JP6098477B2 - 火花点火式内燃機関の制御システム - Google Patents

火花点火式内燃機関の制御システム Download PDF

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Description

この発明は、火花点火式内燃機関の制御システムに関する。
従来、例えば特許文献１には、筒内にタンブル流を生じさせるタンブル流コントロールバルブを備える内燃機関の制御装置が開示されている。この従来の制御装置では、スロットルバルブよりも上流側に設けられた第１エアフローメータの検出値と、タンブルコントロールバルブの直下に設けられた第２エアフローメータの検出値とに基づいて、推定タンブル比が算出される。そして、算出された推定タンブル比が目標タンブル比に追従するようにタンブルコントロールバルブの開度のフィードバック制御が行われる。目標タンブル比は、失火や燃焼不安定を回避するための許容制御範囲内に設定される。
特開２０１２−０２１５０１号公報 特開２０１２−２４６８９６号公報 特開２００９−０４１３９７号公報
タンブル比（タンブル流の流速／エンジン回転速度）を一定範囲内に制御したとしても、エンジン回転速度が変化すると、タンブル流の流速が変化することになる。点火時における点火プラグの周囲のガス流速が高過ぎても低過ぎても安定した着火が得にくくなる。このことは、特に、理論空燃比よりも高い空燃比での運転時もしくはＥＧＲガスを多く含んだ空気を燃焼させるＥＧＲ運転時のように、混合気の燃料濃度が低い条件で行われるリーンバーン運転時において顕著となる。
この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、混合気の着火性向上に資する火花点火式内燃機関の制御システムを提供することを目的とする。
第１の発明は、火花点火式内燃機関の制御システムであって、
燃焼室の上壁面の中央部付近に配置され混合気に点火するための点火プラグを備え、筒内にタンブル流が生成される火花点火式内燃機関の制御システムであって、
吸気ポートに配置され、吸気弁の開弁期間中に燃料が噴射された場合には噴射燃料が当該吸気弁の開口部を通って前記燃焼室の中央部側に向かうように燃料の噴射方向が設定されたポート燃料噴射弁と、
前記火花点火式内燃機関の筒内に燃料を直接噴射する筒内燃料噴射弁と、
第１タンブル形状と第２タンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させることで、点火時の前記点火プラグの周囲のガス流速を制御するガス流速制御手段と、
を備え、
前記第１タンブル形状は、点火時の前記点火プラグの周囲におけるガスの流れ方向が圧縮行程後半において吸気弁側から排気弁側に向かう方向となるものであって、
前記第２タンブル形状は、筒内ガスが圧縮行程において圧縮されていく過程で、前記燃焼室を上方から見て回転方向が互いに逆となる２つのスワール流成分を有するタンブル流に変化することで、前記ガスの流れ方向が圧縮行程後半において前記吸気弁側から前記排気弁側に向かう方向から前記排気弁側から前記吸気弁側に向かう方向に反転するものであって、
前記ガス流速制御手段は、前記ポート燃料噴射弁の燃料噴射期間の少なくとも一部を前記吸気弁の開弁期間と重ねることで前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させるものであって、
前記ガス流速制御手段によって前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させる場合に、前記ポート燃料噴射弁と前記筒内燃料噴射弁とによる燃料噴射の総量に対する前記ポート燃料噴射弁による燃料噴射の量の比率を前記ガス流速制御手段によって前記第１タンブル形状のタンブル流を生成させる場合と比べて高める噴射比率調整手段を更に備えることを特徴とする。
また、第２の発明は、第１の発明において、
前記ガス流速制御手段は、エンジン回転速度が所定エンジン回転速度以上となる場合に、前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させることを特徴とする。
また、第３の発明は、第１の発明において、
前記ガス流速制御手段は、タンブル流の形状を前記第１タンブル形状と仮定して推定する点火時の前記点火プラグの周囲のガス流速が所定流速値以上となる場合に、前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させることを特徴とする。
また、第４の発明は、第１〜第３の発明の何れか１つにおいて、
前記ガス流速制御手段は、前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させる場合に、前記ポート燃料噴射弁の燃料噴射期間の一部を前記吸気弁の開弁期間と重ねることを特徴とする。
また、第５の発明は、火花点火式内燃機関の制御システムであって、
燃焼室の上壁面の中央部付近に配置され混合気に点火するための点火プラグを備え、筒内にタンブル流が生成される火花点火式内燃機関の制御システムであって、
吸気ポートに配置され、吸気弁の開弁期間中に燃料が噴射された場合には噴射燃料が当該吸気弁の開口部を通って前記燃焼室の中央部側に向かうように燃料の噴射方向が設定されたポート燃料噴射弁と、
前記火花点火式内燃機関の筒内に燃料を直接噴射する筒内燃料噴射弁と、
前記吸気弁の開弁期間外に燃料噴射を行う第１噴射形態と、燃料噴射期間の少なくとも一部を前記吸気弁の開弁期間と重ねる第２噴射形態との間で、前記ポート燃料噴射弁による燃料の噴射形態を変更する燃料噴射制御手段と、
を備え、
前記第１噴射形態は、エンジン回転速度が所定エンジン回転速度よりも低い場合に使用され、前記第２噴射形態は、エンジン回転速度が前記所定エンジン回転速度以上である場合に使用され、
前記燃料噴射制御手段が前記第２噴射形態を選択する場合に、前記ポート燃料噴射弁と前記筒内燃料噴射弁とによる燃料噴射の総量に対する前記ポート燃料噴射弁による燃料噴射の量の比率を前記第１噴射形態の選択時と比べて高める噴射比率調整手段を更に備えることを特徴とする。
第１の発明の構成を有するポート燃料噴射弁の燃料噴射期間の少なくとも一部を吸気弁の開弁期間と重ねることで、ポート燃料噴射弁から噴射される燃料噴霧によって燃焼室の中央部を流れる筒内流入ガスの流速を高めることができる。その結果として、第２タンブル形状のタンブル流を生成できるようになる。第２タンブル形状のタンブル流が生成される場合には、第１タンブル形状のタンブル流が生成される場合よりも早いタイミングから、圧縮行程において点火プラグの周囲でのガス流速が低下し始め、やがては、ガス流れの方向が反転する。したがって、圧縮行程後半において点火プラグの周囲でのガス流れ方向の反転のない第１タンブル形状と当該ガス流れ方向の反転のある第２タンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させることにより、点火時の点火プラグの周囲のガス流速を制御できるようになる。これにより、混合気の着火性向上に資する火花点火式内燃機関の制御システムを提供することが可能となる。また、本発明によれば、第２タンブル形状のタンブル流を生成させる場合に総量に対するポート燃料噴射弁による燃料噴射の量の比率を高めることにより、第２タンブル形状のタンブル流をより確実に生成させられるようになる。
第２および第３の発明によれば、放電火花の吹き消えが懸念される高エンジン回転速度時において点火時の点火プラグの周囲のガス流速が過剰に高くなるのを好適に抑制し、放電火花の吹き消えを防止することができる。
第４の発明によれば、噴射燃料と吸入空気とのミキシング性を担保しつつ、第２タンブル形状のタンブル流を生成させられるようになる。
第５の発明の構成を有するポート燃料噴射弁の燃料噴射期間の少なくとも一部を吸気弁の開弁期間と重ねることで、ポート燃料噴射弁から噴射される燃料噴霧によって燃焼室の中央部を流れる筒内流入ガスの流速を高めることができる。その結果として、筒内ガスが圧縮行程において圧縮されていく過程で、燃焼室を上方から見て回転方向が互いに逆となる２つのスワール流成分を有するタンブル流に変化することで、点火時の点火プラグの周囲のガスの流れ方向が圧縮行程後半において吸気弁側から排気弁側に向かう方向から排気弁側から吸気弁側に向かう方向に反転するという第２タンブル形状のタンブル流を生成できるようになる。このような形状のタンブル流が生成される場合には、通常の第１タンブル形状のタンブル流が生成される場合よりも早いタイミングから、圧縮行程において点火プラグの周囲でのガス流速が低下し始め、やがては、ガス流れの方向が反転する。したがって、圧縮行程後半において点火プラグの周囲でのガス流れ方向の反転のない第１タンブル形状と当該ガス流れ方向の反転のある第２タンブル形状との間でエンジン回転速度に応じてタンブル流の形状を変化させることにより、点火時の点火プラグの周囲のガス流速を制御できるようになる。これにより、混合気の着火性向上に資する火花点火式内燃機関の制御システムを提供することが可能となる。また、本発明によれば、第２タンブル形状のタンブル流を生成させる場合に総量に対するポート燃料噴射弁による燃料噴射の量の比率を高めることにより、第２タンブル形状のタンブル流をより確実に生成させられるようになる。
本発明の実施の形態１に係る内燃機関のシステム構成を説明するための模式図である。 図１に示すポート燃料噴射弁の具体的な構成を説明するための図である。 混合気の着火遅れと点火プラグの周囲のガス流速と混合気の燃料濃度との関係を表した図である。 放電切れが発生したケースにおける放電期間中の放電火花の挙動を時系列で表した図である。 通常のタンブル形状の特徴を説明するための図である。 ωタンブル形状の特徴を説明するための図である。 ωタンブル形状のタンブル流が生成された際の圧縮上死点後半における筒内のガス流速の変化を表した図である。 ωタンブル形状のタンブル流の生成に適した条件を説明するための図である。 通常のタンブル形状とωタンブル形状とに関して、圧縮上死点後半におけるプラグ近傍流速の変化を比較して説明するための図である。 本発明の実施の形態１における点火時のプラグ近傍流速の特徴的な制御を説明するための図である。 吸気非同期噴射が行われている場合における筒内流入ガスの流れについて説明するための図である。 吸気同期噴射が行われている場合における筒内流入ガスの流れについて説明するための図である。 本発明の実施の形態１における点火時のプラグ近傍流速を制御する手法を説明するための図である。 本発明の実施の形態１において実行されるルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態１の変形例において実行されるルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態２に係る内燃機関のシステム構成を説明するための模式図である。 本発明の実施の形態２において実行されるルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態２の変形例において実行されるルーチンのフローチャートである。 ωタンブル形状のタンブル流生成のためのポート燃料噴射０による吸気同期噴射の利用方法の具体例を説明するための図である。
実施の形態１．
（実施の形態１のシステム構成の説明）
図１は、本発明の実施の形態１に係る内燃機関１０のシステム構成を説明するための模式図である。本実施形態のシステムは、火花点火式の内燃機関１０を備えている。内燃機関１０の各気筒内には、ピストン１２が設けられている。筒内におけるピストン１２の頂部側には、燃焼室１４が形成されている。燃焼室１４には、吸気通路１６および排気通路１８が連通している。
吸気通路１６の入口近傍には、吸気通路１６に吸入される空気の流量に応じた信号を出力するエアフローメータ２０が設けられている。エアフローメータ２０の下流には、電子制御式のスロットルバルブ２２が設けられている。各気筒に向けて分岐した後の吸気通路１６には、電子制御式のタンブルコントロールバルブ（ＴＣＶ）２４が設けられている。ＴＣＶ２４は、吸気ポート１６ａ内の吸気の流れに偏りを生じさせることにより、筒内にタンブル流（縦渦流）を生成させるものである。
吸気通路１６の吸気ポート１６ａには、当該吸気ポート１６ａを開閉する吸気弁２６が設けられており、排気通路１８の排気ポート１８ａには、当該排気ポート１８ａを開閉する排気弁２８が設けられている。内燃機関１０の各気筒内には、吸気ポート１６ａに燃料を噴射するためのポート燃料噴射弁３０が設けられている。各気筒内には、更に、混合気に点火するための点火装置（図示省略）の点火プラグ３２が設けられている。より具体的には、点火プラグ３２は、燃焼室１４の上壁面（すなわち、シリンダヘッド側の壁面）の中央部付近に配置されている。また、後述の図７等に示すように、各気筒内には、吸気弁２６が隣り合うように２つ備えられており、排気弁２８は、吸気弁２６の反対側において（すなわち、点火プラグ３２を間に介して）隣り合うように２つ備えられている。
内燃機関１０は、吸気通路１６と排気通路１８とを接続するＥＧＲ通路３４を備えている。ＥＧＲ通路３４の途中には、ＥＧＲ通路３４を通って吸気通路１６に還流されるＥＧＲガス（外部ＥＧＲガス）の量を調整するためのＥＧＲバルブ３６が配置されている。このＥＧＲバルブ３６の開度を変えることにより、ＥＧＲ通路３４を流れる排気ガス（ＥＧＲガス）の流量を変化させて、ＥＧＲ率を調整することができる。また、排気通路１８には、排気ガスの空燃比を検出するための空燃比センサ３８が配置されている。
更に、図１に示すシステムは、ＥＣＵ(Electronic Control Unit)４０を備えている。ＥＣＵ４０の入力部には、上述したエアフローメータ２０および空燃比センサ３８に加え、エンジン回転速度を検出するためのクランク角センサ４２、吸気弁２６を駆動する吸気カム軸（図示省略）の回転角度を検出するための吸気カム角センサ４４、および、スロットル開度を検出するためのスロットル開度センサ４６等の内燃機関１０の運転状態を検知するための各種センサが接続されている。また、ＥＣＵ４０の出力部には、上述したスロットルバルブ２２、ＴＣＶ２４、ポート燃料噴射弁３０、点火プラグ３２およびＥＧＲバルブ３６に加え、吸気弁２６の開閉時期を制御する吸気バルブタイミング機構４８等の内燃機関１０の運転を制御するための各種アクチュエータが接続されている。ＥＣＵ４０は、上述した各種センサと所定のプログラムとに従って各種アクチュエータを作動させることにより、燃料噴射制御および点火制御などの所定のエンジン制御とともに、後述するタンブル流の制御を行うものである。
（ポート燃料噴射弁の具体的な構成）
図２は、図１に示すポート燃料噴射弁３０の具体的な構成を説明するための図である。
一般的な構成のポート燃料噴射弁は、図２中に破線で示すように、各吸気弁２６のステム部２６ａに向けて（すなわち、各吸気ポート１６ａの中心位置に向けて）燃料が噴射されるように構成されている。
これに対し、本実施形態のポート燃料噴射弁３０は、図２中に実線で示すように、並んで配置される２つのステム部２６ａの内側に向けて（すなわち、各ステム部２６ａに対して燃焼室１４の中央部側に向けて）燃料が噴射されるように構成されている。このような構成を採用することで、ポート燃料噴射弁３０は、吸気弁２６の開弁期間中に燃料が噴射された場合には噴射燃料が当該吸気弁２６の開口部（吸気ポート１６ａの開口端と吸気弁２６の傘部との間に形成される隙間）２６ｂを通って燃焼室１４の中央部側に（シリンダボア中心側）に向かうように燃料の噴射方向が設定されている。
（リーンバーン運転における点火時の点火プラグ周囲のガス流速の制御の必要性）
図３は、混合気の着火遅れと点火プラグ３２の周囲のガス流速と混合気の燃料濃度との関係を表した図である。
内燃機関１０の運転領域は、混合気の燃料濃度が低い（空気（ＥＧＲガスの導入時にはＥＧＲガスを含む）に対する燃料の割合が小さい）条件で行われるリーンバーン運転領域を含んでいる。このように、本明細書中において混合気の燃料濃度の高低を説明する際には、空気だけでなくＥＧＲガスの存在も想定されている。上記リーンバーン運転は、より詳細に説明すると、ＥＧＲ率がゼロ、かつ理論空燃比で運転される基準条件と比べて空気量もしくはＥＧＲガス量が多いことで、混合気の燃料濃度が上記基準条件と比べて低い条件で行われるものであるといえる。また、言い換えれば、上記リーンバーン運転は、混合気の燃料濃度が所定値以下となる条件（混合気の着火性の悪化（着火遅れ）が懸念される条件）で行われるものであるといえる。尚、リーンバーン運転領域は、エンジン回転速度とエンジン負荷とで特定される。
したがって、本明細書でいうリーンバーン運転には、理論空燃比よりも高い空燃比下で行われる運転（すなわち、燃料量に対して空気量の割合を高めることで燃料濃度を希薄化させて行われる運転）だけでなく、多量のＥＧＲガスの導入による高ＥＧＲ率下で行われる運転（すなわち、燃料量に対してＥＧＲガス量の割合を高めることで燃料濃度を希薄化させて行われる運転）が含まれる。このような高ＥＧＲ率下での運転には、空燃比としては理論空燃比近傍で行われる運転も含まれ得る。
高熱効率を達成する上記リーンバーン運転においては、筒内の混合気の燃料濃度のリーン化を進めて内燃機関１０から排出されるＮＯｘを低減することが重要である。しかしながら、リーンバーン運転時（特に、本実施形態の内燃機関１０がそうであるように筒内全体にリーン混合気を均質に形成して行う均質リーンバーン燃焼時）には、燃料濃度の過度なリーン化は、燃焼を不安定にさせる要因となる。
図３に示すように、リーンバーン運転時には、混合気の着火遅れは、燃料濃度がリーンになるにつれて長くなる。着火遅れが長くなると、内燃機関１０のトルク変動が大きくなる。また、着火遅れは、点火時（点火プラグ３２の放電期間中）の点火プラグ３２の周囲のガス流速（以下、「プラグ近傍流速」と称する）に応じて変化する。したがって、トルク変動が許容レベルとなる範囲内に着火遅れを収めて安定した燃焼が得られるようにするためには、点火時のプラグ近傍流速を一定範囲内に収めることが必要となる。そのためのプラグ近傍流速の所定の流速範囲は、図３に示すように、燃料濃度が希薄になるにつれて狭くなる。
着火遅れとプラグ近傍流速との間には、ある流速値（最適値）に対して高流速側および低流速側に向かうにつれて着火遅れが長くなるという関係がある。次に、図４を参照して、高流速側と低流速側で着火遅れが長くなる理由について説明する。図４は、放電切れが発生したケースにおける放電期間中の放電火花の挙動を時系列で表した図である。
図４（Ａ）に示すように放電が開始された後には、点火プラグ３２の周囲のガス流れによって、プラグギャップに生じた電気火花が図４（Ｂ），４（Ｃ）に示すように流される。これにより、放電経路長が長くなる。放電が生ずると、放電火花の経路上の気体がイオン化することで電気抵抗が小さくなる。しかしながら、プラグ近傍流速が高いために放電経路が長くなりすぎると、プラグギャップの最短距離での電気抵抗値よりも放電経路上の電気抵抗値が大きくなり、図４（Ｄ）に示すように放電切れが発生する。放電切れが発生した場合には、図４（Ｅ）に示すようにプラグギャップの最短距離にて再放電が直ちに行われる。
先ず、高流速側で着火性能が悪化する理由について説明する。希薄限界近傍の燃料濃度下では、混合気が着火に至る（化学反応が開始する）までに一定の時間が必要となる。プラグ近傍流速が高くなると、放電切れに至るまでの時間が短くなるため、ある位置での同一の混合気を電気火花によって加熱して着火に至らせるまでの時間が不十分となる。その結果、着火性能が悪化する。
次に、低流速側で着火性能が悪化する理由について説明する。放電による電気火花の単位長さ当たりのエネルギーは、点火コイルの特性によって定まり、放電の経路長の如何に関係なく一定である。このため、気流等によって放電経路が長くなると、混合気全体への供給エネルギーが増加するとともに、加熱される混合気の体積も増加する。しかしながら、プラグ近傍流速が低くなると、放電経路が延長しにくくなるため、供給エネルギーおよび混合気体積の増加が得られなくなる。その結果、着火性能が悪化する。
上述したように、トルク変動が許容レベルとなる範囲内に着火遅れを収めて安定した燃焼が得られるようにするためには、点火時のプラグ近傍流速を一定範囲内に収めることが必要となる。しかしながら、筒内に流入するガスの流速は、エンジン回転速度に比例する。したがって、プラグ近傍流速に対して何らの制御を行わない場合には、プラグ近傍流速は、後述する図１０中に破線で示すようにエンジン回転速度に比例して単調に増加する。そこで、本実施形態では、筒内に生成するタンブル流の形状の変更を利用して、リーンバーン運転領域における点火時のプラグ近傍流速を制御する。より具体的には、通常のタンブル形状（第１タンブル形状）と以下のように定義するωタンブル形状（第２タンブル形状）との間でタンブル流の形状が変更される。
（ωタンブル形状のタンブル流の生成メカニズム）
図５は、通常のタンブル形状の特徴を説明するための図であり、図６は、ωタンブル形状の特徴を説明するための図である。より具体的には、図５（Ａ）および図６（Ａ）は、燃焼室１４を上方から見下ろした平面図であり、図５（Ｂ）および図６（Ｂ）は、燃焼室１４を吸気側から見た側面図であり、図５（Ｃ）および図６（Ｃ）は、燃焼室１４を上方から見て通常のタンブル形状およびωタンブル形状のタンブル流の流れ方向をそれぞれ表した図である。図５および図６は、圧縮行程における圧縮上死点近傍のタイミングでのものである。
筒内に生成されるタンブル流の基本的な回転方向は、図１では時計回りとなり、すなわち、吸気ポート１６ａから筒内に流入したガスが、燃焼室１４の頂面、排気弁２８側の筒内壁面、ピストン１２の頂面、吸気弁２６側の筒内壁面、および燃焼室１４の頂面という順でこれらの部位に向かって流れる方向である。尚、以下に登場するタンブル中心軸とは、図５（Ａ）中に付した矢視Ａの方向から見た燃焼室１４の各断面におけるタンブル流の渦中心点を繋げて得られるものである。また、図５および図６中の白丸印は、点火プラグ３２が設置されたシリンダボア中心での断面（吸排気方向における断面）におけるタンブル流の渦中心点を示し、同図中の黒丸印は、吸気弁２６および排気弁２８の軸中心での断面におけるタンブル流の渦中心点を示している。
通常のタンブル形状のタンブル中心軸は、図５（Ａ），５（Ｂ）に示すように、シリンダに対して水平で曲がりのない軸である。このため、通常のタンブル形状での流れは、圧縮行程の後半においても、図５（Ｃ）に示すように、吸気側から排気側に向かう一様な流れとなる。これに対し、ωタンブル形状のタンブル中心軸は、図６（Ａ），６（Ｂ）に示すように、シリンダボア中心（点火プラグ位置）でのタンブル流の渦中心を屈曲点として屈曲した軸となる。より具体的には、ωタンブル形状では、図６（Ｂ）に示すようにシリンダボア中央での断面のタンブル流の渦中心位置（白丸印）がその周囲の渦中心位置に対して高くなる（より具体的には、圧縮上死点近傍において、シリンダボア中央での断面のタンブル流の渦中心位置に、燃焼室１４の容積中心に対して水平より上方向への偏りが発生する）。（以下、このような態様での偏りを、単に「タンブル流の渦中心の偏り」と称する）。このため、このような場合には、本来は筒内で１つの剛体渦となるべきタンブル流が、筒内ガスが圧縮行程において圧縮されていく過程で、タンブル中心軸の屈曲によって２つの中心軸を有するタンブル流（燃焼室１４を上方から見て回転方向が互いに逆となる２つのスワール流（横渦流）成分を有するタンブル流）に変化していく。その結果、ωタンブル形状では、図６（Ｃ）に示すように、圧縮上死点近傍において、燃焼室１４を上方から見てω形状の流れとなる。このようなω形状の流れが生成されることにより、圧縮行程における圧縮上死点近傍にて、点火プラグ３２の周囲のガスの流れ方向が反転することとなる。
更に付け加えると、吸気行程においては、通常のタンブル形状とωタンブル形状のどちらであっても、タンブル中心軸に屈曲が生ずる。このタンブル中心軸の屈曲が圧縮上死点付近まで残るケースでは、ωタンブル形状が得られ、タンブル中心軸の屈曲が圧縮行程中に消滅するケースでは、通常のタンブル形状が得られる。
図７は、ωタンブル形状のタンブル流が生成された際の圧縮上死点後半における筒内のガス流速の変化を表した図である。より具体的には、図７（Ａ）は測定点Ａ（プラグギャップ位置）におけるガス流速の変化を示し、図７（Ｂ）は測定点Ａに対してシリンダボアの径方向外側の所定位置におけるガス流速の変化を示し、図７（Ｃ）は測定点Ａに対して更にシリンダボアの径方向外側の所定位置におけるガス流速の変化を示している。尚、図７においては、吸気弁側から排気弁側に向かう流れの流速を正とする。これは、後述する図９も同様である。
図７（Ａ）に示すように、ωタンブル形状のタンブル流が生成された場合には、圧縮上死点近傍において、プラグギャップ位置における筒内ガスの流れ方向が反転し、すなわち、吸気弁側から排気弁側に向かう流れから排気弁側から吸気弁側に向かう流れに変化する。この筒内ガスの流れ方向の変化は、図７中の各図を比較して分かるように、プラグギャップ位置から離れるにつれて弱くなる。尚、図７に示すケースでは、測定点Ｃでは流れ方向の反転が生じなくなっている。
以上説明したように、圧縮行程の後半においてタンブル中心軸が屈曲し、タンブル流の渦中心に偏りが発生した場合には、ωタンブル形状が得られ、圧縮上死点近傍において、シリンダボア中心位置（プラグギャップ位置）での筒内ガスの流れ方向に反転が生ずることとなる。したがって、通常のタンブル形状（第１タンブル形状）は、（後述の図９に示すように）元々吸気弁側から排気弁側に向かう方向の流れであった点火プラグ３２の周囲のガスの流速が圧縮上死点に近づくにつれてゼロに収束するものであり、一方、ωタンブル形状（第２タンブル形状）は、圧縮上死点の後半において点火プラグ３２の周囲のガスの流れ方向がプラグ近傍流速の低下に伴って吸気弁側から排気弁側に向かう方向から排気弁側から吸気弁側に向かう方向に反転するものであるといえる。
図８は、ωタンブル形状のタンブル流の生成に適した条件を説明するための図である。
図８（Ａ）は、吸気行程の中期での筒内のガス流れの様子を表している。ピストン１２の速度は、吸気行程の中期において最大となり、また、一般に吸気弁２６のバルブリフト量はこのようなタイミングで最も大きくなるように設定される。このため、図８（Ａ）中に矢印で示すように流量の多い吸気の塊Ｍが、吸気行程の中期において筒内に流入し、吸気弁２６の近傍に存在する。
図８（Ｂ）は、圧縮行程の中期にある時、すなわち、図８（Ａ）に示すタイミングからピストン１２が１ストロークした時の筒内のガス流れの様子を表している。尚、図８（Ｂ）中に示すタンブル中心点は、吸気の塊Ｍを主とする流れの渦中心（燃焼室１４の容積中心に対する偏りが発生している状態）を指している。
図８に示すケースでは、図８（Ｂ）に示すように、図８（Ａ）に示した吸気の塊Ｍが、ピストン１２が１ストロークする間に筒内で２７０°程度回転し、吸気側に位置している。このようなケースでは、そもそも吸気の塊Ｍが存在していることによって、圧縮行程後半における燃焼室１４の容積中心に対するタンブル流の渦中心の偏りが加速される。そのうえで、このケースでは、ピストン１２の速度が最大となる圧縮行程の中期において吸気の塊Ｍが吸気側に位置していることで、ピストン１２の上昇によって、塊Ｍの流れが更に加速される。その結果、その後の圧縮行程におけるタンブル流の渦中心の偏りが促進される。
上記のケースとは逆に、圧縮行程の中期において吸気の塊が排気側に位置していると、ピストン１２の上昇は、その塊状の流れの勢いを打ち消すように作用し、一方、このタイミングにおいて吸気側に位置している塊状でない流れがピストン１２の上昇によって少し加速するようになる。その結果、タンブル流の渦中心は、図８に示すケースとは逆に、燃焼室１４の容積中心に近づいていき、タンブル中心軸の屈曲が解消されていく。
以上の内容から、圧縮行程においてピストン１２の速度が最大となるタイミング（圧縮行程の中期）において流量の多い吸気の塊Ｍが吸気側に位置している条件において、タンブル流の渦中心の偏りが効果的に大きくなり、ωタンブル形状のタンブル流が効果的に生成されることがわかるといえる。すなわち、１ストローク中に筒内ガスが図８に示す例のように回転する際のタンブル比を中心とする所定のタンブル比範囲が、ωタンブル形状のタンブル流の生成に適したタンブル比範囲であるといえる。そして、逆に、通常のタンブル形状のタンブル流の利用を基本とした制御を行う場合であれば、狙いとするタンブル比を当該タンブル比範囲外に設定することが好ましいといえる。本実施形態における以下の制御では、通常のタンブル形状のタンブル流の利用を基本としているため、ＴＣＶ２４によって制御されるタンブル比としては、上記タンブル比範囲外のタンブル比が使用されているものとする。
（実施の形態１の制御の特徴部分）
図９は、通常のタンブル形状とωタンブル形状とに関して、圧縮上死点後半におけるプラグ近傍流速の変化を比較して説明するための図である。
図９に示すように、ωタンブル形状のタンブル流が生成された場合には、圧縮行程後半においてω形状の流れの生成が進むにつれ、通常のタンブル形状のタンブル流が生成される場合と比べてプラグ近傍流速が大きく低下していき、やがては点火プラグ３２の周囲のガスの流れ方向が反転する。その結果、点火時期付近でのプラグ近傍流速が通常のタンブル形状の場合と比べて低下する。このようなプラグ近傍流速の低下は、ωタンブル形状の流れが強いほど（タンブル流の渦中心の偏りが強いほど）顕著となる。したがって、通常のタンブル形状とωタンブル形状との間でタンブル流の形状が変更されるようにタンブル流を制御することによって、点火時におけるプラグ近傍流速を制御することが可能となる。
図１０は、本発明の実施の形態１における点火時のプラグ近傍流速の特徴的な制御を説明するための図である。
そこで、本実施形態では、リーンバーン運転領域において、点火時のプラグ近傍流速を所定の流速範囲（着火最適範囲）内に制御するために、エンジン回転速度に応じて通常のタンブル形状とωタンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させるようにした。より具体的には、図１０に示すように、リーンバーン運転領域内の低エンジン回転速度側の第１エンジン回転速度領域Ｒ１では、ωタンブル形状の流れの生成を抑制して通常のタンブル形状のタンブル流が生成されるようにタンブル流を制御し、リーンバーン運転領域内の高エンジン回転速度側の第２エンジン回転速度領域Ｒ２では、ωタンブル形状のタンブル流が生成されるようにタンブル流を制御するようにした。
本実施形態のタンブル流の制御の対象となるリーンバーン運転領域は、リーンバーン運転を行うように事前に設定された領域であってもよいし、全運転領域中における当該領域の位置や当該領域が占める大きさが運転中に適宜変更される領域であってもよい。また、当該リーンバーン運転領域は、内燃機関１０においてリーンバーン運転が行われる運転領域の全域であってもよいし、もしくは、その中で最も高い空燃比（もしくは空燃比範囲）で運転されたり、最も高いＥＧＲ率（もしくはＥＧＲ率範囲）を使用して運転されたりすることによって最も着火性の確保が厳しい一部の領域であってもよい。
図１０中に示す流速範囲は、図３および図４を参照して上述した、リーンバーン運転時における混合気の着火性に関する問題を回避することのできる最適な流速範囲（着火最適範囲）である。また、この着火最適範囲は、サイクル間での着火のばらつきを考慮したものである。破線で示すプラグ近傍流速−エンジン回転速度特性では、到底、リーンバーン運転領域における点火時のプラグ近傍流速を上記流速範囲内に収め切ることができない。これに対し、本実施形態の内燃機関１０では、エンジン回転速度の変化に応じてωタンブル形状のタンブル流の生成と非生成とを制御することで、リーンバーン運転領域において、点火時のプラグ近傍流速を上記流速範囲内に収められるようにすることが可能となる。
（ポート燃料噴射弁の燃料噴射時期の変更によるタンブル形状の制御）
ＥＣＵ４０は、上述したポート燃料噴射弁３０の燃料噴射時期を変更することにより、吸気非同期噴射と吸気同期噴射との間で燃料の噴射形態を変更することができる。吸気非同期噴射は、吸気弁２６の開弁期間以外の期間（より具体的には、吸気弁２６が閉弁している排気行程中）に燃料噴射を行うものである。吸気同期噴射は、吸気弁２６の開弁期間中に燃料噴射を行うものである。
図１１は、吸気非同期噴射が行われている場合における筒内流入ガスの流れについて説明するための図であり、図１２は、吸気同期噴射が行われている場合における筒内流入ガスの流れについて説明するための図である。
吸気非同期噴射が行われている場合には、図１１（Ｂ）中に矢印の大きさの強弱で示すように、吸気ポート１６ａから燃焼室１４内に流入する筒内流入ガスの流れは、２つの吸気ポート１６ａのそれぞれの中心から直線的に排気側に向かう成分が強くなるので、燃焼室１４の中央部（シリンダボア中心）の流れは相対的に弱くなる。
これに対し、吸気同期噴射が行われている場合には、図１２（Ａ）に示すように燃焼室１４の中心側に向かって開口部２６ｂから直接的に流入する燃料噴霧によって、図１２（Ｂ）に示すように燃焼室１４の中央部の流入ガス流れを強化することができる。より具体的には、各吸気ポート１６ａの中心位置（各吸気弁２６のステム部２６ａの位置）での筒内流入ガスの流速が低下する一方で、燃焼室１４の中央部（ステム部２６ａよりも内側）における筒内流入ガスの流速が高められる。
ここで、本実施形態の制御では、前提として、リーンバーン運転領域における吸気非同期噴射の利用時には、ωタンブル形状のタンブル流の生成に適した上記タンブル比範囲外のタンブル比となるようにＴＣＶ２４によってタンブル比が制御されているものとする。したがって、吸気非同期噴射の利用時には、通常のタンブル形状のタンブル流が生成されることになる。尚、本実施形態の制御は、このようなＴＣＶ２４による制御を行うものに代え、上記タンブル比範囲外のタンブル比が得られるように吸気ポート１６ａの形状等によってタンブル比が事前に設定された内燃機関に適用されるものであってもよい。
一方、本実施形態の構成を有するポート燃料噴射弁３０を用いて吸気同期噴射を行うことによって図１２（Ｂ）に示すように燃焼室１４の中央部での筒内流入ガスの流速が高められると、タンブル流の渦中心に大きな偏りを生じさせることができる。その結果、ωタンブル形状のタンブル流を生成させられるようになる。
（実施の形態１における特徴的な制御の具体例）
図１３は、吸気非同期噴射と吸気同期噴射との間でのポート燃料噴射弁３０の燃料噴射時期の変更によってωタンブル形状のタンブル流の生成と非生成とを制御することで点火時のプラグ近傍流速を制御する手法を説明するための図である。
図１３に示す手法は、本実施形態の構成を有するポート燃料噴射弁３０を用いた吸気非同期噴射と吸気同期噴射との間での燃料噴射形態の制御によって、タンブル流の形状を通常のタンブル形状とωタンブル形状との間で制御するというものである。エンジン回転速度に関係なく吸気非同期噴射を選択した場合には、エンジン回転速度の増加に伴うガス流速の増加によって、リーンバーン運転領域における高回転側の領域においてプラグ近傍流速が着火最適範囲から外れてしまい、また、同様に、吸気同期噴射を選択した場合には、低回転側の領域においてプラグ近傍流速が着火最適範囲から外れてしまう。
図１３に示すケースでは、リーンバーン運転領域における低回転側の領域（第１エンジン回転速度領域Ｒ１）では、吸気非同期噴射を用いることで、通常のタンブル形状のタンブル流を利用してプラグ近傍流速を着火最適範囲内に収めることができる。そこで、本実施形態では、吸気非同期噴射を選択したままでは着火最適範囲の上限に達してしまう所定エンジン回転速度ＮＥ１よりも低いエンジン回転速度領域Ｒ１においては吸気非同期噴射が選択される。
一方、エンジン回転速度ＮＥ１以上となる高エンジン回転速度領域（第２エンジン回転速度領域Ｒ２）においては吸気非同期噴射に対して燃料噴射時期が遅角されて吸気同期噴射が選択される。これにより、ωタンブル形状のタンブル流の生成によって、図１３（Ａ）に示すように、タンブル流形状が変更されるエンジン回転速度ＮＥ１付近において、プラグ近傍流速を低下させることができる。このように、エンジン回転速度に応じてタンブル流の形状を変化させることにより、リーンバーン運転領域における点火時のプラグ近傍流速を着火最適範囲内に保持できるようになる。
図１４は、本発明の実施の形態１における特徴的な制御を実現するために、ＥＣＵ４０が実行する制御ルーチンを示すフローチャートである。尚、本ルーチンは、各気筒に対して内燃機関１０のサイクル毎に繰り返し実行されるものとする。
図１４に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、先ず、エアフローメータ２０およびクランク角センサ４２等の出力を利用して、内燃機関１０の現在の運転領域（エンジン回転速度とエンジン負荷）を決定（特定）する（ステップ１００）。次いで、ＥＣＵ４０は、現在の運転領域が混合気の燃料濃度の低いリーンバーン運転領域であるか否かを判定する（ステップ１０２）。
ステップ１０２においてリーンバーン運転領域であると判定した場合には、ＥＣＵ４０は、目標空燃比（Ａ／Ｆ）を決定する（ステップ１０４）。ＥＣＵ４０は、ＮＯｘ排出量の抑制の観点で運転領域に応じて目標空燃比を定めたマップ（図示省略）を記憶しており、本ステップ１０４では、そのようなマップを参照して目標空燃比が決定される。
次に、ＥＣＵ４０は、決定した目標空燃比に応じて点火プラグ３２に供給する点火エネルギーを決定する（ステップ１０６）。尚、点火エネルギーの調整は、例えば、点火プラグ３２のために複数の点火コイルを備えるようにしておき、必要に応じて放電に用いる点火コイルの数を変更することによって行うことができる。
次に、ＥＣＵ４０は、現在のエンジン回転速度ＮＥがエンジン回転速度ＮＥ１よりも低いか否かを判定する（ステップ１０８）。エンジン回転速度ＮＥ１は、上述したように、リーンバーン運転領域においてエンジン回転速度に応じてタンブル流の形状を変更する際の閾値である。尚、エンジン回転速度ＮＥ１は、内燃機関１０の運転状態に応じて可変される値であってもよい。
ステップ１０８の判定が成立する場合（ＮＥ＜ＮＥ１）には、ＥＣＵ４０は、吸気非同期噴射を選択するとともに、目標空燃比の下で要求トルクを実現するためのスロットル開度、燃料噴射量および点火時期のそれぞれの目標値を所定のマップ等に従って決定する（ステップ１１０）。一方、ステップ１０８の判定が不成立となる場合（ＮＥ≧ＮＥ１）には、ＥＣＵ４０は、吸気同期噴射を選択するとともに、目標空燃比の下で要求トルクを実現するためのスロットル開度、燃料噴射量および点火時期のそれぞれの目標値を所定のマップ等に従って決定する（ステップ１１２）。次いで、ＥＣＵ４０は、選択された燃料噴射形態と決定された各種目標値とに従って、各種アクチュエータ（スロットルバルブ２２、ポート燃料噴射弁３０および点火プラグ３２）を制御する（ステップ１１４）。
以上説明した図１４に示すルーチンによれば、図２に示す構成を有するポート燃料噴射弁３０を用いた吸気非同期噴射と吸気同期噴射との間での燃料噴射形態の変更を利用して、エンジン回転速度に応じて通常のタンブル形状とωタンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させることによって、リーンバーン運転領域における点火時のプラグ近傍流速を、エンジン回転速度の高低に依らずに着火最適範囲内に保持することが可能となる。特に、エンジン回転速度が上昇した場合であっても、ωタンブル形状のタンブル流の生成によって、点火時のプラグ近傍流速が過剰に高くなるのを抑制することができる。以上のことから、リーンバーン運転時における混合気の着火性を向上させることができる。
また、本実施形態におけるタンブル流の制御手法によれば、ＴＣＶ２４等を利用したタンブル比自体の制御に頼らずに（すなわち、燃焼に重要な筒内ガスの乱れを弱めることなく）、タンブル流の渦中心の偏りの有無（タンブル形状）を制御することが可能となる。このため、リーン限界の拡大（燃費向上）を図りつつ、リーンバーン運転時における混合気の着火性を向上させることができる。
ところで、上述した実施の形態１においては、エンジン回転速度が所定エンジン回転速度ＮＥ１よりも低いか否かに応じて、吸気非同期噴射と吸気同期噴射との間で燃料噴射形態を変更し、その結果として通常のタンブル形状とωタンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させている。しかしながら、本発明における燃料噴射形態の変更による第１タンブル形状と第２タンブル形状との間でのタンブル流の形状変更は、エンジン回転速度に代え、以下に図１５を参照して説明するように、プラグ近傍流速の推定値を用いるものであってもよい。
図１５は、本発明の実施の形態１における特徴的な制御の変形例を実現するために、ＥＣＵ４０が実行する制御ルーチンを示すフローチャートである。尚、図１５において、実施の形態１における図１４に示すステップと同一のステップについては、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。
図１５に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、ステップ１０６において点火エネルギーを決定した後に、スロットル開度、ＥＧＲ率および吸気バルブタイミングを取得する（ステップ２００）。次いで、ＥＣＵ４０は、点火時のプラグ近傍流速の推定値を算出する（ステップ２０２）。ここでは、点火時のプラグ近傍流速の推定値は、ステップ１００および２０２において取得したエンジン回転速度、スロットル開度、ＥＧＲ率および吸気バルブタイミング（開閉時期）といったプラグ近傍流速に影響を与えるパラメータに基づいて算出される。ＥＣＵ４０は、これらのパラメータとの関係で点火時のプラグ近傍流速の推定値を予め定めたマップを記憶しており、そのようなマップを参照して、上記推定値が算出される。ただし、この場合に使用されるマップは、吸気非同期噴射が用いられている状況（すなわち、通常のタンブル形状が用いられている状況）を仮定して設定されたものである。尚、吸気バルブタイミングだけでなく、排気バルブタイミングについても運転状態に応じて変更される内燃機関であれば、排気バルブタイミングの影響も考慮して、点火時のプラグ近傍流速を推定してもよい。
次に、ＥＣＵ４０は、ステップ２０２において推定したプラグ近傍流速の推定値が所定流速値よりも低いか否かに基づいて、点火時の放電火花の吹き消え判定を実行する（ステップ２０４）。本ステップ２０４における所定流速値は、点火時の放電火花の吹き消え（放電切れ）の発生が懸念される状況であるか否かを判断するための閾値として予め設定されたものである。所定流速値は、例えば、混合気の着火性に影響を与える空燃比に応じて変更されるものであってもよい。
上記ステップ２０４において点火時のプラグ近傍流速が所定流速値よりも低いと判定された場合、すなわち、吹き消えの懸念される状況ではないと判断できる場合には、ＥＣＵ４０は、吸気非同期噴射を選択する（ステップ１１０）。一方、点火時のプラグ近傍流速が所定流速値以上であると判定された場合、すなわち、吹き消えの懸念される状況であると判断できる場合には、ＥＣＵ４０は、吸気同期噴射を選択する（ステップ１１２）。
以上説明した図１５に示すルーチンによれば、放電火花の吹き消えが懸念される高エンジン回転速度時において点火時のプラグ近傍流速が過剰に高くなるのを好適に抑制し、放電火花の吹き消えを防止することができる。
尚、上述した実施の形態１においては、通常のタンブル形状が前記第１の発明における「第１タンブル形状」に、ωタンブル形状が前記第１の発明における「第２タンブル形状」に、それぞれ相当している。また、ＥＣＵ４０が上記ステップ１０８〜１１４の処理を実行することにより前記第１の発明における「ガス流速制御手段」が実現されている。
また、吸気非同期噴射が前記第５の発明における「第１噴射形態」に、吸気同期噴射が前記第５の発明における「第２噴射形態」に、それぞれ相当している。また、ＥＣＵ４０が上記ステップ１０８〜１１４の処理を実行することにより前記第５の発明における「燃料噴射制御手段」が実現されている。
実施の形態２．
次に、図１６および図１７を参照して、本発明の実施の形態２について説明する。
本実施形態のシステムは、図１に示すハードウェア構成を用いて、ＥＣＵ４０に図１４に示すルーチンに代えて後述の図１７に示すルーチンを実行させることにより実現することができるものである。
（実施の形態２のシステム構成の説明）
図１６は、本発明の実施の形態２に係る内燃機関５０のシステム構成を説明するための模式図である。尚、図１６において、上記図１に示す構成要素と同一の要素については、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。
図１６に示すように、本実施形態の内燃機関５０は、ポート燃料噴射弁３０に加えて、筒内に燃料を直接噴射する筒内燃料噴射弁５２を備えている点において、上述した実施の形態１の内燃機関１０と相違している。
（実施の形態２の制御の特徴部分）
本実施形態においても、実施の形態１と同様に、ポート燃料噴射弁３０を用いた吸気非同期噴射と吸気同期噴射との間での燃料噴射形態の変更を利用して、エンジン回転速度に応じて通常のタンブル形状とωタンブル形状との間でタンブル流の形状が変更されるようになっている。そのうえで、本実施形態では、吸気同期噴射を選択する場合に、ポート燃料噴射弁３０と筒内燃料噴射弁５２とによる燃料噴射の総量に対するポート燃料噴射弁３０による燃料噴射の量の比率（以下、「ＰＦＩ比率」と称する）を吸気非同期噴射の選択時と比べて高めることとした。
（実施の形態２における特徴的な制御の具体例）
図１７は、本発明の実施の形態２における特徴的な制御を実現するために、ＥＣＵ４０が実行する制御ルーチンを示すフローチャートである。尚、図１７において、実施の形態１における図１４に示すステップと同一のステップについては、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。
図１７に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、ステップ１０８の判定が成立する場合（ＮＥ＜ＮＥ１）には、次いで、ポート燃料噴射弁３０の噴射形態として吸気非同期噴射を選択し、内燃機関５０の運転状態に応じてポート燃料噴射比率（以下、「ＰＦＩ比率」と略する）を決定するとともに、目標空燃比の下で要求トルクを実現するためのスロットル開度、燃料噴射量および点火時期のそれぞれの目標値を所定のマップ等に従って決定する（ステップ３００）。
一方、ステップ１０８の判定が不成立となる場合（ＮＥ≧ＮＥ１）には、ＥＣＵ４０は、次いで、ポート燃料噴射弁３０の噴射形態として吸気同期噴射を選択し、かつ、吸気非同期噴射の選択時（ステップ３００）と比べてＰＦＩ比率を増加するとともに、目標空燃比の下で要求トルクを実現するためのスロットル開度、燃料噴射量および点火時期のそれぞれの目標値を所定のマップ等に従って決定する（ステップ３０２）。ステップ３００または３０２の処理が実行された後には、ＥＣＵ４０は、選択された燃料噴射形態と決定された各種目標値（ＰＦ１比率を含む）とに従って、各種アクチュエータ（スロットルバルブ２２、ポート燃料噴射弁３０、点火プラグ３２および筒内燃料噴射弁５２）を制御する（ステップ３０４）。
以上説明した図１７に示すルーチンによれば、ポート燃料噴射弁３０と筒内燃料噴射弁５２とを併用する内燃機関５０においても、高エンジン回転速度時にポート燃料噴射弁３０を用いた吸気同期噴射を利用することで、ωタンブル形状のタンブル流の生成によって、点火時のプラグ近傍流速が過剰に高くなるのを抑制することができる。また、当該吸気同期噴射の利用時にＰＦＩ比率を高めることによって、ωタンブル形状のタンブル流をより確実に生成させられるようになる。
ところで、上述した実施の形態２においては、通常のタンブル形状のタンブル流を生成する場合にポート燃料噴射弁３０による吸気非同期噴射を行う例について説明を行った。しかしながら、ポート燃料噴射弁と筒内燃料噴射弁とを備える場合における本発明の第１噴射形態は、ポート燃料噴射弁による吸気非同期噴射を行うものに限られない。すなわち、この場合の第１噴射形態には、ポート燃料噴射弁３０を用いずに筒内燃料噴射弁５２を用いた燃料噴射が行われる形態も含まれる。また、ポート燃料噴射弁と筒内燃料噴射弁とを備える場合における本発明の第２噴射形態としては、任意のＰＦＩ比率でポート燃料噴射弁３０と筒内燃料噴射弁５２とを併用して行われる形態と、筒内燃料噴射弁５２を用いずにポート燃料噴射弁３０を用いて行われる形態とが想定される。このような噴射形態が採用される場合の制御ルーチンについて、後述の図１８を参照して説明する。尚、第１噴射形態として上記のようにポート燃料噴射弁３０を用いずに筒内燃料噴射弁５２が用いられる場合であっても、第２噴射形態の利用時のＰＦＩ比率は自ずと第１噴射形態の利用時よりも高められることになる。
図１８は、本発明の実施の形態２の変形例における特徴的な制御を実現するために、ＥＣＵ４０が実行する制御ルーチンを示すフローチャートである。尚、図１８において、実施の形態２における図１７に示すステップと同一のステップについては、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。
図１８に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、ステップ１０８の判定が成立する場合（ＮＥ＜ＮＥ１）には、次いで、筒内燃料噴射弁５２のみを用いる噴射形態を選択するとともに、目標空燃比の下で要求トルクを実現するためのスロットル開度、燃料噴射量および点火時期のそれぞれの目標値を所定のマップ等に従って決定する（ステップ４００）。
一方、ステップ１０８の判定が不成立となる場合（ＮＥ≧ＮＥ１）には、ＥＣＵ４０は、次いで、ポート燃料噴射弁３０と筒内燃料噴射弁５２とを用い、かつ、ポート燃料噴射弁３０の噴射形態として吸気同期噴射を選択するとともに、目標空燃比の下で要求トルクを実現するためのスロットル開度、燃料噴射量および点火時期のそれぞれの目標値を所定のマップ等に従って決定する（ステップ４０２）。なお、ステップ４０２では、ポート燃料噴射弁３０のみを用いるようにしてもよい。
また、実施の形態２およびその変形例においても、上述した実施の形態１と同様に、燃料噴射形態の切り替えは、エンジン回転速度が所定エンジン回転速度ＮＥ１以上であるか否かの判定に代え、点火時のプラグ近傍流速の推定値が所定流速値以上であるか否かの判定に基づいて実施されるものであってもよい。
尚、上述した実施の形態２においては、ＥＣＵ４０が上記ステップ１０８および３００〜３０４の処理を実行することにより前記第１および第５の発明における「噴射比率調整手段」がそれぞれ実現されている。
実施の形態３．
次に、図１９を参照して、本発明の実施の形態３について説明する。尚、以下に説明する本実施形態の制御内容は、上述した実施の形態１および２の制御の何れにも組み合わせて適用可能なものである。
（実施の形態３の制御の特徴部分）
図１９は、ωタンブル形状のタンブル流生成のためのポート燃料噴射弁３０による吸気同期噴射の利用方法の具体例を説明するための図である。
上述した実施の形態１、２においては、ωタンブル形状のタンブル流を生成するためにポート燃料噴射弁３０による吸気同期噴射を利用する制御について説明を行った。この場合の吸気同期噴射の利用手法は、より具体的には、ポート燃料噴射弁３０が担う燃料噴射量の全量を吸気同期噴射を用いて噴射するもの（燃料噴射期間の全体が吸気弁２６の開弁期間と重なるもの）であってもよい。その一方で、噴射燃料と吸入空気とのミキシングの促進という観点においては、吸気同期噴射よりも吸気非同期噴射の方が好ましいといえる。
そこで、本実施形態では、ωタンブル形状のタンブル流の生成時には、図１９に示すように、ポート燃料噴射弁３０の燃料噴射期間の一部を吸気弁２６の開弁期間と重ねることとした。すなわち、本実施形態の手法によれば、吸気弁２６が開くまでの燃料噴射期間の初期に噴射された燃料については吸入空気とのミキシングが吸気非同期噴射と同等に促進されることになる。そのうえで、吸気弁２６が開いてからの残りの燃料噴射期間に関しては、吸気弁２６の開弁期間と重なることで吸気同期噴射が行われることになる。尚、燃料噴射期間を複数回に分割して噴射可能な場合であれば、本実施形態のように、連続した１つの燃料噴射期間の一部が吸気弁の開弁期間と重なる態様のものに限らず、吸気非同期噴射と吸気同期噴射のために、独立した燃料噴射期間が与えられたものであってもよい。
以上説明した本実施形態の吸気同期噴射の利用手法によれば、噴射燃料と吸入空気とのミキシング性を担保しつつ、吸気同期噴射の利用によってωタンブル形状のタンブル流を生成させられるようになる。
その他．
上述した実施の形態１〜３においては、エンジン回転速度に応じて通常のタンブル形状とωタンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させることによって、リーンバーン運転領域における点火時のプラグ近傍流速を着火最適範囲内に収める制御について説明を行った。しかしながら、本発明におけるタンブル流の制御は、プラグ近傍流速を着火最適範囲内に積極的に制御するという構成を伴わずに、単に、エンジン回転速度に応じて通常のタンブル形状とωタンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させるものであってもよい。より具体的には、各実施形態において既述したように、あるエンジン回転速度領域内においてエンジン回転速度に応じて通常のタンブル形状とωタンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させることは、このようなタンブル形状の変更がなされない場合と比べ、当該エンジン回転速度領域内における点火時のプラグ近傍流速の変化を抑制させる効果をもたらす。したがって、エンジン回転速度に応じて通常のタンブル形状とωタンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させるという構成を純粋に備えることによって、混合気の燃料濃度が低い条件で行われるリーンバーン運転における混合気の着火性向上に資する火花点火式内燃機関の制御システムを提供できるようになるといえる。
また、上述した実施の形態１〜３においては、点火時のプラグ近傍流速が着火性に影響を受け易いリーンバーン運転時に対して本発明における特徴的な制御を適用した例について説明を行った。しかしながら、本発明の制御は、リーンバーン運転時に適用されるものに必ずしも限定されるものではなく、例えば、理論空燃比で運転される内燃機関に対して適用してもよい。
また、上述した実施の形態１〜３においては、図２に示すように１つのポート燃料噴射弁３０を用いて２つの吸気ポート１６ａに対して燃料を噴射する構成を例に挙げて説明を行った。しかしながら、本発明は、吸気ポート毎にポート燃料噴射弁を備えた構成（例えば、１つの気筒のために有する２つの吸気ポートのそれぞれに対してポート燃料噴射弁を備えた構成）において、各ポート燃料噴射弁による燃料の噴射方向が吸気弁のステム部に対して燃焼室の中央部側とされたものであってもよい。
１０，５０ 内燃機関
１２ ピストン
１４ 燃焼室
１６ 吸気通路
１６ａ 吸気ポート
１８ 排気通路
１８ａ 排気ポート
２０ エアフローメータ
２２ スロットルバルブ
２４ タンブルコントロールバルブ（ＴＣＶ）
２６ 吸気弁
２６ａ 吸気弁のステム部
２６ｂ 吸気弁の開口部
２８ 排気弁
３０ ポート燃料噴射弁
３２ 点火プラグ
３４ ＥＧＲ通路
３６ ＥＧＲバルブ
３８ 空燃比センサ
４０ ＥＣＵ(Electronic Control Unit)
４２ クランク角センサ
４４ 吸気カム角センサ
４６ スロットル開度センサ
４８ 吸気バルブタイミング機構
５２ 筒内燃料噴射弁

Claims (5)

  1. 燃焼室の上壁面の中央部付近に配置され混合気に点火するための点火プラグを備え、筒内にタンブル流が生成される火花点火式内燃機関の制御システムであって、
    吸気ポートに配置され、吸気弁の開弁期間中に燃料が噴射された場合には噴射燃料が当該吸気弁の開口部を通って前記燃焼室の中央部側に向かうように燃料の噴射方向が設定されたポート燃料噴射弁と、
    前記火花点火式内燃機関の筒内に燃料を直接噴射する筒内燃料噴射弁と、
    第１タンブル形状と第２タンブル形状との間でタンブル流の形状を変化させることで、点火時の前記点火プラグの周囲のガス流速を制御するガス流速制御手段と、
    を備え、
    前記第１タンブル形状は、点火時の前記点火プラグの周囲におけるガスの流れ方向が圧縮行程後半において吸気弁側から排気弁側に向かう方向となるものであって、
    前記第２タンブル形状は、筒内ガスが圧縮行程において圧縮されていく過程で、前記燃焼室を上方から見て回転方向が互いに逆となる２つのスワール流成分を有するタンブル流に変化することで、前記ガスの流れ方向が圧縮行程後半において前記吸気弁側から前記排気弁側に向かう方向から前記排気弁側から前記吸気弁側に向かう方向に反転するものであって、
    前記ガス流速制御手段は、前記ポート燃料噴射弁の燃料噴射期間の少なくとも一部を前記吸気弁の開弁期間と重ねることで前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させるものであって、
    前記ガス流速制御手段によって前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させる場合に、前記ポート燃料噴射弁と前記筒内燃料噴射弁とによる燃料噴射の総量に対する前記ポート燃料噴射弁による燃料噴射の量の比率を前記ガス流速制御手段によって前記第１タンブル形状のタンブル流を生成させる場合と比べて高める噴射比率調整手段を更に備えることを特徴とする火花点火式内燃機関の制御システム。
  2. 前記ガス流速制御手段は、エンジン回転速度が所定エンジン回転速度以上となる場合に、前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させることを特徴とする請求項１に記載の火花点火式内燃機関の制御システム。
  3. 前記ガス流速制御手段は、タンブル流の形状を前記第１タンブル形状と仮定して推定する点火時の前記点火プラグの周囲のガス流速が所定流速値以上となる場合に、前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させることを特徴とする請求項１に記載の火花点火式内燃機関の制御システム。
  4. 前記ガス流速制御手段は、前記第２タンブル形状のタンブル流を生成させる場合に、前記ポート燃料噴射弁の燃料噴射期間の一部を前記吸気弁の開弁期間と重ねることを特徴とする請求項１〜３の何れか１つに記載の火花点火式内燃機関の制御システム。
  5. 燃焼室の上壁面の中央部付近に配置され混合気に点火するための点火プラグを備え、筒内にタンブル流が生成される火花点火式内燃機関の制御システムであって、
    吸気ポートに配置され、吸気弁の開弁期間中に燃料が噴射された場合には噴射燃料が当該吸気弁の開口部を通って前記燃焼室の中央部側に向かうように燃料の噴射方向が設定されたポート燃料噴射弁と、
    前記火花点火式内燃機関の筒内に燃料を直接噴射する筒内燃料噴射弁と、
    前記吸気弁の開弁期間外に燃料噴射を行う第１噴射形態と、燃料噴射期間の少なくとも一部を前記吸気弁の開弁期間と重ねる第２噴射形態との間で、前記ポート燃料噴射弁による燃料の噴射形態を変更する燃料噴射制御手段と、
    を備え、
    前記第１噴射形態は、エンジン回転速度が所定エンジン回転速度よりも低い場合に使用され、前記第２噴射形態は、エンジン回転速度が前記所定エンジン回転速度以上である場合に使用され、
    前記燃料噴射制御手段が前記第２噴射形態を選択する場合に、前記ポート燃料噴射弁と前記筒内燃料噴射弁とによる燃料噴射の総量に対する前記ポート燃料噴射弁による燃料噴射の量の比率を前記第１噴射形態の選択時と比べて高める噴射比率調整手段を更に備えることを特徴とする火花点火式内燃機関の制御システム。
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