(57)【要約】【課題】クランキング開始直後に自着火による過早着火を防止し、かつ、クランキング途中から燃焼が良好に行われるようにし、始動性能を大幅に向上する。【解決手段】有効圧縮比可変手段と、燃料噴射弁３２と、運転状態判別手段１０１と、温度状態判別手段１０２と、制御手段１０３とを備える。制御手段１０３は、エンジン低速域において軽負荷域では高負荷域よりも有効圧縮比を低くし、またエンジン始動時にはクランキング中の有効圧縮比をエンジン低速域の軽負荷域よりも高くするとともに、温間始動時には、クランキング期間において吸気圧力が所定圧力まで低下する所定回転速度にエンジン回転速度が上昇するまでは燃料供給を停止し、エンジン回転速度が上記所定回転速度以上になると各気筒に燃料噴射弁３２から燃料を供給して燃焼を行わせるように制御する。【選択図】図１９
2007292061.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
少なくとも点火プラグを有する自動車用火花点火式エンジンにおいて、
有効圧縮比を変更可能にする有効圧縮比可変手段と、
各気筒に燃料を供給する燃料供給手段と、
エンジンの運転状態を判別する運転状態判別手段と、
エンジンの温度状態を判別する温度状態判別手段と、
上記運転状態判別手段および上記温度状態判別手段による判別に応じ、上記有効圧縮比可変手段および上記燃料供給手段を制御する制御手段とを備え、
上記制御手段は、エンジン低速域において軽負荷域では高負荷域よりも有効圧縮比を低くし、またエンジン始動時にはクランキング中の有効圧縮比をエンジン低速域の軽負荷域よりも高くするように上記有効圧縮比可変手段を制御するとともに、エンジン温度が高い温間状態でのエンジン始動時には、クランキング期間において吸気圧力が所定圧力まで低下する所定回転速度にエンジン回転速度が上昇するまでは燃料供給を停止し、エンジン回転速度が上記所定回転速度以上になると上記燃料供給手段から各気筒に燃料を供給して燃焼を行わせるように燃料供給手段を制御する
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項２】
請求項１記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
上記有効圧縮比可変手段は、吸気弁閉タイミングを変化させるものである
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項３】
請求項２記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
エンジン本体の幾何学的圧縮比が１４以上に設定されており、
上記制御手段は、上記点火プラグの点火タイミングの制御も行うものであって、エンジンの運転状態が低速高負荷域にあるときには、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を１３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、上記点火プラグの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ようになっている
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項４】
請求項３記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
上記エンジン本体は、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
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項５】
請求項４記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
上記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１６である
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項６】
請求項３記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
上記エンジン本体は、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、
上記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１６．５である
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項７】
請求項２記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
上記エンジン本体は、幾何学的圧縮比が１３．５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ものであり、
上記制御手段は、上記点火プラグの点火タイミングの制御も行うものであって、エンジンの運転状態が低速高負荷域にあるときには、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を１２．５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、上記点火プラグの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ようになっている
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項８】
請求項７記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
上記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１５．５である
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項９】
請求項２乃至８のいずれか１項に記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
上記有効圧縮比可変手段は、電気的駆動手段により駆動されて吸気弁の閉タイミングを変化させるものであり、
上記制御手段は、エンジン始動時において温間状態を判別したときに、吸気弁の閉タイミングが予め設定された温間始動時用の閉タイミングとなるように上記電気的駆動手段を制御するとともに、実際に吸気弁の閉タイミングが上記温間始動時用の閉タイミングになるまでは燃料供給を停止するようになっている
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項１０】
請求項２乃至９のいずれか１項に記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
上記制御手段は、通常運転時には気筒識別センサからの気筒識別信号に基づいて識別された気筒別に燃料を供給するように燃料供給手段を制御し、温間状態でのエンジン始動時には、クランキング途中に上記気筒識別信号が発せられても所定回転速度にエンジン回転速度が上昇するまでは燃料供給を停止するようになっている
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項１１】
請求項１乃至１０のいずれか１項に記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
吸気通路に設けられて吸気流通量を調節するスロットル弁と、
このスロットル弁から各気筒の吸気ポートまでの吸気通路容積を変更可能にする吸気通路容積可変手段とを備え、
上記制御手段は、上記スロットル弁および上記吸気通路容積可変手段の制御も行うものであって、少なくとも温間状態でのエンジン始動時には、上記吸気通路容積を小さくするように上記吸気通路容積可変手段を制御するとともに、スロットル弁を全閉とするようになっている
ことを特徴とする自動車用火花点火式エンジン。
【請求項１２】
請求項１１記載の自動車用火花点火式エンジンにおいて、
上記制御手段は、低速域側の所定運転域では上記吸気通路容積を増大してこの運転域で共鳴同調状態となるように、エンジン回転速度に応じて上記吸気通路容積可変手段を制御する
ことを特徴とする自動車用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、有効圧縮比可変手段を備えた自動車用火花点火式エンジンに関し、特に始動時の制御に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
従来、燃費低減や高負荷域でのノッキング回避等のため、有効圧縮比を変更可能とする有効圧縮比可変手段を備えたエンジンは種々知られている。
【０００３】
例えば、特許文献１に示されたエンジンでは、吸気弁の開閉タイミングを変更可能な可変タイミング機構により実圧縮比（有効圧縮比）可変手段を構成して、吸気弁閉タイミングの遅角により有効圧縮比を低下させることができるようにするとともに、エンジン回転速度および負荷に応じたマップから吸気弁の開閉タイミングを決定することにより運転状態に応じて有効圧縮比を調整するようにしている。
【特許文献１】特開２００５−７６５７９号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
有効圧縮比可変手段を備えたエンジンでは、一般に、低速軽負荷域では高負荷領域と比べて有効圧縮比が低くされることにより、ポンピングロス低減による燃費改善が図られる。とくに幾何学的圧縮比が高いエンジンでは、その幾何学的圧縮比に対して有効圧縮比を比較的大きく低下させても、まだ比較的高い有効圧縮比を維持できるため、燃焼の悪化を抑制しつつ燃費を大幅に低減することができる。
【０００５】
ところで、始動時のクランキング中はエンジン回転速度が極めて低くて筒内流動が少ないため燃焼が悪化し易く、これを抑制するためには有効圧縮比を少なくとも低速軽負荷域よりは高くすることが必要となる。また、クランキング開始直後は吸気圧力が略大気圧であって、低速軽負荷域での通常運転時のように吸気圧力が低くない。
【０００６】
このような状況下で、かつ、エンジン温度が高い温間状態での始動時（例えばエンジン停止後においてエンジン温度が充分低下する前に始動されたとき）には、燃焼室に燃料を供給すると自着火が生じ易くなる。特に高圧縮比エンジンにおいてこのような傾向が顕著である。
【０００７】
そして、クランキング開始直後のエンジン回転速度が極めて低いときには、圧縮行程の時間が長いため、上記自着火が圧縮上死点前に生じる過早着火を招き、始動困難になるおそれがあった。
【０００８】
本発明は上記の事情に鑑み、クランキング開始直後に自着火による過早着火を防止し、かつ、クランキング途中から燃焼が良好に行われるようにし、始動性能を大幅に向上することができる自動車用火花点火式エンジンを提供するものである。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
上記課題を解決するため、本発明は、少なくとも点火プラグを有する自動車用火花点火式エンジンにおいて、有効圧縮比を変更可能にする有効圧縮比可変手段と、各気筒に燃料を供給する燃料供給手段と、エンジンの運転状態を判別する運転状態判別手段と、エンジンの温度状態を判別する温度状態判別手段と、上記運転状態判別手段および上記温度状態判別手段による判別に応じ、上記有効圧縮比可変手段および上記燃料供給手段を制御する制御手段とを備え、上記制御手段は、エンジン低速域において軽負荷域では高負荷域よりも有効圧縮比を低くし、またエンジン始動時にはクランキング中の有効圧縮比をエンジン低速域の軽負荷域よりも高くするように上記有効圧縮比可変手段を制御するとともに、エンジン温度が高い温間状態でのエンジン始動時には、クランキング期間において吸気圧力が所定圧力まで低下する所定回転速度にエンジン回転速度が上昇するまでは燃料供給を停止し、エンジン回転速度が上記所定回転速度以上になると上記燃料供給手段から各気筒に燃料を供給して燃焼を行わせるように燃料供給手段を制御することを特徴とするものである。
【００１０】
この構成によると、クランキング途中までの、吸気圧力が比較的高く、かつ、エンジン回転速度が著しく低い状態にある期間は、燃料供給が停止されることで自着火が回避される。そして、エンジン回転数が所定回転数以上となって、吸気圧力が所定圧力に低下する状態となってから燃料が供給され、過早着火が防止されつつ燃焼が行われる。またこのときに、低速軽負荷域と比べて有効圧縮比が高くなっていることにより燃焼性が高められる。
【００１１】
これらの作用により、始動性が大幅に向上される。
【００１２】
本発明の自動車用火花点火式エンジンにおいて、上記有効圧縮比可変手段は、吸気弁閉タイミングを変化させるものであることが好ましい。
【００１３】
このようにすると、吸気弁閉タイミングの変更により効果的に有効圧縮比を変更することができる。
【００１４】
また、エンジン本体の幾何学的圧縮比が１４以上に設定されており、上記制御手段は、上記点火プラグの点火タイミングの制御も行うものであって、エンジンの運転状態が低速高負荷域にあるときには、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を１３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、上記点火プラグの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ようになっていることが好ましい。
【００１５】
このようにすると、低速高負荷域で、点火タイミングのリタードによりノッキングが抑制されつつ、エンジントルクが高められる。すなわち、有効圧縮比を１３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。また、低速軽負荷域での有効圧縮比低下によるポンピングロス低減の効果を充分に大きくすることができる。
【００１６】
そして、このように高圧縮比とした場合において、温間始動時に過早着火が防止されるとともに、燃焼性が高められる。
【００１７】
上述した自動車用火花点火式エンジンにおいて、上記エンジン本体は、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１３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。
【００１８】
上述した自動車用火花点火式エンジンにおいて、上記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１６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、過早着火等の発生を防止することができる。
【００１９】
上述した自動車用火花点火式エンジンにおいて、上記エンジン本体は、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、上記エンジン本体の幾何学的圧縮比の上限は、１６．５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、過早着火等の発生を防止することができる。
【００２０】
本発明の別の態様においては、上記エンジン本体は、幾何学的圧縮比が１３．５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ものであり、上記制御手段は、上記点火プラグの点火タイミングの制御も行うものであって、エンジンの運転状態が低速高負荷域にあるときには、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を１２．５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、上記点火プラグの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ようになっている。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。
【００２１】
９１ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転される自動車用火花点火式エンジンにおいては、上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、過早着火等の発生を防止することができる。
【００２２】
また、上記有効圧縮比可変手段は、電気的駆動手段により駆動されて吸気弁の閉タイミングを変化させるものであり、上記制御手段は、エンジン始動時において温間状態を判別したときに、吸気弁の閉タイミングが予め設定された温間始動時用の閉タイミングとなるように上記電気的駆動手段を制御するとともに、実際に吸気弁の閉タイミングが上記温間始動時用の閉タイミングになるまでは燃料供給を停止するようになっていることが好ましい。
【００２３】
このようにすると、温間始動時のクランキング中に、電気的駆動手段による有効圧縮比可変手段の駆動によって有効圧縮比が変更されるとともに、有効圧縮比の変更が完了するまで燃料供給が停止されることにより、確実に過早着火が防止される。
【００２４】
また、上記制御手段は、通常運転時には気筒識別センサからの気筒識別信号に基づいて識別された気筒別に燃料を供給するように燃料供給手段を制御し、温間状態でのエンジン始動時には、クランキング途中に上記気筒識別信号が発せられても所定回転速度にエンジン回転速度が上昇するまでは燃料供給を停止するようになっているが好ましい。
【００２５】
これによって、過早着火防止効果が確保される。
【００２６】
また、吸気通路に設けられて吸気流通量を調節するスロットル弁と、このスロットル弁から各気筒の吸気ポートまでの吸気通路容積を変更可能にする吸気通路容積可変手段とを備え、上記制御手段は、上記スロットル弁および上記吸気通路容積可変手段の制御も行うものであって、少なくとも温間状態でのエンジン始動時には、上記吸気通路容積を小さくするように上記吸気通路容積可変手段を制御するとともに、スロットル弁を全閉とするようになっていることが好ましい。
【００２７】
この構造によると、温間状態でのエンジン始動時に、上記吸気通路容積を小さくすることで、吸気圧力変化の応答性が高められ、スロットル弁が閉じられたときに速やかに吸気圧力が低下する。
【００２８】
また、上記制御手段は、低速域側の所定運転域では上記吸気通路容積を増大してこの運転域で共鳴同調状態となるように、エンジン回転速度に応じて上記吸気通路容積可変手段を制御することが好ましい。
【００２９】
このようにすると、運転状態に応じ、共鳴過給を利用してエンジントルクを高めることができる。
【発明の効果】
【００３０】
以上のように、本発明の自動車用火花点火式エンジンによると、温間始動時のクランキング中に過早着火が生じることを確実に防止し、かつ、燃料が供給されてからの燃焼性を良くし、エンジンの始動を良好に行わせることができるものである。
【発明を実施するための最良の形態】
【００３１】
以下、添付図面を参照しながら、本発明の好ましい実施形態について説明する。
【００３２】
図１は、本発明の実施の一形態に係る自動車用火花点火式エンジン１０の概略構成を示す断面略図である。
【００３３】
図示のように、当実施形態の火花点火式エンジン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。
【００３４】
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。
【００３５】
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１４に設定されている。
【００３６】
ここで、本実施形態において、幾何学的圧縮比の設定について説明する。
【００３７】
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。
【００３８】
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。
【００３９】
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。
【００４０】
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。
【００４１】
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。
【００４２】
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。
【００４３】
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。
【００４４】
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。
【００４５】
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）
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。
【００４６】
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。
【００４７】
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。
【００４８】
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。
【００４９】
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。
【００５０】
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。
【００５１】
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。
【００５２】
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。
【００５３】
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。
【００５４】
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。
【００５５】
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。
【００５６】
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）過早着火を伴うことなく上昇する。
【００５７】
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。
【００５８】
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。
【００５９】
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。
【００６０】
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。
【００６１】
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。
【００６２】
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。
【００６３】
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。
【００６４】
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。
【００６５】
次に、圧縮比の上限について説明する。
【００６６】
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、過早着火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過早着火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。
【００６７】
【表１】
2007292061.tif 000003
【００６８】
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。
【００６９】
図１に示すように、シリンダヘッド２３の下面には、気筒２４毎に燃焼室２７の天井部が形成され、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。
【００７０】
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（燃料供給手段）が設けられている。
【００７１】
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点火プラグ３４が設けられている。この点火プラグ３４は、燃焼室２７の略中央部に配置されている。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によって制御されることにより、点火タイミングが制御されるようになっている。
【００７２】
図１３は同エンジン１０の気筒２４を拡大して示す平面略図である。
【００７３】
図１および図１３に示すように、上記燃焼室２７の天井部を構成する一方の傾斜面には各々独立した２つの吸気ポート２８が開口し、また、他方の傾斜面には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。
【００７４】
各吸気弁３０は、後に詳述するような動弁機構４０（図１４〜図１６）によって駆動されるようになっている。
【００７５】
また、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５０の分岐通路５３が接続されている。このインテークマニホールド５０には、後に詳述するような吸気通路容積可変手段（図１７、図１８）が設けられている。
【００７６】
図１に示すように、インテークマニホールド５０より上流の吸気通路６０には、吸入空気量を検出するエアフローセンサＳＷ１が設けられるとともに、吸入空気量を調節するスロットル弁６１が設けられ、このスロットル弁６１はステップモータ等の電気的なアクチュエータ６２により駆動されるようになっている。また、シリンダブロック２２には、クランクシャフト２１の回転角を検出するクランク角センサＳＷ２、特定クランク角位置を検出することにより気筒識別信号を発生する気筒識別センサ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。さらに、排気通路７０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。これらのセンサＳＷ１〜ＳＷ５からの信号はコントロールユニット１００に入力されている。さらに、エンジン負荷を検出するためのアクセル開度センサＳＷ６からの信号もコントロールユニット１００に入力されている。
【００７７】
図１４は、動弁機構４０の具体的な構成を示す斜視図である。この動弁機構４０は、吸気弁閉タイミングを可変にする機構を有し、当実施形態では、吸気弁３０の開閉タイミング（位相角度）を変更可能なＶＣＴ（Variable Camshaft Timing機構）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。そして、このＶＣＴ４２およびＶＶＥ４３により、エンジンの有効圧縮比を変更可能にする有効圧縮比可変手段を構成している。
【００７８】
同図に示すように、動弁機構４０は、各気筒２４が並ぶ方向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に対してＶＣＴ４２とＶＶＥ４３とが組み込まれている。
【００７９】
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、上記カムシャフト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１参照）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、クランクシャフト２１に対するカムシャフト４１ａの位相をずらすことで吸気弁３０の開弁開始時期および閉弁時期を同時に変更することが可能な作動時期可変機構を構成している。後述するように、電磁弁４２ｅは、ＥＣＵ１００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とが連結と非連結とに切換わるようになっている。
【００８０】
次に、ＶＶＥ４３は、吸気弁３０に対応して気筒毎に一対ずつの吸気カム４３ａ、４３ｂを備えている。これらの吸気カム４３ａ，４３ｂは、その間に設けられたスリーブ状の連結部４３ｃによって互いに連結され、カムシャフト４１ａに対しては相対回転自在に取り付けられている。
【００８１】
図１５は、図１４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。
【００８２】
図１４並びに図１５（Ａ）〜（Ｄ）に示すように、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４３ａ，４３ｂを揺動させるために、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１５（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と上記吸気カム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の位相を変更するコントロールシャフト４３ｋにオフセットリンク４３ｅを連結するためのものであり、このコントロールシャフト４３ｋに固定されたコントロールアーム４３ｍの端部に対し、リングアーム４３ｉの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。
【００８３】
図１４に示すように、コントロールシャフト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。ステッピングモータ４３ｒは、ＥＣＵ１００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。
【００８４】
図１５（Ｂ）に示すように、吸気弁３０のバルブステム３０ａの端部にタペット３６が固定されている。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。
【００８５】
上記吸気カム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。
【００８６】
この状態において、ステッピングモータ４３ｒによりコントロールシャフト４３ｋおよびコントロールアーム４３ｍを回動させて、図１５（Ａ）（Ｂ）に示すようにピン４３ｎをコントロールシャフト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１５（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。
【００８７】
図１５（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（Ａ）に示すように吸気弁３０（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１５（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。
【００８８】
図１６は、図１５（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１６（Ａ）（Ｂ）では、コントロールアーム４３ｍおよびリンクアーム４３ｈ，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。
【００８９】
まず、図１６（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。
【００９０】
図１６（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１５（Ｂ）の状態であり、このときには、リンクアーム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１５（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。
【００９１】
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、コントロールシャフト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）。
【００９２】
上記連結ピン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に連結されているリンクアーム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によってリンクアーム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、上記連結ピン４３ｇが上方に移動するときには、リンクアーム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１５（Ｂ）参照）を圧縮しながら、吸気弁３０をリフトさせる。
【００９３】
一方、連結ピン４３ｇが下方に移動するときには、リンクアーム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、上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、上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。
【００９４】
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。
【００９５】
また、上記の大リフト制御状態から、コントロールアーム４３ｍをコントロールシャフト４３ｋの軸心回りに上方へ略水平になるまで回動させて、図１５（Ｄ）や図１６（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１６（Ｂ）においても図１６（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。
【００９６】
図１６（Ｂ）において、カムシャフト４１ａ（偏心カム４３ｄ）が回転すると、上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、コントロールシャフト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に伴ってリンクアーム４３ｈのピン４３ｊが往復円弧運動Ｔ４をし、そのピン４３ｊによってリンクアーム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。
【００９７】
つまり、小リフト制御状態では、上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。
【００９８】
図１７および図１８は、インテークマニホールド５０に設けられた吸気通路容積可変手段の構造を概略的に示している。
【００９９】
これらの図に示すように、吸気通路容積可変手段は、比較的大容量のサージタンク５１と、このサージタンク５１と一体に形成されたサージタンク上流側通路５２と、低速用通路５３ａおよび高速用通路５３ｂを有する気筒別の分岐通路５３と、切替弁５４と、シャッター弁５５とを有している。上記サージタンク上流側通路５２は、連通部５１ａを介してサージタンク５１に連通するとともに、上流側端部がスロットルボディ６３に接続されており、スロットルボディ６３にはスロットル弁６１が内蔵されている。
【０１００】
上記低速用通路５３ａはサージタンク５１に通じてサージタンク５１の周囲を通る比較的長い通路で構成され、高速用通路５３ｂはサージタンク上流側通路５２に通じる短い通路で構成されて、低速用通路５３ａの下流側に合流しており、これらの通路５３ａ，５３ｂの合流部５３ｃより下流の分岐通路５３はエンジン本体側に延びて、吸気ポート２８に接続されている。
【０１０１】
上記切替弁５４は、サージタンク５１とサージタンク上流側通路５２との間の連通部５１ａを開くとともに高速用通路５３ｂを閉じる第１の状態（図１７に示す状態）と、上記連通部５１ａを遮蔽するとともにサージタンク上流側通路５２に対して高速用通路５３ｂを開く第２の状態（図１７（Ａ）の二点鎖線および図１８に示す状態）とに切替可能となっている。
【０１０２】
また、シャッター弁５５は、合流部５３ｃの直上流の低速用通路５３ａに位置し、この位置で低速用通路５３ａを開く状態（図１７に示す状態）と閉じる状態〔図１８に示す状態〕とに切替可能となっている。
【０１０３】
上記切替弁５４およびシャッター弁５５は、それぞれモータ等のアクチュエータ５６，５７により駆動されるようになっている。
【０１０４】
図１９は、コントロールユニット１００の機能的構成を示している。この図に示すように、コントロールユニット１００には、入力要素として上記各センサＳＷ１〜ＳＷ６が接続される一方、出力要素として燃料噴射弁３２、点火回路３５、スロットル弁６１のアクチュエータ６２、ＶＣＴ４２の電磁弁４２ｅ、ＶＶＥ４３のステッピングモータ４３ｒ、吸気通路容積可変手段における切替弁５４およびシャッター弁５５の各アクチュエータ５６，５７が接続されている。
【０１０５】
上記コントロールユニット１００は、運転状態判別手段１０１、温度状態判別手段１０２および制御手段１０３を含んでいる。
【０１０６】
運転状態判別手段１０１は、クランク角センサＳＷ２からの信号に基づいて求められるエンジン回転速度とアクセル開度センサＳＷ６からの信号に基づいて求められるエンジン負荷等によりエンジンの運転状態を判別し、例えば図２０に示す運転領域のマップを予め設定しておいて、運転状態がどの運転領域にあるかを判別する。図２０に示す例では、後述の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点火リタード運転領域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、エンジン回転速度を低速域、中速域、高速域の三段階に分割した場合の低速域にあって、所定の中高負荷運転領域からスロットル全開域の範囲に設定されている。通常点火運転領域Ｂは、破線で示すように低速軽負荷域Ｂ１を含んでいる。
【０１０７】
なお、運転状態判別手段１０１は、スタータスイッチからの信号によるスタータ（エンジン始動用モータ）の作動の判別等により、エンジン始動時の判別も行い得るようになっている。
【０１０８】
温度状態判別手段１０２は、エンジン始動時に、エンジン水温が所定温度以上か否かの判別等によりエンジン温度が高い温間時か否かを判別するものである。
【０１０９】
また、制御手段１０３は、有効圧縮比制御手段１０４、点火タイミング制御手段１０５、燃料供給制御手段１０６、スロットル弁制御手段１０７および吸気通路容積制御手段１０８を含んでいる。
【０１１０】
有効圧縮比制御手段１０４は、ＶＶＥ制御部およびＶＣＴ制御部を含み（図１４参照）、ＶＣＴ４２およびＶＶＥ４３の制御により吸気弁３０の閉タイミングを制御することで有効圧縮比を制御する。点火タイミング制御手段１０５は、点火回路３５を制御することにより点火タイミングを制御する。
【０１１１】
有効圧縮比制御手段１０４および点火タイミング制御手段１０５は、図２０に示す運転領域のマップに基づき、運転状態に応じた有効圧縮比および点火タイミングの制御を行う。この制御の具体例を、図２１および図２２によって説明する。
【０１１２】
図２１は、有効圧縮比の制御例を示す吸気弁開閉タイミングの説明図である。前述のように当実施形態ではＶＣＴ４２およびＶＶＥ４３を備えた動弁機構４０を採用していることにより、吸気弁開閉タイミングとバルブリフト量とを無段階に調節することができる。そして、従来から知られているように吸気弁閉タイミングを吸気下死点から遠ざけるほど有効圧縮比が低下し、例えば吸気弁閉タイミングを吸気下死点以後とした場合はその吸気弁閉タイミングを遅くするほど有効圧縮比が低下する。
【０１１３】
そこで、低速高負荷の点火リタード運転領域Ａでは、吸気弁閉タイミングを吸気下死点直後とすることにより、有効圧縮比を１３以上に維持する一方、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、ノッキングを確実に防止することとしている。
【０１１４】
他方、残余の運転領域Ｂ（特に低速軽負荷領域Ｂ１）では、吸気弁閉タイミングを吸気下死点よりも大きく遅らせることにより、有効圧縮比を１３未満（例えば８程度）に下げるようにしている。これにより、ポンピングロスが低減され、燃費が改善される。ここで、有効圧縮比をεrとすると、
【０１１５】
【数１】
2007292061.tif 000004
【０１１６】
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。
【０１１７】
上記（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。
【０１１８】
図２２は、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。
【０１１９】
図２２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でクランク角度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１４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（低速域においてスロットル全開域を含む低速中高負荷運転域）Ａにおいて、ノッキングを回避しつつ、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２２参照）。
【０１２０】
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。
【０１２１】
このように、点火タイミングとともに有効圧縮比が運転状態に応じて制御されて、少なくとも低速域において軽負荷では高負荷よりも有効圧縮比が低くされる。
【０１２２】
また、エンジンの始動時には、燃焼性の悪化を抑制するため、少なくとも低速軽負荷時よりは有効圧縮比が高められる。つまり、図２１中に示すように、吸気弁閉タイミングが低速軽負荷よりは早くされて、吸気下死点に近づけられる。なお、この図の例では、エンジン始動時の吸気弁閉タイミングを低速高負荷時よりは遅くしているが、低速高負荷時と同程度でもよい。
【０１２３】
また、燃料供給制御手段１０６は、温間状態でのエンジン始動時には、図２４に示すような制御を行う。この制御を、図２３をも参照しつつ説明する。
【０１２４】
図２３は、エンジンの温間始動時におけるクランキング中のエンジン回転速度と自着火タイミングとの関係を示し、ε１は圧縮比が比較的低い場合（例えば１１程度）、ε２，ε３，ε４はこの順に圧縮比が高くなった場合（例えばε４で１５程度）を示している。この図のように、エンジン回転速度が極めて低いクランキング初期には圧縮上死点前に自着火が生じ易く、特に圧縮比が高いほどこの傾向が顕著になって過早着火を招き易くなる。一方、クランキング中のエンジン回転速度が高くなるにつれ自着火のタイミングが遅角側にずれる。これは、クランキング中にエンジン回転速度が高くなるにつれて吸気通路内の空気が吸入されることで吸気圧力が低下することにより自着火が生じ難くなることと、エンジン回転速度の増加に伴い圧縮行程が時間的に短くなることで自着火のタイミングが相対的に遅角することとによる。そして、ある程度以上の回転速度になれば自着火が生じなくなる。
【０１２５】
そこで、図２４に示すように、クランキング期間において吸気圧力が所定圧力まで低下する所定回転速度Ｎ１にエンジン回転速度が上昇するまでは燃料カットとし、つまり燃料噴射弁３２からの燃料噴射（燃料供給）を停止することにより、自着火を回避する。なお、クランキング開始後に、気筒識別センサＳＷ３で気筒識別信号が発生すれば、各気筒に対してそれぞれ所定のタイミングで燃料噴射を行うことが可能となるが、温間始動時にはこの気筒識別信号が発生した時点ｔ１以後も、所定回転速度Ｎ１に達する時点ｔ２までは燃料カット状態を維持する。
【０１２６】
そして、エンジン回転速度が上記所定回転速度Ｎ１を超えると各気筒の燃料噴射弁３２から燃料を噴射して燃焼を行わせるようにしている。
【０１２７】
スロットル弁制御手段１０７は、スロットル弁６１のアクチュエータ６２を制御することによりスロットル開度を調節する。また、吸気通路容積制御手段１０８は、切替弁５４およびシャッター弁５５の各アクチュエータ５６，５７を制御することにより、吸気通路容積を調節する。そして、温間始動時には、クランキング中の吸気圧力の低下を早めるため、吸気通路容積を小さくするとともに、スロットル弁６１を全閉とするように制御する。
【０１２８】
次に、エンジン始動時の制御の一例を、図２５のフローチャートによって説明する。
【０１２９】
このフローチャートに示す処理はイグニッションスイッチがオンとなったときスタートし、ステップＳ１でスタータオンとなるまで待ってから、ステップＳ２で、吸気弁閉タイミングが始動時用のタイミング（図２１参照）とされる。
【０１３０】
なお、動弁機構４０において油圧式のＶＣＴ４２が用いられている場合、始動中に吸気弁閉タイミングを変化させることは難しいため、予めエンジン停止時に始動時用の吸気弁閉タイミングとなるように制御され、ステップＳ２ではこの閉タイミングが保持されるようにすることが好ましい。
【０１３１】
続いてステップＳ３で、エンジン水温の検出等に基づいて温間始動時か否かが判定される。温間始動時であれば、吸気通路容積可変機構における切替弁５４が第２状態、シャッター弁５５が閉状態とされる（図１８参照）ことにより、吸気通路容積が小さくされる。さらに、ステップＳ５で、スロットル弁６１が全閉とされる。
【０１３２】
次にステップＳ６で気筒識別信号が発生したことが判別された後、ステップＳ７で、エンジン回転速度Ｎが所定回転速度Ｎ１に達するまで待機され、所定回転速度Ｎ１以上になれば、ステップＳ８で、各気筒に対して燃料噴射および点火が行われることにより、各気筒で燃焼が行われる。
【０１３３】
なお、ステップＳ３で温間時でない（冷間時）と判定されたときは、ステップＳ９で気筒識別信号の発生が判定されるとすぐにステップＳ８に移行して、燃料噴射および点火が行われる。
【０１３４】
ステップＳ８の次にはステップＳ１０で、完爆によりエンジン回転速度が急上昇したか否かが判定され、完爆すれば、ステップＳ１１で通常制御に移行する。
【０１３５】
以上のような当実施形態のエンジンによると、エンジンの温間始動時には、クランキング中に気筒識別信号が発生した後でも、エンジン回転速度Ｎが所定回転速度Ｎ１に達するまでは、燃料供給が停止されることにより、過早着火が確実に回避される。
【０１３６】
すなわち、エンジン始動時には低速軽負荷域よりは有効圧縮比が高くされるとともに、クランキング初期の極低速時は、軽負荷時と比べて吸気圧力が高く、かつ、圧縮行程の時間が長いことから、温間の場合に、燃料供給を行うと圧縮上死点前の自着火（過早着火）が生じやすく、特に当実施形態のような高圧縮比エンジンでこのような傾向が顕著になるが、エンジン回転速度Ｎが所定回転速度Ｎ１に達するまで燃料供給が停止されることでこのような事態が確実に回避される。
【０１３７】
この場合に、スロットル弁６３が全閉とされるとともに、吸気通路容積可変手段における切替弁５４が第２状態、シャッター弁５５が閉状態とされることにより、サージタンク５１および低速用通路５３ａが遮断されて、吸気マニホールド５０の中で吸気ポート２８に通じる部分の吸気通路容積が小さくされる。これにより、スロットル弁６３が閉じられることに伴う吸気圧力の低下が速やかになり、エンジン回転速度Ｎが所定回転速度Ｎ１に達した時点で充分に吸気圧力が低下する。
【０１３８】
そして、エンジン回転速度Ｎが所定回転速度Ｎ１に達すれば燃料供給が行われるが、その時点では吸気圧力が充分に低下し、かつ、圧縮行程の時間が短くなることから、自着火が生じないか、生じても圧縮上死点以降となり、過早着火が生じることはない。そして、有効圧縮比はある程度高くされていることにより、燃焼性が高められる。
【０１３９】
こうして、始動が良好に行われる。
【０１４０】
なお、エンジン始動後において通常制御に移行した後は、有効膨張比および吸気通路容積が運転状態に応じて制御される。すなわち、前述のように、ＶＣＴ４２およびＶＶＥ４３が制御されることにより少なくとも低速軽負荷域では有効圧縮比が低くされ、低速高負荷域では有効圧縮比が高くされるとともに、点火時期がリタードされる。特に高圧縮比エンジンでこのような制御が行われることにより、低速軽負荷域でポンピングロス低減による燃費改善の効果が充分に高められるとともに、低速高負荷域で、ノッキングが抑制されつつトルクが高められる。すなわち、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。
【０１４１】
また、吸気通路容積可変機構の制御としては、エンジン回転速度が特定回転速度（例えば４５００ｒｐｍ）より低い低速域では、切替弁５４が第１状態（図１７（Ａ）に実線で示す状態）、シャッター弁５５が開状態とされることにより、高速用通路５３ｂが閉じられるとともに低速用通路５３ａが開かれ、サージタンク５１から吸気ポート２８まで吸気通路長が長くされる（吸気通路容積が増大される）ことにより、低速域で共鳴同調状態が得られる。一方、特定回転速度より高い高速域では、切替弁５４が第２状態（図１７（Ａ）に二点差線で示す状態）とされることにより、高速用通路５３ｂが開かれ、吸気集合部から吸気ポート２８までの吸気通路長が短くされて、高速域で共鳴同調状態が得られる。こうして、図２６に示すように、低速域および高速域でそれぞれ共鳴過給によりエンジントルクが高められる。
【０１４２】
なお、上記実施形態において、動弁機構４０にはＶＣＴ４２およびＶＶＥ４３が設けられていることにより、吸気弁閉タイミングおよびリフト量がともに無段階に変更可能となっているが、ＶＶＥ４３を省略し、ＶＣＴ４２による吸気弁開閉タイミングの制御のみが可能となるようにしてもよい。
【０１４３】
また、上記実施形態のＶＣＴ４２は油圧制御式であるが、電気的駆動手段により駆動される開閉タイミング可変機構を用いてもよい。この場合、エンジン始動中にも閉タイミングの変更を行うことができるので、温間始動時用と冷間始動時用とで別の吸気弁閉タイミングを設定しておき、エンジン始動時に温間か冷間かに応じ開閉タイミング可変機構を作動させて吸気弁の開閉タイミングを変えるようにすることが望ましい。
【０１４４】
この例による場合、制御動作は図２７のフローチャートに示すようになる。
【０１４５】
すなわち、イグニッションスイッチがオンとなったときスタートし、ステップＳ１０１でスタータオンとなるまで待ってから、ステップＳ１０２で、温間始動時か否かが判定される。そして、温間始動時である場合、吸気弁閉タイミングが温間始動時用のタイミングに制御される。なお、予めエンジン停止時に吸気弁閉タイミングが温間始動時用以外のタイミング、例えば冷間始動時のタイミングとなっている場合に、上記開閉タイミング可変機構が作動されて吸気弁閉タイミングが変えられる。
【０１４６】
続いてステップＳ１０６で、燃料供給開始条件が成立したか否かが判定される。この場合、吸気弁閉タイミングの変更が完了していることと、気筒識別信号があったことと、エンジン回転速度Ｎが所定回転速度Ｎ１以上であることとが条件とされ、これらの条件が全て満足された場合に、ステップＳ１０７に移り、各気筒に対して燃料噴射および点火が行われることにより各気筒で燃焼が行われる。
【０１４７】
ステップＳ１０２で温間始動時でない（冷間始動時）と判定された場合、ステップＳ１０８で、吸気弁閉タイミングが冷間始動時用のタイミングに保持される。この冷間始動時用のタイミングは、温間始動時用のタイミングよりも有効圧縮比をある程度高くするものとされる。そして、ステップＳ１０９で気筒識別信号の発生が判定されるとすぐにステップＳ１０７に移行して、燃料噴射および点火が行われる。
【０１４８】
ステップＳ１１０およびステップＳ１１１の処理は、前述の図２５のフローチャート中のステップＳ１０，Ｓ１１の処理と同じである。
【０１４９】
この実施形態によっても、第１の実施形態と略同様の効果が得られる。とくに当実施形態では、温間始動時と冷間始動時とで吸気弁閉タイミングを異ならせているので、始動時のエンジン温度に応じて適切に有効圧縮比が調整される。
【０１５０】
また、温間始動時に、吸気弁閉タイミングの変更が完了するまでは燃料供給が停止されるので、過早着火の防止が確実に達成される。
【０１５１】
なお、吸気弁閉タイミングの変更による有効圧縮比のへ変更のさせ方として、図２１に示す例では、低速軽負荷時に吸気弁閉タイミングを吸気下死点より大きくリタードすることで有効圧縮比を低下させるようにしているが、吸気弁閉タイミングを吸気下死点より進角側にずらすことによって有効圧縮比を低下させるようにしてもよい。この場合、エンジン始動時における吸気弁閉タイミングは、低速軽負荷時の吸気弁閉タイミングよりも遅角させて吸気下死点に近づけるようにすればよい。
【０１５２】
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。
【０１５３】
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１３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。
【０１５４】
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、１６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、過早着火等の発生を防止することができる。
【０１５５】
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１３．５以上に設定し、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１２．５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。
【０１５６】
また、オクタン価が９１ＲＯＮ以上の燃料を用いて運転される自動車用火花点火式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、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、過早着火等の発生を防止することができる。
【０１５７】
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、１６．５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、過早着火等の発生を防止することができる。
【図面の簡単な説明】
【０１５８】
【図１】本発明の実施の一形態に係る自動車用火花点火式エンジンの概略構成を示す断面略図である。
【図２】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。
【図３】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４】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５】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。
【図６】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７】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８】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。
【図９】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。
【図１０】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１１】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１２】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。
【図１３】気筒を拡大して示す平面略図である。
【図１４】動弁機構の具体的な構成を示す斜視図である。
【図１５】図１４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１６】図１５（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１７】吸気通路容積可変手段を備えた吸気マニホールドを概略的に示すものであって、（Ａ）は縦断面図、（Ｂ）は６Ｂ−６Ｂ断面図、（Ｃ）は６Ｃ−６Ｃ断面図である。
【図１８】吸気通路容積可変手段を備えた吸気マニホールドを、切替弁およびシャッター弁が図１７とは異なる状態にある場合において概略的に示すものであって、（Ａ）は縦断面図、（Ｂ）は７Ｂ−７Ｂ断面図、（Ｃ）は７Ｃ−７Ｃ断面図である。
【図１９】コントロールユニットの機能的構成を示すブロック図である。
【図２０】運転領域のマップを示す説明図である。
【図２１】有効圧縮比を決める吸気弁閉タイミングの制御例を示す説明図である。
【図２２】点火タイミングとトルクとの関係を示すグラフである。
【図２３】温間始動時のエンジン回転速度と自着火タイミングとの関係を示すグラフである。
【図２４】温間始動時の吸気圧力、エンジン回転速度の変化および燃料制御について示すタイムチャートである。
【図２５】始動時の制御の一例を示すフローチャートである。
【図２６】吸気通路容積をエンジン回転数に応じて切替えた場合のエンジントルクを示すグラフである。
【図２７】始動時の制御の別の例を示すフローチャートである。
【符号の説明】
【０１５９】
１０  自動車用火花点火式エンジン
２０  エンジン本体
２８  吸気ポート
３０  吸気弁
３４  点火プラグ
３５  点火回路
４０  動弁機構
５０  吸気マニホールド
５４  切替弁
５５  シャッター弁
６１  スロットル弁
１００  コントロールユニット
１０１  運転状態判別手段
１０２  温度状態判別手段
１０３  制御手段
【図１】
2007292061.tif 000005
【図２】
2007292061.tif 000006
【図３】
2007292061.tif 000007
【図４】
2007292061.tif 000008
【図５】
2007292061.tif 000009
【図７】
2007292061.tif 000010
【図８】
2007292061.tif 000011
【図９】
2007292061.tif 000012
【図１０】
2007292061.tif 000013
【図１１】
2007292061.tif 000014
【図１２】
2007292061.tif 000015
【図１３】
2007292061.tif 000016
【図１４】
2007292061.tif 000017
【図１５】
2007292061.tif 000018
【図１６】
2007292061.tif 000019
【図１７】
2007292061.tif 000020
【図１８】
2007292061.tif 000021
【図１９】
2007292061.tif 000022
【図２０】
2007292061.tif 000023
【図２１】
2007292061.tif 000024
【図２２】
2007292061.tif 000025
【図２３】
2007292061.tif 000026
【図２４】
2007292061.tif 000027
【図２５】
2007292061.tif 000028
【図２６】
2007292061.tif 000029
【図２７】
2007292061.tif 000030
【図６】
2007292061.tif 000031