JP6079814B2 - 内燃機関 - Google Patents

Description

この発明は、内燃機関に係り、特に、タンブル流を利用して成層燃焼運転が行われる内燃機関に関する。

特許文献１には、成層燃焼運転を行う筒内噴射式エンジンの制御装置が開示されている。この制御装置は、点火時期において点火プラグの周辺に可燃混合気を滞留させて成層燃焼運転を行うために、燃料噴射弁に向かって流れてくるタンブル流に向けて当該タンブル流と逆行するように燃料を噴射するようにしている。そのうえで、上記制御装置は、タンブル流の強さと燃料の噴霧貫徹力とをバランスさせて安定した成層燃焼を実現するために、燃料噴射圧力の制御による噴霧貫徹力の調整を行う。より具体的には、アイドリング運転時に、燃料噴射圧力を設定下限値から設定上限値までの全範囲において徐々に変化させつつ、この全範囲において燃焼変動の大きさが所定値以下となるように燃料噴射時期を補正する処理が行われる。

特開２００２−２７６４２１号公報 特開２００３−２２７３７５号公報 特開２００９−００８０３７号公報

燃料の噴霧貫徹力は、燃料噴射弁の噴孔等へのデポジットの堆積などの要因によって内燃機関が経時変化したことに起因して増大することがある。成層燃焼のためにタンブル流を利用して点火プラグの周辺に燃料噴霧を導く構成を採用している場合には、噴霧貫徹力が上記経時変化に起因して増大すると、タンブルの強さと噴霧貫徹力とがアンバランスとなることが懸念される。このようなアンバランスが生じると、点火時期における点火プラグの周辺での可燃混合気の成層度が低下する。成層度が低下すると、すなわち、上記混合気の空燃比がリーンになると、燃焼変動が大きくなり、トルク変動が大きくなる。

特許文献１の手法によれば、燃料噴射圧力を低下させることで噴霧貫徹力を下げることができるが、燃料の微粒化が妨げられてしまう。その結果、筒内壁面への燃料付着の増大および一酸化炭素ＣＯの増加といった問題が発生することがある。したがって、噴霧貫徹力が上記経時変化に起因して増大した場合における成層度回復のための対策は、良好な燃焼に対する弊害を軽減しつつ行えるものであることが望ましい。

この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、成層化のための噴射燃料の噴霧貫徹力が上記経時変化に起因して増大した場合に、良好な燃焼に対する弊害を軽減しつつ、点火時期における点火プラグ周辺の可燃混合気の成層度を回復させられるようにした内燃機関を提供することを目的とする。

本発明の一態様に係る内燃機関は、燃焼室内にタンブル流が生成される内燃機関であって、点火プラグと、筒内噴射弁と、タンブル流可変機構と、制御装置とを備える。点火プラグは、シリンダヘッド側の前記燃焼室の壁面の中央部に配置されている。筒内噴射弁は、成層燃焼運転が行われるときに、タンブル流の渦中心に燃料噴霧が向かうように特定タイミングにて燃料を噴射するように構成されている。タンブル流可変機構は、タンブル流の強さを可変とする。制御装置は、前記筒内噴射弁により噴射される燃料の噴霧貫徹力が前記内燃機関の経時変化に起因して増大した場合に、成層燃焼運転中にタンブル流の強さが高められるように前記タンブル流可変機構を制御する。さらに、前記制御装置は、噴霧貫徹力が前記経時変化に起因して増大した場合であって、かつ、成層燃焼運転中に燃焼変動の大きさが判定値以上となる場合に、前記タンブル流可変機構を用いてタンブル流の強さを高める。
また、本発明の他の態様に係る内燃機関は、燃焼室内にタンブル流が生成される内燃機関であって、点火プラグと、筒内噴射弁と、タンブル流可変機構と、制御装置とを備える。点火プラグは、シリンダヘッド側の前記燃焼室の壁面の中央部に配置されている。筒内噴射弁は、成層燃焼運転が行われるときに、タンブル流の渦中心に燃料噴霧が向かうように特定タイミングにて燃料を噴射するように構成されている。タンブル流可変機構は、タンブル流の強さを可変とする。制御装置は、前記筒内噴射弁により噴射される燃料の噴霧貫徹力が前記内燃機関の経時変化に起因して増大した場合に、成層燃焼運転中にタンブル流の強さが高められるように前記タンブル流可変機構を制御する。さらに、前記制御装置は、前記特定タイミングにて行われる燃料噴射の噴霧貫徹力を減少させた場合に点火時期における前記点火プラグの周辺の混合気の空燃比であるプラグ周辺空燃比と相関のある空燃比指標値がリッチ側に変化するときに、前記経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大が生じているとして、成層燃焼運転中にタンブル流の強さが高められるように前記タンブル流可変機構を制御する。

上記一態様および上記他の態様において、前記制御装置は、噴霧貫徹力が前記経時変化に起因して増大した場合に、点火時期における前記点火プラグの周辺の混合気の空燃比であるプラグ周辺空燃比と相関のある空燃比指標値がリッチ側への変化を示さなくなるまで、成層燃焼運転中に前記タンブル流可変機構を用いてタンブル流の強さを高めることが好ましい。

上記一態様および上記他の態様において、前記制御装置は、前記経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大の程度が大きいほど成層燃焼運転中にタンブル流の強さがより高められるように、前記タンブル流可変機構を制御することが好ましい。

上記他の態様において、前記制御装置は、噴霧貫徹力が前記経時変化に起因して増大した場合であって、かつ、成層燃焼運転中に燃焼変動の大きさが判定値以上となる場合に、前記タンブル流可変機構を用いてタンブル流の強さを高めることが好ましい。

上記一態様および上記他の態様において、前記タンブル流可変機構は、前記内燃機関の吸気通路に配置されてタンブル流を生成する吸気の流れを制御するタンブル制御弁を含むものであってもよい。そして、前記タンブル制御弁は、前記吸気通路を閉塞するように動作した状態において、前記シリンダヘッド側から前記燃焼室を気筒軸線の方向で見たときに吸気弁の軸線の直交方向において前記吸気通路の流路断面の中心側の部位と比べて当該直交方向の外側の部位の方が吸気の流量が多くなるようにすることが好ましい。

上記一態様において、前記制御装置は、前記特定タイミングにて行われる燃料噴射の噴霧貫徹力を減少させた場合に点火時期における前記点火プラグの周辺の混合気の空燃比であるプラグ周辺空燃比と相関のある空燃比指標値がリッチ側に変化するときに、前記経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大が生じているとして、成層燃焼運転中にタンブル流の強さが高められるように前記タンブル流可変機構を制御するものであってもよい。

本発明によれば、タンブル流の渦中心に燃料噴霧が向かうように筒内噴射弁を用いた燃料噴射を行いつつ成層燃焼運転が行われるときにおいて、筒内噴射弁により噴射される燃料の噴霧貫徹力が内燃機関の経時変化に起因して増大した場合に、タンブル流の強さが高められるようにタンブル流可変機構が制御される。これにより、良好な燃焼に対する弊害を伴うパラメータ（燃料噴射圧力など）を変更して噴霧貫徹力を調整する場合と比べて、良好な燃焼に対する弊害を軽減しつつプラグ周辺混合気の成層度を回復させられるようになる。

本発明の実施の形態１の内燃機関のシステム構成を説明するための模式図である。 燃焼室周りの構成を気筒の軸線方向においてシリンダヘッド側から見た図である。 ＴＣＶの具体的な構造を説明するための図である。 経時変化に起因するプラグ周辺混合気の成層度の低下について説明するための図である。 経時変化による噴霧貫徹力の増大に起因してプラグ周辺混合気の成層度が低下する他の要因を説明するための図である。 筒内噴射弁の最適噴射割合Ｒｂの経時変化を説明するための図である。 噴霧貫徹力と最適噴射割合Ｒｂの補正量ΔＲｂとの関係を表した図である。 本発明の実施の形態１における制御の流れを表したフローチャートである。 最適噴射割合Ｒｂの補正量ΔＲｂに基づいて噴霧貫徹力を算出する処理の流れを表したフローチャートである。 プラグ周辺空燃比の算出手法の一例を説明するための図である。 プラグ周辺空燃比と、判別時期での熱発生率ｄＱ／ｄθとの関係を表した図である。 噴霧貫徹力に基づく要求ＴＣＶ開度ＯＰｒの設定を説明するための図である。 ＴＣＶを閉じることによる気流分布の制御によって得られる成層度の改善効果を説明するための図である。 経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大が生じた場合に本発明の実施の形態２において実施されるプラグ周辺混合気の成層度の回復動作を説明するための図である。 本発明の実施の形態２における制御の流れを表したフローチャートである。 図１５に示すフローチャートに従う処理の実行結果の一例を表したタイムチャートである。 本発明における他のタンブル流可変機構を備える内燃機関のシステム構成を説明するための模式図である。 図１７に示すバルブマスクの詳細な構成を説明するための図である。 図１８中に示すＫ−Ｋ線で吸気ポート周りの構成を切断した断面図である。 燃焼室内に、吸気側で下降し排気側で上昇する逆タンブル流が生成されている様子を表した図である。

実施の形態１．
［実施の形態１の構成］
図１は、本発明の実施の形態１の内燃機関１０のシステム構成を説明するための模式図である。本実施形態のシステムは、火花点火式の内燃機関１０を備えている。内燃機関１０の各気筒内には、ピストン１２が設けられている。気筒内におけるピストン１２の頂部側には、燃焼室１４が形成されている。燃焼室１４には、吸気通路１６および排気通路１８が連通している。

吸気通路１６の入口付近には、吸入空気量を計測するためのエアフローメータ２０が配置されている。また、吸気通路１６には、電子制御式のスロットル弁２２が設けられている。スロットル弁２２は、アクセル開度に応じて開度が調整されることで、吸入空気量を調整することができる。

吸気通路１６において燃焼室１４に接続される部位である吸気ポート１６ａは、吸気の流れによって燃焼室１４内に縦回転の渦、すなわち、タンブル流を生成させられるように形成されている。より具体的には、本実施形態において生成されるタンブル流は、図１に示すように、吸気側で上昇し、排気側で下降する正タンブル流である。このような正タンブル流の生成のために、図１においてシリンダボア中心側の部位における吸気の流れ（図１中の「流れ１」参照）は、当該部位の反対側（シリンダボア外周側）の部位における吸気の流れ（図１中の「流れ２」参照）よりも強くなるように吸気ポート１６ａが構成されている。

吸気ポート１６ａには、当該吸気ポート１６ａを開閉する吸気弁２４が設けられている。吸気弁２４の上流には、電子制御式のタンブル制御弁（ＴＣＶ）２５が配置されている。ＴＣＶ２５は、弁軸２５ａと当該弁軸２５ａを中心として回転する弁体２５ｂとを備えて吸気通路１６の流路面積を変化させるフラップ式の弁機構である。

図２は、燃焼室１４周りの構成を気筒の軸線方向においてシリンダヘッド側から見た図である。図３は、ＴＣＶ２５の具体的な構造を説明するための図であり、吸気の流れの下流側から（より具体的には、図１中に示すＡ−Ａ線により切断される流路断面において）ＴＣＶ２５を見た図である。

図２および図３中に示す「Ｌ２方向」とは、気筒軸線の方向においてシリンダヘッド側から燃焼室１４周りの構成を見たときに、吸気弁２４の軸線Ｌ１と直交する方向のことである。内燃機関１０の場合には、Ｌ２方向は、図示省略するクランク軸の軸線方向と平行となる。内燃機関１０の気筒内には、２つの吸気弁２４がＬ２方向に沿って隣り合うように備えられている。図２に示すように、ＴＣＶ２５は、各吸気弁２４に向けて分岐する吸気ポート１６ａの分岐点よりも上流側に配置されている。

ＴＣＶ２５の弁軸２５ａは、吸気通路１６の流路断面におけるシリンダボア外周側（図１および図３における下方側）の流路壁面に沿う態様でＬ２方向と平行に配置されている。図３は、弁体２５ｂの回転位置（すなわち、ＴＣＶ２５による吸気通路１６の開度（以下、「ＴＣＶ開度ＯＰ」と称する））の違いによる吸気通路１６の閉塞の度合いの変化を表している。

図３に示すように、全開状態においては、弁体２５ｂは、流路壁面に沿うように傾斜している。その結果、全開状態においては、ＴＣＶ２５は吸気の流れに対して実質的な影響を与えない。一方、ＴＣＶ２５によれば、弁体２５ｂがより大きく立ち上がるほど、吸気通路１６がより大きく閉塞される（すなわち、ＴＣＶ開度ＯＰがより小さくなる）。

図３中においてＬ２方向と直交する方向に着目して流路断面を見た場合、ＴＣＶ開度ＯＰが小さくなるにつれ、シリンダボア外周側の部位の方がシリンダボア中心側の部位と比べてより大きく閉塞されるようになる。これにより、ＴＣＶ開度ＯＰが小さいほど、シリンダボア中心側により大きく偏るように吸気の流れに変化を与えることができる。その結果、ＴＣＶ開度ＯＰが小さいほど、流れ２の流量に対する流れ１の流量の差をより多くすることができる。このため、ＴＣＶ開度ＯＰを小さくすることで、燃焼室１４内のタンブル流の強さを高めることができる。

上記のように吸気通路の流路面積の一部を狭めることによってタンブル流の強さを変化させる機能は、一般的なタンブル制御弁においても備えられている基本的な機能である。そのうえで、ＴＣＶ２５は、以下に説明する態様にて気流分布（Ｌ２方向における吸気の流れの偏り）を変化させるという機能をも付加的に備えている。

すなわち、図３中においてＬ２方向に着目して流路断面を見た場合、Ｌ２方向の中心側（内側）の部位がその外側の部位と比べて大きく閉塞される。このように、Ｌ２方向における中心側の部位と外側の部位との間には、吸気通路１６の開口率に差が設けられている。これにより、ＴＣＶ開度ＯＰが小さいほどＬ２方向における流路断面の中心側の部位の流量に対する外側の部位の流量の差が多くなるという態様においても、吸気の流れに偏りを生じさせることができる。

上記の２つの機能をともに実現するのに適した弁体形状の一例として、弁体２５ｂは、三角形状を有している。より具体的には、弁体２５ｂは、Ｌ２方向の中央において弁体２５ｂの高さが最大となり、かつ、この高さ方向の頂点から吸気通路１６内の弁軸２５ａの両端に向けて延びるように形成された三角形状を有している。弁体２５ｂをこのように形成したことにより、ＴＣＶ２５が吸気通路１６を閉塞するように動作した状態（すなわち、全開状態に対してＴＣＶ２５が閉じられた状態）において、流路断面上においてシリンダボア中心側であってＬ２方向の外側の部位（図３中に矢印Ｂで示す２つの領域参照）の流量がＴＣＶ２５を閉じた際に多くなるように吸気の流れを偏らせることが可能となる。すなわち、ＴＣＶ開度ＯＰを変えることによって、タンブル流の強さを変化させるという基本的な機能と、上記態様にて気流分布を変化させるという付加的な機能とを好適に両立できるようになる。

図１を参照して、内燃機関１０のシステム構成の説明を継続する。内燃機関１０の各気筒には、吸気ポート１６ａに燃料を噴射するポート噴射弁２６と、燃焼室１４内に燃料を直接噴射する筒内噴射弁２８とが設けられている。また、各気筒には、混合気に点火するための点火装置（図示省略）の点火プラグ３０が設けられている。点火プラグ３０は、シリンダヘッド側の燃焼室１４の壁面の中央部に配置されている。さらに、各気筒には、筒内圧を検出する筒内圧センサ３２が設けられている。

排気通路１８の排気ポート１８ａには、当該排気ポート１８ａを開閉する排気弁３４が設けられている。また、排気通路１８には、排気ガスを浄化するための排気浄化触媒３６が配置されている。さらに、内燃機関１０のクランク軸（図示省略）の近傍には、クランク角およびエンジン回転速度を検出するためのクランク角センサ３８が取り付けられている。

さらに、図１に示すシステムは、ＥＣＵ(Electronic Control Unit)４０を備えている。ＥＣＵ４０は、入出力インターフェースとメモリと演算処理装置（ＣＰＵ）とを備えている。入出力インターフェースは、内燃機関１０もしくはこれを搭載する車両に取り付けられた各種センサからセンサ信号を取り込むとともに、内燃機関１０を制御するための各種アクチュエータに対して操作信号を出力するために設けられている。メモリには、内燃機関１０を制御するための各種の制御プログラムおよびマップ等が記憶されている。ＣＰＵは、制御プログラム等をメモリから読み出して実行し、取り込んだセンサ信号に基づいて各種アクチュエータの操作信号を生成する。ＥＣＵ４０が信号を取り込むセンサには、上述したエアフローメータ２０、筒内圧センサ３２およびクランク角センサ３８等のエンジン運転状態を取得するための各種センサが含まれる。ＥＣＵ４０が操作信号を出すアクチュエータには、上述したスロットル弁２２、ＴＣＶ２５、ポート噴射弁２６、筒内噴射弁２８および上記点火装置等が含まれる。

（タンブル流を利用する成層燃焼）
内燃機関１０では、上述のように、吸気ポート１６ａの形状の事前の選定によって、燃焼室１４内にタンブル流を生成させられるようになっている。本実施形態では、成層燃焼を実現するために、このタンブル流を利用するエアガイド方式、すなわち、燃料噴霧をタンブル流によって点火プラグ３０の周りに運ぶ方式が用いられる。成層燃焼とは、点火時期において点火プラグ３０の周辺にその外側よりも空燃比がリッチな混合気層を形成して行う燃焼のことである。なお、図１は、圧縮上死点（圧縮ＴＤＣ）前９０°ＣＡ付近での状態を示している。

エアガイド方式を用いた成層燃焼を行えるようにするために、筒内噴射弁２８の噴射角度は、圧縮行程の中期内の特定タイミングＴにおいてタンブル流の渦中心に向けて燃料を噴射可能となるように設定されている。ここでいう圧縮行程の中期とは、好ましくは、圧縮ＴＤＣ前１２０〜６０°ＣＡである。特定タイミングＴは、ここでは一例として圧縮ＴＤＣ前９０°ＣＡとされている。

成層燃焼を行う際の燃料噴射として、本実施形態では、１サイクル中に噴射すべき燃料噴射量を複数回に分割し、分割した後の個々の燃料噴射量の噴射を行う燃料噴射弁をポート噴射弁２６と筒内噴射弁２８とによって分担する手法が用いられる。より具体的には、最初の燃料噴射は、ポート噴射弁２６を用いて行われ、２番目の燃料噴射は、筒内噴射弁２８を用いて行われる。最初の燃料噴射は、メインとなる燃料噴射であり、１サイクル中に噴射すべき燃料量のうちの多くの量の燃料が排気行程もしくは吸気行程においてポート噴射弁２６によって噴射される。２番目の燃料噴射は、１サイクル中に噴射すべき燃料量のうちの残りの量であって成層化のために必要とされる少量での燃料噴射である。この２番目の燃料噴射は、上記特定タイミングＴ（圧縮ＴＤＣ前９０°ＣＡ）にて筒内噴射弁２８によって行われる。

上記２番目の燃料噴射がタンブル流の強さに対して適切な噴霧貫徹力で行われることで、燃料噴霧がタンブル流の渦中心に向かい、その結果、タンブル流によって燃料噴霧が包み込まれるようになる。そして、タンブル流によって包み込まれた燃料噴霧はピストン１２の上昇に伴って点火プラグ３０の周りに運ばれる。これにより、点火時期における点火プラグ３０の周辺の混合気層がその外側よりも空燃比がリッチな可燃混合気層となるように、筒内ガスを成層化させることができる。

［実施の形態１の制御］
（本実施形態の制御の対象となる運転条件）
以下に説明する本実施形態の制御は、ファストアイドル運転を対象として行われる。ファストアイドル運転は、内燃機関１０の冷間始動直後に、アイドル回転速度を、暖機終了後の通常アイドル回転速度より高く維持するために行われるものである。

（ファストアイドル運転時に成層燃焼を行う利点）
本実施形態では、ファストアイドル運転時に、上述のエアガイド方式を利用する成層燃焼が実施される。ファストアイドルの際に成層燃焼を行うこととすると、筒内全体の空燃比を大きくリッチ化することなく、点火プラグ３０の周辺にその外側と比べて燃料濃度の高い可燃混合気層を生成することができるので、燃費低減を図りつつ冷間始動後の燃焼を安定化させることができる。

また、良好な成層燃焼の実現は、窒素酸化物ＮＯｘの排出抑制の観点においても有効である。すなわち、筒内でのＮＯｘの生成量は、燃焼に付される混合気の空燃比が１６付近であるときに多くなる。混合気の成層度を高めるということは、点火プラグ３０の周辺の混合気層の空燃比をリッチ化することを意味する。したがって、点火時期における点火プラグ３０の周辺の混合気の成層度を良好に高めることにより、点火時期における点火プラグ３０の周辺において空燃比が１６付近の値となる混合気層が形成されることを抑制することができ、その結果としてＮＯｘの生成を抑制することができる。以下、本明細書においては、説明の便宜上、点火時期付近における点火プラグ３０の周辺の混合気のことを「プラグ周辺混合気」と称し、このプラグ周辺混合気の空燃比のことを「プラグ周辺空燃比」と称する。

また、本実施形態では、ファストアイドル運転時において炭化水素ＨＣの排出抑制と排気浄化触媒３６の暖機促進を図るために、点火時期の遅角が行われる。この点火時期遅角制御は、最適点火時期（ＭＢＴ（Minimum spark advance for Best Torque）点火時期）に対して点火時期を大きく遅角するものであり、より具体的には、例えば、圧縮ＴＤＣよりも後の時期となるように点火時期が遅角される。このように点火時期を大幅に遅角して燃焼を行うことにより、排気通路１８内でのＨＣの後燃えを促進させることができるとともに、排気温度を高めて排気浄化触媒３６の暖機を促進させることができる。さらに、点火時期を遅角すると、一般に着火が不安定となる。しかしながら、プラグ周辺混合気の成層度を高めることは、このような点火時期遅角制御が行われている場合において着火を安定させる効果もある。

（エアガイド方式を利用する成層燃焼に関する課題）
上述したエアガイド方式は、燃料噴霧がタンブル流の渦中心に向かうように燃料噴射を行って、タンブル流によって燃料噴霧を包み込んだ状態で燃料噴霧を点火プラグ３０の周りに輸送するというものである。このような動作を適切に実現できるようにするために、筒内噴射弁２８による特定タイミングＴでの燃料噴射は、筒内に生成されるタンブル流の強さに対して適切な噴霧貫徹力にて行われるようになっている。

噴霧貫徹力の調整は、燃料噴射割合を変更することによって行うことができる。ここでいう燃料噴射割合とは、１サイクル中に噴射される燃料の総量である総燃料噴射量に対する、特定タイミングＴにて行われる燃料噴射の量の割合のことである。本実施形態の内燃機関１０では、１サイクル中にポート噴射弁２６と筒内噴射弁２８とを用いて行われる燃料噴射による燃料噴射量の合計値が上記総燃料噴射量に相当し、この総燃料噴射量に対する、特定タイミングＴでの燃料噴射の量の割合が上記燃料噴射割合（以下、「筒内噴射割合Ｒ」と称する）に相当する。

噴霧貫徹力は、特定タイミングＴでの燃料噴射の量が多いほど大きくなる。ＥＣＵ４０には、タンブル流の強さと噴霧貫徹力とのバランスを上記動作の実現に要求される適切なバランスとすることができる筒内噴射割合Ｒが、初期値（適合値）Ｒｂ０として記憶されている。タンブル流の強さと噴霧貫徹力とのバランスが上記動作の実現に関して最適なものであれば、プラグ周辺混合気の成層度を最も高めることができ、その結果、プラグ周辺空燃比を良好にリッチ化させることが可能となる。

図４は、経時変化に起因するプラグ周辺混合気の成層度の低下について説明するための図である。なお、図４は、気筒の軸線を通過する中心断面における筒内の様子を表している。

内燃機関１０に経時変化が生じていない初期状態においては、筒内噴射割合Ｒとして初期値Ｒｂ０を用いることによって、図４中の左側の図に示すように、タンブル流の強さと噴霧貫徹力とが適切にバランスしている。その結果、燃料噴霧はタンブル流によって適切に包み込まれるようになる。

ここで、噴霧貫徹力は、筒内噴射弁２８などの内燃機関１０の構成部品の経時変化によって変化し得る。具体的には、噴霧貫徹力は、例えば、筒内噴射弁２８の噴孔へのデポジットの堆積に起因して噴霧貫徹力が初期狙い値（すなわち、初期値Ｒｂ０に対応する値）よりも大きくなることがある。図４中の右側に示す図は、このような要因によって噴霧貫徹力が初期狙い値に対して経時的に増大した状態を示している。この状態では、タンブル流の強さに対して噴霧貫徹力が過大となっている。つまり、初期状態において得られていたタンブル流の強さと噴霧貫徹力との適切なバランスが崩れている。このため、図４に示すように、燃料噴霧がタンブル流の渦中心を通過したうえでタンブル流に乗って拡散してしまう。その結果、プラグ周辺混合気の成層度が低下する。成層度が低下すると、プラグ周辺空燃比がリーンとなる。その結果、燃焼が遅くなるので、燃焼が不安定となる。燃焼が不安定になると、トルク変動が大きくなる。また、成層度の低下によって、ＮＯｘの排出量が多くなる。

図５は、経時変化による噴霧貫徹力の増大に起因してプラグ周辺混合気の成層度が低下する他の要因を説明するための図である。図５は、燃焼室１４を気筒の軸線方向においてシリンダヘッド側から見下ろした図である。図５中に「Ｃ」を付して示す矢印は、タンブル流の主流（タンブル流の他の部位と比べて流速の高い部位）を示している。また、図５中に「Ｄ１」および「Ｄ２」を付して示す図形は、成層化のために特定タイミングＴにて噴射された燃料の噴霧を示している。

タンブル流の主流Ｃは、シリンダヘッド側から（気筒上方から）見て、シリンダボア中心側の部位を通って吸気側から排気側に流れる。筒内噴射弁２８は、構造上定まる噴射角度にて燃料を噴射する。筒内噴射割合Ｒが成層化のための適切な値（初期値Ｒｂ０）に設定されていると、図５に示すように、経時変化による噴霧貫徹力の増大が生じていない初期状態において噴射される燃料の噴霧Ｄ１は、タンブル流の主流Ｃが通過する領域の幅Ｅと同等に広がるようになる。

一方、経時変化による噴霧貫徹力の増大が生じている状態における噴霧Ｄ２は、噴霧Ｄ１と比べて噴霧長が大きくなる。その結果、噴霧Ｄ２は、図５中に幅Ｆとして示すように、タンブル流の主流Ｃが通過する領域の幅Ｅよりも大きく広がってしまう。つまり、タンブル流の回転軸方向において主流Ｃよりも外側の部位（主流Ｃよりも流速が低い流れ成分が存在する部位）にまで燃料噴霧が広がってしまう。このようにしてタンブル流の主流Ｃに関する幅Ｅからはみ出した燃料噴霧については、点火時期に至るまでタンブル流の内部に包み込むことが難しくなる。このようにはみ出す燃料噴霧の量が多くなると、成層度が低下する。噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合には、図４を参照して説明した要因に加え、このような要因によっても成層度が低下する。

（実施の形態１の制御の特徴部分）
本実施形態では、上記の課題を解決するために、上述したエアガイド方式を利用する成層燃焼が実施されるファストアイドル運転中に噴霧貫徹力が内燃機関１０の経時変化に起因して増大したか否かを判定することとした。そして、噴霧貫徹力が増大したと判定した場合には、タンブル流の強さを高めることによってタンブル流の強さと噴霧貫徹力とのバランスを改善させるべく、ＴＣＶ２５を閉じることとした。

より具体的には、本実施形態の内燃機関１０は、既述したように、燃焼室１４内にタンブル流を生成させられる吸気の流れの偏りを吸気ポート１６ａの形状によって創出している。したがって、経時変化による噴霧貫徹力の増大が生じていない初期状態においては、ＴＣＶ２５は全開状態とされている。そのうえで、経時変化による噴霧貫徹力の増大が認められた場合には、ＴＣＶ２５が全開状態から閉じられることになる。この場合、ＴＣＶ２５は、噴霧貫徹力の増大の程度が大きいほど、より大きく閉じられる。このようにして決定されたＴＣＶ２５の開度は、その後に行われるファストアイドル運転時において使用されることになる。なお、このようなＴＣＶ２５の閉じ制御が行われた後にさらに経時変化による噴霧貫徹力の増大が検出された場合には、前回の制御実行時に決定されたＴＣＶ２５の開度に対してさらに閉じられることになる。

（経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大を判定する手法）
内燃機関１０（例えば、筒内噴射弁２８）の経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大の判定は、他の手法を用いて行うようにしてもよいが、例えば、以下に示す手法を用いることができる。

図６は、筒内噴射弁２８の最適噴射割合Ｒｂの経時変化を説明するための図である。図６は、プラグ周辺空燃比と筒内噴射割合Ｒとの関係を示している。上述のように、噴霧貫徹力は、特定タイミングＴでの燃料噴射の量が多いほど（すなわち、筒内噴射割合Ｒが大きいほど）大きくなる。

図６中に示す実線は、内燃機関１０が経時変化の生じていない初期状態にあるときの特性を示している。筒内噴射割合Ｒがゼロであるときには、筒内の混合気は成層化されないので、プラグ周辺空燃比は、筒内の空燃比（すなわち、吸入空気量と燃料噴射量とで規定される供給空燃比）と等しくなる。図６中に示す「最低噴射割合Ｒｍｉｎ」とは、筒内噴射弁２８の燃料噴射量が最小噴射量であるときの筒内噴射割合Ｒである。最小噴射量とは、ＥＣＵ４０による筒内噴射弁２８の燃料噴射量の制御範囲の下限値に相当する値である。

筒内噴射割合Ｒが最低噴射割合Ｒｍｉｎから増加するにつれ、噴霧貫徹力が増大していく。その結果、筒内噴射割合Ｒの増加に伴って、プラグ周辺混合気の成層度が増加し、プラグ周辺空燃比がリッチ化していく。筒内噴射割合Ｒの増加に伴ってタンブル流の強さと噴霧貫徹力とのバランスが最適となったときには、タンブル流によって燃料噴霧を最適に包み込むことができるようになる。このため、このときに成層度が最も高くなり、プラグ周辺空燃比が最もリッチとなる。このときの筒内噴射割合Ｒが「最適噴射割合Ｒｂ」となる。より具体的には、ＥＣＵ４０に記憶されている筒内噴射割合Ｒの上記初期値Ｒｂ０とは、タンブル流の強さが上記初期狙い値（設計上の狙い値）であるときの最適噴射割合Ｒｂに相当し、この最適噴射割合Ｒｂ０での燃料噴射の噴霧貫徹力が上記初期狙い値に相当する。

図６中の実線において筒内噴射割合Ｒを最適噴射割合Ｒｂ０に対して大きくしていくと、最適なバランスを超えて噴霧貫徹力が大きくなるので、図４および図５を参照して上述したものと同様の理由で成層度が低下していくことになる。

以上説明した筒内噴射割合Ｒの最適噴射割合Ｒｂは、経時変化に起因して噴霧貫徹力が増大することがあると変化する。具体的には、経時変化に起因して噴霧貫徹力が増大している状況下における最適噴射割合Ｒｂ１は、図６に示すように、初期値Ｒｂ０に対して低筒内噴射割合側に変化する。このような経時変化が生じているにもかかわらず、筒内噴射割合Ｒが初期値Ｒｂ０のままであると、図６中に黒丸印で示すように、最適噴射割合Ｒｂ１の下で得られる成層度（白丸印）と比べて、成層度が低下する。

図７は、噴霧貫徹力と最適噴射割合Ｒｂの補正量ΔＲｂとの関係を表した図である。経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大の程度が大きいほど、最適噴射割合Ｒｂはより低くなる。したがって、最適噴射割合Ｒｂの初期値Ｒｂ０と経時変化後の最適噴射割合Ｒｂ１との差に相当する補正量ΔＲｂ（＝Ｒｂ０−Ｒｂ１）と、噴霧貫徹力との関係は、図７に示すように表すことができる。すなわち、補正量ΔＲｂがゼロであるとき（すなわち、初期状態であるとき）に対して、経時変化に起因して補正量ΔＲｂが大きくなるほど、噴霧貫徹力が大きくなる。したがって、図７に示す関係を事前に適合して備え、かつ、成層燃焼を利用するファストアイドル運転中に最適噴射割合Ｒｂの補正量ΔＲｂを算出することができれば、算出した補正量ΔＲｂから、経時変化後の噴霧貫徹力を算出（推定）できるようになる。

（実施の形態１における具体的処理）
図８は、本発明の実施の形態１における制御の流れを表したフローチャートである。ＥＣＵ４０は、内燃機関１０が冷間始動した直後において触媒暖機制御を伴うファストアイドル運転を開始するときに、本フローチャートの処理を開始する。なお、このフローチャートの処理は、ＥＣＵ４０によって気筒毎に実行される。

ＥＣＵ４０は、まず、ステップ１００において、燃焼変動の大きさを算出する。燃焼変動の大きさは、次のような手法によって算出することができる。すなわち、例えば、筒内圧センサ３２によって検出される筒内圧のデータを利用して、各サイクルにおいて図示平均有効圧を算出し、所定の複数サイクル内での図示平均有効圧のばらつきを算出する。そして、このばらつきを燃焼変動の大きさとして用いるようにしてもよい。また、クランク角センサ３８を利用してサイクル毎にクランク角速度を算出し、所定の複数サイクル内でのクランク角速度のばらつきを燃焼変動の大きさとして用いるようにしてもよい。

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ１０２に進む。ステップ１０２では、燃焼変動の大きさが所定の判定値以上であるか否かが判定される。この判定値は、経時変化に起因してプラグ周辺混合気の成層度があるレベル以上という程度で低下したことを判断可能な値として事前に設定された値である。その結果、本ステップ１０２の判定が不成立となる場合には、本フローチャートの処理が速やかに終了される。

ステップ１０２において判定値以上の大きさの燃焼変動が発生していない場合としては、そもそも経時変化に起因するあるレベル以上での成層度の低下が生じていないケースが該当する。また、この場合としては、噴霧貫徹力には経時変化が生じているけれども、タンブル流の強さについても経時変化に起因する増大が生じている結果としてタンブル流の強さと噴霧貫徹力との適切なバランスを維持しているケースも該当する。

一方、ステップ１０２において判定値以上の大きさの燃焼変動が発生したと判定した場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ１０４に進む。ステップ１０４では、噴霧貫徹力が算出される。噴霧貫徹力の算出（推定）は、例えば、図９に示すフローチャートに従う処理によって行うことができる。

図９は、最適噴射割合Ｒｂの補正量ΔＲｂに基づいて噴霧貫徹力を算出する処理の流れを表したフローチャートである。このフローチャートの処理は、図６および図７を参照して説明した手法に基づくものである。

ＥＣＵ４０は、まず、ステップ２００において、筒内噴射割合Ｒの補正値Ｒ（ｋ）を算出する。補正値Ｒ（ｋ）は、次の（１）式に従って算出される。
Ｒ（ｋ）＝Ｒ（ｋ−１）−Ｘ ・・・（１）
ただし、（１）式において、Ｒ（ｋ）は、上述した筒内噴射割合Ｒの初期値（すなわち、事前に適合された最適噴射割合）Ｒｂ０をＲ（０）として用いて、筒内噴射割合Ｒのｋ回目の補正時に算出される値である。Ｒ（ｋ−１）は前回値である。Ｘは所定の一定量である。

上記（１）式によれば、補正値（今回値）Ｒ（ｋ）は、前回値Ｒ（ｋ−１）から一定量Ｘを減じることにより得られる値として算出される。特に、初回（１回目）の補正時に算出される補正値Ｒ（１）は、前回値Ｒ（０）に相当する初期値Ｒｂ０から一定量Ｘを減じることによって得られる。

一定量Ｘは、微小量であるが、筒内噴射割合Ｒの変更に伴って有意なプラグ周辺空燃比の変化をもたらせる値として事前に決定されたものである。最適噴射割合Ｒｂの探索のための筒内噴射割合Ｒの変更は、燃焼状態の急激な変化を避けるために、以下に説明するように、このような一定量Ｘを用いて徐々に行われることになる。

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ２０２に進み、ステップ２００にて算出した補正値Ｒ（ｋ）が上述の最低噴射割合Ｒｍｉｎよりも大きいか否かを判定する。その結果、今回算出された補正値Ｒ（ｋ）が最低噴射割合Ｒｍｉｎ以下であるために本判定が不成立となる場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ２０４に進む。ステップ２０４では、最適噴射割合Ｒｂの補正量ΔＲｂが算出される。この場合には、最低噴射割合Ｒｍｉｎが経時変化の影響を反映した後の最適噴射割合Ｒｂとしてみなされ、補正量ΔＲｂが初期値Ｒｂ０から最低噴射割合Ｒｍｉｎを減じて得られる値として算出される。

一方、ステップ２０２において補正値Ｒ（ｋ）が最低噴射割合Ｒｍｉｎよりも大きいと判定した場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ２０６に進む。ステップ２０６では、ステップ２００において算出した補正値Ｒ（ｋ）が目標筒内噴射割合として設定される。これにより、この設定時点以降において特定タイミングＴが到来したときに、補正値Ｒ（ｋ）に従う燃料噴射量にて成層化のための筒内噴射が行われることになる。

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ２０８に進む。ステップ２０８では、筒内噴射割合Ｒが補正値Ｒ（ｋ）である状態でのプラグ周辺空燃比の算出処理が行われる。本ステップ２０８では、この算出処理の一例として、次のような手順での演算が行われる。すなわち、補正値Ｒ（ｋ）に従う燃料噴射量にて行う成層化のための筒内噴射が所定の複数サイクルＹに渡って行われる。そして、この複数サイクルＹ中の各サイクルにおいてプラグ周辺空燃比が算出され、算出されたプラグ周辺空燃比の平均値が算出される。このようにして算出された平均値は、更なる筒内噴射割合Ｒの補正が行われたときの比較対象として用いることができるように、ＥＣＵ４０のバッファに一時的に記憶される。平均値を利用する上記の算出処理によれば、補正値Ｒ（ｋ）を使用した状態でのプラグ周辺空燃比を、サイクル間の燃焼のばらつきの影響を低減しつつ取得することができる。ただし、補正値Ｒ（ｋ）を使用した状態でのプラグ周辺空燃比の取得方法は、上記のように平均値を利用するものに限らず、例えば、複数サイクルＹ中のある１つのサイクルの値を用いるものであってもよい。あるいは、複数サイクルＹではなく１サイクルだけ補正値Ｒ（ｋ）を使用した状態で燃焼を行い、当該サイクルでのプラグ周辺空燃比が用いられてもよい。

各サイクルでのプラグ周辺空燃比の算出自体は、例えば、次のような手法を用いることができる。図１０は、プラグ周辺空燃比の算出手法の一例を説明するための図であり、熱発生率ｄＱ／ｄθとクランク角との関係を表している。ＥＣＵ４０は、筒内圧センサ３２とクランク角センサ３８とを利用することで、クランク角同期での筒内圧のデータを取得することができる。そして、クランク角同期での筒内圧のデータを用いて、筒内での熱発生率ｄＱ／ｄθのクランク角同期でのデータを次の（２）および（３）式に従って算出することができる。

ただし、（２）式は、熱力学の第１法則を示している。（２）式において、Ｕは内部エネルギであり、Ｗは仕事である。また、（３）式において、κは比熱比であり、Ｖは筒内容積であり、Ｐは筒内圧力であり、θはクランク角度である。

図１０に示すように、熱発生率ｄＱ／ｄθの波形は、プラグ周辺空燃比に応じて変化する。より具体的には、プラグ周辺空燃比がリーンになるほど、燃焼が緩慢になるため、熱発生率ｄＱ／ｄθの立ち上がりが遅くなる。したがって、点火時期（ＳＡ）に対して所定クランク角期間だけ遅角したクランク角を所定の判別時期として熱発生率ｄＱ／ｄθの大きさを判別することで、熱発生率ｄＱ／ｄθに基づいてプラグ周辺空燃比を推定することができる。より具体的には、上記判別時期として好適なクランク角タイミングは、熱発生率ｄＱ／ｄθの立ち上がりを判別可能なタイミングであって、筒内噴射割合Ｒの変更を実施したときに想定されるプラグ周辺空燃比の変動範囲内で最もリッチなプラグ周辺空燃比にて燃焼が行われる場合において熱発生率ｄＱ／ｄθがピーク値を示す位置よりも進角側のタイミングである。

図１１は、プラグ周辺空燃比と、判別時期での熱発生率ｄＱ／ｄθとの関係を表した図である。ＥＣＵ４０には、プラグ周辺空燃比の算出のために、上記図１０を参照して説明した知見に基づくマップが記憶されている。このマップによれば、図１１に示すように、判別時期での熱発生率ｄＱ／ｄθが高いほど、プラグ周辺空燃比がリッチとなるように設定されている。ステップ２０８では、このようなマップを参照してプラグ周辺空燃比が算出される。

筒内圧センサを備える内燃機関では、一般的に、各サイクルの燃焼解析のためにサイクル毎に熱発生率ｄＱ／ｄθの算出が行われる。そして、サイクル毎に算出される熱発生率ｄＱ／ｄθのデータには、図１０を参照して説明したように、個々のサイクルにおけるプラグ周辺空燃比の影響が反映されている。このため、図１０および図１１を参照して以上説明した手法によれば、そのような熱発生率ｄＱ／ｄθを利用して、本実施形態の制御に利用するプラグ周辺空燃比を簡易にかつ精度良く推定することができる。

次に、ＥＣＵ４０は、次に、ステップ２１０に進む。ステップ２１０では、補正値Ｒ（ｋ）を使用した燃焼の下でのプラグ周辺空燃比（の平均値）である今回値Ａ／Ｆ（ｋ）が、今回の筒内噴射割合Ｒの補正直前の燃焼の下でのプラグ周辺空燃比である前回値Ａ／Ｆ（ｋ−１）に対してリッチ化したか否かが判定される。より具体的には、前回値Ａ／Ｆ（ｋ−１）から今回値Ａ／Ｆ（ｋ）を引いて得られる差が所定値以上であるか否かが判定される。この所定値は、一定量Ｘでの筒内噴射割合Ｒの変更に伴うプラグ周辺空燃比の変化を判別可能な値として事前に設定された値である。なお、前回値Ａ／Ｆ（ｋ−１）としては、２回目以降の補正に関してはステップ２０８にて算出されてバッファに記憶されている値が使用される。初回の補正に関しては、例えば、図８中のステップ１００における燃焼変動の大きさの算出に利用された複数もしくは１サイクルにおけるプラグ周辺空燃比を算出してバッファに記憶しておき、その記憶値を用いればよい。

ステップ２１０においてプラグ周辺空燃比のリッチ化が認められた場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ２００以降の処理を繰り返し実行する。一方、ステップ２１０においてプラグ周辺空燃比に対して有意なリッチ化が認められなかった場合、つまり、筒内噴射割合Ｒの変更に伴ってプラグ周辺空燃比がリッチ側への変化を示さなくなった場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ２１２に進む。ステップ２１２では、補正量ΔＲｂが算出される。この場合には、最新の補正前の筒内噴射割合Ｒ、すなわち、前回値Ｒ（ｋ−１）が今回のフローチャートの処理の実行による補正後の最適噴射割合Ｒｂ（より具体的には、Ｒｂ１）としてみなされ、補正量ΔＲｂが、初期値Ｒｂ０から前回値Ｒ（ｋ−１）を引いて得られる値として算出される。

ステップ２１２もしくはステップ２０４の処理を実行した後には、ＥＣＵ４０は、ステップ２１４に進む。ＥＣＵ４０には、上記図７に表されるような噴霧貫徹力と補正量ΔＲｂとの関係が事前に定められたうえでマップとして記憶されている。ステップ２１４では、そのようなマップを参照して、ステップ２１２において算出した補正量ΔＲｂに対応する噴霧貫徹力が算出される。このようにして経時変化後の噴霧貫徹力が算出されることで、図９に示すフローチャートの処理の実行が終了される。

再び、図８に示すフローチャートの説明を継続する。ＥＣＵ４０は、ステップ１０４にて噴霧貫徹力を算出した後には、ステップ１０６に進む。ステップ１０６では、噴霧貫徹力の算出のために変更した筒内噴射割合Ｒを初期値Ｒｂ０に戻す処理が実行される。したがって、この処理の実行時点以降に特定タイミングＴが到来したときの燃料噴射には、初期値Ｒｂ０が再び使用されることになる。

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ１０８に進む。ステップ１０８では、ステップ１０４において算出した噴霧貫徹力が初期値（上述の初期狙い値）以上であるか否かが判定される。その結果、本判定が不成立となる場合には、ＥＣＵ４０は、今回のフローチャートの処理の実行を終了する。

一方、ステップ１０８の判定が成立する場合、すなわち、噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大したと判断できる場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ１１０に進む。ステップ１１０では、要求ＴＣＶ開度ＯＰｒが算出される。要求ＴＣＶ開度ＯＰｒとは、経時変化に起因して低下した成層度を適切に回復させるために必要とされるＴＣＶ開度ＯＰである。

図１２は、噴霧貫徹力に基づく要求ＴＣＶ開度ＯＰｒの設定を説明するための図である。タンブル流の強さと噴霧貫徹力との適切なバランスが取れている状態に対して噴霧貫徹力が増大した場合には、噴霧貫徹力の増大の程度が大きいほど、成層度がより低下する。また、タンブル流の強さを高めることによって、タンブル流の強さと噴霧貫徹力とのバランスを改善させることができる。図１２は、そのための要求ＴＣＶ開度ＯＰｒを噴霧貫徹力との関係で表したものであり、要求ＴＣＶ開度ＯＰｒは、初期値に対して噴霧貫徹力がより大きく増大するほど小さくなるように設定されている。ＥＣＵ４０には、図１２に示すような要求ＴＣＶ開度ＯＰｒと噴霧貫徹力との関係が事前に定められたうえでマップとして記憶されている。ステップ１１０では、そのようなマップを参照して、ステップ１０４において算出された噴霧貫徹力に応じた要求ＴＣＶ開度ＯＰｒが算出される。

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ１１２に進む。ステップ１１２では、ステップ１１０において算出された要求ＴＣＶ開度ＯＰｒとなるようにＴＣＶ２５を閉じるための処理が実行される。そして、図８に示すフローチャートに従う処理の実行が終了される。さらに付け加えると、今回のフローチャートの処理の実行対象となったエンジン始動後のファストアイドル運転が継続される間は、本フローチャートに従う処理によって取得された要求ＴＣＶ開度ＯＰｒが継続して使用される。また、次回以降のエンジン始動後のファストアイドル運転時についても、図８に示すフローチャートの処理によって要求ＴＣＶ開度ＯＰｒが更新されない限りは、現在取得されている要求ＴＣＶ開度ＯＰｒが継続して使用される。

（実施の形態１の制御の効果）
図８に示すフローチャートに従う処理によれば、噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合には、ＴＣＶ２５を閉じることにより、燃焼室１４内に生成されるタンブル流の強さが高められる（後述の図１３中のタンブル流の主流Ｃ１〜Ｃ３参照）。これにより、燃料噴霧がタンブル流の渦中心に向かうように燃料噴射を行い、タンブル流によって燃料噴霧を包み込んだ状態で燃料噴霧を点火プラグ３０の周りに輸送するというエアガイド方式を採用する内燃機関１０において、タンブル流の強さと噴霧貫徹力とのバランスを改善することができる。その結果として、経時変化による噴霧貫徹力の増大に起因して低下したプラグ周辺混合気の成層度を回復させることができる。より具体的には、ＴＣＶ２５によるタンブル流の強さの調整によれば、良好な燃焼に対する弊害を伴うパラメータ（例えば燃料噴射圧力）を変更して噴霧貫徹力を調整する場合と比べて、良好な燃焼に対する弊害を軽減しつつプラグ周辺混合気の成層度を回復させられるようになる。そして、成層度の回復により、トルク変動の増大およびＮＯｘ排出量の増加を抑制することができる。

また、本実施形態の内燃機関１０は、図３を参照して説明した形状のＴＣＶ２５を利用する。このような構成を有するＴＣＶ２５によれば、上述のタンブル流の強化だけでなく、気流分布（Ｌ２方向における吸気の流れの偏り）を変化させるという付加的な機能によって、以下に図１３を参照して示す効果をも奏することができる。

図１３は、ＴＣＶ２５を閉じることによる気流分布の制御によって得られる成層度の改善効果を説明するための図である。初期状態においては、ＴＣＶ２５が全開とされる。このため、図１３中の左端の図に示すように、吸気ポート１６ａの吸気の流れには、Ｌ２方向において偏りが生じない。「Ｃ１」を付して示す矢印は、初期状態におけるタンブル流の主流である。

一方、図１３中の中央の図に示すように、ＴＣＶ開度ＯＰが全開開度に対して閉じ側に制御された状態では、吸気ポート１６ａの吸気の流れには、Ｌ２方向において偏りが生じる。この偏りは、Ｌ２方向の中心側の部位の流量に対する外側の部位の流量を大きくするというものである。このような偏りの生成によって、シリンダヘッド側から燃焼室１４内を気筒軸線の方向で見た場合に、主流Ｃ２が通過するシリンダボア中心側の部位に向かう流れ成分Ｇ１を有意なレベルで生成できるようになる。一方、噴霧貫徹力の増大に起因して、燃料噴霧Ｈ２は、初期状態での燃料噴霧Ｈ１と比べてシリンダボア外周側により大きく広がろうとする。本実施形態のＴＣＶ２５によれば、強められた流れ成分Ｇ１によって、燃料噴霧Ｈ２の広がりを抑制し、主流Ｃ２が流れるシリンダボア中心側の部位に燃料噴霧Ｈ２の多くを集めることができるようになる。

そして、ＴＣＶ開度ＯＰを小さくすることによる気流分布の上記変化は、ＴＣＶ開度ＯＰが小さくなるほど大きくなる。すなわち、図１３中の右端の図に示すように、ＴＣＶ開度ＯＰがより小さくされた状態では、流れ成分Ｇ２を流れ成分Ｇ１と比べてさらに強くすることができる。このため、噴霧貫徹力の増大の程度が大きいほどＴＣＶ開度ＯＰがより小さくされることで、噴霧貫徹力の増大の程度がより大きいことに起因してより大きく広がろうとする燃料噴霧Ｈ３の広がりを、より強められた流れ成分Ｇ２によって抑制することができる。このため、噴霧貫徹力の増大の程度がより大きくなっても、主流Ｃ３が流れるシリンダボアの中心側の部位に燃料噴霧Ｈ３の多くを集めることができるようになる。

以上のことから、本実施形態の内燃機関１０によれば、ＴＣＶ２５を閉じることによって図１３を参照して説明した気流分布の制御をも行うことができるので、タンブル流の強化だけが行われる場合と比べて、プラグ周辺混合気の成層度をより改善させることができる。

また、本実施形態の制御によれば、経時変化による噴霧貫徹力の増大の程度が大きいほど、要求ＴＣＶ開度ＯＰｒはより小さな値として算出される。このため、噴霧貫徹力の増大の程度が大きいほど、成層燃焼運転中にタンブル流の強さがより高められることになる。これにより、経時変化による噴霧貫徹力の増大の程度を考慮して、適切に成層度を回復させられるようになる。

また、上述した図８に示すフローチャートに従う処理によれば、噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合であって、かつ、成層燃焼運転中に燃焼変動の大きさが判定値以上となる場合に、ＴＣＶ２５が閉じられる。換言すると、噴霧貫徹力は経時変化に起因して増大しているけれども燃焼変動の大きさが判定値未満である場合には、ＴＣＶ２５の制御は行われない。燃焼変動の大きさが判定値未満となるケースの１つとして、既述したように、経時変化による噴霧貫徹力の増大が生じているが、タンブル流の強さの経時的な増大も生じている結果としてタンブル流の強さと噴霧貫徹力との適切なバランスを維持しているケースがある。このケースでは、単に噴霧貫徹力が増大していることを理由としてＴＣＶ２５を閉じてタンブル流の強さが高められると、タンブル流の強さと噴霧貫徹力とのバランスを却って崩してしまうことになる。これに対し、本実施形態の処理によれば、このようなケースにおいて上記バランスを崩してしまうことを回避することができる。

さらに、本実施形態の制御では、筒内噴射割合Ｒの変更は、経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大を検出する目的のために利用しているが、噴霧貫徹力が増大したことに起因して低下した成層度を回復させるための手段としては用いていない。噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合には、筒内噴射割合Ｒを小さくすることで成層度を回復させることができる（すなわち、プラグ周辺空燃比をリッチ化させることができる）。しかしながら、図６中に示す２つの白丸印のプラグ周辺空燃比を比較すると分かるように、成層度の回復のために筒内噴射割合Ｒが減らされると、経時変化後の最適噴射割合Ｒｂ１の下でのプラグ周辺空燃比は、初期値Ｒｂ０の下でのそれと比べてリーンとなる。このため、筒内噴射割合Ｒを減らすという手法は、成層度を回復させてプラグ周辺空燃比をリッチな状態に保つうえで不十分な一面がある。これに対し、ＴＣＶ２５を利用した本実施形態の手法によれば、筒内噴射割合Ｒを変更することなく成層度の回復させることができるので、プラグ周辺空燃比を適切にリッチ化させることができる。

なお、上述した実施の形態１においては、図８および図９に示すフローチャートに従う処理を実行するＥＣＵ４０が本発明における「制御装置」に相当している。

実施の形態２．
次に、図１４〜図１６を主に参照して、本発明の実施の形態２について説明する。
［実施の形態２の制御］
（実施の形態２の制御の特徴部分）
本実施形態は、噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合に、タンブル流の強さを高めるべくＴＣＶ２５を閉じるという基本的な部分においては、上述した実施の形態１と同様である。しかしながら、本実施形態の制御は、以下に図１４を参照して説明する点において、実施の形態１の制御と相違している。

図１４は、噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合に本発明の実施の形態２において実施されるプラグ周辺混合気の成層度の回復動作を説明するための図である。上述した実施の形態１の手法は、最適噴射割合Ｒｂの補正量ΔＲｂに基づいて噴霧貫徹力を推定し、推定した噴霧貫徹力に応じた要求ＴＣＶ開度ＯＰｒをマップを参照して算出するというものである。本実施形態の手法は、補正量ΔＲｂに基づいて噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大したことを判定した場合に、補正量ΔＲｂの算出のために変更した筒内噴射割合Ｒを初期値Ｒｂ０に戻す動作（図１４中の動作Ｉ参照）を行う点は実施の形態１の手法と同じである。そのうえで、本実施形態の手法は、筒内噴射割合Ｒを初期値Ｒｂ０に戻した後に、プラグ周辺空燃比をモニタしながらＴＣＶ２５を徐々に閉じていくというものである。より具体的には、プラグ周辺空燃比がリッチ側への変化を示さなくなるまでＴＣＶ２５が閉じられていく（図１４中の動作Ｊ参照）。このような手法によれば、事前に設定されたマップの関係を利用する手法とは異なり、実際の内燃機関１０の燃焼状態の影響を反映させつつ、要求ＴＣＶ開度ＯＰｒをより適切に決定できるようになる。

（実施の形態２における具体的処理）
図１５は、本発明の実施の形態２における制御の流れを表したフローチャートである。なお、図１５において、実施の形態１における図８に示すステップと同一のステップについては、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。そして、本フローチャートの処理に関する以下の説明では、図８に示すフローチャートの処理との相違点を中心に説明を行う。

ＥＣＵ４０は、ステップ１０８において噴霧貫徹力が初期値以上であると判定した場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ３００に進む。ステップ３００では、ＴＣＶ開度ＯＰの補正値ＯＰ（ｋ）を算出する。補正値ＯＰ（ｋ）は、次の（４）式に従って算出される。
ＯＰ（ｋ）＝ＯＰ（ｋ−１）−Ｚ ・・・（４）
ただし、（４）式において、ＯＰ（ｋ）は、ＴＣＶ開度ＯＰの初期値（ＴＣＶ２５の場合には全開開度）をＯＰ（０）として用いて、ＴＣＶ開度ＯＰのｋ回目の補正時に算出される値である。ＯＰ（ｋ−１）は前回値である。Ｚは所定の一定量である。

上記（４）式によれば、補正値（今回値）ＯＰ（ｋ）は、前回値ＯＰ（ｋ−１）から一定量Ｚを減じることにより得られる値として算出される。特に、初回（１回目）の補正時に算出される補正値ＯＰ（１）は、前回値ＯＰ（０）に相当する初期値から一定量Ｚを減じることによって得られる。

一定量Ｚは、微小量であるが、ＴＣＶ開度ＯＰの変更に伴って有意なプラグ周辺空燃比の変化をもたらせる値として事前に決定されたものである。要求ＴＣＶ開度ＯＰｒの探索のためのＴＣＶ開度ＯＰの変更は、燃焼状態の急激な変化を避けるために、以下に説明するように、このような一定量Ｚを用いて徐々に行われることになる。

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ３０２に進み、ステップ３００にて算出した補正値ＯＰ（ｋ）が制御上のＴＣＶ２５の最小開度ＯＰｍｉｎよりも大きいか否かを判定する。その結果、今回算出された補正値ＯＰ（ｋ）が最小開度ＯＰｍｉｎ以下であるために本判定が不成立となる場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ３０４に進む。ステップ３０４では、最小開度ＯＰｍｉｎが今回のフローチャートの処理の実行による補正後の要求ＴＣＶ開度ＯＰｒとして設定される。

一方、ステップ３０２において補正値ＯＰ（ｋ）が最小開度ＯＰｍｉｎよりも大きいと判定した場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ３０６に進む。ステップ３０６では、ステップ３００において算出した補正値ＯＰ（ｋ）が目標ＴＣＶ開度として設定される。これにより、実ＴＣＶ開度が目標ＴＣＶ開度となるようにＴＣＶ２５が駆動される。

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ３０８に進む。ステップ３０８では、実ＴＣＶ開度が補正値ＯＰ（ｋ）に制御されている状態でのプラグ周辺空燃比の算出処理が行われる。この算出処理は、上記ステップ２０８の処理と同様の手法で行うことができる。次いで、ＥＣＵ４０は、ステップ３１０に進む。ステップ３１０では、補正値ＯＰ（ｋ）を使用した燃焼の下でのプラグ周辺空燃比（の平均値）である今回値Ａ／Ｆ（ｋ）が、今回のＴＣＶ開度ＯＰの補正直前の燃焼の下でのプラグ周辺空燃比である前回値Ａ／Ｆ（ｋ−１）に対してリッチ化したか否かが判定される。この判定の具体的手法は、上記ステップ２１０の処理の手法と同様である。

ステップ３１０においてプラグ周辺空燃比のリッチ化が認められた場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ３００以降の処理を繰り返し実行する。一方、ステップ３１０においてプラグ周辺空燃比に対して有意なリッチ化が認められなかった場合、つまり、ＴＣＶ開度ＯＰの変更に伴ってプラグ周辺空燃比がリッチ側への変化を示さなくなった場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ３１２に進む。ステップ３１２では、要求ＴＣＶ開度ＯＰｒが算出される。この場合には、最新の補正前のＴＣＶ開度ＯＰ、すなわち、前回値ＯＰ（ｋ−１）が今回のフローチャートの処理の実行による補正後の最適のＴＣＶ開度ＯＰとしてみなされ、前回値ＯＰ（ｋ−１）が要求ＴＣＶ開度ＯＰｒとして設定される。

図１６は、図１５に示すフローチャートに従う処理の実行結果の一例を表したタイムチャートである。図１５に示すフローチャートに従う処理によれば、経時変化による噴霧貫徹力の増大が認められた場合には、図１６に示すように、プラグ周辺空燃比Ａ／Ｆ（ｋ）がリッチ側への変化を示す間は、ＴＣＶ開度ＯＰが徐々に減らされていく。図１６は、４回目のＴＣＶ開度ＯＰの減少を行った結果としてプラグ周辺空燃比がリッチ側への変化を示さなくなった例を示している。この例では、３回目のＴＣＶ開度ＯＰの変更時にプラグ周辺空燃比が最もリッチな値（Ａ／Ｆ（３））を示すため、今回の経時変化に起因して低下した成層度を適切に回復させるための要求ＴＣＶ開度ＯＰｒとして、この時の補正値ＯＰ（３）が使用される。

以上説明した本実施形態の制御によれば、プラグ周辺空燃比がリッチ側への変化を示さなくなるまで、ＴＣＶ開度ＯＰを徐々に小さくする処理が実行される。これにより、現在の経時変化の状態の下で実現し得る範囲内で成層度が最も高くなるように成層度を回復させることができる。これにより、プラグ周辺空燃比をできる限りリッチ化して成層燃焼を安定化させることができる。

なお、上述した実施の形態２においては、図１５および図９に示すフローチャートに従う処理を実行するＥＣＵ４０が本発明における「制御装置」に相当している。

［その他変形例］
ところで、上述した実施の形態１および２においては、筒内圧センサ３２を利用して算出される熱発生率ｄＱ／ｄθを用いてプラグ周辺空燃比を推定する手法を例に挙げて説明を行った。しかしながら、本発明におけるプラグ周辺空燃比の取得手法は、上記に限らず、次のようなものであってもよい。すなわち、点火プラグ一体型であって赤外線吸収法を利用して燃料濃度を検出可能な光学センサが知られている。プラグ周辺空燃比は、例えば、上記光学センサを利用して検出されるものであってもよい。また、燃焼ガス中のラジカルの発光を検出する光学センサが知られている。プラグ周辺空燃比は、例えば、このような光学センサの出力を利用して算出される所定のラジカルの発光強度に基づいて推定されるものであってもよい。

また、上述した実施の形態２においては、適切な要求ＴＣＶ開度ＯＰｒを探索するために、判別時期での熱発生率ｄＱ／ｄθの大きさに基づいて算出したプラグ周辺空燃比を利用している。さらに、実施の形態１および２においては、経時変化後の噴霧貫徹力の算出（推定）のために最適噴射割合Ｒｂを探索するためにも、当該プラグ周辺空燃比を利用している。しかしながら、本発明においてタンブル流の強さをどれだけ高めるかを決定したり、あるいは、経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大が生じていることを判定したりする際に用いるパラメータは、プラグ周辺空燃比と相関のある空燃比指標値であれば、必ずしもプラグ周辺空燃比として取得されるものに限られない。すなわち、本発明の空燃比指標値は、例えば、燃焼変動の大きさを示す値であってもよい。燃焼変動は過度にリッチな燃焼空燃比の下では悪化するが、エアガイド方式を用いた成層燃焼運転時において想定されるプラグ周辺空燃比の変動範囲内では、空燃比がリッチになるほど、燃焼変動が小さくなるといえる。したがって、上記空燃比指標値として燃焼変動の大きさを示す値を用いる場合には、噴霧貫徹力を変更して燃焼変動が小さくなったときに、空燃比指標値がリッチ側への変化を示しているとみなすことができ、逆に、燃焼変動が大きくなったときには、空燃比指標値がリーン側への変化を示しているとみなすことができる。

また、上述した実施の形態１および２においては、噴霧貫徹力の変更のために、筒内噴射割合Ｒ（燃料噴射割合）を変更することとしている。しかしながら、本発明における噴霧貫徹力の変更は、燃料噴射割合以外の燃焼に関わるパラメータの変更によるものであってもよく、例えば、燃料噴射圧力の変更によるものであってもよい。ただし、燃料の微粒化の観点などにおいて、燃料噴射割合を変更する手法の方が優れているといえる。

また、上述した実施の形態１および２においては、成層燃焼を行う際の燃料噴射として、筒内噴射弁２８とポート噴射弁２６とを用いる手法を例に挙げて説明を行った。しかしながら、本発明の対象となる内燃機関は、ポート噴射弁を備えずに筒内噴射弁のみを備えるものであってもよい。そして、この内燃機関において成層燃焼を行う際の燃料噴射は、筒内噴射弁のみを用いて、１サイクル中に噴射すべき燃料噴射量を複数回に分割して噴射する分割噴射であってもよい。より具体的には、メインとなる最初の燃料噴射を吸気行程において行い、かつ、成層化のために必要とされる少量での燃料噴射を、図１を参照して説明した特定タイミングＴにて行うものであってもよい。

また、上述した実施の形態１および２においては、図２および図３を参照して説明したように、吸気通路の流路面積の一部を狭めることによってタンブル流の強さを変化させる基本的な機能とともに、気流分布（Ｌ２方向における吸気の流れの偏り）を変化させるという付加的な機能を備えるＴＣＶ２５を例に挙げて説明を行った。しかしながら、本発明における制御は、例えば、このような付加的な機能は備えずに基本的な機能のみを有する一般的な構成のタンブル制御弁を用いて、噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合にタンブル流の強さを高めるものであってもよい。また、実施の形態１および２においては、吸気ポート１６ａの形状の選定によってベースとなるタンブル流が生成される例について説明した。しかしながら、ベースのタンブル流は、吸気ポート形状の選定に代え、あるいはそれとともに上記の一般的な構成のタンブル制御弁の利用によって生成されるようになっていてもよい。

また、上述した実施の形態１および２においては、タンブル流の強さを可変とするためにＴＣＶ２５を利用する例について説明を行った。しかしながら、本発明におけるタンブル流可変機構は、タンブル制御弁を利用する構成に限られず、例えば、以下に図１７〜図１９を参照して説明する構成を有するものであってもよい。

図１７は、本発明における他のタンブル流可変機構を備える内燃機関５０のシステム構成を説明するための模式図である。なお、図１７において、図１に示す構成要素と同一の要素については、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。

図１７に示す内燃機関５０は、ＴＣＶ２５を備えずに吸気可変動弁装置５２およびバルブマスク５４を備えている点を除き、上述した内燃機関１０と同様に構成されているものとする。吸気可変動弁装置５２は、吸気弁２４のリフト量を連続的に変更可能な装置である。このような機能を有する可変動弁装置自体は周知のものであるので、ここではその具体的な構成の説明を省略する。

図１８は、図１７に示すバルブマスク５４の詳細な構成を説明するための図である。なお、図１８は、気筒軸線の下方から燃焼室１４を見た図である。バルブマスク５４は、各気筒に対して２つ備えられた吸気ポート１６ａのそれぞれに対し、吸気ポート１６ａの出口を取り囲む凸部として、燃焼室１４の壁面に形成されている。ただし、バルブマスク５４は、吸気弁２４の軸線Ｌ１の方向におけるシリンダボア中心側の半周には設けられておらず、同方向におけるシリンダボア外周側の半周に設けられている。

図１９は、図１８中に示すＫ−Ｋ線で吸気ポート１６ａ周りの構成を切断した断面図である。上記のように形成されたバルブマスク５４を備えていることにより、図１９に示すように、吸気ポート１６ａから流入する吸気は、バルブマスク５４が設けられた部位に向けては隙間が狭いために流れにくくなり、バルブマスク５４が設けられていないシリンダボア中心側の部位には流れ易くなる。このような傾向は、吸気弁２４のリフト量が小さくなるほど、バルブマスク５４の効果が高まるので顕著となる。したがって、吸気弁２４のリフト量を小さくすることによって、タンブル流の強さを高めることができる。このように、バルブマスク５４と、吸気弁２４のリフト量を変更可能な吸気可変動弁装置５２との組み合わせを利用して実現されるタンブル流可変機構を備えるようにしてもよい。そして、噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合にタンブル流の強さを高めるべく、吸気弁２４のリフト量を小さくしてもよい。

また、上述した実施の形態１および２においては、経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大を検出するために筒内噴射割合Ｒを変更する手法を採用する構成を対象として、噴霧貫徹力が増大したと判定した場合に、筒内噴射割合Ｒを初期値Ｒｂ０に戻したうえでＴＣＶ２５を閉じるようにしている。しかしながら、筒内噴射割合Ｒを一度に戻すことによる燃焼変動の増大を避けるために、次のような動作を行うようにしてもよい。すなわち、マップを参照して決定した要求ＴＣＶ開度ＯＰｒとなるようにＴＣＶ開度ＯＰを制御する実施の形態１の構成の場合には、筒内噴射割合Ｒを初期値Ｒｂ０に向けて徐々に戻しつつ、ＴＣＶ開度ＯＰを要求ＴＣＶ開度ＯＰｒに向けて徐々に戻すようにしてもよい。また、プラグ周辺空燃比をモニタしながらＴＣＶ開度ＯＰを徐々に小さくしていく実施の形態２の構成の場合には、ＴＣＶ開度ＯＰを徐々に小さくしていく際に筒内噴射割合Ｒについても徐々に初期値Ｒｂ０に向けて戻していく動作を行うようにしてもよい。そして、このような動作の実行の過程でプラグ周辺空燃比が最もリッチとなるときのＴＣＶ開度ＯＰを要求ＴＣＶ開度ＯＰｒとして取得するとともに、このときの筒内噴射割合Ｒ（必ずしも初期値Ｒｂ０とは限らない）を要求ＴＣＶ開度ＯＰｒの使用時の筒内噴射割合Ｒとして用いるようにしてもよい。

また、上述した実施の形態１および２においては、成層燃焼を利用するファストアイドル運転時を対象として、噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合に、プラグ周辺混合気の成層度の回復のためにタンブル流の強さを高めるべくＴＣＶ２５を閉じることとしている。しかしながら、本発明の制御の対象となる成層燃焼運転時とは、ファストアイドル運転時に限られず、例えば、所定の運転領域において成層燃焼を利用してリーンバーン運転を行う時であってもよい。

また、上述した実施の形態１および２においては、燃焼室１４内に生成されるタンブル流として、吸気側で上昇し排気側で下降する正タンブル流を例に挙げて説明した。しかしながら、本発明の適用が可能なタンブル流はこれに限定されるものではない。図２０は、燃焼室１４内に、吸気側で下降し排気側で上昇する逆タンブル流が生成されている様子を表した図である。図２０に示すように筒内に逆タンブル流が生成される内燃機関において、噴霧貫徹力が経時変化に起因して増大した場合に、例えば、タンブル制御弁を閉じることにより、タンブル流の強さを高めるようにしてもよい。

また、上述した実施の形態１および２においては、１つの気筒に対して２つの吸気弁２４を備える内燃機関１０を例示して説明を行った。しかしながら、本発明の対象となる内燃機関は、１気筒当たり２つの吸気弁を備えるものに限られず、例えば、１気筒当たり１つもしくは３つの吸気弁を備えるものであってもよい。

１０、５０ 内燃機関
１２ ピストン
１４ 燃焼室
１６ 吸気通路
１６ａ 吸気ポート
１８ 排気通路
１８ａ 排気ポート
２０ エアフローメータ
２２ スロットル弁
２４ 吸気弁
２５ タンブル制御弁（ＴＣＶ）
２５ａ ＴＣＶの弁軸
２５ｂ ＴＣＶの弁体
２６ ポート噴射弁
２８ 筒内噴射弁
３０ 点火プラグ
３２ 筒内圧センサ
３４ 排気弁
３６ 排気浄化触媒
３８ クランク角センサ
４０ ＥＣＵ(Electronic Control Unit)
５２ 吸気可変動弁装置
５４ バルブマスク

Claims (6)

1. 燃焼室内にタンブル流が生成される内燃機関であって、
   シリンダヘッド側の前記燃焼室の壁面の中央部に配置された点火プラグと、
   成層燃焼運転が行われるときに、タンブル流の渦中心に燃料噴霧が向かうように特定タイミングにて燃料を噴射するように構成された筒内噴射弁と、
   タンブル流の強さを可変とするタンブル流可変機構と、
   前記筒内噴射弁により噴射される燃料の噴霧貫徹力が前記内燃機関の経時変化に起因して増大した場合に、成層燃焼運転中にタンブル流の強さが高められるように前記タンブル流可変機構を制御する制御装置と、
   を備え、
   前記制御装置は、噴霧貫徹力が前記経時変化に起因して増大した場合であって、かつ、成層燃焼運転中に燃焼変動の大きさが判定値以上となる場合に、前記タンブル流可変機構を用いてタンブル流の強さを高めることを特徴とする内燃機関。
2. 前記制御装置は、前記特定タイミングにて行われる燃料噴射の噴霧貫徹力を減少させた場合に点火時期における前記点火プラグの周辺の混合気の空燃比であるプラグ周辺空燃比と相関のある空燃比指標値がリッチ側に変化するときに、前記経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大が生じているとして、成層燃焼運転中にタンブル流の強さが高められるように前記タンブル流可変機構を制御することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関。
3. 燃焼室内にタンブル流が生成される内燃機関であって、
   シリンダヘッド側の前記燃焼室の壁面の中央部に配置された点火プラグと、
   成層燃焼運転が行われるときに、タンブル流の渦中心に燃料噴霧が向かうように特定タイミングにて燃料を噴射するように構成された筒内噴射弁と、
   タンブル流の強さを可変とするタンブル流可変機構と、
   前記筒内噴射弁により噴射される燃料の噴霧貫徹力が前記内燃機関の経時変化に起因して増大した場合に、成層燃焼運転中にタンブル流の強さが高められるように前記タンブル流可変機構を制御する制御装置と、
   を備え、
   前記制御装置は、前記特定タイミングにて行われる燃料噴射の噴霧貫徹力を減少させた場合に点火時期における前記点火プラグの周辺の混合気の空燃比であるプラグ周辺空燃比と相関のある空燃比指標値がリッチ側に変化するときに、前記経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大が生じているとして、成層燃焼運転中にタンブル流の強さが高められるように前記タンブル流可変機構を制御することを特徴とする内燃機関。
4. 前記制御装置は、噴霧貫徹力が前記経時変化に起因して増大した場合に、点火時期における前記点火プラグの周辺の混合気の空燃比であるプラグ周辺空燃比と相関のある空燃比指標値がリッチ側への変化を示さなくなるまで、成層燃焼運転中に前記タンブル流可変機構を用いてタンブル流の強さを高めることを特徴とする請求項１〜３の何れか１つに記載の内燃機関。
5. 前記制御装置は、前記経時変化に起因する噴霧貫徹力の増大の程度が大きいほど成層燃焼運転中にタンブル流の強さがより高められるように、前記タンブル流可変機構を制御することを特徴とする請求項１〜４の何れか１つに記載の内燃機関。
6. 前記タンブル流可変機構は、前記内燃機関の吸気通路に配置されてタンブル流を生成する吸気の流れを制御するタンブル制御弁を含み、
   前記タンブル制御弁は、前記吸気通路を閉塞するように動作した状態において、前記シリンダヘッド側から前記燃焼室を気筒軸線の方向で見たときに吸気弁の軸線の直交方向において前記吸気通路の流路断面の中心側の部位と比べて当該直交方向の外側の部位の方が吸気の流量が多くなるようにすることを特徴とする請求項１〜５の何れか１つに記載の内燃機関。

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