(57)【要約】機関の温度が低い暖気運転時等において、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降として、燃焼室内での熱発生を遅れさせる。これによって、多量の未燃ＨＣや酸素、一酸化炭素が含まれる排気（排ガス）が排気通路に排出される。そこで、排気通路内に排気流に乱れを生じさせる乱流生成手段を設けることで、それらのＨＣや酸素、一酸化炭素などの混合を促進する。これにより、排気通路内でＨＣが燃焼せしめられ、排気温度が上昇すると同時にＨＣを効果的に低減でき、さらに、排気が高温となることから、排気浄化用触媒コンバータを早期に活性化させることも可能となる。
2005017348.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
点火プラグによる点火時期を制御する燃焼制御手段と、排気通路内において排気流に乱れを生じさせる乱流生成手段と、を備え、前記燃焼制御手段は、機関の温度が所定温度より低い場合に、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすることを特徴とする火花点火機関。
【請求項２】
燃料を燃焼室内で層状化する燃料層状化手段を備え、前記燃焼制御手段は、機関の温度が所定温度より低い場合に、前記燃料層状化手段により、燃焼室内において燃料を層状化させることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項３】
燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁を備え、前記燃焼制御手段は、機関の温度が所定温度より低い場合に、前記燃料噴射弁に、圧縮行程で燃料噴射を行わせることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項４】
排気通路内において排気流に乱れを生じさせる乱流生成手段と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、該燃料噴射弁による燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、を備え、前記燃料噴射制御手段は、機関の温度が所定温度より低い場合に、前記燃料噴射弁に、膨張行程で燃料噴射を行わせることを特徴とする火花点火機関。
【請求項５】
点火プラグによる点火時期を制御する点火時期制御手段と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、該燃料噴射弁による燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、を備え、前記燃料噴射弁から噴射される燃料噴霧の点火プラグ方向のペネトレーションが、ピストン方向のペネトレーションよりも長くされ、機関温度が所定温度よりも低い場合に、前記燃料噴射制御手段は、前記燃料噴射弁に、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半で燃料噴射を行わせ、前記点火時期制御手段は、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすることを特徴とする火花点火機関。
【請求項６】
点火プラグによる点火時期を制御する点火時期制御手段と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、該燃料噴射弁による燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、燃焼室内に順方向の縦渦を生成する縦渦生成手段と、を備え、機関温度が所定温度よりも低い場合に、前記縦渦生成手段は、燃焼室内に順方向の縦渦を生成し、前記燃料噴射制御手段は、前記燃料噴射弁に、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半で燃料噴射を行わせ、前記点火時期制御手段は、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすることを特徴とする火花点火機関。
【請求項７】
点火プラグによる点火時期を制御する点火時期制御手段と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、該燃料噴射弁による燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、燃焼室内に順方向の縦渦を生成する縦渦生成手段と、を備え、前記燃料噴射弁から噴射される燃料噴霧の点火プラグ方向のペネトレーションが、ピストン方向のペネトレーションよりも長くされ、機関温度が所定温度よりも低い場合に、前記縦渦生成手段は、燃焼室内に順方向の縦渦を生成し、前記燃料噴射制御手段は、前記燃料噴射弁に、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半で燃料噴射を行わせ、前記点火時期制御手段は、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすることを特徴とする火花点火機関。
【請求項８】
燃焼室内に生成する順方向の縦渦の強さを調節する縦渦調節手段と、機関の回転変動又はトルク変動の大きさを検出する変動検出手段と、を備え、前記回転変動又はトルク変動の大きさが所定値以下になるように、前記縦渦調節手段が前記縦渦の強さを調節するとともに、前記点火時期制御手段が点火時期を可及的に遅角させることを特徴とする請求項６に記載の火花点火機関。
【請求項９】
燃焼室内に生成する順方向の縦渦の強さを調節する縦渦調節手段と、機関の回転変動又はトルク変動の大きさを検出する変動検出手段と、を備え、前記回転変動又はトルク変動の大きさが所定値以下になるように、前記縦渦調節手段が前記縦渦の強さを調節するとともに、前記点火時期制御手段が点火時期を可及的に遅角させることを特徴とする請求項７に記載の火花点火機関。
【請求項１０】
点火プラグによる点火時期を制御する点火時期制御手段と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、該燃料噴射弁による燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、前記燃料噴射弁に供給する燃料の圧力を調節する燃圧調節手段と、機関の回転変動又はトルク変動の大きさを検出する変動検出手段、を備え、機関温度が所定温度よりも低い場合に、前記燃料噴射制御手段は、前記燃料噴射弁に、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半で燃料噴射を行わせ、前記回転変動又はトルク変動の大きさが所定値以下になるように、前記燃圧調節手段が燃料圧力を調節するとともに、前記点火時期制御手段が点火時期を可及的に遅角させることを特徴とする火花点火機関。
【請求項１１】
最も遅い燃料噴射の開始時期と点火開始時期との時間間隔が、９ｍｓ以上であることを特徴とする請求項３に記載の火花点火機関。
【請求項１２】
排気通路内に排気流に乱れを生じさせる乱流生成手段を備えることを特徴とする請求項５に記載の火花点火機関。
【請求項１３】
吸気ポートに燃料を噴射する燃料噴射弁を備え、前記燃焼制御手段は、機関の温度が所定温度より低い場合に、前記燃料噴射弁に、吸気行程で燃料噴射を行わせることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項１４】
前記乱流生成手段は、排気通路における、暖機運転時に排気温度が６００℃以上となる部位に設けられていることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項１５】
前記乱流生成手段は、排気通路における最上流部から下流に向けて５００ｍｍ以内の部位に設けられていることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項１６】
排気通路における前記乱流生成手段が設けられている部位付近の通路断面積が、少なくともその上流の部位の通路断面積より大きくされていることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項１７】
前記乱流生成手段は、排気通路を横切るように並設された複数の棒状体ないし板状体で構成されていることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項１８】
前記乱流生成手段は、格子状体ないし蜘蛛の巣状体で構成されていることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項１９】
前記乱流生成手段は、構成メンバの間隔が、排気通路中心部に比して内壁面側の方が狭くされていることを特徴とする請求項１７に記載の火花点火機関。
【請求項２０】
前記乱流生成手段は、排気通路内壁面から内方に向けて突出する複数個の突起物又は環状物で構成されていることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項２１】
前記乱流生成手段は、排気通路内壁面に設けられた段差部で構成されていることを特徴とする請求項１に記載の火花点火機関。
【請求項２２】
前記乱流生成手段は、排気通路とシリンダヘッドとの間に配在されるガスケットと一体化されていることを特徴とする請求項１７に記載の火花点火機関。
【請求項２３】
前記乱流生成手段は、排気通路とシリンダヘッドとの間に配在されるガスケットに挟持又は隣接配置されていることを特徴とする請求項１７に記載の火花点火機関。
【請求項２４】
前記乱流生成手段は、電気加熱可能とされていることを特徴とする請求項１７に記載の火花点火機関。
【請求項２５】
前記乱流生成手段は、カルマン渦が生成される臨界レイノルズ数をＲｅｃ、暖機運転時における排気通路内の平均排気速度をＵｅ、排ガスの動粘性係数をνとしたとき、前記構成メンバの幅が、Ｒｅｃ・ν／Ｕｅ以上とされていることを特徴とする請求項１７に記載の火花点火機関。
【請求項２６】
排気通路において排気流に乱れを生じさせるとともに、機関の温度が所定温度より低い場合に、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすることを特徴とする火花点火機関の燃焼制御方法。
【請求項２７】
機関の温度が所定温度より低い場合に、燃焼室内において燃料を層状化させることを特徴とする請求項２６に記載の燃焼制御方法。
【請求項２８】
機関の温度が所定温度より低い場合に、圧縮行程で燃料噴射を行うことを特徴とする請求項２６に記載の燃焼制御方法。
【請求項２９】
排気通路において排気流に乱れを生じさせるとともに、燃焼室内に直接燃料を噴射するようにされ、機関の温度が所定温度より低い場合に、膨張行程で燃料噴射を行うことを特徴とする火花点火機関の燃焼制御方法。
【請求項３０】
噴射される燃料噴霧の点火プラグ方向のペネトレーションを、ピストン方向のペネトレーションよりも長くし、機関温度が所定温度よりも低い場合に、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半で燃料噴射を行うとともに、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすることを特徴とする火花点火機関の燃焼制御方法。
【請求項３１】
機関温度が所定温度よりも低い場合に、燃焼室内に順方向の縦渦を生成し、かつ、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半で燃料噴射を行うとともに、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすることを特徴とする火花点火機関の燃焼制御方法。
【請求項３２】
噴射される燃料噴霧の点火プラグ方向のペネトレーションを、ピストン方向のペネトレーションよりも長くし、機関温度が所定温度よりも低い場合に、燃焼室内に順方向の縦渦を生成し、かつ、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半で燃料噴射を行うとともに、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすることを特徴とする火花点火機関の燃焼制御方法。
【請求項３３】
機関の回転変動又はトルク変動の大きさが所定値以下になるように、燃焼室内で生成される順方向の縦渦の強さを調節するとともに、点火時期を可及的に遅角することを特徴とする請求項３１に記載の燃焼制御方法。
【請求項３４】
機関温度が所定温度よりも低い場合に、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半で燃料噴射を行い、機関の回転変動又はトルク変動の大きさが所定値以下になるように、噴射される燃料の圧力を調節するとともに、点火時期を可及的に遅角することを特徴とする火花点火機関の燃焼制御方法。
【請求項３５】
最も遅い燃料噴射の開始時期と点火開始時期との時間間隔を、９ｍｓ以上とすることを特徴とする請求項２８に記載の燃焼制御方法。
【請求項３６】
吸気ポートに燃料を噴射するようにされ、機関の温度が所定温度より低い場合に、吸気行程で燃料噴射を行うことを特徴とする請求項２６に記載の燃焼制御方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】  本発明は、火花点火機関及びその燃焼制御方法に係り、特に、機関の温度が低い暖機運転時等において、ＨＣ（未燃炭化水素）の外部への排出量を効果的に低減できるとともに、排気浄化用触媒を速やかに活性化することができるようにした火花点火機関及びその燃焼制御方法に関する。
【背景技術】  火花点火機関の始動時、特に、機関温度が低い場合（冷機時）には、噴射された燃料は低温の吸気通路壁面や吸気弁、燃焼室壁面、ピストン冠面等に衝突し、衝突した壁面上に大量の燃料液膜が形成される。低温壁面上の液膜は気化が悪いため燃焼が悪化し、排気中に多量のＨＣ（未燃炭化水素）が排出されるおそれがある。また、冷機時には触媒が未活性であるため、触媒による排気の浄化効率が低く、排気が悪化（ＨＣ等の有害成分排出量が増加）する。
これを解決すべく、例えば、特開平１１−２９４１５７号公報に見られるように、排気マニホールドに容積部を備えた筒内噴射式火花点火機関において、膨張行程中に燃焼室内に燃料を噴射し、排気マニホールドの容積部で排気を滞留させ、排気中のＨＣを燃焼させ、排気を昇温させることが知られている。
ところで、冷機時においては、できるだけ早く触媒コンバータを活性化温度に昇温したいため、触媒コンバータを排気温度の高い燃焼室近くに配置したいという要求がある。しかし、前記公報に記載されている機関のように、排気マニホールドに容積部を設けると、触媒コンバータを燃焼室に近づけることが困難となる。また、容積部の存在及び容積部内のガスの熱容量が大きくなることに起因して、機関始動直後では、排気温度が上がりにくくなるおそれがある。
さらに排気マニホールドの容積部によって排気干渉が起こり、機関の最大出力が低下するおそれもある。
かかる点に鑑み本発明は、機関の温度が低い暖機運転時等において、ＨＣの外部への排出量を効果的に低減できるとともに、排気浄化用触媒を速やかに活性化することができ、さらには、煤の発生や回転変動、トルク変動等も抑えることができる火花点火機関及びその燃焼制御方法を提供することを目的とする。
【発明の開示】
前記目的を達成すべく、本発明に係る火花点火機関は、点火プラグによる点火時期を制御する燃焼制御手段と、排気通路内において排気流に乱れを生じさせる乱流生成手段と、を備え、前記燃焼制御手段は、機関の温度が所定温度より低い場合に、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすることを特徴としている。
このように、機関の温度が低い暖気運転時等において、点火時期を通常運転時よりも遅い、圧縮行程上死点直前又はそれ以降とすると（例えば、通常運転時には上死点前３０°ＣＡ前後であるのに対し、暖気運転時には上死点前１０°ＣＡ以降とすると）、燃焼室内での熱発生が遅れるため、排気（排ガス）内に未燃ＨＣや酸素、一酸化炭素などが多く含まれるが、排気通路内に排気流に乱れを生じさせる乱流生成手段を設けることで、これらのＨＣや酸素、一酸化炭素などの混合が促進され、排気通路内でＨＣの酸化（燃焼）が急速に進む。これにより、排気温度が上昇すると同時にＨＣを効果的に低減でき、さらに、排気が高温となることから、排気浄化用触媒コンバータを早期に活性化させることも可能となる。
好ましい態様では、さらに、燃料を燃焼室内で層状化する燃料層状化手段を備え、前記燃焼制御手段は、機関の温度が所定温度より低い場合に、前記燃料層状化手段により、燃焼室内において燃料を層状化させるようにされる。
また、他の好ましい態様では、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁を備え、前記燃焼制御手段は、機関の温度が所定温度より低い場合に、前記燃料噴射弁に、圧縮行程で燃料噴射を行わせるようにされる。
このように、圧縮行程で燃料噴射を行うとともに、燃焼室内において燃料を層状化させることにより、点火時期において、点火プラグ周りに、過濃な混合気が形成され、点火プラグから離れた、燃焼室の外周部には、比較的希薄な混合気が形成される。このため、混合気は膨張行程と排気行程において、燃焼室内では完全には燃焼することなく、排気行程で、排気通路に多くのＨＣ、一酸化炭素（ＣＯ）、水素（Ｈ２）、酸素（Ｏ２）等を含んだ排気が排出される。ここで、排気通路内には、乱流生成手段が設けられているため、排気通路内に排出されたＨＣ、ＣＯ、Ｈ２、Ｏ２の混合が促進され、ＨＣの酸化反応（燃焼）が急速に進む。この結果、排気通路内の排気温度が上昇し、また、ＨＣ濃度が低下する。これにより、暖気運転時のＨＣ濃度が下げられるとともに、高温の排気により触媒コンバータを、排気浄化効率の高い温度（活性化温度）にまで、早期に昇温できる。
一方、本発明に係る火花点火機関の他の好ましい態様は、点火プラグによる点火時期を制御する点火時期制御手段と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、該燃料噴射弁による燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、を備え、前記燃料噴射弁から噴射される燃料噴霧の点火プラグ方向のペネトレーションが、ピストン方向のペネトレーションよりも長くされ、機関温度が所定温度よりも低い場合に、前記燃料噴射制御手段は、前記燃料噴射弁に、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半で燃料噴射を行わせ、前記点火時期制御手段は、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とするようにされる。
このように、ピストン側のペネトレーション（飛距離）を、点火プラグ側のペネトレーション（飛距離）より短くすることにより、ピストンへの液膜形成（燃料付着）を抑えつつ、点火プラグ周りに理論空燃比よりリッチな混合気を形成できる。これにより、ピストン液膜形成による煤（スモーク）の発生が抑制される。また、点火時期を相当遅角しても安定に燃焼できる。また、点火プラグ周りにリッチ混合気が集中するため、燃焼が遅く、排気通路内でＨＣが酸化燃焼する。これにより、排気温度が上昇し、ＨＣが減少するとともに、触媒コンバータを速やかに活性化温度へ昇温させることができる。
さらに、本発明に係る他の好ましい態様の火花点火機関は、点火プラグによる点火時期を制御する点火時期制御手段と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、該燃料噴射弁による燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、燃焼室内に順方向の縦渦を生成する縦渦生成手段と、を備え、機関温度が所定温度よりも低い場合に、前記縦渦生成手段は、燃焼室内に順方向の縦渦を生成し、前記燃料噴射制御手段は、前記燃料噴射弁に、理論空燃比近傍となるように圧縮行程の後半には燃料噴射を行わせ、前記点火時期制御手段は、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とするようにされる。
前記のように、燃焼室内に順方向の縦渦を生成することで、燃料のピストンへの付着が一層減少し、また、点火プラグ周りにリッチ混合気を集めやすくできる。これにより、煤の発生を抑えるとともに、点火時期をさらに遅角させることが可能となり、これによって、一層の排気温度上昇とＨＣの低減が可能となる。
また、さらに別の好ましい態様の火花点火機関は、点火プラグによる点火時期を制御する点火時期制御手段と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、該燃料噴射弁による燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、燃焼室内に順方向の縦渦を生成する縦渦生成手段と、を備え、前記燃料噴射弁から噴射される燃料噴霧の点火プラグ方向のペネトレーションが、ピストン方向のペネトレーションよりも長くされ、機関温度が所定温度よりも低い場合に、前記縦渦生成手段は、燃焼室内に順方向の縦渦を生成し、前記燃料噴射制御手段は、前記燃料噴射弁に、理論空燃比近傍となるように少なくとも圧縮行程の後半には燃料噴射を行わせ、前記点火時期制御手段は、点火時期を圧縮行程上死点直前又はそれ以降とするようにされる。
燃料噴霧に前記の如くの特定のペネトレーション形態を保たせるとともに、順方向の縦渦を生成することにより、それらの組み合わせによる相乗効果が得られ、ピストンへの燃料付着をさらに抑制でき、また、点火プラグ周りへのリッチ混合気形成も、より確実に行える。
より好ましい態様では、燃焼室内に生成する順方向の縦渦の強さを調節する縦渦調節手段と、機関の回転変動又はトルク変動の大きさを検出する変動検出手段と、を備え、前記回転変動又はトルク変動の大きさが所定値以下になるように、前記縦渦調節手段が前記縦渦の強さを調節するとともに、前記点火時期制御手段が点火時期を可及的に遅角させるようにされる。
このように、燃焼室内の縦渦の強さを、機関の回転変動又はトルク変動が所定値以下になるように制御することで、より一層の点火時期の遅角化が可能となり、排気の昇温、ＨＣの低減をより効率よく行える。
さらに、好ましい態様では、点火プラグによる点火時期を制御する点火時期制御手段と、燃焼室内に直接燃料を噴射する燃料噴射弁と、該燃料噴射弁による燃料噴射時期を制御する燃料噴射制御手段と、前記燃料噴射弁に供給する燃料の圧力を調節する燃圧調節手段と、機関の回転変動又はトルク変動の大きさを検出する変動検出手段、を備え、機関温度が所定温度よりも低い場合に、前記燃料噴射制御手段は、前記燃料噴射弁に、理論空燃比近傍となるように少なくとも圧縮行程の後半には燃料噴射を行わせ、前記回転変動又はトルク変動の大きさが所定値以下になるように、前記燃圧調節手段が燃料圧力を調節するとともに、前記点火時期制御手段が点火時期を可及的に遅角させるようにされる。
このように、燃料の圧力を、機関の回転変動又はトルク変動が所定値以下になるように制御することで、より一層の点火時期の遅角化が可能となり、排気の昇温、ＨＣの低減をより効率よく行える。
一方、本発明に係る火花点火機関の好ましい態様においては、前記のように、乱流生成手が備えられる。この乱流生成手段は、好ましくは、排気通路内に配在されて排気流に強制的に乱れを生じさせるとともに、その乱れを可及的に増大させるもので、例えば、排気通路を横切るように並設された複数の棒状体ないし板状体で構成されてもよいし、格子状体ないし蜘蛛の巣状体等で構成されてもよい。この場合、好ましくは、構成メンバの間隔が、排気通路中心部に比して内壁面側の方が狭くされる。
また、乱流生成手段としては、他に、排気通路内壁面から内方に向けて突出する複数個の突起物又は環状物、あるいは、排気通路内壁面に設けられた段差部で構成されていてもよいし、排気通路（排気マニホールド）とシリンダヘッドとの間に配在されるガスケットと一体化、あるいは、そのガスケットに挟持又は隣接配置されていてもよい。
【図面の簡単な説明】  図１は、本発明に係る火花点火機関の第１実施形態を示す概略構成図である。
図２は、図１に示される機関の燃焼室周りを示す透視斜視図である。
図３は、第１実施形態で使用される乱流生成具を示す排気通路断面図。
図４は、図３のＡ−Ａ断面図である。
図５は、図３に示される乱流生成具の構成メンバの断面形状例を示す図である。
図６は、第１実施形態で使用される燃料噴射弁の一例を示す側面図である。
図７は、図６に示される燃料噴射弁の要部拡大図である。
図８は、図６に示される燃料噴射弁の拡大底面図である。
図９は、図６に示される燃料噴射弁における燃料噴霧の形状を示す側面図である。
図１０は、図９のＡ−Ａ断面図である。
図１１は、第１実施形態で使用される燃料噴射弁の他の例を示す側面図である。
図１２は、図１１に示される燃料噴射弁の要部拡大図である。
図１３は、図１１に示される燃料噴射弁の拡大底面図である。
図１４は、図１１に示される燃料噴射弁における燃料噴霧の形状を示す側面図である。
図１５は、図１４のＡ−Ａ断面図である。
図１６は、第１実施形態で使用される燃料噴射弁の別の例を示す側面図である。
図１７は、図１６に示される燃料噴射弁の要部拡大図である。
図１８は、図１７のＡ−Ａ断面における燃料の流れを示す図である。
図１９は、図１８のＢ−Ｂ断面での、燃料の旋回方向速度分布を示す図である。
図２０は、図１６に示される燃料噴射弁における燃料噴霧の形状を示す側面図である。
図２１は、図２０のＡ−Ａ断面図である。
図２２は、第１実施形態における機関始動直後の燃焼制御のフローチャートである。
図２３は、第１実施形態における暖機運転時での、吸気行程における空気流動を示す図である。
図２４は、第１実施形態における暖機運転時での、圧縮行程（中期）における空気流動及び燃料噴霧形態を示す図である。
図２５は、第１実施形態における暖機運転時での、圧縮行程（後期）における混合気の挙動を示す図である。
図２６は、第１実施形態における暖機運転時での、点火時期における混合気の挙動を示す図である。
図２７は、第１実施形態における暖機運転時での、排気行程における排ガス流動を示す図である。
図２８は、乱流生成具が設けられた排気通路内の排気流の乱れについての説明に供される図である。
図２９は、第１実施形態における暖機運転時の、タンブル生成弁の開度に対する、機関回転変動率の関係を示す図である。
図３０は、タンブル生成弁の開度の定義の説明に供される図である。
図３１は、暖機運転時において、タンブル生成弁の開度が過度に小さく、燃焼室内の順タンブル流が強すぎる場合の、燃焼室内の圧縮行程後期での混合気挙動を示す図である。
図３２は、暖機運転時において、タンブル生成弁の開度が過度に小さく、燃焼室内の順タンブル流が強すぎる場合の、燃焼室内の点火時期での混合気挙動を示す図である。
図３３は、暖機運転時において、タンブル生成弁の開度が過度に大きく、燃焼室内の順タンブル流が弱すぎる場合の、燃焼室内の圧縮行程後期での混合気挙動を示す図である。
図３４は、暖機運転時において、タンブル生成弁の開度が過度に大きく、燃焼室内の順タンブル流が弱すぎる場合の、燃焼室内の点火時期での混合気挙動を示す図である。
図３５は、第１実施形態における暖機運転時の点火時期制御の手順を示したフローチャートである。
図３６は、第１実施形態における暖機運転時での、タンブル生成弁開度の最適化制御のフローチャートである。
図３７は、第１実施形態における暖機運転時の点火時期制御の他の手順を示したフローチャートである。
図３８は、第１実施形態における暖機運転時の燃圧の最適化制御のフローチャートである。
図３９は、本発明に係る火花点火機関の第２実施形態の概略構成図である。
図４０は、図３９に示される機関の燃焼室周りの構成を示す概略平面図である。
図４１は、第２実施形態における機関始動直後の燃焼制御のフローチャートである。
図４２は、第２実施形態の吸気行程における燃焼室内の空気、燃料挙動を示す図である。
図４３は、第２実施形態の圧縮行程における燃焼室内の空気、燃料挙動を示す図である。
図４４は、第２実施形態の点火時期における燃焼室内の空気、燃料挙動を示す図である。
図４５は、第２実施形態の排気行程における排気挙動を示す図である。
図４６は、本発明の機関で使用される乱流生成具の一例を示す図。
図４７は、本発明の機関で使用される乱流生成具の他の例を示す図。
図４８は、本発明の機関で使用される乱流生成具の他の例を示す図。
図４９は、本発明の機関で使用される乱流生成具の他の例を示す図。
図５０は、本発明の機関で使用される乱流生成具の他の例を示す図。
図５１は、図５０のＡ−Ａ断面図。
図５２は、本発明の機関で使用される乱流生成具の他の例を示す図。
図５３は、図５２のＡ−Ａ断面図。
図５４は、本発明の機関で使用される乱流生成具の他の例を示す図。
図５５は、本発明の機関で使用される乱流生成具の他の例を示す図。
図５６は、排気通路における乱流生成具が配備されている部分を示す断面図。
図５７は、二重管構造の排気通路を示す断面図。
図５８は、本発明の機関で使用される乱流生成具の他の例を示す断面図。
図５９は、図５８の乱流生成具の側面図。
図６０は、本発明の機関で使用される乱流生成具をガスケットと一体にした例を示す図。
図６１は、本発明の機関で使用されるガスケットを示す図。
図６２は、乱流生成具が組み込まれた板状構造体を示す図
図６３は、図６２の板状構造体を図６１のガスケット間に挿入して取り付けた状態を示す図。
図６４は、乱流生成具の構成メンバの幅の定義の説明に供される排気通路断面図である。
図６５は、乱流生成具を設けた排気通路内のコンピュータシミュレーション結果であり、排気の流速ベクトル図である。
図６６は、乱流生成具を設けた排気通路内のコンピュータシミュレーション結果であり、非燃焼時のＨＣ濃度等高線図である。
図６７は、乱流生成具を設けた排気通路内のコンピュータシミュレーション結果であり、燃焼時のＨＣ濃度等高線図である。
図６８は、実機台上試験による排気通路内のＨＣ濃度の計測結果である。
図６９は、筒内噴射式火花点火機関の台上試験で用いた燃料噴霧の縦断層写真である。
図７０は、本発明に係る筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時での、ＨＣ濃度の実機計測結果であり、燃料の噴射時期から点火時期までの時間間隔と、ＨＣ濃度との相関を示す図である。
図７１は、本発明に係る筒内噴射式火花点火機関における暖機運転時での、スモーク濃度の実機計測結果であり、燃料の噴射時期から点火時期までの時間間隔と、スモーク濃度との相関を示す図である。
【発明を実施するための最良の形態】  以下、本発明を実施するための幾つかの実施形態を図面を参照しながら説明する。
［第１実施形態］
図１は、本発明に係る筒内噴射式火花点火機関の第１実施形態の全体構成図であり、図２は、図１に示される機関の燃焼室周りを示す透視斜視図である。
図１及び図２に示される筒内噴射式火花点火機関１Ａは、シリンダヘッド２６と、シリンダブロック１７と、シリンダブロック１７に摺動自在に嵌挿されたピストン７と、により燃焼室２５が画成されている。ピストン７の冠面には、断面円弧状の底面（円筒面）１８ａと三日月ないし半月状の側面１８ｂを持つ凹溝１８が設けられている。
燃焼室２５には、それぞれ２本ずつ吸気通路１５（の吸気ポート１５ａ）と排気通路１６（の排気ポート１６ａ）が開口している。各吸気通路１５及び排気通路１６の吸気ポート１５ａ及び排気ボート１６ａには、それらを開閉すべく、それぞれ吸気弁１３及び排気弁１４が配在されている。
燃焼室２５の吸気ポート１５ａ側には、燃料噴射弁５が臨設され、燃料噴射弁５から燃焼室２５内に直接燃料が噴射供給されるようになっている。燃料噴射弁５は、前記２つの吸気ポート１５ａ間に配在され、燃焼室２５の中心軸に対して傾いて取り付けられている。燃焼室２５の中心軸と燃料噴射弁５の中心軸がなす角度は、例えば、５０°から７０°である。燃料噴射弁５には、燃料タンク２７と燃料ポンプ２３とが、それぞれ燃料配管２４によって接続されている。燃料ポンプ２３は、燃焼室２５内の圧力が高い場合でも、燃料噴射弁５から充分に微粒化された燃料を噴射するため、燃料タンク２７から供給される燃料を加圧する。このときの燃料圧力は、例えば３〜１２ＭＰａであり、燃料噴射弁５から噴射される燃料噴霧のザウタ平均直径は、例えば１５〜３０μｍである。
燃料ポンプ２３によって加圧される燃料の圧力は、機関制御ユニット（ＥＣＵ）６からの燃圧制御信号４３により、例えば３〜１２ＭＰａの範囲で任意に調圧可能とされる。
また、燃焼室２５の天井部中央には、点火プラグ４が設けられ、その電極部４Ｅが燃焼室２５内部に突き出している。点火プラグ４の電極４Ｅの構造は沿面電極タイプ又はセミ沿面タイプが耐汚損性の高さから望ましい。沿面電極、セミ沿面電極の点火プラグ構造については既に広く公知であるため、ここではその詳細説明は割愛する。
点火プラグ４は、図示しない点火コイルにより電気エネルギーが供給され、電極４Ｅにより放電し、混合気の点火を行うものであるが、このとき点火プラグ４には、できるだけ高い電気エネルギーを供給することが、リッチな混合気の安定着火と、電極４Ｅの耐汚損性の高さから望ましい。点火プラグ４に供給する電気エネルギーは、例えば７０〜１１０ｍＪである。
また、点火コイルから点火プラグ４に供給する電気エネルギーが、複数回に分割されるものでもよい。例えば、トータル１００ｍＪの電気エネルギーを２回に分割し、１回目で３０ｍＪの電気エネルギーを放電し、２回目で残り７０ｍＪの電気エネルギーを放電するものである。１回目と２回目の放電時間間隔は、例えば１ｍｓである。
排気通路１６の下流部には、図示はしていないが、触媒コンバータが設けられている。触媒コンバータとしては、三元触媒コンバータ、ＮＯｘ吸着触媒コンバータ、ＨＣ吸着触媒コンバータ等を用いることができる。また、種類の異なる複数の触媒コンバータを組み合わせて使ってもよい。また、１つの触媒コンバータで、これら複数の触媒コンバータの機能を複合しているもの（ハイブリッド触媒コンバータ）でもよい。
排気通路１６の壁面への熱伝導によって、排気温度が低下しないように、排気通路１６を、例えば二重管構造にすること、薄肉化すること等が望ましい。
二重管構造の排気通路は、図５７に示される如くに、内側の管１６ｉ（排気通路）の外側に、空気層ＬＹを挟んで、さらに管壁１６ｏを設けた構造であり、空気層ＬＹによって、断熱効果が高く、排気温度が低下しにくい。また、二重管の間の空気層を真空層にすることで、空気の対流熱伝導が無くなるため、さらに断熱効果が高くなる。
また、薄肉化した排気通路は、通常の排気通路に比べ、排気通路の熱容量を下げて、排気の熱によって容易に温度が上がるようにしたものである。いずれにしても、排気通路の温度を昇温することで、排気温度の低下を抑えることができる。
また、吸気通路１５の上流部には、図示はしていないが、スロットル弁が設けられており、このスロットル弁の開度により、燃焼室２５内に充填される空気量が制御される。また、前記スロットル弁は、電子制御スロットル弁であり、該スロットル弁の開度は、ＥＣＵ６からのスロットル弁開度信号３６によって調整される。
吸気通路１５内には、吸気行程において燃焼室２５内に順方向の縦渦１９（以下、順タンブル流）を生成するための、吸気通路１５の下半分を開閉するタンブル生成弁１２が設けられている。このタンブル生成弁１２は、その弁軸２２に直結された駆動モータ２１により回動せしめられるようになっており、その開度は、ＥＣＵ６から駆動モータ２１に供給されるタンブル生成弁開度信号３５により調整される。タンブル生成弁１２が全閉状態（吸気通路１５の下半分を完全に塞いだ状態）のとき、燃焼室２５内に最も強い順タンブル流が生成され、この全閉状態からタンブル生成弁１２を略９０度回転させた状態（空気の流れ方向と平行）にすると、燃焼室２５内の順タンブル流が最も弱くなる。
ＥＣＵ６には、一定クランク角毎（例えば３０°ＣＡ毎）にパルス信号を出力する、回転角センサ３７からの回転角信号３８と、７２０°ＣＡ毎にパルス信号を出力する、基準位置センサ４０からの基準位置信号４１と、が入力される。ＥＣＵ６は、これら回転角信号３８と基準位置信号４１から機関回転速度Ｎｅと、基準クランク位置を検知する。
そして、本実施形態においては、排気通路１６内（排気マニホールド内）に、排気流に乱れを生じさせるとともに、その乱れを増大させる乱流生成具５０が設けられている。乱流生成具５０は、後述する暖機運転時において、燃焼室２５から排出される排気温度が充分に高い位置に取り付けることが望ましく、その位置は、排気通路１６の最上流部（排気ポート１６ａ）から下流方向に、概ね５００ｍｍ以内である。また、後述する暖機運転時における、乱流生成具５０の取り付け位置の排気温度は、概ね６００℃以上である。
次に、本実施形態で用いられる乱流生成具５０の一例（５０Ａ）の構成について、図３〜図５を参照しながら説明する。
図３は、乱流生成具５０Ａが設けられた排気通路１６部分の断面を示している。また、図４は、図３のＡ−Ａ断面を示している。
図示の乱流生成具５０Ａは、排気流れ方向に直交するように（妨げるように）等間隔で平行に並設された複数本の棒状材５０ａからなっている。
前記棒状材５０ａの断面形状としては、図５（Ａ）〜（Ｅ）に示される如くに、円形、正方形、長方形、三角形等、いずれでもよく、また、異なる断面形状の棒状材５０ａ（又は板状材）を組み合わせて用いてもよい。
乱流生成具５０Ａは、高温の排気に曝されるため、例えば純鉄、炭素鋼、ステンレス、セラミックなど、融点が１５００℃以上の材料で形成されることが望ましい。
次に、本実施形態で使用される燃料噴射弁５（５Ａ、５Ｂ、５Ｃ）及びそれから噴射される燃料の噴霧について説明する。
図６に全体が示されている燃料噴射弁５の一例（５Ａ）は、図７に要部（図６の破線で囲まれた領域Ｘ）の断面が、さらに、図８に要部の底面が示されているように、その先端側に噴口部２８を有し、この噴口部２８は、円錐弁２９と、円錐弁２９に接続されたプランジャ３０と、噴霧に旋回力を与えるスワラー３１と、噴射口３２と、軸方向溝３３と、径方向溝３４と、を備えている。噴口部２８の先端に設けられた噴射口３２は左右対称ではなく、その一部に切欠き３２ａが設けられている。図示の例では、切欠き３２ａは、１８０°の範囲で設けられている。
円錐弁２９が開くと、軸方向溝３３、径方向溝３４に燃料が流れ、スワラー３１によって、旋回力が与えられた燃料が、噴射口３２から噴射される。噴射口には切欠き３２ａが設けられているため、図１に示される如くに、点火プラグ４に向かうリード噴霧２０Ｌとピストン７に向かう主噴霧２０Ｍとが形成される。
ここで、図８において、矢印ＩＧＮ−Ｐ方向が点火プラグ４側であり、矢印ＰＳＴＮ方向がピストン７側である。即ち、噴射口３２の切欠き３２ａが点火プラグ４側を向くように、燃料噴射弁５を設置することにより、リード噴霧２０Ｌが点火プラグ４に向い、主噴霧２０Ｍがピストン７に向かうようにされる。
これを、図９、図１０（図９のＡ−Ａ断面図）を参照しながら詳しく説明するに、燃料噴射弁５の噴射口３２から噴射される燃料噴霧の形状は、噴射口に切欠き３２ａが設けられているため、左右対称ではないものである。燃料噴射弁５の中心線に対するリード噴霧２０Ｌの噴霧角θ１は、例えば３０°に、また、主噴霧２０Ｍの噴霧角θ２は、例えば２０°に設定される。
また、燃料噴霧の断面形状は、噴射口３２に設けられた切欠き３２ａにより、噴霧の一部に隙間２０Ａのある形状となる。また、点火プラグ４に向かうリード噴霧２０Ｌの流量密度は、主噴霧２０Ｍより高くなる。そのため、リード噴霧２０Ｌのペネトレーション（飛距離）Ｌ１は主噴霧２０Ｍのペネトレーション（飛距離）Ｌ２に比べ長くなる。主噴霧２０ＭのペネトレーションＬ２に対するリード噴霧２０ＬのペネトレーションＬ１の比Ｌ１／Ｌ２は、ここでは、１．３〜１．５である。
なお、リード噴霧２０Ｌの噴霧角θ１や、主噴霧２０Ｍの噴霧角θ２は、噴射口３２に設けた切欠き３２ａの形状によって種々変更することが可能である。
図１１は、燃料噴射弁５の他の例（５Ｂ）の側面を、また、図１２は、その要部（図１１の破線で囲まれた領域Ｘ）の断面が、さらに、図１３に要部の底面が示されているように、燃料噴射弁５Ｂの噴口部２８は、リード噴霧２０Ｌを生成する燃料噴射口３２Ｃと、主噴霧２０Ｍを生成する燃料噴射口３２Ｄを有する構造となっている。燃料噴射口３２Ｃは、燃料噴射弁を機関に取り付けたときに、リード噴霧２０Ｌが点火プラグ電極を指向するように、燃料噴射弁５Ｂの中心軸に対して角度θ８だけ傾けて形成されている。
また、図１３に示すように、燃料噴射口３２Ｃは、径が燃料噴射口３２Ｄより大きく形成されている。さらに、燃料噴射口３２Ｄは径が小さく、運転に必要な燃料量を噴射するために噴口を複数設けると共に、配置する位置を分散させて主噴霧２０Ｍの噴霧密度が小さくなるようにしている。
図１４は、前記燃料噴射弁５Ｂから噴射される燃料噴霧の形状を示す側面図、図１５は、図１４のＡ−Ａ断面図である。
図示のように、燃料噴射弁５Ｂの燃料噴射口３２Ｄから噴射される主噴霧２０Ｍの形状は、周方向に均一な形状である。また、燃料噴射弁５Ｂの噴射口３２Ｃからは、高圧のリード噴霧２０Ｌが噴射される。主噴霧２０Ｍとリード噴霧２０Ｌ間の角度θ１０は、例えば０〜１０°となるものである。
噴射口３２Ｃから噴射されるリード噴霧２０Ｌの噴霧密度は、噴射口３２Ｄから噴射されるリード噴霧２０Ｍの噴霧密度に比べ高いため、リード噴霧２０ＬのペネトレーションＬ１は主噴霧２０ＭのペネトレーションＬ２に比べ長くなる。主噴霧２０ＭのペネトレーションＬ２に対するリード噴霧２０ＬのペネトレーションＬ１の比Ｌ１／Ｌ２は、例えば１．３〜１．５である。
図１６に全体が示されている燃料噴射弁５の他の別の例（５Ｃ）は、図１７に要部（図１６の破線で囲まれた領域Ｘ）の断面が示されているように、燃料噴射弁５Ｃの噴口部２８は、円錐弁２９と、円錐弁２９に接続されたプランジャ３０と、噴霧に旋回力を与えるスワラー３１と、噴射口３２と、軸方向溝３３と、径方向溝３４とを備えている。本例においては、噴口部２８の先端に設けられた噴射口３２の軸方向は、燃料噴射弁５Ｃの中心軸に対してθ５の角度だけ偏向している。噴口３２は、燃料噴射弁５Ｃを機関に取り付けたときに、点火プラグ４側に偏向するように、偏向方向が決められている。
円錐弁２９が開くと、軸方向溝３３、径方向溝３４に燃料が流れ、旋回力が与えられた燃料が、噴射口３２から噴射される。噴射口３２が噴射弁５の中心軸に対して偏向しているため、噴霧の形状は、噴射弁５Ｃの中心軸に対して非対称となる。
図１８は、図１７に示される燃料噴射弁５Ｃの噴射口３２のＡ−Ａ断面における燃料の流れを示している。前述したように、燃料はスワラー３１によって旋回力を与えられるため、噴射口３２の内部で燃料は旋回する。噴射口３２が燃料噴射弁５の中心軸に対して偏向しているため、噴射口３２内での燃料の旋回中心ＳＣは、噴射口３２の中心から、ＰＳＴＮ側へ、ずれた位置になる。
図１９は、図１８におけるＡ−Ａ断面での、燃料の旋回方向速度分布を示している。噴射口燃料の旋回中心ＳＣが、燃料噴射弁５の中心軸からずれるため、ＩＧＮ−Ｐ側での燃料の旋回方向速度は、ＰＳＴＮ側での燃料の旋回方向速度よりも遅くなる。
図２０は、燃料噴射弁５Ｃから噴射される燃料噴霧の形状を示す側面図、図２１は、図２０のＡ−Ａ断面図である。噴射口３２が、燃料噴射弁５の中心軸に対して偏向しているため、燃料の噴射方向は、噴射口３２の偏向方向に曲がったものとなる。また、偏向側（ＩＧＮ−Ｐ側）のペネトレーションＬ１は、その反対側（ＰＳＴＮ側）のペネトレーションＬ２に比べ長くなる。これは、以下の理由による。
図１９に示したように、ＩＧＮ−Ｐ側の旋回方向速度が、ＰＳＴＮ側の旋回方向速度より遅いため、噴射口３２内の燃料に働く遠心力は、ＩＧＮ−Ｐ側が、ＰＳＴＮ側に比べ弱い。従って、噴射口３２直下で形成される液膜厚さは、ＩＧＮ−Ｐ側で厚く、ＰＳＴＮ側で薄くなる。これにより、ＩＧＮ−Ｐ側の液膜の微粒化が、ＰＳＴＮ側の微粒化に比べて悪く、ＩＧＮ−Ｐ側の粒径が、ＰＳＴＮ側の粒径に比べて大きくなる。このため、本燃料噴射弁５Ｃから噴射される噴霧は、ペネトレーションの長いリード噴霧２０ＬがＩＧＮ−Ｐ側に形成され、ペネトレーションの短い主噴霧２０ＭがＰＳＴＮ側に形成される。
なお、本発明の実施形態における燃料噴射弁の種々の構成について、説明したが、本発明の実施形態における燃料噴射弁５（５Ａ、５Ｂ、５Ｃ）では、燃料噴射弁内の弁体のバウンシングによる二次噴射が、できるだけ発生しないことが望ましい。すなわち、ＥＣＵからの噴射信号に伴い、燃料噴射弁内の弁体（例えば円錐弁）が所定時間開き、燃料が噴射されるのであるが、噴射の所定時間が経過して燃料噴射弁内の弁体が閉じた直後に、弁体が跳ね返って（バウンシング）、余剰の燃料が噴射される（二次噴射）ことがある。この二次噴射で噴射される燃料は、一般に粒径が大きいため、貫徹力が強く、また気化が悪いため、ピストンの冠面などに付着し、煤（スモーク）、ＨＣの発生原因になる。
そこで、例えば特開２００１−３８４０号公報に記載されているように、燃料噴射弁のノズルとプランジャ間に緩衝器を形成することで、弁体のバウンシングを抑制し、二次噴射の発生を防止することが望ましい。
次に、本実施形態における火花点火機関における機関始動直後の暖機運転での動作について説明する。
まず、暖機運転制御全体の流れを示す。
図２２は、本実施形態における火花点火機関における機関始動直後の燃焼制御のフローチャートを示す。機関１Ａが図示しないスターターによって起動されると、図１に示す水温センサ８によって、機関の冷却水２の温度が検出され、冷却水温度信号９がＥＣＵ６に入力される（３０１）。ＥＣＵ６は、水温センサ８によって検出された機関冷却水２の温度Ｔｗと、予め設定された基準温度Ｔｃとの比較を行い（３０２）、冷却水温Ｔｗが基準温度Ｔｃより低い場合に、後述する機関の暖機運転制御を行う。また、冷却水温Ｔｗが基準温度Ｔｃより高い場合には、非暖機運転制御を行う（３０７）。ここで、非暖機運転制御３０７とは、例えば、機関の燃費効率が最も高くなるように、燃料の噴射時期、点火時期、タンブル生成弁の開度が設定される運転制御を指す。また、非暖機運転制御３０７とは、例えば三元触媒コンバータでのＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘの浄化効率を最も高くするように、空燃比を理論空燃比（Ａ／Ｆ＝１４．７）に設定する運転制御を指す。また、非暖機運転制御３０７とは、例えば機関の要求トルクが高いときに、ノッキングを防止するために、空燃比を若干リッチ（Ａ／Ｆ＝１１〜１２）に設定する運転制御を指す。
冷却水温Ｔｗが基準温度Ｔｃより低く、暖機運転制御が選択された場合は、ＥＣＵ６から図示しないスロットル弁に開度信号を送り、スロットル弁開度がＥＣＵから指定された角度に設定される（３０３）。このときのスロットル弁開度は、燃焼室内２５の空燃比を１４〜１７に設定し、かつ、点火時期を−１０〜３０°ＡＴＤＣに設定した状態で、暖機運転に必要な機関出力と回転数（機関出力は、図示平均有効圧で、例えば２００〜２５０ｋＰａ、機関回転数は、例えば１０００〜２０００ｒｐｍ）を保つのに必要な空気量を、燃焼室２５内に充填できる開度として設定される。このときの空気量は、例えば、体積効率で５０％程度である。次に、ＥＣＵ６からタンブル生成弁駆動モータ２１へタンブル生成弁開度信号３５が送られ、タンブル生成弁１２が予め決められた所定の開度に設定される（３０４）。タンブル生成弁の角度は、暖機運転時に機関の回転変動が所定の回転変動より小さくなる位置として、予め予備試験等で決められるものである。例えば、タンブル生成弁１２の開度は、図１に示すように全閉である。即ち、吸気通路１５の断面下部がタンブル生成弁１２によって完全に閉塞された状態である。さらに、圧縮行程の後半で、燃焼室２５内の空燃比が１４〜１７になるように、ＥＣＵ６から燃料噴射弁５へ、燃料噴射信号１１が送られ、燃料噴射弁５から燃焼室２５内に向けて燃料が噴射される（３０５）。燃料噴射弁５から燃料噴射を始める時期は例えば圧縮上死点前８０〜５０°ＣＡである。また、燃料噴射弁５からの燃料噴射期間は、例えば１．５〜２．５ｍｓである。また、燃料の圧力は例えば３〜１１ＭＰａである。燃料噴射に引き続いて、ＥＣＵ６から点火プラグ４へ点火信号１０が送られ、−１０〜３０°ＡＴＤＣの範囲で、点火プラグ４により点火される（３０６）。なお、燃料の噴射開始から点火までの時間間隔は、９ｍｓ以上とすることが望ましい。従って、例えば機関回転数が１２００ｒｐｍにおいて、燃料の噴射開始時期が圧縮上死点前７０°ＣＡの場合には、点火時期は−５°ＡＴＤＣ以降であることが望ましい。
次に、本実施形態における火花点火機関１Ａにおける暖機運転時での燃焼室内での燃料噴霧、混合気の挙動について説明する。
本実施形態における火花点火機関１Ａにおける、暖機運転時での、吸気行程においては、図２３に示すように、吸気通路１５内のタンブル生成弁１２が閉じられているために、吸気通路１５内では、空気は吸気通路１５の上部に沿って流れる。また、吸気通路１５内のタンブル生成弁１２が閉じられているために、吸気通路１５の断面積が小さくなり、吸気通路１５内を流れる空気流速は、タンブル生成弁１２が開いている場合に比べ、速くなる。吸気通路１５の上部を沿って高速に流れる空気は、吸気弁１３の開口部を通って、燃焼室２５内へ流入し、図２３に示すように燃焼室２５内に順タンブル流１９を生成する。このときの順タンブル流の強さは、例えば、タンブル比（タンブルの平均角速度／クランク角の角速度）で、２〜４である。
吸気行程に続く圧縮行程では、吸気弁１３が閉じられ、ピストン７が上死点に向かって上昇する。ピストン７の上昇に伴い燃焼室２５内の容積が小さくなり、燃焼室２５の形状が扁平になってくるが、ピストン７の冠面に設けられた凹溝１８によって、圧縮行程の後半においても燃焼室２５内の順タンブル流１９は崩壊することなく保たれる。
図２４に示すように、圧縮行程の後半で、ＥＣＵ６から燃料噴射弁５へ噴射信号１１が送られ、燃料噴射弁５から燃焼室２５内へ燃料が噴射される。このときの燃料噴射量は、燃焼室２５内の平均空燃比が１４〜１７程度となるように噴射期間、燃料圧力が調整される。燃料の噴射開始時期は、例えば圧縮上死点前８０〜５０°ＣＡであり、噴射期間は、例えば、１．５〜２．５ｍｓである。また、燃料の圧力は例えば３〜１１ＭＰａである。
図２４に示すように、本実施形態において、燃料噴射弁５より噴射される燃料噴霧は、前述したように、点火プラグ４側に向かうリード噴霧２０Ｌと、ピストン７側に向かう主噴霧２０Ｍから構成される。また、前述したように、リード噴霧２０Ｌのペネトレーションは、主噴霧２０Ｍのペネトレーションに比べ長い。点火プラグ４を指向するリード噴霧２０Ｌは、燃焼室２５内の順タンブル流１９の流れ方向と噴霧の進行方向がほぼ一致している。噴射直後のリード噴霧２０Ｌの速度は、例えば６０〜８０ｍ／ｓである。これに対して、同時期における順タンブル流１９の流速は、例えば、機関回転数が１２００ｒｐｍのときに１０〜２０ｍ／ｓである。即ち、リード噴霧２０Ｌの速度は、順タンブル流１９の空気流速よりも大幅に速い。このため、燃焼室２５の上部の空気はリード噴霧２０Ｌによって吸気側から排気側に向かって加速させられる。
図２５に示すように、リード噴霧２０Ｌによって加速された空気は、リード噴霧２０Ｌの気化によってリッチな混合気となり、燃焼室２５上部を通過して燃焼室２５の排気側壁面で折り返し、ピストン７の表面に沿って、燃焼室２５中心方向に向かう混合気流れＭＦ１となる。
一方、図２４に示すように、ピストン７の方向を指向する主噴霧２０Ｍは、ピストン７の冠面の凹溝１８に沿って流れる順タンブル流１９の方向と、進行方向が相対している。また、主噴霧２０Ｍのペネトレーションはリード噴霧２０Ｌのペネトレーションに比べ短く、貫徹力が弱い。このため、主噴霧２０Ｍはピストン７の冠面の凹溝１８に沿って流れる順タンブル流１９と衝突し、お互いの運動量が急速に失なわれる。噴射直後の主噴霧２０Ｍの速度は、例えば４０〜６０ｍ／ｓであり、順タンブル流１９の空気流速の１０〜２０ｍ／ｓに比べて速い。このため、図２５に示すように、主噴霧２０Ｍの貫徹力によりピストン４の表面の空気は流れの方向を変え、主噴霧２０Ｍの気化によってリッチな混合気を形成しつつ、吸気側から燃焼室２５の中心に向かう混合気流れＭＦ２となる。なお、主噴霧２０Ｍは、前述のように、ピストン７の冠面に向かって噴射されるが、燃焼室４内のタンブル流１９の方向と相対しているため、主噴霧２０Ｍの速度は、噴射後速やかに低下する。また、主噴霧２０Ｍとタンブル流１９間で大きな速度差が生じるため、主噴霧２０Ｍは速やかに気化し、ピストン７の冠面には燃料液膜が生成されにくい。
図２５に示すように、ピストン７冠面の凹溝１９の中央付近、即ち点火プラグ電極４Ｅの下部で、リード噴霧の貫徹力によって排気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ１と、主噴霧の貫徹力によって吸気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ２とが衝突し、ピストン７の冠面から点火プラグ電極４Ｅに向かってリッチな混合気が上昇する。
図２６に示すように、圧縮上死点付近では、相対する方向からの混合気流ＭＦ１とＭＦ２が衝突することで運動量を失うこと、及び、ピストン７の上昇に伴う燃焼室２５内のガス圧力の上昇により、混合気の動きは緩慢となり、リッチな混合気Ｍが点火プラグ電極４Ｅ周りに停滞する。
このときの点火プラグ電極４Ｅ周りの空燃比は、例えばＡ／Ｆ＝５〜１０と非常に過濃な混合気となっている。
引き続いて、上死点近傍もしくは上死点以降で、ＥＣＵ６からの点火信号に基づき、点火プラグ４により燃焼室２５内の混合気が点火される。
図２６に示すように、燃焼室２５内では、点火時期において、点火プラグ電極４Ｅ周りに、過濃な混合気が形成され、点火プラグ電極４Ｅから離れた、燃焼室２５の外周部は、比較的希薄な混合気が形成されている。このため、混合気は膨張行程と排気行程の燃焼室２５内において、完全燃焼することなく、図２７に示すように、排気行程で、排気通路１６内に多くのＨＣ、ＣＯ、Ｈ２、Ｏ２等が排出される。
排気通路１６内には、乱流生成具５０Ａが設けられているため、図２８に示すように、乱流生成具５０Ａの直後で排気流れが剥離し、乱流渦（カルマン渦）ＥＤが形成される。乱流渦内では、排気通路１６内に排出されたＨＣ、ＣＯ、Ｈ２、Ｏ２の混合が促進され、ＨＣの酸化反応が急速に進む。この結果、排気通路１６内の排気温度が上昇し、またＨＣ濃度が低下する。これにより、機関暖機時のＨＣ濃度が下げられると共に、高温の排気により排気通路１６の下部に設けた、触媒コンバータを、排気浄化効率の高い温度にまで、早期に昇温できる。
なお、本実施形態において、圧縮行程の後半で空燃比が１４〜１７となるように、燃料を噴射している。従来、圧縮行程後半で理論混合比近傍となるように、燃料を噴射すると、煤（スモーク）の量が増大するという問題があった。しかし、本実施形態においては、貫徹力の強いリード噴霧と貫徹力の弱い主噴霧から構成される噴霧を用い、さらに燃焼室内に順タンブル流を生成しているため、前述したように、ピストン側に向かう主噴霧のピストン冠面への衝突による、燃料液膜（付着）が形成されにくい。また、リード噴霧は、点火プラグ方向を指向し、壁面付着することなく気化し、燃焼室内の空気と混合する。このように、本実施形態においては、燃料の壁面付着が少なく、従って燃料液膜の形成が起こりにくいため、圧縮行程後半で理論空燃比近傍となるように燃料を噴射しても、煤の発生を抑えることが可能である。これによって、排気通路内に多くのＨＣ、ＣＯ、Ｏ２、Ｈ２を排出し、乱流生成具５０Ａによる燃焼促進効果と相まって、排気通路内でのＨＣの酸化反応による、ＨＣの減少と、排気温度の上昇、触媒の活性化が効率よく行われる。
次に、本実施形態における他の燃焼制御方法を説明するが、その前に、火花点火機関の暖機制御の目的について説明する。
前述した暖機運転時における燃焼制御では、燃焼室２５内に順タンブル流を生成するための、タンブル生成弁１２は、ＥＣＵ６によって、予め定められた開度に設定される。このタンブル生成弁１２の開度は、予備試験等で、暖機運転時に機関の回転変動やトルク変動が所定の値以下になるものとして定められものである。
暖機運転時では、排気通路１６内でのＨＣ燃焼を増やして排気温度を上げ、かつ、煤の生成を抑えるため、点火時期をできるだけ遅角するのが望ましい。しかし、点火時期を過度に遅角化すると、燃焼が悪化し、機関の回転変動、トルク変動が大きくなることが一般に知られている。そこで、点火時期をできるだけ遅角させるためには、点火時期において、一定濃度の混合気を確実に点火プラグ周りに集中させ、点火遅角しても、確実に点火プラグにより点火できるようにすることが必要である。
図２９は、火花点火機関１Ａにおける暖機運転時での、タンブル生成弁１２の開度θＴに対する、機関回転変動率σＮの関係を示す一例である。
ここでタンブル生成弁１２の開度θＴは、図３０に示すように、タンブル生成弁１２の全閉状態を基準（０°）としたときの開度で定義される。
また、機関回転変動率σＮは、下記の式１、式２に示すように、平均機関回転数▲Ｎ▼ｅに対する標準偏差として定義される。式１、式２におけるｎは、機関回転数のサンプリング点数である。前述したように、機関回転数Ｎｅは、ＥＣＵ６に入力される回転角センサ３７からの回転角信号３８と、基準位置センサ４０からの基準位置信号４１により、ＥＣＵ６によって検知される。機関回転数Ｎｅは、例えばクランク軸が１回転する毎（１サイクル毎）に１００サイクル分（ｎ＝１００）検知され、この１００サイクル分の回転数データから式１、式２を使って、ＥＣＵ６によって、機関の回転変動率σＮが算出される。
式１
2005017348.tif 000003
式２
2005017348.tif 000004
図２９に示すように、タンブル生成弁の開度θＴと、機関の回転変動率σＮには、相関があり、タンブル生成弁の開度θＴを最適に設定することにより、機関の回転変動率σＮを最小にでき、点火遅角をより大きくすることが可能となる。
図３１、図３２は、暖機運転時において、タンブル生成弁の開度θＴが過度に小さく、燃焼室２５内の順タンブル流が強すぎる場合の、燃焼室２５内の混合気挙動を示す。
燃焼室２５内の順タンブル流が、最適なタンブル流よりも強いと、リード噴霧の噴射方向と順タンブル流の方向が等しく、リード噴霧の貫徹力によって排気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ１がより強くなる。一方、主噴霧と順タンブル流が相対し、主噴霧の貫徹力によって吸気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ２がより弱くなる。この結果、図３１に示すように、混合気流ＭＦ１と、混合気流ＭＦ２の衝突位置が、点火プラグ電極４Ｅの位置より、吸気側となる。この結果、図３２に示すように、リッチ混合気Ｍは、点火プラグ電極４Ｅの吸気側へ滞留し、点火プラグ電極部４Ｅの混合気濃度が薄くなり、混合気への着火性が悪くなり、機関の回転変動、トルク変動が増大する。
図３３、図３４は、暖機運転時において、タンブル生成弁の開度θＴが過度に大きく、燃焼室２５内の順タンブル流が弱すぎる場合の、燃焼室２５内の混合気挙動を示す。
燃焼室２５内の順タンブル流が、最適な順タンブル流よりも弱いと、リード噴霧の噴射方向と順タンブル流の方向が等しく、リード噴霧の貫徹力によって排気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ１がより弱くなる。一方、主噴霧と順タンブル流が相対し、主噴霧の貫徹力によって吸気側から燃焼室中心に向けて流れる混合気流ＭＦ２がより強くなる。この結果、図３３に示すように、混合気流ＭＦ１と、混合気流ＭＦ２の衝突位置が、点火プラグ電極４Ｅの位置より、排気側となる。この結果、図３４に示すように、リッチ混合気Ｍは、点火プラグ電極４Ｅの排気側へ滞留し、点火プラグ電極部４Ｅの混合気濃度が薄くなり、点火プラグによる混合気の着火性能が悪化し、機関の回転変動、トルク変動が増大する。
すなわち、暖気運転時において、機関の回転変動、トルク変動を抑え、点火時期をより遅角するためには、タンブル生成弁１２の開度θＴを、最適開度に設定することが必要である。
そこで、暖機運転時においては、点火時期及びタンブル生成弁の最適制御を行う。
図３５は、暖機運転時の点火時期最適制御の手順を示したフローチャートである。
まず、ＥＣＵは点火時期をθＩＧＮ０に設定する（１００）。θＩＧＮ０は点火時期の初期値であり、予備試験等により、機関の回転変動、トルク変動が小さく、確実に機関の燃焼を持続できる点火時期が設定される。θＩＧＮ０は、例えば、圧縮行程上死点前１０°ＣＡである。
次に、後述するタンブル生成弁開度θＴの最適化制御が行われ、タンブル生成弁開度θＴが、機関の回転変動、トルク変動が最も小さくなるように、タンブル生成弁開度θＴが設定される（１０１）。
引き続いて、前記した式１、式２により機関回転変動率σＮが計算される（１０２）。
そして、計算された機関回転変動率σＮが、予め設定された機関回転変動率の閾値σＮＣと比較される（１０３）。機関回転変動率の閾値σＮＣは、例えば、暖機運転時において、車両の乗員が許容可能な、機関回転変動率の上限値として設定される。
機関回転変動率σＮが機関回転変動率の閾値σＮＣより小さい場合には、点火時期の遅角余裕があるため、新しい点火時期を現在の点火時期θＩＧＮ０よりもΔθＩＧＮだけ遅角し、これをθＩＧＮ０と置き換える（１０５）。ΔθＩＧＮは、正の値を取る、点火時期変化角であり、例えば１°ＣＡである。そして新たに設定した点火時期θＩＧＮ０で１０１以降の処理を繰り返す。
一方、処理１０３において、機関回転変動率σＮが機関回転変動率の閾値σＮＣより大きい場合には、燃焼が不安定になっているため、より安定な燃焼をするために、新しい点火時期を現在の点火時期θＩＧＮ０よりもΔθＩＧＮだけ進角し、これをθＩＧＮ０と置き換える（１０４）。そして新たに設定した点火時期θＩＧＮ０で１０１以降の処理を繰り返す。
次に、図３５における、タンブル生成弁開度θＴの最適化制御について、図３６を用いて説明する。
図３６は、前記タンブル生成弁開度θＴの最適化制御のフローチャートを示す。
タンブル生成弁開度θＴの最適化制御においては、まず、カウンタＫの値が０に初期化され（２０１）、続いて、タンブル生成弁の開度を初期値θＴ０に設定する（２０２）。タンブル生成弁の初期開度θＴ０は、全閉と全開の間に設定され、例えば４５°である。
次にカウンタＫの値を１だけ更新し（２０３）、カウンタＫの値が、予め定められた閾値Ｋｍａｘと比較される（２０４）。Ｋｍａｘは、タンブル生成弁開度θＴの再設定を何度繰り返すかを指定する回数であり、例えば１００以上の数である。
カウンタＫの値が閾値Ｋｍａｘより大きいときは、タンブル生成弁開度θＴの最適化制御を終了する（２１３）。
一方、カウンタＫの値が閾値Ｋｍａｘより小さいときは、現在のタンブル生成弁開度θＴ０における、機関回転変動率σＴ０を式１、式２により計算する（２１４）。
次に、タンブル生成弁を、現在の開度よりΔθＴだけ閉じる開度θＴ（−）と、タンブル生成弁を現在の開度よりΔθＴだけ開く開度θＴ（＋）が計算される（２０５）。ここで、ΔθＴは予め設定されたタンブル生成弁の開度変化量で、例えば１°である。
続いて、タンブル生成弁の開度をθＴ（−）に設定し、そのときの機関回転変動率σＮ（−）を式１、式２により計算する（２０６）。
続いて、タンブル生成弁の開度をθＴ（＋）に設定し、そのときの機関回転変動率σＮ（＋）を式１、式２により計算する（２０７）。
次に、タンブル生成弁開度に対する、機関回転変動率の勾配値を下記の式３、式４により求める（２０８）。ここで、［ｄσＮ／ｄθＴ］（−）は、タンブル生成弁をΔθＴだけ閉じた場合の、タンブル生成弁開度に対する、機関回転変動率の勾配値である。また、［ｄσＮ／ｄθＴ］（＋）は、タンブル生成弁をΔθＴだけ開いた場合の、タンブル生成弁開度に対する、機関回転変動率の勾配値である。
式３
2005017348.tif 000005
式４
2005017348.tif 000006
処理２０９において、［ｄσＮ／ｄθＴ］（−）が負の値の場合には、タンブル生成弁を閉じると、機関回転変動率が下がるため、タンブル生成弁の開度を、開度θＴ０からΔθＴだけ閉じて、これを新たなθＴ０とし（２１１）、処理２０３以降を繰り返す。
処理２０９において、［ｄσＮ／ｄθＴ］（−）が正の値の場合には処理２１０を行う。
処理２１０において、［ｄσＮ／ｄθＴ］（＋）が負の値の場合には、タンブル生成弁を開けると、機関回転変動率が下がるため、タンブル生成弁の開度を、開度θＴ０からΔθＴだけ開けて、これを新たなθＴ０とし（２１２）、処理２０３以降を繰り返す。
処理２１０において、［ｄσＮ／ｄθＴ］（＋）が正の値の場合には、タンブル生成弁の開度を変更せず、処理２０３以降を繰り返す。
処理２０４において、カウンタＫの値がＫｍａｘを超えたら、タンブル生成弁開度θＴの最適化制御を終了し、図３５の処理１０２に移る。
以上、図３５及び図３６で示した暖機運転時の燃焼制御によれば、タンブル生成弁開度を、機関の回転変動が最も小さくように最適制御することにより、より点火時期を遅角化することができる。これによって、排気の温度が高くなり、乱流生成具５０Ａによって排気通路１６内でＨＣ、Ｏ２、ＣＯ、Ｈ２の混合促進と相まって、排気通路内でのＨＣ燃焼によるＨＣ低減、排気温度昇温、触媒の早期活性化の効果をより高めることができる。
また、タンブル生成弁開度の最適制御と同様の効果を、燃圧の最適制御によっても、得ることができる。すなわち、図３１〜図３４を用いて前述したように、暖気運転時において、点火時期を遅角化するには、噴霧のペネトレーションと、タンブル流の強さの関係を、適切に調節すればよいので、燃圧によって噴霧のペネトレーションを調節しても、点火時期の遅角化が可能な訳である。
そこで、図３７、図３８に示される如くに、点火時期及び燃圧の最適制御を行う。
図３７に示されるフローチャートにおいては、ＥＣＵは点火時期をθＩＧＮ０に設定する（６００）。θＩＧＮ０は点火時期の初期値であり、予備試験等により、機関の回転変動、トルク変動が小さく、確実に機関の燃焼を持続できる点火時期が設定される。θＩＧＮ０は、例えば、圧縮上死点前１０°ＣＡである。
次に、後述する燃圧Ｐｆの最適化制御が行われ、燃圧Ｐｆが、機関の回転変動、トルク変動が最も小さくなるように設定される（６０１）。
引き続いて、前記した式１、式２により機関回転変動率σＮが計算される（６０２）。そして、計算された機関回転変動率σＮが、予め設定された機関回転変動率の閾値σＮＣと比較される（６０３）。機関回転変動率の閾値σＮＣは、例えば、暖機運転時において、車両の乗員が許容可能な、機関回転変動率の上限値として設定される。
機関回転変動率σＮが機関回転変動率の閾値σＮＣより小さい場合には、点火時期の遅角余裕があるため、新しい点火時期を現在の点火時期θＩＧＮ０よりもΔθＩＧＮ０だけ遅角し、これをθＩＧＮ０と置き換える（６０５）。ΔθＩＧＮは、正の値を取る、点火時期変化角であり、例えば１°ＣＡである。そして新たに設定した点火時期θＩＧＮ０で６０１以降の処理を繰り返す。
一方、処理６０３において、機関回転変動率σＮが機関回転変動率の閾値σＮＣより大きい場合には、燃焼が不安定になっているため、より安定な燃焼をするために、新しい点火時期を現在の点火時期θＩＧＮ０よりもΔθＩＧＮだけ進角し、これをθＩＧＮ０と置き換える（６０４）。そして新たに設定した点火時期θＩＧＮ０で６０１以降の処理を繰り返す。
次に、図３７における、燃圧Ｐｆの最適化制御について、図３８を用いて説明する。図３８に示される、燃圧Ｐｆの最適化制御においては、まず、カウンタＫの値が０に初期化され（７０１）、続いて、燃圧を初期値Ｐｆ０に設定する（７０２）。燃圧の初期値Ｐｆ０は、最低燃圧と最高燃圧の間に設定され、例えば５ＭＰａである。
次にカウンタＫの値を１だけ更新し（７０３）、カウンタＫの値が、予め定められた閾値Ｋｍａｘと比較される（７０４）。Ｋｍａｘは、燃圧Ｐｆの再設定を何度繰り返すかを指定する回数であり、例えば１００以上の数である。
カウンタＫの値が閾値Ｋｍａｘより大きいときは、燃圧Ｐｆの最適化制御を終了する（７１３）。
一方、カウンタＫの値が閾値Ｋｍａｘより小さいときは、現在の燃圧Ｐｆ０における、機関回転変動率σＴ０を式１、式２により計算する（７１４）。
次に、燃圧を、現在の燃圧よりΔＰｆだけ下げた燃圧Ｐｆ（−）と、現在の燃圧よりΔＰｆだけ上げた燃圧Ｐｆ（＋）が計算される（７０５）。ここで、ΔＰｆは予め設定された燃圧の変化量で、例えば０．２ＭＰａである。
続いて、燃圧をＰｆ（−）に設定し、そのときの機関回転変動率σＮ（−）を式１、式２により計算する（７０６）。
続いて、燃圧をＰｆ（＋）に設定し、そのときの機関回転変動率σＮ（＋）を式１、式２により計算する（７０７）。
次に、燃圧に対する、機関回転変動率の勾配値を式３、式４により求める（７０８）。ここで、［ｄσＮ／ｄＰｆ］（−）は、燃圧をΔＰｆだけ下げた場合の、燃圧に対する、機関回転変動率の勾配値である。また、［ｄσＮ／ｄＰｆ］（＋）は、燃圧をΔＰｆだけ上げた場合の、燃圧に対する、機関回転変動率の勾配値である。
処理７０９において、［ｄσＮ／ｄＰｆ］（−）が負の値の場合には、燃圧を下げると、機関回転変動率が下がるため、燃圧をＰｆ０からΔＰｆだけ下げて、これを新たなＰｆ０とし（７１１）、処理７０３以降を繰り返す。
処理７０９において、［ｄσＮ／ｄＰｆ］（−）が正の値の場合には処理７１０を行う。
処理７１０において、［ｄσＮ／ｄＰｆ］（＋）が負の値の場合には、燃圧を上げると、機関回転変動率が下がるため、燃圧をＰｆ０からΔＰｆだけ上げて、これを新たなＰｆ０とし（７１２）、処理７０３以降を繰り返す。
処理７１０において、［ｄσＮ／ｄＰｆ］（＋）が正の値の場合には、燃圧を変更せず、処理７０３以降を繰り返す。
処理７０４において、カウンタＫの値がＫｍａｘを超えたら、燃圧Ｐｆの最適化制御を終了し、図３７の処理６０２に移る。
以上、図３７及び図３８で示した暖機運転時の燃焼制御によれば、燃圧を、機関の回転変動の最も小さくように最適制御することにより、より点火時期を遅角化することができる。
これによって、排気の温度が高くなり、乱流生成具５０Ａによって排気通路１６内でＨＣ、Ｏ２、ＣＯ、Ｈ２の混合促進と相まって、排気通路内でのＨＣ燃焼によるＨＣ低減、排気温度昇温、触媒の早期活性化の効果をより高めることができる。
［第２実施形態］
次に、本発明に係る火花点火機関の第２実施形態を説明する。
図３９は、第２実施形態の火花点火機関１Ｂを示している。この第２実施形態の火花点火機関１Ｂは、吸気ボート噴射式火花点火機関であり、この点が第１実施形態のもの（筒内噴射式）と最も異なるところである。図３９において、図１の各部に対応する部分には、同一の符号を付して重複説明を省略し、以下においては、相違点を重点的に説明する。シリンダボア６０にはピストン７が摺動自在に嵌挿されており、このピストン７上方には、燃焼室２５が形成されている。
吸気通路１５は、図４０を参照すればよくわかるように、先端部（下流端部）が分岐壁６１によって二股状に分岐されている。この先端が二股状の吸気通路１５は燃焼室２５の一方側に連通され、その先端部を形成する吸気ポート１５ａ、１５ｂには、それぞれ吸気弁１３ａ、１３ｂが設置されている。また、同様に、排気通路１６も、先端部（上流端部）が二股状に分岐されている。この排気通路１６は、燃焼室６０の他方側に連通され、その先端部を形成する排気ポート１６ａ、１６ｂには、排気弁１４ａ、１４ｂが設置されている。
排気通路１６の後部には、図示しない触媒コンバータが設けられている。この触媒コンバータは例えば三元触媒コンバータであり、例えばＮＯｘ吸着触媒コンバータであり、例えばＨＣ吸着触媒コンバータである。また、これらの異なる種類の触媒コンバータを組み合わせて使ってもよい。また、１つの触媒コンバータで、これら複数の触媒コンバータの機能を複合しているもの（ハイブリッド触媒コンバータ）でもよい。
また、吸気通路１５の上流部には、図示しないスロットル弁が設けられており、このスロットル弁の開度により、燃焼室２５内に充填される空気量が制御される。またスロットル弁は、電子制御スロットル弁であり、スロットル弁の開度は、ＥＣＵ６からのスロットル弁開度信号３６によって、任意の開度に調節可能となっている。
吸気通路１５における前記吸気ポート１５ａ、１５ｂの直上流には、吸気通路１５の下半分を開閉するタンブル生成弁１２が配設されている。このタンブル生成弁１２は、その弁軸２２に直結された駆動モータ２１により回動せしめられるようになっており、その開度は、ＥＣＵ６から駆動モータ２１に供給されるタンブル生成弁開度信号３５により調整される。タンブル生成弁１２が全閉状態（吸気通路１５の下半分を完全に塞いだ状態）のとき、燃焼室２５内に最も強い順タンブル流が生成され、この全閉状態からタンブル生成弁１２を略９０度回転させた状態（空気の流れ方向と平行）にすると、燃焼室２５内の順タンブル流が最も弱くなる。
また、燃料を吸気ポート１５ａ、１５ｂに噴射する燃料噴射弁５は、吸気通路１５における前記タンブル生成弁１２の上方に取り付けられており、燃料噴射弁２５の噴口部２８が吸気通路１５の内部に突出して設けられている。この噴口部２８の先端、すなわち燃料噴射弁５の噴射口３２はタンブル生成弁１２の回転軸２２より下流側でかつそれより下側に位置せしめられている。したがって、タンブル生成弁１２を閉じたときに吸気通路１５の上半分に生じる空気流動の流線より燃料噴射弁５の噴射口３２が下側となっている。また、燃料噴射弁５は、２方向に向けて燃料２０を噴射できるものであり、それから噴射される燃料が、吸気ボート１５ａ、１５ｂを開閉する吸気弁１３ａ、１３ｂの傘部を指向するようになっている。なお、噴射された燃料が燃焼室２５内で速やかに気化できるように燃料噴射弁５は粒径の細かい燃料を噴射できることが望ましく、その平均粒径はおおよそ３０μｍ以下であることが望ましい。このような噴射弁としてはアシストエアを用いる方法、多孔式ノズルを用いる方法が考えられる。
燃料噴射弁５から噴射される燃料の噴射量、噴射時期はＥＣＵ６からの噴射信号１１によって制御される。
燃焼室６０の上部には点火プラグ４が設けられており、この点火プラグ４によって混合気に点火をするようになっている。
ＥＣＵ６には、一定クランク角毎（例えば３０°ＣＡ毎）にパルス信号を出力する、回転角センサ３７からの回転角信号３８と、７２０°ＣＡ毎にパルス信号を出力する、基準位置センサ４０からの基準位置信号４１、が入力される。ＥＣＵ６は、これら回転角信号３８と基準位置信号４１から機関回転速度Ｎｅと、基準クランク位置を検知する。
排気通路１６（排気マニホールド）には、第１実施形態と同様に、乱流生成具５０が設けられている。乱流生成具５０は、後述する暖機運転時において、燃焼室２５から排出される排気温度が充分に高い位置に取り付けることが望ましく、その位置は、排気通路最上流部から、排気通路下流に向けて、概ね５００ｍｍ以内である。また、後述する暖機運転時における、乱流生成具５０の取り付け位置の排気温度は、概ね６００℃以上である。
シリンダブロック１７には、冷却水２の温度を検出する水温センサ８が取り付けられており、これから水温信号９がＥＣＵ６へ入力される。
図４１は、ＥＣＵ６が実行する、機関１Ｂの始動直後の燃焼制御のフローチャートを示す。機関１Ｂが図示しないスターターによって起動されると、水温センサ８によって、冷却水２の温度が検出され、冷却水温信号９がＥＣＵ６に入力される（４０１）。ＥＣＵ６は、水温センサ８によって検出された冷却水温Ｔｗと、予め設定された基準温度Ｔｃとの比較を行い（４０２）、冷却水温Ｔｗが基準温度Ｔｃより低い場合に、暖機運転制御を行う。また、冷却水温Ｔｗが基準温度Ｔｃより高い場合には、非暖機運転制御を行う（４０７）。ここで、非暖機運転制御とは、例えば、機関の燃費効率が最も高くなるように、燃料の噴射時期、点火時期、タンブル生成弁の開度が設定される運転制御を指す。また、非暖機運転制御とは、例えば三元触媒コンバータでのＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘの浄化効率を最も高くするように、空燃比を理論空燃比（Ａ／Ｆ＝１４．７）に設定する運転制御を指す。また、非暖機運転制御とは、例えば機関の要求トルクが高いときに、ノッキングを防止するために、空燃比を若干リッチ（Ａ／Ｆ＝１１〜１２）に設定する運転制御を指す。
冷却水温Ｔｗが基準温度Ｔｃより低く、暖機運転制御が選択された場合は、ＥＣＵ６からスロットル弁に開度信号を送り、スロットル弁開度がＥＣＵから指定された角度に設定される（４０３）。このときのスロットル弁開度は、燃焼室２５内の空燃比を１４〜１７に設定し、かつ、点火時期を−１０〜３０°ＡＴＤＣに設定した状態で、暖機運転に必要な機関出力と回転数（機関出力は、図示平均有効圧で、例えば２００〜２５０ｋＰａ、機関回転数は、例えば１０００〜２０００ｒｐｍ）を保つのに必要な空気量を、燃焼室２５内に充填できる開度として設定される。このときの空気量は、例えば、体積効率で５０％程度である。
次に、ＥＣＵ６からタンブル生成弁駆動モータ２１へタンブル生成弁開度信号３５が送られ、タンブル生成弁１２が予め決められた所定の開度に設定される（４０４）。タンブル生成弁の角度は、暖機運転時に機関の回転変動が所定値より小さくなる開度として、予め予備試験等で決められるものである。例えば、タンブル生成弁１２の開度は、図３９に示すように全閉である。即ち、吸気通路１５の下半分がタンブル生成弁１２によって完全に閉塞された状態である。さらに、吸気行程中期で、燃焼室２５内の空燃比が１４〜１７になるように、ＥＣＵ６から燃料噴射弁５へ、燃料噴射信号１１が送られ、燃料噴射弁５から燃焼室２５内に向けて燃料が噴射される（４０５）。燃料噴射弁５から燃料噴射を始める時期は例えば吸気上死点後９０°ＣＡである。燃料噴射に引き続いて、ＥＣＵ６から点火プラグ４へ点火信号１０が送られ、−１０〜３０°ＡＴＤＣの範囲で、点火プラグ４により点火される（４０６）。
次に、本実施形態における燃焼室２５内での混合気形成について説明する。
図４２から図４５は、本実施形態において、暖機運転時の混合気の形成過程を示しており、図４２において、タンブル生成弁１２が閉じ吸気通路１５の下断面を閉塞することで、吸気通路１５の上半分に高速の空気流が生じ、これが吸気弁１３の上部（排気側）から燃焼室２５内に流入して燃焼室２５内に順タンブル流１９が形成される。燃料噴霧２０は、燃料噴射弁５から吸気弁１３の傘部吸気側を指向して吸気行程中に噴射されるが、このとき、燃料噴霧２０は、タンブル生成弁１２を閉じることによって吸気通路１５の上半分に生じる高速の空気流の流線よりも下側に配置された噴口３２より噴射されるため、そのような高速の空気流によって、燃料２０の挙動が影響を受けることはほとんどない。すなわち、高速の空気流によって燃料２０の軌道が曲げられることなく、吸気弁１３の傘部の吸気側に衝突する。
吸気弁１３の傘部吸気側に衝突した燃料２０はそこで微粒化し、吸気弁１３の傘部吸気側の周部から気化しつつ燃焼室２５内に入り混合気Ｍを形成する。
図４３の圧縮行程に入ると、燃焼室２５内に生成された順タンブル流１９によって、吸気弁１３の下にできた混合気Ｍが燃焼室上部に運ばれ、図４４の点火時期においては点火プラグ電極４Ｅの周りに混合気Ｍが成層化される。これによって、点火プラグ電極４Ｅの周りには点火性の優れた混合気が形成され、圧縮行程上死点直前又はそれ以降で点火プラグ４によって点火が行われ燃焼室内のガスが爆発、膨張する。
このように、タンブル生成弁１２を閉じることによって生じる高速の空気流によって燃料噴霧２０の軌道が曲げられることがないので、燃料噴霧２０の吸気通路壁面への付着を低減することができ、ＨＣの排出を低減することができるとともに、点火プラグ電極４Ｅの周りに混合気Ｍを確実に成層化することができる。また、燃料の噴射時期が図４２に示すように吸気行程中期であるため、図４４に示すように混合気Ｍは点火プラグ電極４Ｅの周辺にのみ集中する。したがって点火時期を−１０〜３０°ＡＴＤＣまで遅角しても、混合気への確実な点火が行われ、安定な燃焼が可能である。また、略理論空燃比で、混合気を成層化しているため、成層部分はＡ／Ｆ＝５〜１０と、非常にリッチとなっており、このため、燃焼室２５内でＨＣが完全には酸化（燃焼）しない。従って、図４５に示すように、排気行程において、排気通路１６内にＨＣ、Ｏ２、ＣＯ、Ｈ２が排出される。点火時期が遅角されているため、排気温度が高く、また、排気通路１６内の乱流生成具５０によって、排気通路１６内のＨＣ、Ｏ２、ＣＯ、Ｈ２の混合が促進されるため、排気通路１６内で急速にＨＣの酸化反応（燃焼）が起こる。これにより、排気温度がさらに上昇し、ＨＣ濃度が低下する。
［乱流生成具の形態］
次に、本発明の火花点火機関で用いられる乱流生成具５０の種々の形態について説明する。
図４６に示される乱流生成具５０Ｂは、構成メンバ（棒状材）を縦横に格子状ないしメッシュ状に配置したものである。また、図４７に示される乱流生成具５０Ｃは、構成メンバ（棒状材）を縦横に格子状ないしメッシュ状に配置しているが、構成メンバ（棒状材）の配置間隔が、排気通路１６の内壁面に近づくにつれ、狭くされている。排気通路１６の内壁面近傍では、壁面からの放熱により、排気通路１６の中央部に比べ、排気温度が低くなる。そのため、構成メンバ（棒状材）の密度を内壁面近くでは高くすることで、壁面近傍での乱流強度が高くなり、壁面近傍でのＨＣ、Ｏ２、ＣＯ、Ｈ２の混合が促進される。これによって、壁面近傍で排気温度が低下することによる、ＨＣの反応速度低下を防止できる。
図４８に示される乱流生成具５０Ｄは、円環状メンバを同心円状に配置して蜘蛛の巣状体としたものである。この配置形態では、壁面近くでの構成メンバの密度を、より容易に変えることができる。
図４９に示される乱流生成具５０Ｅは、排気通路１６の内壁面から内方に向けて突出する複数個の突起物（棒状体）で構成されている。突起物は等間隔で放射状に配列されている。この乱流生成具５０Ｅは、排気通路１６壁面近傍でのＨＣ酸化反応の速度低下を防ぐ効果が高い。また、その構造上、排気通路１６と一体に鋳物成形が可能で、製造コストが安くなるメリットがある。
図５０に示される乱流生成具５０Ｆは、排気通路１６の内壁面から内方に向けて突出する円環状板で構成されている（図５０のＡ−Ａ断面である図５１も参照）。このものでも、排気通路１６の壁面近傍でのＨＣ酸化反応を促進する効果が高い。また、円環状板で構成されているので、その構造強度を高くできる。
図５２、図５３に示される乱流生成具５０Ｇも、排気通路１６の内壁面から内方に向けて突出する円環状物で構成されているが、その断面形状が三角形とされている。このものでは、壁面近傍に乱流ＥＤを生成し、壁面近傍でのＨＣ酸化反応を促進するとともに、壁面に沿って流れてきた、ＨＣ、Ｏ２などを、温度の高い排気通路１６の中央部に流すことで、ＨＣの酸化反応（燃焼）を促進する効果がある。
図５４に示される乱流生成具５０Ｈは、排気通路１６内壁面に設けられた段差部からなっている。言い換えれば、排気通路１６の断面積をステップ状に広げて、段差部の後流で剥離流れを生じさせ、乱流ＥＤを生成するようになっている。
また、図５５に示される乱流生成具５０Ｉは、排気通路１６の断面積をステップ状に狭くしたもので、この場合も、段差部の後流で剥離が起こり、乱流ＥＤを生成できる。図５４、図５５の乱流生成具５０Ｈ、５０Ｉは、排気通路１６の肉厚を変えるだけで良いので、乱流生成手段を、容易にかつ低コストに作ることができる。
図５６は、排気通路１６における乱流生成具５０が設けられている部位の通路断面積をその前後の部位よりも大きくした例を示す。本例では、排気通路１６内に乱流生成具５０を設けることによる排気通路１６の実効断面積減少に伴う排気抵抗増大を防ぐことができる。
図５７は、排気通路１６を二重管構造にした例を示す。内側壁１６ｉと外側壁１６ｏの間に空気層ＬＹを設けることで、排気通路壁面からの放熱に伴う排気温度低下を抑えることができ、ＨＣの反応を促進できる。なお、空気層ＬＹには仕切り板１６ｓを設けることで、空気層ＬＹ内の対流が抑制され、断熱効果がより高くなる。また、空気層ＬＹを真空層にすると空気対流に伴う熱伝達が無くなり、より一層の断熱効果が得られる。
図５８、図５９（図５８の側面）は、乱流生成具５０（５０Ｊ）を電気加熱可能とした例を示す。図５８において、排気通路１６は電気導電率の良い材料で構成され、また、乱流生成具５０Ｊは、電気抵抗の大きい材料、例えばニクロム、タングステンなどで構成される。また、１６Ｉは、電気絶縁材である。暖機運転時に、スイッチＳがＯＮとなり、バッテリーＥＢから乱流生成具５０Ｊに電圧が印加されることにより、乱流生成具５０Ｊがジュール発熱により昇温する。これによって、排気通路１６内のＨＣ酸化反応がより促進される。暖機運転が終了すると、スイッチＳがＯＦＦとなり、無駄な電力の消費が抑えられる。
また、図６０は、排気通路１６（排気マニホールド）とシリンダヘッド２６との間に挿入されるガスケット５５に、乱流生成具５０Ａを一体に設けた例を示す。このようにガスケット５５と乱流生成具５０Ａを一体化することで、製作コストを低減できる。
また、図６３は、図６１に示される如く、排気通路１６（排気マニホールド）とシリンダヘッド２６との間に挿入される一対のガスケット５５間に、図６２に示される如くの乱流生成具５０Ａが設けられた板状構造体５６を挟んで固定した例を示す。このように、２枚の排気ガスケット５５に乱流生成具５０Ａが設けられた板状構造体５６を挟むことで、排気通路１６に乱流生成具５０を容易に設けられる。また、本構成では、ガスケット５５の材料と、乱流生成具５０の材料を別々にすることができるため、ガスケット５５に比べ、耐熱性、強度が必要な乱流生成具５０を作りやすいというメリットがある。
なお、乱流生成具５０Ａの大きさは、排気通路１６内で効率良く乱流が生成できる大きさにすることが望ましい。
乱流の生成効率は、図６４に示される如く、乱流生成具の構成メンバの幅Ｗと、排気通路１６内の排気流速ｕｅ、排ガスの動粘性係数νを用いた、下記の式５で定義されるレイノルズ数Ｒｅの大きさで決まる。式５で定義されるレイノルズ数が、臨界レイノルズ数Ｒｅｃを超えると、乱流生成具５０の後流側にカルマン渦が生成され、乱れＥＤが促進される。ここで、臨界レイノルズ数Ｒｅｃは種々の実験により、約１００であることが判っている。
式５
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従って、乱れＥＤを生成するための、乱流生成具５０の構成メンバの幅Ｗは、下記の式６によって定められる。ここにｕｅは排気通路内の排気の平均流速であり、４サイクル機関の場合には、下記の式７によって求められる。式７においてＶｃは１気筒あたりの排気量、ＶＴは全排気量、ｒｓは１秒あたりの機関回転数、Ｎｅは１分あたりの機関回転数、ｎｃは全気筒数、Ｓｅは乱流生成具５０を取り付けた部分の排気通路１６の断面積である。なお、２サイクル機関の場合には、排気流速ｕｅは、式７の結果の２倍となる。
式６
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式７
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次に、排気通路内に乱流生成具５０を設けた場合の、排気流れのコンピュータシミュレーション結果を、図６５〜図６７を用いて説明する。計算では、乱流生成具５０（の構成メンバ）は、１ｍｍ四方の角柱とし、機関回転数は１４００ｒ／ｍｉｎとした。左端の中央部からＨＣ（相対濃度１．０）が流入し、ＨＣの両側から空気（ＨＣの相対濃度０）が流入する。
シミュレーションは、混合ガスの質量、運動量、エネルギーの保存式、及び、ＨＣの質量保存式、燃焼ガスの質量保存式、混合ガスの状態方程式を連立し、有限体積法で解いた結果である。また、ＨＣの酸化反応を総括反応式でモデル化し、ＨＣの酸化反応をシミュレーションした。
図６５は、左端より排ガスが流入し、右端より流出する場合の、排ガスの速度ベクトルを示したコンピュータシミュレーション結果である。
図６６は、ＨＣの酸化反応が始まる直前における、ＨＣの相対濃度分布の等高線を示したコンピュータシミュレーション結果である。ここで、相対濃度は、左端中央部から流入するＨＣ濃度を１としたときの質量濃度割合で示している。
図６７は、ＨＣの酸化反応が開始した後における、ＨＣの相対濃度分布の等高線を示したコンピュータシミュレーション結果である。
図６５の速度ベクトルから、乱流生成具５０（角柱）の後方で、カルマン渦が発生し、流れの乱れが増大している。
図６６のＨＣ酸化反応前のＨＣ濃度分布から、乱流生成具５０の後方での乱れによって、ＨＣと空気との混合が促進され、ＨＣ濃度が均一化している。
図６７のＨＣ酸化反応後のＨＣ濃度分布から、ＨＣと空気との混合によってＨＣの酸化反応が促進し、下流部でＨＣ濃度が急激に低下している。
図６８は、実機関を用いた台上試験による、排気通路内のＨＣ濃度の計測結果を示す。
試験に用いた機関は、総排気量１８００ｃｍ３、４気筒の筒内噴射式火花点火機関である。
試験条件は、機関回転数１４００ｒ／ｍｉｎ、図示平均有効圧２００ｋＰａ、空燃比１６、燃料噴射時期５２°ＢＴＤＣ、点火時期８°ＢＴＤＣ、冷却水温度２０℃である。
シリンダヘッドと排気マニホールド間に挿入されるガスケットに、乱流生成具を設けた（図６０参照）。ＨＣ濃度は、排気マニホールドの下流、約５０ｍｍの位置で測定した。
図６９は、筒内噴射式火花点火機関の台上試験で用いた燃料噴霧の縦断層写真である。測定は０．５ＭＰａに加圧された静止窒素雰囲気（温度２０℃）に、燃料圧力７ＭＰａ、噴射パルス幅１．３ｍｓｅｃで噴射した燃料噴霧の中央断面を、レーザーシート光で可視化し、高速度カメラで撮影したものである。観察時期は、噴射開始後２．２ｍｓｅｃである。
図６８の結果より、排気通路内に乱流生成具を設けた場合のＨＣ濃度は、乱流生成具を設けない場合に比べ約４０％低減する。これにより、排気通路内に乱流生成具を設けることで、排気通路内でのＨＣ酸化反応を促進し、排気通路内のＨＣを低減することが可能である。
次に、燃料噴射から点火までの時間間隔と、ＨＣ濃度、スモーク濃度との相関について図７０、図７１を用いて説明する。
図７０は、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔に対する、ＨＣ濃度の台上試験結果の相関を示している。
図７１は、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔に対する、スモーク濃度の台上試験結果の相関を示している。
図７０及び図７１のＨＣ濃度、スモーク濃度の試験に用いた機関は、総排気量２０００ｃｍ３、ＤＯＨＣ、４気筒の筒内噴射式火花点火機関である。
試験条件は、機関回転数１２００ｒｐｍ、図示平均有効圧２５０ｋＰａ、機関冷却水温度４０℃、燃料圧力９ＭＰａ、空燃比１５である。また、燃料噴射時期は８０°ＢＴＤＣ〜４８°ＢＴＤＣ（噴射開始）であり、点火時期は０°ＡＴＤＣ〜２５°ＡＴＤＣである。
図７０、図７１より、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔とＨＣ濃度、スモーク濃度は、強い相関があり、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔が長くなるほど、ＨＣ濃度、スモーク濃度は下がる傾向にある。
燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔が長くなると、点火時期が遅角するため、排気通路内でのＨＣの酸化反応が進み、ＨＣ濃度が低下する。
また、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔が長くなると、燃料の気化が進むため、スモーク濃度が低下する。
図７０から、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔を８ｍｓ以上にすることで、ＨＣ濃度を許容上限値以下にすることができる。
また、図７１から、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔を９ｍｓ以上にすることで、スモーク濃度を許容上限値以下にすることができる。
すなわち、燃料の噴射開始時期から点火時期までの時間間隔を９ｍｓ以上にすれば、ＨＣ濃度とスモーク濃度の双方を許容上限値以下とすることが可能である。
【産業上の利用の可能性】
以上の説明から理解されるように、本発明に係る火花点火機関及びその燃焼制御方法によれば、機関の温度が低い暖気運転時等において、点火時期を通常運転時より遅らせて、排気通路に排出される多量の未燃ＨＣや酸素、一酸化炭素が含まれる排気流に乱れを生じさせ、それらのＨＣや酸素、一酸化炭素などの混合を促進するようにされるので、排気通路内でＨＣが燃焼せしめられ、排気温度が上昇すると同時にＨＣを効果的に低減でき、さらに、排気が高温となることから、排気浄化用触媒コンバータを早期に活性化させることも可能となる。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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【図２７】
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【図２８】
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【図２９】
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【図３０】
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【図３１】
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【図３２】
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【図３３】
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【図３４】
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【図３５】
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【図３７】
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【図３６】
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【図３８】
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【図３９】
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【図４０】
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【図４１】
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【図４２】
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【図４３】
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【図４４】
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【図４５】
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【図４６】
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【図４７】
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【図４８】
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【図４９】
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【図５０】
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【図５１】
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【図５２】
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【図５３】
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【図５４】
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【図５５】
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【図５６】
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【図５７】
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【図５８】
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【図５９】
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【図６０】
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【図６１】
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【図６２】
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【図６３】
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【図６４】
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【図６８】
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【図６９】
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【図６５】
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【図６６】
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【図６７】
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【図７０】
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【図７１】
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【国際調査報告】
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