JP5668763B2 - 多気筒内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、可変動弁機構及び過給機を備える内燃機関の空燃比制御に関する。

排気エネルギを利用してタービンを回転させるターボ式過給機（以下、単に過給機という）を備える内燃機関において、充填効率を向上させるためには過給機の過給効率を高めることが有効である。そして、過給効率を高めるためには、排気温度を上昇させることが有効である。

例えば、ＪＰ２００８−１０１５０２Ａには、一の気筒のバルブオーバーラップ期間中にシリンダから排気通路へ吹き抜ける吹き抜け量を求め、同時期に膨張行程となっている気筒で、通常の燃料噴射とは別に、吹き抜け量に応じた後燃え用の燃料を噴射する技術が開示されている。

これによれば、吹き抜けた空気と後燃え用の燃料の混合比が理論空燃比となるように制御することで、当該混合気が排気通路中で燃焼し、これにより排気温度が上昇し、タービンを駆動するエネルギが増大するので、結果的に充填効率が向上する。また、空燃比がストイキであるため、排気性能への跳ね返りもない。

しかしながら、ＪＰ２００８−１０１５０２Ａの構成では、後燃え用の燃料は膨張行程の後半に噴射されているため、燃料中の炭化水素は相対的に燃焼しにくい炭素鎖の長い高級炭化水素のまま排気通路へ排出されることになり、また、吹き抜けた空気と混合して燃焼するまでに霧化が十分に進まないおそれがある。後燃え用燃料の一部が燃焼しない場合には、排気温度が狙ったほどには上昇しないので、過給効率の向上幅も小さくなる。また、理論空燃比よりリッチな排気が排気浄化装置に流入することになるので、排気性能を悪化させることになる。

本発明の目的は、したがって、過給機付き多気筒内燃機関において、充填効率の向上と排気性能を両立することである。

この発明の詳細並びに他の特徴や利点は、明細書の以降の記載の中で説明されるとともに、添付された図面に示される。

図１は本実施形態を適用するシステムの構成図である。 図２は直列４気筒内燃機関の行程順序を示す図である。 図３はコントロールユニットが実行する、燃料噴射量を設定するための演算内容を示すブロック図である。 図４はコントロールユニットが実行する、バルブオーバーラップ期間を低減するか否かを判断するための制御のブロック図である。 図５はコントロールユニットが実行する、掃気率を求めるための演算内容を示すブロック図である。 図６はコントロールユニットが実行する、排気圧力を求めるための演算内容を示すブロック図である。 図７はコントロールユニットが実行する、過渡排気圧力変動を求めるための演算内容を示すブロック図である。 図８はコントロールユニットが実行する、可変動弁機構の変換角を決定するための演算内容を示すブロック図である。 図９はコントロールユニットが実行する、触媒温度に基づく掃気量上限値算出のためのブロック図である。 図１０はコントロールユニットが実行する、一のシリンダの掃気ガス量と排気ガス量に基づいて燃料噴射量を決定し、シリンダ内空燃比及び排気管内空燃比を推定するための演算内容を示すブロック図である。

図１は本実施形態を適用する内燃機関のシステム構成図である。

内燃機関１の吸気マニホールド２の入口には、内燃機関１に流入する空気量を調整するためのスロットルチャンバ４が設けられ、その上流には吸気通路６が接続されている。吸気通路６のスロットルチャンバ４より上流側には、過給機５のコンプレッサ５ａが設置され、更にその上流には、吸入空気量を検出するエアフローメータ８が設置されている。

内燃機関１の各シリンダには燃料をシリンダ内に直接噴射する燃料噴射弁１５が配置されている。排気通路７には、過給機５のタービン５ｂが設置されている。

過給機５は、いわゆるターボ式過給機であり、コンプレッサ５ａとタービン５ｂがシャフト５ｃを介して接続されている。このため、タービン５ｂが内燃機関１の排気エネルギにより回転すると、コンプレッサ５ａも回転し、吸入空気を下流側に圧送する。

タービン５ｂの下流側には、排気浄化用の排気触媒１８が配置される。排気触媒１８としては、三元触媒等が用いられる。

リサーキュレーション通路１０は、吸気通路６ａと、エアフローメータ８より下流側かつコンプレッサ５ａより上流側の吸気通路（以下、吸気通路６ｂという）とを接続する通路であり、途中に設けたリサーキュレーションバルブ９が開弁すると両吸気通路６ａ、６ｂが連通し、閉弁すると連通が遮断される。

リサーキュレーションバルブ９は、一般に知られているものと同様に、過給圧と吸気マニホールド２内の圧力（以下、吸気管圧という）との差圧が所定値以上になったときに開弁する。例えば、内部に備える弁体に対して、内蔵するスプリングの反力が閉弁方向に付勢されており、さらに、弁体の開弁方向に過給圧が作用し、閉弁方向には吸気管圧が作用しており、過給圧と吸気管圧との差圧がスプリングの反力を超えた場合に開弁する。これにより、過給状態で走行中にスロットルチャンバ４が全閉となった場合に、過給圧の過上昇を防止することができる。なお、リサーキュレーションバルブ９が開弁するときの過給圧と吸気管圧との差圧は、スプリングのバネ定数により任意の値に設定することができる。

可変動弁機構１４は、排気弁と吸気弁のいずれもが開弁したオーバーラップ期間が生ずるように、吸気弁閉時期（ＩＶＣ）を変化させ得るものであれば足りる。例えば、クランクシャフトに対する吸気カムシャフトの回転位相を変化させるものや、吸気バルブの作動角を変化させるもの等、一般的に知られている可変動弁機構を用いることができる。なお、排気弁側にも同様の可変動弁機構１４を設けて、吸気弁及び排気弁のバルブタイミングを可変制御するようにしてもよい。

コントロールユニット１２は、エアフローメータ８で検出する吸入空気量、アクセル開度センサ１３で検出するアクセル開度、その他図示しないクランク角センサで検出するエンジン回転速度等といった運転状態に関するパラメータを読み込み、これらに基づいて点火時期、バルブタイミング、空燃比等の制御を行う。

次に、コントロールユニット１２が行うバルブタイミング制御及び空燃比制御について説明する。

コントロールユニット１２は、吸気マニホールド２内の圧力が排気マニホールド３内の圧力より高い場合には、吸気弁及び排気弁が開弁しているバルブオーバーラップ期間が生ずるバルブタイミングとなるように可変動弁機構１４を作動させる。

これは、バルブオーバーラップ期間中に、吸気マニホールド２から流入した新気が掃気ガスとしてそのまま排気マニホールド３へ吹き抜ける、いわゆる掃気効果を利用して、タービン５ｂの回転速度を高め、シリンダ内への充填効率を高めるためである。

この効果について図２を用いて具体的に説明する。図２は点火順序が１番気筒−３番気筒−４番気筒−２番気筒である直列４気筒内燃機関の行程順序について示したものである。図中の斜線を付した部分はバルブオーバーラップ期間を示す。

バルブオーバーラップ期間を設けると、排気マニホールド３では排気行程中の気筒から排出される排気ガスと、そのとき吸気行程中の他の気筒の掃気ガスが合流する。例えば、図２の３番気筒の排気行程＃３ｅｘで排気される排気ガスと、そのとき吸気行程となる１番気筒のバルブオーバーラップ期間＃１ｓｃに掃気される掃気ガスが合流する。

このため、バルブオーバーラップ期間が無い場合、つまり掃気が無い場合に比べてタービン５ｂに導入されるガス量が増加する。これによりタービン５ｂの回転速度が高まり、コンプレッサ５ａによる過給圧が高まる。また、掃気によって新気ガスとともにシリンダ内の残留ガスも排出されるので、結果的にシリンダの新気の充填効率が高まる。

さらに、本実施形態では、後述する空燃比制御によって、排気マニホールド３で合流した排気ガスと掃気ガスの混合気を、タービン５ｂに流入する前に燃焼させることで、タービン５ｂを回転させるためのエネルギをより増大させる。

このために、あるシリンダから排気行程中に排気される排気ガスと、同時期に吸気行程となるシリンダからバルブオーバーラップ期間中に掃気される掃気ガスの混合気が、タービン５ｂに流入する前に燃焼し易い空燃比となるように燃料噴射量を設定する。すなわち、シリンダ内の空燃比を理論空燃比よりもリッチな空燃比にして、未燃炭化水素を含んだ排気ガスを排出させ、この排気ガスと掃気ガスとが混合することで燃焼し易い空燃比、例えば理論空燃比になるような燃料噴射量を設定する。

例えば、図２の３番気筒の吸気行程＃３ｉｎで吸入した空気量に対する燃料噴射量を設定する場合は、３番気筒の排気行程＃３ｅｘで排出される排気ガスと１番気筒のバルブオーバーラップ期間＃１ｓｃで排出される掃気ガスの混合気が燃焼し易い空燃比となるような燃料噴射量を設定する。つまり、３番気筒のシリンダ内の空燃比に着目すると、理論空燃比よりリッチな空燃比となり、排気行程では未燃燃料を含む排気ガスが排出される。

上記のように設定した燃料噴射量は、１行程あたり１回の燃料噴射によってすべて噴射する。燃料噴射時期は、吸気行程中のバルブオーバーラップ期間終了後、つまり排気弁閉弁後、又は圧縮行程中とする。なお、空燃比制御の詳細については後述する。

このように噴射すると、排気ガス中の未燃炭化水素となる燃料は、膨張行程中の燃焼熱を受けることで炭素鎖の長い高級炭化水素から炭素鎖が短い低級炭化水素へと変化して、より燃焼性が高くなる。また、シリンダ内の空燃比が理論空燃比よりリッチになることで、出力空燃比に近づくので、理論空燃比で運転する場合より出力を向上させ得る。さらに、燃料がシリンダ内で気化する際の気化潜熱によってシリンダ内が冷却されるので、充填効率の向上に寄与する。

図３は、シリンダ内に噴射する燃料噴射量を設定する演算内容を示すブロック図である。なお、このブロック図には、設定した燃料噴射量を用いて行う、シリンダ内及び排気マニホールド３内の空燃比の推定も含まれている。

排気管内空燃比目標値設定部３０１は、排気マニホールド３内の目標空燃比である排気管内目標空燃比を設定する。目標空燃比は、排気ガスと掃気ガスの混合気が燃焼し易い空燃比、例えば理論空燃比に設定する。

なお、理論空燃比に限らず、例えば、排気ガスと掃気ガスの混合気が、排気性能の要求値を満足するような、つまり排気触媒１８の転換効率を低下させない程度の空燃比になるように設定してもよい。この場合でも、掃気効果によりシリンダ内の充填効率は向上して発生トルクは増大し、かつ排気性能の低下を防止できる。

シリンダ内トラップ吸入空気量推定部３０２は、エアフローメータ８で検出した吸入空気量と、掃気率とに基づいて、吸入空気量のうち吸気行程終了時点でシリンダ内に閉じ込められている量であるシリンダ内トラップ吸入空気量を推定する。なお、掃気率は新気量をシリンダ内ガス量で除した値をいう。掃気率の算出方法については後述する。

シリンダ掃気ガス量推定部３０３は、シリンダ内トラップ吸入空気量を算出した気筒が排気行程のときに吸気行程となる気筒について、吸入空気量のうちバルブオーバーラップ期間中に排気マニホールド３へ流出する量であるシリンダ掃気ガス量を掃気率と吸入空気量に基づいて推定する。

シリンダ内燃料噴射量設定部３０４では、排気管内目標空燃比、シリンダ内トラップ吸入空気量、シリンダ掃気ガス量に基づいて、シリンダ内への燃料噴射量を決定する。

排気ガスは、排気マニホールド３で掃気ガスと混合すると、掃気ガスに希釈される分だけ空燃比がリーン側に変化する。例えば、シリンダ内トラップ吸入空気量に対して理論空燃比となるように燃料噴射量を設定すると、排気の空燃比は理論空燃比となり、排気マニホールド３で掃気ガスと混合すると理論空燃比よりリーンになる。

そこで、シリンダ内トラップ吸入空気量及びシリンダ掃気ガス量に基づいて、掃気ガスに希釈されたときに排気管内目標空燃比となるのに必要な炭化水素量を求め、この炭化水素量を発生させるのに必要な燃料噴射量を、シリンダ内トラップ吸入空気量に基づいて設定する。

シリンダ内空燃比推定部３０５では、燃料噴射量とシリンダ内トラップ吸入空気量からシリンダ内の空燃比を推定する。排気管内空燃比推定部３０６では、シリンダ内空燃比とシリンダ掃気ガス量から排気マニホールド３内の空燃比を推定する。これらの推定値と排気管内目標空燃比とに基づいて、シリンダ内燃料噴射量をフィードバック制御すれば、排気マニホールド３内の空燃比をより高精度で制御することができる。

図４は、シリンダ内空燃比推定部３０５で求めたシリンダ内空燃比推定値に基づいてバルブオーバーラップ期間を低減するか否かを判断する制御のブロック図である。掃気量が増大するほど、排気管内空燃比を所望の空燃比にするために必要な燃料量も増大し、これに伴ってシリンダ内の空燃比もよりリッチ化する。そこで、図３の演算によって求められた燃料噴射量ではシリンダ内の空燃比が燃焼限界を超えてしまう場合には、バルブオーバーラップ期間を短くして掃気量を減少させるために、図４の演算を行う。

シリンダ内空燃比許容値算出部４０１では、燃焼限界等の条件に基づいて求まるシリンダ内空燃比許容値を設定する。シリンダ内空燃比推定部４０２は、図３のシリンダ内空燃比推定部３０５で推定したシリンダ内空燃比を読み込む。

判定部４０３では、シリンダ内空燃比許容値とシリンダ内空燃比推定値を比較し、シリンダ内空燃比推定値の方がリッチであると判定したら、可変動弁機構１４の制御部であるＶＴＣ制御部４０４にバルブオーバーラップ期間の低減要求を行う。

上述した図３、図４の制御により、排気マニホールド３内の排気ガスと掃気ガスとの混合気の空燃比を燃焼し易い空燃比に制御し、かつシリンダ内の燃焼安定性を確保することができる。

次に、図３でシリンダ内トラップ吸入空気量及びシリンダ掃気ガス量の推定に用いる掃気率について説明する。

図５は掃気率を算出するための演算内容を示すブロック図である。

掃気率は、定常運転時であればエンジン回転速度や吸入空気量から求まる発熱量や排気マニホールド３を通過するガス量に基づいて定まる。しかし、過渡運転時には排気マニホールド３を流れるガス量の増加速度に対してタービン５ｂの回転速度上昇が遅れるため、圧損が生じる。その結果、過渡運転時における排気圧力は、同一吸入空気量、同一エンジン回転速度の定常運転時における排気圧力に比べて高くなる。そこで、図５の演算では、定常運転時の排気圧力を、過渡運転時における排気圧力変動量（以下、過渡圧力変動という）の増減分で補正して掃気率を算出する。

コレクタ圧力読込部５０１で、吸気マニホールド２内の圧力をコレクタ圧力として読み込む。排気圧力読込部５０２では後述する演算により求めた排気圧を読み込む。過渡圧力変動読込部５０３で、後述する演算により求めた過渡排気圧力変動量を読み込む。

排気バルブ前後差圧算出部５０４では、コレクタ圧力から排気圧力を減算し、それに過渡圧力変動を加算して排気バルブ前後差圧を算出する。これにより過渡排気圧力変動量を含んだ排気バルブ前後差圧が算出される。

一方、エンジン回転速度読込部５０５でクランク角センサの検出値に基づいてエンジン回転速度を読み込み、オーバーラップ量読込部５０６で後述する演算で求めたバルブオーバーラップ量を読み込む。

そして、掃気率演算部５０７で、エンジン回転速度、バルブオーバーラップ量、及び排気バルブ前後差圧に基づいて予め設定したマップを用いて掃気率を求め、その演算結果を掃気率設定部５０８で掃気率として読み込む。ここで用いるマップは、図５に示すように、縦軸が排気バルブ前後差圧、横軸がバルブオーバーラップ量となっており、コントロールユニット１２はこのマップをエンジン回転速度ごとに複数記憶している。

図６は、排気圧力読み込む部５０２で読み込む排気圧力を求めるための演算内容を示すブロック図である。排気圧力は、大気圧や排気温度の影響を大きく受けるので、これらに基づく補正を行うことで排気圧力の推定精度を高め、ひいては掃気率の推定精度を高める。具体的には、次のような演算を行う。

排気温度読込部６０１で排気温度センサ１７の検出値を読み込み、吸入空気量読込部６０２でエアフローメータ８の検出値を読み込む。基準排気圧力算出部６０３で、これら読み込んだ値に基づいて、予め作成しておいたマップを用いて基準となる排気圧力を算出する。これにより吸入空気量及び排気温度に応じた排気圧力を基準値とすることができる。

一方、基準大気圧読込部６０４で、基準排気圧を算出したときの大気圧センサ１６の検出値を読み込む。さらに、大気圧読込部６０５で、大気圧センサ１６の現在の検出値を読み込む。そして、大気圧補正部６０６で、基準排気圧力から基準大気圧を減算した値と大気圧との和を演算し、演算結果を排気圧力算出部６０７で排気圧力として読み込む。これにより、大気圧に応じた排気圧力を推定することができる。

図７は、過渡圧力変動読み込み部で読み込む過渡排気圧力変動量を算出するためのブロック図である。

ここでは、過渡運転か否かを判定するトリガーとして吸入空気量及びスロットルバルブ開度の変化量を用いて、過渡排気圧力変動量を算出する。

吸入空気量読込部７０１でエアフローメータ８の検出値を読み込む。スロットルバルブ開度読込部７０２でスロットル開度を読み込む。スロットルバルブ開度は、スロットルポジションセンサで検出してもよいし、電子制御スロットルの場合にはスロットルバルブを駆動するアクチュエータへの指示値を読み込んでもよい。

吸気変化速度算出部７０３では、吸入空気量読込部７０１で読み込んだ吸入空気量に基づいて吸入空気量の１ミリ秒あたりの変化速度である吸気変化速度△ＱＡ／ｍｓを算出する。吸気変化速度補正値演算部７１４では下式（１）により吸気変化速度△ＱＡ／ｍｓに一次遅れを与えた値を吸気変化速度補正値ＱＭｖとして算出する。

ＱＭｖ＝△ＱＡ／ｍｓ×ｋ＋（１−ｋ）×ＱＭｖｚ ・・・（１）

過渡排気圧変化量推定部７１１で、上記のようにして求めた吸気変化速度補正値ＱＭｖに基づいて、予め作成したマップから基準となる過渡排気圧を算出し、算出結果をスイッチ部７１２に入力する。

吸気量変化量算出部７０４で吸入空気量の変化量を算出し、第１判定部７０８で、第１過渡判定クライテリア設定部７０５に予め格納しておいた第１過渡判定クライテリアと吸気量変化量とを比較する。

スロットルバルブ開度変化量算出部７０６でスロットルバルブ開度の変化量を算出し、第２判定部７０９で、第２過渡判定クライテリア設定部７０７に予め格納しておいた第２過渡判定クライテリアとスロットルバルブ開度変化量とを比較する。

第３判定部７１０は、第１判定部７０８及び第２判定部７０９の判定結果を読み込む。そして、第１判定部７０８で吸気量変化量が第１過渡判定クライテリアより大きい、または第２判定部７０９でスロットルバルブ開度変化量が第２過渡判定クライテリアより大きい、の少なくとも一方が成立していれば、過渡運転時であると判定する。この判定結果はスイッチ部７１２に入力され、スイッチ部７１２は過渡運転時である場合は過渡排気圧力変動を付加する側へ切り替わり、過渡運転時でない場合は過渡排気圧力変動量を付加しない側へ切り替る。過渡排気圧力変動決定部７１３では、スイッチ部７１２から出力された値を過渡排気圧力変動量として設定する。

図８は、可変動弁機構１４の変換角を決定するための制御ルーチンを示すフローチャートである。この制御の途中でバルブオーバーラップ期間を算出する。

ステップＳ８０１で、コントロールユニット１２は内燃機関１の運転状態、例えば、コレクタ圧、エンジン回転速度、吸気温度、大気圧、基本噴射パルス等を読み込む。

ステップＳ８０２で、コントロールユニット１２は上記運転状態から求まる掃気量上限値を算出する。ここで、掃気量上限値の求め方の一例について説明する。

図９は、触媒温度に基づく掃気量上限値算出のためのブロック図である。

掃気分を含めた排気マニホールド３内の空燃比が理論空燃比となるように燃料噴射をして、排気マニホールド３内で排気ガスと掃気ガスの混合気を燃焼させる場合、掃気量が多くなるほど燃焼による排気触媒１８の温度上昇代が大きくなる。排気触媒１８は、温度が過剰に上昇すると排気浄化性能の劣化を引き起こすので、排気触媒１８の温度上昇を抑制するための掃気量の上限値を設定する。

なお、運転状態としては、コレクタ圧Ｂｏｏｓｔ、エンジン回転速度ＮＥ、基本噴射パルスＴＰ、吸気温度ＴＡＮ、及び大気圧ＰＡＭＢを読み込む。

触媒上限温度算出部９０１は、運転状態に応じて定まる排気触媒１８の上限温度である触媒上限温度を算出する。同様に、掃気無し触媒上限温度算出部９０２で掃気が無い通常運転状態、つまり掃気ガスと排気ガスとの混合気を燃焼させない運転状態での排気触媒１８の推定温度である掃気無し触媒推定温度を算出する。

掃気時触媒昇温許容値算出部９０３は、触媒上限温度と掃気無し触媒推定温度の差である掃気時触媒昇温許容値を算出する。この掃気時触媒昇温許容値分だけ、掃気時の排気触媒１８の昇温を許容し得る。

触媒温度許容掃気量算出部９０５では、掃気時触媒昇温許容値と、シリンダ内空燃比算出部９０４で求めた内燃機関１のシリンダ内の空燃比とから、予め作成したマップを用いて排気触媒１８の温度から定まる掃気量上限値である触媒温度許容掃気量を算出する。ここで用いるマップは、シリンダ内空燃比ごとに掃気量と触媒昇温量との関係を示すものである。

そして、算出結果を触媒温度許容掃気量決定部９０６で触媒温度許容掃気量として設定する。

図８のステップＳ８０３で、コントロールユニット１２はステップＳ８０２で求めた掃気量に基づいてバルブオーバーラップ期間を決定する。適用する内燃機関の仕様に応じて、掃気量とバルブオーバーラップ期間を予め求めておけば、掃気量に基づいて容易にバルブオーバーラップ期間を設定することができる。そして、図５のオーバーラップ量読込部５０６では、この値を読み込む。

ステップＳ８０４で、コントロールユニット１２はステップＳ８０３で決定したバルブオーバーラップ期間を実現するための可変動弁機構１４の変換角を決定する。適用する内燃機関１の吸気カム、排気カムのプロフィール等に応じて、バルブオーバーラップ期間と変換角との関係を予め求めておけば、バルブオーバーラップ期間に応じて容易に変換角を決定することができる。

上記にようにして図３の演算により燃料噴射量を設定すれば、排気マニホールド３内で混合した掃気ガスと排気ガスの混合気を燃焼し易い空燃比に制御することができる。

なお、本実施形態は、内燃機関１が筒内直接噴射式の場合について説明したが、これに限られるわけではなく、各シリンダに連通する吸気ポート内に燃料を噴射する、いわゆるポート噴射式内燃機関にも適用できる。ポート噴射式内燃機関の場合には、上記燃料噴射をバルブオーバーラップ期間終了後、つまり排気弁閉弁後に行うようにすれば、噴射された燃料が掃気ガスとともに排気マニホールド３に排出されることがないので、上述した燃料噴射量の設定方法をそのまま適用することができる。

また、図３では、シリンダ掃気ガス量推定部３０３において、シリンダ内トラップ吸入空気量を算出した気筒が排気行程のときに吸気行程となる気筒についてシリンダ掃気ガス量を推定している。これは、過渡運転状態にも対応するためである。しかし、定常運転の場合には、シリンダ内トラップ吸入空気量及びシリンダ掃気ガス量はいずれも各気筒とも同じなので、シリンダ内トラップ吸入空気量を算出した気筒と同じ気筒のシリンダ掃気ガス量を用いても燃料噴射量を決定できる。

図１０は、一のシリンダの掃気ガス量と排気ガス量に基づいて燃料噴射量を決定し、シリンダ内空燃比及び排気管内空燃比を推定するための演算内容を示すブロック図である。図３のシリンダ掃気ガス量推定部３０３では、シリンダトラップ吸入空気量を算出した気筒が排気行程のときに吸気行程となる気筒についてシリンダ掃気ガス量を推定したが、図１０では、シリンダトラップ吸入空気量を算出した気筒と同じ気筒の掃気ガス量を推定する。

上述した本実施形態の効果について説明する。

コントロールユニット１２は、一の気筒の排気行程中に排出される理論空燃比よりリッチな排気ガスと、当該排気行程中に吸気行程となる他の気筒からバルブオーバーラップ期間中に掃気される掃気ガスとが排気管内で混合して所望の空燃比となるように、一の気筒への燃料噴射量を設定する。これにより、掃気効果によって充填効率が向上して内燃機関１の発生トルクを増大させることができる。また、掃気ガスとなった新気によって排気ガスの空燃比がリーン化することを防止できるので、排気触媒１８の転換効率の悪化を防止できる。

コントロールユニット１２は、一の気筒の吸気行程終了時の新気量と、一の気筒の排気行程時に吸気行程となる他の気筒から掃気される掃気ガス中の新気量とに基づいて一の気筒への燃料噴射量を設定する。これにより、各気筒の排気バルブ前後圧が逐次変化する過渡運転時でも、精度良く排気マニホールド３内の空燃比を制御できる。

コントロールユニット１２は、燃料噴射量を１行程中に１回の燃料噴射で噴射するよう制御するので、気化潜熱による充填効率の向上や、未燃炭化水素の反応性の向上といった効果が得られる。

コントロールユニット１２は、燃料噴射量に基づいて筒内の空燃比を推定し、筒内の空燃比が筒内の燃焼安定限界、スモーク発生限界、またはリッチ失火限界のいずれかに基づいて設定した所定値を超えた場合は、掃気量を制限する。これにより、運転性と排気性能の両立を図ることができる。

コントロールユニット１２は、内燃機関１の出力要求または排気性能要求に基づいて排気マニホールド３内の空燃比を設定する。これにより、掃気ガスによって排気触媒１８が冷却されて転換効率が低下する等の理由により制限されていたような多量の掃気量であっても、制限されなくなる。

次に、その他の実施形態について説明する。

本実施形態では、排気の空燃比を理論空燃比とするために、排気量を考慮して燃料噴射量を設定する。燃料噴射のタイミングは吸気行程中の排気弁閉弁後、又は圧縮行程中であるのに対し、噴射燃料と他の気筒の掃気が出会うタイミングは、噴射気筒の膨張行程と排気行程の間であるため、時間的な遅れがある。

図２を用いて、再度３番気筒の噴射と１番気筒の掃気を例にして説明する。

３番気筒の燃料噴射タイミング＃３ｉｎは、吸気行程中の排気弁閉弁後、又は圧縮行程中であるのに対し、当該噴射による噴射燃料と掃気が出会うのは、１番気筒のバルブオーバーラップ期間＃１ｓｃとなり、３行程分の遅れがある。

ここで、内燃機関１が加速運転中である場合に、３番気筒の燃料噴射のタイミング＃３ｉｎで燃料噴射量を演算したとしても、実際の掃気量はエンジン回転速度の上昇に伴い増加している可能性がある。

そこで、本実施形態では、コントロールユニット１２は３番気筒の燃料噴射のタイミング＃３ｉｎで燃料噴射量を演算する際に、加速の度合いに応じて噴射量を増量する。

加速度合が大きいほど噴射量が多くなるようにすればよい。また、噴射量を演算するための掃気量を加速度合に応じて補正するようにしてもよい。

なお、加速度合は、スロットル開度の変化速度、吸入空気量の変化速度、または車速の変化速度に基づいて算出することができる。

なお、上述した実施形態では、筒内直接噴射式内燃機関について説明したが、吸気ポートに向けて燃料噴射をする、いわゆるポート噴射式内燃機関であっても適用可能である。すなわち、ポート噴射式内燃機関では圧縮行程以降は吸気弁が閉じているので、膨張行程以降に追加的に燃料を噴射する方法では排気マニホールド内の空燃比を制御できないが、燃料噴射が１行程中に１回の本実施形態では、燃料噴射時期を吸気行程中のバルブオーバーラップ期間終了後とすることで適用できる。

以上、本発明の実施形態について説明したが、上記実施形態は本発明の適用例の一部を示したに過ぎず、本発明の技術的範囲を上記実施形態の具体的構成に限定する趣旨ではない。

本願は２０１１年２月７日に日本国特許庁に出願された特願２０１１−２４１３８に基づく優先権を主張し、この出願の全ての内容は参照により本明細書に組み込まれる。

Claims (7)

1. 排気エネルギにより駆動する過給機と、
   燃料噴射制御手段と、
   を備える多気筒内燃機関の制御装置において、
   前記燃料噴射制御手段は、一の気筒への燃料噴射量を、シリンダ内で理論空燃比よりもリッチな空燃比で燃焼するように、かつ、前記一の気筒の排気行程中に排出される排気ガスと、当該排気行程中に吸気行程となる他の気筒からバルブオーバーラップ期間中に掃気される掃気ガスとが排気管内で混合して所望の空燃比となるように、設定する多気筒内燃機関の制御装置。
2. 請求項１に記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
   前記燃料噴射制御手段は、前記一の気筒の吸気行程終了時の新気量と、前記一の気筒の排気行程時に吸気行程となる他の気筒から掃気される掃気ガス中の新気量とに基づいて前記一の気筒への燃料噴射量を設定する多気筒内燃機関の制御装置。
3. 請求項１または２に記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
   前記燃料噴射制御手段は、前記燃料噴射量を１行程中に１回の燃料噴射で噴射するよう制御する多気筒内燃機関の制御装置。
4. 請求項１から３のいずれかに記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
   筒内の燃焼状態に応じて掃気量を決定する掃気量制御手段を備え、
   前記掃気量制御手段は、前記燃料噴射量に基づいて筒内の空燃比を推定し、前記筒内の空燃比が筒内の燃焼安定限界、スモーク発生限界、またはリッチ失火限界のいずれかに基づいて設定した所定値を超えた場合は、前記掃気量を制限する多気筒内燃機関の制御装置。
5. 請求項１から３のいずれかに記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
   前記燃料噴射制御手段は、前記多気筒内燃機関の出力要求値または排気性能の要求値に基づいて前記所望の空燃比を設定する多気筒内燃機関の制御装置。
6. 請求項１から５のいずれかに記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
   前記燃料噴射制御手段は、加速度合に応じて前記燃料噴射量を補正する多気筒内燃機関の制御装置。
7. 請求項６に記載の多気筒内燃機関の制御装置において、
   前記燃料噴射制御手段は、スロットル開度の変化速度、吸入空気量の変化速度、または車速の変化速度のいずれかに基づいて加速度合を算出する多気筒内燃機関の制御装置。

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