JP4793301B2 - 火花点火式ガソリンエンジン - Google Patents

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Description

本発明は火花点火式ガソリンエンジンに関する。
一般に、非特許文献１に開示されているように、火花点火式ガソリンエンジンは、理論上はオットーサイクル（Otto Cycle）に従うものとされており、その理論熱効率をηthとすると
ηth＝１−（１／εκ-1） （１）
（但し、εは圧縮比、κは比熱比）になる、とされている。
（１）式から明らかなように、火花点火式ガソリンエンジンの理論熱効率（従って、図示、正味熱効率）は、あるレベルまでは、圧縮比が高い方が向上する。この点、非特許文献１には、スロットル全開（いわゆるWOT: Wide-Open Throttle）にて火花点火式ガソリンエンジンを２０００ｒｐｍで運転した場合における種々の圧縮比（８≦ε≦２０）による理論熱効率の変化を調べた研究が紹介されている。その記載によれば、理論熱効率および平均有効圧力（MEP: Mean Effective Pressure）は、圧縮比が１７あたりまでは比例的に上昇し、それ以降は横ばいになる、とされている。
以上のような研究成果を背景にして、高圧縮比エンジンの実用化が試みられてきた。
しかし、高圧縮比の火花点火式エンジンでは、スロットル全開域を含む高負荷運転領域のノッキングによる出力低下が不可避となる。
この点、一般的なノッキング対策としては、点火タイミングをリタードさせる点火リタードが広く知られている。しかしながら、スロットル全開域を含む高負荷運転領域では、点火リタードによるノッキング回避は出力の低下が大きく、商品性を大きく損なってしまうものと考えられてきた。
図１は高負荷運転時における点火リタードの一例を示すグラフである。
例えば、図１に示すように、通常のエンジンにおいて広く採用されている圧縮比（ε＝１１）では、点火タイミングを圧縮上死点前４°に設定するとノッキングは生じないが、過給機を用いると、高圧縮比（ε＝１０）の場合には、点火タイミングが圧縮上死点前４°であってもノッキングは発生する。従って、高圧縮比を採用するためには、大幅な点火タイミングのリタードが必要であると考えられてきた。このことは、圧縮比を１０程度まで上げると、ノッキングを防止するための点火タイミングのリタードによる出力低下が、圧縮比向上分による出力上昇分を凌ぎ、出力が大幅に低下することを意味する。このため従来では、点火タイミングのリタードによる出力低下を考慮して、スロットル全開域を含む高負荷運転領域について過給機を用いる場合には、圧縮比＝１０を高圧縮比の限界として設定し、それ以上の高圧縮比を用いないようにしていた。
そこで、スロットル全開域を含む高負荷運転領域については、いわゆるアトキンソンサイクル（Atkinson Cycle）や、ミラーサイクル（Miller Cycle）を用いて有効圧縮比を下げる方法が知られている。しかし、高負荷運転時に吸気弁の閉タイミングを変更して、有効圧縮比を下げると、吸気行程において、新気が損なわれて圧力が低下し、充填効率が下がって出力が低下する。
そこで、スロットル全開域を含む高負荷運転領域において、エンジンの幾何学的圧縮比を低減する技術も知られている。例えば、特許文献１、２には、幾何学的圧縮比を変更する可変圧縮比機構をエンジンに設け、運転状況に応じて幾何学的圧縮比を変更する技術が開示されている。
特開２００５−０７６５７９号公報 特開２００５−１４６９９１号公報 John B. Heywood著、"Internal Combustion Engine Fundamentals"
上述した従来技術では、何れもスロットル全開域では、圧縮比を低減してノッキングを回避することとしていた。このため、火花点火式ガソリンエンジンにおける高圧縮比へのアプローチは、出力を犠牲にするか、コストをかけるかの二者択一を迫られているのが実情だった。
しかも、各特許文献１、２に開示されているように幾何学的圧縮比を変更する機構を設けることは、エンジンが複雑になり、コストも高くなる。
本発明は上記不具合に鑑みてなされたものであり、低速域における高負荷運転領域（特にスロットル全開領域）においても、低廉性と高出力性とを兼備した火花点火式ガソリンエンジンを提供することを課題としている。
本件発明者は鋭意研究の結果、過給機を用いた場合のノッキング限界から決まる点火タイミングが圧縮上死点以降になるくらい高い圧縮比（ε＝１２以上）のエンジンでは、圧縮上死点以降において、筒内での冷炎反応が顕著になり、この冷炎反応によって、圧縮比向上分による出力上昇分がノッキングを防止するための点火タイミングのリタードによる出力低下を遙かに凌ぐことを見出し、本件発明を完成させるに至った。
すなわち、上記課題を解決するために本発明は、少なくとも点火プラグを有する４サイクルの火花点火式ガソリンエンジンにおいて、幾何学的圧縮比が１３以上に設定されたエンジン本体と、前記エンジン本体のシリンダに接続された吸気ポートおよび排気ポートにそれぞれ設けられ、対応するポートを開閉する吸気弁および排気弁と、前記吸気ポートに新気を導入する吸気通路に設けられた過給機と、前記エンジン本体の運転状態を検出する運転状態検出手段と、前記運転状態検出手段の検出に基づいて、少なくとも前記点火プラグの点火タイミングの調整制御と吸気弁の閉タイミング調整制御による有効圧縮比の調整制御と前記過給機の駆動制御とを実行する制御手段とを備え、前記制御手段は、当該エンジン本体の運転領域が、少なくとも低速域におけるスロットル全開域を含む高負荷運転領域である場合には、弁リフト１ｍｍで規定した吸気弁閉タイミングで求められる前記有効圧縮比を１２以上に維持するように吸気弁閉タイミングを調整するとともに点火タイミングを圧縮上死点後の所定期間内にリタードすることにより、圧縮上死点経過後に冷炎反応を生じさせてから、火花点火に基づく火炎伝播により混合気を燃焼させるものであることを特徴とする火花点火式ガソリンエンジンである。この態様では、通常であれば、ノッキングを防止するため、大幅な点火タイミングのリタードが必要であると考えられてきた運転領域において、弁リフト１ｍｍで規定した吸気弁閉タイミングで求められる有効圧縮比を１２以上とした高いトルクと燃費を維持したまま、エンジン本体が運転されることになる。すなわち、有効圧縮比を１２以上とし、ノッキング回避のためにリタードされる点火タイミングが、圧縮上死点後に設定されている場合には、ピストンが圧縮上死点経過後に、筒内での冷炎反応が顕著になり、圧縮上死点経過後の燃焼過程が多段発火となる結果、時間損失を低減しつつ熱発生率（ｄＱ／ｄθ）を維持することができ、充分なトルクを得ることが可能になる。また、このような熱発生率の維持により、当該リタード量を可及的に低減することが可能になる。他方、冷炎反応が生じる領域では、モル数が上昇する結果、圧力上昇分ほどは筒内温度が上昇しなくなる。加えて、冷炎反応は燃焼室の中央側で生じ、端ガス（End Gas）での発生が少ないことから、筒内温度の上昇も抑制される。このような温度条件により、ホルムアルデヒド（ＨＣＨＯ）が生成されるとともに、このホルムアルデヒドがノッキングの原因となるＯＨラジカルの消費を促進し、この点からも自着火が抑制される。少なくとも低速域においてスロットル全開域を含む高負荷運転領域での高圧縮比化において、このようなノッキング抑制メカニズムを構成することにより、点火タイミングのリタードによる出力低下を冷炎反応による熱効率改善分が補い、出力を犠牲にすることなく、可及的にディーゼルエンジン並みの燃費を得ることも可能となる。また、有効圧縮比が、吸気弁の閉タイミング調整制御によって決定される構成になっているため、幾何学的圧縮比を変更するための複雑な機構を用いる必要がなくなる。
上述した火花点火式ガソリンエンジンにおいて、前記エンジン本体は、オクタン価が９６ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転されるものであることが好ましい。その場合には、低速域において少なくともスロットル全開域を含む高負荷運転領域において、有効圧縮比を１２以上にするとともに、点火タイミングを所定期間内にリタードさせることにより、最も有効に筒内での冷炎反応を利用し、高いトルクを得ることができる。詳しくは後述するように、９６ＲＯＮ以上の燃料が噴射される場合には、圧縮比が１３以上で冷炎反応を引き起こす活性化エネルギー以上となり、点火リタードによって冷炎反応による熱発生量を向上し、トルクを高めることが可能になるのである。そして、過給機を用いたエンジンにおいては、圧縮比を１下げることにより、自着火を来すことなく、点火リタードによって冷炎反応による熱発生量を向上し、トルクを高めることが可能になるのである。
上述した火花点火式ガソリンエンジンにおいて、前記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１５であることが好ましい。その場合には、吸気温度が高い低速全負荷運転の場合や温間時のエンジンを再始動する場合等の自着火が生じやすい状況下で高い有効圧縮比を維持しても、プリイグニション等の発生を防止することができる。
上述した火花点火式ガソリンエンジンにおいて、前記エンジン本体は、オクタン価が１００ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転されるものであり、前記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１５．５である。その場合には、吸気温度が高い場合や温間時のエンジンを再始動する場合等の自着火が生じやすい状況下で高い有効圧縮比を維持しても、プリイグニション等の発生を防止することができる。
本発明の別の態様は、少なくとも点火プラグを有する４サイクルの火花点火式ガソリンエンジンにおいて、幾何学的圧縮比が１２．５以上に設定され、オクタン価が９１ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転されるエンジン本体と、前記エンジン本体のシリンダに接続された吸気ポートおよび排気ポートにそれぞれ設けられ、対応するポートを開閉する吸気弁および排気弁と、前記吸気ポートに新気を導入する吸気通路に設けられた過給機と、前記エンジン本体の運転状態を検出する運転状態検出手段と、前記運転状態検出手段の検出に基づいて、少なくとも前記点火プラグの点火タイミングの調整制御と吸気弁の閉タイミング調整制御による有効圧縮比の調整制御と前記過給機の駆動制御とを実行する制御手段とを備え、前記制御手段は、当該エンジン本体の運転領域が、少なくとも低速域におけるスロットル全開域を含む高負荷運転領域である場合には、弁リフト１ｍｍで規定した吸気弁閉タイミングで求められる前記有効圧縮比を１１．５以上に維持するように吸気弁閉タイミングを調整するとともに点火タイミングを圧縮上死点後の所定期間内にリタードすることにより、圧縮上死点経過後に冷炎反応を生じさせてから、火花点火に基づく火炎伝播により混合気を燃焼させるものであることを特徴とする火花点火式ガソリンエンジンである。この態様では、比較的オクタン価が低い燃料が使用される場合においても、低速域において少なくともスロットル全開域を含む高負荷運転領域において、有効に筒内での冷炎反応を利用し、高いトルクを得ることができる。
９１ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転される火花点火式ガソリンエンジンにおいては、前記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１４．５であることが好ましい。その場合には、吸気温度が高い場合や温間時のエンジンを再始動する場合等の自着火が生じやすい状況下で高い有効圧縮比を維持しても、プリイグニション等の発生を防止することができる。
幾何学的圧縮比が１３以上に設定された態様において、前記制御手段は、前記エンジン本体の運転領域が低速低負荷運転領域の場合には、前記有効圧縮比を１２未満に下げて圧縮上死点から所定量アドバンスしたタイミングで点火プラグを点火させるものである。この態様では、低速低負荷運転領域の場合には、前記有効圧縮比を１２未満に下げてノッキングを未然に確実に防止するとともに、点火タイミングを一般的なエンジンと同様に圧縮上死点からアドバンスさせることにより、運転領域に応じた比較的高い圧縮比で適正燃焼を実現することが可能になる。また、吸気弁閉タイミングで有効圧縮比を変更することとしているので、ポンピングロスを低減し、燃費の向上を図ることが可能になる。すなわち、通常の圧縮比のエンジンで吸気弁の遅閉じ（または早閉じ）を実行すると、有効圧縮比が相当低くなることに伴い、燃焼が不安定になってくる。このため、遅閉じ（または早閉じ）可能な範囲に制約が多くなったり、ＥＧＲを充分に導入できない等の制約があった。しかるに本発明では、幾何学的圧縮比が相当高く設定されているので、有効圧縮比を相当下げたとしても、実圧縮比は依然高いため、燃焼安定性は高くなる。そのため、吸気弁の遅閉じ（または早閉じ）の範囲を広くすることが可能になるとともに、バルブタイミングが同じであれば、低圧縮比のものに比べ、ＥＧＲ率を高めることが可能になる。
幾何学的圧縮比が１３以上に設定された態様において、高負荷運転領域で点火タイミングを圧縮上死点後の所定期間内にリタードする場合、この前記所定期間は、前記低速低負荷運転領域の場合の点火タイミングの圧縮上死点からのアドバンス量よりも小さく設定されることが好ましい。これにより、前記低速域における高負荷運転領域で点火タイミングをリタードさせる際のリタード量は、比較的小さな値に設定されることになる。この結果、低速域での高負荷運転領域では、膨張行程に移行した後、ノッキングを回避しつつも極めて高いトルクを維持することが可能になる。
幾何学的圧縮比が１３以上に設定された態様において、前記制御手段に設定される前記低速域は、エンジンの回転域を、低速、中速、高速の三段階に分けたときの低速域であり、前記所定期間は、前記ピストンが上死点経過後１０％以下のストローク範囲である。この態様では、運転領域をエンジン回転速度域で三段階に分割し、その低速回転速度域において、スロットル全開域で有効圧縮比を１２以上に維持するように吸気弁閉タイミングを調整するとともに、点火タイミングを、当該ピストンが上死点経過後１０％以下のストローク範囲でリタードさせることにより、運転領域に応じた比較的高い圧縮比で適正燃焼を実現することが可能になる。なお、エンジンの回転域の分割は、必ずしも等分割である必要はない。
好ましい態様において、前記制御手段は、中速以上のエンジン回転領域で点火タイミングを圧縮上死点以前に切り換えるものである。
各態様において、圧縮上死点後に点火タイミングがリタードされた場合に混合気の燃焼期間を短縮する燃焼期間短縮手段を備えている。この態様では、燃焼期間短縮手段によって、膨張行程での熱発生率を可及的に高め、時間損失を抑制し、高いトルクを得ることが可能になる。
好ましい態様において、前記燃焼期間短縮手段は、筒内に乱流を生成する乱流生成手段である。この態様では、比較的簡素な機構ないし制御により、膨張行程での熱発生率を可及的に高め、時間損失を抑制し、高いトルクを得ることが可能になる。
好ましい態様において、各気筒に複数の点火プラグを設け、前記燃焼期間短縮手段は、複数の点火プラグを作動させる多点点火手段である。この態様では、多点点火によって燃焼速度を促進することができるので、膨張行程での熱発生率を可及的に高め、時間損失を抑制し、高いトルクを得ることが可能になる。
好ましい態様において、前記制御手段によって噴射タイミングを制御可能な燃料噴射弁を設け、前記制御手段は、当該エンジン本体の運転領域が、低速域において少なくとも所定の中負荷運転領域からスロットル全開域までの中高負荷運転領域の場合には、吸気行程から圧縮行程の所定期間内に燃料を複数回噴射する分割噴射を実行させるものである。この態様では、燃料噴射が分割されることにより、吸気行程で噴射された燃料の気化霧化が促進し、燃焼室内に弱成層の混合気を形成することができるので、燃焼時間を短縮することができ、高い出力と燃費の向上を図ることが可能になる。
好ましい態様において、前記制御手段によって外部ＥＧＲ量を調整可能な外部ＥＧＲシステムを設け、前記制御手段は、エンジン本体の運転領域が、少なくとも低速域においてスロットル全開域を含む高負荷運転領域である場合には、外部ＥＧＲを導入するものである。この態様では、外部ＥＧＲによって燃焼温度を下げることができるので、ノッキングを回避しつつ、冷却損失を低減でき、熱効率が高くなる。その結果、高いトルクや燃費を得ることが可能になる。すなわち、圧縮比が高い場合には、圧縮行程において、筒内温度が急激に上昇することにより、ノッキングが生じやすくなる。さらに、急激に生じた熱は、シリンダの壁面等に吸収されて下がるため、熱損失が大きくなる。これに対し、排気弁より排出された既燃ガスが導入された場合には、比較的有効圧縮比が高い状態であっても、燃焼温度が低くなる結果、ノッキングとともに熱損失も抑制され、高いトルクや燃費を維持することが可能になるのである。
前記外部ＥＧＲシステムを有する好ましい態様において、前記制御手段は、少なくとも低速低負荷運転領域では、外部ＥＧＲを導入するものである。この態様では、有効圧縮比が下がるのと相俟って熱損失を可及的に低減し、高い燃費を維持することが可能になる。
好ましい態様において、前記制御手段は、少なくとも低速低負荷運転領域では、前記有効圧縮比を低減するように前記吸気弁の閉弁タイミングを吸気下死点から所定量ずらすものである。この態様では、比較的燃焼状態が不安定になりがちな運転領域で有効圧縮比が低減され、高膨張比を確保することになる。この結果、高圧縮比に由来するノッキングを防止しつつ、ポンピングロスを低減し、燃費の向上を図ることが可能になる。
少なくとも低速低負荷運転領域では、圧縮比を低減するように吸気弁の閉弁タイミングを吸気下死点から所定量ずらす態様において、ＥＧＲを筒内に導入するＥＧＲ手段を設け、前記ＥＧＲ手段は、少なくとも前記低速低負荷運転領域では、ＥＧＲを導入するものであることが好ましい。その場合には、有効圧縮比が下がるのと相俟って熱損失を可及的に低減し、高い燃費を維持することが可能になる。すなわち、圧縮比が高い場合には、圧縮行程において、筒内温度が急激に上昇することになる。ここで、急激に生じた熱は、シリンダの壁面等に吸収されて下がるため、熱損失が大きくなる。これに対し、排気弁より排出された既燃ガスが導入された場合には、有効圧縮比が下がることと相俟って、燃焼温度が低くなる結果、熱損失も抑制され、高い燃費を維持することが可能になるのである。
ＥＧＲを筒内に導入するＥＧＲ手段を設けた態様において、前記制御手段は、前記低速低負荷運転領域では、空燃比を理論空燃比に設定するものであることが好ましい。上記のように、高圧縮比条件下での有効圧縮比低減によって高膨張比が確保できることにより、理論空燃比での運転でも充分に燃費向上が図れるため、排気通路には、ＮＯｘ触媒に比較して安価で浄化率が高い三元触媒を配置できることから、低速低負荷運転領域においても、充分な排気性能を奏することができるのである。
ＥＧＲを筒内に導入するＥＧＲ手段を設けた態様において、前記制御手段に設定される前記低速低負荷運転領域は、アイドリング運転領域を含むものであることが好ましい。その場合には、使用頻度が高いアイドリング運転領域においても、高い燃費を維持することが可能になる。
各態様において、前記エンジン本体の筒内温度を推定する筒内温度推定手段を備え、前記制御手段は、冷間始動時は、吸気弁閉弁タイミングを吸気下死点近傍に設定し、有効圧縮比を高め且つ充分な吸気を確保するように吸気弁閉タイミングを調整制御するものであることが好ましい。その場合には、有効圧縮比を高めるとともに充分な吸気が確保されることにより、体積効率を高めることができるので、良好な着火／燃焼性能とエンジン回転数を立ち上げるのに充分なトルクを得ることが可能になる。
各態様において、前記エンジン本体のピストン冠面には、当該冠面周辺部に形成され、圧縮上死点から膨張行程に移行する際に逆スキッシュ流を生成する隆起部と、当該冠面中央部分に形成された凹部とが設けられており、前記制御手段は、圧縮行程で燃料を噴射するように燃料噴射弁を制御するものであることが好ましい。その場合には、圧縮行程に至る過程では、ピストンの冠面中央部分に形成された凹部によって、噴射された燃料の飛行空間が確保されることにより、膨張行程初期においては、ピストンの周辺部分に逆スキッシュ流が形成される。この結果、燃焼期間が短縮されることとなり、ノッキングの防止や膨張行程での熱発生率を可及的に高め、時間損失を抑制し、高いトルクと燃費の向上に寄与することになる。さらに、有効圧縮比を１２以上（オクタン価が９１ＲＯＮ以上の燃料が使用されるエンジンにおいては、１１．５以上）で運転する運転領域において、凹部が圧縮上死点経過後に燃焼室での冷炎の生成に寄与し、一層、出力を高める要素にもなる。
以上説明したように本発明は、従来、高価な機構を採用したり、吸気弁の閉タイミングの調整制御で有効圧縮比を下げることにより出力を犠牲にして対応していた低速域における高負荷運転領域において、高い圧縮比を維持したままノッキングの回避を図っているので、低廉性と高出力性とを兼備しつつ可及的にディーゼルエンジン並みの燃費を得ることができるという顕著な効果を奏する。
［高圧縮比エンジンの燃焼出力メカニズム］
まず、本発明に係る高圧縮比とノッキング抑制との関係について詳述する。
本件発明者は、ノッキングと幾何学的圧縮比との関係を研究する過程で、ノッキング限界から決まる点火タイミングが圧縮上死点以降になるくらい圧縮比を上げると、ノッキング防止のためにリタードされる点火タイミングのリタード量が少なくなり、圧縮比向上分による出力上昇分がノッキングを防止するための点火タイミングのリタードによる出力低下を遙かに凌ぐ現象を見出した。この現象について、本件発明者は、図２の丸印で示すように、圧縮比が１３以上になると、上記リタード量が比較的小さいストローク範囲に逓減するという仮説を立てた。図２は、本発明の開発過程における仮説を説明するためのクランク角度とトルク（図示平均有効圧（ＩＭＥＰ））との関係を示すグラフである。
この仮説は、圧縮上死点以降に点火タイミングをリタードさせた場合には、圧縮比を高めることによって、圧縮上死点での圧力・温度が一旦高まるものの、点火リタードによって、筒内の端ガスで自着火（Autoignition）が生じる前にピストンが急降下して圧力・温度が低下するため、自着火が生じ難くなるという考えに基づいていた。
この仮説を検証するため、本件発明者は、数値シミュレーションによって、図示平均有効圧（ＩＭＥＰ）と点火タイミングとの関係をシミュレートした結果、図３に示すグラフを得た。図３は、点火タイミングとＩＭＥＰとの関係を示すシミュレーション結果を示すグラフである。
図３に示すように、圧縮比が１１と１２とを比較した場合、１２と１３とを比較した場合では、ＩＭＥＰが僅かずつ上昇するのに対し、１３と１４とを比較した場合、ＩＭＥＰは、大きく上昇し、１４と１５とを比較した場合、ＩＭＥＰの上昇比率が、１３から１４の場合に比べ、低減することが数値シミュレーションから明らかになった。この出力変化を検証するために、本件発明者は、各圧縮比における熱発生率について調べた。
図４は、圧縮比が１１、１３、１４、１５のエンジンにおいて、圧縮上死点経過後８°ＣＡで点火した場合の熱発生率とクランク角度との関係を示すグラフである。
図４に示すように、圧縮比が１１、１３では、圧縮上死点から点火タイミングまでの熱発生率が緩やかに上昇しているのに対し、圧縮比が１４の場合には、点火タイミング直前の熱発生率が大きく上昇している。この結果から、圧縮比がある値（９６ＲＯＮの場合、ε＝１３）からある値（９６ＲＯＮの場合、ε＝１４）に高く設定されることにより、ピストン上昇による圧力上昇によって周囲の冷損を上回る僅かな発熱反応を伴う冷炎反応が生じることがわかる。
図３および図４の結果から、高圧縮比であって、点火タイミングが圧縮上死点以降にリタードされた場合には、圧縮上死点以降の燃焼過程が多段発火となり、特に所定の圧縮比（例えば、オクタン価が９６ＲＯＮで、幾何学的圧縮比が１４の場合）においては、冷炎反応が顕著になることが明らかになった。以下に冷炎反応のノック悪化抑制効果について説明する。
図５は、高圧縮比で圧縮上死点経過後の燃焼過程を模擬したグラフであり、上段が圧力と時間の関係、下段がモル数増加割合と時間との関係を示している。この計算値は、高温高圧の定容量器を用意し、時間変化で圧力とモル数の変化を計算したものである。
図５に示すように、ピストンが圧縮上死点を通過して経過時間がｔ１に達すると、冷炎反応が発生し、圧力が僅かに上昇する。この冷炎反応が生じる時間では、体積が一定でモル数が増加するため、理想気体の状態方程式
ＰＶ＝ｎＲＴ （１−１）
但し、Ｐ：圧力、Ｖ：体積、ｎ：モル数、Ｒ：気体定数、Ｔ：温度
から明らかなように、圧力が上昇する程の温度上昇は生じない。このため、温度との関係では、筒内の端ガスにおいても圧力が上昇するほどの温度上昇はなく，自着火が生じにくくなる。そして、燃焼室（定容量器）では、所定時間経過後（ｔ２）に連鎖反応によって熱炎反応が生じ、圧力が急上昇するという多段発火現象に至る。
次に、ピストンが圧縮上死点に達した時点で、筒内温度は、図６のように変化する。図６は、圧縮上死点に達した時点での燃焼室の温度分布を示す等高線である。
図６に示すように、ピストンが圧縮上死点に達したときの燃焼室は、中央部が冷炎反応によって高温になるが、周辺部分（端ガス部分）は、壁温の影響を受けて冷炎反応が進行し難いため、周辺部分の筒内温度は、約８００Ｋ程度に留まっている。このため、冷炎反応が生じている過程では、周辺部分の筒内温度は、相対的に低温のまま燃焼が進行し、ノッキング悪化が抑制されることになる。
次に、燃焼室内で冷炎反応が進行している間は、ホルムアルデヒド（ＨＣＨＯ）が生成されることになる。このホルムアルデヒドは、燃焼室の温度が９００Ｋ以下である場合、ノッキングの原因となるＯＨラジカルを吸収するので、ノッキングが抑制されることになる。
図７は、燃焼時の筒内圧力と周辺部分の端ガス部分の断熱圧縮温度履歴を示すグラフであり、上段が圧力とクランク角度との関係、下段が端ガス温度とクランク角度との関係を示している。
図７に示すように、ある気筒のピストンが下死点から圧縮上死点を経て下死点に至る過程で、圧力は、圧縮上死点から所定クランク角度上昇し、これに伴って温度も同じタイミングで上昇するが、吸気温度が極端に高くない限り、燃焼室の端ガス部分の温度は、９００Ｋを超えることはない。従って、ノッキング限界から決まる点火タイミングが圧縮上死点以降になる位に圧縮比の高いエンジンにおいても、多段発火現象が生じるので、冷炎反応において生成されたホルムアルデヒドがノッキングの抑制に寄与することがわかった。
上述したように、ノッキング限界から決まる点火タイミングが圧縮上死点以降になる位に圧縮比の高いエンジンにおいては、ノッキング抑制メカニズムとして、
（１） 冷炎反応によって、燃焼室は、圧力の上昇分ほどの温度上昇がないこと、
（２） 冷炎反応は、主として燃焼室の中央部で生じるので、端ガス部分の温度は相対的に低いこと、
（３） ピストンが圧縮上死点を通過した後も燃焼室が所定温度（９００Ｋ）以下になるため、ホルムアルデヒドがＯＨラジカルを消費すること
が機能していることが判明した。そこで、本件発明者は、これらノッキング抑制メカニズムを従来の化学反応に基づく計算に加味し、ノッキング限界を計算した。
図３の丸印は、各圧縮比におけるノッキング限界のシミュレーション結果を示している。図３の丸印で示すように、各圧縮比１１〜１５でのノック限界は、圧縮比が１１と１２とを比較した場合、１２と１３とを比較した場合では、リタード量がほぼ同じ量なのに対し、１３と１４とを比較した場合、リタード量は殆ど変化しないことがわかった。さらに、１４と１５とを比較した場合、リタード量が再び増加することがわかった。
これらの結果から、ノッキング抑制のためのリタード量は、冷炎反応の熱発生量に依存していることが判明し、ある圧縮比をピークにして逓減し、その圧縮比を超えると、再び増加することがわかった。
次に本件発明者は、冷炎反応とトルクとの関係についてシミュレーションを実施した。
図８は、圧縮比が１４の場合の熱発生率とクランク角度との関係を示すグラフであり、図９は、数値シミュレーションに基づく圧縮比１４のときのＰＶ線図である。各図において、Ｃ１１は、実際のエンジンと同様に冷炎反応を圧縮上死点経過後に生じせしめた場合、Ｃ１２は、故意に冷炎反応が生じていない場合を示している。
図８に示すように、点火リタードによって、冷炎反応を圧縮上死点経過後に生じせしめた場合、熱発生率は、圧縮上死点経過直後から緩やかに高くなり、点火後（圧縮上死点経過後８°ＣＡ）プリイグニションを伴うことなく上昇する。
この前提に基づいて、ＰＶ特性を演算した結果、図９に示すように、ＰＶ特性は、圧縮上死点経過後の圧力が高い状態のまま燃焼し、冷炎反応が生じなかった場合に比べ、時間損失が低減することがわかった。
これらのシミュレーション結果から、圧縮比を高く設定し、且つ、点火タイミングを圧縮上死点以降にリタードした場合、圧縮比が１４の場合に冷炎反応による熱発生率の上昇を高め、時間損失を低減して、高いトルクを得ることができることが判明した。
次に、本件発明者は、上述したような圧縮比とノッキング限界の関係が、オクタン価によってどのように変化するかを検討した。
図１０は、圧縮比と冷炎反応による発熱量との関係をオクタン価毎に示すグラフである。
図１０を参照して、オクタン価と圧縮比とを組み合わせて、冷炎反応による熱量を計測した結果、オクタン価が９６ＲＯＮの燃料を用いた場合、圧縮比が１２．５以上のエンジンで冷炎反応が顕著になり、圧縮比が１５以上のエンジンで冷炎反応が逓減した。この実測値に基づいて、９１ＲＯＮ、１００ＲＯＮの場合を演算した場合、オクタン価が９１ＲＯＮの燃料を用いた場合には、圧縮比が１２．０以上のエンジンで冷炎反応が顕著になり、圧縮比が１４．５以上のエンジンで冷炎反応が逓減し、オクタン価が１００ＲＯＮの燃料を用いた場合には、圧縮比が１３．０以上のエンジンで冷炎反応が顕著になり、圧縮比が１５．５以上のエンジンで冷炎反応が逓減する。この図１０のグラフに基づいて、オクタン価毎にノッキング発生点の出力を演算した。
図１１は、図１０のグラフに基づいて計算された圧縮比と図示平均有効圧（ＩＭＥＰ）との関係をオクタン価毎に示すグラフである。
図１１を参照して、オクタン価が９６ＲＯＮの燃料を用いた場合、圧縮比が１３以上１５以下のエンジンで冷炎反応が顕著になるので、この冷炎反応による時間損失の低減とノッキング悪化の抑制効果，圧縮比向上分によって、出力も向上する。同様に、オクタン価が１００ＲＯＮの燃料を用いた場合は、圧縮比が１３．５以上１５以下のエンジンで、オクタン価が９１ＲＯＮの燃料を用いた場合は、圧縮比が１２．５から１３．５以下のエンジンで、それぞれ冷炎反応発生直前の圧縮比の出力よりも向上する。
特に、オクタン価が９６ＲＯＮ、１００ＲＯＮの燃料では、冷炎反応が最も顕著に生じる圧縮比１４近傍で出力が向上することが検証された。
次に、圧縮比の上限について説明する。
点火リタードが圧縮上死点以降になる圧縮比では、冷炎反応によって出力が上昇するのであるが、温度と圧力が高くて時間が長い場合には、プリイグニションが発生しやすくなる。例えば、温間時にエンジンがパーキングエリア等で一時停止し、吸気温が上昇しているときに再始動した場合には、吸気温度が異常に高くなる場合があり、その場合には、燃焼室の温度が急上昇してプリイグニションが発生する場合がある。また、最近では、吸気弁の閉タイミングを調整可能な可変バルブタイミングシステム（ＶＶＴ）を有するエンジンも普及しているが、低速時のスロットル全開域では、吸気弁の閉タイミングが吸気下死点経過後３０°ＣＡ以下であることから、図１２に示すように、有効圧縮比と幾何学的圧縮比との差は、１以下になる。このため、吸気弁の閉タイミングを変更する手法を採用しても、有効圧縮比を低減可能な範囲は限られており、幾何学的圧縮比の上限を何らかの基準に基づいて、設定しておくことが好ましい。また、運転状況によっては、有効圧縮比を低減できない低速高負荷運転領域も存在する。そこで、本発明では、幾何学的圧縮比、有効圧縮比、オクタン価の組み合わせを表１のように設定することにより、出力の向上とノッキング抑制とを両立させることとしている。
次に、エンジンに過給機を取り付けた場合の影響について説明する。
図１３は、着火遅れτの分布を圧力・温度の関係で示すグラフである。
まず、アレニウスの関数（Arrhenius function）
（但し、τ：瞬間の温度・圧力での混合気の着火遅れ、Ａ、ｎ：反応条件に固有な混合気の定数、ｐ：絶対圧力、Ｅ：見かけの活性化エネルギー、Ｒ：気体定数、Ｔ：温度）
に基づき、（１−２）式の定数Ａをオクタン価に比例する定数として、９６ＲＯＮの燃料を用いた場合における着火遅れτを求め、τを１０ミリ秒毎に１９段階のＲτ１〜Ｒτ１９とし、圧力（ＭＰａ）と温度（ケルビン）のグラフにした。Ｒτは、添え字が大きいもの程、自着火が生じやすいことを示している。
次に、過給機のないノーマルエンジンと、これらノーマルエンジンにターボチャージャを装備した過給機付エンジンの圧縮上死点での圧力と温度を調べた。
ノーマルエンジンとしては、幾何学的圧縮比が１３の場合、１４の圧縮上死点での圧力と温度Ａｐ１、Ａｐ２を求めた。
過給機付エンジンとしては、幾何学的圧縮比１２の場合、１３の場合、１４の場合について、それぞれ過給圧が１２０ＫＰａ、１４０ＫＰａの場合について演算し、それぞれの圧縮上死点での圧力と温度Ａｐ３〜Ａｐ８を求めた。
図１３に示すように、ノーマルエンジンの自着火点Ａｐ１（ε＝１３）、Ａｐ２（ε＝１４）は、それぞれ着火遅れτのＲτ４、Ｒτ５のライン上に位置する。これに対して、幾何学的圧縮比が同じ過給機付エンジンの自着火点Ａｐ３（ε＝１３）、Ａｐ４（ε＝１４）は、それぞれ着火遅れτのＲτ５、Ｒτ６のライン上（または近傍）に位置することがわかった。すなわち、過給されるエンジンでは、同じ幾何学的圧縮比のノーマルエンジンの場合に比べ、圧縮上死点での着火遅れが１０ミリ秒ほど短くなり、自着火が生じやすくなる。この傾向は、幾何学的圧縮比が１３の過給機付エンジンの圧縮上死点での圧力と温度Ａｐ３、Ａｐ５と、幾何学的圧縮比が１２の過給機付エンジンの圧縮上死点での圧力と温度Ａｐ７、Ａｐ８とを比較した場合、さらに顕著であった。
以上の結果から、過給機付エンジンの高圧縮比化については、ノーマルエンジンの場合に比べ、幾何学的圧縮比や有効圧縮比の値を１下げることによって、高圧縮比エンジンの自着火特性をノーマルエンジン並みにすることができることが検証された。
また、（１−２）式の定数Ａがオクタン価に比例する値であることから、オクタン価の相違によって幾何学的圧縮比や有効圧縮比の値が変更された場合でも、それらの値から所定値下げることによって、同様の結果を得ることが可能となることが検証された。
なお、近年、エタノール（エチルアルコール）やメタノール（メチルアルコール）、食用油などからメチルエステルなどを作り、これを自動車用燃料として利用するバイオ燃料が開発されているが、バイオ燃料を用いるエンジンにおいても、オクタン価は、高くなる方向にあるので、本発明の技術思想を適用することが可能となる。
以上のような知見から、以下に示す実施形態が完成された。
［実施形態］
以下、添付図面を参照しながら本発明の好ましい実施の形態について説明する。
図１４は、本発明の実施の一形態に係る４サイクル火花点火式ガソリンエンジン１０の概略構成を示す構成図であり、図１５は図１４に係るエンジン本体２０の一つの気筒の構造を示す断面略図である。
図１４および図１５を参照して、図示の火花点火式ガソリンエンジン１０は、エンジン本体２０と、このエンジン本体２０を制御するためのコントロールユニット１００とを備えている。
エンジン本体２０は、クランクシャフト２１を回転自在に支持するシリンダブロック２２と、シリンダブロック２２の上部に配置されたシリンダヘッド２３とを一体的に有しており、これらシリンダブロック２２およびシリンダヘッド２３には、複数の気筒２４が設けられている。
各気筒２４には、コンロッド２５を介してクランクシャフト２１に連結されたピストン２６と、ピストン２６が気筒２４内に形成する燃焼室２７とが設けられている。本実施形態において、各気筒２４の幾何学的圧縮比は１３に設定されている。
図１５を参照して、本実施形態に係るエンジン本体２０は、当該クランクシャフト２１の回転方向が右回りになる側（すなわち図１５の状態）から見て気筒２４のシリンダボア中心Ｚ（図１６参照）がクランクシャフト２１の回転中心Ｏから右側にオフセットしている。このオフセット量Ｓは、気筒２４のボア径が７０ｍｍの場合、例えば１ｍｍ〜２ｍｍに設定されている。
図１６は気筒２４を拡大して示す平面略図である。
図１６を参照して、シリンダヘッド２３の下面には、気筒２４毎に燃焼室２７の天井部が構成され、この天井部は中央部分からシリンダヘッド２３の下端まで延びる２つの傾斜面を有するいわゆるペントルーフ型となっている。
燃焼室２７の側部には、コントロールユニット１００からの燃料噴射パルスを受けて、このパルス幅に対応する燃料を燃焼室２７に噴射する燃料噴射弁３２が設けられている。
各気筒２４には、シリンダヘッド２３に固定され、燃焼室２７内にスパークを発する３個の点火プラグ３４が配設されている。各点火プラグ３４は、ピストン２６の稜線部分と平行なシリンダ直径沿いに並んでおり、中央のものがシリンダボア中心Ｚ上に配置され、両側のものが燃焼室２７の側縁に配置されている。各点火プラグ３４には、電子制御による点火タイミングのコントロールが可能な点火回路３５（図１５参照）が接続されており、この点火回路３５がコントロールユニット１００に制御されることにより、点火プラグ３４は、選択的に点火制御されるようになっている。
図１７は本実施形態に係る燃焼室２７の気流を示す説明図であり、（Ａ）は圧縮行程初期、（Ｂ）は膨張行程初期をそれぞれ示している。
図１６および図１７を参照して、前記燃焼室２７の天井部を構成する一方の傾斜面（図１７（Ａ）（Ｂ）において右側の傾斜面）２７ａには各々独立した２つ一組の吸気ポート２８が開口し、また、他方の傾斜面（図１７（Ａ）（Ｂ）において左側の傾斜面）２７ｂには２つの排気ポート２９が開口しており、各ポート２８、２９の開口端に吸気弁３０および排気弁３１が設けられている。前記吸気ポート２８は、それぞれ燃焼室２７から図１７の右斜め上方に直線的に延びるストレートポートであり、図１７に示す断面で吸気上流側ほどシリンダボア中心Ｚから離れるような形状とされている。
前記ピストン２６の冠面には、吸気側の周縁部の所定範囲および排気側の周縁部の所定範囲に、シリンダヘッド２３の傾斜面に沿うように傾斜するスキッシュエリア構成面が設けられている。さらにこのスキッシュエリア構成面の内側には、隆起部３３が設けられている。
隆起部３３は、吸気弁３０および排気弁３１の投影面を含む所定範囲に設けられている。この隆起部３３のすそ部分は、燃焼室天井部の両傾斜面２７ａ、２７ｂとほぼ平行な一対の傾斜面３３ａ、３３ｂを有する山形状に形成されている。両傾斜面３３ａ、３３ｂは、燃焼室２７の天井面に対応するようなペントルーフ状に隆起し、天井面の稜線に対応する部分に頂部３３ｃを有する形状となっている。そして、このピストン冠面の頂部３３ｃとその両側の傾斜面３３ａ，３３ｂとにわたり、凹部２６４が形成されている。この凹部２６４の底面は球面に近似した湾曲面となっている。そして、凹部２６４の平面形状は、円に近い形状であるが、頂部（稜線）３３ｃに沿った方向の径よりもこれと直交する方向の径が若干長い楕円形となっている。
このため本実施形態では以下のような作用を奏する。
すなわち、吸気行程でのピストン２６の下降によって燃焼室２７に吸い込まれる吸気は、図１７（Ａ）のＴａ１、Ｔａ２で示すように、２種類の流れを形成する。一方の流れＴａ１は、主に吸気ポート２８開口の点火プラグ３４に近い側から燃焼室２７へ流れ込み、排気側の燃焼室周壁面に向かって流れ、続いて排気側周壁面に沿って下方へ向かった後、ピストン冠面に沿って吸気側へ流れ、そこから上方へ向う。他方の流れＴａ２は、スロート部のシリンダボア周縁側から流出した弱い流れである。これらの流れＴａ１、Ｔａ２により、図１７（Ｂ）で示すように、反時計回り方向に旋回する正タンブル流Ｔａ１と、時計回り方向に旋回する逆タンブル流Ｔａ２とが生成されるようになっている。
次に圧縮行程に移行すると、ピストン２６の上昇に伴い、正逆タンブル流Ｔａ１、Ｔａ２が燃焼室２７内を上下方向に押し縮められつつ互いに下流側がシリンダボアの中央側から反対向きに旋回する。
圧縮行程初期乃至中期の段階では正タンブル流Ｔａ１の方が、逆タンブル流Ｔａ２よりも大きく、かつ強いが、圧縮行程が進行してピストン２６が燃焼室天上部分に近づくにつれ、正タンブル流Ｔａ１は中心が次第に排気側に移動するとともに小さくなる。そして、ピストン２６が上死点付近にある圧縮行程終期ないし膨張行程初期には、正逆タンブル流Ｔａ１、Ｔａ２が同程度の大きさおよび強さで、燃焼室２７内の排気側と吸気側とに分かれて互いに逆方向に旋回する状態となる。これら正逆タンブル流Ｔａ１、Ｔａ２により、ピストン２６が上死点に近づく圧縮行程終期には、燃焼室天井部の傾斜面２７ａ、２７ｂとピストン冠面との間のスキッシュエリアから燃焼室２７中央部側へ向う方向（図１６（Ｂ）中の白抜矢印Ｒａ、Ｒｂとは反対の方向）に正スキッシュ流が生じ、ピストン２６が上死点に達した後に下降し始める膨張行程初期には、図１６（Ｂ）中の白抜矢印で示すような燃焼室２７中央部側から前記スキッシュエリアに向う逆スキッシュ流Ｒａ、Ｒｂが生じる。
この場合に、正逆タンブル流Ｔａ１、Ｔａ２は、正スキッシュ流とは逆方向、逆スキッシュ流Ｒａ、Ｒｂとは同方向の流れとなるため、圧縮行程終期の正スキッシュ流を弱めて逆スキッシュ流の生成を早めるとともに、逆スキッシュ流Ｒａ、Ｒｂを強化する作用を発揮する。
このように逆スキッシュ流Ｒａ、Ｒｂが強化されることにより、スキッシュエリア内の燃焼速度が充分に高められ、火炎の主燃焼速度が高くなって急速燃焼が実現される。しかも、正タンブル流Ｔａ１が適度に弱められることにより、初期燃焼速度はあまり高くならず、端ガスゾーンにおける混合気の自発火が誘発されることもない。つまり、初期燃焼期間はあまり短くならずに、主燃焼期間が大幅に短縮されることにより、ノッキングが未然に抑制されるとともに急速燃焼により時間損失が低減され、熱効率が向上する。
さらに、前記一対の傾斜面３３ａ、３３ｂが燃焼室天井部の傾斜面２７ａ、２７ｂと平行であるため、その間の空間では火炎伝播が均一に行われ、デトネーション防止にも効果的である。
加えて、ピストン２６の冠面中央部分に噴射された燃料の飛行空間を確保するための凹部２６４を形成しているので、燃料が噴射された時点で筒内に混合気の乱れを生成し、一層、燃焼期間の短縮を図ることが可能になる。また、この凹部２６４は、有効圧縮比εr を１２以上で運転する運転領域においては、圧縮上死点経過後に燃焼室２７での冷炎の生成に寄与し、一層、出力を高める要素にもなる。
次に、各吸気弁３０は、動弁機構４０によって駆動される構成になっている。動弁機構４０は、吸気弁３０の開閉タイミングを無段階で変更可能なＶＣＴ（Variable Camshaft Timing mechanism)４２と、吸気弁３０のリフト量（開弁量）を無段階で変更可能なＶＶＥ(Variable Valve Event)４３とを備えている。
図１８は、図１４の実施形態に係る動弁機構４０の具体的な構成を示す斜視図である。
同図を参照して、動弁機構４０は、各気筒２４が並ぶ方向（図１参照）に沿って延びるカムシャフト４１ａを備えており、このカムシャフト４１ａにＶＣＴ４２とＶＶＥ４３とが組み込まれている。
ＶＣＴ４２は、カムシャフト４１ａの端部に固定されるロータ（入力部材）４２ａと、ロータ４２ａの外周に同心に配置されたケーシング（出力部材）４２ｂと、このケーシング４２ｂに固定され、前記カムシャフト４１ａの外周に相対的に回動自在に配置されたスプロケット４２ｃとを有している。スプロケット４２ｃには、クランクシャフト２１（図１４参照）から駆動力を伝達するチェーン４２ｄが巻回されている。また、ロータ４２ａとケーシング４２ｂとの間には、図略の作動油室が形成されており、電磁弁４２ｅの油圧制御によって、ロータ４２ａとケーシング４２ｂは、一体的な回転動作または相対的な回転動作に切換えられるようになっている。これにより、ＶＣＴ４２は、吸気弁３０の開弁開始タイミングおよび閉弁タイミングを同時に変更可能な作動タイミング可変機構を構成している。後述するように、電磁弁４２ｅは、コントロールユニット１００によって、駆動制御されるようになっており、この駆動制御により、ロータ４２ａとケーシング４２ｂとが連結／非連結するようになっている。
次に、ＶＶＥ４３は、各吸気弁３０に設けられた一対の吸気カム４３ａ、４３ｂを備えている。各吸気カム４３ａは、前記カムシャフト４１ａに固定されている。他方の吸気カム４３ｂは、カムジャーナル４３ｃを介してカムシャフト４１ａに対し、相対回転自在に取り付けられている。
図１９は、図１８のＶＶＥの要部を示す断面図であり、（Ａ）は大リフト制御状態においてリフト量が０のときを示し、（Ｂ）は大リフト制御状態においてリフト量が最大のときを示し、（Ｃ）は小リフト制御状態においてリフト量が０のときを示し、（Ｄ）は小リフト制御状態においてリフト量が最大のときを示している。
図１８並びに図１９（Ａ）〜（Ｄ）を参照して、カムシャフト４１ａに対して相対回転自在に取り付けられた吸気カム４３ｂを一方の吸気カム４３ａと同期させるために、カムシャフト４１ａには、気筒２４毎に設けられた偏心カム４３ｄが固定されている。この偏心カム４３ｄは、図１９（Ａ）〜（Ｄ）から明らかなように、カムシャフト４１ａに対して偏心している。偏心カム４３ｄの外周には、オフセットリンク４３ｅが回動自在に取り付けられている。オフセットリンク４３ｅの外周部には、径方向に突出する突部４３ｆが一体に設けられている。この突部４３ｆには、カムシャフト４１ａと平行な連結ピン４３ｇが貫通しており、この連結ピン４３ｇによって、オフセットリンク４３ｅの両側面には、それぞれリンクアーム４３ｈ、４３ｉの一端部が回動自在に取り付けられている。一方のリンクアーム４３ｈは、オフセットリンク４３ｅと前記吸気カム４３ｂとを連結するものであり、その他端部が、カムシャフト４１ａと平行なピン４３ｊによって吸気カム４３ｂの膨出部近傍部分に回動自在に連結されている。また、他方のリンクアーム４３ｉは、オフセットリンク４３ｅの位相を変更するエキセントリックシャフト４３ｋにオフセットリンク４３ｅを連結するためのものであり、このエキセントリックシャフト４３ｋに固定されたコントロールアーム４３ｍの端部に対し、他端部がカムシャフト４１ａと平行なピン４３ｎで回動自在に連結されている。
図１８に示すように、エキセントリックシャフト４３ｋの途中部には、扇形のウォームホイール４３ｐが固定されており、このウォームホイール４３ｐに噛合するウォームギヤ４３ｑが、ステッピングモータ４３ｒによって回転駆動されるようになっている。後述するように、ステッピングモータ４３ｒは、コントロールユニット１００によって、駆動制御されるようになっており、この駆動制御により、コントロールアーム４３ｍの位相が決定され、それによって、オフセットリンク４３ｅの位相が決定されるので、タペット３６を駆動する吸気カム４３ｂの回動軌跡が当該吸気弁３０の軸方向において変化し、バルブリフト量が無段階で変更されるようになっている。
図１９（Ｂ）を参照して、各吸気弁３０のバルブステム３０ａに設けられたタペット３６は、吸気弁３０のバルブステム３０ａの端部に固定されている。他方、吸気弁３０のバルブステム３０ａは、周知のバルブガイド３０ｂにガイドされている。このバルブガイド３０ｂの外周には、スプリングシート部３０ｃが一体に形成されており、このスプリングシート部３０ｃには、当該タペット３６の内奥部に形成されたスプリングシート部３６ａとの間に縮設されるバルブスプリング３０ｄが着座している。
前記吸気カム４３ｂは、このタペット３６に接合し、バルブスプリング３０ｄの付勢力を受けている。
この状態において、図１９（Ａ）（Ｂ）に示すように、ステッピングモータ４３ｒによりエキセントリックシャフト４３ｋおよびコントロールアーム４３ｍを回動させて、ピン４３ｎをエキセントリックシャフト４３ｋの下方に位置付けると、吸気カム４３ｂの揺動角が大きくなり、リフトピークにおけるバルブのリフト量が最も大きな大リフト制御状態になる。また、そこからコントロールアーム４３ｍなどの回動によってピン４３ｎを上方へ移動させると、これに応じて吸気カム４３ｂの揺動角は小さくなり、図１９（Ｃ）（Ｄ）に示すようにピン４３ｎをカムシャフト４１ａの上方に位置付けると、バルブのリフト量が最も小さな小リフト制御状態になる。
図１９（Ａ）（Ｂ）に示す大リフト制御状態において、吸気カム４３ｂは、同図（Ｂ）に示すようにカムノーズの先端側でタペット３６を押圧し、該タペット３６を介して吸気弁３０を大きくリフトさせたリフトピークの状態（吸気カム４３ｂがタペット３６を介して吸気弁３０を大きくリフトさせた状態）と、同図（Ｄ）に示すように吸気弁３０のリフト量が０になる状態との間で揺動する。小リフト制御状態である図１９（Ｃ）（Ｄ）の場合も同様にリフトピークの状態（カムノーズの基端側でタペット３６を押圧）とリフト量０の状態との間で揺動する（同図（Ｃ）および（Ｄ）参照）。
図２０は、図１９（Ｂ）（Ｄ）の制御状態を模式的に表わすものであり、（Ａ）は大リフト制御位置、（Ｂ）は小リフト制御位置に対応している。なお図２０（Ａ）（Ｂ）では、コントロールアーム４３ｍ、連結リンク４３ｈおよびリンクアーム４３ｉについては簡略に直線で表しており、また、偏心カム４３ｄの中心（オフセットリンク４３ｅの外輪の中心）の回転軌跡を符号Ｔ０として示している。
まず、図２０（Ａ）を参照して吸気カム４３ｂ自体のプロファイルを説明すると、この吸気カム４３ｂの周面には、曲率半径が所定角度範囲一定の基円面（ベースサークル区間）θ１と、該θ１に続いて曲率半径が漸次大きくなっているカム面（リフト区間）θ２とが形成されている。
図２０（Ａ）に実線で示すのは吸気弁３０がリフトピーク近傍にある図１９（Ｂ）の状態であり、このときには、連結リンク４３ｈによってピン４３ｊが最も上方に引き上げられ、吸気カム４３ｂは、カム面θ２のカムノーズ先端側がタペット３６に当接した状態になっている。一方、仮想線で示すのはバルブリフト量Ｈが０の状態（図１９（Ａ））であり、このときには吸気カム４３ｂの基円面θ１がタペット３６に接していて、吸気弁３０が閉じた状態になっている。
そして、カムシャフト４１ａ（偏心カム４３ｄ）が図の時計回りに回転すると、これに伴いオフセットリンク４３ｅの一端側（図の下端側）は、図に矢印で示すようにカムシャフト４１ａの軸心Ｘ周りを公転することになるが、このオフセットリンク４３ｅの他端部の変位はそこに連結されたリンクアーム４３ｉによって規制される。すなわち、リンクアーム４３ｉは、エキセントリックシャフト４３ｋの下方に位置付けられたピン４３ｎを中心に図の実線の位置と仮想線の位置との間を揺動し、これに伴い、オフセットリンク４３ｅの他端側（連結ピン４３ｇ）は、偏心カム４３ｄが１回転する度に、ピン４３ｎを中心として往復円弧運動をすることになる（この連結ピン４３ｇの運動軌跡をＴ１として示す）。
前記連結ピン４３ｇの往復円弧運動Ｔ１に伴い、この同じ連結ピン４３ｇによって一端部がオフセットリンク４３ｅに連結されている連結リンク４３ｈの他端部（ピン４３ｊ）は、図にＴ２として示す軌跡で往復円弧運動し、そのピン４３ｊによって連結リンク４３ｈに連結されている吸気カム４３ｂが図の実線の位置と仮想線の位置との間で揺動運動をする。すなわち、前記連結ピン４３ｇが上方に移動するときには、連結リンク４３ｈによってピン４３ｊが上方に引き上げられて、吸気カム４３ｂのカムノーズがタペット３６を押し下げ、これによりバルブスプリング３０ｄ（図１９（Ｂ）参照）を圧縮しながら、吸気弁３０をリフトさせる。
一方、連結ピン４３ｇが下方に移動するときには、連結リンク４３ｈによってピン４３ｊが下方に押し下げられて、吸気カム４３ｂのカムノーズが上昇することになるので、前記の圧縮されたバルブスプリング３０ｄの反力によってタペット３６が押し上げられて、前記カムノーズの上昇に追従するように上方に移動し、吸気弁３０が引き上げられて、吸気ポート２８が閉じられる。
つまり、大リフト制御状態では、吸気カム４３ｂがその周面の基円面θ１およびカム面θ２の略全体によってタペット３６を押圧するように大きく揺動し、このように大きな揺動角に対応してバルブのリフト量が大きくなるものである。
また、前記の大リフト制御状態から、コントロールアーム４３ｍをエキセントリックシャフト４３ｋの軸心回りに上方へ略水平になるまで回動させて、図１９（Ｄ）や図２０（Ｂ）に示すように、リンクアーム４３ｉの回動軸であるピン４３ｎを大リフト制御状態よりもカムシャフト４１ａの回転方向の手前側に位置付けると、小リフト制御状態になる。この図２０（Ｂ）においても図２０（Ａ）と同様に吸気弁３０がリフトピーク近傍にある状態を実線で示し、リフト量Ｈが０の状態を仮想線で示している。
図２０（Ｂ）において、カムシャフト４１ａ（偏心カム４３ｄ）が回転すると、前記大リフト制御状態と同様にオフセットリンク４３ｅの連結ピン４３ｇはリンクアーム４３ｉによって変位が規制され、エキセントリックシャフト４３ｋの側方に位置するピン４３ｎを中心として、往復円弧運動Ｔ３をする（リンクアーム４３ｉは図の実線位置と仮想線位置との間で往復回動する）。そして、その連結ピン４３ｇの往復円弧運動Ｔ３に伴って連結リンク４３ｈのピン４３ｊが往復円弧運動Ｔ４をし、そのピン４３ｊによって連結リンク４３ｈに連結されている吸気カム４３ｂが、図の実線の位置と仮想線の位置との間で揺動運動をして、吸気弁３０を開閉するようになる。
つまり、小リフト制御状態では、前記大リフト制御状態と比べて吸気カム４３ｂの揺動角が小さくなり、この吸気カム４３ｂが、その周面の基円面θ１およびこれに連続するカム面θ２の一部分のみによってタペット３６を押圧するようになって、バルブのリフト量が小さくなるものである。
なお、上述のような動弁機構４０を排気弁３１にも設けて、当該排気弁３１の閉タイミングを排気上死点よりもアドバンスさせることにより、筒内の既燃ガスを吸気行程移行に残存させ、内部ＥＧＲとすることが可能である。
次に、図１４および図１５を参照して、エンジン本体２０の吸気ポート２８には、インテークマニホールド１３２の分岐吸気管１３３が接続している。分岐吸気管１３３は、気筒２４毎に設けられており、それぞれがインテークマニホールド１３２に等長の吸気経路を形成した状態で接続されている。図示の実施形態において、前記分岐吸気管１３３の下流端は、２つ一組で構成された各気筒２４の吸気ポート２８に対応して二股に形成されている。分岐吸気管１３３の上流側合流部分には、開閉弁１３４が設けられている。開閉弁１３４は、三方電磁弁で具体化されたものであり、アクチュエータ１３５によって、個別に分岐吸気管１３３の集合部分を所望量だけ開閉できるように構成されている。他方、二股に分岐した分岐吸気管１３３の一方の分岐部分には、図１５に示すように周知のスワール生成用開閉弁１３３ａが設けられている。このスワール生成用開閉弁１３３ａはアクチュエータ１３３ｂにより駆動されて開閉作動するもので、このスワール生成用開閉弁１３３ａにより当該分岐吸気管１３３の一方の分岐部分が閉じられたときは他方の分岐部分を通る吸気によって燃焼室２７内にスワールが生成され、スワール生成用開閉弁１３３ａが開かれるにつれてスワールが弱められるようになっている。
インテークマニホールド１３２の上流側には、新気をインテークマニホールド１３２内部に導入するための吸気通路１３６が接続されている。この吸気通路１３６には、スロットルバルブ１３７が設けられている。
排気ポート２９には、各気筒２４に２つ一組で形成された二股状の分岐排気管１５１が接続されている。各分岐排気管１５１の下流端は、エキゾーストマニホールド１５２に接続されている。このエキゾーストマニホールド１５２には、既燃ガスを排出する排気通路１５３が接続されている。
次に、前記インテークマニホールド１３２、エキゾーストマニホールド１５２の間には、排気された既燃ガスをインテークマニホールド１３２に還流させる外部ＥＧＲシステム１６０が設けられている。
外部ＥＧＲシステム１６０は、インテークマニホールド１３２とエキゾーストマニホールド１５２との間に形成された還流通路１６１に接続され、ＥＧＲクーラ１６２と、ＥＧＲ弁１６３と、ＥＧＲ弁１６３を駆動するアクチュエータ１６４とを備えた公知のバルブシステムである。
次に、図１４を参照して、本実施形態に係るエンジン１０には、過給機としてのターボチャージャ１８０が設けられている。
ターボチャージャ１８０は、エキゾーストマニホールド１５２から排出された排気の圧力によって駆動されるタービンセクション１８１と、タービンセクション１８１によって駆動され、インテークマニホールド１３２へ過給した新気を導出するコンプッサセクション１８２とを有しており、コンプレッサセクション１８２とインテークマニホールド１３２との間には新気を冷却するインタークーラ１８３が設けられていて、基本的には、従来から用いられているターボチャージャ、インタークーラをそのまま適用することが可能である。
図１４を参照して、エンジン本体２０の運転状態を検出するために、吸気通路１３６には、エアフローセンサＳＷ１が設けられ、開閉弁１３４の下流には筒内温度を予測するための吸気温度センサＳＷ２（図１５参照）が設けられている。また、シリンダブロック２２には、クランクシャフト２１の回転数を検出するクランク角センサＳＷ３および冷却水の温度を検出するエンジン水温センサＳＷ４が設けられている（図１５参照）。さらに、排気通路１５３には、空燃比を制御するための酸素濃度センサＳＷ５が設けられている。
エンジン本体２０には、制御手段としてのコントロールユニット１００が設けられている。このコントロールユニット１００には、エアフローセンサＳＷ１、吸気温度センサＳＷ２、クランク角センサＳＷ３、エンジン水温センサＳＷ４、酸素濃度センサＳＷ５、並びにエンジン負荷を検出するためのアクセル開度センサＳＷ６が入力要素として接続されている。これら各センサＳＷ１〜ＳＷ６は、何れも本実施形態における運転状態検出センサの具体例である。他方、コントロールユニット１００には、動弁機構４０、スワール生成用開閉弁１３３ａのアクチュエータ１３３ｂ、開閉弁１３４のアクチュエータ１３５、スロットルバルブ１３７のアクチュエータ、外部ＥＧＲシステム１６０のアクチュエータ１６４が制御要素として接続されている。
図１４を参照して、コントロールユニット１００は、ＣＰＵ１０１、メモリ１０２、インターフェース１０３並びにこれらのユニット１０１〜１０３を接続するバス１０４を有するものであり、メモリ１０２に記憶されるプログラム並びにデータによって、運転状態を判定する運転状態判定手段を機能的に構成している。
メモリ１０２には、詳しくは後述する種々の制御マップが記憶されており、これら記憶マップに基づいて、エンジン本体２０は、運転状態に応じて好適に運転されるようになっている。
図２１は、図１４の実施形態において制御マップの基となるエンジン回転速度Ｎと要求トルクとの関係を示すグラフである。
図２１を参照して、図示の実施形態では、点火タイミングを圧縮上死点後にリタードさせる点火リタード運転領域（低速中高負荷運転領域）Ａと、圧縮上死点前に点火する通常点火運転領域Ｂとに大別されている。点火リタード運転領域Ａは、エンジン回転速度Ｎを低速域、中速域、高速域の三段階に分割した場合において、その低速域にあって、所定の中高負荷運転領域Ａ１からスロットル全開域ＡWOT の範囲に設定されている。そして、後述するように、本実施形態では、この点火リタード運転領域Ａでは、吸気弁３０の閉弁タイミングによって、弁リフト量が１ｍｍで規定した吸気弁閉タイミングで求められる有効圧縮比εrを１２以上に維持して運転されるようになっている。
他方、通常点火運転領域Ｂは、破線で示すように低速低負荷運転領域Ｂ１を有しており、この低速低負荷運転領域Ｂ１は、アイドリング運転領域Ｂ２を含んでいる。
図２２は、図１４の実施形態において制御マップの基となる有効圧縮比εrの制御例を示すタイミングチャートである。
図２２を参照して、本実施形態では、上述したように、ＶＶＥ４３を備えた動弁機構４０を採用している。この動弁機構４０を用いることにより、吸気弁３０は、その開弁タイミングとバルブリフト量とが無段階で制御される。
本実施形態において、点火リタード運転領域Ａでは、図２２から明らかなように、吸気弁３０の閉弁タイミングを吸気下死点直後までリタードさせ、これによって、有効圧縮比εrを１２以上に維持する一方、図２１、図２３で示すように、点火タイミングを圧縮上死点後にリタードさせることにより、点火リタード運転領域Ａでのノッキングを確実に防止することとしている。
他方、残余の運転領域Ｂにおいては、原則として、吸気弁３０を早閉じにして、有効圧縮比εrを１２未満（例えば８程度）に下げるようにしている。これにより、ポンピングロスの低減を図ることができるようにしている。ここで、有効圧縮比をεrとすると、
（２）式中、
ε ：幾何学的圧縮比
ｖs：行程容積（m3）
ｖc：隙間容積（m3）
θ ：バルブリフト量が１ｍｍのときの吸気弁３０の閉弁タイミングのクランク角度
Ｒ ：連桿比（コンロッド長／クランク半径）
である。
（２）式を用いることにより、バルブリフト量が１ｍｍのときの吸気弁３０の開弁角度に基づいて、有効圧縮比εrと開弁角度との関係をデータ化しておき、制御マップとすることで精緻に有効圧縮比εrを制御することが可能になる。
図２３は、図１４の実施形態において制御マップの基となる点火タイミングの一例を示すグラフである。
図２３を参照して、例えば、幾何学的圧縮比が１１の場合、通常運転時の点火タイミングは、ＩＧaで示すように圧縮上死点よりも相当量ＡIg（例えば、エンジン回転速度が１５００ｒｐｍ、クランク角度ＣＡ＝６°〜８°）アドバンスしている。これに対し、幾何学的圧縮比が１３の場合、圧縮比１１と同じノッキング特性であればＩＧv で示すように、圧縮上死点の直前で点火していたところであるが、本実施形態では、ＩＧbで示すように、圧縮上死点よりもさらにリタードさせた点火タイミングで火花点火することとしている。これにより、本実施形態では、リタード運転領域（スロットル全開域ＡWOT を含む低速中高負荷運転域）Ａにおいて、依然高圧縮比（εr ≦１４）のままトルク低下を起こさない状態を維持することが可能になる（図２３参照）。
点火タイミングを圧縮上死点後にリタードさせる場合、そのリタード量ＲIgは、筒内温度や筒内圧力等、ノッキングを決定する要因を考慮して実験的に集積され、制御マップによって定められるが、本実施形態では、例えば、圧縮上死点からのリタード量ＲIgをピストン２６が上死点経過後１０％以下のストローク範囲（クランク角度ＣＡ＝圧縮上死点後３５°付近）としている。点火タイミングを圧縮上死点後にリタードさせることにより、ノッキングを抑制し、高圧縮比での運転が可能となるわけであるが、点火タイミングが圧縮上死点よりもリタードしている分だけ、燃焼期間という点では不利になる。そこで本実施形態では、ノッキングを抑制可能な範囲であって、なおかつ早期に膨張行程に移行した燃料を燃焼させるために、リタード量ＲIgをピストン２６が上死点経過後１０％以下のストローク範囲としているのである。
図２４は、図１４の実施形態において制御マップの基となる燃料噴射タイミングを例示したグラフであり、（Ａ）が弱成層の混合気形成を図るための分割噴射の一例、（Ｂ）が成層の混合気形成を図るための分割噴射の一例である。
図２４（Ａ）（Ｂ）を参照して、燃料噴射タイミングＦ１、Ｆ２を２回以上に分割すると、さらに燃料の気化霧化を促進することができる一方、後半の燃料噴射タイミングＦ２によって、筒内に乱流を付加し、急速燃焼に寄与することが可能となる。
そこで、本実施形態では、種々の運転状態に応じて、燃料の噴射タイミングＦ１、Ｆ２をデータ化し、制御マップとして用いることとしている。
ここで、図２４（Ａ）に示す例では、前半の燃料噴射タイミングＦ１を例えば吸気行程の中期（例えば、燃料の吹き終わりが圧縮上死点前で２７５°）で実行し、後半の燃料噴射タイミングＦ２を圧縮行程の前半（例えば、燃料の吹き終わりが圧縮上死点前で１５０°）に設定し、各タイミングＦ１、Ｆ２の燃料噴射割合を４／５：１／５に設定している。この形態では、吸気行程で噴射された燃料の気化霧化が促進し、燃焼室２７内に弱成層の混合気を形成することができるので、燃焼時間を短縮することができ、高い出力と燃費の向上を図ることが可能になる。
他方、図２４（Ｂ）に示す例では、前半の燃料噴射タイミングＦ１を例えば圧縮行程の前半で実行し、後半の燃料噴射タイミングＦ２を圧縮行程の中程ないし後半に設定し、各タイミングＦ１、Ｆ２の燃料噴射割合を４／５：１／５に設定している。この形態では、後半の燃料噴射によって、筒内に大きな乱流を生成することができるので、点火タイミングをリタードさせる場合においても、燃焼期間を短縮することができ、高い出力や燃費を得ることが可能となる。なお、本実施形態では、ピストン２６の冠面中央部分に凹部２６４を形成しているので、後半の燃料噴射タイミングＦ２に噴射された燃料をトラップすることが可能になり、成層の混合気を点火リタード運転領域Ａで形成することが可能になる。なお、図２４（Ｂ）の場合においては、燃料噴射タイミングＦ１、Ｆ２における燃料噴射量を調整することにより、点火タイミングにおいて、弱成層を構成することも可能である。
図２５および図２６は図１４の実施形態に係る制御フローを示すフローチャートである。
まず図２５を参照して、以上の構成では、エンジン本体２０に対する入力要素（ＳＷ１〜ＳＷ８）からの入力に基づき（ステップＳ１０）、制御手段としてのコントロールユニット１００は、エンジン本体２０が稼働中であるか否かを判別する（ステップＳ１１）。
エンジン本体２０が停止中であった場合、コントロールユニット１００は、さらに予め設定された所定の始動要求（例えば、アクセルが踏まれた場合等）があるか否かを判別し（ステップＳ１２）、始動要求が検出されない場合には、ステップＳ１０に戻って待機し、始動要求があった場合には、次のステップＳ１３に移行する。
エンジン本体２０が稼働中である場合、或いは始動要求があった場合、コントロールユニット１００は、さらに低負荷運転領域Ｂから急加速要求があったか否かを判別する（ステップＳ１３）。低負荷運転領域Ｂから急加速要求があった場合、有効圧縮比を高く設定することが好ましいため、予め実験等で定めた制御マップＭ１を用いることにより、点火タイミングを一気に圧縮上死点後の最大許容値（クランク角度ＣＡ＝３５°）にリタードすることとしている（ステップＳ１４）。
他方、ステップＳ１３において、急加速要求がなかった場合、コントロールユニット１００は、さらに、エンジン本体２０の運転領域が点火リタード運転領域Ａで運転されているか否かを判別する（ステップＳ１５）。仮にエンジン本体２０の運転領域が点火リタード運転領域Ａであると判定された場合、コントロールユニット１００は、図２２で示したように、吸気弁３０の閉タイミングを吸気下死点以降にリタードさせ、有効圧縮比εrを幾何学的圧縮比に維持するようにする（ステップＳ１６）。次いで、コントロールユニット１００は、図２３に基づく制御マップＭ２によって点火プラグ３４のリタード量ＲIgを圧縮上死点後の所定クランク角度（本実施形態では、ピストン２６が上死点経過後１０％以下のストローク範囲）に設定し、ノッキングを抑制しつつ、早期に燃焼を開始して、大きなトルクが得られるようにしている（ステップＳ１７）。
ステップＳ１４またはステップＳ１７の後、コントロールユニット１００は、外部ＥＧＲが可能な運転状態であるか否かを判別する（ステップＳ１８）。この判別は、筒内温度や筒内圧力を検出／推定することにより、公知の方法で実行されるが、本実施形態では、特に、スロットル全開域ＡWOT を含む点火リタード運転領域Ａの場合には、外部ＥＧＲを導入するように設定されている。
仮に外部ＥＧＲを導入可能な運転状態である場合、コントロールユニット１００は、制御マップＭ２に基づき、ＥＧＲ量、空燃比、燃料噴射タイミングを設定し（ステップＳ１９）、その後、外部ＥＧＲシステム１６０を作動させ（ステップＳ２０）、設定された条件でエンジン本体２０を運転する（ステップＳ２１）。これにより、筒内に既燃ガスが導入され、低い燃焼温度でエンジン本体２０が運転されることにより、熱損失を可及的に低減することが可能になる。そして、ステップＳ２１を実行した後は、ステップＳ１０に戻って上述した制御を繰り返す。
また、ステップＳ１８において、外部ＥＧＲが不能と判断された場合、コントロールユニット１００は、外部ＥＧＲシステム１６０を停止し（ステップＳ２２）、制御マップＭ４に基づいて、空燃比を設定（ステップＳ２３）した後、ステップＳ２１に移行する。
次に、ステップＳ１５において、エンジン本体２０の運転領域が点火リタード運転領域Ａではない場合の制御について、図２６を参照しながら説明する。
図２６に示すように、エンジン本体２０の運転領域が点火リタード運転領域Ａではない場合、本実施形態では、コントロールユニット１００が、エンジン水温センサＳＷ４や吸気温度センサＳＷ２の検出値に基づいて筒内温度Ｔを推定し、この筒内温度Ｔが予め設定された基準値ＴSTに満たないか否かを判別する（ステップＳ２４）。そして、仮に、筒内温度Ｔが基準値ＴSTに満たない場合、コントロールユニット１００は、制御マップＭ５に基づいて、吸気弁３０の閉タイミングを設定し、有効圧縮比εrを上げる（ステップＳ２５）。すなわち、冷間時においては、噴霧の気化霧化が不十分で、端ガスの着火遅れも大きくなるので、有効圧縮比εrが低いままであれば、熱発生率も低いままとなる。そこで、本実施形態では、高く設定されている幾何学的圧縮比を有効利用し、所定の冷間運転時であれば、有効圧縮比εrを高めて燃焼の安定化を図り、出力や燃費の向上を図っている。
さらに、コントロールユニット１００は、設定される有効圧縮比εrが１２以上であるか否かを判別し（ステップＳ２６）、仮に有効圧縮比εrが１２以上である場合には、ステップＳ１４に移行して、点火リタード運転領域Ａと同様な運転を実施する。これにより、高圧縮比を維持した場合のノッキングを確実に防止することが可能になる。ステップＳ２４において、筒内温度Ｔが基準値以上であれば、コントロールユニット１００は、制御マップＭ６に基づいて、吸気弁３０の閉タイミングを設定し、有効圧縮比εrを下げる（ステップＳ２７）。その後、或いは、ステップＳ２６において、有効圧縮比εrが１２未満に設定されたと判別された場合、コントロールユニット１００は、制御マップＭ７に基づいて、点火タイミングを設定する（ステップＳ２８）。その後、内部ＥＧＲが可能であるか否かが判別され（ステップＳ２９）、可能であれば、コントロールユニット１００は、制御マップＭ８に基づき、排気弁の開閉タイミング、空燃比、燃料噴射タイミングを設定し（ステップＳ３０）、ステップＳ２１に移行する。また、内部ＥＧＲを実行できない運転領域であれば、ステップＳ１８に移行して外部ＥＧＲの可否が判別される。なお、上述したステップＳ１９、Ｓ２３、Ｓ３０において、低速低負荷運転領域Ｂ１においては、有効圧縮比を低減した上で理論空燃比となるように燃料が噴射されるよう、各制御マップＭ３、Ｍ４、Ｍ８が設定されている。本実施形態では、高圧縮比条件下での有効圧縮比低減によって高膨張比が確保できることにより、理論空燃比での運転でも充分に燃費向上が図れるため、排気通路１５３には、ＮＯｘ触媒に比較して安価で浄化率が高い三元触媒を配置できることから、低速低負荷運転領域においても、排気性能と燃費の向上を図ることが可能になる。
以上説明したように本実施形態では、通常であれば、ノッキングを防止するため、大幅な点火タイミングのリタードが必要であると考えられてきた運転領域（低速高負荷運転領域Ａ１からスロットル全開領域までの中高負荷運転領域）Ａにおいて、有効圧縮比εrを１２以上とした高いトルクと燃費を維持したまま、エンジン本体２０が運転されることになる。すなわち、図２３に示すように、ノッキング回避のためにリタードされる点火タイミングＩＧb が、圧縮上死点後に設定されている場合には、図４に示したように、ピストン２６が圧縮上死点経過後に、筒内での冷炎反応が顕著になり、圧縮上死点経過後の燃焼過程が多段発火となる結果、時間損失を低減しつつ熱発生率を維持することができ、充分なトルクを得ることが可能になる。また、このような熱発生率の維持により、当該リタード量ＲIgを可及的に低減することが可能になる。他方、冷炎反応が生じる領域では、図５に示したように、モル数が上昇する結果、圧力上昇分ほどは筒内温度が上昇しなくなる。加えて、図６に示したように、冷炎反応は燃焼室２７の中央側で生じ、端ガスでの発生が少ないことから、筒内温度の上昇も抑制される。このような温度条件により、ホルムアルデヒドが生成されるとともに、このホルムアルデヒドがノッキングの原因となるＯＨラジカルの消費を促進し、この点からも自着火が抑制される。点火リタード運転領域Ａ（少なくとも低速域においてスロットル全開域ＡWOTを含む高負荷運転領域）での高圧縮比化において、このようなノッキング抑制メカニズムを構成することにより、点火タイミングのリタードによる出力低下を熱効率改善分が補い、出力を犠牲にすることなく、可及的にディーゼルエンジン並みの燃費を得ることも可能となる。また、有効圧縮比εrが、吸気弁３０の閉タイミング調整制御によって決定される構成になっているため、幾何学的圧縮比を変更するための複雑な機構を用いる必要がなくなる。
また、本実施形態では、エンジン本体２０の運転領域が低速低負荷運転領域Ｂ１の場合には、弁リフト１ｍｍで規定した吸気弁閉タイミングで求められる有効圧縮比εrを１２未満に下げて圧縮上死点から所定量アドバンスしたタイミングで点火プラグ３４を点火させるとともに、点火リタード運転領域Ａの場合における点火タイミングの圧縮上死点からのリタード量ＲIgは、低速低負荷運転領域Ｂ１の場合の点火タイミングの圧縮上死点からのアドバンス量よりも小さく設定されるものである。このため本実施形態では、低速低負荷運転領域Ｂ１の場合には、有効圧縮比εrを１２未満に下げてノッキングを未然に確実に防止するとともに、点火タイミングを一般的なエンジンと同様に圧縮上死点からアドバンスさせることにより、運転領域に応じた比較的高い圧縮比で適正燃焼を実現することが可能になる。また、吸気弁３０の閉タイミングで有効圧縮比εrを変更することとしているので、ポンピングロスを低減し、燃費の向上を図ることが可能になる。すなわち、通常の圧縮比のエンジンで吸気弁３０の遅閉じ（または早閉じ）を実行すると、有効圧縮比εrが相当低くなることに伴い、燃焼が不安定になってくる。このため、遅閉じ（または早閉じ）可能な範囲に制約が多くなる、或いはＥＧＲを充分に導入できなくなる等の制約があった。しかるに本実施形態では、幾何学的圧縮比が相当高く設定されているので、有効圧縮比εrを相当下げたとしても、実圧縮比は依然高いため、燃焼安定性は高くなる。そのため、吸気弁３０の遅閉じ（または早閉じ）の範囲を広くすることが可能になるとともに、バルブタイミングが同じであれば、低圧縮比のものに比べ、ＥＧＲ率を高めることが可能になる。他方、低速域における点火リタード運転領域Ａで点火タイミングをリタードさせる際のリタード量ＲIgは、比較的小さな値に設定されることになる。この結果、低速域での高負荷運転領域では、膨張行程に移行した後、ノッキングを回避しつつも極めて高いトルクを維持することが可能になる。
また、本実施形態における前記低速域は、エンジン回転領域を、低速、中速、高速の三段階に分けたときの低速域であり、その低速回域における所定期間（リタード量ＲIg）は、ピストン２６が上死点経過後１０％以下のストローク範囲である。このため本実施形態では、運転領域をエンジン回転速度域で三段階に分割し、その低速回転速度域において、スロットル全開域で有効圧縮比εrを１２以上に維持するように吸気弁３０の閉タイミングを調整するとともに、点火タイミングを、当該ピストン２６が上死点経過後１０％以下のストローク範囲でリタードさせることにより、運転領域に応じた比較的高い圧縮比で適正燃焼を実現することが可能になる。
また、本実施形態では、中速以上のエンジン回転領域で点火タイミングを圧縮上死点以前に切り換えるものである。なお本実施形態においては、中速以降の高速側では、運転状態に応じて適宜有効圧縮比εrを１２未満に下げるように構成されている。
また、本実施形態では、圧縮上死点後に点火タイミングがリタードされた場合に混合気の燃焼期間を短縮する燃焼期間短縮手段を備えている。このため本実施形態では、燃焼期間短縮手段によって、膨張行程での熱発生率を可及的に高め、時間損失を抑制し、高いトルクを得ることが可能になる。
図２７は本実施形態に関連するＰＶ線図である。
図２７に示すように、圧縮上死点以降に点火タイミングをリタードさせると、仮想線の通り、時間損失が生じるわけであるが、燃焼期間短縮手段を設けることにより（図示の例では分割噴射を施した場合）、点火後の圧力上昇を早め、時間損失を低減することが可能になるのである。
燃焼期間短縮手段の具体的な例としては、筒内に乱流を生成する乱流生成手段（図１４および図１５のスワール生成用開閉弁１３３ａ、図１７の逆スキッシュ）や図２４で説明した燃料の分割噴射を好適に採用することが可能である。このため本実施形態では、比較的簡素な機構ないし制御により、膨張行程での熱発生率を可及的に高め、時間損失を抑制し、高いトルクを得ることが可能になる。また、前記燃焼期間短縮手段は、各気筒に複数の点火プラグ３４を設け、燃焼期間短縮手段は、複数の点火プラグ３４を作動させる多点点火手段であってもよい。その態様では、多点点火によって燃焼速度を促進することができるので、膨張行程での熱発生率を可及的に高め、時間損失を抑制し、高いトルクを得ることが可能になる。
また、本実施形態では、コントロールユニット１００によって外部ＥＧＲ量を調整可能な外部ＥＧＲシステム１６０を設け、コントロールユニット１００は、エンジン本体２０の運転領域が、少なくとも低速域においてスロットル全開域を含む点火リタード運転領域Ａである場合には、外部ＥＧＲを導入するものである。このため本実施形態では、外部ＥＧＲによって燃焼温度を下げることができるので、ノッキングを回避しつつ、冷却損失を低減でき、熱効率が高くなる。その結果、高いトルクや燃費を得ることが可能になる。すなわち、圧縮比が高い場合には、圧縮行程において、筒内温度が急激に上昇することにより、ノッキングが生じやすくなる。さらに、急激に生じた熱は、シリンダの壁面等に吸収されて下がるため、熱損失が大きくなる。これに対し、排気弁３１より排出された既燃ガスが導入された場合には、比較的有効圧縮比εrが高い状態であっても、燃焼温度が低くなる結果、ノッキングとともに熱損失も抑制され、高いトルクや燃費を維持することが可能になるのである。
また、本実施形態では、低速低負荷運転領域Ｂ１でも外部ＥＧＲを導入するものである。このため本実施形態では、有効圧縮比εrが下がるのと相俟って熱損失を可及的に低減し、高い燃費を維持することが可能になる。
また、本実施形態では、少なくとも低速低負荷運転領域Ｂ１では、有効圧縮比εrを低減するように吸気弁３０の閉弁タイミングを吸気下死点から所定量ずらすものである。このため本実施形態では、比較的燃焼状態が不安定になりがちな運転領域で有効圧縮比εrが低減され、高膨張比を確保することになる。この結果、高圧縮比に由来するノッキングを防止しつつ、ポンピングロスを低減し、燃費の向上を図ることが可能になる。
また、本実施形態では、ＥＧＲを筒内に導入するＥＧＲ手段としての外部ＥＧＲシステム１６０を設け、外部ＥＧＲシステム１６０は、少なくとも前記低速低負荷運転領域Ｂ１では、ＥＧＲを導入するものである。このため本実施形態では、有効圧縮比が下がるのと相俟って熱損失を可及的に低減し、高い燃費を維持することが可能になる。すなわち、圧縮比が高い場合には、圧縮行程において、筒内温度が急激に上昇することになる。ここで、急激に生じた熱は、シリンダの壁面等に吸収されて下がるため、熱損失が大きくなる。これに対し、排気弁より排出された既燃ガスが導入された場合には、有効圧縮比が下がることと相俟って、燃焼温度が低くなる結果、熱損失も抑制され、高い燃費を維持することが可能になるのである。
また、本実施形態では、低速低負荷運転領域Ｂ１では、空燃比を理論空燃比に設定するものである。上記のように、高圧縮比条件下での有効圧縮比低減によって高膨張比が確保できることにより、理論空燃比での運転でも充分に燃費向上が図れるため、排気通路１５３には、ＮＯｘ触媒に比較して安価で浄化率が高い三元触媒を配置できることから、低速低負荷運転領域においても、充分な排気性能を奏することができるのである。
また、本実施形態では、低速低負荷運転領域Ｂ１は、アイドリング運転領域Ｂ２を含むものである。このため本実施形態では、使用頻度が高いアイドリング運転領域Ｂ２においても、高い燃費を維持することが可能になる。
また、本実施形態では、エンジン本体２０の筒内温度を推定する筒内温度推定手段を備え、コントロールユニット１００は、冷間始動時は、吸気弁３０の閉弁タイミングを吸気下死点近傍に設定し、有効圧縮比εrを高め且つ充分な吸気を確保するように吸気弁３０の閉タイミングを調整制御するものである。このため本実施形態では、有効圧縮比εrを高めるとともに充分な吸気が確保されることにより、体積効率を高めることができるので、良好な着火／燃焼性能とエンジン回転数を立ち上げるのに充分なトルクを得ることが可能になる。
また、本実施形態では、エンジンの加速を検出するエンジン加速検出手段としてのアクセル開度センサＳＷ６を備え、コントロールユニット１００は、低負荷運転領域からの急加速時には、点火タイミングを圧縮上死点後の所定期間（リタード量ＲIg）の最大許容値に一気にリタードさせるものである。このため本実施形態では、急加速時に吸入される高い温度の新気に起因するノッキングを回避することとしている。
また、本実施形態では、燃料噴射弁３２は、点火プラグ３４の電極付近に向けて燃料を噴射する直噴型のものであり、エンジン本体２０のピストン２６冠面には、当該冠面周辺部に形成され、圧縮上死点から膨張行程に移行する際に逆スキッシュ流Ｒａ、Ｒｂを生成する隆起部３３と、当該冠面中央部分に形成された凹部２６４とが設けられており、コントロールユニット１００は、圧縮行程で燃料を噴射するように燃料噴射弁３２を制御するものである。このため本実施形態では、圧縮行程に至る過程では、ピストン２６の冠面中央部分に形成された凹部２６４によって、噴射された燃料の飛行空間が確保されることにより、膨張行程初期においては、ピストン２６の周辺部分に逆スキッシュ流Ｒａ、Ｒｂが形成される。この結果、燃焼期間が短縮されることとなり、ノッキングの防止や膨張行程での熱発生率を可及的に高め、時間損失を抑制し、高いトルクと燃費の向上に寄与することになる。さらに、有効圧縮比εr を１２以上で運転する運転領域において、凹部２６４が圧縮上死点経過後に燃焼室２７での冷炎の生成に寄与し、一層、出力を高める要素にもなる。
このように本実施形態は、従来は、高価な機構を採用したり、吸気弁３０の閉タイミングで有効圧縮比εrを下げることにより出力を犠牲にして対応していた高負荷運転領域Ａにおいて、高い圧縮比を維持したままノッキングの回避を図っているので、低廉性と高出力性とを兼備しつつ可及的にディーゼルエンジン並みの燃費を得ることができるという顕著な効果を奏する。
上述した実施形態は、本発明の好ましい具体例に過ぎず、本発明は上述した実施形態に限定されない。
例えば、上述した実施形態において、エンジン本体２０は、オクタン価が９６ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転されることが好ましい。その場合には、低速域においてスロットル全開域ＡWOT を含む点火リタード運転領域Ａにおいて、有効圧縮比εrを１２以上にするとともに、点火タイミングＩＧb を圧縮上死点経過後の所定リタード量ＲIgだけリタードさせることにより、最も有効に筒内での冷炎反応を利用し、高いトルクを得ることができる。図３並びに図１１で説明したように、９６ＲＯＮ以上の燃料が噴射される場合には、筒内が、圧縮比が１２以上で冷炎反応を引き起こす活性化エネルギー以上となり、点火リタードによって冷炎反応による熱発生量を向上し、トルクを高めることが可能になるのである。
上述した実施形態において、エンジン本体２０の幾何学的圧縮比εの上限は、１５であることが好ましい。その場合には、吸気温度が高い低速全負荷運転の場合や温間時のエンジンを再始動する場合等の自着火が生じやすい状況下で高い有効圧縮比εrを維持しても、プリイグニション等の発生を防止することができる。
さらに本発明の別の態様として、エンジン本体２０が９１ＲＯＮ以上の燃料で運転される場合には、幾何学的圧縮比を１２．５以上に設定し、低速域においてスロットル全開域ＡWOT を含む点火リタード運転領域Ａでの運転時には、弁リフト１ｍｍで規定した吸気弁閉タイミングで求められる有効圧縮比εr を１１．５以上に維持するように吸気弁閉タイミングを調整するとともに点火タイミングＩＧbを圧縮上死点後の所定期間内にリタードするように構成してもよい。そのような態様では、比較的オクタン価が低い燃料が使用される場合においても、低速域においてスロットル全開域ＡWOTを含む点火リタード運転領域Ａにおいて、有効に筒内での冷炎反応を利用し、高いトルクを得ることができる。
また、オクタン価が９１ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転される火花点火式ガソリンエンジンにおいては、エンジン本体２０の幾何学的圧縮比の上限は、１４．５であることが好ましい。その場合には、吸気温度が高い場合や温間時のエンジンを再始動する場合等の自着火が生じやすい状況下で高い有効圧縮比εを維持しても、プリイグニション等の発生を防止することができる。
さらに本発明の別の態様として、エンジン本体２０が、１００ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転されるものである場合には、エンジン本体２０の幾何学的圧縮比の上限は、１５．５であることが好ましい。その場合には、吸気温度が高い場合や温間時のエンジンを再始動する場合等の自着火が生じやすい状況下で高い有効圧縮比εを維持しても、プリイグニション等の発生を防止することができる。
また、有効圧縮比εrを下げる方法として、上述した実施形態では、吸気弁３０の開閉タイミングを無段階で変更可能な動弁機構４０を用いたが、これに限らず、例えば、２つの吸気カムを選択的に吸気弁３０に伝達することにより、吸気弁３０の開閉タイミングを２段階に切換可能ないわゆるロストモーション機能付動弁機構を用いてもよい。
図２８は、ロストモーション機能付動弁機構を用いた制御例を示すグラフである。
図２８に示すように、ロストモーション機能付動弁機構を用いた場合には、吸気弁３０の閉タイミングをリタードさせるようにしている。この実施形態では、一旦筒内に導入した空気を押し出すことになるため、若干ポンピングロスが出るものの、低廉な機構で有効圧縮比εrを下げ、ノッキングを回避することが可能になる。
また内部ＥＧＲを実行する手段として、上述のようなロストモーション機能付動弁機構を採用してもよい。
図２９は本発明の別の実施形態に係る吸気加熱手段としての吸気加熱システムの構成を示す構成図である。
図２９を参照して、本発明を採用していわゆる予混合圧縮自己着火燃焼（ＨＣＣＩ：Homogeneous-Charge Compression-Ignition combustion）を実行する場合には、同図に示すような吸気加熱手段としてのヒータ１４０を設けていることが好ましい。
より詳細に説明すると、吸気通路１３６のスロットルバルブ１３７の上流側には、三方電磁弁１３８が設けられており、この三方電磁弁１３８に接続されたバイパス通路１３９にヒータ１４０が設けられている。さらにヒータ１４０には、温度センサＳＷ７が設けられており、ヒータ１４０で加熱されたバイパス通路１３９内の吸気の温度を検出することができるようになっている。この温度センサＳＷ７は、図略のコントロールユニットに接続されている。
図３０は図２９の実施形態に係る吸気加熱手段としての吸気加熱システム１７０の構成を示す構成図である。
図３０を参照して、吸気通路１３６には、加熱通路１７１が分岐接続されている。この加熱通路１７１の途中には、冷却水熱交換器１７２と、排気熱交換器１７３が接続されている。
加熱通路１７１は、各熱交換器１７２、１７３を経て吸熱した熱を吸気側に還流するためのものである。加熱通路１７１の下流側には、気筒２４毎に分岐した分岐管１７４ａが設けられ、各分岐管１７４ａは、対応する開閉弁１３４の吸気側のポートに接続されている。
冷却水熱交換器１７２は、エンジン本体２０の水冷システム１７４に接続されて、エンジン本体２０からラジエータ（図示せず）に還流する冷却水が吸収した熱を、加熱通路１７１を通る吸気に吸収させるためのものである。
排気熱交換器１７３は、エンジン本体２０の排気通路１５３に接続されて、既燃ガスの熱を、加熱通路１７１を通る吸気に吸収させるためのものである。排気熱交換器１７３は、加熱通路１７１において、冷却水熱交換器１７２の下流側に配置されている。
本実施形態において、これら熱交換器１７２、１７３が、吸気加熱システム１７０の主要部を構成している。
この構成では、コントロールユニット１００の制御により、開閉弁１３４と同様に、三方電磁弁１３８が開弁割合を変更可能に構成され、これによって、三方電磁弁１３８を切換えることにより、外気の新気をそのままインテークマニホールド１３２に導入したり、ヒータ１４０で加温された空気をインテークマニホールド１３２に導入したりすることができるようになっている。
その他本発明の特許請求の範囲内で種々の変更が可能であることはいうまでもない。
高負荷運転時における点火リタードの一例を示すグラフである。 本発明の開発過程における仮説を説明するためのクランク角度とトルクとの関係を示すグラフである。 点火タイミングとＩＭＥＰとの関係を示すシミュレーション結果を示すグラフである。 圧縮比が１１、１３、１４、１５のエンジンにおいて、圧縮上死点経過後８°ＣＡで点火した場合の熱発生率とクランク角度との関係を示すグラフである。 高圧縮比で圧縮上死点経過後の燃焼過程を模擬したグラフであり、上段が圧力と時間の関係、下段がモル数増加割合と時間との関係を示している。 圧縮上死点に達した時点での燃焼室の温度分布を示す等高線である。 燃焼時の筒内圧力と周辺部分の端ガス部分の断熱圧縮温度履歴を示すグラフであり、上段が圧力とクランク角度との関係、下段が端ガス温度とクランク角度との関係を示している。 圧縮比が１４の場合の熱発生率とクランク角度との関係を示すグラフである。 数値シミュレーションに基づく圧縮比１４のときのＰＶ線図である。 圧縮比と冷炎反応による発熱量との関係をオクタン価毎に示すグラフである。 図１０のグラフに基づいて計算された圧縮比と図示平均有効圧（ＩＭＥＰ）との関係をオクタン価毎に示すグラフである。 可変バルブタイミングシステムを採用した場合における幾何学的圧縮比と有効圧縮比との関係を示すグラフである。 着火遅れの分布を圧力・温度の関係で示すグラフである。 本発明の実施の一形態に係る制御装置の概略構成を示す構成図である。 図１４に係る４サイクル火花点火式ガソリンエンジンの一つの気筒の構造を示す断面略図である。 気筒を拡大して示す平面略図である。 本実施形態に係る燃焼室の気流を示す説明図であり、（Ａ）は圧縮行程初期、（Ｂ）は膨張行程初期をそれぞれ示している。 図１４の実施形態に係る動弁機構の具体的な構成を示す斜視図である。 図１８の動弁機構の要部を示す断面図であり、（Ａ）は大リフト制御状態においてリフト量が０のときを示し、（Ｂ）は大リフト制御状態においてリフト量が最大のときを示し、（Ｃ）は小リフト制御状態においてリフト量が０のときを示し、（Ｄ）は小リフト制御状態においてリフト量が最大のときを示している。 図１９（Ｂ）（Ｄ）の制御状態を模式的に表わすものであり、（Ａ）は大リフト制御位置、（Ｂ）は小リフト制御位置に対応している。 図１４の実施形態において制御マップの基となるエンジン回転速度と要求トルクとの関係を示すグラフである。 図１４の実施形態において制御マップの基となる有効圧縮比の制御例を示すタイミングチャートである。 図１４の実施形態において制御マップの基となる点火タイミングの一例を示すグラフである。 図１４の実施形態において制御マップの基となる燃料噴射タイミングを例示したグラフであり、（Ａ）が弱成層の混合気形成を図るための分割噴射の一例、（Ｂ）が成層の混合気形成を図るための分割噴射の一例である。 図１４の実施形態に係る制御フローを示すフローチャートである。 図１４の実施形態に係る制御フローを示すフローチャートである。 本実施形態に関連するＰＶ線図である。 ロストモーション機能付動弁機構を用いた制御例を示すグラフである。 本発明の別の実施形態に係る吸気加熱手段としての吸気加熱システムの構成を示す構成図である。 図２９の実施形態に係る吸気加熱手段としての吸気加熱システムの構成を示す構成図である。
１０ ４サイクル火花点火式ガソリンエンジン
２０ エンジン本体
２１ クランクシャフト
２２ シリンダブロック
２３ シリンダヘッド
２４ 気筒
２６ ピストン
２７ 燃焼室
２８ 吸気ポート
２９ 排気ポート
３０ 吸気弁
３１ 排気弁
３２ 燃料噴射弁
３３ 隆起部
３４ 点火プラグ
３５ 点火回路
４０ 動弁機構
１００ コントロールユニット（制御手段の一例）
１６０ 外部ＥＧＲシステム
１７０ 吸気加熱システム
２６４ 凹部
Ａ 点火リタード運転領域
Ｂ 通常点火運転領域
Ｂ１ 低速低負荷運転領域
Ｂ２ アイドリング運転領域
Ｆ１、Ｆ２ 燃料噴射タイミング
Ｎ エンジン回転速度
Ｒａ、Ｒｂ 逆スキッシュ流
ＲIg リタード量
Ｓ オフセット量
ＳＷ１-ＳＷ７ センサ
Ｔ 筒内温度
Ｔａ１ 正タンブル流
Ｔａ２ 逆タンブル流
ＴST 基準値
εr 有効圧縮比

Claims (22)

  1. 少なくとも点火プラグを有する４サイクルの火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    幾何学的圧縮比が１３以上に設定されたエンジン本体と、
    前記エンジン本体のシリンダに接続された吸気ポートおよび排気ポートにそれぞれ設けられ、対応するポートを開閉する吸気弁および排気弁と、
    前記吸気ポートに新気を導入する吸気通路に設けられた過給機と、
    前記エンジン本体の運転状態を検出する運転状態検出手段と、
    前記運転状態検出手段の検出に基づいて、少なくとも前記点火プラグの点火タイミングの調整制御と吸気弁の閉タイミング調整制御による有効圧縮比の調整制御と前記過給機の駆動制御とを実行する制御手段と
    を備え、前記制御手段は、当該エンジン本体の運転領域が、少なくとも低速域におけるスロットル全開域を含む高負荷運転領域である場合には、弁リフト１ｍｍで規定した吸気弁閉タイミングで求められる前記有効圧縮比を１２以上に維持するように吸気弁閉タイミングを調整するとともに点火タイミングを圧縮上死点後の所定期間内にリタードすることにより、圧縮上死点経過後に冷炎反応を生じさせてから、火花点火に基づく火炎伝播により混合気を燃焼させるものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  2. 請求項１記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記エンジン本体は、オクタン価が９６ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転されるものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  3. 請求項２記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１５である
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  4. 請求項１記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記エンジン本体は、オクタン価が１００ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転されるものであり、
    前記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１５．５である
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  5. 少なくとも点火プラグを有する４サイクルの火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    幾何学的圧縮比が１２．５以上に設定され、オクタン価が９１ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転されるエンジン本体と、
    前記エンジン本体のシリンダに接続された吸気ポートおよび排気ポートにそれぞれ設けられ、対応するポートを開閉する吸気弁および排気弁と、
    前記吸気ポートに新気を導入する吸気通路に設けられた過給機と、
    前記エンジン本体の運転状態を検出する運転状態検出手段と、
    前記運転状態検出手段の検出に基づいて、少なくとも前記点火プラグの点火タイミングの調整制御と吸気弁の閉タイミング調整制御による有効圧縮比の調整制御と前記過給機の駆動制御とを実行する制御手段と
    を備え、前記制御手段は、当該エンジン本体の運転領域が、少なくとも低速域におけるスロットル全開域を含む高負荷運転領域である場合には、弁リフト１ｍｍで規定した吸気弁閉タイミングで求められる前記有効圧縮比を１１．５以上に維持するように吸気弁閉タイミングを調整するとともに点火タイミングを圧縮上死点後の所定期間内にリタードすることにより、圧縮上死点経過後に冷炎反応を生じさせてから、火花点火に基づく火炎伝播により混合気を燃焼させるものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  6. 請求項５記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１４．５である
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  7. 請求項１から４の何れか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段は、前記エンジン本体の運転領域が低速低負荷運転領域の場合には、前記有効圧縮比を１２未満に下げて圧縮上死点から所定量アドバンスしたタイミングで点火プラグを点火させるものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  8. 請求項７記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記所定期間は、前記低速低負荷運転領域の場合の点火タイミングの圧縮上死点からのアドバンス量よりも小さく設定される
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  9. 請求項１、２、３、４、７または８記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段に設定される前記低速域は、エンジンの回転域を、低速、中速、高速の三段階に分けたときの低速域であり、前記所定期間は、前記ピストンが上死点経過後１０％以下のストローク範囲である
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  10. 請求項９に記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段は、中速以上のエンジン回転領域で点火タイミングを圧縮上死点以前に切り換えるものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  11. 請求項１から１０の何れか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    圧縮上死点後に点火タイミングがリタードされた場合に混合気の燃焼期間を短縮する燃焼期間短縮手段を備えている
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  12. 請求項１１記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記燃焼期間短縮手段は、筒内に乱流を生成する乱流生成手段である
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  13. 請求項１１記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    各気筒に複数の点火プラグを設け、
    前記燃焼期間短縮手段は、複数の点火プラグを作動させる多点点火手段である
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  14. 請求項１から１３の何れか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段によって噴射タイミングを制御可能な燃料噴射弁を設け、
    前記制御手段は、当該エンジン本体の運転領域が、低速域において少なくとも所定の中負荷運転領域からスロットル全開域までの中高負荷運転領域の場合には、吸気行程から圧縮行程の所定期間内に燃料を複数回噴射する分割噴射を実行させるものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  15. 請求項１から１４の何れか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段によって外部ＥＧＲ量を調整可能な外部ＥＧＲシステムを設け、
    前記制御手段は、エンジン本体の運転領域が、少なくとも低速域においてスロットル全開域を含む高負荷運転領域である場合には、外部ＥＧＲを導入するものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  16. 請求項１５記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段は、少なくとも低速低負荷運転領域では、外部ＥＧＲを導入するものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  17. 請求項１から１６の何れか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段は、少なくとも低速低負荷運転領域では、前記有効圧縮比を低減するように前記吸気弁の閉弁タイミングを吸気下死点から所定量ずらすものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  18. 請求項１７記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    ＥＧＲを筒内に導入するＥＧＲ手段を設け、
    前記ＥＧＲ手段は、少なくとも前記低速低負荷運転領域では、ＥＧＲを導入するものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  19. 請求項１８記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段は、前記低速低負荷運転領域では、空燃比を理論空燃比に設定するものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  20. 請求項１７から１９の何れか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段に設定される前記低速低負荷運転領域は、アイドリング運転領域を含むものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  21. 請求項１から２０の何れか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記エンジン本体の筒内温度を推定する筒内温度推定手段を備え、
    前記制御手段は、冷間始動時は、吸気弁閉弁タイミングを吸気下死点近傍に設定し、有効圧縮比を高め且つ充分な吸気を確保するように吸気弁閉タイミングを調整制御するものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
  22. 請求項１から２１の何れか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンにおいて、
    前記制御手段によって噴射タイミングを制御可能な燃料噴射弁を設け、
    前記燃料噴射弁は、前記点火プラグの電極付近に向けて燃料を噴射する直噴型のものであり、
    前記エンジン本体のピストン冠面には、当該冠面周辺部に形成され、圧縮上死点から膨張行程に移行する際に逆スキッシュ流を生成する隆起部と、当該冠面中央部分に形成された凹部とが設けられており、
    前記制御手段は、圧縮行程で燃料を噴射するように燃料噴射弁を制御するものである
    ことを特徴とする火花点火式ガソリンエンジン。
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