JP6712363B2 - 筒内直接噴射式内燃機関の制御方法 - Google Patents

Description

本発明は、筒内直接噴射式内燃機関の制御方法に関する。

近年、環境負荷を減少させるために、内燃機関の燃費向上に対する要求が高まっている。燃費向上のための方策として、排気ガスの一部を筒内に還流させることによって内燃機関の熱効率を向上させる、いわゆるＥＧＲ（Ｅｘｈａｕｓｔ Ｇａｓ Ｒｅｃｉｒｃｕｌａｔｉｏｎ）が知られている。しかし、排気ガスは不活性ガスであることから、ＥＧＲを実行することで筒内は混合気が燃焼し難い状態となる。そこで、ＥＧＲを実行した場合の燃焼の悪化を抑制するため、筒内のガス流動の強化が行われている。ガス流動が強化されると燃焼の悪化が抑制されるのは、いわゆる筒内乱れ強さが増して火炎伝播し易くなるためである。筒内流動を強化する方策としては、吸気通路に流動を制御する装置を設けたり、吸気ポートの形状をタンブル流動が強まる形状に設計したりすることが挙げられる。

また、燃費向上のための方策として、筒内に直接燃料を噴射する噴射弁から圧縮行程中に燃料を噴射し、噴射した燃料と空気との混合気を点火プラグ周りに偏在させて成層燃焼を行う制御も知られている。このような成層燃焼によれば、筒内全体としては理論空燃比よりリーンとすることができるので、燃費が向上する。

ところで、成層燃焼を行う内燃機関において、排気浄化用触媒の暖機促進等を目的として点火タイミングを大幅に（例えば圧縮上死点以降まで）遅角させる制御（以下、リタード燃焼ともいう）がＪＰ３９６３０８８Ｂに開示されている。

このリタード燃焼を、上述した筒内流動が強化されたエンジンで実施すると、点火プラグ周りに形成された混合気が、点火タイミングになるまでの間にガス流動によって流されてしまい、燃焼安定度が低下してしまうという問題がある。

そこで本発明では、点火タイミングを大幅に遅角させた場合にも安定したリタード燃焼を可能にする燃料噴射方法を提供することを目的とする。

本発明のある態様によれば、シリンダ内にタンブル流動を形成し、圧縮行程中に、シリンダ中心軸に対して吸気バルブ側のシリンダヘッドに設けた燃料噴射弁から、点火プラグ周りで燃焼させる燃料を噴射する成層噴射を行い、成層噴射で噴射された燃料が形成する混合気に点火プラグで火花点火する。さらに、圧縮行程中であって、成層噴射の前かつ噴射した燃料噴霧の噴霧重心線がタンブル流動の渦中心よりもシリンダ軸方向で燃焼室の天井面側を通過するタイミングで、燃料噴射弁から補助噴射を行う。

図１は、筒内直接噴射式内燃機関の燃焼室付近の概略構成図である。 図２は、強流動ポートの場合における、圧縮行程の後期における渦中心位置を示す図である。 図３は、弱流動ポートの場合における、圧縮行程の後期における渦中心位置を示す図である。 図４は、超リタード成層燃焼における燃料噴射タイミングを示すタイミングチャートである。 図５は、強流動ポートの場合における、成層噴射で噴射された燃料噴霧の軌跡を示す図である。 図６は、弱流動ポートの場合における、成層噴射で噴射された燃料噴霧の軌跡を示す図である。 図７は、補助噴射によるタンブル流動の移動を説明する為の図である。 図８は、燃焼室の天井面をピストン側から見た図である。 図９は、燃料噴射弁から噴射される燃料噴霧を示す図である。 図１０は、燃料噴射弁から噴射される燃料噴霧の他の例を示す図である。 図１１は、補助噴射の噴射タイミングの進角側限界及び遅角側限界を説明する為の図である。 図１２は、補助噴射によって得られる効果を説明するための図である。

以下、添付図面を参照しながら本発明の実施形態について説明する。

図１は、本実施形態を適用する筒内直接噴射式内燃機関（以下、「エンジン」ともいう）１の、燃焼室周辺の概略構成図である。なお、図１はひとつの気筒についてのみ示しているが、本実施形態は多気筒エンジンにも適用可能である。

エンジン１のシリンダブロック１Ｂはシリンダ２を備える。シリンダ２にはピストン３が往復動可能に収められている。ピストン３はコネクティングロッド１２を介して図示しないクランクシャフトと連結されており、クランクシャフトが回転することにより往復動する。また、ピストン３は冠面３Ａ（以下、ピストン冠面３Ａともいう）に後述するキャビティ１０を備える。

エンジン１のシリンダヘッド１Ａは凹状の燃焼室１１と、燃焼室１１とエンジン外部とを連通する吸気通路４及び排気通路５と、を備える。燃焼室１１は、いわゆるペントルーフ型に構成されており、吸気通路４の開口部には一対の吸気バルブ６が、排気通路５の開口部には一対の排気バルブ７がそれぞれ配置されている。そして、これら一対の吸気バルブ６及び一対の排気バルブ７に囲まれた燃焼室１１の略中心位置に、点火プラグ８がシリンダ２の軸線に沿うように配置されている。

吸気通路４には、シリンダ２に流入する空気量を調節するスロットルバルブ１３が配置されている。また、図１では詳細に表していないが、吸気通路４はシリンダ２内に高タンブル比のタンブル流動が生成される形状になっている。「タンブル比」とは、クランクシャフト１回転当たりのタンブルの回転数であり、ここではタンブル比が４〜５程度を超える場合を高タンブル比という。以下の説明において、高タンブル比のタンブル流動が生成される形状の吸気通路４を、強流動ポートともいう。これに対し、低タンブル比のタンブル流動が生成される吸気通路４を弱流動ポートともいう。

なお、吸気通路４に流路の一部を塞ぐタンブルコントロールバルブを設けることでもタンブル流動を生成できるが、タンブルコントロールバルブで流路の一部を塞ぐとエンジン１の高負荷時における吸入空気量を確保するのが難しくなる。このため、本実施形態では強流動ポートを用いることとする。

シリンダヘッド１Ａの、一対の吸気バルブ６に挟まれた位置には、燃料噴射弁９が燃焼室１１に臨むように配置されている。燃料噴射弁９から噴射される燃料噴霧の指向性については後述する。

吸気バルブ６及び排気バルブ７は、それぞれ図示しないカムシャフトにより開閉駆動される。なお、吸気側または排気側の少なくとも一方に可変動弁機構を配置して、開弁タイミング及び閉弁タイミングを可変制御し得るようにしてもよい。開弁タイミングとは開弁動作を開始するタイミング、閉弁タイミングとは閉弁動作を終了するタイミングである。可変動弁機構としては、カムシャフトのクランクシャフトに対する回転位相を変化させるものや、回転位相だけでなく各バルブの作動角も変化させ得るもの等、公知の機構を用いることができる。

排気通路５の排気流れ下流側には、エンジン１の排気ガスを浄化するための排気浄化触媒が介装されている。排気浄化触媒は、例えば三元触媒である。

ピストン３は、上述したようにピストン冠面３Ａにキャビティ１０を備える。キャビティ１０は、ピストン冠面３Ａにおいて吸気側に偏った位置に設けられている。そして、燃料噴射弁９は、ピストン３が圧縮上死点近傍にあるときに燃料噴射すれば燃料噴霧がこのキャビティ１０を指向するように配置されている。キャビティ１０は、衝突して跳ね返った燃料噴霧（図中のＢ）が点火プラグ８の方向へ向かうような形状になっている。

なお、キャビティ１０は、燃料噴霧が衝突するという条件を満たすのであれば、ピストン冠面３Ａの中央やその他の位置にあっても構わない。

エンジン１の燃料噴射量、燃料噴射タイミング、及び点火タイミング等は、コントローラ１００によりエンジン１の運転状態に応じて制御される。コントローラ１００は、中央演算装置（ＣＰＵ）、読み出し専用メモリ（ＲＯＭ）、ランダムアクセスメモリ（ＲＡＭ）及び入出力インタフェース（Ｉ／Ｏインタフェース）を備えたマイクロコンピュータで構成される。コントローラ１００を複数のマイクロコンピュータで構成することも可能である。

また、ここでいう燃料噴射タイミングとは、燃料噴射を開始するタイミングである。また、これらの制御を実行するために、エンジン１はクランクシャフト角度センサ、冷却水温センサ、吸入空気量を検出するエアフローメータ等の各種検出装置を備える。

ここで、タンブル比の大きさとタンブル流動の主流の渦中心（以下、単に「タンブル流動の渦中心」または「渦中心」ともいう）との関係について説明する。

図２、３は、いずれも圧縮行程の後期における渦中心位置（図中のＣ）を示しており、図２は強流動ポートの場合を、図３は弱流動ポートの場合をそれぞれ示している。なお、圧縮行程の後期とは、例えばクランク角で圧縮上死点前６０度程度のことをいう。また、図中の矢印がタンブル流動を示しており、矢印が太いほどタンブル比が高いことを示している。

渦中心は、強流動ポートの場合には図２に示すようにほぼシリンダ２の中心軸線上（以下、シリンダ２の中央ともいう）に位置するのに対し、弱流動ポートの場合には図３に示すようにシリンダ２の中央よりも排気側に位置する。これは、タンブル比が高くなるほど、つまりタンブル流動の強度が高くなるほど、渦中心は流動が最も安定するシリンダ２の中央に寄るためである。

次に、上記のような構成のエンジン１の、冷間始動時における制御について説明する。

まず、従来から知られている冷間始動時における制御について説明する。

冷間始動時における制御としては、排気浄化触媒の活性化を促進させるための超リタード成層燃焼が知られている（例えば特開２００８−２５５３５号公報）。冷間始動時には、低温という燃焼安定性の観点からは厳しい条件下で燃焼が行われることとなるので、燃焼安定性を確保し得るような制御が望まれる。

超リタード成層燃焼では、コントローラ１００は点火タイミングを膨張行程の前半の、例えば圧縮上死点後１０−３０ｄｅｇに設定する。また、コントローラ１００は１サイクルあたりに必要な燃料量を複数回に分けて噴射する、いわゆる多段噴射を実行する。２段噴射の場合には、コントローラ１００は１回目の燃料噴射タイミングを吸気行程の前半に設定し、２回目の燃料噴射タイミングを、圧縮行程の後半の、燃料噴霧が点火タイミングまでに点火プラグ８の周辺に到達し得るタイミングに設定する。

ここで、２段噴射の場合における１回目の燃料噴射量と２回目の燃料噴射量（成層噴射量）とについて説明する。

上述した超リタード成層燃焼で排出される排気ガスの空燃比は理論空燃比（以下、ストイキともいう）である。コントローラは一般的な燃料噴射量設定方法と同様に、１サイクル当たりの吸入空気量で完全燃焼させ得る燃料量（以下、トータル燃料量ともいう）を算出する。このトータル燃料量のうちの一部、例えば２０−９０重量％を１回目の噴射量とし、残りを２回目の噴射量とする。

なお、超リタード成層燃焼において、排気ガスの空燃比はストイキよりもリーンであっても構わない。

上記のように燃料噴射量を設定すると、１回目の燃料噴射で噴射された燃料噴霧は、キャビティ１０に衝突することなくシリンダ２内に拡散し、空気と混合して燃焼室１１の全域にストイキよりもリーンな均質混合気（図１のＡ）を形成する。そして、２回目の燃料噴射（成層噴射）で噴射された燃料噴霧（図１のＢ）は、キャビティ１０に衝突することによって巻き上げられ、点火プラグ８の近傍に到達し、点火プラグ８の周りにストイキよりもリッチな混合気を集中的に形成する。これにより燃焼室１１内の混合気は成層状態となる。この状態で点火プラグ８により火花点火すれば、失火が抑制された外乱に強い燃焼が行われる。ところで、上述した燃焼は成層燃焼であるが、点火タイミングが圧縮上死前である一般的な成層燃焼と区別するために、超リタード成層燃焼と称する。

なお、上述した１回目の燃料噴射を２回に分割して、１サイクルあたりに必要な燃料量を吸気行程に２回、圧縮行程に１回の合計３回に分けて噴射する３段噴射としてもよい。この場合、３回目の噴射が成層噴射となる。

ここで、超リタード成層燃焼における燃料噴射タイミングについて図４を参照して説明する。図４は、横軸がクランク角度のタイミングチャートである。図中のＩＴ１は１回目の燃料噴射タイミング、ＩＴ３は成層噴射の燃料噴射タイミング、ＩＴ２は本実施形態に特有の補助噴射である。この補助噴射については後述する。図中の実線Ａはタンブル比、つまりタンブル流動の強度を示している。なお、図中のＴＤＣは上死点を、ＢＤＣは下死点を意味する。

タンブル流動が燃費向上や排気エミッション低減に有効であることは知られている。タンブル流動は吸気バルブ６の開弁後に燃焼室１１に流入する吸気によって形成されるため、タンブル流動の強度は吸気行程中に徐々に高まる。しかし、ピストン３の下降に伴って燃焼室１１の容積が増大すると、タンブル流動の流速は低下する。このため、タンブル流動の強度は吸気行程中に最初のピーク（１ｓｔピーク）を迎え、低下に転じる。

圧縮行程に入ると、ピストン３の上昇に伴って燃焼室１１の容積が縮小することでタンブル流動の流速が上昇に転じ、これに応じてタンブル流動の強度も上昇に転じて２回目のピーク（２ｎｄピーク）を迎える。その後、ピストン３が更に上昇するとタンブル流動は押し潰されるので、タンブル流動の強度は徐々に低下し、やがてタンブル流動は消滅する。

ここで、図４に示すように、成層噴射の燃料噴射タイミングにおいてタンブル流動がまだ強度を保っている場合について検討する。

図５は、強流動ポートを備えるエンジン１において、タンブル流動が強度を保った状態で成層噴射を行った場合の燃料噴霧の動きを示す図である。

上述したように、強流動ポートを備えるエンジン１の場合、タンブル流動の渦中心はシリンダ２のほぼ中央に位置する。このため、キャビティ１０で跳ね返った燃料噴霧は、点火プラグ８の方向への動きがタンブル流動によって妨げられ、排気側方向へ進む。したがって、強流動ポートを備えるエンジン１の場合には、点火プラグ８周りに成層混合気を形成することが困難となる。換言すると、燃費性能の向上や排気低減のためにタンブル流動を強化するほど、超リタード成層燃焼においては成層混合気を形成することが困難となり燃焼安定度が低下してしまう。

なお、図６は弱流動ポートを備えるエンジン１において、タンブル流動が強度を保った状態で成層噴射を行った場合の、燃料噴霧の動きを示す図である。弱流動ポートの場合には、上述した通りタンブル流動の渦中心はシリンダ２の中央よりも排気側にあるため、タンブル流動は、キャビティ１０で跳ね返った燃料噴霧がシリンダ２の中央より排気側へ流れるのを防ぐエアカーテンの如く作用する。そもそも、弱流動ポートの場合はタンブル比が低いため、キャビティ１０で跳ね返った燃料噴霧の動きを妨げる作用は小さい。したがって、弱流動ポートの場合には、超リタード成層燃焼を行う際に成層混合気を形成することが困難になるという課題が生じない。

次に、強流動ポートを備えるエンジン１において、超リタード成層燃焼の燃焼安定度を向上させるための燃料噴射制御について説明する。

図７は、本実施形態にかかる燃料噴射制御の概要を説明するための図である。

本実施形態では、圧縮行程中かつ成層噴射よりも前のタイミングで補助噴射を行うことにより、タンブル流動をシリンダ中央よりも排気側に移動させる。タンブル流動が移動するメカニズムは次の通りである。

（ａ）に示すように、燃料噴霧が渦中心よりもシリンダ軸線方向で燃焼室１１の天井面側、つまり渦中心の上側を通過するタイミングで補助噴射を行うと、図中に破線矢印で示したようにタンブル流動の上側の流速が増加する。これにより、（ｂ）に示すようにタンブル流動の上側に負圧領域が発生する。そして、タンブル流動は、負圧に引きつけられることによってシリンダ中央よりも排気側に移動する。これにより、図６で説明した弱流動ポートの場合と同様に、タンブル流動がエアカーテンとして機能するので、成層噴射で噴射されてキャビティ１０で跳ね返った燃料が排気側へ流れることを抑制できる。その結果、点火プラグ８周りに成層混合気を形成することが可能となる。

なお、図７では燃料噴霧の噴霧ビームが一本であるが、燃料噴射弁９がいわゆるマルチホールタイプの場合には、複数の噴霧ビームの噴霧重心線が図７の噴霧ビームに相当すると考えればよい。

ここで、噴霧重心について説明する。

図８は、燃焼室１１の天井面をピストン側から見た図である。以下の説明では、燃料噴射弁９の先端（以下、「噴射弁先端」ともいう）を基点とし、基点とシリンダ２の中心軸とを通過する軸をＸ軸、図６中でＸ軸と直交する軸をＹ軸とする。なお、Ｘ軸及びＹ軸に直交する軸、つまり基点からシリンダ２のシリンダ中心軸線に沿って伸びる軸をＺ軸とする。

図９は、燃料噴射弁９から噴射される燃料噴霧を示す図である。燃料噴射弁９は、複数の噴孔を有する、いわゆるマルチホールタイプの噴射弁である。燃料噴射弁９の噴孔は６個であり、各噴孔から噴射される６本の噴霧ビームＢ１−Ｂ６が傘状に広がるものとする。各噴霧ビームの先端を含む円の中心を噴霧重心Ｃとし、噴射弁先端Ｂと噴霧重心Ｃとを通過する直線を噴霧重心線とする。

なお、燃料噴射弁９は、図８に示すように各噴孔から噴射される燃料量が等しく、かつ複数の噴霧ビームが均等な間隔で形成されるものに限られない。例えば、図１０に示すような、各噴孔からの噴射量が異なる燃料噴射弁９を使用してもよい。この場合の噴霧重心Ｃ及び噴霧重心線は、次の通りである。

図１０は、流量が異なる３本の噴霧ビームを、上述したＸ−Ｚ平面に投影した図である。噴霧ビームの流量は、噴霧ビーム１＞噴霧ビーム２＞噴霧ビーム３である。

噴霧ビームの中心軸に沿う方向のベクトルを噴霧ビームベクトル（図中のベクトル１−３）とする。噴霧ビームベクトルの大きさは、噴霧ビームの流量に比例するものとする。

この場合、図示するようにベクトル１−３の合成ベクトルを噴霧重心ベクトルとする。これにより、噴霧重心Ｃ及び噴霧重心線が定まる。

このように噴霧ビームベクトルを用いて噴霧重心Ｃ及び噴霧重心線を定義すれば、噴孔数や各噴孔の流量が異なる場合にも幅広く対応することができる。

また、噴霧重心Ｃの定義は、上述した２通りに限られるわけではない。本実施形態の作用効果を奏することができるのであれば、上述した２通りの定義とは異なる定義であってもよい。

次に、補助噴射の噴射タイミングについて説明する。

図１１は、補助噴射の噴射タイミングと渦中心の移動量との関係、及び補助噴射の噴射タイミングとピストン上空の空気流速（以下、ピストン上空流速ともいう）との関係を示す図である。横軸が補助噴射の噴射タイミング［ｄｅｇ．ＡＴＤＣ］である。なお、ピストン上空流速は、コンピュータ等を用いた数値流体力学（ＣＦＤ：Computational Fluid Dynamics）により算出する。

補助噴射の噴射タイミングが遅くなるほど、燃料噴霧の進行方向がタンブル流動の中心に近づくことになって、上述した負圧の生成が困難になる。つまり、補助噴射の噴射タイミングが遅くなるほどタンブル流動を排気側に移動させ難くなる。このため、図１１に示すように、補助噴射の噴射タイミングが進角側になるほど、渦中心の排気側への移動量が大きくなる。本実施形態でタンブル流動の渦中心を排気側へ移動させるのは、成層噴射により噴射された燃料噴霧が点火プラグ８周りに混合気を形成できるようにするためである。そこで、渦中心の移動量が上記目的を達成する最小移動量となるときの噴射タイミング（図１１中のＩＴｌｉｍｉｔ２）を、補助噴射の噴射タイミングの遅角側限界とする。なお、補助噴射の噴射タイミングが遅角側限界よりも進角側であれば、噴霧重心線はタンブル流動の渦中心よりもシリンダ軸線方向で燃焼室１１の天井面側を通過する。

また、補助噴射の噴射タイミングが早くなるほど、燃料噴霧がタンブル流動を強化する効果も大きくなり、ピストン上空流速が高くなる。このため、補助噴射の噴射タイミングが早過ぎると、強流動ポートで生成されるタンブル比が高くなるほど、キャビティ１０で跳ね返った燃料噴霧が、ピストン上空の流動によって燃料噴霧が拡散され易くなる。その結果、成層混合気の安定状態を維持することが難しくなる。そこで、成層混合気の安定状態を維持し得るピストン上空流速の最大値（図９の破線Ａ）を、コンピュータ等を用いて算出し、この最大値となるときの噴射タイミング（図１１中のＩＴｌｉｍｉｔ１）を、補助噴射の噴射タイミングの進角側限界として設定する。

なお、上記説明では補助噴射の噴射タイミングの進角側限界をピストン上空流速に基づいて設定しているが、これに限られるわけではない。上記説明において、ピストン上空流速は成層噴射で噴射された燃料噴霧を拡散する流動の強さの指標として用いている。したがって、例えば、点火プラグ８周りの流速や、いわゆる乱れ強さ等のように、流動の強さの指標となる値であればピストン上空流速に代えて用いることができる。点火プラグ８周りの流速が高いほど、点火プラグ８周りに形成された成層混合気が拡散され易くなる。そこで、成層混合気の安定状態を維持し得る点火プラグ８周りの流速の最大値となるときの噴射タイミングを補助噴射の進角側限界とすることもできる。また、シリンダ２内全体の乱れが強いほど、補助噴射で噴射された燃料噴霧は、キャビティ１０から点火プラグ８周りまでの移動中及び点火プラグ８周りに成層混合気を形成した後に拡散され易い。そこで、成層混合気の安定状態を維持し得る乱れ強さの最大値となるときの噴射タイミングを、補助噴射の進角側限界とすることもできる。

次に、本実施形態による効果について説明する。

図１２は、燃焼重心位置と燃焼安定度との関係、及び燃焼重心位置と排温及びＨＣ排出量との関係を示す図である。図中の比較例は、強流動ポートを備えるエンジンで補助噴射を行わない場合である。なお、燃焼重心位置は、１回の火花点火による総熱発生量の５０％の熱発生が終了した時点におけるクランク角であり、単位は［ｄｅｇ．ＡＴＤＣ］である。

本実施形態も比較例も、燃焼重心位置が遅角側になるほど燃焼は不安定になる。ただし、比較例はタンブル流動の渦中心がシリンダ２の中央にあるため成層混合気の安定維持が難しいのに対し、本実施形態では補助噴射によってタンブル流動を排気側へ移動させるので、より遅角側まで燃焼安定限界よりも高い燃焼安定度を維持できる。

燃焼重心位置が遅角側になるほど排温が上昇する。このため、排気浄化触媒の暖機を促進させるためには、燃焼重心位置を、燃焼安定限界よりも高い燃焼安定度を維持できる範囲でできるだけ遅角側にすることが望ましい。

したがって、本実施形態は比較例よりも排温を高めることができ、排気浄化触媒の暖機をより促進することができる。

また、排温が高いということは、燃料の燃え残りが少ないということである。つまり、排温が高いほどＨＣ排出量は少なくなる。ＨＣ排出量には法規制等による上限値（図中のＨＣ排出限界）がある。本実施形態では上述した範囲内で補助噴射を行うことで、燃焼重心位置を、燃焼安定度が燃焼安定限界より高く、かつＨＣ排出量がＨＣ排出限界より少ないＣＡ３にできる。

これに対して比較例では、燃焼安定度が燃焼安定限界となる燃焼重心位置ＣＡ１において、ＨＣ排出量がＨＣ排出限界よりも多くなってしまう。一方、比較例においてＨＣ排出量がＨＣ排出限界となるＣＡ２にすると、燃焼安定度が燃焼安定限界よりも低くなってしまう。

なお、本実施形態では、ＨＣ排出量がＨＣ排出限界となる燃焼重心位置ＣＡ２より遅角側であれば、燃焼安定度を維持しつつＨＣ排出量をＨＣ排出限界以下に抑制できる。

以上のように本実施形態では、シリンダ２内にタンブル流動を形成し、圧縮行程中に、シリンダヘッド１Ａのシリンダ中心軸に対して吸気バルブ６側に設けた燃料噴射弁９から、点火プラグ８周りで燃焼させる燃料を噴射する成層噴射を行い、成層噴射で噴射された燃料が形成する混合気に点火プラグ８で火花点火する。そして、圧縮行程中であって、成層噴射の前かつ噴射した燃料噴霧の噴霧重心線がタンブル流動の渦中心よりもシリンダ軸方向で燃焼室１１の天井面側を通過するタイミングで、燃料噴射弁９から補助噴射を行う。これにより、タンブル流動がシリンダ２の中央よりも排気側へ移動して、エアカーテンの如く作用するので、成層噴射で噴射された燃料噴霧が点火プラグ８周りに成層混合気を形成することができる。その結果、安定した燃焼が可能となる。

また、本実施形態では、補助噴射後のシリンダ２内のガス流動が成層噴射で噴射された燃料噴霧を点火プラグ８周りに移動する間または点火プラグ８周りに到達した後に拡散する強度となる補助噴射の噴射タイミングを進角側限界とし、補助噴射を進角側限界よりも後のタイミングで行う。補助噴射の噴射タイミングを進角するほどタンブル流動を強化する効果が高くなるので、強流動ポートで生成されるタンブル流動のタンブル比や補助噴射の噴射圧等によっては、渦中心が排気側へ移動した後に残る流動によって成層噴射で噴射された燃料噴霧が拡散してしまうおそれがある。この点、本実施形態では補助噴射の進角側限界を設けるので、上記の燃料噴霧の拡散を抑制できる。

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。

Claims (3)

1. シリンダ内にタンブル流動を形成し、
   圧縮行程中に、シリンダ中心軸に対して吸気バルブ側のシリンダヘッドに設けた燃料噴射弁から、点火プラグ周りで燃焼させる燃料をピストンに設けたキャビティに向けて噴射する成層噴射を行い、
   前記成層噴射で噴射された燃料が前記キャビティに衝突することによって前記点火プラグ周りに形成する混合気に点火プラグで火花点火する、
   筒内直接噴射式内燃機関の制御方法において、
   圧縮行程中であって、前記成層噴射の前かつ噴射した燃料噴霧の噴霧重心線が前記タンブル流動の渦中心よりもシリンダ軸方向で燃焼室の天井面側を通過するタイミングで、前記燃料噴射弁から補助噴射を行うことによって前記タンブル流動をシリンダ中央よりも排気側に移動させる、筒内直接噴射式内燃機関の制御方法。
2. 請求項１に記載の筒内直接噴射式内燃機関の制御方法において、
   前記補助噴射の後のシリンダ内のガス流動の強度が、成層混合気の安定状態が維持される最大値となる前記補助噴射の噴射タイミングを進角側限界とし、前記補助噴射を前記進角側限界よりも後のタイミングで行う筒内直接噴射式内燃機関の制御方法。
3. シリンダ内にタンブル流動を形成する流動形成装置と、
   シリンダ中心軸に対して吸気バルブ側のシリンダヘッドに設けた燃料噴射弁と、
   前記シリンダ内に臨むように設けられた点火プラグと、
   前記流動形成装置と前記燃料噴射弁と前記点火プラグとを制御する制御部と、
   を備え、
   前記制御部が、
   前記シリンダ内にタンブル流動を形成し、
   圧縮行程中に前記燃料噴射弁から前記点火プラグ周りで燃焼させる燃料をピストンに設けたキャビティに向けて噴射する成層噴射を行い、
   前記成層噴射で噴射された燃料が前記キャビティに衝突することによって前記点火プラグ周りに形成する混合気に点火プラグで火花点火する、
   筒内直接噴射式内燃機関の制御装置において、
   前記制御部は、
   圧縮行程中であって、前記成層噴射の前かつ噴射した燃料噴霧の噴霧重心線が前記タンブル流動の渦中心よりもシリンダ軸方向で燃焼室の天井面側を通過するタイミングで、前記燃料噴射弁から補助噴射を行うことによって前記タンブル流動をシリンダ中央よりも排気側に移動させる、筒内直接噴射式内燃機関の制御装置。

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