JPH08128346A - 自動車用リーンバーンエンジン - Google Patents

自動車用リーンバーンエンジン

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JPH08128346A
JPH08128346A JP5939795A JP5939795A JPH08128346A JP H08128346 A JPH08128346 A JP H08128346A JP 5939795 A JP5939795 A JP 5939795A JP 5939795 A JP5939795 A JP 5939795A JP H08128346 A JPH08128346 A JP H08128346A
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Abstract

(57)【要約】 【目的】 リーンバーンエンジンにおいて、リーンバー
ン領域を拡大しつつ、リーンバーン領域でのトルク性能
を確保し、かつ、ＮＯｘ排出量を抑制する。 【構成】 少なくとも低速低負荷域で理論空燃比より所
定量リーンな所定空燃比にしたリーンバーンエンジンに
おいて、低速域で吸気充填効率が高くなるような低速型
吸気装置を設けるとともに、リーンな空燃比でもＮＯｘ
浄化性能を有する触媒装置６１を設け、これらの相乗作
用により、ＮＯｘを低減しつつリーンバーンで得られる
トルクの限界を高め、リーンバーン領域を拡大する。

Description

【発明の詳細な説明】
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、特定運転領域で希薄燃
焼を行なうことにより燃費節減を図る自動車用リーンバ
ーンエンジンに関するものである。
【０００２】
【従来の技術】近年、エンジンの低速低負荷等の運転領
域で空燃比をリーンに設定して、リーンバーン（希薄燃
焼）を行なうリーンバーンエンジンが種々開発されてい
る。空燃比をリーン化すると、燃料に対する空気量が多
くなることにより、ポンピングロス（とくに吸気行程で
の負圧抵抗による損失）が低減されるとともに、燃焼ガ
ス温度が低下して熱損失（燃焼室回りから冷却系に奪わ
れる熱エネルギー）と排ガス損失が低減され、これらポ
ンピングロス及び熱損失の低減によって熱効率が高めら
れ、燃費が節減される。
【０００３】このような空燃比のリーン化にあたって、
空燃比制御精度の向上、燃焼性向上によるリーン化促
進、エミッション改善等は従来から考えられている。
【０００４】例えば、特開昭５９−２０８１４１号公報
には、排気ガス中の酸素濃度に略比例した出力信号を発
生するリーンセンサを用い、理論空燃比よりもリーンな
空燃比で上記リーンセンサの出力に応じて空燃比をフィ
ードバック制御するとともに、目標空燃比に応じてリー
ンセンサの出力の制御目標値の設定、修正を行なうこと
により、制御精度の向上を図るようにようにしたリーン
制御方法が示されている。
【０００５】また、自動車技術会発行の「学術講演前刷
集９２４Ｖｏｌｕｍｅ２」の９２０４８「新世代希薄燃
焼エンジンの開発」には、スワール強化により空燃比の
リーン限界を高めるようにしつつ、そのリーン限界には
達しない範囲で、燃焼室からのＮＯｘ排出量が充分に低
くなる程度に空燃比をリーンに設定したリーンバーンエ
ンジンについて記載されている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】ところで、従来のリー
ンバーンエンジンは、通常、高トルクが要求されない低
速低負荷側の比較的狭い領域でリーンバーンを行なって
いるが、燃費改善をより進めるには、リーンバーン領域
を拡大することが要求される。このリーンバーン領域拡
大を図るにあたって、次に述べるように、トルク向上、
ＮＯｘ抑制等の面で課題が残されている。
【０００７】上記の学術講演前刷集にも記載されている
ように、エンジンからの排出ガス中のＮＯｘ割合は空燃
比が１６付近で最も高く、これよりもリーン側ではリー
ンになるにつれてＮＯｘが減少する傾向があり、また、
排気浄化装置として一般に使用されている三元触媒は、
理論空燃比（Ａ／Ｆ＝１４．７）付近では高いＮＯｘ浄
化率を示すものの、これよりリーン側ではＮＯｘ浄化作
用は殆ど有しない。このため、ＮＯｘの排出を抑制しつ
つリーン化を図るには、リーン限界を高めて、ＮＯｘ発
生量が充分に少なくなるような高リーン（２０程度以
上）の空燃比でリーンバーンを行なうことが要求される
が、このような空燃比で得られるトルクには限界があ
る。従って、このようなリーンバーンは、それによって
要求トルクが満足される範囲の低速低負荷側の運転域で
行ない、一方、高負荷側では理論空燃比もしくはこれよ
りリッチな空燃比とすることにより上記三元触媒でＮＯ
ｘを低減しつつトルクが得られるようにする必要があ
る。
【０００８】この場合に、リーンバーン領域を拡大する
ためには、先ず上記のような高リーンの空燃比によって
得られるトルクの限界を高めることが要求される。ま
た、この空燃比によって要求トルクが満足される範囲よ
り高負荷側で、徐々にリーン度合を少なくすることでト
ルクを稼ぎつつ理論空燃比よりもリーンな空燃比の領域
を拡大することが考えられるが、このようにするとＮＯ
ｘ排出量が多くなるという問題が生じる。
【０００９】なお、このほかにも、効果的なリーンバー
ンエンジンを得るにあたって次のような課題が残されて
いる。
【００１０】すなわち、従来のこの種のリーンバーンエ
ンジンでは、定常運転用の空燃比制御マップには低速低
負荷域をリーン領域に設定しているものの、低速低負荷
域であっても、加速時等の過渡時にはこの空燃比制御マ
ップでの制御をやめて、トルク確保等のためリーンバー
ンを停止しているのが通常であり、これでは実用燃費の
面から好ましくない。
【００１１】また、ＮＯｘが許容限界となる空燃比とリ
ーン限界の空燃比との間が狭いと、その間に空燃比を設
定したとしても空燃比のバラツキ（制御上のバラツキ、
気筒毎のバラツキ、燃焼室内での部分的なバラツキ）に
より限界を超える場合があるため、空燃比のリーン限界
を高めることが要求される。
【００１２】本発明は、上記の事情に鑑み、リーンバー
ン領域を拡大しつつ、リーンバーン領域でのトルク性能
を確保し、かつ、ＮＯｘ排出量を充分に抑制してエミッ
ション性能を向上することができる自動車用リーンバー
ンエンジンを提供することを目的とする。
【００１３】
【課題を解決するための手段】請求項１に記載の発明
は、少なくともエンジンの低速低負荷域における空燃比
を、理論空燃比よりも所定量リーンで、エンジンから排
出される排気ガス中のＮＯｘ割合が充分に少なく、かつ
トルク変動が許容値以下となる所定空燃比に設定する一
方、エンジンの高負荷側では空燃比を理論空燃比もしく
はそれよりリッチ側に設定した自動車用リーンバーンエ
ンジンにおいて、低速域で吸気充填効率が高くなるよう
な低速型吸気装置を設けるとともに、排気系に、理論空
燃比よりもリーンな空燃比でもＮＯｘ浄化性能を有する
排気浄化装置を設け、少なくとも上記低速型吸気装置に
より充填効率が高められる低速域において上記所定空燃
比でのトルク上昇限界域付近の負荷よりも高負荷側にま
でわたる所定運転域で空燃比をリーンに設定し、かつこ
の所定運転域の中の高負荷側では負荷の上昇につれて一
定範囲内で空燃比を次第に小さくするように設定したも
のである。
【００１４】請求項２に記載の発明は、請求項１に記載
のエンジンにおいて、上記所定運転域では定常時に加え
て過渡時にも空燃比をリーンに設定したものである。
【００１５】請求項３に記載の発明は、請求項１または
２に記載のエンジンにおいて、上記所定運転域の中で吸
入空気量が飽和するまでの領域では上記所定空燃比と
し、これより高負荷側ではスロットル開度の増加につれ
て一定範囲内で燃料を増量するようにしたものである。
【００１６】請求項４に記載の発明は、請求項１乃至３
のいずれかに記載のエンジンにおいて、上記所定運転域
をスロットル開度が全開の６／８程度までの領域とした
ことものである。
【００１７】請求項５に記載の発明は、請求項１乃至４
のいずれかに記載のエンジンにおいて、燃焼室に対して
渦流生成用の第１吸気ポートと第２吸気ポートとを設
け、かつ、第２吸気ポートを低速時に閉じる開閉弁を設
けたものである。
【００１８】請求項６に記載の発明は、請求項５に記載
のエンジンにおいて、第１吸気ポートから流入する吸気
により燃焼室内に形成される渦流の中心線とシリンダ中
心線とのなす角度を３５°〜５５°の範囲に設定したも
のである。
【００１９】請求項７に記載の発明は、請求項５または
６に記載のエンジンにおいて、上記第２吸気ポートが閉
じられた状態における吸気の動的効果の同調回転数が低
速域内に存在するように吸気系を設定することにより低
速型吸気装置を構成したものである。
【００２０】請求項８に記載の発明は、請求項７に記載
のエンジンにおいて、上記第２吸気ポートが開かれた状
態における吸気の動的効果の同調回転数が、上記所定空
燃比とされる回転数域よりも高速側に存在するように吸
気系を設定したものである。
【００２１】請求項９に記載の発明は、請求項８に記載
のエンジンにおいて、吸気系におけるサージタンクに、
このサージタンクよりも容量の大きいレゾナンスチャン
バーを接続し、このレゾナンスチャンバーにより上記第
２吸気ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果
の同調回転数と上記第２吸気ポートが開かれた状態にお
ける吸気の動的効果の同調回転数との間の領域において
吸気の動的効果を持たせたものである。
【００２２】請求項１０に記載の発明は、請求項１乃至
９のいずれかに記載のエンジンにおいて、吸気弁の閉時
期を低速域で充填効率を高める低速型タイミングとする
一方、排気弁の開時期を高速域での排気促進に適した高
速型タイミングとし、排気弁開時期から排気下死点まで
の期間を吸気下死点から吸気弁閉時期までの期間よりも
クランク角で１０deg 以上大きくしたものである。
【００２３】請求項１１に記載の発明は、請求項１乃至
１０のいずれかに記載のエンジンにおいて、排気浄化装
置が、ゼオライトを活性種担持母材とし、少なくとも白
金を活性種として上記活性種担持母材に担持させてなる
触媒を備えたものであることを特徴とする請求項１乃至
１０のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエンジ
ン。
【００２４】請求項１２に記載の発明は、請求項１１に
記載のエンジンにおいて、上記触媒が、イリジウム及び
ロジウムの一方もしくは両方を含むものである。
【００２５】請求項１３に記載の発明は、請求項１乃至
１２のいずれかに記載のエンジンにおいて、上記所定運
転領域で、スロットル弁をバイパスするバイパス通路の
空気流量を運転状態に応じて制御するものである。
【００２６】請求項１４に記載の発明は、請求項１乃至
１３のいずれかに記載のエンジンにおいて、エンジンの
各気筒に対してそれぞれインジェクタを設け、このイン
ジェクタを、噴口近傍にミキシングエアを供給すること
により燃料を微粒化するエアミクスチャータイプのイン
ジェクタとしたものである。
【００２７】請求項１５に記載の発明は、請求項１４に
記載のエンジンにおいて、各気筒に対して設けられたイ
ンジェクタにそれぞれ、蒸発燃料を導く通路を接続した
ものである。
【００２８】請求項１６に記載の発明は、請求項１乃至
１５のいずれかに記載のエンジンにおいて、各気筒毎に
それぞれインジェクタを設けるとともに、吸気行程の所
定時期に燃料を噴射するように各インジェクタを制御す
る手段を設けたものである。
【００２９】請求項１７に記載の発明は、少なくともエ
ンジンの低速域で燃焼室内の混合気を急速燃焼させて燃
焼期間を短縮する急速燃焼手段を備えるとともに、吸気
弁の閉時期を低速域で充填効率を高める低速型タイミン
グとする一方、排気弁の開時期を高速域での排気促進に
適した高速型タイミングとし、排気弁開時期から排気下
死点までの期間を吸気下死点から吸気弁閉時期までの期
間よりもクランク角で１０deg 以上大きくしたものであ
る。
【００３０】請求項１８に記載の発明は、請求項１７に
記載のエンジンにおいて、急速燃焼手段として、燃焼室
内への吸気導入よる燃焼室内の乱流の強度を上昇させる
乱流強度上昇手段を備え、少なくともエンジンの低速域
で上記乱流強度上昇手段を作動させるようにしたもので
ある。
【００３１】請求項１９に記載の発明は、請求項１８に
記載のエンジンにおいて、上記乱流強度上昇手段が、燃
焼室内の平均乱流強度を１．５〜２．５ｍ／sec の範囲
とするようにしたものである。
【００３２】請求項２０に記載の発明は、請求項１７ま
たは１８に記載のエンジンにおいて、上記乱流強度上昇
手段が、渦流生成用の第１吸気ポートと、低速域で閉じ
られる第２吸気ポートとを備えてなるものである。
【００３３】請求項２１に記載の発明は、請求項２０に
記載のエンジンにおいて、上記第１吸気ポートから流入
する吸気により燃焼室内に形成される渦流の中心線とシ
リンダ中心線とのなす角度を３５°〜５５°の範囲内に
設定するとともに、上記渦流のスワール比を約３以上に
設定したものである。
【００３４】請求項２２に記載の発明は、請求項１７乃
至２１のいずれかに記載のエンジンにおいて、急速燃焼
手段として、燃焼室内の火炎伝播距離を短縮する手段を
備えたものである。
【００３５】請求項２３に記載の発明は、請求項２２に
記載のエンジンにおいて、燃焼室内の火炎伝播距離を短
縮する手段として、燃焼室内に複数の点火プラグを配設
したものである。
【００３６】請求項２４に記載の発明は、理論空燃比よ
りもリーンな空燃比で燃焼を行うリーン運転領域を有す
る自動車用リーンバーンエンジンにおいて、燃料を噴射
するインジェクタを各気筒に対してそれぞれ設け、かつ
この各インジェクタに噴射燃料を微粒化させるためのエ
アを供給するエアアシスト機構を設けるとともに、少な
くとも上記リーン運転領域で上記各インジェクタに対す
るエアの供給を行うようにエアアシスト機構を構成した
ものである。
【００３７】請求項２５に記載の発明は、請求項２４に
記載のエンジンにおいて、上記各インジェクタからの燃
料噴射を各気筒の吸気行程で行わせるように制御する制
御手段を備えたものである。
【００３８】請求項２６に記載の発明は、請求項２５に
記載のエンジンにおいて、リーン運転領域において燃焼
室内の混合気全体の空燃比を希薄燃焼限界の近傍の空燃
比に設定し、かつ、点火プラグ近傍の局所的な空燃比が
混合気全体の空燃比に対して１割程度リッチとなる成層
化状態が得られるように上記各インジェクタからの燃料
噴射時期を設定したものである。
【００３９】請求項２７に記載の発明は、エンジンに供
給される混合気の空燃比を理論空燃比よりもリーンで、
かつトルク変動が許容限界となる空燃比の近傍の所定リ
ーン空燃比に設定した運転領域を有する自動車用リーン
バーンエンジンにおいて、燃料系で発生する蒸発燃料を
各気筒毎の独立吸気通路の各所定位置にそれぞれ接続さ
れた通路に導いて上記各独立吸気通路に送り込む蒸発燃
料供給手段と、燃焼室内にスワールを生じさせるスワー
ル生成手段と、少なくとも上記所定リーン空燃比の運転
領域で上記蒸発燃料供給手段及びスワール生成手段を作
動させる制御手段とを設けるとともに、上記蒸発燃料供
給手段が作動状態にあるときに各独立吸気通路への蒸発
燃料の導入が各気筒の吸気行程で行われるように構成し
たものである。
【００４０】請求項２８に記載の発明は、請求項２７に
記載のエンジンにおいて、上記蒸発燃料供給手段が、デ
ューティ制御されて蒸発燃料供給量を調節する制御弁を
有するとともに、この制御弁より下流に拡大室を有する
ものである。
【００４１】請求項２９に記載の発明は、請求項２７ま
たは２８に記載のエンジンにおいて、上記各独立吸気通
路にそれぞれ燃料供給用のインジェクタを設け、各イン
ジェクタからの燃料噴射を各気筒の吸気行程で行わせる
ようにしたものである。
【００４２】請求項３０に記載の発明は、請求項２７に
記載のエンジンにおいて、上記各独立吸気通路にそれぞ
れ燃料供給用のインジェクタを設け、かつ上記各インジ
ェクタの噴口近傍に燃料微粒化用のエアを供給するエア
供給通路を設けるとともに、蒸発燃料を上記エア供給通
路に導いて各独立吸気通路に送る込むように蒸発燃料供
給手段を構成したものである。
【００４３】請求項３１に記載の発明は、請求項３０に
記載のエンジンにおいて、下流側が分岐して上記各イン
ジェクタに接続されたエア供給通路の分岐部より上流側
に拡大室としてのチャンバーを介設するとともに、この
チャンバーに、蒸発燃料を導く通路を接続したものであ
る。
【００４４】請求項３２に記載の発明は、請求項２７乃
至３１のいずれかに記載のエンジンにおいて、蒸発燃料
を上記各独立吸気通路に送り込む通路の下流端部にオリ
フィスを設けたものである。
【００４５】
【作用】請求項１に記載のエンジンによると、上記低速
型吸気装置によって低速域で充填効率が高められること
により、低速域においてリーンバーンで得られるトルク
の限界が高められる。しかも、理論空燃比よりもリーン
な空燃比でもＮＯｘ浄化性能を有する排気浄化装置が設
けられていることにより、エンジンから排出される排気
ガス中のＮＯｘが充分に減少するようなリーン度合の大
きい空燃比と比べて、空燃比をある程度理論空燃比に近
づいても、上記排気浄化装置のＮＯｘ浄化作用でＮＯｘ
が低減される。これら低速型吸気装置と排気浄化装置と
で始めて、両者の補間作用によってリーンバーンで得ら
れるトルクの限界が高められる。従って、ＮＯｘの増大
が避けられつつ、リーンバーンが行なわれる運転領域が
高負荷側に拡大される。
【００４６】請求項２に記載のエンジンによると、加速
時にも、リーンバーンによって燃費及びエミッションが
良好に保たれつつ、上記低速型吸気装置により充填効率
が高められることにより要求トルクが確保される。
【００４７】請求項３に記載のエンジンによると、リー
ン度合の大きい所定空燃比の領域が、この所定空燃比で
得られるトルクの限界まで広げられる上に、理論空燃比
よりはリーンの空燃比領域内で燃料が増量されてトルク
が高められることにより、燃費節減作用が高められる。
【００４８】請求項４に記載のエンジンによると、スロ
ットル開度が全開に近い領域までリーンバーンが行なわ
れ、市街地走行のみならず高速走行時等にもリーンバー
ン運転が多用される。
【００４９】請求項５に記載のエンジンによると、低速
域では上記第２吸気ポートが閉じられて第１吸気ポート
からの吸気により燃焼室内に渦流が生成され、これによ
ってリーンバーン状態での燃焼性が高められる。
【００５０】請求項６に記載のエンジンによると、低速
域で第１吸気ポートからの燃焼室に流入する吸気が、タ
ンブルとスワールを複合させた強力な渦流を生じ、リー
ンバーンに適した均一混合気形成及び燃焼速度向上の作
用が得られる。
【００５１】請求項７に記載のエンジンによると、上記
第２吸気ポートが閉じられた状態で吸気の動的効果によ
り充填効率が高められ、リーンバーンでのトルクが高め
られる。
【００５２】請求項８に記載のエンジンによると、上記
所定空燃比とされる領域よりも高速側の、高出力が要求
される運転域でも、吸気の動的効果により充填効率が高
められる。
【００５３】請求項９に記載のエンジンによると、第２
吸気ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果の
同調回転数と第２吸気ポートが開かれた状態における吸
気の動的効果の同調回転数との間の領域においてトルク
の落ち込みが生じることが避けられる。
【００５４】請求項１０に記載のエンジンによると、上
記のようにＮＯｘの増大が避けられつつリーンバーンが
行なわれる運転領域が高負荷側に拡大される等の作用に
加え、低速域では、吸気弁が低速型タイミングとされる
ことで充填効率が高められて低速トルクが高められ、か
つ、上記第１吸気ポートからの吸気による渦流等によっ
て燃焼速度が高められていることから、排気弁の開時期
が比較的早くてもエネルギー損失を招くことがなく、ま
た、高速域では、排気弁が高速型タイミングとされるこ
とでトルク低下が抑制される。
【００５５】請求項１１に記載のエンジンによると、排
気浄化装置の触媒が、リーン状態でも、ＨＣを捕獲する
とともにＮＯｘを吸着してこれらを反応させることによ
りＮＯｘを分解し、良好にＮＯｘ浄化作用を発揮する。
【００５６】請求項１２に記載のエンジンによると、Ｎ
Ｏｘ浄化作用をより一層良好に発揮する。
【００５７】請求項１３に記載のエンジンによると、リ
ーンバーン時に吸入空気量が増量されて、トルクが補わ
れる。
【００５８】請求項１４に記載のエンジンによると、上
記のようにＮＯｘの増大が避けられつつリーンバーンが
行なわれる運転領域が高負荷側に拡大される等の作用に
加え、上記インジェクタによって燃料が微粒化されるこ
とで混合気が均質化され、これによりとくにリーンバー
ン時にＮＯｘを低減する作用が得られる。
【００５９】請求項１５に記載のエンジンによると、上
記の請求項１４に記載のエンジンによる作用に加え、蒸
発燃料が各インジェクタを介して各気筒に均等に分配さ
れ、これによってリーンバーン時にもトルク変動が充分
に抑制される。
【００６０】請求項１６に記載のエンジンによると、イ
ンジェクタからの燃料噴射タイミングが制御されること
により、適度の成層化が行なわれて、リーン状態での燃
焼性が高められる。
【００６１】請求項１７に記載のエンジンによると、吸
気弁の閉時期が低速型タイミングとされることにより、
低速域で充填効率が高められ、低速トルクが高められ
る。一方、排気弁の開時期が比較的早い高速型タイミン
グとされながら、上記急速燃焼手段によって燃焼期間が
短縮されることにより、排気側に燃焼エネルギーが多く
放出されることが避けられ、低速トルクを高める作用が
損なわれない。そして、高速域では、排気弁が高速型タ
イミングとされていることにより排気が促進されて排気
の際のポンピングロスが低減されるため、吸気弁が低速
型タイミングとされることによる高速域でのトルク低下
が補われる。
【００６２】この発明において、請求項１８に記載のよ
うに急速燃焼手段として乱流強度上昇手段を備えると、
燃焼室内の乱流強度の上昇により燃焼が促進されて燃焼
期間が短縮されるため、排気弁の開時期を高速型タイミ
ングとしながら低速トルクを確保する作用が有効に得ら
れる。この場合、請求項１９に記載のように燃焼室内の
平均乱流強度を１．５〜２．５ｍ／sec の範囲とする
と、着火性を阻害しない範囲で燃焼速度が充分に高めら
れる。
【００６３】また、請求項２０に記載のように上記乱流
強度上昇手段が渦流生成用の第１吸気ポートと低速域で
閉じられる第２吸気ポートとを備えてなるものである
と、第２吸気ポートが閉じられる低速域で、渦流が生成
されることにより燃焼が促進されて燃焼期間が短縮され
る。この場合に、請求項２１に記載のように渦流の中心
線とシリンダ中心線とのなす角度を３５°〜５５°の範
囲内に設定するとともにスワール比を約３以上に設定す
ると、平均乱流強度が強められて燃焼速度が充分に高め
られる。
【００６４】また、請求項２２に記載のように、急速燃
焼手段として燃焼室内の火炎伝播距離を短縮する手段を
備えるようにしても燃焼期間が短縮され、排気弁の開時
期を高速型タイミングとしながら低速トルクを確保する
作用が有効に得られる。火炎伝播距離を短縮する手段と
しては例えば請求項２３に記載のように燃焼室内に複数
の点火プラグを配設しておくことにより、充分に燃焼期
間が短縮される。
【００６５】請求項２４に記載のエンジンによると、上
記リーン運転領域にあるときに、上記エアアシスト機構
によって各インジェクタにエアが供給され、燃料が微粒
化される。そして、リーンバーン状態においてこのよう
に燃料が微粒化されると、燃焼性が高められ、しかも均
一にリーンバーンが行なわれることにより燃焼温度の高
い部分が少なくなり、ＮＯｘ発生量が減少する。
【００６６】この発明において、請求項２５に記載のよ
うに各インジェクタからの燃料噴射を各気筒の吸気行程
で行わせると、成層化により希薄燃焼限界が高められ、
この高リーン化とエアアシストによる微粒化促進作用と
で、ＮＯｘ低減作用が高められる。とくに、請求項２６
に記載のように点火プラグ近傍の局所的な空燃比が混合
気全体の空燃比に対して１割程度リッチとなる成層化状
態が得られるようにすると、適度の成層化による希薄燃
焼限界の向上とエアアシストによる微粒化促進作用と
で、ＮＯｘ低減作用が充分に高められる。
【００６７】請求項２７に記載のエンジンによると、所
定リーン空燃比とされる運転領域でも蒸発燃料の供給が
行なわれて大気への蒸発燃料の排出が抑制されることに
より、実質上の燃費がより一層改善される。しかも、気
筒別の各独立吸気通路に蒸発燃料が送り込まれることに
より、各気筒に対して均等に蒸発燃料が供給されて気筒
間の空燃比のばらつきが小さくなり、リーンバーン運転
時のトルク変動の増大が抑制される。さらに、リーンバ
ーン運転時にスワールが生成されるとともに蒸発燃料の
導入が吸気行程で行なわれることにより、混合気の成層
化による燃焼性向上にも有利となる。
【００６８】この発明において、請求項２８に記載のよ
うに、デューティ制御されて蒸発燃料供給量を調節する
制御弁より下流に拡大室を有するようにしておけば、上
記制御弁の作動に伴う脈動が上記チャンバーで吸収さ
れ、蒸発燃料の分配性及びコントロール性が向上される
ことにより、リーンバーン運転時のトルク変動を抑制す
る作用が高められる。
【００６９】また、請求項２９に記載のようにインジェ
クタからの燃料噴射を各気筒の吸気行程で行わせるよう
しておくと、リーンバーン運転時に、インジェクタから
の燃料供給および蒸発燃料の導入がともに吸気行程で行
なわれることにより、成層化が良好に行なわれて燃焼性
が向上される。
【００７０】また、請求項３０に記載のように各独立吸
気通路のインジェクタにエアを供給するエア供給通路を
設けるとともに、蒸発燃料を上記エア供給通路に導くよ
うにすると、燃料微粒化のためのエア供給通路が蒸発燃
料の供給にも利用され、かつ、ミキシングエアによって
蒸発燃料が希釈されるため、蒸発燃料供給量のコントロ
ールが容易になる。さらに、請求項３１に記載のように
上記エア供給通路にチャンバーを介設しておくと、この
チャンバー内で蒸発燃料とミキシングエアとが均一に混
合されて蒸発燃料の分配性が向上される。
【００７１】また、請求項３２に記載のように蒸発燃料
を上記各独立吸気通路に送り込む通路の下流端部にオリ
フィスを設けておくと、上記オリフィスで独立吸気通路
側からの圧力波の伝播が抑制されることにより、気筒間
干渉による蒸発燃料の分配性の悪化が防止される。
【００７２】
【実施例】本発明の実施例を図面に基づいて説明する。
先ず、本発明の一実施例によるリーンバーンエンジンの
概略を図１によって説明する。この図において、１はエ
ンジン本体であり、その各気筒には燃焼室２が形成さ
れ、この燃焼室２には、後に詳述するような第１，第２
の吸気ポート３，４及び第１，第２の排気ポート５，６
が開口し、これらのポート３〜６に吸気弁７，８及び排
気弁９，１０が装備されている。
【００７３】また、エンジンの吸気系２０は、後に詳述
するような吸気マニホールド２１と、その上流側の共通
吸気通路３０とを備え、共通吸気通路３０には上流側か
ら順にエアクリーナ３１、熱式エアフローセンサ３２及
びスロットル弁３３が配設されている。さらに、上記ス
ロットル弁３３をバイパスする吸気バイパス通路３４が
形成されている。この吸気バイパス通路３４は、アイド
ル時等に吸入空気量を調節するためのＩＳＣ通路３５と
冷間時の吸入空気量増量のためのエア通路３６とを含ん
でいる。上記ＩＳＣ通路３５には、デューティ制御され
てＩＳＣ通路３５の空気流量をコントロールするＩＳＣ
バルブ３７が設けられ、また、上記エア通路３６には冷
間時に開く温度感応型バルブ３８が設けられている。
【００７４】また、吸気系２０の下流側の吸気ポート付
近には、各気筒別に燃料を噴射供給するインジェクタ４
０が設けられるとともに、第２吸気ポート４を開閉する
開閉弁４１が設けられている。この開閉弁４１は負圧応
動式のアクチュエータ４２により作動され、これに対す
る駆動系には、吸気マニホールド２１のサージタンクか
ら導入した負圧を蓄えるバキュームタンク４３と、この
タンク４３とアクチュエータ４２との間に配置されてア
クチュエータ４２に対する負圧の給排を行なう電磁弁４
４等が設けられている。
【００７５】上記インジェクタ４０は、噴口近傍にミキ
シングエアを供給することにより燃料を微粒化するよう
にした所謂ＡＭＩ（エアミクスチャータイプインジェク
タ）である。このインジェクタ４０に対し、燃料タンク
４５から燃料ポンプ４６及びフィルター４７を介して燃
料を供給する燃料供給通路４８、プレッシャレギュレー
タ４９が介設されたリターン通路５０等からなる燃料供
給系が設けられるとともに、後に詳述するようなミキシ
ングエア供給系及び蒸発燃料供給系が設けられている。
【００７６】一方、排気系には、混合気の空燃比に対応
する排気ガス中の酸素濃度を検出する酸素濃度センサ６
０と、触媒装置（排気浄化装置）６１とが設けられてい
る。上記酸素濃度センサ６０は、リーン空燃比の検出も
可能なように、排気ガス中の酸素濃度に略比例した出力
が得られるようになっている。
【００７７】また、空燃比制御等のための各種検出要素
としては、上記エアフローセンサ３２、酸素濃度センサ
６０のほかに、スロットル弁の開度を検出するスロット
ル開度センサ６２、スロットル全閉を検出するアイドル
スイッチ６３、吸気温を検出する吸気温センサ６４、エ
ンジン水温を検出する水温センサ６５、エンジンのノッ
キングを検出するノックセンサ６６等が設けられ、さら
に点火系のディストリビュータ６７には、クランク角信
号を出力するクランク角センサ６８、及び気筒判別信号
を出力する気筒判別センサ６９が設けられている。
【００７８】これらの検出要素からの信号は、エンジン
制御用のコントロールユニット（ＥＣＵ）７０に入力さ
れている。そして、上記コントロールユニット７０によ
り上記インジェクタ４０からの燃料噴射量及び噴射タイ
ミングが制御され、さらに上記ＩＳＣバルブ３７、上記
開閉弁４１の駆動系における電磁弁４４、上記インジェ
クタ４０に対するミキシング用エア供給系に設けられた
後記エア制御バルブ５１、蒸発燃料供給系に設けられた
後記パージソレノイドバルブ５８等もコントロールユニ
ット７０によって制御されるようになっている。
【００７９】ここで、図１中に示した触媒装置６１につ
いて説明しておく。
【００８０】上記触媒装置６１は、理論空燃比よりもリ
ーンな空燃比でもＮＯｘを還元する機能を有するもので
あり、具体的には、当出願人において以前に出願した特
願平５−１２６５５２号に記載されている触媒装置が用
いられる。すなわち、この触媒装置６１における触媒
は、活性種担持母材に、貴金属が活性種として担持され
たものである。好ましくは、ゼオライトを活性種担持母
材とし、これにＩｒ（イリジウム）及びＰｔ（白金）を
活性種として担持させ、あるいはＩｒ，Ｐｔ及びＲｔ
（ロジウム）を活性種として担持させて形成する。
【００８１】このような触媒によると、リーン空燃比に
おいても良好なＮＯｘ浄化作用が得られるもので、その
メカニズムを、従来の三元触媒と比較して説明する。
【００８２】従来の三元触媒による場合、理論空燃比で
は、排気ガス中のＨＣ，ＣＯが酸化するためには排気ガ
ス中の酸素だけでは足らずＮＯｘ中の酸素も奪うためＮ
Ｏｘが分解されるが、リーン空燃比では、排気ガス中に
多量の酸素が存在しているため、ＨＣ，ＣＯがこれと反
応し、ＮＯｘは取り残されたまま排出されてしまう。
【００８３】これに対し、当実施例の触媒装置６１を構
成する上記触媒による場合、上記母材としてのゼオライ
トが多孔質であるためにその細孔内にＨＣを多く捕獲す
ることができるとともに、このゼオライトに担持された
活性貴金属にＮＯｘを多く吸着させることができる。そ
して、排気ガス中に酸素が多量に存在している状態で
も、このゼオライトに捕獲されたＨＣは、これに隣合っ
て吸着されているＮＯｘと反応するため、ＮＯｘが分
解、浄化される。従って、リーン空燃比でもＮＯｘ浄化
作用が得られる。この場合に、上記Ｉｒは活性貴金属を
微細化させる作用があり、浄化率や耐久性を向上させ
る。
【００８４】なお、リーン空燃比にあるときにＮＯｘを
蓄えておいて、理論空燃比になったときにＮＯｘを分解
するようにした触媒が従来において開発されているが、
このものでは、リーン空燃比の運転状態が長時間続くと
ＮＯｘを蓄えきれなくなって浄化性能が低下する。これ
に対し、上記触媒装置６１の触媒は、リーン空燃比でも
ＮＯｘを分解して排出するので、リーン状態が持続して
もＮＯｘ浄化性能を維持することができる。
【００８５】次に、上記リーンバーンエンジンの各部の
具体的構造を説明する。
【００８６】図２〜図４はエンジン本体の具体的構造を
示している。これらの図に示すように、エンジン本体１
の各気筒においては、基本的には、第１，第２吸気弁
７，８が開かれたときに第１，第２吸気ポート３，４か
ら燃焼室２内に混合気が吸入され、この混合気がピスト
ン１１で圧縮された後に点火プラグ１２によって着火、
燃焼させられ、第１，第２排気弁９，１０が開かれたと
きに燃焼ガスが第１，第２排気ポート５，６から排出さ
れるようになっている。そして、上記第１吸気ポート
（以下、Ｐポートという）３にインジェクタ４０が設け
られる一方、上記第２吸気ポート（以下、Ｓポートとい
う）４もしくはその上流の通路（後記Ｓ側分岐通路２３
ｓ）に、運転状態に応じて開閉制御される開閉弁４１が
設けられている。
【００８７】当実施例では、タンブル・スワールコント
ロールバルブとしての上記開閉弁（以下、ＴＳＣバルブ
という）４１が閉じられたときに、タンブル（縦渦）と
スワール（横渦）とを複合させた強力な螺旋状の斜めス
ワールが燃焼室２内に生成されるように、ポート配置や
ポート形状等が設定されている。
【００８８】具体的に説明すると、上記Ｐポート３及び
Ｓポート４は、吸気流れ方向上流部において略直線状に
延びるストレート部３ａ，４ａと、このストレート部３
ａ，４ａの下流端近傍において下方に湾曲してそれぞれ
の弁座１３，１４に至る湾曲部３ｂ，４ｂとによって構
成されている（図３，図４参照）。そして、上記Ｐポー
ト３及びＳポート４におけるそれぞれのストレート部３
ａ，４ａのポート中心線Ｌｐ１，Ｌｓ１の延長線が、上
記弁座１３，１４と第１，第２吸気弁７，８の最大リフ
ト時において燃焼室２の中心側に位置する弁端部７ａ，
８ａとの間を通るように設定されている。これにより、
Ｐ，Ｓポート３，４から燃焼室２に供給される吸気の流
通抵抗が低減する。なお、上記ポート中心線Ｌｐ１，Ｌ
ｓ１の延長線が上記弁座１３，１４と弁端部７ａ，８ａ
との中心を通るように設定するのが最適である。
【００８９】上記燃焼室２はペントルーフレンズ型燃焼
室とされており、上記吸気弁７，８と排気弁９，１０と
のバルブ挾み角θは３０°程度に狭くされ、ＤＯＨＣ直
接駆動タイプの動弁機構（図示せず）によって駆動され
るようになっている。また、第１吸気弁７のバルブ中心
線Ｌ１とＰポート３のスロート中心線Ｌｐ１とのなす角
度（スロートオフセット角α１）は比較的大きく、第２
吸気弁８のバルブ中心線Ｌ２とＳポート４のスロート中
心線Ｌｓ１とのなす角度（スロートオフセット角α２）
は比較的小さく設定されており、例えばα１＝３０°、
α２＝１２°とされている。このようにして、Ｐポート
３のみから吸気が行なわれるときには傾斜角（シリンダ
中心線とのなす角度）γが３５°〜５５°の渦流Ｓが生
成されるようになっている。また、Ｓポート４は燃焼室
２内にタンブルＴを生成するようになっている。
【００９０】また、上記両吸気弁７，８は、それぞれ、
弁軸部７ｂ，８ｂと傘部７ｃ，８ｃとからなり、傘部７
ｃ，８ｃの下面が燃焼室２の天井面と平行となるように
配置されている。第１吸気弁７のバルブ傘角（傘部の下
面と上面のなす角）β１は第２吸気弁８のバルブ傘角β
２よりも大きく設定されている。これにより、バルブリ
フト時における第１吸気弁７とＰポート３のスロート部
との間の流路が第２吸気弁８とＳポート４のスロート部
との間の流路よりも狭くなり、従って、Ｐポート３側で
は吸気流速が高められ、Ｓポート４側では流量が確保さ
れる。なお、Ｐポート３側の流路を狭めて吸気流速を高
めるためにはＰポート３のスロート部を細くすることも
考えられるが、上記のようにバルブ傘角β１を大きくす
る方が流通抵抗低減に有利である。
【００９１】さらに、Ｐポート３の出口下部にはポート
エッジ１５が形成され、かつ、燃焼室２における第１吸
気弁７回りにはスキッシュエリア１６が形成されてお
り、これらによってＰポート３から排気弁側への吹出流
速が高められるようになっている。
【００９２】このような燃焼室、吸気ポートの構造によ
ると、Ｐポート３からの吸気によってタンブルとスワー
ルとを複合させた強力な渦流が得られること等により、
燃焼速度が遅くなる傾向があるリーンバーン状態でも、
均一混合気形成と燃焼速度向上とが両立されて良好な燃
焼状態が得られる。
【００９３】つまり、図６に示すように、スワールは、
吸気から圧縮行程前半にかけての乱れ強さが大きくて、
混合気均一化の効果が大きいが、圧縮行程後期の乱れ強
さは小さくなり、逆にタンブルは、圧縮行程前半の乱れ
強さは小さいが圧縮行程後期の乱れ強さが大きくなる。
そして、上記の吸気ポート構造による場合は、スワール
とタンブルとの両方の利点が得られて吸気行程から圧縮
行程までにわたる平均乱流強度が高められる。図５はス
ワール比Ｓr が３．３の場合と４．２の場合とにつき、
スワール傾斜角（スワールの中心線とシリンダ中心線と
のなす角）γと平均乱流強度Ｒとの関係を示しており、
この図に示すように、スワール比Ｓｒを約３以上とする
とともにスワール傾斜角γを３５°〜５５°の範囲と
し、特に望ましくは４５°とすることにより、平均乱流
強度が大幅に高められ、混合気均一化及び燃焼速度が向
上される。
【００９４】ここで、上記スワール比の定義及び求め方
を説明しておく。上記スワール比とは、一般的には気筒
内の混合気（吸入空気）の横渦の旋回数をエンジン回転
数で割った値で定義される。
【００９５】そして、混合気の横渦の旋回数は、例えば
図７に示すようなボア径がＤであるエンジンにおいて
は、シリンダヘッド下面Ｆ1 から１．７５Ｄの距離だけ
下方の位置Ｆ2 にインパルススワールメータ８０を配置
し、このインパルススワールメータ８０に作用するトル
ク（インパルススワールメータトルク）を検出し、この
インパルススワールメータトルクに基づいてよく知られ
た手法で算出する。なお、図７において、Ｆ3 は下死点
位置にあるピストン１１の頂面を示している。
【００９６】インパルススワールメータトルクは、次の
ような手順で測定する。すなわち、上記Ｆ2 の位置にイ
ンパルススワールメータ８０を配置し、ピストン頂面に
作用するスワールのエネルギーをインパルススワールメ
ータ８０で再現させることによって、通常時においてピ
ストン頂面付近にどの程度の旋回エネルギーが存在する
かを測定する。インパルススワールメータ８０は多数の
ハニカムを備えていて、インパルススワールメータ８０
にスワールが作用すると、各ハニカムにそれぞれスワー
ル流れ方向の力が作用し、各ハニカムにかかる力を積算
することによって全体に作用するインパルススワールメ
ータトルクＧを算出する。
【００９７】より詳しくは、吸気弁が開いてから下死点
までの期間は燃焼室２内に混合気が吸入されていると仮
定すると、この期間中は混合気が燃焼室２の内周面に沿
って旋回し、その旋回速度が下死点位置で最大となる。
従って、吸気弁が開き始めてから下死点までの各クラン
ク各毎の角運動量を積算すれば、スワール比が求まるこ
とになる。かかる知見に基づいて、本例においては、ス
ワール比Ｓｒを次の(1)式及び(2)式によって算出するよ
うにしている。
【００９８】
【数１】 Ｓr＝ηv・{Ｄ・Ｓ・∫(cf・Ｎr・dα)}／{ｎ・ｄ2・(∫cf・dα)2} ……(1) Ｎr＝８・Ｇ／(Ｍ・Ｄ・Ｖ0) ……(2) ただし、Ｓrはスワール比、ηvは体積効率（ηv＝
１）、Ｄはボア径、Ｓはストローク、ｎは吸気弁数、ｄ
はスロート径、cfは各バルブリフトに対する流量係数、
Ｎrは各バルブリフトに対する無次元リグスワール値、
αはクランク角、Ｇはインパルススワールメータトル
ク、Ｍは吸気行程中にシリンダ内に充填された空気の質
量、Ｖ0は速度ヘッドである。
【００９９】なお、上記(2)式は、次のような手順で導
き出される。
【０１００】
【数２】Ｇ＝Ｉ・ωr ……(3) Ｉ＝Ｍ・Ｄ2／８ ……(4) (4)を(3)に代入 Ｇ＝Ｍ・Ｄ2・ωr／８ ……(5) (5)より Ｄ・ωr＝８・Ｇ／(Ｍ・Ｄ) ……(6) ところで Ｎr＝Ｄ・ωr／Ｖ0 ……(7) (6)を(7)に代入 Ｎr＝８・Ｇ／(Ｍ・Ｄ・Ｖ0) ただし、Ｉは吸気行程終期（ピストン下死点）における
シリンダ内の空気の慣性モーメント、ωrはリグスワー
ル値である。
【０１０１】また、図２〜図４に示す構造によると上記
のようにスワール比及びスワール傾斜角が設定されるこ
とで平均乱流強度が高められることに加え、Ｐ，Ｓポー
ト３，４の形状、角度、バルブ傘角β１，β２等が前述
のように設定されることにより、Ｐポート３からの吸気
流速が高められるとともに、流量係数が小さく抑えら
れ、充填効率の向上にも寄与する。
【０１０２】なお、着火性を阻害しない範囲で燃焼速度
を高めるため、平均乱流強度は１．５〜２．５m/sとす
ることが好ましい。また、リーンバーン状態での燃焼期
間の短縮化のため、燃焼室２はＳ／Ｖ比が小さくなる形
状を選定し、可及的に火炎伝播距離を短くするコンパク
ト燃焼室とする。
【０１０３】ちなみに、エンジン基本諸元の好ましい一
例を示しておくと、４サイクル４気筒のＤＯＨＣエンジ
ンで、排気量を約１５００ｃｃ、ボア径を約７５mm、ス
トロークを約８４mmとし、圧縮比は、熱効率上高めが好
ましいがノッキング限界の向上及びエミッションを考慮
して９．４とする。
【０１０４】また、上記吸気弁７，８及び排気弁９，１
０の開閉タイミングは、図８に実線で示すように設定さ
れている。すなわち、排気弁は排気ＢＤＣ（下死点）よ
り前に開き始めてＴＤＣ（上死点）付近で閉じ、吸気弁
はＴＤＣ付近で開き始めて吸気ＢＤＣよりも後に閉じる
が、とくに当実施例では、吸気弁は、閉時期ＩＣが比較
的早い時期（ＢＤＣからの期間が比較的短い時期）とさ
れて、低速域での吸入量増大（吸気の吹き返し抑制）に
適した低速型タイミングとなっている。一方、排気弁
は、開時期ＥＯが比較的早い時期（ＢＤＣまでの期間が
比較的長い時期）とされて、高速域での排気促進に適し
た高速型タイミングとなっている。そして、排気弁開時
期ＥＯから排気ＢＤＣまでの期間Ｔｅが吸気ＢＤＣから
吸気弁閉時期ＩＣまでの期間Ｔｉよりも１０degCA 以上
大きくなっている。例えば、排気弁の開時期ＥＯがBBDC
５０degCA 、同閉時期がATDC０degCA、吸気弁の開時期
がBTDC１０degCA、同閉時期ＩＣがABDC３３degCA とさ
れている。これらの時期は、カムの最大ランプ高さの点
をもって定義したものである。
【０１０５】なお、図８中の破線は従来のエンジンにお
ける吸気弁及び排気弁の開閉タイミングの一例を示して
おり、このように、従来では排気弁開時期から排気ＢＤ
Ｃまでの期間と吸気ＢＤＣから吸気弁閉時期までの期間
とが略同程度（両者の差が５degCA 以下）となってい
る。
【０１０６】このようなバルブタイミングによると、吸
気弁は閉時期が比較的早い低速型となっているため、低
速域で吸気の吹き返しが防止されて充填効率が高めら
れ、低速トルクが高められる。一方、排気弁は開時期が
比較的早い高速型のタイミングとなっているが、上記の
図２〜図４に示すようなポート構造によりＴＳＣバルブ
４１が閉じられる低速域では斜めスワールが生成されて
燃焼速度が早められ、さらに後述のようにインジェクタ
４０にＡＭＩが用いられて燃料が微粒化されることによ
っても燃焼が促進される。このため、排気弁の開時期を
早くしても、燃焼エネルギーは排気弁が開く前に十分に
ピストンに与えられ、排気側に燃焼エネルギーが多く放
出されるようなことはなく、低速トルクを高める作用は
損なわれない。そして、高速域では排気が促進されて排
気の際のポンピングロスが低減されるため、吸気弁が低
速型タイミングとされることによる高速域でのトルク低
下が補われることとなる。
【０１０７】図９〜図１１は吸気マニホールド２１の具
体的構造を示している。これらの図に示す吸気マニホー
ルド２１は、吸気の動的効果（慣性効果）が低速域で同
調する状態と高速域で同調する状態とに切替可能とされ
ることにより、切替機構がない（動的効果がない）場合
に比べて低速域及び高速域で吸気充填効率が高められ、
さらに、これらの領域間のトルクを向上することにより
リーンバーン領域の拡大に寄与する低速全域のトルクを
向上させたレゾナンスチャンバーを備えている。
【０１０８】上記吸気マニホールド２１は上半部２１ａ
と下半部２１ｂとからなり、上半部２１ａの下面と下半
部２１ｂの上面とが接合された状態で一体化されてい
る。上記上半部２１ａには、気筒列方向に延びる吸気通
路集合部としてのサージタンク２２が形成されている。
また、上半部２１ａの前面側（図９，図１０における左
側）から下半部２１ｂの前面側及び下面側にわたる範囲
には、上記サージタンク２２に連通する気筒別の独立吸
気通路２３が形成され、図１１に示す例では４気筒エン
ジンに適用すべく第１〜第４の４つの独立吸気通路２３
が形成されている。
【０１０９】つまり、上半部２１ａには各独立吸気通路
２３の上流側部分２３ａが形成され、これらがサージタ
ンク２２に連なっており、また、下半部２１ｂには各独
立吸気通路２３の下流側部分２３ｂが形成され、その下
流端が、エンジン本体１のシリンダヘッドの一側部に接
続される取付フランジ２４に開口している。上記サージ
タンク２２は、上半部２１ａの一端側において図外にス
ロットルボディに連結されており、スロットルボディを
通った空気がサージタンク２２に内に導入され、上記各
独立吸気通路２３を経て燃焼室に供給されるようになっ
ている。
【０１１０】上記各独立吸気通路２３は、下流側部分に
おいて、各気筒のＰポートに連なるＰ側分岐通路２３ｐ
と、Ｓポートに連なるＳ側分岐通路２３ｓとに、隔壁２
５にて分岐されている。さらに、上記各Ｓ側分岐通路２
３ｓには、前記ＴＳＣバルブ４１が配設されている。こ
の各ＴＳＣバルブ４１は、各分岐通路を気筒列方向に貫
通した弁軸４１ａに一体に開閉回動するように連結され
ている。そして、この弁軸４１ａの端部にアクチュエー
タ４２が連結されており、このアクチュエータ４２の作
動により各ＴＳＣバルブ４１が開閉されるようになって
いる。
【０１１１】また、上記サージタンク２２と、その下方
の独立吸気通路２３との間に、気筒列方向に延び、かつ
サージタンク２２に連通するレゾナンスチャンバー２６
が設けられており、このレゾナンスチャンバー２６のエ
ンジン本体側の側方には縦壁２７が設けられている。そ
して、サージタンク２２と独立吸気通路２３と縦壁２７
とでレゾナンスチャンバー２６が囲われている。
【０１１２】つまり、上記レゾナンスチャンバー２６
は、吸気マニホールド２１の下半部２１ｂの上面に設け
られて上方に開口した凹部を上半部２１ａで覆って形成
されている。上記縦壁２７は、吸気マニホールド２１が
上半部２１ａと下半部２１ｂとに分割されているのに伴
い、上部２７ａと下部２７ｂとに分割されている。そし
て、上記サージタンク２２は比較的小さな容量に形成さ
れているのに対し、レゾナンスチャンバー２６は大きな
容量を有するように形成されている。
【０１１３】また、上半部２１ａの後面側には、気筒列
方向に延びる連通路２８が形成され、この連通路２８の
一端２８ａがレゾナンスチャンバー２６に、また他端２
８ｂがサージタンク２２にそれぞれ開口されている。さ
らに、上記上半部２１ａには、後に詳述するインジェク
タ４０に対するミキシングエア供給系の通路５２の一部
が設けられている。
【０１１４】このような吸気マニホールド２１におい
て、上記ＴＳＣバルブ４１が閉じられた状態では低速側
（例えば２０００rpm 程度）で吸気の動的効果が同調
し、ＴＳＣバルブ４１が開かれた状態では比較的高速側
（例えば３５００〜４０００rpm）で吸気の動的効果が
同調するように、上記独立吸気通路２３の長さ、通路面
積等が設定されている。
【０１１５】また、このようにするだけでは、図１２に
破線で示すように低速側及び比較的高速側でトルクが高
められてこれらの中間部でトルクの谷が生じるが、上記
のようにサージタンク２２は比較的小さな容量とされて
これに容量の大きいレゾナンスチャンバー２６が接続さ
れることにより、レゾナンスチャンバー２６による共鳴
作用で上記中間部で吸気充填量が高められ、同図に実線
で示すようにトルクがなだらかに変化するようになって
いる。なお、同図中の一点鎖線は、吸気の動的効果がな
い場合のトルク変化である。
【０１１６】図１３は、図１中に示したエアミクスチャ
ータイプインジェクタ（ＡＭＩ）４０に対するミキシン
グエア供給系及び蒸発燃料供給系を示している。この図
において、複数気筒（例えば４気筒）の各Ｐポート３に
対してそれぞれインジェクタ４０が設置され、これらの
インジェクタ４０に対するミキシングエア供給系にはエ
ア制御バルブ５１を備えたＡＭＩ用エア供給通路５２が
設けられている。このＡＭＩ用エア供給通路５２は、上
流側が前記吸気バイパス通路３４に接続され（図１参
照）、下流側が分岐して各インジェクタ４０に接続され
ている。上記エア制御バルブ５１はアイドル時に閉じ、
それ以外のときにエアをインジェクタ４０に供給するよ
うになっている。
【０１１７】さらに上記ＡＭＩ用エア供給通路５２に
は、エア制御バルブ５１をバイパスするバイパス通路５
３が接続され、このバイパス通路５３にはアイドル時に
微量エアを流すオリフィス５４が設けられている。
【０１１８】また、蒸発燃料供給系は、キャニスタ５６
（図１参照）から延びるパージ通路５７を備え、このパ
ージ通路５７にパージソレノイドバルブ５８が設けられ
ている。上記パージ通路５７はＡＭＩ用エア供給通路５
２の分岐点上流に形成されたミキシングチャンバー５５
に接続されている。燃料タンク等において発生しキャニ
スタ５６にトラップされた蒸発燃料は、上記パージソレ
ノイドバルブ５８が開かれたときにパージ通路５７を介
して各インジェクタ４０の噴口近傍に供給され、吸気行
程中に燃料噴霧とともに各気筒の燃焼室２に供給され
る。
【０１１９】上記パージソレノイドバルブ５８は、所定
のパージ実行条件成立時（例えば空燃比のフィードバッ
ク制御中で、かつ、エンジン水温が所定温度以上のと
き）に駆動されるもので、所定のパージ量が得られるよ
うにエンジンの運転状態に応じて制御される。なお、リ
ーンバーン制御中は、理論空燃比設定の燃料領域におけ
るよりもパージ量が少なく、かつ、その減量度合いが低
吸入空気量側ほど大きくなるように、エアフローセンサ
３２の出力およびエンジン回転数に応じてパージソレノ
イドバルブ５８が制御される。
【０１２０】図１４及び図１５は、上記インジェクタ４
０の具体的構造を示している。これらの図において、エ
ンジンのシリンダヘッド１ａには、上記Ｐポート３に連
通するインジェクタ取付孔４００が形成され、このイン
ジェクタ取付孔４００にインジェクタ４０が嵌合されて
いる。このインジェクタ４０の先端側部分４０１は噴口
を囲繞するように筒状に形成され、この先端側部分４０
１と上記インジェクタ取付孔４００の周壁との間に環状
のエア導入空間４０２が形成されるとともに、このエア
導入空間４０２と外部のエア供給通路とを連通するエア
導入ポート４０３がシリンダヘッド１ａに形成されてい
る。さらに、上記インジェクタ４０の先端側部分４０１
には、その内側の噴口前方の空間と上記エア導入空間４
０２とを連通する連通孔４０４が放射状に配設され、こ
の連通孔４０４にオリフィス４０５が形成されている。
【０１２１】そして、上記インジェクタ４０の噴口から
上記Ｐポート３へ向けて所定タイミングで燃料が噴射さ
れるとともに、噴口前方の空間に吸気負圧が作用したと
きに、上記エア導入空間４０２に導入されたエアが上記
オリフィス４０５を通して噴口前方の空間に噴出し、こ
のエアにより噴射燃料がミキシングされるようになって
いる。また当実施例では、上記パージソレノイドバルブ
５８（図１３参照）が開かれたときに、蒸発燃料も上記
エア導入空間４０２に導入されて上記オリフィス４０５
から噴出するようになっている。
【０１２２】上記のようにインジェクタ４０にＡＭＩを
用いると、燃料が微粒化されることにより、混合気が均
質化され、燃焼性が向上されるとともに、リーン領域で
はＮＯｘを低減する作用が得られる。
【０１２３】すなわち、図１６において、第１例は通常
のインジェクタを吸気ポートに設けて燃料噴射を行なわ
せた場合の燃焼室内の燃料分布状態を、第２例は当実施
例のインジェクタ４０つまりＡＭＩを用いてミキシング
エアを供給しつつ燃料噴射を行なわせた場合の燃焼室内
の燃料分布状態を、第３例は燃料をガス化した状態で供
給した場合の燃料分布状態をそれぞれ模式的に示してい
る。この図のように、ＡＭＩを用いると、ミキシングエ
アの作用により、通常のインジェクタと比べて燃料が大
幅に微粒化される。そして、空燃比がリーンであるとき
は、燃料粒径が大きいと、混合気分布が不均一な場合と
同様に、局部的な燃焼温度のばらつきによりＮＯｘが生
じ易くなるのに対し、燃料粒径が小さくなるほど、均一
にリーンバーンが行なわれることにより、燃焼温度の高
い部分が減少し、ＮＯｘ発生量が減少する。このため、
図１７のように、ＡＭＩを用いた場合、リーン領域では
通常のインジェクタと比べてＮＯｘ排出量が少なくな
る。
【０１２４】なお、燃料をガス化して供給することがで
きればＮＯｘ排出量がより一層少なくなるが、精度の良
い空燃比制御やシーケンシャル・タイムド・インジェク
ションによる成層化等のために吸気ポートにインジェク
タを設ける場合、燃料をガス化して供給することは実際
上困難である。
【０１２５】また、上記蒸発燃料供給系は、上記各イン
ジェクタ４０に対するＡＭＩ用エア通路５２を利用して
各インジェクタ４０にそれぞれ蒸発燃料を送り、各イン
ジェクタ４０から各気筒に蒸発燃料が供給されるように
しているため、各気筒に対して均等に蒸発燃料が供給さ
れ、リーン状態において有効にパージを行なうことがで
きる。
【０１２６】この作用を図１８によって説明する。この
図は、各気筒における空燃比のばらつきを、理論空燃比
の場合とリーン（Ａ／Ｆ＝２２）の場合とについて示す
ものであり、この図のように、一般的に理論空燃比より
リーン状態の方が空燃比のばらつきが大きくなる傾向が
ある。そして、例えば吸気マニホールドに蒸発燃料を供
給する等の従来の一般的な手法による場合（各気筒の空
燃比を一点鎖線でつないで示す）、気筒間に空燃比のば
らつきが生じ、特にリーン状態で空燃比のばらつきが大
きくなって定常サージラインを超え、トルク変動を招
く。これに対し、当実施例の蒸発燃料供給系による場合
（各気筒の空燃比を実線でつないで示す）、気筒間の空
燃比のばらつきが小さく、リーン状態でも、定常サージ
ラインを超えることがない。従って、リーン状態でも大
きなトルク変動を生じることなく有効に蒸発燃料を供給
することができる。
【０１２７】また、蒸発燃料はガス化されているため、
リーン状態でのＮＯｘ発生量の減少にも有利となる（図
１６，図１７の第３例参照）。
【０１２８】次に、図１中に示したコントロールユニッ
ト７０による空燃比等の制御についてを説明する。
【０１２９】空燃比の制御 空燃比の制御としては、エンジン回転数及びスロットル
開度に応じた空燃比の領域が予め図１９に示すように設
定される。この設定をエンジン回転数と吸気管負圧とに
対応づけて示すと、図２０のようになる。
【０１３０】すなわち、エンジンの低，中速域におい
て、スロットル全閉（アイドルスイッチオン）の領域
（アイドル域または全閉減速域）を除く低負荷域からス
ロットル弁全開に近い所定負荷までの領域では、空燃比
が理論空燃比よりもリーン（λ＞１）に設定される。こ
のリーン領域は、具体的には、前記の吸気系により充填
効率が高められる回転数域においてスロットル開度が全
開の６／８程度までの領域とされる。
【０１３１】このリーン領域のうちの大部分の領域で
は、エンジンから排出される排気ガス中のＮＯｘ発生割
合が充分に少なく、かつ、トルク変動が許容量以下とな
る範囲で高リーンの所定空燃比に設定され、例えばＡ／
Ｆ＝２２に設定される。この高リーンの所定空燃比とさ
れる領域の高負荷側の限界は、吸入空気量が飽和するま
で、つまり図２０のように吸気管負圧が限界に達してそ
れ以上は吸気量が増加しないところまでとされる。
【０１３２】上記リーン領域のうちで上記所定空燃比と
される領域の周囲の領域では、上記所定空燃比よりは小
さい（理論空燃比に近い）一定範囲のリーン空燃比とさ
れ、ＮＯｘの許容限界に対して充分にゆとりがある、例
えばＡ／Ｆ＝１９〜２２とされる。この空燃比の範囲
は、前記触媒装置６１を通過した後のＮＯｘ発生割合が
許容値以下に抑えられる範囲であり、詳しくは後に説明
する。
【０１３３】上記リーン領域のうちで高リーンの所定空
燃比とされる領域よりも高負荷側では、空燃比が上記一
定範囲（１９〜２２）内でスロットル開度の増大につれ
て次第に小さくなるように設定される。
【０１３４】低速側で上記リーン領域よりも高負荷側の
一定範囲の領域、及び高負荷側で上記リーン領域よりも
高速側の一定範囲の領域では、空燃比が理論空燃比（λ
＝１）とされ、これよりさらに高負荷側及び高速側では
空燃比が理論空燃比よりもリッチ（λ＜１）とされる。
なお、アイドル域では理論空燃比（λ＝１）とされ、全
閉減速域では燃料カットとされる。
【０１３５】このような空燃比の領域設定に基づいてコ
ントロールユニット７０は、上記リーン領域及び理論空
燃比領域では、上記酸素濃度センサ６０の出力に応じた
フィードバック制御により、運転状態に応じた設定空燃
比となるように上記インジェクタ４０からの燃料噴射量
を制御する。この場合、リーン領域では、加速時等の過
渡時であっても、上記領域設定に基づく設定空燃比とな
るようにフィードバック制御を行なう。つまり、定常、
過渡時のいずれの場合も同じ１つの空燃比制御マップで
制御する。
【０１３６】なお、リーン領域から理論空燃比もしくは
これよりリッチな空燃比の領域へ運転状態が移行すると
きには、時間的に空燃比を次第に変化させるようにす
る。
【０１３７】燃料噴射タイミングの制御 燃料噴射タイミングの制御としては、各気筒毎に所定の
タイミングで燃料を噴射する所謂シーケンシャル・タイ
ムド・インジェクションを行なわせ、燃焼室内の混合気
をほぼ均一化しつつ点火プラグ回りの混合気を他の部分
と比べて多少濃くするように、吸気行程の所定時期に燃
料を噴射する。とくに、点火プラグ回りの混合気が濃く
なりすぎてＮＯｘの増大を招くようなことがないように
成層化度合が調整され、具体的にはＡＴＤＣ６０°まで
の期間内に噴射を行なうようにする。
【０１３８】この場合、吸気行程における上記のような
期間内に燃料を噴射しきれないときには、その噴射しき
れない分だけを吸気行程前に噴射し、所謂分割噴射を行
なう。つまり、吸気行程前の所定時期に必要燃料噴射量
を予測し、その予測値が吸気行程での噴射可能量よりも
大きいときにはその差に相当する量だけをこの時期に噴
射する。そして、吸気行程での噴射時に改めて必要燃料
噴射量を演算し、吸気行程前に燃料噴射が行なわれてい
ればその分を差引き、こうして求めた燃料噴射量に応じ
て燃料噴射を行なう。
【０１３９】高精度の燃料制御 燃料噴射量による空燃比制御には、熱式エアフローセン
サ３２の応答性、計測された吸入空気の気筒内への流入
遅れ、燃料の流入遅れ等に起因する若干の制御誤差が存
在するため、これを補正して高精度の燃料制御を行な
う。その手法としては、吸気系で発生する空気、燃料の
過渡現象等を理論的にモデル化し、その理論モデルに基
づき、熱式エアフローセンサ３２の熱的応答遅れに対す
る補正、吸気管容積による気筒内への吸気充填遅れに対
する補正、吸気充填量演算後から吸気弁が閉じるまでの
間の充填量変化に対する補正、噴射燃料の吸気管壁面へ
の付着に対する補正等を求め、これらの補正を加味して
燃料噴射量を演算するようにしている。
【０１４０】ＴＳＣバルブの制御 ＴＳＣバルブ４１の開閉切換えのラインは、リーン領域
の高速側の限界ラインとほぼ一致するように設定されて
いる（図１９参照）。そして、低速側ではＴＳＣバルブ
４１が閉じられ、高速側ではＴＳＣバルブ４１が開かれ
る。
【０１４１】リーン領域でのＩＳＣバルブの制御 リーン領域では、ＩＳＣバルブ３７を制御してＩＳＣ通
路３５からの空気により吸入空気量の増量を行なう。こ
れにより、リーンバーンでのトルクを補うようにする。
これにより、図２１中に実線で示すようにトルクが高め
られる。つまり、高リーンの所定空燃比とされる領域に
おいて、このような吸入空気量の増量を行なわずにリー
ンバーンを行なう場合（同図中の破線）と比べ、同図に
おけるハッチング部分に相当する分だけトルクが高めら
れる。また、吸入空気量が飽和する領域ではＩＳＣ通路
３５を開いても殆ど吸入空気量は増加しないが、この領
域では上記のように空燃比を徐々に小さくする制御及び
点火時期の制御によりトルクが高められる。なお、同図
中の一点鎖線は、全運転領域を理論空燃比とした場合の
トルクを示す。
【０１４２】ＡＭＩ用ミキシングエア及び蒸発燃料の
制御 ＡＭＩ用エア供給通路５２のエア制御バルブ５１を前述
のように制御することにより、リーンバーン領域等にお
いて上記インジェクタ４０にミキシングエアを供給す
る。また、パージソレノイドバルブ５８を制御すること
により、運転状態に応じてパージ量を調節する。なお、
空燃比がフィードバック制御されているとき、パージが
行われるとそのパージ量に応じて燃料噴射量が減少し、
シーケンシャル・タイムド・インジェクションにおいて
は吸気行程で噴射される燃料が減少することとなるが、
成層化が損なわれることはない。つまり、ＡＭＩ用エア
通路５２に送りこまれる蒸発燃料は、ミキシングエアと
ともに吸気行程中の負圧で燃焼室に吸入される。従っ
て、図２２中に示すように、吸気行程での燃料噴射とほ
ぼ同じタイミングで蒸発燃料が燃焼室に供給され、燃料
噴射量の減少分が補われるため、成層化状態は維持され
る。
【０１４３】上記〜の制御がコントロールユニット
７０によって行なわれる。
【０１４４】なお、以上のような構成のほかに、リーン
バーンエンジンでは燃料密度が粗になることに伴い着火
性の向上が要求されることから、図では示していない
が、高エネルギーの点火システムを用いるようにしてい
る。具体的には、通常エンジンと比べ、イグニッション
コイルの特性変更により点火エネルギーを増大するとと
もに、低抵抗タイプのハイテンションコードを用いて伝
達ロスを低減し、放電時間を１．５倍程度に延長するこ
とで確実な着火を可能にしている。また、点火プラグに
は高いエネルギーに耐える白金プラグを採用している。
【０１４５】以上のような当実施例のリーンバーンエン
ジンの作用を次に説明する。なお、エンジンの各部の個
々の作用については既に説明しているため、以下では、
リーンバーンエンジン全体としての作用、及び各部の相
互の相乗作用について説明する。
【０１４６】当実施例のリーンバーンエンジンでは、先
ず希薄燃焼限界（トルク変動許容限界の空燃比）が高め
られる。つまり、前記の図２〜図４に示すようなポート
構造により、上記ＴＳＣバルブ４１が閉じられた状態で
は、燃焼室２内に斜めスワールが生成されて、混合気均
一化作用及び燃焼速度が向上され、リーン状態での燃焼
性が高められる。また、エアーミクスチュータイプイン
ジェクタ４０で燃料が微粒化されることによってもリー
ン状態での燃焼性が高められる。さらに、前記のような
シーケンシャル・タイムド・インジェクションによって
適度の成層化が行われることによってもリーン燃焼状態
が良好となる。また、前記のような高エネルギー点火シ
ステムを採用することによってリーンバーン時の着火性
が高められる。
【０１４７】これらの作用により、図２３中に示すよう
に、希薄燃焼限界が２５以上の空燃比まで高められる。
そして、同図に示すように、空燃比が１９程度から希薄
燃焼限界近くまでは燃費が最も良く、ＮＯｘ排出量も十
分に少ない。従って、空燃比をこの範囲内、例えば２２
程度にすれば、燃費が良く、かつＮＯｘ排出量が十分に
少なく、しかも希薄燃焼限界まである程度の余裕があっ
て良好に燃焼が行われる。
【０１４８】また、ＮＯｘの排出を抑制する作用が高め
られる。つまり、空燃比に応じたＮＯｘ排出量は、触媒
上流側では図２３中の線Ａ、従来の三元触媒を用いた場
合の触媒通過後は同図中の線Ｂ、リーン状態でもＮＯｘ
浄化作用を有する触媒を用いた本発明による場合の触媒
通過後のＮＯｘ排出量は同図中のＣのようになり、本発
明によるとリーン領域でのＮＯｘ排出量が従来より少な
くなる。さらに、前記の吸気ポート構造による混合気均
一化やエアーミクスチュータイプインジェクタ４０によ
る微粒化によってエンジンのＮＯｘ発生量も抑制され
る。これらの作用により、従来ではＮＯｘ許容限界を超
えていた１９程度の空燃比でも、十分にＮＯｘの排出を
抑制することができる。
【０１４９】また、低速域においてリーンバーンによる
トルクが高められる。つまり、前記のようにＴＳＣバル
ブ４１が閉じられる低速域において吸気の動的効果によ
り充填効率が高められ、低速トルクが向上する。また、
吸気弁の閉時期も低速域での充填効率向上に適したタイ
ミングとされ、さらに、吸気ポートの流量係数が小さく
されている。これらの作用でリーンバーンが行われる低
速域でのトルクが高められる。
【０１５０】従って、空燃比が２２程度の高リーンの状
態でも要求トルクが得られる領域が高負荷側に拡大され
るとともに、この空燃比でトルク上昇が限界に達すると
ころからは、１９〜２２の範囲で空燃比が次第に小さく
される。つまり、充填効率が高められるようにされた上
で、図２４に示すように、吸気管圧力が限界に達する程
度のスロットル開度まで最もリーンな状態が保たれると
ともに、それ以上の所定スロットル開度まで、触媒装置
６１によりＮＯｘが許容限界以下に抑制される範囲で空
燃比が変えられつつリーンバーン状態が維持される。こ
うして、ＮＯｘ排出抑制作用が維持されつつ、従来より
も大幅にリーン領域が拡大されることとなる。
【０１５１】さらに、前記のようにＩＳＣバルブ３７が
制御されることによっても、リーン領域でトルクが稼が
れる。
【０１５２】そして、定常時、過渡時のいずれにおいて
も１つの空燃比制御マップ（図１９参照）により空燃比
が制御されることにより、上記リーン領域内では、加速
時等の過渡時でもリーンバーンにより燃費及びエミッシ
ョンが良好に保たれる。この場合、上記のように充填効
率が高められるようになっているため加速時のトルクも
確保され、また、高精度の燃料制御が行われることによ
り、過渡時の燃焼性も良好に保たれる。
【０１５３】また、上記のように高精度の燃料制御が行
われることにより空燃比変動が抑制されるとともに、斜
めスワールによる混合気均一化、エアーミクスチャータ
イプインジェクタ４０による燃料の微粒化等で燃焼の安
定性が高められるため、トルク変動を抑制する作用も得
られる。
【０１５４】さらに、リーンバーン領域でも蒸発燃料を
エンジンに供給するようにしているため、実質上の燃費
が向上される。つまり、従来では一般にリーン領域では
燃焼安定性を保つため蒸発燃料を使用しないようにして
いるが、このようにすると、キャニスタ５６に蓄えきれ
ない蒸発燃料が大気に排出されて実質的な燃費を低下さ
せ、とくに広範囲の領域でリーンバーンが行われる場合
には蒸発燃料の排出量が増加してしまうが、上記のよう
にリーン領域でも蒸発燃料を使用すれば蒸発燃料の排出
量を減少させることができる。この場合、蒸発燃料を前
記のようにエアーミクスチャータイプインジェクタ４０
を利用して蒸発燃料が各インジェクタ４０に供給される
ようにしているため、リーンバーン状態で蒸発燃料を供
給してもトルク変動を招いたり成層化を損ねたりするこ
とがない。
【０１５５】以上説明した実施例は、請求項１に記載の
構成を有し、さらに請求項２乃至１６の記載内容に相当
する具体例を含むリーンバーンエンジンを示すものであ
る。
【０１５６】次に、請求項１７に記載の発明の実施例
（請求項１８乃至２３の具体例を含む）を説明する。
【０１５７】この実施例は、リーンバーンエンジンに限
らず、一定タイミングで開閉作動される吸・排気弁を備
えた自動車用エンジンを対象とするものであって、少な
くともエンジンの低速域で燃焼室内の混合気を急速燃焼
させて燃焼期間を短縮する急速燃焼手段を備えるととも
に、吸気弁の閉時期を低速域で充填効率を高める低速型
タイミングとする一方、排気弁の開時期を高速域での排
気促進に適した高速型タイミングとすることをポイント
とするものである。
【０１５８】なお、従来から、燃焼室及び吸気弁、排気
弁等を備えたエンジン本体と吸気系及び排気系等で構成
される自動車用エンジンにおいては、燃焼室内での混合
気の燃焼性の向上あるいはトルクアップを図るため、吸
・排気系の構造や燃焼室形状等に種々の工夫がなされ、
例えばスワール生成用のＰポートと低負荷時などに閉じ
られるＳポートとを備え、上記Ｓポートが閉じられたと
きに、Ｐポートからの吸気によって燃焼室内にスワール
が生成され、混合気の着火、燃焼が促進されるようにし
たもの（特開平５−１０６４５１号公報参照）等が考え
られているが、吸気弁及び排気弁が一定タイミングで開
閉されるようになっているものでは、排気弁開時期から
排気ＢＤＣ（排気下死点）までの期間と吸気ＢＤＣ（吸
気下死点）から吸気弁閉時期までの期間とが略同程度に
設定されている。つまり、エンジンの低速トルクを高め
ようとする場合には、吸気弁及び排気弁がそれぞれ低速
型タイミングに設定され、この低速型タイミングでは排
気弁開時期から排気ＢＤＣまでの期間と吸気ＢＤＣから
吸気弁閉時期までの期間とが同程度に短くされる。ま
た、エンジンの高速トルクを高めようとする場合には、
吸気弁及び排気弁がそれぞれ高速型タイミングに設定さ
れ、この高速型タイミングでは排気弁開時期から排気Ｂ
ＤＣまでの期間と吸気ＢＤＣから吸気弁閉時期までの期
間とが同程度に長くされる。しかし、このような吸・排
気弁の開閉タイミングの設定では、低速域と高速域とに
わたってトルクを高めることが難しい。また、吸・排気
弁の開閉タイミングを運転状態に応じて変更することで
各回転数域でのトルクアップを図るようにしたものがあ
るが、このようにすると、開閉タイミング変更のための
機構及び制御が複雑になる。
【０１５９】そこで、この実施例では、吸気弁及び排気
弁を固定タイミングとしながら、低速トルクを高め、か
つ、高速トルクも充分に確保することを目的とする。
【０１６０】この実施例でも、エンジン全体は前述の図
１のように構成しておけばよい。ただし、酸素濃度セン
サ６０はリーン空燃比の検出が可能なものに限られず、
また触媒装置６１もリーン空燃比でＮＯｘ還元機能を有
するものである必要はない。
【０１６１】この実施例のエンジンには、少なくとも低
速域で燃焼室内の混合気を急速燃焼させて燃焼期間を短
縮する急速燃焼手段が設けられ、例えば、燃焼室内への
吸気導入よる燃焼室内の乱流の強度を上昇させる乱流強
度上昇手段や、燃焼室内の火炎伝播距離を短縮する手段
が急速燃焼手段として設けられている。前述の図２〜図
４に示す構造はこのような急速燃焼手段の具体例相当す
る。図２５及び図２６はこの構造をより詳細に示すもの
で、図２５はシリンダヘッドの燃焼室構成部分を下方か
ら見た底面図、図２６は燃焼室と第１吸気ポート及び第
１排気ポートを縦断する部分の詳細断面図である。
【０１６２】これらの図において、エンジン本体１は、
急速燃焼手段の一つとして乱流強度上昇手段を備え、こ
の乱流強度上昇手段は、渦流生成用の第１吸気ポート
（Ｐポート）３と、低速時に閉じられる第２吸気ポート
（Ｓポート）４とを有している。さらに、コンパクトな
燃焼室構造とすることで火炎伝播距離を短縮し、これに
よっても燃焼期間を短縮するようにしている。
【０１６３】上記Ｓポート４もしくはその上流の通路
に、低速域で閉じられるように運転状態に応じて開閉制
御される開閉弁（ＴＳＣバルブ）が設けられており、ま
た燃焼室形状、Ｐポート３及びＳポート４の形状、吸・
排気弁の配置、吸気弁７，８の形状等は先に説明したよ
うになっている。このようにして乱流強度上昇手段が構
成され、図示の実施例ではタンブルとスワールとを複合
させた斜め方向の渦流が生成されるようになってい。
【０１６４】また、上記燃焼室２は、ピストンストロー
クと比べてシリンダボア径が小さくされ、かつ、シリン
ダヘッド１ａの下面をペントルーフ形状としたペントル
ーフレンズ型燃焼室とされるとともに、周辺部にスキッ
シュエリア１６，１７，１８が形成されることにより、
燃焼室中央部に位置する点火プラグ１２から燃焼室周辺
までの火炎伝播距離を可及的に短くするコンパクト燃焼
室となっている。
【０１６５】また、吸気弁７，８及び排気弁９，１０の
開閉タイミングは、前述の如く図８に示すように設定さ
れている。
【０１６６】この自動車用エンジンによると、吸気弁
７，８は閉時期が比較的早い低速型となっているため、
低速域で吸気の吹き返しが防止されて充填効率が高めら
れ、低速トルクが高められる。一方、排気弁９，１０は
開時期が比較的早い高速型のタイミングとなっている
が、燃焼期間を短縮する急速燃焼手段が設けられている
ことにより、低速トルクを高める作用が維持される。つ
まり、上記の図２〜図３及び図２５、図２６に示すよう
な構造の乱流強度上昇手段により、ＴＳＣバルブ４１が
閉じられる低速域では斜めスワールが生成されて燃焼速
度が早められ、さらにコンパクトな燃焼室構造によって
火炎伝播距離が短縮され、これらの作用で燃焼期間が短
縮されるため、排気弁９，１０の開時期を早くしても、
燃焼エネルギーは排気弁が開く前に十分にピストンに与
えられ、排気側に燃焼エネルギーが多く放出されるよう
なことはなく、低速トルクを高める作用は損なわれな
い。
【０１６７】そして、高速域では、排気弁９，１０が高
速型タイミングとされていることにより排気が促進され
て排気の際のポンピングロスが低減されるため、吸気弁
７，８が低速型タイミングとされることによる高速域で
のトルク低下が補われることとなる。
【０１６８】なお、上記実施例では、急速燃焼手段とし
て、渦流生成用のＰポート３と低速域で閉じられるＳポ
ート４とを有する乱流強度上昇手段と、コンパクトな燃
焼室構造により火炎伝播距離を短縮する手段とを設けて
いるが、乱流強度上昇手段と火炎伝播距離を短縮する手
段とのうちのいずれか一方のみを設けるようにしてもよ
い。
【０１６９】また、火炎伝播距離を短縮する手段として
は、上記実施例に示すようなコンパクトな燃焼室構造の
ほかに、例えば図２７に示すように、燃焼室２内の複数
箇所に点火プラグ１２Ａ，１２Ｂ，１２Ｃを配設するこ
とにより、各点火プラグからの実質的な火炎伝播距離を
短縮して急速燃焼を行なわせる構造等も採用することが
できる。
【０１７０】次に、請求項２４に記載の発明の実施例
（請求項２５，２６の具体例を含む）を説明する。
【０１７１】この実施例は、理論空燃比よりもリーンな
空燃比で燃焼を行うリーン運転領域を有する自動車用リ
ーンバーンエンジンを対象とし、燃料を噴射するインジ
ェクタを各気筒に対してそれぞれ設け、かつこの各イン
ジェクタに噴射燃料を微粒化させるためのエアを供給す
るエアアシスト機構を設けるとともに、少なくとも上記
リーン運転領域で上記各インジェクタに対するエアの供
給を行うようにエアアシスト機構を構成することをポイ
ントとするものである。
【０１７２】なお、従来、例えば特開平４−２０８１４
１号公報に示されるように、燃料を噴射するインジェク
タを各気筒に対してそれぞれ設けるとともに、このイン
ジェクタに対してミキシングエアを供給するエアアシス
ト機構を設け、エンジンの冷間時等に上記エアアシスト
機構を作動させ、燃料の微粒化を促進して燃焼性の向上
を図るようにした技術は知られている。しかし、このエ
アアシスト機構によって燃焼の促進を図る手段は、燃料
が増量される冷間時等に、燃焼の促進とそれによるＨ
Ｃ、ＣＯの低減等のために用いられており、一般に燃焼
が促進されるとＮＯｘは増加すると考えられていたの
で、ＮＯｘ低減のためにエアアシスト機構を用いるとい
うようなことは従来においてまったく考えられていなか
った。
【０１７３】ところが、先にも述べたように、空燃比を
リーンに設定した状態でエアアシスト機構を用いて燃料
の微粒化を促進すると燃焼性が向上されるにも拘らずＮ
Ｏｘが低減されることを見つけ出した。これに基づいて
この実施例では、リーンバーン状態での燃焼性を高めつ
つＮＯｘ発生量の低減を図ることを目的とする。
【０１７４】この実施例でも、エンジン全体は前述の図
１のように構成し、また、エンジン本体は前述の図２〜
図４のように構成しておけばよい。各気筒に対して設け
たインジェクタ（ＡＭＩ）４０に対するミキシングエア
供給系（エアアシスト手段）等が前述の如く図１３のよ
うに構成されるとともに、インジェクタ４０が前述の如
く図１４，図１５のような構造とされることにより、各
インジェクタ４０に噴射燃料を微粒化させるためのエア
が供給されるようにする。
【０１７５】また、コントロールユニット７０による空
燃比の制御、インジェクタ４０からの燃料噴射タイミン
グの制御およびミキシングエア供給系の制御は、次のよ
うに行われる。
【０１７６】空燃比の制御としては、所定の運転領域で
空燃比が理論空燃比よりもリーンに設定され、例えば、
前述の図１９に示すようにリーン運転領域等が設定され
る。
【０１７７】ただし、空燃比の制御はこの例に限られ
ず、例えばリーン運転領域の全体で一定のリーン空燃比
に設定してもよい。
【０１７８】インジェクタ４０からの燃料噴射タイミン
グの制御としては、各気筒毎に所定のタイミングで燃料
を噴射する所謂シーケンシャル・タイムド・インジェク
ションが行なわれ、燃焼室内の混合気をほぼ均一化しつ
つ点火プラグ回りの混合気を他の部分と比べて多少濃く
するように、吸気行程の所定時期に燃料が噴射される。
望ましくは、点火プラグ回りの混合気が濃くなりすぎて
ＮＯｘの増大を招くようなことがないように成層化度合
が調整され、具体的にはＡＴＤＣ６０°までの期間内に
噴射が行なわれるようになっている。
【０１７９】また、ミキシングエア供給系の制御として
は、上記リーン運転領域を含む運転領域で上記エア制御
バルブ５１が開かれてエアがインジェクタ４０に供給さ
れ、例えば、上記エア制御バルブ５１がアイドル時及び
高負荷時に閉じ、それ以外のときに開かれるようになっ
ている。
【０１８０】この実施例のエンジンによると、エンジン
の所定運転領域でリーンバーンが行われることによりこ
の運転領域での燃費が改善され、また、上記インジェク
タ４０にミキシングエアが供給されることによって燃料
が微粒化されることにより、混合気が均質化され、燃焼
性が向上される。とくに、リーン運転領域でもインジェ
クタ４０にミキシングエアが供給され、これによってリ
ーンバーン状態でのＮＯｘ発生量を低減する作用が得ら
れるもので、このＮＯｘ低減の効果を図２７によって説
明する。
【０１８１】図２８は、当発明者において調べた空燃比
とＮＯｘ排出量との関係を示すものであって、線Ａはイ
ンジェクタに対するミキシングエアの供給を行わない場
合の、触媒上流側でのＮＯｘ排出量（エンジンのＮＯｘ
発生量）、線Ｂは同じくミキシングエアの供給を行わ
ず、かつ触媒装置として従来の一般的な三元触媒を用い
た場合の触媒下流でのＮＯｘ排出量、線Ｃ１は当実施例
のようにミキシングエアの供給を行い、かつ触媒装置と
して従来の一般的な三元触媒を用いた場合の触媒下流で
のＮＯｘ排出量、線Ｃ２は当実施例のようにミキシング
エアの供給を行うとともに触媒装置としてリーン空燃比
でもＮＯｘ浄化性能を有する触媒を用いた場合の触媒下
流でのＮＯｘ排出量を示している。なお、図２８中には
実施例のエンジンによる場合の空燃比と燃費率及びトル
ク変動との関係も示している。
【０１８２】この図のように、空燃比がリーンの状態で
もミキシングエアの供給を行うようにすると、ミキシン
グエアの供給を行わない場合と比べ、リーン領域でのＮ
Ｏｘ排出量が大幅に低減される。その理由については前
に説明した通りである（図１７，図１８参照）。
【０１８３】また、実施例ではインジェクタ４０からの
燃料噴射が吸気行程で行われることにより、点火プラグ
付近の空燃比が燃焼室内の混合気全体の空燃比と比べて
多少リッチとなるように成層化され、これによってリー
ン状態での着火性が確保されるため、充分な空燃比のリ
ーン化が可能となる。
【０１８４】とくに、リーン運転領域において燃焼室内
の混合気全体の空燃比を希薄燃焼限界の近傍の値に設定
し、かつ、点火プラグ近傍の局所的な空燃比が混合気全
体の空燃比に対して１割程度リッチとなる成層化状態が
得られるように上記各インジェクタからの燃料噴射時期
を設定しておくと、図２９に示すように熱効率及びＮＯ
ｘ低減作用が高められる。
【０１８５】すなわち、図２９は、インジェクタにＡＭ
Ｉを用いてミキシングエアの供給を行うようにしつつ、
インジェクタからの燃料噴射時期を変えることにより局
所混合気分布を種々変更して、熱効率の変化率、ＮＯｘ
変化率及び希薄燃焼限界を調べた場合のデータを示して
いる。なお、［（局所混合気分布）＝（全体空燃比）−
（点火プラグ付近の空燃比）］である。また、熱効率の
変化率及びＮＯｘ変化率については、全体空燃比を一定
の値（略２２）とした場合のデータと、全体空燃比を希
薄燃焼限界より一定余裕分αだけ小さい値とした場合の
データとを示している。
【０１８６】この図に示すように、局所混合気分布が２
程度の成層化状態のときは、成層化しないとき（局所混
合気分布０のとき）と比べて希薄燃焼限界が大幅に高め
られる。これよりも成層化しすぎると、混合気分布の不
均一化により却って燃焼安定性が損なわれること等で希
薄燃焼限界が低下するとともに、局所的に燃焼温度が高
い部分が生じること等でＮＯｘ発生量が増加し、さらに
熱効率も悪くなる。
【０１８７】そして、局所混合気分布が２程度（つまり
点火プラグ付近の空燃比が全体空燃比に対して１割程度
リッチ）の成層化状態とし、かつ空燃比を希薄燃焼限界
の近傍の値（一定余裕分αだけ小さい値）に設定する
と、適度の成層化によって空燃比がリーン化されること
と、上記ＡＭＩで燃料の微粒化が促進されることとが相
まって、ＮＯｘが大幅に低減され、しかも熱効率が高め
られる。
【０１８８】上記局所混合気分布が２程度の成層化状態
は、インジェクタからの燃料噴射の終期を吸気行程のＡ
ＴＤＣ６０°程度に設定することにより得られる。
【０１８９】次に、請求項２７に記載の発明の実施例
（請求項２８乃至３２の具体例を含む）を説明する。
【０１９０】この実施例は、エンジンに供給される混合
気の空燃比を理論空燃比よりもリーンで、かつ希薄燃焼
限界近傍の所定リーン空燃比に設定した運転領域を有す
る自動車用リーンバーンエンジンを対象とし、蒸発燃料
を各気筒毎の独立吸気通路の各所定位置にそれぞれ接続
された通路に導いて上記各独立吸気通路に送り込む蒸発
燃料供給手段と、スワール生成手段と、少なくとも上記
所定リーン空燃比の運転領域で上記蒸発燃料供給手段及
びスワール生成手段を作動させる制御手段とを設けると
ともに、上記蒸発燃料供給手段が作動状態にあるときに
各独立吸気通路への蒸発燃料の導入が各気筒の吸気行程
で行われるようにしたことをポイントとするものであ
る。
【０１９１】なお、蒸発燃料をエンジンの吸気系に導入
して燃焼室に供給する蒸発燃料供給手段を備えたエンジ
ンは従来から知られ、例えば、特開平４−３５０３５２
号公報には、加圧用エアポンプにより圧縮した空気をエ
アアシスト式インジェクタに送り、燃料噴射とともに空
気噴射を行うエアアシストシステムを備えたエンジンに
おいて、キャニスタのパージポートを上記加圧用エアポ
ンプの吸気口に接続することにより、蒸発燃料を上記イ
ンジェクタに送るようにした蒸発燃料処理装置が示され
ており、また、吸気通路のサージタンク等に蒸発燃料を
導くようにしたものも一般に知られている。ところで、
リーンバーンエンジンで蒸発燃料処理装置を備えたもの
は、一般に、高リーンの運転領域では燃焼安定性を保つ
ため蒸発燃料を使用しないようにしているが、このよう
にすると、リーン運転中に、キャニスタに蓄えきれない
蒸発燃料が大気に排出されて実質的な燃費を悪化させ
る。このため、リーンバーン運転時にも燃焼室への蒸発
燃料の供給を行うことが望まれるが、このようにする場
合、各気筒に対する蒸発燃料の分配性が良くないとトル
ク変動を招き易い。また、蒸発燃料の供給によって混合
気の成層化が損なわれるとリーン限界が低下するという
ような問題がある。
【０１９２】そこでこの実施例では、希薄燃焼限界の近
傍の高リーンの空燃比に設定されるような運転領域でも
蒸発燃料を使用するようにして実質的な燃費を改善し、
しかも、このように蒸発燃料を使用しつつ、リーンバー
ン時の燃焼安定性を高めるとともに、成層化によりリー
ン限界を向上することを目的とする。
【０１９３】この実施例でも、エンジン全体は前述の図
１のように構成しておけばよい。また、エンジン本体は
前述の図２〜図４に示すように構成されており、上記Ｐ
ポート３、Ｓポート４及び開閉弁４１によりスワール生
成手段が構成され、上記開閉弁４１が閉じられたときに
Ｐポート３からの吸気により燃焼室２内にスワールが生
成されるようになっている。
【０１９４】さらに、インジェクタ（ＡＭＩ）４０に対
して燃料微粒化のためのエアを供給するミキシングエア
供給系と、蒸発燃料供給系（蒸発燃料供給手段）とが、
前述の図１３のように構成され、上記インジェクタ４０
が前述の図１４，図１５のように構成される。上記蒸発
燃料供給系は、蒸発燃料を各気筒毎の独立吸気通路の各
所定位置にそれぞれ接続された通路に導いて上記各独立
吸気通路に送り込むように構成され、図１３に示す例で
は、ＡＭＩ用エア供給通路５２を利用して蒸発燃料を各
独立吸気通路（図示の例ではＰポート）に送り込むよう
になっている。
【０１９５】また、図１４，図１５に示す構造のインジ
ェクタ４０において、先端側部分４０１に設けられたオ
リフィス４０５は、本来の機能としてはミキシングエア
の流速を高めて燃料の微粒化を促進するものであるが、
蒸発燃料がインジェクタ４０に導かれるようになってい
る図示の例では、蒸発燃料を各独立吸気通路に送り込む
通路の下流端部に位置するオリフィスとして、後述のよ
うに吸気脈動を遮断する機能も有する。
【０１９６】また、コントロールユニット７０による空
燃比の制御、インジェクタ４０からの燃料噴射タイミン
グの制御、上記スワール生成手段の制御及び蒸発燃料供
給手段の制御は、次のように行われる。
【０１９７】空燃比の制御としては、特定運転領域で、
空燃比が希薄燃焼限界の近傍の所定リーン空燃比となる
ように設定され、例えば、前述の図１９に示すように設
定される。
【０１９８】インジェクタからの燃料噴射タイミングの
制御としては、各気筒毎に所定のタイミングで燃料を噴
射する所謂シーケンシャル・タイムド・インジェクショ
ンが行なわれる。
【０１９９】スワール生成手段の制御としては、少なく
とも上記所定リーン空燃比とされる特定運転領域で、上
記ＴＳＣバルブ４１がスワールを生成する状態（閉状
態）に作動される。例えば、前述の図１９中に示すよう
にＴＳＣバルブ４１開閉が制御される。
【０２００】また、上記蒸発燃料供給手段の制御として
は、少なくとも所定リーン空燃比の運転領域で蒸発燃料
供給状態に作動され、例えば空燃比がリーンとされる領
域と理論空燃比とされる領域とを含む運転領域で、所定
のパージ実行条件成立時に蒸発燃料供給状態とされる。
すなわち、前述のように上記パージソレノイドバルブ５
８は、所定のパージ実行条件成立時に駆動され、所定の
パージ量が得られるようにエンジンの運転状態に応じて
制御される。
【０２０１】以上のような当実施例のリーンバーンエン
ジンによると、上記特定運転領域で、空燃比が希薄燃焼
限界の近傍の所定リーン空燃比に設定されるが、このよ
うな所定リーン空燃比とされる特定運転領域でも、上記
蒸発燃料供給系から蒸発燃料の供給が行われることによ
り、大気側への蒸発燃料の排出量が減少し、実質上の燃
費がより一層改善される。しかも、上記蒸発燃料供給系
は、上記各インジェクタ４０とこれに対するＡＭＩ用エ
ア通路５２を利用して、気筒別の各独立吸気通路に蒸発
燃料を送り込むようにしているため、前述のように、リ
ーン状態でも大きなトルク変動を生じることなく有効に
蒸発燃料を供給することができる（図１８参照）。
【０２０２】また、上記各独立吸気通路への蒸発燃料の
導入が吸気行程で行われることにより、成層化にも有効
となる。つまり、前述のように、吸気行程での燃料噴射
とほぼ同じタイミングで蒸発燃料が燃焼室に供給され、
かつ、スワール生成手段によってスワールが生成される
ことにより、成層化状態が良好に維持される。
【０２０３】さらに、上記ＡＭＩ用エア通路５２を利用
して蒸発燃料の供給が行われることにより、蒸発燃料供
給系の構造が簡略化されるとともに、ミキシングエアに
よって蒸発燃料が希釈されるため、蒸発燃料の過剰供給
が防止され、蒸発燃料供給量が比較的少ないときでも蒸
発燃料供給量のコントロールが容易になる。また、蒸発
燃料供給系のパージ通路５７がＡＭＩ用エア供給通路５
２の途中に設けられたチャンバー５５に接続されている
ことにより、このチャンバー５５内で蒸発燃料とミキシ
ングエアとが均一に混合されて蒸発燃料の分配性が向上
される。さらに、デューティ制御される上記パージソレ
ノイドバルブ５８の作動に伴う脈動が上記チャンバー５
５で吸収され、これによっても蒸発燃料の分配性及びコ
ントロール性が向上される。
【０２０４】また、蒸発燃料が導かれるエアーミクスチ
ャータイプインジェクタ４０には、エア及び蒸発燃料が
噴出する部分にオリフィス４０５が形成されていること
により、気筒間干渉による蒸発燃料の分配性の悪化を防
止する作用も得られる。つまり、各独立吸気通路と蒸発
燃料を通す通路とにわたって吸気負圧による圧力波が伝
播すると、気筒間干渉によって蒸発燃料の分配性が悪化
する可能性があるが、上記オリフィス４０５で圧力波の
伝播が抑制されることにより、蒸発燃料の分配性の悪化
が防止されることとなる。
【０２０５】なお、図示の実施例では、各インジェクタ
４０及びこれに対するエア供給通路５２を利用して蒸発
燃料を各独立吸気通路に送り込むように蒸発燃料供給系
を構成しているが、蒸発燃料供給系を上記インジェクタ
４０等とは別個に構成し、パージ通路の下流側を分岐さ
せて各独立吸気通路に接続するようにしてもよい。この
ようにする場合にも、パージソレノイドバルブより下流
のパージ通路に、パージソレノイドバルブの作動に伴う
脈動を吸収する拡大室を設けておくことが望ましく、ま
た、各独立吸気通路に接続されるパージ通路下流端部
に、気筒間干渉による蒸発燃料の分配性の悪化を防止す
るためのオリフィスを設けておくことが好ましい。
【０２０６】
【発明の効果】少なくとも低速低負荷域で理論空燃比よ
り所定量リーンな所定空燃比にしたリーンバーンエンジ
ンにおいて、低速域で吸気充填効率が高くなるような低
速型吸気装置を設けるとともに、リーンな空燃比でもＮ
Ｏｘ浄化性能を有する排気浄化装置を設け、これらの相
乗作用により、ＮＯｘを低減しつつリーンバーンで得ら
れるトルクの限界を高め、リーンバーン領域を拡大して
いる。このため、エミッションを良好に保ちつつ、リー
ンバーン運転の機会を増大し、燃費を大幅に改善するこ
とができる。
【０２０７】この発明において、過渡時にも空燃比をリ
ーンに設定することにより、過渡時の燃費及びエミッシ
ョンも改善することができる。
【０２０８】上記発明において、燃焼室に対して渦流生
成用の第１吸気ポートと第２吸気ポートとを設けて低速
時に第２吸気ポートを閉じるようにし、とくに第１吸気
ポートから流入する吸気により燃焼室内に形成される渦
流をシリンダ中心線に対して所定角度傾けておくと、燃
焼室内にリーンバーンに適した渦流を生成して混合気均
一化及び燃焼速度を向上し、リーン領域の拡大を効果的
に行なうことができる。 また、上記発明において、吸
気弁を閉時期が早い低速型タイミング、排気弁を開時期
が比較的早い高速型タイミングとしておくと、上記のよ
うに燃焼速度を促進する作用と相俟って、低速域でのト
ルクアップを有効に図る一方、高速域でのトルクの低下
を防止することができる。
【０２０９】また、上記発明において、エンジンの各気
筒に対してそれぞれ設けるインジェクタを、エアミクス
チャータイプのインジェクタとすると、燃料の微粒化を
図り、リーンバーン時の燃焼性を向上することができ
る。
【０２１０】さらに、上記発明において、上記各インジ
ェクタにそれぞれ、蒸発燃料を導く通路を接続すると、
蒸発燃料の分配性が向上され、リーンバーン時にもトル
ク変動が充分に抑制される。
【０２１１】請求項１７に記載の発明は、吸気弁を閉時
期が早い低速型タイミングとすることにより低速域での
充填効率を高め、かつ排気弁を高速型タイミングとしな
がらも急速燃焼手段で燃焼期間を短縮することにより排
気側への燃焼エネルギーの放出を抑制して、有効に低速
トルクを高めることができるとともに、排気弁を高速型
タイミングとすることにより、吸気弁が低速型タイミン
グであることによる高速域でのトルク低下を補うことが
できる。従って、吸・排気弁が固定タイミングでありな
がら、低速トルクを高め、かつ高速トルクも充分に確保
することができる。
【０２１２】この発明において、急速燃焼手段として乱
流強度上昇手段を用い、燃焼室内の乱流強度を高めるよ
うにすれば、有効に燃焼期間を短縮することができ、と
くに燃焼室内の平均乱流強度を１．５〜２．５ｍ／sec
の範囲とすることにより着火性を阻害しない範囲で燃焼
期間を充分に短縮し、上記効果を高めることができる。
さらに具体的には、燃焼室内に角度が３５°〜５５°の
範囲内の斜め方向の渦流を生成し、スワール比を約３以
上としておくと、平均乱流強度を充分に上昇させること
ができて、上記効果を高めることができる。
【０２１３】また、急速燃焼手段として燃焼室内の火炎
伝播距離を短縮する手段を備え、例えば燃焼室内に複数
の点火プラグを配設するようにしても、上記効果を得る
ことができる。
【０２１４】請求項２４に記載の発明は、リーンバーン
エンジンにおいて、各気筒に対してそれぞれ設けたイン
ジェクタに燃料微粒化のためのエアを供給するエアアシ
スト機構を設けるとともに、少なくともリーン運転領域
で上記各インジェクタに対するエアの供給を行うように
しているため、リーンバーン状態において燃料の微粒化
が促進されることにより燃焼温度の高い部分が少くな
り、ＮＯｘ発生量を大幅に減少させることができる。
【０２１５】この発明において、各インジェクタからの
燃料噴射を各気筒の吸気行程で行わせることにより燃焼
室内の混合気をある程度成層化し、とくに点火プラグ近
傍の局所的な空燃比が混合気全体の空燃比に対して１割
程度リッチとなるように燃料噴射時期を設定すると、燃
焼室内の混合気分布が著しく不均一にならない適度の成
層化状態が得られ、これによる空燃比のリーン化とエア
アシストによる微粒化促進作用とで、ＮＯｘ低減作用を
より一層高めることができる。
【０２１６】請求項２７に記載の発明は、リーンバーン
エンジンにおいて、蒸発燃料を各気筒毎の独立吸気通路
の各所定位置にそれぞれ接続された通路に導く蒸発燃料
供給手段と、スワール生成手段と、少なくとも所定リー
ン空燃比の運転領域で上記蒸発燃料供給手段及びスワー
ル生成手段を作動させる制御手段とを設けるとともに、
各独立吸気通路への蒸発燃料の導入が各気筒の吸気行程
で行われるように構成しているため、上記所定リーン空
燃比で運転されているときにも蒸発燃料の供給を行なう
ようにしながら、このときの気筒間の空燃比のばらつき
を小さくしてトルク変動の増大を抑制し、かつ、混合気
の成層化による燃焼性向上を図ることができる。従っ
て、希薄燃焼限界近傍のリーン空燃比で運転されている
ときでも蒸発燃料の供給を効果的に行なうことができ
る。
【０２１７】この発明において、インジェクタからの燃
料噴射および蒸発燃料の導入をともに吸気行程で行なう
ようにすると、リーンバーン運転時の成層化をより一層
良好に行なうことができる。
【０２１８】また、各独立吸気通路にそれぞれインジェ
クタを設け、かつ各インジェクタにエアを供給するエア
供給通路を設けるとともに、蒸発燃料を上記エア供給通
路に導くようにすると、上記エア通路を利用して蒸発燃
料の供給を行なうことができるとともに、リーンバーン
運転時の蒸発燃料の供給のコントロール性を向上するこ
とができる。
【０２１９】また、蒸発燃料供給手段の制御弁下流に拡
大室を設けておくと蒸発燃料の分配性を向上することが
できる。さらにまた、蒸発燃料を各独立吸気通路に送り
込む通路の下流端部にオリフィスを設けておくことによ
っても、蒸発燃料の分配性を向上することができる。そ
して、このように蒸発燃料の分配性を向上することによ
り、気筒間の空燃比のばらつきに起因したトルク変動を
抑制する作用を高め、リーンバーン運転時における蒸発
燃料の供給をより一層効果的に行なうことができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明のリーンバーンエンジンの一実施例を示
す概略図である。
【図２】燃焼室構造を示す概略平面図である。
【図３】第１吸気ポート側の概略断面図である。
【図４】第２吸気ポート側の概略断面図である。
【図５】平均乱流強度の特性図である。
【図６】スワールとタンブルの比較を示す図である。
【図７】スワールについての測定手段及び測定の手法を
示す説明図である。
【図８】バルブタイミングを示す図である。
【図９】吸気マニホールド部分の断面図である。
【図１０】吸気マニホールド部分の別の位置の断面図で
ある。
【図１１】図９のXI−XI線に沿って見た図である
【図１２】エンジントルクの特性を示す図である。
【図１３】インジェクタに対するエア供給系及び蒸発燃
料供給系を示す図である。
【図１４】エアミクスチャータイプインジェクタの具体
的構造を示す断面図である。
【図１５】上記インジェクタの一部切欠斜視図である。
【図１６】燃焼室内の燃料分布状態の各種例を示す図で
ある。
【図１７】図１３に示した各種例とＮＯｘ排出量との関
係を示す図である。
【図１８】蒸発燃料供給による空燃比のばらつきを示す
図である。
【図１９】空燃比制御領域をエンジン回転数とスロット
ル開度とに対応させて示す図である。
【図２０】空燃比制御領域をエンジン回転数と吸気管負
圧とに対応させて示す図である。
【図２１】スロットル開度に応じたエンジントルク変化
を示す図である。
【図２２】燃料噴射及びパージ供給のタイミングを示す
図である。
【図２３】空燃比と燃費、トルク変動、ＮＯｘ排出量と
の関係を示す図である。
【図２４】スロットル開度と吸気管圧力、空燃比との関
係を示す図である。
【図２５】シリンダヘッドの燃焼室構成部分を下方から
見た底面図である。
【図２６】燃焼室と第１吸気ポート及び第１排気ポート
を縦断する部分の詳細断面図である。
【図２７】急速燃焼手段の別の例を示す概略平面図であ
る。
【図２８】空燃比制御領域をエンジン回転数とスロット
ル開度とに対応させて示す図である。
【図２９】燃焼室内の局所混合気分布と希薄燃焼限界、
ＮＯｘ変化率、熱効率変化率との関係を示す図である。
【符号の説明】
１ エンジン本体 ２ 燃焼室 ３，４ 吸気ポート ５，６ 排気ポート ７，８ 吸気弁 ９，１０ 排気弁 ２０ 吸気系 ２１ 吸気マニホールド ３５ ＩＳＣ通路 ３７ ＩＳＣバルブ ４０ インジェクタ ４１ 開閉弁 ５７ パージ通路 ６１ 触媒装置 ７０ コントロールユニット
─────────────────────────────────────────────────────
【手続補正書】
【提出日】平成７年３月２７日
【手続補正１】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】全文
【補正方法】変更
【補正内容】
【書類名】 明細書
【発明の名称】 自動車用リーンバーンエンジン
【特許請求の範囲】
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、特定運転領域で希薄燃
焼を行なうことにより燃費節減を図る自動車用リーンバ
ーンエンジンに関するものである。
【０００２】
【従来の技術】近年、エンジンの低速低負荷等の運転領
域で空燃比をリーンに設定して、リーンバーン（希薄燃
焼）を行なうリーンバーンエンジンが種々開発されてい
る。空燃比をリーン化すると、燃料に対する空気量が多
くなることにより、ポンピングロス（とくに吸気行程で
の負圧抵抗による損失）が低減されるとともに、燃焼ガ
ス温度が低下して熱損失（燃焼室回りから冷却系に奪わ
れる熱エネルギー）と排ガス損失が低減され、これらポ
ンピングロス及び熱損失の低減によって熱効率が高めら
れ、燃費が節減される。
【０００３】このような空燃比のリーン化にあたって、
空燃比制御精度の向上、燃焼性向上によるリーン化促
進、エミッション改善等は従来から考えられている。
【０００４】例えば、特開昭５９−２０８１４１号公報
には、排気ガス中の酸素濃度に略比例した出力信号を発
生するリーンセンサを用い、理論空燃比よりもリーンな
空燃比で上記リーンセンサの出力に応じて空燃比をフィ
ードバック制御するとともに、目標空燃比に応じてリー
ンセンサの出力の制御目標値の設定、修正を行なうこと
により、制御精度の向上を図るようにようにしたリーン
制御方法が示されている。
【０００５】また、自動車技術会発行の「学術講演前刷
集９２４Ｖｏｌｕｍｅ２」の９２０４８「新世代希薄燃
焼エンジンの開発」には、スワール強化により空燃比の
リーン限界を高めるようにしつつ、そのリーン限界には
達しない範囲で、燃焼室からのＮＯｘ排出量が充分に低
くなる程度に空燃比をリーンに設定したリーンバーンエ
ンジンについて記載されている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】ところで、従来のリー
ンバーンエンジンは、通常、高トルクが要求されない低
速低負荷側の比較的狭い領域でリーンバーンを行なって
いるが、燃費改善をより進めるには、リーンバーン領域
を拡大することが要求される。このリーンバーン領域拡
大を図るにあたって、次に述べるように、トルク向上、
ＮＯｘ抑制等の面で課題が残されている。
【０００７】上記の学術講演前刷集にも記載されている
ように、エンジンからの排出ガス中のＮＯｘ割合は空燃
比が１６付近で最も高く、これよりもリーン側ではリー
ンになるにつれてＮＯｘが減少する傾向があり、また、
排気浄化装置として一般に使用されている三元触媒は、
理論空燃比（Ａ／Ｆ＝１４．７）付近では高いＮＯｘ浄
化率を示すものの、これよりリーン側ではＮＯｘ浄化作
用は殆ど有しない。このため、ＮＯｘの排出を抑制しつ
つリーン化を図るには、リーン限界を高めて、ＮＯｘ発
生量が充分に少なくなるような高リーン（２０程度以
上）の空燃比でリーンバーンを行なうことが要求される
が、このような空燃比で得られるトルクには限界があ
る。従って、このようなリーンバーンは、それによって
要求トルクが満足される範囲の低速低負荷側の運転域で
行ない、一方、高負荷側では理論空燃比もしくはこれよ
りリッチな空燃比とすることにより上記三元触媒でＮＯ
ｘを低減しつつトルクが得られるようにする必要があ
る。
【０００８】この場合に、リーンバーン領域を拡大する
ためには、先ず上記のような高リーンの空燃比によって
得られるトルクの限界を高めることが要求される。ま
た、この空燃比によって要求トルクが満足される範囲よ
り高負荷側で、徐々にリーン度合を少なくすることでト
ルクを稼ぎつつ理論空燃比よりもリーンな空燃比の領域
を拡大することが考えられるが、このようにするとＮＯ
ｘ排出量が多くなるという問題が生じる。
【０００９】なお、このほかにも、効果的なリーンバー
ンエンジンを得るにあたって次のような課題が残されて
いる。
【００１０】すなわち、従来のこの種のリーンバーンエ
ンジンでは、定常運転用の空燃比制御マップには低速低
負荷域をリーン領域に設定しているものの、低速低負荷
域であっても、加速時等の過渡時にはこの空燃比制御マ
ップでの制御をやめて、トルク確保等のためリーンバー
ンを停止しているのが通常であり、これでは実用燃費の
面から好ましくない。
【００１１】また、ＮＯｘが許容限界となる空燃比とリ
ーン限界の空燃比との間が狭いと、その間に空燃比を設
定したとしても空燃比のバラツキ（制御上のバラツキ、
気筒毎のバラツキ、燃焼室内での部分的なバラツキ）に
より限界を超える場合があるため、空燃比のリーン限界
を高めることが要求される。
【００１２】本発明は、上記の事情に鑑み、リーンバー
ン領域を拡大しつつ、リーンバーン領域でのトルク性能
を確保し、かつ、ＮＯｘ排出量を充分に抑制してエミッ
ション性能を向上することができる自動車用リーンバー
ンエンジンを提供することを目的とする。
【００１３】
【課題を解決するための手段】請求項１に記載の発明
は、少なくともエンジンの低速低負荷域における空燃比
を、理論空燃比よりも所定量リーンで、エンジンから排
出される排気ガス中のＮＯｘ割合が充分に少なく、かつ
トルク変動が許容値以下となる所定空燃比に設定する一
方、エンジンの高負荷側では空燃比を理論空燃比もしく
はそれよりリッチ側に設定した自動車用リーンバーンエ
ンジンにおいて、低速域で吸気充填効率が高くなるよう
な低速型吸気装置を設けるとともに、排気系に、理論空
燃比よりもリーンな空燃比でもＮＯｘ浄化性能を有する
排気浄化装置を設け、少なくとも上記低速型吸気装置に
より充填効率が高められる低速域において上記所定空燃
比でのトルク上昇限界域付近の負荷よりも高負荷側にま
でわたる所定運転域で空燃比をリーンに設定し、かつこ
の所定運転域の中の高負荷側では負荷の上昇につれて一
定範囲内で空燃比を次第に小さくするように設定したも
のである。
【００１４】請求項２に記載の発明は、請求項１に記載
のエンジンにおいて、上記所定運転域では定常時に加え
て過渡時にも空燃比をリーンに設定したものである。
【００１５】請求項３に記載の発明は、請求項１または
２に記載のエンジンにおいて、上記所定運転域の中で吸
入空気量が飽和するまでの領域では上記所定空燃比と
し、これより高負荷側ではスロットル開度の増加につれ
て一定範囲内で燃料を増量するようにしたものである。
【００１６】請求項４に記載の発明は、請求項１乃至３
のいずれかに記載のエンジンにおいて、上記所定運転域
をスロットル開度が全開の６／８程度までの領域とした
ことものである。
【００１７】請求項５に記載の発明は、請求項１乃至４
のいずれかに記載のエンジンにおいて、燃焼室に対して
渦流生成用の第１吸気ポートと第２吸気ポートとを設
け、かつ、第２吸気ポートを低速時に閉じる開閉弁を設
けたものである。
【００１８】請求項６に記載の発明は、請求項５に記載
のエンジンにおいて、第１吸気ポートから流入する吸気
により燃焼室内に形成される渦流の中心線とシリンダ中
心線とのなす角度を３５°〜５５°の範囲に設定したも
のである。
【００１９】請求項７に記載の発明は、請求項５または
６に記載のエンジンにおいて、上記第２吸気ポートが閉
じられた状態における吸気の動的効果の同調回転数が低
速域内に存在するように吸気系を設定することにより低
速型吸気装置を構成したものである。
【００２０】請求項８に記載の発明は、請求項７に記載
のエンジンにおいて、上記第２吸気ポートが開かれた状
態における吸気の動的効果の同調回転数が、上記所定空
燃比とされる回転数域よりも高速側に存在するように吸
気系を設定したものである。
【００２１】請求項９に記載の発明は、請求項８に記載
のエンジンにおいて、吸気系におけるサージタンクに、
このサージタンクよりも容量の大きいレゾナンスチャン
バーを接続し、このレゾナンスチャンバーにより上記第
２吸気ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果
の同調回転数と上記第２吸気ポートが開かれた状態にお
ける吸気の動的効果の同調回転数との間の領域において
吸気の動的効果を持たせたものである。
【００２２】請求項１０に記載の発明は、請求項１乃至
９のいずれかに記載のエンジンにおいて、排気浄化装置
が、ゼオライトを活性種担持母材とし、少なくとも白金
を活性種として上記活性種担持母材に担持させてなる触
媒を備えたものであることを特徴とする請求項１乃至１
０のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエンジン。
【００２３】請求項１１に記載の発明は、請求項１０に
記載のエンジンにおいて、上記触媒が、イリジウム及び
ロジウムの一方もしくは両方を含むものである。
【００２４】請求項１２に記載の発明は、請求項１乃至
１１のいずれかに記載のエンジンにおいて、上記所定運
転領域で、スロットル弁をバイパスするバイパス通路の
空気流量を運転状態に応じて制御するものである。
【００２５】請求項１３に記載の発明は、請求項１乃至
１２のいずれかに記載のエンジンにおいて、各気筒毎に
それぞれインジェクタを設けるとともに、吸気行程の所
定時期に燃料を噴射するように各インジェクタを制御す
る手段を設けたものである。
【００２６】
【作用】請求項１に記載のエンジンによると、上記低速
型吸気装置によって低速域で充填効率が高められること
により、低速域においてリーンバーンで得られるトルク
の限界が高められる。しかも、理論空燃比よりもリーン
な空燃比でもＮＯｘ浄化性能を有する排気浄化装置が設
けられていることにより、エンジンから排出される排気
ガス中のＮＯｘが充分に減少するようなリーン度合の大
きい空燃比と比べて、空燃比をある程度理論空燃比に近
づいても、上記排気浄化装置のＮＯｘ浄化作用でＮＯｘ
が低減される。これら低速型吸気装置と排気浄化装置と
で始めて、両者の補間作用によってリーンバーンで得ら
れるトルクの限界が高められる。従って、ＮＯｘの増大
が避けられつつ、リーンバーンが行なわれる運転領域が
高負荷側に拡大される。
【００２７】請求項２に記載のエンジンによると、加速
時にも、リーンバーンによって燃費及びエミッションが
良好に保たれつつ、上記低速型吸気装置により充填効率
が高められることにより要求トルクが確保される。
【００２８】請求項３に記載のエンジンによると、リー
ン度合の大きい所定空燃比の領域が、この所定空燃比で
得られるトルクの限界まで広げられる上に、理論空燃比
よりはリーンの空燃比領域内で燃料が増量されてトルク
が高められることにより、燃費節減作用が高められる。
【００２９】請求項４に記載のエンジンによると、スロ
ットル開度が全開に近い領域までリーンバーンが行なわ
れ、市街地走行のみならず高速走行時等にもリーンバー
ン運転が多用される。
【００３０】請求項５に記載のエンジンによると、低速
域では上記第２吸気ポートが閉じられて第１吸気ポート
からの吸気により燃焼室内に渦流が生成され、これによ
ってリーンバーン状態での燃焼性が高められる。
【００３１】請求項６に記載のエンジンによると、低速
域で第１吸気ポートからの燃焼室に流入する吸気が、タ
ンブルとスワールを複合させた強力な渦流を生じ、リー
ンバーンに適した均一混合気形成及び燃焼速度向上の作
用が得られる。
【００３２】請求項７に記載のエンジンによると、上記
第２吸気ポートが閉じられた状態で吸気の動的効果によ
り充填効率が高められ、リーンバーンでのトルクが高め
られる。
【００３３】請求項８に記載のエンジンによると、上記
所定空燃比とされる領域よりも高速側の、高出力が要求
される運転域でも、吸気の動的効果により充填効率が高
められる。
【００３４】請求項９に記載のエンジンによると、第２
吸気ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果の
同調回転数と第２吸気ポートが開かれた状態における吸
気の動的効果の同調回転数との間の領域においてトルク
の落ち込みが生じることが避けられる。
【００３５】請求項１０に記載のエンジンによると、排
気浄化装置の触媒が、リーン状態でも、ＨＣを捕獲する
とともにＮＯｘを吸着してこれらを反応させることによ
りＮＯｘを分解し、良好にＮＯｘ浄化作用を発揮する。
【００３６】請求項１１に記載のエンジンによると、Ｎ
Ｏｘ浄化作用をより一層良好に発揮する。
【００３７】請求項１２に記載のエンジンによると、リ
ーンバーン時に吸入空気量が増量されて、トルクが補わ
れる。
【００３８】請求項１３に記載のエンジンによると、イ
ンジェクタからの燃料噴射タイミングが制御されること
により、適度の成層化が行なわれて、リーン状態での燃
焼性が高められる。
【００３９】
【実施例】本発明の実施例を図面に基づいて説明する。
先ず、本発明の一実施例によるリーンバーンエンジンの
概略を図１によって説明する。この図において、１はエ
ンジン本体であり、その各気筒には燃焼室２が形成さ
れ、この燃焼室２には、後に詳述するような第１，第２
の吸気ポート３，４及び第１，第２の排気ポート５，６
が開口し、これらのポート３〜６に吸気弁７，８及び排
気弁９，１０が装備されている。
【００４０】また、エンジンの吸気系２０は、後に詳述
するような吸気マニホールド２１と、その上流側の共通
吸気通路３０とを備え、共通吸気通路３０には上流側か
ら順にエアクリーナ３１、熱式エアフローセンサ３２及
びスロットル弁３３が配設されている。さらに、上記ス
ロットル弁３３をバイパスする吸気バイパス通路３４が
形成されている。この吸気バイパス通路３４は、アイド
ル時等に吸入空気量を調節するためのＩＳＣ通路３５と
冷間時の吸入空気量増量のためのエア通路３６とを含ん
でいる。上記ＩＳＣ通路３５には、デューティ制御され
てＩＳＣ通路３５の空気流量をコントロールするＩＳＣ
バルブ３７が設けられ、また、上記エア通路３６には冷
間時に開く温度感応型バルブ３８が設けられている。
【００４１】また、吸気系２０の下流側の吸気ポート付
近には、各気筒別に燃料を噴射供給するインジェクタ４
０が設けられるとともに、第２吸気ポート４を開閉する
開閉弁４１が設けられている。この開閉弁４１は負圧応
動式のアクチュエータ４２により作動され、これに対す
る駆動系には、吸気マニホールド２１のサージタンクか
ら導入した負圧を蓄えるバキュームタンク４３と、この
タンク４３とアクチュエータ４２との間に配置されてア
クチュエータ４２に対する負圧の給排を行なう電磁弁４
４等が設けられている。
【００４２】上記インジェクタ４０は、噴口近傍にミキ
シングエアを供給することにより燃料を微粒化するよう
にした所謂ＡＭＩ（エアミクスチャータイプインジェク
タ）である。このインジェクタ４０に対し、燃料タンク
４５から燃料ポンプ４６及びフィルター４７を介して燃
料を供給する燃料供給通路４８、プレッシャレギュレー
タ４９が介設されたリターン通路５０等からなる燃料供
給系が設けられるとともに、後に詳述するようなミキシ
ングエア供給系及び蒸発燃料供給系が設けられている。
【００４３】一方、排気系には、混合気の空燃比に対応
する排気ガス中の酸素濃度を検出する酸素濃度センサ６
０と、触媒装置（排気浄化装置）６１とが設けられてい
る。上記酸素濃度センサ６０は、リーン空燃比の検出も
可能なように、排気ガス中の酸素濃度に略比例した出力
が得られるようになっている。
【００４４】また、空燃比制御等のための各種検出要素
としては、上記エアフローセンサ３２、酸素濃度センサ
６０のほかに、スロットル弁の開度を検出するスロット
ル開度センサ６２、スロットル全閉を検出するアイドル
スイッチ６３、吸気温を検出する吸気温センサ６４、エ
ンジン水温を検出する水温センサ６５、エンジンのノッ
キングを検出するノックセンサ６６等が設けられ、さら
に点火系のディストリビュータ６７には、クランク角信
号を出力するクランク角センサ６８、及び気筒判別信号
を出力する気筒判別センサ６９が設けられている。
【００４５】これらの検出要素からの信号は、エンジン
制御用のコントロールユニット（ＥＣＵ）７０に入力さ
れている。そして、上記コントロールユニット７０によ
り上記インジェクタ４０からの燃料噴射量及び噴射タイ
ミングが制御され、さらに上記ＩＳＣバルブ３７、上記
開閉弁４１の駆動系における電磁弁４４、上記インジェ
クタ４０に対するミキシング用エア供給系に設けられた
後記エア制御バルブ５１、蒸発燃料供給系に設けられた
後記パージソレノイドバルブ５８等もコントロールユニ
ット７０によって制御されるようになっている。
【００４６】ここで、図１中に示した触媒装置６１につ
いて説明しておく。
【００４７】上記触媒装置６１は、理論空燃比よりもリ
ーンな空燃比でもＮＯｘを還元する機能を有するもので
あり、具体的には、当出願人において以前に出願した特
願平５−１２６５５２号に記載されている触媒装置が用
いられる。すなわち、この触媒装置６１における触媒
は、活性種担持母材に、貴金属が活性種として担持され
たものである。好ましくは、ゼオライトを活性種担持母
材とし、これにＩｒ（イリジウム）及びＰｔ（白金）を
活性種として担持させ、あるいはＩｒ，Ｐｔ及びＲｔ
（ロジウム）を活性種として担持させて形成する。
【００４８】このような触媒によると、リーン空燃比に
おいても良好なＮＯｘ浄化作用が得られるもので、その
メカニズムを、従来の三元触媒と比較して説明する。
【００４９】従来の三元触媒による場合、理論空燃比で
は、排気ガス中のＨＣ，ＣＯが酸化するためには排気ガ
ス中の酸素だけでは足らずＮＯｘ中の酸素も奪うためＮ
Ｏｘが分解されるが、リーン空燃比では、排気ガス中に
多量の酸素が存在しているため、ＨＣ，ＣＯがこれと反
応し、ＮＯｘは取り残されたまま排出されてしまう。
【００５０】これに対し、当実施例の触媒装置６１を構
成する上記触媒による場合、上記母材としてのゼオライ
トが多孔質であるためにその細孔内にＨＣを多く捕獲す
ることができるとともに、このゼオライトに担持された
活性貴金属にＮＯｘを多く吸着させることができる。そ
して、排気ガス中に酸素が多量に存在している状態で
も、このゼオライトに捕獲されたＨＣは、これに隣合っ
て吸着されているＮＯｘと反応するため、ＮＯｘが分
解、浄化される。従って、リーン空燃比でもＮＯｘ浄化
作用が得られる。この場合に、上記Ｉｒは活性貴金属を
微細化させる作用があり、浄化率や耐久性を向上させ
る。
【００５１】なお、リーン空燃比にあるときにＮＯｘを
蓄えておいて、理論空燃比になったときにＮＯｘを分解
するようにした触媒が従来において開発されているが、
このものでは、リーン空燃比の運転状態が長時間続くと
ＮＯｘを蓄えきれなくなって浄化性能が低下する。これ
に対し、上記触媒装置６１の触媒は、リーン空燃比でも
ＮＯｘを分解して排出するので、リーン状態が持続して
もＮＯｘ浄化性能を維持することができる。
【００５２】次に、上記リーンバーンエンジンの各部の
具体的構造を説明する。
【００５３】図２〜図４はエンジン本体の具体的構造を
示している。これらの図に示すように、エンジン本体１
の各気筒においては、基本的には、第１，第２吸気弁
７，８が開かれたときに第１，第２吸気ポート３，４か
ら燃焼室２内に混合気が吸入され、この混合気がピスト
ン１１で圧縮された後に点火プラグ１２によって着火、
燃焼させられ、第１，第２排気弁９，１０が開かれたと
きに燃焼ガスが第１，第２排気ポート５，６から排出さ
れるようになっている。そして、上記第１吸気ポート
（以下、Ｐポートという）３にインジェクタ４０が設け
られる一方、上記第２吸気ポート（以下、Ｓポートとい
う）４もしくはその上流の通路（後記Ｓ側分岐通路２３
ｓ）に、運転状態に応じて開閉制御される開閉弁４１が
設けられている。
【００５４】当実施例では、タンブル・スワールコント
ロールバルブとしての上記開閉弁（以下、ＴＳＣバルブ
という）４１が閉じられたときに、タンブル（縦渦）と
スワール（横渦）とを複合させた強力な螺旋状の斜めス
ワールが燃焼室２内に生成されるように、ポート配置や
ポート形状等が設定されている。
【００５５】具体的に説明すると、上記Ｐポート３及び
Ｓポート４は、吸気流れ方向上流部において略直線状に
延びるストレート部３ａ，４ａと、このストレート部３
ａ，４ａの下流端近傍において下方に湾曲してそれぞれ
の弁座１３，１４に至る湾曲部３ｂ，４ｂとによって構
成されている（図３，図４参照）。そして、上記Ｐポー
ト３及びＳポート４におけるそれぞれのストレート部３
ａ，４ａのポート中心線Ｌｐ１，Ｌｓ１の延長線が、上
記弁座１３，１４と第１，第２吸気弁７，８の最大リフ
ト時において燃焼室２の中心側に位置する弁端部７ａ，
８ａとの間を通るように設定されている。これにより、
Ｐ，Ｓポート３，４から燃焼室２に供給される吸気の流
通抵抗が低減する。なお、上記ポート中心線Ｌｐ１，Ｌ
ｓ１の延長線が上記弁座１３，１４と弁端部７ａ，８ａ
との中心を通るように設定するのが最適である。
【００５６】上記燃焼室２はペントルーフレンズ型燃焼
室とされており、上記吸気弁７，８と排気弁９，１０と
のバルブ挾み角θは３０°程度に狭くされ、ＤＯＨＣ直
接駆動タイプの動弁機構（図示せず）によって駆動され
るようになっている。また、第１吸気弁７のバルブ中心
線Ｌ１とＰポート３のスロート中心線Ｌｐ１とのなす角
度（スロートオフセット角α１）は比較的大きく、第２
吸気弁８のバルブ中心線Ｌ２とＳポート４のスロート中
心線Ｌｓ１とのなす角度（スロートオフセット角α２）
は比較的小さく設定されており、例えばα１＝３０°、
α２＝１２°とされている。このようにして、Ｐポート
３のみから吸気が行なわれるときには傾斜角（シリンダ
中心線とのなす角度）γが３５°〜５５°の渦流Ｓが生
成されるようになっている。また、Ｓポート４は燃焼室
２内にタンブルＴを生成するようになっている。
【００５７】また、上記両吸気弁７，８は、それぞれ、
弁軸部７ｂ，８ｂと傘部７ｃ，８ｃとからなり、傘部７
ｃ，８ｃの下面が燃焼室２の天井面と平行となるように
配置されている。第１吸気弁７のバルブ傘角（傘部の下
面と上面のなす角）β１は第２吸気弁８のバルブ傘角β
２よりも大きく設定されている。これにより、バルブリ
フト時における第１吸気弁７とＰポート３のスロート部
との間の流路が第２吸気弁８とＳポート４のスロート部
との間の流路よりも狭くなり、従って、Ｐポート３側で
は吸気流速が高められ、Ｓポート４側では流量が確保さ
れる。なお、Ｐポート３側の流路を狭めて吸気流速を高
めるためにはＰポート３のスロート部を細くすることも
考えられるが、上記のようにバルブ傘角β１を大きくす
る方が流通抵抗低減に有利である。
【００５８】さらに、Ｐポート３の出口下部にはポート
エッジ１５が形成され、かつ、燃焼室２における第１吸
気弁７回りにはスキッシュエリア１６が形成されてお
り、これらによってＰポート３から排気弁側への吹出流
速が高められるようになっている。
【００５９】このような燃焼室、吸気ポートの構造によ
ると、Ｐポート３からの吸気によってタンブルとスワー
ルとを複合させた強力な渦流が得られること等により、
燃焼速度が遅くなる傾向があるリーンバーン状態でも、
均一混合気形成と燃焼速度向上とが両立されて良好な燃
焼状態が得られる。
【００６０】つまり、図６に示すように、スワールは、
吸気から圧縮行程前半にかけての乱れ強さが大きくて、
混合気均一化の効果が大きいが、圧縮行程後期の乱れ強
さは小さくなり、逆にタンブルは、圧縮行程前半の乱れ
強さは小さいが圧縮行程後期の乱れ強さが大きくなる。
そして、上記の吸気ポート構造による場合は、スワール
とタンブルとの両方の利点が得られて吸気行程から圧縮
行程までにわたる平均乱流強度が高められる。図５はス
ワール比Ｓr が３．３の場合と４．２の場合とにつき、
スワール傾斜角（スワールの中心線とシリンダ中心線と
のなす角）γと平均乱流強度Ｒとの関係を示しており、
この図に示すように、スワール比Ｓｒを約３以上とする
とともにスワール傾斜角γを３５°〜５５°の範囲と
し、特に望ましくは４５°とすることにより、平均乱流
強度が大幅に高められ、混合気均一化及び燃焼速度が向
上される。
【００６１】ここで、上記スワール比の定義及び求め方
を説明しておく。上記スワール比とは、一般的には気筒
内の混合気（吸入空気）の横渦の旋回数をエンジン回転
数で割った値で定義される。
【００６２】そして、混合気の横渦の旋回数は、例えば
図７に示すようなボア径がＤであるエンジンにおいて
は、シリンダヘッド下面Ｆ1 から１．７５Ｄの距離だけ
下方の位置Ｆ2 にインパルススワールメータ８０を配置
し、このインパルススワールメータ８０に作用するトル
ク（インパルススワールメータトルク）を検出し、この
インパルススワールメータトルクに基づいてよく知られ
た手法で算出する。なお、図７において、Ｆ3 は下死点
位置にあるピストン１１の頂面を示している。
【００６３】インパルススワールメータトルクは、次の
ような手順で測定する。すなわち、上記Ｆ2 の位置にイ
ンパルススワールメータ８０を配置し、ピストン頂面に
作用するスワールのエネルギーをインパルススワールメ
ータ８０で再現させることによって、通常時においてピ
ストン頂面付近にどの程度の旋回エネルギーが存在する
かを測定する。インパルススワールメータ８０は多数の
ハニカムを備えていて、インパルススワールメータ８０
にスワールが作用すると、各ハニカムにそれぞれスワー
ル流れ方向の力が作用し、各ハニカムにかかる力を積算
することによって全体に作用するインパルススワールメ
ータトルクＧを算出する。
【００６４】より詳しくは、吸気弁が開いてから下死点
までの期間は燃焼室２内に混合気が吸入されていると仮
定すると、この期間中は混合気が燃焼室２の内周面に沿
って旋回し、その旋回速度が下死点位置で最大となる。
従って、吸気弁が開き始めてから下死点までの各クラン
ク各毎の角運動量を積算すれば、スワール比が求まるこ
とになる。かかる知見に基づいて、本例においては、ス
ワール比Ｓｒを次の(1)式及び(2)式によって算出するよ
うにしている。
【００６５】
【数１】 Ｓr＝ηv・{Ｄ・Ｓ・∫(cf・Ｎr・dα)}／{ｎ・ｄ2・(∫cf・dα)2} ……(1) Ｎr＝８・Ｇ／(Ｍ・Ｄ・Ｖ0) ……(2) ただし、Ｓrはスワール比、ηvは体積効率（ηv＝
１）、Ｄはボア径、Ｓはストローク、ｎは吸気弁数、ｄ
はスロート径、cfは各バルブリフトに対する流量係数、
Ｎrは各バルブリフトに対する無次元リグスワール値、
αはクランク角、Ｇはインパルススワールメータトル
ク、Ｍは吸気行程中にシリンダ内に充填された空気の質
量、Ｖ0は速度ヘッドである。
【００６６】なお、上記(2)式は、次のような手順で導
き出される。
【００６７】
【数２】Ｇ＝Ｉ・ωr ……(3) Ｉ＝Ｍ・Ｄ2／８ ……(4) (4)を(3)に代入 Ｇ＝Ｍ・Ｄ2・ωr／８ ……(5) (5)より Ｄ・ωr＝８・Ｇ／(Ｍ・Ｄ) ……(6) ところで Ｎr＝Ｄ・ωr／Ｖ0 ……(7) (6)を(7)に代入 Ｎr＝８・Ｇ／(Ｍ・Ｄ・Ｖ0) ただし、Ｉは吸気行程終期（ピストン下死点）における
シリンダ内の空気の慣性モーメント、ωrはリグスワー
ル値である。
【００６８】また、図２〜図４に示す構造によると上記
のようにスワール比及びスワール傾斜角が設定されるこ
とで平均乱流強度が高められることに加え、Ｐ，Ｓポー
ト３，４の形状、角度、バルブ傘角β１，β２等が前述
のように設定されることにより、Ｐポート３からの吸気
流速が高められるとともに、流量係数が小さく抑えら
れ、充填効率の向上にも寄与する。
【００６９】なお、着火性を阻害しない範囲で燃焼速度
を高めるため、平均乱流強度は１．５〜２．５m/sとす
ることが好ましい。また、リーンバーン状態での燃焼期
間の短縮化のため、燃焼室２はＳ／Ｖ比が小さくなる形
状を選定し、可及的に火炎伝播距離を短くするコンパク
ト燃焼室とする。
【００７０】ちなみに、エンジン基本諸元の好ましい一
例を示しておくと、４サイクル４気筒のＤＯＨＣエンジ
ンで、排気量を約１５００ｃｃ、ボア径を約７５mm、ス
トロークを約８４mmとし、圧縮比は、熱効率上高めが好
ましいがノッキング限界の向上及びエミッションを考慮
して９．４とする。
【００７１】また、上記吸気弁７，８及び排気弁９，１
０の開閉タイミングは、図８に実線で示すように設定さ
れている。すなわち、排気弁は排気ＢＤＣ（下死点）よ
り前に開き始めてＴＤＣ（上死点）付近で閉じ、吸気弁
はＴＤＣ付近で開き始めて吸気ＢＤＣよりも後に閉じる
が、とくに当実施例では、吸気弁は、閉時期ＩＣが比較
的早い時期（ＢＤＣからの期間が比較的短い時期）とさ
れて、低速域での吸入量増大（吸気の吹き返し抑制）に
適した低速型タイミングとなっている。一方、排気弁
は、開時期ＥＯが比較的早い時期（ＢＤＣまでの期間が
比較的長い時期）とされて、高速域での排気促進に適し
た高速型タイミングとなっている。そして、排気弁開時
期ＥＯから排気ＢＤＣまでの期間Ｔｅが吸気ＢＤＣから
吸気弁閉時期ＩＣまでの期間Ｔｉよりも１０degCA 以上
大きくなっている。例えば、排気弁の開時期ＥＯがBBDC
５０degCA 、同閉時期がATDC０degCA、吸気弁の開時期
がBTDC１０degCA、同閉時期ＩＣがABDC３３degCA とさ
れている。これらの時期は、カムの最大ランプ高さの点
をもって定義したものである。
【００７２】なお、図８中の破線は従来のエンジンにお
ける吸気弁及び排気弁の開閉タイミングの一例を示して
おり、このように、従来では排気弁開時期から排気ＢＤ
Ｃまでの期間と吸気ＢＤＣから吸気弁閉時期までの期間
とが略同程度（両者の差が５degCA 以下）となってい
る。
【００７３】このようなバルブタイミングによると、吸
気弁は閉時期が比較的早い低速型となっているため、低
速域で吸気の吹き返しが防止されて充填効率が高めら
れ、低速トルクが高められる。一方、排気弁は開時期が
比較的早い高速型のタイミングとなっているが、上記の
図２〜図４に示すようなポート構造によりＴＳＣバルブ
４１が閉じられる低速域では斜めスワールが生成されて
燃焼速度が早められ、さらに後述のようにインジェクタ
４０にＡＭＩが用いられて燃料が微粒化されることによ
っても燃焼が促進される。このため、排気弁の開時期を
早くしても、燃焼エネルギーは排気弁が開く前に十分に
ピストンに与えられ、排気側に燃焼エネルギーが多く放
出されるようなことはなく、低速トルクを高める作用は
損なわれない。そして、高速域では排気が促進されて排
気の際のポンピングロスが低減されるため、吸気弁が低
速型タイミングとされることによる高速域でのトルク低
下が補われることとなる。
【００７４】図９〜図１１は吸気マニホールド２１の具
体的構造を示している。これらの図に示す吸気マニホー
ルド２１は、吸気の動的効果（慣性効果）が低速域で同
調する状態と高速域で同調する状態とに切替可能とされ
ることにより、切替機構がない（動的効果がない）場合
に比べて低速域及び高速域で吸気充填効率が高められ、
さらに、これらの領域間のトルクを向上することにより
リーンバーン領域の拡大に寄与する低速全域のトルクを
向上させたレゾナンスチャンバーを備えている。
【００７５】上記吸気マニホールド２１は上半部２１ａ
と下半部２１ｂとからなり、上半部２１ａの下面と下半
部２１ｂの上面とが接合された状態で一体化されてい
る。上記上半部２１ａには、気筒列方向に延びる吸気通
路集合部としてのサージタンク２２が形成されている。
また、上半部２１ａの前面側（図９，図１０における左
側）から下半部２１ｂの前面側及び下面側にわたる範囲
には、上記サージタンク２２に連通する気筒別の独立吸
気通路２３が形成され、図１１に示す例では４気筒エン
ジンに適用すべく第１〜第４の４つの独立吸気通路２３
が形成されている。
【００７６】つまり、上半部２１ａには各独立吸気通路
２３の上流側部分２３ａが形成され、これらがサージタ
ンク２２に連なっており、また、下半部２１ｂには各独
立吸気通路２３の下流側部分２３ｂが形成され、その下
流端が、エンジン本体１のシリンダヘッドの一側部に接
続される取付フランジ２４に開口している。上記サージ
タンク２２は、上半部２１ａの一端側において図外にス
ロットルボディに連結されており、スロットルボディを
通った空気がサージタンク２２に内に導入され、上記各
独立吸気通路２３を経て燃焼室に供給されるようになっ
ている。
【００７７】上記各独立吸気通路２３は、下流側部分に
おいて、各気筒のＰポートに連なるＰ側分岐通路２３ｐ
と、Ｓポートに連なるＳ側分岐通路２３ｓとに、隔壁２
５にて分岐されている。さらに、上記各Ｓ側分岐通路２
３ｓには、前記ＴＳＣバルブ４１が配設されている。こ
の各ＴＳＣバルブ４１は、各分岐通路を気筒列方向に貫
通した弁軸４１ａに一体に開閉回動するように連結され
ている。そして、この弁軸４１ａの端部にアクチュエー
タ４２が連結されており、このアクチュエータ４２の作
動により各ＴＳＣバルブ４１が開閉されるようになって
いる。
【００７８】また、上記サージタンク２２と、その下方
の独立吸気通路２３との間に、気筒列方向に延び、かつ
サージタンク２２に連通するレゾナンスチャンバー２６
が設けられており、このレゾナンスチャンバー２６のエ
ンジン本体側の側方には縦壁２７が設けられている。そ
して、サージタンク２２と独立吸気通路２３と縦壁２７
とでレゾナンスチャンバー２６が囲われている。
【００７９】つまり、上記レゾナンスチャンバー２６
は、吸気マニホールド２１の下半部２１ｂの上面に設け
られて上方に開口した凹部を上半部２１ａで覆って形成
されている。上記縦壁２７は、吸気マニホールド２１が
上半部２１ａと下半部２１ｂとに分割されているのに伴
い、上部２７ａと下部２７ｂとに分割されている。そし
て、上記サージタンク２２は比較的小さな容量に形成さ
れているのに対し、レゾナンスチャンバー２６は大きな
容量を有するように形成されている。
【００８０】また、上半部２１ａの後面側には、気筒列
方向に延びる連通路２８が形成され、この連通路２８の
一端２８ａがレゾナンスチャンバー２６に、また他端２
８ｂがサージタンク２２にそれぞれ開口されている。さ
らに、上記上半部２１ａには、後に詳述するインジェク
タ４０に対するミキシングエア供給系の通路５２の一部
が設けられている。
【００８１】このような吸気マニホールド２１におい
て、上記ＴＳＣバルブ４１が閉じられた状態では低速側
（例えば２０００rpm 程度）で吸気の動的効果が同調
し、ＴＳＣバルブ４１が開かれた状態では比較的高速側
（例えば３５００〜４０００rpm）で吸気の動的効果が
同調するように、上記独立吸気通路２３の長さ、通路面
積等が設定されている。
【００８２】また、このようにするだけでは、図１２に
破線で示すように低速側及び比較的高速側でトルクが高
められてこれらの中間部でトルクの谷が生じるが、上記
のようにサージタンク２２は比較的小さな容量とされて
これに容量の大きいレゾナンスチャンバー２６が接続さ
れることにより、レゾナンスチャンバー２６による共鳴
作用で上記中間部で吸気充填量が高められ、同図に実線
で示すようにトルクがなだらかに変化するようになって
いる。なお、同図中の一点鎖線は、吸気の動的効果がな
い場合のトルク変化である。
【００８３】図１３は、図１中に示したエアミクスチャ
ータイプインジェクタ（ＡＭＩ）４０に対するミキシン
グエア供給系及び蒸発燃料供給系を示している。この図
において、複数気筒（例えば４気筒）の各Ｐポート３に
対してそれぞれインジェクタ４０が設置され、これらの
インジェクタ４０に対するミキシングエア供給系にはエ
ア制御バルブ５１を備えたＡＭＩ用エア供給通路５２が
設けられている。このＡＭＩ用エア供給通路５２は、上
流側が前記吸気バイパス通路３４に接続され（図１参
照）、下流側が分岐して各インジェクタ４０に接続され
ている。上記エア制御バルブ５１はアイドル時に閉じ、
それ以外のときにエアをインジェクタ４０に供給するよ
うになっている。
【００８４】さらに上記ＡＭＩ用エア供給通路５２に
は、エア制御バルブ５１をバイパスするバイパス通路５
３が接続され、このバイパス通路５３にはアイドル時に
微量エアを流すオリフィス５４が設けられている。
【００８５】また、蒸発燃料供給系は、キャニスタ５６
（図１参照）から延びるパージ通路５７を備え、このパ
ージ通路５７にパージソレノイドバルブ５８が設けられ
ている。上記パージ通路５７はＡＭＩ用エア供給通路５
２の分岐点上流に形成されたミキシングチャンバー５５
に接続されている。燃料タンク等において発生しキャニ
スタ５６にトラップされた蒸発燃料は、上記パージソレ
ノイドバルブ５８が開かれたときにパージ通路５７を介
して各インジェクタ４０の噴口近傍に供給され、吸気行
程中に燃料噴霧とともに各気筒の燃焼室２に供給され
る。
【００８６】上記パージソレノイドバルブ５８は、所定
のパージ実行条件成立時（例えば空燃比のフィードバッ
ク制御中で、かつ、エンジン水温が所定温度以上のと
き）に駆動されるもので、所定のパージ量が得られるよ
うにエンジンの運転状態に応じて制御される。なお、リ
ーンバーン制御中は、理論空燃比設定の燃料領域におけ
るよりもパージ量が少なく、かつ、その減量度合いが低
吸入空気量側ほど大きくなるように、エアフローセンサ
３２の出力およびエンジン回転数に応じてパージソレノ
イドバルブ５８が制御される。
【００８７】図１４及び図１５は、上記インジェクタ４
０の具体的構造を示している。これらの図において、エ
ンジンのシリンダヘッド１ａには、上記Ｐポート３に連
通するインジェクタ取付孔４００が形成され、このイン
ジェクタ取付孔４００にインジェクタ４０が嵌合されて
いる。このインジェクタ４０の先端側部分４０１は噴口
を囲繞するように筒状に形成され、この先端側部分４０
１と上記インジェクタ取付孔４００の周壁との間に環状
のエア導入空間４０２が形成されるとともに、このエア
導入空間４０２と外部のエア供給通路とを連通するエア
導入ポート４０３がシリンダヘッド１ａに形成されてい
る。さらに、上記インジェクタ４０の先端側部分４０１
には、その内側の噴口前方の空間と上記エア導入空間４
０２とを連通する連通孔４０４が放射状に配設され、こ
の連通孔４０４にオリフィス４０５が形成されている。
【００８８】そして、上記インジェクタ４０の噴口から
上記Ｐポート３へ向けて所定タイミングで燃料が噴射さ
れるとともに、噴口前方の空間に吸気負圧が作用したと
きに、上記エア導入空間４０２に導入されたエアが上記
オリフィス４０５を通して噴口前方の空間に噴出し、こ
のエアにより噴射燃料がミキシングされるようになって
いる。また当実施例では、上記パージソレノイドバルブ
５８（図１３参照）が開かれたときに、蒸発燃料も上記
エア導入空間４０２に導入されて上記オリフィス４０５
から噴出するようになっている。
【００８９】上記のようにインジェクタ４０にＡＭＩを
用いると、燃料が微粒化されることにより、混合気が均
質化され、燃焼性が向上されるとともに、リーン領域で
はＮＯｘを低減する作用が得られる。
【００９０】すなわち、図１６において、第１例は通常
のインジェクタを吸気ポートに設けて燃料噴射を行なわ
せた場合の燃焼室内の燃料分布状態を、第２例は当実施
例のインジェクタ４０つまりＡＭＩを用いてミキシング
エアを供給しつつ燃料噴射を行なわせた場合の燃焼室内
の燃料分布状態を、第３例は燃料をガス化した状態で供
給した場合の燃料分布状態をそれぞれ模式的に示してい
る。この図のように、ＡＭＩを用いると、ミキシングエ
アの作用により、通常のインジェクタと比べて燃料が大
幅に微粒化される。そして、空燃比がリーンであるとき
は、燃料粒径が大きいと、混合気分布が不均一な場合と
同様に、局部的な燃焼温度のばらつきによりＮＯｘが生
じ易くなるのに対し、燃料粒径が小さくなるほど、均一
にリーンバーンが行なわれることにより、燃焼温度の高
い部分が減少し、ＮＯｘ発生量が減少する。このため、
図１７のように、ＡＭＩを用いた場合、リーン領域では
通常のインジェクタと比べてＮＯｘ排出量が少なくな
る。
【００９１】なお、燃料をガス化して供給することがで
きればＮＯｘ排出量がより一層少なくなるが、精度の良
い空燃比制御やシーケンシャル・タイムド・インジェク
ションによる成層化等のために吸気ポートにインジェク
タを設ける場合、燃料をガス化して供給することは実際
上困難である。
【００９２】また、上記蒸発燃料供給系は、上記各イン
ジェクタ４０に対するＡＭＩ用エア通路５２を利用して
各インジェクタ４０にそれぞれ蒸発燃料を送り、各イン
ジェクタ４０から各気筒に蒸発燃料が供給されるように
しているため、各気筒に対して均等に蒸発燃料が供給さ
れ、リーン状態において有効にパージを行なうことがで
きる。
【００９３】この作用を図１８によって説明する。この
図は、各気筒における空燃比のばらつきを、理論空燃比
の場合とリーン（Ａ／Ｆ＝２２）の場合とについて示す
ものであり、この図のように、一般的に理論空燃比より
リーン状態の方が空燃比のばらつきが大きくなる傾向が
ある。そして、例えば吸気マニホールドに蒸発燃料を供
給する等の従来の一般的な手法による場合（各気筒の空
燃比を一点鎖線でつないで示す）、気筒間に空燃比のば
らつきが生じ、特にリーン状態で空燃比のばらつきが大
きくなって定常サージラインを超え、トルク変動を招
く。これに対し、当実施例の蒸発燃料供給系による場合
（各気筒の空燃比を実線でつないで示す）、気筒間の空
燃比のばらつきが小さく、リーン状態でも、定常サージ
ラインを超えることがない。従って、リーン状態でも大
きなトルク変動を生じることなく有効に蒸発燃料を供給
することができる。
【００９４】また、蒸発燃料はガス化されているため、
リーン状態でのＮＯｘ発生量の減少にも有利となる（図
１６，図１７の第３例参照）。
【００９５】次に、図１中に示したコントロールユニッ
ト７０による空燃比等の制御についてを説明する。
【００９６】空燃比の制御 空燃比の制御としては、エンジン回転数及びスロットル
開度に応じた空燃比の領域が予め図１９に示すように設
定される。この設定をエンジン回転数と吸気管負圧とに
対応づけて示すと、図２０のようになる。
【００９７】すなわち、エンジンの低，中速域におい
て、スロットル全閉（アイドルスイッチオン）の領域
（アイドル域または全閉減速域）を除く低負荷域からス
ロットル弁全開に近い所定負荷までの領域では、空燃比
が理論空燃比よりもリーン（λ＞１）に設定される。こ
のリーン領域は、具体的には、前記の吸気系により充填
効率が高められる回転数域においてスロットル開度が全
開の６／８程度までの領域とされる。
【００９８】このリーン領域のうちの大部分の領域で
は、エンジンから排出される排気ガス中のＮＯｘ発生割
合が充分に少なく、かつ、トルク変動が許容量以下とな
る範囲で高リーンの所定空燃比に設定され、例えばＡ／
Ｆ＝２２に設定される。この高リーンの所定空燃比とさ
れる領域の高負荷側の限界は、吸入空気量が飽和するま
で、つまり図２０のように吸気管負圧が限界に達してそ
れ以上は吸気量が増加しないところまでとされる。
【００９９】上記リーン領域のうちで上記所定空燃比と
される領域の周囲の領域では、上記所定空燃比よりは小
さい（理論空燃比に近い）一定範囲のリーン空燃比とさ
れ、ＮＯｘの許容限界に対して充分にゆとりがある、例
えばＡ／Ｆ＝１９〜２２とされる。この空燃比の範囲
は、前記触媒装置６１を通過した後のＮＯｘ発生割合が
許容値以下に抑えられる範囲であり、詳しくは後に説明
する。
【０１００】上記リーン領域のうちで高リーンの所定空
燃比とされる領域よりも高負荷側では、空燃比が上記一
定範囲（１９〜２２）内でスロットル開度の増大につれ
て次第に小さくなるように設定される。
【０１０１】低速側で上記リーン領域よりも高負荷側の
一定範囲の領域、及び高負荷側で上記リーン領域よりも
高速側の一定範囲の領域では、空燃比が理論空燃比（λ
＝１）とされ、これよりさらに高負荷側及び高速側では
空燃比が理論空燃比よりもリッチ（λ＜１）とされる。
なお、アイドル域では理論空燃比（λ＝１）とされ、全
閉減速域では燃料カットとされる。
【０１０２】このような空燃比の領域設定に基づいてコ
ントロールユニット７０は、上記リーン領域及び理論空
燃比領域では、上記酸素濃度センサ６０の出力に応じた
フィードバック制御により、運転状態に応じた設定空燃
比となるように上記インジェクタ４０からの燃料噴射量
を制御する。この場合、リーン領域では、加速時等の過
渡時であっても、上記領域設定に基づく設定空燃比とな
るようにフィードバック制御を行なう。つまり、定常、
過渡時のいずれの場合も同じ１つの空燃比制御マップで
制御する。
【０１０３】なお、リーン領域から理論空燃比もしくは
これよりリッチな空燃比の領域へ運転状態が移行すると
きには、時間的に空燃比を次第に変化させるようにす
る。
【０１０４】燃料噴射タイミングの制御 燃料噴射タイミングの制御としては、各気筒毎に所定の
タイミングで燃料を噴射する所謂シーケンシャル・タイ
ムド・インジェクションを行なわせ、燃焼室内の混合気
をほぼ均一化しつつ点火プラグ回りの混合気を他の部分
と比べて多少濃くするように、吸気行程の所定時期に燃
料を噴射する。とくに、点火プラグ回りの混合気が濃く
なりすぎてＮＯｘの増大を招くようなことがないように
成層化度合が調整され、具体的にはＡＴＤＣ６０°まで
の期間内に噴射を行なうようにする。
【０１０５】この場合、吸気行程における上記のような
期間内に燃料を噴射しきれないときには、その噴射しき
れない分だけを吸気行程前に噴射し、所謂分割噴射を行
なう。つまり、吸気行程前の所定時期に必要燃料噴射量
を予測し、その予測値が吸気行程での噴射可能量よりも
大きいときにはその差に相当する量だけをこの時期に噴
射する。そして、吸気行程での噴射時に改めて必要燃料
噴射量を演算し、吸気行程前に燃料噴射が行なわれてい
ればその分を差引き、こうして求めた燃料噴射量に応じ
て燃料噴射を行なう。
【０１０６】高精度の燃料制御 燃料噴射量による空燃比制御には、熱式エアフローセン
サ３２の応答性、計測された吸入空気の気筒内への流入
遅れ、燃料の流入遅れ等に起因する若干の制御誤差が存
在するため、これを補正して高精度の燃料制御を行な
う。その手法としては、吸気系で発生する空気、燃料の
過渡現象等を理論的にモデル化し、その理論モデルに基
づき、熱式エアフローセンサ３２の熱的応答遅れに対す
る補正、吸気管容積による気筒内への吸気充填遅れに対
する補正、吸気充填量演算後から吸気弁が閉じるまでの
間の充填量変化に対する補正、噴射燃料の吸気管壁面へ
の付着に対する補正等を求め、これらの補正を加味して
燃料噴射量を演算するようにしている。
【０１０７】ＴＳＣバルブの制御 ＴＳＣバルブ４１の開閉切換えのラインは、リーン領域
の高速側の限界ラインとほぼ一致するように設定されて
いる（図１９参照）。そして、低速側ではＴＳＣバルブ
４１が閉じられ、高速側ではＴＳＣバルブ４１が開かれ
る。
【０１０８】リーン領域でのＩＳＣバルブの制御 リーン領域では、ＩＳＣバルブ３７を制御してＩＳＣ通
路３５からの空気により吸入空気量の増量を行なう。こ
れにより、リーンバーンでのトルクを補うようにする。
これにより、図２１中に実線で示すようにトルクが高め
られる。つまり、高リーンの所定空燃比とされる領域に
おいて、このような吸入空気量の増量を行なわずにリー
ンバーンを行なう場合（同図中の破線）と比べ、同図に
おけるハッチング部分に相当する分だけトルクが高めら
れる。また、吸入空気量が飽和する領域ではＩＳＣ通路
３５を開いても殆ど吸入空気量は増加しないが、この領
域では上記のように空燃比を徐々に小さくする制御及び
点火時期の制御によりトルクが高められる。なお、同図
中の一点鎖線は、全運転領域を理論空燃比とした場合の
トルクを示す。
【０１０９】ＡＭＩ用ミキシングエア及び蒸発燃料の
制御 ＡＭＩ用エア供給通路５２のエア制御バルブ５１を前述
のように制御することにより、リーンバーン領域等にお
いて上記インジェクタ４０にミキシングエアを供給す
る。また、パージソレノイドバルブ５８を制御すること
により、運転状態に応じてパージ量を調節する。なお、
空燃比がフィードバック制御されているとき、パージが
行われるとそのパージ量に応じて燃料噴射量が減少し、
シーケンシャル・タイムド・インジェクションにおいて
は吸気行程で噴射される燃料が減少することとなるが、
成層化が損なわれることはない。つまり、ＡＭＩ用エア
通路５２に送りこまれる蒸発燃料は、ミキシングエアと
ともに吸気行程中の負圧で燃焼室に吸入される。従っ
て、図２２中に示すように、吸気行程での燃料噴射とほ
ぼ同じタイミングで蒸発燃料が燃焼室に供給され、燃料
噴射量の減少分が補われるため、成層化状態は維持され
る。
【０１１０】上記〜の制御がコントロールユニット
７０によって行なわれる。
【０１１１】なお、以上のような構成のほかに、リーン
バーンエンジンでは燃料密度が粗になることに伴い着火
性の向上が要求されることから、図では示していない
が、高エネルギーの点火システムを用いるようにしてい
る。具体的には、通常エンジンと比べ、イグニッション
コイルの特性変更により点火エネルギーを増大するとと
もに、低抵抗タイプのハイテンションコードを用いて伝
達ロスを低減し、放電時間を１．５倍程度に延長するこ
とで確実な着火を可能にしている。また、点火プラグに
は高いエネルギーに耐える白金プラグを採用している。
【０１１２】以上のような当実施例のリーンバーンエン
ジンの作用を次に説明する。なお、エンジンの各部の個
々の作用については既に説明しているため、以下では、
リーンバーンエンジン全体としての作用、及び各部の相
互の相乗作用について説明する。
【０１１３】当実施例のリーンバーンエンジンでは、先
ず希薄燃焼限界（トルク変動許容限界の空燃比）が高め
られる。つまり、前記の図２〜図４に示すようなポート
構造により、上記ＴＳＣバルブ４１が閉じられた状態で
は、燃焼室２内に斜めスワールが生成されて、混合気均
一化作用及び燃焼速度が向上され、リーン状態での燃焼
性が高められる。また、エアーミクスチュータイプイン
ジェクタ４０で燃料が微粒化されることによってもリー
ン状態での燃焼性が高められる。さらに、前記のような
シーケンシャル・タイムド・インジェクションによって
適度の成層化が行われることによってもリーン燃焼状態
が良好となる。また、前記のような高エネルギー点火シ
ステムを採用することによってリーンバーン時の着火性
が高められる。
【０１１４】これらの作用により、図２３中に示すよう
に、希薄燃焼限界が２５以上の空燃比まで高められる。
そして、同図に示すように、空燃比が１９程度から希薄
燃焼限界近くまでは燃費が最も良く、ＮＯｘ排出量も十
分に少ない。従って、空燃比をこの範囲内、例えば２２
程度にすれば、燃費が良く、かつＮＯｘ排出量が十分に
少なく、しかも希薄燃焼限界まである程度の余裕があっ
て良好に燃焼が行われる。
【０１１５】また、ＮＯｘの排出を抑制する作用が高め
られる。つまり、空燃比に応じたＮＯｘ排出量は、触媒
上流側では図２３中の線Ａ、従来の三元触媒を用いた場
合の触媒通過後は同図中の線Ｂ、リーン状態でもＮＯｘ
浄化作用を有する触媒を用いた本発明による場合の触媒
通過後のＮＯｘ排出量は同図中のＣのようになり、本発
明によるとリーン領域でのＮＯｘ排出量が従来より少な
くなる。さらに、前記の吸気ポート構造による混合気均
一化やエアーミクスチュータイプインジェクタ４０によ
る微粒化によってエンジンのＮＯｘ発生量も抑制され
る。これらの作用により、従来ではＮＯｘ許容限界を超
えていた１９程度の空燃比でも、十分にＮＯｘの排出を
抑制することができる。
【０１１６】また、低速域においてリーンバーンによる
トルクが高められる。つまり、前記のようにＴＳＣバル
ブ４１が閉じられる低速域において吸気の動的効果によ
り充填効率が高められ、低速トルクが向上する。また、
吸気弁の閉時期も低速域での充填効率向上に適したタイ
ミングとされ、さらに、吸気ポートの流量係数が小さく
されている。これらの作用でリーンバーンが行われる低
速域でのトルクが高められる。
【０１１７】従って、空燃比が２２程度の高リーンの状
態でも要求トルクが得られる領域が高負荷側に拡大され
るとともに、この空燃比でトルク上昇が限界に達すると
ころからは、１９〜２２の範囲で空燃比が次第に小さく
される。つまり、充填効率が高められるようにされた上
で、図２４に示すように、吸気管圧力が限界に達する程
度のスロットル開度まで最もリーンな状態が保たれると
ともに、それ以上の所定スロットル開度まで、触媒装置
６１によりＮＯｘが許容限界以下に抑制される範囲で空
燃比が変えられつつリーンバーン状態が維持される。こ
うして、ＮＯｘ排出抑制作用が維持されつつ、従来より
も大幅にリーン領域が拡大されることとなる。
【０１１８】さらに、前記のようにＩＳＣバルブ３７が
制御されることによっても、リーン領域でトルクが稼が
れる。
【０１１９】そして、定常時、過渡時のいずれにおいて
も１つの空燃比制御マップ（図１９参照）により空燃比
が制御されることにより、上記リーン領域内では、加速
時等の過渡時でもリーンバーンにより燃費及びエミッシ
ョンが良好に保たれる。この場合、上記のように充填効
率が高められるようになっているため加速時のトルクも
確保され、また、高精度の燃料制御が行われることによ
り、過渡時の燃焼性も良好に保たれる。
【０１２０】また、上記のように高精度の燃料制御が行
われることにより空燃比変動が抑制されるとともに、斜
めスワールによる混合気均一化、エアーミクスチャータ
イプインジェクタ４０による燃料の微粒化等で燃焼の安
定性が高められるため、トルク変動を抑制する作用も得
られる。
【０１２１】さらに、リーンバーン領域でも蒸発燃料を
エンジンに供給するようにしているため、実質上の燃費
が向上される。つまり、従来では一般にリーン領域では
燃焼安定性を保つため蒸発燃料を使用しないようにして
いるが、このようにすると、キャニスタ５６に蓄えきれ
ない蒸発燃料が大気に排出されて実質的な燃費を低下さ
せ、とくに広範囲の領域でリーンバーンが行われる場合
には蒸発燃料の排出量が増加してしまうが、上記のよう
にリーン領域でも蒸発燃料を使用すれば蒸発燃料の排出
量を減少させることができる。この場合、蒸発燃料を前
記のようにエアーミクスチャータイプインジェクタ４０
を利用して蒸発燃料が各インジェクタ４０に供給される
ようにしているため、リーンバーン状態で蒸発燃料を供
給してもトルク変動を招いたり成層化を損ねたりするこ
とがない。
【０１２２】
【発明の効果】本発明は、少なくとも低速低負荷域で理
論空燃比より所定量リーンな所定空燃比にしたリーンバ
ーンエンジンにおいて、低速域で吸気充填効率が高くな
るような低速型吸気装置を設けるとともに、リーンな空
燃比でもＮＯｘ浄化性能を有する排気浄化装置を設け、
これらの相乗作用により、ＮＯｘを低減しつつリーンバ
ーンで得られるトルクの限界を高め、リーンバーン領域
を拡大している。このため、エミッションを良好に保ち
つつ、リーンバーン運転の機会を増大し、燃費を大幅に
改善することができる。
【０１２３】この発明において、過渡時にも空燃比をリ
ーンに設定することにより、過渡時の燃費及びエミッシ
ョンも改善することができる。
【０１２４】上記発明において、燃焼室に対して渦流生
成用の第１吸気ポートと第２吸気ポートとを設けて低速
時に第２吸気ポートを閉じるようにし、とくに第１吸気
ポートから流入する吸気により燃焼室内に形成される渦
流をシリンダ中心線に対して所定角度傾けておくと、燃
焼室内にリーンバーンに適した渦流を生成して混合気均
一化及び燃焼速度を向上し、リーン領域の拡大を効果的
に行なうことができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明のリーンバーンエンジンの一実施例を示
す概略図である。
【図２】燃焼室構造を示す概略平面図である。
【図３】第１吸気ポート側の概略断面図である。
【図４】第２吸気ポート側の概略断面図である。
【図５】平均乱流強度の特性図である。
【図６】スワールとタンブルの比較を示す図である。
【図７】スワールについての測定手段及び測定の手法を
示す説明図である。
【図８】バルブタイミングを示す図である。
【図９】吸気マニホールド部分の断面図である。
【図１０】吸気マニホールド部分の別の位置の断面図で
ある。
【図１１】図９のXI−XI線に沿って見た図である
【図１２】エンジントルクの特性を示す図である。
【図１３】インジェクタに対するエア供給系及び蒸発燃
料供給系を示す図である。
【図１４】エアミクスチャータイプインジェクタの具体
的構造を示す断面図である。
【図１５】上記インジェクタの一部切欠斜視図である。
【図１６】燃焼室内の燃料分布状態の各種例を示す図で
ある。
【図１７】図１３に示した各種例とＮＯｘ排出量との関
係を示す図である。
【図１８】蒸発燃料供給による空燃比のばらつきを示す
図である。
【図１９】空燃比制御領域をエンジン回転数とスロット
ル開度とに対応させて示す図である。
【図２０】空燃比制御領域をエンジン回転数と吸気管負
圧とに対応させて示す図である。
【図２１】スロットル開度に応じたエンジントルク変化
を示す図である。
【図２２】燃料噴射及びパージ供給のタイミングを示す
図である。
【図２３】空燃比と燃費、トルク変動、ＮＯｘ排出量と
の関係を示す図である。
【図２４】スロットル開度と吸気管圧力、空燃比との関
係を示す図である。
【符号の説明】 １ エンジン本体 ２ 燃焼室 ３，４ 吸気ポート ５，６ 排気ポート ７，８ 吸気弁 ９，１０ 排気弁 ２０ 吸気系 ２１ 吸気マニホールド ３５ ＩＳＣ通路 ３７ ＩＳＣバルブ ４０ インジェクタ ４１ 開閉弁 ５７ パージ通路 ６１ 触媒装置 ７０ コントロールユニット
【手続補正２】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図２５
【補正方法】削除
【手続補正３】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図２６
【補正方法】削除
【手続補正４】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図２７
【補正方法】削除
【手続補正５】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図２８
【補正方法】削除
【手続補正６】
【補正対象書類名】図面
【補正対象項目名】図２９
【補正方法】削除
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｆ０２Ｂ 27/02 Ｃ 31/02 Ｊ Ｆ０２Ｄ 41/34 Ｆ 9247−3Ｇ 43/00 ３０１ Ｅ Ｕ Ｒ Ｌ 45/00 ３０１ Ｇ Ｆ０２Ｍ 35/104 69/00 ３６０ Ｂ Ｃ Ｂ０１Ｄ 53/36 １０４ Ａ Ｆ０２Ｍ 35/10 １０２ Ｙ (72)発明者 堀 保義 広島県安芸郡府中町新地３番１号 マツダ 株式会社内 (72)発明者 西岡 太 広島県安芸郡府中町新地３番１号 マツダ 株式会社内 (72)発明者 細貝 徹志 広島県安芸郡府中町新地３番１号 マツダ 株式会社内 (72)発明者 岡 憲児 広島県安芸郡府中町新地３番１号 マツダ 株式会社内 (72)発明者 寺尾 秀志 広島県安芸郡府中町新地３番１号 マツダ 株式会社内 (72)発明者 藤本 操 広島県安芸郡府中町新地３番１号 マツダ 株式会社内 (72)発明者 原田 政樹 広島県安芸郡府中町新地３番１号 マツダ 株式会社内

Claims (32)

    【特許請求の範囲】
  1. 【請求項１】 少なくともエンジンの低速低負荷域にお
    ける空燃比を、理論空燃比よりも所定量リーンで、エン
    ジンから排出される排気ガス中のＮＯｘ割合が充分に少
    なく、かつトルク変動が許容値以下となる所定空燃比に
    設定する一方、エンジンの高負荷側では空燃比を理論空
    燃比もしくはそれよりリッチ側に設定した自動車用リー
    ンバーンエンジンにおいて、低速域で吸気充填効率が高
    くなるような低速型吸気装置を設けるとともに、排気系
    に、理論空燃比よりもリーンな空燃比でもＮＯｘ浄化性
    能を有する排気浄化装置を設け、少なくとも上記低速型
    吸気装置により充填効率が高められる低速域において上
    記所定空燃比でのトルク上昇限界域付近の負荷よりも高
    負荷側にまでわたる所定運転域で空燃比をリーンに設定
    し、かつこの所定運転域の中の高負荷側では負荷の上昇
    につれて一定範囲内で空燃比を次第に小さくするように
    設定したことを特徴とする自動車用リーンバーンエンジ
    ン。
  2. 【請求項２】 上記所定運転域では定常時に加えて過渡
    時にも空燃比をリーンに設定したことを特徴とする請求
    項１記載の自動車用リーンバーンエンジン。
  3. 【請求項３】 上記所定運転域の中で吸入空気量が飽和
    するまでの領域では上記所定空燃比とし、これより高負
    荷側ではスロットル開度の増加につれて一定範囲内で燃
    料を増量するようにしたことを特徴とする請求項１また
    は２記載の自動車用リーンバーンエンジン。
  4. 【請求項４】 上記所定運転域をスロットル開度が全開
    の６／８程度までの領域としたことを特徴とする請求項
    １乃至３のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエン
    ジン。
  5. 【請求項５】 燃焼室に対して渦流生成用の第１吸気ポ
    ートと第２吸気ポートとを設け、かつ、第２吸気ポート
    を低速時に閉じる開閉弁を設けたことを特徴とする請求
    項１乃至３のいずれかに記載の自動車用リーンバーンエ
    ンジン。
  6. 【請求項６】 第１吸気ポートから流入する吸気により
    燃焼室内に形成される渦流の中心線とシリンダ中心線と
    のなす角度を３５°〜５５°の範囲に設定したことを特
    徴とする請求項５記載の自動車用リーンバーンエンジ
    ン。
  7. 【請求項７】 上記第２吸気ポートが閉じられた状態に
    おける吸気の動的効果の同調回転数が、低速域内におい
    て上記所定空燃比とされる回転数域の略中央に存在する
    ように吸気系を設定することにより低速型吸気装置を構
    成したことを特徴とする請求項５または６記載の自動車
    用リーンバーンエンジン。
  8. 【請求項８】 上記第２吸気ポートが開かれた状態にお
    ける吸気の動的効果の同調回転数が、上記所定空燃比と
    される回転数域よりも高速側に存在するように吸気系を
    設定したことを特徴とする請求項７記載の自動車用リー
    ンバーンエンジン。
  9. 【請求項９】 吸気系におけるサージタンクに、このサ
    ージタンクよりも容量の大きいレゾナンスチャンバーを
    接続し、このレゾナンスチャンバーにより上記第２吸気
    ポートが閉じられた状態における吸気の動的効果の同調
    回転数と上記第２吸気ポートが開かれた状態における吸
    気の動的効果の同調回転数との間の領域において吸気の
    動的効果を持たせたことを特徴とする請求項８記載の自
    動車用リーンバーンエンジン。
  10. 【請求項１０】 吸気弁の閉時期を低速域で充填効率を
    高める低速型タイミングとする一方、排気弁の開時期を
    高速域での排気促進に適した高速型タイミングとし、排
    気弁開時期から排気下死点までの期間を吸気下死点から
    吸気弁閉時期までの期間よりもクランク角で１０deg 以
    上大きくしたことを特徴とする請求項１乃至９のいずれ
    かに記載の自動車用リーンバーンエンジン。
  11. 【請求項１１】 排気浄化装置が、ゼオライトを活性種
    担持母材とし、少なくとも白金を活性種として上記活性
    種担持母材に担持させてなる触媒を備えたものであるこ
    とを特徴とする請求項１乃至１０のいずれかに記載の自
    動車用リーンバーンエンジン。
  12. 【請求項１２】 上記触媒は、イリジウム及びロジウム
    のうちの一方もしくは両方を含むことを特徴とする請求
    項１１記載の自動車用リーンバーンエンジン。
  13. 【請求項１３】 上記所定運転領域で、スロットル弁を
    バイパスするバイパス通路の空気流量を運転状態に応じ
    て制御することを特徴とする請求項１乃至１２のいずれ
    かに記載の自動車用リーンバーンエンジン。
  14. 【請求項１４】 エンジンの各気筒に対してそれぞれイ
    ンジェクタを設け、このインジェクタを、噴口近傍にミ
    キシングエアを供給することにより燃料を微粒化するエ
    アミクスチャータイプのインジェクタとしたことを特徴
    とする請求項１乃至１３のいずれかに記載の自動車用リ
    ーンバーンエンジン。
  15. 【請求項１５】 各気筒に対して設けられたインジェク
    タにそれぞれ、蒸発燃料を導く通路を接続したことを特
    徴とする請求項１４記載の自動車用リーンバーンエンジ
    ン。
  16. 【請求項１６】 各気筒毎にそれぞれインジェクタを設
    けるとともに、吸気行程の所定時期に燃料を噴射するよ
    うに各インジェクタを制御する手段を設けたことを特徴
    とする請求項１乃至１５のいずれかに記載の自動車用リ
    ーンバーンエンジン。
  17. 【請求項１７】 少なくともエンジンの低速域で燃焼室
    内の混合気を急速燃焼させて燃焼期間を短縮する急速燃
    焼手段を備えるとともに、吸気弁の閉時期を低速域で充
    填効率を高める低速型タイミングとする一方、排気弁の
    開時期を高速域での排気促進に適した高速型タイミング
    とし、排気弁開時期から排気下死点までの期間を吸気下
    死点から吸気弁閉時期までの期間よりもクランク角で１
    ０deg以上大きくしたことを特徴とする自動車用エンジ
    ン。
  18. 【請求項１８】 急速燃焼手段として、燃焼室内への吸
    気導入よる燃焼室内の乱流の強度を上昇させる乱流強度
    上昇手段を備え、少なくともエンジンの低速域で上記乱
    流強度上昇手段を作動させるようにしたことを特徴とす
    る請求項１７記載の自動車用エンジン。
  19. 【請求項１９】 上記乱流強度上昇手段は、燃焼室内の
    平均乱流強度を１．５〜２．５ｍ／sec の範囲とするも
    のであることを特徴とする請求項１８記載の自動車用エ
    ンジン。
  20. 【請求項２０】 上記乱流強度上昇手段は、渦流生成用
    の第１吸気ポートと、低速域で閉じられる第２吸気ポー
    トとを備えてなるものであることを特徴とする請求項１
    ７または１８に記載の自動車用エンジン。
  21. 【請求項２１】 上記第１吸気ポートから流入する吸気
    により燃焼室内に形成される渦流の中心線とシリンダ中
    心線とのなす角度を３５°〜５５°の範囲内に設定する
    とともに、上記渦流のスワール比を約３以上に設定した
    ことを特徴とする請求項２０記載の自動車用エンジン。
  22. 【請求項２２】 急速燃焼手段として、燃焼室内の火炎
    伝播距離を短縮する手段を備えたことを特徴とする請求
    項１７乃至２１のいずれかに記載の自動車用エンジン。
  23. 【請求項２３】 燃焼室内の火炎伝播距離を短縮する手
    段として、燃焼室内に複数の点火プラグを配設したこと
    を特徴とする請求項２２記載の自動車用エンジン。
  24. 【請求項２４】 理論空燃比よりもリーンな空燃比で燃
    焼を行うリーン運転領域を有する自動車用リーンバーン
    エンジンにおいて、燃料を噴射するインジェクタを各気
    筒に対してそれぞれ設け、かつこの各インジェクタに噴
    射燃料を微粒化させるためのエアを供給するエアアシス
    ト機構を設けるとともに、少なくとも上記リーン運転領
    域で上記各インジェクタに対するエアの供給を行うよう
    にエアアシスト機構を構成したことを特徴とする自動車
    用リーンバーンエンジン。
  25. 【請求項２５】 上記各インジェクタからの燃料噴射を
    各気筒の吸気行程で行わせるように制御する制御手段を
    備えたことを特徴とする請求項２４記載の自動車用リー
    ンバーンエンジン。
  26. 【請求項２６】 リーン運転領域において燃焼室内の混
    合気全体の空燃比を希薄燃焼限界の近傍の空燃比に設定
    し、かつ、点火プラグ近傍の局所的な空燃比が混合気全
    体の空燃比に対して１割程度リッチとなる成層化状態が
    得られるように上記各インジェクタからの燃料噴射時期
    を設定したことを特徴とする請求項２５記載の自動車用
    リーンバーンエンジン。
  27. 【請求項２７】 エンジンに供給される混合気の空燃比
    を理論空燃比よりもリーンで、かつトルク変動が許容限
    界となる空燃比の近傍の所定リーン空燃比に設定した運
    転領域を有する自動車用リーンバーンエンジンにおい
    て、燃料系で発生する蒸発燃料を各気筒毎の独立吸気通
    路の各所定位置にそれぞれ接続された通路に導いて上記
    各独立吸気通路に送り込む蒸発燃料供給手段と、燃焼室
    内にスワールを生じさせるスワール生成手段と、少なく
    とも上記所定リーン空燃比の運転領域で上記蒸発燃料供
    給手段及びスワール生成手段を作動させる制御手段とを
    設けるとともに、上記蒸発燃料供給手段が作動状態にあ
    るときに各独立吸気通路への蒸発燃料の導入が各気筒の
    吸気行程で行われるように構成したことを特徴とする自
    動車用リーンバーンエンジン。
  28. 【請求項２８】 上記蒸発燃料供給手段は、デューティ
    制御されて蒸発燃料供給量を調節する制御弁を有すると
    ともに、この制御弁より下流に拡大室を有することを特
    徴とする請求項２７記載の自動車用リーンバーンエンジ
    ン。
  29. 【請求項２９】 上記各独立吸気通路にそれぞれ燃料供
    給用のインジェクタを設け、各インジェクタからの燃料
    噴射を各気筒の吸気行程で行わせるようにしたことを特
    徴とする請求項２７または２８に記載の自動車用リーン
    バーンエンジン。
  30. 【請求項３０】 上記各独立吸気通路にそれぞれ燃料供
    給用のインジェクタを設け、かつ上記各インジェクタの
    噴口近傍に燃料微粒化用のエアを供給するエア供給通路
    を設けるとともに、蒸発燃料を上記エア供給通路に導い
    て各独立吸気通路に送る込むように蒸発燃料供給手段を
    構成したことを特徴とする請求項２７記載の自動車用リ
    ーンバーンエンジン。
  31. 【請求項３１】 下流側が分岐して上記各インジェクタ
    に接続されたエア供給通路の分岐部より上流側に拡大室
    としてのチャンバーを介設するとともに、このチャンバ
    ーに、蒸発燃料を導く通路を接続したことを特徴とする
    請求項３０記載の自動車用リーンバーンエンジン。
  32. 【請求項３２】 蒸発燃料を上記各独立吸気通路に送り
    込む通路の下流端部にオリフィスを設けたことを特徴と
    する請求項２７乃至３１のいずれかに記載の自動車用リ
    ーンバーンエンジン。
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