熱式エアフローセンサ３２及びスロットル弁３３が配設されている。さらに、上記スロットル弁３３をバイパスする吸気バイパス通路３４が形成されている。この吸気バイパス通路３４は、アイドル時等に吸入空気量を調節するためのＩＳＣ通路３５と冷間時の吸入空気量増量のためのエア通路３６とを含んでいる。上記ＩＳＣ通路３５には、デューティ制御されてＩＳＣ通路３５の空気流量をコントロールするＩＳＣバルブ３７が設けられ、また、上記エア通路３６には冷間時に開く温度感応型バルブ３８が設けられている。
【００４１】
また、吸気系２０の下流側の吸気ポート付近には、各気筒別に燃料を噴射供給するインジェクタ４０が設けられるとともに、第２吸気ポート４を開閉する開閉弁４１が設けられている。この開閉弁４１は負圧応動式のアクチュエータ４２により作動され、これに対する駆動系には、吸気マニホールド２１のサージタンクから導入した負圧を蓄えるバキュームタンク４３と、このタンク４３とアクチュエータ４２との間に配置されてアクチュエータ４２に対する負圧の給排を行なう電磁弁４４等が設けられている。
【００４２】
上記インジェクタ４０は、噴口近傍にミキシングエアを供給することにより燃料を微粒化するようにした所謂ＡＭＩ（エアミクスチャータイプインジェクタ）である。このインジェクタ４０に対し、燃料タンク４５から燃料ポンプ４６及びフィルター４７を介して燃料を供給する燃料供給通路４８、プレッシャレギュレータ４９が介設されたリターン通路５０等からなる燃料供給系が設けられるとともに、後に詳述するようなミキシングエア供給系及び蒸発燃料供給系が設けられている。
【００４３】
一方、排気系には、混合気の空燃比に対応する排気ガス中の酸素濃度を検出する酸素濃度センサ６０と、触媒装置（排気浄化装置）６１とが設けられている。上記酸素濃度センサ６０は、リーン空燃比の検出も可能なように、排気ガス中の酸素濃度に略比例した出力が得られるようになっている。
【００４４】
また、空燃比制御等のための各種検出要素としては、上記エアフローセンサ３２、酸素濃度センサ６０のほかに、スロットル弁の開度を検出するスロットル開度センサ６２、スロットル全閉を検出するアイドルスイッチ６３、吸気温を検出する吸気温センサ６４、エンジン水温を検出する水温センサ６５、エンジンのノッキングを検出するノックセンサ６６等が設けられ、さらに点火系のディストリビュータ６７には、クランク角信号を出力するクランク角センサ６８、及び気筒判別信号を出力する気筒判別センサ６９が設けられている。
【００４５】
これらの検出要素からの信号は、エンジン制御用のコントロールユニット（ＥＣＵ）７０に入力されている。そして、上記コントロールユニット７０により上記インジェクタ４０からの燃料噴射量及び噴射タイミングが制御され、さらに上記ＩＳＣバルブ３７、上記開閉弁４１の駆動系における電磁弁４４、上記インジェクタ４０に対するミキシング用エア供給系に設けられた後記エア制御バルブ５１、蒸発燃料供給系に設けられた後記パージソレノイドバルブ５８等もコントロールユニット７０によって制御されるようになっている。
【００４６】
ここで、図１中に示した触媒装置６１について説明しておく。
【００４７】
上記触媒装置６１は、理論空燃比よりもリーンな空燃比でもＮＯｘを還元する機能を有するものであり、具体的には、当出願人において以前に出願した特願平５−１２６５５２号に記載されている触媒装置が用いられる。すなわち、この触媒装置６１における触媒は、活性種担持母材に、貴金属が活性種として担持されたものである。好ましくは、ゼオライトを活性種担持母材とし、これにＩｒ（イリジウム）及びＰｔ（白金）を活性種として担持させ、あるいはＩｒ，Ｐｔ及びＲｔ（ロジウム）を活性種として担持させて形成する。
【００４８】
このような触媒によると、リーン空燃比においても良好なＮＯｘ浄化作用が得られるもので、そのメカニズムを、従来の三元触媒と比較して説明する。
【００４９】
従来の三元触媒による場合、理論空燃比では、排気ガス中のＨＣ，ＣＯが酸化するためには排気ガス中の酸素だけでは足らずＮＯｘ中の酸素も奪うためＮＯｘが分解されるが、リーン空燃比では、排気ガス中に多量の酸素が存在しているため、ＨＣ，ＣＯがこれと反応し、ＮＯｘは取り残されたまま排出されてしまう。
【００５０】
これに対し、当実施例の触媒装置６１を構成する上記触媒による場合、上記母材としてのゼオライトが多孔質であるためにその細孔内にＨＣを多く捕獲することができるとともに、このゼオライトに担持された活性貴金属にＮＯｘを多く吸着させることができる。そして、排気ガス中に酸素が多量に存在している状態でも、このゼオライトに捕獲されたＨＣは、これに隣合って吸着されているＮＯｘと反応するため、ＮＯｘが分解、浄化される。従って、リーン空燃比でもＮＯｘ浄化作用が得られる。この場合に、上記Ｉｒは活性貴金属を微細化させる作用があり、浄化率や耐久性を向上させる。
【００５１】
なお、リーン空燃比にあるときにＮＯｘを蓄えておいて、理論空燃比になったときにＮＯｘを分解するようにした触媒が従来において開発されているが、このものでは、リーン空燃比の運転状態が長時間続くとＮＯｘを蓄えきれなくなって浄化性能が低下する。これに対し、上記触媒装置６１の触媒は、リーン空燃比でもＮＯｘを分解して排出するので、リーン状態が持続してもＮＯｘ浄化性能を維持することができる。
【００５２】
次に、上記リーンバーンエンジンの各部の具体的構造を説明する。
【００５３】
図２〜図４はエンジン本体の具体的構造を示している。これらの図に示すように、エンジン本体１の各気筒においては、基本的には、第１，第２吸気弁７，８が開かれたときに第１，第２吸気ポート３，４から燃焼室２内に混合気が吸入され、この混合気がピストン１１で圧縮された後に点火プラグ１２によって着火、燃焼させられ、第１，第２排気弁９，１０が開かれたときに燃焼ガスが第１，第２排気ポート５，６から排出されるようになっている。そして、上記第１吸気ポート（以下、Ｐポートという）３にインジェクタ４０が設けられる一方、上記第２吸気ポート（以下、Ｓポートという）４もしくはその上流の通路（後記Ｓ側分岐通路２３ｓ）に、運転状態に応じて開閉制御される開閉弁４１が設けられている。
【００５４】
当実施例では、タンブル・スワールコントロールバルブとしての上記開閉弁（以下、ＴＳＣバルブという）４１が閉じられたときに、タンブル（縦渦）とスワール（横渦）とを複合させた強力な螺旋状の斜めスワールが燃焼室２内に生成されるように、ポート配置やポート形状等が設定されている。
【００５５】
具体的に説明すると、上記Ｐポート３及びＳポート４は、吸気流れ方向上流部において略直線状に延びるストレート部３ａ，４ａと、このストレート部３ａ，４ａの下流端近傍において下方に湾曲してそれぞれの弁座１３，１４に至る湾曲部３ｂ，４ｂとによって構成されている（図３，図４参照）。そして、上記Ｐポート３及びＳポート４におけるそれぞれのストレート部３ａ，４ａのポート中心線Ｌｐ１，Ｌｓ１の延長線が、上記弁座１３，１４と第１，第２吸気弁７，８の最大リフト時において燃焼室２の中心側に位置する弁端部７ａ，８ａとの間を通るように設定されている。これにより、Ｐ，Ｓポート３，４から燃焼室２に供給される吸気の流通抵抗が低減する。なお、上記ポート中心線Ｌｐ１，Ｌｓ１の延長線が上記弁座１３，１４と弁端部７ａ，８ａとの中心を通るように設定するのが最適である。
【００５６】
上記燃焼室２はペントルーフレンズ型燃焼室とされており、上記吸気弁７，８と排気弁９，１０とのバルブ挾み角θは３０°程度に狭くされ、ＤＯＨＣ直接駆動タイプの動弁機構（図示せず）によって駆動されるようになっている。また、第１吸気弁７のバルブ中心線Ｌ１とＰポート３のスロート中心線Ｌｐ１とのなす角度（スロートオフセット角α１）は比較的大きく、第２吸気弁８のバルブ中心線Ｌ２とＳポート４のスロート中心線Ｌｓ１とのなす角度（スロートオフセット角α２）は比較的小さく設定されており、例えばα１＝３０°、α２＝１２°とされている。このようにして、Ｐポート３のみから吸気が行なわれるときには傾斜角（シリンダ中心線とのなす角度）γが３５°〜５５°の渦流Ｓが生成されるようになっている。また、Ｓポート４は燃焼室２内にタンブルＴを生成するようになっている。
【００５７】
また、上記両吸気弁７，８は、それぞれ、弁軸部７ｂ，８ｂと傘部７ｃ，８ｃとからなり、傘部７ｃ，８ｃの下面が燃焼室２の天井面と平行となるように配置されている。第１吸気弁７のバルブ傘角（傘部の下面と上面のなす角）β１は第２吸気弁８のバルブ傘角β２よりも大きく設定されている。これにより、バルブリフト時における第１吸気弁７とＰポート３のスロート部との間の流路が第２吸気弁８とＳポート４のスロート部との間の流路よりも狭くなり、従って、Ｐポート３側では吸気流速が高められ、Ｓポート４側では流量が確保される。なお、Ｐポート３側の流路を狭めて吸気流速を高めるためにはＰポート３のスロート部を細くすることも考えられるが、上記のようにバルブ傘角β１を大きくする方が流通抵抗低減に有利である。
【００５８】
さらに、Ｐポート３の出口下部にはポートエッジ１５が形成され、かつ、燃焼室２における第１吸気弁７回りにはスキッシュエリア１６が形成されており、これらによってＰポート３から排気弁側への吹出流速が高められるようになっている。
【００５９】
このような燃焼室、吸気ポートの構造によると、Ｐポート３からの吸気によってタンブルとスワールとを複合させた強力な渦流が得られること等により、燃焼速度が遅くなる傾向があるリーンバーン状態でも、均一混合気形成と燃焼速度向上とが両立されて良好な燃焼状態が得られる。
【００６０】
つまり、図６に示すように、スワールは、吸気から圧縮行程前半にかけての乱れ強さが大きくて、混合気均一化の効果が大きいが、圧縮行程後期の乱れ強さは小さくなり、逆にタンブルは、圧縮行程前半の乱れ強さは小さいが圧縮行程後期の乱れ強さが大きくなる。そして、上記の吸気ポート構造による場合は、スワールとタンブルとの両方の利点が得られて吸気行程から圧縮行程までにわたる平均乱流強度が高められる。図５はスワール比Ｓｒ が３．３の場合と４．２の場合とにつき、スワール傾斜角（スワールの中心線とシリンダ中心線とのなす角）γと平均乱流強度Ｒとの関係を示しており、この図に示すように、スワール比Ｓｒを約３以上とするとともにスワール傾斜角γを３５°〜５５°の範囲とし、特に望ましくは４５°とすることにより、平均乱流強度が大幅に高められ、混合気均一化及び燃焼速度が向上される。
【００６１】
ここで、上記スワール比の定義及び求め方を説明しておく。
上記スワール比とは、一般的には気筒内の混合気（吸入空気）の横渦の旋回数をエンジン回転数で割った値で定義される。
【００６２】
そして、混合気の横渦の旋回数は、例えば図７に示すようなボア径がＤであるエンジンにおいては、シリンダヘッド下面Ｆ_１ から１．７５Ｄの距離だけ下方の位置Ｆ_２ にインパルススワールメータ８０を配置し、このインパルススワールメータ８０に作用するトルク（インパルススワールメータトルク）を検出し、このインパルススワールメータトルクに基づいてよく知られた手法で算出する。なお、図７において、Ｆ_３ は下死点位置にあるピストン１１の頂面を示している。
【００６３】
インパルススワールメータトルクは、次のような手順で測定する。すなわち、上記Ｆ_２ の位置にインパルススワールメータ８０を配置し、ピストン頂面に作用するスワールのエネルギーをインパルススワールメータ８０で再現させることによって、通常時においてピストン頂面付近にどの程度の旋回エネルギーが存在するかを測定する。インパルススワールメータ８０は多数のハニカムを備えていて、インパルススワールメータ８０にスワールが作用すると、各ハニカムにそれぞれスワール流れ方向の力が作用し、各ハニカムにかかる力を積算することによって全体に作用するインパルススワールメータトルクＧを算出する。
【００６４】
より詳しくは、吸気弁が開いてから下死点までの期間は燃焼室２内に混合気が吸入されていると仮定すると、この期間中は混合気が燃焼室２の内周面に沿って旋回し、その旋回速度が下死点位置で最大となる。従って、吸気弁が開き始めてから下死点までの各クランク各毎の角運動量を積算すれば、スワール比が求まることになる。かかる知見に基づいて、本例においては、スワール比Ｓｒを次の（１）式及び（２）式によって算出するようにしている。
【００６５】
【数１】
Ｓｒ＝ηｖ・｛Ｄ・Ｓ・∫（ｃｆ・Ｎｒ・ｄα）｝／｛ｎ・ｄ^２・（∫ｃｆ・ｄα）^２｝ ……（１）
Ｎｒ＝８・Ｇ／（Ｍ・Ｄ・Ｖ_０） ……（２）
ただし、Ｓｒはスワール比、ηｖは体積効率（ηｖ＝１）、Ｄはボア径、Ｓはストローク、ｎは吸気弁数、ｄはスロート径、ｃｆは各バルブリフトに対する流量係数、Ｎｒは各バルブリフトに対する無次元リグスワール値、αはクランク角、Ｇはインパルススワールメータトルク、Ｍは吸気行程中にシリンダ内に充填された空気の質量、Ｖ_０は速度ヘッドである。
【００６６】
なお、上記（２）式は、次のような手順で導き出される。
【００６７】
【数２】
Ｇ＝Ｉ・ωｒ ……（３）
Ｉ＝Ｍ・Ｄ^２／８ ……（４）
（４）を（３）に代入 Ｇ＝Ｍ・Ｄ^２・ωｒ／８ ……（５）
（５）より Ｄ・ωｒ＝８・Ｇ／（Ｍ・Ｄ） ……（６）
ところで Ｎｒ＝Ｄ・ωｒ／Ｖ_０ ……（７）
（６）を（７）に代入 Ｎｒ＝８・Ｇ／（Ｍ・Ｄ・Ｖ_０）
ただし、Ｉは吸気行程終期（ピストン下死点）におけるシリンダ内の空気の慣性モーメント、ωｒはリグスワール値である。
【００６８】
また、図２〜図４に示す構造によると上記のようにスワール比及びスワール傾斜角が設定されることで平均乱流強度が高められることに加え、Ｐ，Ｓポート３，４の形状、角度、バルブ傘角β１，β２等が前述のように設定されることにより、Ｐポート３からの吸気流速が高められるとともに、流量係数が小さく抑えられ、充填効率の向上にも寄与する。
【００６９】
なお、着火性を阻害しない範囲で燃焼速度を高めるため、平均乱流強度は１．５〜２．５ｍ／ｓとすることが好ましい。また、リーンバーン状態での燃焼期間の短縮化のため、燃焼室２はＳ／Ｖ比が小さくなる形状を選定し、可及的に火炎伝播距離を短くするコンパクト燃焼室とする。
【００７０】
ちなみに、エンジン基本諸元の好ましい一例を示しておくと、４サイクル４気筒のＤＯＨＣエンジンで、排気量を約１５００ｃｃ、ボア径を約７５ｍｍ、ストロークを約８４ｍｍとし、圧縮比は、熱効率上高めが好ましいがノッキング限界の向上及びエミッションを考慮して９．４とする。
【００７１】
また、上記吸気弁７，８及び排気弁９，１０の開閉タイミングは、図８に実線で示すように設定されている。すなわち、排気弁は排気ＢＤＣ（下死点）より前に開き始めてＴＤＣ（上死点）付近で閉じ、吸気弁はＴＤＣ付近で開き始めて吸気ＢＤＣよりも後に閉じるが、とくに当実施例では、吸気弁は、閉時期ＩＣが比較的早い時期（ＢＤＣからの期間が比較的短い時期）とされて、低速域での吸入量増大（吸気の吹き返し抑制）に適した低速型タイミングとなっている。一方、排気弁は、開時期ＥＯが比較的早い時期（ＢＤＣまでの期間が比較的長い時期）とされて、高速域での排気促進に適した高速型タイミングとなっている。そして、排気弁開時期ＥＯから排気ＢＤＣまでの期間Ｔｅが吸気ＢＤＣから吸気弁閉時期ＩＣまでの期間Ｔｉよりも１０ｄｅｇＣＡ 以上大きくなっている。例えば、排気弁の開時期ＥＯがＢＢＤＣ５０ｄｅｇＣＡ 、同閉時期がＡＴＤＣ０ｄｅｇＣＡ、吸気弁の開時期がＢＴＤＣ１０ｄｅｇＣＡ、同閉時期ＩＣがＡＢＤＣ３３ｄｅｇＣＡ とされている。これらの時期は、カムの最大ランプ高さの点をもって定義したものである。
【００７２】
なお、図８中の破線は従来のエンジンにおける吸気弁及び排気弁の開閉タイミングの一例を示しており、このように、従来では排気弁開時期から排気ＢＤＣまでの期間と吸気ＢＤＣから吸気弁閉時期までの期間とが略同程度（両者の差が５ｄｅｇＣＡ 以下）となっている。
【００７３】
このようなバルブタイミングによると、吸気弁は閉時期が比較的早い低速型となっているため、低速域で吸気の吹き返しが防止されて充填効率が高められ、低速トルクが高められる。一方、排気弁は開時期が比較的早い高速型のタイミングとなっているが、上記の図２〜図４に示すようなポート構造によりＴＳＣバルブ４１が閉じられる低速域では斜めスワールが生成されて燃焼速度が早められ、さらに後述のようにインジェクタ４０にＡＭＩが用いられて燃料が微粒化されることによっても燃焼が促進される。このため、排気弁の開時期を早くしても、燃焼エネルギーは排気弁が開く前に十分にピストンに与えられ、排気側に燃焼エネルギーが多く放出されるようなことはなく、低速トルクを高める作用は損なわれない。そして、高速域では排気が促進されて排気の際のポンピングロスが低減されるため、吸気弁が低速型タイミングとされることによる高速域でのトルク低下が補われることとなる。
【００７４】
図９〜図１１は吸気マニホールド２１の具体的構造を示している。これらの図に示す吸気マニホールド２１は、吸気の動的効果（慣性効果）が低速域で同調する状態と高速域で同調する状態とに切替可能とされることにより、切替機構がない（動的効果がない）場合に比べて低速域及び高速域で吸気充填効率が高められ、さらに、これらの領域間のトルクを向上することによりリーンバーン領域の拡大に寄与する低速全域のトルクを向上させたレゾナンスチャンバーを備えている。
【００７５】
上記吸気マニホールド２１は上半部２１ａと下半部２１ｂとからなり、上半部２１ａの下面と下半部２１ｂの上面とが接合された状態で一体化されている。上記上半部２１ａには、気筒列方向に延びる吸気通路集合部としてのサージタンク２２が形成されている。また、上半部２１ａの前面側（図９，図１０における左側）から下半部２１ｂの前面側及び下面側にわたる範囲には、上記サージタンク２２に連通する気筒別の独立吸気通路２３が形成され、図１１に示す例では４気筒エンジンに適用すべく第１〜第４の４つの独立吸気通路２３が形成されている。
【００７６】
つまり、上半部２１ａには各独立吸気通路２３の上流側部分２３ａが形成され、これらがサージタンク２２に連なっており、また、下半部２１ｂには各独立吸気通路２３の下流側部分２３ｂが形成され、その下流端が、エンジン本体１のシリンダヘッドの一側部に接続される取付フランジ２４に開口している。上記サージタンク２２は、上半部２１ａの一端側において図外にスロットルボディに連結されており、スロットルボディを通った空気がサージタンク２２に内に導入され、上記各独立吸気通路２３を経て燃焼室に供給されるようになっている。
【００７７】
上記各独立吸気通路２３は、下流側部分において、各気筒のＰポートに連なるＰ側分岐通路２３ｐと、Ｓポートに連なるＳ側分岐通路２３ｓとに、隔壁２５にて分岐されている。さらに、上記各Ｓ側分岐通路２３ｓには、前記ＴＳＣバルブ４１が配設されている。この各ＴＳＣバルブ４１は、各分岐通路を気筒列方向に貫通した弁軸４１ａに一体に開閉回動するように連結されている。そして、この弁軸４１ａの端部にアクチュエータ４２が連結されており、このアクチュエータ４２の作動により各ＴＳＣバルブ４１が開閉されるようになっている。
【００７８】
また、上記サージタンク２２と、その下方の独立吸気通路２３との間に、気筒列方向に延び、かつサージタンク２２に連通するレゾナンスチャンバー２６が設けられており、このレゾナンスチャンバー２６のエンジン本体側の側方には縦壁２７が設けられている。そして、サージタンク２２と独立吸気通路２３と縦壁２７とでレゾナンスチャンバー２６が囲われている。
【００７９】
つまり、上記レゾナンスチャンバー２６は、吸気マニホールド２１の下半部２１ｂの上面に設けられて上方に開口した凹部を上半部２１ａで覆って形成されている。上記縦壁２７は、吸気マニホールド２１が上半部２１ａと下半部２１ｂとに分割されているのに伴い、上部２７ａと下部２７ｂとに分割されている。そして、上記サージタンク２２は比較的小さな容量に形成されているのに対し、レゾナンスチャンバー２６は大きな容量を有するように形成されている。
【００８０】
また、上半部２１ａの後面側には、気筒列方向に延びる連通路２８が形成され、この連通路２８の一端２８ａがレゾナンスチャンバー２６に、また他端２８ｂがサージタンク２２にそれぞれ開口されている。さらに、上記上半部２１ａには、後に詳述するインジェクタ４０に対するミキシングエア供給系の通路５２の一部が設けられている。
【００８１】
このような吸気マニホールド２１において、上記ＴＳＣバルブ４１が閉じられた状態では低速側（例えば２０００ｒｐｍ 程度）で吸気の動的効果が同調し、ＴＳＣバルブ４１が開かれた状態では比較的高速側（例えば３５００〜４０００ｒｐｍ）で吸気の動的効果が同調するように、上記独立吸気通路２３の長さ、通路面積等が設定されている。
【００８２】
また、このようにするだけでは、図１２に破線で示すように低速側及び比較的高速側でトルクが高められてこれらの中間部でトルクの谷が生じるが、上記のようにサージタンク２２は比較的小さな容量とされてこれに容量の大きいレゾナンスチャンバー２６が接続されることにより、レゾナンスチャンバー２６による共鳴作用で上記中間部で吸気充填量が高められ、同図に実線で示すようにトルクがなだらかに変化するようになっている。なお、同図中の一点鎖線は、吸気の動的効果がない場合のトルク変化である。
【００８３】
図１３は、図１中に示したエアミクスチャータイプインジェクタ（ＡＭＩ）４０に対するミキシングエア供給系及び蒸発燃料供給系を示している。この図において、複数気筒（例えば４気筒）の各Ｐポート３に対してそれぞれインジェクタ４０が設置され、これらのインジェクタ４０に対するミキシングエア供給系にはエア制御バルブ５１を備えたＡＭＩ用エア供給通路５２が設けられている。このＡＭＩ用エア供給通路５２は、上流側が前記吸気バイパス通路３４に接続され（図１参照）、下流側が分岐して各インジェクタ４０に接続されている。上記エア制御バルブ５１はアイドル時に閉じ、それ以外のときにエアをインジェクタ４０に供給するようになっている。
【００８４】
さらに上記ＡＭＩ用エア供給通路５２には、エア制御バルブ５１をバイパスするバイパス通路５３が接続され、このバイパス通路５３にはアイドル時に微量エアを流すオリフィス５４が設けられている。
【００８５】
また、蒸発燃料供給系は、キャニスタ５６（図１参照）から延びるパージ通路５７を備え、このパージ通路５７にパージソレノイドバルブ５８が設けられている。上記パージ通路５７はＡＭＩ用エア供給通路５２の分岐点上流に形成されたミキシングチャンバー５５に接続されている。燃料タンク等において発生しキャニスタ５６にトラップされた蒸発燃料は、上記パージソレノイドバルブ５８が開かれたときにパージ通路５７を介して各インジェクタ４０の噴口近傍に供給され、吸気行程中に燃料噴霧とともに各気筒の燃焼室２に供給される。
【００８６】
上記パージソレノイドバルブ５８は、所定のパージ実行条件成立時（例えば空燃比のフィードバック制御中で、かつ、エンジン水温が所定温度以上のとき）に駆動されるもので、所定のパージ量が得られるようにエンジンの運転状態に応じて制御される。なお、リーンバーン制御中は、理論空燃比設定の燃料領域におけるよりもパージ量が少なく、かつ、その減量度合いが低吸入空気量側ほど大きくなるように、エアフローセンサ３２の出力およびエンジン回転数に応じてパージソレノイドバルブ５８が制御される。
【００８７】
図１４及び図１５は、上記インジェクタ４０の具体的構造を示している。これらの図において、エンジンのシリンダヘッド１ａには、上記Ｐポート３に連通するインジェクタ取付孔４００が形成され、このインジェクタ取付孔４００にインジェクタ４０が嵌合されている。このインジェクタ４０の先端側部分４０１は噴口を囲繞するように筒状に形成され、この先端側部分４０１と上記インジェクタ取付孔４００の周壁との間に環状のエア導入空間４０２が形成されるとともに、このエア導入空間４０２と外部のエア供給通路とを連通するエア導入ポート４０３がシリンダヘッド１ａに形成されている。さらに、上記インジェクタ４０の先端側部分４０１には、その内側の噴口前方の空間と上記エア導入空間４０２とを連通する連通孔４０４が放射状に配設され、この連通孔４０４にオリフィス４０５が形成されている。
【００８８】
そして、上記インジェクタ４０の噴口から上記Ｐポート３へ向けて所定タイミングで燃料が噴射されるとともに、噴口前方の空間に吸気負圧が作用したときに、上記エア導入空間４０２に導入されたエアが上記オリフィス４０５を通して噴口前方の空間に噴出し、このエアにより噴射燃料がミキシングされるようになっている。また当実施例では、上記パージソレノイドバルブ５８（図１３参照）が開かれたときに、蒸発燃料も上記エア導入空間４０２に導入されて上記オリフィス４０５から噴出するようになっている。
【００８９】
上記のようにインジェクタ４０にＡＭＩを用いると、燃料が微粒化されることにより、混合気が均質化され、燃焼性が向上されるとともに、リーン領域ではＮＯｘを低減する作用が得られる。
【００９０】
すなわち、図１６において、第１例は通常のインジェクタを吸気ポートに設けて燃料噴射を行なわせた場合の燃焼室内の燃料分布状態を、第２例は当実施例のインジェクタ４０つまりＡＭＩを用いてミキシングエアを供給しつつ燃料噴射を行なわせた場合の燃焼室内の燃料分布状態を、第３例は燃料をガス化した状態で供給した場合の燃料分布状態をそれぞれ模式的に示している。この図のように、ＡＭＩを用いると、ミキシングエアの作用により、通常のインジェクタと比べて燃料が大幅に微粒化される。そして、空燃比がリーンであるときは、燃料粒径が大きいと、混合気分布が不均一な場合と同様に、局部的な燃焼温度のばらつきによりＮＯｘが生じ易くなるのに対し、燃料粒径が小さくなるほど、均一にリーンバーンが行なわれることにより、燃焼温度の高い部分が減少し、ＮＯｘ発生量が減少する。このため、図１７のように、ＡＭＩを用いた場合、リーン領域では通常のインジェクタと比べてＮＯｘ排出量が少なくなる。
【００９１】
なお、燃料をガス化して供給することができればＮＯｘ排出量がより一層少なくなるが、精度の良い空燃比制御やシーケンシャル・タイムド・インジェクションによる成層化等のために吸気ポートにインジェクタを設ける場合、燃料をガス化して供給することは実際上困難である。
【００９２】
また、上記蒸発燃料供給系は、上記各インジェクタ４０に対するＡＭＩ用エア通路５２を利用して各インジェクタ４０にそれぞれ蒸発燃料を送り、各インジェクタ４０から各気筒に蒸発燃料が供給されるようにしているため、各気筒に対して均等に蒸発燃料が供給され、リーン状態において有効にパージを行なうことができる。
【００９３】
この作用を図１８によって説明する。この図は、各気筒における空燃比のばらつきを、理論空燃比の場合とリーン（Ａ／Ｆ＝２２）の場合とについて示すものであり、この図のように、一般的に理論空燃比よりリーン状態の方が空燃比のばらつきが大きくなる傾向がある。そして、例えば吸気マニホールドに蒸発燃料を供給する等の従来の一般的な手法による場合（各気筒の空燃比を一点鎖線でつないで示す）、気筒間に空燃比のばらつきが生じ、特にリーン状態で空燃比のばらつきが大きくなって定常サージラインを超え、トルク変動を招く。これに対し、当実施例の蒸発燃料供給系による場合（各気筒の空燃比を実線でつないで示す）、気筒間の空燃比のばらつきが小さく、リーン状態でも、定常サージラインを超えることがない。従って、リーン状態でも大きなトルク変動を生じることなく有効に蒸発燃料を供給することができる。
【００９４】
また、蒸発燃料はガス化されているため、リーン状態でのＮＯｘ発生量の減少にも有利となる（図１６，図１７の第３例参照）。
【００９５】
次に、図１中に示したコントロールユニット７０による空燃比等の制御についてを説明する。
【００９６】
▲１▼空燃比の制御
空燃比の制御としては、エンジン回転数及びスロットル開度に応じた空燃比の領域が予め図１９に示すように設定される。この設定をエンジン回転数と吸気管負圧とに対応づけて示すと、図２０のようになる。
【００９７】
すなわち、エンジンの低，中速域において、スロットル全閉（アイドルスイッチオン）の領域（アイドル域または全閉減速域）を除く低負荷域からスロットル弁全開に近い所定負荷までの領域では、空燃比が理論空燃比よりもリーン（λ＞１）に設定される。このリーン領域は、具体的には、前記の吸気系により充填効率が高められる回転数域においてスロットル開度が全開の６／８程度までの領域とされる。
【００９８】
このリーン領域のうちの大部分の領域では、エンジンから排出される排気ガス中のＮＯｘ発生割合が充分に少なく、かつ、トルク変動が許容量以下となる範囲で高リーンの所定空燃比に設定され、例えばＡ／Ｆ＝２２に設定される。この高リーンの所定空燃比とされる領域の高負荷側の限界は、吸入空気量が飽和するまで、つまり図２０のように吸気管負圧が限界に達してそれ以上は吸気量が増加しないところまでとされる。
【００９９】
上記リーン領域のうちで上記所定空燃比とされる領域の周囲の領域では、上記所定空燃比よりは小さい（理論空燃比に近い）一定範囲のリーン空燃比とされ、ＮＯｘの許容限界に対して充分にゆとりがある、例えばＡ／Ｆ＝１９〜２２とされる。この空燃比の範囲は、前記触媒装置６１を通過した後のＮＯｘ発生割合が許容値以下に抑えられる範囲であり、詳しくは後に説明する。
【０１００】
上記リーン領域のうちで高リーンの所定空燃比とされる領域よりも高負荷側では、空燃比が上記一定範囲（１９〜２２）内でスロットル開度の増大につれて次第に小さくなるように設定される。
【０１０１】
低速側で上記リーン領域よりも高負荷側の一定範囲の領域、及び高負荷側で上記リーン領域よりも高速側の一定範囲の領域では、空燃比が理論空燃比（λ＝１）とされ、これよりさらに高負荷側及び高速側では空燃比が理論空燃比よりもリッチ（λ＜１）とされる。なお、アイドル域では理論空燃比（λ＝１）とされ、全閉減速域では燃料カットとされる。
【０１０２】
このような空燃比の領域設定に基づいてコントロールユニット７０は、上記リーン領域及び理論空燃比領域では、上記酸素濃度センサ６０の出力に応じたフィードバック制御により、運転状態に応じた設定空燃比となるように上記インジェクタ４０からの燃料噴射量を制御する。この場合、リーン領域では、加速時等の過渡時であっても、上記領域設定に基づく設定空燃比となるようにフィードバック制御を行なう。つまり、定常、過渡時のいずれの場合も同じ１つの空燃比制御マップで制御する。
【０１０３】
なお、リーン領域から理論空燃比もしくはこれよりリッチな空燃比の領域へ運転状態が移行するときには、時間的に空燃比を次第に変化させるようにする。
【０１０４】
▲２▼燃料噴射タイミングの制御
燃料噴射タイミングの制御としては、各気筒毎に所定のタイミングで燃料を噴射する所謂シーケンシャル・タイムド・インジェクションを行なわせ、燃焼室内の混合気をほぼ均一化しつつ点火プラグ回りの混合気を他の部分と比べて多少濃くするように、吸気行程の所定時期に燃料を噴射する。とくに、点火プラグ回りの混合気が濃くなりすぎてＮＯｘの増大を招くようなことがないように成層化度合が調整され、具体的にはＡＴＤＣ６０°までの期間内に噴射を行なうようにする。
【０１０５】
この場合、吸気行程における上記のような期間内に燃料を噴射しきれないときには、その噴射しきれない分だけを吸気行程前に噴射し、所謂分割噴射を行なう。つまり、吸気行程前の所定時期に必要燃料噴射量を予測し、その予測値が吸気行程での噴射可能量よりも大きいときにはその差に相当する量だけをこの時期に噴射する。そして、吸気行程での噴射時に改めて必要燃料噴射量を演算し、吸気行程前に燃料噴射が行なわれていればその分を差引き、こうして求めた燃料噴射量に応じて燃料噴射を行なう。
【０１０６】
▲３▼高精度の燃料制御
燃料噴射量による空燃比制御には、熱式エアフローセンサ３２の応答性、計測された吸入空気の気筒内への流入遅れ、燃料の流入遅れ等に起因する若干の制御誤差が存在するため、これを補正して高精度の燃料制御を行なう。その手法としては、吸気系で発生する空気、燃料の過渡現象等を理論的にモデル化し、その理論モデルに基づき、熱式エアフローセンサ３２の熱的応答遅れに対する補正、吸気管容積による気筒内への吸気充填遅れに対する補正、吸気充填量演算後から吸気弁が閉じるまでの間の充填量変化に対する補正、噴射燃料の吸気管壁面への付着に対する補正等を求め、これらの補正を加味して燃料噴射量を演算するようにしている。
【０１０７】
▲４▼ＴＳＣバルブの制御
ＴＳＣバルブ４１の開閉切換えのラインは、リーン領域の高速側の限界ラインとほぼ一致するように設定されている（図１９参照）。そして、低速側ではＴＳＣバルブ４１が閉じられ、高速側ではＴＳＣバルブ４１が開かれる。
【０１０８】
▲５▼リーン領域でのＩＳＣバルブの制御
リーン領域では、ＩＳＣバルブ３７を制御してＩＳＣ通路３５からの空気により吸入空気量の増量を行なう。これにより、リーンバーンでのトルクを補うようにする。これにより、図２１中に実線で示すようにトルクが高められる。つまり、高リーンの所定空燃比とされる領域において、このような吸入空気量の増量を行なわずにリーンバーンを行なう場合（同図中の破線）と比べ、同図におけるハッチング部分に相当する分だけトルクが高められる。また、吸入空気量が飽和する領域ではＩＳＣ通路３５を開いても殆ど吸入空気量は増加しないが、この領域では上記のように空燃比を徐々に小さくする制御及び点火時期の制御によりトルクが高められる。なお、同図中の一点鎖線は、全運転領域を理論空燃比とした場合のトルクを示す。
【０１０９】
▲６▼ＡＭＩ用ミキシングエア及び蒸発燃料の制御
ＡＭＩ用エア供給通路５２のエア制御バルブ５１を前述のように制御することにより、リーンバーン領域等において上記インジェクタ４０にミキシングエアを供給する。また、パージソレノイドバルブ５８を制御することにより、運転状態に応じてパージ量を調節する。なお、空燃比がフィードバック制御されているとき、パージが行われるとそのパージ量に応じて燃料噴射量が減少し、シーケンシャル・タイムド・インジェクションにおいては吸気行程で噴射される燃料が減少することとなるが、成層化が損なわれることはない。つまり、ＡＭＩ用エア通路５２に送りこまれる蒸発燃料は、ミキシングエアとともに吸気行程中の負圧で燃焼室に吸入される。従って、図２２中に示すように、吸気行程での燃料噴射とほぼ同じタイミングで蒸発燃料が燃焼室に供給され、燃料噴射量の減少分が補われるため、成層化状態は維持される。
【０１１０】
上記▲１▼〜▲６▼の制御がコントロールユニット７０によって行なわれる。
【０１１１】
なお、以上のような構成のほかに、リーンバーンエンジンでは燃料密度が粗になることに伴い着火性の向上が要求されることから、図では示していないが、高エネルギーの点火システムを用いるようにしている。具体的には、通常エンジンと比べ、イグニッションコイルの特性変更により点火エネルギーを増大するとともに、低抵抗タイプのハイテンションコードを用いて伝達ロスを低減し、放電時間を１．５倍程度に延長することで確実な着火を可能にしている。また、点火プラグには高いエネルギーに耐える白金プラグを採用している。
【０１１２】
以上のような当実施例のリーンバーンエンジンの作用を次に説明する。なお、エンジンの各部の個々の作用については既に説明しているため、以下では、リーンバーンエンジン全体としての作用、及び各部の相互の相乗作用について説明する。
【０１１３】
当実施例のリーンバーンエンジンでは、先ず希薄燃焼限界（トルク変動許容限界の空燃比）が高められる。つまり、前記の図２〜図４に示すようなポート構造により、上記ＴＳＣバルブ４１が閉じられた状態では、燃焼室２内に斜めスワールが生成されて、混合気均一化作用及び燃焼速度が向上され、リーン状態での燃焼性が高められる。また、エアーミクスチュータイプインジェクタ４０で燃料が微粒化されることによってもリーン状態での燃焼性が高められる。さらに、前記のようなシーケンシャル・タイムド・インジェクションによって適度の成層化が行われることによってもリーン燃焼状態が良好となる。また、前記のような高エネルギー点火システムを採用することによってリーンバーン時の着火性が高められる。
【０１１４】
これらの作用により、図２３中に示すように、希薄燃焼限界が２５以上の空燃比まで高められる。そして、同図に示すように、空燃比が１９程度から希薄燃焼限界近くまでは燃費が最も良く、ＮＯｘ排出量も十分に少ない。従って、空燃比をこの範囲内、例えば２２程度にすれば、燃費が良く、かつＮＯｘ排出量が十分に少なく、しかも希薄燃焼限界まである程度の余裕があって良好に燃焼が行われる。
【０１１５】
また、ＮＯｘの排出を抑制する作用が高められる。つまり、空燃比に応じたＮＯｘ排出量は、触媒上流側では図２３中の線Ａ、従来の三元触媒を用いた場合の触媒通過後は同図中の線Ｂ、リーン状態でもＮＯｘ浄化作用を有する触媒を用いた本発明による場合の触媒通過後のＮＯｘ排出量は同図中のＣのようになり、本発明によるとリーン領域でのＮＯｘ排出量が従来より少なくなる。さらに、前記の吸気ポート構造による混合気均一化やエアーミクスチュータイプインジェクタ４０による微粒化によってエンジンのＮＯｘ発生量も抑制される。これらの作用により、従来ではＮＯｘ許容限界を超えていた１９程度の空燃比でも、十分にＮＯｘの排出を抑制することができる。
【０１１６】
また、低速域においてリーンバーンによるトルクが高められる。つまり、前記のようにＴＳＣバルブ４１が閉じられる低速域において吸気の動的効果により充填効率が高められ、低速トルクが向上する。また、吸気弁の閉時期も低速域での充填効率向上に適したタイミングとされ、さらに、吸気ポートの流量係数が小さくされている。これらの作用でリーンバーンが行われる低速域でのトルクが高められる。
【０１１７】
従って、空燃比が２２程度の高リーンの状態でも要求トルクが得られる領域が高負荷側に拡大されるとともに、この空燃比でトルク上昇が限界に達するところからは、１９〜２２の範囲で空燃比が次第に小さくされる。つまり、充填効率が高められるようにされた上で、図２４に示すように、吸気管圧力が限界に達する程度のスロットル開度まで最もリーンな状態が保たれるとともに、それ以上の所定スロットル開度まで、触媒装置６１によりＮＯｘが許容限界以下に抑制される範囲で空燃比が変えられつつリーンバーン状態が維持される。こうして、ＮＯｘ排出抑制作用が維持されつつ、従来よりも大幅にリーン領域が拡大されることとなる。
【０１１８】
さらに、前記のようにＩＳＣバルブ３７が制御されることによっても、リーン領域でトルクが稼がれる。
【０１１９】
そして、定常時、過渡時のいずれにおいても１つの空燃比制御マップ（図１９参照）により空燃比が制御されることにより、上記リーン領域内では、加速時等の過渡時でもリーンバーンにより燃費及びエミッションが良好に保たれる。この場合、上記のように充填効率が高められるようになっているため加速時のトルクも確保され、また、高精度の燃料制御が行われることにより、過渡時の燃焼性も良好に保たれる。
【０１２０】
また、上記のように高精度の燃料制御が行われることにより空燃比変動が抑制されるとともに、斜めスワールによる混合気均一化、エアーミクスチャータイプインジェクタ４０による燃料の微粒化等で燃焼の安定性が高められるため、トルク変動を抑制する作用も得られる。
【０１２１】
さらに、リーンバーン領域でも蒸発燃料をエンジンに供給するようにしているため、実質上の燃費が向上される。つまり、従来では一般にリーン領域では燃焼安定性を保つため蒸発燃料を使用しないようにしているが、このようにすると、キャニスタ５６に蓄えきれない蒸発燃料が大気に排出されて実質的な燃費を低下させ、とくに広範囲の領域でリーンバーンが行われる場合には蒸発燃料の排出量が増加してしまうが、上記のようにリーン領域でも蒸発燃料を使用すれば蒸発燃料の排出量を減少させることができる。この場合、蒸発燃料を前記のようにエアーミクスチャータイプインジェクタ４０を利用して蒸発燃料が各インジェクタ４０に供給されるようにしているため、リーンバーン状態で蒸発燃料を供給してもトルク変動を招いたり成層化を損ねたりすることがない。
【０１２２】
【発明の効果】
本発明は、少なくとも低速低負荷域で理論空燃比より所定量リーンな所定空燃比にしたリーンバーンエンジンにおいて、低速域で吸気充填効率が高くなるような低速型吸気装置を設けるとともに、リーンな空燃比でもＮＯｘ浄化性能を有する排気浄化装置を設け、これらの相乗作用により、ＮＯｘを低減しつつリーンバーンで得られるトルクの限界を高め、リーンバーン領域を拡大している。このため、エミッションを良好に保ちつつ、リーンバーン運転の機会を増大し、燃費を大幅に改善することができる。
【０１２３】
この発明において、過渡時にも空燃比をリーンに設定することにより、過渡時の燃費及びエミッションも改善することができる。
【０１２４】
上記発明において、燃焼室に対して渦流生成用の第１吸気ポートと第２吸気ポートとを設けて低速時に第２吸気ポートを閉じるようにし、とくに第１吸気ポートから流入する吸気により燃焼室内に形成される渦流をシリンダ中心線に対して所定角度傾けておくと、燃焼室内にリーンバーンに適した渦流を生成して混合気均一化及び燃焼速度を向上し、リーン領域の拡大を効果的に行なうことができる
。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明のリーンバーンエンジンの一実施例を示す概略図である。
【図２】燃焼室構造を示す概略平面図である。
【図３】第１吸気ポート側の概略断面図である。
【図４】第２吸気ポート側の概略断面図である。
【図５】平均乱流強度の特性図である。
【図６】スワールとタンブルの比較を示す図である。
【図７】スワールについての測定手段及び測定の手法を示す説明図である。
【図８】バルブタイミングを示す図である。
【図９】吸気マニホールド部分の断面図である。
【図１０】吸気マニホールド部分の別の位置の断面図である。
【図１１】図９のＸＩ−ＸＩ線に沿って見た図である
【図１２】エンジントルクの特性を示す図である。
【図１３】インジェクタに対するエア供給系及び蒸発燃料供給系を示す図である。
【図１４】エアミクスチャータイプインジェクタの具体的構造を示す断面図である。
【図１５】上記インジェクタの一部切欠斜視図である。
【図１６】燃焼室内の燃料分布状態の各種例を示す図である。
【図１７】図１３に示した各種例とＮＯｘ排出量との関係を示す図である。
【図１８】蒸発燃料供給による空燃比のばらつきを示す図である。
【図１９】空燃比制御領域をエンジン回転数とスロットル開度とに対応させて示す図である。
【図２０】空燃比制御領域をエンジン回転数と吸気管負圧とに対応させて示す図である。
【図２１】スロットル開度に応じたエンジントルク変化を示す図である。
【図２２】燃料噴射及びパージ供給のタイミングを示す図である。
【図２３】空燃比と燃費、トルク変動、ＮＯｘ排出量との関係を示す図である。
【図２４】スロットル開度と吸気管圧力、空燃比との関係を示す図である。
【符号の説明】
１ エンジン本体
２ 燃焼室
３，４ 吸気ポート
５，６ 排気ポート
７，８ 吸気弁
９，１０ 排気弁
２０ 吸気系
２１ 吸気マニホールド
３５ ＩＳＣ通路
３７ ＩＳＣバルブ
４０ インジェクタ
４１ 開閉弁
５７ パージ通路
６１ 触媒装置
７０ コントロールユニット

Claims (11)

1. 少なくともエンジンの低速低負荷域における空燃比を、理論空燃比よりも所定量リーンで、エンジンから排出される排気ガス中のＮＯｘ割合が充分に少なく、かつトルク変動が許容値以下となる所定空燃比に設定する一方、エンジンの高負荷側では空燃比を理論空燃比もしくはそれよりリッチ側に設定した自動車用リーンバーンエンジンにおいて、
   低速域で吸気充填効率が高くなるような低速型吸気装置を設けるとともに、排気系に、理論空燃比よりもリーンな空燃比でもＮＯｘ浄化性能を有する排気浄化装置を設け、少なくとも上記低速型吸気装置により充填効率が高められる低速域において上記所定空燃比でのトルク上昇限界域付近の負荷よりも高負荷側にまでわたる所定運転域で空燃比をリーンに設定し、かつこの所定運転域の中の高負荷側では負荷の上昇につれて一定範囲内で空燃比を次第に小さくするように設定したものであり、
   燃焼室に対して渦流生成用の第１吸気ポートと第２吸気ポートとを設け、かつ、第２吸気ポートを低速時に閉じる開閉弁を設け、上記第２吸気ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果の同調回転数が、低速域内において上記所定空燃比とされる回転数域の略中央に存在するように吸気系を設定することにより上記低速型吸気装置を構成したことを特徴とする自動車用リーンバーンエンジン。
2. 上記所定運転域では定常時に加えて過渡時にも空燃比をリーンに設定したことを特徴とする請求項１記載の自動車用リーンバーンエンジン。
3. 上記所定運転域の中で吸入空気量が飽和するまでの領域では上記所定空燃比とし、これより高負荷側ではスロットル開度の増加につれて一定範囲内で燃料を増量するようにしたことを特徴とする請求項１または２記載の自動車用リーンバーンエンジン。
4. 上記所定運転域をスロットル開度が全開の６／８程度までの領域としたことを特徴とする請求項１乃至３のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエンジン。
5. 第１吸気ポートから流入する吸気により燃焼室内に形成される渦流の中心線とシリンダ中心線とのなす角度を３５°〜５５°の範囲に設定したことを特徴とする請求項１乃至４のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエンジン。
6. 上記第２吸気ポートが開かれた状態における吸気の動的効果の同調回転数が、上記所定空燃比とされる回転数域よりも高速側に存在するように吸気系を設定したことを特徴とする請求項１乃至５のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエンジン。
7. 吸気系におけるサージタンクに、このサージタンクよりも容量の大きいレゾナンスチャンバーを接続し、このレゾナンスチャンバーにより上記第２吸気ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果の同調回転数と上記第２吸気ポートが開かれた状態における吸気の動的効果の同調回転数との間の領域において吸気の動的効果を持たせたことを特徴とする請求項６記載の自動車用リーンバーンエンジン。
8. 排気浄化装置が、ゼオライトを活性種担持母材とし、少なくとも白金を活性種として上記活性種担持母材に担持させてなる触媒を備えたものであることを特徴とする請求項１乃至７のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエンジン。
9. 上記触媒は、イリジウム及びロジウムのうちの一方もしくは両方を含むことを特徴とする請求項８記載の自動車用リーンバーンエンジン。
10. 上記所定運転領域で、スロットル弁をバイパスするバイパス通路の空気流量を運転状態に応じて制御することを特徴とする請求項１乃至９のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエンジン。
11. 各気筒毎にそれぞれインジェクタを設けるとともに、吸気行程の所定時期に燃料を噴射するように各インジェクタを制御する手段を設けたことを特徴とする請求項１乃至１０のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエンジン。

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