"可変圧縮比機構を備える内燃機関であって、可変バルブタイミング機構により制御される吸気弁の閉弁時期が点火時期の設定時期より前であるときには、吸気弁の閉弁時期以降に推定される圧縮端圧力に対してノッキングを発生させない点火時期を前記設定時期において設定し、前記可変バルブタイミング機構により制御される吸気弁の閉弁時期が点火時期の前記設定時期以降であるときには、吸気弁の閉弁時期以降に推定される圧縮端圧力に対して前記設定時期において設定された点火時期ではノッキングが発生すると予測される場合に、前記可変圧縮比機構により機械圧縮比を低下させることを特徴とする可変圧縮比機構を備える内燃機関。前記内燃機関は燃料を気筒内へ直接的に噴射する燃料噴射弁を具備し、前記可変バルブタイミング機構により制御される吸気弁の閉弁時期が点火時期の前記設定時期以降であるときに、吸気弁の閉弁時期以降に推定される圧縮端圧力に対して前記設定時期において設定された点火時期ではノッキングが発生すると予測される場合には、さらに前記燃料噴射弁により追加燃料を供給することを特徴とする請求項1に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関。確かに、実圧縮比が目標実圧縮比より高ければ、目標実圧縮比に対して設定された点火時期に対してノッキングが発生し易くなる。しかしながら、ノッキングが発生するか否かは、燃焼しないとした場合の圧縮上死点における推定気筒内圧力、すなわち、圧縮端圧力に基づく方が正確に判断することができる。例えば、吸気弁閉弁時の筒内圧力が通常より高ければ、目標実圧縮比が実現されても、圧縮端圧力は高くなり、目標実圧縮比に対して定められた点火時期に対してノッキングが発生することがある。圧縮端圧力は、実圧縮比だけでなく吸気弁閉弁時の筒内圧力によっても変化するために、吸気弁の実際の閉弁時期とならなければ、正確に推定することはできない。それにより、吸気弁の閉弁時期を変化させる内燃機関において、吸気弁の閉弁時期が点火時期の設定時期以降となると、点火時期の設定時期では正確な圧縮端圧力を推定することはできず、設定された点火時期ではノッキングが発生してしまうことがある。従って、本発明の目的は、可変圧縮比機構を備える内燃機関において、吸気弁の閉弁時期が点火時期の設定時期以降である場合においても、ノッキングの発生を抑制可能とすることである。本発明による請求項1に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関は、可変圧縮比機構を備える内燃機関であって、可変バルブタイミング機構により制御される吸気弁の閉弁時期が点火時期の設定時期より前であるときには、吸気弁の閉弁時期以降に推定される圧縮端圧力に対してノッキングを発生させない点火時期を前記設定時期において設定し、前記可変バルブタイミング機構により制御される吸気弁の閉弁時期が点火時期の前記設定時期以降であるときには、吸気弁の閉弁時期以降に推定される圧縮端圧力に対して前記設定時期において設定された点火時期ではノッキングが発生すると予測される場合に、前記可変圧縮比機構により機械圧縮比を低下させることを特徴とする。本発明による請求項2に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関は、請求項1に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関において、前記内燃機関は燃料を気筒内へ直接的に噴射する燃料噴射弁を具備し、前記可変バルブタイミング機構により制御される吸気弁の閉弁時期が点火時期の前記設定時期以降であるときに、吸気弁の閉弁時期以降に推定される圧縮端圧力に対して前記設定時期において設定された点火時期ではノッキングが発生すると予測される場合には、さらに前記燃料噴射弁により追加燃料を供給することを特徴とする。本発明による請求項1に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関によれば、可変バルブタイミング機構により制御される吸気弁の閉弁時期が点火時期の設定時期より前であるときには、吸気弁の閉弁時期以降に推定される正確な圧縮端圧力に対してノッキングを発生させない点火時期を設定時期において設定することにより、ノッキングの発生を抑制することができる。また、可変バルブタイミング機構により制御される吸気弁の閉弁時期が点火時期の設定時期以降であるときには、吸気弁の閉弁時期以降に推定される正確な圧縮端圧力に対して設定時期において設定された点火時期ではノッキングが発生すると予測される場合に可変圧縮比機構により機械圧縮比を低下させるようになっている。それにより、実際の圧縮端圧力を低下させることができ、ノッキングの発生を抑制することができる。可変バルブタイミング機構により制御される吸気弁の閉弁時期が点火時期の設定時期より前であるときにも、吸気弁の閉弁時期以降に推定される正確な圧縮端圧力に対して設定時期において設定される点火時期ではノッキングが発生すると予測される場合に可変圧縮比機構により機械圧縮比を低下させてノッキングの発生を抑制することも可能であるが、点火時期制御に比較して可変圧縮比機構を作動させると、多量の電気エネルギーを消費することとなるために、このときには、点火時期制御によりノッキングの発生を抑制する方が好ましい。本発明による請求項2に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関によれば、請求項1に記載の可変圧縮比機構を備える内燃機関において、内燃機関は燃料を気筒内へ直接的に噴射する燃料噴射弁を具備し、可変バルブタイミング機構による吸気弁の閉弁時期が点火時期の設定時期以降であるときに、吸気弁の閉弁時期以降に推定される圧縮端圧力に対して設定時期において設定された点火時期ではノッキングが発生すると予測される場合には、さらに燃料噴射弁により追加燃料を供給するようになっており、追加燃料の気化潜熱により点火時期での筒内温度を低下させることができ、さらにノッキングの発生を抑制することができる。図1は本発明による可変圧縮比機構を備える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に連結される。13は各燃焼室5内へ直接的に燃料を噴射するための燃料噴射弁である。燃料噴射弁13は、各吸気枝管11に取り付けられることもある。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、すなわち、シリンダブロック側サポートが形成されており、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、すなわち、クランクケース側サポートが形成されており、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同心部分58が位置している。各同心部分58は各カムシャフト54,55の回転軸線と共軸をなす。一方、各同心部分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部57が位置しており、この偏心部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。すなわち、偏心部57は円形カム56に形成された偏心孔に嵌合し、円形カム56は偏心孔を中心として偏心部57回りに回動するようになっている。図2に示されるようにこれら円形カム56は各同心部分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の同心部分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部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内において同心部分58とは反対方向に回転し、図3Bに示されるように偏心部57の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に同心部分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部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同心部分58の中心線すなわち、カムシャフトの中心線aと偏心部57の中心線bと円形カム56の中心線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の相対位置は同心部分58の中心線aと円形カム56の中心線cとの距離によって定まり、同心部分58の中心線aと円形カム56の中心線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から離れる。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。本実施例において、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ようになっている。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、内燃機関においては、ノッキングの発生を抑制しなければならず、そのために、本実施例の内燃機関では、電子制御ユニット30により図10に示すフローチャートの制御が実施される。先ず、ステップ101において、前述したように、現在の機関負荷に基づき可変バルブタイミング機構Bにより制御する吸気弁の閉弁時期IVCが設定される。ステップ102では、設定された吸気弁の閉弁時期IVCが点火時期の設定時期ITTより前であるか否かが判断される。ここで、点火時期の設定時期ITTは、実際の点火時期までに点火栓6のコイルへの予め定められた通電時間等が必要となるために、圧縮行程中期の予め定められたクランク角度とされる。ステップ102の判断が肯定されるときには、点火時期の設定時期ITTより前に吸気弁が閉弁されることとなり、ステップ103において、吸気弁の閉弁時期において、各気筒に配置された筒内圧力センサ図示せずにより吸気弁が閉弁された気筒対応気筒内の吸気圧力Pmが測定される又は、サージタンク12に配置された圧力センサ図示せずの吸気弁閉弁時の測定値を対応気筒の吸気弁閉弁時の吸気圧力Pmとしても良い。次いで、ステップ104において、次式により対応気筒の圧縮端圧力Peが推定される。Pe=PmVm/Vekここで、Vmは吸気弁閉弁時の燃焼室容積圧縮上死点の燃焼室容積実際の行程容積であり、Veは圧縮上死点の燃焼室容積であり、kは比熱比である。Vm/Veは前述した実圧縮比となる。圧縮上死点の燃焼室容積は、相対位置センサ22の出力に基づき正確に推定することができ、実際の行程容積は、実際の吸気弁閉弁時期に基づき正確に推定することができ、こうして、吸気弁の閉弁時期又はそれ以降において、対応気筒の圧縮端圧力Peを正確に推定することができる。次いで、ステップ105では、点火時期の設定時期ITTとなると、ステップ104において推定された対応気筒の圧縮端圧力Peに対してノッキングを発生させないで最も高いトルクを発生する点火時期ITを設定する。こうして設定された点火時期ITにおいて点火が実施されれば、対応気筒においてノッキングの発生を十分に抑制することができる。一方、吸気弁の閉弁時期IVCが点火時期の設定時期ITT以降である場合には、ステップ102の判断が否定され、ステップ106において、点火時期の設定時期ITTにおいて、点火時期ITとして、現在の機関運転状態機関負荷、機関回転数、目標機械圧縮比、及び、吸気弁の閉弁時期IVCなどに対して予め定められている最適点火時期MBTを設定する。ここで、前述のステップ105においては、ステップ104において推定された圧縮端圧力Peが現在の機関運転状態において想定されている圧縮端圧力より高い場合に、現在の機関運転状態の最適点火時期MBTを遅角側に補正するようにしても良い。ステップ107では、吸気弁の閉弁時期IVCとなると、ステップ103と同様に対応気筒の吸気弁閉弁時の吸気圧力Pmが測定され、次いで、ステップ104と同様に対応気筒の圧縮端圧力Peが推定される。次いで、ステップ109では、吸気弁の閉弁時期又はそれ以降において推定される正確な圧縮端圧力Peに対して設定時期ITTにおいて設定された最適点火時期ではノッキングが発生するが否かが予測される。例えば、吸気弁閉弁時の吸気圧力Pmが現在の機関運転状態において想定されている圧力より高いとき、圧縮上死点の燃焼室容積が現在の機関運転状態において想定されている容積より小さいとき、又は、吸気弁の閉弁時期が現在の機関運転状態において想定されている時期より進角側であるときなどにおいて、推定圧縮端圧力Peが現在の機関運転状態において想定されている圧力より高くなる。推定圧縮端圧力Peが現在の機関運転状態において想定されている圧縮端圧力より設定値以上高くなる場合には、現在の機関運転状態に対して設定されている最適点火時期ではノッキングが発生すると予測することができる。ステップ109の判断が否定されるときにはそのまま終了するが、ノッキングが発生すると予測されるときには、ステップ110において、直ちに可変圧縮比機構Aを作動させて機械圧縮比を低下させる。それにより、対応気筒において、推定圧縮端圧力を低下させることができ、ノッキングの発生を抑制することができる。ここで、ステップ106において設定された点火時期ITまでに、推定圧縮端圧力を現在の機関運転状態において想定されている圧縮端圧力とするまで機械圧縮比を低下させることが好ましいが、点火時期ITまでに僅かでも機械圧縮比を低下させることができれば、推定圧縮端圧力を低下させることができ、ノッキングの発生を抑制することができる。また、点火時期ITまでに、推定圧縮端圧力を現在の機関運転状態において想定されている圧縮端圧力とするまで機械圧縮比を低下させることができない場合には、点火時期IT以降にも機械圧縮比を低下させ続けることが好ましい。それにより、燃焼開始以降にも筒内圧力を低下させて、ノッキングの発生を抑制することができる。また、燃焼中であれば圧縮上死点以降においても機械圧縮比を低下させることにより筒内圧力を低下させることが好ましく、それにより、ノッキングの発生を抑制することができ、また、ノッキングが発生してもノッキングの持続を抑制することができる。このように、ノッキングが発生すると予測されるときには、機械圧縮比の低下を可能な限り早期に開始することが好ましいが、点火時期以降であっても、燃焼中であれば圧縮上死点以降であっても、機械圧縮比の低下を開始すれば、ノッキングを抑制することができる。次に吸気弁が閉弁される気筒においては、機械圧縮比が十分に低下されれば、圧縮上死点の燃焼室容積が大きくなっており、吸気弁閉弁時に推定される圧縮端圧力は現在の機関運転状態において想定される圧縮端圧力まで低くなって、ステップ109においてノッキングの発生が予測されなくなる。また、燃料噴射弁13が気筒内へ直接的に燃料を噴射するものであれば、ステップ109の判断が肯定されるときには、さらに、ステップ111のように、直ちに燃料噴射弁13により追加燃料を対応気筒内へ供給するようにしても良い。それにより、このような追加燃料の気化潜熱によって点火時期での筒内温度を低下させることができ、さらにノッキングの発生を抑制することができる。ノッキングが発生すると予測されるときの追加燃料の供給は、可能な限り早期に開始することが好ましいが、点火時期以降であっても、燃焼中であれば圧縮上死点以降であっても、筒内温度を低下させてノッキングを抑制することができ、また、ノッキングが発生してもノッキングの持続を抑制することができる。本実施例において、吸気弁の閉弁時期IVCが点火時期の設定時期ITTより前であるときにも、吸気弁の閉弁時期以降に推定される正確な圧縮端圧力Peに対して現在の機関運転状態の最適点火時期ではノッキングが発生すると予測される場合にステップ110のように可変圧縮比機構Aにより機械圧縮比を低下させてノッキングの発生を抑制することも可能であるが、点火時期制御に比較して可変圧縮比機構Aを作動させると、多量の電気エネルギーを消費することとなるために、このときには、ステップ105の点火時期制御によりノッキングの発生を抑制する方が好ましい。"