"気筒内圧力と気筒内温度とにより着火遅れ時間を算出する算出式を使用し、等容燃焼が実現されたときの最高筒内圧力及び最高筒内温度に対する最短着火遅れ時間を算出し、算出された前記最短着火遅れ時間に基づきノック限界点火時期が決定されるようになっていることを特徴とする火花点火内燃機関。前記ノック限界点火時期を決定する前に、可変圧縮比機構により圧縮上死点の燃焼室容積が小さくされているほど、前記最短着火遅れ時間は長くなるように補正されることを特徴とする請求項1に記載の火花点火内燃機関。前述のようにして、ノッキングの発生を予測することができるが、気筒内の圧力と温度とを変数とする着火遅れ時間の算出式を使用するLivengood-Wu積分においては、多大な計算時間が必要とされるだけでなく、点火により燃焼が開始してからの各時刻の筒内の圧力及び温度を正確に推定することは困難であり、その結果として、点火以降の各時刻の着火遅れ時間を正確に算出して、着火遅れ時間の逆数の時間積分値が1となる時刻を正確に算出することは難しい。それにより、Livengood-Wu積分によっては、ノッキングを発生させない良好な点火時期制御は実現困難である。従って、本発明の目的は、Livengood-Wu積分を実施することなく、ノッキングを発生させない良好な点火時期制御を可能とする火花点火内燃機関を提供することである。本発明による請求項1に記載の火花点火内燃機関は、気筒内圧力と気筒内温度とにより着火遅れ時間を算出する算出式を使用し、等容燃焼が実現されたときの最高筒内圧力及び最高筒内温度に対する最短着火遅れ時間を算出し、算出された前記最短着火遅れ時間に基づきノック限界点火時期が決定されるようになっていることを特徴とする。本発明による請求項2に記載の火花点火内燃機関は、請求項1に記載の火花点火内燃機関において、前記ノック限界点火時期を決定する前に、可変圧縮比機構により圧縮上死点の燃焼室容積が小さくされているほど、前記最短着火遅れ時間は長くなるように補正されることを特徴とする。本発明による請求項1に記載の火花点火内燃機関によれば、気筒内圧力と気筒内温度とにより着火遅れ時間を算出する算出式を使用し、等容燃焼が実現されたときの最高筒内圧力及び最高筒内温度に対する最短着火遅れ時間を算出し、算出された前記最短着火遅れ時間に基づきノック限界点火時期が決定されるようになっている。等容燃焼が実現されたときの最高筒内圧力及び最高筒内温度に対する最短着火遅れ時間は、吸入空気量や実圧縮比などの全ての可変因子を含んだ今回の燃焼のノッキングの発生し易さを表す値であり、最短着火遅れ時間が短いほどノッキングが発生し易くなる。それにより、最短着火遅れ時間に基づきノック限界点火時期を決定することにより、着火遅れ時間の逆数の時間積分であるLivengood-Wu積分を実施することなく、ノッキングを発生させない良好な点火時期制御が可能となる。本発明による請求項2に記載の火花点火内燃機関によれば、請求項1に記載の火花点火内燃機関において、可変圧縮比機構により圧縮上死点の燃焼室容積が小さくされているほど、膨張行程の単位時間当たりの燃焼室容積変化が大きくなるために、膨張行程において気筒内圧力及び気筒内温度が急激に低下してノッキングが発生し難くなるために、ノック限界点火時期を決定する前に、ノッキングの発生し易さを表す最短着火遅れ時間は長くなるように補正されるようになっている。それにより、今回の燃焼に対して、より適切なノック限界点火時期を決定することができる。図1は本発明による火花点火内燃機関の側面断面図を示す。図1を参照すると、1はクランクケース、2はシリンダブロック、3はシリンダヘッド、4はピストン、5は燃焼室、6は燃焼室5の頂面中央部に配置された点火栓、7は吸気弁、8は吸気ポート、9は排気弁、10は排気ポートを夫々示す。吸気ポート8は吸気枝管11を介してサージタンク12に連結され、各吸気枝管11には夫々対応する吸気ポート8内に向けて燃料を噴射するための燃料噴射弁13が配置される。なお、燃料噴射弁13は各吸気枝管11に取付ける代りに各燃焼室5内に配置してもよい。サージタンク12は吸気ダクト14を介してエアクリーナ15に連結され、吸気ダクト14内にはアクチュエータ16によって駆動されるスロットル弁17と例えば熱線を用いた吸入空気量検出器18とが配置される。一方、排気ポート10は排気マニホルド19を介して例えば三元触媒を内蔵した触媒装置20に連結され、排気マニホルド19内には空燃比センサ21が配置される。一方、図1に示される実施例ではクランクケース1とシリンダブロック2との連結部にクランクケース1とシリンダブロック2のシリンダ軸線方向の相対位置を変化させることによりピストン4が圧縮上死点に位置するときの燃焼室5の容積を変更可能な可変圧縮比機構Aが設けられており、更に実際の圧縮作用の開始時期を変更可能な実圧縮作用開始時期変更機構Bが設けられている。なお、図1に示される実施例ではこの実圧縮作用開始時期変更機構Bは吸気弁7の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構からなる。図1に示されるようにクランクケース1とシリンダブロック2にはクランクケース1とシリンダブロック2間の相対位置関係を検出するための相対位置センサ22が取付けられており、この相対位置センサ22からはクランクケース1とシリンダブロック2との間隔の変化を示す出力信号が出力される。また、可変バルブタイミング機構Bには吸気弁7の閉弁時期を示す出力信号を発生するバルブタイミングセンサ23が取付けられており、スロットル弁駆動用のアクチュエータ16にはスロットル弁開度を示す出力信号を発生するスロットル開度センサ24が取付けられている。電子制御ユニット30はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス31によって互いに接続されたROMリードオンリメモリ32、RAMランダムアクセスメモリ33、CPUマイクロプロセッサ34、入力ポート35および出力ポート36を具備する。吸入空気量検出器18、空燃比センサ21、相対位置センサ22、バルブタイミングセンサ23およびスロットル開度センサ24の出力信号は夫々対応するAD変換器37を介して入力ポート35に入力される。また、アクセルペダル40にはアクセルペダル40の踏込み量Lに比例した出力電圧を発生する負荷センサ41が接続され、負荷センサ41の出力電圧は対応するAD変換器37を介して入力ポート35に入力される。更に入力ポート35にはクランクシャフトが例えば30°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ42が接続される。一方、出力ポート36は対応する駆動回路38を介して点火栓6、燃料噴射弁13、スロットル弁駆動用アクチュエータ16、可変圧縮比機構Aおよび可変バルブタイミング機構Bに接続される。図2は図1に示す可変圧縮比機構Aの分解斜視図を示しており、図3は図解的に表した内燃機関の側面断面図を示している。図2を参照すると、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内には夫々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1の上壁面上には互いに間隔を隔てて夫々対応する突出部50の間に嵌合せしめられる複数個の突出部52が形成されており、これらの各突出部52内にも夫々断面円形のカム挿入孔53が形成されている。図2に示されるように一対のカムシャフト54,55が設けられており、各カムシャフト54,55上には一つおきに各カム挿入孔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の両側には図3に示すように各カムシャフト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。また、図2に示されるようにカムシャフト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25が取付けられている。図3Aに示すような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如く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し、図3Bに示されるように偏心軸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3Cに示されるように偏心軸57は最も低い位置となる。なお、図3A、図3B、図3Cには夫々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。図3Aから図3Cとを比較するとわかるようにクランクケース1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1から離間側に移動する。即ち、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1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1から離れるとピストン4が圧縮上死点に位置するときの燃焼室5の容積は増大し、従って各カムシャフト54,55を回転させることによってピストン4が圧縮上死点に位置するときの燃焼室5の容積を変更することができる。図2に示されるように各カムシャフト54,55を夫々反対方向に回転させるために駆動モータ59の回転軸には夫々螺旋方向が逆向きの一対のウォーム61,62が取付けられており、これらウォーム61,62と噛合するウォームホイール63,64が夫々各カムシャフト54,55の端部に固定されている。この実施例では駆動モータ59を駆動することによってピストン4が圧縮上死点に位置するときの燃焼室5の容積を広い範囲に亘って変更することができる。一方、図4は図1において吸気弁7を駆動するためのカムシャフト70の端部に取付けられた可変バルブタイミング機構Bを示している。図4を参照すると、この可変バルブタイミング機構Bは機関のクランク軸によりタイミングベルトを介して矢印方向に回転せしめ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、吸気弁駆動用カムシャフト70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とを具備しており、各ベーン75の両側には夫々進角用油圧室76と遅角用油圧室77とが形成されている。各油圧室76,77への作動油の供給制御は作動油供給制御弁78によって行われる。この作動油供給制御弁78は各油圧室76,77に夫々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とを具備している。吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相を進角すべきときは図4においてスプール弁85が右方に移動せしめられ、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せしめられる。これに対し、吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相を遅角すべきときは図4においてスプール弁85が左方に移動せしめられ、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せしめられる。回転軸73が円筒状ハウジング72に対して相対回転せしめられているときにスプール弁85が図4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せしめられ、回転軸73はそのときの相対回転位置に保持される。従って可変バルブタイミング機構Bによって吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相を所望の量だけ進角させることができ、遅角させることができることになる。図5において実線は可変バルブタイミング機構Bによって吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相が最も進角されているときを示しており、破線は吸気弁駆動用カムシャフト70のカムの位相が最も遅角されているときを示している。従って吸気弁7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、従って吸気弁7の閉弁時期も図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。図1および図4に示される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、例えば吸気弁の開弁時期を一定に維持したまま吸気弁の閉弁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。次に図6を参照しつつ本願において使用されている用語の意味について説明する。なお、図6のA,B,Cには説明のために燃焼室容積が50mlでピストンの行程容積が500mlであるエンジンが示されており、これら図6のA,B,Cにおいて燃焼室容積とはピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室の容積を表している。図6Aは機械圧縮比について説明している。機械圧縮比は圧縮行程時のピストン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この機械圧縮比は燃焼室容積行程容積/燃焼室容積で表される。図6Aに示される例ではこの機械圧縮比は50ml500ml/50ml=11となる。図6Bは実圧縮比について説明している。この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この実圧縮比は燃焼室容積実際の行程容積/燃焼室容積で表される。即ち、図6Bに示されるように圧縮行程においてピストンが上昇を開始しても吸気弁が開弁している間は圧縮作用は行われず、吸気弁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如く表される。図6Bに示される例では実圧縮比は50ml450ml/50ml=10となる。図6Cは膨張比について説明している。膨張比は膨張行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの膨張比は燃焼室容積行程容積/燃焼室容積で表される。図6Cに示される例ではこの膨張比は50ml500ml/50ml=11となる。次に図7および図8を参照しつつ本発明において用いられている超膨張比サイクルについて説明する。なお、図7は理論熱効率と膨張比との関係を示しており、図8は本発明において負荷に応じ使い分けられている通常のサイクルと超高膨張比サイクルとの比較を示している。図8Aは吸気弁が下死点近傍で閉弁し、ほぼ吸気下死点付近からピストンによる圧縮作用が開始される場合の通常のサイクルを示している。この図8Aに示す例でも図6のA,B,Cに示す例と同様に燃焼室容積が50mlとされ、ピストンの行程容積が500mlとされている。図8Aからわかるように通常のサイクルでは機械圧縮比は50ml500ml/50ml=11であり、実圧縮比もほぼ11であり、膨張比も50ml500ml/50ml=11となる。即ち、通常の内燃機関では機械圧縮比と実圧縮比と膨張比とがほぼ等しくなる。図7における実線は実圧縮比と膨張比とがほぼ等しい場合の、即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、即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。従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最大でも12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。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見い出されたのである。即ち、実圧縮比を高くすると爆発力は高まるが圧縮するために大きなエネルギーが必要となり、斯くして実圧縮比を高めても理論熱効率はほとんど高くならない。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に対し押下げ力が作用する期間が長くなり、斯くしてピストンがクランクシャフトに回転力を与えている期間が長くなる。従って膨張比は大きくすれば大きくするほど理論熱効率が高くなる。図7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7の実線で示す如く実圧縮比も膨張比と共に増大せしめられる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。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巾に高めることができる。図8Bは可変圧縮比機構Aおよび可変バルブタイミング機構Bを用いて、実圧縮比を低い値に維持しつつ膨張比を高めるようにした場合の一例を示している。図8Bを参照すると、この例では可変圧縮比機構Aにより燃焼室容積が50mlから20mlまで減少せしめられる。一方、可変バルブタイミング機構Bによって実際のピストン行程容積が500mlから200mlになるまで吸気弁の閉弁時期が遅らされる。その結果、この例では実圧縮比は20ml200ml/20ml=11となり、膨張比は20ml500ml/20ml=26となる。図8Aに示される通常のサイクルでは前述したように実圧縮比がほぼ11で膨張比が11であり、この場合に比べると図8Bに示される場合には膨張比のみが26まで高められていることがわかる。これが超高膨張比サイクルと称される所以である。一般的に言って内燃機関では機関負荷が低いほど熱効率が悪くなり、従って機関運転時における熱効率を向上させるためには、即ち燃費を向上させるには機関負荷が低いときの熱効率を向上させることが必要となる。一方、図8Bに示される超高膨張比サイクルでは圧縮行程時の実際のピストン行程容積が小さくされるために燃焼室5内に吸入しうる吸入空気量は少なくなり、従ってこの超高膨張比サイクルは機関負荷が比較的低いときにしか採用できないことになる。従って本発明では機関負荷が比較的低いときには図8Bに示す超高膨張比サイクルとし、機関高負荷運転時には図8Aに示す通常のサイクルとするようにしている。次に図9を参照しつつ運転制御全般について概略的に説明する。図9には或る機関回転数における機関負荷に応じた吸入空気量、吸気弁閉弁時期、機械圧縮比、膨張比、実圧縮比およびスロットル弁17の開度の各変化が示されている。なお、図9は、触媒装置20内の三元触媒によって排気ガス中の未燃HC,COおよびNOXを同時に低減しうるように燃焼室5内における平均空燃比が空燃比センサ21の出力信号に基づいて理論空燃比にフィードバック制御されている場合を示している。さて、前述したように機関高負荷運転時には図8Aに示される通常のサイクルが実行される。従って図9に示されるようにこのときには機械圧縮比は低くされるために膨張比は低く、図9において実線で示されるように吸気弁7の閉弁時期は図5において実線で示される如く早められている。また、このときには吸入空気量は多く、このときスロットル弁17の開度は全開に保持されているのでポンピング損失は零となっている。一方、図9において実線で示されるように機関負荷が低くなるとそれに伴って吸入空気量を減少すべく吸気弁7の閉弁時期が遅くされる。またこのときには実圧縮比がほぼ一定に保持されるように図9に示される如く機関負荷が低くなるにつれて機械圧縮比が増大され、従って機関負荷が低くなるにつれて膨張比も増大される。なお、このときにもスロットル弁17は全開状態に保持されており、従って燃焼室5内に供給される吸入空気量はスロットル弁17によらずに吸気弁7の閉弁時期を変えることによって制御されている。このように機関高負荷運転状態から機関負荷が低くなるときには実圧縮比がほぼ一定のもとで吸入空気量が減少するにつれて機械圧縮比が増大せしめられる。即ち、吸入空気量の減少に比例してピストン4が圧縮上死点に達したときの燃焼室5の容積が減少せしめられる。従ってピストン4が圧縮上死点に達したときの燃焼室5の容積は吸入空気量に比例して変化していることになる。なお、このとき図9に示される例では燃焼室5内の空燃比は理論空燃比となっているのでピストン4が圧縮上死点に達したときの燃焼室5の容積は燃料量に比例して変化していることになる。機関負荷が更に低くなると機械圧縮比は更に増大せしめられ、機関負荷がやや低負荷寄りの中負荷L1まで低下すると機械圧縮比は燃焼室5の構造上限界となる限界機械圧縮比上限機械圧縮比に達する。機械圧縮比が限界機械圧縮比に達すると、機械圧縮比が限界機械圧縮比に達したときの機関負荷L1よりも負荷の低い領域では機械圧縮比が限界機械圧縮比に保持される。従って低負荷側の機関中負荷運転時および機関低負荷運転時には即ち、機関低負荷運転側では機械圧縮比は最大となり、膨張比も最大となる。別の言い方をすると機関低負荷運転側では最大の膨張比が得られるように機械圧縮比が最大にされる。一方、図9に示される実施例では機関負荷がL1まで低下すると吸気弁7の閉弁時期が燃焼室5内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期となる。吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に達すると吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷L1よりも負荷の低い領域では吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に保持される。吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に保持されるともはや吸気弁7の閉弁時期の変化によっては吸入空気量を制御することができない。図9に示される実施例ではこのとき、即ち吸気弁7の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷L1よりも負荷の低い領域ではスロットル弁17によって燃焼室5内に供給される吸入空気量が制御され、機関負荷が低くなるほどスロットル弁17の開度は小さくされる。一方、図9において破線で示すように機関負荷が低くなるにつれて吸気弁7の閉弁時期を早めることによってもスロットル弁17によらずに吸入空気量を制御することができる。従って、図9において実線で示される場合と破線で示される場合とをいずれも包含しうるように表現すると、本発明による実施例では吸気弁7の閉弁時期は、機関負荷が低くなるにつれて、燃焼室内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期L1まで吸気下死点BDCから離れる方向に移動せしめられることになる。このように吸入空気量は吸気弁7の閉弁時期を図9において実線で示すように変化させても制御することができるし、破線に示すように変化させても制御することができる。前述したように図8Bに示す超高膨張比サイクルでは膨張比が26とされる。この膨張比は高いほど好ましいが図7からわかるように実用上使用可能な下限実圧縮比ε=5に対しても20以上であればかなり高い理論熱効率を得ることができる。従って本実施例では膨張比が20以上となるように可変圧縮比機構Aが形成されている。ところで、火花点火内燃機関において、ノッキングを発生させないことが要求されている。そのためには、点火を実施する以前に、今回の点火時期が今回の燃焼のノック限界点火時期ノッキングが発生し始めるときの点火時期より進角側となっていないことを確認したり、今回の点火時期が今回の燃焼のノック限界点火時期より進角側であれば、点火時期を遅角させたり、また、今回の燃焼のノック限界点火時期に基づいて今回の点火時期を設定したりするような点火時期制御を実施することが望ましい。このようなノッキングを発生させない点火時期制御を実施するためには、今回の燃焼のノック限界点火時期を知ることが必要となる。ノック限界点火時期は、燃焼空燃比を理論空燃比とする一般的な運転においても、吸気弁の閉弁時期や機械圧縮比などの可変因子が一つでも変化すると、変化するものであり、全ての可変因子に対して適合試験により適合させてマップ化するには多大な工数が必要となり、また、非常に大きな多次元マップとなってしまう。また、今回の燃焼においてノッキングが発生するか否かを予測して、必要ならば、点火時期を遅角するようにしてもノッキングを発生させない点火時期制御は可能である。ノッキングが発生するか否かの予測には、気筒内の圧力と温度とを変数とする着火遅れ時間τを算出する次式1を使用し、時間経過と共に着火遅れ時間τが変化することを考慮した次式2に示すLivengood-Wu積分が採用されることがある。すなわち、着火遅れ時間τの逆数の時間積分値例えば吸気弁閉弁時からの時間積分値が1となる時刻に気筒内で自着火が発生するとして、時間積分値が1となる時刻以前に燃焼が完了すれば気筒内の全燃料が燃焼すればノッキングは発生せず、時間積分値が1となる時刻に燃焼が完了していなければノッキングが発生すると予測される。τ=AP-nexpB/T1∫dt/τ=12式1において、A、B、nは内燃機関毎に定まる定数であり、Pは筒内圧力、Tは筒内温度である。式2では、吸気弁閉弁時からの各時刻の着火遅れ時間τkの逆数が算出されて1となるまで積算され、この積算値が1となる以前に燃焼が完了するか否かによってノッキングの発生を予測することができる。このような積算値の算出には多大な時間が必要とされるだけでなく、特に、点火以降の各時刻の筒内圧力及び筒内温度を正確に推定することは困難であるために、点火以降の各時刻の正確な着火遅れ時間τkを算出することは難しい。それにより、正確な積算値を算出して良好な点火時期制御を実現することは困難である。本実施例の火花点火内燃機関は、電子制御ユニット30を使用して、図10に示すフローチャートに従って点火時期制御を実施する。先ず、ステップ101において、吸気弁閉弁時の筒内圧力Pと筒内温度Tを測定する。筒内圧力P及び筒内温度Tは、気筒内に圧力センサ及び温度センサを設けて、これらセンサにより吸気弁閉弁時に測定すれば良い。また、吸気弁閉弁時の筒内圧力P及び筒内温度Tはサージタンク12内の吸気圧力及び吸気温度と同じであるとして、サージタンク12に圧力センサ及び温度センサを設けて、これらセンサにより吸気弁閉弁時又は例えば吸気弁開弁時のように吸気弁閉弁前でも良いに測定するようにしても良い。また、筒内圧力Pは、サージタンク12内の圧力として、スロットル弁17の開度及び機関回転数に対してマップ化しておくことも可能である。筒内温度Tは外気温度としても良い。次いで、ステップ102において、今回の燃焼として等容燃焼が実施されたと仮定した場合の燃焼直後の最高筒内温度Pmaxを次式3により算出する。等容燃焼とは、圧縮上死点において、全ての燃料が瞬間的に燃焼する理想的な燃焼である。Pmax=ρP-Ek3ここで、Eは実圧縮比であり、kは比熱比例えば上死点の比熱比であり、PEkは断熱圧縮されたときの圧縮上死点の筒内圧力圧縮端圧力を示している。ρは爆発度であり、図11に示すように、充填効率に対して定められる。次いで、ステップ103において、今回の燃焼として等容燃焼が実施されたと仮定した場合の燃焼直後の最高筒内温度Tmaxを次式4により算出する。Tmax=ρTEk-14ここで、TEk-1は断熱圧縮されたときの圧縮上死点の筒内温度圧縮端温度を示している。このように、圧縮端圧力PEkに爆発度ρを乗算すれば、等容燃焼直後の最高筒内圧力Pmaxを算出することができ、圧縮端温度TEk-1に爆発度ρを乗算すれば、等容燃焼直後の最高筒内温度Tmaxを算出することができる。また、実圧縮比Eは、前述したように、現在の上死点の燃焼室容積と吸気弁閉弁時からの実際の行程容積とから算出することができる。しかしながら、厳密には、吸気弁閉弁直前においては吸気ポートの開口面積が小さくなって気筒内の吸気は吸気ポートへ吹き返されなくなり、実質的に圧縮が開始されることとなるために、吸気弁閉弁直前からの行程容積を実際の行程容積とすることが好ましい。次いで、ステップ104において、最高筒内圧力Pmax及び最高筒内温度Tmaxに対する最短着火遅れ時間τminを次式5により算出する。τmin=APmax-nexpB/TmaxC5ここで、A、B、nは前述したように内燃機関毎に定まる定数である。Cに関しては後述する。こうして算出される等容燃焼が実施されたときの最高筒内圧力Pmax及び最高筒内温度Tmaxに対する最短着火遅れ時間τminは、吸入空気量や実圧縮比Eなどの全ての可変因子を含んだ今回の燃焼のノッキングの発生し易さを表す値であり、最短着火遅れ時間τminが短いほどノッキングが発生し易くなる。それにより、最短着火遅れ時間τminが長いほどノック限界点火時期ITAを進角させることができ、最短着火遅れ時間τminに対してノック限界点火時期ITAを適合試験により図12に示すように設定することができる。ITAは、圧縮上死点から前のクランク角度であり、0度は圧縮上死点を示している。こうして、ステップ105において、算出された最短着火遅れ時間τminに基づき図12のマップを使用してノック限界点火時期ITAを決定する。次いで、ステップ106では、今回の燃焼に際して設定されている最適点火時期MBTMinimumSparkAdvanceforBestTorqueがノック限界点火時期ITAより進角側であるか否かが判断され、この判断が否定されるときには、点火時期をMBTとしてもノッキングが発生することはなく、ステップ108において、MBTでの点火を実施する。一方、ステップ106の判断が肯定されるとき、すなわち、設定されたMBTは、ノック限界点火時期より進角側であり、MBTでの点火ではノッキングが発生してしまうために、ステップ107において、ノック限界点火時期ITAより僅かに遅角側の点火時期ITA’での点火を実施する。こうして、ノッキングを発生させない良好な点火時期制御が可能となる。ところで、上式5におけるCは、機械圧縮比を制御するために可変圧縮比機構Aにより圧縮上死点の燃焼室容積が小さくされているほど、最短着火遅れ時間τminを長くするための補正係数である。圧縮上死点の燃焼室容積が小さくされているほど、膨張行程の単位時間当たりの燃焼室容積変化が大きくなるために、膨張行程において気筒内圧力及び気筒内温度が急激に低下してノッキングが発生し難くなる。それにより、例えば、機械圧縮比が最も低くされたとき図3A参照の圧縮上死点の燃焼室容積圧縮上死点の最大燃焼室容積をVmaxとし、現在の圧縮上死点の燃焼室容積をVとすれば、補正係数C=d1Vmax/Vとすることができる。d1は、このような燃焼室容積変化の影響程度に対応する重み係数である。また、機関回転数が高くても、膨張行程の単位時間当たりの燃焼室容積変化が大きくなるために、アイドル回転数をNminとし、現在の機関回転数をNとすれば、補正係数C=d2Vmax/VN/Nminとしても良い。d2は、このような燃焼室容積変化の影響程度に対応する重み係数である。ステップ105において、ノック限界点火時期ITAを決定する前に、ノッキングの発生し易さを表す最短着火遅れ時間τminを、このような補正係数Cにより補正すれば、今回の燃焼に対して、より適切なノック限界点火時期ITAを決定することができる。"