(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
気筒を備える機関本体と、
前記機関本体に設けられ、前記気筒内の混合気を点火する点火プラグと、
前記機関本体に設けられ、吸気弁の閉弁時期を任意の時期に変更可能に構成された可変バルブタイミング機構と、
を備える内燃機関を制御する内燃機関の制御装置であって、
機関負荷が低負荷領域内の少なくとも一部の領域にあるときに、点火時期が、前記吸気弁の弁頭と弁座との間隔が消炎距離以下となる時期であって、かつ当該吸気弁の閉弁時期よりも前の時期となるように点火プラグを制御する点火時期制御部を備える、
内燃機関の制御装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は内燃機関の制御装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
特許文献１には、従来の内燃機関の制御装置として、吸気弁閉時期が吸気下死点から離れているときには、離れていないときに比べて点火時期を進角させるように構成されたものが開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２００２−２５７０１８号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
発明者らの鋭意研究の結果、内燃機関によっては低負荷側の運転領域で吸気弁閉時期を吸気下死点よりも遅角させ、例えば実圧縮比よりも膨張比を高めた状態で機関本体を運転させようとすると、所定の運転領域において、機関本体の出力トルクが最大となる点火時期（以下「ＭＢＴ（Minimum advance for the Best Torque）」という。）が吸気弁閉時期よりも進角側に来る場合があることがわかった。
【０００５】
しかしながら、特許文献１には点火時期と吸気弁閉時期との関係については言及されておらず、点火時期をどこまで進角させるかは不明であった。そして、仮に点火時期を吸気弁閉時期よりも進角側に設定してしまうと、燃焼室内で生じた火炎が吸気通路側に逆流していくバックファイヤが発生するおそれがあるため、点火時期は吸気弁閉時期よりも遅角側に設定されるのが一般的である。そのため、点火時期をＭＢＴに近づけることができないという問題点があった。
【０００６】
本発明はこのような問題点に着目してなされたものであり、ＭＢＴが吸気弁閉時期よりも進角側となる運転領域においても、バックファイヤの発生を防止しつつ、点火時期をＭＢＴに近づけ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に、本発明のある態様によれば、気筒を備える機関本体と、機関本体に設けられて気筒内の混合気を点火する点火プラグと、機関本体に設けられて吸気弁の閉弁時期を任意の時期に変更可能に構成された可変バルブタイミング機構と、を備える内燃機関を制御する内燃機関の制御装置が、機関負荷が低負荷領域内の少なくとも一部の領域にあるときに、点火時期が、吸気弁の弁頭と弁座との間隔が消炎距離以下となる時期であって、かつ当該吸気弁の閉弁時期よりも前の時期となるように点火プラグを制御する点火時期制御部を備える。
【発明の効果】
【０００８】
本発明のこの態様によれば、ＭＢＴが吸気弁閉時期よりも進角側となる運転領域においても、バックファイヤの発生を防止しつつ、点火時期をＭＢＴに近づけることができる。
【図面の簡単な説明】
【０００９】
【図１】図１は、本発明の第１実施形態による内燃機関及び内燃機関を制御する電子制御ユニットの概略構成図である。
【図２】図２は、可変圧縮比機構の分解斜視図である。
【図３】図３は、可変圧縮比機構の動作について説明する図である。
【図４Ａ】図４Ａは、吸気カムシャフトに固定された吸気カムの側面図である。
【図４Ｂ】図４Ｂは、吸気弁のリフトカーブを示す図である。
【図５】図５は、可変バルブタイミング機構の概略構成図である。
【図６】図６は、可変バルブタイミング機構の動作について説明する図である。
【図７Ａ】図７Ａは、機械圧縮比、実圧縮比及び膨張比について説明する図である。
【図７Ｂ】図７Ｂは、機械圧縮比、実圧縮比及び膨張比について説明する図である。
【図７Ｃ】図７Ｃは、機械圧縮比、実圧縮比及び膨張比について説明する図である。
【図８】図８は、理論熱効率と膨張比との関係を示す図である。
【図９】図９は、機関本体の運転領域を示すマップである。
【図１０】図１０は、機械回転速度を一定としたときの機関負荷に応じた機械圧縮比、吸気弁閉時期及び最適点火時期の一例を示した図である。
【図１１】図１１は、本発明の第１実施形態による点火時期制御について説明するフローチャートである。
【図１２】図１２は、本発明の第１実施形態による進角限界点火時期算出制御について説明するフローチャートである。
【図１３】図１３は、初期筒内圧力Ｐｉｖｃに基づいて２壁間消炎距離Ｌｑを算出するためのテーブルである。
【図１４】図１４は、吸気弁のバルブリフト量が２壁間消炎距離Ｌｑとなるクランク角Ｘｇの算出方法について説明する図である。
【図１５】図１５は、冷却水の温度に基づいて補正係数Ｋを算出するためのテーブルである。
【図１６】図１６は、機関回転速度に基づいてリフトロスＬｈを算出するためのテーブルである。
【図１７】図１７は、点火プラグの中心部から吸気ポート開口部までの最少距離ｄを表す図である。
【図１８】図１８は、機関回転速度と火炎の燃焼速度ｖとの関係を示す図であり、機関回転速度に基づいて火炎の燃焼速度ｖを算出するためのテーブルである。
【図１９】図１９は、本発明の第２実施形態による進角限界点火時期算出制御について説明するフローチャートである。
【発明を実施するための形態】
【００１０】
以下、図面を参照して本発明の実施形態について詳細に説明する。なお、以下の説明では、同様な構成要素には同一の参照番号を付す。
【００１１】
（第１実施形態）
図１は、本発明の第１実施形態による内燃機関１００及び内燃機関１００を制御する電子制御ユニット２００の概略構成図である。
【００１２】
図１に示すように、内燃機関１００は、機関本体１と、吸気装置２０と、排気装置３０と、を備える。
【００１３】
機関本体１は、シリンダブロック２と、シリンダブロック２の上部に取り付けられたシリンダヘッド３と、シリンダブロック２の下部に取り付けられたクランクケース４と、クランクケース４の下部に取り付けられたオイルパン５と、を備える。
【００１４】
シリンダブロック２には、複数のシリンダ（気筒）６が形成される。シリンダ６の内部には、燃焼圧力を受けてシリンダ６の内部を往復運動するピストン７が収められる。ピストン７は、コンロッド８を介してクランクケース４内に回転可能に支持されたクランクシャフト９と連結されており、クランクシャフト９によってピストン７の往復運動が回転運動に変換される。シリンダヘッド３、シリンダ６及びピストン７によって区画された空間が燃焼室１０となる。
【００１５】
シリンダヘッド３には、シリンダヘッド３の一方の側面（図中右側）に開口すると共に燃焼室１０に開口する吸気ポート１１と、シリンダヘッド３の他方の側面（図中左側）に開口すると共に燃焼室１０に開口する排気ポート１２と、が形成される。
【００１６】
またシリンダヘッド３には、後述する吸気マニホールド２３の各吸気枝管２３ｂに取り付けられた燃料噴射弁１７から噴射された燃料と、空気と、の混合気を燃焼室１０内で点火するための点火プラグ１８が、燃焼室１０に臨むように取り付けられる。なお、燃料噴射弁１７は、燃焼室１０内に直接燃料を噴射することができるようにシリンダヘッド３に取り付けてもよい。
【００１７】
またシリンダヘッド３には、燃焼室１０と吸気ポート１１との開口を開閉するための吸気弁１３と、吸気弁１３を開閉駆動するための吸気動弁装置４０と、が設けられる。吸気動弁装置４０は、気筒列方向に延びる吸気カムシャフト４１と、吸気カムシャフト４１に固定された吸気カム４２と、吸気カム４２と接触して吸気弁を押し下げるタペット４３と、吸気カムシャフト４１の一端部に設けられて吸気弁１３の閉弁時期（以下「吸気弁閉時期」という。）を任意の時期に変更することができる可変バルブタイミング機構Ｂと、を備える。可変バルブタイミング機構Ｂの詳細については、図５及び図６を参照して後述する。
【００１８】
さらにシリンダヘッドには、燃焼室１０と排気ポート１２との開口を開閉するための排気弁１４と、排気弁１４を開閉駆動するための排気動弁装置９０と、が設けられる。排気動弁装置９０は、気筒列方向に延びる排気カムシャフト９１と、排気カムシャフト９１に固定された排気カム９２と、排気カム９２と接触して吸気弁を押し下げるタペット９３と、を備える。
【００１９】
また本実施形態による機関本体１は、シリンダブロック２とクランクケース４との連結部に可変圧縮比機構Ａを備える。本実施形態による可変圧縮比機構Ａは、シリンダブロック２とクランクケース４とのシリンダ軸線方向の相対位置を変化させることによって、ピストン７が圧縮上死点に位置するときの燃焼室１０の容積を変更するものである。シリンダブロック２とクランクケース４との連結部には、シリンダブロック２とクランクケース４との相対位置関係を検出するための相対位置センサ２１１が取り付けられており、この相対位置センサ２１１からはシリンダブロック２とクランクケース４との間隔の変化を示す出力信号が出力される。可変圧縮比機構Ａの詳細については、図２及び図３を参照して後述する。
【００２０】
吸気装置２０は、吸気ポート１１を介してシリンダ６内に空気を導くための装置であって、エアクリーナ２１と、吸気管２２と、吸気マニホールド２３と、電子制御式のスロットル弁２４と、スロットルセンサ２１２と、エアフローメータ２１３と、吸気圧センサ２１４と、を備える。
【００２１】
エアクリーナ２１は、空気中に含まれる砂などの異物を除去する。
【００２２】
吸気管２２は、一端がエアクリーナ２１に連結され、他端が吸気マニホールド２３のサージタンク２３ａに連結される。
【００２３】
吸気マニホールド２３は、サージタンク２３ａと、サージタンク２３ａから分岐してシリンダヘッド側面に形成されている各吸気ポート１１の開口に連結される複数の吸気枝管２３ｂと、を備える。サージタンク２３ａに導かれた空気は、吸気枝管２３ｂを介して各シリンダ６内に均等に分配される。このように、吸気管２２、吸気マニホールド２３及び吸気ポート１１が、各シリンダ６内に空気を導くための吸気通路を形成する。
【００２４】
スロットル弁２４は、吸気管２２内に設けられる。スロットル弁２４は、スロットルアクチュエータ（図示せず）によって駆動され、吸気管２２の通路断面積を連続的又は段階的に変化させる。スロットルアクチュエータによってスロットル弁２４の開度（以下「スロットル開度」という。）を調整することで、各シリンダ６内に吸入される空気の流量を調整することができる。スロットル開度は、スロットルセンサ２１２によって検出される。
【００２５】
エアフローメータ２１３は、スロットル弁２４よりも上流側の吸気管２２内に設けられる。エアフローメータ２１３は、吸気管２２内を流れる空気の流量（以下「吸入吸気量」という。）を検出する。
【００２６】
吸気圧センサ２１４は、サージタンク２３ａ内に設けられる。吸気圧センサ２１４は、サージタンク２３ａ内の圧力を検出する。
【００２７】
排気装置３０は、燃焼室１０内で生じた燃焼ガス（排気）を浄化して外気に排出するための装置であって、排気マニホールド３１と、排気後処理装置３２と、排気管３３と、空燃比センサ２１５と、を備える。
【００２８】
排気マニホールド３１は、シリンダヘッド側面に形成されている各排気ポート１２の開口と連結される複数の排気枝管と、排気枝管を集合させて１本にまとめた集合管と、を備える。
【００２９】
排気後処理装置３２は、排気マニホールド３１の集合管に連結される。排気後処理装置３２は、排気を浄化した上で外気に排出するための装置であって、有害物質を浄化する各種の触媒（例えば三元触媒）を担体に担持させたものである。
【００３０】
排気管３３は、一端が排気後処理装置３２に連結され、他端が開口端となっている。各シリンダ６から排気ポート１２を介して排気マニホールド３１に排出された排気は、排気後処理装置３２及び排気管３３を流れて外気に排出される。
【００３１】
空燃比センサ２１５は、排気マニホールド３１の集合管に設けられ、排気の空燃比を検出する。
【００３２】
電子制御ユニット２００は、デジタルコンピュータから構成され、双方性バス２０１によって互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）２０２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）２０３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）２０４、入力ポート２０５及び出力ポート２０６を備える。
【００３３】
入力ポート２０５には、前述した相対位置センサ２１１やスロットルセンサ２１２、エアフローメータ２１３、吸気圧センサ２１４、空燃比センサ２１５などの出力信号の他、機関本体１を冷却する冷却水の温度を検出するための水温センサ２１６などからの出力信号が、対応する各ＡＤ変換器２０７を介して入力される。また入力ポート２０５には、アクセルペダル２２０の踏み込み量（以下「アクセル踏込量」という。）に比例した出力電圧を発生する負荷センサ２１７の出力電圧が、対応するＡＤ変換器２０７を介して入力される。また入力ポート２０５には、機関回転速度などを算出するための信号として、機関本体１のクランクシャフト９が例えば１５°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ２１８の出力信号が入力される。さらに入力ポート２０５には、吸気カムシャフトの回転角度を表す信号を発生するカムポジションセンサ２１９の出力信号が入力される。このように入力ポート２０５には、内燃機関１００を制御するために必要な各種センサの出力信号が入力される。
【００３４】
出力ポート２０６には、対応する駆動回路２０８を介して燃料噴射弁１７や点火プラグ１８、可変圧縮比機構Ａ、可変バルブタイミング機構Ｂなどの各制御部品が電気的に接続される。
【００３５】
電子制御ユニット２００は、入力ポート２０５に入力された各種センサの出力信号に基づいて、各制御部品を制御するための制御信号を出力ポート２０６から出力して内燃機関１００を制御する。
【００３６】
図２は、本実施形態による可変圧縮比機構Ａの分解斜視図である。
【００３７】
図２に示すように、シリンダブロック２の両側壁の下方には互いに間隔を隔てた複数個の突出部５０が形成されており、各突出部５０には断面円形のカム挿入孔５１が形成されている。一方、クランクケース４の上壁面上には互いに間隔を隔ててそれぞれ対応する突出部５０の間に嵌合する複数個の突出部５２が形成されており、これらの各突出部５２にもそれぞれ断面円形のカム挿入孔５３が形成されている。
【００３８】
また可変圧縮比機構Ａは、一対のカムシャフト５４，５５を備えており、各カムシャフト５４，５５上には、所定の間隔を空けて各カム挿入孔５３内に回転可能に挿入される円形カム５８が固定されている。これらの円形カム５８は各カムシャフト５４，５５の回転軸線と共軸をなす。一方、各円形カム５８の両側には各カムシャフト５４，５５の回転軸線に対して偏心配置された偏心軸５７（図３参照）が延びており、この偏心軸５７上に別の円形カム５６が偏心して回転可能に取付けられている。図２に示されるようにこれら円形カム５６は各円形カム５８の両側に配置されており、これら円形カム５６は対応する各カム挿入孔５１内に回転可能に挿入されている。
【００３９】
各カムシャフト５４，５５の一端部には、制御軸６０に設けられた一対のウォーム６１，６２とそれぞれ噛み合うウォームホイール６３，６４が取り付けられている。一対のウォーム６１，６２は、各カムシャフト５４，５５をそれぞれ反対方向に回転させることができるように、螺旋方向が逆向きとなっている。制御軸６０は、駆動モータ６５によって回転させられ、駆動モータ６５を回転させて各カムシャフト５４，５５をそれぞれ反対方向に回転させることで、図３に示すように、ピストン７が圧縮上死点に位置するときの燃焼室１０の容積が変更させられる。カムシャフト５５にはカムシャフト５５の回転角度を表す出力信号を発生するカム回転角度センサ２２１が取付けられており、カム回転角度センサ２２１の出力信号は対応するＡＤ変換器２０７を介して電子制御ユニット２００に入力されている。以下、図３を参照して可変圧縮比機構Ａの動作について説明する。
【００４０】
図３は、可変圧縮比機構Ａの動作について説明する図である。
【００４１】
図３（Ａ）は、可変圧縮比機構Ａによって、ピストン７が圧縮上死点に位置するときの燃焼室１０の容積が最大にされている状態の図である。図３（Ｂ）は、可変圧縮比機構Ａによって、ピストン７が圧縮上死点に位置するときの燃焼室１０の容積が最大と最少との間にされている状態の図である。図３（Ｃ）は、可変圧縮比機構Ａによって、ピストン７が圧縮上死点に位置するときの燃焼室１０の容積が最少にされている状態の図である。
【００４２】
図３（Ａ）に示す状態から各カムシャフト５４，５５上に固定された円形カム５８を、図３Ａにおいて矢印で示されるように互いに反対方向に回転させると、偏心軸５７が互いに離れる方向に移動するために円形カム５６がカム挿入孔５１内において円形カム５８とは反対方向に回転する。これにより図３（Ｂ）に示すように、偏心軸５７の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に円形カム５８を矢印で示される方向に回転させると、図３（Ｃ）に示すように偏心軸５７は最も低い位置となる。
【００４３】
なお図３（Ａ）から図３（Ｃ）には、それぞれの状態における円形カム５８の中心ａと偏心軸５７の中心ｂと円形カム５６の中心ｃとの位置関係が示されている。
【００４４】
図３（Ａ）から図３（Ｃ）を比較するとわかるように、クランクケース４とシリンダブロック２の相対位置は円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離によって定まり、円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離が大きくなるほどシリンダブロック２はクランクケース４から離間側に移動する。すなわち、可変圧縮比機構Ａは回転するカムを用いたクランク機構によりクランクケース４とシリンダブロック２間の相対位置を変化させていることになる。シリンダブロック２がクランクケース４から離れるとピストン７が圧縮上死点に位置するときの燃焼室１０の容積は増大する。このように、各カムシャフト５４，５５を回転させることによってピストン７が圧縮上死点に位置するときの燃焼室１０の容積を変更することができる。
【００４５】
図４Ａは、吸気カムシャフト４１に固定された吸気カム４２の側面図である。図４Ｂは、吸気弁１３のリフトカーブを示す図である。
【００４６】
図４Ａに示すように、吸気カム４２は、カム部４２１と、ベースサークル部４２２と、緩衝部４２３と、を備える。
【００４７】
カム部４２１は、吸気カムシャフト４１が回転したときに、タペット４３を介して吸気弁１３を押し下げる部分である。
【００４８】
ベースサークル部４２２は、吸気カムシャフト４１が回転したときに、吸気弁１３を押し下げずに吸気弁１３のバルブリフト量がゼロになる部分である。
【００４９】
緩衝部４２３は、カム部４２１とベースサークル部４２２との間に形成されており、カム部４２１と同様にタペット４３を介して吸気弁１３を押し下げる部分であるが、図４Ｂに示すように、バルブリフト量がクランク角に対して比例して変化する部分である。このような緩衝部４２３は、クランク角に対するバルブリフト量の変化が緩やかになるように構成されるため、緩衝部４２３を経由してから吸気弁１３の開弁及び閉弁を行うことで、吸気カム４２のカム部４２１がタペット４３に接触する際の打音や衝撃力を低減して騒音の低減を図るとともに、吸気カム４２やタペット４３の保護を図ることができる。なお本実施形態において、吸気弁閉時期といったときは、基本的にバルブリフト量がゼロになった時点のクランク角を指すが、図４Ｂにおいてカム部４２１と遅角側（図４Ｂの右側）の緩衝部４２３との境界、又は遅角側の緩衝部４２３内の任意のクランク角を吸気弁閉時期として定義しても良い。
【００５０】
図５は、吸気カムシャフト４１の一端部に設けられている本実施形態による可変バルブタイミング機構Ｂの概略構成図である。
【００５１】
図５に示すように、可変バルブタイミング機構Ｂは、クランクシャフト９によってタイミングベルトを介して矢印方向に回転させられるタイミングプーリ７１と、タイミングプーリ７１と一緒に回転する円筒状ハウジング７２と、吸気カムシャフト４１と一緒に回転し、かつ円筒状ハウジング７２に対して相対回転可能な回転軸７３と、円筒状ハウジング７２の内周面から回転軸７３の外周面まで延びる複数個の仕切壁７４と、各仕切壁７４の間で回転軸７３の外周面から円筒状ハウジング７２の内周面まで延びるベーン７５と、を備える。各ベーン７５の両側にはそれぞれ進角用油圧室７６と遅角用油圧室７７とが形成されている。
【００５２】
各油圧室７６，７７への作動油の供給制御は、電子制御ユニット２００によって駆動される作動油供給制御弁７８によって行われる。作動油供給制御弁７８は、各油圧室７６，７７にそれぞれ連結された油圧ポート７９，８０と、油圧ポンプ８１から吐出された作動油の供給ポート８２と、一対のドレインポート８３，８４と、各ポート７９，８０，８２，８３，８４間の連通遮断制御を行うスプール弁８５と、を備える。
【００５３】
吸気カムシャフト４１の吸気カム４２の位相を進角すべきときは、図５においてスプール弁８５が右方に移動させられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート７９を介して進角用油圧室７６に供給されると共に、遅角用油圧室７７内の作動油がドレインポート８４から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印方向に相対回転させられる。
【００５４】
これに対し、吸気カムシャフト４１の吸気カム４２の位相を遅角すべきときは、図５においてスプール弁８５が左方に移動させられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート８０を介して遅角用油圧室７７に供給されると共に、進角用油圧室７６内の作動油がドレインポート８３から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印と反対方向に相対回転させられる。
【００５５】
回転軸７３が円筒状ハウジング７２に対して相対回転させられているときにスプール弁８５が図５に示される中立位置に戻されると回転軸７３の相対回転動作は停止させられ、回転軸７３はそのときの相対回転位置に保持される。このようにして、可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気カムシャフト４１の吸気カム４２の位相を所望の量だけ進角又は遅角させることができる。
【００５６】
図６は、可変バルブタイミング機構Ｂの動作について説明する図である。
【００５７】
図６の実線は、可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気カムシャフト４１の吸気カム４２の位相が最も進角されているときのリフトカーブを示しており、図５の破線は、吸気カムシャフト４１の吸気カム４２の位相が最も遅角されているときのリフトカーブを示している。従って吸気弁１３の開弁期間は図５において実線で示す範囲と破線で示す範囲との間で任意に設定することができ、吸気弁閉時期も図５において矢印Ｃで示す範囲内の任意のクランク角に設定することができる。
【００５８】
すなわち可変バルブタイミグ機構Ｂによって、吸気弁閉時期を、吸気カムシャフト４１の吸気カム４２の位相が最も進角されているときの閉弁時期（以下「進角側限界閉時期」という。）から吸気カムシャフト４１の吸気カム４２の位相が最も遅角されているときの閉弁時期（以下「遅角側限界閉時期」という。）までの任意の時期に変更することができる。
【００５９】
なお、図１及び図５に示す可変バルブタイミング機構Ｂは一例を示すものであって、例えば吸気弁開時期を一定に維持したまま吸気弁閉時期のみを変えることのできる可変バルブタイミング機構等、種々の形式の可変バルブタイミング機構を用いることができる。
【００６０】
次に図７Ａから図７Ｃを参照して、本明細書で使用する機械圧縮比、実圧縮比及び膨張比という各用語の意味について説明する。なお、図７Ａから図７Ｃには、各用語の説明のために燃焼室容積が５０ｍｌでピストン７の行程容積が５００ｍｌである機関本体１が示されており、これら図７Ａから図７Ｃにおいて燃焼室容積とはピストン７が圧縮上死点に位置するときの燃焼室１０の容積を表している。
【００６１】
図７Ａは機械圧縮比について説明する図である。
【００６２】
機械圧縮比は、圧縮行程時のピストン７の行程容積と燃焼室容積のみから機械的に定まる値であって、（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図７Ａに示される例では、機械圧縮比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。
【００６３】
図７Ｂは実圧縮比について説明する図である。
【００６４】
実圧縮比は、実際に圧縮作用が開始されたときからピストン７が上死点に達するまでの実際のピストン行程容積と燃焼室容積から定まる値であって、（燃焼室容積＋実際の行程容積）／燃焼室容積で表される。すなわち図７Ｂに示すように、圧縮行程においてピストン７が上昇を開始しても吸気弁１３が開弁している間は、圧縮作用は行われず、吸気弁１３が閉弁したときから実際の圧縮作用が開始される。従って実圧縮比は実際の行程容積を用いて上記の通り表される。図７Ｂに示される例では、実圧縮比は（５０ｍｌ＋４５０ｍｌ）／５０ｍｌ＝１０となる。
【００６５】
図７Ｃは膨張比について説明する図である。
【００６６】
膨張比は、膨張行程時のピストン７の行程容積と燃焼室容積から定まる値であって、（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図７Ｃに示される例では、膨張比は（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１となる。
【００６７】
図８は、理論熱効率と膨張比との関係を示す図である。
【００６８】
図８における実線は実圧縮比と膨張比とがほぼ等しい場合、すなわち通常のサイクルにおける理論熱効率の変化を示している。この場合には膨張比が大きくなるほど、すなわち実圧縮比が高くなるほど理論熱効率が高くなることがわかる。したがって、通常のサイクルにおいて理論熱効率を高めるには実圧縮比を高くすればよいことになる。しかしながら機関高負荷運転時におけるノッキングの発生の制約により実圧縮比はある程度までしか高くすることができず、斯くして通常のサイクルにおいては理論熱効率を十分に高くすることはできない。
【００６９】
一方、このような状況下で機械圧縮比と実圧縮比とを厳密に区分しつつ理論熱効率を高めることが検討され、その結果、理論熱効率は膨張比が支配し、理論熱効率に対して実圧縮比はほとんど影響を与えないことがわかった。すなわち、実圧縮比を高くすると爆発力は高まるが、圧縮に必要なエネルギが大きくなり、結果として実圧縮比を高めても理論熱効率がほとんど高くならないことがわかった。
【００７０】
これに対し、膨張比を大きくすると膨張行程時にピストン７に対し押下げ力が作用する期間が長くなり、ピストン７がクランクシャフト９に回転力を与えている期間が長くなる。したがって、膨張比を大きくするほど理論熱効率が高くなる。図８の破線ε＝１０は実圧縮比を１０に固定した状態で膨張比を高くしていった場合の理論熱効率を示している。このように実圧縮比εを低い値に維持した状態で膨張比を高くしたときの理論熱効率の上昇量と、図８に実線で示す実圧縮比が膨張比と共に増大していく場合の理論熱効率の上昇量とは大きな差がないことがわかる。
【００７１】
このように実圧縮比が低い値に維持されているとノッキングが発生することがなく、従って実圧縮比を低い値に維持した状態で膨張比を高くするとノッキングの発生を阻止しつつ理論熱効率を大幅に高めることができる。そして一般的に、内燃機関は機関負荷が低いときほど熱効率が悪くなる傾向にあるので、機関運転時における熱効率を向上させて燃費を向上させるためには、機関負荷が低いときの熱効率を向上させることが有効である。
【００７２】
以下、図９を参照しながら、本実施形態による可変圧縮比機構Ａ及び可変バルブタイミング機構Ｂの基本的な制御について説明する。
【００７３】
図９は、機関本体１の運転領域を示すマップである。以下では便宜上、機関本体１の運転領域を第１負荷ラインと第２負荷ラインとによって三等分したときの第１負荷ライン以下の領域を低負荷領域という。第２負荷ライン以下の領域であって低負荷領域を除く領域を中負荷領域という。第２負荷ラインよりも機関負荷の高い領域を高負荷領域という。
【００７４】
電子制御ユニット２００は、機関回転速度と機関負荷（アクセル踏込量）とに基づいて定まる機関運転状態が、中負荷領域内のやや第１負荷ライン側に存在する負荷ラインＬ１以下の領域にあるときは、吸気弁閉時期を吸気下死点から最も遅角させた遅角側限界閉時期に固定し、スロットル弁２４によって吸入空気量を制御すると共に、機械圧縮比を上限機械圧縮比に固定する。なお上限機械圧縮比とは、燃焼室容積が最少にされているとき（図３（Ｃ）の状態）の機械圧縮比である。
【００７５】
このように電子制御ユニット２００は、機関運転状態が負荷ラインＬ１以下の領域にあるときは、機械圧縮比を上限機械圧縮比に固定することで膨張比を最大膨張比に維持し、吸気弁閉時期を遅角側限界閉時期に固定することで実圧縮比をノッキングやプレイグニッションが発生しない程度の所定値（本実施形態では１１）に維持する。
【００７６】
図７Ａから図７Ｃに示した機関本体１に適用した場合、吸気弁閉時期を遅角側限界閉時期に固定することで、例えば実際のピストン行程容積が５００ｍｌから２００ｍｌになっており、機械圧縮比を上限機械圧縮比に固定することで、例えば燃焼室容積が５０ｍｌから２０ｍｌになっている。したがって、図７Ａから図７Ｃに示した機関本体１では、機関運転状態が低負荷領域にあるときは、実圧縮比が（２０ｍｌ＋２００ｍｌ）／２０ｍｌ＝１１となっており、膨張比が（２０ｍｌ＋５００ｍｌ）／２０ｍｌ＝２６となっている。
【００７７】
これにより負荷ラインＬ１以下の領域内においては、実圧縮比をノッキングが発生しない程度の値に維持しつつ、膨張比を最大膨張比に維持することができるので、ノッキングの発生を抑制しつつ理論熱効率を大幅に高めることができる。
【００７８】
そして電子制御ユニット２００は、機関運転状態が負荷ラインＬ１以下の領域にあるときは、吸入空気量が機関負荷に応じた目標吸入空気量となるようにスロットル弁２４を制御している。具体的には、機関回転速度が一定であるとすると、図９に示すように機関負荷が負荷ラインＬ１上のＡ点に存在するときにスロットル弁２４が全開となるように、機関負荷が高くなるほどスロットル開度を大きくしている。そのため、機関負荷が負荷ラインＬ１よりも高くなると、もはやスロットル弁２４で吸入空気量を制御できなくなる。そこで機関負荷が負荷ラインＬ１よりも高くなったときは、吸気弁閉時期を遅角側限界閉時期から吸気下死点側に進角させることで、吸入空気量を増大させる。
【００７９】
すなわち電子制御ユニット２００は、機関運転状態が負荷ラインＬ１よりも高い領域にあるときは、スロットル弁２４を全開に固定し、可変バルブタイミング機構Ｂよって吸入空気量を制御すると共に、実圧縮比が所定値に維持されるように機械圧縮比を上限機械圧縮比から低下させる。
【００８０】
具体的には、電子制御ユニット２００は、機関回転速度が一定であるとすると、図９に示すように機関負荷が全負荷ライン上のＢ点に存在するときに吸気弁閉時期が進角側限界閉時期となるように、機関負荷が高くなるほど吸気弁閉時期を遅角側限界閉時期から吸気下死点側に進角させることで吸入空気量を増大させる。そして電子制御ユニット２００は、実圧縮比が所定値に維持されるように、機関負荷が高くなるほど機械圧縮比を上限機械圧縮比から低下させる。
【００８１】
図７Ａから図７Ｃに示した機関本体１において、吸気弁閉時期を遅角側限界閉時期から吸気下死点側に進角させることで、例えば実際のピストン行程容積が５００ｍｌから４００ｍｌになったとすると、実圧縮比を一定の１１に維持するために、電子制御ユニット２００は燃焼室容積が４０ｍｌとなるように機械圧縮比を低下させる。
【００８２】
このように、負荷ラインＬ１よりも高い領域内においては、吸気弁閉時期が進角側限界閉時期に向けて制御され、実圧縮比を所定値に維持するために、制御された閉弁時期に応じて機械圧縮比が上限機械圧縮比よりも小さくされる。そのため、負荷ラインＬ１よりも高い領域内においても、膨張比が最大膨張比よりも小さくなるものの、引き続き膨張比を実圧縮比よりも高い値に維持した状態で機関本体１を運転させることができる。よって、負荷ラインＬ１よりも高い領域内においても、ノッキングの発生を抑制しつつ理論熱効率を高めることができる。また、負荷ラインＬ１よりも高い領域ではスロットル弁２４が全開に固定されているので、ポンピング損失をほぼゼロにすることができる。
【００８３】
このように本実施形態では、機関運転状態に基づいて可変圧縮比機構Ａと可変バルブタイミング機構Ｂとを協調的に制御することで、全運転領域で実圧縮比をノッキングが発生しない程度の値に維持しつつ、実圧縮比よりも膨張比を高めた状態で機関本体１を運転させている。
【００８４】
また電子制御ユニット２００は、これら可変圧縮比機構Ａ及び可変バルブタイミング機構Ｂの他にも、点火プラグ１８の点火時期を制御している。一般的に点火プラグ１８の点火時期は、ノッキングが生じない範囲でＭＢＴに最も近い点火時期（ＭＢＴにてノッキングが生じない場合はＭＢＴ。以下「最適点火時期」という。）に制御されている。
【００８５】
ここで機関負荷が一定であれば、ＭＢＴは、基本的に機関回転速度が高くなるほど進角側に変化する傾向にある。これは、機関回転速度が高くなるほどピストンの上昇速度が高くなって、燃焼期間が短くなるためである。
【００８６】
また機関回転速度が一定であれば、ＭＢＴは、基本的に機関負荷が低くなるほど進角側に変化する傾向にある。これは、機関負荷が低くなるほど吸入空気量が少なくなり、混合気の圧縮端温度が低下して燃焼速度が低下するためである。
【００８７】
また機関回転速度及び機関負荷が一定であれば、ＭＢＴは、基本的に機械圧縮比を高くするほど進角側に変化する傾向にある。これは、機械圧縮比を高くするほど、圧縮上死点付近におけるシリンダ軸方向に沿う燃焼室１０の断面形状が扁平となり、筒内ガスのガス流動の減衰が大きくなって燃焼速度が低下するためである。
【００８８】
そのため、本実施形態のように可変圧縮比機構Ａを備えて機関負荷が低いときに機械圧縮比を高圧縮比にしている内燃機関１００や、図示しない他の内燃機関のように可変圧縮比機構Ａを備えずに機械圧縮比を高圧縮比（例えば１５）に固定した内燃機関では、低負荷側で燃焼速度が非常に遅くなって、ＭＢＴが一層進角側に変化する傾向にある。
【００８９】
このような内燃機関において、本実施形態のように可変バルブタイミング機構Ｂを備えて低負荷側で吸気弁閉時期を吸気下死点よりも遅角させ、実圧縮比よりも膨張比を高めた状態で機関本体１を運転させようとすると、ＭＢＴが吸気弁閉時期よりも進角側に来る場合がある。特に本実施形態のように可変圧縮比機構Ａと可変バルブタイミング機構Ｂとを備えてこれらを協調的に制御している場合は、低負荷側で高負荷側よりも機械圧縮比を高くできる分だけ、低負荷側で吸気弁閉時期の吸気下死点からの遅角量を大きくすることができる。そのため、低負荷側での燃焼速度の低下が顕著となり、ＭＢＴが吸気弁閉時期よりも進角側に来やすくなる。
【００９０】
図１０は、可変圧縮比機構Ａ及び可変バルブタイミング機構Ｂに対して前述した基本的な制御を行った場合における、機械回転速度を一定としたときの機関負荷に応じた機械圧縮比、吸気弁閉時期及び最適点火時期の一例を示した図である。
【００９１】
図１０に示すように、低負荷側の一部の運転領域において、最適点火時期が吸気弁閉時期よりも進角側に来ていることが分かる。このように、最適点火時期が吸気弁閉時期よりも進角側に来る場合は、点火時期をどこまで進角させるかが問題となる。これは、最適点火時期が吸気弁閉時期よりも進角側となっている場合に、仮に最適点火時期で点火を行うと、燃焼室１０内から吸気ポート１１内に火炎が伝播していって、吸気通路側に火炎が逆流していくバックファイヤが発生するおそれがあるためである。
【００９２】
そこで本実施形態では、吸気弁１３のバルブヘッド（弁頭）１３ａと、吸気弁１３の閉弁時に当該バルブヘッド１３ａが着座する弁座と、の間隔である吸気弁１３のバルブリフト量が、以下の（１）式で定義される２壁間消炎距離Ｌｑ以下であれば、バックファイヤのおそれがないとして、吸気弁１３のバルブリフト量が２壁間消炎距離Ｌｑになったときのクランク角を進角限界点火時期Ｘｇとする。そして、最適点火時期ＳＡが進角限界点火時期Ｘｇよりも進角側にあれば、進角限界点火時期Ｘｇを目標点火時期として設定する。一方で最適点火時期ＳＡが進角限界点火時期Ｘｇと同じ、又は進角限界点火時期Ｘｇよりも遅角側にあれば、最適点火時期ＳＡを目標点火時期として設定する。なお、吸気弁１３のバルブリフト量が２壁間消炎距離Ｌｑになるクランク角は、吸気弁開時期側と閉時期側とで２つ存在することになるが、吸気弁閉時期側のクランク角が進角限界点火時期Ｘｇとされる。
【００９３】
Ｌｑ＝１４．８×（Ｐｉｖｃ）−０．９×（Ｔｗ）−０．５  …（１）
Ｌｑ［ｍｍ］：２壁間消炎距離
Ｐｉｖｃ［ＭＰａ］：吸気弁閉時期における筒内圧力（初期筒内圧力）
Ｔｗ［Ｋ］：消炎壁面温度
【００９４】
以下、図１１から図１４を参照して、この本実施形態による点火プラグ１８の点火時期制御について説明する。
【００９５】
図１１は、本実施形態による点火時期制御について説明するフローチャートである。電子制御ユニット２００は、本ルーチンを機関運転中に所定の演算周期（例えば１０［ｍｓ］）で繰り返し実行する。
【００９６】
ステップＳ１において、電子制御ユニット２００は、機関回転速度及び機関負荷を読み込み、現在の機関運転状態を検出する。
【００９７】
ステップＳ２において、電子制御ユニット２００は、可変圧縮比機構Ａの相対位置センサ２１１の検出値に基づいて機械圧縮比を検出する。また電子制御ユニット２００は、クランク角センサ２１８及び吸気カムシャフト４１のカムポジションセンサ２１９の検出値を読み込み、これらの検出値に基づいて吸気弁閉時期を検出する。
【００９８】
ステップＳ３において、電子制御ユニット２００は、予め実験等によって作成されてＲＯＭ２０２に記憶されたマップを参照し、機関運転状態、機械圧縮比及び吸気弁閉時期に基づいて最適点火時期ＳＡを算出する。
【００９９】
ステップＳ４において、電子制御ユニット２００は、本ルーチンとは別途に機関運転中に随時算出している進角限界点火時期Ｘｇを読み込む。進角限界点火時期Ｘｇを算出するための進角限界点火時期算出制御については図１２を参照して後述する。
【０１００】
ステップＳ５において、電子制御ユニット２００は、最適点火時期ＳＡが進角限界点火時期Ｘｇよりも進角側にあるか否かを判定する。電子制御ユニット２００は、最適点火時期ＳＡが進角限界点火時期Ｘｇよりも進角側にあればステップＳ６の処理に進む。一方で電子制御ユニット２００は、最適点火時期ＳＡが進角限界点火時期Ｘｇと同じ、又は進角限界点火時期Ｘｇよりも遅角側にあればステップＳ７の処理に進む。
【０１０１】
ステップＳ６において、電子制御ユニット２００は、目標点火時期を進角限界点火時期Ｘｇに設定する。
【０１０２】
ステップＳ７において、電子制御ユニット２００は、目標点火時期を最適点火時期ＳＡに設定する。
【０１０３】
ステップＳ８において、電子制御ユニット２００は、点火時期が目標点火時期となるように、点火プラグ１８を制御する。
【０１０４】
図１２は、本実施形態による進角限界点火時期算出制御について説明するフローチャートである。電子制御ユニット２００は、本ルーチンを機関運転中に所定の演算周期（例えば１０［ｍｓ］）で繰り返し実行する。
【０１０５】
ステップＳ１１において、電子制御ユニット２００は、機関回転速度及び機関負荷を読み込み、現在の機関運転状態を検出する。
【０１０６】
ステップＳ１２において、電子制御ユニット２００は、可変圧縮比機構Ａの相対位置センサ２１１の検出値に基づいて機械圧縮比を検出する。また電子制御ユニット２００は、クランク角センサ２１８及び吸気カムシャフト４１のカムポジションセンサ２１９の検出値を読み込み、これらの検出値に基づいて吸気弁閉時期を検出する。
【０１０７】
ステップＳ１３において、電子制御ユニット２００は、吸気弁閉時期における筒内圧力（以下「初期筒内圧力」という。）Ｐｉｖｃを推定する。初期筒内圧力Ｐｉｖｃは、吸気弁閉時期におけるサージタンク２３ａ内の圧力と相関があり、サージタンク２３ａ内の圧力は機関運転状態（厳密にはスロットル開度と機関回転速度）に応じて変化する。そこで本実施形態では、予め実験等によって機関運転状態と初期筒内圧力Ｐｉｖｃとを関連付けたマップを作成し、当該マップを予めＲＯＭ２０２に記憶させている。そして電子制御ユニット２００は、当該マップを参照することで機関運転状態に基づいて初期筒内圧力Ｐｉｖｃを推定している。
【０１０８】
ステップＳ１４において、電子制御ユニット２００は、予め実験等によって作成されてＲＯＭ２０２に記憶された図１３のテーブルを参照し、推定した初期筒内圧力Ｐｉｖｃに基づいて、２壁間消炎距離Ｌｑを算出する。上記の（１）式で示したように、２壁間消炎距離Ｌｑは、初期筒内圧力Ｐｉｖｃと消炎壁面温度Ｔｗとに相関があり、初期筒内圧力Ｐｉｖｃが高くなるほど、また消炎壁面温度Ｔｗが高くなるほど、２壁間消炎距離Ｌｑは短くなる。
【０１０９】
ここで消炎壁面温度Ｔｗは、概ね機関本体１を冷却する冷却水の温度（吸気弁１３周りのシリンダヘッド３を冷却する冷却水の温度）とみなすことができる。そして冷却水の温度は、基本的に一定の基準水温（例えば９０℃）に保たれている。そこで本実施形態では、予め実験等によって、消炎壁面温度Ｔｗが基準水温であるときの２壁間消炎距離Ｌｑを初期筒内圧力Ｐｉｖｃに応じて算出することで、図１３に示す初期筒内圧力Ｐｉｖｃと２壁間消炎距離Ｌｑとを関連付けたテーブルを作成している。
【０１１０】
ステップＳ１５において、電子制御ユニット２００は、吸気弁１３のバルブリフト量が２壁間消炎距離Ｌｑとなるクランク角Ｘｇを算出する。本実施形態では吸気弁１３のリフトカーブは一定なので、吸気弁閉時期が分かれば、図１４に示すようにクランク角に応じた吸気弁１３のバルブリフト量が分かり、吸気弁１３のバルブリフト量が２壁間消炎距離Ｌｑとなるクランク角Ｘｇを算出することができる。
【０１１１】
ステップＳ１６において、電子制御ユニット２００は、吸気弁１３のバルブリフト量が２壁間消炎距離Ｌｑとなるクランク角Ｘｇを進角限界点火時期として設定する。
【０１１２】
以上説明した本実施形態によれば、シリンダ６（気筒）を備える機関本体１と、機関本体１に設けられてシリンダ６内の混合気を点火する点火プラグ１８と、機関本体１に設けられて吸気弁１３の閉弁時期を任意の時期に変更可能に構成された可変バルブタイミング機構Ｂと、を備える内燃機関１００を制御する電子制御ユニット２００（制御装置）が、機関負荷が低負荷領域内の少なくとも一部の領域にあるときに、点火時期が、吸気弁１３のバルブヘッド１３ａ（弁頭）と弁座との間隔が２壁間消炎距離Ｌｑ（消炎距離）以下となる時期であって、かつ吸気弁閉弁時期よりも前の時期となるように点火プラグ１８を制御する点火時期制御部を備える。
【０１１３】
そのため、ＭＢＴが吸気弁閉時期よりも進角側となる運転領域においても、バックファイヤの発生を防止しつつ、点火時期を最適点火時期、ひいてはＭＢＴに近づけて燃費を向上させることができる。
【０１１４】
（第２実施形態）
次に本発明の第２実施形態について説明する。本実施形態による点火時期制御は第１実施形態と同様であるが、進角限界点火時期算出制御が第１実施形態と相違する。以下、その相違点を中心に説明する。
【０１１５】
前述した第１実施形態では、冷却水の温度が基本的に一定の基準水温に保たれていることを前提として、消炎壁面温度Ｔｗが基準水温であるときの２壁間消炎距離Ｌｑを、図１３のテーブルを参照して初期筒内圧力Ｐｉｖｃに応じて算出していた。しかしながら、例えば暖機運転中などは、冷却水の温度が基準水温よりも低くなる。また、例えば高負荷運転が続いた後の低負荷運転時などは、冷却水の温度が過渡的に基準水温よりも高くなっている場合がある。冷却水の温度が基準水温よりも低いとき、すなわち消炎壁面温度Ｔｗが基準水温よりも低いときは、上記の（１）式から考えて２壁間消炎距離Ｌｑは大きくなる。一方で冷却水の温度が基準水温よりも高いとき、すなわち消炎壁面温度Ｔｗが基準水温よりも高いときは、上記の（１）式から考えて２壁間消炎距離Ｌｑは小さくなる。
【０１１６】
そこで本実施形態では、図１３のテーブルを参照して初期筒内圧力Ｐｉｖｃに応じて算出した消炎壁面温度Ｔｗが基準水温であるときの２壁間消炎距離Ｌｑを、冷却水の温度に応じて補正することとした。具体的には、図１５に示すテーブルを参照して冷却水の温度に基づいて補正係数Ｋを算出し、当該補正係数Ｋを図１３のテーブルを参照して算出した２壁間消炎距離Ｌｑに掛け合わせる。
【０１１７】
これにより、冷却水の温度に応じて２壁間消炎距離Ｌｑを精度良く算出することができる。具体的には、例えば冷却水の温度が基準水温よりも低いときは、２壁間消炎距離Ｌｑが大きくなるので、その分だけ進角限界点火時期を進角側に設定できる。そのため、点火時期をより最適点火時期に近づけることができるので、燃費を向上させることができる。一方、冷却水の温度が基準水温よりも低いときは、２壁間消炎距離Ｌｑが小さくなる。そのため、点火時期が過度に進角されるのを抑制してバックファイヤの発生を抑制しつつ、点火時期を最適点火時期に近づけて燃費を向上させることができる。
【０１１８】
また前述した第１実施形態では、タペット４３を介して吸気カム４２によって吸気弁１３を押し下げていたが、この際にシリンダヘッド３や吸気弁１３、吸気動弁装置４０の各部品等の熱膨張を考慮して、吸気カム４２のベースサークル部４２２とタペット４３との間に所定の隙間（以下「バルブクリアランス」という。）が生じるようにしていた。しかしながら、経時劣化等によってバルブクリアランスが変化すると、吸気弁１３のバルブリフト量や閉弁時期が変化してしまうため、定期的な調整が必要となる。
【０１１９】
そこで本実施形態では、タペット４３として、バルブクリアランスを常にゼロに保つためのバルブクリアランス自動調整機構を備えたハイドロリックタペットを用いている。ハイドロリックタペットの構成は周知なので、ここでは図示せずに簡単に説明する。ハイドロリックタペットは、先端がタペット４３と当接しているプランジャと、プランジャを収容するボディと、プランジャ内部に形成された第１油圧室とボディ内部に形成された第２油圧室とを連通する連通路を封止するチェックボールと、第２油圧室内に配置されてプランジャを吸気カム４２側（タペット４３側）に常に押圧するスプリングと、を備える。
【０１２０】
ハイドロリックタペットは、タペット４３に吸気カム４２による押圧力がかかっていないときは、スプリングのバネ力によってプランジャを押し上げることによって、タペット４３を吸気カム４２のベースサークル部４２２に接触させ、バルブクリアランスをゼロに保っている。一方、タペット４３に吸気カム４２による押圧力がかかると、プランジャが押し下げられてチェックボールによって第２油圧室が密封されて高圧になる。その結果、第２油圧室の油圧によってプランジャの位置（＝タペット４３の位置）が所定位置に固定され、この状態になると、タペット４３を介して吸気カム４２によって吸気弁１３が押し下げられて、バルブリフトが開始される。
【０１２１】
このようなハイドロリックタペットでは、その構造上、バルブリフト中に第２油圧室のオイルがボディ内径とプランジャ外径の隙間から第１油圧室に微小量漏れ出てしまい、バルブリフト中に第２油圧室の油圧が低下する。そのため、バルブリフト中にプランジャがバルブリフト開始時の所定位置から僅かながら吸気弁１３側に低下するので、その低下分だけ吸気弁１３が早期に閉弁することになる。すなわち、プランジャの低下分だけ吸気弁閉時期が進角側に変化することになる。このバルブリフト中におけるプランジャ位置の低下量をリフトロスＬｈ［ｍｍ］と称すると、リフトロスＬｈは、機関回転速度が低回転のときほど、吸気カム４２がタペット４３を押圧している時間が長くなるので大きくなる。したがって、機関回転速度が低回転のときほどリフトロスＬｈが大きくなって、吸気弁閉時期が進角側に変化する。
【０１２２】
そこで本実施形態では、図１６に示すテーブルを参照して機関回転速度に基づいてリフトロスＬｈを算出し、２壁間消炎距離Ｌｑに対してさらにリフトロスＬｈを加算する補正を実施することとした。これにより、ハイドロリックタペットのリフトロスＬｈによって吸気弁閉時期が進角側に変化する分だけ、進角限界点火時期も進角側に変化させることができる。そのため、点火時期を最適点火時期に近づけて燃費を向上させることができる。
【０１２３】
また前述した第１実施形態では、燃焼室１０内で生じた火炎が燃焼室１０内の吸気ポート開口部に到達するまでの時間（以下「火炎到達時間」という。）Ｔ［ｓ］を考慮していなかった。このような火炎到達時間Ｔを考慮すると、点火プラグ１８による混合気の点火時期から火炎到達時間Ｔが経過したときに、吸気弁１３のバルブリフト量が２壁間消炎距離Ｌｑ以下になっていれば、バックファイヤが発生するおそれがない。したがって火炎到達時間Ｔを考慮すれば、吸気弁１３のバルブリフト量が２壁間消炎距離Ｌｑとなるクランク角Ｘｇよりも、さらに火炎到達時間Ｔに相当するクランク角度量Ｘｆだけ進角限界点火時期を進角側に設定することができる。
【０１２４】
ここで火炎到達時間Ｔは、図１７に示す点火プラグ１８の中心部から吸気ポート開口部までの最少距離ｄ［ｍ］を、火炎の燃焼速度ｖ［ｍ／ｓ］で除算することで算出できる。そして火炎の燃焼速度ｖは、図１８に示すように機関回転速度が高くなるほど速くなる。これは、機関回転速度が高くなるほど筒内ガスのガス流動が大きくなるためである。
【０１２５】
そこで本実施形態では、火炎到達時間Ｔに相当するクランク角度量Ｘｆだけ進角限界点火時期Ｘｇを進角させる補正を行うこととした。これにより、火炎到達時間Ｔ、すなわち燃焼室１０内で生じた火炎が燃焼室１０内の吸気ポート開口部に到達するまでの時間だけ、進角限界点火時期をさらに進角側に設定できる。そのため、点火時期をより最適点火時期に近づけることができるので、燃費を向上させることができる。
【０１２６】
以下、この本実施形態による進角限界点火時期算出制御について説明する。
【０１２７】
図１９は、本実施形態による進角限界点火時期算出制御について説明するフローチャートである。電子制御ユニット２００は、本ルーチンを機関運転中に所定の演算周期（例えば１０［ｍｓ］）で繰り返し実行する。
【０１２８】
ステップＳ１１からステップＳ１４までの処理は第１実施形態と同様なので、ここでは説明を省略する。
【０１２９】
ステップＳ２１において、電子制御ユニット２００は、水温センサ２１６の検出値に基づいて冷却水の温度を検出する。
【０１３０】
ステップＳ２２において、電子制御ユニット２００は、予め実験等によって作成されてＲＯＭ２０２に記憶された図１５のテーブルを参照し、冷却水の温度に基づいて、補正係数Ｋを算出する。
【０１３１】
ステップＳ２３において、電子制御ユニット２００は、予め実験等によって作成されてＲＯＭ２０２に記憶された図１６のテーブルを参照し、機関回転速度に基づいて、ハイドロリックタペットのリフトロスＬｈを算出する。
【０１３２】
ステップＳ２４において、電子制御ユニット２００は、２壁間消炎距離Ｌｑ、補正係数Ｋ及びリフトロスＬｈに基づいて、下記の（２）式から２壁間消炎距離Ｌｑの補正値Ｌｑ’を算出する。
【０１３３】
Ｌｑ’＝Ｌｑ×Ｋ＋Ｌｈ  …（２）
【０１３４】
ステップＳ２５において、電子制御ユニット２００は、吸気弁１３のバルブリフト量が２壁間消炎距離Ｌｑの補正値Ｌｑ’となるクランク角Ｘｇを算出する。
【０１３５】
ステップＳ２６において、電子制御ユニット２００は、予め実験等によって作成されてＲＯＭ２０２に記憶された図１８のテーブルを参照し、機関回転速度に基づいて、火炎の燃焼速度ｖを算出する。
【０１３６】
ステップＳ２７において、電子制御ユニット２００は、点火プラグ１８の中心から吸気ポート開口部までの最少距離ｄを火炎の燃焼速度ｖで除算して、火炎到達時間Ｔを算出する。
【０１３７】
ステップＳ２８において、電子制御ユニット２００は、火炎到達時間Ｔ及び機関回転速度Ｎｅに基づいて、下記の（３）式から火炎到達時間Ｔに相当するクランク角度量Ｘｆを算出する。
【０１３８】
Ｘｆ＝３６０×Ｎｅ／６０×Ｔ  …（３）
【０１３９】
ステップＳ２９において、電子制御ユニット２００は、クランク角Ｘｇ及びクランク角度量Ｘｆに基づいて、下記の（４）式によってクランク角Ｘｇからクランク角度量Ｘｆだけ進角させたクランク角Ｘｇ’を算出する。
【０１４０】
Ｘｇ’＝Ｘｇ−Ｘｆ  …（４）
【０１４１】
ステップＳ３０において、電子制御ユニット２００は、クランク角Ｘｇ’を進角限界点火時期として設定する。
【０１４２】
以上、本発明の実施形態について説明したが、上記実施形態は本発明の適用例の一部を示したに過ぎず、本発明の技術的範囲を上記実施形態の具体的構成に限定する趣旨ではない。
【０１４３】
例えば上記の各実施形態では、吸気カム４２によって直接吸気弁１３を開閉駆動するいわゆる直動式の吸気動弁装置４０を例に説明したが、ロッカアームによって間接的に吸気弁１３を開閉駆動するいわゆるロッカアーム式の吸気動弁装置としても構わない。なお、ロッカアーム式の吸気動弁装置のバルブクリアランス自動調整機構としては、ハイドロリックタペットと同様の構成をしたハイドロリックアジャスタがあり、ハイドロリックアジャスタでもハイドロリックタペットと同様にリフトロスＬｈが生じる。したがって、ロッカアーム式の吸気動弁装置とした場合も、第２実施形態と同様に、リフトロスＬｈに応じて２壁間消炎距離Ｌｑを補正しても良い。
【０１４４】
また上記の第２実施形態では、冷却水の温度、リフトロスＬｈ及び火炎到達時間Ｔに応じて各種の補正を施していたが、これらの補正のうち少なくとも１つを実施するようにしても良い。
【符号の説明】
【０１４５】
Ｂ    可変バルブタイミング機構
１    機関本体
６    シリンダ（気筒）
１３    吸気弁
１３ａ    バルブヘッド（弁頭）
１８    点火プラグ
１００    内燃機関
２００    電子制御ユニット（制御装置）
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４Ａ】
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【図４Ｂ】
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【図５】
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【図６】
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【図７Ａ】
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【図７Ｂ】
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【図７Ｃ】
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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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