JP4161796B2 - 筒内噴射式火花点火機関の暖機制御方法 - Google Patents

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は筒内噴射式火花点火機関の燃焼制御方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
筒内噴射式火花点火機関を始動する際に、機関温度が低い場合には、噴射された燃料は低温のシリンダ壁面やピストン冠面に衝突し、壁面上に大量の燃料液膜が形成される。低温壁面上の液膜は気化が悪いため燃焼が悪化し、排気中に多量の未燃炭化水素（ＨＣ）が排出されるおそれがある。また、機関低温時には触媒が未活性であるため、触媒による排気の浄化効率が低く、排気が悪化する。
【０００３】
上記課題を解決するため、機関暖機時に、圧縮行程において理論空燃比より小許リーン側に空燃比を調整して燃料を噴射することで、燃焼速度を遅くし、排気温度を昇温することが知られている（例えば、特許文献１）。
【０００４】
【特許文献１】
特開２０００−１４５５１０号公報
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
暖機時に筒内噴射式火花点火機関で圧縮行程時に理論混合比付近となるように燃料を噴射すると、非常に過濃な混合気が局所的に形成され、また低温のピストン上に大量の液膜が形成されるため、煤が発生しやすくなるという問題がある。しかし特開２０００−１４５５１０号公報の例では、煤の発生を抑えるための具体的手段は記載されていない。
【０００６】
また、排気温度を上げるために、燃焼を緩慢にしたり、点火時期を遅角化すると、燃焼が不安定になり、エンジンの回転変動や、トルク変動が大きくなり、運転性が悪化する。従って、燃焼の緩慢化や、点火時期の遅角化による排気温度の昇温が不十分であった。
【０００７】
【課題を解決するための手段】
前記課題を解決するため、本発明においては、点火プラグの点火時期を制御する手段と、シリンダ内に直接燃料を噴射するインジェクタと、前記インジェクタによる燃料噴射時期を制御する手段を備え、前記インジェクタは点火プラグ方向のペネトレーションが、ピストン方向のペネトレーションよりも長い噴霧を形成するものであり、機関温度が所定温度よりも低い場合に、理論混合比近傍となるように少なくとも圧縮行程の後半で前記インジェクタより燃料を噴射し、上死点近傍または上死点以降で点火する。
【０００８】
ピストン側のペネトレーションが、点火プラグ側のペネトレーションより短い噴霧を用いることにより、ピストンへの液膜形成を抑えつつ、点火プラグ周りに理論混合比よりリッチな混合気を形成できる。これにより、ピストン液膜形成による煤の発生が抑制される。また、点火時期を遅角化しても安定に燃焼できる。また、点火プラグ周りにリッチ混合気が集中するため、燃焼が遅く、排気管内でＨＣが酸化する。これにより、排気温度が上昇し、ＨＣが減少する。
【０００９】
また、本発明においては、点火プラグの点火時期を制御する手段と、シリンダ内に直接燃料を噴射するインジェクタと、前記インジェクタによる燃料噴射時期を制御する手段と、吸気行程においてシリンダ内に順方向の縦渦を生成する手段と、圧縮行程の後期までシリンダの縦渦を保存するピストンを備え、機関温度が所定温度よりも低い場合に、前記縦渦生成手段によりシリンダ内に順方向の縦渦を生成し、理論混合比近傍となるように少なくとも圧縮行程の後半で前記インジェクタより燃料を噴射し、上死点近傍または上死点以降で点火する。
【００１０】
シリンダ内に順方向の縦渦を生成し、これを圧縮行程の後期にまで保存することで、燃料のピストンへの付着がより減少し、また、点火プラグ周りにリッチ混合気を集めやすくできる。これにより、さらに煤の発生を抑えると共に、点火遅角によるより一層の排気温度上昇とＨＣの低減が可能となる。
【００１１】
また、本発明においては、前記において、インジェクタから噴射される燃料噴霧の点火プラグ方向のペネトレーションが、ピストン方向のペネトレーションよりも長い噴霧を形成するものとする。
【００１２】
このような噴霧と、順方向の縦渦を組み合わせることにより、ピストンへの燃料液膜の形成を、さらに抑制でき、また、点火プラグ周りへのリッチ混合気形成も、より確実に行える。
【００１３】
また、本発明においては、前記において、シリンダ内に生成する縦渦の強さを調節する手段と、エンジンの回転変動、またはトルク変動の大きさを検出する手段を設け、前記エンジンの回転変動、またはトルク変動の大きさが所定値以下になるように、前記縦渦の強さを調節するとともに、点火時期を遅角する。
【００１４】
シリンダ内の縦渦の強さを、エンジンの回転変動、またはトルク変動が小さくなるように制御することで、より一層の点火時期の遅角化が可能となり、排気の昇温，ＨＣの低減をより効率よく行える。
【００１５】
また、本発明においては、点火プラグによる点火時期を制御する手段と、シリンダ内に直接燃料を噴射するインジェクタと、前記インジェクタに供給する燃料の圧力を調節する手段と、前記インジェクタによる燃料噴射時期を制御する手段と、吸気行程においてシリンダ内に順方向の縦渦を生成する手段と、圧縮行程の後期までシリンダの縦渦を保存するピストンと、エンジンの回転変動、またはトルク変動の大きさを検出する手段とを備え、エンジンの温度が所定温度よりも低い場合に、前記縦渦生成手段によりシリンダ内に順方向の縦渦を生成し、理論混合比近傍となるように少なくとも圧縮行程の後半で前記インジェクタより燃料を噴射し、前記エンジンの回転変動、またはトルク変動の大きさが所定値以下になるように、前記燃料圧力の調節手段により、燃料圧力を調節するとともに、点火時期を遅角制御する。
【００１６】
燃料の圧力を、エンジンの回転変動、またはトルク変動が小さくなるように制御することで、より一層の点火時期の遅角化が可能となり、排気の昇温，ＨＣの低減をより効率よく行える。
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下図１〜図５を用いて、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関の暖機制御方法について説明する。
【００１８】
最初に、図１を用いて、本実施形態による筒内噴射式火花点火機関の暖機制御方法を用いる筒内噴射式火花点火機関制御システムのシステム構成について説明する。
【００１９】
図１は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関の構成を示す断面図であり、エンジンの燃焼室中心における断面図である。
【００２０】
また図２は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関の構成を示す透視斜視図である。
【００２１】
図１及び図２に示すように、シリンダヘッド２６と、シリンダブロック１と、シリンダブロック１に挿入されたピストン７とにより燃焼室２５が構成される。
【００２２】
ピストン７の冠面には凹溝１８が設けられている。この凹溝１８は、円弧状の底面１８ａと、平面状の側面１８ｂから構成されている。
【００２３】
燃焼室２５には、それぞれ２本の吸気管１５と排気管１６が開口している。２つの吸気管１５の開口部には、この開口部を開閉する２本の吸気弁１３が設けられている。また、２つの排気管１６の開口部には、この開口部を開閉する２本の排気弁１４が設けられている。
【００２４】
燃焼室２５の吸気側壁面には、燃料インジェクタ５が設けられている。燃料インジェクタ５は燃焼室２５の中心軸に対して傾いて取り付けられている。燃焼室２５の中心軸と燃料インジェクタ５の中心軸がなす角度は、例えば、５０°から７０°である。燃料インジェクタ５には、燃料タンク２７と燃料ポンプ２３とが、それぞれ燃料配管２４によって接続されている。燃料ポンプ２３は、燃焼室２５内の圧力が高い場合でも、燃料インジェクタ５から充分に微粒化された燃料を噴射するため、燃料タンク２７から供給される燃料を加圧する。このときの燃料圧力は、例えば３〜１２ＭＰａであり、燃料インジェクタ５から噴射される燃料噴霧のザウタ平均直径は、例えば１５〜３０μｍである。
【００２５】
燃料ポンプ２３によって加圧される燃料の圧力は、エンジン制御ユニット（ＥＣＵ）６からの燃圧制御信号４３により、例えば３〜１２ＭＰａの範囲で任意に設定される。
【００２６】
また、燃焼室２５の中心上部には、点火プラグ４が設けられ、その電極部４Ｅが燃焼室２５内部に突き出している。点火プラグ４の電極４Ｅの構造は沿面電極タイプまたはセミ沿面タイプが耐汚損性の高さから望ましい。沿面電極，セミ沿面電極の点火プラグ構造については既に広く公知であるため、ここではその詳細説明は割愛する。
【００２７】
点火プラグ４には、図示しない点火コイルにより電気エネルギーが供給され、電極４Ｅにより放電し、点火を行うものであるが、このとき点火プラグ４には、できるだけ高い電気エネルギーを供給することが、リッチな混合気への安定な着火と、電極４Ｅの耐汚損性の高さから望ましい。点火プラグ４に供給する電気エネルギーは、例えば７０〜１１０ｍＪである。
【００２８】
また、点火コイルから点火プラグ４に供給する電気エネルギーが、複数回に分割されるものでもよい。例えば、トータル１００ｍＪの電気エネルギーを２回に分割し、１回目で３０ｍＪの電気エネルギーを放電し、２回目で残り７０ｍＪの電気エネルギーを放電するものである。１回目と２回目の放電時間間隔は、例えば１ｍｓである。
【００２９】
排気管１６の後方には、図示しない触媒コンバータが設けられている。この触媒コンバータは例えば三元触媒コンバータであり、例えばＮＯｘ吸着触媒コンバータであり、例えばＨＣ吸着触媒コンバータである。また、これらの異なる種類の触媒コンバータを組み合わせて使ってもよい。また、１つの触媒コンバータで、これら複数の触媒コンバータの機能を複合しているもの（ハイブリッド触媒コンバータ）でもよい。
【００３０】
排気管１６の壁面への熱伝達によって、排気温度が低下しないように、排気管１６の構造は、例えば二重排気管，薄肉排気管などが望ましい。
【００３１】
二重排気管は、排気管の外側に、空気層を挟んで、さらに壁面を設けた構造であり、空気層によって、断熱効果が高く、排気温度が低下しにくい。また、二重配管の間の空気層を真空層にすることで、空気の対流熱伝達が無くなるため、さらに断熱効果が高くなる。
【００３２】
また、薄肉排気管は、通常の排気管に比べ、壁の肉厚を薄くすることで、排気管の熱容量を下げて、排気の熱によって容易に温度が上がるようにしたものである。排気管の温度を昇温することで、排気温度の低下を抑えることができる。
【００３３】
吸気管１５の上流部には、図示しないスロットル弁が設けられており、このスロットル弁の開度により、燃焼室２５内に充填される空気量が制御される。また図示しないスロットル弁は、電子制御スロットル弁であり、スロットル弁の開度は、ＥＣＵ６からのスロットル弁開度信号３６によって、任意の開度に設定可能となっている。
【００３４】
吸気管１５内には、吸気行程において燃焼室２５内に順方向の縦渦１９（以下、順タンブル流）を生成するためのタンブル生成弁１２が設けられている。このタンブル生成弁１２は、図２に示すように、タンブル生成弁軸２２に取り付けられ、このタンブル生成弁軸２２に直結したタンブル生成弁駆動モータ２１により、回転する構造となっている。タンブル生成弁１２は、ＥＣＵ６からのタンブル生成弁開度信号３５により、任意の開度に設定できる。燃焼室２５内に最も強い順タンブル流を生成する場合には、タンブル生成弁駆動モータ２１により、タンブル生成弁軸２２が回転し、タンブル生成弁１２が吸気管１５の断面の下部を塞ぐ位置に設定される。また、燃焼室２５内の順タンブル流を最も弱くする場合には、タンブル生成弁駆動モータ２１により、タンブル生成弁軸２２が回転し、タンブル生成弁１２が吸気管１５の軸方向（空気の流れ方向）と平行になる位置に設定される。
【００３５】
ＥＣＵ６には、一定クランク角毎（例えば３０°ＣＡ毎）にパルス信号を出力する、回転角センサ３７からの回転角信号３８と、７２０°ＣＡ毎にパルス信号を出力する、基準位置センサ４０からの基準位置信号４１、が入力される。ECU6は、これら回転角信号３８と基準位置信号４１からエンジン回転速度Ｎｅと、基準クランク位置を検知する。
【００３６】
燃料インジェクタ５から噴射される燃料噴霧は、図１に示すように、点火プラグに向けて噴射されるリード噴霧２０Ｌと、ピストン側に向けて噴射される主噴霧20Ｍで構成される。このような燃料噴霧を形成するための燃料インジェクタ５の構成については図３〜図５、及び、図１４〜図１６、及び、図１９，図２０を用いて後述する。また、燃料インジェクタ５から噴射される噴霧の形状については、図６，図７，図１７，図１８，図２３，図２４を用いて後述する。
【００３７】
次に図３〜図５を用いて、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタ５の構成について説明する。
【００３８】
図３は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの全体側面図である。図４は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部拡大図である。また、図５は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部底面図である。
【００３９】
図３は、本実施形態による燃料インジェクタ５の側面構成を示している。燃料インジェクタ５の先端部の破線で囲まれた領域Ｘを拡大したものが、図４である。
【００４０】
図４に示すように、燃料インジェクタ５のノズル部２８は、円錐弁２９と、円錐弁２９に接続されたプランジャ３０と、噴霧に旋回力を与えるスワラー３１と、噴射口３２と、軸方向溝３３と、径方向溝３４とを備えている。本実施形態においては、ノズル部２８の先端に設けられた噴射口３２は左右対称ではなく、その一部に切欠き３２ａが設けられている。図示の例では、切欠き３２ａは、１８０°の範囲で設けられている。
【００４１】
円錐弁２９が開くと、軸方向溝３３，径方向溝３４に燃料が流れ、スワラー３１によって、旋回力が与えられた燃料が、噴射口３２から噴射される。噴射口には切欠き３２ａが設けられているため、図６及び図７を用いて後述するように、リード噴霧と主噴霧とが形成される。
【００４２】
図５に示す例において、矢印ＩＧＮ−Ｐ方向が点火プラグ側であり、矢印PSTN方向がピストン側である。即ち、噴射口３２の切欠き３２ａが点火プラグ側を向くように、燃料インジェクタ５を設置することにより、リード噴霧が点火プラグの方向に噴射される。
【００４３】
次に、図６及び図７を用いて、本実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される噴霧の形状について説明する。
【００４４】
図６は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される噴霧の形状を示す側面図である。図７は、図６のＡ−Ａ断面図である。
【００４５】
図６に示すように、燃料インジェクタ５の噴射口３２から噴射される噴霧の形状は、噴射口に切欠き３２ａが設けられているため、左右対称ではないものである。燃料インジェクタ５の中心線に対するリード噴霧２０Ｌの噴霧角θ１は、例えば３０°である。また、燃料インジェクタ５の中心線に対する主噴霧２０Ｍの噴霧角θ２は、例えば２０°である。
【００４６】
また、図７に示すように、燃料噴霧の断面形状は、噴射口３２に設けられた切欠き３２ａにより、噴霧の一部に隙間２０Ａのある形状となる。また、点火プラグ４に向けられるリード噴霧２０Ｌの流量密度は、主噴霧２０Ｍより高くなる。そのため、リード噴霧２０ＬのペネトレーションＬ１は主噴霧２０ＭのペネトレーションＬ２に比べ長くなる。主噴霧２０ＭのペネトレーションＬ２に対するリード噴霧２０ＬのペネトレーションＬ１の比Ｌ１／Ｌ２は、例えば１.３〜１.５である。
【００４７】
なお、リード噴霧２０Ｌの噴霧角θ１や、主噴霧２０Ｍの噴霧角θ２は、噴射口３２に設けた切欠き３２ａの形状によって種々変更することが可能である。噴射口３２に切欠き３２ａを形成した燃料インジェクタの種々の構成については、本出願人は特願平１１−３５５０２号（特願平１１−７１４１２号を基礎出願とする国内優先権出願）として、出願済みであり、その詳細については、この出願に記載されている。
【００４８】
また、前述した燃料インジェクタとは異なる、燃料インジェクタ構造でも、本発明の第１の実施形態を実現できる。
【００４９】
図１４〜図１８を用いて、本発明の第１の実施形態を実現するための、別の、燃料インジェクタ構造及び噴霧形態を説明する。
【００５０】
図１４は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの全体側面図である。図１５は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部拡大図である。また、図１６は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部底面図である。
【００５１】
図１４は、本実施形態による燃料インジェクタ５の側面構成を示している。燃料インジェクタ５の先端部の破線で囲まれた領域Ｘを拡大したものが、図１５である。
【００５２】
図１５及び図１６に示すように、燃料インジェクタ５のノズル２８は、リード噴霧２０Ｌを生成する燃料噴射口３２Ｃと、主噴霧２０Ｍを生成する燃料噴射口３２Ｄを有する構造となっている。燃料噴射口３２Ｃは、燃料インジェクタをエンジンに取り付けたときに、リード噴霧２０Ｌが点火プラグ電極を指向するように、燃料インジェクタ５の中心軸に対して角度θ８だけ傾けて形成されている。
【００５３】
また、図１６に示すように、燃料噴射口３２Ｃは、径が燃料噴射口３２Ｄより大きく形成されている。さらに、燃料噴射口３２Ｄは径が小さく、運転に必要な燃料量を噴射するために噴口を複数設けると共に、配置する位置を分散させて主噴霧２０Ｍの噴霧密度が小さくなるようにしている。
【００５４】
次に、図１７及び図１８を用いて、本実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される燃料噴霧の形状について説明する。
【００５５】
図１７は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される燃料噴霧の形状を示す側面図である。図１８は、図１７のＡ−Ａ断面図である。
【００５６】
図１７及び図１８に示すように、燃料インジェクタ５の燃料噴射口３２Ｄから噴射される主噴霧２０Ｍの形状は、周方向に均一な形状である。また、燃料インジェクタ５の噴射口３２Ｃからは、高圧のリード噴霧２０Ｌが噴射される。主噴霧２０Ｍとリード噴霧２０Ｌ間の角度θ１０は、例えば０〜１０°となるものである。
【００５７】
噴射口３２Ｃから噴射されるリード噴霧２０Ｌの噴霧密度は、噴射口３２Ｄから噴射される主噴霧２０Ｍの噴霧密度に比べ高いため、リード噴霧２０ＬのペネトレーションＬ１は主噴霧２０ＭのペネトレーションＬ２に比べ長くなる。主噴霧２０ＭのペネトレーションＬ２に対するリード噴霧２０ＬのペネトレーションＬ１の比Ｌ１／Ｌ２は、例えば１.３〜１.５である。
【００５８】
また、前述した燃料インジェクタとは異なる、燃料インジェクタ構造でも、本発明の第１の実施形態を実現できる。
【００５９】
図１９〜図２４を用いて、本発明の第１の実施形態を実現するための、別の、燃料インジェクタ構造及び噴霧形態を説明する。
【００６０】
図１９は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの全体側面図である。図２０は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部拡大図である。
【００６１】
図２０に示すように、燃料インジェクタ５のノズル部２８は、円錐弁２９と、円錐弁２９に接続されたプランジャ３０と、噴霧に旋回力を与えるスワラー３１と、噴射口３２と、軸方向溝３３と、径方向溝３４とを備えている。本実施形態においては、ノズル部２８の先端に設けられた噴射口３２の軸方向は、燃料インジェクタ５の中心軸に対してθ５の角度だけ偏向している。噴口３２は、燃料インジェクタ５をエンジンに取り付けたときに、点火プラグ側に偏向するように、偏向方向が決められている。
【００６２】
円錐弁２９が開くと、軸方向溝３３，径方向溝３４に燃料が流れ、旋回力が与えられた燃料が、噴射口３２から噴射される。噴射口３２が燃料インジェクタ５の中心軸に対して偏向しているため、図２３及び図２４を用いて後述するように、噴霧の形状は、燃料インジェクタ５の中心軸に対して非対称となる。
【００６３】
図２１は、図２０に示す燃料インジェクタ５の噴射口３２のＡ−Ａ断面における燃料の流れを示している。前述したように、燃料はスワラー３１によって旋回力を与えられるため、噴射口３２の内部で燃料は旋回する。噴射口３２が燃料インジェクタ５の中心軸に対して偏向しているため、噴射口３２内での燃料の旋回中心ＳＣは、噴射口３２の中心から、ＰＳＴＮ側へ、ずれた位置になる。
【００６４】
図２２は、図２１におけるＡ−Ａ断面での、燃料の旋回方向速度分布を示している。噴射口燃料の旋回中心ＳＣが、燃料インジェクタ５の中心軸からずれるため、ＩＧＮ−Ｐ側での燃料の旋回方向速度は、ＰＳＴＮ側での燃料の旋回方向速度よりも遅くなる。
【００６５】
次に、図２３及び図２４を用いて、本実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される燃料噴霧の形状について説明する。
【００６６】
図２３は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される燃料噴霧の形状を示す側面図である。図２４は、図２３のＡ−Ａ断面図である。
【００６７】
噴射口３２が、燃料インジェクタ５の中心軸に対して偏向しているため、燃料の噴射方向は、噴射口３２の偏向方向に曲がったものとなる。また、偏向側（ＩＧＮ−Ｐ側）のペネトレーションＬ１は、その反対側（ＰＳＴＮ側）のペネトレーションＬ２に比べ長くなる。これは、以下の理由による。
【００６８】
図２２に示したように、ＩＧＮ−Ｐ側の旋回方向速度が、ＰＳＴＮ側の旋回方向速度より遅いため、噴射口３２内の燃料に働く遠心力は、ＩＧＮ−Ｐ側が、ＰＳＴＮ側に比べ弱い。従って、噴射口３２直下で形成される液膜厚さは、IGN−Ｐ側で厚く、ＰＳＴＮ側で薄くなる。これにより、ＩＧＮ−Ｐ側の液膜の微粒化が、ＰＳＴＮ側の微粒化に比べて悪く、ＩＧＮ−Ｐ側の粒径が、ＰＳＴＮ側の粒径に比べて大きくなる。このため、本燃料インジェクタから噴射される噴霧は、ペネトレーションの長いリード噴霧２０ＬがＩＧＮ−Ｐ側に形成され、ペネトレーションの短い主噴霧２０ＭがＰＳＴＮ側に形成される。
【００６９】
なお、本発明の実施形態における燃料インジェクタの種々の構成について、前記したが、本発明の実施形態における燃料インジェクタでは、燃料インジェクタ内の弁体のバウンシングによる二次噴射が、できるだけ発生しないことが望ましい。すなわち、ＥＣＵからの噴射時期信号に伴い、燃料インジェクタ内の弁体（例えば円錐弁）が所定時間開き、燃料が噴射されるのであるが、噴射の所定時間が経過して燃料インジェクタ内の弁体が閉じた直後に、弁体が跳ね返って（バウンシング）、余剰の燃料が噴射される（二次噴射）ことがある。この二次噴射で噴射される燃料は、一般に粒径が大きいため、貫徹力が強く、また気化が悪いため、ピストンの冠面などに付着し、本発明の実施形態の暖機運転制御においては、煤，ＨＣの発生原因になる。
【００７０】
そこで、例えば特開２００１−３８４０号公報に記載されているように、燃料インジェクタのノズルとプランジャ間に緩衝器を形成することで、弁体のバウンシングを抑制し、二次噴射の発生を防止することが望ましい。
【００７１】
次に図１及び図８〜図１３を用いて、本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン始動直後の暖機運転での動作について説明する。
【００７２】
まず、図１及び図８を用いて、本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン始動直後の暖機運転制御全体の流れを示す。
【００７３】
図８は、本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン始動直後の燃焼制御のフローチャートを示す。エンジンが図示しないスターターによって起動されると、図１に示す水温センサ８によって、エンジンの冷却水２の温度が検出され、冷却水温度信号９がＥＣＵ６に入力される（３０１）。ＥＣＵ６は、水温センサ８によって検出されたエンジン冷却水２の温度Ｔｗと、予め設定された基準温度Ｔｃとの比較を行い（３０２）、冷却水温Ｔｗが基準温度Ｔｃより低い場合に、後述するエンジンの暖機運転制御を行う。また、冷却水温Ｔｗが基準温度Ｔｃより高い場合には、非暖機運転制御を行う（３０７）。ここで、非暖機運転制御３０７とは、例えば、エンジンの燃費効率が最も高くなるように、燃料の噴射時期，点火時期，タンブル生成弁の開度が設定される運転制御を示す。また、非暖機運転制御３０７とは、例えば三元触媒コンバータでのＨＣ，ＣＯ，ＮＯｘの浄化効率を最も高くするように、空燃比を理論空燃比（Ａ／Ｆ＝14.7)に設定する運転制御を示す。また、非暖機運転制御３０７とは、例えばエンジンの要求トルクが高いときに、ノッキングを防止するために、空燃比を若干リッチ（Ａ／Ｆ＝１１〜１２）に設定する運転制御を示す。
【００７４】
冷却水温Ｔｗが基準温度Ｔｃより低く、暖機運転制御が選択された場合は、ＥＣＵ６から図示しないスロットル弁に開度信号を送り、スロットル弁開度がＥＣＵから指定された角度に設定される（３０３）。このときのスロットル弁開度は、燃焼室内２５の空燃比を１４〜１７に設定し、かつ、点火時期を−１０〜３０°ＡＴＤＣに設定した状態で、暖機運転に必要なエンジン出力と回転数（エンジン出力は、図示平均有効圧で、例えば２００〜２５０ｋＰａ、エンジン回転数は、例えば１０００〜２０００rpm ）を保つのに必要な空気量を、燃焼室２５内に充填できる開度として設定される。このときの空気量は、例えば、体積効率で５０％程度である。次に、ＥＣＵ６からタンブル生成弁駆動モータ２１へタンブル生成弁開度信号３５が送られ、タンブル生成弁１２が予め決められた所定の開度に設定される（３０４）。タンブル生成弁の角度は、暖機運転時にエンジンの回転変動が所定の回転変動より小さくなる位置として、予め予備試験等で決められるものである。例えば、タンブル生成弁１２の開度は、図１に示すように全閉である。即ち、吸気管１５の断面下部がタンブル生成弁１２によって完全に閉塞された状態である。さらに、圧縮行程の後半で、燃焼室２５内の空燃比が１４〜１７になるように、ＥＣＵ６から燃料インジェクタ５へ、燃料噴射信号１１が送られ、燃料インジェクタ５から燃焼室２５内に向けて燃料が噴射される(305)。燃料インジェクタ５から燃料噴射を始める時期は例えば圧縮上死点前８０〜５０°ＣＡである。また、燃料インジェクタ５からの燃料噴射期間は、例えば１.５〜２.５ｍｓである。また、燃料の圧力は例えば７〜１１ＭＰａである。燃料噴射に引き続いて、ＥＣＵ６から点火プラグ４へ点火信号１０が送られ、−10〜３０°ＡＴＤＣの範囲で、点火プラグ４により点火される（３０６）。なお、燃料の噴射開始から点火までの時間間隔は、９ｍｓ以上とすることが望ましい。従って、例えばエンジン回転数が１２００rpm において、燃料の噴射開始時期が圧縮上死点前７０°ＣＡの場合には、点火時期は−５°ＡＴＤＣ以降であることが望ましい。
【００７５】
次に、図９〜図１３を用いて、本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での燃焼室内での燃料噴霧，混合気の挙動について説明する。
【００７６】
図９は本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、吸気行程における空気流動を示している。
【００７７】
図１０は本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、圧縮行程後期での空気流動及び噴霧形態を示している。
【００７８】
図１１は本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、圧縮行程後期での圧縮上死点前での混合気の挙動を示している。
【００７９】
図１２は本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、点火時期での混合気の挙動を示している。
【００８０】
図１３は本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、排気行程での排ガス流動を示している。
【００８１】
本実施形態における筒内噴射式火花点火機関における、エンジン暖機運転での、吸気行程においては、図９に示すように、吸気管１５内のタンブル生成弁１２が閉じられているために、吸気管１５内では、空気は吸気管１５の上部に沿って流れる。また、吸気管１５内のタンブル生成弁１２が閉じられているために、吸気管１５の断面積が小さくなり、吸気管１５内を流れる空気流速は、タンブル生成弁１２が開いている場合に比べ、速くなる。吸気管１５の上部を沿って高速に流れる空気は、吸気弁１３の開口部を通って、燃焼室２５内へ流入し、図９に示すように燃焼室２５内に順タンブル流１９を生成する。このときの順タンブル流の強さは、例えば、タンブル比（タンブルの平均角速度／クランク角の角速度）で、２〜４である。
【００８２】
吸気行程に続く圧縮行程では、吸気弁１３が閉じられ、ピストン７が上死点に向かって上昇する。ピストン７の上昇に伴い燃焼室２５内の容積が小さくなり、燃焼室２５の形状が扁平になってくるが、ピストン７の冠面に設けられた凹溝１８によって、圧縮行程の後半においても燃焼室２５内の順タンブル流１９は崩壊することなく保たれる。
【００８３】
図１０に示すように、圧縮行程の後半で、ＥＣＵ６から燃料インジェクタ５へ噴射信号１１が送られ、燃料インジェクタ５から燃焼室２５内へ燃料が噴射される。このときの燃料噴射量は、燃焼室２５内の平均空燃比が１４〜１７程度となるように噴射期間，燃料圧力が調整される。燃料の噴射開始時期は、例えば圧縮上死点前８０〜５０°ＣＡであり、噴射期間は、例えば、１.５〜２.５ｍｓである。また、燃料の圧力は例えば３〜１１ＭＰａである。
【００８４】
図１０に示すように、本実施形態において、燃料インジェクタ５より噴射される燃料噴霧は、前述したように、点火プラグ４方向を指向するリード噴霧２０Ｌと、ピストン７側を指向する主噴霧２０Ｍから構成される。また、前述したように、リード噴霧２０Ｌのペネトレーションは、主噴霧２０Ｍのペネトレーションに比べ長い。点火プラグ４を指向するリード噴霧２０Ｌは、燃焼室２５内の順タンブル流１９の流れ方向と噴霧の進行方向がほぼ一致している。噴射直後のリード噴霧２０Ｌの速度は、例えば６０〜８０ｍ／ｓである。これに対して、同時期における順タンブル流１９の流速は、例えば、エンジン回転数が１２００rpm のときに１０〜２０ｍ／ｓである。即ち、リード噴霧２０Ｌの速度は、順タンブル流１９の空気流速よりも大幅に速い。このため、燃焼室２５の上部の空気はリード噴霧２０Ｌによって吸気側から排気側に向かって加速させられる。
【００８５】
図１１に示すように、リード噴霧２０Ｌによって加速された空気は、リード噴霧２０Ｌの気化によってリッチな混合気となり、シリンダ上部を通過してシリンダの排気側壁面で折り返し、ピストン７の表面に沿って、シリンダ中心方向に向かう混合気流れＭＦ１となる。
【００８６】
一方、図１０に示すように、ピストン７の方向を指向する主噴霧２０Ｍは、ピストン７の冠面の凹溝１８に沿って流れる順タンブル流１９の方向と、進行方向が相対している。また、主噴霧２０Ｍのペネトレーションはリード噴霧２０Ｌのペネトレーションに比べ短く、貫徹力が弱い。このため、主噴霧２０Ｍはピストン７の冠面の凹溝１８に沿って流れる順タンブル流１９と衝突し、お互いの運動量が急速に失なわれる。噴射直後の主噴霧２０Ｍの速度は、例えば４０〜６０ｍ／ｓであり、順タンブル流１９の空気流速の１０〜２０ｍ／ｓに比べて速い。このため、図１１に示すように、主噴霧２０Ｍの貫徹力によりピストン７の表面の空気は流れの方向を変え、主噴霧２０Ｍの気化によってリッチな混合気を形成しつつ、吸気側から燃焼室２５の中心に向かう混合気流れＭＦ２となる。なお、主噴霧２０Ｍは、前述のように、ピストン７の冠面に向かって噴射されるが、燃焼室２５内のタンブル流１９の方向と相対しているため、主噴霧２０Ｍの速度は、噴射後速やかに低下する。また、主噴霧２０Ｍとタンブル流１９間で大きな速度差が生じるため、主噴霧２０Ｍは速やかに気化し、ピストン７の冠面には燃料液膜が生成されにくい。
【００８７】
図１１に示すように、ピストン７冠面の凹溝１８の中央付近、即ち点火プラグ電極４Ｅの下部で、リード噴霧の貫徹力によって排気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ１と、主噴霧の貫徹力によって吸気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ２とが衝突し、ピストン７の冠面から点火プラグ電極４Ｅに向かってリッチな混合気が上昇する。
【００８８】
図１２に示すように、圧縮上死点付近では、相対する方向からの混合気流ＭＦ１とＭＦ２が衝突することで運動量を失うこと、及び、ピストン７の上昇に伴う燃焼室２５内のガス圧力の上昇により、混合気の動きは緩慢となり、リッチな混合気Ｍが点火プラグ電極４Ｅ周りに停滞する。
【００８９】
このときの点火プラグ電極４Ｅ周りの空燃比は、例えばＡ／Ｆ＝５〜１０と非常に過濃な混合気となっている。
【００９０】
引き続いて、上死点近傍もしくは上死点以降で、ＥＣＵ６からの点火信号に基づき、点火プラグ４により燃焼室２５内の混合気が点火される。
【００９１】
図１２に示すように、燃焼室２５内では、点火時期において、点火プラグ電極４Ｅ周りに、過濃な混合気が形成され、点火プラグ電極４Ｅから離れた、燃焼室２５の外周部は、比較的希薄な混合気が形成されている。このため、混合気は膨張行程と排気行程の燃焼室２５内において、完全燃焼することなく、図１３に示すように、排気行程で、排気管１６内に多くのＨＣ，ＣＯ，Ｈ₂，Ｏ₂等が排出される。これらのＨＣ，ＣＯ，Ｈ₂，Ｏ₂が、排気管１６内で酸化反応し、Ｈ₂Ｏ ，ＣＯ₂ が生成される。この排気管１６内での酸化反応により、排気管１６内の排ガス温度が上昇し、また、ＨＣ濃度が低下する。これにより、機関暖機時のＨＣ濃度が下げられると共に、高温の排気により排気管１６の下部に設けた、触媒コンバータを、排気浄化効率の高い温度にまで、早期に昇温できる。
【００９２】
なお、本実施形態において、圧縮行程の後半で空燃比が１４〜１７となるように、燃料を噴射している。従来、圧縮行程後半で理論混合比近傍となるように、燃料を噴射すると、煤の量が増大するという問題があった。しかし、本実施形態においては、貫徹力の強いリード噴霧と貫徹力の弱い主噴霧から構成される噴霧を用い、さらに燃焼室内に順タンブル流を生成しているため、前述したように、ピストン側に向かう主噴霧のピストン冠面への衝突による、燃料液膜が形成されにくい。また、リード噴霧は、点火プラグ方向を指向し、壁面付着することなく気化し、燃焼室内の空気と混合する。このように、本実施形態においては、燃料の壁面付着が少なく、従って燃料液膜の形成が起こりにくいため、圧縮行程後半で理論混合比近傍となるように燃料を噴射しても、煤の発生を抑えることが可能である。これによって、排気管内に多くのＨＣ，ＣＯ，Ｏ₂，Ｈ₂を排出し、排気管内でのＨＣの酸化反応による、ＨＣの減少と、排気温度の上昇，触媒の活性化が効率よく行われる。
【００９３】
なお、前記実施例においては、吸気管１５内にタンブル生成弁１２を設けて、燃焼室２５内に強い順タンブル流動を形成した例を示したが、図４０に示すようにタンブル生成弁１２が無い場合においても、本発明の暖機運転制御は可能である。
【００９４】
図４０は、吸気管１５内にタンブル生成弁が無い場合（もしくは、タンブル生成弁が全開）の、本発明の暖機運転制御における圧縮行程後期での空気流動及び噴霧形態を示している。
【００９５】
リード噴霧２０Ｌが、主噴霧２０Ｍに比べ、より強い貫徹力を有しているため、リード噴霧２０Ｌと燃焼室２５内の空気との摩擦力により、燃焼室２５内に順タンブル流動１９が生成される。この順タンブル流動によって、図４１，図４２に示すように、点火プラグ電極４Ｅの周りに、リッチ混合気Ｍが形成され、大幅な点火遅角が可能である。
【００９６】
また、噴霧形態が、燃料インジェクタの中心軸に対して、対称な噴霧であっても、本発明の暖機運転制御は可能である。
【００９７】
図４３は、噴霧形態が、燃料インジェクタの中心軸に対して、対称な噴霧である場合の、本発明の暖機運転制御における圧縮行程後期（燃料噴射開始直後）での空気流動及び噴霧形態を示している。
【００９８】
図４３に示す対称な噴霧は、例えば、図４７及び図４８に示す燃料噴射弁の構成で生成できる。
【００９９】
図４７は、対称な噴霧を形成するための、燃料インジェクタの全体側面図である。図４８は、図４７の要部Ｘの拡大図である。
【０１００】
本燃料インジェクタ５では、図４８に示すように、ノズル部２８の先端に設けられた噴射口３２の軸方向が、燃料インジェクタ５の中心軸に対して平行である。これにより図４９及び図５０に示すように、本燃料インジェクタから噴射される噴霧は、燃料インジェクタ５の中心軸に対して対称な形態となる。すなわち、リード噴霧２０Ｌと主噴霧２０ＭのペネトレーションＬ１とＬ２が等しく、また、リード噴霧２０Ｌと主噴霧２０Ｍの噴霧角θ１とθ２が等しい。
【０１０１】
図４４は、噴霧形態が、燃料インジェクタの中心軸に対して、対称な噴霧である場合の、本発明の暖機運転制御における燃料噴射開始から一定期間（例えばクランク角１０°）経過後の、空気流動及び噴霧形態を示している。
【０１０２】
タンブル生成弁１２によって、吸気行程で、燃焼室２５内に強い順タンブル流１９が生成されているため、主噴霧２０Ｍは、順タンブル流１９によって押し戻され、リード噴霧２０Ｌは、順タンブル流１９によってペネトレーションが長くなる。このため、噴射開始から一定期間が過ぎると、燃焼室２５内の噴霧は、図４４に示すように、燃料インジェクタ５の中心軸に対して非対称な形態となる。すなわち、リード噴霧２０Ｌ側のペネトレーションが、主噴霧２０Ｍのペネトレーションより長くなる。
【０１０３】
これによって、図４５，図４６に示すように、点火プラグ電極４Ｅの周りに、リッチ混合気Ｍが形成され、大幅な点火遅角が可能である。
【０１０４】
次に図２５〜図３２を用いて、本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関の構成及び動作について説明する。
【０１０５】
本実施形態による、筒内噴射式火花点火機関の暖機制御方法を用いる筒内噴射式火花点火機関のシステム構成は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関制御のシステム構成と同一であるので、ここでは説明を省略する。
【０１０６】
まず、本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関の暖機制御の目的について説明する。
【０１０７】
前述した本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関の暖機制御では、燃焼室２５内に順タンブル流を生成するための、タンブル生成弁１２は、ＥＣＵ６によって、予め定められた開度に設定される。このタンブル生成弁１２の開度は、予備試験等で、暖機運転時にエンジンの回転変動やトルク変動が所定の値以下になるものとして定められるものである。
【０１０８】
暖機運転時では、排気管１６内でのＨＣ燃焼を増やして排気温度を上げ、かつ、煤の生成を抑えるため、点火時期をできるだけ遅角するのが望ましい。しかし、点火時期を過度に遅角化すると、燃焼が悪化し、エンジンの回転変動，トルク変動が大きくなることが一般に知られている。そこで、点火時期をできるだけ遅角させるためには、点火時期において、一定濃度の混合気を確実に点火プラグ周りに集中させ、点火遅角しても、確実に点火プラグにより点火できるようにすることが必要である。
【０１０９】
図２５は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の、タンブル生成弁１２の開度θ_T に対する、エンジン回転変動率σ_N の関係を示す一例である。
【０１１０】
ここでタンブル生成弁１２の開度θ_T は、図２６に示すように、タンブル生成弁１２の全閉状態を基準（０°）としたときの開度で定義される。
【０１１１】
また、エンジン回転変動率σ_N は式１，式２に示すように、平均エンジン回転数Ｎｅｍに対する標準偏差として定義される。式１，式２におけるｎは、エンジン回転数のサンプリング点数である。前述したように、エンジン回転数Ｎｅは、ＥＣＵ６に入力される回転角センサ３７からの回転角信号３８と、基準位置センサ４０からの基準位置信号４１により、ＥＣＵ６によって検知される。エンジン回転数Ｎｅは、例えばクランク軸が１回転する毎（１サイクル毎）に１００サイクル分（ｎ＝１００）検知され、この１００サイクル分の回転数データから式１，式２を使って、ＥＣＵ６によって、エンジンの回転変動率σ_N が算出される。
【０１１２】
【式１】

【０１１３】
【式２】

【０１１４】
図２５に示すように、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の、タンブル生成弁の開度θ_T と、エンジンの回転変動率σ_N には、相関があり、タンブル生成弁の開度θ_T を最適に設定することにより、エンジンの回転変動率σ_N を最小にでき、点火遅角をより大きくすることが可能となる。
【０１１５】
図２７，図２８は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時において、タンブル生成弁の開度θ_T が過度に小さく、燃焼室２５内の順タンブル流が強すぎる場合の、燃焼室２５内の混合気挙動を示す。
【０１１６】
燃焼室２５内のタンブル流が、最適なタンブル流よりも強いと、リード噴霧の噴射方向とタンブル流の方向が等しく、リード噴霧の貫徹力によって排気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ１がより強くなる。一方、主噴霧とタンブル流が相対し、主噴霧の貫徹力によって吸気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ２がより弱くなる。この結果、図２７に示すように、混合気流ＭＦ１と、混合気流ＭＦ２の衝突位置が、点火プラグ電極４Ｅの位置より、吸気側となる。この結果、図２８に示すように、リッチ混合気Ｍは、点火プラグ電極４Ｅの吸気側へ滞留し、点火プラグ電極部４Ｅの混合気濃度が薄くなり、混合気への着火性が悪くなり、エンジンの回転変動，トルク変動が増大する。
【０１１７】
図２９，図３０は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時において、タンブル生成弁の開度θ_T が過度に大きく、燃焼室２５内の順タンブル流が弱すぎる場合の、燃焼室２５内の混合気挙動を示す。
【０１１８】
燃焼室２５内のタンブル流が、最適なタンブル流よりも弱いと、リード噴霧の噴射方向とタンブル流の方向が等しく、リード噴霧の貫徹力によって排気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ１がより弱くなる。一方、主噴霧とタンブル流が相対し、主噴霧の貫徹力によって吸気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ２がより強くなる。この結果、図２９に示すように、混合気流ＭＦ１と、混合気流ＭＦ２の衝突位置が、点火プラグ電極４Ｅの位置より、排気側となる。この結果、図３０に示すように、リッチ混合気Ｍは、点火プラグ電極４Ｅの排気側へ滞留し、点火プラグ電極部４Ｅの混合気濃度が薄くなり、点火プラグによる混合気の着火性能が悪化し、エンジンの回転変動，トルク変動が増大する。
【０１１９】
すなわち、暖気運転時において、エンジンの回転変動，トルク変動を抑え、点火時期をより遅角するためには、タンブル生成弁１２の開度θ_T を、最適開度に設定することが必要である。
【０１２０】
そこで、本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の制御では、図３１，図３２に示す方法により、点火時期及びタンブル生成弁の最適制御を行う。
【０１２１】
図３１は、本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の点火時期制御の手順を示したフローチャートである。
【０１２２】
本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転において、ＥＣＵは点火時期θ_IGN ⁰に設定する（１００）。θ_IGN ⁰は点火時期の初期値であり、予備試験等により、エンジンの回転変動，トルク変動が小さく、確実にエンジンの燃焼を持続できる点火時期が設定される。θ_IGN ⁰は、例えば、圧縮上死点前１０°ＣＡである。
【０１２３】
次に、後述するタンブル生成弁開度θ_T の最適化制御が行われ、タンブル生成弁開度θ_T が、エンジンの回転変動，トルク変動が最も小さくなるように、タンブル生成弁開度θ_T が設定される（１０１）。
【０１２４】
引き続いて、式１，式２によりエンジン回転変動率σ_N が計算される(１０２)。そして、計算されたエンジン回転変動率σ_N が、予め設定されたエンジン回転変動率の閾値σ_NCと比較される（１０３）。エンジン回転変動率の閾値σ_NCは、例えば、暖機運転時において、車両の乗員が許容可能な、エンジン回転変動率の上限値として設定される。
【０１２５】
エンジン回転変動率σ_N がエンジン回転変動率の閾値σ_NCより小さい場合には、点火時期の遅角余裕があるため、新しい点火時期を現在の点火時期θ_IGN ⁰よりもΔθ_IGN だけ遅角し、これをθ_IGN ⁰と置き換える（１０５）。Δθ_IGN は、正の値を取る、点火時期変化角であり、例えば１°ＣＡである。そして新たに設定した点火時期θ_IGN ⁰で１０１以降の処理を繰り返す。
【０１２６】
一方、処理１０３において、エンジン回転変動率σ_N がエンジン回転変動率の閾値σ_NCより大きい場合には、燃焼が不安定になっているため、より安定な燃焼をするために、新しい点火時期を現在の点火時期θ_IGN ⁰よりもΔθ_IGN だけ進角し、これをθ_IGN ⁰と置き換える（１０４）。そして新たに設定した点火時期θ_IGN ⁰で１０１以降の処理を繰り返す。
【０１２７】
次に、図３１における、タンブル生成弁開度θ_T の最適化制御について、図３２を用いて説明する。
【０１２８】
図３２は、本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転における、タンブル生成弁開度θ_T の最適化制御のフローチャートを示す。
【０１２９】
タンブル生成弁開度θ_T の最適化制御においては、まず、カウンタＫの値が０に初期化され（２０１）、続いて、タンブル生成弁の開度を初期値θ_T ⁰に設定する（２０２）。タンブル生成弁の初期開度θ_T ⁰は、全閉と全開の間に設定され、例えば４５°である。
【０１３０】
次にカウンタＫの値を１だけ更新し（２０３）、カウンタＫの値が、予め定められた閾値Ｋｍａｘと比較される（２０４）。Ｋｍａｘは、タンブル生成弁開度θ_T の再設定を何度繰り返すかを指定する回数であり、例えば１００以上の数である。
【０１３１】
カウンタＫの値が閾値Ｋｍａｘより大きいときは、タンブル生成弁開度θ_T の最適化制御を終了する（２１３）。
【０１３２】
一方、カウンタＫの値が閾値Ｋｍａｘより小さいときは、現在のタンブル生成弁開度θ_T ⁰における、エンジン回転変動率σ_T ⁰を式１，式２により計算する（２１４）。
【０１３３】
次に、タンブル生成弁を、現在の開度よりΔθ_T だけ閉じる開度θ_T ^(-)と、タンブル生成弁を現在の開度よりΔθ_T だけ開く開度θ_T ⁽⁺⁾が計算される(２０５)。ここで、Δθ_T は予め設定されたタンブル生成弁の開度変化量で、例えば１°である。
【０１３４】
続いて、タンブル生成弁の開度をθ_T ^(-)に設定し、そのときのエンジン回転変動率σ_N ^(-)を式１，式２により計算する（２０６）。
【０１３５】
続いて、タンブル生成弁の開度をθ_T ⁽⁺⁾に設定し、そのときのエンジン回転変動率σ_N ⁽⁺⁾を式１，式２により計算する（２０７）。
【０１３６】
次に、タンブル生成弁開度に対する、エンジン回転変動率の勾配値を式３，式４により求める（２０８）。ここで、［ｄσ_N／ｄθ_T］^(-) は、タンブル生成弁をΔθ_T だけ閉じた場合の、タンブル生成弁開度に対する、エンジン回転変動率の勾配値である。また、［ｄσ_N／ｄθ_T］⁽⁺⁾ は、タンブル生成弁をΔθ_T だけ開いた場合の、タンブル生成弁開度に対する、エンジン回転変動率の勾配値である。
【０１３７】
【式３】

【０１３８】
【式４】

【０１３９】
処理２０９において、［ｄσ_N／ｄθ_T］^(-) が負の値の場合には、タンブル生成弁を閉じると、エンジン回転変動率が下がるため、タンブル生成弁の開度を、開度θ_T ⁰からΔθ_T だけ閉じて、これを新たなθ_T ⁰とし（２１１）、処理２０３以降を繰り返す。
【０１４０】
処理２０９において、［ｄσ_N／ｄθ_T］^(-) が正の値の場合には処理２１０を行う。
【０１４１】
処理２１０において、［ｄσ_N／ｄθ_T］⁽⁺⁾ が負の値の場合には、タンブル生成弁を開けると、エンジン回転変動率が下がるため、タンブル生成弁の開度を、開度θ_T ⁰からΔθ_T だけ開けて、これを新たなθ_T ⁰とし（２１２）、処理２０３以降を繰り返す。
【０１４２】
処理２１０において、［ｄσ_N／ｄθ_T］⁽⁺⁾ が正の値の場合には、タンブル生成弁の開度を変更せず、処理２０３以降を繰り返す。
【０１４３】
処理２０４において、カウンタＫの値がＫｍａｘを超えたら、タンブル生成弁開度θ_T の最適化制御を終了し、図３１の処理１０２に移る。
【０１４４】
以上、図３１及び図３２で示した、本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の制御によれば、タンブル生成弁開度を、エンジンの回転変動の最も小さくように最適制御することにより、より点火時期を遅角化することができ、排気管内でのＨＣ燃焼によるＨＣ低減，排気温度昇温，触媒の早期活性化の効果をより高めることができる。
【０１４５】
また、タンブル生成弁開度の最適制御と同様の効果を、燃圧の最適制御によっても、得ることができる。すなわち、図２７〜図３０を用いて前述したように、暖気運転時において、点火時期を遅角化するには、噴霧のペネトレーションと、タンブル流の強さの関係を、適切に調節すればよいので、燃圧によって噴霧のペネトレーションを調節しても、点火時期の遅角化が可能な訳である。
【０１４６】
そこで、本発明の第３の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の制御では、図３６，図３７に示す方法により、点火時期及び燃圧の最適制御を行う。
【０１４７】
なお、本実施形態による、筒内噴射式火花点火機関の暖機制御方法を用いる筒内噴射式火花点火機関のシステム構成は、本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関制御のシステム構成と同一であるので、ここでは説明を省略する。
【０１４８】
図３６は、本発明の第３の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の点火時期制御の手順を示したフローチャートである。
【０１４９】
本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転において、ＥＣＵは点火時期θ_IGN ⁰に設定する（６００）。θ_IGN ⁰は点火時期の初期値であり、予備試験等により、エンジンの回転変動，トルク変動が小さく、確実にエンジンの燃焼を持続できる点火時期が設定される。θ_IGN ⁰は、例えば、圧縮上死点前１０°ＣＡである。
【０１５０】
次に、後述する燃圧Ｐ_f の最適化制御が行われ、燃圧Ｐ_f が、エンジンの回転変動，トルク変動が最も小さくなるように設定される（６０１）。
【０１５１】
引き続いて、式１，式２によりエンジン回転変動率σ_N が計算される(６０２)。そして、計算されたエンジン回転変動率σ_N が、予め設定されたエンジン回転変動率の閾値σ_NCと比較される（６０３）。エンジン回転変動率の閾値σ_NCは、例えば、暖機運転時において、車両の乗員が許容可能な、エンジン回転変動率の上限値として設定される。
【０１５２】
エンジン回転変動率σ_N がエンジン回転変動率の閾値σ_NCより小さい場合には、点火時期の遅角余裕があるため、新しい点火時期を現在の点火時期θ_IGN ⁰よりもΔθ_IGN だけ遅角し、これをθ_IGN ⁰と置き換える（６０５）。Δθ_IGN は、正の値を取る、点火時期変化角であり、例えば１°ＣＡである。そして新たに設定した点火時期θ_IGN ⁰で６０１以降の処理を繰り返す。
【０１５３】
一方、処理６０３において、エンジン回転変動率σ_N がエンジン回転変動率の閾値σ_NCより大きい場合には、燃焼が不安定になっているため、より安定な燃焼をするために、新しい点火時期を現在の点火時期θ_IGN ⁰よりもΔθ_IGN だけ進角し、これをθ_IGN ⁰と置き換える（６０４）。そして新たに設定した点火時期θ_IGN ⁰で６０１以降の処理を繰り返す。
【０１５４】
次に、図３６における、燃圧Ｐ_f の最適化制御について、図３７を用いて説明する。
【０１５５】
図３７は、本発明の第３の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転における、燃圧Ｐ_f の最適化制御のフローチャートを示す。
【０１５６】
燃圧Ｐ_f の最適化制御においては、まず、カウンタＫの値が０に初期化され（７０１）、続いて、燃圧を初期値Ｐ_f ⁰に設定する（７０２）。燃圧の初期値Ｐ_f ⁰は、最低燃圧と最高燃圧の間に設定され、例えば５ＭＰａである。
【０１５７】
次にカウンタＫの値を１だけ更新し（７０３）、カウンタＫの値が、予め定められた閾値Ｋｍａｘと比較される（７０４）。Ｋｍａｘは、燃圧Ｐ_f の再設定を何度繰り返すかを指定する回数であり、例えば１００以上の数である。
【０１５８】
カウンタＫの値が閾値Ｋｍａｘより大きいときは、燃圧Ｐ_f の最適化制御を終了する（７１３）。
【０１５９】
一方、カウンタＫの値が閾値Ｋｍａｘより小さいときは、現在の燃圧Ｐ_f ⁰における、エンジン回転変動率σ_T ⁰を式１，式２により計算する（７１４）。
【０１６０】
次に、燃圧を、現在の燃圧よりΔＰ_f だけ下げた燃圧Ｐ_f ^(-)と、現在の燃圧よりΔＰ_f だけ上げた燃圧Ｐ_f ⁽⁺⁾が計算される（７０５）。ここで、ΔＰ_f は予め設定された燃圧の変化量で、例えば０.２ＭＰａである。
【０１６１】
続いて、燃圧をＰ_f ^(-)に設定し、そのときのエンジン回転変動率σ_N ^(-)を式１，式２により計算する（７０６）。
【０１６２】
続いて、燃圧をＰ_f ⁽⁺⁾に設定し、そのときのエンジン回転変動率σ_N ⁽⁺⁾を式１，式２により計算する（７０７）。
【０１６３】
次に、燃圧に対する、エンジン回転変動率の勾配値を式３，式４により求める(７０８)。ここで、［ｄσ_N／ｄＰ_f］^(-)は、燃圧をΔＰ_fだけ下げた場合の、燃圧に対する、エンジン回転変動率の勾配値である。また、［ｄσ_N／ｄＰ_f］⁽⁺⁾は、燃圧をΔＰ_f だけ上げた場合の、燃圧に対する、エンジン回転変動率の勾配値である。
【０１６４】
処理７０９において、［ｄσ_N／ｄＰ_f］^(-) が負の値の場合には、燃圧を下げると、エンジン回転変動率が下がるため、燃圧をＰ_f ⁰からΔＰ_f だけ下げて、これを新たなＰ_f ⁰とし（７１１）、処理７０３以降を繰り返す。
【０１６５】
処理７０９において、［ｄσ_N／ｄＰ_f］^(-) が正の値の場合には処理７１０を行う。
【０１６６】
処理７１０において、［ｄσ_N／ｄＰ_f］⁽⁺⁾ が負の値の場合には、燃圧を上げると、エンジン回転変動率が下がるため、燃圧をＰ_f ⁰からΔＰ_f だけ上げて、これを新たなＰ_f ⁰とし（７１２）、処理７０３以降を繰り返す。
【０１６７】
処理７１０において、［ｄσ_N／ｄＰ_f］⁽⁺⁾ が正の値の場合には、燃圧を変更せず、処理７０３以降を繰り返す。
【０１６８】
処理７０４において、カウンタＫの値がＫｍａｘを超えたら、燃圧Ｐ_f の最適化制御を終了し、図３６の処理６０２に移る。
【０１６９】
以上、図３６及び図３７で示した、本発明の第３の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の制御によれば、燃圧を、エンジンの回転変動の最も小さくように最適制御することにより、より点火時期を遅角化することができ、排気管内でのＨＣ燃焼によるＨＣ低減，排気温度昇温，触媒の早期活性化の効果をより高めることができる。
【０１７０】
【発明の効果】
図３３，図３４に本発明による、筒内噴射式火花点火機関の暖機運転制御による、ＨＣ濃度，排気温度，スモーク濃度の実機計測結果を示す。
【０１７１】
図３３，図３４の実機計測結果は、総排気量２０００cm³ ，ＤＯＨＣ，４気筒の筒内噴射式火花点火機関の台上試験結果である。試験条件は、エンジン回転数１２００rpm 、図示平均有効圧２５０ｋＰａ，エンジン冷却水温度４０℃，燃料圧力９ＭＰａ，空燃比が１５である。また、燃料噴射時期は７２°ＢＴＤＣ（噴射開始）である。
【０１７２】
ＨＣ濃度，排気温度，スモーク濃度は、エンジンのエキゾーストマニホールドの集合部（触媒前）で測定した。
【０１７３】
図３５は、筒内噴射式火花点火機関の台上試験で用いた燃料噴霧の縦断層写真である。測定は０.５ＭＰａ に加圧された静止窒素雰囲気（温度２０℃）に、燃料圧力７ＭＰａ、噴射パルス幅１.３msec で噴射した燃料噴霧の中央断面を、レーザーシート光で可視化し、高速度カメラで撮影したものである。観察時期は、噴射開始後２.２msec である。
【０１７４】
図３３，図３４の実機台上試験結果から、本発明によれば、点火時期を上死点後２５°ＣＡ程度まで遅角でき、ＨＣ濃度の大幅低減と、排気温度の昇温が可能である。また、圧縮行程後半で、ほぼ理論混合比となる燃料を噴射しているのにも関わらず、排気管でのスモーク濃度を抑えることが可能である。
【０１７５】
次に、燃料噴射から点火までの時間間隔と、ＨＣ濃度，スモーク濃度との相関について図３８，図３９を用いて説明する。
【０１７６】
図３８は、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔に対する、ＨＣ濃度の台上試験結果の相関を示している。
【０１７７】
図３９は、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔に対する、スモーク濃度の台上試験結果の相関を示している。
【０１７８】
図３８及び図３９のＨＣ濃度，スモーク濃度の試験に用いた筒内噴射式火花点火機関は、図３３及び図３４を用いて前述した、筒内噴射式火花点火機関と同一のものである。試験条件は、エンジン回転数１２００rpm ，図示平均有効圧250ｋＰａ，エンジン冷却水温度４０℃，燃料圧力９ＭＰａ，空燃比が１５である。また、燃料噴射時期は８０°ＢＴＤＣ〜４８°ＢＴＤＣ（噴射開始）であり、点火時期は０°ＡＴＤＣ〜２５°ＡＴＤＣである。
【０１７９】
図３８，図３９より、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔とＨＣ濃度，スモーク濃度は、強い相関があり、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔が長くなるほど、ＨＣ濃度，スモーク濃度は下がる傾向にある。
【０１８０】
燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔が長くなると、点火時期が遅角するため、排気管内でのＨＣの酸化反応が進み、ＨＣ濃度が低下する。
【０１８１】
また、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔が長くなると、燃料の気化が進むため、スモーク濃度が低下する。
【０１８２】
図３８から、本発明による、筒内噴射式火花点火機関の暖機運転制御によれば、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔を８ｍｓ以上にすることで、ＨＣ濃度を許容上限値以下にすることができる。
【０１８３】
また図３９から、本発明による、筒内噴射式火花点火機関の暖機運転制御によれば、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔を９ｍｓ以上にすることで、スモーク濃度を許容上限値以下にすることができる。
【０１８４】
すなわち、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔を９ｍｓ以上にすれば、ＨＣ濃度とスモーク濃度の双方を許容上限値以下とすることが可能である。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関の構成を示す断面図であり、エンジンの燃焼室中心における断面図である。
【図２】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関の構成を示す透視斜視図である。
【図３】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの全体側面図である。
【図４】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部拡大図である。
【図５】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部底面図である。
【図６】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される噴霧の形状を示す側面図である。
【図７】図６のＡ−Ａ断面図である。
【図８】本実施形態における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン始動直後の燃焼制御のフローチャートである。
【図９】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、吸気行程における空気流動を示す図である。
【図１０】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、圧縮行程後期での空気流動及び噴霧形態を示す図である。
【図１１】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、圧縮行程後期での圧縮上死点前での混合気の挙動を示す図である。
【図１２】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、点火時期での混合気の挙動を示す図である。
【図１３】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、排気行程での排ガス流動を示す図である。
【図１４】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの全体側面図である。
【図１５】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部拡大図である。
【図１６】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部底面図である。
【図１７】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される燃料噴霧の形状を示す側面図である。
【図１８】図１７のＡ−Ａ断面図である。
【図１９】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの全体側面図である。
【図２０】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部拡大図である。
【図２１】図２０に示す燃料インジェクタの噴射口のＡ−Ａ断面における燃料の流れを示す図である。
【図２２】図２１におけるＢ−Ｂ断面での、燃料の旋回方向速度分布を示す図である。
【図２３】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される燃料噴霧の形状を示す側面図である。
【図２４】図２３のＡ−Ａ断面図である。
【図２５】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の、タンブル生成弁１２の開度に対する、エンジン回転変動率の関係を示す図である。
【図２６】タンブル生成弁の開度の定義を示す図である。
【図２７】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時において、タンブル生成弁の開度が過度に小さく、燃焼室内の順タンブル流が強すぎる場合の、燃焼室内の圧縮行程後期での混合気挙動を示す図である。
【図２８】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時において、タンブル生成弁の開度が過度に小さく、燃焼室内の順タンブル流が強すぎる場合の、燃焼室内の点火時期での混合気挙動を示す図である。
【図２９】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時において、タンブル生成弁の開度が過度に大きく、燃焼室内の順タンブル流が弱すぎる場合の、燃焼室内の圧縮行程後期での混合気挙動を示す図である。
【図３０】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時において、タンブル生成弁の開度が過度に大きく、燃焼室内の順タンブル流が弱すぎる場合の、燃焼室内の点火時期での混合気挙動を示す図である。
【図３１】本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の点火時期制御の手順を示したフローチャートである。
【図３２】本発明の第２の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転における、タンブル生成弁開度θ_T の最適化制御のフローチャートである。
【図３３】本発明による、筒内噴射式火花点火機関の暖機運転制御による、ＨＣ濃度，排気温度の実機計測結果を示す図である。
【図３４】本発明による、筒内噴射式火花点火機関の暖機運転制御による、スモーク濃度の実機計測結果を示す図である。
【図３５】筒内噴射式火花点火機関の台上試験で用いた燃料噴霧の縦断層写真である。
【図３６】本発明の第３の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時の点火時期制御の手順を示したフローチャートである。
【図３７】本発明の第４の実施形態による筒内噴射式火花点火機関における暖機運転における、燃圧Ｐ_fの最適化制御のフローチャートである。
【図３８】本発明による、筒内噴射式火花点火機関の暖機運転制御による、ＨＣ濃度の実機計測結果であり、燃料の噴射時期から点火時期までの時間間隔と、ＨＣ濃度との相関を示す図である。
【図３９】本発明による、筒内噴射式火花点火機関の暖機運転制御による、スモーク濃度の実機計測結果であり、燃料の噴射時期から点火時期までの時間間隔と、スモーク濃度との相関を示す図である。
【図４０】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、圧縮行程後期での空気流動及び噴霧形態を示す図である。
【図４１】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、圧縮行程後期での圧縮上死点前での混合気の挙動を示す図である。
【図４２】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、点火時期での混合気の挙動を示す図である。
【図４３】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、圧縮行程後期での燃料噴射直後の空気流動及び噴霧形態を示す図である。
【図４４】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、燃料噴射から一定期間経過後の空気流動及び噴霧形態を示す図である。
【図４５】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、圧縮行程後期での圧縮上死点前での混合気の挙動を示す図である。
【図４６】本発明における筒内噴射式火花点火機関におけるエンジン暖機運転での、点火時期での混合気の挙動を示す図である。
【図４７】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの全体側面図である。
【図４８】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタの要部拡大図である。
【図４９】本発明の第１の実施形態による筒内噴射式火花点火機関に用いる燃料インジェクタから噴射される燃料噴霧の形状を示す側面図である。
【図５０】図４９のＡ−Ａ断面図である。
【符号の説明】
２…冷却水、４…点火プラグ、４Ｅ…点火プラグ電極部、５…燃料インジェクタ、６…ＥＣＵ、７…ピストン、８…水温センサ、１２…タンブル生成弁、１５…吸気管、１６…排気管、１８…凹溝、１９…順タンブル流、２０Ｌ…リード噴霧、２０Ｍ…主噴霧、２３…燃料ポンプ、２５…燃焼室、２９…円錐弁、３０…プランジャ、３７…回転角センサ、４０…位置センサ。

Claims (4)

1. ピストンの冠面を志向する主噴霧のペネトレーションよりも点火プラグを指向するリード噴霧のペネトレーションの方が長い噴霧を形成するインジェクタが、シリンダの吸気弁側に取り付けられた筒内噴射式火花点火機関の暖機制御方法において、
   圧縮行程後半で前記インジェクタから燃料を噴霧し、
   前記点火プラグ近傍を通過し、排気側のシリンダ壁面上を経て、前記ピストンの冠面に到達した、前記リード噴霧が気化して形成される混合気流れＭＦ１と、
   前記主噴霧が気化して形成される混合気流れＭＦ２とを衝突させることにより、
   前記点火プラグ近傍に混合気を成層化させ、
   ピストンが上死点近傍又は上死点以降となるタイミングで、前記点火プラグにより、前記点火プラグ近傍に成層化された混合気に点火する請求項１記載の暖機制御方法。
2. 前記筒内噴射式点火機関は、前記点火プラグ近傍を通過し、排気側のシリンダ壁面上を経て、前記ピストン冠面に到達する縦渦を生成する縦渦生成手段を有し、
   前記筒内噴射式点火機関の回転変動又はトルク変動の大きさが所定値以下になるように前記縦渦の強度を前記縦渦生成手段を用いて制御する請求項１記載の暖機制御方法。
3. 前記筒内噴射式点火機関は、燃料の圧力を調整する燃圧調整手段を有し、
   前記筒内噴射式点火機関の回転変動又はトルク変動の大きさが所定値以下になるように前記燃料の圧力を前記燃圧調整手段を用いて制御する請求項１記載の暖機制御方法。
4. 前記ピストン冠面に凹溝を有する請求項１記載の暖機制御方法。

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