"幾何学的圧縮比が18以上に設定された気筒を有するエンジン本体と、前記気筒内に嵌挿されかつ、その冠面にキャビティが凹陥して形成されたピストンと、前記エンジン本体の前記気筒と前記ピストンとによって区画される燃焼室内に燃料噴霧を噴射するよう構成された燃料噴射弁と、前記エンジン本体の運転状態に応じて、前記燃料噴射弁を通じた前記燃焼室内への燃料噴射態様を制御するよう構成された制御器と、を備え、前記燃料噴射弁は、前記気筒の軸心位置に配置されかつ、そこから径方向の外方に向かって拡がるように燃料噴霧を噴射し、前記キャビティは、キャビティ底部からキャビティ開口に向かって拡径するように、その側壁が、前記気筒の軸線方向に対して傾斜して構成されており、前記制御器は、前記エンジン本体の運転状態が所定負荷よりも高い高負荷領域にあるときには、前記燃料噴射弁により燃料を噴射する期間を、圧縮行程終期から膨張行程初期の範囲内に設定すると共に、当該噴射期間における前半では前記燃料噴霧のペネトレーションを小さくしかつ、前記噴射期間における後半では前記燃料噴霧のペネトレーションを大きく設定する火花点火式直噴エンジン。請求項1に記載の火花点火式直噴エンジンにおいて、前記燃料噴射弁は、ノズル口を開閉する外開弁を有しかつ、当該外開弁のリフト量が大きいほど、前記ノズル口から前記燃焼室内に噴射される燃料噴霧のペネトレーションが大きくなるように構成されており、前記制御器は、前記噴射期間における前半では前記外開弁のリフト量を所定量に設定しかつ、前記噴射期間における後半では前記外開弁のリフト量を前記所定量よりも大きく設定する火花点火式直噴エンジン。請求項1又は2に記載の火花点火式直噴エンジンにおいて、前記キャビティは、キャビティ底部が径方向の外方から中央に向かって隆起するように、その底壁が前記気筒の軸線に直交する方向に対して傾斜している火花点火式直噴エンジン。請求項1~3のいずれか1項に記載の火花点火式直噴エンジンにおいて、前記エンジン本体は、前記気筒の軸心が、クランク軸の回転中心に対し、クランク角の進み側にずれて配置されている火花点火式直噴エンジン。ところで、火花点火式エンジンの理論サイクルであるオットーサイクルにおいては、圧縮比を高めれば高めるほど、また、ガスの比熱比を高めれば高めるほど、理論熱効率が高くなる。このため、前記特許文献1に記載されているような高圧縮比と混合気のリーン化との組み合わせは、熱効率図示熱効率の向上に、ある程度は有利になるものの、この場合、圧縮比15程度で図示熱効率が最大になり、それ以上に圧縮比を高めても、図示熱効率は高くならない逆に、圧縮比を高めれば高めるほど、図示熱効率が低くなる。これは、混合気がリーンであるため比較的大量の空気がシリンダ内に導入される一方で、そのシリンダ内の大量の空気が、高圧縮比化に伴い大きく圧縮されて燃焼圧力及び燃焼温度が大幅に高くなってしまうためである。つまり、高い燃焼圧力及び燃焼温度によってシリンダの壁面等を通じた熱の放出量が増え、冷却損失が大幅に増大する結果、図示熱効率が低くなってしまうのである。そのため、高圧縮比エンジンにおける熱効率の向上には、冷却損失の低減が重要である。そこで、本願発明者らは、幾何学的圧縮比を18以上とする高圧縮比を実現するために、ピストンの冠面に比較的小さい容積のキャビティを形成し、それによってスキッシュエリアが拡大したエンジンとした上で、燃料噴霧をそのキャビティ内に噴射して燃焼を行うことを検討した。ここで、冷却損失は、燃焼室の区画壁に接触する燃焼ガスの温度と、その区画壁の温度と温度差に比例することから、燃焼ガスが区画壁に接触すること自体を抑制すべく、燃料噴霧のペネトレーションを小さくし、それによって燃料噴霧がキャビティの側壁や底壁に到達しないようにすることを検討した。こうしたキャビティ内の成層化は、燃焼ガスがキャビティの側壁や底壁に接触することを抑制、又は、回避して、冷却損失の低減に有利になる。エンジンの運転状態が低負荷領域にあるときには、前述した小ペネトレーションの燃料噴霧によるキャビティ内の成層化によって、冷却損失を有効に低減することが可能である。しかしながら、エンジンの運転状態が高負荷領域にあって高トルクが要求されるときには、キャビティ内で成層化した燃焼では空気が足りずに、所望のトルクが得られないという新たな問題が生じることを、本願発明者らは見出した。ここに開示する技術は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、高圧縮比の火花点火式直噴エンジンにおいて、冷却損失の低減と、高トルクの発生とを両立させることにある。本願発明者らは、エンジンの運転状態が高負荷領域にあるときには、スキッシュエリアに存在する空気によって空気利用率を高めるべく、燃料噴霧のペネトレーションを大きくして、噴射した燃料噴霧の一部がスキッシュエリアに到達するようにした。具体的に、ここに開示する火花点火式直噴エンジンは、幾何学的圧縮比が18以上に設定された気筒を有するエンジン本体と、前記気筒内に嵌挿されかつ、その冠面にキャビティが凹陥して形成されたピストンと、前記エンジン本体の前記気筒と前記ピストンとによって区画される燃焼室内に燃料噴霧を噴射するよう構成された燃料噴射弁と、前記エンジン本体の運転状態に応じて、前記燃料噴射弁を通じた前記燃焼室内への燃料噴射態様を制御するよう構成された制御器と、を備える。そして、前記燃料噴射弁は、前記気筒の軸心位置に配置されかつ、そこから径方向の外方に向かって拡がるように燃料噴霧を噴射し、前記キャビティは、キャビティ底部からキャビティ開口に向かって拡径するように、その側壁が、前記気筒の軸線方向に対して傾斜して構成されており、前記制御器は、前記エンジン本体の運転状態が所定負荷よりも高い高負荷領域にあるときには、前記燃料噴射弁により燃料を噴射する期間を、圧縮行程終期から膨張行程初期の範囲内に設定すると共に、当該噴射期間における前半では前記燃料噴霧のペネトレーションを小さくしかつ、前記噴射期間における後半では前記燃料噴霧のペネトレーションを大きく設定する。この構成によると、燃料噴射弁が気筒の軸心位置に配置されており、燃料噴射弁は、この軸心位置から径方向の外方に向かって燃料噴霧を噴射する。制御器は、エンジン本体の運転状態が所定負荷よりも高い高負荷領域にあるときには、燃料の噴射期間を圧縮行程終期から膨張行程初期の範囲内に設定すると共に、その噴射期間の前半では、燃料噴霧のペネトレーションを小さくする。噴射期間の前半は、ピストンが圧縮上死点付近に位置するから、噴射された燃料噴霧は、ピストンの冠面に凹陥して形成されたキャビティ内に到達するものの、背圧言い換えると気筒内の雰囲気圧力が高い状態にありかつ、燃料噴霧のペネトレーションが小さいため、その燃料噴霧がキャビティの側壁等に到達することは回避、又は、抑制される。その結果、噴射期間の前半に噴射された燃料による燃焼ガスは、キャビティの側壁等に接触することが回避され、冷却損失の抑制に有利になる。特に、噴射期間の前半に噴射された燃料は、圧縮上死点付近の気筒内圧力及び温度が高い状態で燃焼するため、燃焼ガスの温度が高くなって冷却損失の増大を招きやすいが、前述の通り、燃焼ガスと、キャビティの側壁等との接触そのものを回避又は抑制しているため、冷却損失の抑制に特に有効である。そして、制御器は、噴射期間の後半では、燃料噴霧のペネトレーションを大きくする。噴射期間の後半は膨張行程に相当し、背圧も低いことから、キャビティ内に噴射された燃料噴霧は、キャビティの側壁等に到達言い換えると衝突するようになる。ここで、キャビティの側壁は軸線方向に対し傾斜しているため、側壁に衝突した燃料噴霧の一部は、この側壁に沿って移動をして、キャビティ開口からキャビティの外、具体的にはキャビティ開口の周縁部であるスキッシュエリアに到達する。こうして、噴射期間の後半に噴射された燃料は、スキッシュエリアに存在する空気をも利用して燃焼するようになるから空気利用率が高まり、トルクの向上に有利になる。また、噴射期間の後半に噴射された燃料は、気筒内の温度及び圧力が次第に低下する膨張行程における燃焼となって、燃焼ガスの温度は比較的低くなるから、燃焼ガスがキャビティの側壁等に接触したとしても、冷却損失は抑制される。こうして、高負荷領域において燃料噴射期間の前半と後半とで燃料噴霧のペネトレーションを切り替えることにより、冷却損失の低減と高トルクの確保とが両立する。尚、エンジン本体の運転状態が低負荷領域にあるときには、燃料噴射期間の前半と後半とで燃料噴霧のペネトレーションを切り替えるのでなく、燃料噴霧のペネトレーションを小さく設定することが好ましい。こうすることによって、燃焼ガスがキャビティの側壁等と接触しなくなり、冷却損失を効果的に抑制して、燃費の向上に有利になる。前記燃料噴射弁は、ノズル口を開閉する外開弁を有しかつ、当該外開弁のリフト量が大きいほど、前記ノズル口から前記燃焼室内に噴射される燃料噴霧のペネトレーションが大きくなるように構成されており、前記制御器は、前記噴射期間における前半では前記外開弁のリフト量を所定量に設定しかつ、前記噴射期間における後半では前記外開弁のリフト量を前記所定量よりも大きく設定する、としてもよい。つまり、外開弁タイプの燃料噴射弁は、外開弁のリフト量と燃料噴霧のペネトレーションが概ね比例するようになるから、制御器を通じて、燃料噴射弁のリフト量の制御を行うことにより、噴射期間の前半における燃料噴霧のペネトレーションと、噴射期間の後半における燃料噴霧のペネトレーションとを切り替えることが、容易に実現する。尚、ここで燃料噴射は、噴射期間の前半で行う前段噴射と、噴射期間の後半で行う後段噴射との、少なくとも2回の燃料噴射、つまり分割噴射を行うようにしてもよい。また、分割噴射ではなく、噴射期間中に継続する1回の噴射の途中で、外開弁のリフト量を変更するような連続的な噴射としてもよい。前記キャビティは、キャビティ底部が径方向の外方から中央に向かって隆起するように、その底壁が前記気筒の軸線に直交する方向に対して傾斜している、としてもよい。こうすることで、気筒の軸心から径方向の外方に向かって拡がるように噴射された燃料噴霧の一部は、傾斜した底壁に沿って案内されてキャビティ底部の周縁部に到達すると共に、そこから傾斜した側壁に沿って移動して、キャビティ開口を通じて、キャビティの外に至るようになる。このことにより、噴射された燃料噴霧の一部がスキッシュエリアに確実に到達するようになって、空気利用率の向上、ひいてはトルクの向上が確実に図られる。前記エンジン本体は、前記気筒の軸心が、クランク軸の回転中心に対し、クランク角の進み側にずれて配置されている、としてもよい。このような気筒のオフセット配置は、圧縮上死点後のピストンの下降速度を高めるから、スキッシュエリアが素早く拡大する。このことは、圧縮行程終期から膨張行程初期にかけての噴射期間の後半に噴射した燃料が燃焼するときの空気利用率を向上する上で有利になる。以上説明したように、前記の火花点火式直噴エンジンは、ピストンの冠面にキャビティが凹陥して形成された高圧縮比エンジンとして、その運転状態が高負荷領域にあるときに、燃料の噴射期間の前半では、燃料噴霧のペネトレーションを小さくして冷却損失の抑制を図る一方、噴射期間の後半では、燃料噴霧のペネトレーションを大きくすることで、空気利用率を高めてトルクを向上させるため、冷却損失の低減とトルク向上との両立を図ることが実現する。以下、火花点火式直噴エンジン以下、単にエンジンとも言うの実施形態を図面に基づいて説明する。尚、以下の好ましい実施形態の説明は、本質的に例示に過ぎない。図1に示すように、エンジンシステムは、エンジン1、エンジン1に付随する様々なアクチュエーター、様々なセンサ、及びセンサからの信号に基づきアクチュエーターを制御するエンジン制御器100を有する。エンジン1は、火花点火式内燃機関であって、図例では一つのみ図示するが、複数のシリンダ11を有する。エンジン1は、自動車等の車両に搭載され、その出力軸は、図示しないが、変速機を介して駆動輪に連結されている。エンジン1の出力が駆動輪に伝達されることによって、車両が推進する。エンジン1は、シリンダブロック12と、その上に載置されるシリンダヘッド13とを備えており、シリンダブロック12の内部にシリンダ11が形成されている。図1には概念的に示すが、このエンジンでは、シリンダ11の軸心Xが、クランクシャフトの回転中心Cに対して、図1に矢印で示すクランク角の進み側に、20mm程度オフセットして配置されている。このシリンダ11のオフセット配置によって、このエンジン1では特に、圧縮上死点後におけるピストン15の下降速度を高めるようにしている。ピストン15は、各シリンダ11内に摺動自在に嵌挿されており、シリンダ11及びシリンダヘッド13と共に燃焼室17を区画している。この実施形態では、燃焼室17は、シリンダヘッド13の下面燃焼室17の上面を区画する天井面及びピストン15の冠面が共に、シリンダ11の軸心Xに対して垂直な面で構成されている。ピストン15の冠面には、比較的容積の小さいキャビティ15aが凹陥して形成されている。キャビティ15aは、この例では、図5に拡大して示すように、その底部が径方向の外方から中央に向かって隆起するように、底壁の一部が、シリンダ11の軸線Xに直交する方向に対して傾斜している。また、キャビティ底部からキャビティ開口に向かって、キャビティ15aが拡径するように、キャビティ15aの側壁が、シリンダ11の軸心Xに対し傾斜している。こうして、このエンジン1では、小さいキャビティ15aと、それに伴い拡大したスキッシュエリア15bとによって、高い幾何学的圧縮比を実現している。図1には一つのみ示すが、シリンダ11毎に2つの吸気ポート18がシリンダヘッド13に形成され、それぞれがシリンダヘッド13の下面に開口することで燃焼室17に連通している。同様に、シリンダ11毎に2つの排気ポート19がシリンダヘッド13に形成され、それぞれがシリンダヘッド13の下面に開口することで燃焼室17に連通している。吸気ポート18は、シリンダ11内に導入される新気が流れる吸気通路図示省略に接続されている。吸気通路における上流側には、吸気流量を調整するスロットル弁20が介設しており、スロットル弁20は、エンジン制御器100からの制御信号を受けてその開度が調整される。一方、排気ポート19は、各シリンダ11からの既燃ガス排気ガスが流れる排気通路図示省略に接続されている。排気通路には一つ以上の触媒コンバータを有する排気ガス浄化システムが配置される。触媒コンバータは、例えば三元触媒を含む。吸気弁21及び排気弁22はそれぞれ、吸気ポート18及び排気ポート19を燃焼室17から遮断閉することができるように配設されている。吸気弁21は吸気弁駆動機構により、排気弁22は排気弁駆動機構により、それぞれ駆動される。吸気弁21及び排気弁22は所定のタイミングで往復動して、吸気ポート18及び排気ポート19を開閉し、シリンダ11内のガス交換を行う。吸気弁駆動機構及び排気弁駆動機構は、図示は省略するが、それぞれ、クランクシャフトに駆動連結された吸気カムシャフト及び排気カムシャフトを有し、これらのカムシャフトはクランクシャフトの回転と同期して回転する。また、少なくとも吸気弁駆動機構は、吸気カムシャフトの位相を所定の角度範囲内で連続的に変更可能な、液圧式又は機械式の位相可変機構VariableValveTiming:VVT23を含んで構成されている。VVT23と共に、弁リフト量を連続的に変更可能なリフト可変機構CVVLContinuousVariableValveLiftを備えるようにしてもよい。点火プラグ31は、例えばねじ等の周知の構造によって、シリンダヘッド13に取り付けられている。点火プラグ31は、この実施形態では、シリンダ11の軸心Xに対し、排気側に傾斜した状態で取り付けられており、その先端部電極は燃焼室17の天井部に臨んでいる。尚、点火プラグ31の配置はこれに限定されるものではない。点火システム32は、エンジン制御器100からの制御信号を受けて、点火プラグ31が所望の点火タイミングで火花を発生するよう、それに通電する。一例として、点火システム32はプラズマ発生回路を備え、点火プラグはプラズマ点火式のプラグとしてもよい。燃料噴射弁33は、この実施形態ではシリンダ11の軸心Xに沿って配置され、例えばブラケットを使用する等の周知の構造でシリンダヘッド13に取り付けられている。燃料噴射弁33の先端は、燃焼室17の天井部の中心に臨んでいる。図2に示すように、燃料噴射弁33は、シリンダ11内に燃料を噴射するノズル口41を開閉する外開弁42を有する、外開弁式のインジェクタである。ノズル口41は、シリンダ11の軸心Xに沿って延びる燃料管43の先端部において、先端側ほど径が大きくなるテーパ状に形成されている。燃料管43の基端側の端部は、内部にピエゾ素子44が配設されたケース45に接続されている。外開弁42は、弁本体42aと、弁本体42aから燃料管43内を通ってピエゾ素子44に接続された連結部42bとを有している。弁本体42aの連結部42b側の部分が、ノズル口41と略同じ形状を有しており、該部分がノズル口41に当接着座しているときには、ノズル口41が閉状態となる。このとき、弁本体42aの先端側の部分は、燃料管43の外側に突出した状態となっている。ピエゾ素子44は、電圧の印加による変形により、外開弁42をシリンダ11の軸心X方向の燃焼室17側に押圧することで、その外開弁42を、ノズル口41を閉じた状態からリフトさせてノズル口41を開放する。このとき、図5に概念的に示すように、ノズル口41からシリンダ11内に燃料が、シリンダ11の軸心Xを中心とするコーン状詳しくはホローコーン状に噴射される。そのコーンのテーパ角は、本実施形態では、90°~100°である内側の中空部のテーパ角は70°程度である。そして、ピエゾ素子44への電圧の印加が停止すると、ピエゾ素子44が元の状態に復帰することで、外開弁42がノズル口41を再び閉状態とする。このとき、ケース45内における連結部42bの周囲に配設された圧縮コイルバネ46がピエゾ素子44の復帰を助長する。ピエゾ素子44に印加する電圧が大きいほど、外開弁42の、ノズル口41を閉じた状態からのリフト量以下、単にリフト量というが大きくなる。図3に示すように、このリフト量が大きいほど、ノズル口41の開度が大きくなってノズル口41からシリンダ11内に噴射される燃料噴霧のペネトレーションが大きくなる長くなるとともに、単位時間当たりに噴射される燃料量が多くなりかつ燃料噴霧の粒径が大きくなる。ピエゾ素子44の応答は速く、燃料噴射中にリフト量を変更することが可能であり、軽負荷では、燃料噴射時間が例えば2ms程度であるが、その噴射時間内でもリフト量を変更することが可能である。図3は、外開弁タイプの燃料噴射弁33の燃料噴射特性を例示している。これによると、前述の通り、外開弁のリフト量が大きいほど、ペネトレーションが大きくなる。また、同一リフト量であれば、背圧燃焼室17内の雰囲気圧力が高いほど、ペネトレーションは小さくなる。燃料供給システム34は、外開弁42ピエゾ素子44を駆動するための電気回路と、燃料噴射弁33に燃料を供給する燃料供給系とを備えている。エンジン制御器100は、所定のタイミングで、リフト量に応じた電圧を有する噴射信号を上記電気回路に出力することで、該電気回路を介してピエゾ素子44及び外開弁42を作動させて、所望量の燃料を、シリンダ11内に噴射させる。上記噴射信号の非出力時噴射信号の電圧が0であるときには、外開弁42によりノズル口41が閉じられた状態となる。このようにピエゾ素子44は、エンジン制御器100からの噴射信号によって、その作動が制御される。こうしてエンジン制御器100は、ピエゾ素子44の作動を制御して、インジェクタのノズル口41からの燃料噴射及び該燃料噴射時におけるリフト量を制御する。ここで、このエンジン1の燃料は、この実施形態ではガソリンであるが、これに限定されるものではなく、例えばガソリン含有の各種の液化燃料としてもよい。エンジン制御器100は、周知のマイクロコンピュータをベースとするコントローラであって、プログラムを実行する中央演算処理装置CPUと、例えばRAMやROMにより構成されてプログラム及びデータを格納するメモリと、電気信号の入出力をする入出力I/Oバスと、を備えている。エンジン制御器100は、図1に示すように、少なくとも、エアフローセンサ71からの吸気流量に関する信号、クランク角センサ72からのクランク角パルス信号、アクセルペダルの踏み込み量を検出するアクセル開度センサ73からのアクセル開度信号、車速センサ74からの車速信号をそれぞれ受ける。エンジン制御器100は、これらの入力信号に基づいて、以下のようなエンジン1の制御パラメーターを計算する。例えば、所望のスロットル開度信号、燃料噴射パルス、点火信号、バルブ位相角信号等である。そしてエンジン制御器100は、それらの信号を、スロットル弁20スロットル弁20を動かすスロットルアクチュエーター、燃料供給システム34、点火システム32、及びVVT23等に出力する。このエンジン1の特徴的な点は、エンジンの図示熱効率を高めて、燃費性能を従来に比べて大幅に向上させる観点から、エンジン1の幾何学的圧縮比εを18以上40以下の超高圧縮比に設定すると共に、少なくとも部分負荷の運転領域においては空気過剰率λを2以上8以下に設定して、混合気をリーン化することに対し、燃焼室17の断熱構造を、さらに組み合わせる点にある。ここで、このエンジン1は圧縮比=膨張比となる構成から、高圧縮比と同時に、比較的高い膨張比を有するエンジン1でもある。尚、圧縮比<膨張比となる構成例えばアトキンソンサイクルや、ミラーサイクルを採用してもよい。また、燃焼室17は、図1に示すように、シリンダ11の壁面と、ピストン15の冠面と、シリンダヘッド13の下面天井面と、吸気弁21及び排気弁22それぞれのバルブヘッドの面と、によって区画形成されており、これらの各面に、後述する構成を有する断熱層61,62,63,64,65が設けられることによって、燃焼室17が断熱化されている。尚、以下において、これらの断熱層61~65を総称する場合は、断熱層に符号6を付す場合がある。断熱層6は、これらの区画面の全てに設けてもよいし、これらの区画面の一部に設けてもよい。また、図例では、シリンダ壁面の断熱層61は、ピストン15が上死点に位置した状態で、そのピストンリング14よりも上側の位置に設けられており、これにより断熱層61上をピストンリング14が摺動しない構成としている。但し、シリンダ壁面の断熱層61はこの構成に限らず、断熱層61を下向きに延長することによって、ピストン15のストロークの全域、又は、その一部に断熱層61を設けてもよい。尚、図1に図示する各断熱層61~65の厚みは実際の厚みを示すものではなく単なる例示であると共に、各面における断熱層の厚みの大小関係を示すものでもない。このリーンバーンエンジン1では、前述の通り幾何学的圧縮比εを18≦ε≦40に設定している。理論サイクルであるオットーサイクルにおける理論熱効率ηthは、ηth=1-1/εκ-1であり、圧縮比εを高くすればするほど、理論熱効率ηthは高くなる。また、ガスの比熱比κを高めれば高めるほど、言い換えると、空気過剰率λを高めれば高めるほど、理論熱効率ηthは高くなる。しかしながら、エンジン正確には、燃焼室の断熱構造を有しないエンジンの図示熱効率は、所定の幾何学的圧縮比ε例えば15程度でピークになり、幾何学的圧縮比εをそれ以上に高めても図示熱効率は高くならず、逆に、図示熱効率は低下することになる。これは、燃料量及び吸気量を一定のままで幾何学的圧縮比を高くした場合、圧縮比が高くなればなるほど、燃焼圧力及び燃焼温度が高くなることに起因している。つまり、燃焼室17を区画する面を通じて熱が放出することに伴う冷却損失は、冷却損失=熱伝達率×伝熱面積×ガス温度-区画面の温度によって決定され、燃焼ガスの圧力及び温度が高くなるほど熱伝達率は高くなるから、燃焼圧力及び燃焼温度が高くなることは、その分、冷却損失を増大させることになる。その結果、リーンバーンエンジンは、幾何学的圧縮比が高くなればなるほど、図示熱効率が低下してしまうのである。このように、混合気をリーン化しつつ、幾何学的圧縮比を高めることによってエンジンの図示熱効率を高めようとしても、冷却損失が増大することにより、理論熱効率よりも大幅に低い図示熱効率で頭打ちなってしまう。これに対し、このリーンバーンエンジン1では、高い幾何学的圧縮比εにおいて図示熱効率が高まるように、燃焼室17の断熱構造を組み合わせている。つまり、燃焼室17の断熱化により冷却損失を低減させ、それによって図示熱効率を高める。一方で、燃焼室17を断熱化して冷却損失を低減させるだけでは、その冷却損失の低減分が排気損失に転換されて図示熱効率の向上にはあまり寄与しないところ、このリーンバーンエンジン1では、前述したように、高圧縮比化に伴う高膨張比化によって、冷却損失の低減分に相当する燃焼ガスのエネルギを、機械仕事に効率よく変換している。すなわち、このリーンバーンエンジン1は、冷却損失及び排気損失を共に低減させる構成を採用することによって、図示熱効率を大幅に向上させているということができる。ここで、空気過剰率λについて検討する。空気過剰率λが2よりも低くなると燃焼室17内の最高燃焼温度が高くなって、燃焼室17からRawNOxが排出され得る。前述したように、このリーンバーンエンジン1は、冷却損失と共に排気損失の低減をも図っているため、排気温度が比較的低く触媒の活性化には不利である。そのため、燃焼室17からのRawNOxの排出を回避乃至抑制することが望ましく、そのためには、空気過剰率λを2以上に設定することが好ましい。より好ましくは、2.5以上である。言い換えると、燃焼室17内の最高燃焼温度が所定温度例えば、RawNOxが生成し得る温度としての1800Kケルビン以下となる範囲で、空気過剰率λを設定することが望ましい。エンジン制御器100は、例えばエンジン1の部分負荷における運転領域内で、負荷の上昇に伴い言い換えると、燃料噴射量の増量により空気過剰率λが下がることに伴い、最高燃焼温度が所定温度を超えるようなときには、空気過剰率λを上げてエンジン1を運転することが望ましい。一方、本願発明者らの検討によると、空気過剰率λ=8で図示熱効率がピークになることから、空気過剰率λの範囲としては、2≦λ≦8が好ましい。尚、エンジン1の全負荷を含む高負荷の運転領域においては、トルク優先により、空気過剰率λをさらに下げて例えばλ=1又はλ≦1としてもよい。前記の空気過剰率λの数値範囲は、エンジン1の、中負荷及び低負荷の運転領域における好ましい範囲である。尚、混合気のリーン化は、スロットル弁20を開き側に設定することになるから、ガス交換損失ポンピングロスの低減による図示熱効率の向上にも寄与し得る。次に、燃焼室17の断熱構造について、さらに詳細に説明する。燃焼室17の断熱構造は、前述したように、燃焼室17を区画する各区画面に設けた断熱層61~65によって構成されるが、これらの断熱層61~65は、燃焼室17内の燃焼ガスの熱が、区画面を通じて放出されることを抑制するため、燃焼室17を構成する金属製の母材よりも熱伝導率が低く設定される。ここで、シリンダ11の壁面に設けた断熱層61については、シリンダブロック12が母材であり、ピストン15の冠面に設けた断熱層62についてはピストン15が母材であり、シリンダヘッド13の天井面に設けた断熱層63については、シリンダヘッド13が母材であり、吸気弁21及び排気弁22それぞれのバルブヘッド面に設けた断熱層64,65については、吸気弁21及び排気弁22がそれぞれ母材である。従って、母材の材質は、シリンダブロック12、シリンダヘッド13及びピストン15については、アルミニウム合金や鋳鉄となり、吸気弁21及び排気弁22については、耐熱鋼や鋳鉄等となる。但し、前述したように、このリーンバーンエンジン1は排気損失を低減していることから、排気ガス温度が大幅に低下しているため、特に排気弁22については耐熱鋼でなくても、従来は使用することができなかった、又は、使用することが困難であった材料例えばアルミニウム合金等を使用することも可能である。また、断熱層6は、冷却損失を低減する上で、母材よりも容積比熱が小さいことが好ましい。つまり、燃焼室17内のガス温度は燃焼サイクルの進行によって変動するが、燃焼室の断熱構造を有しない従来のエンジンは、シリンダヘッドやシリンダブロック内に形成したウォータージャケット内を冷却水が流れることにより、燃焼室17を区画する面の温度は、燃焼サイクルの進行にかかわらず、概略一定に維持される。一方で、冷却損失は、前述の通り、冷却損失=熱伝達率×伝熱面積×ガス温度-区画面の温度によって決定されることから、ガス温度と壁面の温度との差温が大きくなればなるほど冷却損失は大きくなってしまう。冷却損失を抑制するためには、ガス温度と区画面の温度との差温は小さくすることが望ましいが、前述したように、燃焼室17の区画面の温度を概略一定に維持した場合、ガス温度の変動に伴い差温が大きくなることは避けられない。そこで、前記の断熱層6は熱容量を小さくし、燃焼室17の区画面の温度が、燃焼室17内のガス温度の変動に追従して変化することが好ましい。また、断熱層6の熱容量を小さくすることは、排気損失の低減にも有利になる。つまり、仮に断熱層の熱容量が大きいときは、燃焼室17内の温度が低下したときでも、区画面の温度が下がらない一方で、燃焼室17が断熱構造を有しているため、燃焼室17内の温度を高温のままに維持してしまう。このことは、結果として排気損失を増大させることになり、エンジン1の熱効率の向上を阻害する。これに対し、断熱層6の熱容量を小さくすることは、燃焼室17内の温度が低下したときに、それに追従して区画面の温度が低下する。従って、燃焼室17内の温度を高温に維持してしまうことを回避し得るから、前述した、温度追従性に伴う冷却損失の抑制のほか、排気損失の抑制にも有利になり得る。断熱層6の例示として、この断熱層6は、シリンダ11の壁面、ピストン15の冠面、シリンダヘッド13の天井面、並びに、吸気弁21及び排気弁22それぞれのバルブヘッド面、つまり、燃焼室17を区画する区画面に、例えばプラズマ溶射により形成した、ジルコニアZrO2、又は、部分安定化ジルコニアPSZの皮膜によって構成してもよい。ジルコニア又は部分安定化ジルコニアは、熱伝導率が比較的低くかつ、容積比熱も比較的小さいため、母材よりも熱伝導率が低くかつ、容積比熱が母材と同じか、それよりも小さい断熱層6が構成される。また、本実施形態では、図1に示すように、熱伝導率が非常に低くて断熱性に優れかつ耐熱性にも優れたチタン酸アルミニウム製のポートライナ181を、シリンダヘッド13に一体的に鋳ぐるむことによって、吸気ポート18に断熱層を設けている。この構成は、新気が吸気ポート18を通過するときに、シリンダヘッド13から受熱して温度が上がることを抑制乃至回避する。これによってシリンダ11内に導入する新気の温度初期のガス温度が低くなるため、燃焼時のガス温度が低下し、ガス温度と燃焼室17の区画面との差温を小さくする上で有利になる。燃焼時のガス温度を低下させることは熱伝達率を低くするから、そのことによる冷却損失の低減にも有利になる。尚、吸気ポート18に設ける断熱層の構成は、ポートライナ181の鋳ぐるみに限定されない。そうして、このエンジン1ではさらに、冷却損失の低減を目的として、燃焼ガスが燃焼室を区画する壁面に接触することを抑制するようにしている。具体的には、エンジン1の運転状態が低負荷領域にあるときには、エンジン制御器100は、図4に一点鎖線で示すように、燃料噴射弁33による燃料の噴射期間を、例えば圧縮上死点からATDC20°CAの範囲に設定すると共に、その外開弁42のリフト量を比較的小さく設定することにより燃料噴霧のペネトレーションを小さくしている。このことによって、例えば図5の上図に示すように、キャビティ15a内に噴射された燃料噴霧が、キャビティ15aの側壁に到達つまり衝突しないようにして、キャビティ15a内において、キャビティ15aの側壁や底壁と、燃焼ガスとの間に燃焼に寄与しない層、具体的には空気層又はリーンな層を介在させる。この層の介在によって、燃焼ガスがキャビティ15aの側壁及び底壁に接触してしまうことが抑制されるから、冷却損失の低減に有利になる。一方、エンジン1の運転状態が高負荷領域にあるときには、トルクの向上が要求されるものの、低負荷領域での燃焼のようにキャビティ15a内で成層化してしまうと、空気が不足してしまい、トルク向上には不利になる。そこで、エンジン1の運転状態が高負荷領域にあるときには、エンジン制御器100は、図4に実線で示すように、燃料噴射弁33による燃料の噴射期間を、例えば圧縮上死点からATDC20°CAの範囲に設定すると共に、外開弁42のリフト量を、噴射期間の前半である圧縮上死点からATDC10°CAまでの前段噴射では、相対的に小さく設定する一方、噴射期間の後半であるATDC10°CAからATDC20°CAまでの後段噴射では、相対的に大きく設定する。このことにより、噴射期間の前半に噴射された燃料噴霧は、圧縮上死点付近であって背圧が高い上に、リフト量が小さいことから、ペネトレーションが小さくなり図3参照、図5の上図に示すように、キャビティ15aの側壁や底壁への衝突が回避される。このことは、前述したように、冷却損失の低減に有利になる。特に、燃焼期間の前半で噴射された燃料は、圧縮上死点付近の、シリンダ11内の温度及び圧力が比較的高い状態で燃焼することから、燃焼ガスの温度が高くなる。このため、冷却損失の増大に不利になるところ、燃焼ガスとキャビティ15aの側壁や底壁との接触そのものを回避又は抑制することで、冷却損失の増大を効果的に回避することが可能である。これに対し、噴射期間の後半に噴射された燃料噴霧は、膨張行程であるため、背圧が低い上に、リフト量が大きいことから、ペネトレーションが大きくなり図3参照、図5の下図に示すように、その一部がキャビティ15aの側壁や底壁へ衝突する。その後、燃料噴霧の一部は、側壁や底壁に沿って案内されて、キャビティ開口を通じて、キャビティ15aの外、つまり、スキッシュエリア15bへと到達するようになる同図の矢印参照。こうして、噴射期間の後半に噴射された燃料は、スキッシュエリア15bに存在する空気をも利用して燃焼するようになり、空気利用率が高まって、トルクの増大に有利になる。ここで、キャビティ15aの底壁を、シリンダ11の軸心Xに対し直交する方向に傾斜させると共に、側壁をシリンダ11の軸心Xに対し傾斜させることによって、シリンダ11の軸心位置から、径方向の外方に向かって噴射された燃料噴霧の一部を、これら底壁及び側壁をガイドとして、スキッシュエリア15bへと確実に導くことが可能になる。その結果、高負荷領域での高トルクの確保に有利になる。また、シリンダ11をオフセット配置していることで、圧縮上死点以降のピストン15の下降速度が高くなる。このことは、膨張行程においてスキッシュエリア15bを素早く拡大させ、噴射期間の後半に噴射された燃料が燃焼するときの空気利用率を向上させる。一方、噴射期間の後半に噴射した燃料噴霧の一部を、キャビティ15aの底壁や側壁に衝突させるものの、噴射期間の後半は膨張行程に対応し、シリンダ11内の温度及び圧力が次第に低下することから、燃焼ガスの温度は比較的低くなる。その結果、燃焼ガスがキャビティ15aの底壁や側壁と接触したとしても、冷却損失が大幅に増大してしまうことは回避される。こうして、エンジン1の運転状態が高負荷領域にあるときには、冷却損失の低減と高トルクの確保とが両立する。ここで、このエンジン1においては、適宜のタイミングで、点火プラグ31により、混合気に対し強制的に着火を行ってもよいし、高圧縮比エンジンであることから自己着火圧縮着火を行うようにしてもよい。尚、図4では、高負荷領域における燃料噴射態様として、相対的に小リフト量の前段噴射と、相対的に大リフト量の後段噴射との2回の噴射を行う分割噴射を行うようにしている。しかしながら、例えば図6に示すように、圧縮上死点からATDC20°CAまでの噴射期間の間中、燃料噴射を継続すると共に、その噴射期間の前半である圧縮上死点からATDC10°CAまでは、相対的に小リフト量とし、噴射期間の後半であるATDC10°CA~ATDC20°CAまでは、相対的に大リフト量となるように、リフト量を噴射途中で切り替えるようにしてもよい。また、燃料噴射期間は、図例では、圧縮上死点からATDC20°CAの範囲に設定されているが、燃料噴射期間は、例えば圧縮行程終期から膨張行程初期の範囲内で、適宜設定すればよい。さらに、燃焼室17の形状は、図1に示す形状に限定されず、例えば図7に示すように、燃焼室17の形状を、いわゆるペントルーフ形状にしてもよい。つまり、図7に示すエンジン10では、シリンダヘッド13の下面を、吸気側及び排気側の2つの傾斜面からなる三角屋根状にしている。また、ピストン15の冠面は、その傾斜した天井面に対応した凸形状をなしていて、冠面の中心部に、凹状のキャビティ15aが形成されている。このようなエンジン10においても、その運転状態が高負荷領域にあるときに、燃料噴射期間の前半と後半とで燃料噴霧のペネトレーションを切り替えることにより、噴射期間の後半に噴射された燃料を、スキッシュエリアに存在する空気を利用して燃焼させることが可能になり、トルクを向上させることが可能になる。また、ここに開示する技術は、前述したような、燃焼室17の断熱構造を有する高圧縮比のリーンバーンエンジン1への適用に限定されるものではなく、例えば燃焼室17の断熱構造を省略してもよい。"