JP4862592B2 - Spark ignition gasoline engine - Google Patents
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Description
本発明は火花点火式ガソリンエンジンに関する。 The present invention relates to a spark ignition gasoline engine.
一般に、非特許文献1に開示されているように、火花点火式ガソリンエンジンは、理論上はオットーサイクル(Otto Cycle)に従うものとされており、その理論熱効率をηthとすると
ηth=1−(1/εκ-1) (1)
(但し、εは圧縮比、κは比熱比)になる、とされている。
In general, as disclosed in
η th = 1− (1 / ε κ−1 ) (1)
(Where ε is a compression ratio and κ is a specific heat ratio).
(1)式から明らかなように、火花点火式ガソリンエンジンの理論熱効率(従って、図示、正味熱効率)は、あるレベルまでは、圧縮比が高い方が向上する。この点、非特許文献1には、スロットル全開状態(いわゆるWOT: Wide-Open Throttle)にて火花点火式ガソリンエンジンを2000rpmで運転した場合における種々の圧縮比(8≦ε≦20)による理論熱効率の変化を調べた研究が紹介されている。その記載によれば、理論熱効率および平均有効圧力(MEP: Mean Effective Pressure)は、圧縮比が17あたりまでは比例的に上昇し、それ以降は横ばいになる、とされている。
As is clear from the equation (1), the theoretical thermal efficiency of the spark-ignition gasoline engine (therefore, shown in the figure, net thermal efficiency) is improved to a certain level when the compression ratio is high. In this regard,
以上のような研究成果を背景にして、高圧縮エンジンの実用化が試みられてきた。 Against the background of the above research results, practical application of a high compression engine has been attempted.
しかし、高圧縮比の火花点火式エンジンでは、全負荷運転領域を含む高負荷運転領域のノッキングによる出力低下が不可避となる。 However, in a spark-ignition engine with a high compression ratio, output reduction due to knocking in a high load operation region including the full load operation region is unavoidable.
この点、一般的なノッキング対策としては、点火タイミングをリタードさせる点火リタードが広く知られている。しかしながら、全負荷運転領域を含む高負荷運転領域では、点火リタードによるノッキング回避は出力の低下が大きく、商品性を大きく損なってしまうものと考えられてきた。 In this regard, as a general countermeasure against knocking, ignition retard that retards the ignition timing is widely known. However, in the high load operation region including the full load operation region, it has been considered that knocking avoidance by ignition retard greatly reduces the output and greatly impairs the merchantability.
図1は高負荷運転時における点火リタードの一例を示すグラフである。 FIG. 1 is a graph showing an example of ignition retard during high load operation.
例えば、図1に示すように、通常のエンジンにおいて広く採用されている圧縮比(ε=11)では、点火タイミングを圧縮上死点前4°に設定するとノッキングは生じないが、高圧縮比(ε=13)の場合には、点火タイミングが圧縮上死点前4°であってもノッキングは発生する。従って、高圧縮比を採用するためには、大幅な点火タイミングのリタードが必要であると考えられてきた。このことは、圧縮比を13程度まで上げると、ノッキングを防止するための点火タイミングのリタードによる出力低下が、圧縮比向上分による出力上昇分を凌ぎ、出力が大幅に低下することを意味する。このため従来では、点火タイミングのリタードによる出力低下を考慮して、全負荷運転領域を含む高負荷運転領域については、圧縮比12を高圧縮比の限界として設定し、それ以上の高圧縮比を用いないようにしていた。
For example, as shown in FIG. 1, with a compression ratio (ε = 11) widely used in ordinary engines, knocking does not occur when the ignition timing is set to 4 ° before compression top dead center, but a high compression ratio ( In the case of ε = 13), knocking occurs even if the ignition timing is 4 ° before compression top dead center. Therefore, it has been considered that a large ignition timing retard is necessary to employ a high compression ratio. This means that when the compression ratio is increased to about 13, the output reduction due to the retard of the ignition timing for preventing knocking surpasses the output increase due to the compression ratio improvement, and the output is greatly reduced. For this reason, conventionally, in consideration of the output reduction due to the ignition timing retard, in the high load operation region including the full load operation region, the
そこで、全負荷運転領域を含む高負荷運転領域については、いわゆるアトキンソンサイクル(Atkinson Cycle)や、ミラーサイクル(Miller Cycle)を用いて有効圧縮比を下げる方法が知られている。しかし、高負荷運転時に吸気弁の閉タイミングを変更して、有効圧縮比を下げると、吸気行程において、新気が損なわれて圧力が低下し、充填効率が下がって出力が低下する。 In view of this, for a high load operation region including a full load operation region, a method of lowering the effective compression ratio using a so-called Atkinson cycle or a Miller cycle is known. However, if the closing timing of the intake valve is changed during high load operation and the effective compression ratio is lowered, the fresh air is lost and the pressure is reduced and the charging efficiency is lowered and the output is reduced in the intake stroke.
そこで、全負荷運転領域を含む高負荷運転領域において、エンジンの実圧縮比を低減する技術も知られている。例えば、特許文献1、2には、実圧縮比を変更する可変圧縮比機構をエンジンに設け、運転状況に応じて実圧縮比を変更する技術が開示されている。
近年、本件発明者は、鋭意研究の結果、ノッキング限界から決まる点火タイミングが圧縮上死点以降になるくらい圧縮比を上げると(圧縮比=13以上)、ノッキング防止のためにリタードされる点火タイミングのリタード量が少なくなるため、当該点火タイミングのリタードによる出力低下を熱効率改善分が補い、出力を犠牲にすることなく、可及的にディーゼルエンジン並みの燃費を得ることも可能となることを見出し、点火タイミングを圧縮上死点後の所定期間内にリタードすることによって、少なくとも低速域におけるスロットル全開域を含む高負荷運転領域において、弁リフト1mmで規定した吸気弁閉タイミングで求められる有効圧縮比を13以上に維持することのできるガソリンエンジンを発明した(特願2006−100952)。 In recent years, as a result of earnest research, the present inventors have increased the compression ratio so that the ignition timing determined from the knocking limit is after the compression top dead center (compression ratio = 13 or more), and the ignition timing retarded to prevent knocking. As the amount of retarded is reduced, the reduction in output due to the retard of the ignition timing is compensated by the thermal efficiency improvement, and it is possible to obtain as much fuel efficiency as a diesel engine without sacrificing the output. , By retarding the ignition timing within a predetermined period after compression top dead center, the effective compression ratio obtained at the intake valve closing timing defined by the valve lift of 1 mm at least in the high load operation region including the throttle fully open region in the low speed region Has invented a gasoline engine capable of maintaining 13 or more (Japanese Patent Application No. 2006-1009) 2).
かかる高圧縮比エンジンを実用化するに当たり、有効圧縮比の低減が不可避な運転領域においても、廉価な構成でノッキングを回避し、エミッションを向上することが求められる。すなわち、幾何学的圧縮比が高い場合、吸気弁と排気弁の開弁タイミングをオーバーラップさせて掃気するためには、排気系の長さを大きく設定する必要がある。しかし、排気系の長さが大きくなると、触媒が活性温度に達する時間が長くなり、エミッションを阻害しかねないことになるのである。 In practical use of such a high compression ratio engine, it is required to avoid knocking with an inexpensive configuration and improve emissions even in an operation region where reduction of the effective compression ratio is unavoidable. That is, when the geometric compression ratio is high, it is necessary to set the length of the exhaust system large in order to perform scavenging by overlapping the opening timings of the intake valve and the exhaust valve. However, as the length of the exhaust system increases, the time for the catalyst to reach the activation temperature increases, which may hinder emissions.
他方、各特許文献1、2に開示されているように実圧縮比を変更する機構を設けることは、エンジンが複雑になり、コストも高くなる。
On the other hand, providing a mechanism for changing the actual compression ratio as disclosed in
本発明は、上記課題を解決するためになされたものであり、高圧縮比エンジンの実用化を図るに当たり、廉価な構成でノッキングを回避し、エミッションを向上することのできる火花点火式直噴ガソリンエンジンを提供することを課題としている。 The present invention has been made in order to solve the above-mentioned problems, and in the practical application of a high compression ratio engine, a spark ignition direct injection gasoline capable of avoiding knocking and improving emission with an inexpensive configuration. The challenge is to provide an engine.
上記課題を解決するために本発明は、少なくとも点火プラグと燃料噴射弁とを有する火花点火式ガソリンエンジンにおいて、複数の気筒を有し、幾何学的圧縮比が14以上に設定されたエンジン本体と、前記エンジン本体から排出される既燃ガスを浄化する触媒ユニットと、前記エンジン本体の各気筒に接続された吸気ポートおよび排気ポートにそれぞれ設けられ、対応するポートを開閉する吸気弁および排気弁と、前記吸気弁および排気弁の開閉タイミングを変更可能な動弁機構と、前記排気ポートに接続され、当該排気ポートから前記触媒ユニットに既燃ガスを導く排気管と、前記エンジン本体の運転状態を検出する運転状態検出手段と、前記運転状態検出手段の検出に基づいて、少なくとも前記動弁機構と、前記燃料噴射弁の燃料噴射タイミングと、前記点火プラグの点火タイミングと、吸気弁の閉タイミング調整制御による有効圧縮比の調整制御とを実行する制御手段とを備え、前記燃料噴射弁は、前記点火プラグ周りに燃料を噴射するポートを有する直噴式のものであり、前記排気管は、前記各排気ポートから前記触媒ユニットまでの経路全長が500mm以上に設定されており、前記制御手段は、エンジンの冷間始動時において、吸気行程の前半で筒内に負圧が生成されるように前記排気弁の閉タイミングと前記吸気弁の開タイミングとの間に位相差が設けられるとともに、弁リフト1mmで規定した吸気弁閉タイミングで求められる前記有効圧縮比が13以上に維持されるよう前記吸気弁の閉タイミングが吸気下死点付近になるように前記動弁機構を制御し、燃料噴射の開始タイミングが吸気行程中でかつ吸気弁の開タイミング以降になるとともに燃料噴射の終了タイミングが吸気弁の閉タイミングよりも前になるように燃料噴射弁を制御し、且つ点火タイミングが圧縮上死点後の所定期間内にリタードされるように点火プラグを制御するものであることを特徴とする火花点火式ガソリンエンジンである。
In order to solve the above-described problems, the present invention provides a spark ignition gasoline engine having at least a spark plug and a fuel injection valve, an engine body having a plurality of cylinders and having a geometric compression ratio set to 14 or more. A catalyst unit that purifies the burned gas discharged from the engine body, and an intake valve and an exhaust valve that are respectively provided in an intake port and an exhaust port connected to each cylinder of the engine body and open and close the corresponding ports; A valve operating mechanism capable of changing the opening and closing timings of the intake valve and the exhaust valve, an exhaust pipe connected to the exhaust port and guiding burned gas from the exhaust port to the catalyst unit, and an operating state of the engine body. Based on detection of the operating state detecting means to detect and the operating state detecting means, at least the valve operating mechanism and fuel injection of the fuel injection valve Comprising: a timing, the ignition timing of the spark plug, and a control means for executing the adjustment control of an effective compression ratio by closing timing adjustment control of the intake valve, the fuel injection valve injects fuel around the spark plug The exhaust pipe is set to have a total path length of 500 mm or more from each exhaust port to the catalyst unit, and the control means is configured to take intake air when the engine is cold started. A phase difference is provided between the closing timing of the exhaust valve and the opening timing of the intake valve so that negative pressure is generated in the cylinder in the first half of the stroke, and at the intake valve closing timing defined by the valve lift of 1 mm. The valve mechanism is controlled so that the closing timing of the intake valve is in the vicinity of the intake bottom dead center so that the required effective compression ratio is maintained at 13 or more. Start timing and controls the fuel injection valve such that prior to the closing timing of the end timing of the fuel injection intake valve with becomes later the opening timing of a and the intake valve during the intake stroke, and the ignition timing is compression top dead in Ru spark-ignition gasoline engine der, characterized in that controls the spark plug so as to be retarded within a predetermined period after the point.
この態様では、経路全長が500mm以上に設定された低排圧仕様の排気管がエンジン本体の各排気ポートに接続されているので、複数の気筒から既燃ガスが排出された際に排気ガスの干渉が生じにくくなり、ノッキングの発生を防止することが可能になる。ところで、排気管を低排圧仕様(500mm以上)に設定した場合、既燃ガスが触媒ユニットまで到達するまでに放熱するため、触媒ユニットがライトオフ温度に達成しづらくなることが想定される。しかし、本態様では、エンジンの冷間始動時において、吸気行程の前半で筒内に負圧が生成されるように前記排気弁の閉タイミングと前記吸気弁の開タイミングとの間に位相差を設けているので、吸気行程前半で筒内に大きな負圧が生成され、吸気弁が開弁した際、新気が一気に筒内へ吸引されることになる。従って、断熱圧縮効果が筒内で生じ、筒内温度の上昇に寄与することになる。また、吸気弁の開弁後に燃料噴射が開始され、かつ吸気弁の閉弁よりも前に燃料噴射が終了されるため、勢い良く流入する吸気流によって筒内の乱れ強さが強化され、噴射燃料と空気とのミキシングが向上するとともに、噴射燃料の気化霧化が促進される。特に、エンジン本体の幾何学的圧縮比が14以上に設定されていることから、大きな負圧を生成することが可能になり、吸気弁開弁時の断熱圧縮効果が極めて高くなる。加えて、幾何学的圧縮比が14以上のエンジン本体において、弁リフト1mmで規定した吸気弁閉タイミングで求められる有効圧縮比が13以上に維持されるよう吸気弁の閉タイミングが吸気下死点付近に制御されるので、筒内の圧力も高くなり、一層燃焼性を高めることができる。この結果、エンジンの出力が向上するばかりでなく、断熱圧縮作用による筒内温度の上昇に加えて、点火時期のリタードが可能となり、排気ガスの温度を高くできる。このため、低排圧仕様の排気管を採用しているにも拘わらず、排気系全体の昇温が促進され、触媒ユニットがライトオフ温度に達する時間を短縮することが可能になる。加えて、筒内が高温、高圧になることにより、点火リタードビィリティが向上するので、点火タイミングをよりリタードさせ、排気温度の上昇を図り、触媒ユニットの昇温速度を速めることができる。加えて、有効圧縮比が、吸気弁の閉タイミング調整制御によって決定される構成になっているため、幾何学的圧縮比を変更するための複雑な機構を用いる必要がなくなる。In this aspect, since the exhaust pipe of low exhaust pressure specification with the total path length set to 500 mm or more is connected to each exhaust port of the engine body, the exhaust gas is discharged when the burned gas is discharged from the plurality of cylinders. Interference is less likely to occur and knocking can be prevented from occurring. By the way, when the exhaust pipe is set to a low exhaust pressure specification (500 mm or more), it is assumed that the burned gas dissipates heat before reaching the catalyst unit, so that it is difficult for the catalyst unit to achieve the light-off temperature. However, in this aspect, when the engine is cold started, a phase difference is generated between the closing timing of the exhaust valve and the opening timing of the intake valve so that negative pressure is generated in the cylinder in the first half of the intake stroke. Since it is provided, a large negative pressure is generated in the cylinder in the first half of the intake stroke, and when the intake valve is opened, fresh air is sucked into the cylinder all at once. Therefore, an adiabatic compression effect is produced in the cylinder, which contributes to an increase in the cylinder temperature. In addition, since fuel injection is started after the intake valve is opened and fuel injection is terminated before the intake valve is closed, the turbulence in the cylinder is strengthened by the intake air flowing in force, and the injection Mixing of fuel and air is improved and vaporization of the injected fuel is promoted. In particular, since the geometric compression ratio of the engine body is set to 14 or more, a large negative pressure can be generated, and the adiabatic compression effect when the intake valve is opened is extremely high. In addition, in the engine body having a geometric compression ratio of 14 or more, the intake valve closing timing is set to the intake bottom dead center so that the effective compression ratio required at the intake valve closing timing defined by the valve lift of 1 mm is maintained at 13 or more. Since the pressure is controlled in the vicinity, the pressure in the cylinder is also increased, and the combustibility can be further enhanced. As a result, not only the output of the engine is improved, but also the ignition timing can be retarded in addition to the increase in the in-cylinder temperature due to the adiabatic compression action, and the exhaust gas temperature can be increased. For this reason, although the exhaust pipe of low exhaust pressure specification is adopted, the temperature rise of the entire exhaust system is promoted, and the time for the catalyst unit to reach the light-off temperature can be shortened. In addition, since the ignition retardability is improved due to the high temperature and high pressure in the cylinder, the ignition timing can be retarded more, the exhaust temperature can be increased, and the temperature increase rate of the catalyst unit can be increased. In addition, since the effective compression ratio is determined by the closing timing adjustment control of the intake valve, it is not necessary to use a complicated mechanism for changing the geometric compression ratio.
好ましい態様において、前記制御手段は、前記吸気弁の開弁期間前半に燃料噴射を終了するように燃料噴射弁を制御するものである。この態様では、負圧のより高まった時点で燃料が噴射されることになるので、吸気流動によって、噴射された燃料と新気のミキシングが一層良好となり、燃焼速度が向上して点火リタードビィリティが向上する。 In a preferred aspect, the control means controls the fuel injection valve so as to end the fuel injection in the first half of the intake valve opening period. In this mode, since fuel is injected when the negative pressure is further increased, mixing of the injected fuel and fresh air is further improved by the intake air flow, the combustion speed is improved, and the ignition retardability is improved. Will improve.
好ましい態様において、前記制御手段は、所定のトータル空燃比を維持しつつ前記点火プラグ周りが燃料過剰雰囲気とならないように燃料を吸気行程と圧縮行程に分割して噴射させるものである。この態様では、分割噴射によって燃料噴霧のペネトレーション(貫徹力)が抑えられ、燃料噴霧の壁面付着による冷間時のHC、COの増大を抑制するとともに、吸気行程で噴射される燃料により、相対的に圧縮行程で噴射される燃料噴射量が低減されるので、過度に点火プラグ周りが燃料過剰雰囲気になったり、点火プラグに燃料液滴が付着しにくくなり、点火プラグの燻りが防止できる。 In a preferred aspect, the control means injects the fuel into an intake stroke and a compression stroke so as to prevent an excess fuel atmosphere around the spark plug while maintaining a predetermined total air-fuel ratio. In this aspect, the penetration (penetration force) of the fuel spray is suppressed by the divided injection, the increase of HC and CO during cold due to the adhesion of the fuel spray to the wall surface is suppressed, and the relative fuel is injected by the fuel injected in the intake stroke. Since the amount of fuel injected in the compression stroke is reduced, the surrounding area of the spark plug becomes excessively excessive, or the fuel droplets are less likely to adhere to the spark plug, thereby preventing the spark plug from being swung.
分割噴射を実行する態様において、前記制御手段は、冷間始動運転の開始後、経時的にトータル空燃比をリッチから理論空燃比に変更するとともに、トータル空燃比が理論空燃比になってからも圧縮噴射を続けるものである。この態様では、水素を発生させるために燃料過剰雰囲気で成層燃焼を実現するに当たり、冷間始動運転の終了間際では、トータルの燃料噴射量が抑制されるので、燃料噴射量を必要充分に節約することが可能になる。 In the aspect of performing the split injection, the control means changes the total air-fuel ratio from rich to the stoichiometric air-fuel ratio over time after the start of the cold start operation, and even after the total air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Continue compression injection. In this aspect, when realizing stratified combustion in an excess fuel atmosphere to generate hydrogen, the total fuel injection amount is suppressed just before the end of the cold start operation, so that the fuel injection amount is saved sufficiently and sufficiently. It becomes possible.
分割噴射を実行する態様において、前記制御手段は、冷間始動運転開始時においては、圧縮行程での燃料噴射比率を吸気行程での燃料噴射比率よりも大きく設定し、経時的に圧縮行程での燃料噴射比率を漸減して吸気行程での燃料噴射比率を高くするものである。この態様では、水素を発生させるために燃料過剰雰囲気で成層燃焼を実現するに当たり、トータルの燃料噴射量が抑制されるので、燃料噴射量を必要充分に節約することが可能になる。 In the aspect in which the split injection is performed, the control means sets the fuel injection ratio in the compression stroke to be larger than the fuel injection ratio in the intake stroke at the start of the cold start operation, and over time in the compression stroke. The fuel injection ratio is gradually decreased to increase the fuel injection ratio in the intake stroke. In this aspect, when realizing stratified combustion in an excess fuel atmosphere in order to generate hydrogen, the total fuel injection amount is suppressed, so that the fuel injection amount can be saved sufficiently.
好ましい態様において、前記制御手段の制御によって少なくとも前記排気弁の閉タイミングを変更可能な可変バルブタイミング機構を備え、前記制御手段は、エンジンの低速高負荷運転領域においては、高速高負荷運転領域の場合よりも吸気弁と排気弁の開弁タイミングが長くオーバーラップするように制御するものである。この態様では、低速高負荷運転領域において、既燃ガスの掃気が促進され、耐ノッキング性が向上する。また、耐ノッキング性を高めることによって、より有効圧縮比を高く維持することが可能になる。 In a preferred embodiment, the control means is provided with a variable valve timing mechanism capable of changing at least the closing timing of the exhaust valve by the control of the control means, and the control means is in the high speed and high load operation region in the low speed and high load operation region of the engine The valve opening timing of the intake valve and the exhaust valve is controlled to be longer than the overlap. In this aspect, scavenging of the burned gas is promoted in the low speed and high load operation region, and the knocking resistance is improved. Further, by increasing the knocking resistance, it becomes possible to maintain a higher effective compression ratio.
好ましい態様において、前記排気管は、気筒毎に排気ポートに接続された独立排気管と、燃焼順序が隣り合わない気筒に設けられた独立排気管の下流端同士を前記触媒ユニットの上流側で連通する集合部とを有するものである。この態様では、排気管の上流端から排気管路の容積が大きくなるので、より確実に排気干渉を抑制することができるとともに、冷間始動運転時に既燃ガスのHCやCOが酸素と反応するために必要な容積を確保することができる。 In a preferred aspect, the exhaust pipe has an independent exhaust pipe connected to an exhaust port for each cylinder and a downstream end of an independent exhaust pipe provided in a cylinder whose combustion order is not adjacent to each other on the upstream side of the catalyst unit. those having a set portion communicating. In this aspect, since the volume of the exhaust pipe line increases from the upstream end of the exhaust pipe, the exhaust interference can be more reliably suppressed, and the burned gas HC and CO react with oxygen during the cold start operation. Therefore, a necessary volume can be secured.
好ましい態様において、前記排気管は、前記集合部を複数個有し、各集合部が前記触媒ユニットの上流側で集合している。 In a preferred aspect, the exhaust pipe has a plurality of the collecting portions, and each collecting portion is gathered upstream of the catalyst unit.
以上説明したように、本発明は、高圧縮比エンジンの実用化を図るに当たり、廉価な構成でノッキングを回避し、エミッションを向上することができるという顕著な効果を奏する。 As described above, the present invention has a remarkable effect that, when a high compression ratio engine is put into practical use, knocking can be avoided and emission can be improved with an inexpensive configuration.
以下、添付図面を参照しながら本発明の好ましい実施の形態について説明する。 Hereinafter, preferred embodiments of the present invention will be described with reference to the accompanying drawings.
図2は、本発明の実施の一形態に係る4サイクル火花点火式ガソリンエンジンの概略構成を示す構成図であり、図3は図2に係るエンジン本体20の一つの気筒の構造を示す断面略図である。
FIG. 2 is a configuration diagram illustrating a schematic configuration of a four-cycle spark ignition gasoline engine according to an embodiment of the present invention, and FIG. 3 is a schematic cross-sectional view illustrating a structure of one cylinder of the
図2および図3を参照して、図示の火花点火式ガソリンエンジンは、4気筒直列式のエンジン本体20と、このエンジン本体20を制御するためのエンジン制御ユニット100とを備えている。
2 and 3, the illustrated spark ignition type gasoline engine includes a four-cylinder in-
エンジン本体20は、クランクシャフト21を回転自在に支持するシリンダブロック22と、シリンダブロック22の上部に配置されたシリンダヘッド23とを一体的に有しており、これらシリンダブロック22およびシリンダヘッド23には、複数の気筒24が設けられている。
The
各気筒24には、コンロッド25を介してクランクシャフト21に連結されたピストン26と、ピストン26が気筒24内に形成する燃焼室27とが設けられている。本実施形態において、各気筒24の幾何学的圧縮比は14に設定されている。また、各気筒24を仮に図2の左から順に1番気筒〜4番気筒と定義すると、その燃焼順序は、1番気筒、3番気筒、4番気筒、2番気筒の順となっている。
Each
図3を参照して、本実施形態に係るエンジン本体20は、当該クランクシャフト21の回転方向が右回りになる側(すなわち図3の状態)から見て気筒24のシリンダボア中心Zがクランクシャフト21の回転中心Oから右側にオフセットしている。このオフセット量は、気筒24のボア径が70mmの場合、例えば1mm〜2mmに設定されている。
Referring to FIG. 3, in the
シリンダヘッド23の下面には、気筒24毎に燃焼室27の天井部が構成され、この天井部は中央部分からシリンダヘッド23の下端まで延びる2つの傾斜面を有するいわゆるペントルーフ型となっている。
On the lower surface of the
燃焼室27の側部には、エンジン制御ユニット100からの燃料噴射パルスを受けて、このパルス幅に対応する燃料を燃焼室27に噴射する燃料噴射システムのマルチホール型インジェクタ32が設けられている。
A
図4はマルチホール型インジェクタ32の燃料噴射方向を説明する説明図である。
FIG. 4 is an explanatory view for explaining the fuel injection direction of the
図4を参照して、同マルチホール型インジェクタ32は、6つの噴口32A〜32Fを有している。このうち、噴口32A、32Bは、点火プラグ34の電極の両側に燃料を噴射する指向性を有しており、噴口32Cは、前記電極の直下に燃料を噴射する指向性を有している。本実施形態においては、これら3つの噴口32A〜32Cが電極側噴口を構成している。
Referring to FIG. 4, the
他方、噴口32Dは、噴口32Cよりもさらに電極の下方に燃料を噴射する指向性を有し、残余の噴口32E、32Fは、噴口32Dの両側に燃料を噴射する指向性を有している。本実施形態においては、これら3つの噴口32D〜32Fがピストン側噴口を構成している。なお図4では、各噴口32A〜32Fから噴射された噴霧の符号をFa〜Ffとしている。
On the other hand, the injection port 32D has a directivity for injecting fuel further below the electrode than the
各気筒24には、シリンダヘッド23に固定され、燃焼室27内にスパークを発する点火プラグ34が配設されている。点火プラグ34は、ピストン26の稜線部分と平行なシリンダ直径に沿ってシリンダボア中心Z上に配置されている。点火プラグ34には、電子制御による点火タイミングのコントロールが可能な点火回路35が接続されており、この点火回路35がエンジン制御ユニット100に制御されることにより、点火プラグ34は、所定のタイミングで点火制御されるようになっている。
Each
次に、各吸気弁30は、動弁機構40によって駆動される構成になっている。動弁機構40は、吸気弁30の開閉タイミングを無段階で変更可能なVCT(Variable Camshaft Timing mechanism)36と、吸気弁30のリフト量(開弁量)を無段階で変更可能なVVE(Variable Valve Event)とを備えている。なお、VCT36、VVE自身は、公知の機構を採用することができるので、ここでは詳細な説明を省略する。また、上述のような動弁機構40を排気弁31にも設けて、当該排気弁31の閉タイミングを排気上死点よりもアドバンスさせることにより、筒内の既燃ガスを吸気行程移行に残存させ、内部EGRとすることが可能である。図示の例では、VCT36のみが設けられている。
Next, each
次に、エンジン本体20の吸気ポート28には、インテークマニホールド132の分岐吸気管133が接続している。分岐吸気管133は、気筒24毎に設けられており、それぞれがインテークマニホールド132に等長の吸気経路を形成した状態で接続されている。インテークマニホールド132の上流側には、新気をインテークマニホールド132内部に導入するための吸気通路134が接続されている。この吸気通路134には、スロットルバルブ135が設けられている。吸気通路134のスロットルバルブ135よりも上流には、エアフローメータ136が設けられている。
Next, the
図5は、図2のB−B矢視略図である。 FIG. 5 is a schematic view taken along the line B-B in FIG. 2.
図2および図5を参照して、エンジン本体20には、排気管140が設けられている。排気管140は、排気ポート29に接続され、各気筒24に2つ一組で形成された二股状の独立排気管141を有している。上述したように、本実施形態においては、各気筒24の燃焼順序が、1番気筒、3番気筒、4番気筒、2番気筒の順となっている。そこで、本実施形態にかかる排気管140は、1番気筒と4番気筒とに設けられた独立排気管141の下流端を連通して第1の集合部142とし、2番気筒と3番気筒とに設けられた独立排気管141の下流端を連通して第2の集合部143としたエキゾーストマニホールド144を構成している。すなわち、各集合部142、143は、何れも、燃焼順序が隣り合わない(連続しない)気筒に接続された独立排気管141を連通していることになる。この結果、何れの気筒24から既燃ガスが排出される場合においても、複数の気筒24から同時に排気ガスが排出されることがなくなり、排気ガスの干渉現象(同一の排気経路に排気ガスが同時に排出されることによって、エキゾーストマニホールド144内にて排気ガスの流通が阻害される現象)を回避することができる。
With reference to FIGS. 2 and 5, the
また、各独立排気管141は、比較的長い経路長L1(例えば300mm)に設定されている。これにより、燃焼室27の掃気が実行された際にも、排気ガスが速く排出されることになり、有効圧縮比が高く設定されている場合においても、ノッキングを有効に回避することが可能になっている。本実施形態において、経路全長(排気ポート29から各集合部142,143の下流端までの長さ)Lは、例えば500mmよりも長い600mm程度に設定されている。各独立排気管141やエキゾーストマニホールド144を含む排気系は、ダッシュパネル151の下部から、該ダッシュパネル151に連続するフロアパネル152の下部に延びている。
Each
図5を参照して、エキゾーストマニホールド144の下流側に接続された排気管145には、触媒ユニット146が接続され、車両のフロアパネル152の底面に固定されている。触媒ユニット146は、三元触媒146aと、この三元触媒146aの下流側に配置され、NOx触媒として、NOx吸蔵機能を含有するPt/Rh触媒146bとによって構成されている。なお、図5において、153は、エンジン本体20を覆うフードパネル、154は、エンジン本体20に取り付けられたトランスミッションユニットである。
Referring to FIG. 5,
図3を参照して、エンジン本体20の運転状態を検出するために、シリンダブロック22には、クランクシャフト21の回転数を検出する一対のクランク角センサSW1、SW2および冷却水の温度を検出するエンジン水温センサSW3が設けられている(図3参照)。さらに、排気通路153には、空燃比を制御するための空燃比センサSW4が設けられている。
Referring to FIG. 3, in order to detect the operating state of
エンジン本体20には、制御手段としてのエンジン制御ユニット100が設けられている。このエンジン制御ユニット100には、エアフローメータ136、クランク角センサSW1、SW2、エンジン水温センサSW3、空燃比センサSW4、並びにエンジン負荷を検出するためのアクセル開度センサSW5が入力要素として接続されている。これらエアフローメータ136や各センサSW1〜SW5は、何れも本実施形態における運転状態検出センサの具体例である。他方、エンジン制御ユニット100には、マルチホール型インジェクタ32の燃料噴射システム、点火プラグ34、動弁機構40等が制御要素として接続されている。
The
エンジン制御ユニット100は、CPU、メモリ、インターフェース、カウンタ/タイマ群、並びにこれらのユニットを接続するバスを有するマイクロプロセッサを含んでいる。エンジン制御ユニット100は、メモリに記憶されるプログラム並びにデータによって、運転状態を判定する運転状態判定手段を機能的に構成している。
The
エンジン制御ユニット100のメモリには、詳しくは後述する種々の制御マップが記憶されており、これら記憶マップに基づいて、エンジン本体20は、運転状態に応じて好適に運転されるようになっている。
The memory of the
図6は、図2の実施形態において制御マップの基となるエンジン回転速度Nと要求トルクとの関係を示すグラフである。 FIG. 6 is a graph showing the relationship between the engine speed N that is the basis of the control map and the required torque in the embodiment of FIG.
図6を参照して、図示の実施形態では、アイドリング運転領域Aと、低中速低中負荷運転領域Bと、低速高負荷運転領域Cと、高速高負荷運転領域Dとを含んでいる。このうち、アイドリング運転領域Aは、所定の回転速度N1(例えば500rpm)までのアイドリング運転領域である。また、低中低中負荷運転領域Bは、エンジン回転速度Nの領域を、N1、N2(例えば、2000rpm)、N3(例えば、4000rpm)で三段階に分割した場合において、その低中速域(N2までの範囲)にあって、アイドリング運転領域を除く低中負荷運転領域の範囲に設定される。さらに低速高負荷運転領域Cは、エンジン回転速度Nの領域を、回転速度N2、N3で三段階に分割した場合において、その低速域にあって、低中速低中負荷運転領域Bの境界部分からスロットル全開域CWOT の範囲に設定されている。 Referring to FIG. 6, the illustrated embodiment includes an idling operation region A, a low / medium / low / medium load operation region B, a low / high load operation region C, and a high / high load operation region D. Among these, the idling operation region A is an idling operation region up to a predetermined rotation speed N1 (for example, 500 rpm). Further, the low, medium, low, and medium load operation region B is divided into three regions of N1, N2 (for example, 2000 rpm), and N3 (for example, 4000 rpm), and the low, medium, and medium speed region ( In the range up to N2) and is set in the range of the low and medium load operation region excluding the idling operation region. Further, the low-speed and high-load operation region C is in the low-speed region when the region of the engine rotation speed N is divided into three stages at the rotation speeds N2 and N3, and the boundary portion of the low-medium-speed and low-medium-load operation region B To the throttle fully open range C WOT .
図7は、図2の実施形態において制御マップの基となる点火タイミングの一例を示すグラフである。 FIG. 7 is a graph showing an example of the ignition timing that is the basis of the control map in the embodiment of FIG.
図7を参照して、例えば、幾何学的圧縮比が11の場合、通常運転時の点火タイミングは、IGaで示すように圧縮上死点よりも相当量AIg(例えば、エンジン回転速度が1500rpm、クランク角度CA=6°〜8°)アドバンスしている。これに対し、幾何学的圧縮比が14の場合、圧縮比11と同じノッキング特性であればIGv で示すように、圧縮上死点の直前で点火していたところであるが、本実施形態では、IGb で示すように、圧縮上死点よりもさらにリタードさせた点火タイミングで火花点火することとしている。これにより、本実施形態では、リタード運転領域(スロットル全開域CWOT を含む低速中高負荷運転域)Cにおいて、依然高圧縮比(εr ≦14)のままトルク低下を起こさない状態を維持することが可能になる(図7参照)。
Referring to FIG. 7, for example, when the geometric compression ratio is 11, the ignition timing during normal operation is a considerable amount A Ig (for example, the engine speed is higher than the compression top dead center, as indicated by IG a ). 1500 rpm, crank angle CA = 6 ° to 8 °). In contrast, if the geometric compression ratio is 14, if the same knock characteristics as
また、点火タイミングを圧縮上死点後にリタードさせる場合、そのリタード量RIgは、筒内温度や筒内圧力等、ノッキングを決定する要因を考慮して実験的に集積され、制御マップによって定められるが、本実施形態では、例えば、圧縮上死点からのリタード量RIgをピストン26が上死点経過後10%以下のストローク範囲(クランク角度CA=圧縮上死点後35°付近)としている。点火タイミングを圧縮上死点後にリタードさせることにより、ノッキングを抑制し、高圧縮比での運転が可能となるわけであるが、点火タイミングが圧縮上死点よりもリタードしている分だけ、燃焼期間という点では不利になる。そこで本実施形態では、ノッキングを抑制可能な範囲であって、なおかつ早期に膨張行程に移行した燃料を燃焼させるために、リタード量RIgをピストン26が上死点経過後10%以下のストローク範囲としているのである。
When the ignition timing is retarded after compression top dead center, the retard amount R Ig is experimentally accumulated in consideration of factors that determine knocking, such as in-cylinder temperature and in-cylinder pressure, and is determined by a control map. However, in the present embodiment, for example, the retard amount R Ig from the compression top dead center is set to a stroke range of 10% or less after the top dead center has elapsed (crank angle CA = around 35 ° after compression top dead center). . By retarding the ignition timing after the compression top dead center, knocking is suppressed and operation at a high compression ratio is possible, but combustion is performed as much as the ignition timing is retarded from the compression top dead center. It is disadvantageous in terms of time. Therefore, in the present embodiment, in order to combust the fuel that has been able to suppress knocking and has shifted to the expansion stroke at an early stage, the retard amount R Ig is set to a stroke range in which the
図8は、排気ガスの成分を説明するための空燃比と排気ガス成分の濃度とを示すグラフであり、図9は、図2の実施形態において制御マップの基となる空燃比とカウント時間Tcとの関係を示すグラフである。 FIG. 8 is a graph showing the air-fuel ratio and the concentration of the exhaust gas component for explaining the exhaust gas components, and FIG. 9 shows the air-fuel ratio and the count time Tc that are the basis of the control map in the embodiment of FIG. It is a graph which shows the relationship.
図8を参照して、空燃比がリッチの場合、排気ガスに含まれる有害成分としてHC、COが多く発生する。これと同時に、水素(H2)も多く発生することが知られている。 Referring to FIG. 8, when the air-fuel ratio is rich, a lot of HC and CO are generated as harmful components contained in the exhaust gas. At the same time, it is known that a large amount of hydrogen (H 2 ) is generated.
そこで、本実施形態では、図9に示すように、後述する冷間始動運転時において、所定のカウント時間Tcを設定し、冷間始動を開始した時点では、筒内の空燃比をリッチに設定し(例えばA/F≒10)、冷間始動を開始した後、カウント時間Tcの経過時以降では、筒内のトータル空燃比が理論空燃比になるように燃料噴射量を漸減するように制御マップM2(図11参照)が作成されている。 Therefore, in the present embodiment, as shown in FIG. 9, a predetermined count time Tc is set in the cold start operation described later, and the in-cylinder air-fuel ratio is set rich when the cold start is started. (For example, A / F≈10), and after starting the cold start, after the count time Tc has elapsed, control is performed so that the fuel injection amount is gradually decreased so that the total air-fuel ratio in the cylinder becomes the stoichiometric air-fuel ratio. A map M2 (see FIG. 11) is created.
次に、図2のエンジンの制御例について説明する。 Next, a control example of the engine of FIG. 2 will be described.
図10〜図12は、図2のエンジンの制御例を示すフローチャートである。 10 to 12 are flowcharts showing an example of control of the engine of FIG.
図10を参照して、エンジン制御ユニット100は、各データを読み取り(ステップS20)、エンジンの運転状態を判定する(ステップS21)。次いで、エンジン制御ユニット100は、所定の制御マップM1に基づいて、設定されるべき有効圧縮比εrを索引する(ステップS22)。有効圧縮比εrを決定するための制御マップM1は、エンジンの回転速度、要求負荷、車速、筒内温度等に基づいて、有効圧縮比εrが決定されるように設定されている。
Referring to FIG. 10,
ここで、有効圧縮比をεrとすると、 Here, if the effective compression ratio is ε r ,
(2)式中、
ε :幾何学的圧縮比
vs:行程容積(m3)
vc:隙間容積(m3)
θ :バルブリフト量が1mmのときの吸気弁30の閉弁タイミングのクランク角度
R :連桿比(コンロッド長/クランク半径)
である。
(2) where
ε : Geometric compression ratio v s : Stroke volume (m 3 )
v c : Clearance volume (m 3 )
θ : Crank angle R at the closing timing of the
It is.
(2)式を用いることにより、バルブリフト量が1mmのときの吸気弁30の開弁角度に基づいて、有効圧縮比εrと開弁角度との関係をデータ化しておき、制御マップM1とすることで、精緻に有効圧縮比εrを制御することが可能になる。
By using the equation (2), the relationship between the effective compression ratio ε r and the valve opening angle is converted into data based on the valve opening angle of the
次いで、エンジン制御ユニット100は、索引された有効圧縮比εrに対応する吸気弁30の閉タイミングを設定し(ステップS23)、この設定に基づいて動弁機構40を制御する。ここで、本実施形態においては、エンジンの冷間始動時において、吸気行程の前半で筒内に負圧が生成されるように排気弁31の閉タイミングと吸気弁30の開タイミングとの間に位相差が設けられ、弁リフト1mmで規定した吸気弁閉タイミングで求められる有効圧縮比εrが13以上に維持されるよう吸気弁30の閉タイミングが吸気下死点付近になるように動弁機構40が制御されるように構成されている。そして、かかる制御を実行することにより、断熱圧縮始動(冷間始動時において、吸気行程での断熱圧縮効果によってエンジンを始動させる運転制御)を実現することが可能になっている。
Next, the
エンジン制御ユニット100は、ステップS21で判定された運転状態に基づき、冷間運転条件が成立しているか否かを判定する(ステップS24)。ここで、冷間運転条件とは、運転領域が図6に示すアイドリング運転領域Aにあって、筒内温度状態が低い(例えば、エンジンの冷却水温度が40℃)以下の場合をいう。
The
エンジンの運転状態が冷間運転条件を満たしていると判定した場合、エンジン制御ユニット100は、図11に示すステップS25からステップS33に示すルーチンを実行して、触媒ユニット146の活性促進を図るために、冷間始動制御を実行する。
When it is determined that the engine operating condition satisfies the cold operating condition, the
図11を参照して、エンジン制御ユニット100は、図9で説明したカウント時間Tcと、エンジン本体20のサイクル数Cyのカウントを同時に開始する(ステップS25)。次いで、図9で説明した制御マップM2に基づき、運転状態とTcから空燃比を索引する(ステップS26)。次いで、エンジン制御ユニット100は、所定の制御マップM3から索引された空燃比を目標空燃比として、燃料噴射量を索引する(ステップS27)。制御マップM3は、吸気流量、エンジン回転速度等によって燃料噴射量を決定可能に設定されている。上述したように、冷間始動制御においては、運転開始時の筒内のトータル空燃比は、比較的リッチ(図9の例では、A/F=10)に設定される。この結果、燃料噴射弁として、電極側噴口32A〜32Cを有するマルチホール型インジェクタ32が採用されているので、点火時の燃焼室27内では、点火プラグ周りがリッチな成層燃焼が生じることになる。
Referring to FIG. 11,
次いで、エンジン制御ユニット100は、索引された燃料噴射量に基づき、噴射される燃料の分割比や燃料噴射タイミングを決定する(ステップS28)。本実施形態においては、この冷間始動時に、燃料噴射タイミングを吸気行程と圧縮行程とに分割する(図13(A)のF1、F2参照)。これにより、筒内での成層燃焼を確実に実現できるようになるとともに、吸気行程でも燃料噴射を実行することによって、過度に点火プラグ34周りが燃料過剰雰囲気になったり、噴射された燃料がべとついたりすることを抑制することが可能になる。
Next, the
次いで(或いは燃料噴射タイミング等の設定と並行して)、エンジン制御ユニット100は、制御マップM4に基づき、点火タイミングを索引する(ステップS29)。制御マップM4は、図7のグラフに基づいて実験等により設定されたものであり、有効圧縮比εrに基づいて、点火タイミングを決定できるように構成されている。冷間運転条件が成立している場合、運転領域は、図6のアイドリング運転領域Aであるので、ステップS23で設定されている有効圧縮比εrは、13以上に維持されている。従って、ステップS29では、圧縮上死点経過後の比較的早いタイミングで点火プラグ34が作動されることになる。
Next (or in parallel with the setting of the fuel injection timing or the like), the
次いで、エンジン制御ユニット100は、設定されたタイミングで燃料噴射システムを作動させて燃料噴射制御を実行し(ステップS30)、点火プラグ34を圧縮上死点経過後にて作動させて点火制御を実行する(ステップS31)。
Next, the
上述したように、冷間始動制御においては、点火時の燃焼室27内は、成層燃焼が生じることになる。このため、燃焼後に排気系に排出される排気ガスは、HC、COとともに比較的多くの水素を含んでいる。そして、この水素は、独立排気管141から触媒ユニット146に至る経路中において、余剰酸素と反応することになる。これによって、生成された酸化熱により、HC、COが酸化されて排気ガスが浄化されるとともに、酸化熱によって、長い経路長に設定された低排圧仕様の排気系を昇温させることになる。この結果、触媒ユニット146には、反応熱を含んだ排気ガスが導入され、触媒ユニット146がライトオフ温度に達するのを促進する。そして、これによって、排気ガス中に残存しているHCやCOが三元触媒146aによる触媒反応によって浄化されやすくなる。
As described above, in the cold start control, stratified combustion occurs in the
その後、エンジン制御ユニット100は、冷間運転終了条件が成立しているか否かを判定する(ステップS32)。ここで、冷間運転終了条件とは、冷間始動制御を終了するための条件であり、具体的には、冷間始動制御を実行してから、カウントされたサイクル数が所定値(例えば、5、6)に達したか否かによって判定される。なお、これとは別に、或いはこれと並行して、触媒ユニット146に温度センサを設けておき、触媒ユニット146がライトオフ温度に達したか否かによって冷間運転終了条件成立と判定するようにしてもよい。
Thereafter, the
ステップS32において、冷間運転終了条件が成立していると判定した場合、エンジン制御ユニット100は、カウント時間Tc、サイクル数Cyをリセットし(ステップS33)、ステップS20に復帰して以降のステップを繰り返す。
If it is determined in step S32 that the cold operation end condition is satisfied, the
ステップS32において、冷間運転終了条件が成立していないと判定した場合、エンジン制御ユニット100は、カウント時間Tcのカウントを継続し(ステップS34)、サイクル数Cyをインクリメントして(ステップS35)、ステップS26に移行する。なお、このステップS35を経過してステップS26に制御が移行した場合、エンジン制御ユニット100が制御マップM2から索引する空燃比は、Tcが経過していることから、前回の設定値に比べてリーンになっており、所定時間Tnを経過した後は、理論空燃比に設定されることになる。
If it is determined in step S32 that the cold operation end condition is not satisfied, the
次に、図10のステップS24の判定において、冷間運転条件が成立していない(ステップS24においてNO)と判定した場合、エンジン制御ユニット100は、図12に示すフローを実行する。
Next, when it is determined in step S24 of FIG. 10 that the cold operation condition is not satisfied (NO in step S24), the
図12を参照して、このフローでは、図9で説明した制御マップM2に基づき、運転状態から空燃比を索引する(ステップS40)。この制御を実現するためには、エンジン制御ユニット100のメモリに冷間始動制御の実行フラグを記憶するエリアを設けておき、実行フラグがONのときは、カウント時間Tcをパラメータとして加味した空燃比が索引されることとし、実行フラグがOFFのときは、カウント時間Tcをパラメータから外して空燃比を索引されるように設定することにより、同一の制御マップM2を用いて上述のような制御を実現することが可能である。
Referring to FIG. 12, in this flow, the air-fuel ratio is indexed from the operating state based on control map M2 described in FIG. 9 (step S40). In order to realize this control, an area for storing a cold start control execution flag is provided in the memory of the
次いで、エンジン制御ユニット100は、制御マップM3から索引された空燃比を目標空燃比として、燃料噴射量を索引する(ステップS41)。
Next, the
通常の運転制御においては、筒内のトータル空燃比は、比較的理論空燃比に近いリーンに設定される。 In normal operation control, the total air-fuel ratio in the cylinder is set to lean that is relatively close to the stoichiometric air-fuel ratio.
次いで、エンジン制御ユニット100は、索引された燃料噴射量に基づき、噴射される燃料の分割比や燃料噴射タイミングを決定する(ステップS42)。
Next, the
次いで(或いは燃料噴射タイミング等の設定と並行して)、エンジン制御ユニット100は、点火タイミングを決定するための制御を実行する。この過程において、エンジン制御ユニット100は、ステップS23で設定された有効圧縮比εrが13以上であるか否かを判定し(ステップS43)、有効圧縮比εrが13以上である場合には、点火タイミングを一気に圧縮上死点後の最大許容値にリタードさせ(ステップS44)、有効圧縮比εrが13未満である場合には、制御マップM4に基づき、圧縮上死点前の所定タイミングに点火タイミングを設定する(ステップS45)。
Next (or in parallel with the setting of the fuel injection timing or the like), the
次いで、エンジン制御ユニット100は、設定されたタイミングで燃料噴射システムを作動させて燃料噴射制御を実行し(ステップS46)、点火プラグ34を圧縮上死点前にて作動させて点火制御を実行する(ステップS47)。
Next, the
その後、エンジン制御ユニット100は、ステップS20に戻って以降のステップを繰り返す。
Thereafter, the
図13は、図10〜図12のフローチャートが実行された場合の制御例を示すタイミングチャートであり、(A)は冷間始動(断熱圧縮始動)時、(B)は温間低速運転時、(C)は中高速高負荷運転時、(D)は低速高負荷運転時である。 FIG. 13 is a timing chart showing a control example when the flowcharts of FIGS. 10 to 12 are executed. (A) is a cold start (adiabatic compression start), (B) is a warm low speed operation, (C) is during medium and high speed high load operation, and (D) is during low speed and high load operation.
次に、図13を参照して、各運転時の吸気弁30の開弁タイミング、有効圧縮比εr、点火タイミングについて詳述する。なお吸気弁30の進角/遅角操作は、吸気弁30のVCT36により、リフト量の操作は、動弁機構40のVVTにより、実現される。
Next, with reference to FIG. 13, the valve opening timing, the effective compression ratio ε r , and the ignition timing of the
図13(A)を参照して、運転領域が図6のアイドリング運転領域Aであって、冷間始動条件が成立している断熱圧縮始動時である場合、吸気弁30の開弁タイミングは、吸気行程の途中に設定され、同閉弁タイミングは、吸気下死点近傍に設定される。また、吸気弁30のリフト量は、比較的小さく設定される。さらに、吸気行程中の燃料噴射(F1)は、吸気弁30の開弁タイミング以降に開始され、吸気弁30の閉弁タイミングよりも前に終了される。この結果、有効圧縮比εrは、概ね幾何学的圧縮比(本実施形態では、14)に近い値(13以上)に維持されるとともに、吸気行程前半では、断熱膨張が筒内で生じることになる。従って、吸気弁30が開いた際、筒内に生成された大きな負圧によって、新気や吸気行程で噴射された燃料(F1)が筒内にいわば吸引されることになる。これにより、断熱圧縮効果が筒内で生じ、筒内温度の上昇に寄与することになる。この結果、燃料の気化霧化が促進される。特に、エンジン本体20の幾何学的圧縮比が14以上に設定されていることから、大きな負圧を生成することが可能になり、吸気弁30の開弁時の断熱圧縮効果が極めて高くなる。また、有効圧縮比εrが概ね幾何学的圧縮比に近い値に維持されることに伴い、この運転状態では、点火タイミングが圧縮上死点後にリタードされる。これにより、ノッキングが確実に防止される。本実施形態では、筒内が高温、高圧になることにより、点火リタードビィリティが向上するので、点火タイミングをよりリタードさせ、排気温度の上昇を図り、触媒ユニット146の昇温速度を速めることができる。加えて、圧縮行程で噴射された燃料(F2)によって成層燃焼が実現されるので、水素の発生量を高め、冷間時において、排気管140内での水素と有害成分との反応を促進し、その反応熱によって、排気系全体の温度を高め、触媒ユニット146の活性化促進に寄与することができる。また、圧縮行程での燃料噴射を実行することにより、幾何学的圧縮比が高く設定されていることと相俟って、電極側噴口32A〜32Cから点火プラグ34周りに噴射される噴霧Fa〜Fcのペネトレーションが短くなり、点火プラグ34周りは、より効果的に燃料過剰雰囲気となる。また、ペネトレーションが圧縮行程での筒内圧力の増加によって短くなることに伴い、点火プラグ34周りに滞留する時間も長くなるので、未燃ガスが排出される割合も高くなる。従って、水素の発生と相俟って、排気系での燃焼温度を高めることが可能になる。他方、吸気行程で噴射される燃料により、相対的に圧縮行程で噴射される燃料噴射量が低減されるので、過度に点火プラグ34周りが燃料過剰雰囲気になったり、点火プラグ34に燃料液滴が付着しにくくなる。
Referring to FIG. 13 (A), when the operation region is the idling operation region A in FIG. 6 and the cold start condition is satisfied, the opening timing of the
図13(B)を参照して、運転領域が図6の低中速低中負荷運転領域Bであって、温間運転時である場合においては、吸気弁30は、開閉タイミングが排気行程後半、閉タイミングが吸気行程後半にそれぞれアドバンスするように設定されている。そして、ステップS26での設定制御においては、要求吸気量(エンジンの負荷と回転数が高くなるほど多くなる)に合わせて、リフト量を大きく設定し、閉タイミングを早くして、ポンピングロスの低減を図るようにしている。また、吸気弁30が早閉じされることに伴い、点火タイミングも、圧縮上死点前にアドバンスされる。
Referring to FIG. 13B, when the operation region is the low, medium speed, and low load operation region B of FIG. 6 and is in the warm operation, the
図13(C)を参照して、低速高負荷運転時(図6の低速高負荷運転領域C)においては、図13(B)の運転領域に比べ、吸気弁30が進角し、さらにリフト量が増加されることによって、閉タイミングが圧縮下死点経過直後に設定される。また、図13(B)の運転領域に比べ、排気弁31が遅角し、閉タイミングが吸気行程の前半に設定される。これにより、排気行程後半から吸気行程前半で吸気弁30と排気弁31の開弁タイミングがオーバーラップし、燃焼室27の掃気が促進される。ここで、本実施形態においては、比較的長い経路長L1の独立排気管141を採用し、経路全長Lが相当長い低排圧仕様の排気系を構成しているとともに、1番気筒と4番気筒とに設けられた独立排気管141の下流端が第1の集合部142によって連通し、2番気筒と3番気筒とに設けられた独立排気管141の下流端が第2の集合部143に連通するエキゾーストマニホールド144を採用している。従って、何れの気筒24から既燃ガスが排出される場合、特に、図13(C)のように掃気を図る場合においても、複数の気筒24から同時に排気ガスが排出されることがなくなり、排気ガスの干渉現象を回避することができる。また、図13(C)の運転領域では、有効圧縮比εrが概ね幾何学的圧縮比に近い値に維持されるので、点火タイミングが圧縮上死点後にリタードされる。本実施形態では、点火タイミングを圧縮上死点以降にリタードさせることにより、スロットル全開域CWOTを含む低速高負荷運転領域においても、高圧縮比を維持したまま、ノッキングを回避し、高出力を得ることが可能になるのである。
Referring to FIG. 13C, during low-speed and high-load operation (low-speed and high-load operation region C in FIG. 6), the
図13(D)を参照して、図6の高速高負荷運転領域Dにおいては、図13(B)の運転領域に比べ、吸気弁30が進角し、さらにリフト量が増加されることによって、閉タイミングが圧縮下死点経過直後に設定される。他方、図13(C)の運転領域に比べ、排気弁31の開閉タイミングは、進角しており、開弁タイミングのオーバーラップは、少なくなっている。これにより、高い出力を確保するようにしている。なお、燃料噴射タイミングは、エンジン回転速度が高速になった分だけ、噴射パルスのクランク角タイミングは、長くなっている。
Referring to FIG. 13 (D), in the high speed and high load operation region D of FIG. 6, the
以上説明したように本実施形態では、エンジン本体20が所定の低排圧仕様に設定された排気管140を有しているので、複数の気筒24から既燃ガスが排出された際に排気ガスの干渉が生じにくくなり、ノッキングの発生を防止することが可能になる。ここで、低排圧仕様とは、通常のガソリンエンジンの排気管に比べて長い経路全長を有する仕様のことであり、例えば、直列4気筒24エンジンの場合、排気ポート29から触媒ユニット146までの経路全長Lが500mm以上(例えば600mm程度)に設定されたものをいう。ところで、排気管140を低排圧仕様に設定した場合、既燃ガスが触媒ユニット146まで到達するまでに放熱するため、触媒ユニット146がライトオフ温度に達成しづらくなることが想定される。しかし、本実施形態では、エンジンの冷間始動時において、吸気行程の前半で筒内に負圧が生成されるように前記排気弁の閉タイミングと前記吸気弁30の開タイミングとの間に位相差を設けているので、吸気行程前半で筒内に大きな負圧が生成され、吸気弁30が開弁した際、新気が一気に筒内へ吸引されることになる。従って、断熱圧縮効果が筒内で生じ、筒内温度の上昇に寄与することになる。また、吸気弁30の開弁後に燃料噴射(F1)が開始されるため、勢い良く流入する吸気流によって筒内の乱れ強さが強化され、噴射燃料と空気とのミキシングが向上するとともに、噴射燃料の気化霧化が促進される。特に、エンジン本体20の幾何学的圧縮比が14以上に設定されていることから、大きな負圧を生成することが可能になり、吸気弁30開弁時の断熱圧縮効果が極めて高くなる。加えて、幾何学的圧縮比が14以上のエンジン本体20において、弁リフト1mmで規定した吸気弁30閉タイミングで求められる有効圧縮比が13以上に維持されるよう吸気弁30の閉タイミングが吸気下死点付近に制御されるので、筒内の圧力も高くなり、一層燃焼性を高めることができる。この結果、エンジンの出力が向上するばかりでなく、断熱圧縮作用による筒内温度の上昇に加えて、点火時期のリタードが可能となり、排気ガスの温度を高くできる。このため、低排圧仕様の排気管を採用しているにも拘わらず、排気系全体の昇温が促進され、触媒ユニット146がライトオフ温度に達する時間を短縮することが可能になる。加えて、筒内が高温、高圧になることにより、点火リタードビィリティが向上するので、点火タイミングをよりリタードさせ、排気温度の上昇を図り、触媒ユニット146の昇温速度を速めることができる。加えて、有効圧縮比が、吸気弁30の閉タイミング調整制御によって決定される構成になっているため、幾何学的圧縮比を変更するための複雑な機構を用いる必要がなくなる。
As described above, in the present embodiment, since the
また、本実施形態は、吸気弁30の開弁期間内に燃料噴射を終了するように燃料噴射弁としてのマルチホール型インジェクタ32を制御するものである。このため本実施形態では、吸気流動によって、噴射された燃料と新気のミキシングが良好となり、燃焼速度が向上して点火リタードビィリティが向上する。
Further, in the present embodiment, the
また、本実施形態は、吸気弁30の開弁期間前半に燃料噴射を終了するようにマルチホール型インジェクタ32を制御するものである。このため本実施形態では、負圧のより高まった時点で燃料が噴射されることになるので、吸気流動によって、噴射された燃料と新気のミキシングが一層良好となり、燃焼速度が向上して点火リタードビィリティが向上する。
In the present embodiment, the
また、本実施形態では、点火プラグ34周りに燃料を噴射する電極側噴口32A〜32Cを有する直噴式のマルチホール型インジェクタ32を採用し、所定のトータル空燃比を維持しつつ点火プラグ34周りが燃料過剰雰囲気とならないように燃料を吸気行程と圧縮行程に分割して噴射させている。このため本実施形態では、分割噴射によって燃料噴霧のペネトレーション(貫徹力)が抑えられ、燃料噴霧の壁面付着による冷間時のHC、COの増大を抑制するとともに、吸気行程で噴射される燃料により、相対的に圧縮行程で噴射される燃料噴射量が低減されるので、過度に点火プラグ周りが燃料過剰雰囲気になったり、点火プラグに燃料液滴が付着しにくくなり、点火プラグの燻りが防止できる。
Further, in this embodiment, a direct injection type
また、本実施形態では、冷間始動運転の開始後、経時的にトータル空燃比をリッチから理論空燃比に変更するとともに、トータル空燃比が理論空燃比になってからも圧縮噴射を続けるものである。このため本実施形態では、水素を発生させるために燃料過剰雰囲気で成層燃焼を実現するに当たり、冷間始動運転の終了間際では、トータルの燃料噴射量が抑制されるので、燃料噴射量を必要充分に節約することが可能になる。 In this embodiment, after the cold start operation is started, the total air-fuel ratio is changed from rich to the stoichiometric air-fuel ratio over time, and compression injection is continued even after the total air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. is there. Therefore, in this embodiment, when realizing stratified combustion in an excess fuel atmosphere to generate hydrogen, the total fuel injection amount is suppressed just before the end of the cold start operation, so the fuel injection amount is necessary and sufficient. It becomes possible to save on.
また、本実施形態では、冷間始動制御を開始した後、所定のタイミング以降では筒内のトータル空燃比が理論空燃比になるように燃料噴射量を漸減するものである。このため本実施形態では、筒内の空燃比を制御するに当たり、冷間運転の開始直後は、比較的空燃比の低いリッチな条件で水素を生成し、余剰酸素と反応させて、排気ガスの浄化と触媒ユニット146の昇温を図ることができる一方、時間の経過とともに、筒内の空燃比をリーンにしてHCやCOの生成を抑制し、昇温した触媒ユニット146によってこれらHCやCOの浄化やNOxの吸蔵を図ることができる。
In the present embodiment, after the cold start control is started, the fuel injection amount is gradually decreased so that the total air-fuel ratio in the cylinder becomes the stoichiometric air-fuel ratio after a predetermined timing. For this reason, in this embodiment, when controlling the air-fuel ratio in the cylinder, immediately after the start of the cold operation, hydrogen is generated under rich conditions with a relatively low air-fuel ratio, and reacted with surplus oxygen to generate exhaust gas. While purifying and raising the temperature of the
また、本実施形態では、エンジンの低速高負荷運転領域Cにおいては、高速高負荷運転領域Dの場合よりも吸気弁30と排気弁31の開弁タイミングが長くオーバーラップするように制御するものである。このため本実施形態では、低速高負荷運転領域Cにおいて、既燃ガスの掃気が促進され、耐ノッキング性が向上する。また、耐ノッキング性を高めることによって、より有効圧縮比を高く維持することが可能になる。
Further, in the present embodiment, in the low speed and high load operation region C of the engine, the valve opening timing of the
また、本実施形態では、排気管140は、気筒24毎に排気ポート29に接続され、低排圧仕様に長く設定された独立排気管140と、燃焼順序が隣り合わない気筒24に設けられた独立排気管140の下流端同士を触媒ユニット146の上流側で連通する集合部142、143を有するものである。このため本実施形態では、排気管140の上流端から排気管140路の容積が大きくなるので、より確実に排気干渉を抑制することができるとともに、冷間始動運転時に既燃ガスのHCやCOが酸素と反応するために必要な容積を確保することができる。
Further, in the present embodiment, the
従って本実施形態によれば、高圧縮比エンジンの実用化を図るに当たり、廉価な構成でノッキングを回避し、エミッションを向上することができるという顕著な効果を奏する。 Therefore, according to this embodiment, when a high compression ratio engine is put to practical use, there is a remarkable effect that knocking can be avoided and emission can be improved with an inexpensive configuration.
上述した実施形態は、本発明の好ましい具体例に過ぎず、本発明は上述した実施形態に限定されない。 The above-described embodiments are merely preferred specific examples of the present invention, and the present invention is not limited to the above-described embodiments.
図14は、本発明の別の実施形態に係るエンジンの概略構成を示す構成図である。 FIG. 14 is a configuration diagram showing a schematic configuration of an engine according to another embodiment of the present invention.
図14を参照して、例えば、低排圧仕様の排気管140としては、単一の集合部142に全ての独立排気管141の下流端を集合させ、連通するようにしてもよい。
Referring to FIG. 14, for example, as an
図15は、本発明の別の実施形態に係るタイミングチャートである。 FIG. 15 is a timing chart according to another embodiment of the present invention.
図15(A)(B)を参照して、図11のステップS28を具体化するに当たり、サイクル数Cyが大きくなる程、吸気行程と分割行程での燃料噴射比率を変更するようにしてもよい。具体的には、図15(A)に示すように、冷間始動運転開始時においては、圧縮行程での燃料噴射比率を吸気行程での燃料噴射比率よりも大きく設定し、経時的に圧縮行程での燃料噴射比率を漸減して、図15(B)に示すように、冷間始動運転制御の終了間際のサイクル数Cy(=n)では、吸気行程での燃料噴射比率を圧縮行程での燃料噴射比率よりも高くするものである。 Referring to FIGS. 15A and 15B, in embodying step S28 of FIG. 11, the fuel injection ratio in the intake stroke and the split stroke may be changed as the number of cycles Cy increases. . Specifically, as shown in FIG. 15A, at the start of the cold start operation, the fuel injection ratio in the compression stroke is set to be larger than the fuel injection ratio in the intake stroke, and the compression stroke over time is set. As shown in FIG. 15B, in the cycle number Cy (= n) just before the end of the cold start operation control, the fuel injection ratio in the intake stroke is changed in the compression stroke. This is higher than the fuel injection ratio.
図15に示す実施形態においても、水素を発生させるために燃料過剰雰囲気で成層燃焼を実現するに当たり、トータルの燃料噴射量が抑制されるので、燃料噴射量を必要充分に節約することが可能になる。 In the embodiment shown in FIG. 15 as well, when realizing stratified combustion in an excess fuel atmosphere to generate hydrogen, the total fuel injection amount is suppressed, so that the fuel injection amount can be saved sufficiently and sufficiently. Become.
図16および図17は、本発明のさらに別の実施形態に係るタイミングチャートである。 16 and 17 are timing charts according to still another embodiment of the present invention.
図16に示すように、冷間始動時における燃料噴射タイミングとしては、分割噴射に限らず、吸気行程のみであってもよい。すなわち、冷間始動時の温度設定が比較的高い場合には、図16のように吸気行程でのみ燃料を噴射することにより、断熱圧縮効果によって筒内温度を高めるようにしてもよい。また、図16の制御を採用した場合には、ポート噴射式のエンジンでも実施することが可能になる。 As shown in FIG. 16, the fuel injection timing at the time of cold start is not limited to split injection, but may be only the intake stroke. That is, when the temperature setting at the time of cold start is relatively high, the in-cylinder temperature may be increased by the adiabatic compression effect by injecting fuel only in the intake stroke as shown in FIG. Further, when the control of FIG. 16 is adopted, it can be carried out even with a port injection type engine.
また、図17に示すように、排気弁31の閉タイミングの後、吸気上死点以降に燃料噴射を開始させ、前記吸気弁30の開タイミングまでに燃料噴射を終了させるようにマルチホール型インジェクタ32を制御してもよい。その場合には、筒内に負圧が生成されているときに燃料が噴射されることにより、負圧による燃料の気化霧化が促進される結果、燃焼速度が向上し、点火リタードビィリティが向上する。
In addition, as shown in FIG. 17, after the
また、有効圧縮比εrを下げる方法として、上述した実施形態では、吸気弁30の開閉タイミングを無段階で変更可能な動弁機構40を用いたが、これに限らず、例えば、2つの吸気カムを選択的に吸気弁30伝達することにより、吸気弁30の開閉タイミングを2段階に切換可能ないわゆるロストモーション機能付動弁機構を用いてもよい。
Further, as a method of reducing the effective compression ratio ε r , in the above-described embodiment, the
また内部EGRを実行する手段として、上述のようなロストモーション機能付動弁機構を採用してもよい。 Further, the valve mechanism with the lost motion function as described above may be adopted as means for executing the internal EGR.
その他本発明の特許請求の範囲内で種々の変更が可能であることはいうまでもない。 It goes without saying that various modifications can be made within the scope of the claims of the present invention.
20 エンジン本体
24 気筒
26 ピストン
27 燃焼室
28 吸気ポート
29 排気ポート
30 吸気弁
31 排気弁
32 マルチホール型インジェクタ
32A-32C 電極側噴口
34 点火プラグ
35 点火回路
36 VCT
40 動弁機構
100 エンジン制御ユニット
140 排気管
141 独立排気管
142 集合部
143 集合部
144 エキゾーストマニホールド
145 排気管
146 触媒ユニット
151 ダッシュパネル
152 フロアパネル
A アイドリング運転領域
B 低中速低中負荷運転領域
C 低速高負荷運転領域
CWOT スロットル全開域
D 高速高負荷運転領域
L 経路全長
L1 経路長
Tc カウント時間
εr 有効圧縮比
20
40
Claims (9)
複数の気筒を有し、幾何学的圧縮比が14以上に設定されたエンジン本体と、
前記エンジン本体から排出される既燃ガスを浄化する触媒ユニットと、
前記エンジン本体の各気筒に接続された吸気ポートおよび排気ポートにそれぞれ設けられ、対応するポートを開閉する吸気弁および排気弁と、
前記吸気弁および排気弁の開閉タイミングを変更可能な動弁機構と、
前記排気ポートに接続され、当該排気ポートから前記触媒ユニットに既燃ガスを導く排気管と、
前記エンジン本体の運転状態を検出する運転状態検出手段と、
前記運転状態検出手段の検出に基づいて、少なくとも前記動弁機構と、前記燃料噴射弁の燃料噴射タイミングと、前記点火プラグの点火タイミングと、吸気弁の閉タイミング調整制御による有効圧縮比の調整制御とを実行する制御手段と
を備え、
前記燃料噴射弁は、前記点火プラグ周りに燃料を噴射するポートを有する直噴式のものであり、
前記排気管は、前記各排気ポートから前記触媒ユニットまでの経路全長が500mm以上に設定されており、
前記制御手段は、エンジンの冷間始動時において、吸気行程の前半で筒内に負圧が生成されるように前記排気弁の閉タイミングと前記吸気弁の開タイミングとの間に位相差が設けられるとともに、弁リフト1mmで規定した吸気弁閉タイミングで求められる前記有効圧縮比が13以上に維持されるよう前記吸気弁の閉タイミングが吸気下死点付近になるように前記動弁機構を制御し、燃料噴射の開始タイミングが吸気行程中でかつ吸気弁の開タイミング以降になるとともに燃料噴射の終了タイミングが吸気弁の閉タイミングよりも前になるように燃料噴射弁を制御し、且つ点火タイミングが圧縮上死点後の所定期間内にリタードされるように点火プラグを制御するものである
ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。 In a spark ignition gasoline engine having at least a spark plug and a fuel injection valve,
An engine body having a plurality of cylinders and having a geometric compression ratio of 14 or more;
A catalyst unit for purifying burned gas discharged from the engine body;
An intake valve and an exhaust valve that are respectively provided in an intake port and an exhaust port connected to each cylinder of the engine body, and open and close the corresponding ports;
A valve operating mechanism capable of changing the opening and closing timing of the intake valve and the exhaust valve;
An exhaust pipe that is connected to the exhaust port and guides burnt gas from the exhaust port to the catalyst unit;
Driving state detecting means for detecting the driving state of the engine body;
Based on the detection of the operating state detection means, at least the valve mechanism, the fuel injection timing of the fuel injection valve, the ignition timing of the ignition plug, and the effective compression ratio adjustment control by the intake valve closing timing adjustment control And a control means for executing
The fuel injection valve is a direct injection type having a port for injecting fuel around the spark plug,
The exhaust pipe has a total path length from each exhaust port to the catalyst unit set to 500 mm or more,
The control means provides a phase difference between the closing timing of the exhaust valve and the opening timing of the intake valve so that a negative pressure is generated in the cylinder in the first half of the intake stroke when the engine is cold started. And the valve mechanism is controlled so that the closing timing of the intake valve is close to the intake bottom dead center so that the effective compression ratio obtained at the closing timing of the intake valve defined by the valve lift of 1 mm is maintained at 13 or more. The fuel injection valve is controlled so that the fuel injection start timing is during the intake stroke and after the intake valve opening timing, and the fuel injection end timing is before the intake valve closing timing , and the ignition timing A spark ignition gasoline engine characterized in that the spark plug is controlled so as to be retarded within a predetermined period after compression top dead center.
前記制御手段は、前記吸気弁の開弁期間前半に燃料噴射を終了するように燃料噴射弁を制御するものである
ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。 The spark ignition gasoline engine according to claim 1,
The spark ignition gasoline engine according to claim 1, wherein the control means controls the fuel injection valve so as to end the fuel injection in the first half of the intake valve opening period .
前記制御手段は、所定のトータル空燃比を維持しつつ前記点火プラグ周りが燃料過剰雰囲気とならないように燃料を吸気行程と圧縮行程に分割して噴射させるものである
ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。 The spark ignition gasoline engine according to claim 1 ,
The control means is a spark ignition type characterized in that fuel is divided and injected into an intake stroke and a compression stroke so as not to create an excessive fuel atmosphere around the spark plug while maintaining a predetermined total air-fuel ratio. gasoline engine.
前記制御手段は、冷間始動運転の開始後、経時的にトータル空燃比をリッチから理論空燃比に変更するとともに、トータル空燃比が理論空燃比になってからも圧縮噴射を続けるものである
ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。 In the spark ignition gasoline engine according to claim 3 ,
The control means changes the total air-fuel ratio from rich to the stoichiometric air-fuel ratio over time after the start of the cold start operation, and continues the compression injection even after the total air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. This is a spark ignition gasoline engine.
前記制御手段は、冷間始動運転開始時においては、圧縮行程での燃料噴射比率を吸気行程での燃料噴射比率よりも大きく設定し、経時的に圧縮行程での燃料噴射比率を漸減して吸気行程での燃料噴射比率を高くするものである
ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。 In the spark ignition gasoline engine according to claim 3 ,
At the start of the cold start operation, the control means sets the fuel injection ratio in the compression stroke to be larger than the fuel injection ratio in the intake stroke, and gradually reduces the fuel injection ratio in the compression stroke over time. A spark ignition gasoline engine characterized by increasing the fuel injection ratio in the stroke .
前記制御手段は、冷間始動制御を開始した後、所定のタイミング以降では筒内のトータル空燃比が理論空燃比になるように燃料噴射量を漸減するものである
ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。 In the spark ignition gasoline engine according to claim 3 ,
The spark ignition type characterized in that the control means gradually decreases the fuel injection amount so that the total air-fuel ratio in the cylinder becomes the stoichiometric air-fuel ratio after a predetermined timing after starting the cold start control. gasoline engine.
前記制御手段の制御によって少なくとも前記排気弁の閉タイミングを変更可能な可変バルブタイミング機構を備え、
前記制御手段は、エンジンの低速高負荷運転領域においては、高速高負荷運転領域の場合よりも吸気弁と排気弁の開弁タイミングが長くオーバーラップするように制御するものである
ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。 The spark ignition type gasoline engine according to any one of claims 1 to 6 ,
A variable valve timing mechanism capable of changing at least the closing timing of the exhaust valve by the control of the control means;
The control means controls the valve opening timing of the intake valve and the exhaust valve to be longer in the low speed and high load operation region of the engine than in the high speed and high load operation region. Spark ignition gasoline engine.
前記排気管は、
気筒毎に排気ポートに接続された独立排気管と、
燃焼順序が隣り合わない気筒に設けられた独立排気管の下流端同士を前記触媒ユニットの上流側で連通する集合部とを有するものである
ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。 In the spark ignition gasoline engine according to any one of claims 1 to 7,
The exhaust pipe is
An independent exhaust pipe connected to the exhaust port for each cylinder;
A spark-ignited gasoline engine characterized by having a collecting portion that communicates downstream ends of independent exhaust pipes provided in cylinders whose combustion order is not adjacent to each other on the upstream side of the catalyst unit .
前記排気管は、前記集合部を複数個有し、各集合部が前記触媒ユニットの上流側で集合している
ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
The spark ignition gasoline engine according to claim 8 ,
The exhaust pipe has a plurality of collecting portions, and each collecting portion is gathered upstream of the catalyst unit .
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