内燃机的蒸发燃料处理装置 【技术领域】
本发明涉及内燃机的蒸发燃料处理装置。
背景技术
备有暂时储存蒸发燃料的罐体，用来控制从罐体驱气到节气门下游的吸气通路内的驱气量的驱气控制阀，以及配置在发动机排气通路内的空燃比传感器，控制驱气控制阀的开度以便作为驱气量与吸入空气量之比的驱气率(=驱气量/吸入空气量)成为目标驱气率，基于空燃比传感器的输出信号根据空燃比对理论空燃比的偏离量求出所驱气的燃料蒸气量，按相当于此一燃料蒸气量的量来减量修正燃料喷射量以便空燃比成为理论空燃比的内燃机是公知的(参照日本特开平5-52139号公报)。在此一内燃机中驱气作用一开始目标驱气率就慢慢地增大，从驱气作用开始经过一定时间时目标驱气率保持于一定值。
像这样地在此一内燃机中按相当于燃料蒸气量的量来减量修正燃料喷射量以便空燃比成为理论空燃比。也就是说，减量修正燃料喷射量，以便吸入空气对燃料蒸气量与燃料喷射量的和之比成为理论空燃比。可是吸附于罐体内地活性炭的燃料量根据内燃机的运行状态而变化，因而即使是驱气率保持一定所驱气的燃料蒸气量也根据发动机的运行状态而变化。如果所驱气的燃料蒸气量变化则与之相伴的燃料喷射量的减量比率变化，结果燃料蒸气量对燃料喷射量的比率变化。
可是如果燃料蒸气量对燃料喷射量的比率像这样变化，则刚发生此一变化后燃料喷射量的减量修正不及时，于是产生空燃比暂时对理论空燃比偏离这样的问题。
此外，因内燃机的不同有时对于燃料喷射量的燃料蒸气量对燃烧有很大的影响，在这种场合把燃料蒸气量对燃料喷射量的比率维持于预定的比率成为必要的。因而在这种内燃机中即使是把驱气率保持一定也产生燃烧恶化这样的问题。
例如在燃烧室内的限定区域内形成混合气的场合如下文所述在燃料蒸气量对燃料喷射量的比率中存在着最佳值，如果燃料蒸气量对燃料喷射量的比率从此一最佳值偏离，则产生发生熄火等问题。因而在燃料蒸气量对燃料喷射量的比率变化的场合燃料蒸气量对燃料喷射量的比率就从最佳值偏离，于是产生发生熄火等问题。
虽然像这样在上述公知的内燃机中在着眼于燃料蒸气量对燃料喷射量的比率的场合如上所述产生问题但是稍微改变看法在着眼于燃料驱气量对燃料喷射量的比率的场合还产生如下之类问题。
也就是说，上述公知的内燃机中这样把驱气率保持一定是因为在吸入空气量变化时空燃比不变的缘故。也就是说，如果在吸入空气量变化时驱气率变化则在吸入空气中驱气量所占的比率变化，结果空燃比变化。因此使驱气率保持一定，以便即使吸入空气量变化吸入空气中的驱气率所占的比率也不变。这样一来不仅上述公知的内燃机，而且一般进行驱气控制的内燃机中也进行驱气控制以便驱气率成为一定，也就是说以便驱气量与吸入空气量成比例地增大。
可是以往在进行驱气控制的内燃机中随着吸入空气量增大而燃料喷射量增大，借此发动机的输出功率增大。也就是说，在此一内燃机中通过增大减少吸入空气量来控制发动机的输出功率。在这种内燃机中随着吸入空气量增大而燃料喷射量增大，因而如果随着吸入空气量增大而增大驱气量则不随着发动机输出功率的变动而把空燃比保持一定成为可能。
可是因内燃机的不同存在着如果把驱气率维持一定则产生输出功率变动，排气排放物恶化的内燃机。这种内燃机的典型的是在燃烧室内的限定的区域内形成混合气的分层燃烧式内燃机。此一内燃机中由于空气过剩使混合气燃烧，所以即使是增大吸入空气量发动机的输出功率也不增大，为了增大发动机的输出功率而有必要增大燃料喷射量。也就是说，在这种内燃机中通过增大减少燃料喷射量来控制发动机的输出功率。在这种内燃机中吸入空气量对燃料喷射量的比率根据运行状态而时大时小。
可是在这种内燃机中与以往的内燃机同样如果把驱气率维持一定，也就是随着吸入空气量增大而增大驱气量，则驱气量对燃料喷射量的比率根据运行状态时大时小。如果像这样驱气量对燃料喷射量的比率时大时小则与之相伴随发动机的输出功率增大减少，此外如果驱气量对燃料喷射量的比率增大则排气排放物恶化。因而如果像历来的内燃机中那样与吸入空气量成比例地使驱气量变化则发动机的输出功率变动，产生排气排放物恶化这样的问题。
发明的公开
本发明的目的在于提供一种即使供给净化气体也能够确保良好的发动机运行的内燃机的蒸发燃料处理装置。
根据本发明，提供一种内燃机的蒸发燃料处理装置，具备：用来把在燃料箱内产生的燃料蒸气驱气到吸气通路内的驱气通路，控制从驱气通路驱气到吸气通路内的驱气量的驱气控制阀，用来计算燃料喷射量的喷射量计算机构，设定表示净化气体中的燃料蒸气量对燃料喷射量的比率的燃料蒸气率的目标值的设定机构，以及控制驱气量或燃料喷射量中的至少一方以便使燃料蒸气率成为目标值的控制机构。
进而根据本发明，提供一种内燃机的蒸发燃料处理装置，具备：用来把在燃料箱内产生的燃料蒸气驱气到吸气通路内的驱气通路，控制从驱气通路驱气到吸气通路内的驱气量的驱气控制阀，用来计算燃料喷射量的喷射量计算机构，设定表示驱气量对燃料喷射量的比率的驱气率的目标值的设定机构，以及控制驱气量或燃料喷射量中的至少一方以便使驱气率成为目标值的控制机构。
附图的简要说明
图1是内燃机的总体图，
图2是表示喷射量、喷射时间和空燃比的图，
图3A和图3B是表示喷射量的图像的图，
图4A和图4B是表示喷射开始时间的图像的图，
图5A和图5B是内燃机的侧视剖视图，
图6A和图6B是用来说明混合气量的变化的图，
图7是表示目标燃料蒸气率tEVR的图，
图8是表示目标燃料蒸气率rEVR和tEVR的图，
图9是表示全开净化气体流量的图，
图10是表示净化气体流量的图，
图11是表示经过时间Ta(i)、Tb(i)的变化的图，
图12是用来计算转矩变动量的程序框图，
图13和图14是在第1实施例中用来实行驱气控制的程序框图，
图15是用来控制喷射的程序框图，
图16是表示内燃机的另一个实施例的总体图，
图17和图18是在第2实施例中用来实行驱气控制的程序框图，
图19是表示内燃机的又一个实施例的总体图，
图20和图21是在第3实施例中用来实行驱气控制的程序框图，
图22是表示内燃机的另外一个实施例的总体图，
图23A和图23B是表示燃料蒸气浓度等的图，
图24和图25是在第4实施例中用来实行驱气控制的程序框图，
图26是表示内燃机的变形例的总体图，
图27A和图27B是用来说明NOx的吸收释放作用的图，
图28A和图28B是分别表示每单位时间的NOx吸收量NA和NOx释放量NB的图，
图29A和图29B是表示每单位时间的SOx释放量SB等的图，
图30是用来控制发动机的运行的程序框图，
图31是表示NOx释放控制的时间分配图，
图32是表示SOx释放控制的时间分配图，
图33是表示制动器助力器的负压恢复处理的时间分配图，
图34是表示目标驱气率tPGR的图，
图35是表示目标驱气率rPGR和tPGR的图，
图36和图37是表示用来实行驱气控制的程序框图，
图38是表示内燃机的变形例的总体图，
图39是用来控制发动机的运行的程序框图，
图40是表示NOx释放控制的时间分配图，
图41是表示SOx释放控制的时间分配图，以及
图42是表示制动器助力器的负压恢复处理的时间分配图。
实施发明的最佳形态
参照图1,1表示分层燃烧式内燃机的主体，2表示气缸体，3表示气缸头，4表示活塞，5表示燃烧室，6表示配置在气缸头3的内壁面周缘部的燃料喷射阀，7表示配置在气缸头3的内壁面中央部的火花塞，8表示吸气阀，9表示吸气口，10表示排气阀，11表示排气口。吸气口9经由对应的吸气歧管12连接于平衡罐13，平衡罐13经由吸气导管14连接于空气净化器15。在吸气导管14内配置着由步进电机16驱动的节气门17。另一方面，排气口11连接于排气歧管18。排气歧管18与平衡罐13经由排气再循环(以下称为EGR)通路19连接起来，在EGR通路19内配置着电子控制式EGR控制阀20。
如图1中所示内燃机具备内装活性炭21的罐体22。此一罐体22在活性炭21两侧分别有燃料蒸气室23和大气室24。燃料蒸气室23一方面经由导管25连接于燃料箱26，另一方面经由导管27连接于平衡罐13内。在导管27内配置着由电子控制单元40的输出信号控制的驱气控制阀28。在燃料箱26内产生的燃料蒸气经由导管25送入罐体22内被吸附于活性炭21。如果驱气控制阀28打开则空气从大气室24通过活性炭21内送入导管27内。在空气通过活性炭21之际吸附于活性炭21的燃料蒸气从活性炭21脱离，于是含有燃料蒸气的空气也就是净化气体经由导管27驱气到平衡罐13内。
排气歧管18连接于内装例如三元催化剂的催化剂转换器29a，催化剂转换器29a进而连接于另一个催化剂转换器29b。在此一催化剂转换器29b内配置着氧化催化剂，三元催化剂，在空燃比稀时吸收NOx而如果空燃比变浓则释放所吸收的NOx的NOx吸留还原型催化剂，或者在过剩氧气下并且在大量未燃烧HC的存在下还原NOx的NOx选择还原型催化剂。
电子控制单元40由数字计算机组成，具备由双向性总线41相互连接的ROM(只读存储器)42,RAM(随机存取存储器)43,CPU(微处理器)44，输入端口45和输出端口46。在平衡罐13内配置着产生与平衡罐13内的绝对压力成比例的输出电压的压力传感器30，此一压力传感器30的输出电压经由对应的AD转换器47输入到输入端口45。在发动机主体1中安装着产生与发动机冷却水温成比例的输出电压的水温传感器31，此一水温传感器31的输出电压经由对应的AD转换器47输入到输入端口45。
另一方面，在导管27内配置着用来检测净化气体中的燃料蒸气的浓度的燃料蒸气浓度传感器32。在图1中所示的实施例中此一燃料蒸气浓度传感器32由检测净化气体的空燃比的空燃比传感器组成。此一空燃比传感器32的输出信号经由对应的AD转换器47输入到输入端口45。
此外，用来检测大气压力的大气压传感器33的输出信号经由对应的AD转换器47输入到输入端口45。在加速踏板34上连接着产生与加速踏板34的踏下量L成比例的输出电压的负载传感器35，负载传感器35的输出电压经由对应的AD转换器47输入到输入端口45。此外，在输入端口45上连接着曲轴每旋转例如30°就产生输出脉冲的曲轴角传感器36。此外，在排气歧管18内配置着空燃比传感器37，此一空燃比传感器37的输出信号经由对应的AD转换器47输入到输入端口45。另一方面，输出端口46经由对应的驱动电路48连接于燃料喷射阀6、火花塞7、步进电机16、EGR控制阀20和驱气控制阀28。
图2示出燃料喷射量Q1、Q2、Q(=Q1+Q2)，喷射开始时间θS1、θS2，喷射结束时间θE1、θE2和燃烧室5内的平均空燃比A/F。再者，在图2中横轴L表示加速踏板34的踏下量，也就是要求负载。
从图2可以看出在要求负载L小于L1时在压缩行程末期的θS2到θE2之间进行燃料喷射Q2。此时平均空燃比A/F成为相当稀的。在要求负载L为L1与L2之间时在吸气行程初期的θS1到θE1之间进行第1次的燃料喷射Q1，接着在压缩行程末期的θS2到θE2之间进行第2次的燃料喷射Q2。此时空燃比A/F也成为稀的。在要求负载L大于L2时在吸气行程初期的θS1到θE1之间进行燃料喷射Q1。此时在要求负载L低的区域里平均空燃比A/F取为稀的，如果要求负载L变高则平均空燃比A/F取为理论空燃比，如果要求负载L进一步变高则平均空燃比A/F取为浓的。再者，仅在压缩行程末期进行燃料喷射Q2的运行区域，经历两次地进行燃料喷射Q1和Q2的运行区域以及仅在吸气行程初期进行燃料喷射Q1的运行区域不是仅由要求负载L来决定，而是实际上由要求负载L和发动机转速来决定。
压缩行程末期中的燃料喷射的基本喷射量Q2作为加速踏板34的踏下量L和发动机转速N的函数以图3A中所示的图像的形式预先储存在ROM42内，吸气行程初期中的燃料喷射的基本喷射量Q1也作为加速踏板34的踏下量L和发动机转速N的函数以图3B中所示的图像的形式预先储存在ROM42内。
此外，压缩行程末期中的燃料喷射的喷射开始时间θS2也作为加速踏板34的踏下量L和发动机转速N的函数以图4A中所示的图像的形式预先储存在ROM42内，吸气行程初期中的燃料喷射的喷射开始时间θS1也作为加速踏板34的踏下量L和发动机转速N的函数以图4B中所示的图像的形式预先储存在ROM42内。
图5A和图5B示出在要求负载L小于L1(图2)时，也就是仅在压缩行程末期进行燃料喷射Q2的场合。再者，图5B示出要求负载L比图5A高时，也就是喷射量多时。
如图5A、图5B所示在活塞4的顶面上形成空腔5a，在压缩行程末期从燃料喷射阀6向空腔5a的底壁面喷射燃料。此一燃料由空腔5a的周壁面导向而飞向火花塞7，借此在火花塞7的周围形成混合气G。在根据本发明的实施例中混合气G周围的燃烧室5内的空间被空气或空气与EGR气体的混合气充满，因而在要求负载L小于L1(图2)时在燃烧室5的限定的区域内形成混合气G。
在火花塞7周围形成的混合气G由火花塞7来点火。在此一场合，如果混合气G过稀则混合气G无法点火，于是发生熄火。与此相反如果混合气G过浓则火花塞7的电极上积碳，点火电流经由此一积碳漏电。结果，点火能量减小，于是在此一场合也发生熄火。也就是说，为了确保火花塞7引起的良好的点火有必要在火花塞7的周围形成最佳浓度的混合气G。
在混合气G占据的体积相同的场合燃料喷射量越增大则混合气G的浓度变高。因而为了在火花塞7的周围形成最佳浓度的混合气G燃料喷射量越增大则必须增大混合气G占据的体积。换句话说燃料喷射量越增大则必须使混合气G扩散。在此一场合，越提前喷射时间则混合气扩散越快。因而在根据本发明的实施例中如图2中所示要求负载L越增大，也就是喷射量越增大则喷射开始时间θS2越早。结果如图5B中所示喷射量多时与如图5A中所示喷射量少时相比混合气G占据的体积加大。
另一方面，由于混合气G扩散需要时间所以发动机转速N越高则越要提前喷射时间。因而在根据本发明的实施例中发动机转速N越高则喷射开始时间θS2越早。也就是说，在根据本发明的实施例中这样来确定喷射开始时间θS2，以便在火花塞7的周围形成最佳浓度的混合气G。
另一方面，如前所述在要求负载L处于L1与L2之间时分两次进行燃料喷射。在此一场合，由在吸气行程初期进行的第1次燃料喷射Q1在燃烧室5内形成稀的混合气。接着由在压缩行程末期进行的第2次燃料喷射Q2在火花塞7周围形成最佳浓度的混合气。此一混合气由火花塞7点火，此一点火火焰使稀混合气燃烧。
另一方面，在要求负载L大于L2时如图2中所示在燃烧室5内形成稀的或者理论空燃比或浓空燃比的均一混合气，此一均一混合气由火花塞7点火。
下面就把净化气体从导管27驱气到平衡罐13内的场合进行说明。
在根据本发明的实施例中在要求负载L小于L1时基本燃料量根据图3A中所示的图像来确定。另一方面，驱气到平衡罐13中的净化气体由空气和燃料蒸气的混合气体组成，净化气体中的燃料蒸气在燃烧室5内被燃烧。也就是说，燃料蒸气也与喷射燃料同样用来产生发动机的输出功率。因而在根据本发明的实施例中从根据图3A中所示的图像来计算的基本燃料量Q2中减去燃料蒸气量的量取为应该实际地喷射的喷射量。
可是如果减少净化气体的驱气量则活性炭21的吸附能力饱和，因而净化气体的驱气量最好是尽可能增多。然而此一净化气体，也就是燃料蒸气扩散到整个燃烧室5内。因而如上所述在随着燃料蒸气量增大而使喷射量减少的场合越增大驱气量则在火花塞7周围所形成的混合气G的浓度变稀。在此一场合，由于如果混合气G的浓度变得过稀则熄火，所以混合气G的浓度不能稀到某个一定限度。
因此在根据本发明的实施例中在喷射量减少时减少所驱气的燃料蒸气量，在喷射量增多时增多所驱气的燃料蒸气量。也就是说，随着喷射量的增大而增大所驱气的燃料蒸气量。
在此一场合，也可以与喷射量成比例地增大燃料蒸气量。也就是说，也可以使表示燃料蒸气量对喷射量的比率的燃料蒸气率一定。可是特别是在燃烧室5内的限定的区域内形成混合气的场合，最好是根据喷射量来改变燃料蒸气率。下面参照图6A、6B就此一情况进行说明。
图6A、6B示意地示出燃烧室5内的混合气的量。再者，图6A对应于图5A，图6B对应于图5B。也就是说，图6A示出喷射量减少，因而仅在火花塞7附近形成混合气的场合，图6B示出喷射量增大，混合气分散的场合。
此外，在图6A、6B中实线G表示不进行驱气作用的场合的混合气量，虚线G’表示即使在同一燃料蒸气率下燃料蒸气驱气时聚集在火花塞7周围的混合气量，虚线V表示分散在整个燃烧室5内的燃料蒸气量。在燃料蒸气驱气时聚集在火花塞5周围的混合气量G’为由喷射燃料形成的混合气量与燃料蒸气量V之和。
在图6A中所示的场合由于仅总燃料蒸气量V中的小量重叠于由喷射燃料形成的混合气量，所以混合气量G’对于混合气量G相当地减少。与此相反在图6B中所示的场合由于总燃料蒸气量V的大部分重叠于由喷射燃料形成的混合气量，所以混合气量G’不比混合气量G少那么多。
也就是说，在图6B中所示的场合即使加大燃料蒸气率火花塞7周围的混合气的浓度也不降低那么多，于是在此一场合即使加大燃料蒸气率也不发生熄火。与此相反在图6A中所示的场合如果加大燃料蒸气率则火花塞7周围的混合气的浓度降低相当多，于是发生熄火。因而在图6A中所示的场合必须与在图6B中所示的场合相比减小燃料蒸气率。
因此在根据本发明的实施例中如图7中所示随着基本喷射量Q的增大而提高目标燃料蒸气率tEVR。再者，在图7中横轴N表示发动机转速，点划线X表示平均空燃比A/F在稀的区域与平均空燃比A/F在理论空燃比的区域的边界。如图7中所示在根据本发明的实施例中平均空燃比A/F在稀的区域，也就是在喷射量Q比边界X少的区域中，随着喷射量Q的增大目标燃料蒸气率tEVR慢慢地增大到20％，在喷射量Q比边界X多的区域中目标燃料蒸气率tEVR成为20％的一定值。图7中所示的目标燃料蒸气率tEVR作为喷射量Q和发动机转速N的函数以图像的形式预先储存在ROM42内。再者，图7中所示的目标燃料蒸气率tEVR是一个例子，此一目标燃料蒸气率tEVR也可以取为40％以上。
再者，图7中所示的目标燃料蒸气率tEVR表示从驱气作用开始不久后的目标燃料蒸气率，刚开始驱气作用之后的目标燃料蒸气率rEVR如图8中所示慢慢地增大。再者，在图8中横轴∑PG(l)表示驱气作用开始后驱气到平衡罐13内的净化气体流量的累计值。在根据本发明的实施例中图8中所示的rEVR和tEVR中较小的一方被取为目标燃料蒸气率EVR。因而如果驱气作用开始则EVR沿着rEVR慢慢地增大到tEVR。
下面参照图9和图10就净化气体流量的累计值∑PG(l)的计算方法进行说明。图9示出驱气控制阀28全开时的每单位时的间净化气体流量，也就是全开净化气体流量PG100(l/sec)。此一全开净化气体流量PG100(l/sec)如图9中所示成为大气压力PA与平衡罐13内的绝对压力PM的压力差(PA-PM)的函数。另一方面，基于在一定时间内应该打开驱气控制阀28的时间的比率，也就是占空比DUTY来控制驱气控制阀28。如图10中所示每单位时间的净化气体流量(l/sec)与占空比DUTY(％)成比例。因而如果把DUTY(％)/100％乘以图9中所示的全开净化气体流量(l/sec)则可以计算实际的每单位时间的净化气体流量(l/sec)，通过累计此一净化气体流量(l/sec)得到净化气体流量的累计值∑PG(l)。再者，图9中所示的关系预先储存在ROM42内。
下面就求出为了使燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率所需的驱气控制阀28的占空比DUTY的方法进行说明。在针对基本喷射量的目标燃料蒸气量的场合，也就是如果令目标燃料蒸气率为EVR，令发动机转速为N，则由于每单位时间的基本喷射量可以表达为Q·N/60(g/sec)所以为了使燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率EVR所需的每单位时间的燃料蒸气的驱气量EVQ(g/sec)可以由下式表示。
EVQ=EVR·Q·N/60
另一方面，如果把驱气控制阀28的打开比率，也就是DUTY/100乘以每单位时间的全开净化气体流量PG100(l/sec)，则该乘法计算结果PG100·DUTY/100表示驱气控制阀28的占空比为DUTY时的每单位时间的净化气体流量(l/sec)。因而如果把净化气体中的燃料蒸气浓度PV(g/l)乘以此一净化气体流量(l/sec)则能求出每单位时间的所驱气的燃料蒸气量(g/sec)。为了使燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率EVR有必要使此一燃料蒸气量(g/sec)与上述燃料蒸气量EVQ一致，因而为了使燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率EVR必须满足下式。
EVQ=PG100·PV·DUTY/100
因而成为目标的占空比DUTY成为由下式来表示。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
这里由于如前所述有EVQ=EVR·Q·N/60,PG100能根据图9中所示的关系求出，所以如果求出净化气体中的燃料蒸气浓度PV(g/l)则能求出占空比DUTY。
在图1中所示的第1实施例中此一燃料蒸气浓度PV(g/l)可以根据由空燃比传感器32所检测的空燃比A/F来求出。也就是说，如果令每单位时间所驱气的净化气体流量为PG(l/sec)，令每单位时间所驱气的燃料蒸气量为FUEL(g/sec)，则燃料蒸气浓度PV可以由下式来表示。
PV=FUEL(g/sec)/PG(l/sec)
这里如果令为净化气体流量PG(l/sec)中的空气流量为AIR(l/sec)，令净化气体流量PG(l/sec)中的燃料蒸气流量为FUEL(l/sec)，则燃料蒸气浓度PV可以由下式来表示。
PV=FUEL(g/sec)/(AIR(l/sec)+FUEL(l/sec))
这里如果令空气的密度为ρa(g/l)，令燃料的密度为ρf(g/l)，则上式成为以下这样的形式。
PV=FUEL(g/sec)/(AIR(g/sec)/ρa+FUEL(g/sec)/ρf)
如果用FUEL(g/sec)除以上式右边的分母和分子则上式成为下式这样的形式。
PV=1/(AIR(g/sec)/FUEL(g/sec)/ρa+1/ρf)
式中AIR(g/sec)/FUEL(g/sec)表示净化气体的空燃比，如果令此一空燃比为A/F则上式成为以下这样的形式。
PV=1/((A/F)/ρa+1/ρf)
因而如果知道净化气体的空燃比A/F则可以求出燃料蒸气浓度PV。在图1中所示的实施例中由空燃比传感器32来检测净化气体的空燃比A/F，因而可以根据由空燃比传感器32所检测的空燃比A/F来求出燃料蒸气浓度PV(g/l)。
如果求出燃料蒸气浓度PV则可以如前所述基于下式来计算占空比DUTY。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
如果令驱气控制阀28的占空比DUTY为根据上式计算的占空比DUTY，则燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率EVR。
另一方面，应该喷射的燃料量tQ取为从基本喷射量Q减去燃料蒸气量的值。在此一场合，应该减去的喷射量为Q·EVR。因而应该喷射的燃料量tQ可以由下式来表示。
tQ=Q·(1-EVR)
其次，如前所述目标燃料蒸气率EVR取为图8中所示的rEVR与tEVR中较小的一方的值。在此一场合，作为目标燃料蒸气率EVR也可以原封不动地用图8中所示的rEVR与tEVR中较小的一方的值。然而特别是在燃烧室5内的限定的区域内形成混合气的场合如果把燃料蒸气驱气则燃烧变得不稳定，发动机的输出转矩容易变动。因而可以说最好是这样来确定目标燃料蒸气率EVR，以便使发动机的输出转矩变动不大。
因此在根据本发明的实施例中只要发动机的输出转矩变动不超过预定的变动量就使目标燃料蒸气率EVR向rEVR或tEVR慢慢地增大，接着只要发动机的输出转矩变动不超过预定的变动量就把目标燃料蒸气率EVR维持于rEVR或tEVR。在此一场合，若是发动机的输出转矩变动大于预定的变动量则降低目标燃料蒸气率EVR。
这样一来在根据本发明的实施例中基于发动机的输出转矩变动量来控制目标燃料蒸气率EVR。因此下面就转矩变动量的计算方法之一例概略地进行说明。
例如如果把曲轴从压缩上死点(以下称为TDC)旋转到压缩上死点后(以下称为ATDC)30°期间的曲轴的角速度称为第1角速度ωa，把曲轴从ATDC60°旋转到ATDC90°期间的曲轴的角速度称为第2角速度ωb，则在各气缸中进行燃烧时燃烧压力使曲轴的角速度从第1角速度ωa向第2角速度ωb上升。此时，如果令发动机的旋转惯性矩为I则燃烧压力使动能从(1/2)·Iωa2向(1/2)·Iωb2上升。概略地说由于转矩由此一动能的上升量(1/2)·I·(ωb2-ωa2)而产生所以发生转矩与(ωb2-ωa2)成比例。因而发生转矩可以根据第1角速度ωa的二次方与第2角速度ωb的二次方之差求出。
下面参照图11就计算各气缸产生的转矩的方法来进行说明。如前所述曲轴角传感器36每当曲轴旋转30°曲轴角度就产生输出脉冲，进而曲轴角传感器36配置成在各气缸#1、#2、#3、#4的压缩上死点处产生输出脉冲。因而曲轴角传感器36从各气缸#1、#2、#3、#4的TDC起每过30°曲轴角就产生输出脉冲。再者，在本发明中所用的内燃机的点火顺序为1-3-4-2。
在图11中纵轴T30表示从曲轴角传感器36产生输出脉冲到产生下-个输出脉冲的30°曲轴角度的经过时间。此外，Ta(i)表示第i气缸的从TDC到ATDC30°的经过时间，Tb(i)表示第i气缸的从ATDC60°到ATDC90°的经过时间。因而例如Ta(1)表示第1气缸的从TDC到ATDC30°的经过时间，Tb(1)表示第1气缸的从ATDC60°到ATDC90°的经过时间。另一方面，如果把30°曲轴角度除以经过时间T30则此一除法计算结果表示角速度ω。因而30°曲轴角度/Ta(i)表示第i气缸中的第1角速度ωa,30°曲轴角度/Tb(i)表示第i气缸中的第2角速度ωb。
图12示出用来计算转矩变动量的子程序，此一子程序通过每个30°曲轴角的中断来实行。
参照图12，首先一开始在步骤100里判别当前是否是第i气缸的ATDC30°。在当前不是第i气缸的ATDC30°的场合转到步骤102，判别当前是否是第i气缸的ATDC90°。在当前不是第i气缸的ATDC90°的场合结束处理循环。
与此相反在步骤100里判别成当前是第i气缸的ATDC30°时进到步骤101，根据当前的时刻TIME与30°曲轴角前的时刻TIME0之差来计算第i气缸的从TDC到ATDC30°的经过时间Ta(i)。接着在步骤102里判别成当前是第i气缸的ATDC90°时进到步骤103，根据当前的时刻TIME与30°曲轴角前的时刻TIME0之差来计算第i气缸的从ATDC60°到ATDC90°的经过时间Tb(i)。
接着在步骤104里基于下式来计算第i气缸的发生转矩DN(i)。
DN(i)=ωb2-ωa2=(30°/Tb(i))2-(30°/Ta(i))2
接着在步骤105里基于下式来计算同一气缸的1循环期间的转矩变动量DLN(i)。
DLN(i)=DN(i)j-DN(i)
式中DN(i)j表示对于DN(i)在一个循环(720°曲轴角)前的同一气缸的发生转矩。
接着在步骤106里计数值C加1。接着在步骤107里判别计数值C是否成为4，也就是说判别是否对所有气缸计算了转矩变动量DLN(i)。如果C=4则进到步骤108，把下式中所示的所有气缸的转矩变动量DLN(i)的平均值取为最终的转矩变动量SM。
SM=(DLN(1)+DLN(2)+DLN(3)+DLN(4))/4
接着在步骤109里使计数值C为零。
下面参照图13和图14就驱气控制进行说明。再者，图13和图14中所示的子程序通过每隔一定时间的中断来实行。
参照图13和图14，首先一开始在步骤200里判别驱气条件是否成立。例如在发动机冷却水温超过80℃，而且发动机起动后经过30秒时判断成驱气条件成立。在驱气条件成立时进到步骤201，判别燃料的供给是否停止。在燃料的供给未停止时进到步骤202。
在步骤202里基于由大气压传感器33所检测的大气压力PA和由压力传感器30所检测的绝对压力PM根据图9中所示的关系来计算全开净化气体流量PG100。接着在步骤203里用当前的占空比DUTY根据下式来计算每单位时间的净化气体流量PG。
PG=PG100·DUTY/100
接着在步骤204里把净化气体流量PG加算到净化气体流量的累计值∑PG。接着在步骤205里基于净化气体流量的累计值∑PG根据图8中所示的关系来计算目标燃料蒸气率rEVR。接着在步骤206里根据图7中所示的关系来计算目标燃料蒸气率tEVR。接着在步骤207里把rEVR与tEVR中较小的一方取为目标燃料蒸气率的允许最大值MAX。
接着在步骤208里判别转矩变动量SM是否大于预定的变动量SM0。在SM≤SM0时进到步骤209，把一定值ΔE1加算到目标燃料蒸气率EVR。与此相反在SM＞SM0时进到步骤210，从目标燃料蒸气率EVR中减去一定值ΔE2。接着在步骤211里判别目标燃料蒸气率EVR是否大于允许最大值MAX。在EVR≥MAX时进到步骤212，把允许最大值MAX取为目标燃料蒸气率EVR。
也就是说如果SM＞SM0则减小EVR。与此相反如果SM≤SM0则增大EVR，只要SM≤SM0,EVR就成为MAX。
接着在步骤213里根据图3A、3B中所示的图像来计算基本喷射量Q。此一基本喷射量Q在图2中在L＜L1的区域内等于Q2，在L1≤L＜L2的区域内为Q1与Q2之和，在L≥L2的区域内等于Q1。接着在步骤214里用基本喷射量Q、目标燃料蒸气率EVR和发动机转速N根据下式来计算每单位时间内应该驱气的燃料蒸气量EVQ。
EVQ=Q·EVR·N/60
接着在步骤215里读入由空燃比传感器32所检测的空燃比A/F。接着在步骤216里根据此一空燃比A/F基于下式来计算净化气体中的燃料蒸气浓度PV。
PV=1/((A/F)/ρa+1/ρf)
接着在步骤217里基于下式计算为了使燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率EVR所需的占空比DUTY。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
接着在步骤218里判别占空比DUTY是否超过100％。在DUYT＜100％时进到步骤221，使EVR成为最终的目标燃料蒸气率tEV。与此相反在DUYT≥100％时进到步骤219，使占空比DUTY成为100％，接着进到步骤220，基于下式来计算最终的目标燃料蒸气率tEV。
tEV=PG100·PV/(Q·N/60)
也就是说由于PG100·PV在DUTY=100％时表示所驱气的燃料蒸气量所以最终的目标燃料蒸气率tEV如上式表示。
另一方面，在步骤200里判断成驱气条件不成立时，或者在步骤201里判断成燃料的供给停止时进到步骤222，使占空比DUTY为零，接着在步骤223里使最终的目标燃料蒸气率tEV为零。此时驱气作用被停止。
图15示出用来控制燃料喷射的子程序，此一子程序反复实行。
参照图15，首先一开始在步骤300里判别是否仅进行燃料喷射Q2。在仅进行燃料喷射Q2时进到步骤301，根据图3A中所示的图像来计算基本喷射量Q2。接着在步骤302里基于下式来计算最终的喷射量tQ2。
tQ2=Q2·(1-tEV)
接着在步骤303里根据图4A中所示的图像来计算喷射开始时间θS2，根据此一θS2和喷射量Q2和发动机转速N来计算喷射结束时间θE2。
另一方面，在步骤300里判断成不是仅进行燃料喷射Q2时进到步骤304，判别是否进行燃料喷射Q1和Q2。在进行燃料喷射Q1和Q2时进到步骤305，根据图3A、3B中所示的图像来计算基本喷射量Q1和Q2。接着在步骤306里基于下式来计算最终的喷射量tQ1。
tQ1=Q1·(1-tEV)
接着在步骤307里基于下式来计算最终的喷射量tQ2。
tQ2=Q2·(1-tEV)
接着在步骤308里根据图4A、4B中所示的图像来计算喷射开始时间θS1、θS2，根据这些θS1、θS2和喷射量Q1、Q2和发动机转速N来计算喷射结束时间θE1、θE2。
再者，在此一场合，也可以根据总基本喷射量Q(=Q1+Q2)来求出应该喷射的总喷射量tQ(=Q(1-tEV))，把最终的喷射量tQ1取为tQ1=tQ-Q2，把最终的喷射量tQ2取为tQ2=Q2。
另一方面，在步骤304里判断成不进行喷射量Q1和Q2时进到步骤309，根据图3B中所示的图像来计算基本喷射量Q1。接着在步骤310里基于下式来计算最终的喷射量tQ1。
tQ1=Q1·(1-tEV)
接着在步骤311里根据图4B中所示的图像来计算喷射开始时间θS1，根据此一θS1和喷射量Q1和发动机转速N来计算喷射结束时间θE1。
在图16至图18中示出第2实施例。如图16中所示在本实施例中在平衡罐13内配置着空燃比传感器50，在吸气导管14内配置着用来检测吸入空气量的空气流量计51在本实施例中净化气体的燃料蒸气浓度PV(l/g)根据吸入空气量GA(l/sec)和吸入气体的空燃比A/F来计算。
也就是说，在本实施例中也与第1实施例同样作为目标的驱气控制阀28的占空比DUTY基于下式来计算。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
式中由于如前所述有EVQ=EVR·Q·N/60，PG100能根据图9中所示的关系来求出，所以与第1实施例同样如果求出净化气体中的燃料蒸气浓度PV(g/l)则可以求出占空比DUTY。
在图16中所示的第2实施例中，此一燃料蒸气浓度PV(g/l)根据由空燃比传感器50所检测的吸入气体的空燃比A/F，和由空气流量计51所检测的吸入空气量GA(l/sec)来求出。也就是说，如果令每单位时间所驱气的净化气体流量为PG(l/sec)，令每单位时间所驱气的燃料蒸气量为FUEL(g/sec)，则燃料蒸气浓度PV如前所述可由下式来表示。
PV=FUEL(g/sec)/PG(l/sec)
式中如果把右边的分母置换成GA(l/sec)+PG(l/sec)则上式成为以下形式。
PV=[FUEL(g/sec)/(GA(l/sec)+PG(l/sec))]·
[(GA(l/sec)+PG(l/sec))/PG(l/sec)]
=[FUEL(g/sec)/(GA(l/sec)+PG(l/sec))]·
[GA(l/sec)/PG(l/sec)+1]
式中如果令净化气体流量PG(l/sec)中的空气流量为AIR(l/sec)，令净化气体流量PG(l/sec)中的燃料蒸气流量为FUEL(l/sec)，则上式右边的前段FUEL(g/sec)/(GA(l/sec)+PG(l/sec))可由下式来表示。
FUEL(g/sec)/(GA(l/sec)+AIR(l/sec)+FUEL(l/sec))
式中如果令空气的密度为ρa(g/l)，令燃料的密度为ρf(g/l)，则上式成为以下形式。
FUEL(g/sec)/[(GA(g/sec)+AIR(g/sec))/ρa+FUEL(g/sec)/ρf]
如果把上式的分母和分子除以FUEL(g/sec)，则上式成为以下形式。
1/[(GA(g/sec)+AIR(g/sec))/FUEL(g/sec)/ρa+1/ρf]
式中(GA(g/sec)+AIR(g/sec))/FUEL(g/sec)表示吸入气体的空燃比，如果令此一空燃比为A/F，则上式成为以下形式。
1/((A/F)/ρa+1/ρf)
因而燃料蒸气浓度PV成为由下式来表示。
PV=[1/((A/F)/ρa+1/ρf)]·[GA(l/sec)/PG(l/sec)+1]
式中吸入空气量GA(l/sec)由空气流量计51来检测，此外净化气体流量PG(l/sec)可以用图9中所示的全开净化气体流量PG100和占空比DUTY根据下式来计算。
PG=PG100·DUT Y/100
因而如果知道了吸入气体的空燃比A/F则可以求出燃料蒸气量PV。在图16中所示的实施例中由空燃比传感器50来检测吸入气体的空燃比A/F，因而可以根据由空燃比传感器50所检测的空燃比A/F来求出燃料蒸气浓度PV(g/l)。
如果求出了燃料蒸气浓度PV则可以如前所述基于下式来计算占空比DUTY。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
如果令驱气控制阀28的占空比DUTY为根据上式来计算的占空比DUTY则燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率EVR。
下面参照图17和图18就用来实行第2实施例的驱气控制子程序进行说明。再者，在图17和图18中所示的子程序中与图13和图14中所示的子程序不同的是步骤415和步骤416，关于其他步骤是与图13和图14中的步骤相同的。
也就是说，参照图17和图18，首先一开始在步骤400里判别驱气条件是否成立。例如在发动机冷却水温超过80℃，而且发动机起动后经过30秒时判断成驱气条件成立。在驱气条件成立时进到步骤401，判别燃料的供给是否停止。在燃料的供给未停止时进到步骤402。
在步骤402里基于由大气压传感器33所检测的大气压力PA和由压力传感器30所检测的绝对压力PM根据图9中所示的关系来计算全开净化气体流量PG100。接着在步骤403里用当前的占空比DUTY根据下式来计算每单位时间的净化气体流量PG。
PG=PG100·DUTY/100
接着在步骤404里把净化气体流量PG加算到净化气体流量的累计值∑PG。接着在步骤405里基于净化气体流量的累计值∑PG根据图8中所示的关系来计算目标燃料蒸气率rEVR。接着在步骤406里根据图7中所示的关系来计算目标燃料蒸气率tEVR。接着在步骤407里把rEVR与tEVR中较小的一方取为目标燃料蒸气率的允许最大值MAX。
接着在步骤408里判别转矩变动量SM是否大于预定的变动量SM0。在SM≤SM0时进到步骤409，把一定值ΔE1加算到目标燃料蒸气率EVR。与此相反在SM＞SM0时进到步骤410，从目标燃料蒸气率EVR中减去一定值ΔE2。接着在步骤411里判别目标燃料蒸气率EVR是否大于允许最大值MAX。在EVR≥MAX时进到步骤412，把允许最大值MAX取为目标燃料蒸气率EVR。
接着在步骤413里根据图3A、3B中所示的图像来计算基本喷射量Q。如前所述此一基本喷射量Q在图2中在L＜L1的区域内等于Q2，在L1≤L＜L2的区域内为Q1与Q2之和，在L≥L2的区域内等于Q1。接着在步骤414里用基本喷射量Q、目标燃料蒸气率EVR和发动机转速N根据下式来计算每单位时间内应该驱气的燃料蒸气量EVQ。
EVQ=Q·EVR·N/60
接着在步骤415里读入由空燃比传感器50所检测的空燃比A/F。接着在步骤416里读入由空气流量计51所检测的吸入空气量GA。接着在步骤417里基于下式来计算燃料蒸气浓度PV。
PV=[1/((A/F)/ρa+1/ρf)]·[GA/PG+1]
接着在步骤418里计算为了使燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率EVR所需的占空比DUTY。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
接着在步骤419里判别占空比DUTY是否超过100％。在DUYT＜100％时进到步骤422，使EVR成为最终的目标燃料蒸气率tEV。与此相反在DUYT≥100％时进到步骤420，使占空比DUTY成为100％，接着进到步骤421，基于下式来计算最终的目标燃料蒸气率tEV。
tEV=PG100·PV/(Q·N/60)
另一方面，在步骤400里判断为驱气条件不成立时，或者在步骤401里判断为燃料的供给停止时进到步骤423，使占空比DUTY为零，接着在步骤424里使最终的目标燃料蒸气率tEV为零。此时驱气作用被停止。
在图19至图21中示出第3实施例。如图19中所示在本实施例中也在吸气导管14内配置着用来检测吸入空气量的空气流量计51。在本实施例中净化气体的燃料蒸气浓度PV(g/l)根据吸入空气量GA(l/sec)，和由空燃比传感器37所检测的排气气体的空燃比A/F来计算。
也就是说，在本实施例中也与第1实施例同样作为目标的驱气控制阀28的占空比DUTY基于下式来计算。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
式中由于如前所述有EVQ=EVR·Q·N/60,PG100能根据图9中所示的关系来求出，所以与第1实施例同样如果求出了净化气体中的燃料蒸气浓度PV(g/l)则可以求出占空比DUTY。
在图19中所示的第3实施例中此一燃料蒸气浓度PV(g/l)可以根据由空燃比传感器37所检测的排气气体的空燃比A/F，和由空气流量计51所检测的吸入空气量GA(l/sec)来求出。也就是说，如果令每单位时间所驱气的净化气体流量为PG(l/sec)，令每单位时间所驱气的燃料蒸气量为FUEL(g/sec)，则燃料蒸气浓度PV如前所述可以由下式来表示。
PV=FUEL(g/sec)/PG(l/sec)
式中如果用每单位时间的基本喷射量Q·N/60(g/sec)把右边的分子FUEL(g/sec)置换成FUEL(g/sec)+Q·N/60(g/sec)则上式成为以下形式。
PV=(FUEL(g/sec)+Q·N/60(g/sec))/PG(l/sec)
-Q·N/60(g/sec)/PG(l/sec)
接着如果把右边的第1项的分母PG(l/sec)置换成GA(l/sec)+PG(l/sec)+Q·N/60(g/sec)/ρf，则上式成为以下形式。式中ρf是燃料的密度(g/l)。
PV=[(FUEL(g/sec)+Q·N/60(g/sec))/GA(l/sec)
+PG(l/sec)+Q·N/60(g/sec)/ρf]·[(GA(l/sec)
+PG(l/sec)+Q·N/60(g/sec)/ρf)/PG(l/sec)]
-Q·N/60(g/sec)/PG(l/sec)
=[(FUEL(g/sec)+Q·N/60(g/sec))/(GA(l/sec)
+PG(l/sec)+Q·N/60(g/sec)/ρf)]·[GA(l/sec)/PG(l/sec)
+1+Q·N/60(g/sec)/ρf/PG(l/sec)]
-Q·N/60(g/sec)/PG(l/sec)
式中如果令净化气体流量PG(l/sec)中的空气流量为AIR(l/sec)，令净化气体流量PG(l/sec)中的燃料蒸气流量为FUEL(l/sec)，则上式的右边第1项的前段(FUEL(g/sec)+Q·N/60(g/sec))/(GA(l/sec)+PG(l/sec)+Q·N/60(g/sec)/ρf)可以由下式来表示。
(FUEL(g/sec)+Q·N/60(g/sec))/(GA(l/sec)+AIR(l/sec)
+FUEL(l/sec)+Q·N/60(g/sec)/ρf)
式中如果令空气的密度为ρa(g/l)则上式成为以下形式。
(FUEL(g/sec)+Q·N/60(g/sec))/[(GA(g/sec)+AIR(g/sec))/ρa
+FUEL(g/sec)/ρf+Q·N/60(g/sec)/ρf]
如果把上式的分母和分子除以FUEL(g/sec)+Q·N/60(g/sec)则上式成为以下形式。
1/[(GA(g/sec)+AIR(g/sec))/(FUEL(g/sec)
+Q·N/60(g/sec))/ρa+1/ρf]
式中(GA(g/sec)+AIR(g/sec))/(FUEL(g/sec)+Q·N/60(g/sec))表示吸入气体的空燃比，如果令此一空燃比为A/F则上式成为以下形式。
1/((A/F)/ρa+1/ρf)
因而燃料蒸气浓度PV可以由下式来表示。
PV=[1/((A/F)/ρa+1/ρf)]·[GA(l/sec)/PG(l/sec)
+1+Q·N/60(g/sec)/ρf/PG(l/sec))]
-Q·N/60(g/sec)/PG(l/sec)
式中吸入空气量GA(l/sec)可以由空气流量计51来检测，基本喷射量Q可以算出，此外净化气体流量PG(l/sec)可以用图9中所示的全开净化气体流量PG100和占空比DUTY根据下式来计算。
PG=PG100·DUTY/100
因而如果知道了排气气体的空燃比A/F则可以求出燃料蒸气量PV。在图19中所示的实施例中由空燃比传感器37来检测排气气体的空燃比A/F，因而可以根据由空燃比传感器37所检测的空燃比A/F来求出燃料蒸气浓度PV(g/l)。
如果求出了燃料蒸气浓度PV则可以如前所述基于下式来计算占空比DUTY。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
如果令驱气控制阀28的占空比DUTY为根据上式来计算的占空比DUTY则燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率EVR。
下面参照图20和图21就用来实行第3实施例的驱气控制子程序进行说明。再者，在图20和图21中所示的子程序是与图17和图18中所示的子程序相同的。
也就是说，参照图20和图21，首先一开始在步骤500里判别驱气条件是否成立。例如在发动机冷却水温超过80℃，而且发动机起动后经过30秒时判断成驱气条件成立。在驱气条件成立时进到步骤501，判别燃料的供给是否停止。在燃料的供给未停止时进到步骤502。
在步骤502里基于由大气压传感器33所检测的大气压力PA和由压力传感器30所检测的绝对压力PM根据图9中所示的关系来计算全开净化气体流量PG100。接着在步骤503里用当前的占空比DUTY根据下式来计算每单位时间的净化气体流量PG。
PG=PG100·DUTY/100
接着在步骤504里把净化气体流量PG加算到净化气体流量的累计值∑PG。接着在步骤505里基于净化气体流量的累计值∑PG根据图8中所示的关系来计算目标燃料蒸气率rEVR。接着在步骤506里根据图7中所示的关系来计算目标燃料蒸气率tEVR。接着在步骤507里把rEVR与tEVR中较小的一方取为目标燃料蒸气率的允许最大值MAX。
接着在步骤508里判别转矩变动量SM是否大于预定的变动量SM0。在SM≤SM0时进到步骤509，把一定值ΔE1加算到目标燃料蒸气率EVR。与此相反在SM＞SM0时进到步骤510，从目标燃料蒸气率EVR中减去一定值ΔE2。接着在步骤511里判别目标燃料蒸气率EVR是否大于允许最大值MAX。在EVR≥MAX时进到步骤512，把允许最大值MAX取为目标燃料蒸气率EVR。
接着在步骤513里根据图3A、3B中所示的图像来计算基本喷射量Q。如前所述此一基本喷射量Q在图2中在L＜L1的区域内等于Q2，在L1≤L＜L2的区域内为Q1与Q2之和，在L≥L2的区域内等于Q1。接着在步骤514里用基本喷射量Q、目标燃料蒸气率EVR和发动机转速N根据下式来计算每单位时间内应该驱气的燃料蒸气量EVQ。
EVQ=Q·EVR·N/60
接着在步骤515里读入由空燃比传感器37所检测的空燃比A/F。接着在步骤516里读入由空气流量计51所检测的吸入空气量GA。接着在步骤517里基于下式来计算燃料蒸气浓度PV。
PV=[1/((A/F)/ρa+1/ρf)]·[GA/PG+1+Q·N/60/ρf/PG]-Q·N/60/PG
接着在步骤518里计算为了使燃料蒸气率成为目标燃料蒸气率EVR所需的占空比DUTY。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
接着在步骤519里判别占空比DUTY是否超过100％。在DUYT＜100％时进到步骤522，使EVR成为最终的目标燃料蒸气率tEV。与此相反在DUYT≥100％时进到步骤520，使占空比DUTY成为100％，接着进到步骤521，基于下式来计算最终的目标燃料蒸气率tEV。
tEV=PG100·PV/(Q·N/60)
另一方面，在步骤500里判断为驱气条件不成立时，或者在步骤501里判断为燃料的供给停止时进到步骤523，使占空比DUTY为零，接着在步骤524里使最终的目标燃料蒸气率tEV为零。此时驱气作用被停止。
在图22至图25中示出第4实施例。如图22中所示在本实施例中在吸气导管14内安装着用来检测大气温度的温度传感器52，基于大气温度来推断燃料蒸气浓度PV(g/l)。也就是说，如果驱气作用开始，则活性炭21所吸附的燃料蒸气量逐渐减少，因而如图23A中所示净化气体中的燃料蒸气浓度PV随着净化气体流量的累计值∑PG的增大而减少。因此在本实施例中预先通过实验求出图23A中所示的关系，基于图23A中所示的关系来推断燃料蒸气浓度PV。
此外，如果大气温度升高则燃料箱26内的燃料的驱气作用变得活跃，结果如图23B中所示每单位时间的燃料蒸气浓度的增大量ΔPV(g/l)随着大气温度Ta的升高而变大。因此在本实施例中预先通过实验求出图23B中所示的关系，基于图23B中所示的关系来推断每单位时间的燃料蒸气浓度的增大量ΔPV。
下面参照图24和图25就用来实行第4实施例的驱气控制子程序进行说明。再者，在图24和图25中所示的子程序中与图13和图14中所示的子程序不同的是步骤615至步骤618，关于其他步骤是与图13和图14中的步骤相同的。
也就是说，参照图24和图25，首先一开始在步骤600里判别驱气条件是否成立。例如在发动机冷却水温超过80℃，而且发动机起动后经过30秒时判断成驱气条件成立。在驱气条件成立时进到步骤601，判别燃料的供给是否停止。在燃料的供给未停止时进到步骤602。
在步骤602里基于由大气压传感器33所检测的大气压力PA和由压力传感器30所检测的绝对压力PM根据图9中所示的关系来计算全开净化气体流量PG100。接着在步骤603里用当前的占空比DUTY根据下式来计算每单位时间的净化气体流量PG。
PG=PG100·DUTY/100
接着在步骤604里把净化气体流量PG加算到净化气体流量的累计值∑PG。接着在步骤605里基于净化气体流量的累计值∑PG根据图8中所示的关系来计算目标燃料蒸气率rEVR。接着在步骤606里根据图7中所示的关系来计算目标燃料蒸气率tEVR。接着在步骤607里把rEVR与tEVR中较小的一方取为目标燃料蒸气率的允许最大值MAX。
接着在步骤608里判别转矩变动量SM是否大于预定的变动量SM0。在SM≤SM0时进到步骤609，把一定值ΔE1加算到目标燃料蒸气率EVR。与此相反在SM＞SM0时进到步骤610，从目标燃料蒸气率EVR中减去一定值ΔE2。接着在步骤611里判别目标燃料蒸气率EVR是否大于允许最大值MAX。在EVR≥MAX时进到步骤612，把允许最大值MAX取为目标燃料蒸气率EVR。
接着在步骤613里根据图3A、3B中所示的图像来计算基本喷射量Q。如前所述此一基本喷射量Q在图2中在L＜L1的区域内等于Q2，在L1≤L＜L2的区域内为Q1与Q2之和，在L≥L2的区域内等于Q1。接着在步骤614里用基本喷射量Q、目标燃料蒸气率EVR和发动机转速N根据下式来计算每单位时间内应该驱气的燃料蒸气量EVQ。
EVQ=Q·EVR·N/60
接着在步骤615里根据图23A中所示的关系来计算燃料蒸气浓度PV。接着在步骤616里根据图23B中所示的关系来计算燃料蒸气浓度的增大量ΔPV。接着在步骤617里把增大量ΔPV加到燃料蒸气浓度的增大量的累计值∑ΔPV上。接着在步骤618里把累计值∑ΔPV加算到燃料蒸气浓度PV，该加算结果成为最终的燃料蒸气浓度PV。
接着在步骤619里用此一燃料蒸气浓度PV根据下式来计算占空比DUTY。
DUTY=100·EVQ/(PG100·PV)
接着在步骤620里判别占空比DUTY是否超过100％。在DUYT＜100％时进到步骤623，使EVR成为最终的目标燃料蒸气率tEV。与此相反在DUYT≥100％时进到步骤621，使占空比DUTY成为100％，接着进到步骤622，基于下式来计算最终的目标燃料蒸气率tEV。
tEV=PG100·PV/(Q·N/60)
另一方面，在步骤600里判断为驱气条件不成立时，或者在步骤601里判断为燃料的供给停止时进到步骤624，使占空比DUTY为零，接着在步骤625里使最终的目标燃料蒸气率tEV为零。此时驱气作用被停止。
下面参照图26至图33就图1至图15中所示的第1实施例的变形例进行说明。再者，在图26中关于与图1中所示的构成要素相同的构成要素用同一标号来表示。
参照图26，内燃机由备有第1气缸#1、第2气缸#2、第3气缸#3、第4气缸#4的四缸内燃机组成，此一内燃机中的点火顺序为1-3-4-2。在本变形例中点火顺序每隔一个的两个气缸，例如第1气缸#1和第4气缸#4连接于共同的第1排气歧管18a，点火顺序每隔一个的其余的第2气缸#2和第3气缸#3连接于共同的第2排气歧管18b。各排气歧管18a、18b分别连接于内装三元催化剂或氧化催化剂的催化剂转换器29a，各催化剂转换器29a的出口经由排气管18c连接于催化剂转换器29b的入口。在催化剂转换器29b内配置着NOx吸留还原型催化剂(以下称为NOx吸收剂)60，在排气管18c的汇合部配置着空燃比传感器61。
如图26中所示在本变形例中罐体22的导管27连接于节气门17下游的吸气导管14内，进而在节气门17下游的吸气导管14内产生的负压被引到制动器助力器70。
制动器助力器70具备动力活塞71，在动力活塞71的两侧形成的第1室72和第2室73，备有柱塞74的操纵杆75，以及操纵阀76。推杆77固定于动力活塞71，产生制动器油压的助力器缸78由此一推杆77来驱动。此外，操纵杆75连接于制动器踏板79。第1室72经由负压导管80连接于节气门17下游的吸气导管14，在此一负压导管80内配置着只能从第1室72向吸气导管14流通的单向阀81。由于如果在节气门17下游的吸气导管14内产生比第1室72内的负压更大的负压，则单向阀81打开，所以第1室72内的负压维持于吸气导管14内产生的最大负压。
如图26中所示在制动器踏板79被释放时第1室72和第2室73经由一对连通路82、83相互连通，因而在第1室72和第2室73内产生相同的负压。接着如果踏下制动器踏板79则操纵阀76与操纵杆75一起向左移动。结果由于连通路82被操纵阀76阻断，因为柱塞74离开操纵阀76故第2室73经由大气连通路84而通大气，所以第2室73内成为大气压力。因而在第1室72与第2室73间产生压力差，此一压力差使动力活塞71向左移动。
另一方面，如果释放了制动器踏板79，则由于柱塞74使大气连通路84关闭，各连通路82、83打开，所以第1室72内的负压经由各连通路82、83被引到第2室73内。结果第2室73内的负压再次成为与第1室72内的负压相同。再者，如图26中所示在第1室72内配置着用来检测第1室72内的绝对压力的压力传感器85。
在图26中所示的变形例中通常也是由图12中所示的子程序来计算转矩变动量，由图13和图14中所示的子程序来进行驱气控制，由图15中所示的子程序来进行喷射控制的。但是，在本变形例中除了这些控制以外，还进行从NOx吸收剂60的NOx和SOx的释放控制以及制动器助力器70的第1室72内的负压控制。因此首先一开始就从NOx吸收剂的NOx释放控制进行说明。
收容在催化剂转换器29b内的NOx吸收剂60例如以铝为载体，在此一载体上附载着例如从钾K、钠Na、锂Li、铯Cs之类碱金属，钡Ba、钙Ca之类碱土类，镧La、钇Y之类稀土类中选出的至少一种，以及铂Pt之类贵金属。如果把供给到发动机吸气通路、燃烧室5和NOx吸收剂60上游的排气通路内的空气和燃料(碳氢化合物)之比称为向NOx吸收剂60的流入排气气体的空燃比，则此一NOx吸收剂60进行在流入排气气体的空燃比稀时吸收NOx，如果流入排气气体的空燃比为理论空燃比或者为浓的则释放所吸收的NOx的NOx吸收释放作用。再者，在燃料(碳氢化合物)或空气未供给到NOx吸收剂60上游的排气通路内的场合，流入排气气体的空燃比与燃烧室5内的空燃比一致，因而在此一场合NOx吸收剂60在燃烧室5内的空燃比稀时吸收NOx，如果燃烧室5内的空燃比为理论空燃比或者为浓的则释放所吸收的NOx。
虽然如果把此一NOx吸收剂60配置在发动机排气通路内，则NOx吸收剂60实际上进行NOx的吸收释放作用，但是关于此一吸收释放作用的详细的机理还有不明确的部分。可是可以认为此一吸收释放作用按图27A、27B中所示的机理来进行。虽然下面就此一机理以在载体上附载铂Pt和钡Ba的场合为例来进行说明，但是用其他贵金属、碱金属、碱土类、稀土类也成为同样的机理。
在图26中所示的发动机中，燃烧通常在燃烧室5内的空燃比为稀的状态下进行。像这样燃烧在空燃比为稀的状态下进行的场合，排气气体中的氧气浓度高，此时如图27A中所示这些氧气O2以O2-或O2-的形态附着于铂Pt的表面。另一方面，流入排气气体中的NO在铂Pt的表面上与O2-或O2-反应，成为NO2()。接着所生成的NO2的一部分在铂Pt上被氧化并被吸收到吸收剂内，结合成氧化钡BaO并且如图27A中所示以硝酸离子NO3-的形态扩散到吸收剂内。这样一来NOx被吸收到NOx吸收剂60内。只要流入排气气体中的氧气浓度高就在铂Pt的表面上生成NO2，只要吸收剂的NOx吸收能力未饱和NO2就被吸收到吸收剂内而生成硝酸离子NO3-。
另一方面，如果流入排气气体的空燃比成为浓的，则流入排气气体中的氧气浓度降低，结果在铂Pt的表面上的NO2的生成量减少。如果NO2的生成量减少，则反应逆向()进行，于是吸收剂内的硝酸离子NO3-以NO2的形态从吸收剂释放出来。此时从NOx吸收剂60所释放的NOx如图27B中所示与流入排气气体中所含有的大量的未燃烧HC、CO反应而还原。这样一来如果在铂Pt的表面上不存在NO2则接连不断地从吸收剂释放NO2。因而如果流入排气气体的空燃比成为浓的则短时间内NOx就从NOx吸收剂60中释放，而且由于此一所释放的NOx被还原故不向大气中排放NOx。
再者，在此一场合，即使流入排气气体的空燃比成为理论空燃比也从NOx吸收剂60中释放NOx。可是在流入排气气体的空燃比成为理论空燃比的场合因为NOx从NOx吸收剂60慢慢地释放，故释放吸收到NOx吸收剂60中的所有NOx需要长一些的时间。
可是，在NOx吸收剂60的NOx吸收能力方面是有限度的，在NOx吸收剂60的NOx吸收能力饱和之前有必要从NOx吸收剂60中释放NOx。因此有必要推断吸收到NOx吸收剂60中的NOx量。因此在本变形例中作为要求负载L和发动机转速N的函数以图28中所示的图像的形式来求出在稀空燃比下进行燃烧时的每单位时间的NOx吸收量NA，如图28B中所示作为空燃比A/F的函数预先求出在理论空燃比或浓空燃比下进行燃烧时的每单位时间的NOx释放量NB，通过累计这些每单位时间的NOx吸收量NA，或者减去每单位时间的NOx释放量NB，来推断吸收到NOx吸收剂60中的NOx吸收量∑NOX。在本变形例中在NOx吸收量∑NOX超过预定的允许最大值Nmax时从NOx吸收剂60中释放NOx。
可是，在排气气体中含有SOx，在NOx吸收剂60中不仅吸收NOx而且也吸收SOx。此一SOx向NOx吸收剂60的吸收机理可以认为与NOx的吸收机理相同。
也就是说，如果与说明NOx的吸收机理时同样以在载体上附载铂Pt和钡Ba的场合为例来进行说明，则如前所述在流入排气气体的空燃比为稀的时氧气O2以O2-或O2-的形态附着于铂Pt的表面，流入排气气体中的SO2在铂Pt的表面上与O2-或O2-反应，成为SO3。接着所生成的SO3的一部分在铂Pt上被进一步氧化并被吸收到吸收剂内，结合成氧化钡BaO并且以硫酸离子SO42-的形态扩散到吸收剂内，生成稳定的硫酸盐BaSO4。
可是此一硫酸盐BaSO4是稳定的难以分解，只是使流入排气气体的空燃比变浓，硫酸盐BaSO4并不分解而是原封不动地残留下来。因而在NOx吸收剂60内随着时间的推移硫酸盐BaSO4增大，于是随着时间的推移NOx吸收剂60所能吸收的NOx量减少。因而在吸收到NOx吸收剂60中的SOx量增大时有必要从NOx吸收剂60中释放SOx。
可是如果NOx吸收剂60的温度升高，例如如果NOx吸收剂60的温度成为600℃以上，则硫酸盐BaSO4分解，此时如果使流入排气气体的空燃比变浓则从NOx吸收剂60中释放SOx。此时的每单位时间的SOx释放量SB如图29A中所示随着NOx吸收剂60的温度TC的升高而增大。因此在本变形例中在SOx的吸收量∑SOx超过预定的允许最大值Smax时使NOx吸收剂60的温度上升到600℃以上并且使流入排气气体的空燃比变浓，借此从NOx吸收剂60中释放SOx。
另一方面，如前所述制动力靠制动器助力器70的第1室72内的压力与第2室73内的压力的压力差，也就是靠大气压力PA与第2室72内的绝对压力PB的压力差(PA-PB)来增大，因而为了确保足够的制动力必须把此一压力差(PA-PB)维持在一定压差ΔPmin以上。因此在本变形例中在压力差(PA-PB)小于一定压差ΔPmin时减小节气门17的开度而增大节气门17下游的吸气导管14内的负压，借此来增大压力差(PA-PB)。再者，实际上在减小节气门17的开度时空燃比成为理论空燃比，因而节气门17的开度减小是在空燃比变稀时。
下面参照图30来说明运行控制子程序。
参照图30，首先一开始在步骤700里判别空燃比是否为稀的。在空燃比为稀的时进到步骤701，根据图28A中所示的图像所计算的每单位时间的NOx吸收量NA加到NOx吸收量∑NOX上，接着进到步骤703。与此相反在空燃比为理论空燃比或为浓时进到步骤702，从NOx量∑NOX中减去根据图28B中所示的关系所计算的每单位时间的NOx释放量NB，接着进到步骤703。在步骤703里判别NOx量∑NOX是否超过允许最大值Nmax，在∑NOX≤Nmax时进到步骤705。
燃料内以一定比率含有硫磺成分，因而吸收到NOx吸收剂60中的SOx量与喷射量Q成比例。因而在步骤705里把常数K乘以喷射量Q之积K·Q加到SOx吸收量∑SOX上。接着在步骤706里判别SOx吸收量∑SOX是否超过允许最大值Smax，在∑SOX≤Smax时进到步骤708。
在步骤708里判别空燃比是否为稀的。在空燃比为稀的时进到步骤709，判别由大气压传感器33(图1)所检测的大气压力PA与由压力传感器85(图26)所检测的第1室72内的绝对压力PB的压力差(PA-PB)是否小于一定压差ΔPmin。在步骤708里判别成空燃比不为稀的时，或者在步骤709里判别成PA-PB≥ΔPmin时，进到步骤710，节气门17的开度成为与发动机的运行状态相对应的开度，接着在步骤711里EGR控制阀的开度成为与发动机的运行状态相对应的开度。此时燃料蒸气率成为图7中所示的目标燃料蒸气率tEVR。
另一方面，在步骤703里判别为∑NOX＞Nmax时进到步骤704，进行从NOx吸收剂60中的NOx释放处理。此一NOx释放处理示于图31。另一方面，在步骤706里判断为∑SOX＞Smax时进到步骤707，进行从NOx吸收剂60中的SOx释放处理。此一SOx释放处理示于图32。另一方面，在步骤709里判别为PA-PB＜ΔPmin时进到步骤712，进行制动器助力器70的负压恢复处理。此一负压恢复处理示于图33。
图31、图32和图33分别示出仅在压缩行程末期进行燃料喷射Q2时进行NOx释放处理、SOx释放处理和负压恢复处理的场合。再者，在图31、图32和图33中Ⅰ表示分成吸气行程初期和压缩行程末期的两次来进行燃料喷射Q1、Q2的两次喷射运行状态，Ⅱ表示仅在吸气行程初期进行燃料喷射Q1而且空燃比为稀的稀空燃比的均一混合气运行状态，Ⅲ表示仅在吸气行程初期进行燃料喷射Q1而且空燃比成为理论空燃比的理论空燃比的均一混合气运行状态。
首先一开始参照图31就NOx释放控制来进行说明。
如图31中所示如果成为∑NOX＞Nmax则运行状态依次切换成两次喷射运行状态Ⅰ、稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ，接着依次切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、两次喷射运行状态Ⅰ、最初的燃烧状态。为要进行基于两次燃料喷射Q1、Q2的燃烧必须与进行压缩行程末期的基于一次燃料喷射Q2的燃烧的场合相比减小空燃比，因而有必要减少吸入空气量。因而NOx释放控制一开始节气门17的开度就减小。此外，此时EGR控制阀20的开度也减小以便EGR率成为目标EGR率。
同样，为要进行基于稀空燃比的均一混合气的燃烧必须与进行基于两次燃料喷射Q1、Q2的燃烧的场合相比减小空燃比，因而如果从两次喷射运行状态Ⅰ切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ则节气门17的开度进一步减小。此外，为要进行基于理论空燃比的均一混合气的燃烧必须与进行基于稀空燃比的均一混合气的燃烧的场合相比减小空燃比，因而如果从稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ切换成理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ则节气门17的开度进一步减小。
另一方面，如果节气门17的开度像这样减小则因为泵送损失增大使发动机的输出功率减少。因而为了阻止发动机的输出功率像这样减少随着节气门17的开度的减小而慢慢地增大总喷射量Q。
另一方面，如果总喷射量Q增大，则为了确保火花塞7引起的良好的点火，最终的目标燃料蒸气率tEV也慢慢地增大。也就是说，如图31中所示在进行NOx释放处理时最终的目标燃料蒸气率tEV最初慢慢地上升，接着慢慢地下降。
如果NOx释放处理开始而运行状态成为理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ，则喷射量Q暂时增大，借此空燃比A/F暂时成为浓的。此时NOx从NOx吸收剂60中释放出来。再者，喷射量Q暂时地增大时也可以使目标燃料蒸气率tEV暂时地增大。如果如图31中所示开始NOx释放处理则使NOx吸收量∑NOX成为零。
再者，在进行两次喷射Q1、Q2时成为∑NOX＞Nmax时运行状态切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ，在稀空燃比的均一混合气燃烧时成为∑NOX＞Nmax时运行状态切换成理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ。
下面参照图32就SOx释放控制来进行说明。
如图32中所示在成为∑NOX＞Nmax的场合也是运行状态依次切换成两次喷射运行状态Ⅰ、稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ。此时与NOx释放处理的场合同样，节气门17的开度慢慢地减小，EGR控制阀的开度也慢慢地减小，总喷射量Q慢慢地增大，目标燃料蒸气率tEV慢慢地增大。
接着向第1气缸#1和第4气缸#4的喷射量Q#1、Q#4(图32中用实线表示)增大，向第2气缸#2和第3气缸#3的喷射量Q#2、Q#3(图32中用虚线表示)减少，以便点火顺序每隔一个的两个气缸，例如第1气缸#1和第4气缸#4的空燃比成为浓的，点火顺序每隔一个的其余的第2气缸#2和第3气缸#3的空燃比成为稀的，流入NOx吸收剂60的排气气体的平均空燃比成为浓的。
也就是，具体地说首先一开始为要使流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比成为作为目标的浓空燃比而计算总喷射量Q。接着计算与此一喷射量Q相对应的目标燃料蒸气率tEV，基于此一目标燃料蒸气率tEV根据下式来计算总喷射量的平均值Qm。
Qm=Q·(1-tEV)
接着基于下式来计算第1气缸#1和第4气缸#4的喷射量Q#1、Q#4和第2气缸#2和第3气缸#3的喷射量Q#2、Q#3。
Q#1=Q#4=FAF·(Qm+α)
Q#2=Q#3=FAF·(Qm-α)
式中FAF表示由空燃比传感器61(图26)的输出信号所控制的反馈修正系数，α表示预定的设定值。
也就是说，基于空燃比传感器61的输出信号判断成流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比大于目标浓空燃比时反馈修正系数FAF增大，判断成流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比小于目标浓空燃比时反馈修正系数FAF减小，借此把流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比控制成目标浓空燃比。此时第1气缸#1和第4气缸#4的空燃比成为浓的，第2气缸#2和第3气缸#3的空燃比成为稀的。
如果像这样第1气缸#1和第4气缸#4的空燃比成为浓的，第2气缸#2和第3气缸#3的空燃比成为稀的，则含有大量的未燃烧HC、CO的排气气体排出到第1排气歧管18a内，含有大量的氧气的排气气体排出到第2排气歧管18b内。接着这些含有大量的未燃烧HC、CO的排气气体和含有大量的氧气的排气气体流入NOx吸收剂60内，在NOx吸收剂60内大量的未燃烧HC、CO被大量的氧气所氧化。结果，氧化反应热使NOx吸收剂60的温度迅速上升。
另一方面，流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比维持于目标浓空燃比，因而如果NOx吸收剂60的温度超过例如600℃则开始从NOx吸收剂60的SOx释放作用。如果开始了SOx释放作用，则从SOx吸收量∑SOX中依次减去图29A中所示的单位时间的SOx释放量SB，于是SOx吸收量∑SOX逐渐减少。再者，如图29A中所示单位时间的SOx释放量SB是NOx吸收剂60的温度TC的函数，此一温度TC如图29B中所示作为加速踏板34的踏下量L和发动机转速N的函数以图像的形式预先储存在ROM42内。另一方面，如图32中所示使NOx吸收量∑NOX在SOx释放处理一开始就成为零。
如图32中所示SOx吸收量∑SOX一成为零就切换成理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ，接着依次切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、两次喷射运行状态Ⅰ、最初的燃烧状态。此时与NOx释放处理的场合同样节气门17的开度慢慢地增大，EGR控制阀20的开度也慢慢地增大，总喷射量Q慢慢地减少，目标燃料蒸气率tEV慢慢地减少。
再者，在进行两次喷射Q1、Q2时在成为∑SOX＞Smax时运行状态切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ，在稀空燃比的均一混合气燃烧时在成为∑SOX＞Smax时运行状态切换成理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ，在理论空燃比的均一混合气燃烧时在成为∑SOX＞Smax时如图32中所示第1气缸#1和第4气缸#4的喷射量Q#1、Q#4增大，第2气缸#2和第3气缸#3的喷射量Q#2、Q#3减少。
下面参照图33就制动器助力器70的负压恢复处理进行说明。
如图33中所示如果成为PA-PB＜ΔPmin则运行状态依次切换成两次喷射运行状态Ⅰ、稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ。此时与NOx释放处理的场合同样节气门17的开度慢慢地减小，EGR控制阀20的开度也慢慢地减小，总喷射量Q慢慢地增大，目标燃料蒸气率tEV慢慢地增大。
这样一来节气门17的开度和EGR控制阀20的开度一减小节气门17下游的吸气罐14内的绝对压力就降低，于是如图33中所示压力差PA-PB迅速增大。也就是说，制动器助力器70内的绝对压力迅速降低。
如图33中所示运行状态一成为理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ立即运行状态就切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ，接着依次切换成两次喷射运行状态Ⅰ、最初的燃烧状态。此时也是与NOx释放处理的场合同样，节气门17的开度慢慢地增大，EGR控制阀20的开度也慢慢地增大，总喷射量Q慢慢地减少，目标燃料蒸气率tEV慢慢地减少。
下面就控制净化气体流量PG以便使表示净化气体流量PG(l/sec)对每单位时间的基本喷射量(g/sec)的比率的驱气率PGR(l/g)成为目标驱气率的第5实施例来进行说明。在本实施例中作为内燃机使用图22中所示的内燃机，进而在控制净化气体流量PG时使用图23A和图23B中所示的关系。
像这样控制净化气体流量以便使驱气率PGR成为目标驱气率的场合也可以使驱气量与喷射量成比例地增大。也就是说，也可以始终把驱气率PGR维持成一定。可是特别是在燃烧室5内的限定的区域内形成混合气的场合出于与参照图6A、6B在前面说明的理由同样的理由，最好是随着基本喷射量Q增多而提高驱气率PGR。
因此在第5实施例中随着基本喷射量Q增多，提高表示净化气体流量PG(l/sec)对每单位时间的基本喷射量(g/sec)的比率的目标驱气率tPGR(l/g)。也就是说，在图34中a、b、c有a＜b＜c的关系，因而从图34可以看出随着基本喷射量Q增多，使目标蒸气率tPGR提高。
更详细地说在图34中横轴N表示发动机转速，点划线X表示平均空燃比A/F为稀的区域或平均空燃比A/F为理论空燃比的区域的边界，在平均空燃比A/F为稀的区域，也就是在喷射量Q比边界X少的区域中随着喷射量Q的增大，目标驱气率tPGR慢慢地增大到c，在喷射量比边界X多的区域中使目标驱气率tPGR成为一定值c。图34中所示的目标驱气率tPGR作为基本喷射量Q和发动机转速N的函数以图像的形式预先储存在ROM42内。
再者，图34中所示的目标驱气率tPGR表示从驱气作用开始不久之后的目标驱气率，刚开始驱气作用的目标驱气率rPGR如图35中所示慢慢地增大。再者，在图35中横轴∑PG(l)表示驱气作用开始后平衡罐13中所驱气的净化气体流量的累计值。在本第5实施例中也是图35中所示的rPGR和tPGR中小的一方成为目标驱气率PGR。因而可以看出驱气作用一开始目标驱气率PGR就沿着rPGR慢慢地增大到tPGR。
下面就求出为了使驱气率成为目标驱气率PGR所需的驱气控制阀29的占空比DUTY的方法来进行说明。
如前所述如果把驱气控制阀29的打开比率，也就是DUTY/100乘以每单位时间的全开净化气体流量PG100(l/sec)，则该乘法计算结果PG100·DUTY/100如下式所示表示驱气控制阀28的占空比为DUTY时的每单位时间的净化气体流量(l/sec)。
PG(l/sec)=PG100(l/sec)·DUTY/100
因而净化气体流量为PG(l/sec)时的占空比DUTY由下式来表示。
DUTY=100·PG/PG100
另一方面，由于令发动机转速为N的每单位时间的基本喷射量可以表示成Q·N/60(g/sec)，所以驱气率可以由下式来表示。
驱气率=PG(l/sec)/(Q·N/60(g/sec))
因而如果用驱气率来表示占空比DUTY则成为以下形式。
DUTY=100·驱气率·Q·(N/60)/PG100
因而为了使驱气率成为目标驱气率PGR所需的占空比DUTY成为可以由下式来表示。
DUTY=100·PGR·Q·(N/60)/PG100
如果令驱气控制阀28的占空比DUTY为根据上式所计算的占空比DUTY，则驱气率成为目标驱气率PGR。
另一方面，如果令净化气体中的燃料蒸气浓度为PV(g/l)则净化气体中的燃料蒸气量(g/sec)可以由下式来表示。
燃料蒸气量(g/sec)=PG(l/sec)·PV(g/l)
式中由于如果确定了目标驱气率PGR则净化气体流量PG确定所以如果求出净化气体中的燃料蒸气浓度PV(g/l)则能求出燃料蒸气量(g/sec)。
在第5实施例中基于大气温度来推断净化气体中的燃料蒸气浓度PV(g/l)。也就是说，驱气作用一开始吸附于活性炭21的燃料蒸气量就逐渐减少，因而如图23A中所示净化气体中的燃料蒸气浓度PV随着净化气体流量的累计值∑PG的增大而减小。因此在本第5实施例中也是预先通过实验来求出图23A中所示的关系，基于图23A中所示的关系来推断燃料蒸气浓度PV。
此外，如果大气温度升高则燃料箱26内的燃料的蒸发作用变得活跃，结果如图23B中所示每单位时间的燃料蒸气浓度的增大量ΔPV(g/l)在大气温度Ta升高时增大。因此在本第5实施例中也是预先通过实验来求出图23B中所示的关系，基于图23B中所示的关系来推断每单位时间的燃料蒸气浓度的增大量ΔPV，也考虑此一增大量ΔPV来推断燃料蒸气浓度PV。
另一方面，如果求出燃料蒸气量(g/sec)则表示燃料蒸气量对基本喷射量的比率的燃料蒸气率EVR可以根据下式来求出。
EVR=燃料蒸气量(g/sec)/每单位时间的喷射量Q·N/
60(g/sec)=PG·PV/(Q·N/60)
如前所述应该喷射的燃料量tQ成为从基本喷射量Q中减去燃料蒸气量的值。在此一场合，应该减去的喷射量为Q·EVR。因而应该喷射的燃料量tQ可以由下式来表示。
tQ=Q·(1-EVR)
其次，如前所述目标驱气率PGR取为图35中所示的rPGR和tPGR中的较小的一方的值。在此一场合，作为目标驱气率PGR也可以原封不动地用图35中所示的rPGR和tPGR中的较小的一方的值。可是特别是在燃烧室5内的限定的区域内形成混合气的场合如果把净化气体驱气则燃烧变得不稳定，发动机的输出转矩容易变动。因而为了发动机的输出转矩变动不加大可以说最好是使目标驱气率PGR一定。
因此在本第5实施例中也是只要发动机的输出转矩变动不超过预定的变动量就使目标驱气率PGR向rPGR或tPGR慢慢地增大，接着只要发动机的输出转矩变动量不超过预定的变动量就把目标驱气率PGR维持于rPGR或tPGR。在此一场合，若是发动机的输出转矩变动量大于预定的变动量则使目标驱气率PGR降低。
下面参照图36和图37就驱气控制子程序来进行说明。
参照图36和图37，首先一开始在步骤800里判别驱气条件是否成立。在例如发动机冷却水温超过80℃，而且发动机起动后经过30秒时判断成驱气条件成立。在驱气条件成立时进到步骤801，判别燃料的供给是否停止。在燃料的供给未停止时进到步骤802。
在步骤802里基于由大气压传感器33所检测的大气压力PA和由压力传感器30所检测的绝对压力PM根据图9中所示的关系来计算全开净化气体流量PG100。接着在步骤803里用当前的占空比DUTY根据下式来计算每单位时间的净化气体流量PG。
PG=PG100·DUTY/100
接着在步骤804里把净化气体流量PG加到净化气体流量的累计值∑PG上。接着在步骤805里基于净化气体流量的累计值∑PG根据图35中所示的关系来计算目标驱气率rPGR。接着在步骤806里根据图34中所示的关系来计算目标驱气率tPGR。接着在步骤807里把rPGR和tPGR中的较小的一方作为目标驱气率的允许最大值MAX。
接着在步骤808里判别转矩变动量SM是否大于预定的变动量SMo。在SM≤SMo时进到步骤809，把一定值ΔE1加到目标驱气率PGR上。与此相反在SM＞SMo时进到步骤810，从目标驱气率PGR中减去一定值ΔE2。接着在步骤811里判别目标驱气率PGR是否大于允许最大值MAX。在PGR≥MAX时进到步骤812，允许最大值MAX成为目标驱气率PGR。
也就是说如果SM＞SMo则PGR减小。与此相反如果SM≤SMo则PGR增大，只要SM≤SMo,PGR就成为MAX。
接着在步骤813里根据图3A、3B中所示的图像来计算基本喷射量Q。如前所述此一基本喷射量Q在图2中在L＜L1的区域内等于Q2，在L1≤L＜L2的区域内为Q1与Q2之和，在L≥L2的区域内等于Q1。接着在步骤814里根据图23A中所示的关系来计算燃料蒸气浓度PV。接着在步骤815里根据图23B中所示的关系来计算燃料蒸气浓度的增大量ΔPV。接着在步骤816里把增大量ΔPV加到燃料蒸气浓度增大量的累计值∑ΔPV上。接着在步骤817里把累计值∑ΔPV加到燃料蒸气浓度PV上，该加算结果成为最终的燃料蒸气浓度PV。
接着在步骤818里基于下式来计算为了使驱气率成为目标驱气率PGR所需的占空比DUTY。
DUTY=100·(PGR·Q·N/60)/PG100
接着在步骤819里用燃料蒸气浓度PV根据下式来计算燃料蒸气率EVR。
EVR=PG·PV/(Q·N/60)
接着在步骤820里判别占空比DUTY是否为100％以上。在DUTY＜100％时进到步骤823而EVR成为燃料蒸气率tEV。与此相反在DUTY≥100％时进到步骤821而占空比DUTY成为100％，接着进到步骤822，基于下式来计算燃料蒸气率tEV。
tEV=PG100·PV/(Q·N/60)
也就是说由于PG100·PV在DUTY=100％时表示所驱气的燃料蒸气量，所以燃料蒸气率tEV如上式来表示。
另一方面，在步骤800里判断为驱气条件不成立时，或者在步骤801里判断为燃料的供给停止时进到步骤824，使占空比DUTY为零，接着在步骤825里使燃料蒸气率tEV为零。此时使驱气作用停止。
下面参照图38至图42就第5实施例的变形例来进行说明。图38中所示的内燃机与图26中所示的内燃机的不同之处仅在于，在图38中所示的内燃机中在吸气罐14内配置着温度传感器32并且在导管27内设置空燃比传感器32，其他方面是相同的。因而省略关于图38的内燃机的结构的说明。
下面参照图39来说明运行控制子程序。
参照图39，首先一开始在步骤900里判别空燃比是否为稀的。在空燃比为稀的时进到步骤901，根据图28A中所示的图像所计算的每单位时间的NOx吸收量NA加到NOx吸收量∑NOX上，接着进到步骤903。与此相反在空燃比为理论空燃比或为浓时进到步骤902，从NOx量∑NOX中减去根据图28B中所示的关系所计算的每单位时间的NOx释放量NB，接着进到步骤903。在步骤903里判别NOx量∑NOX是否超过允许最大值Nmax，在∑NOX≤Nmax时进到步骤905。
如前所述燃料内以一定比率含有硫磺成分，因而吸收到NOx吸收剂60中的SOx量与喷射量Q成比例。因而在步骤905里把常数K乘以喷射量Q之积K·Q加到SOx吸收量∑SOX上。接着在步骤906里判别SOx吸收量∑SOX是否超过允许最大值Smax。在∑SOX≤Smax时进到步骤908。
在步骤908里判别空燃比是否为稀的。在空燃比为稀的时进到步骤909，判别由大气压传感器33所检测的大气压力PA与由压力传感器85所检测的第1室72内的绝对压力PB的压力差(PA-PB)是否小于一定压差ΔPmin。在步骤908里判别成空燃比不为稀的时，或者在步骤909里判别成PA-PB≥ΔPmin时，进到步骤910，节气门17的开度成为与发动机的运行状态相对应的开度，接着在步骤911里EGR控制阀20的开度成为与发动机的运行状态相对应的开度。此时驱气率成为图34中所示的目标驱气率tPGR。
另一方面，在步骤903里判别为∑NOX＞Nmax时进到步骤904，进行从NOx吸收剂60中的NOx释放处理。此一NOx释放处理示于图40。另一方面，在步骤906里判断为∑SOX＞Smax时进到步骤907，进行从NOx吸收剂60中的SOx释放处理。此一SOx释放处理示于图41。另一方面，在步骤909里判别为PA-PB＜ΔPmin时进到步骤912，进行制动器助力器90的负压恢复处理。此一负压恢复处理示于图42。
图40、图41和图42分别示出仅在压缩行程末期进行燃料喷射Q2时进行NOx释放处理、SOx释放处理和负压恢复处理的场合。再者，在图40、图41和图42中Ⅰ表示分成吸气行程初期和压缩行程末期的两次来进行燃料喷射Q1、Q2的两次喷射运行状态，Ⅱ表示仅在吸气行程初期进行燃料喷射Q1而且空燃比为稀的稀空燃比的均一混合气运行状态，Ⅲ表示仅在吸气行程初期进行燃料喷射Q1而且空燃比成为理论空燃比的理论空燃比的均一混合气运行状态。
首先一开始参照图40就NOx释放控制来进行说明。
如图40中所示如果成为∑NOX＞Nmax则运行状态依次切换成两次喷射运行状态Ⅰ、稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ，接着依次切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、两次喷射运行状态Ⅰ、最初的燃烧状态。为要进行基于两次燃料喷射Q1、Q2的燃烧必须与进行压缩行程末期的基于一次燃料喷射Q2的燃烧的场合相比减小空燃比，因而有必要减少吸入空气量。因而NOx释放控制一开始节气门17的开度就减小。此外，此时EGR控制阀20的开度也减小以便EGR率成为目标EGR率。
同样，为要进行基于稀空燃比的均一混合气的燃烧必须与进行基于两次燃料喷射Q1、Q2的燃烧的场合相比减小空燃比，因而如果从两次喷射运行状态Ⅰ切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ则节气门17的开度进一步减小。此外，为要进行基于理论空燃比的均一混合气的燃烧必须与进行基于稀空燃比的均一混合气的燃烧的场合相比减小空燃比，因而如果从稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ切换成理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ则节气门17的开度进一步减小。
另一方面，如果节气门17的开度像这样减小则因为泵送损失增大使发动机的输出功率减少。因而为了阻止发动机的输出功率像这样减少随着节气门17的开度的减小而慢慢地增大总喷射量Q。
另一方面，如果总喷射量Q增大，则为了确保火花塞7引起的良好的点火，最终的目标驱气率PGR也慢慢地增大。也就是说，如图40中所示在进行NOx释放处理时最终的目标驱气率PGR最初慢慢地上升，接着慢慢地下降。
如果NOx释放处理开始而运行状态成为理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ，则喷射量Q暂时增大，借此空燃比A/F暂时成为浓的。此时NOx从NOx吸收剂60中释放出来。再者，喷射量Q暂时地增大时也可以使目标驱气率PGR暂时地增大。如果如图40中所示开始NOx释放处理则使NOx吸收量∑NOX成为零。
再者，在进行两次喷射Q1、Q2时成为∑NOX＞Nmax时运行状态切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ，在稀空燃比的均一混合气燃烧时成为∑NOX＞Nmax时运行状态切换成理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ。
下面参照图41就SOx释放控制来进行说明。
如图41中所示在成为∑NOX＞Nmax的场合也是运行状态依次切换成两次喷射运行状态Ⅰ、稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ。此时与NOx释放处理的场合同样，节气门17的开度慢慢地减小，EGR控制阀的开度也慢慢地减小，总喷射量Q慢慢地增大，目标驱气率PGR慢慢地增大。
接着向第1气缸#1和第4气缸#4的喷射量Q#1、Q#4(图41中用实线表示)增大，向第2气缸#2和第3气缸#3的喷射量Q#2、Q#3(图41中用虚线表示)减少，以便点火顺序每隔一个的两个气缸，例如第1气缸#1和第4气缸#4的空燃比成为浓的，点火顺序每隔一个的其余的第2气缸#2和第3气缸#3的空燃比成为稀的，流入NOx吸收剂60的排气气体的平均空燃比成为浓的。
也就是，具体地说首先一开始为要使流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比成为作为目标的浓空燃比而计算总喷射量Q。接着基于驱气蒸气浓度PV来计算燃料蒸气率tEV，基于此一燃料蒸气率tEV根据下式来计算总喷射量的平均值Qm。
Qm=Q·(1-tEV)
接着基于下式来计算第1气缸#1和第4气缸#4的喷射量Q#1、Q#4和第2气缸#2和第3气缸#3的喷射量Q#2、Q#3。
Q#1=Q#4=FAF·(Qm+α)
Q#2=Q#3=FAF·(Qm-α)
式中FAF表示由空燃比传感器61的输出信号所控制的反馈修正系数，α表示预定的设定值。
也就是说，基于空燃比传感器61的输出信号判断成流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比大于目标浓空燃比时反馈修正系数FAF增大，判断成流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比小于目标浓空燃比时反馈修正系数FAF减小，借此把流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比控制成目标浓空燃比。此时第1气缸#1和第4气缸#4的空燃比成为浓的，第2气缸#2和第3气缸#3的空燃比成为稀的。
如果像这样第1气缸#1和第4气缸#4的空燃比成为浓的，第2气缸#2和第3气缸#3的空燃比成为稀的，则含有大量的未燃烧HC、CO的排气气体排出到第1排气歧管18a内，含有大量的氧气的排气气体排出到第2排气歧管18b内。接着这些含有大量的未燃烧HC、CO的排气气体和含有大量的氧气的排气气体流入NOx吸收剂60内，在NOx吸收剂60内大量的未燃烧HC、CO被大量的氧气所氧化。结果，氧化反应热使NOx吸收剂60的温度迅速上升。
另一方面，流入NOx吸收剂60的排气气体的空燃比维持于目标浓空燃比，因而如果NOx吸收剂60的温度超过例如600℃则开始从NOx吸收剂60的SOx释放作用。如果开始了SOx释放作用，则从SOx吸收量∑SOX中依次减去图29A中所示的单位时间的SOx释放量SB，于是SOx吸收量∑SOX逐渐减少。再者，如图29A中所示单位时间的SOx释放量SB是NOx吸收剂60的温度TC的函数，此一温度TC如图29B中所示作为加速踏板34的踏下量L和发动机转速N的函数以图像的形式预先储存在ROM 42内。另一方面，如图41中所示使NOx吸收量∑NOX在SOx释放处理一开始就成为零。
如图41中所示SOx吸收量∑SOX一成为零就切换成理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ，接着依次切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、两次喷射运行状态Ⅰ、最初的燃烧状态。此时与NOx释放处理的场合同样节气门17的开度慢慢地增大，EGR控制阀20的开度也慢慢地增大，总喷射量Q慢慢地减少，目标驱气率PGR慢慢地减少。
再者，在进行两次喷射Q1、Q2时在成为∑SOX＞Smax时运行状态切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ，在稀空燃比的均一混合气燃烧时在成为∑SOX＞Smax时运行状态切换成理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ，在理论空燃比的均一混合气燃烧时在成为∑SOX＞Smax时如图41中所示第1气缸#1和第4气缸#4的喷射量Q#1、Q#4增大，第2气缸#2和第3气缸#3的喷射量Q#2、Q#3减少。
下面参照图42就制动器助力器70的负压恢复处理进行说明。
如图42中所示如果成为PA-PB＜ΔPmin则运行状态依次切换成两次喷射运行状态Ⅰ、稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ、理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ。此时与NOx释放处理的场合同样节气门17的开度慢慢地减小，EGR控制阀20的开度也慢慢地减小，总喷射量Q慢慢地增大，目标驱气率PGR慢慢地增大。
这样一来节气门17的开度和EGR控制阀20的开度一减小节气门17下游的吸气罐14内的绝对压力就降低，于是如图42中所示压力差PA-PB迅速增大。也就是说，制动器助力器70内的绝对压力迅速降低。
如图42中所示运行状态一成为理论空燃比的均一混合气运行状态Ⅲ立即运行状态就切换成稀空燃比的均一混合气运行状态Ⅱ，接着依次切换成两次喷射运行状态Ⅰ、最初的燃烧状态。此时也是与NOx释放处理的场合同样，节气门17的开度慢慢地增大，EGR控制阀20的开度也慢慢地增大，总喷射量Q慢慢地减少，目标驱气率PGR慢慢地减少。
再者，至此为止就把本发明运用于分层燃烧式内燃机的场合进行了说明，但是当然也可以把本发明运用于不进行分层燃烧而是进行稀空燃比的均一混合气燃烧或者理论空燃比的均一混合气燃烧的内燃机。
如上所述如果采用本发明即使供给净化气体也可以确保良好的发动机运行。