(57)【要約】【課題】  内燃機関の圧縮比を精度良く判定して点火時期を最適に制御する【解決手段】  筒内圧力算出手段Ｍ１が点火時期前の圧縮行程中の所定クランクアングルにおける筒内圧力を算出すると、平均筒内圧力算出手段Ｍ２が過去の複数サイクルでの前記クランクアングルにおける平均筒内圧力を算出し、圧縮比判定手段Ｍ３が平均筒内圧力に対する筒内圧力の偏差に基づいて圧縮比を判定し、目標点火時期算出手段Ｍ４が前記判定した圧縮比に基づいて目標点火時期を算出し、点火時期制御手段Ｍ５が目標点火時期に基づいて点火時期を制御するので、内燃機関に一般的に設けられている筒内圧力検出手段７１を用いて圧縮比を判定することが可能になるだけでなく、圧縮行程における点火時期の直前に圧縮比を判定して点火時期の制御を行うので、圧縮比の変更前後の過渡期においても最適な点火時期の制御が可能になり、効率の低下、エミッションの悪化、ノッキングの発生を効果的に抑制することができる。【選択図】      図１５
2010037983.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
点火時期前の圧縮行程中の所定のクランクアングル（α）における筒内圧力（Ｐ ｃｕｒｒ）を算出する筒内圧力算出手段（Ｍ１）と、
過去の複数サイクルでの前記クランクアングル（α）における平均筒内圧力（Ｐ ａｖｅ）を算出する平均筒内圧力算出手段（Ｍ２）と、
前記平均筒内圧力（Ｐ ａｖｅ）に対する前記筒内圧力（Ｐ ｃｕｒｒ）の偏差に基づいて圧縮比を判定する圧縮比判定手段（Ｍ３）と、
前記判定した圧縮比に基づいて目標点火時期を算出する目標点火時期算出手段（Ｍ４）と、
前記目標点火時期に基づいて点火時期を制御する点火時期制御手段（Ｍ５）と、
を備えることを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項２】
前記平均筒内圧力（Ｐ ａｖｅ）よりも前記筒内圧力（Ｐ ｃｕｒｒ）が所定値（ｄＰ）以上大きいとき、あるいは前記平均筒内圧力（Ｐ ａｖｅ）よりも前記筒内圧力（Ｐ ｃｕｒｒ）が所定値（ｄＰ）以上小さいとき、前記圧縮比判定手段（Ｍ３）は圧縮比が変更されたと判定することを特徴とする、請求項１に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項３】
点火時期前の圧縮行程中の第１クランクアングル（α１）における第１筒内圧力（Ｐ ａ）を算出する第１筒内圧力算出手段（Ｍ１ａ）と、
前記第１クランクアングル（α１）と前記点火時期との間の第２クランクアングル（α２）における第２筒内圧力（Ｐ ｂ）を算出する第２筒内圧力算出手段（Ｍ１ｂ）と、
前記第２クランクアングル（α２）における圧縮比判定閾値（Ｐ Ｈｉ，Ｐ Ｌｏ）を、前記第１筒内圧力（Ｐ ａ）からポリトロープ近似により予測する筒内圧力予測手段（Ｍ６）と、
前記圧縮比判定閾値（Ｐ Ｈｉ，Ｐ Ｌｏ）に対する前記第２筒内圧力（Ｐ ｂ）の比較に基づいて圧縮比を判定する圧縮比判定手段（Ｍ３）と、
前記判定した圧縮比に基づいて目標点火時期を算出する目標点火時期算出手段（Ｍ４）と、
前記目標点火時期に基づいて点火時期を制御する点火時期制御手段（Ｍ５）と、
を備えることを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項４】
前記第２筒内圧力（Ｐ ｂ）が前記圧縮比判定閾値（Ｐ Ｈｉ）以上のとき、あるいは前記第２筒内圧力（Ｐ ｂ）が前記圧縮比判定閾値（Ｐ Ｌｏ）以下のとき、前記圧縮比判定手段（Ｍ３）は圧縮比が変更されたと判定することを特徴とする、請求項３に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項５】
前記目標点火時期算出手段（Ｍ４）は、内燃機関（Ｅ）の回転数および負荷に基づいて前記目標点火時期を算出することを特徴とする、請求項１〜請求項４の何れか１項に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、圧縮比を変更可能な圧縮比可変装置を備えた可変圧縮比内燃機関に関し、特にその圧縮比を判定して点火時期を最適な値に制御する内燃機関の点火時期制御装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
内燃機関の点火時期を最適に制御すべく、過去サイクルの燃焼時の筒内圧力から図示平均圧力を算出し、この図示平均圧力に基づいて最大の出力が得られるように点火時期や燃料噴射量をフィードバック制御するものが、下記特許文献１により公知である。
【０００３】
また多気筒内燃機関における圧縮比変更過渡期の気筒毎のトルクの変動を抑えるため、全気筒の筒内圧力の平均値から筒内圧力が所定値以上ずれた気筒について、点火時期や燃料噴射量を変更するものが、下記特許文献２により公知である。
【特許文献１】特開２００５−１４６９８８号公報
【特許文献２】特開平１−１０６９５８号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
ところで、圧縮比を変更可能な可変圧縮比内燃機関では、圧縮比の変更指令を出力してから圧縮比の変更が完了するまでに時間差があり、しかも前記時間差は内燃機関の種々の運転条件により必ずしも一定とはならない。そこで、ノッキングの発生を防止すべく前記時間差を大きめに設定すると、圧縮比の変更前後で燃焼が不安定になり、効率低下やエミッション悪化の原因となる可能性がある。これを避けるべく、前記時間差を小さめに設定すると、ノッキングが発生して騒音や振動の原因となる可能性がある。これを解決するには、筒内圧力算出手段を用いて圧縮行程の筒内圧力を検出することで、現在の圧縮比を精度良く判定して点火時期や燃料噴射量を制御すれば良い。
【０００５】
しかしながら、可変圧縮比内燃機関のように圧縮比の変更量が大きい内燃機関では、上記特許文献１に記載されたものの如く、過去のサイクルの燃焼状態に基づいて点火時期や燃料噴射量をフィードバック制御するものでは、圧縮比変更の過渡期における点火時期や燃料噴射量を最適に制御することは困難である。また上記特許文献２に記載されたものの如く、全気筒の筒内圧力の平均値から筒内圧力が所定値以上ずれた気筒について、点火時期や燃料噴射量を変更するものでは、単気筒内燃機関に適用することができないという問題がある。
【０００６】
本発明は、前述の事情に鑑みてなされたもので、内燃機関の圧縮比を精度良く判定して点火時期を最適に制御することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
上記目的を達成するために、請求項１に記載された発明によれば、点火時期前の圧縮行程中の所定のクランクアングルにおける筒内圧力を算出する筒内圧力算出手段と、過去の複数サイクルでの前記クランクアングルにおける平均筒内圧力を算出する平均筒内圧力算出手段と、前記平均筒内圧力に対する前記筒内圧力の偏差に基づいて圧縮比を判定する圧縮比判定手段と、前記判定した圧縮比に基づいて目標点火時期を算出する目標点火時期算出手段と、前記目標点火時期に基づいて点火時期を制御する点火時期制御手段とを備えることを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置が提案される。
【０００８】
また請求項２に記載された発明によれば、請求項１の構成に加えて、前記平均筒内圧力よりも前記筒内圧力が所定値以上大きいとき、あるいは前記平均筒内圧力よりも前記筒内圧力が所定値以上小さいとき、前記圧縮比判定手段は圧縮比が変更されたと判定することを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置が提案される。
【０００９】
また請求項３に記載された発明によれば、点火時期前の圧縮行程中の第１クランクアングルにおける第１筒内圧力を算出する第１筒内圧力算出手段と、前記第１クランクアングルと前記点火時期との間の第２クランクアングルにおける第２筒内圧力を算出する第２筒内圧力算出手段と、前記第２クランクアングルにおける圧縮比判定閾値を、前記第１筒内圧力からポリトロープ近似により予測する筒内圧力予測手段と、前記圧縮比判定閾値に対する前記第２筒内圧力の比較に基づいて圧縮比を判定する圧縮比判定手段と、前記判定した圧縮比に基づいて目標点火時期を算出する目標点火時期算出手段と、前記目標点火時期に基づいて点火時期を制御する点火時期制御手段とを備えることを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置が提案される。
【００１０】
また請求項４に記載された発明によれば、請求項３の構成に加えて、前記第２筒内圧力が前記圧縮比判定閾値以上のとき、あるいは前記第２筒内圧力が前記圧縮比判定閾値以下のとき、前記圧縮比判定手段は圧縮比が変更されたと判定することを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置が提案される。
【００１１】
また請求項５に記載された発明によれば、請求項１〜請求項４の何れか１項の構成に加えて、前記目標点火時期算出手段は、内燃機関の回転数および負荷に基づいて前記目標点火時期を算出することを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置が提案される。
【発明の効果】
【００１２】
請求項１の構成によれば、筒内圧力算出手段が点火時期前の圧縮行程中の所定クランクアングルにおける筒内圧力を算出すると、平均筒内圧力算出手段が過去の複数サイクルでの前記クランクアングルにおける平均筒内圧力を算出し、圧縮比判定手段が平均筒内圧力に対する筒内圧力の偏差に基づいて圧縮比を判定し、目標点火時期算出手段が前記判定した圧縮比に基づいて目標点火時期を算出し、点火時期制御手段が目標点火時期に基づいて点火時期を制御するので、内燃機関に一般的に設けられている筒内圧力算出手段を用いて圧縮比を判定することが可能になるだけでなく、圧縮行程における点火時期の直前に圧縮比を判定して点火時期の制御を行うので、圧縮比の変更前後の過渡期においても最適な点火時期の制御が可能になり、効率の低下、エミッションの悪化、ノッキングの発生を効果的に抑制することができる。しかも、複数気筒の筒内圧力のデータを必要としないので、単気筒の内燃機関に対しても適用することができる。
【００１３】
また請求項２の構成によれば、圧縮比判定手段が、平均筒内圧力よりも筒内圧力が所定値以上大きいとき、あるいは平均筒内圧力よりも筒内圧力が所定値以上小さいときに圧縮比が変更されたと判定するので、圧縮比の変更を精度良く判定することができる。
【００１４】
また請求項３の構成によれば、第１筒内圧力算出手段が点火時期前の圧縮行程中の第１クランクアングルにおける第１筒内圧力を算出すると、第２筒内圧力算出手段が第１クランクアングルと点火時期との間の第２クランクアングルにおける第２筒内圧力を算出し、筒内圧力予測手段が第２クランクアングルにおける圧縮比判定閾値を、第１筒内圧力からポリトロープ近似により予測し、圧縮比判定手段が圧縮比判定閾値に対する第２筒内圧力の比較に基づいて圧縮比を判定し、目標点火時期算出手段が判定した圧縮比に基づいて目標点火時期を算出し、点火時期制御手段が目標点火時期に基づいて点火時期を制御するので、内燃機関に一般的に設けられている筒内圧力算出手段を用いて圧縮比を判定することが可能になるだけでなく、圧縮行程における点火時期の直前に圧縮比を判定して点火時期の制御を行うので、圧縮比の変更前後の過渡期においても最適な点火時期の制御が可能になり、効率の低下、エミッションの悪化、ノッキングの発生を効果的に抑制することができる。しかも、複数気筒の筒内圧力のデータを必要としないので、単気筒の内燃機関に対しても適用することができる。
【００１５】
また請求項４の構成によれば、圧縮比判定手段が、第２筒内圧力が圧縮比判定閾値以上のとき、あるいは第２筒内圧力が圧縮比判定閾値以下のときに圧縮比が変更されたと判定するので、圧縮比の変更を精度良く判定することができる。
【００１６】
また請求項５の構成によれば、目標点火時期算出手段が、内燃機関の回転数および負荷に基づいて目標点火時期を算出するので、内燃機関の運転状態に応じた最適の目標点火時期を算出することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１７】
以下、本発明の実施の形態を添付図面に基づいて説明する。
【００１８】
図１〜図２４は本発明の第１の実施の形態を示すもので、図１は圧縮比可変装置を備えた内燃機関の要部縦断正面図、図２は上記圧縮比可変装置の上方からの分解斜視図、図３は同圧縮比可変装置の下方からの分解斜視図、図４は図１の要部拡大図（低圧縮比状態）、図５は図４の５−５線断面図、図６は図５の６−６線断面図、図７は図５の７−７線断面図、図８は図５の８−８線断面図、図９は高圧縮比状態を示す、図４との対応図、図１０は図９の１０−１０線断面図、図１１は図１０の１１−１１線断面図、図１２は図１０の１２−１２線断面図、図１３は図５の１３−１３線断面図（低圧縮比状態）、図１４は高圧縮比状態を示す、図１３との対応図、図１５は点火時期制御装置のブロック図、図１６はピストンに作用する荷重の変化を示す図、図１７は点火時期制御のフローチャート、図１８は目標圧縮比を検索するマップ、図１９はステップＸ８「圧縮比判定」のサブルーチンのフローチャート、図２０は圧縮比を算出するクランクアングルの説明図、図２１は圧縮比の判定手法の説明図、図２２はステップＸ９「点火時期決定」のサブルーチンのフローチャート、図２３は点火時期ベースを検索するマップ、図２４は本実施の形態の効果を説明するタイムチャートである。
【００１９】
先ず、図１および図５において、内燃機関Ｅの機関本体１は、シリンダボア２ａを有するシリンダブロック２と、このシリンダブロック２の下端に結合されるクランクケース３と、シリンダボア２ａの上端に連なるペントルーフ型燃焼室４ａを有してシリンダブロック２の上端に結合されるシリンダヘッド４とからなっており、そのシリンダヘッド４には、燃焼室４ａの天井面に開口する吸気ポート３０ｉおよび排気ポート３０ｅをそれぞれ開閉する吸気弁３１ｉおよび排気弁３１ｅと、燃焼室４ａの中心部に電極を臨ませる点火プラグ３２とが設けられる。
【００２０】
シリンダボア２ａに摺動可能に嵌装されるピストン５にはコンロッド７の小端部７ａがピストンピン６を介して連結され、コンロッド７の大端部７ｂは、左右一対のベアリング８，８を介してクランクケース３に回転自在に支承されるクランク軸９のクランクピン９ａに連結される。
【００２１】
図２〜図５に示すように、前記ピストン５は、ピストンピン６を介してコンロッド７の小端部７ａに連結されるピストンインナ５ａと、このピストンインナ５ａの外周面に摺動自在に嵌合し、頂面を燃焼室４ａに臨ませるピストンアウタ５ｂとからなっており、ピストンアウタ５ｂの外周に、シリンダボア２ａの内周面に摺動自在に密接する複数のピストンリング１０ａ〜１０ｃが装着される。
【００２２】
ピストンインナ５ａには、前記ピストンピン６の両端部を支持する一対のピンボス部１１，１１と、これらピンボス部１１，１１の外端に対応する部分を除いてシリンダボア２ａの内周面に摺動自在に嵌合する円弧状の一対のスカート部１２，１２とが一体に形成される。前記ピストンピン６は中空に形成されている。
【００２３】
一方、ピストンアウタ５ｂは、ピストンリング１０ａ〜１０ｃが装着される周壁を上記スカート部１２，１２の上端面１２ａとの対向位置で終わらせている。このピストンアウタ５ｂには、両ピンボス部１１，１１の外端に対向する一対の耳部１３，１３が一体に形成される。これらには、ピストン５の軸方向を長径とする長孔１４，１４が設けられており、これら長孔１４，１４には、前記ピストンピン６の中空部を貫通する延長軸１５の両端部がピストン５の軸方向に沿って摺動可能に嵌合され、この延長軸１５は、ピストンピン６に圧入等により固着される。しかして、上記長孔１４，１４および延長軸１５の嵌合により、ピストンインナ５ａおよびピストンアウタ５ｂは、相対回転を阻止されながら軸方向の相対摺動が許容され、延長軸１５が長孔１４，１４の下側面に当接することにより、ピストンアウタ５ｂに対するピストンインナ５ａの下方摺動限界が規制される。
【００２４】
またピストンインナ５ａの外周面の、ピストンピン６の両端面が臨む両側部に、ピストンピン５の軸方向に延びる一対の内側摺動平坦面２３，２３が形成され、これら内側摺動平坦面２３，２３が摺動自在に当接する外側摺動平坦面２４，２４がピストンアウタ５ｂの耳部１３，１３内側面に形成され、これら摺動平坦面２３，２４も、ピストンインナ５ａおよびピストンアウタ５ｂの相対回転を阻止しながら軸方向の相対摺動を許容する。したがって、ピストンインナ５ａおよびピストンアウタ５ｂの相対回転は、長孔１４，１４および延長軸１５相互の嵌合と、内側および外側摺動平坦面２３，２４相互の当接とにより、これを強力に阻止することができる。
【００２５】
また図２、図３および図５において、ピストンインナ５ａおよびピストンアウタ５ｂは、前記延長軸１５および長孔１４，１４の摺動自在の嵌合と、ピストンインナ５ａ外周の一対の円弧面３３，３３およびピストンアウタ５ｂの雌スプライン４２の内周面４２ａの摺動自在の嵌合とにより充分な軸方向相対摺動支持長さを得て、安定した軸方向相対摺動を確保することができる。上記円弧面３３，３３は、一対のスカート部１２，１２の上端面１２ａと第１支持面１７との間を結ぶように垂直に形成されるものである。
【００２６】
図３〜図５に明示するように、ピストンインナ５ａの上部には、その外周側から順に、上向きの環状の第１支持面１７、この第１支持面１７の内周縁から起立する第１枢軸１８、この第１枢軸１８の上端に形成される環状の第２支持面１９、この第２支持面１９の内周縁から起立する第２枢軸２０、並びにこの第２枢軸２０の上端面に形成される環状の第３支持面２１がピストンインナ５ａと同軸状に形成される。上記第２枢軸２０は、その軽量化のために、周方向に沿って複数のブロックに分割されると共に、その中心部には、前記コンロッド７の小端部７ａが臨む開口部２２が設けられ、クランクケース３内、即ちクランク室３ａで発生する飛散潤滑油がこの開口部２２を通過するようになっている。
【００２７】
そして、第１枢軸１８には、第１支持面１７に載置される環状のロック板２５が回転可能に嵌合され、このロック板２５の上面に対向するようにして第２枢軸２０に嵌合する環状の第１押さえ板２６が第２支持面１９に複数のビス２７，２７…により固着される。さらに第２枢軸２０には、第１押さえ板２６上に載置される環状のリフト部材２８が回転可能に嵌合され、このリフト部材２８の内周縁部の上面に対向する第２押さえ板２９が複数のビス３４，３４…により第３支持面２１に固着される。
【００２８】
リフト部材２８は、第２枢軸２０周りに設定されるリフト位置Ｂおよびリフト解除位置Ａ間を往復回動し得るもので、その往復回動に伴いピストンアウタ５ｂをピストンインナ５ａ寄りの低圧縮比位置Ｌ（図４、５参照）と、燃焼室４ａ寄りの高圧縮比位置Ｈ（図９、１０参照）とに交互に保持するカム機構３７の要部をなしている。
【００２９】
即ち、カム機構３７は、図４、図５および図８に示すように、上記リフト部材２８と、このリフト部材２８の上面に一体に突設される環状配列の複数の第１カム山３８，３８…と、ピストンアウタ５ｂのヘッド部下面に突設される環状配列の第２カム山３９，３９…とよりなっており、各カム山３８，３９は、その頂面が平坦面とされると共に、各カム山３８，３９の配列方向に並ぶ両側面が、その頂面に対する垂直面とされる矩形断面形状に形成される。
【００３０】
しかして、リフト部材２８がリフト解除位置Ａにあるときは、該リフト部材２８の第１カム山３８，３８…間の谷に上部の第２カム山３９，３９…が出入り可能であり（図１３参照）、ピストンアウタ５ｂの低圧縮比位置Ｌまたは高圧縮比位置Ｈへの移行が許容される。そして第１および第２カム山３８，３９が噛み合って、少なくとも一方のカム山の頂面が他方のカム山間の谷底に当接すれば、カム機構３７は軸方向収縮状態となり、ピストンアウタ５ｂに低圧縮比位置Ｌを与える。
【００３１】
またリフト部材２８がリフト位置Ｂにあるときは、第１および第２カム山３８，３９同士が平坦な頂面を衝合させる（図１４参照）ことで、カム機構３７は軸方向拡張状態となって、ピストンアウタ５ｂに高圧縮比位置Ｈを与える。このとき、前述のようにピストンピン６に固着した延長軸１５が、ピストンアウタ５ｂにおける耳部１３，１３の長孔１４，１４の下側面に当接することで、ピストンアウタ５ｂが所定の高圧縮比位置Ｈを超えて燃焼室４ａ側に移動することが阻止される。
【００３２】
図４、図５および図７に示すように、前記ロック板２５は、第１枢軸１８周りに設定されるロック解除位置Ｃ（図１２参照）およびロック位置Ｄ（図７参照）間を往復回動し得るもので、そのロック位置Ｄでカム機構３７の軸方向収縮状態を保持するロック機構４０の要部をなしている。
【００３３】
即ち、ロック機構４０は、ロック板２５と、このロック板２５の外周に形成される雄スプライン４１と、この雄スプライン４１が摺動可能に嵌合するようにピストンアウタ５ｂの内周に形成される雌スプライン４２と、この雌スプライン４２の溝部の上端部を相互に連通させて、雄スプライン４１の歯部の回転、進入を許す環状のロック溝４３とで構成され、ピストンアウタ５ｂの低圧縮比位置Ｌおよび高圧縮比位置Ｈ間での位置切換の際には、ロック板２５をロック解除位置Ｃに設定して、雄スプライン４１を雌スプライン４２との摺動関係に置き、またピストンアウタ５ｂが低圧縮比位置Ｌに来たときは、ロック板２５をロック位置Ｄに回動して雄スプライン４１の歯部をロック溝４３に進入させ、その雄スプライン４１の歯部と雌スプライン４２の歯部との端面同士を突き当てることにより、ピストンアウタ５ｂの低圧縮比位置Ｌがロックされる。
【００３４】
図２および図１０に示すように、前記第１押さえ板２６によるロック板２５の押さえを強化するために、雄スプライン４１の複数の溝部に配置されて第１押さえ板２６の外周部下面を支持する複数のボス３５，３５…がピストンインナ５ａに一体に形成され、これらボス３５，３５…に第１押さえ板２６の外周部が複数のビス２７′，２７′…により固着される。勿論、上記ボス３５，３５…は、雄スプライン４１のロック解除位置Ｃおよびロック位置Ｄへの回動を妨げないように形成される。
【００３５】
ピストンインナ５ａには、上記リフト部材２８およびロック板２５をそれぞれ駆動する第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 が設けられ、これらについて図５、図６、図１３および図１４を参照しながら説明する。
【００３６】
先ず、第１アクチュエータ４５1 より説明する。ピストンインナ５ａには、ピストンピン６の一側方にそれと平行に延びる有底のシリンダ孔４６1 と、このシリンダ孔４６1 の中間部の上壁および第１押さえ板２６を貫通する一連の長孔４７1 とが設けられ、リフト部材２８の下面に突設された受圧ピン４８1 が長孔４７1 を通してシリンダ孔４６1 に臨ませてある。
【００３７】
受圧ピン４８1 には、シリンダ孔４６1 に緩く嵌合してシリンダ孔４６1 内でその半径方向に遊び得る円板状の摺動子４９1 が相対的に首振り自在に取り付けられる。シリンダ孔４６1 には、この摺動子４９1 を挟んで作動プランジャ５０1 および有底円筒状の戻しプランジャ５１1 が摺動可能に嵌装される。したがって、摺動子４９1 は受圧ピン４８1 と作動プランジャ５０1 および戻しプランジャ５１1 との間に介装されることになるが、受圧ピン４８1 の、リフト部材２８の回動中心周りの円弧運動は、摺動子４９1 が作動プランジャ５０1 および戻しプランジャ５１1 間で摺動しながらシリンダ孔４６1 内を移動することで許容される。しかも受圧ピン４８1 から作動プランジャ５０1 および戻しプランジャ５１1 に至る各部の接触は、常に面接触となるので、その接触部の耐摩耗性が確保される。
【００３８】
シリンダ孔４６1 内には、作動プランジャ５０1 の内端が臨む油圧室５２1 が画成され、この油圧室５２1 に油圧を供給すると、その油圧を受けて作動プランジャ５０1 が摺動子４９1 および受圧ピン４８1 を介してリフト部材２８をリフト位置Ｂへ回動するようになっており、前記長孔４７1 は、そのときの受圧ピン４８1 の動きを妨げない大きさになっている。
【００３９】
またシリンダ孔４６1 の開放側端部には、円筒状のばね保持筒５３1 が止環５４1 を介して係止され、このばね保持筒５３1 と前記戻しプランジャ５１1 との間に、その戻しプランジャ５１1 を受圧ピン４８1 側に付勢する戻しばね５５1 が縮設される。
【００４０】
しかして、リフト部材２８のリフト解除位置Ａは、受圧ピン４８1 が長孔４７1 の、作動プランジャ５１1 側内端壁に当接することにより規定され（図１３参照）、リフト部材２８のリフト位置Ｂは、受圧ピン４８1 が摺動子４９1 および戻しプランジャ５１1 を介してばね保持筒５３1 に当接することにより規定される（図１４参照）。
【００４１】
第２アクチュエータ４５2 は、ピストンピン６を挟んで第１アクチュエータ４５1 と軸対称的もしくは点対称的に配置され、受圧ピン４８2 はロック板２５の下面に突設される。その他の構成は、第１アクチュエータ４５1 と同様であるので、図中、第１アクチュエータ４５1 と対応する部分には、添え字のみを「2 」とした対応符号を付して、その詳細な説明を省略する。
【００４２】
しかして、ロック板２５のロック解除位置Ｃは、受圧ピン４８2 が長孔４７2 の、作動プランジャ５０2 側内端壁に当接することにより規定され、ロック板２５のロック位置Ｄは、受圧ピン４８2 が摺動子４９2 および戻しプランジャ５１2 を介してばね保持筒５３2 に当接することにより規定される。
【００４３】
ところで、受圧ピン４８1 ，４８2 の作動ストロークを、長孔４７1 ，４７2 の内端壁で規定するすれば、受圧ピン４８1 ，４８2 の作動ストロークを高精度に規定することができ、また作動プランジャ５０1 ，５０2 および戻しプランジャ５１1 ，５１2 を、シリンダ孔４６1 ，４６2 の内端壁に当接させることで受圧ピン４８1 ，４８2 の作動ストロークを規制すれば、受圧ピン４８1 ，４８2 の作動限界において受圧ピン４８1 ，４８2 から負荷を取り除くことができる。
【００４４】
こうして第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 は、実質的に同一構造に構成されると共に、第１押さえ板２６を挟んで上下に重ね配置されるリフト部材２８およびロック板２５の下方で、ピストンインナ５ａの軸線を挟むようにして配置される。また第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 の互いに対応する部品には互換性が付与される。これにより、第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 の構成部品の共通化を図り、コストの低減を大いに図ることができる。
【００４５】
図１および図６に示すように、前記ピストンピン６と、その中空部に嵌合された延長軸１５との間に筒状の油室５７が画成され、この油室５７を第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 の油圧室５２1 ，５２2 に接続する第１および第２分配油路５８1 ，５８2 がピストンピン６およびピストンインナ５ａに渡り設けられる。また油室５７は、ピストンピン６、コンロッド７およびクランク軸９に渡り設けられる油路５９に接続され、この油路５９は、電磁式の切換弁６０を介して油圧源たるオイルポンプ６１と、油溜め６２とに切換可能に接続される。油溜め６２は、クランクケース３底部に取り付けられるオイルパンであり、したがって第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 の作動油として、内燃機関Ｅの潤滑油が使用される。
【００４６】
図４において、前記延長軸１５は、両端の開放面を端板１５ａ，１５ａで閉塞される中空部１５ｂを有しており、その中空部１５ｂは、延長軸１５中央部の通孔１６ａを通してピストンピン６内の筒状の油室５７に連通され、またその中空部１５ｂは、延長軸１５の両端部の噴孔１６ｂ，１６ｂを介して前記耳部１３，１３の長孔１４，１４内に連通される。その際、延長軸１５の各端部の噴孔１６ｂは、対応する長孔１４の下端面に向かって開口するように配置することが望ましく、図示例では、噴孔１６ｂを延長軸１５の端部に周方向に複数配列して、ピストンピン６が回転しても、少なくとも一つの噴孔１６ｂが長孔１４の下端面を指向するようにしてある。
【００４７】
図１５に示すように、内燃機関Ｅの圧縮比制御装置は、筒内圧力算出手段Ｍ１と、平均筒内圧力算出手段Ｍ２と、圧縮比判定手段Ｍ３と、目標点火時期算出手段Ｍ４と、点火時期制御手段Ｍ５とを備えており、筒内圧力算出手段Ｍ１には筒内圧力を検出する筒内圧力検出手段７１と、クランクアングルを検出するクランクアングル検出手段７２とが接続される。
【００４８】
次に、上記構成を備えた本発明の第１の実施の形態の作用について説明する。
【００４９】
先ず、図１６に基づいてピストンアウタ５ｂに作用する荷重の変化を説明する。ピストンアウタ５ｂに作用する荷重には、燃焼室４ａの圧力に基づく筒内圧力荷重と、ピストン５の昇降に基づく慣性力荷重とがあり、その二つの合力がピストンアウタ５ｂに作用する荷重（以下、ピストン荷重という）となる。
【００５０】
筒内圧力は圧縮行程で急激に増加して圧縮上死点でピーク値になった後、膨張行程で急激に減少して膨張下死点で略大気圧のボトム値になり、続く排気行程および吸入行程で概ね前記ボトム値付近の値に維持される。よって、上向きのピストン荷重を正とし、下向きのピストン荷重を負としたとき、筒内圧力荷重は圧縮行程で略ゼロの値から急激に減少して圧縮上死点でボトム値になった後、膨張行程で急激に増加して膨張下死点で略ゼロの値に復帰し、続く排気行程および吸入行程で略ゼロの値に維持される。一方、慣性力荷重はサインカーブ状に変化し、圧縮行程で負値から正値に増加し、膨張行程で正値から負値に減少し、排気行程で負値から正値に増加し、吸入行程で正値から負値に減少する。
【００５１】
その結果、ピストンアウタ５ｂに作用するピストン荷重は、排気行程の後半から排気上死点を経て吸入行程の前半までの期間で正値（上向き）となり、その前後の期間で負値（下向き）となる。
【００５２】
図３〜図８および図１３に示すように、カム機構３７のリフト部材２８がリフト解除位置Ａにあり、またロック板２５がロック溝４３に係合していることで、いま、ピストンアウタ５ｂは、ピストンインナ５ａ側に寄った低圧縮比位置Ｌに保持されているとする。したがって、この状態で運転される内燃機関Ｅの圧縮比は比較的低く制御される。
【００５３】
このような状態から、例えば内燃機関Ｅの高速運転時、出力向上を図るべく高圧縮比状態を得るには、切換弁６０を通電状態、即ちオン状態にして、油路５９をオイルポンプ６１に接続する。こうすると、オイルポンプ６１が吐出する作動油は、クランクシャフト９の上流側油路５９ａ、コンロッド７の下流側油路５９ｂ、第１および第２分配油路５８1 ，５８2 を経て第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 の油圧室５２1 ，５２2 に供給される。
【００５４】
すると、先ず第２アクチュエータ４５2 の作動プランジャ５０2 が油圧室５２2 の油圧を受けて摺動子４９2 と共に受圧ピン４８2 を、戻しばね５５2 の付勢力に抗して押圧するので、受圧ピン４８2 がロック板２５をロック位置Ｄ（図７参照）からロック解除位置Ｃ（図９参照）へと回動し、ロック板２５の雄スプライン４１とピストンアウタ５ｂの雌スプライン４２との摺動嵌合が可能な状態となる。
【００５５】
そこで、ピストンアウタ５ｂは、次のようなピストン荷重の作用で高圧縮比位置Ｈへ移動する。即ち、図１６で説明したように、排気上死点の付近で、それまで下向きに作用していたピストン荷重が上向きに変化すると、ピストンアウタ５ｂはピストンインナ５ａから燃焼室４ａ側へ離れる方向に変位し、これに伴ないピストンインナ５ａに支持される延長軸１５がピストンアウタ５ｂの耳部１３，１３の長孔１４，１４を相対的に下降して、それら長孔１４，１４の下端壁に当接することにより、ピストンアウタ５ｂは所定の高圧縮比位置Ｈでその変位は阻止される。
【００５６】
したがって、特別なストッパ部材を用いることなく、ピストンアウタ５ｂの高圧縮比位置側への移動限界を規制することができ、装置の構造の簡素化に寄与し得る。しかもピストンアウタ５ｂの高圧縮比位置側への移動限界規制時の衝撃は、ピストンアウタ５ｂから、互いに当接する長孔１４，１４下端壁および延長軸１５を介してピストンピン６に直接的に伝達させ、ピストンインナ５ａには伝達させないので、ピストンインナ５ａに設けられるカム機構３７、ロック機構４０、第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 等への衝撃の影響を防ぐことができ、それらの耐久性および作動安定性を確保することができる。
【００５７】
ピストンアウタ５ｂが高圧縮比位置Ｈに来ると、リフト部材２８の第１カム山３８，３８…がピストンアウタ５ｂの第２カム山３９，３９…間の谷部から離脱するので、第１アクチュエータ４５1 において、既に油圧室５２1 の油圧を受けていた作動プランジャ５０1 が摺動子４９1 と共に受圧ピン４８1 を戻しばね５５1 の付勢力に抗して押動し、リフト部材２８をリフト解除位置Ａからリフト位置Ｂへと回動する。したがって、図１４に示すように、第１カム山３８，３８…と第２カム山３９，３９…とは互いに平坦の頂面を当接させることになる。即ち、カム機構３７は軸方向拡張状態となる。
【００５８】
こうして、ピストンアウタ５ｂは、カム機構３７の軸方向拡張状態と、延長軸１５および長孔１４，１４下端壁の当接とにより高圧縮比位置Ｈに保持される。したがって、ピストンインナおよびアウタ５ａ，５ｂは、圧縮比を高めながら一体となってシリンダボア２ａ内を昇降し、内燃機関Ｅの出力性能の向上に寄与することができる。しかも、カム機構３７において、互いに当接する環状配列の第１および第２カム山３８，３９の頂面の当接面は、ピストン５の全周に均等に分布する上、その総合面積が広いので、カム機構３７は、内燃機関Ｅの膨張行程や圧縮行程での大なる筒内圧力に充分に耐えることができる。
【００５９】
次に、内燃機関Ｅを、上記高圧縮比状態から、再び低圧縮比状態に切換えるには、切換弁６０をオフ状態、即ち非通電状態にして、油路５９を油溜め６２に開放する。すると、下流側油路５９ｂに連なる第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 の油圧室５２1 ，５２2 は減圧し、第１および第２アクチュエータ４５1 ，４５2 の受圧ピン４８1 ，４８2 は、それぞれ戻しばね５５1 ，５５2 の付勢力を受ける戻しプランジャ５１1 ，５１2 の制御下に置かれる。
【００６０】
こうして、油圧室５２1 ，５２2 が減圧すると、先ず、第１アクチュエータ４５1 では、戻しプランジャ５１1 が受圧ピン４８1 を摺動子４９1 と共に油圧室５２1 側に押動して、リフト部材２８をリフト解除位置Ａへと回動し、第１カム山３８，３８…および第２カム山３９，３９…は、互いに頂部をずらした配置となるから、図１６で説明したように、吸入下死点の付近で、それまで上向きに作用していたピストン荷重が下向きに変化すると、ピストンアウタ５ｂは、図１３に示すように、第１カム山３８，３８…および第２カム山３９，３９…を相互に噛み合せながら、ピストンインナ５ａに近接するように変位し、一方のカム山３９の頂部が、他方のカム山３８間の谷底に突き当ったことでピストンアウタ５ｂの低圧縮比位置Ｌが決まる。
【００６１】
ピストンアウタ５ｂが低圧縮比位置Ｌに到達すると、ロック板２５の雄スプライン４１は、ピストンアウタ５ｂのロック溝４３に進入可能となるから、第２アクチュエータ４５2 の戻しプランジャ５１2 が戻しばね５５2 の付勢力で受圧ピン４８2 を摺動子４９2 と共に、油圧室５２2 側に押動して、ロック板２５をロック位置Ｄへと回動し、ロック機構４０をロック状態にする。即ち、ロック板２５の雄スプライン４１を、ピストンアウタ５ｂの雌スプライン４２の上端面に対向させ、両スプライン４１，４２相互の摺動を阻止する。
【００６２】
次に、内燃機関Ｅの燃料噴射量および点火時期の制御を、図１７のフローチャートに基づいて説明する。
【００６３】
先ず、ステップＸ１でアクセル開度（あるいはスロットル開度）を読み込み、ステップＸ２で前記アクセル開度（あるいはスロットル開度）に基づいて運転者が要求する要求駆動力を算出する。続くステップＸ３で内燃機関Ｅの運転状態である回転数および負荷を読み込み、ステップＸ４で回転数および負荷をパラメータとする図１８のマップに基づいて低圧縮比状態および高圧縮比状態の切換条件を判定した結果、切換条件が成立していればステップＸ５で圧縮比の切換指令を出力する。
【００６４】
続いて現在の要求駆動力および内燃機関Ｅの運転状態に基づいて、ステップＸ６で燃料噴射量を決定し、ステップＸ７で前記燃料噴射量に対応する燃料噴射時間を出力する。そしてステップＸ８で圧縮比を判定し、ステップＸ９で目標点火時期算出手段Ｍ４（図１５参照）が目標点火時期を決定し、ステップＸ１０で目標点火時期を点火時期制御手段Ｍ５（図１５参照）に出力する。
【００６５】
次に、前記ステップＸ８の「圧縮比判定」のサブルーチンを、図１９のフローチャートに基づいて説明する。
【００６６】
先ず、ステップＹ１で筒内圧力検出手段７１の出力に基づいて筒内圧力算出手段Ｍ１（図１５参照）がクランクアングルαにおける筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒを算出する。図２０に示すように、筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒの算出時期は、圧縮行程中であって吸気弁３１ｉが閉弁したときから、点火時期よりも所定の演算時間だけ手前までの算出可能範囲内の所定クランクアングルαとされる。クランクアングルαは前記検出範囲内の任意の位置を選択することができるが、前記演算時間が確保できる範囲で点火時期に近づけた方が、点火時期の制御を精度良く行う上で有利である。尚、筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒを算出するクランクアングルαは、各サイクルにおいて一定である。
【００６７】
続くステップＹ２で平均筒内圧力算出手段Ｍ２（図１５参照）が過去の複数サイクル（例えば、５サイクル）の筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒの移動平均として、平均筒内圧力Ｐ ａｖｅを算出する。図２１において、●は各サイクルの筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒであり、低圧縮比状態→高圧縮比状態の切換指令▲から所定の遅れ時間後に筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒが急激に増加し、高圧縮比状態→低圧縮比状態の切換指令▼から所定の遅れ時間後に筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒが急激に減少している。実線は前記筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒの移動平均、つまり平均筒内圧力Ｐ ａｖｅである。
【００６８】
続くステップＹ３で圧縮比判定手段Ｍ３（図１５参照）が高圧縮比判定閾値Ｐ Ｈｉを、Ｐ Ｈｉ＝平均筒内圧力Ｐ ａｖｅ＋ｄＰにより算出すると共に、低圧縮比判定閾値Ｐ Ｌｏを、Ｐ Ｌｏ＝平均筒内圧力Ｐ ａｖｅ−ｄＰにより算出する。ここで、ｄＰは圧縮比判定用設定差分である。図２１において、高圧縮比判定閾値Ｐ Ｈｉのラインは平均筒内圧力Ｐ ａｖｅのラインを圧縮比判定用設定差分ｄＰ分だけ上方に平行移動したものとなり、低圧縮比判定閾値Ｐ Ｌｏのラインは平均筒内圧力Ｐ ａｖｅのラインを圧縮比判定用設定差分ｄＰ分だけ下方に平行移動したものとなる。
【００６９】
続くステップＹ４で筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒが低圧縮比判定閾値Ｐ Ｌｏ以下であれば、ステップＹ５で前記圧縮比判定手段Ｍ３が低圧縮比であると判定し、前記ステップＹ４で筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒが低圧縮比判定閾値Ｐ Ｌｏ以下でなく、かつステップＹ６で筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒが高圧縮比判定閾値Ｐ Ｈｉ以上であれば、ステップＹ７で前記圧縮比判定手段Ｍ３が高圧縮比であると判定し、前記ステップＹ６で筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒが高圧縮比判定閾値Ｐ Ｈｉ以上でなければ、ステップＹ８で前記圧縮比判定手段Ｍ３が圧縮比は保留（変化なし）と判定する。
【００７０】
次に、前記ステップＸ９の「点火時期決定」のサブルーチンを、図２２のフローチャートに基づいて説明する。
【００７１】
図２２のステップＺ１で低圧縮比と判定されれば、ステップＺ２で点火時期のベースとして低圧縮比用のマップ値が選択され、前記ステップＺ１で高圧縮比と判定されれば、ステップＺ３で点火時期のベースとして高圧縮比用のマップ値が選択される。そして選択されたマップ値は、ステップＺ４で内燃機関Ｅの運転状態（冷却水温や吸気温等）により決定される各種補正係数を乗算することで補正される。
【００７２】
一般的に、内燃機関の点火時期は、負荷が大きいときほど、ノッキングを回避するために遅角され、負荷が小さいときほど、最適点火時期を取るために進角される。そして、その遅角および進角の程度は、高圧縮比のときほど強められ、低圧縮比のときほど弱められる。図２３は本実施の形態の低圧縮比用および高圧縮比用のマップの例を示すもので、そのパラメータとして、内燃機関Ｅの負荷に回転数を加えたものが使用されている。
【００７３】
図２４（ａ）に示す圧縮比判定なしの場合には、運転者がアクセルペダルを踏み込んでスロットル開度が増加して加速が行われるときに高圧縮比状態から低圧縮比状態に切り換わるが、実際に圧縮比が切り換わってから遅れて点火時期を最適値に変更（進角）するため、その遅れによって内燃機関Ｅのトルクが低下して効率も低下する。それに対して図２４（ｂ）に示す圧縮比判定ありの場合には、実際に圧縮比が切り換わるのと略同時に点火時期を最適値に変更（進角）できるため、内燃機関Ｅのトルクが低下や効率の低下を回避することができる。
【００７４】
以上のように、本実施の形態によれば、ピストンアウタ５ｂの位置を直接検出する特別の位置センサを設けることなく、内燃機関Ｅに一般的に設けられている筒内圧力検出手段７１を用いて圧縮比を判定することが可能になるだけでなく、圧縮行程における点火時期の直前に圧縮比を判定して点火時期の制御を行うので、圧縮比の変更前後の過渡期においても最適な点火時期の制御が可能になり、効率の低下、エミッションの悪化、ノッキングの発生を効果的に抑制することができる。しかも、複数気筒の筒内圧力のデータを必要としないので、単気筒の内燃機関に対しても適用することができる。
【００７５】
特に、平均筒内圧力Ｐ ａｖｅよりも筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒが所定値以上大きいとき、あるいは平均筒内圧力Ｐ ａｖｅよりも筒内圧力Ｐ ｃｕｒｒが所定値以上小さいときに圧縮比が変更されたと判定するので、圧縮比の変更を精度良く判定することができる。
【００７６】
図２５〜図２８は本発明の第２の実施の形態を示すもので、図２５は点火時期制御装置のブロック図、図２６はステップＸ８「圧縮比判定」のサブルーチンのフローチャート、図２７は筒内圧力を算出するクランクアングルの説明図、図２８は圧縮比の判定手法の説明図である。
【００７７】
図２５から明らかなように、第２の実施の形態の点火時期制御装置は、第１の実施の形態の筒内圧力算出手段Ｍ１に代えて第１、第２筒内圧力算出手段Ｍ１ａ，Ｍ１ｂを備えると共に、第１の実施の形態の平均筒内圧力算出手段Ｍ２に代えて筒内圧力予測手段Ｍ６を備える。第１、第２筒内圧力算出手段Ｍ１ａ，Ｍ１ｂには、それぞれ筒内圧力検出手段７１と、クランクアングル検出手段７２とが接続される。
【００７８】
第２の実施の形態は、図２６のフローチャート（前記ステップＸ８の「圧縮比判定」のサブルーチン）が、第１の実施の形態と異なっており、その他の作用は第１の実施の形態と同じである。
【００７９】
図２７に示すように、吸気弁３１ｉが閉弁したときから、点火時期よりも所定の点火時期算出期間だけ手前までの算出可能範囲内に、第１クランクアングルα１および第２クランクアングルα２を設定し、第１、第２筒内圧力算出手段Ｍ１ａ，Ｍ１ｂ（図２５参照）で第１クランクアングルα１における第１筒内圧力Ｐ ａおよび第２クランクアングルα２における第２筒内圧力Ｐ ｂをそれぞれ算出すると共に、筒内圧力予測手段Ｍ６（図２５参照）で第２クランクアングルα２における高圧縮比状態の予測筒内圧力Ｐ ｂ（Ｈｉ）および低圧縮比状態の予測筒内圧力Ｐ ｂ（Ｌｏ）を算出する。
【００８０】
即ち、図２６のフローチャートにおいて、ステップＹ１１で第１筒内圧力算出手段Ｍ１ａにより第１クランクアングルα１における第１筒内圧力Ｐ ａを算出する。続くステップＹ１２で圧縮比判定手段Ｍ３（図２５参照）により第２クランクアングルα２における高圧縮比判定閾値Ｐ Ｈｉ＝Ｐ ｂ（Ｈｉ）−δおよび低圧縮比判定閾値Ｐ Ｌｏ＝Ｐ ｂ（Ｌｏ）＋δを算出する。第１クランクアングルα１における筒内圧力をＰ ａとし、容積をＶ ａとし、かつ第２クランクアングルα２における筒内圧力をＰ ｂとし、容積をＶ ｂとすると、ポリトロープ変化の関係式
Ｐ ａ＊Ｖ ａn ＝Ｐ ｂ＊Ｖ ｂn                 …（１）
が成立する。（１）式を変形すると、
Ｐ ｂ＝Ｐ ａ＊Ｖ ａn ／Ｖ ｂn                 …（２）
が得られる。ここでｎはポリトロープ指数であり、Ｖ ａおよびＶ ｂは、それぞれ第１、第２クランクアングルα１，α２における容積であり、低圧縮比状態および高圧縮比状態のそれぞれについて既知である。
【００８１】
よって、上記（２）式に低圧縮比状態の容積Ｖ ａ，Ｖ ｂを適用することで、低圧縮比状態の第２クランクアングルα２における予測筒内圧力Ｐ ｂ（Ｌｏ）が算出され、上記（２）式に高圧縮比状態の容積Ｖ ａ，Ｖ ｂを適用することで、高圧縮比状態の第２クランクアングルα２における予測筒内圧力Ｐ ｂ（Ｈｉ）が算出される。
【００８２】
図２８に示すように、高圧縮比判定閾値Ｐ Ｈｉは、δを筒内圧力の検出精度を考慮した所定値とすると、Ｐ Ｈｉ＝Ｐ ｂ（Ｈｉ）−δにより算出され、低圧縮比判定閾値Ｐ Ｌｏは、δを筒内圧力の検出精度を考慮した所定値とすると、Ｐ Ｌｏ＝Ｐ ｂ（Ｌｏ）＋δにより算出される。
【００８３】
続くステップＹ１３で第２筒内圧力算出手段Ｍ１ｂ（図２５参照）により第２クランクアングルα２における第２筒内圧力Ｐ ｂを算出する。
【００８４】
続くステップＹ１４で第２筒内圧力Ｐ ｂが低圧縮比判定閾値Ｐ Ｌｏ以下であれば、ステップＹ１５で低圧縮比であると判定し、前記ステップＹ１４で第２筒内圧力Ｐ ｂが低圧縮比判定閾値Ｐ  Ｌｏ以下でなく、かつステップＹ１６で第２筒内圧力Ｐ ｂが高圧縮比判定閾値Ｐ Ｈｉ以上であれば、ステップＹ１７で高圧縮比であると判定し、前記ステップＹ１６で第２筒内圧力Ｐ ｂが高圧縮比判定閾値Ｐ Ｈｉ以上でなければ、ステップＹ１８で圧縮比は保留（変化なし）と判定する。
【００８５】
この第２の実施の形態によっても、上述した第１の実施の形態と同様の作用効果を達成することができる。特に、圧縮比判定手段Ｍ３が、第２筒内圧力Ｐ ｂが高圧縮比判定閾値Ｐ Ｈｉ以上のとき、あるいは第２筒内圧力Ｐ ｂが低圧縮比判定閾値Ｐ Ｌｏ以下のときに圧縮比が変更されたと判定するので、圧縮比の変更を精度良く判定することができる。
【００８６】
以上、本発明の実施の形態を説明したが、本発明はその要旨を逸脱しない範囲で種々の設計変更を行うことが可能である。
【００８７】
例えば、実施の形態の圧縮比可変装置は圧縮比を２段階に切り換えるようになっているが、本発明は圧縮比を３段階以上、あるいは無段階に切り換える圧縮比可変装置を備えた内燃機関Ｅに対しても適用することができる。
【００８８】
また実施の形態では圧縮比可変装置を備えた内燃機関Ｅを例示したが、本発明は圧縮比可変機構を備えていなくても圧縮比が変化する内燃機関Ｅ、具体的にはバルブタイミング可変装置等を備えた内燃機関Ｅに対しても適用することができる。
【図面の簡単な説明】
【００８９】
【図１】第１の実施の形態に係る圧縮比可変装置を備えた内燃機関の要部縦断正面図
【図２】上記圧縮比可変装置の上方からの分解斜視図
【図３】同圧縮比可変装置の下方からの分解斜視図
【図４】図１の要部拡大図（低圧縮比状態）
【図５】図４の５−５線断面図
【図６】図５の６−６線断面図
【図７】図５の７−７線断面図
【図８】図５の８−８線断面図
【図９】高圧縮比状態を示す、図４との対応図
【図１０】図９の１０−１０線断面図
【図１１】図１０の１１−１１線断面図
【図１２】図１０の１２−１２線断面図
【図１３】図５の１３−１３線断面図（低圧縮比状態）
【図１４】高圧縮比状態を示す、図１３との対応図
【図１５】点火時期制御装置のブロック図
【図１６】ピストンに作用する荷重の変化を示す図
【図１７】点火時期制御のフローチャート
【図１８】目標圧縮比を検索するマップ
【図１９】ステップＸ８「圧縮比判定」のサブルーチンのフローチャート
【図２０】筒内圧力を算出するクランクアングルの説明図
【図２１】圧縮比の判定手法の説明図
【図２２】ステップＸ９「点火時期決定」のサブルーチンのフローチャート
【図２３】点火時期ベースを検索するマップ
【図２４】本実施の形態の効果を説明するタイムチャート
【図２５】第２の実施の形態に係る点火時期制御装置のブロック図
【図２６】ステップＸ８「圧縮比判定」のサブルーチンのフローチャート
【図２７】筒内圧力を算出するクランクアングルの説明図
【図２８】圧縮比の判定手法の説明図
【符号の説明】
【００９０】
ｄＰ      圧縮比判定用設定差分（所定値）
Ｅ        内燃機関
Ｍ１      筒内圧力算出手段
Ｍ１ａ    第１筒内圧力算出手段
Ｍ１ｂ    第２筒内圧力算出手段
Ｍ２      平均筒内圧力算出手段
Ｍ３      圧縮比判定手段
Ｍ４      目標点火時期算出手段
Ｍ５      点火時期制御手段
Ｍ６      筒内圧力予測手段
Ｐ ａｖｅ    平均筒内圧力
Ｐ ａ    第１筒内圧力
Ｐ ｂ    第２筒内圧力
Ｐ ｃｕｒｒ  筒内圧力
Ｐ Ｈｉ  高圧縮比判定閾値（圧縮比判定閾値）
Ｐ Ｌｏ  低圧縮比判定閾値（圧縮比判定閾値）
α        クランクアングル
αａ      第１クランクアングル
αｂ      第２クランクアングル
【図１】
2010037983.tif 000003
【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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【図２７】
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【図２８】
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