(57)【要約】【課題】可変圧縮比機構を備える内燃機関において、アイドル運転時に目標機械圧縮比が実現されなくても、点火時期のフィードバック制御による目標アイドル回転数への収束性の悪化を抑制する。【解決手段】アイドル運転時に、目標機械圧縮比が実現されるように可変圧縮比機構を制御すると共に、目標アイドル回転数が実現されように点火時期のフィードバック制御を実施する（ステップ１１３）内燃機関において、アイドル運転時に目標機械圧縮比が実現されていない場合には、フィードバック制御の制御量を現在の機械圧縮比に基づき変更する（ステップ１１０−１１２）。【選択図】図１０
2012097659.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
アイドル運転時に、目標機械圧縮比が実現されるように可変圧縮比機構を制御すると共に、目標アイドル回転数が実現されように点火時期のフィードバック制御を実施する内燃機関において、アイドル運転時に前記目標機械圧縮比が実現されていない場合には、前記フィードバック制御の制御量を現在の機械圧縮比に基づき変更することを特徴とする可変圧縮比機構を備える内燃機関。
【請求項２】
前記現在の機械圧縮比は、気筒毎の現在の機械圧縮比であり、各気筒の発生トルクを等しくするように気筒毎の前記フィードバック制御の前記制御量が変更されることを特徴とする請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、可変圧縮比機構を備える内燃機関に関する。
【背景技術】
【０００２】
可変圧縮比機構を備える内燃機関が公知であり（特許文献１参照）、このような可変圧縮比機構を備える内燃機関において、各機関負荷に対してそれぞれの目標機械圧縮比（（上死点燃焼室容積＋行程容積）／上死点燃焼室容積）が定められている。それにより、アイドル運転時においても、通常は、目標機械圧縮比が実現されて、目標アイドル回転数を実現するための点火時期のフィードバック制御が実施される。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２００７−３０３４２３
【特許文献２】特開２００９−０６２８８６
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
前述の可変圧縮比機構を備える内燃機関において、何らかの理由によって、アイドル運転時に目標機械圧縮比が実現されていないことがあり、この場合において、点火時期のフィードバック制御による目標アイドル回転数への収束性が悪化し、最悪の場合には、機関停止が発生することもある。
【０００５】
従って、本発明の目的は、可変圧縮比機構を備える内燃機関において、アイドル運転時に目標機械圧縮比が実現されなくても、点火時期のフィードバック制御による目標アイドル回転数への収束性の悪化を抑制することである。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明による請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関は、アイドル運転時に、目標機械圧縮比が実現されるように可変圧縮比機構を制御すると共に、目標アイドル回転数が実現されように点火時期のフィードバック制御を実施する内燃機関において、アイドル運転時に前記目標機械圧縮比が実現されていない場合には、前記フィードバック制御の制御量を現在の機械圧縮比に基づき変更することを特徴とする。
【０００７】
本発明による請求項２に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関は、請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関において、前記現在の機械圧縮比は、気筒毎の現在の機械圧縮比であり、各気筒の発生トルクを等しくするように気筒毎の前記フィードバック制御の前記制御量が変更されることを特徴とする。
【発明の効果】
【０００８】
本発明による請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関によれば、アイドル運転時に、目標機械圧縮比が実現されるように可変圧縮比機構を制御すると共に、目標アイドル回転数が実現されように点火時期のフィードバック制御を実施する内燃機関において、アイドル運転時に目標機械圧縮比が実現されていない場合には、フィードバック制御の制御量を現在の機械圧縮比に基づき変更するようになっている。それにより、機械圧縮比が高いほど点火時期の変化に対する発生トルクの変化が大きくなるために、目標機械圧縮比が実現されていない場合に、点火時期のフィードバック制御の制御量を一定としていると、発生トルクが大きく変化したり、また、僅かしか変化しなかったりして、目標アイドル回転数への収束性が悪化することがあるが、フィードバック制御の制御量を現在の機械圧縮比に基づき適当に変更することにより、この収束性の悪化を抑制することができる。
【０００９】
本発明による請求項２に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関によれば、請求項１に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関において、現在の機械圧縮比は、気筒毎の現在の機械圧縮比であり、各気筒の発生トルクを等しくするように気筒毎のフィードバック制御の制御量が変更されるようになっている。それにより、デポジットの付着量の違いなどによって気筒毎の機械圧縮比が異なる場合において、トルク変動を抑制しながら、目標アイドル回転数への収束性の悪化を抑制することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１０】
【図１】内燃機関の全体図である。
【図２】可変圧縮比機構の分解斜視図である。
【図３】図解的に表した内燃機関の側面断面図である。
【図４】可変バルブタイミング機構を示す図である。
【図５】吸気弁および排気弁のリフト量を示す図である。
【図６】機械圧縮比、実圧縮比および膨張比を説明するための図である。
【図７】理論熱効率と膨張比との関係を示す図である。
【図８】通常のサイクルおよび超高膨張比サイクルを説明するための図である。
【図９】機関負荷に応じた機械圧縮比等の変化を示す図である。
【図１０】目標アイドル回転数を実現するための点火時期のフィードバック制御を示すフローチャートである。
【図１１】機械圧縮比毎の点火時期と発生トルクとの関係を示すグラフである。
【図１２】機械圧縮比毎の点火時期と発生トルクとの関係を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１１】
図１は本発明による可変圧縮比機構を備える内燃機関の側面断面図を示す。図１を参照すると、１はクランクケース、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４はピストン、５は燃焼室、６は燃焼室５の頂面中央部に配置された点火栓、７は吸気弁、８は吸気ポート、９は排気弁、１０は排気ポートを夫々示す。吸気ポート８は吸気枝管１１を介してサージタンク１２に連結され、各吸気枝管１１には夫々対応する吸気ポート８内に向けて燃料を噴射するための燃料噴射弁１３が配置される。なお、燃料噴射弁１３は各吸気枝管１１に取付ける代りに各燃焼室５内に配置してもよい。
【００１２】
サージタンク１２は吸気ダクト１４を介してエアクリーナ１５に連結され、吸気ダクト１４内にはアクチュエータ１６によって駆動されるスロットル弁１７と例えば熱線を用いた吸入空気量検出器１８とが配置される。一方、排気ポート１０は排気マニホルド１９を介して例えば三元触媒を内蔵した触媒装置２０に連結され、排気マニホルド１９内には空燃比センサ２１が配置される。
【００１３】
一方、図１に示される実施例ではクランクケース１とシリンダブロック２との連結部にクランクケース１とシリンダブロック２のシリンダ軸線方向の相対位置を変化させることによりピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更可能な可変圧縮比機構Ａが設けられており、更に実際の圧縮作用の開始時期を変更可能な実圧縮作用開始時期変更機構Ｂが設けられている。なお、図１に示される実施例ではこの実圧縮作用開始時期変更機構Ｂは吸気弁７の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構からなる。
【００１４】
図１に示されるようにクランクケース１とシリンダブロック２にはクランクケース１とシリンダブロック２間の相対位置関係を検出するための相対位置センサ２２が取付けられており、この相対位置センサ２２からはクランクケース１とシリンダブロック２との間隔の変化を示す出力信号が出力される。また、可変バルブタイミング機構Ｂには吸気弁７の閉弁時期を示す出力信号を発生するバルブタイミングセンサ２３が取付けられており、スロットル弁駆動用のアクチュエータ１６にはスロットル弁開度を示す出力信号を発生するスロットル開度センサ２４が取付けられている。
【００１５】
電子制御ユニット３０はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス３１によって互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）３２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３４、入力ポート３５および出力ポート３６を具備する。吸入空気量検出器１８、空燃比センサ２１、相対位置センサ２２、バルブタイミングセンサ２３およびスロットル開度センサ２４の出力信号は夫々対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。また、アクセルペダル４０にはアクセルペダル４０の踏込み量Ｌに比例した出力電圧を発生する負荷センサ４１が接続され、負荷センサ４１の出力電圧は対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。更に入力ポート３５にはクランクシャフトが例えば３０°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ４２が接続される。一方、出力ポート３６は対応する駆動回路３８を介して点火栓６、燃料噴射弁１３、スロットル弁駆動用アクチュエータ１６、可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂに接続される。
【００１６】
図２は図１に示す可変圧縮比機構Ａの分解斜視図を示しており、図３は図解的に表した内燃機関の側面断面図を示している。図２を参照すると、シリンダブロック２の両側壁の下方には互いに間隔を隔てた複数個の突出部５０が形成されており、各突出部５０内には夫々断面円形のカム挿入孔５１が形成されている。一方、クランクケース１の上壁面上には互いに間隔を隔てて夫々対応する突出部５０の間に嵌合せしめられる複数個の突出部５２が形成されており、これらの各突出部５２内にも夫々断面円形のカム挿入孔５３が形成されている。
【００１７】
図２に示されるように一対のカムシャフト５４，５５が設けられており、各カムシャフト５４，５５上には一つおきに各カム挿入孔５３内に回転可能に挿入される円形カム５８が固定されている。これらの円形カム５８は各カムシャフト５４，５５の回転軸線と共軸をなす。一方、各円形カム５８の両側には図３に示すように各カムシャフト５４，５５の回転軸線に対して偏心配置された偏心軸５７が延びており、この偏心軸５７上に別の円形カム５６が偏心して回転可能に取付けられている。図２に示されるようにこれら円形カム５６は各円形カム５８の両側に配置されており、これら円形カム５６は対応する各カム挿入孔５１内に回転可能に挿入されている。また、図２に示されるようにカムシャフト５５にはカムシャフト５５の回転角度を表す出力信号を発生するカム回転角度センサ２５が取付けられている。
【００１８】
図３（Ａ）に示すような状態から各カムシャフト５４，５５上に固定された円形カム５８を図３（Ａ）において矢印で示される如く互いに反対方向に回転させると偏心軸５７が互いに離れる方向に移動するために円形カム５６がカム挿入孔５１内において円形カム５８とは反対方向に回転し、図３（Ｂ）に示されるように偏心軸５７の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に円形カム５８を矢印で示される方向に回転させると図３（Ｃ）に示されるように偏心軸５７は最も低い位置となる。
【００１９】
なお、図３（Ａ）、図３（Ｂ）、図３（Ｃ）には夫々の状態における円形カム５８の中心ａと偏心軸５７の中心ｂと円形カム５６の中心ｃとの位置関係が示されている。
【００２０】
図３（Ａ）から図３（Ｃ）とを比較するとわかるようにクランクケース１とシリンダブロック２の相対位置は円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離によって定まり、円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離が大きくなるほどシリンダブロック２はクランクケース１から離れる。即ち、可変圧縮比機構Ａは回転するカムを用いたクランク機構によりクランクケース１とシリンダブロック２間の相対位置を変化させていることになる。シリンダブロック２がクランクケース１から離れるとピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積は増大し、従って各カムシャフト５４，５５を回転させることによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更することができる。
【００２１】
図２に示されるように各カムシャフト５４，５５を夫々反対方向に回転させるために駆動モータ５９の回転軸には夫々螺旋方向が逆向きの一対のウォーム６１，６２が取付けられており、これらウォーム６１，６２と噛合するウォームホイール６３，６４が夫々各カムシャフト５４，５５の端部に固定されている。この実施例では駆動モータ５９を駆動することによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を広い範囲に亘って変更することができる。
【００２２】
一方、図４は図１において吸気弁７を駆動するためのカムシャフト７０の端部に取付けられた可変バルブタイミング機構Ｂを示している。図４を参照すると、この可変バルブタイミング機構Ｂは機関のクランク軸によりタイミングベルトを介して矢印方向に回転せしめられるタイミングプーリ７１と、タイミングプーリ７１と一緒に回転する円筒状ハウジング７２と、吸気弁駆動用カムシャフト７０と一緒に回転しかつ円筒状ハウジング７２に対して相対回転可能な回転軸７３と、円筒状ハウジング７２の内周面から回転軸７３の外周面まで延びる複数個の仕切壁７４と、各仕切壁７４の間で回転軸７３の外周面から円筒状ハウジング７２の内周面まで延びるベーン７５とを具備しており、各ベーン７５の両側には夫々進角用油圧室７６と遅角用油圧室７７とが形成されている。
【００２３】
各油圧室７６，７７への作動油の供給制御は作動油供給制御弁７８によって行われる。この作動油供給制御弁７８は各油圧室７６，７７に夫々連結された油圧ポート７９，８０と、油圧ポンプ８１から吐出された作動油の供給ポート８２と、一対のドレインポート８３，８４と、各ポート７９，８０，８２，８３，８４間の連通遮断制御を行うスプール弁８５とを具備している。
【００２４】
吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を進角すべきときは図４においてスプール弁８５が右方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート７９を介して進角用油圧室７６に供給されると共に遅角用油圧室７７内の作動油がドレインポート８４から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印方向に相対回転せしめられる。
【００２５】
これに対し、吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を遅角すべきときは図４においてスプール弁８５が左方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート８０を介して遅角用油圧室７７に供給されると共に進角用油圧室７６内の作動油がドレインポート８３から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印と反対方向に相対回転せしめられる。
【００２６】
回転軸７３が円筒状ハウジング７２に対して相対回転せしめられているときにスプール弁８５が図４に示される中立位置に戻されると回転軸７３の相対回転動作は停止せしめられ、回転軸７３はそのときの相対回転位置に保持される。従って可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を所望の量だけ進角させることができ、遅角させることができることになる。
【００２７】
図５において実線は可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も進角されているときを示しており、破線は吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も遅角されているときを示している。従って吸気弁７の開弁期間は図５において実線で示す範囲と破線で示す範囲との間で任意に設定することができ、従って吸気弁７の閉弁時期も図５において矢印Ｃで示す範囲内の任意のクランク角に設定することができる。
【００２８】
図１および図４に示される可変バルブタイミング機構Ｂは一例を示すものであって、例えば吸気弁の開弁時期を一定に維持したまま吸気弁の閉弁時期のみを変えることのできる可変バルブタイミング機構等、種々の形式の可変バルブタイミング機構を用いることができる。
【００２９】
次に図６を参照しつつ本願において使用されている用語の意味について説明する。なお、図６の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）には説明のために燃焼室容積が５０ｍｌでピストンの行程容積が５００ｍｌであるエンジンが示されており、これら図６の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）において燃焼室容積とはピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室の容積を表している。
【００３０】
図６（Ａ）は機械圧縮比について説明している。機械圧縮比は圧縮行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積のみから機械的に定まる値であってこの機械圧縮比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図６（Ａ）に示される例ではこの機械圧縮比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。
【００３１】
図６（Ｂ）は実圧縮比について説明している。この実圧縮比は実際に圧縮作用が開始されたときからピストンが上死点に達するまでの実際のピストン行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの実圧縮比は（燃焼室容積＋実際の行程容積）／燃焼室容積で表される。即ち、図６（Ｂ）に示されるように圧縮行程においてピストンが上昇を開始しても吸気弁が開弁している間は圧縮作用は行われず、吸気弁が閉弁したときから実際の圧縮作用が開始される。従って実圧縮比は実際の行程容積を用いて上記の如く表される。図６（Ｂ）に示される例では実圧縮比は（５０ｍｌ＋４５０ｍｌ）／５０ｍｌ＝１０となる。
【００３２】
図６（Ｃ）は膨張比について説明している。膨張比は膨張行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの膨張比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図６（Ｃ）に示される例ではこの膨張比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。
【００３３】
次に図７および図８を参照しつつ本発明において用いられている超膨張比サイクルについて説明する。なお、図７は理論熱効率と膨張比との関係を示しており、図８は本発明において負荷に応じ使い分けられている通常のサイクルと超高膨張比サイクルとの比較を示している。
【００３４】
図８（Ａ）は吸気弁が下死点近傍で閉弁し、ほぼ吸気下死点付近からピストンによる圧縮作用が開始される場合の通常のサイクルを示している。この図８（Ａ）に示す例でも図６の（Ａ），（Ｂ），（Ｃ）に示す例と同様に燃焼室容積が５０ｍｌとされ、ピストンの行程容積が５００ｍｌとされている。図８（Ａ）からわかるように通常のサイクルでは機械圧縮比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１であり、実圧縮比もほぼ１１であり、膨張比も（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。即ち、通常の内燃機関では機械圧縮比と実圧縮比と膨張比とがほぼ等しくなる。
【００３５】
図７における実線は実圧縮比と膨張比とがほぼ等しい場合の、即ち通常のサイクルにおける理論熱効率の変化を示している。この場合には膨張比が大きくなるほど、即ち実圧縮比が高くなるほど理論熱効率が高くなることがわかる。従って通常のサイクルにおいて理論熱効率を高めるには実圧縮比を高くすればよいことになる。しかしながら機関高負荷運転時におけるノッキングの発生の制約により実圧縮比は最大でも１２程度までしか高くすることができず、斯くして通常のサイクルにおいては理論熱効率を十分に高くすることはできない。
【００３６】
一方、このような状況下で機械圧縮比と実圧縮比とを厳密に区分しつつ理論熱効率を高めることが検討され、その結果理論熱効率は膨張比が支配し、理論熱効率に対して実圧縮比はほとんど影響を与えないことが見い出されたのである。即ち、実圧縮比を高くすると爆発力は高まるが圧縮するために大きなエネルギーが必要となり、斯くして実圧縮比を高めても理論熱効率はほとんど高くならない。
【００３７】
これに対し、膨張比を大きくすると膨張行程時にピストンに対し押下げ力が作用する期間が長くなり、斯くしてピストンがクランクシャフトに回転力を与えている期間が長くなる。従って膨張比は大きくすれば大きくするほど理論熱効率が高くなる。図７の破線ε＝１０は実圧縮比を１０に固定した状態で膨張比を高くしていった場合の理論熱効率を示している。このように実圧縮比εを低い値に維持した状態で膨張比を高くしたときの理論熱効率の上昇量と、図７の実線で示す如く実圧縮比も膨張比と共に増大せしめられる場合の理論熱効率の上昇量とは大きな差がないことがわかる。
【００３８】
このように実圧縮比が低い値に維持されているとノッキングが発生することがなく、従って実圧縮比を低い値に維持した状態で膨張比を高くするとノッキングの発生を阻止しつつ理論熱効率を大巾に高めることができる。図８（Ｂ）は可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂを用いて、実圧縮比を低い値に維持しつつ膨張比を高めるようにした場合の一例を示している。
【００３９】
図８（Ｂ）を参照すると、この例では可変圧縮比機構Ａにより燃焼室容積が５０ｍｌから２０ｍｌまで減少せしめられる。一方、可変バルブタイミング機構Ｂによって実際のピストン行程容積が５００ｍｌから２００ｍｌになるまで吸気弁の閉弁時期が遅らされる。その結果、この例では実圧縮比は（２０ｍｌ＋２００ｍｌ）／２０ｍｌ＝１１となり、膨張比は（２０ｍｌ＋５００ｍｌ）／２０ｍｌ＝２６となる。図８（Ａ）に示される通常のサイクルでは前述したように実圧縮比がほぼ１１で膨張比が１１であり、この場合に比べると図８（Ｂ）に示される場合には膨張比のみが２６まで高められていることがわかる。これが超高膨張比サイクルと称される所以である。
【００４０】
一般的に言って内燃機関では機関負荷が低いほど熱効率が悪くなり、従って機関運転時における熱効率を向上させるためには、即ち燃費を向上させるには機関負荷が低いときの熱効率を向上させることが必要となる。一方、図８（Ｂ）に示される超高膨張比サイクルでは圧縮行程時の実際のピストン行程容積が小さくされるために燃焼室５内に吸入しうる吸入空気量は少なくなり、従ってこの超高膨張比サイクルは機関負荷が比較的低いときにしか採用できないことになる。従って本発明では機関負荷が比較的低いときには図８（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルとし、機関高負荷運転時には図８（Ａ）に示す通常のサイクルとするようにしている。
【００４１】
次に図９を参照しつつ運転制御全般について概略的に説明する。図９には或る機関回転数における機関負荷に応じた吸入空気量、吸気弁閉弁時期、機械圧縮比、膨張比、実圧縮比およびスロットル弁１７の開度の各変化が示されている。なお、図９は、触媒装置２０内の三元触媒によって排気ガス中の未燃ＨＣ，ＣＯおよびＮＯXを同時に低減しうるように燃焼室５内における平均空燃比が空燃比センサ２１の出力信号に基いて理論空燃比にフィードバック制御されている場合を示している。
【００４２】
さて、前述したように機関高負荷運転時には図８（Ａ）に示される通常のサイクルが実行される。従って図９に示されるようにこのときには機械圧縮比は低くされるために膨張比は低く、図９において実線で示されるように吸気弁７の閉弁時期は図５において実線で示される如く早められている。また、このときには吸入空気量は多く、このときスロットル弁１７の開度は全開に保持されているのでポンピング損失は零となっている。
【００４３】
一方、図９において実線で示されるように機関負荷が低くなるとそれに伴って吸入空気量を減少すべく吸気弁７の閉弁時期が遅くされる。またこのときには実圧縮比がほぼ一定に保持されるように図９に示される如く機関負荷が低くなるにつれて機械圧縮比が増大され、従って機関負荷が低くなるにつれて膨張比も増大される。なお、このときにもスロットル弁１７は全開状態に保持されており、従って燃焼室５内に供給される吸入空気量はスロットル弁１７によらずに吸気弁７の閉弁時期を変えることによって制御されている。
【００４４】
このように機関高負荷運転状態から機関負荷が低くなるときには実圧縮比がほぼ一定のもとで吸入空気量が減少するにつれて機械圧縮比が増大せしめられる。即ち、吸入空気量の減少に比例してピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積が減少せしめられる。従ってピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は吸入空気量に比例して変化していることになる。なお、このとき図９に示される例では燃焼室５内の空燃比は理論空燃比となっているのでピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は燃料量に比例して変化していることになる。
【００４５】
機関負荷が更に低くなると機械圧縮比は更に増大せしめられ、機関負荷がやや低負荷寄りの中負荷Ｌ1まで低下すると機械圧縮比は燃焼室５の構造上限界となる限界機械圧縮比（上限機械圧縮比）に達する。機械圧縮比が限界機械圧縮比に達すると、機械圧縮比が限界機械圧縮比に達したときの機関負荷Ｌ1よりも負荷の低い領域では機械圧縮比が限界機械圧縮比に保持される。従って低負荷側の機関中負荷運転時および機関低負荷運転時には即ち、機関低負荷運転側では機械圧縮比は最大となり、膨張比も最大となる。別の言い方をすると機関低負荷運転側では最大の膨張比が得られるように機械圧縮比が最大にされる。
【００４６】
一方、図９に示される実施例では機関負荷がＬ1まで低下すると吸気弁７の閉弁時期が燃焼室５内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期となる。吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達すると吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ1よりも負荷の低い領域では吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持される。
【００４７】
吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持されるともはや吸気弁７の閉弁時期の変化によっては吸入空気量を制御することができない。図９に示される実施例ではこのとき、即ち吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ1よりも負荷の低い領域ではスロットル弁１７によって燃焼室５内に供給される吸入空気量が制御され、機関負荷が低くなるほどスロットル弁１７の開度は小さくされる。
【００４８】
一方、図９において破線で示すように機関負荷が低くなるにつれて吸気弁７の閉弁時期を早めることによってもスロットル弁１７によらずに吸入空気量を制御することができる。従って、図９において実線で示される場合と破線で示される場合とをいずれも包含しうるように表現すると、本発明による実施例では吸気弁７の閉弁時期は、機関負荷が低くなるにつれて、燃焼室内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期Ｌ1まで吸気下死点ＢＤＣから離れる方向に移動せしめられることになる。このように吸入空気量は吸気弁７の閉弁時期を図９において実線で示すように変化させても制御することができるし、破線に示すように変化させても制御することができる。
【００４９】
前述したように図８（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルでは膨張比が２６とされる。この膨張比は高いほど好ましいが図７からわかるように実用上使用可能な下限実圧縮比ε＝５に対しても２０以上であればかなり高い理論熱効率を得ることができる。従って本実施例では膨張比が２０以上となるように可変圧縮比機構Ａが形成されている。
【００５０】
ところで、アイドル運転時においては、低負荷であるために、可変圧縮比機構Ａは、上限機械圧縮比を目標機械圧縮比として制御される。一方、アイドル運転時には、機関回転数を目標アイドル回転数に一致させるための点火時期のフィードバック制御が実施される。図１０は、本発明による可変圧縮比機構を備える内燃機関において実施されるアイドル運転時の点火時期のフィードバック制御を示すフローチャートであり、電子制御ユニット３０により実施される。
【００５１】
先ず、ステップ１０１において、アイドル運転時であるか否かが判断される。例えば、車両停止中に負荷センサ４１によりアクセルペダル４０が開放されている（踏み込み量Ｌ＝０）ことが検出されれば、アイドル運転時と判断することができる。アイドル運転時でないときには、ステップ１０１の判断は否定され、ステップ１０２において、詳しくは後述するアイドル運転時の前回の機械圧縮比Ｅ’を０として終了する。
【００５２】
一方、アイドル運転時であるときには、ステップ１０１の判断が肯定され、ステップ１０３において、例えば相対位置センサ２２の出力に基づき、現在の機械圧縮比Ｅを検出する。次いで、ステップ１０４において、現在の機械圧縮比Ｅと前回の機械圧縮比Ｅ’とがほぼ等しいか否かが判断される。アイドル運転時となった当初は、ステップ１０２において前回の機械圧縮比Ｅ’は０とされているために、ステップ１０４の判断が否定され、ステップ１０５において、現在の機械圧縮比Ｅに対する基準点火時期ＩＴｔが決定される。基準点火時期ＩＴｔは、アイドル運転時の所望空気量が実現されている場合において基準トルクＴｒを発生させて目標アイドル回転数を実現するための点火時期である。
【００５３】
図１１は、アイドル運転時における所望空気量が実現されている場合の点火時期と発生トルクとの関係を示すグラフであり、実線はアイドル運転時の目標機械圧縮比（例えば上限機械圧縮比）が実現されている場合であり、点線は機械圧縮比が目標機械圧縮比より低い特定機械圧縮比となっている場合である。特定機械圧縮比の場合の実圧縮比は、吸気量が同じであるために、目標機械圧縮比の場合の実圧縮比より低くなる。図１１において、基準トルクＴｔは、前述したように、目標アイドル回転数Ｎｔを実現するために必要なトルクである。
【００５４】
図１１に示すように、アイドル運転時の目標機械圧縮比Ｅｔである上限機械圧縮比が実現されているときの基準トルクＴｔに対応する基準点火時期はＩＴＡであり、目標機械圧縮比Ｅｔより低い特定機械圧縮比となっているときの基準トルクＴｔに対応する基準点火時期はＩＴＢであり、このように、図１１に例示した二つの機械圧縮比のように、機械圧縮比毎に点火時期と発生トルクとの関係を示すグラフは異なり、機械圧縮比毎に基準トルクＴｔに対応する基準点火時期ＩＴｔが異なり、機械圧縮比が低いほど基準トルクＴｔに対応する基準点火時期ＩＴｔは進角側となる。機械圧縮比Ｅに対して基準点火時期ＩＴｔをマップ化することができる。
【００５５】
それにより、ステップ１０５では、マップを使用するなどして、現在の機械圧縮比Ｅに対する基準点火時期ＩＴｔが決定され、ステップ１０６において、点火時期をステップ１０５において決定された基準点火時期ＩＴｔとする。次いで、ステップ１０７において、クランク角センサ４２を使用して現在の機関回転数Ｎが検出される。次いで、ステップ１０８において、目標アイドル回転数Ｎｔと現在の機関回転数Ｎとの回転数偏差ΔＮが算出される。次いで、ステップ１０９において、ステップ１０８において算出された回転数偏差ΔＮがほぼ０であるか否かが判断される。点火時期ＩＴを現在の機械圧縮比Ｅに対する基準点火時期ＩＴｔとした結果として目標アイドル回転数Ｎｔが実現されれば、ステップ１０９の判断は肯定され、点火時期を変更する必要はない。それにより、ステップ１１４において、ステップ１０２で検出された今回の機械圧縮比Ｅを前回の機械圧縮比Ｅ’として終了する。
【００５６】
一方、ステップ１０９の判断が否定されるときには、目標アイドル回転数Ｎｔが実現されておらず、ステップ１１０において点火時期ＩＴを変化させる制御量ΔＩＴが設定される。制御量ΔＩＴは、回転数偏差ΔＮが正である場合には、点火時期ＩＴを進角して現在の機関回転数Ｎを高めなければならず、制御量ΔＩＴは負となる。また、制御量ΔＩＴは、回転数偏差ΔＮが負である場合には、点火時期ＩＴを遅角して現在の機関回転数Ｎを低くしなければならず、制御量ΔＩＴは正となる。制御量ΔＩＴの絶対値は、回転数偏差ΔＮの絶対値に係わらず一定値としても良いが、回転数偏差ΔＮの絶対値が大きいほど大きくすることが好ましい。それにより、回転数偏差ΔＮが大きいほど点火時期ＩＴを大きく変化させて機関回転数Ｎを目標アイドル回転数Ｎｔへ早く収束させることができる。
【００５７】
図１１に示すように、アイドル運転時の目標機械圧縮比Ｅｔである上限機械圧縮比が実現されているときには、目標機械圧縮比Ｅｔより低い特定機械圧縮比となっているときに比較して、点火時期の変化（進角又は遅角）に対する発生トルクの変化が大きくなっており、機械圧縮比が低いほど点火時期の変化に対する発生トルクの変化は小さくなる。それにより、目標機械圧縮比Ｅｔより低い機械圧縮比となっているときに、目標機械圧縮比Ｅｔが実現されていることを前提として設定された制御量ΔＩＴをそのまま使用して点火時期のフィードバック制御を実施すると、発生トルクを小さく変化させることしかできず、目標アイドル回転数Ｎｔへの収束性が悪化してしまう。それにより、フィードバック制御の制御量ΔＩＴを現在の機械圧縮比に基づき適当に変更することが必要である。
【００５８】
本フローチャートでは、ステップ１１１において、アイドル運転時の目標機械圧縮比Ｅｔとステップ１０３で検出された現在の機械圧縮比Ｅとの圧縮比偏差ΔＥを算出する。本実施例の場合には、アイドル運転時の目標機械圧縮比Ｅｔが上限機械圧縮比とされているために、算出された圧縮比偏差ΔＥは負となることはないが、例えば、アイドル運転時の目標機械圧縮比Ｅｔが上限機械圧縮比より低い機械圧縮比とされていれば、ステップ１１１において算出される圧縮比偏差ΔＥは負となることもある。
【００５９】
例えば、機関高負荷運転からアイドル運転へと運転状態が変化して、機械圧縮比の変更途中である場合や、可変圧縮比機構Ａの故障等によりアイドル運転時の目標機械圧縮比Ｅｔを実現することができなくなった場合などにおいて、ステップ１１１において、圧縮比偏差ΔＥが正の値として算出され、ステップ１１２では、この圧縮比偏差ΔＥに基づきステップ１１０において決定された補正量ΔＩＴを係数ｋにより変更する。次いで、ステップ１１３において、変更された補正量ΔＩＴにより点火時期ＩＴを補正する。
【００６０】
係数ｋは、圧縮比偏差ΔＥが正である場合には点火時期の変化に対する発生トルクの変化が小さ過ぎるために、１より大きな正値として補正量ΔＩＴを大きくし、ステップ１１３での点火時期制御において目標アイドル回転数への収束性を高める。また、係数ｋは、圧縮比偏差ΔＥが負である場合には、点火時期の変化に対する発生トルクの変化が大き過ぎるために、１より小さな正値として補正量ΔＩＴを小さくし、ステップ１１３での点火時期制御において回転数を過大に変化させて機関停止を発生させたり機関回転数を発散させたりしないようにする。ここで、係数ｋは、圧縮比偏差ΔＥが大きいほど大きくすることが好ましい（圧縮比偏差ΔＥが負であって小さいほど（絶対値が大きいほど）係数ｋは１より小さな正数において小さくされる）。
【００６１】
こうして、ステップ１１３において点火時期が制御された後に、ステップ１１４において、ステップ１０３で検出された今回の機械圧縮比Ｅを前回の機械圧縮比Ｅ’として終了する。もし、アイドル運転時において機械圧縮比が変更途中である場合には、ステップ１０４の判断が再び否定され、ステップ１０５において現在の機械圧縮比Ｅに対する基準点火時期ＩＴｔが新たに決定され、ステップ１０６において点火時期ＩＴは新たな基準点火時期ＩＴｔとされる。それにより、機械圧縮比が大きく変化した際に、目標アイドル回転数Ｎｔへの収束性を高めることができる。もちろん、アイドル運転時において機械圧縮比が変化しない場合には、ステップ１０４の判断は肯定され、点火時期を現在の機械圧縮比Ｅに対する基準点火時期に戻すことなく、ステップ１０７以降の点火時期のフィードバック制御が実施される。
【００６２】
ところで、図１０に示すフローチャートにおいて、ステップ１０３で相対位置センサ２２の出力に基づき検出される現在の機械圧縮比Ｅは、設計上の各気筒共通の機械圧縮比である。しかしながら、実際には、各気筒内にはデポジットが付着し、ピストンが圧縮上死点に位置するときの設計上の燃焼室容積を変化させることがある。気筒毎にデポジット付着量が異なるために、実際の機械圧縮比は、気筒毎に異なることもある。以下に、気筒毎に機械圧縮比が異なることを考慮した点火時期のフィードバック制御を説明する。
【００６３】
各気筒に筒内圧センサを配置して、例えば、吸気弁閉弁から点火時期までの間の第一クランク角度と第二クランク角度とにおいて、気筒毎に第一筒内圧力Ｐ１及び第二筒内圧力Ｐ２を測定すれば、気筒内の混合気の断熱圧縮として、次式（１）が成立する。
Ｐ１＊（Ｖ１＋ＶＣ）k＝Ｐ２＊（Ｖ２＋ＶＣ）k・・・（１）
【００６４】
ここで、ＶＣはデポジット等により狭められた実際の燃焼室容積であり、Ｖ１は第一クランク角度から圧縮上死点までのピストン行程容積であり、Ｖ２は第二クランク角度から圧縮上死点までのピストン行程容積であり、ｋは気筒内の混合気の比熱比である。
上式（１）からＶＣ＝（Ｐ２k＊Ｖ１−Ｐ１k＊Ｖ２）／（Ｐ１k−Ｐ２k）が導き出され、Ｐ１、Ｐ２，Ｖ１、Ｖ２、ｋはいずれも既知であるために、気筒毎の実際の燃焼室容積ＶＣを算出することができる。
【００６５】
それにより、前述のフローチャートのステップ１０３において相対位置センサ２２の出力に基づき機械圧縮比Ｅを検出することに代えて、例えば、四気筒内燃機関の場合には、＃１気筒、＃２気筒、＃３気筒、＃４気筒のそれぞれの実際の機械圧縮比Ｅ１、Ｅ２、Ｅ３、Ｅ４を算出することができる。図１１において説明したように、機械圧縮比毎に目標アイドル回転数Ｎｔを実現するための基準トルクＴｔに対応する基準点火時期ＩＴｔが異なっており、ステップ１０５と同様に、気筒毎の実際の機械圧縮比Ｅ１、Ｅ２、Ｅ３、Ｅ４に対して、図１２に示すような基準トルクＴｔに対応する基準点火時期ＩＴ１、ＩＴ２、ＩＴ３、ＩＴ４が定められる。
【００６６】
次いで、前述のフローチャートのステップ１０６と同様に、気筒毎に基準点火時期ＩＴ１、ＩＴ２、ＩＴ３、ＩＴ４での点火を実施する。それにより、各気筒の発生トルクがほぼ等しくなり、トルク変動を十分に抑制することができる。各気筒の点火時期を基準点火時期ＩＴ１、ＩＴ２、ＩＴ３、ＩＴ４としても、目標アイドル回転数Ｎｔを実現することができず、現在の機関回転数Ｎとの回転数偏差ΔＮがほぼ０とならないときには、実際には各気筒において基準トルクＴｔが発生しておらず、前述のフローチャートのステップ１１０においてフィードバック制御の制御量ΔＩＴを決定することに代えて、発生トルクＴの補正量ΔＴを決定する。
【００６７】
発生トルクＴの補正量ΔＴは、回転数偏差ΔＮが正である場合には、発生トルクＴを高めて現在の機関回転数Ｎを高めなければならず、補正量ΔＴは正となる。また、補正量ΔＴは、回転数偏差ΔＮが負である場合には、発生トルクＴを低くして現在の機関回転数Ｎを低くしなければならず、補正量ΔＴは負となる。補正量ΔＴの絶対値は、回転数偏差ΔＮの絶対値に係わらず一定値としても良いが、回転数偏差ΔＮの絶対値が大きいほど大きくすることが好ましい。それにより、回転数偏差ΔＮが大きいほど発生トルクＴを大きく変化させて機関回転数Ｎを目標アイドル回転数Ｎｔへ早く収束させることができる。
【００６８】
補正量ΔＴにより補正されたトルクを発生させるために、ステップ１１３では、気筒毎に、前述のフローチャートのステップ１１３と同様に、気筒毎に実際の機械圧縮比に対して定められた点火時期での点火を実施する。図１２に示すように、例えば補正量が正のΔＴ’である場合には、各気筒の点火時期は、それぞれ、ＩＴ１’、ＩＴ２’、ＩＴ３’、ＩＴ４’となり、例えば補正量が負のΔＴ”である場合には、各気筒の点火時期は、それぞれ、ＩＴ１”、ＩＴ２”、ＩＴ３”、ＩＴ４”となる。こうして、各気筒の点火時期のフィードバック制御量は、同じではなく、気筒毎の現在の機械圧縮比に基づき各気筒の発生トルクを等しくするように変更されており、デポジットの付着量の違いなどによって気筒毎の機械圧縮比が異なる場合において、トルク変動を抑制しながら、目標アイドル回転数への収束性の悪化を抑制することができる。このように点火時期を設定するためには、図１２に示す四つの機械圧縮比だけでなく多数の機械圧縮比毎の点火時期と発生トルクとの関係を示すグラフを予め設定しておくことが必要となる。
【００６９】
発生トルクの補正量がΔＴ’（正）の場合の点火時期のフィードバック制御量は、＃１気筒が（ＩＴ１−ＩＴ１’）となり、＃２気筒が（ＩＴ２−ＩＴ２’）となり、＃３気筒が（ＩＴ３−ＩＴ３’）となり、＃４気筒が（ＩＴ４−ＩＴ４’）となり、互いに異なっているが、いずれも負値であり、各気筒において点火時期が進角される。また、発生トルクの補正量がΔＴ”（負）の場合の点火時期のフィードバック制御量は、＃１気筒が（ＩＴ１−ＩＴ１”）となり、＃２気筒が（ＩＴ２−ＩＴ２”）となり、＃３気筒が（ＩＴ３−ＩＴ３”）となり、＃４気筒が（ＩＴ４−ＩＴ４”）となり、互いに異なっているが、いずれも正値であり、各気筒において点火時期が遅角される。
【００７０】
このように、回転数偏差ΔＮがほぼ０となるまで、各気筒において発生トルクＴを同一の補正量ΔＴにより補正するような点火時期のフィードバック制御が実施される。
【００７１】
もし、可変圧縮比機構Ａが正常に機能して、アイドル運転時に設計上の目標機械圧縮比が実現されている場合において、実際の各気筒の機械圧縮比がデポジットの付着による燃焼室容積の減少により目標機械圧縮比より高いＥ１、Ｅ２、Ｅ３、Ｅ４となっているときには、可変圧縮比機構Ａにより機械圧縮比を低下させ、その結果として低下する各気筒の実際の機械圧縮比の平均値（Ｅ１’＋Ｅ２’＋Ｅ３’＋Ｅ４’）／４が目標機械圧縮比となるようにすることが好ましい。
【００７２】
こうして、アイドル運転時において、各気筒の実際の機械圧縮比が変更された場合には、当初は、各気筒の点火時期を、各気筒の実際の機械圧縮比に対して基準トルクＴｔを発生させる基準点火時期ＩＴｔとする制御が実施されることが好ましい。
【符号の説明】
【００７３】
１    クランクケース
２    シリンダブロック
３    シリンダヘッド
３０    電子制御ユニット
Ａ    可変圧縮比機構
【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】
2012097659.tif 000012
【図１１】
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【図１２】
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