火花点火内燃機関
【課題】可変圧縮比機構を具備する火花内燃機関において、僅かな違いであっても各気筒の吸気量のばらつきを検出可能とする。
【解決手段】可変圧縮比機構を具備する火花点火内燃機関において、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には（ステップ１０２）、各気筒の吸気量を変化させずに可変圧縮比機構により機械圧縮比を高める（ステップ１０４）と共に点火時期を遅角し（ステップ１０５）、各気筒の発生トルクに基づく値を測定する（ステップ１０７）。
【解決手段】可変圧縮比機構を具備する火花点火内燃機関において、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には（ステップ１０２）、各気筒の吸気量を変化させずに可変圧縮比機構により機械圧縮比を高める（ステップ１０４）と共に点火時期を遅角し（ステップ１０５）、各気筒の発生トルクに基づく値を測定する（ステップ１０７）。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、火花点火内燃機関に関する。
【背景技術】
【０００２】
各気筒へ供給される燃料量を所望燃料量に均一に制御し、エアフローメータ等を使用することにより全気筒合計の吸気量を所望全気筒吸気量に制御しても、各気筒へ供給される吸気量が所望吸気量に均一に制御することができなければ、全気筒の平均空燃比としては所望空燃比を実現することはできても、少なくとも二つの気筒においては所望空燃比による意図する燃焼を実現することができない。
【０００３】
可変圧縮比機構を備える火花内燃機関において、各気筒のピストン頂面に肉盛部を形成し、各気筒の肉盛部の一部を削除することにより各気筒の燃焼室容積を等しくすることが提案されている（特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００９−００８０１６
【特許文献２】特開平０９−０７２８０９
【特許文献３】特開２００９−２８１２３６
【特許文献４】特開２００７−２３１７９８
【特許文献５】特開２００４−５２６２０
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
前述のようにして各気筒の燃焼室容積を等しくしても、各気筒の吸気弁閉弁時期に僅かなずれが発生すれば、各気筒の吸気量は均一とはならない。各気筒の発生トルクから各気筒の吸気量を推定しようとしても、気筒毎の吸気量の僅かな違いを検出することは困難である。
【０００６】
従って、本発明の目的は、可変圧縮比機構を具備する火花内燃機関において、僅かな違いであっても各気筒の吸気量のばらつきを検出可能とすることである。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
本発明による請求項１に記載の火花点火内燃機関は、可変圧縮比機構を具備する火花点火内燃機関において、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、各気筒の吸気量を変化させずに前記可変圧縮比機構により機械圧縮比を高めると共に点火時期を遅角し、各気筒の発生トルクに基づく値を測定することを特徴とする。
【０００８】
本発明による請求項２に記載の火花点火内燃機関は、請求項１に記載の火花点火内燃機関において、アイドル運転時に各気筒の吸気量のばらつきを検出することを特徴とする。
【発明の効果】
【０００９】
本発明による請求項１に記載の火花点火内燃機関によれば、可変圧縮比機構を具備する火花点火内燃機関において、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、点火時期を遅角することにより、各気筒の発生トルクの差が拡大され、僅かな違いであっても各気筒の吸気量のばらつきを検出することができる。しかしながら、単に点火時期を遅角すると、混合気を良好に着火燃焼させることができなくなるために、各気筒の吸気量を変化させずに可変圧縮比機構により機械圧縮比を高めることにより実圧縮比を高めて、点火時期を遅角しても混合気が良好に着火燃焼するようにしている。
【００１０】
本発明による請求項２に記載の火花点火内燃機関によれば、請求項１に記載の火花点火内燃機関において、低回転ほど膨張行程間の時間が長くなって各気筒の発生トルクを検出し易くなるために、アイドル運転時に各気筒の吸気量のばらつきを検出するようにしている。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【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】各気筒の吸気量のばらつきを検出するためのフローチャートである。
【図１１】点火時期と一気筒の発生トルクとの関係を示すグラフである。
【図１２】吸気量ずれ率を算出するためのマップである。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
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。
【００１３】
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。
【００１４】
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。
【００１５】
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。
【００１６】
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。
【００１７】
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、すなわち、シリンダブロック側サポートが形成されており、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、すなわち、クランクケース側サポートが形成されており、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。
【００１８】
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同心部分５８が位置している。各同心部分５８は各カムシャフト５４，５５の回転軸線と共軸をなす。一方、各同心部分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部５７が位置しており、この偏心部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は各同心部分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。
【００１９】
図３（Ａ）に示すような状態から各カムシャフト５４，５５の同心部分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部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内において同心部分５８とは反対方向に回転し、図３（Ｂ）に示されるように偏心部５７の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に同心部分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部５７は最も低い位置となる。
【００２０】
なお、図３（Ａ）、図３（Ｂ）、図３（Ｃ）には夫々の状態における同心部分５８の中心ａと偏心部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。
【００２１】
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の相対位置は同心部分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、同心部分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。
【００２２】
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。
【００２３】
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。
【００２４】
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。
【００２５】
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。
【００２６】
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。
【００２７】
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。
【００２８】
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。
【００２９】
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。
【００３０】
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。
【００３１】
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。
【００３２】
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。
【００３３】
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。
【００３４】
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。
【００３５】
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。
【００３６】
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。
【００３７】
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。
【００３８】
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。
【００３９】
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。
【００４０】
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。
【００４１】
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。
【００４２】
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。
【００４３】
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。
【００４４】
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。
【００４５】
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。
【００４６】
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。
【００４７】
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。
【００４８】
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。
【００４９】
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。
【００５０】
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。
【００５１】
ところで、全気筒へ供給される吸気量の合計は、吸入空気量検出器１８により検出することができ、機関運転状態（機関回転数及び機関負荷）毎に、吸気弁７の閉弁時期の制御又はスロットル弁１７の開度制御により所望の合計吸気量を実現することにより、各気筒の燃料噴射弁１３により所望量の燃料が供給されれば、排気マニホルド１９の排気合流部より下流側においては、空燃比センサ２１により検出される排気ガスの空燃比を所望空燃比（例えば、理論空燃比）に制御することができる。
【００５２】
しかしながら、機関運転状態毎の所望の合計吸気量が各気筒へ均一に分配されているとは限らず、各気筒において吸気量がばらついていることがあり、その結果、少なくとも二つの気筒においては所望空燃比の意図する燃焼が実現されていないことがある。特に、本実施例のように、可変バルブタイミング機構Ｂによって各気筒の吸気弁７の閉弁時期を制御する場合には、吸気弁の閉弁時期の僅かなずれによって、各気筒の吸気量がばらつくこととなる。また、本実施例のように、可変圧縮比機構Ａによって機械圧縮比が高くされて上死点の燃焼室容積が小さくされている場合には、吸気弁７の閉弁時期の僅かなずれに対する各気筒の吸気量のばらつきは顕著となる。
【００５３】
各気筒において燃料噴射弁１３から気筒内へ供給される燃料量は均一に制御し易いために、各気筒へは所望燃料量が供給されているとすることができ、吸気量が所望吸気量より多い気筒では発生トルクが大きくなり、吸気量が所望吸気量より少ない気筒では発生トルクが小さくなる。それにより、各気筒の発生トルクを検出することにより、各気筒の吸気量のばらつきを検出することが考えられるが、各気筒の吸気量が僅かしか違わない場合には、各気筒の発生トルクには十分な違いが発生せず、単に各気筒の発生トルクを検出しても各気筒の吸気量のばらつきを検出することができないことがある。
【００５４】
本実施例の火花点火内燃機関は、電子制御ユニット３０によって図１０に示すフローチャートに従って可変圧縮比機構Ａ及び点火栓６を制御することにより各気筒の吸気量のばらつきを検出するようになっている。
【００５５】
先ず、ステップ１０１において、現在の機関運転状態がアイドル運転であるか否かが判断される。例えば、車両停止中において負荷センサ４１により検出されるアクセルペダル４０の踏込み量が零（０）であり、すなわち、アクセルペダルが踏み込まれておらず、クランク角センサ４２により機関回転数が検出されれば、アイドル運転中であると判断することができる。この判断が否定されるときにはそのまま終了するが、アイドル運転中であるときには、ステップ１０１の判断は肯定されてステップ１０２へ進む。
【００５６】
ステップ１０２では、フラグＦが１であるか否かが判断される。各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、フラグＦは１とされる。例えば、機関運転毎に、又は、複数回の機関運転毎に、一度だけフラグＦは１とされる。機関始動直後のアイドル運転は、燃焼が不安定であるために、各気筒の吸気量のばらつきを正確に検出することは困難であり、フラグＦを１としないことが好ましい。ステップ１０２の判断が否定されるときにはそのまま終了するが、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、ステップ１０２の判断は肯定され、ステップ１０３において、目標機械圧縮比ＥｔをＥ１とする。
【００５７】
機関始動直後ではなく燃焼が安定しているアイドル運転時には、吸気弁の閉弁時期は最大に遅角されていると共に、スロットル弁は最小開度とされている（図９参照）。また、アイドル運転時の実圧縮比は、振動を抑制するために、機械圧縮比を上限値より小さなアイドル機械圧縮比Ｅ０とすることにより、図９に示す一定値より低くされている。
【００５８】
ステップ１０３において目標機械圧縮比Ｅｔとされた機械圧縮比Ｅ１は、アイドル機械圧縮比Ｅ０より高い機械圧縮比であり、好ましくは、機械圧縮比の上限値である。次いで、ステップ１０４において、可変圧縮比機構Ａにより機械圧縮比Ｅを高めるように制御する。その際に、各気筒において吸気量は変化させておらず、機械圧縮比Ｅが高められることにより実圧縮比が高められるために、各気筒において混合気を良好に着火燃焼可能な点火時期の遅角限界が遅角側へ拡大する。ステップ１０５では、各気筒の点火時期ＩＴを現在の実圧縮比に対する遅角限界とするように制御する。次いで、ステップ１０６では、機械圧縮比Ｅが目標機械圧縮比Ｅｔ（Ｅ１）となったか否かが判断され、この判断が肯定されるまで、ステップ１０４及び１０５の処理が繰り返される。
【００５９】
図１１は、アイドル運転時の点火時期ＩＴと一気筒の発生トルクとの関係を示すグラフであり、実線は気筒内へアイドル運転時の所望吸気量が供給されている場合であり、点線は気筒内へアイドル運転時の所望吸気量より僅かに多い吸気が供給されている場合であり、一点鎖線は気筒内へアイドル運転時の所望吸気量より僅かに少ない吸気が供給されている場合である。実線、点線、及び、一点鎖線のいずれの場合においても、気筒内へはアイドル運転時の所望燃料量が供給されている。所望燃料量が供給されている場合には、気筒へ供給される吸気量が多いほど発生トルクは大きくなる。
【００６０】
ＩＴ０は、アイドル運転時の全気筒共通の最適点火時期であり、実線で示すアイドル運転時の所望吸気量の吸気が供給されている気筒だけでなく、点線で示すアイドル運転時の所望吸気量より僅かに多い吸気が供給されている気筒においても、一点鎖線で示す気筒内へアイドル運転時の所望吸気量より僅かに少ない吸気が供給されている気筒においても、最適点火時期ＩＴ０において、発生トルクがほぼ最大となる。図１１に示すように、点火時期が最適点火時期ＩＴ０に制御されているときには、各気筒の吸気量の違いが僅かであると、各気筒の発生トクルは殆ど差がなく、このような各気筒の僅かな発生トルク差を正確に検出することは困難である。
【００６１】
しかしながら、図１１に示すように、点火時期を最適点火時期ＩＴ０から遅角するほど、各気筒の吸気量の違いが僅かであっても、各気筒の発生トクルの違いは顕著になり、各気筒の発生トルク差を正確に検出し易くなる。そのために、図１０に示すフローチャートでは、ステップ１０５において点火時期を遅角しており、点火時期を遅角しても混合気を確実に着火燃焼させるために、ステップ１０４において機械圧縮比を高めることにより実圧縮比を高めている。
【００６２】
ステップ１０６の判断が肯定されるときには、機械圧縮比Ｅは目標機械圧縮比Ｅｔまで高められ、点火時期ＩＴは、このときの遅角限界ＩＴ１まで遅角されており、各気筒の発生トクル差は大きくされている。それにより、ステップ１０７において、各気筒の発生トルクに基づく値として、各気筒のＴＤＣ時間Ｔｉが検出される。例えば、点火順序が＃１気筒、＃３気筒、＃４気筒、＃２気筒の場合において、＃１気筒のＴＤＣ時間Ｔ１は、＃１気筒の圧縮上死点から＃３気筒の圧縮上死点までの時間であり、＃２気筒のＴＤＣ時間Ｔ２は、＃２気筒の圧縮上死点から＃１気筒の圧縮上死点までの時間であり、＃３気筒のＴＤＣ時間Ｔ３は、＃３気筒の圧縮上死点から＃４気筒の圧縮上死点までの時間であり、＃４気筒のＴＤＣ時間Ｔ４は、＃４気筒の圧縮上死点から＃２気筒の圧縮上死点までの時間である。
【００６３】
ＴＤＣ時間Ｔｉが短い気筒ほど、発生トルクが大きいこととなる。各気筒のＴＤＣ時間Ｔｉに基づき、各気筒のＴＤＣ時間比ΔＴｉが算出される。＃１気筒のＴＤＣ時間比ΔＴ１は、（＃１気筒のＴＤＣ時間Ｔ１−ＴＤＣ時間平均）／ＴＤＣ時間平均により算出され、＃２気筒のＴＤＣ時間比ΔＴ２は、（＃２気筒のＴＤＣ時間Ｔ２−ＴＤＣ時間平均）／ＴＤＣ時間平均により算出され、＃３気筒のＴＤＣ時間比ΔＴ３は、（＃３気筒のＴＤＣ時間Ｔ３−ＴＤＣ時間平均）／ＴＤＣ時間平均により算出され、＃４気筒のＴＤＣ時間比ΔＴ４は、（＃４気筒のＴＤＣ時間Ｔ４−ＴＤＣ時間平均）／ＴＤＣ時間平均により算出される。ここで、ＴＤＣ時間平均は、ＴＤＣ時間Ｔｉの平均値であり、（Ｔ１＋Ｔ２＋Ｔ３＋Ｔ４）／４により算出され、所望量の吸気が供給された気筒のＴＤＣ時間となる。
【００６４】
ＴＤＣ時間比ΔＴｉが正である気筒は、所望空気量より少ない吸気が供給されている気筒であり、ＴＤＣ時間比ΔＴｉの絶対値が大きいほど少量の吸気しか供給されていないこととなる。ＴＤＣ時間比ΔＴｉが零である気筒は、所望空気量の吸気が供給されている気筒である。ＴＤＣ時間比ΔＴｉが負である気筒は、所望空気量より多い吸気が供給されている気筒であり、ＴＤＣ時間比ΔＴｉの絶対値が大きいほど多量の吸気が供給されていることとなる。こうして算出される各気筒のＴＤＣ時間比ΔＴｉが全て零でなければ、各気筒の吸気量がばらついていると判断することができ、各気筒のＴＤＣ時間比ΔＴｉに基づき各気筒へ供給されている吸気量を推定することができる。
【００６５】
次いで、ステップ１０８において、各気筒のＴＤＣ時間比ΔＴｉに基づき、例えば、図１２に示すマップから各気筒の吸気量ずれ率Ｃｉ（％）を決定する。ＴＤＣ時間Ｔｉの測定などにおける誤差を排除するために、ＴＤＣ時間比ΔＴｉが零近傍である気筒は、吸気量ずれ率Ｃｉは０％とされる。吸気量ずれ率Ｃｉは、ＴＤＣ時間比ΔＴｉが零近傍である場合を除いて、ＴＤＣ時間比ΔＴｉが正であるときには吸気量不足を示す負とされ、ＴＤＣ時間比ΔＴｉが負であるときには吸気量過多を示す正とされ、ＴＤＣ時間比ΔＴｉの絶対値が大きいほど、吸気量ずれ率の絶対値も大きくされる。こうして決定される各気筒の吸気量ずれ量Ｃｉが全て零でなければ、各気筒の吸気量がばらついていると判断することができ、各気筒の吸気量ずれ率Ｃｉに基づき各気筒へ供給されている吸気量を推定することができる。図１２に示すマップは、アイドル運転時に実圧縮比を高めて点火時期を遅角限界ＩＴ１まで遅角させた場合のＴＤＣ時間比ΔＴｉに対して吸気量ずれ率Ｃｉを決定するための特有のマップである。
【００６６】
次いで、ステップ１０９においては、各気筒の空燃比を所望空燃比とするために、各気筒の燃料噴射補正係数Ｋｉが算出される。各気筒の燃料噴射補正係数Ｋｉは、１＋Ｃｉ−ｄにより算出され、ここで、ｄは各気筒の吸気量ずれ率Ｃｉの平均値である（ｄ＝（Ｃ１＋Ｃ２＋Ｃ３＋Ｃ４）／４）。各気筒の吸気量のばらつきが発生していても、各気筒の平均吸気量は所望吸気量となっていることが前提となっているために、ｄによる補正が必要とされる。例えば、＃１気筒の吸気量ずれ率Ｃ１が４％（０．０４）であり、＃２気筒から＃４気筒の吸気量ずれ率Ｃ２、Ｃ３、及びＣ４が０％（０）である場合には、ｄは１％となり、＃１気筒の燃料噴射補正係数Ｋ１は１．０３となり、＃２気筒から＃４気筒の燃料噴射補正係数Ｋ２、Ｋ３、及びＫ４は、０．０９となる。
【００６７】
それにより、＃１気筒では供給される燃料が３％増量され、＃２気筒から＃４気筒では供給される燃料が１％減量される。それにより、各気筒の発生トルク差は、吸気量の違いだけなく、吸気量が多いほど燃料量も多くされるために、各気筒の発生トルク差は大きくなる。しかしながら、各気筒において所望空燃比での燃焼を実現することができる。各気筒の発生トルク差を大きくしない方が好ましい場合には、ステップ１０９の処理を省略すれば良い。次いで、ステップ１１０において、各気筒の吸気量のばらつきは検出されたために、フラグＦは０とされ終了する。
【００６８】
アイドル運転時は、機関回転数が低いために、各気筒の発生トルクに基づく値であるＴＤＣ時間Ｔｉが長くなって正確に測定し易くなる。また、吸気量が少ないために、吸気弁の閉弁時期の僅かなずれに対して吸気量のばらつきが大きくなるために、吸気量のばらつきを検出し易くなる。それにより、本実施例では、アイドル運転時に各気筒の吸気量のばらつきを検出するようにしている。
【００６９】
しかしながら、これは本発明を限定するものではなく、アイドル運転時以外の定常運転時において同様に各気筒の吸気量のばらつきを検出するようにしても良い。この場合において、各気筒の発生トルク差が現在の最適点火時期において小さくても、アイドル時と同様に、機械圧縮比を高めて実圧縮比を高めることにより可能となる点火時期の遅角によって、各気筒の発生トルク差を大きくすることができ、各気筒の発生トルクに基づく値から各気筒の吸気量のばらつきを確実に検出することができる。
【００７０】
この際に、各気筒の吸気量ずれ率Ｃｉまで算出することが必要ならば、吸気量のばらつきを検出するときの機関運転状態において実圧縮比を高めて点火時期を特定遅角限界ＩＴ’まで遅角させた場合のＴＤＣ時間比ΔＴｉに対して吸気量ずれ率Ｃｉを決定するための図１２に示すようなマップを予め設定しておけば良い。
【符号の説明】
【００７１】
１ クランクケース
２ シリンダブロック
６ 点火栓
Ａ 可変圧縮比機構
Ｂ 可変バルブタイミング機構
【技術分野】
【０００１】
本発明は、火花点火内燃機関に関する。
【背景技術】
【０００２】
各気筒へ供給される燃料量を所望燃料量に均一に制御し、エアフローメータ等を使用することにより全気筒合計の吸気量を所望全気筒吸気量に制御しても、各気筒へ供給される吸気量が所望吸気量に均一に制御することができなければ、全気筒の平均空燃比としては所望空燃比を実現することはできても、少なくとも二つの気筒においては所望空燃比による意図する燃焼を実現することができない。
【０００３】
可変圧縮比機構を備える火花内燃機関において、各気筒のピストン頂面に肉盛部を形成し、各気筒の肉盛部の一部を削除することにより各気筒の燃焼室容積を等しくすることが提案されている（特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００９−００８０１６
【特許文献２】特開平０９−０７２８０９
【特許文献３】特開２００９−２８１２３６
【特許文献４】特開２００７−２３１７９８
【特許文献５】特開２００４−５２６２０
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
前述のようにして各気筒の燃焼室容積を等しくしても、各気筒の吸気弁閉弁時期に僅かなずれが発生すれば、各気筒の吸気量は均一とはならない。各気筒の発生トルクから各気筒の吸気量を推定しようとしても、気筒毎の吸気量の僅かな違いを検出することは困難である。
【０００６】
従って、本発明の目的は、可変圧縮比機構を具備する火花内燃機関において、僅かな違いであっても各気筒の吸気量のばらつきを検出可能とすることである。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
本発明による請求項１に記載の火花点火内燃機関は、可変圧縮比機構を具備する火花点火内燃機関において、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、各気筒の吸気量を変化させずに前記可変圧縮比機構により機械圧縮比を高めると共に点火時期を遅角し、各気筒の発生トルクに基づく値を測定することを特徴とする。
【０００８】
本発明による請求項２に記載の火花点火内燃機関は、請求項１に記載の火花点火内燃機関において、アイドル運転時に各気筒の吸気量のばらつきを検出することを特徴とする。
【発明の効果】
【０００９】
本発明による請求項１に記載の火花点火内燃機関によれば、可変圧縮比機構を具備する火花点火内燃機関において、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、点火時期を遅角することにより、各気筒の発生トルクの差が拡大され、僅かな違いであっても各気筒の吸気量のばらつきを検出することができる。しかしながら、単に点火時期を遅角すると、混合気を良好に着火燃焼させることができなくなるために、各気筒の吸気量を変化させずに可変圧縮比機構により機械圧縮比を高めることにより実圧縮比を高めて、点火時期を遅角しても混合気が良好に着火燃焼するようにしている。
【００１０】
本発明による請求項２に記載の火花点火内燃機関によれば、請求項１に記載の火花点火内燃機関において、低回転ほど膨張行程間の時間が長くなって各気筒の発生トルクを検出し易くなるために、アイドル運転時に各気筒の吸気量のばらつきを検出するようにしている。
【図面の簡単な説明】
【００１１】
【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】各気筒の吸気量のばらつきを検出するためのフローチャートである。
【図１１】点火時期と一気筒の発生トルクとの関係を示すグラフである。
【図１２】吸気量ずれ率を算出するためのマップである。
【発明を実施するための形態】
【００１２】
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。
【００１３】
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。
【００１４】
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。
【００１５】
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。
【００１６】
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。
【００１７】
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、すなわち、シリンダブロック側サポートが形成されており、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、すなわち、クランクケース側サポートが形成されており、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。
【００１８】
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同心部分５８が位置している。各同心部分５８は各カムシャフト５４，５５の回転軸線と共軸をなす。一方、各同心部分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部５７が位置しており、この偏心部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は各同心部分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。
【００１９】
図３（Ａ）に示すような状態から各カムシャフト５４，５５の同心部分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部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内において同心部分５８とは反対方向に回転し、図３（Ｂ）に示されるように偏心部５７の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に同心部分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部５７は最も低い位置となる。
【００２０】
なお、図３（Ａ）、図３（Ｂ）、図３（Ｃ）には夫々の状態における同心部分５８の中心ａと偏心部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。
【００２１】
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の相対位置は同心部分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、同心部分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。
【００２２】
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。
【００２３】
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。
【００２４】
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。
【００２５】
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。
【００２６】
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。
【００２７】
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。
【００２８】
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。
【００２９】
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。
【００３０】
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。
【００３１】
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。
【００３２】
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。
【００３３】
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。
【００３４】
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。
【００３５】
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。
【００３６】
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。
【００３７】
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。
【００３８】
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。
【００３９】
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。
【００４０】
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。
【００４１】
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。
【００４２】
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。
【００４３】
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。
【００４４】
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。
【００４５】
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。
【００４６】
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。
【００４７】
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。
【００４８】
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。
【００４９】
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。
【００５０】
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。
【００５１】
ところで、全気筒へ供給される吸気量の合計は、吸入空気量検出器１８により検出することができ、機関運転状態（機関回転数及び機関負荷）毎に、吸気弁７の閉弁時期の制御又はスロットル弁１７の開度制御により所望の合計吸気量を実現することにより、各気筒の燃料噴射弁１３により所望量の燃料が供給されれば、排気マニホルド１９の排気合流部より下流側においては、空燃比センサ２１により検出される排気ガスの空燃比を所望空燃比（例えば、理論空燃比）に制御することができる。
【００５２】
しかしながら、機関運転状態毎の所望の合計吸気量が各気筒へ均一に分配されているとは限らず、各気筒において吸気量がばらついていることがあり、その結果、少なくとも二つの気筒においては所望空燃比の意図する燃焼が実現されていないことがある。特に、本実施例のように、可変バルブタイミング機構Ｂによって各気筒の吸気弁７の閉弁時期を制御する場合には、吸気弁の閉弁時期の僅かなずれによって、各気筒の吸気量がばらつくこととなる。また、本実施例のように、可変圧縮比機構Ａによって機械圧縮比が高くされて上死点の燃焼室容積が小さくされている場合には、吸気弁７の閉弁時期の僅かなずれに対する各気筒の吸気量のばらつきは顕著となる。
【００５３】
各気筒において燃料噴射弁１３から気筒内へ供給される燃料量は均一に制御し易いために、各気筒へは所望燃料量が供給されているとすることができ、吸気量が所望吸気量より多い気筒では発生トルクが大きくなり、吸気量が所望吸気量より少ない気筒では発生トルクが小さくなる。それにより、各気筒の発生トルクを検出することにより、各気筒の吸気量のばらつきを検出することが考えられるが、各気筒の吸気量が僅かしか違わない場合には、各気筒の発生トルクには十分な違いが発生せず、単に各気筒の発生トルクを検出しても各気筒の吸気量のばらつきを検出することができないことがある。
【００５４】
本実施例の火花点火内燃機関は、電子制御ユニット３０によって図１０に示すフローチャートに従って可変圧縮比機構Ａ及び点火栓６を制御することにより各気筒の吸気量のばらつきを検出するようになっている。
【００５５】
先ず、ステップ１０１において、現在の機関運転状態がアイドル運転であるか否かが判断される。例えば、車両停止中において負荷センサ４１により検出されるアクセルペダル４０の踏込み量が零（０）であり、すなわち、アクセルペダルが踏み込まれておらず、クランク角センサ４２により機関回転数が検出されれば、アイドル運転中であると判断することができる。この判断が否定されるときにはそのまま終了するが、アイドル運転中であるときには、ステップ１０１の判断は肯定されてステップ１０２へ進む。
【００５６】
ステップ１０２では、フラグＦが１であるか否かが判断される。各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、フラグＦは１とされる。例えば、機関運転毎に、又は、複数回の機関運転毎に、一度だけフラグＦは１とされる。機関始動直後のアイドル運転は、燃焼が不安定であるために、各気筒の吸気量のばらつきを正確に検出することは困難であり、フラグＦを１としないことが好ましい。ステップ１０２の判断が否定されるときにはそのまま終了するが、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、ステップ１０２の判断は肯定され、ステップ１０３において、目標機械圧縮比ＥｔをＥ１とする。
【００５７】
機関始動直後ではなく燃焼が安定しているアイドル運転時には、吸気弁の閉弁時期は最大に遅角されていると共に、スロットル弁は最小開度とされている（図９参照）。また、アイドル運転時の実圧縮比は、振動を抑制するために、機械圧縮比を上限値より小さなアイドル機械圧縮比Ｅ０とすることにより、図９に示す一定値より低くされている。
【００５８】
ステップ１０３において目標機械圧縮比Ｅｔとされた機械圧縮比Ｅ１は、アイドル機械圧縮比Ｅ０より高い機械圧縮比であり、好ましくは、機械圧縮比の上限値である。次いで、ステップ１０４において、可変圧縮比機構Ａにより機械圧縮比Ｅを高めるように制御する。その際に、各気筒において吸気量は変化させておらず、機械圧縮比Ｅが高められることにより実圧縮比が高められるために、各気筒において混合気を良好に着火燃焼可能な点火時期の遅角限界が遅角側へ拡大する。ステップ１０５では、各気筒の点火時期ＩＴを現在の実圧縮比に対する遅角限界とするように制御する。次いで、ステップ１０６では、機械圧縮比Ｅが目標機械圧縮比Ｅｔ（Ｅ１）となったか否かが判断され、この判断が肯定されるまで、ステップ１０４及び１０５の処理が繰り返される。
【００５９】
図１１は、アイドル運転時の点火時期ＩＴと一気筒の発生トルクとの関係を示すグラフであり、実線は気筒内へアイドル運転時の所望吸気量が供給されている場合であり、点線は気筒内へアイドル運転時の所望吸気量より僅かに多い吸気が供給されている場合であり、一点鎖線は気筒内へアイドル運転時の所望吸気量より僅かに少ない吸気が供給されている場合である。実線、点線、及び、一点鎖線のいずれの場合においても、気筒内へはアイドル運転時の所望燃料量が供給されている。所望燃料量が供給されている場合には、気筒へ供給される吸気量が多いほど発生トルクは大きくなる。
【００６０】
ＩＴ０は、アイドル運転時の全気筒共通の最適点火時期であり、実線で示すアイドル運転時の所望吸気量の吸気が供給されている気筒だけでなく、点線で示すアイドル運転時の所望吸気量より僅かに多い吸気が供給されている気筒においても、一点鎖線で示す気筒内へアイドル運転時の所望吸気量より僅かに少ない吸気が供給されている気筒においても、最適点火時期ＩＴ０において、発生トルクがほぼ最大となる。図１１に示すように、点火時期が最適点火時期ＩＴ０に制御されているときには、各気筒の吸気量の違いが僅かであると、各気筒の発生トクルは殆ど差がなく、このような各気筒の僅かな発生トルク差を正確に検出することは困難である。
【００６１】
しかしながら、図１１に示すように、点火時期を最適点火時期ＩＴ０から遅角するほど、各気筒の吸気量の違いが僅かであっても、各気筒の発生トクルの違いは顕著になり、各気筒の発生トルク差を正確に検出し易くなる。そのために、図１０に示すフローチャートでは、ステップ１０５において点火時期を遅角しており、点火時期を遅角しても混合気を確実に着火燃焼させるために、ステップ１０４において機械圧縮比を高めることにより実圧縮比を高めている。
【００６２】
ステップ１０６の判断が肯定されるときには、機械圧縮比Ｅは目標機械圧縮比Ｅｔまで高められ、点火時期ＩＴは、このときの遅角限界ＩＴ１まで遅角されており、各気筒の発生トクル差は大きくされている。それにより、ステップ１０７において、各気筒の発生トルクに基づく値として、各気筒のＴＤＣ時間Ｔｉが検出される。例えば、点火順序が＃１気筒、＃３気筒、＃４気筒、＃２気筒の場合において、＃１気筒のＴＤＣ時間Ｔ１は、＃１気筒の圧縮上死点から＃３気筒の圧縮上死点までの時間であり、＃２気筒のＴＤＣ時間Ｔ２は、＃２気筒の圧縮上死点から＃１気筒の圧縮上死点までの時間であり、＃３気筒のＴＤＣ時間Ｔ３は、＃３気筒の圧縮上死点から＃４気筒の圧縮上死点までの時間であり、＃４気筒のＴＤＣ時間Ｔ４は、＃４気筒の圧縮上死点から＃２気筒の圧縮上死点までの時間である。
【００６３】
ＴＤＣ時間Ｔｉが短い気筒ほど、発生トルクが大きいこととなる。各気筒のＴＤＣ時間Ｔｉに基づき、各気筒のＴＤＣ時間比ΔＴｉが算出される。＃１気筒のＴＤＣ時間比ΔＴ１は、（＃１気筒のＴＤＣ時間Ｔ１−ＴＤＣ時間平均）／ＴＤＣ時間平均により算出され、＃２気筒のＴＤＣ時間比ΔＴ２は、（＃２気筒のＴＤＣ時間Ｔ２−ＴＤＣ時間平均）／ＴＤＣ時間平均により算出され、＃３気筒のＴＤＣ時間比ΔＴ３は、（＃３気筒のＴＤＣ時間Ｔ３−ＴＤＣ時間平均）／ＴＤＣ時間平均により算出され、＃４気筒のＴＤＣ時間比ΔＴ４は、（＃４気筒のＴＤＣ時間Ｔ４−ＴＤＣ時間平均）／ＴＤＣ時間平均により算出される。ここで、ＴＤＣ時間平均は、ＴＤＣ時間Ｔｉの平均値であり、（Ｔ１＋Ｔ２＋Ｔ３＋Ｔ４）／４により算出され、所望量の吸気が供給された気筒のＴＤＣ時間となる。
【００６４】
ＴＤＣ時間比ΔＴｉが正である気筒は、所望空気量より少ない吸気が供給されている気筒であり、ＴＤＣ時間比ΔＴｉの絶対値が大きいほど少量の吸気しか供給されていないこととなる。ＴＤＣ時間比ΔＴｉが零である気筒は、所望空気量の吸気が供給されている気筒である。ＴＤＣ時間比ΔＴｉが負である気筒は、所望空気量より多い吸気が供給されている気筒であり、ＴＤＣ時間比ΔＴｉの絶対値が大きいほど多量の吸気が供給されていることとなる。こうして算出される各気筒のＴＤＣ時間比ΔＴｉが全て零でなければ、各気筒の吸気量がばらついていると判断することができ、各気筒のＴＤＣ時間比ΔＴｉに基づき各気筒へ供給されている吸気量を推定することができる。
【００６５】
次いで、ステップ１０８において、各気筒のＴＤＣ時間比ΔＴｉに基づき、例えば、図１２に示すマップから各気筒の吸気量ずれ率Ｃｉ（％）を決定する。ＴＤＣ時間Ｔｉの測定などにおける誤差を排除するために、ＴＤＣ時間比ΔＴｉが零近傍である気筒は、吸気量ずれ率Ｃｉは０％とされる。吸気量ずれ率Ｃｉは、ＴＤＣ時間比ΔＴｉが零近傍である場合を除いて、ＴＤＣ時間比ΔＴｉが正であるときには吸気量不足を示す負とされ、ＴＤＣ時間比ΔＴｉが負であるときには吸気量過多を示す正とされ、ＴＤＣ時間比ΔＴｉの絶対値が大きいほど、吸気量ずれ率の絶対値も大きくされる。こうして決定される各気筒の吸気量ずれ量Ｃｉが全て零でなければ、各気筒の吸気量がばらついていると判断することができ、各気筒の吸気量ずれ率Ｃｉに基づき各気筒へ供給されている吸気量を推定することができる。図１２に示すマップは、アイドル運転時に実圧縮比を高めて点火時期を遅角限界ＩＴ１まで遅角させた場合のＴＤＣ時間比ΔＴｉに対して吸気量ずれ率Ｃｉを決定するための特有のマップである。
【００６６】
次いで、ステップ１０９においては、各気筒の空燃比を所望空燃比とするために、各気筒の燃料噴射補正係数Ｋｉが算出される。各気筒の燃料噴射補正係数Ｋｉは、１＋Ｃｉ−ｄにより算出され、ここで、ｄは各気筒の吸気量ずれ率Ｃｉの平均値である（ｄ＝（Ｃ１＋Ｃ２＋Ｃ３＋Ｃ４）／４）。各気筒の吸気量のばらつきが発生していても、各気筒の平均吸気量は所望吸気量となっていることが前提となっているために、ｄによる補正が必要とされる。例えば、＃１気筒の吸気量ずれ率Ｃ１が４％（０．０４）であり、＃２気筒から＃４気筒の吸気量ずれ率Ｃ２、Ｃ３、及びＣ４が０％（０）である場合には、ｄは１％となり、＃１気筒の燃料噴射補正係数Ｋ１は１．０３となり、＃２気筒から＃４気筒の燃料噴射補正係数Ｋ２、Ｋ３、及びＫ４は、０．０９となる。
【００６７】
それにより、＃１気筒では供給される燃料が３％増量され、＃２気筒から＃４気筒では供給される燃料が１％減量される。それにより、各気筒の発生トルク差は、吸気量の違いだけなく、吸気量が多いほど燃料量も多くされるために、各気筒の発生トルク差は大きくなる。しかしながら、各気筒において所望空燃比での燃焼を実現することができる。各気筒の発生トルク差を大きくしない方が好ましい場合には、ステップ１０９の処理を省略すれば良い。次いで、ステップ１１０において、各気筒の吸気量のばらつきは検出されたために、フラグＦは０とされ終了する。
【００６８】
アイドル運転時は、機関回転数が低いために、各気筒の発生トルクに基づく値であるＴＤＣ時間Ｔｉが長くなって正確に測定し易くなる。また、吸気量が少ないために、吸気弁の閉弁時期の僅かなずれに対して吸気量のばらつきが大きくなるために、吸気量のばらつきを検出し易くなる。それにより、本実施例では、アイドル運転時に各気筒の吸気量のばらつきを検出するようにしている。
【００６９】
しかしながら、これは本発明を限定するものではなく、アイドル運転時以外の定常運転時において同様に各気筒の吸気量のばらつきを検出するようにしても良い。この場合において、各気筒の発生トルク差が現在の最適点火時期において小さくても、アイドル時と同様に、機械圧縮比を高めて実圧縮比を高めることにより可能となる点火時期の遅角によって、各気筒の発生トルク差を大きくすることができ、各気筒の発生トルクに基づく値から各気筒の吸気量のばらつきを確実に検出することができる。
【００７０】
この際に、各気筒の吸気量ずれ率Ｃｉまで算出することが必要ならば、吸気量のばらつきを検出するときの機関運転状態において実圧縮比を高めて点火時期を特定遅角限界ＩＴ’まで遅角させた場合のＴＤＣ時間比ΔＴｉに対して吸気量ずれ率Ｃｉを決定するための図１２に示すようなマップを予め設定しておけば良い。
【符号の説明】
【００７１】
１ クランクケース
２ シリンダブロック
６ 点火栓
Ａ 可変圧縮比機構
Ｂ 可変バルブタイミング機構
【特許請求の範囲】
【請求項１】
可変圧縮比機構を具備する火花点火内燃機関において、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、各気筒の吸気量を変化させずに前記可変圧縮比機構により機械圧縮比を高めると共に点火時期を遅角し、各気筒の発生トルクに基づく値を測定することを特徴とする火花点火内燃機関。
【請求項２】
アイドル運転時に各気筒の吸気量のばらつきを検出することを特徴とする請求項１に記載の火花点火内燃機関。
【請求項１】
可変圧縮比機構を具備する火花点火内燃機関において、各気筒の吸気量のばらつきを検出する際には、各気筒の吸気量を変化させずに前記可変圧縮比機構により機械圧縮比を高めると共に点火時期を遅角し、各気筒の発生トルクに基づく値を測定することを特徴とする火花点火内燃機関。
【請求項２】
アイドル運転時に各気筒の吸気量のばらつきを検出することを特徴とする請求項１に記載の火花点火内燃機関。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【公開番号】特開２０１２−１４９６２９（Ｐ２０１２−１４９６２９Ａ）
【公開日】平成２４年８月９日（２０１２．８．９）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１１−１０９７８（Ｐ２０１１−１０９７８）
【出願日】平成２３年１月２１日（２０１１．１．２１）
【出願人】（０００００３２０７）トヨタ自動車株式会社 (59,920)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２４年８月９日（２０１２．８．９）
【国際特許分類】
【出願日】平成２３年１月２１日（２０１１．１．２１）
【出願人】（０００００３２０７）トヨタ自動車株式会社 (59,920)
【Ｆターム（参考）】
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