以下、本発明に係る火花点火式直噴ガソリンエンジンの実施形態を図面に基づいて詳細に説明する。
(全体構成)
図1は、本実施形態に係る火花点火式直噴ガソリンエンジンの構成を示す概略図であり、図2は、火花点火式直噴ガソリンエンジンの制御に係るブロック図である。このエンジン(エンジン本体)1は、車両に搭載される、ガソリンを主成分とする燃料が供給される火花点火式直噴ガソリンエンジンである。エンジン1は、各々頂部に燃焼室19を形成する、複数の気筒18が設けられたシリンダブロック11と、このシリンダブロック11上に配設されたシリンダヘッド12と、シリンダブロック11の下側に配設され、潤滑油が貯留されるオイルパン13と、を有している。なお、図1では、1つの気筒18のみを図示するが、シリンダブロック11には例えば4つの気筒が直列に設けられている。
各気筒18内には、コンロッド142を介してクランクシャフト15と連結されているピストン14が往復動可能に嵌挿されている。ピストン14の頂面(冠面)には、図3に拡大して示すように、ディーゼルエンジンにおけるリエントラント型のようなキャビティ141が形成されており、このキャビティ141は、ピストン14が圧縮上死点付近に位置するときには、後述する直噴インジェクタ67に相対するようになっている。そうして、シリンダヘッド12と、気筒18と、キャビティ141を有するピストン14とによって、燃焼室19が区画されている。なお、燃焼室19の形状は、図示する形状に限定されるものではなく、例えば、キャビティ141の形状、ピストン14の頂面形状、及び、燃焼室19の天井部の形状等は、適宜変更することが可能である。
このエンジン1は、理論熱効率の向上や、後述する圧縮着火燃焼の安定化等を目的として、15以上の比較的高い幾何学的圧縮比に設定されている。なお、幾何学的圧縮比は15以上20以下程度の範囲で、適宜設定すればよい。
シリンダヘッド12には、気筒18毎に、吸気ポート16及び排気ポート17が形成されており、これら吸気ポート16及び排気ポート17には、燃焼室19側の吸気ポート開口及び排気ポート開口の周縁部に固定されたバルブシート(図示せず)に当接することによって各ポート開口を開閉する吸気弁21及び排気弁22がそれぞれ配設されている。
これら吸気弁21及び排気弁22をそれぞれ駆動する動弁系のうち、排気側の動弁系には、排気弁22の作動モードを通常モードと特殊モードとに切り替える、例えば油圧作動式の可変機構(Variable Valve Lift、以下、VVLともいう)71が設けられている(図2参照)。VVL71は、その構成の詳細な図示は省略するが、カムプロファイルの異なる2種類のカム(カム山を一つ有する第1カム及びカム山を2つ有する第2カム)、並びに、その第1及び第2カムのいずれか一方のカムの作動状態を選択的に排気弁22に伝達するロストモーション機構を含んで構成されている。排気弁22は、第1カムの作動状態が伝達されているときには、排気行程において一度だけ開弁される通常モードで作動するのに対し、第2カムの作動状態が伝達されているときには、排気行程において開弁するのみならず吸気行程においても開弁する、所謂「排気二度開き」を行う特殊モードで作動し、これらの通常モードと特殊モードとは、エンジンの運転状態に応じて切り替えられる。具体的には、特殊モードは、内部EGRに係る制御の際に利用される。ここで、「内部EGR」とは、燃焼室19内で燃焼した既燃ガスを気筒18内に残留させること、又は、燃焼室19から排気ポート17に追い出された既燃ガスを高温のまま気筒18内に導入することを意味する。なお、本実施形態における内部EGRの実行は、排気二度開きによって、すなわち、排気工程で排気ポート17に追い出された高温の既燃ガスを、吸気行程で排気弁22を開くことにより気筒18内へ導入することで実現してもよいし、吸気弁21を二回開く、「吸気二度開き」によって内部EGR制御を行ってもよいし、また、排気行程乃至吸気行程において吸気弁21及び排気弁22の双方を閉じるネガティブオーバーラップ期間を設けて既燃ガスを気筒18内に残留させる内部EGR制御を行ってもよい。
なお、以下の説明においては、VVL71を通常モードで作動させ、排気二度開きを行わないことを、「VVL71をオフにする」といい、VVL71を特殊モードで作動させ、排気二度開きを行うことを、「VVL71をオンにする」という場合がある。また、こうした通常モードと特殊モードとの切り替えを可能にする上で、排気弁22を電磁アクチュエータによって駆動する電磁駆動式の動弁系を採用してもよい。
以上に対し、動弁系の吸気側には、図2に示すように、クランクシャフト15に対する吸気カムシャフトの回転位相を変更することが可能な位相可変機構(Variable Valve Timing、以下、VVTともいう)72と、吸気弁21のリフト量を連続的に変更することが可能なリフト量可変機構(Continuously Variable Valve Lift、以下、CVVLともいう)73とが設けられている。VVT72は、液圧式、電磁式又は機械式の公知の構造を適宜採用すればよく、また、CVVL73も、公知の種々の構造を適宜採用することが可能であり、これらの詳細な構造は図示省略する。これらVVT72及びCVVL73によって、吸気弁21はその開弁タイミング及び閉弁タイミング、並びに、リフト量をそれぞれ変更することが可能となっている。
また、シリンダヘッド12には、燃焼室19内に燃料を直接噴射する直噴インジェクタ(燃料噴射弁)67が、気筒18毎に取り付けられている。直噴インジェクタ67は、図3に拡大して示すように、その噴口が燃焼室19の天井面の中央部分から、当該燃焼室19内に臨むように配設されている。直噴インジェクタ67は、後述するPCM10の指令に従って、エンジン1の運転状態に応じて設定された噴射タイミングで、且つ、エンジン1の運転状態に応じて設定された量だけ、燃料を燃焼室19内に直接噴射する。この例では、直噴インジェクタ67は、詳細な図示は省略するが、複数の噴口を有する多噴口型の直噴インジェクタであり、これによって、燃料噴霧が、燃焼室19の中心位置から放射状に拡散されるように、燃料を噴射するようになっている。図3に矢印で示すように、ピストン14が圧縮上死点付近に位置するタイミングで、燃焼室19の中央部分から放射状に広がるように噴射された燃料噴霧は、ピストン14の頂面に形成されたキャビティ141の壁面に沿って流動する。換言すると、キャビティ141は、ピストン14が圧縮上死点付近に位置するタイミングで噴射された燃料噴霧を、その内部に収めるように形成されている。この多噴口型の直噴インジェクタ67とキャビティ141との組み合わせは、燃料の噴射後、混合気形成期間を短くするとともに、燃焼期間を短くする上で有利な構成である。なお、直噴インジェクタ67は、多噴口型の直噴インジェクタに限定されず、外開弁タイプの直噴インジェクタを採用してもよい。
図外の燃料タンクと直噴インジェクタ67との間は、燃料供給経路によって互いに連結されている。この燃料供給経路上には、直噴インジェクタ67に比較的高い燃料圧力で燃料を供給することが可能な、燃料ポンプ63とコモンレール64とを含む高圧燃料供給システム(燃圧可変機構)62が介設されている。燃料ポンプ63は、燃料タンクからコモンレール64に燃料を圧送し、コモンレール64は、圧送された燃料を比較的高い燃料圧力で蓄えることが可能に構成されている。そうして、直噴インジェクタ67が開弁することによって、コモンレール64に蓄えられている燃料が直噴インジェクタ67の噴口から噴射される。ここで、燃料ポンプ63は、図示は省略するが、プランジャー式のポンプであり、エンジン1によって駆動される。このエンジン駆動のポンプを含む構成の高圧燃料供給システム62は、30MPa以上の高い燃料圧力の燃料を、直噴インジェクタ67に供給することを可能にし、その燃料圧力は最大で120MPa程度に設定することができる。直噴インジェクタ67に供給される燃料の圧力は、後述するように、エンジン1の運転状態に応じて変更される。なお、高圧燃料供給システム62は、この構成に限定されるものではない。
さらに、シリンダヘッド12には、図3に示すように、燃焼室19内の混合気に点火するための点火プラグ25が取り付けられている。点火プラグ25は、この例では、エンジン1の排気側から斜め下向きに延びるように、シリンダヘッド12内を貫通するとともに、その先端が、圧縮上死点に位置するピストン14のキャビティ141内に臨むように配置されている。
図1に示すように、エンジン1の一側面には、各気筒18の吸気ポート16に連通するように吸気通路30が接続されている一方、エンジン1の他側面には、各気筒18の燃焼室19からの既燃ガス(排気ガス)を排出する排気通路40が接続されている。
吸気通路30の上流端部には、吸入空気を濾過するエアクリーナ31が配設されている一方、吸気通路30における下流端近傍には、サージタンク33が配設されており、このサージタンク33よりも下流側の吸気通路30は、各気筒18毎に分岐する独立通路とされ、これら各独立通路の下流端が各気筒18の吸気ポート16にそれぞれ接続されている。
吸気通路30におけるエアクリーナ31とサージタンク33との間には、空気を冷却又は加熱する、水冷式のインタークーラ/ウォーマ34と、各気筒18への吸入空気量を調節するスロットル弁36とが配設されている。また、吸気通路30には、インタークーラ/ウォーマ34をバイパスするインタークーラバイパス通路35が接続されており、このインタークーラバイパス通路35には、当該通路35を通過する空気流量を調整するためのインタークーラバイパス弁351が配設されている。このインタークーラバイパス弁351の開度調整を通じて、インタークーラバイパス通路35の通過流量とインタークーラ/ウォーマ34の通過流量との割合を調整することにより、気筒18に導入する新気の温度を調整することが可能となっている。
排気通路40の上流側の部分は、各気筒18毎に分岐して排気ポート17の外側端に接続された独立通路と該各独立通路が集合する集合部とを有する排気マニホールドによって構成されている。この排気通路40における排気マニホールドよりも下流側には、排気ガス中の有害成分を浄化する排気浄化装置として、直キャタリスト41とアンダーフットキャタリスト42とがそれぞれ接続されている。直キャタリスト41及びアンダーフットキャタリスト42はそれぞれ、筒状ケースと、そのケース内の流路に配置した、例えば三元触媒とを備えて構成されている。
吸気通路30におけるサージタンク33とスロットル弁36との間の部分と、排気通路40における直キャタリスト41よりも上流側の部分とは、排気ガスの一部を吸気通路30に還流するためのEGR通路50を介して接続されている。このEGR通路50は、排気ガスをエンジン冷却水によって冷却するためのEGRクーラ52が配設された主通路51と、EGRクーラ52をバイパスするためのEGRクーラバイパス通路53と、を含んで構成されている。主通路51には、排気ガスの吸気通路30への還流量を調整するためのEGR弁511が配設され、EGRクーラバイパス通路53には、EGRクーラバイパス通路53を流通する排気ガスの流量を調整するためのEGRクーラバイパス弁531が配設されている。
なお、本実施形態におけるEGRガスの導入は、上述の如く、排気二度開きや吸気二度開きやネガティブオーバーラップによって、内部EGRとして行ってもよいし、EGR弁511やEGRクーラバイパス弁531の制御を通じて、外部EGRとして行ってもよい。これにより、吸気弁21、排気弁22、VVL71、VVT72及びCVVL73、主通路51とEGRクーラバイパス通路53とを含むEGR通路50、EGR弁511、並びに、EGRクーラバイパス弁531等が、本発明でいうところの、排気ガスを気筒18内へ導入するためのEGR導入手段を構成している。
このように構成されたエンジン1は、パワートレイン・コントロール・モジュール(以下、PCMという)10によって制御される。PCM10は、CPU、メモリ、カウンタタイマ群、インターフェース及びこれらのユニットを接続するパスを有するマイクロプロセッサで構成されている。このPCM10が本発明で言うところの制御器を構成する。
PCM10には、図1及び図2に示すように、各種のセンサSW1〜SW16の検出信号が入力される。この各種のセンサには、次のセンサが含まれる。すなわち、エアクリーナ31の下流側で、新気の流量を検出するエアフローセンサSW1及び新気の温度を検出する吸気温度センサSW2、インタークーラ/ウォーマ34の下流側に配置され、インタークーラ/ウォーマ34を通過した後の新気の温度を検出する第2吸気温度センサSW3、EGR通路50における吸気通路30との接続部近傍に配置され、外部EGRガスの温度を検出するEGRガス温センサSW4、吸気ポート16に取り付けられ、気筒18内に流入する直前の吸気の温度を検出する吸気ポート温度センサSW5、シリンダヘッド12に取り付けられ、気筒18内の圧力を検出する筒内圧センサSW6、排気通路40におけるEGR通路50の接続部近傍に配置され、それぞれ排気温度及び排気圧力を検出する排気温センサSW7及び排気圧センサSW8、直キャタリスト41の上流側に配置され、排気中の酸素濃度を検出するリニアO2センサSW9、直キャタリスト41とアンダーフットキャタリスト42との間に配置され、排気中の酸素濃度を検出するラムダO2センサSW10、エンジン冷却水の温度を検出する水温センサSW11、クランクシャフト15の回転角を検出するクランク角センサSW12、車両のアクセルペダル(図示省略)の操作量に対応したアクセル開度を検出するアクセル開度センサSW13、吸気側及び排気側のカム角センサSW14,SW15、及び、高圧燃料供給システム62のコモンレール64に取り付けられ、直噴インジェクタ67に供給する燃料圧力を検出する燃圧センサSW16である。
PCM10は、これらの検出信号に基づいて種々の演算を行うことによってエンジン1や車両の状態を判定し、これに応じて直噴インジェクタ67、点火プラグ25、吸気弁21側のVVT72及びCVVL73、排気弁22側のVVL71、高圧燃料供給システム62、並びに、各種の弁(スロットル弁36、インタークーラバイパス弁351、EGR弁511、及びEGRクーラバイパス弁531)のアクチュエータへ制御信号を出力する。こうしてPCM10は、エンジン1を運転する。
(エンジン制御の概要)
上述の如く、本実施形態のエンジン1には、動弁系の吸気側に、クランクシャフト15に対する吸気カムシャフトの回転位相を変更することが可能なVVT72と、吸気弁21のリフト量を連続的に変更することが可能なCVVL73とが設けられている。このようなリフト可変機構を備えたエンジンでは、吸気の充填量を増大させてエンジンのトルクを高めるために、吸気負圧の慣性力を用いて吸気効率(Volumetric Efficiency:以下、ηVともいう)を高めるべく、吸気弁21の閉時期を気筒18の吸気下死点ではなく、吸気下死点よりも遅角させることが好ましいとされている。また、ポペットバルブの特性上、閉弁時期に近づくと低リフト(吸気弁21の傘部とバルブシートとの隙間が例えば1mm未満となる)となるため、元々吸気量が狙いよりも減少することから、吸気下死点ではリフト量をある程度維持する必要があり、かかる点でも、吸気下死点よりも遅角させることが好ましいとされている。なお、ηVが最大となる例としては、エンジン回転数が1500rpmであれば、例えば、閉時期を吸気下死点よりも30〜40°CAだけ遅角させたときが挙げられる。
しかしながら、本実施形態では、ポンピングロスの低減や、異常燃焼を抑えるための有効圧縮比低減を図るべく、吸気弁21の閉弁時期をηVが減る方向にずらすようにしている。より詳しくは、吸気弁閉時期を吸気下死点より早い時期とする、所謂「早閉じ」に設定することで、有効圧縮比を小さくし、圧縮上死点温度を引き下げて異常燃焼を抑制するとともに、圧縮仕事が少なくしてポンピングロスの低減を図っている。
もっとも、吸気弁閉時期を早閉じに設定すると、スワールやタンブル等の吸気流動を有効に利用することが困難となるため、エンジンの燃焼性が悪化するおそれがある。すなわち、早閉じの場合には、吸気量が少ないため元々強い吸気流動が望めない上、圧縮の際に吸気流動が弱められるので、燃料の気化霧化が促進されず、燃焼安定性が低下する。
そこで、本実施形態では、吸気流動が弱くなる点を、燃焼室19内に強い乱れを生じさせることで補うべく、燃料噴射圧力を30MPa以上の所定圧力に設定するとともに、燃焼(点火)時期を大きく遅角(リタード)させるようにしている。この燃料噴射形態は、従来と比較して大幅に高圧化した燃料圧力でもって、圧縮行程から膨張行程初期までの期間内に、気筒18内に燃料噴射を実行するものであり、この特徴的な燃料噴射形態を、以下においては「高圧リタード噴射」又は単に「リタード噴射」と呼ぶ。
この高圧リタード噴射は、図4の斜線を付した領域、すなわち、低吸気流動による燃焼性の低下が特に懸念される低回転低負荷の領域で実行される。しかも、余剰の空気が圧縮行程において吹き戻される際に強い吸気流動が減少する遅閉じよりも、吸気量が少ないため元々強い吸気流動が望めない上、圧縮の際に吸気流動が弱められる早閉じの方が、燃焼安定性が低下し易く、且つ、かかる燃焼安定性の低下は、リフト量が小さく抑えられた低リフト運転域において顕著となる。そこで、高圧リタード噴射は、図4の斜線を付した低回転低負荷の領域における、CVVL73によってリフト量が小さく抑えられた、吸気閉弁時期が吸気下死点よりも前の低リフト運転域(図5の斜線部参照)で実行される。
図5は、VVT及びCVVLによるリフト特性の変化の一例を示すリフト特性図である。図5の斜線を付した低リフト運転域のうち、領域Aは、EGRガスを気筒18に導入しない場合の低リフト運転域を示す一方、領域Bは、EGRガスを気筒18に導入する場合の低リフト運転域を示す。ここで、最大リフト量は、高圧リタード噴射を行うか否かを決定する際の基準となることから、領域Aの最大リフト量を第1所定値とし、また、領域Bの最大リフト量を第2所定値とする。そうして、EGRガスを導入する場合には、リフト量が見かけ上大きくても、気筒18に導入されるEGRガスの分だけ吸気流量が減少するので、第2所定値は第1所定値よりも大きく設定されている。
EGRガスを気筒18に導入する場合には、PCM10は、低回転低負荷領域(特定運転域)での空気過剰率λを1.1以下とするべく、気筒18内に導入される全ガス量に対するEGRガス量の割合が所定割合以上になるように、VVL71、VVT72及びCVVL73、又は、EGR弁511及びEGRクーラバイパス弁531等を制御する。この場合には、空燃比を実質的にλ≒1とすることから、Raw HC、COの排出量を少なくしてエミッションの低減を図ることができる。また、空気過剰率λが1.1以下となるように所定割合以上のEGRガスを気筒18内に導入することから、換言すると、気筒18の全容量のうち一定割合以上がEGRガスで満たされることから、吸気弁21のリフト量を極端に絞ることなく、新気を気筒18内に導入することが可能となり、これにより、ポンピングロスの低減を効果的に図ることができる。なお、EGRガスの導入は、ポンピングロスの低減を図るために行われることから、導入されるEGRガスは、主通路51及び/又はEGRクーラバイパス通路53を経て気筒18内に還流される外部EGRでもよいし、排気二度開きによって導入又はネガティブオーバーラップによって気筒18内に残留される内部EGRでもよい。
ここで、吸気弁21の閉弁時期がどの程度早ければ「早閉じ」に当たるのかが問題となるも、本実施形態では、吸気弁21の閉時期が吸気下死点よりも前である場合を「早閉じ」とする。
また、吸気弁21とバルブシートとの位置関係がどのような状態になったときが「閉弁時期」に当たるのかが問題となるも、リフト量が減少するときにおけるリフトカーブの変曲点をもって、「閉弁時期」とする。より詳しくは、吸気弁21はエンジン1のサイクルに合わせて往復運動を行うところ、閉弁の際に吸気弁21の傘部とバルブシートとが強く当接すると、その衝撃で吸気弁21が開弁方向に跳ね返って吸気弁21が開いてしまうという問題があることから、リフトカーブには通常、図6に示すような緩衝区間が設けられている。すなわち、最大リフト量からリフトカーブに沿ってリフト量を一気に0にするのではなく、リフト量が例えば0.3〜0.4mmとなった時点(変曲点、図6中の白丸)で、リフトカーブを変曲させて、吸気弁21の跳ね返りを抑えるべく、例えば20°CAだけ緩衝区間を設けて、リフト量が0.3〜0.4mmとなった後、20°CAだけ遅れたタイミングで緩やかにリフト量が0mm(図6中の黒丸)になるようにしている。もっとも、リフト量が0.3〜0.4mmというように極めて小さい場合には、吸気がほとんど行われないことから、本実施形態では、リフトカーブの変曲点をもって「閉弁時期」としている。以下、このような閉弁時期を、例えば「リフト量0.3mm時点の閉弁時期」ないしは「リフト量0.4mm時点の閉弁時期」ともいう。
図7(a)は、吸気行程噴射を行う場合の燃料噴射時期の一例と、それに伴う熱発生率の例示である。この燃料噴射形態は、吸気行程中に気筒18内に所定量の燃料噴射を実行することから、燃料噴射後、気筒18内ではピストン14が圧縮上死点に至るまでの間に、比較的均質な混合気が形成される。そして、この例では、圧縮上死点近傍の所定タイミングで点火が実行され、それによって燃焼が開始し、熱発生率のピークを経て燃焼が終了する。以下、この燃料噴射形態を「均一燃焼モード」と称する。均一燃焼モードは、理論空燃比による均質燃焼によって、高い燃焼効率とエンジントルクの確保を図ることができるが、スワールやタンブル等の吸気流動を有効に利用することが困難な早閉じの場合には不向きである。
図7(b)は、高圧リタード噴射を行う場合の燃料噴射時期の一例と、それに伴うSI燃焼の熱発生率の例示である。この燃料噴射形態は、早閉じを行うことによりスワールやタンブル等の強い吸気流動を有効に利用することが困難に場合に実行されるものであり、図7(b)に示すように、燃料噴射時期を均一燃焼モードよりも大きくリタードさせて、着火前の燃料噴射開始時期を圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内としている。そうして、圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内は、ピストン14が圧縮上死点付近に位置していることから燃焼室19が極めて狭くなっているところ、この燃料噴射形態では、かかる狭い領域(燃焼室19)において、燃料噴射開始から点火までの時間が3msec以内となるように、燃料噴射圧力を30MPa以上の所定圧力に設定して燃料を噴射する。これにより、燃焼室19内の空気に強い乱れが生じ、燃料の気化霧化が促進されるとともに、燃料噴射開始から点火までの時間が3msec以内と短いことから、燃焼室19内に生じた空気の強い乱れを点火直前まで残して、燃焼安定性が低下するのを抑えることができる。以下、この燃料噴射形態を「高圧リタード噴射モード」と称する。
このように、本実施形態では、図8に示すように、ηVが所定値よりも低下した場合には、高い燃料圧力で燃料噴射を行うことによって、早閉じによるポンピングロス低減という効果を得ながら、燃焼安定性が低下するのを抑えるようにしている。
なお、気筒18のポンピングロス低減を図るために、高い燃料圧力で燃料噴射を行うと、燃料ポンプ63にポンピングロスが生じるが、早閉じ(又は遅閉じ)を行えば、スロットル弁全閉の場合に比して100kPaのポンピングロス低減が望めるのに対し、燃料ポンプ63に生じるポンピングロスは、燃料噴射圧力が40MPa以下の場合にはほとんど生じず、また、燃料噴射圧力が120MPaの場合でも40kPaに過ぎないことから、早閉じ(又は遅閉じ)によって得られるポンピングロス低減という効果は大きいといえる。
次に、図9を参照しながら、SIモードにおける高圧リタード噴射について説明する。図9は、前述した高圧リタード噴射によるSI燃焼(実線)と、吸気行程中に燃料噴射を実行する従来のSI燃焼(破線)とにおける、熱発生率(上図)及び未燃混合気反応進行度(下図)の違いを比較する図である。図9の横軸はクランク角である。この比較の前提として、噴射する燃料量は、高圧リタード噴射によるSI燃焼と従来のSI燃焼との場合で互いに同じである。
先ず、従来のSI燃焼では、吸気行程中に気筒18内に所定量の燃料噴射を実行する(上図の破線)。気筒18内では、その燃料の噴射後、ピストン14が圧縮上死点に至るまでの間に、比較的均質な混合気が形成される。そして、この例では、圧縮上死点以降の、白丸で示す所定タイミングで点火が実行され、それによって燃焼が開始する。燃焼の開始後は、図9の上図に破線で示すように、熱発生率のピークを経て燃焼が終了する。燃料噴射の開始から燃焼の終了までの間が未燃混合気の反応可能時間(以下、単に反応可能時間ともいう)に相当し、図9の下図に破線で示すように、この間に未燃混合気の反応は次第に進行する。同図における点線は、未燃混合気が着火に至る反応度である、着火しきい値を示しており、従来のSI燃焼は、低速域であることと相俟って、反応可能時間が非常に長く、その間、未燃混合気の反応が進行し続けてしまうことから、点火の前後に未燃混合気の反応度が着火しきい値を超えてしまい、過早着火又はノッキングといった異常燃焼を引き起こす。
これに対し、高圧リタード噴射は反応可能時間の短縮を図り、そのことによって異常燃焼を回避することを目的とする。すなわち、反応可能時間は、図9にも示しているように、直噴インジェクタ67が燃料を噴射する期間((1)噴射期間)と、噴射終了後、点火プラグ25の周りに可燃混合気が形成されるまでの期間((2)混合気形成期間)と、点火によって開始された燃焼が終了するまでの期間((3)燃焼期間)と、を足し合わせた時間、つまり、(1)+(2)+(3)である。高圧リタード噴射は、噴射期間、混合気形成期間及び燃焼期間をそれぞれ短縮し、それによって、反応可能時間を短くする。このことについて、順に説明する。
先ず、高い燃料圧力は、単位時間当たりに直噴インジェクタ67から噴射される燃料量を相対的に多くする。このため、燃料噴射量を一定とした場合に、燃料圧力と燃料の噴射期間との関係は概ね、燃料圧力が低いほど噴射期間は長くなり、燃料圧力が高いほど噴射期間は短くなる。従って、燃料圧力が従来に比べて大幅に高く設定された高圧リタード噴射は、噴射期間を短縮する。
また、高い燃料圧力は、気筒18内に噴射する燃料噴霧の微粒化に有利になると共に、燃料噴霧の飛翔距離を、より長くする。このため、燃料圧力と燃料蒸発時間との関係は概ね、燃料圧力が低いほど燃料蒸発時間は長くなり、燃料圧力が高いほど燃料蒸発時間は短くなる。また、燃料圧力と点火プラグ25の周りに燃料噴霧が到達するまでの時間は概ね、燃料圧力が低いほど到達までの時間は長くなり、燃料圧力が高いほど到達までの時間は短くなる。混合気形成期間は、燃料蒸発時間と、点火プラグ25の周りへの燃料噴霧到達時間とを足し合わせた時間であるから、燃料圧力が高いほど混合気形成期間は短くなる。従って、燃料圧力が従来に比べて大幅に高く設定された高圧リタード噴射は、燃料蒸発時間及び点火プラグ25の周りへの燃料噴霧到達時間がそれぞれ短くなる結果、混合気形成期間を短縮する。これに対し、同図に白丸で示すように、従来の、低い燃料圧力での吸気行程噴射は、混合気形成期間が大幅に長くなる。なお、多噴口型の直噴インジェクタ67とキャビティ141との組み合わせは、燃料の噴射後、点火プラグ25の周りに燃料噴霧が到達するまでの時間を短くする結果、混合気形成期間の短縮に有効である。
このように、噴射期間及び混合気形成期間を短縮することは、燃料の噴射タイミング、より正確には、噴射開始タイミングを、比較的遅いタイミングにすることを可能にする。そこで、高圧リタード噴射では、図9の上図に示すように、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内に燃料噴射を行う。高い燃料圧力で気筒18内に燃料を噴射することに伴い、その気筒18内の乱れが強くなり、気筒18内の乱れエネルギが高まるところ、この高い乱れエネルギは、燃料噴射のタイミングが比較的遅いタイミングに設定されることと相俟って、燃焼期間の短縮に有利になる。
すなわち、燃料噴射をリタード期間内に行った場合、燃料圧力と燃焼期間内での乱流エネルギとの関係は概ね、燃料圧力が低いほど乱流エネルギが低くなり、燃料圧力が高いほど乱流エネルギは高くなる。ここで、仮に高い燃料圧力で燃焼室19内に燃料を噴射するとしても、その噴射タイミングが吸気行程中にある場合は、点火タイミングまでの時間が長いことや、吸気行程後の圧縮行程において気筒18内が圧縮されることに起因して、気筒18内の乱れは減衰してしまう。その結果、吸気行程中に燃料噴射を行った場合、燃焼期間内での乱流エネルギは、燃料圧力の高低に拘わらず比較的低くなってしまう。
燃焼期間での乱流エネルギと燃焼期間との関係は概ね、乱流エネルギが低いほど燃焼期間が長くなり、乱流エネルギが高いほど燃焼期間が短くなる。従って、燃料圧力と燃焼期間との関係は、燃料圧力が低いほど燃焼期間は長くなり、燃料圧力が高いほど燃焼期間は短くなる。すなわち、高圧リタード噴射は、燃焼期間を短縮する。これに対し、従来の、低い燃料圧力での吸気行程噴射は、燃焼期間が長くなる。なお、多噴口型の直噴インジェクタ67は、気筒18内の乱れエネルギの向上に有利であって、燃焼期間の短縮に有効であるとともに、その多噴口型の直噴インジェクタ67とキャビティ141との組み合わせによって、燃料噴霧をキャビティ141内に収めることもまた、燃焼期間の短縮に有効である。
このように高圧リタード噴射は、噴射期間、混合気形成期間、及び、燃焼期間をそれぞれ短縮し、その結果、図9に示すように、燃料の噴射開始タイミングSOIから燃焼終了時期θendまでの、未燃混合気の反応可能時間を、従来の吸気行程中での燃料噴射の場合と比較して大幅に短くすることを可能にする。この反応可能時間を短縮する結果、図9の上段に示す図のように、従来の低い燃料圧力での吸気行程噴射では、白丸で示すように、燃焼終了時における未燃混合気の反応進行度が、着火しきい値を超えてしまい、異常燃焼が発生してしまうのに対し、高圧リタード噴射は、黒丸で示すように、燃焼終了時における未燃混合気の反応の進行を抑制し、異常燃焼を回避することが可能になる。なお、図9の上図における白丸と黒丸とで、点火タイミングは互いに同じタイミングに設定している。
燃料圧力は、例えば30MPa以上に設定することによって、燃焼期間を効果的に短縮化することが可能である。また、30MPa以上の燃料圧力は、噴射期間及び混合気形成期間も、それぞれ有効に短縮化することが可能である。なお、燃料圧力は、ガソリンを主成分とする、使用燃料の性状に応じて適宜設定するのが好ましい。その上限値は、一例として、120MPaとしてもよい。
高圧リタード噴射は、気筒18内への燃料噴射の形態を工夫することによって異常燃焼の発生を回避する。これとは異なり、異常燃焼の回避を目的として点火タイミングを遅角することが、従来から知られている。点火タイミングの遅角化は、未燃混合気の温度及び圧力の上昇を抑制することによって、その反応の進行を抑制する。しかしながら、点火タイミングの遅角化は熱効率及びトルクの低下を招くのに対し、高圧リタード噴射を行う場合は、燃料噴射の形態の工夫によって異常燃焼を回避する分、点火タイミングを進角させることが可能であるから、熱効率及びトルクが向上する。つまり、高圧リタード噴射は、異常燃焼を回避するだけでなく、その回避可能な分だけ、点火タイミングを進角することを可能にして、燃費を良くするのに有利になる。
(具体的な制御手順)
次に、エンジン制御の具体的な手順を図10に示すフローチャートに基づいて説明する。
先ず、フローのスタート後のステップS1では、エアフローセンサSW1、筒内圧センサSW6、クランク角センサSW12、アクセル開度センサSW13等の各種センサからの信号がPCM10に入力される。なお、各種センサからの信号は、これ以降のステップにおいても随時PCM10に入力される。
次のステップS2では、PCM10が、例えばエアフローセンサSW1及びアクセル開度センサSW13の検出結果に基づき負荷を、また、例えばクランク角センサSW12の検出結果に基づきエンジン回転数を算出し、特定運転領域であるか否か、具体的には、低回転低負荷の領域であるか否かを判定する。このステップS2の判定がNOの場合、すなわち、エンジンの運転領域が高負荷領域又は高回転領域にある場合には、S8に進んで均一燃焼モード制御を行い、換言すると、PCM10が、吸気行程噴射を行うように直噴インジェクタ67を駆動し且つ点火プラグ25を用いて点火を行った後、リターンする。一方、ステップS2の判定がYESの場合には、ステップS3に進む。
吸気弁21のリフト量が絶対的に小さければ、スワールやタンブル等の吸気流動を有効に利用することは困難である一方、吸気弁21のリフト量がやや大きくなっても、EGRガスを気筒18内に導入すると、気筒18内に導入される新気の量が減少することから、新気についての強い吸気流動を望めない場合があることに鑑み、次のステップS3では、EGRガスが気筒18内に導入されている否かをPCM10が判定する。このステップS3の判定がNOの場合、すなわち、EGRガスを気筒18内に導入していない場合には、ステップS5に進む一方、ステップS3の判定がYESの場合、すなわち、EGRガスを気筒18内に導入している場合には、ステップS4に進む。
次のステップS4では、PCM10が、吸気弁21のリフト量が第1所定値よりも大きい第2所定値以下か否かを判定する。なお、吸気弁21のリフト量は例えばCVVL73のモータの回動角度から検出したり、センサなどにより検出したりすることができる。このステップS4の判定がNOの場合、すなわち、ある程度大きなリフト量が確保されている場合には、比較的強い吸気流動が望めることから、ステップS8に進んで均一燃焼モード制御を行った後、リターンする。一方、ステップS4の判定がYESの場合には、ステップS6に進む。
同様に、ステップS5では、PCM10が、吸気弁21のリフト量が第1所定値以下か否かを判定する。このステップS5の判定がNOの場合、すなわち、ある程度大きなリフト量が確保されている場合には、比較的強い吸気流動が望めることから、ステップS9に進んで均一燃焼モード制御を行った後、リターンする。一方、ステップS5の判定がYESの場合には、ステップS6に進む。
次のステップS6では、PCM10が、吸気弁21の例えば0.3mm時点の閉弁時期が吸気下死点(BDC)よりも前か否かを判定する。なお、排気弁22の閉弁時期は、例えば、クランク角センサSW12により検出された機関回転数と、エアフローセンサSW1により検出された吸入空気量と、筒内圧センサSW6により検出された気筒18内の圧力と、をマップに代入することにより得ることが可能である。このステップS6の判定がNOの場合には、比較的強い吸気流動が望めることから、ステップS8に進んで均一燃焼モード制御を行った後、リターンする。一方、ステップS6の判定がYESの場合には、ステップS7に進む。
次のステップS7では、PCM10が直噴インジェクタ67、点火プラグ25及び高圧燃料供給システム62を駆動して高圧リタード噴射モード制御を行う。具体的には、燃焼室19内の空気に強い乱れを生じさせるべく、PCM10が、高圧燃料供給システム62を用いて、燃料噴射開始から点火までの時間が3msec以内となるように、直噴インジェクタ67の燃料噴射圧力を30MPa以上の所定圧力に設定する。そうして、上記図7(b)に示すように、PCM10が、着火前の燃料噴射開始時期が、圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内となり、且つ、圧縮上死点付近でキャビティ141内に燃料を噴射することが可能なタイミングとなるように直噴インジェクタ67を駆動させるとともに、圧縮上死点よりも所定クランク角後に燃焼を開始するように点火プラグ25を駆動させ、その後リターンする。
(吸気弁の閉弁時期に係る別構成)
上記構成では、ポンピングロスの低減や、異常燃焼を抑えるための有効圧縮比低減を図るべく、吸気弁閉時期を吸気下死点より早い時期とする「早閉じ」に設定したが、これとは逆に、吸気弁閉時期を吸気下死点よりも大きく遅らせる所謂「早閉じ」に設定することによっても、有効圧縮比を小さくし、圧縮上死点温度を引き下げて異常燃焼を抑制するとともに、圧縮仕事が少なくしてポンピングロスの低減を図ることができる。
もっとも、遅閉じの場合には、吸気量が多いため強い吸気流動を望めるものの、気筒18内に吸い込まれた余剰の空気が圧縮行程において吹き戻される際に強い吸気流動が減少するので、燃料の気化霧化が促進されず、燃焼安定性が低下する。
そこで、早閉じの場合と同様に、遅閉じの場合も、吸気流動が弱くなる点を、燃焼室19内に強い乱れを生じさせることで補うべく、低回転低負荷の領域における低リフト運転域高圧リタード噴射を行うようにしている。
ここで、吸気弁21の閉弁時期がどの程度遅ければ「遅閉じ」に当たるのかが問題となるも、例えば、エンジン回転数が1500rpmの場合において、図11に示すように、ηVが最大となる、吸気下死点(BDC)よりも40°CAだけ遅角した閉時期よりも、さらに70°CAだけ遅角した、換言すると、吸気下死点(BDC)よりも110°CAだけ遅角した閉時期をもって、「遅閉じ」としてもよい。なお、早閉じの場合と同様に、遅閉じの場合も、リフト量が減少するときにおけるリフトカーブの変曲点(図6中の白丸参照)をもって、「閉弁時期」とする。
そうして、遅閉じの場合も、図10に示すフローチャートと同様の手順でエンジン1の制御を行うことにより、早閉じの場合と同様に、ポンピングロスの低減を図りつつ燃焼安定性の低下を抑えることができる。
(その他の実施形態)
本発明は、実施形態に限定されず、その精神又は主要な特徴から逸脱することなく他の色々な形で実施することができる。
すなわち、前述したエンジン構成への適用に限定されるものではない。例えば、吸気行程期間内における燃料噴射は、気筒18内に設けた直噴インジェクタ67ではなく、別途、吸気ポート16に設けたポートインジェクタを通じて、吸気ポート16内に燃料を噴射してもよい。
また、エンジン1は、直列4気筒エンジンに限らず、直列3気筒、直列2気筒、直列6気筒エンジン等に適用してもよい。また、V型6気筒、V型8気筒、水平対向4気筒等の各種のエンジンに適用可能である。
さらに、前記の説明では、所定の運転領域において混合気の空燃比を理論空燃比(λ≒1)に設定して、三元触媒の利用を可能としているが、これに限らず、例えばNOx吸蔵触媒(LNT:Lean NOx Trap)を用いるのであれば、混合気の空燃比をリーンに設定してもよい。
また、図4に示す運転領域は例示であり、これ以外にも様々な運転領域を設けることが可能である。
さらに、高圧リタード噴射は、必要に応じて分割噴射にしてもよく、同様に、吸気行程噴射もまた、必要に応じて分割噴射にしてもよい。これらの分割噴射では、吸気行程と圧縮行程とのそれぞれにおいて燃料を噴射してもよい。
このように、上述の実施形態はあらゆる点で単なる例示に過ぎず、限定的に解釈してはならない。さらに、特許請求の範囲の均等範囲に属する変形や変更は、全て本発明の範囲内のものである。