(57)【要約】【課題】熱効率の高い燃焼条件を基本的に維持しながら、触媒温度が過度に低下するのを簡単かつ効果的に防止する。【解決手段】低回転・低負荷域を少なくとも含む特定の運転領域（Ｙ）では、通常の燃焼制御として、空気過剰率λを２以上３以下の所定値に設定し、かつ点火プラグ１１による点火時期θigを、トルクが最大になる点火時期であるＭＢＴに設定する（Ｓ４）。そして、上記特定の運転領域（Ｙ）で、触媒の温度Ｔｃが予め定められた第１温度Ｔ１未満になった場合には、上記点火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせる制御、および、空気過剰率λを上記所定値よりも低下させる制御のいずれかもしくは両方を、上記触媒の温度Ｔｃに応じて実行する（Ｓ６，Ｓ８，Ｓ９）。【選択図】図６
2011021554.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグと、排気通路上に設けられた排気ガス浄化用の触媒とを備えた火花点火式エンジンを制御する方法であって、
エンジンの運転状態が低回転・低負荷域を少なくとも含む特定の運転領域にあり、かつ上記触媒の温度が予め定められた所定温度以上である場合には、空気過剰率λを２以上３以下の所定値に設定するとともに、上記点火プラグによる点火時期を、トルクが最大になる点火時期であるＭＢＴに設定する通常の燃焼制御を実行し、
上記特定の運転領域で上記触媒の温度が上記所定温度未満になった場合には、上記点火時期をＭＢＴに対しリタードさせるとともに空気過剰率λをλ＝２以上に設定する制御と、上記点火時期をＭＢＴに維持しつつ空気過剰率λをλ＝１以下まで低下させる制御との少なくとも２種類の燃焼制御を、上記触媒の温度域が高い順に実行することを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
【請求項２】
請求項１記載の火花点火式エンジンの制御方法において、
エンジンの運転状態が上記特定の運転領域にあり、かつ上記触媒の温度が上記所定温度以上であるときの空気過剰率λをλ＝２よりも大きい第１の所定値に設定し、
上記特定の運転領域で上記触媒の温度が上記所定温度未満になった場合には、上記点火時期をＭＢＴに維持しつつ空気過剰率λを２以上でかつ上記第１の所定値よりも小さい第２の所定値まで低下させる制御と、空気過剰率λを上記第２の所定値としつつ点火時期をＭＢＴに対しリタードさせる制御と、空気過剰率λをλ＝２以上の範囲から一気にλ＝１以下まで低下させかつ点火時期をＭＢＴとする制御との少なくとも３種類の燃焼制御を、上記触媒の温度域が高い順に実行することを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
【請求項３】
請求項１または２記載の火花点火式エンジンの制御方法において、
少なくとも上記特定の運転領域では、上記点火時期がＭＢＴにされるかリタードされるかにかかわらず、混合気の燃焼期間を２０±５°の範囲に維持することを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
【請求項４】
気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグと、排気通路上に設けられた排気ガス浄化用の触媒とを備えた火花点火式エンジンであって、
上記点火プラグが火花放電を行うタイミングである点火時期を制御する点火制御手段と、
上記混合気の空燃比を制御する空燃比制御手段と、
上記触媒の温度を検出する触媒温度検出手段とを備え、
上記点火制御手段および空燃比制御手段は、
エンジンの運転状態が低回転・低負荷域を少なくとも含む特定の運転領域にあり、かつ上記触媒温度検出手段により検出された触媒の温度が予め定められた所定温度以上である場合に、空気過剰率λを２以上３以下の所定値に設定するとともに、上記点火プラグによる点火時期を、トルクが最大になる点火時期であるＭＢＴに設定する通常の燃焼制御を実行し、
上記特定の運転領域で上記触媒温度検出手段による検出温度が上記所定温度未満になった場合には、上記点火時期をＭＢＴに対しリタードさせるとともに空気過剰率λをλ＝２以上に設定する制御と、上記点火時期をＭＢＴに維持しつつ空気過剰率λをλ＝１以下まで低下させる制御との少なくとも２種類の燃焼制御を、上記触媒の温度域が高い順に実行することを特徴とする火花点火式エンジン。
【請求項５】
請求項４記載の火花点火式エンジンにおいて、
少なくとも上記触媒からエンジン本体までの間の排気通路が複層構造とされたことを特徴とする火花点火式エンジン。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグと、排気通路上に設けられた排気ガス浄化用の触媒とを備えた火花点火式エンジンを制御する方法等に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、下記特許文献１に示されるように、リーン空燃比下での燃焼が行われる内燃機関の排気通路上に設けられた触媒と、この触媒に流入する排気ガスの量を制御する排気制御弁と、上記内燃機関とは別に設けられた燃焼装置とを備えた触媒温度制御装置において、上記触媒の温度を上昇させるべき要求があるときに、上記内燃機関から触媒に流入する排気ガスの量を減少させるように上記排気制御弁の開度を制御するとともに、上記燃焼装置でリッチ空燃比下での燃焼を行わせ、そこから排出される高温の排気ガスを上記触媒に供給することが行われている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２００３−１２０２６９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
上記特許文献１に開示された触媒温度制御装置によれば、内燃機関での空燃比をリーン化することで熱効率の向上を図れるとともに、燃焼装置から排出された高温の排気ガスを上記触媒に供給することにより、内燃機関での空燃比がリーンであるために内燃機関からの排気ガス温度が低い場合においても、安定した触媒昇温作用を得ることができるという利点がある。
【０００５】
しかしながら、上記特許文献１では、高温の排気ガスを触媒に供給するために、リッチ空燃比下での燃焼が行われる燃焼装置を内燃機関とは別に設けるようにしたため、全体として構造が複雑化し、部品点数や製造コストの増大が避けられないという問題がある。
【０００６】
本発明は、上記のような事情に鑑みてなされたものであり、熱効率の高い燃焼条件を基本的に維持しながら、触媒温度が過度に低下するのを簡単かつ効果的に防止することが可能な火花点火式エンジンおよびその制御方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
上記課題を解決するためのものとして、本発明は、気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグと、排気通路上に設けられた排気ガス浄化用の触媒とを備えた火花点火式エンジンを制御する方法であって、エンジンの運転状態が低回転・低負荷域を少なくとも含む特定の運転領域にあり、かつ上記触媒の温度が予め定められた所定温度以上である場合には、空気過剰率λを２以上３以下の所定値に設定するとともに、上記点火プラグによる点火時期を、トルクが最大になる点火時期であるＭＢＴに設定する通常の燃焼制御を実行し、上記特定の運転領域で上記触媒の温度が上記所定温度未満になった場合には、上記点火時期をＭＢＴに対しリタードさせるとともに空気過剰率λをλ＝２以上に設定する制御と、上記点火時期をＭＢＴに維持しつつ空気過剰率λをλ＝１以下まで低下させる制御との少なくとも２種類の燃焼制御を、上記触媒の温度域が高い順に実行することを特徴とするものである（請求項１）。
【０００８】
本発明によれば、排ガス温度が低く触媒が低温化し易い特定の運転領域で、必要に応じ点火時期をリタードさせたり空気過剰率λを低下（リッチ化）させたりすることにより、触媒温度が活性化温度を下回る懸念があるときに、筒内の燃焼条件を変更するだけの比較的簡単な構成で排ガス温度を上昇させ、温度上昇した排気ガスの作用により触媒温度の低下を効果的に防止することができる。しかも、空気過剰率λや点火時期を操作する少なくとも２種類の燃焼制御を触媒温度の値に応じて使い分けることにより、触媒の昇温要求に応じた適切な量だけ排ガス温度を上昇させることができ、これに伴い触媒の活性化を適正に維持できるという利点がある。
【０００９】
本発明において、より好ましくは、エンジンの運転状態が上記特定の運転領域にあり、かつ上記触媒の温度が上記所定温度以上であるときの空気過剰率λをλ＝２よりも大きい第１の所定値に設定し、上記特定の運転領域で上記触媒の温度が上記所定温度未満になった場合には、上記点火時期をＭＢＴに維持しつつ空気過剰率λを２以上でかつ上記第１の所定値よりも小さい第２の所定値まで低下させる制御と、空気過剰率λを上記第２の所定値としつつ点火時期をＭＢＴに対しリタードさせる制御と、空気過剰率λをλ＝２以上の範囲から一気にλ＝１以下まで低下させかつ点火時期をＭＢＴとする制御との少なくとも３種類の燃焼制御を、上記触媒の温度域が高い順に実行する（請求項２）。
【００１０】
なお、この方法において、「空気過剰率λをλ＝２以上の範囲から一気にλ＝１以下まで低下させ」とは、空気過剰率λを２以上から１以下まで低下させる際に、一時的にでもλ＝１〜２（１超２未満）の中間値になることがないように、空気過剰率λを段階的にではなくステップ状に変化させることをいう。
【００１１】
上記方法によれば、通常時の空気過剰率λをλ＝２よりも大きく設定することにより、熱効率をさらに高めて燃費性能をより改善することができる。一方、空気過剰率が大きいと、触媒温度の低下がより起き易くなるが、上記方法によれば、触媒の昇温要求に応じて少なくとも３種類の燃焼制御を使い分けることにより、排ガス温度の上昇幅をより細かく制御することができ、触媒の活性化維持をより適正に図れるという利点がある。
【００１２】
また、空気過剰率λがλ＝１〜２（１超２未満）の範囲に設定されることがないため、通常のエンジンに用いられる三元触媒以外に、ＮＯｘ浄化用の特別な装置（例えばＮＯｘ触媒）を排気通路に設けなくても、ＮＯｘの排出量を十分小さいレベルに抑えられるという利点がある。
【００１３】
本発明において、好ましくは、少なくとも上記特定の運転領域では、上記点火時期がＭＢＴにされるかリタードされるかにかかわらず、混合気の燃焼期間を２０±５°の範囲に維持する（請求項３）。
【００１４】
このようにすれば、熱効率の点で適正な燃焼期間を点火時期によらず維持することにより、点火時期がリタードされたときの熱効率の低下を最小限に抑えられるという利点がある。
【００１５】
また、本発明は、気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグと、排気通路上に設けられた排気ガス浄化用の触媒とを備えた火花点火式エンジンであって、上記点火プラグが火花放電を行うタイミングである点火時期を制御する点火制御手段と、上記混合気の空燃比を制御する空燃比制御手段と、上記触媒の温度を検出する触媒温度検出手段とを備え、上記点火制御手段および空燃比制御手段は、エンジンの運転状態が低回転・低負荷域を少なくとも含む特定の運転領域にあり、かつ上記触媒温度検出手段により検出された触媒の温度が予め定められた所定温度以上である場合に、空気過剰率λを２以上３以下の所定値に設定するとともに、上記点火プラグによる点火時期を、トルクが最大になる点火時期であるＭＢＴに設定する通常の燃焼制御を実行し、上記特定の運転領域で上記触媒温度検出手段による検出温度が上記所定温度未満になった場合には、上記点火時期をＭＢＴに対しリタードさせるとともに空気過剰率λをλ＝２以上に設定する制御と、上記点火時期をＭＢＴに維持しつつ空気過剰率λをλ＝１以下まで低下させる制御との少なくとも２種類の燃焼制御を、上記触媒の温度域が高い順に実行することを特徴とするものである（請求項４）。
【００１６】
本発明による場合でも、上述した制御方法による場合と同様の作用効果を得ることができる。
【００１７】
上記構成において、好ましくは、少なくとも上記触媒からエンジン本体までの間の排気通路が複層構造とされる（請求項５）。
【００１８】
この構成によれば、排気通路を通って触媒に到達する排気ガスの温度が大きく低下するのを効果的に防止することができ、その結果、排ガス温度を上昇させるために点火時期をリタードさせたり空気過剰率λを低下させたりする制御を頻繁に行う必要がなくなり、熱効率をできるだけ高い値に維持できるという利点がある。
【発明の効果】
【００１９】
以上説明したように、本発明によれば、熱効率の高い燃焼条件を基本的に維持しながら、触媒温度が過度に低下するのを簡単かつ効果的に防止することができる。
【図面の簡単な説明】
【００２０】
【図１】本発明の一実施例にかかる火花点火式エンジンの全体構成を示す図である。
【図２】エンジン本体の断面図である。
【図３】エンジンの制御系を示すブロック図である。
【図４】エンジンの燃焼を制御するために参照される制御マップの一例を示す図である。
【図５】エンジンの圧縮比、空気過剰率、点火時期、燃焼期間、および過給量の制御例を示す図である。
【図６】上記制御マップ上の特定領域で行われる制御の内容を説明するためのフローチャートである。
【図７】エンジンの熱効率を左右する各種損失要因と、その損失要因に関連する各種制御パラメータを示す図である。
【図８】エンジンの運転領域とその代表点を示す図である。
【図９】代表点での図示熱効率の演算結果を圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータとの関係で示す図である。
【図１０】代表点での排気損失の演算結果を圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータとの関係で示す図である。
【図１１】代表点での冷却損失の演算結果を圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータとの関係で示す図である。
【図１２】空気過剰率を複数の異なる値に設定した場合の熱伝達係数の特性を示す図である。
【図１３】空気過剰率を複数の異なる値に設定した場合の冷却損失積算値の特性を示す図である。
【図１４】代表点での筒内圧、圧力上昇率、排ガス温度、およびＬ−Ｗ積分値の値をクランク角との関係で示す図である。
【図１５】エンジンを最高負荷まで運転した場合の最大筒内圧、最大圧力上昇率、排ガス温度、およびＬ−Ｗ積分値の変化を示す図である。
【図１６】エンジンの高負荷域で圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータを変化させた場合に、最大筒内圧、最大圧力上昇率、排ガス温度、Ｌ−Ｗ積分値がどのように変化するかを示す図である。
【図１７】図１６と同じ条件で各種パラメータを変化させた場合の図示熱効率の変化を示す図である。
【図１８】図１６と図１７の結果をまとめた表である。
【図１９】図１６よりもさらに高負荷域で圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータを変化させた場合に、最大筒内圧、最大圧力上昇率、排ガス温度、Ｌ−Ｗ積分値がどのように変化するかを示す図である。
【図２０】図１９と同じ条件で各種パラメータを変化させた場合の図示熱効率の変化を示す図である。
【図２１】図１９と図２０の結果をまとめた表である。
【図２２】図１６〜図２１の結果から得られる望ましい制御例およびそれに基づく図示熱効率の変化を示す図である。
【図２３】燃焼条件を変更することで排ガス温度および熱効率がどのように変化するかを示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２１】
Ａ．実施例
（１）エンジンの基本構成
図１は、本発明の一実施例にかかる火花点火式エンジンの全体構成を示す図であり、図２は、そのエンジン本体１の構成を示す断面図である。これらの図に示されるエンジンは直列多気筒エンジンであり、そのエンジン本体１には複数の気筒（図示の例では４つの気筒１Ａ〜１Ｄ）が設けられ、各気筒１Ａ〜１Ｄにはそれぞれピストン２（図２）が嵌挿されている。ピストン２はコネクティングロッド４を介してクランク軸３と連結されており、上記ピストン２の往復運動に応じて上記クランク軸３が軸回りに回転するようになっている。
【００２２】
上記ピストン２の上方には燃焼室５が形成され、燃焼室５に吸気ポート６および排気ポート７が開口し、各ポート６，７を開閉する吸気弁８および排気弁９がエンジン本体１の上部に設けられている。なお、図例のエンジンはいわゆるダブルオーバーヘッドカムシャフト式（ＤＯＨＣ）エンジンであり、各気筒につき上記吸気弁８および排気弁９がそれぞれ２つずつ設けられている。そして、これら吸気弁８および排気弁９の上方に、クランク軸３と連動して回転するカム軸４０，４１（図２）が設けられ、各カム軸４０，４１にそれぞれ取り付けられた複数のカム４０ａ，４１ａにより、上記吸排気弁８，９が個別に開閉駆動されるようになっている。
【００２３】
上記エンジン本体１には、吸気弁８の閉じ時期を変更可能にするバルブタイミング可変機構（Variable Valve Timing Mechanism）としてのＶＶＴ４２が設けられている。
【００２４】
上記ＶＶＴ４２は、例えば位相式の可変機構からなり、上記クランク軸３に対する吸気用のカム軸４０の回転位相を、エンジンの運転状態に応じて変更し得るように構成されている。このＶＶＴ４２の構造は従来から種々知られているためその詳細な説明は省略するが、例えばタイミングベルトを介してクランク軸の回転が伝動されるカムプーリとカム軸との間に、両者を相対回転可能とする位相変更用部材が組み込まれ、この部材が油圧もしくは電動で駆動される構造となっている。
【００２５】
なお、バルブタイミング可変機構として、バルブリフト量を変更することで吸気弁８の閉じ時期を変更する可変機構を設けてもよい。また、このようなバルブリフト量の可変機構と、上述した位相式の可変機構とを組み合わせて用いることにより、有効圧縮比の変更制御と吸排気弁８，９のオーバーラップ量の制御とを同時に行い得るようにしてもよい。
【００２６】
ここで、当実施例のエンジンは、一般的なガソリンエンジンと異なり、その圧縮比がかなり高めに設定されている。具体的には、一般的なガソリンエンジンの幾何学的圧縮比が約９〜１１程度であるのに対し、当実施例のエンジンは、幾何学的圧縮比が約１８に設定されている。なお、吸気弁８の閉タイミングに基づき定まる実質的な圧縮比（有効圧縮比）については、後述するように、圧縮比１８以下の範囲で可変的に設定される。
【００２７】
図１および図２に示すように、上記エンジン本体１には、燃焼室５に直接燃料を噴射するインジェクタ１０と、燃焼室５に点火用の火花を放電する点火プラグ１１とが、各気筒につきそれぞれ１つずつ設けられている。なお、図示の例では、燃焼室５を吸気側の側方から臨むようにインジェクタ１０が設けられるとともに、燃焼室５を上方から臨むように点火プラグ１１が設けられている。
【００２８】
上記点火プラグ１１は、火花放電用の電力を生成する点火回路装置１２と電気的に接続されており、この点火回路装置１２からの給電に応じて、上記点火プラグ１１から所定のタイミングで火花が放電されるようになっている。
【００２９】
また、図２に示すように、上記エンジン本体１には、そのクランク軸３の回転速度を検出するエンジン回転速度センサ６１と、エンジンの冷却水の温度を検出する水温センサ６２とが設けられている。
【００３０】
上記エンジン本体１の吸気ポート６および排気ポート７には、吸気通路１３および排気通路１９がそれぞれ接続されている。
【００３１】
上記吸気通路１３は、燃焼用の空気を燃焼室５に供給するための通路であり、図１に示すように、気筒別に分岐した複数の分岐通路部１４と、その上流側に共通に設けられた共通通路部１５とを有している。
【００３２】
上記排気通路１９は、上記燃焼室５で生成された既燃ガス（排気ガス）を排出するための通路であり、上記吸気通路１３と同様、気筒別に分岐した複数の分岐通路部２０と、その下流側に共通に設けられた共通通路部２１とを備えている。
【００３３】
上記吸気通路１３の共通通路部１５のうち、後述するコンプレッサ２７よりも上流側には、上記共通通路部１５を通過する吸入空気の流量を検出するエアフローセンサ６０が設けられている。
【００３４】
また、上記共通通路部１５には、吸入空気量を調節するスロットル弁１６が設けられている。このスロットル弁１６は、アクチュエータ１７により開閉駆動される電子制御式のスロットル弁である。すなわち、運転者により踏み込み操作される図外のアクセルペダルの開度がアクセル開度センサ６３（図３）により検出され、その検出開度やエンジンの運転状態等に応じて、後述するＥＣＵ５０（図３）が適切なスロットル弁１６の開度を演算するとともに、その開度に応じた駆動信号が上記アクチュエータ１７に入力されてスロットル弁１６が開閉駆動されるようになっている。
【００３５】
上記排気通路１９の共通通路部２１には、三元触媒を内蔵した触媒コンバータ２４が設けられており、上記排気通路１９を通過する排気ガス中の有害成分が上記触媒コンバータ２４の作用により浄化されるようになっている。また、上記触媒コンバータ２４には、内蔵された触媒（三元触媒）の温度を検出するための触媒温度センサ６４（本発明にかかる触媒温度検出手段に相当）が設けられている。
【００３６】
上記触媒コンバータ２４からエンジン本体１までの間の排気通路１９、つまり、エンジン本体１の各気筒１Ａ〜１Ｄから延びる分岐通路部２０、およびその合流部から上記触媒コンバータ２４までの間に位置する共通通路部２１は、それぞれ、複数の管壁が層状に配置された複層構造とされている。このような複層構造が採用されているのは、排気通路１９の断熱性を高め、上記触媒コンバータ２４に流入する排気ガスの温度をできるだけ高温に保つためである。すなわち、当実施例のエンジンは、後述するように、非常に熱効率の高い燃焼条件で運転されるため、排気ガスの温度が通常のガソリンエンジンよりも低く、排気通路１９上の触媒の温度が活性化温度（三元触媒では約６００Ｋ）を下回るおそれが出てくる。そこで、このような触媒温度の低下をできるだけ回避するための措置として、上記触媒コンバータ２４からエンジン本体１までの間の排気通路１９を複層構造としている。
【００３７】
図１に示すように、当実施例のエンジンには、吸気を加圧するための過給機２５が設けられている。
【００３８】
上記過給機２５は、排気通路１９の共通通路部２１に設けられたタービン２６と、吸気通路１３の共通通路部１５に設けられたコンプレッサ２７と、これらタービン２６およびコンプレッサ２７どうしを連結する連結軸２８と、この連結軸２８を回転駆動する電動モータ２９とを有している。そして、上記タービン２６が排気ガスのエネルギーに応じて回転すると、これと連動してコンプレッサ２７が高速回転することにより、上記吸気通路１３を通過する空気（吸入空気）が加圧されて燃焼室５へと圧送されるとともに、必要に応じて上記電動モータ２９が駆動されてコンプレッサ２７の回転がアシストされるようになっている。
【００３９】
なお、上記コンプレッサ２７は比較的大型のインペラからなり、このような大型のコンプレッサ２７により吸気を加圧する上記過給機２５は、特に排気ガスのエネルギーが大きい高回転または高負荷域で高い過給性能を発揮する。また、必要に応じて上記電動モータ２９による回転アシストが行われることにより、優れた応答性で吸気が加圧されるようになっている。
【００４０】
上記吸気通路１３の共通通路部１５におけるコンプレッサ２７よりも下流側には、過給により温度上昇した空気を冷却するためのインタークーラ１８が設けられている。
【００４１】
上記排気通路１９の共通通路部２１には、上記過給機２５のタービン２６をバイパスするためのバイパス配管２２が設けられている。このバイパス配管２２にはバイパスバルブ２３が設けられており、当該バルブ２３の開閉に応じて上記タービン２６をバイパスする排気ガスの流量が調整され、上記過給機２５のブースト圧が制御されるようになっている。
【００４２】
図３は、エンジンの制御系を示すブロック図である。本図に示されるＥＣＵ５０は、エンジンの各部を統括的に制御するための制御装置であり、周知のＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等から構成されている。
【００４３】
上記ＥＣＵ５０には、各種センサ類からの検出信号が入力される。すなわち、ＥＣＵ５０は、上記エアフローセンサ６０、エンジン回転速度センサ６１、水温センサ６２、アクセル開度センサ６３、および触媒温度センサ６４と電気的に接続されており、これら各種センサ類からの検出信号が上記ＥＣＵ５０に逐次入力されるようになっている。
【００４４】
また、上記ＥＣＵ５０は、上記インジェクタ１０、点火プラグ１１用の点火回路装置１２、スロットル弁１６用のアクチュエータ１７、過給機２５用の電動モータ２９、およびＶＶＴ４２とも電気的に接続されており、これらの装置にそれぞれ駆動用の制御信号を出力するように構成されている。
【００４５】
上記ＥＣＵ５０が有するより具体的な機能について説明すると、上記ＥＣＵ５０は、その主な機能要素として、バルブタイミング制御手段５１、インジェクタ制御手段５２、点火制御手段５３、過給制御手段５４、および空燃比制御手段５５を有している。
【００４６】
上記バルブタイミング制御手段５１は、上記ＶＶＴ４２の動作を制御することにより、吸気弁８の閉じ時期をエンジンの運転状態に応じて適宜変更するものである。すなわち、吸気弁８は、通常、吸気下死点の遅角側の近傍（吸気下死点をわずかに過ぎたタイミング）で閉じられるが、エンジンの運転状態によっては、上記バルブタイミング制御手段５１によりＶＶＴ４２が駆動されて上記吸気弁８の閉じ時期が吸気下死点よりも大幅に遅く設定される。これにより、圧縮行程の実質的な開始時期が遅らされ、エンジンの圧縮比（有効圧縮比）がその分低下する。このことから、当実施例では、エンジンの圧縮比を可変的に設定するための手段（圧縮比調整手段）が、上記吸気弁８の閉じ時期を変更するＶＶＴ４２と、その動作を制御するバルブタイミング制御手段５１とにより構成されている。なお、上述したように、当実施例のエンジンの幾何学的圧縮比が約１８であることから、上記ＶＶＴ４２およびバルブタイミング制御手段５１からなる圧縮比調整手段は、有効圧縮比を約１８以下の範囲で可変的に設定する。
【００４７】
上記インジェクタ制御手段５２は、上記インジェクタ１０による燃料の噴射動作を制御することにより、上記インジェクタ１０から燃焼室５に噴射される燃料の噴射時期や噴射量（噴射時間）を制御するものである。
【００４８】
また、上記インジェクタ制御手段５２は、必要に応じてインジェクタ１０からの燃料の噴射時期を変更したり、燃料噴射の回数を複数回に分割したりすることにより、燃焼室５での混合気の燃焼期間（燃焼反応の始点から終点までのクランク角範囲）を制御する役割をも果たしている。例えば、上記インジェクタ１０からの燃料噴射が複数回に分割されると、燃焼室５での気流に乱れが生じてミキシングが促進され、燃焼期間が短縮される。そして、このような燃料の噴射制御が必要に応じて適宜実行されることにより、燃焼期間が所望のクランク角範囲に収められるようになっている。
【００４９】
上記点火制御手段５３は、上記点火回路装置１２から点火プラグ１１への給電を制御することにより、上記点火プラグ１１が火花放電を行うタイミング（点火時期）等を制御するものである。
【００５０】
上記空燃比制御手段５４は、上記インジェクタ１０からの噴射燃料と混合される吸入空気の量を調整することにより、筒内に形成される混合気の空燃比を制御するものである。具体的に、上記空燃比制御手段５４は、筒内に所望の空燃比の混合気が形成されるように、スロットル弁１６の開度や過給量を制御して吸入空気の量を調整するように構成されている。なお、過給量を調整する制御は、上記過給機２５用の電動モータ２９を必要に応じ駆動または停止したり、上記過給機２５のタービン２６に流入する排気ガスの量をバイパスバルブ２３の開閉により制御することで行われる。
【００５１】
（２）エンジンの燃焼制御の具体例
図４は、上記ＥＣＵ５０がエンジンを制御する際に参照する制御マップを示す図である。本図において、エンジンの高回転・高負荷域を除く部分に設定された領域Ｙは、燃焼室５から排出される排気ガスの温度が比較的低い領域であり、エンジンの運転状態がこの領域Ｙにあるときに、上記触媒コンバータ２４内の触媒の温度が所定温度（後述する第１温度Ｔ１）よりも低いことが確認されると、上記領域Ｙでの燃焼条件を変更して排気ガスの温度を上昇させる制御が実行される。以下では、このように必要に応じて排ガス温を上昇させる制御が行われる上記領域Ｙ（本発明にかかる特定の運転領域に相当）を、「特定領域Ｙ」と称する。なお、この特定領域Ｙでの制御内容については後で詳述する。
【００５２】
図５（ａ）〜（ｅ）は、エンジンの運転状態が図４のラインＬ（等回転速度線）に沿って変化した場合に、エンジンの圧縮比（有効圧縮比）ε、理論空燃比に対する空気過剰率λ、点火プラグ１１による点火時期θig、混合気の燃焼期間Δθ、および過給機２５による過給量ＱＣが、エンジン負荷（アクセル開度に基づく要求トルク）に応じてどのように変化するかを示す図である。これらの図において、負荷の値Ｘ１は、上記特定領域Ｙの負荷方向の上限値を示しており、Ｘｍは、エンジンの最高負荷（図４の最高負荷ラインＭ上の値）を示している。また、Ｘ１，Ｘｍの間には負荷Ｘ２が設定されており、負荷Ｘ１，Ｘ２は、上記ε、λ等の制御パラメータのいずれかが変更される負荷の閾値となっている。以下では、上記Ｘ１，Ｘ２をそれぞれ第１負荷、第２負荷と称するとともに、無負荷から第１負荷Ｘ１までの範囲（つまり特定領域Ｙの負荷方向全域に相当する範囲）を負荷域Ａ、第１負荷Ｘ１から第２負荷Ｘ２までの範囲を負荷域Ｂ、第２負荷Ｘ２から最高負荷Ｘｍまでの範囲を負荷域Ｃと称する。
【００５３】
まず、図５（ａ）を用いて圧縮比εの制御について説明する。圧縮比εは、無負荷から第１負荷Ｘ１までの負荷域Ａではε＝１８一定に維持されるが、上記第１負荷Ｘ１以上の負荷域Ｂに移行すると、負荷の増大とともに圧縮比εが徐々に下げられ、第２負荷Ｘ２でε＝１４とされる。そして、第２負荷Ｘ２以上になると、最高負荷Ｘｍに至るまでε＝１４のまま一定に維持される。
【００５４】
理論空燃比に対する空気過剰率λについては、図５（ｂ）に示すように、エンジン負荷の全域（無負荷から最高負荷Ｘｍまでの範囲）でλ＝３もしくはこれよりやや低い値に設定される。なお、図例では、負荷域Ａの高負荷側ほど、空気過剰率がλ＝３から徐々に低下し、負荷域Ｂ，Ｃで再度λ＝３まで増大するようになっている。これは、負荷に応じて燃料噴射量が増やされる一方、これに完全に比例するように過給量ＱＣを増やせないからである。例えば、第１負荷Ｘ１以下の負荷域Ａでは、過給性能がそれ程高くないため（図４（ｅ）参照）、負荷に応じて燃料噴射量が増やされと、空気過剰率λは徐々に低下（リッチ化）する。一方、十分な過給性能が発揮される負荷域Ｂ，Ｃでは、燃料噴射量に見合うだけの十分な空気が燃焼室５に送り込まれるため、空気過剰率λが再度増大してλ＝３に戻される。このように、空気過剰率λは、ある程度の範囲で変動するが、最低でもλ＝２を下回ることはなく、特に図示の例では、エンジン負荷の全域でλ＝３に比較的近い値に維持される。よって、以下では、当実施例における空気過剰率λの設定値を、エンジン負荷によって区別することなく、一律にλ≒３と表する。
【００５５】
点火プラグ１１による点火時期θigについては、図５（ｃ）に示すように、無負荷から第２負荷Ｘ２までの負荷域ＡおよびＢで、最大のトルクが得られる点火時期としてのＭＢＴ（Minimum Advance for Best Torque）に維持される一方、上記第２負荷Ｘ２以上の負荷域Ｃに移行すると、負荷の増大に応じて点火時期θigが徐々に遅角され、最高負荷ＸｍでＭＢＴに対し４°遅角される。なお、最大のトルクが得られる上記点火時期ＭＢＴは、理論上ある１つのクランク角に特定されるが、本明細書でいうＭＢＴとは、理論上求まるＭＢＴの値に厳密に限定する趣旨ではなく、例えば±１°程度の誤差を許容する所定の幅をもった値であるものとする。
【００５６】
混合気の燃焼期間Δθについては、図５（ｄ）に示すように、エンジン負荷の全域でΔθ＝２０°に維持される。
【００５７】
最後に、過給機２５による過給量ＱＣについては、図５（ｅ）に示すように、負荷に応じて徐々に増大されるが、特に、圧縮比εが低下し始める第１負荷Ｘ１以上（負荷域ＢおよびＣ）になると、優れた過給性能が発揮されて過給量ＱＣが大幅に増大される。
【００５８】
（３）触媒の温度制御
図５（ａ）〜（ｅ）に示したような制御特性でエンジンを運転すると、熱効率が非常に高くなり、通常のエンジンに比べて排気ガスの温度が低くなる（詳細は後述する「Ｂ．実施例の検証」の中で説明する）。このため、当実施例のエンジンにおいて、上記触媒コンバータ２４内の触媒の温度は、通常のエンジンよりも低くなり易く、触媒温度が活性化温度を下回ってしまう可能性が高くなる。特に、無負荷から第１負荷Ｘ１までの負荷域Ａに設定された上記特定領域Ｙでは、負荷が比較的小さく、しかも圧縮比ε＝１８、空気過剰率λ≒３、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°という、熱効率の面で非常に優れた燃焼条件が維持されるため、排気ガスの温度が特に低く、触媒温度を高く維持する上で他の運転領域よりも不利である。
【００５９】
もちろん、当実施例では、図１に示したように、エンジン本体１から触媒コンバータ２４までの間の排気通路１９を複層構造として断熱性を高めることにより、触媒コンバータ２４に排気ガスが流入する前に排気ガスの温度が大きく低下するのを防止するようにしているが、例えばアイドリング状態が長く続いたり、減速時の燃料カットが頻繁に行われたりした場合には、触媒温度が活性化温度を下回る可能性が高くなる。そこで、当実施例では、エンジンの運転状態が上記特定領域Ａにあるときに、上記触媒温度センサ６４から入力される触媒温度に基づいて、以下の図６に示すような制御を行うことにより、触媒温度が活性化温度を下回るのを防止するようにしている。
【００６０】
上記特定領域ＹにおいてＥＣＵ５０が行う制御について図６のフローチャートに基づき説明する。このフローチャートがスタートすると、まず、各種センサ値を読み込む制御が実行される（ステップＳ１）。具体的には、上記エアフローセンサ６０、エンジン回転速度センサ６１、水温センサ６２、アクセル開度センサ６３、および触媒温度センサ６４の各検出値に基づいて、エンジンの吸入空気量、回転速度、冷却水温、負荷（要求トルク）、および触媒コンバータ２４内の触媒温度が読み込まれる。なお、以下では、上記触媒温度センサ６４により検出された触媒温度のことを、触媒温度Ｔｃという。
【００６１】
次いで、上記ステップＳ１で読み込まれたセンサ値に基づいて、現在のエンジンの運転状態（負荷・回転速度）が、図４の制御マップにおける特定領域Ｙにあるか否かを判定する制御が実行される（ステップＳ２）。
【００６２】
上記ステップＳ２でＹＥＳと判定されて特定領域Ｙにあることが確認された場合には、上記ステップＳ１で読み込まれた触媒温度Ｔｃが、予め定められた第１温度Ｔ１未満であるか否かを判定する制御が実行される（ステップＳ３）。なお、第１温度Ｔ１は、本発明にかかる所定温度に相当するものであり、上記触媒コンバータ２４内の触媒の活性化温度である約６００Ｋよりも所定量大きい値（例えば６５０Ｋ程度）に設定される。
【００６３】
上記ステップＳ３でＹＥＳと判定されて触媒温度Ｔｃが第１温度Ｔ１未満であること（Ｔｃ＜Ｔ１）が確認された場合には、さらに、上記触媒温度Ｔｃが、上記第１温度Ｔ１よりも低い第２温度Ｔ２未満であるか否かを判定する制御が実行される（ステップＳ５）。なお、第２温度Ｔ２は、上記第１温度Ｔ１よりも低く、かつ、触媒の活性化温度よりも高い値（例えば６３０Ｋ程度）に設定される。
【００６４】
一方、上記ステップＳ３でＮＯと判定されて触媒温度Ｔｃが第１温度Ｔ１以上であること（Ｔｃ≧Ｔ１）が確認された場合には、上記特定領域Ｙで本来行われるべき通常の燃焼制御、つまり、図５に示した各種燃焼パラメータの設定値（ε＝１８、λ≒３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°）に沿った燃焼制御が実行される（ステップＳ４）。
【００６５】
上記ステップＳ５でＹＥＳと判定された場合、つまり、触媒温度Ｔｃが第２温度Ｔ２未満であること（Ｔｃ＜Ｔ２）が確認された場合には、さらに、上記触媒温度Ｔｃが、上記第２温度よりも低い第３温度Ｔ３未満であるか否かを判定する制御が実行される（ステップＳ７）。なお、第３温度Ｔ３は、上記第２温度Ｔ２よりも低く、かつ、触媒の活性化温度よりも高い値（例えば６１０Ｋ程度）に設定される。
【００６６】
一方、上記ステップＳ５でＮＯと判定された場合、つまり、触媒温度Ｔｃが第２温度Ｔ２以上かつ第１温度Ｔ１未満であること（Ｔ２≦Ｔｃ＜Ｔ１）が確認された場合には、空気過剰率λをλ≒３からλ＝２まで低下させて空燃比をリッチ化する制御が実行される（ステップＳ６）。一方、空気過剰率λ以外の他のパラメータは図５に示した設定値のまま変更されない。このため、例えば点火時期θigは、上記ステップＳ４（通常の燃焼制御）のときと同様、θig＝ＭＢＴに維持される。
【００６７】
上記ステップＳ７でＮＯと判定された場合、つまり、触媒温度Ｔｃが第３温度Ｔ３以上かつ第２温度Ｔ２未満であること（Ｔ３≦Ｔｃ＜Ｔ２）が確認された場合には、空気過剰率λをλ≒３からλ＝２まで低下させて空燃比をリッチ化するとともに、点火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせる制御が実行される（ステップＳ８）。
【００６８】
一方、上記ステップＳ７でＹＥＳと判定された場合、つまり、触媒温度Ｔｃが第３温度Ｔ３未満であること（Ｔｃ＜Ｔ３）が確認された場合には、空気過剰率λをさらにλ＝１まで低下させる（つまり理論空燃比にする）一方、点火時期θigをＭＢＴに復帰させる制御が実行される（ステップＳ９）。なお、このときの空気過剰率λの低下（λ＝２→１に低下させる制御）は、空気過剰率λが一時的にでもλ＝１〜２（１超２未満）の中間値にならないように、段階的にではなくステップ状に（一気に）変化させるようにして行う。
【００６９】
以上、図６のフローチャートに基づき説明したように、当実施例では、エンジンの運転状態が特定領域Ｙにあり、かつ、触媒温度Ｔｃが予め定められた第１温度Ｔ１未満であることが確認された場合に、触媒温度Ｔｃが上記第１温度Ｔ１よりもどの程度低いか（つまり第１温度Ｔ１よりも低い第２・第３温度Ｔ２，Ｔ３との大小関係）に応じて、ステップＳ６，Ｓ８，Ｓ９に示した３種類の制御が実行されるようになっている。そして、これら各ステップでは、点火時期θigをＭＢＴ（トルクが最大となる点火時期）に維持するかまたはリタードさせつつ、空気過剰率λをλ≒３からこれよりも小さい値（λ＝２またはλ＝１）まで低下させる制御が実行される。詳細は後述するが、このような制御がなされると、排気ガスの温度が上昇するため、触媒温度Ｔｃが過度に低下して活性化温度を下回ることが防止される。
【００７０】
Ｂ．実施例の検証
（１）熱効率の改善について
（１−１）全体指針
まず、エンジンの熱効率改善の観点から、上記実施例でのエンジンの燃焼制御について検証する。本願発明者による研究によれば、図５（ａ）〜（ｅ）に示したような制御特性に沿ってエンジンを運転すれば、エンジンの熱効率をできる限り高い値に維持しながら、ノッキングの発生や燃焼騒音の増大を防止することが可能である。以下に、このような結論を得るに至った本願発明者による研究の内容について説明する。
【００７１】
図７に示すように、エンジンの熱効率を改善するには、排気損失、冷却損失、ポンプ損失、機械抵抗という４つの損失要因の少なくとも１つを低減する必要がある。本願発明者は、このうちの排気損失と冷却損失に着目し、これら両損失に関連する制御パラメータとして、圧縮比ε、点火時期θig、燃焼期間Δθ、および比熱比をいかに制御すれば熱効率をより効果的に改善できるかについて考察した。なお、上記比熱比については、混合気の空気過剰率λに密接に関連するものであるため、以下では、上記比熱比に代えて空気過剰率λを制御すべきパラメータとして取り上げる。
【００７２】
（１−２）部分負荷域での熱効率の検証
図９は、エンジンの部分負荷域に設定された代表点Ｒ（図８参照）において、圧縮比ε、理論空燃比に対する空気過剰率λ、および混合気の燃焼期間Δθをそれぞれ変化させた場合の熱効率（図示熱効率）の演算結果を示す図である。なお、ここでの演算結果は、図８に示すように、エンジン回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａという代表点Ｒでエンジンを運転した場合の熱効率を示すものであり、また、点火時期θigについては、ＭＢＴ（トルクが最大となる点火時期）で一定とする。
【００７３】
図９では、混合気の燃焼期間Δθを１０°，２０°，３５°，６０°に設定した場合の熱効率を左から順に示している。本図によれば、図示熱効率の最大値は、Δθ＝６０°の場合で約４６％、Δθ＝３５°の場合で約４７％であるのに対し、Δθ＝１０°，２０°の場合で約４８％である。このことから、熱効率をより高めるには、燃焼期間Δθを１０°〜２０°程度に設定すればよいことが分かる。
【００７４】
ただし、燃焼期間Δθ＝１０°，２０°の場合の熱効率を詳細に比較すると、図示熱効率の最大値（４８％）の範囲がΔθ＝１０°の方が少し広いだけで、全体的な分布はどちらも大差ないことが分かる。すなわち、燃焼期間Δθを２０°から１０°に短縮しても、熱効率の改善効果はほとんど得られない。これは、燃焼期間が短くなると筒内圧力・温度の上昇率が大きくなり、それによって冷却損失が増えるためと考えられる。しかも、燃焼期間Δθを１０°程度まで短くするのは、実際の制御上困難な面も想定される。このようなことから、Δθ＝２０°が目標とすべき燃焼期間であると言える。
【００７５】
上記のようにΔθ＝２０°とした場合、対応するグラフ（左から２番目のグラフ）によると、図示熱効率の最大値（４８％）が得られる圧縮比εおよび空気過剰率λの値は、ε＝１８、λ＝５である。
【００７６】
しかしながら、上記グラフによると、圧縮比ε＝１８のときに、空気過剰率λを変化させることで熱効率が顕著に改善されるのは、λ＝３程度までであり、λ＝３を超えた範囲では、λを変化させても熱効率は緩やかにしか変化しないことが分かる。例えば、圧縮比ε＝１８において空気過剰率λをλ＝２→３に増大させると、熱効率は４５％から４７％に上昇する（つまり２％改善する）が、さらにλ＝３→５まで空気過剰率を大幅に増大させても、熱効率は４８％までしか上昇しない（つまり約１％しか改善されない）。
【００７７】
このように、空気過剰率がλ＝３を超えると、熱効率の改善は大きく鈍ってしまう。次に、この理由について考察する。図１０および図１１は、図９と同じ条件でエンジンを運転した場合に生じる排気損失および冷却損失の演算結果を示す図である。
【００７８】
まず、エンジンの排気損失については、図１０に示すように、燃焼期間Δθが短く、圧縮比εが高く、空気過剰率λが大きい方が少ない損失で済むことが分かる。これは、燃焼期間Δθが短く圧縮比εが大きい方が、燃焼が終了した後の膨張期間が長くなり、より多くの仕事を取り出せるため、排気に捨てられるエネルギーが少なく済むからであり、また、空気過剰率λが大きい方が（つまり空燃比がリーンな方が）、排気ガスの温度が低くなり、やはり排気に捨てられるエネルギーが少なく済むからである。
【００７９】
すなわち、図１０によれば、同一の燃焼期間、同一の圧縮比であれば、空気過剰率λが大きいほど排気損失は少なくことが分かる。このことから、図９に見られた熱効率の頭打ち現象（λ＝３を超えると熱効率の改善が鈍る減少）は、排気損失が原因で起きるものではないと考えられる。
【００８０】
一方、エンジンの冷却損失については、図１１に示すように、燃焼期間Δθが短く、圧縮比εが高い方が損失が増大している。また、空気過剰率λについては、λ＝３以下の範囲では、λが大きくなるほど冷却損失は低減するものの、λ＝３を超えると、冷却損失が増大に転じていることが分かる。このように、空気過剰率λは、λ＝３よりも大きくなるとかえって冷却損失の増大を招くものであり、このことから、図９に見られた熱効率の頭打ち現象は、冷却損失が原因で起きているものと考えられる。
【００８１】
次に、空気過剰率λ＞３で冷却損失が増大する原因について考察する。冷却損失をＦcとすると、Ｆcは下式（１）によって求めることができる。
【００８２】
Ｆc＝αＳ（Ｔ−Ｔw）・・・・（１）
ここに、α：熱伝達係数、Ｓ：燃焼室表面積、Ｔ：ガス温度、Ｔw：燃焼室壁温、である。
【００８３】
上記式（１）において、燃焼室表面積Ｓは、型式が同じエンジンであれば常に同一の値であり、また、燃焼室壁温Ｔwは、エンジンの冷却水により常に１００℃程度に維持されるため、基本的に大きく変わることはない。
【００８４】
一方、熱伝達係数α、ガス温度Ｔについては、燃焼条件により変化する値である。このうち、ガス温度Ｔは、空気過剰率λが大きいほど低い値をとるため、これに比例して冷却損失Ｆcも低下するはずである。以上のことから、空気過剰率λ＞３で冷却損失Ｆcが増大するのは、熱伝達係数αに起因するものと考えられる。
【００８５】
ここで、上記熱伝達係数αは、下式（２）により求めることができる。
【００８６】
α＝0.013Ｄ-0.2Ｐ0.8Ｔ-0.53｛2.28Ｕp＋ｃ（Ｐ−Ｐm）｝0.8・・・・（２）
ここに、Ｄ：シリンダボア、Ｐ：筒内圧力、Ｕp：平均ピストン速度、ｃ：燃焼初期条件係数、Ｐm：モータリング圧力、である。
【００８７】
上記式（２）を基にして、空気過剰率λ＝１，３，６における熱伝達係数αをクランク角との関係で算出した結果を図１２に示す。なお、この図１２は、図９〜図１１と同様に、回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａ（図８の代表点Ｒ）で運転した場合の演算結果を示しており、上記空気過剰率λ以外のパラメータは、圧縮比ε＝１８、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°である。
【００８８】
図１２に示すように、熱伝達係数αは、空気過剰率λが大きいほど増大していることが分かる。これは、空気過剰率λが増大して空燃比がリーン化すると、上記式（２）の右辺における筒内圧Ｐが上昇し、これに比例して熱伝達係数αが増大するためである。なお、筒内圧Ｐが高くなるほど熱伝達係数αが増大するのは、燃焼室壁面に沿って形成される温度境界層（温度が急変する流体の層のことであり、一種の断熱材の役割を果たす）の厚みが薄くなり、熱伝達が促進するためと考えられる。
【００８９】
図１３は、上記熱伝達係数αの演算結果（図１２）と上記式（１）とに基づいて算出した冷却損失積算値ΣｄＦcの値を示す図である。なお、この図１３では、冷却損失積算値ΣｄＦcの値がマイナス側に大きいほど冷却損失Ｆcが大きいことを表わしている。本図によれば、空気過剰率λ＝１，３，６における各冷却損失Ｆcは、λ＝１のときが最も大きく、λ＝３のときが最も小さい。λ＝１のときの冷却損失Ｆcが大きいのは、理論空燃比での燃焼であり、燃焼温度が高いからである。
【００９０】
一方、空気過剰率をλ＝３からλ＝６まで大きくすると、冷却損失Ｆcはかえって増大している。すなわち、空気過剰率λを大きくし過ぎると、上述したように、筒内圧が過大になって熱伝達係数αが大幅に増大するため、これが冷却損失Ｆcの増大を招いているものと考えられる。
【００９１】
以上のことから、空気過剰率をλ＝３を超えて大きくすることは、かえって冷却損失Ｆcの増大を招くという点で好ましくないと言える。もちろん、空気過剰率λが大きいほど、排ガスの温度が下がって排気損失が低減されるが（図１０参照）、結局のところ上記冷却損失Ｆcの増大によって相殺されてしまう。図９に示したように、λ＞３でエンジンの熱効率の改善が鈍ってしまうのはこのためである。
【００９２】
加えて、空気過剰率λ＞３という極めてリーンな空燃比を実現するのは、吸気充填性能等の点から考えても現実的に困難である。このことから、空気過剰率λについては、実用性と熱効率改善との両面から、λ＝３を目標とすべきであると言える。
【００９３】
なお、上記空気過剰率λ以外の他のパラメータについては、図９で説明したように、圧縮比ε＝１８、燃焼期間Δθ＝２０°、点火時期θig＝ＭＢＴを目標とすべきである。
【００９４】
ここで、以上のような燃焼条件（ε＝１８、λ＝３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°）でエンジンを運転することによる実用上の問題の有無を図１４に基づき考察する。図１４は、図８の代表点Ｒにおいて、上記燃焼条件に基づきエンジンを運転したときの筒内圧Ｐ、筒内圧Ｐの上昇率（圧力上昇率）ｄＰ／ｄθ、排ガス温度Ｔex、およびＬ−Ｗ積分値Σ１／τの値をクランク角との関係で示す図である。このうち、排ガス温度Ｔexとは、混合気の燃焼により生じた気体（燃焼ガスや余剰空気等の混合気体）が排気ポート７から排出されるときの温度のことであり、図示のＴ−Ｖ線図におけるＥ点の温度（つまり排気弁９が開くときの温度）がこれに相当する。また、Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τとは、エンジンの分野において“Livengood-Ｗu積分”と呼ばれる値のことであり、エンドガス（未燃焼混合気）の化学反応進行速度に関連し、ノッキングの発生を予測するために用いられる。
【００９５】
図１４では、上記筒内圧Ｐ、圧力上昇率ｄＰ／ｄθ、排ガス温度Ｔex、およびＬ−Ｗ積分値Σ１／τの上限値を一点鎖線で示している。具体的に、図１４では、筒内圧Ｐの上限値を１２〜１５ＭＰａの範囲の所定値に、圧力上昇率ｄｐ／ｄθの上限値を０．４〜０．５ＭＰａ／°の範囲の所定値に、排ガス温度Ｔexの上限値を１５００Ｋ程度に設定している。これは、エンジンの信頼性や燃焼騒音を考慮してのものである。また、Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τについては、１．０を超えるとノッキングが起きるので、Σ１／τ＝１．０を上限値としている。
【００９６】
図１４によれば、筒内圧Ｐ、圧力上昇率ｄＰ／ｄθ、排ガス温度Ｔex（Ｅ点の温度）、およびＬ−Ｗ積分値Σ１／τのいずれの値についても、上限値以下に収まっており、このことから、上記燃焼条件（ε＝１８、λ＝３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°）での運転は、実用上十分耐え得るものであることが理解できる。
【００９７】
以上、図９〜図１４を用いて説明したように、エンジンの部分負荷域における代表点Ｒ（回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａ）では、圧縮比ε＝１８、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°、空気過剰率λ＝３という条件でエンジンを運転することが、実用性を考慮しつつ熱効率を効果的に改善できるという点で最も望ましいことが分かった。
【００９８】
（１−３）負荷拡大に関する検証
次に、圧縮比ε＝１８、空気過剰率λ＝３、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°という上記代表点Ｒでの燃焼条件を高負荷域まで継続することが可能かどうかについて考察する。図１５は、エンジンの運転状態が図８のラインＬ（等回転速度線）に沿って変化した場合に、エンジンの最大筒内圧Ｐmax、最大圧力上昇率ｄＰ／ｄθmax、排ガス温度Ｔex、およびＬ−Ｗ積分値Σ１／τが負荷（横軸の図示平均有効圧力Ｐｉ）に応じてどのように変化するかを示す図である。なお、以下では、これらＰmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τを総称して燃焼指標値ということがある。これら燃焼指標値のうち、最大筒内圧Ｐmaxとは、図１４に示した筒内圧Ｐの最大値のことであり、最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxとは、圧力上昇率ｄｐ／ｄθの最大値のことである。また、図１５において、各グラフの最も右側のプロットにおける図示平均有効圧力Ｐｉの値（約１２００ｋＰａ）は、エンジンの最高負荷（図８の最高負荷ラインＭ上の値）を表わしている。無負荷から最高負荷までの範囲で上記燃焼指標値（Ｐmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τ）が上限値を超えなければ、エンジンは問題なく運転可能と判断できる。
【００９９】
図１５によると、上記燃焼指標値のうち、最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxおよび排ガス温度Ｔexについては、エンジン負荷の全域で上限値以下に収まっており、運転上特に問題とならないことが分かる。一方、最大筒内圧ＰmaxおよびＬ−Ｗ積分値Σ１／τについては、エンジンの高負荷域で上限値を超えており、特にノッキングに関係する上記Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τについては上限値を大きく超えている。これは、空気過剰率λ＝３というリーンな空燃比を高負荷域まで継続すると、筒内にかなり多量の空気を送り込む必要が生じ、筒内の高温・高圧化、およびそれに起因したノッキングの発生が避けられなくなるためと考えられる。以上のことから、部分負荷域と同じ燃焼条件を高負荷域まで継続すると、最大筒内圧ＰmaxおよびＬ−Ｗ積分値Σ１／τ（特にＬ−Ｗ積分値）が問題となり、これを回避するには燃焼条件を変更する必要があることが分かる。
【０１００】
次に、上記最大筒内圧ＰmaxおよびＬ−Ｗ積分値Σ１／τを上限値以下に収めるためにエンジンの燃焼条件をどのように変更すればよいかについて検討する。上述したように、図１５の各グラフは、圧縮比ε＝１８、空気過剰率λ＝３、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°という燃焼条件での計算結果である。そこで、これらε、λ、θig、Δθの各パラメータを変更したときの燃焼指標値（Ｐmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τ）を算出し、それぞれ上限値を超えない範囲に収めまるかどうかを検討する。
【０１０１】
図１６は、Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τが上限値の１．０に達する点（つまり図示平均有効圧力Ｐｉ≒８００ｋＰａの点）よりも高負荷側で、上記各パラメータε、λ、θig、Δθを負荷に応じて一定の割合で変化させ、そのときのＰmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τの変化を示す図である。図中、●印の破線は圧縮比εを低下させた場合を、▲印の破線は空気過剰率λを増大させて空燃比をリーン化した場合を、▼印の破線は点火時期θigをリタード（遅角）させた場合を、■印の破線は燃焼期間Δθを短縮した場合をそれぞれ示している。これらの線図によれば、図示平均有効圧力Ｐｉが約８００ｋＰａから９００ｋＰａまで上昇すると、各パラメータは、圧縮比εを低下させた場合はε＝１８→１６．５に、空気過剰率λを増大させた場合はλ＝３→５に、点火時期θigをリタードさせた場合はθig＝ＭＢＴ→ＭＢＴ−６°に、燃焼期間Δθを短縮した場合はΔθ＝２０°→１０°に、それぞれ変化する。また、図中の実線は、上記ε、λ、θig、Δθを変更せずに一定に維持した場合を示している。
【０１０２】
図１６によると、最大筒内圧Ｐmaxについては、空燃比をリーン化する（空気過剰率λを増大させる）と上限値を超えてしまうが、これ以外の場合は上限値以下に収まっている。最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxについては、燃焼期間Δθを短縮すると上限値を超えてしまうが、これ以外の場合は上限値以下に収まっている。排ガス温度Ｔexについては、ε、λ、θig、Δθのいずれを変更した場合でも上限値以下に収まっている。Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τについては、空燃比をリーン化した場合には上限値を超えてしまうが、それ以外の場合は上限値以下に収まっている。
【０１０３】
図１７は、図１６と同様にε、λ、θig、Δθを変化させた場合の図示熱効率の変化を示す図である。本図によれば、エンジンの熱効率は、空燃比をリーン化した場合（空気過剰率λを増大させた場合）が最も高く、以下、燃焼期間Δθの短縮、圧縮比εの低下、点火時期θigのリタードの順に熱効率が悪化することが分かる。
【０１０４】
図１８は、図１６と図１７の結果をまとめた表である。本図に示すように、圧縮比εの低下、空気過剰率λの増大（リーン化）、燃焼期間Δθの短縮、点火時期θigのリタードという４つの選択肢のうち、空気過剰率λの増大または燃焼期間Δθの短縮については、熱効率の順位において１位または２位と優れているものの、これらを選択すると、Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τ、最大筒内圧Ｐmax、および最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxのいずれかの点で問題が生じる。このため、圧縮比εの低下か点火時期θigのリタードのいずれかを選択する必要があるが、熱効率の順位から考えると、圧縮比εの低下（３位）を選択した方が、点火時期θigのリタード（４位）を選択するよりも得策である。以上のことから、図示平均有効圧力Ｐｉが約８００ｋＰａを超える領域では、まず圧縮比εを低下させればよいことが分かった。
【０１０５】
次に、さらに高負荷側まで圧縮比εを低下させ続けた場合にエンジンが運転可能かどうかを検討する。図１９は、エンジンを最高負荷まで運転した場合の各燃焼指標値（Ｐmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τ）を示す図である。この図１９において、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００ｋＰａよりも低負荷側では、先の図１６で圧縮比εの低下（●印の破線）を選択したときと同じ割合で圧縮比εが下げられており、Ｐｉ≒１１００ｋＰａのときの圧縮比εはε＝１４．２である。また、この点での他のパラメータは、代表点Ｒのときと同じくλ＝３．０、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°である。なお、図中の実線は、代表点Ｒでの燃焼条件、つまり、ε＝１８、λ＝３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°という条件を変更しなかった場合の各燃焼指標値を示している。
【０１０６】
図１９によれば、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００ｋＰａのときに最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxが上限値に達しており、これ以上負荷が高まってｄｐ／ｄθがさらに増大すると、筒内圧の急上昇による燃焼騒音（例えばディーゼルノックに似た比較的大きな騒音）が発生するおそれがある。すなわち、図示平均有効圧力Ｐｉが約１１００ｋＰａを超える範囲では、図１６と同じ割合で圧縮比εを低下させても良好な燃焼状態を得ることはできず、圧縮比εをより急な割合で低下させるか、もしくはこれ以外のパラメータとして、空気過剰率λ、点火時期θig、燃焼期間Δθのいずれかを変更する必要があることが分かる。なお、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００ｋＰａでまずｄｐ／ｄθmaxが上限値に達してしまうのは、圧縮比εが１４程度まで低下したことで、トルクが最大となる点火時期ＭＢＴが進角側に移動するためである。
【０１０７】
図１９において、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００ｋＰａよりも高負荷側では、圧縮比ε、空気過剰率λ、点火時期θig、燃焼期間Δθの各パラメータを負荷に応じて一定の割合で変化させている。具体的に、●印の破線は圧縮比εを急低下（Ｐｉ≒１１００ｋＰａ以下のときよりも急な割合で低下）させた場合を、▲印の破線は空気過剰率λを増大させて空燃比をリーン化した場合を、▼印の破線は点火時期θigをリタード（遅角）させた場合を、■印の破線は燃焼期間Δθを延長した場合をそれぞれ示している。これらの線図によれば、エンジンの最高負荷に相当する約１２００ｋＰａまで図示平均有効圧力Ｐｉが上昇すると、各パラメータは、圧縮比εを低下させた場合はε＝１４．２→８．５に、空気過剰率λを増大させた場合はλ＝３→５に、点火時期θigをリタードさせた場合はθig＝ＭＢＴ→ＭＢＴ−４°に、燃焼期間Δθを延長した場合はΔθ＝２０°→２１°に、それぞれ変化する。
【０１０８】
図１９によると、最大筒内圧Ｐmaxについては、空燃比をリーン化する（空気過剰率λを増大させる）と上限値を超えてしまうが、これ以外の場合は上限値以下に収まっている。最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxについては、ε、λ、θig、Δθのいずれを変更した場合でも上限値以下に収まっている。排ガス温度Ｔexについても、ε、λ、θig、Δθのいずれを変更した場合でも上限値以下に収まっている。Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τについては、燃焼期間Δθを延長した場合には上限値を超えてしまうが、それ以外の場合は上限値以下に収まっている。
【０１０９】
図２０は、図１９と同様にε、λ、θig、Δθを変化させた場合の図示熱効率の変化を示す図である。本図によれば、エンジンの熱効率は、空燃比をリーン化した場合（空気過剰率λを増大させた場合）が最も高く、以下、燃焼期間Δθの延長、点火時期θigのリタード、圧縮比εの低下の順に熱効率が悪化することが分かる。
【０１１０】
図２１は、図１９と図２０の結果をまとめた表である。本図に示すように、圧縮比εの低下、空気過剰率λの増大（リーン化）、燃焼期間Δθの延長、点火時期θigのリタードという４つの選択肢のうち、空気過剰率λの増大または燃焼期間Δθの延長については、熱効率の順位において１位または２位と優れているものの、これらを選択すると、最大筒内圧ＰmaxまたはＬ−Ｗ積分値Σ１／τの点で問題が生じる。このため、圧縮比εの低下か点火時期θigのリタードのいずれかを選択する必要があるが、熱効率の順位から考えると、点火時期θigのリタード（３位）を選択した方が、圧縮比εの低下（４位）を選択するよりも得策である。以上のことから、図示平均有効圧力Ｐｉが約１１００ｋＰａを超える領域では、点火時期θigをリタードさせればよいことが分かった。
【０１１１】
（１−４）これまでのまとめ
以上、図７〜図２１に基づく検証の内容から、以下のような結論を得ることができる。
【０１１２】
（ａ）エンジン回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａという代表点Ｒ（図８）での熱効率の演算結果等によると、エンジンの部分負荷域では、圧縮比ε＝１８、空気過剰率λ＝３、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°という燃焼条件で運転することが、実用性および熱効率の両面から最も有効的である。
【０１１３】
（ｂ）ただし、上記のような燃焼条件（ε＝１８、λ＝３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°）をエンジンの高負荷域まで継続すると、ノッキングの発生や燃焼騒音の増大といった問題が生じる。これを回避するには、エンジンの高負荷域で、圧縮比ε、空気過剰率λ、点火時期θig、および燃焼期間Δθの各パラメータのいずれかを変更する必要がある。
【０１１４】
（ｃ）上記ε、λ、θig、Δθのうちどのパラメータを変更するかは種々考えられるが、ノッキング等を回避しつつ熱効率の損失を最小限に抑える観点からすると、図示平均有効圧力Ｐｉ≒８００〜１１００ｋＰａの範囲で、負荷に応じて圧縮比εを徐々に低下させるとともに、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００〜１２００ｋＰａの範囲で、負荷に応じて点火時期θigを徐々にリタードさせることが望ましい。
【０１１５】
（ｄ）図２２に、上記（ｃ）のような制御を行った場合の各パラメータε、λ、θig、Δθの値と、それに基づく図示熱効率の変化を示す。本図に示される条件でエンジンを運転することにより、熱効率をできるだけ高い値に維持しながら、ノッキングの発生や燃焼騒音の増大を有効に回避することができる。
【０１１６】
（１−５）実施例との対応
上記（１−４）から理解できるように、上述したＡ．の実施例における各パラメータε、λ、θig、Δθ等の制御（図５）は、図２２の結果に基づき導き出されたものである。なお、両者の対応関係としては、図２２において圧縮比εを低下させ始める図示平均有効圧力Ｐｉ＝８００ｋＰａが、図５の第１負荷Ｘ１に相当し、点火時期θigをリタード（遅角）させ始める図示平均有効圧力Ｐｉ＝１１００ｋＰａが、図５の第２負荷Ｘ２に相当する。図５に示したような制御特性でエンジンを運転することにより、空燃比のリーン化による熱効率の向上と、高負荷域での異常燃焼の防止とを両立することができる。
【０１１７】
すなわち、上記実施例によれば、エンジン負荷の全域で空気過剰率λ≒３というリーンな空燃比を維持したことにより、熱効率を大幅に向上させて燃費性能を効果的に改善することができる。ただし、空燃比のリーン化を高負荷側まで継続すると、負荷の増大に伴って吸入空気量を大幅に増大させる必要があり、それによる筒内の高温・高圧化によりノッキングが起きるおそれがある（図１６のＬ−Ｗ積分値Σ１／τのグラフ参照）。このような問題に対し、上記実施例では、所定の第１負荷Ｘ１以上で圧縮比εを低下させるようにしたため、上記のような高負荷域でのノッキングの発生を効果的に防止することができる。さらに、上記第１負荷よりも高負荷側の第２負荷Ｘ２以上になると、筒内圧の急上昇（ｄｐ／ｄθの増大）により大きな燃焼騒音が生じるおそれがあるが（図１９のｄｐ／ｄθmaxのグラフ参照）、上記実施例では、上記第２負荷Ｘ２以上で点火時期θigをリタード（遅角）させることにより、上記のような燃焼騒音の発生をも防止することができる。このように、上記実施例によれば、空燃比を大幅にリーン化して熱効率を可及的に高めつつ、高負荷域でのノッキングの発生や燃焼騒音の増大を効果的に防止できるという利点がある。
【０１１８】
（２）触媒の温度制御について
（２−１）排ガス温度を上昇させる方法の検討
これまでの説明から、図５（もしくは図２２）に示したようなエンジンの燃焼制御を行うことで、熱効率が可及的に高まることが分かった。しかしながら、このように非常に熱効率の高い燃焼制御を行った場合には、上記Ａ．実施例の（３）でも説明したように、排ガス温度Ｔexが通常のエンジンに比べて低くなる。特に、低回転・低負荷域を含む上記特定領域Ｙでは、負荷が比較的小さい上に、ε＝１８、λ≒３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°という非常に熱効率が高い燃焼条件が維持されるため、排ガス温度Ｔexがより低くなり易い。このため、上記特定領域Ｙでの運転時には、触媒温度Ｔｃが活性化温度（約６００Ｋ）を下回ってしまう可能性が高く、このような事態を回避するための対策が求められる。
【０１１９】
もちろん、上記特定領域Ｙにおける燃焼条件（ε＝１８、λ≒３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°）であっても、図１５の左下のグラフに示すように、代表点Ｒ（図８）での排ガス温度Ｔexは約６００Ｋ程度であるため、例えばアイドリング状態（つまり触媒への排ガス供給量が少なくなる状態）が長く続いたり、減速時の燃料カットが頻繁に行われたりしない限りは、触媒温度Ｔｃが活性化温度（約６００Ｋ）を大きく下回ることは起き難いと考えられるが、逆に、上記のような事態（アイドリング状態の継続や燃料カット）が頻発すると、触媒温度Ｔｃが活性化温度を下回る可能性が出てくる。そこで、本願発明者は、エンジンの運転状態が上記特定領域Ｙにあり、かつ触媒温度Ｔｃが比較的低くなったときに、一時的に排気損失を高めて排ガス温度Ｔexを意図的に上昇させ、これによって触媒温度Ｔｃを活性化温度以上に維持することを考えた。
【０１２０】
図２３は、燃焼条件を変更することで排ガス温度Ｔexおよび熱効率がどのように変化するかを示す図である。なお、この図２３では、図８に示した代表点Ｒ（回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａ）で、圧縮比ε＝１８、空気過剰率λ＝３、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°という理想的な燃焼条件（図５や図２２の部分負荷域の燃焼条件）で混合気を燃焼させた場合の値を点Ｆ０で示しており、他の点Ｆ１，Ｆ２，Ｆ３，Ｆ４は、空気過剰率λおよび点火時期θigのいずれかもしくは両方を変化させた場合の値を示している（他のパラメータについては圧縮比ε＝１８、燃焼域間Δθ＝２０°に固定）。また、上記点Ｆ０→Ｆ４、および点Ｆ１→Ｆ２を通る曲線Ｓ１，Ｓ２は、空気過剰率λをλ＝３または２に固定したまま、点火時期θigを徐々にリタードさせた場合の線図であり、曲線Ｓ１，Ｓ２の右下側に至るほど、点火時期θigがより大きな遅角幅でリタードされていることを表わしている。
【０１２１】
図２３から明らかなように、空気過剰率λを小さくして空燃比をリッチ化するか、または、点火時期θigをリタードさせれば、それに応じて排ガス温度Ｔexは上昇する。すなわち、空燃比をリッチ化すれば、既燃ガスとともに排出される低温の空気の量が減少するため、排気ガスの温度Ｔexが高まり、また、点火時期θigをＭＢＴ（トルクが最大となる点火時期）に対しリタードすれば、排気損失が増大してやはり排気ガスの温度Ｔexが高くなる。ただし、空燃比をリッチ化し、または点火時期θigをリタードさせれば、その変化幅に応じて熱効率は低下する。
【０１２２】
（２−２）実施例との対応
本願発明者は、上記図２３の結果に基づいて、空燃比（空気過剰率λ）および点火時期θigをどのように変化させれば、熱効率を大幅に損なうことなく排ガス温度Ｔexを上昇させることができるかを考え、その結果として、上記Ａ．実施例の図６に示したような燃焼制御を行うことを考案した。
【０１２３】
具体的に、上記実施例では、触媒温度Ｔｃが第１温度Ｔ１よりも低いことが確認されると、その低下幅に応じて、図６のステップＳ６，Ｓ８，Ｓ９に示した３種類の制御を行うようにした。以下、これら３種類の制御による排ガス温の上昇効果を、代表点Ｒ（Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、ｉ＝３００ｋＰａ）で空気過剰率λや点火時期θigを変化させた場合を示す図２３のグラフを参照しつつ説明する。
【０１２４】
まず、触媒温度Ｔｃが最も低い第３温度Ｔ３未満であったときに実行されるステップＳ９の制御について説明する。ステップＳ９では、上述したように、点火時期θigをＭＢＴに維持したまま、空気過剰率λをλ＝１まで低下させる（理論空燃比にする）制御が行われる。これにより、例えば代表点Ｒにおいて上記ステップＳ９の制御を行った場合には、図２３上で燃焼状態が点Ｆ３に移行し、元の条件（点Ｆ０）のときと比べて、排ガス温度Ｔexが約６００Ｋから９００Ｋ近くまで大幅に上昇することになる。
【０１２５】
次に、触媒温度Ｔｃが上記第３温度以上かつ第２温度Ｔ２未満であったとき（Ｔ３≦Ｔｃ＜Ｔ２のとき）に実行されるステップＳ８では、空気過剰率λをλ＝２とし、かつ点火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせる制御が行われる（図２３のラインＳ２がこれに相当する）。ここでのθigのリタード幅は適宜設定可能であるが、λ＝１までリッチ化したとき（点Ｆ３）よりも熱効率が低下しないように、リタード幅は図２３の点Ｆ２までに留めることが望ましい。すなわち、この点Ｆ２は、空気過剰率λをλ＝２とし、かつ、点Ｆ３とほぼ同じ熱効率となるまで点火時期θigをリタードさせた場合を示している。上記点Ｆ２まで燃焼条件を変化させることにより、元の条件（点Ｆ０）のときと比べると、排ガス温度Ｔexを約６００Ｋから８００Ｋまで上昇させることができる。なお、上記点Ｆ２でのθigのリタード幅は、約１５°である。
【０１２６】
また、触媒温度Ｔｃが上記第２温度Ｔ２以上かつ第１温度Ｔ１未満であったとき（Ｔ２≦Ｔｃ＜Ｔ１のとき）に行われるステップＳ６では、点火時期θigをＭＢＴに維持したまま、空気過剰率λをλ≒３からλ＝２まで低下させる制御が行われる。これにより、図２３上で燃焼状態が点Ｆ１に移行し、元の条件（点Ｆ０）のときと比べて、排ガス温度Ｔexを約６００Ｋから７００Ｋまで上昇させることができる。なお、この程度の排ガス温度Ｔexの上昇であれば、図２３のラインＳ１のように、空気過剰率λ≒３のまま点火時期θigをリタードさせるだけでも実現可能である（例えばラインＳ１上の点Ｆ４参照）。しかしながら、このようにした場合には、得られる排ガス温度Ｔexの上昇幅の割には、熱効率の低下幅が大きいことが分かる。したがって、上記実施例では、空気過剰率λ≒３のまま点火時期θigをリタードさせる上記ラインＳ１のような制御は行わず、点Ｆ１に示したように、点火時期θigをＭＢＴに維持しつつ、空気過剰率λを３→２に低下させるようにしている。
【０１２７】
以上、図２３を用いて説明したように、上記実施例（図６のフローチャート）におけるステップＳ６，Ｓ８，Ｓ９の制御によれば、それぞれ排ガス温度Ｔexを上昇させることが可能であり、その温度上昇幅は、空気過剰率λ＝１、点火時期θig＝ＭＢＴとするステップＳ９のときが最も大きく、以下、λ＝２、θigリタードとするステップＳ８、λ＝２、θig＝ＭＢＴとするステップＳ６の順に小さくなる。
【０１２８】
Ｃ．実施例のまとめと効果
最後に、上記Ａ．実施例のまとめとその効果について説明する。上記実施例では、負荷が比較的小さく、しかも熱効率が非常に高い燃焼条件（ε＝１８、λ≒３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°）で運転される特定領域Ｙで、触媒コンバータ２４における触媒温度Ｔｃが予め定められた第１温度Ｔ１未満になった場合に、点火時期θigをＭＢＴ（トルクが最大となる点火時期）に維持するかまたはリタードさせつつ、空気過剰率λをλ≒３からこれよりも小さい値（λ＝２またはλ＝１）まで低下させるようにした（図６のステップＳ６，Ｓ８，Ｓ９参照）。このような構成によれば、熱効率の高い燃焼条件を基本的に維持しながら、触媒温度Ｔｃが過度に低下するのを簡単かつ効果的に防止できるという利点がある。
【０１２９】
すなわち、上記実施例では、負荷が比較的小さく熱効率が高いために排ガス温度Ｔexが低く、触媒温度Ｔｃが活性化温度よりも低くなり易い特定領域Ｙで、必要に応じ空気過剰率λを低下（リッチ化）させる等の制御を行うことにより、触媒温度Ｔｃが活性化温度を下回る懸念があるときに、筒内の燃焼条件を変更するだけの比較的簡単な構成で排ガス温度Ｔexを上昇させ、温度上昇した排気ガスの作用により触媒温度Ｔｃの低下を効果的に防止することができる。しかも、空気過剰率λや点火時期θigを操作する複数の燃焼制御を触媒温度Ｔｃの値に応じて使い分けることにより、触媒の昇温要求に応じた適切な量だけ排ガス温度Ｔexを上昇させることができ、これに伴い触媒の活性化を適正に維持できるという利点がある。
【０１３０】
例えば、上記実施例では、触媒温度Ｔｃが上記第１温度Ｔ１未満で、かつ第２温度Ｔ２以上である場合（ステップＳ５でＮＯの場合）に、点火時期θigをＭＢＴに維持したまま、空気過剰率λをλ≒３からλ＝２まで低下させるようにした（ステップＳ６）。このような構成によれば、触媒温度Ｔｃが第１温度Ｔ１に比べてわずかに低く、それ程大幅に排ガス温度Ｔexを上昇させなくても触媒温度Ｔｃを活性化温度に維持できると判断されるときに、その状況に応じた適正な量だけ排ガス温度Ｔexを上昇させ（図２３の点Ｆ１参照）、触媒の活性化維持を適正に図ることができる。
【０１３１】
一方、触媒温度Ｔｃが上記第２温度Ｔ２未満で、かつ第３温度Ｔ３以上である場合（ステップＳ７でＮＯの場合）には、空気過剰率λの低下（３→２への低下）に加えて、点火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせるようにした（ステップＳ８）。このような構成によれば、点火時期θigをも変化させることで排ガス温度Ｔexをさらに上昇させることができ（図２３の点Ｆ２参照）、温度低下が進みつつある触媒を確実に活性化温度に維持することができる。
【０１３２】
さらに、触媒温度Ｔｃが上記第２温度Ｔ２よりもさらに低い第３温度Ｔ３未満であった場合（ステップＳ７でＹＥＳの場合）には、点火時期θigをＭＢＴに復帰させるとともに、空気過剰率λをλ＝１まで一気に低下させるようにした（ステップＳ９）。このような構成によれば、触媒温度Ｔｃの低下がかなり進行し、緊急に触媒温度Ｔｃを上昇させる必要があると判断されるときに、排ガス温度Ｔexを大幅に上昇させることにより（図２３の点Ｆ３参照）、触媒を早期に昇温させてその活性化を確実に維持することができる。
【０１３３】
このように、上記実施例では、エンジンの運転状態が特定領域Ｙにあり、かつ触媒温度Ｔｃが第１温度Ｔ１未満になった場合に、点火時期θigをＭＢＴに維持しつつ空気過剰率λをλ＝２まで低下させる制御（ステップＳ６）と、点火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせるとともに空気過剰率λをλ＝２まで低下させる制御（ステップＳ８）と、点火時期θigをＭＢＴに維持しつつ空気過剰率λをλ＝１まで低下させる制御（ステップＳ９）との３種類の燃焼制御を、触媒の温度域が高い順に実行するようにした。これにより、触媒の昇温要求に応じて排ガス温度Ｔexの上昇幅を細かく設定し分けることができ、触媒の活性化維持をより適正に図ることができる。
【０１３４】
また、上記実施例の制御によれば、触媒温度Ｔｃがいずれの温度域にある場合でも、空気過剰率λがλ＝２以上かλ＝１に設定され、λ＝１〜２（１超２未満）の範囲には設定されないため、例えば高価なＮＯｘ触媒を排気通路１９に設けなくても、ＮＯｘの排出量が大幅に増大することがなく、排ガス温度Ｔexの上昇のために空気過剰率λを操作しながらも、ＮＯｘ浄化用の特別な装置を排気通路１９に設けるのを不要にできるという利点がある。
【０１３５】
すなわち、空気過剰率λ＝１以下のリッチ領域では、三元触媒を含む触媒コンバータ２４によりＮＯｘが高い浄化率で浄化されるため、排気通路１９を通じて外部に排出されるＮＯｘ濃度は十分に小さい値に抑えられる。一方、空気過剰率λ＝２以上の大幅にリーンな領域では、混合気の燃焼温度がかなりの低温になることから、燃焼により生じる生のＮＯｘの量が大幅に減少し、その結果、三元触媒の浄化能力がほとんど発揮されなくても、外部に排出されるＮＯｘ濃度を十分に低減することができる。このように、空気過剰率λをλ＝１以下か、またはλ＝２以上に設定することにより、貴金属を多く含んだ高価なＮＯｘ触媒を用いなくても、ＮＯｘ濃度を十分に低減することが可能である。
【０１３６】
これに対し、空気過剰率λ＝１〜２（１超２未満）の範囲では、λ＝２以上のときよりも多くのＮＯｘが生成される上に、三元触媒の浄化能力が低下するため、例えば排気通路１９にＮＯｘ触媒を設けなければ、外部に排出されるＮＯｘ濃度を十分に小さく抑えることができなくなる。したがって、ＮＯｘ触媒のような特別な装置を設けることなくＮＯｘ濃度を低減するには、上記実施例のように、いずれの燃焼制御においても空気過剰率λをλ＝２以上か１以下に設定するのが有効的である。
【０１３７】
また、上記実施例では、点火時期θigがＭＢＴに維持されるかリタードされるかにかわらず、混合気の燃焼期間Δθを常に２０°に維持するようにしたため、熱効率の点で適正な燃焼期間を点火時期θigによらず維持することにより、点火時期θigがリタードされたときの熱効率の低下を最小限に抑えられるという利点がある。
【０１３８】
また、上記実施例では、触媒コンバータ２４からエンジン本体１までの間の排気通路１９を複層構造としたため、排気通路１９を通って触媒に到達する排気ガスの温度が大きく低下するのを効果的に防止することができる。この結果、排ガス温度Ｔexを上昇させるために点火時期θigをリタードさせたり空気過剰率λを低下させたりする制御を頻繁に行う必要がなくなり、熱効率をできるだけ高い値に維持できるという利点がある。
【０１３９】
なお、上記実施例では、特定領域Ｙで触媒温度Ｔｃが第１温度Ｔ１未満になった場合を除く通常時の空気過剰率λを、エンジン負荷の全域でλ≒３という大幅にリーンな値に維持するようにしたため、特にエンジンの高負荷域でかなり多量の空気を筒内に送り込む必要が生じ、そのための過給機として、大型のコンプレッサ２７や回転アシスト用の電動モータ２９等を備えた高性能な過給機２５を用いるようにしたが、適用可能な過給機２５の構成は上記実施例のものこれに限られない。例えば、エンジンの運転状態に応じて過給量をより細やかに制御するために、過給特性の異なる複数の過給機をエンジンに設け、これらの過給機をエンジンの運転状態に応じて適宜使い分けるようにしてもよい。
【０１４０】
また、上記実施例では、通常時の空気過剰率λをエンジン負荷の全域でλ≒３に維持するようにしたが、例えばコスト面等の問題から過給機２５による過給量を十分に確保できないような場合には、負荷域の全部または一部において、空気過剰率λをλ＝２程度に設定してもよい。図９の左から２番目のグラフ（Δθ＝２０°のときのグラフ）に示したように、空気過剰率λを３→２程度に低下させたとしても、例えば圧縮比１８の場合で図示熱効率は２％ほどしか低下しないため、従来と比べれば熱効率を十分に向上させることが可能である。
【０１４１】
なお、通常時の空気過剰率λをλ＝２に設定した場合、図６のフローチャートにおけるステップＳ６の制御は通常の燃焼制御と同じになるため、ステップＳ６は省略されることになる。この場合、排ガス温度Ｔexを上昇させるための制御としては、例えば、空気過剰率λ＝２で点火時期θigをリタードさせるステップＳ８に相当する制御と、点火時期θigをＭＢＴに維持しつつ空気過剰率λをλ＝１まで低下させるステップＳ９に相当する制御の２種類を使い分ければよい。
【０１４２】
一方、上記実施例のように３種類の燃焼制御（ステップＳ６，Ｓ８，Ｓ９）を使い分ける場合でも、空気過剰率λの値は図６に示した例に限られない。すなわち、通常時の空気過剰率λ（上記実施例ではλ≒３）を第１の所定値、図６のステップＳ６，Ｓ８でリッチ化されたときの空気過剰率λ（上記実施例ではλ＝２）を第２の所定値とすると、「第１の所定値＞第２の所定値≧２」の関係が成立するように空気過剰率λを制御すればよく、具体的なλの値は適宜変更可能である。
【０１４３】
また、上記実施例では、エンジン負荷の全域で燃焼期間Δθを２０°一定に維持するものとしたが、燃焼期間Δθを常に同じクランク角範囲に収めることは実際の制御上困難な面も想定され、また、Δθ＝１０°，２０°，３５°，６０°で演算した熱効率の分布（図９）から考えれば、燃焼期間Δθが２０°に対し±５°程度変化したとしても、熱効率は大きく変化しないと考えられる。このことから、実際のエンジンでは、燃焼期間Δθが２０±５°程度の範囲に収まるように燃焼を制御すればよい。
【０１４４】
また、上記実施例では、インジェクタ１０から噴射される燃料の種類については特に言及しなかったが、燃料としては、ガソリンを用いてもよいし、より好適な例として、水素を含有する燃料を用いてもよい。例えば、一般的な性状のガソリンを用いた場合には、特にε＝１８というかなり高めの圧縮比に設定される上記特定領域Ｙにおいて、混合気が圧縮上死点付近で自着火してしまい、火花点火による燃焼（火花点火により形成された火種からその周囲へと火炎を伝播させる燃焼）を適正に実行できないことも想定される。そこで、このような場合には、高圧縮比下でも火花点火による燃焼を確実に行うことが可能な燃料として、水素、もしくは、水素が添加されたガソリン等を採用することが有望視される。または、従来通りの性状のガソリンを燃料として用いたい場合には、圧縮比εの最大値を１８からある程度（例えば１５程度まで）低下させてもよい。
【０１４５】
また、上記実施例では、触媒コンバータ２４からエンジン本体１までの間の排気通路１９を複層構造とすることにより、排気ガスが触媒に到達するまでの間に排気ガスの温度が大きく低下するのを防止するようにしたが、機器配置上の問題がなければ、排気通路１９の最上流部（エンジン本体１の排気側の直近）に上記触媒コンバータ２４を設けてもよい。このようにすれば、エンジン本体１から排出されたばかりの高温の排気ガスが触媒コンバータ２４に流入するため、排気通路１９を上記のような複層構造としなくても、触媒到達時の排気ガスの温度低下を効果的に防止することができる。
【０１４６】
また、上記実施例では、触媒コンバータ２４に設けられた触媒温度センサ６４により触媒の温度を直接的に検出するようにしたが、例えば、触媒コンバータ２４の上流側もしくは下流側を通過する排気ガスの温度を検出し、その検出ガス温度に基づき演算等により触媒の温度を求めるようにしてもよい。または、エンジンの運転状態（回転速度・負荷）や外気温等に基づいて、演算のみによって触媒の温度を求めてもよい。
【符号の説明】
【０１４７】
１  エンジン本体
１Ａ〜１Ｄ  気筒
１１  点火プラグ
１９  排気通路
２４  触媒コンバータ
５３  点火制御手段
５４  空燃比制御手段
６４  触媒温度センサ（触媒温度検出手段）
Ｙ  特定領域（特定の運転領域）
Ｔｃ  触媒温度
Ｔ１  所定温度
θig  点火時期
λ  空気過剰率
【図１】
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【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９】
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【図１０】
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【図１１】
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