(57)【要約】【課題】流動強化弁の開度は流動のみならず流量に対しても影響をおよぼすために、流動強化弁開度が過渡的に変化する場合には、流動強化弁開度と点火時期との定常運転時に得られる関係にもとづいて点火補正制御を行うと、点火時期を最適点より遅角側あるいは進角側に設定してしまう不具合を生じる。【解決手段】流動強化弁を備えた内燃機関の制御装置において、エアフローセンサにて検出された吸入空気量と回転速度と流動強化弁の動作状態にもとづいてシリンダ筒内に流入する吸入空気量を演算し、回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と流動強化弁の動作状態にもとづいて筒内の乱れ強度指標を演算し、回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記乱れ強度指標にもとづいて点火時期を演算する。【選択図】図１２
2012062865.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
流動強化弁を備えた内燃機関の制御装置であって、
エアフローセンサで検出された吸入空気量と回転速度と前期流動強化弁の動作状態とに基づいてシリンダ筒内に流入する吸入空気量を演算する吸入空気量演算手段と、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記流動強化弁の動作状態とに基づいて前記筒内の乱れ強度の指標を演算する乱れ強度演算手段と、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記乱れ強度指標とに基づいて点火時期を演算する点火時期演算手段と、を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
【請求項２】
前記内燃機関は、吸気バルブに可変バルブ機構を備え、
前記吸入空気量演算手段は、前記可変バルブ機構の動作状態を更に加味して前記筒内に流入する吸入空気量を演算し、前記乱れ強度演算手段は、前記可変バルブ機構の動作状態を更に加味して前記乱れ強度の指標を演算することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項３】
前記制御装置は、前記流動強化弁を制御する流動強化弁制御手段と、前記点火時期を補正する点火時期補正手段と、を備えていることを特徴とする請求項１又は２に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項４】
前記可変バルブ機構は、最大リフトと位相を可変とし、
前記流動強化弁制御手段は、前記可変バルブ機構によって、最大リフトが減少するか又はバルブ閉止時期が進角するかによって、前記流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御し、
前記乱れ強度演算手段は、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記流動強化弁の動作状態と吸気可変バルブ機構の動作状態とに基づいて筒内の乱れ強度指標を演算し、
前記点火時期補正手段は、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標とに基づき前記点火時期を補正することを特徴とする請求項３に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項５】
前記制御装置は、冷却水温に基づき内燃機関の暖機状態を推定する手段を備え、
前記流動強化弁制御手段は、前記内燃機関の暖機状態が所定値以下の冷機状態である場合に、前記内燃機関の暖機状態に基づき前記流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御するものであり、
前記点火時期補正手段は、前記暖機状態と前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標に基づき前記点火時期を遅角補正することを特徴とする請求項３に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項６】
前記制御装置は、ノックセンサに基づきノックの有無を検知する手段を備え、
前記流動強化弁制御手段は、前記ノックを検出した場合に、前記流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御し、
前記点火時期補正手段は、前記ノックセンサの検出結果と前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標に基づき前記点火時期を補正することを特徴とする請求項３に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項７】
前記制御装置は、ＥＧＲバルブ開度に基づきＥＧＲ率を推定する手段を備え、
前記流動強化弁制御手段は、前記ＥＧＲバルブを用いてＥＧＲ率を増加させるにしたがって、前記流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御し、
前記点火時期補正手段は、前記ＥＧＲ率と前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標に基づき前記点火時期を補正することを特徴とする請求項３に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項８】
前記制御装置は、前記回転速度の時間変化率に基づき前記内燃機関のトルクを推定する手段を備え、
前記流動強化弁制御手段は、前記内燃機関のトルクの変動が大きくなるにしたがって、前記流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御し、
前記点火時期補正手段は、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標とに基づき前記点火時期を補正することを特徴とする請求項３に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項９】
流動強化弁を備えた内燃機関の制御装置であって、
エアフローセンサで検出された吸入空気量と回転速度と前記流動強化弁の動作状態とに基づいてシリンダ筒内に流入する吸入空気量を演算する吸入空気量演算手段と、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記流動強化弁の動作状態とに基づいて前記筒内の乱れ強度の指標を演算する乱れ強度演算手段と、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と目標空燃比とに基づいて燃料噴射量を演算する燃料噴射量演算手段と、を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
【請求項１０】
前記内燃機関は、吸気バルブに可変バルブ機構を備え、
前記流入吸入空気量演算手段は、前記可変バルブ機構の動作状態を更に加味して前記筒内に流入する吸入空気量を演算し、前記乱れ強度演算手段は、前記可変バルブ機構の動作状態を更に加味して前記乱れ強度の指標を演算することを特徴とする請求項９に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項１１】
流動強化弁を備えた内燃機関の制御装置であって、
エアフローセンサで検出された吸入空気量と回転速度と前記流動強化弁の動作状態とに基づいてシリンダ筒内に流入する吸入空気量を演算する吸入空気量演算手段と、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記流動強化弁の動作状態とに基づいて前記筒内の乱れ強度の指標を演算する乱れ強度演算手段と、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記乱れ強度指標とに基づいて点火時期を演算する点火時期演算手段と、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と目標空燃比とに基づいて燃料噴射量を演算する燃料噴射量演算手段と、を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
【請求項１２】
流動強化弁を備えた内燃機関の制御方法であって、
エアフローセンサにて検出された吸入空気量と回転速度と流動強化弁の動作状態とに基づいてシリンダ筒内に流入する吸入空気量を演算し、次いで、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記流動強化弁の動作状態とに基づいて前記筒内の乱れ強度指標を演算し、更に、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記乱れ強度指標とに基づいて点火時期を演算することを特徴とする内燃機関の制御方法。
【請求項１３】
更に、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と目標空燃比とに基づいて燃料噴射量を演算することを特徴とする請求項１２に記載の内燃機関の制御方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内燃機関の制御装置及び制御方法に係り、例えば流動強化弁を備え、点火時期と燃料噴射量との制御を行う内燃機関の制御装置及び制御方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
流動強化弁を備えた内燃機関においては、該流動強化弁を中間開度に作動させているときには、全開時に用いるベース点火時期よりも遅くさせた点火時期とし、燃焼室の圧力ピーク値が最適時期より早期化する不具合を回避している。また、流動強化弁の中間開度が全閉状態に近いほど点火時期を遅角させ、圧力ピーク値が最適時期より遅延化する不具合を回避している。この様に、流動強化弁の中間開度に応じて、ベース点火時期を補正し、エンジンの出力効率を十分に高めることができる技術が開示されている（特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開2009-24684号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、流動強化弁を中間開度に作動させるような比較的高回転速度かつ高負荷の運転動作点では、流動強化弁の開度は流動のみならず流量へも大きな影響をおよぼすために、流動強化弁の開度が過渡的に変化する場合には、流動強化弁開度と点火時期との定常運転時に得られる関係に基づいて点火補正制御を行うと、点火時期を最適点より遅角側あるいは進角側に設定してしまう不具合を生じる。さらに、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた場合に、シリンダ内に充填される空気量が吸気管内の流体力学的影響を受けて過渡的に変化するため、燃料噴射量が理論空燃比よりリッチ側あるいはリーン側に設定されてしまう不具合を生じるとの課題があった。
【０００５】
本発明は前記点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、流動強化弁を備えた内燃機関において、流動強化弁を過渡的に変化させた場合に、点火時期及び／又は燃料噴射量を好適に制御できる内燃機関の制御装置及び制御方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
前記目的を達成するために、本発明の内燃機関の制御装置は、基本的には、流動強化弁を備えた内燃機関の制御装置であって、エアフローセンサで検出された吸入空気量と回転速度と流動強化弁の動作状態とに基づいてシリンダ筒内に流入する吸入空気量を演算する吸入空気量演算手段と、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記流動強化弁の動作状態とに基づいて前記筒内の乱れ強度の指標を演算する乱れ強度演算手段と、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記乱れ強度指標とに基づいて点火時期を演算する点火時期演算手段と、を備えることを特徴としている。
【発明の効果】
【０００７】
本発明によれば、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた場合においても、筒内に流入する吸入空気量や筒内の乱れ強度指標の過渡的挙動を考慮して、点火時期を好適に制御することができる。そのため、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた際の、内燃機関の燃費、出力および排気性能の悪化を防止することができる。
【図面の簡単な説明】
【０００８】
【図１】本発明の内燃機関の制御装置が適用される内燃機関の全体システム構成を説明した図。
【図２】吸気バルブの位相を連続的に変化させた場合の、吸気バルブと排気バルブとのオーバーラップ期間の変化と、吸気バルブ閉じ時期（IVC：Intake Valve Close）の変化を説明する図。
【図３】バルブの作動角およびリフトを同時に変化させることができる可変バルブ機構のバルブリフトパターンを説明する図。
【図４】バルブのリフトパターンを非対称化することでシリンダ内流動を強化する流動強化機能を搭載したバルブ機構を説明する図。
【図５】内燃機関の吸気管の構成と各部の物理量を説明する図。
【図６】流動強化弁の制御マップを説明する図。
【図７】ガス交換過程にて形成されるシリンダ内流動および乱流生成・減衰過程を説明する図。
【図８】流動強化弁が圧縮上死点付近の乱れ強化に与える影響のメカニズムを説明する図。
【図９】流動強化弁や可変バルブの状態がシリンダ内乱れの推移に与える影響を説明する図。
【図１０】回転速度および吸気管圧力の異なる運転動作点AおよびBにおける流動強化弁開度と充填効率との関係および流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係を説明する図。
【図１１】回転速度および充填効率の異なる運転動作点AおよびBにおける流動強化弁開度と乱流燃焼速度との関係および流動強化弁開度と点火時期との関係を説明する図。
【図１２】本発明の内燃機関の制御装置の一実施形態を示すものであって、流動強化弁を変化させた際の点火時期制御を行うための制御ブロック図。
【図１３】本発明の他の実施形態の流動強化弁を変化させた際の燃料噴射量制御を行うための制御ブロック図。
【図１４】図１２および図１３に示した制御ブロック図を用い、流動強化弁を急峻に閉じた直後の質量流量、圧縮上死点乱れ強度、点火時期、燃料噴射量および空燃比の時間推移を説明した図。
【図１５】図１２および図１３に示した制御ブロック図を用い、流動強化弁を急峻に開いた直後の質量流量、圧縮上死点乱れ強度、点火時期、燃料噴射量および空燃比の時間推移を説明した図。
【図１６】回転速度および吸気管圧力の異なる運転動作点AおよびBにおける流動強化弁開度と充填効率との関係および流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係に与える可変バルブの影響を説明した図。
【図１７】本発明の更に他の実施形態の流動強化弁開度と充填効率との関係ならびに流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係におよぼす運転動作点や可変バルブの交互作用の影響を考慮し、流動強化弁を変化させた際の点火時期制御を行うための制御ブロック図。
【図１８】本発明の更に他の実施形態の流動強化弁開度と充填効率との関係ならびに流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係におよぼす運転動作点や可変バルブの交互作用の影響を考慮し、流動強化弁を変化させた際の燃料噴射量制御を行うための制御ブロック図。
【図１９】図１７および図１８に示した制御ブロック図を用い、低回転速度かつ吸気可変バルブを遅角側に設定した場合（図１６のハッチング部分に相当）において、流動強化弁を急峻に閉じた直後の質量流量、圧縮上死点乱れ強度、点火時期、燃料噴射量および空燃比の時間推移を説明した図。
【図２０】図１７および図１８に示した制御ブロック図を用い、低回転速度かつ吸気可変バルブを遅角側に設定した場合（図１６のハッチング部分に相当）において、流動強化弁を急峻に開いた直後の質量流量、圧縮上死点乱れ強度、点火時期、燃料噴射量および空燃比の時間推移を説明した図。
【図２１】本発明の更に他の実施形態の流動強化弁開度と点火時期との協調制御を行うための制御ブロック図。
【発明を実施するための形態】
【０００９】
以下、本発明の内燃機関の制御装置の実施の形態を図に基づいて説明する。
図１は、本発明の内燃機関の制御装置の一実施形態が適用される内燃機関の全体システム構成を説明した図であり、本実施形態のシステム構成の内燃機関５０は、吸気流路２０と排気流路２１とを備え、該流路２０、２１はシリンダ１に連通している。吸気流路２０には、エアフローセンサを兼ねる吸気温度センサ２が組付けられていると共に、該エアフローセンサ２の下流には、スロットルバルブ３が設けられ、該スロットルバルブ３は、アクセル踏量とは独立にスロットル開度を制御することができる電子制御式スロットルバルブとして構成されている。
【００１０】
スロットルバルブ３の下流には、吸気マニホールド４が配置され、該吸気マニホールド４の下流には、吸気に偏流を生じさせることによってシリンダ１内への流れの乱れを強化する流動強化弁５が配置されている。
【００１１】
内燃機関５０は、バルブのタイミングとリフトを連続的に可変とする可変バルブ機構付き吸気弁６を備え、該吸気弁６の可変バルブ機構にはバルブタイミングや最大リフトを検知するための位置センサ７が組付けられている。また、内燃機関５０には、排気バルブ１０が備えられ、排気バルブ１０には、排気バルブタイミングを可変とする可変バルブ機構が備えられており、排気バルブ１０のタイミングを検知する位置センサ１１が組付けられいる。
【００１２】
内燃機関５０のシリンダ１内には、燃料を噴射する燃料噴射弁８が組付けられていると共に、シリンダ１のヘッド部１ｂには、シリンダ１内の燃焼室１ａに電極部を露出させた点火プラグ９が組付けられている。
【００１３】
排気流路２１には、空燃比センサ１２が組付けられており、内燃機関５０は、前記空燃比センサ１２の検出結果に基づき燃料噴射弁８より供給される燃料噴射量を、理論空燃比となるようにフィードバック制御を行なうようにされている。排気流路２１の途中には、排気浄化触媒１３が連通配置されており、内燃機関５０のシリンダ１から排出される有害排出物である窒素酸化物、一酸化炭素および未燃炭化水素を浄化する。
【００１４】
更に、シリンダ１には、ノックの発生を検知するノックセンサ１４が組付けられ、ノックが検知された場合には、点火時期を遅角させることでノックの発生を回避する。内燃機関５０のクランク軸１ｃには、クランク角度センサ１５が組付けられている。クランク角度センサ１５からの出力信号に基づき内燃機関５０の回転速度を検出する。
【００１５】
本実施形態のシステムの内燃機関５０には、排気通路２１の排ガスの一部を吸気通路２０へ還流させるための外部ＥＧＲ管１６および外部ＥＧＲ流量を制御するための外部ＥＧＲバルブ１７が備えられている。部分負荷運転時には、外部ＥＧＲバルブ１７を開きＥＧＲを行うことで、ポンプ損失や窒素酸化物の排出を低減することができる。
【００１６】
内燃機関５０のシリンダ１には、該内燃機関５０の暖機状態を検知するための冷却水温センサ１８が組み付けられ、内燃機関５０は、始動直後においては、冷却水温センサ１８にて検出される冷却水温や始動後経過時間などに基づいて、排気浄化触媒１３を触媒活性温度まで早期に昇温させるために、点火時期の遅角補正制御を行う。
【００１７】
本実施形態のシステムの内燃機関５０は、図１に示すように、ＥＣＵ（Electronic Control Unit、制御装置）１９を備えている。ＥＣＵ１９には、上述した各種センサが接続され、該各種センサの信号が入力されると共に、スロットルバルブ３、燃料噴射弁８、可変バルブ機構付き吸気バルブ６、可変バルブ機構付き排気バルブ１０などの制御アクチュエータが接続されており、前記ＥＣＵ１９により制御される。
【００１８】
また、内燃機関５０は、上述した各種センサから入力された信号にもとづき、運転状態を検知し、該運転状態に応じてＥＣＵ１９により決定されたタイミングで、燃料噴射弁８による燃料噴射を行うと共に、点火プラグ９への点火制御を行う。
【００１９】
図２は、本実施形態の吸気バルブ６の位相を連続的に変化させた場合における、吸気バルブ６と排気バルブ１０とのオーバーラップ期間の変化と、吸気バルブ６の閉じ時期（IVC：Intake Valve Close）の変化を説明した図である。吸気バルブ６の位相を進角側に変化させるにしたがって、排気バルブ１０とのオーバーラップ期間が増加する。
【００２０】
一般に、可変バルブを備えた内燃機関５０では、部分負荷条件において、上記オーバーラップ期間が生じるように可変バルブが制御され、排気管中の排ガスを一旦、吸気管へ吹き返すことによって内部ＥＧＲを生じさせる。内部ＥＧＲの増加にしたがって、部分負荷条件でのポンプ損失の低減ができ、燃焼ガス温度を低減できるために排気中の窒素酸化物の低減を行うことができる。
【００２１】
図３（a）は、バルブの作動角およびリフトを同時に変化させることができる可変バルブ機構のバルブリフトパターンを説明した図である。従来のスロットルバルブが主体となって充填効率を制御する内燃機関では、吸気バルブの上流圧をスロットルバルブによって絞ることで負圧を生じさせるため、ポンプ損失による燃費悪化が問題となる。吸気バルブの上流圧を絞ることなく、吸気バルブの開閉時期によって吸気量を制御することができれば、前記ポンプ損失を低減でき、燃費悪化を抑制することができる。
【００２２】
図３（b）に示す可変バルブの状態は、吸気バルブにバルブリフトを連続的に可変とするリフト可変機構と、位相を連続的に可変とする位相可変機構と、を組み合わせた可変バルブを用いたものであり、バルブ開時期（ＩＶＯ）を固定しつつ、バルブ閉時期（ＩＶＣ）を変化させたものである。このような可変バルブ機構を備えることで、可変バルブが主体となって充填効率を制御する内燃機関を実現することができる。
【００２３】
このリフト可変機構では、バルブ作動角が増加するにしたがって最大リフトが増加する関係を有しており、要求トルクの小さいときにはリフト量を小さくすると同時に、ＩＶＣを早期化して吸気量を小さくすることができる。このとき、ＩＶＣを早期化することによって、ピストン圧縮量をピストン膨張量と比較して相対的に小さくすることができるので、ポンプ損失の低減に加えてミラーサイクル効果による燃費向上効果も期待できる点が特徴である。
【００２４】
図４は、バルブのリフトパターンを非対称化することでシリンダ内流動を強化する流動強化機能を搭載したバルブ機構を説明した図である。二つのうち一方のバルブを低リフト化することで、両バルブを通過するガスに偏流を生じさせる。このようなバルブ機構を吸気バルブに適用すれば、吸気行程にて、シリンダ内の流れに横あるいは縦方向の大きな渦（横方向の渦をスワール流、縦方向の渦をタンブル流と呼ぶ）を形成できる。吸気行程中に形成された大渦は、圧縮行程中に順次小渦へと崩壊し、やがて熱エネルギへと散逸する乱流エネルギのカスケード過程の様相を呈する。前記スワール流あるいはタンブル流は、乱流エネルギの散逸を抑制するはたらきを有するので、結果として圧縮行程後期の乱流エネルギを増加させることができる。
【００２５】
図５は、内燃機関の吸気管の構成と該吸気管の各部を通過する流体の物理量を説明する図である。スロットルバルブ３の上流にエアフローセンサ２が取付けられており、エアフローセンサ２に内蔵されている温度センサによって、大気温度が検出される。
【００２６】
また、スロットルバルブ３の開口部を通過するガスの流量は、エアフローセンサ２にて検出されるエアフローセンサ部流量とほぼ同じとみなすことができる。本実施形態のシステムでは、吸気バルブ６の上流に流動強化弁５が設置されている。流動強化弁５を閉じることによって、吸気流れに偏流を生じさせ、圧縮行程後期の乱れを強化することができる。
【００２７】
スロットルバルブ３の下流の圧力および温度、回転速度、可変バルブ動作量、流動強化弁の開度にもとづき、シリンダ１へ流入されるガスの流量を推定することができる。
【００２８】
図６は、流動強化弁５の制御マップを説明する図であり、流動強化弁５は、回転速度と負荷を軸とする制御マップにもとづき制御される。
【００２９】
図６（a）では、低回転速度、低負荷の運転領域で、流動強化弁５を閉じる側に設定し、高回転速度、高負荷の運転領域で、流動強化弁５を開く側に設定し、これらの間で切替え制御を行う。この様に流動強化弁５の切替え制御を行う方式を採る内燃機関５０においては、通常、流動強化弁５の動作領域が、流動強化弁５が吸入空気量に与える影響の比較的少ない、低回転低負荷領域に限られる。
【００３０】
一方、図６（b）では、低回転速度かつ低負荷となるにしたがって流動強化弁をより閉じる側に、高回転速度かつ高負荷となるにしたがって流動強化弁５をより開く側に設定する。この様に流動強化弁５の開度を連続的に変化させることによって、切替え制御方式と比較して、流動強化弁５を作動させる運転領域を、より拡大させることができる。
【００３１】
図７は、シリンダ内に形成されるガス交換過程におけるシリンダ内流動および乱流生成・減衰過程を説明している図である。図７（a）は、一サイクル間のシリンダ内ガスの質量推移を示している。図７（b）は、一サイクル間のシリンダ内ガスの運動エネルギおよび乱流エネルギの推移を示している。図７（c）は、ガス交換がシリンダ内乱れに与える影響のメカニズムを模式的に示した図である。
【００３２】
これらの図７（ａ）から（ｃ）から理解できるように、主に吸気行程中にシリンダ内ガスの運動エネルギが生成し、運動エネルギの一部が乱流エネルギへと変換される。乱流場では、大渦から小渦へと崩壊し、大渦の有する乱流エネルギが順次小渦成分へとシフトするカスケード過程を経た後、熱エネルギに変換される。
【００３３】
そのために、内燃機関の乱流場は、吸気行程にて乱流エネルギが最大値を示した後、圧縮行程では単調に減衰する経過をたどる。内燃機関の燃焼促進を図るためには、燃焼期間である圧縮上死点付近での乱れを強化する必要があるので、圧縮行程中の乱れの減衰作用を如何に抑制するかが重要である。
【００３４】
図８は、流動強化弁が圧縮上死点付近の乱れ強化に与える影響のメカニズムを説明している図である。
【００３５】
図８（a）は、流動強化弁とタンブル比またはスワール比との関係を示している。流動強化弁を閉じるとシリンダ内に偏流を生じ、スワール流またはタンブル流を形成する。偏流度合いが増すにしたがって、スワール流およびタンブル流の強度を示す指標であるスワール比およびタンブル比が増加する。
【００３６】
図８（b）は、タンブル比またはスワール比と乱れのスケールとの関係を示している。タンブル比またはスワール比が増加するにしたがって、大渦成分の有する乱れエネルギが増すため、シリンダ内乱流場のスケールが増加する。
【００３７】
図８（c）は、乱れスケールと乱れエネルギの減衰率との関係を示している。乱れスケールが大きくなるほど、乱れエネルギの減衰率は小さくなるので、圧縮行程中の乱れエネルギの減衰が抑制される。
【００３８】
その結果、図８（d）に示すように、流動強化弁を閉じる側に連続的に変化させると、圧縮上死点での乱れ強度が連続的に増加する。
【００３９】
図９は、流動強化弁や可変バルブの状態が、シリンダ内乱れの推移に与える影響を説明している図である。
【００４０】
図９（a）は、流動強化弁を閉じた場合と開いた場合とで乱れ強度の推移を比較した結果であり、流動強化弁を閉じた場合圧縮上死点付近での乱れ強度が大きいことがわかる。
【００４１】
図９（b）は、同一回転速度および充填効率の条件を、スロットルバルブ制御によって実現した場合と吸気弁低リフト早閉じ制御によって実現した場合とで、乱れ強度の推移を比較した結果である。吸気弁低リフト早閉じ制御の場合には、圧縮行程中の乱れの減衰作用が大きく、圧縮上死点での乱れ強度がスロットルバルブ制御の場合のそれと比較して小さいことがわかる。
【００４２】
図９（c）は、同一回転速度および充填効率の条件を、吸気弁低リフト早閉じ制御によって実現した場合と二つのうち一方のバルブのみを低リフト化する吸気弁非対称リフト制御によって実現した場合とで、乱れ強度の推移を比較した結果である。吸気弁非対称リフト制御の場合には、圧縮行程中の乱れの減衰作用を抑制でき、圧縮上死点での乱れ強度が吸気弁低リフト早閉じ制御の場合のそれと比較して大きいことが分かる。
【００４３】
図１０において、（ａ）は、回転速度及び吸気管圧力の異なる運転動作点ＡおよびＢとの関係を説明した図であり、（ｂ）、（ｃ）は、前記作動点Ａの状態（流動強化弁開度と充填効率との関係および流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係）、（ｄ）、（ｅ）は、作用点Ｂの状態（流動強化弁開度と充填効率との関係および流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係）を説明した図である。
【００４４】
図１０（ｂ）は、比較的低流量条件での流動強化弁開度と充填効率との関係を示しており、流動強化弁を開閉状態に対して充填効率に大きな変化まではみられない。
【００４５】
図１０（ｃ）は、比較的低流量条件での流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係を示しており、流動強化弁を閉じるにしたがって圧縮上死点乱れ強度が増加する。
【００４６】
図１０（ｄ）は、比較的大流量条件での流動強化弁開度と充填効率との関係を示しており、流動強化弁を閉じるにしたがって充填効率が減少する。
【００４７】
図１０（ｅ）は、比較的大流量条件での流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係を示しており、流動強化弁を閉じるにしたがって圧縮上死点乱れ強度が増加する。
【００４８】
以上の様に、流動強化弁開度と充填効率との間には、回転速度や吸気管圧力に対する交互作用の影響があるのに対して、流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との間には、回転速度や吸気管圧力に対する交互作用の影響はあまり見られないことがわかる。
【００４９】
図１１において、（ａ）は、回転速度および充填効率の異なる運転動作点ＡおよびＢとの関係を説明した図であり、（ｂ）、（ｃ）は、前記作動点Ａの状態（流動強化弁開度と乱流燃焼速度との関係及び流動強化弁開度と点火時期との関係）、（ｄ）、（ｅ）は、作用点Ｂの状態（流動強化弁開度と乱流燃焼速度との関係及び流動強化弁開度と点火時期との関係）を説明した図である。
【００５０】
図１１（ｂ）は、比較的低流量条件での流動強化弁開度と乱流燃焼速度との関係を示しており、流動強化弁を閉じるにしたがって乱流燃焼速度が増加する。これは乱流燃焼速度が概ね乱れ強度に比例しているからである。
【００５１】
図１１（ｃ）は、比較的低流量条件での流動強化弁開度と点火時期との関係を示しており、流動強化弁を閉じるにしたがって点火時期が遅角化する。これは乱流燃焼速度の増加にしたがって、燃焼期間が短縮化するため、最大トルクを実現するための点火時期の進角要求が減少するためである。
【００５２】
図１１（ｄ）は、比較的大流量条件での流動強化弁開度と乱流燃焼速度との関係を示しており、流動強化弁を閉じるにしたがって乱流燃焼速度が増加する。
【００５３】
図１１（ｅ）は、比較的大流量条件での流動強化弁開度と点火時期との関係を示しており、流動強化弁を閉じるにしたがって点火時期が遅角化する。
【００５４】
以上の様に、流動強化弁開度の変化量が点火時期の変化量に与える影響には、回転速度や充填効率に対する交互作用の影響は、あまり見られないことがわかる。
【００５５】
図１２は、本実施形態の制御ブロック図であり、流動強化弁を変化させた際の点火時期制御を行うための制御を説明した図である。
【００５６】
図１２において、充填効率演算手段１２１は、回転速度、吸気管圧力、大気圧力、流動強化弁開度および吸気管温度に基づき充填効率（筒内流入空気量）を演算する。質量流量換算手段１２２は、前記演算した充填効率と回転速度に基づきシリンダ部流量に演算（換算）するものである。吸気管圧力時間変化率演算手段１２３は、前記演算したシリンダ部流量、大気温度、吸気管温度およびエアフローセンサ検出流量に基づき、次の式（１）に従って吸気管圧力の時間変化率を演算する。
【００５７】
【数１】
2012062865.tif 000003
【００５８】
作動流体を空気とみなせば、それぞれ1.4および287.03の固定値で与えることができる。式（１）を時間積分することによって吸気管圧力を演算することができる。
【００５９】
なお、本実施形態に示した制御システムでは、式（１）を用いて吸気管圧力およびその時間変化率を演算する構成としたが、本発明は、これに限定されるものではないことは言うまでもない。つまり、吸気管圧力を圧力センサによって直接検知する構成としても同様の効果を奏することができる。
【００６０】
また、式（１）では、演算負荷低減の観点から吸気管壁面への熱伝達の影響を無視しているが、熱伝達を考慮することによって予測精度を向上させることも可能である。
【００６１】
図１２の吸気管温度時間変化率演算手段１２４は、吸気管圧力とその時間変化率、シリンダ部流量およびエアフローセンサ検出流量に基づき、次の式（２）にしたがって吸気温度の時間変化率が演算されると共に、さらに、この吸気温度の時間変化率を時間積分することによって吸気温度の過渡挙動が演算される。
【００６２】
【数２】
2012062865.tif 000004
【００６３】
圧縮上死点乱れ強度演算手段１２５は、 回転速度、充填効率および流動強化弁開度にもとづき圧縮上死点乱れ強度を演算する。
【００６４】
点火時期演算手段１２６は、回転速度、充填効率、吸気管温度および圧縮上死点乱れ強度にもとづき点火時期を演算する。
【００６５】
図１２に示すような構成とすることで、流動強化弁の開度を急変させた際にも点火時期を適切に制御することが可能となり、過剰な点火進角に伴うノックの発生や窒素酸化物の排出、過剰な点火遅角にともなうトルク低下などを抑制することができる。
【００６６】
図１３は、本発明の他の実施形態の制御ブロック図であり、流動強化弁を変化させた際の燃料噴射量制御を行うための制御を説明した図であり、図１２との相違は、図１２の圧縮上死点乱れ強度演算手段１２５と点火時期演算手段１２６とに代えて、燃料噴射量演算手段１２７とした点であるので、図１２と相違する部分のみを説明する。
【００６７】
図１３の燃料噴射量演算手段１２７は、回転速度、充填効率、冷却水温および目標空燃比にもとづき燃料噴射量を演算する。
【００６８】
図１３に示すような構成とすることで、流動強化弁開度を急変させた際にも燃料噴射量を適切に制御することが可能となり、空燃比のリッチ化にともなう一酸化炭素や未燃炭化水素、煤などの粒子状物質の排出、空燃比のリーン化にともなうトルク低下や失火、窒素酸化物の排出などを抑制することができる。
【００６９】
図１４は、図１２および図１３に示した制御ブロック図を用いた制御において、流動強化弁を急峻に閉じた直後の質量流量、圧縮上死点乱れ強度、点火時期、燃料噴射量および空燃比の時間推移を説明した図である。
【００７０】
図１４の（ａ）、（ｂ）に示されているように、シリンダ部およびエアフローセンサ部における質量流量の時間推移の比較によれば、流動強化弁を急激に閉じた直後には、シリンダ部の質量流量は、一端急激に減少し、オーバーシュートした後、定常状態に収束することが理解でき、エアフローセンサ部の質量流量は、流動強化弁開度の変化に対して遅れをともないながら徐々に減少し、やがてシリンダ部の質量流量に収束し定常状態となることが理解できる。
【００７１】
図１４の（ｃ）に示したように、圧縮上死点乱れ強度は、流動強化弁開度の変化に追随して増加する。
【００７２】
図１４の（ｄ）において、前記のようなシリンダ部の質量流量と圧縮上死点乱れ強度の時間推移にもとづく、図１２に示した制御ブロック図で演算された点火時期は、実線に示す様な経過をたどる。すなわち、流動強化弁開度のみを参照して点火時期を制御した場合には、図１２に示した制御ブロック図で制御演算された点火時期と比較して遅角側に設定されるため、トルク低下などの要因となる。
【００７３】
また、エアフローセンサ部の流量にもとづいて点火時期を制御した場合には、図１２に示した制御ブロック図で演算された点火時期と比較して進角側に設定されるため、ノックの発生や窒素酸化物の排出などの要因となる。
【００７４】
また、上述のようなシリンダ部の質量流量の時間推移にもとづいて、図１３に示した制御ブロック図で演算制御された燃料噴射量は、図１４の（ｄ）の実線に示す様な経過をたどる。すなわち、エアフローセンサ部の流量にもとづいて燃料噴射量を制御した場合には、図１３に示した制御ブロック図で演算制御された燃料噴射量と比較して増加側に設定されるため、空燃比のリッチ化にともなう一酸化炭素や未燃炭化水素、煤などの粒子状物質の排出などの要因となる。
【００７５】
図１５は、図１２と図１３の制御ブロック図に示した制御を用いて、流動強化弁を急峻に開いた場合の直後の質量流量、圧縮上死点乱れ強度、点火時期、燃料噴射量、及び、空燃比の時間推移を説明した図である。
【００７６】
図１５の（ａ）、（ｂ）に示されているように、シリンダ部およびエアフローセンサ部における質量流量の時間推移の比較によれば、流動強化弁を急激に開いた直後には、シリンダ部の質量流量は、一端急激に増加し、オーバーシュートした後、定常状態に収束することが理解でき、エアフローセンサ部の質量流量は、流動強化弁開度の変化に対して遅れをともないながら徐々に増加し、やがてシリンダ部の質量流量に収束し定常状態となることが理解できる。
【００７７】
図１５の（ｃ）に示すように、圧縮上死点乱れ強度は、流動強化弁開度の変化に追随して減少する。
【００７８】
図１５の（ｄ）に示すように、シリンダ部の質量流量と圧縮上死点乱れ強度の時間推移にもとづいて、図１２に示した制御ブロック図で演算された点火時期は、実線に示す様な経過をたどる。すなわち、流動強化弁開度のみを参照して点火時期を制御した場合には、図１２に示した制御ブロックで演算された点火時期と比較して進角側に設定されるため、ノックの発生や窒素酸化物の排出などの要因となる。
【００７９】
また、エアフローセンサ部の流量にもとづいて点火時期を制御した場合には、図１２に示した制御ブロックで演算された点火時期と比較して遅角側に設定されるため、トルク低下などの要因となる。
【００８０】
また、上述のようなシリンダ部の質量流量の時間推移にもとづいて、図１３に示した制御ブロックで演算された燃料噴射量は、実線に示す様な経過をたどる。
【００８１】
エアフローセンサ部の流量にもとづいて燃料噴射量を制御した場合には、図１３に示した制御ブロックで演算された燃料噴射量と比較して減少側に設定されるため、空燃比のリーン化にともなうトルク低下や失火、窒素酸化物の排出などの要因となる。
【００８２】
図１６において、（ａ）は、回転速度及び吸気管圧力の異なる運転動作点ＡおよびＢとの関係を説明した図であり、（b）は、吸気バルブの位相を進角側に設定した場合（破線）と遅角側に設定した場合（実線）について説明した図であり、（ｃ）、（ｄ）は、前記作動点Ａの状態（流動強化弁開度と充填効率との関係および流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係）、（ｄ）、（ｅ）は、作用点Ｂの状態（流動強化弁開度と充填効率との関係および流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係）を説明した図である。
【００８３】
図１６（c）は、動作点Ａにおける流動強化弁開度と充填効率との関係を示しており、吸気バルブの位相を進角側に設定した場合には、流動強化弁を閉じるにしたがって充填効率が減少するのに対して、吸気バルブの位相を遅角側に設定した場合には、流動強化弁を閉じるにしたがって充填効率が増加する。
【００８４】
図１６（d）は、動作点Ａにおける流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係を示しており、吸気バルブの位相に関わらず、流動強化弁を閉じるにしたがって圧縮上死点乱れ強度が増加する。
【００８５】
図１６（e）は、動作点Ｂにおける流動強化弁開度と充填効率との関係を示しており、吸気バルブの位相を進角側に設定した場合には、流動強化弁を閉じるにしたがって充填効率が減少する。吸気バルブの位相を遅角側に設定した場合にも、流動強化弁を閉じるにしたがって充填効率が減少するが、その減少幅は相対的に小さい。
【００８６】
図１６（f）は、動作点Ｂにおける流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係を示しており、可変バルブの状態によって定量的な違いがあるものの、流動強化弁開度に対する圧縮上死点乱れ強度の変化の傾向には大きな違いは見られない。
【００８７】
以上述べたように、流動強化弁開度と充填効率との関係及び流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係には、運転動作点や可変バルブの状態に対する交互作用の影響が見られるために、前記交互作用を考慮した点火時期制御および燃料噴射量制御を行う必要があるといえる。
【００８８】
図１７は、本発明の更に他の実施形態の制御ブロック図であり、流動強化弁開度と充填効率との関係及び流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係におよぼす運転動作点や可変バルブの交互作用の影響を考慮し、流動強化弁を変化させた際の点火時期制御を行うための制御ブロック図である。
【００８９】
図１７の充填効率演算手段１７１は、回転速度、吸気管圧力、大気圧力、流動強化弁開度、吸気管温度、及び、可変バルブ位置に基づき充填効率を演算する。質量流量換算手段１７２は、前記充填効率と回転速度に基づきシリンダ部流量を換算する。吸気管圧力時間変化率演算手段１７３は、シリンダ部流量、大気温度、吸気管温度、及び、エアフローセンサ検出流量に基づき、吸気管圧力の時間変化率が演算する。次いで、吸気管圧力の時間変化率を時間積分することによって、吸気管圧力を演算することができる。
【００９０】
なお、本実施形態に示した制御システムでは、吸気管圧力およびその時間変化率を演算する構成としたが、本発明はこれに限定されるものではなく、吸気管圧力を圧力センサによって直接検知する構成としても同様の効果を奏することができる。
【００９１】
また、吸気管圧力時間変化率演算手段１７３は、演算負荷低減の観点から吸気管壁面への熱伝達の影響を無視しているが、熱伝達を考慮することによって予測精度を向上させることも可能である。
【００９２】
吸気管温度時間変化率演算手段１７４は、吸気管圧力とその時間変化率、シリンダ部流量、及び、エアフローセンサ検出流量に基づき、吸気温度の時間変化率を演算するものであり、更にこの吸気温度の時間変化率を時間積分することによって、吸気温度の過渡挙動が演算される。
【００９３】
圧縮上死点乱れ強度演算手段１７５は、 回転速度、充填効率、流動強化弁開度、及び、可変バルブ位置に基づき圧縮上死点乱れ強度を演算する。
【００９４】
点火時期演算手段１７６は、回転速度、充填効率、吸気管温度、及び、圧縮上死点乱れ強度に基づき内燃機関の点火時期を演算する。
【００９５】
以上のような構成とすることで、運転動作点や可変バルブの交互作用の影響を考慮して、流動強化弁開度を急変させた際にも、点火時期を適切に制御することが可能となり、過剰な点火進角に伴うノックの発生や窒素酸化物の排出、過剰な点火遅角に伴うトルク低下などを、抑制することができる。
【００９６】
図１８は、本発明の更に他の実施形態の制御ブロック図であり、流動強化弁開度と充填効率との関係及び流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係におよぼす運転動作点や可変バルブの交互作用の影響を考慮し、流動強化弁を変化させた際の燃料噴射量制御を行うための制御ブロック図である。
【００９７】
図１８の充填効率演算手段１８１、質量流量換算手段１８２、吸気管圧力時間変化率演算手段１８３、及び、吸気管温度時間変化率演算手段１８４は、図１７の充填効率演算手段１７１、質量流量換算手段１７２、吸気管圧力時間変化率演算手段１７３、及び、吸気管温度時間変化率演算手段１７４と、その制御機能が同じであるので、説明を省略する。
【００９８】
燃料噴射量演算手段１８５は、回転速度、充填効率、冷却水温、及び、目標空燃比に基づき燃料噴射量を演算する。
【００９９】
以上のような構成とすることで、運転動作点や可変バルブの交互作用の影響を考慮して、流動強化弁開度を急変させた際にも燃料噴射量を適切に制御することが可能となり、空燃比のリッチ化にともなう一酸化炭素や未燃炭化水素、煤などの粒子状物質の排出、空燃比のリーン化にともなうトルク低下や失火、窒素酸化物の排出などを抑制することができる。
【０１００】
図１９は、図１７および図１８に示した制御ブロック図を用い、低回転速度かつ吸気可変バルブを遅角側に設定した場合（図１６（ｃ）、（ｄ）のハッチング部分に相当）において、流動強化弁の（ａ）急峻な閉動作、該流動強化弁の急峻に閉じた直後の（ｂ）質量流量、（ｃ）圧縮上死点乱れ強度、（ｄ）点火時期、（ｅ）燃料噴射量、及び、（ｆ）空燃比の各々の時間推移を説明した図である。
【０１０１】
図１９（ｂ）に示されているように、シリンダ部およびエアフローセンサ部の質量流量の時間推移の比較によれば、流動強化弁を急激に閉じた直後には、シリンダ部の質量流量が一端急激に増加しオーバーシュートした後、定常状態に収束する。エアフローセンサ部の質量流量は流動強化弁開度の変化に対して遅れをともないながら徐々に増加し、やがてシリンダ部の質量流量に収束し定常状態となる。
【０１０２】
図１９（ｃ）に示されているように、圧縮上死点乱れ強度は、流動強化弁開度の変化に追随して増加する。前記のようなシリンダ部の質量流量と圧縮上死点乱れ強度の時間推移に基づいて、図１９（ｄ）に示されているように、図１７の制御ブロックで演算された点火時期は、実線に示す様な経過をたどる。これに対して、流動強化弁開度のみを参照して点火時期を制御した場合には、図１７に示した制御ブロックで演算された点火時期と比較して進角側に設定されるため、ノックの発生や窒素酸化物の排出などの要因となる。
【０１０３】
また、エアフローセンサ部の流量に基づいて点火時期を制御した場合には、図１７に示した制御ブロックで演算された点火時期と比較してさらに進角側に設定されるため、ノックの発生や窒素酸化物の排出などの顕著な要因となる。
【０１０４】
また、前記のように、シリンダ部の質量流量の時間推移に基づいて、図１８に示した制御ブロックで演算された燃料噴射量は、実線に示す様な経過をたどる。これに対して、エアフローセンサ部の流量にもとづいて燃料噴射量を制御した場合には、図１８に示した制御ブロックで演算された燃料噴射量と比較して減少側に設定されるため、空燃比のリーン化にともなうトルク低下や失火、窒素酸化物の排出などの要因となる。
【０１０５】
以上述べたように、流動強化弁を急峻に閉じた直後の挙動は、図１４に示した挙動とは異なる。これは、流動強化弁開度と充填効率との関係及び流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係におよぼす運転動作点や可変バルブの交互作用の影響による。
【０１０６】
図１７及び図１８に示した制御ブロック図では、前記交互作用の影響を考慮して適切に点火時期ならびに燃料噴射量制御を行うことができるので、内燃機関の燃費、出力および排気性能の悪化を防止することができる。
【０１０７】
図２０は、図１７および図１８に示した制御ブロック図を用いて、低回転速度かつ吸気可変バルブを遅角側に設定した場合（図１６（ｃ）、（ｄ）のハッチング部分に相当）において、流動強化弁を急峻に開いた直後の質量流量、圧縮上死点乱れ強度、点火時期、燃料噴射量、及び、空燃比の時間推移を説明した図である。
【０１０８】
図２０（ａ）、（ｂ）に示されているように、シリンダ部及びエアフローセンサ部の質量流量の時間推移の比較によれば、流動強化弁を急激に開いた直後には、シリンダ部の質量流量が一端急激に減少しオーバーシュートした後、定常状態に収束する。エアフローセンサ部の質量流量は、流動強化弁開度の変化に対して遅れをともないながら徐々に減少し、やがてシリンダ部の質量流量に収束し定常状態となることが理解できる。
【０１０９】
図２０（ｃ）に示すように、圧縮上死点乱れ強度は、流動強化弁開度の変化に追随して減少する。
【０１１０】
図２０（ｄ）に示すように、シリンダ部の質量流量と圧縮上死点乱れ強度の時間推移にもとづいて、図１７に示した制御ブロック図で演算された点火時期は、実線に示す様な経過をたどる。すなわち、流動強化弁開度のみを参照して点火時期を制御した場合には、図１７に示した制御ブロック図で演算された点火時期と比較して遅角側に設定されるため、トルク低下などの要因となる。
【０１１１】
また、エアフローセンサ部の流量にもとづいて点火時期を制御した場合には、図１７に示した制御ブロック図で演算された点火時期と比較してさらに遅角側に設定されるため、トルク低下などの顕著な要因となる。
【０１１２】
また、前記したようなシリンダ部の質量流量の時間推移にもとづいて、図１８に示した制御ブロック図で演算された燃料噴射量は、図２０（ｅ）のように、実線に示す様な経過をたどる。すなわち、エアフローセンサ部の流量にもとづいて燃料噴射量を制御した場合には、図１８に示した制御ブロックで演算された燃料噴射量と比較して増加側に設定されるため、空燃比のリッチ化にともなう一酸化炭素や未燃炭化水素、煤などの粒子状物質の排出などの要因となる。
【０１１３】
以上述べた流動強化弁を急峻に閉じた直後の挙動は、図１５に示した挙動とは異なる。これは、流動強化弁開度と充填効率との関係ならびに流動強化弁開度と圧縮上死点乱れ強度との関係におよぼす運転動作点や可変バルブの交互作用の影響による。図１７および図１８に示した制御ブロックでは、前記交互作用の影響を考慮して適切に点火時期ならびに燃料噴射量制御を行うことができるので、内燃機関の燃費、出力および排気性能の悪化を防止することができる。
【０１１４】
図２１は、本発明の更に他の実施形態の制御ブロック図であり、流動強化弁開度と点火時期との協調制御を行うための制御ブロックを説明した図である。
【０１１５】
回転速度演算手段２１０は、クランク角度センサからのパルス信号の周期に基づき内燃機関の回転速度を演算する。
【０１１６】
充填効率演算手段２１１は、回転速度とエアフローセンサ検出値と可変バルブの状態量と流動強化弁開度にもとづき充填効率を演算する。点火時期演算手段２１２は、前記回転速度および充填効率に基づき点火時期を演算する。
【０１１７】
圧縮上死点乱れ強度演算手段２１３は、回転速度、充填効率、可変バルブ状態量、流動強化弁開度に基づき圧縮上死点乱れ強度を演算する。
【０１１８】
なお、本実施形態では、圧縮上死点での乱れ強度を演算する構成としたが、本発明はこれに限定されるものではなく、タンブル比またはスワール比、レイノルズ数などの流動状態を示す指標を演算し、これに基づき点火時期の補正を行うこととしても同等の効果を奏することができる。
【０１１９】
トルク変動率推定手段２１４は、回転速度の時間変化率からトルクを推定し、さらにその時間変化率にもとづきトルク変動率を推定する。なお、本実施形態では、トルク変動率を推定する構成としたが、本発明はこれに限定されるものではなく、回転速度の時間変化率や燃焼のサイクル変動などを推定し、これを流動強化弁の制御手段の入力に用いる構成としても良い。
【０１２０】
ノック状態検出手段２１５は、ノックセンサの出力にもとづきノック発生の有無を検出する。ＥＧＲ率推定手段２１６は、ＥＧＲバルブの開度にもとづきＥＧＲ率を推定する。暖気状態推定手段２１７は、冷却水温センサの検出値に基づき内燃機関の暖機状態を推定する。
【０１２１】
なお、本実施形態の制御システムでは、冷却水温度にもとづき暖機状態を推定する構成としたが、本発明はこれに限定されるものではなく、潤滑油温度や始動後の経過時間にもとづいて暖機状態を推定することとしても良いし、排気浄化触媒温度の推定値や実測値を用いることとしても良い。
【０１２２】
点火時期補正手段２１８は、回転速度演算手段２１０と充填効率演算手段２１１で演算された回転速度と充填効率と、トルク変動率推定手段２１３、ノック状態検出手段２１５、ＥＧＲ率推定手段２１６、及び暖気状態推定手段２１７において各々演算された圧縮上死点乱れ強度、トルク変動率、ノック有無、EGR率、及び、暖機状態に基づき点火時期補正量を演算する。
【０１２３】
本実施形態においては、同一の回転速度および充填効率点では、圧縮上死点乱れ強度が増加するほど、点火時期をより遅角側に補正する。また、ノックセンサによってノック有りと判別された場合には、ノック回避のため点火時期を遅角側に補正する。同一の回転速度および充填効率点では、ＥＧＲ率が増加するにしたがって点火時期をより進角側に補正する。
【０１２４】
暖機状態推定の結果、冷機状態にあると判別された場合には、排気浄化触媒を早期に活性化温度にするべく点火時期の遅角補正を行う。現在の排気浄化触媒温度と触媒活性化温度との差異が大きいほど、点火時期の遅角量をより大きく設定することで触媒早期活性化を図ることができる。
【０１２５】
流動強化弁制御手段２１９は、前記演算された回転速度と充填効率と、前記演算された圧縮上死点乱れ強度、トルク変動率、ノック有無、ＥＧＲ率、及び、暖機状態にもとづき流動強化弁の制御量を演算する。
【０１２６】
可変バルブの最大リフト量が減少するほど、またはバルブ閉止時期が進角するほど、圧縮上死点乱れ強度は減少するので、燃焼速度が減少し、燃焼のサイクル変動が増加する。これを防止するべく流動がより強化される側に、流動強化弁開度を制御する。これによって、バルブ閉止時期をより進角側に制御することが可能となり、ミラーサイクル効果による燃費向上を図ることができる。
【０１２７】
また、ノックセンサによってノック有りと判別された場合にはノック回避のため流動がより強化される側に、流動強化弁開度を制御する。これによって、全開出力を向上させることができる。
【０１２８】
同一の回転速度および充填効率点では、ＥＧＲ率が増加するにしたがって燃焼速度が減少し、燃焼のサイクル変動が増加するため、これを防止すべく流動がより強化される側に、流動強化弁開度を制御する。これによって、より多くのEGRを還流することができるので、低負荷運転時の燃費向上を図ることができる。
【０１２９】
暖機状態推定の結果、冷機状態にあると判別された場合には、点火時期の遅角補正を行うが、点火時期の遅角化で、燃焼のサイクル変動が増加してしまう。そのため燃焼安定化させるべく流動がより強化される側に、流動強化弁開度を制御する。これによって、点火時期の遅角幅を増加でき、より高温のガスを排出できるので、排気触媒の早期活性化を図ることができる。
【０１３０】
内燃機関の始動直後の排気浄化触媒の早期活性化によって、未燃炭化水素の排出を大幅に抑制することができる。
【０１３１】
以下、本発明のいくつかの実施形態に基づく作用もしくは効果について述べる。
本発明の一実施形態によれば、吸気バルブに可変バルブ機構を備えることで、前記筒内に流入する吸入空気量と前記乱れ強度の指標とを、前記可変バルブ機構の動作状態を更に加味して演算し、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記乱れ強度指標にもとづいて点火時期を演算するので、吸気可変バルブ機構が種々の動作状態に設定され、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた場合においても、筒内に流入する吸入空気量や筒内の乱れ強度指標の過渡的挙動を考慮して、点火時期を好適に制御することができる。そのため、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた際の、内燃機関の燃費、出力および排気性能の悪化を防止することができる。
【０１３２】
本発明の他の実施形態によれば、可変吸気バルブは最大リフトと位相を可変とし、最大リフトが減少するか又はバルブ閉止時期が進角するかによって、前記流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御し、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記流動強化弁の動作状態と吸気可変バルブ機構の動作状態とに基づいて筒内の乱れ強度指標を演算し、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標とに基づき前記点火時期を補正するので、最大リフトが減少するか又はバルブ閉止時期が進角するかによって、減少する筒内の乱れを、流動強化弁の制御によって流動強化できるので不安定化した燃焼状態を安定化することができる。
【０１３３】
本発明の他の実施形態によれば、冷却水温にもとづき内燃機関の暖機状態を推定し、前記内燃機関の暖機状態が所定値以下の冷機状態である場合に、前記内燃機関の暖機状態にもとづき流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御し、前記暖機状態と回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標にもとづき点火時期を遅角補正するので、内燃機関の冷機状態をより迅速に暖機状態にすることができ、排気浄化触媒の早期活性化により内燃機関の排気性能を向上することができる。
【０１３４】
本発明の他の実施形態によれば、ノックセンサにもとづきノックの有無を検知し、ノックを検出した場合に、流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御し、ノックセンサ検出結果と回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標にもとづき点火時期を補正するので、内燃機関の出力性能を向上することができる。
【０１３５】
本発明の他の実施形態によれば、ＥＧＲバルブ開度にもとづきＥＧＲ率を推定し、前記ＥＧＲバルブを用いてＥＧＲ率を増加させるにしたがって、流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御し、前記ＥＧＲ率と回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標にもとづき点火時期を補正するので、ＥＧＲ率を増加させた場合でも燃焼の不安定化を防止することができる。部分負荷時にＥＧＲ率を増加させることができるので、内燃機関の燃費性能を向上することができる。
【０１３６】
本発明の他の実施形態によれば、クランク角度センサにもとづき回転速度とその時間変化率を検出し、前記回転速度の時間変化率にもとづき内燃機関のトルクを推定し、前記内燃機関のトルクの変動が大きくなるにしたがって、流動強化弁の開度を流動が強化される側に制御し、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記筒内の乱れ強度指標にもとづき点火時期を補正するので、燃焼不安定化に起因したトルク変動を防止することができる。
【０１３７】
本発明の他の実施形態によれば、エアフローセンサにて検出された吸入空気量と回転速度と流動強化弁の動作状態にもとづいて筒内に流入する吸入空気量を演算し、回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と目標空燃比にもとづいて燃料噴射量を演算するので、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた場合においても、筒内に流入する吸入空気量の過渡的挙動を考慮して、空燃比を好適に制御することができる。そのため、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた際の、内燃機関の燃費、出力および排気性能の悪化を防止することができる。
【０１３８】
本発明の他の実施形態によれば、エアフローセンサにて検出された吸入空気量と回転速度と流動強化弁の動作状態と可変バルブ機構の動作状態にもとづいて筒内に流入する吸入空気量を演算し、回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と目標空燃比にもとづいて燃料噴射量を演算するので、吸気可変バルブ機構が種々の動作状態に設定され、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた場合においても、筒内に流入する吸入空気量の過渡的挙動を考慮して、空燃比を好適に制御することができる。そのため、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた際の、内燃機関の燃費、出力および排気性能の悪化を防止することができる。
【０１３９】
本発明の流動強化弁を備えた内燃機関の制御方法によれば、エアフローセンサにて検出された吸入空気量と回転速度と流動強化弁の動作状態とに基づいてシリンダ筒内に流入する吸入空気量を演算し、次いで、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記流動強化弁の動作状態とに基づいて前記筒内の乱れ強度指標を演算し、更に、前記回転速度と前記筒内に流入する吸入空気量と前記乱れ強度指標とに基づいて点火時期を演算するので、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた場合においても、筒内に流入する吸入空気量や筒内の乱れ強度指標の過渡的挙動を考慮して、点火時期を好適に制御することができる。そのため、流動強化弁の開度を過渡的に変化させた際の、内燃機関の燃費、出力および排気性能の悪化を防止することができる。
【符号の説明】
【０１４０】
１    内燃機関
２    エアフローセンサおよび吸気温センサ
３    スロットルバルブ
４    吸気マニホールド
５    流動強化弁
６    吸気可変バルブ機構
７    可変バルブ位置センサ
８    燃料噴射弁
９    点火プラグ
１０  排気可変バルブ機構
１１  可変バルブ位置センサ
１２  空燃比センサ
１３  排気浄化触媒
１４  ノックセンサ
１５  クランク角度センサ
１６  外部ＥＧＲ管
１７  外部ＥＧＲバルブ
１８  冷却水温度
１９  ＥＣＵ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃ  Ｃｏｎｔｒｏｌ  Ｕｎｉｔ）
【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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