JP6337912B2 - 内燃機関 - Google Patents

Description

本発明は内燃機関に関する。

内燃機関では圧縮比を高くすれば高くするほど熱効率が向上し、混合気の空燃比を薄くすれば薄くするほど燃費が向上する。この場合、点火栓により一部の混合気を着火させて着火火炎の火炎伝播により残りの混合気を燃焼させる従来の火花点火燃焼内燃機関では、圧縮比を高くするとノッキングが発生するために圧縮比を高くすることができず、また、混合気の空燃比を薄くすると着火火炎が伝播しなくなるために混合気の空燃比を薄くすることもできない。これに対し、自着火燃焼は、圧縮比を高くしても可能であり、また混合気の空燃比を薄くしても可能であるので、自着火燃焼を行うと、熱効率を向上させることができると共に、燃費を向上させることができる。

また、この自着火燃焼においては、燃焼室内に分散された燃料が燃焼室内において同時に多点において燃焼せしめられる。このように、分散された燃料が同時に多点において燃焼せしめられると全体に亘って燃焼温度が低くなるためにＮＯ_Ｘの発生が抑制され、更に燃料の周りには十分な酸素が存在するために未燃ＨＣの発生も抑制される。このように自着火燃焼は多くの利点を有するために従来より注目されており、自着火燃焼を行うようにした数多くの内燃機関が公知である（例えば特許文献１を参照）。

特開２０１１−１５３５６２号公報

このように、自着火燃焼は多くの利点を有するが、上述したように、自着火燃焼においては、燃焼室内に分散された燃料が燃焼室内において同時に多点において燃焼せしめられため、燃焼室内に供給される燃料量が多くなると、燃焼圧が急激に増大し、その結果、燃焼騒音が発生するという問題を生ずる。

上記問題を解決するために、本発明によれば、燃焼室内に配置されてガソリンからなる燃料を噴射する燃料噴射弁と、燃料噴射弁からの燃料噴射作用を制御する電子制御ユニットとを具備しており、燃料噴射弁から１次燃料噴射と２次燃料噴射とを順次行って１次燃料噴射の噴射燃料および２次燃料噴射の噴射燃料を自着火させ、圧縮行程中に、燃焼室内の温度が７００Ｋから９００Ｋの間で、燃焼室内の温度上昇に対する着火遅れ時間の変化が抑制される着火遅れ時間の変化抑制温度領域が現れる内燃機関の制御装置において、電子制御ユニットにより、圧縮行程中において燃焼室内の温度が着火遅れ時間の変化抑制温度領域内の温度にあるときに燃料噴射弁から２次燃料噴射を行わせ、燃焼室内の温度が着火遅れ時間の変化抑制温度領域内の温度に達する前の圧縮行程中又は吸気行程中に燃料噴射弁から１次燃料噴射を行わせ、１次燃料噴射の噴射燃料が自着火した後に２次燃料噴射の噴射燃料が自着火するように、１次燃料噴射の噴射時期が２次燃料噴射の噴射時期に比べて早い時期に設定される内燃機関が提供される。

１次燃料噴射の噴射燃料が自着火した後に２次燃料噴射の噴射燃料の自着火させることによって、自着火燃焼時の燃焼騒音を低減させることができる。

図１はガソリンを燃料とする内燃機関の全体図である。 図２は機関本体の断面図である。 図３は、図２に示される燃焼室の上壁面の底面図である。 図４は、シリンダヘッドの長手方向端部の平面図である。 図５Ａおよび図５Ｂは、夫々図４におけるＡ−Ａ断面およびＢ−Ｂ断面を示す図である。 図６は、排気弁用可変バルブタイミング機構の断面図である。 図７Ａおよび７Ｂは、排気弁リフトおよび吸気弁リフトの変化を示す図である。 図８は自着火領域ＲＲを示す図である。 図９Ａおよび９Ｂは、自着火燃焼が行われたときの熱発生率と燃焼騒音を説明するための図である。 図１０は、二つの自着火燃焼を時間差をおいて生じさせたときの熱発生率を示す図である。 図１１Ａおよび１１Ｂは着火遅れ時間τを説明するための図である。 図１２Ａ，１２Ｂおよび１２Ｃは、燃料噴射が行われたときの時間積分値Σ（１/τ）の変化を示す図である。 図１３は、燃料噴射が行われたときの時間積分値Σ（１/τ）の変化を示す図である。 図１４は、着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸと、圧縮始めの燃焼室内の吸気温度との関係を示す図である。 図１５Ａ，１５Ｂ，１５Ｃおよび１５Ｄは、本発明による実施例において用いられている燃料噴射方法を説明するための図である。 図１６Ａ，１６Ｂおよび１６Ｃは、圧縮始めの燃焼室内の吸気温度の一例を示す図である。 図１７Ａおよび１７Ｂは、夫々１次燃料噴射Ｇの噴射時期の代表的な例と、１次燃料噴射Ｇの噴射時期Ｗのマップとを示す図である。 図１８Ａおよび１８Ｂは、夫々１次燃料噴射Ｇの噴射時期Ｗ１のマップおよび２次燃料噴射Ｇのマップを示す図である。 図１９は、機関の運転制御を行うためのフローチャートである。 図２０Ａ，２０Ｂ，２０Ｃおよび２０Ｄは、本発明による別の実施例において用いられている燃料噴射方法を説明するための図である。 図２１は、機関の運転制御を行うための別の実施例のフローチャートである。

図１にガソリンを燃料とする内燃機関の全体図を示す。図１を参照すると、１は機関本体、２は各気筒の燃焼室、３は各燃焼室２内に夫々ガソリンからなる燃料を噴射するための電子制御式燃料噴射弁、４はサージタンク、５は吸気枝管、６は排気マニホルドを夫々示す。サージタンク４は吸気ダクト７を介して排気ターボチャージャ８のコンプレッサ８ａの出口に連結され、コンプレッサ８ａの入口は吸入空気量検出器９を介してエアクリーナ１０に連結される。吸気ダクト７内にはアクチュエータ１１ａにより駆動されるスロットル弁１１が配置され、吸気ダクト７周りには吸気ダクト７内を流れる吸入空気を冷却するためのインタクーラ１２が配置される。図１に示されるように、このインタクーラ１２は、インタクーラ用ラジエータ１３と、ラジエータ１３において冷却された冷却水をインタクーラ１２に循環させるための電動式冷却水ポンプ１４とを具備している。

一方、排気マニホルド６は排気ターボチャージャ８の排気タービン８ｂの入口に連結され、排気タービン８ｂの出口は排気管１５を介して排気浄化用触媒コンバータ１６に連結される。排気マニホルド５とサージタンク４とは排気ガス再循環（以下、ＥＧＲと称す）通路１７を介して互いに連結され、ＥＧＲ通路１７内には電子制御式ＥＧＲ制御弁１８が配置される。ＥＧＲ通路１７の周りにはＥＧＲ通路１７内を流れるＥＧＲガスを冷却するためのＥＧＲクーラ１９が配置される。図１に示される実施例では機関冷却水がＥＧＲクーラ１９内に導かれ、機関冷却水によってＥＧＲガスが冷却される。また、各燃料噴射弁３は燃料供給管２０を介して燃料分配管２１に連結され、この燃料分配管２１は高圧燃料ポンプ２２および低圧燃料ポンプ２３を介して燃料タンク２４に連結される。なお、図１に示される内燃機関は、１４以上の高い圧縮比を有する。

吸入空気は、吸入空気量検出器９、コンプレッサ８ａ、インタクーラ１２および吸気ダクト７を介してサージタンク４内に供給され、サージタンク４内に供給された吸入空気は吸気枝管５を介して各燃焼室２内に供給される。また、サージタンク４内にはＥＧＲ通路１７内を介してＥＧＲガスが供給され、このＥＧＲガスも吸入空気と共に吸気枝管５を介して各燃焼室２内に供給される。一方、燃料タンク２４内に貯蔵されている燃料、即ちガソリンは低圧燃料ポンプ２３および高圧燃料ポンプ２２によって燃料分配管２１内に供給され、燃料分配管２１内に供給された燃料は各燃料供給管２０を介して燃料噴射弁３から各燃焼室２に噴射される。各燃焼室２から排出された排気ガスは、排気マニホルド６、排気タービン８ｂ、排気管１５および排気浄化用触媒コンバータ１６を介して外気中に排出される。

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。サージタンク４内には吸入空気温を検出の温度センサ２５が配置されており、この温度センサ２５および吸入空気量検出器８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を介して燃料噴射弁３、スロットル弁駆動用アクチュエータ１１ａ、冷却水ポンプ１４、ＥＧＲ制御弁１８、高圧燃料ポンプ２２および低圧燃料ポンプ２３に接続される。

図２は図１に示される機関本体１の断面図を示しており、図３は図２に示される燃焼室２の上壁面の底面図を示している。なお、図２および図３において、５１はシリンダブロック、５２はシリンダブロック５１上に取り付けされたシリンダヘッド、５３はシリンダブロック５１内で往復動するピストン、５４は一対の吸気弁、５５は吸気ポート、５６は一対の排気弁、５７は排気ポートを夫々示す。図３に示されるように燃料噴射弁３は燃焼室２の上壁面２ａの中央に配置されており、燃料噴射弁３からはピストン５３の頂面上に形成されたキャビティ５８内の周辺部に向けて燃料Ｆが噴射される。また、燃焼室２の上壁面２ａ上には燃料噴射弁３に隣接して点火栓５９が配置されている。

一方、図２に示されるように、各吸気弁５４に対してバルブリフタ６０と、ローラ６１を備えたロッカーアーム６２と、吸気弁用カムシャフト６３が設けられている。バルブリフタ６０はシリンダヘッド５２内において摺動可能に支持されていると共に吸気弁５４の上端部上に着座しており、バルブリフタ６０内にはバルブリフタ６０を上方に向けて付勢する圧縮ばね６４が配置されている。ロッカーアーム６２の一端は固定支持体６５により支持されており、ロッカーアーム６２の他端はバルブリフタ６０の上壁面上に着座している。カムシャフト６３が回転してカムシャフト６３上に形成されたカム６３ａによりローラ６１が下方に押し下げられると、ロッカーアーム６２は固定支持体６５を中心として反時計回りに回動し、それによって吸気弁５４が開弁せしめられる。

同様に、各排気弁５６に対してバルブリフタ６６と、ローラ６７を備えたロッカーアーム６８ａと、排気弁用カムシャフト６９が設けられている。バルブリフタ６６はシリンダヘッド５２内において摺動可能に支持されていると共に排気弁５６の上端部上に着座しており、バルブリフタ６６内にはバルブリフタ６６を上方に向けて付勢する圧縮ばね７０が配置されている。ロッカーアーム６８ａの一端は支持位置調節装置７１ａの可動ロッド７２の先端部により支持されており、ロッカーアーム６８ａの他端はバルブリフタ６６の上壁面上に着座している。支持位置調節装置７１ａの可動ロッド７２が図２に示される突出位置に保持されているときには、カムシャフト６９が回転してカムシャフト６９上に形成されたカム６９ａによりローラ６７が下方に押し下げられると、ロッカーアーム６８ａは可動ロッド７２の先端部を中心として時計回りに回動し、それによって排気弁５６が開弁せしめられる。

図４はシリンダヘッド５１の長手方向端部の平面図を示しており、図５Ａは図４におけるＡ−Ａ断面を示しており、図５Ｂは図４におけるＢ−Ｂ断面を示している。図４に示されるように、吸気弁用カムシャフト６３の端部は、吸気弁５４の開弁時期を変化させることのできる可変バルブタイミング機構８０に連結されており、排気弁用カムシャフト６９の端部は、排気弁５６の開弁時期を変化させることのできる可変バルブタイミング機構８１に連結されている。一方、図４に示されるように、各吸気弁５４のバルブリフタ６０に対しては夫々一つのロッカーアーム６２と一つのカム６３ａとが設けられているのに対して、各排気弁５６のバルブリフタ６６に対しては夫々一対のロッカーアーム６８ａ、６８ｂと、一対のカム６９ａ、６９ｂと、一対の支持位置調節装置７１ａ、７１ｂとが設けられている。

支持位置調節装置７１ａおよび支持位置調節装置７１ｂは同じ構造を有しており、次にこれら支持位置調節装置７１ａ、７１ｂの構造について図５Ａおよび図５Ｂを参照しつつ説明する。図５Ａおよび図５Ｂに示されるように、支持位置調節装置７１ａ、７１ｂは、支持位置調節装置７１ａ、７１ｂ内において可動ロッド７２に連結されかつ可動ロッド７２の軸線方向に移動可能なピストン７３と、ピストン７３を下方に向けて付勢する圧縮ばね７４と、ピストン７３により画定された油圧室７５とを具備しており、油圧室７５内にはシリンダヘッド５２内に形成された油圧通路７６を介して作動油が供給される。

図５Ａは支持位置調節装置７１ａの油圧室７５内に作動油が供給されたときを示しており、図５Ｂは支持位置調節装置７１ｂの油圧室７５から作動油が排出されたときを示している。図５Ａに示されるように、支持位置調節装置７１ａの油圧室７５内に作動油が供給されると、ピストン７３が上昇して可動ロッド７２が突出位置に保持される。このとき、カムシャフト６９が回転するとカムシャフト６９上に形成されたカム６９ａによりローラ６７が下方に押し下げられ、それにより排気弁５６が開弁せしめられる。一方、図５Ｂに示されるように、支持位置調節装置７１ａの油圧室７５内の作動油が排出されると、ピストン７３が下降して可動ロッド７２が後退位置に保持される。このとき、カムシャフト６９が回転してもカムシャフト６９上に形成されたカム６９ｂはローラ６７と係合することがなく、従ってこのときにはカム６９ｂによる排気弁５６の開弁動作は行われない。

図５Ａに示されるように、カムシャフト６９上に形成されたカム６９ａは一つのカム山しか有さず、これに対し図５Ｂに示されるように、カムシャフト６９上に形成されたカム６９ｂはカム山Ｃ１と、カム山Ｃ１に比べて小さいカム山Ｃ２からなる二つのカム山を有している。図５Ａに示されるカム６９ａのカム山は、排気行程中に排気弁５６を開弁させるように形成されており、図５Ｂに示されるカム６９ｂの大きい方のカム山Ｃ１も、排気行程中に排気弁５６を開弁させるように形成されている。これに対し、図５Ｂに示されるカム６９ｂの小さい方のカム山Ｃ２は、吸気行程中に排気弁５６を開弁させるように形成されている。従って、図５Ａに示されるように、支持位置調節装置７１ａの油圧室７５内に作動油が供給され、図５Ｂに示されるように、支持位置調節装置７１ｂの油圧室７５内の作動油が排出されると、排気弁５６は排気行程中に開弁せしめられ、これに対し、支持位置調節装置７１ａの油圧室７５内の作動油が排出され、支持位置調節装置７１ｂの油圧室７５内に作動油が供給されると、排気弁５６は排気行程中に開弁した後、吸気行程中に再度開弁する。

このように、支持位置調節装置７１ａ、７１ｂへの作動油の供給および支持位置調節装置７１ａ、７１ｂからの作動油の排出を制御することによって、排気弁５６の開弁作用を排気行程中の一度開きか、或いは排気行程中と吸気行程中において夫々開弁させる二度開きのいずれかに切換えることができる。なお、このように排気弁５６の開弁作用を排気行程中の一度開きか、或いは排気行程中と吸気行程中において夫々開弁させる二度開きのいずれかに切換えるための図４、図５Ａおよび図５Ｂに示される動弁機構は代表的な一例を示しているだけであって、図４、図５Ａおよび図５Ｂに示される動弁機構に代えて、排気弁５６の開弁作用を排気行程中の一度開きか、或いは排気行程中と吸気行程中において夫々開弁させる二度開きのいずれかに切換えることのできる他の種々の動弁機構を用いることができる。

図６は、排気弁５６の開弁時期を変化させることのできる図４に示される可変バルブタイミング機構８１の断面図を示している。なお、吸気弁５４の開弁時期を変化させることのできる図４に示される可変バルブタイミング機構８０も可変バルブタイミング機構８１と同様な構造を有している。図６を参照すると、この可変バルブタイミング機構８１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８２と、タイミングプーリ８２と一緒に回転する円筒状ハウジング８３と、排気弁用カムシャフト６９と一緒に回転しかつ円筒状ハウジング８３に対して相対回転可能な回転軸８４と、円筒状ハウジング８３の内周面から回転軸８４の外周面まで延びる複数個の仕切壁８５と、各仕切壁８５の間で回転軸８４の外周面から円筒状ハウジング８３の内周面まで延びるベーン８６とを具備しており、各ベーン８６の両側には夫々進角用油圧室８７と遅角用油圧室８８とが形成されている。

作動油供給ポンプ８９から各油圧室８７，８８への作動油の供給制御およびは各油圧室８７，８８からの作動油の排出制御は作動油供給排出制御弁９０によって行われる。排気弁用カムシャフト６９のカムの位相を進角すべきときは、作動油供給排出制御弁９０によって作動油が進角用油圧室８７に供給されると共に遅角用油圧室８８内の作動油が排出される。このとき回転軸８４は円筒状ハウジング８３に対して矢印方向に相対回転せしめられる。これに対し、排気弁用カムシャフト６９のカムの位相を遅角すべきときは、作動油供給排出制御弁９０によって、作動油が遅角用油圧室８８に供給されると共に進角用油圧室８７内の作動油が排出される。このとき回転軸８４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８４が円筒状ハウジング８３に対して相対回転せしめられているときに各油圧室８７，８８への作動油の供給作用および各油圧室８７，８８からの作動油の排出作用が停止されると回転軸８４の相対回転動作は停止せしめられ、回転軸８４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８１によって排気弁用カムシャフト６９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７Ａおよび７Ｂの実線は、図５Ｂに示される二つのカム山Ｃ１、Ｃ２を有するカム６９ｂによって排気弁５６の開弁作用が行われているときの排気弁リフトの変化を示している。前述したように、カム山Ｃ１に比べてカム山Ｃ２は小さく、従って図７Ａおよび７Ｂに示されるように、カム山Ｃ２による排気弁リフト量および排気弁５６の開弁期間は、カム山Ｃ１による排気弁リフト量および排気弁５６の開弁期間に比べて夫々小さくなる。図７Ａおよび７Ｂの破線は、吸気弁リフトの変化を示している。さて、図７Ａは、可変バルブタイミング機構８１によって排気弁用カムシャフト６９のカムの位相が最も進角されているときを示しており、このとき排気弁５６は排気行程中、開弁され続けた後、吸気上死点ＴＤＣ付近で一旦閉弁され、次いでただちに開弁して吸気弁５３の開弁している吸気行程の前半に亘って開弁され続ける。一方、図７Ｂは、可変バルブタイミング機構８１によって排気弁用カムシャフト６９のカムの位相が最も遅角されているときを示している。このとき、カム山Ｃ１、Ｃ２による排気弁５６の開弁時期は共に遅角される。

図７Ａに示されるように、排気弁用カムシャフト６９のカムの位相が最も進角されたときには、吸気弁リフト量が小さいときにカム山Ｃ２による排気弁５６の開弁作用が行われるので、このときには多量の排気ガスが排気ポート５７内から燃焼室２内に引き戻され、従ってこのときには、燃焼室２内の吸入空気温が増大すると共に燃焼室２内の吸入空気中の残留ガス量が増大する。一方、図７Ｂに示されるように、排気弁用カムシャフト６９のカムの位相が最も遅角されると、燃焼室２に多量の吸入空気が流入した後にカム山Ｃ２による排気弁５６の開弁作用が行われる。従って、このときには排気ポート５７内から燃焼室２内に引き戻される排気ガス量は少なくなり、従ってこのときには、燃焼室２内の吸入空気温の増大作用は弱まり、燃焼室２内の吸入空気中の残留ガス量の増大作用も弱まる。このように、可変バルブタイミング機構８１により排気弁用カムシャフト６９のカムの位相を変えることによって、燃焼室２内の吸入空気温の増大作用および燃焼室２内の吸入空気中の残留ガス量の増大作用を制御できることになる。なお、図６に示される可変バルブタイミング機構８１は一例を示すものであって、他の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。

さて、前述したように、自着火燃焼においては、燃焼室２内に分散された燃料が燃焼室２内において同時に多点において燃焼せしめられる。この自着火燃焼を用いて機関を運転する場合、十分な機関出力トルクを得るためには、圧縮上死点後において機関の発生トルクが最大となる最適自着火時期に自着火を生じさせる必要がある。この場合、如何なる機関の運転状態でも、圧縮上死点後において機関の発生トルクが最大となる最適自着火時期に自着火を生じさせることができるわけではなく、圧縮上死点後において機関の発生トルクが最大となる最適自着火時期に自着火を生じさせることのできる機関の運転状態は限られている。この圧縮上死点後において機関の発生トルクが最大となる最適自着火時期に自着火を生じさせることのできる機関の運転状態が、図８に実線ＲＲで囲まれた自着火領域として示されている。なお、図８において、縦軸は機関の発生トルクＴｒを示しており、横軸は機関回転数Ｎを示している。

即ち、燃焼室２内において混合気が自着火するまでには反応時間が必要であり、機関回転数が高くなると、混合気が自着火するのに必要な反応時間を確保できなくなる。従って、図８において、機関回転数が自着火領域ＲＲよりも高くなると失火を生じ、自着火運転を行えなくなる。一方、機関負荷が高くなって機関の発生トルクが自着火領域ＲＲを越えると，過早着火が生じ、ノッキングが発生するために良好な自着火運転を行えなくなる。従って、図８の自着火領域ＲＲで示されるように、自着火燃焼を行うことができるのは、機関回転数が比較的低く、機関の発生トルクが比較的低いときである。本発明による実施例では、自着火領域ＲＲ以外の機関運転領域では、点火栓５９を用いて一部の混合気を着火し、着火火炎の火炎伝播によって残りの混合気を燃焼させる火花点火燃焼が行われる。

ところで、概略的に言うと、燃焼室２内の混合気の温度が９００Ｋを超えないと自着火燃焼は生じない。従って、図８の自着火領域ＲＲ内において、圧縮始めの混合気の圧力および温度の低い機関低負荷運転時においては、燃焼室２内の混合気の温度が９００Ｋを超えるように、インタクーラ１２による吸入空気の冷却作用が抑制され、図７Ａ，７Ｂに示されるように排気弁５６を二度開きすることによって混合気の温度が上昇せしめられる。例えば、自着火領域ＲＲ内の機関低負荷運転時においては、インタクーラ１２への冷却水の循環を停止することによって燃焼室２内への吸入空気の温度が高められ、図７Ａに示されるように排気弁５６を二度開きすることにより多量の排気ガスを燃焼室２内に引き戻すことによって混合気の温度が上昇せしめられる。これに対し、図８の自着火領域ＲＲ内において、機関負荷の高い領域では、ターボチャージャ８によって吸入空気圧および吸入空気温が高くなり過ぎるので、このときにはインタクーラ１２による吸入空気の冷却作用が強められ、排気弁５６を図５Ａに示されるように排気行程中に一度開きさせることによって混合気の温度上昇が抑制される。このように、本発明による実施例では、機関の運転状態に応じて、吸入空気温を制御し、燃焼室２内に引き戻される排気ガス量を制御することによって、自着火燃焼が行われる。

さて、上述したように、自着火領域ＲＲ内では、機関の発生トルクが最大となる最適自着火時期に自着火を生じさせることができる。この場合、自着火領域ＲＲ内において、燃焼室２内への燃料噴射量が少なく、機関の発生トルクが低いときには熱発生率が低い。このときには、熱発生率が急激に増大することがなく、従って燃焼圧が急激に増大することがないので、大きな燃焼騒音が発生することはない。これに対し、自着火領域ＲＲ内において、燃焼室２内への燃料噴射量が多くなり、機関の発生トルクが高くなると、熱発生率が高くなる。このときには、図９Ａに示されるように、熱発生率が急激に増大するために燃焼圧が急激に増大し、その結果、大きな燃焼騒音が発生することになる。

図９Ｂは、自着火領域ＲＲ内において自着火燃焼が行われているときの燃焼室２内への燃料噴射量Ｑと燃焼騒音との関係を示している。図９Ｂに示されるように、自着火領域ＲＲ内において自着火燃焼が行われているときには、燃焼室２内への燃料噴射量が多くなるにつれて、燃焼騒音が大きくなる。一方、図９Ｂにおいて、燃焼騒音Ｄ_０は、許容しうる燃焼騒音の限界を示している。従って、燃焼騒音がこの許容限界燃焼騒音Ｄ_０を越えないようにする必要がある。また、図９Ｂにおける噴射量Ｑ_０は、燃焼騒音が許容限界燃焼騒音Ｄ_０となるときの燃焼室２内への燃料噴射量Ｑを示している。従って、燃焼騒音がこの許容限界燃焼騒音Ｄ_０を越えないようにするには、燃料噴射量Ｑが噴射量Ｑ_０を越えないようにする必要がある。図８の鎖線Ｘは、燃焼騒音が許容限界燃焼騒音Ｄ_０となる境界を示しており、この境界Ｘよりも機関の発生トルクが高い自着火領域ＲＲ内において大きな燃焼騒音が発生する。

そこで本発明では、燃料噴射量Ｑが噴射量Ｑ_０を越えたときには、燃料噴射量の総量を変化させることなく複数回に分けて燃料噴射を行い、図１０に示されるように、圧縮上死点後において、複数の自着火燃焼を、時間差を設けて生じさせるようにしている。この場合、図１０に示される例では、二回に分けて燃料噴射を行い、二つの自着火燃焼を、時間差を設けて生じさせるようにしている。図１０の破線はこのときの熱発生率の総和を示している。なお、図１０は、図９Ａに示される場合の燃料噴射量と同じ量の燃料を二回に分けて噴射した場合を示している。図９Ａと図１０の破線を比較すると、図１０に示されるように、二つの自着火燃焼が時間差をおいて生じるように燃料噴射を二回に分けて行った場合には、図９Ａに示されるように燃料噴射を一回しか行わない場合に比べて、熱発生率のピークが小さくなると共に熱発生率の変化が緩やかになる。その結果、燃焼圧の急激な上昇が抑制されるために燃焼騒音の発生が抑制される。

そこで、本発明による実施例では、図８において、機関の運転状態が、境界Ｘよりも機関の発生トルクの高い自着火領域ＲＲ内にあるときには、燃焼騒音の発生を抑制するために、二つの自着火燃焼が時間差をおいて生じるように燃料噴射を二回に分けて行うようにしている。この場合、二つの自着火燃焼が時間差をおいて生じるように燃料噴射を二回に分けて行うことはそう簡単なことではなく、単に燃料噴射を二回に分けて行っても二つの自着火燃焼に時間差を設けることはできず、通常は二つの自着火燃焼がほぼ同時に生じてしまう。そこで、これらのことを説明するために、まず初めに、自着火燃焼が行われるときの着火遅れ時間から説明を開始する。

燃料が自着火するまでの着火遅れ時間を推定するための式として、Livengood-Wuの積分式がよく知られている。

上記（１）および（２）が、Livengood-Wuの積分式と称され、このLivengood-Wuの積分式は実験値とよく一致する。なお、上式（１）において、τは自着火するまでの着火遅れ時間、Ａは頻度因子、Ｐは圧力（ｎは正）、Ｅは活性化エネルギ、Ｒは一般ガス定数、Ｔは温度を示す。上式（１）の左辺は、圧力Ｐ，温度Ｔにおける着火遅れ時間の逆数（１/τ）を表している。

即ち、温度Ｔが高くなると反応速度（右辺のアレニウスの式）が速くなるために着火遅れ時間τが短くなり、圧力Ｐが高くなると燃料密度が高くなるために着火遅れ時間τが短くなる。従って上式（１）のような関係となる。一方、着火遅れ時間がτである状態がｄｔ時間継続したとすると、このｄｔ時間のうちに、自着火するまでの時間τのうちのｄｔ／τパーセントだけ経過したことになる。従って、着火遅れ時間がτ１である状態がｄｔ時間継続し、着火遅れ時間がτ２である状態がｄｔ時間継続し、以後同様に、着火遅れ時間がτｎである状態がｄｔ時間継続した場合、ｄｔ／τ１、ｄｔ／τ２、・・・ｄｔｎ／τ・・・の和が１００パーセント、即ち１になると自着火を生ずることになる。従って、上式（２）に示されるように、圧力Ｐ，温度Ｔにおける着火遅れ時間の逆数（１/τ）を時間積分したときに、積分値が１となる時間 t_e が着火遅れ時間τとなる。

上式（３）は、圧力Ｐ，温度Ｔ以外の実際に影響を与える他の因子も考慮した場合の着火遅れ時間の逆数（１/τ）を表す式として、よく用いられている式を示している。なお、上式（３）において、φは当量比、ＯＮはオクタン価、ＲＥＳは残留ガス割合（％）、Ａ’、α、β、γ、δは同定定数（Ａ’、α、β、δ＞０、γ＜０）を示しており、その他の記号については上式（１）と同様である。なお、本発明による実施例では、上式（３）の時間積分値を、上式（４）に示すようにΣ（１/τ）で表す。上式（３）から、圧力Ｐが高くなるほど着火遅れ時間τが短くなり、温度Ｔが高くなるほど着火遅れ時間τが短くなり、当量比φが大きいほど着火遅れ時間τが短くなり、残留ガス割合ＲＥＳが高くなるほど着火遅れ時間τが短くなり、オクタン価ＯＮが低くなるほど着火遅れ時間τが短くなることがわかる。

さて、本発明では、燃焼騒音の発生を抑制するために、二つの自着火燃焼が時間差をおいて生じるように燃料噴射を二回に分けて行うようにしている。しかしながら、前述したように、単に燃料噴射を二回に分けて行っても二つの自着火燃焼に時間差を設けることはできない。ところが、本発明者等は、このことについて検討を重ねた結果、着火遅れ時間τの固有の特徴を利用すると、二つの自着火燃焼を時間差をおいて生じさせ得ることを見出したのである。

即ち、単純に考えると、混合気の着火遅れ時間τは、混合気の温度が高いほど短くなる。ところが、実際には、混合気の温度が或る温度を越えると、混合気の温度上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が減少し始め、その後、混合気の温度上昇に対して逆に着火遅れ時間τが長くなる混合気の温度領域が存在している。本発明者等はこの点に注目し、混合気の温度上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が減少し始めてから、混合気の温度上昇に対して逆に着火遅れ時間τが長くなる混合気の温度領域を利用すると、二つの自着火燃焼を時間差をおいて生じさせ得ることを見出したのである。この混合気の温度上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が減少し始めてから、混合気の温度上昇に対して逆に着火遅れ時間τが長くなる混合気の温度領域を、本発明による実施例では、着火遅れ時間の変化抑制温度領域と称している。

次に、この着火遅れ時間の変化抑制温度領域について図１１Ａおよび図１１Ｂを参照しつつ説明する。図１１Ａは、燃料としてｎ−ヘプタンを用い、急速圧縮装置によって圧縮室内の温度Ｔ（Ｋ）および圧縮室内の圧力を急速に上昇させた後、一定温および一定圧に維持したときの各温度Ｔ（Ｋ）および各圧力（１０ＭＰａ，２０ＭＰａ，３０ＭＰａ，４０ＭＰａ）に対する着火遅れ時間τを示している。図１１Ａから、圧縮室内の圧力が高くなるほど着火遅れ時間τが短くなることがわかる。一方、図１１Ａにおいて、例えば圧力１０ＭＰａの曲線に着目すると、圧縮室内の温度Ｔがほぼ６５０Ｋ以下の場合には温度Ｔが高くなるにつれて着火遅れ時間τが短くなり、圧縮室内の温度Ｔがほぼ９００Ｋ以上の場合にも温度Ｔが高くなるにつれて、着火遅れ時間τが短くなる。

しかしながら、圧縮室内の温度Ｔがほぼ７５０Ｋからほぼ９００Ｋの間では温度Ｔが高くなると、温度Ｔが高くなるにつれて、逆に着火遅れ時間τが長くなる。この場合、圧縮室内の温度Ｔがほぼ７５０Ｋからほぼ９００Ｋの間では吸熱反応が生じており、温度Ｔが高くなるほど吸熱反応が活発となるため、温度Ｔが高くなるにつれて着火遅れ時間τが長くなる。このように圧縮室内の温度Ｔがほぼ７５０Ｋからほぼ９００Ｋの間では、温度Ｔの上昇に対して着火遅れ時間τは負の方向に変化するので、圧縮室内の温度Ｔがほぼ７５０Ｋからほぼ９００Ｋの間は、負の温度係数領域と称されている。一方、圧縮室内の温度Ｔがほぼ６５０Ｋよりも高くなると、温度Ｔの上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が減少し始め、圧縮室内の温度Ｔがほぼ６５０Ｋからほぼ７５０Ｋの間では、温度Ｔの上昇に伴い着火遅れ時間τの短縮割合が徐々に減少し、圧縮室内の温度Ｔがほぼ７５０Ｋまで高くなると、着火遅れ時間τは減少しなくなる。

従って、図１１Ａにおいて圧縮室内の圧力が１０ＭＰａである場合には、圧縮室内の温度Ｔがほぼ６５０Ｋからほぼ９００Ｋの間の温度領域Ｚ、即ち、温度Ｔの上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が減少し始めてから、温度Ｔの上昇に対して逆に着火遅れ時間τが長くなる温度領域Ｚが、着火遅れ時間の変化抑制温度領域となる。この着火遅れ時間の変化抑制温度領域Ｚは圧力によって変化し、圧力が２０ＭＰａの場合には、着火遅れ時間の変化抑制温度領域Ｚは、圧縮室内の温度Ｔがほぼ７００Ｋからほぼ９３０Ｋの間となる。

一方、実際の内燃機関では、ピストンの上昇に伴い、燃焼室内の圧力および温度が上昇するので、実際の内燃機関における着火遅れ時間τの変化は、圧力が一定のときの着火遅れ時間τを示いている図１１Ａの各曲線とは若干異なる。図１１Ｂは、実際の内燃機関における代表的な着火遅れ時間τの変化を示している。図１１Ｂに示される代表的な着火遅れ時間τの変化では、ほぼ７００Ｋにおいて温度Ｔの上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が減少し始め、ほぼ９００Ｋまで温度Ｔの上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が減少され続け、ほぼ９００Ｋを越えると温度Ｔの上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が再び増大する。この場合、図１１Ｂにおいては、着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸは、ほぼ７００Ｋからほぼ９００Ｋの間となる。

圧縮比の異なる種々の内燃機関やオクタン価の異なる燃料について、着火遅れ時間τを検討したところ、圧縮比やオクタン価に拘わらずに、ほぼ７００Ｋにおいて温度Ｔの上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が減少し始め、ほぼ９００Ｋまで温度Ｔの上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が減少され続け、ほぼ９００Ｋを越えると温度Ｔの上昇量に対する着火遅れ時間τの短縮割合が再び増大することが判明している。即ち、圧縮比やオクタン価に拘わらずに、ほぼ７００Ｋからほぼ９００Ｋの間が、着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸとなることが判明している。従って、本発明では、７００Ｋから９００Ｋの間を、着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸと称する。

さて、本発明では、この着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸを利用して、二つの自着火燃焼を時間差をおいて生じさせるようにしている。次に、このことについて、図１２Ａ，１２Ｂおよび１２Ｃを参照しつつ説明する。図１２Ａ，１２Ｂおよび１２Ｃを参照すると、図１２Ａ，１２Ｂおよび１２Ｃの縦軸Σ（１/τ）は、前述の式（４）に示されるように、前述の式（３）の時間積分値を表している。この場合、前述の式（３）の各同定定数Ａ’、α、β、γ、δおよび活性化エネルギＥの値は、図１１Ｂにおいて、温度Ｔが７００Ｋ以下の低温領域と、７００Ｋから９００Ｋの間の着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸと、温度Ｔが９００Ｋ以上の高温領域との各温度領域に対して、夫々実験により求められた値が用いられる。このように、各温度領域について夫々実験により求められた同定定数Ａ’、α、β、γ、δおよび活性化エネルギＥの値を用いることによって、各温度Ｔにおける着火遅れ時間τを精度よく推定することができる。

一方、図１２Ａ，１２Ｂおよび１２Ｃの横軸はクランク角を示しており、この横軸には、燃料噴射弁３からの一回目の燃料噴射Ｆ１と、燃料噴射弁３からの二回目の燃料噴射Ｆ２と、圧縮上死点ＴＤＣとが示されている。また、図１２Ａ、１２Ｂおよび１２Ｃには、着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸが記載されている。なお、図１２Ａ，１２Ｂおよび１２Ｃにおいて、破線は一回目の燃料噴射Ｆ１が行われたときからの時間積分値Σ（１/τ）の変化を示しており、実線は二回目の燃料噴射Ｆ２が行われたときからの時間積分値Σ（１/τ）の変化を示している。前述したように、時間積分値Σ（１/τ）が１になったときに、自着火燃焼が生じると推定される。各温度領域について夫々実験により求められた同定定数Ａ’、α、β、γ、δおよび活性化エネルギＥの値を用いた上述の式（３）は、着火遅れ時間τを精度よく表しており、従って以下、この式（３）を用いて算出される時間積分値Σ（１/τ）の変化に基づいて、自着火燃焼が生じる時期の差異について説明する。

一回目の燃料噴射Ｆ１は通常、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸに達する前の最適な噴射時期において行われ、図１２Ａ、１２Ｂおよび１２Ｃは、一回目の燃料噴射Ｆ１がこの最適な噴射時期に行われた場合を例にとって示している。一回目の燃料噴射Ｆ１が行われた直後は、噴射燃料の濃度が高いために当量比φは大きいが、燃焼室内の圧力Ｐおよび温度Ｔはそれほど高くなく、従って、図１２Ａの破線で示すように、時間積分値Σ（１/τ）はゆっくりと増大する。次いで、圧縮行程が進むと、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内に達する。温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内に達すると、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内あるときには、温度Ｔが上昇しても温度Ｔの上昇によっては着火遅れ時間τはほとんど変化しない。一方、このとき圧力Ｐの上昇によって着火遅れ時間τは短くなる方向に変化する。

一回目の燃料噴射Ｆ１が行われた直後は噴射燃料の濃度が高く、当量比φが大きくなっているが、噴射燃料は次第に分散していくために当量比φは時間が経過するにつれて小さくなっていく。従って、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度となる頃には、当量比φは小さくなっており、従って、このとき当量比φの低下によって着火遅れ時間τは長くなる方向に変化する。このように温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときには、圧力Ｐの上昇によって着火遅れ時間τは短くなる方向に変化し、当量比φの低下によって着火遅れ時間τは長くなる方向に変化するので、図１２Ａの破線で示すように、時間積分値Σ（１/τ）はゆっくりと増大する。次いで、更に圧縮行程が進んで、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度よりも高くなると、温度Ｔおよび圧力Ｐの上昇に伴い、図１２Ａの破線で示すように、時間積分値Σ（１/τ）が急激に増大し、時間積分値Σ（１/τ）が１となったときに自着火する。

一方、図１２Ａは、一回目の燃料噴射Ｆ１が行われた後、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度に達する前に、一回目の燃料噴射Ｆ１に対し間隔を隔てて、二回目の燃料噴射Ｆ２を行った場合を示している。この場合には、図１２Ａの実線で示されるように、時間積分値Σ（１/τ）は、図１２Ａの破線で示される一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）とわずかな間隔を隔てて上昇し、一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）とほぼ同時に１となる。従って、この場合は、二つの自着火燃焼を十分な時間差をおいて生じさせることはできない。なお、残留ガス割合ＲＥＳやオクタン価ＯＮの違いは、一回目の燃料噴射Ｆ１における時間積分値Σ（１/τ）と二回目の燃料噴射Ｆ１における時間積分値Σ（１/τ）との差に影響を与えない。従って、残留ガス割合ＲＥＳおよびオクタン価ＯＮの違いについては、ここでは考慮しない。

図１２Ｂは、一回目の燃料噴射Ｆ１と二回目の燃料噴射Ｆ２の間隔を広げるために、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度を越えたときに、二回目の燃料噴射Ｆ２を行った場合を示している。この場合には、圧力Ｐおよび温度Ｔが高いときに、二回目の燃料噴射Ｆ２が行われる。従って、二回目の燃料噴射Ｆ２が行われたときには、圧力Ｐおよび温度Ｔが高く、しかも当量比φの極めて大きい状態となるために、図１２Ｂの実線で示されるように、時間積分値Σ（１/τ）が急激に増大し、時間積分値Σ（１/τ）は、一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）とほぼ同時に１となる。従って、この場合も、二つの自着火燃焼を十分な時間差をおいて生じさせることはできない。

一方、図１２Ｃの実線で示されるように、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときに、二回目の燃料噴射Ｆ２が行われると、このときにも、図１２Ａに示される場合と同様に、二回目の燃料噴射Ｆ２についての時間積分値Σ（１/τ）は、図１２Ｃの破線で示される一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）と間隔を隔ててゆっくりと上昇する。しかしながら、破線で示される一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）と、実線で示される二回目の燃料噴射Ｆ２についての時間積分値Σ（１/τ）との時間積分値差に注目すると、図１２Ｃに示される場合には、図１２Ａに示される場合と異なって、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度を越えた時点における燃料噴射Ｆ１、Ｆ２についての時間積分値差が大きくなる。その結果、その後、時間積分値Σ（１/τ）が急激に増大しても、時間積分値Σ（１/τ）は、一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）が１になるクランク角と、二回目の燃料噴射Ｆ２についての時間積分値Σ（１/τ）が１になるクランク角との間に明確な差が生じ、従って、この場合には、二つの自着火燃焼を十分な時間差をおいて生じることになる。

さて、前述したように、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときには、着火遅れ時間τはほとんど変化しない。即ち、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときには、燃料の化学反応の進行が停滞している。従って、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときには、噴射燃料は、燃料の化学反応の進行が停滞している状態で分散することになる。このように噴射燃料が、燃料の化学反応の進行が停滞している状態で分散すると、燃料の化学反応の進行が開始されたときには、噴射燃料が十分に分散していることになる。このことが極めて重要となる。

即ち、着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸが存在しないと仮定すると、このときには噴射燃料が分散している間でも、圧力Ｐの上昇により時間積分値Σ（１/τ）が増大し、温度Ｔの上昇により時間積分値Σ（１/τ）が増大するので、図１３に示されるように、破線で示される一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）と実線で示される二回目の燃料噴射Ｆ２についての時間積分値Σ（１/τ）とが増大し続ける。この場合、同じクランク角においては、二回目の燃料噴射Ｆ２についての当量比φの方が一回目の燃料噴射Ｆ１についての当量比φよりも大きいために破線で示される一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）に比べて実線で示される二回目の燃料噴射Ｆ２についての時間積分値Σ（１/τ）の方が急速に上昇する。その結果、一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）と二回目の燃料噴射Ｆ２についての時間積分値Σ（１/τ）との時間積分値差は次第に小さくなっていく。このように燃料噴射Ｆ１、Ｆ２についての時間積分値差が次第に小さくなっていく場合には、二つの自着火燃焼を十分な時間差をおいて生じさせることはできない。

これに対し、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるとき、即ち、燃料の化学反応の進行が停滞しているときに噴射燃料を分散させると、このときには圧力Ｐの上昇により時間積分値Σ（１/τ）が増大するが温度Ｔの上昇により時間積分値Σ（１/τ）は増大しないので、図１２Ｃに示されるように、二回目の燃料噴射Ｆ２についての時間積分値Σ（１/τ）は、一回目の燃料噴射Ｆ１についての時間積分値Σ（１/τ）と間隔を隔ててゆっくりと上昇する。その結果、図１２Ｃに示されるように、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度を越えた時点における燃料噴射Ｆ１、Ｆ２についての時間積分値差を大きくすることができる。別の言い方をすると、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるとき、即ち、燃料の化学反応の進行が停滞しているときに、噴射燃料を分散させると、噴射燃料を分散させつつ、二回目の燃料噴射Ｆ２についての時間積分値Σ（１/τ）の増大を抑制することができる。その結果、二つの自着火燃焼を十分な時間差をおいて生じさせることが可能となる。

なお、この場合、二回目の燃料噴射Ｆ２の燃料噴射量を一回目の燃料噴射Ｆ１の燃料噴射量よりも少なくすると、二回目の燃料噴射Ｆ２による燃料噴霧の当量比φは一回目の燃料噴射Ｆ１による燃料噴霧の当量比φに比べて小さくなる。二回目の燃料噴射Ｆ２による燃料噴霧の当量比φが小さくなると、二回目の燃料噴射Ｆ２についての着火遅れ時間τが長くなり、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときの二回目の燃料噴射Ｆ２についての時間積分値Σ（１/τ）の増大を更に抑制することができる。その結果、二つの自着火燃焼の時間差を更に大きくすることができる。従って、二回目の燃料噴射Ｆ２の燃料噴射量は一回目の燃料噴射Ｆ１の燃料噴射量よりも少なくすることが好ましく、従って、本発明による実施例では、二回目の燃料噴射Ｆ２の燃料噴射量は一回目の燃料噴射Ｆ１の燃料噴射量よりも少なくされる。

以上の説明からわかるように、一回目の燃料噴射Ｆ１を、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内に達する前に行い、二回目の燃料噴射Ｆ２を、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときに行うことによって、二つの自着火燃焼を十分な時間差をおいて生じさせることが可能となる。この場合、二回目の燃料噴射Ｆ２の噴射時期は、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあり、即ち、温度Ｔが７００Ｋから９００Ｋの間にあり、かつ，一回目の燃料噴射Ｆ１による自着火燃焼の熱発生率がピークとなるクランク角と、二回目の燃料噴射Ｆ２による自着火燃焼の熱発生率がピークとなるクランク角とのクランク角度差が最も大きくなる時期に設定される。なお、以後、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度に達する前に行われる燃料噴射を１次燃料噴射Ｇ１と称し、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときに行われる燃料噴射を２次燃料噴射Ｇ２と称する。

ところで、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内となるときのクランク角、即ち、温度Ｔが７００Ｋから９００Ｋの間となるクランク角は、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度によって変化し、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内となるときのクランク角は、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度が高くなるほど進角側となる。図１４に、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内となるときのクランク角（圧縮上死点後ＡＴＤＣで表示）と、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度ＴＡとの関係を示す。なお、この図１４は、実圧縮比が或る一定の実圧縮比に保持されている場合におけるクランク角と吸気温度ＴＡとの関係を示している。図１４に示されるように、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内となるときのクランク角は、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度が高くなるほど進角側となるので、本発明による実施例では、２次燃料噴射Ｇ２の噴射時期は、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度ＴＡが高いほど進角側とされる。

次に、図１５Ａ，１５Ｂ，１５Ｃおよび１５Ｄを参照しつつ、本発明による実施例において用いられている燃料噴射方法について説明する。なお、図１５Ａ，１５Ｂ，１５Ｃおよび１５Ｄにおいて、横軸はクランク角を示しており、ＴＤＣは圧縮上死点を示しており、ＺＸは着火遅れ時間の変化抑制温度領域を示している。なお、図１２Ｃに示される場合が、図１５Ａに示されている。まず初めに図１５Ａを参照すると、図１５Ａに示される実施例では、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度に達する前に１次燃料噴射Ｇ１が行われ、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときに２次燃料噴射Ｇ２が行われる。図１５Ａに示されるように、この実施例では、１次燃料噴射Ｇ１は一回の燃料噴射からなり、２次燃料噴射Ｇ２も一回の燃料噴射からなる。

一方、図１５Ｂおよび１５Ｃは、図１５Ａに示される燃料噴射の変形例を示している。図１５Ｂに示される実施例では、図１５Ａに示される実施例と同様に、１次燃料噴射Ｇ１は一回の燃料噴射からなる。しかしながら、図１５Ｂに示される実施例では、２次燃料噴射Ｇ２が二回の燃料噴射からなる。このように、２次燃料噴射Ｇ２が二回に分けて行われると、一回当りの燃料噴射量が少なくなり、従って、燃料噴霧の当量比φを小さくすることができる。その結果、２次燃料噴射Ｇ２についての時間積分値Σ（１/τ）の増大を抑制することができ、従って、二つの自着火燃焼の時間差を更に大きくすることができることになる。

一方、図１５Ｃに示される実施例では、１次燃料噴射Ｇ１は二回の燃料噴射からなる。このように、本発明による実施例では、１次燃料噴射Ｇ１を複数回の燃料噴射から構成することができ、同様に、２次燃料噴射Ｇ２も複数回の燃料噴射から構成することができる。なお、１次燃料噴射Ｇ１は吸気行程中に行うこともできる。

一方、図１５Ｄは、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度になる前にのみ、燃料噴射Ｇが行われる場合を示している。即ち、機関の運転状態が、図８に示される自着火領域ＲＲ内にあり、機関の発生トルクが境界Ｘよりも低いときに行われる１次燃料噴射Ｇを示している。図１５Ａ，１５Ｂおよび１５Ｃに示される１次燃料噴射Ｇ１と、図１５Ｄに示される１次燃料噴射Ｇとを比較するとわかるように、図１５Ａ，１５Ｂおよび１５Ｃに示される１次燃料噴射Ｇ１も、図１５Ｄに示される１次燃料噴射Ｇもほぼ同時期に行われる。なお、機関の運転状態が、図８に示される自着火領域ＲＲ内にあり、機関の発生トルクが境界Ｘよりも低いときでも、１次燃料噴射Ｇ１と２次燃料噴射Ｇ２とに分けて燃料噴射を行うことができる。

さて、前述したように、概略的に言うと、燃焼室２内の混合気の温度が９００Ｋを超えないと自着火燃焼は生じない。従って、図８の自着火領域ＲＲ内において、圧縮始めの混合気の圧力および温度の低い機関低負荷運転時においては、燃焼室２内の混合気の温度が９００Ｋを超えるように、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度を高める必要がある。図１６Ａは、自着火領域ＲＲ内において自着火燃焼は生じさせるのに必要な、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度の一例を示している。図１６Ａに示されるように、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度は、機関の発生トルクＴｒが低いほど高くされ、機関回転数Ｎが高くなるにつれて高くされる。

この場合、前述したように、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度は、冷却水ポンプ１４によるインタクーラ１２への冷却水の循環量を変化させることによって制御することができ、更に、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度は、図７Ａに示されるように排気弁５６を二度開きさせると共に、可変バルブタイミング機構８１の作動油供給排出制御弁９０による作動油供給排出制御により排気弁５６の開弁時期を変化させることによって制御することができる。本発明による実施例では、圧縮始めの燃焼室２内の最適な吸気温度を得るのに必要な冷却水ポンプ１４の駆動電力ＥＩが、機関の発生トルクＴｒおよび機関回転数Ｎの関数として図１６Ｂに示されるようなマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されており、圧縮始めの燃焼室２内の最適な吸気温度を得るのに必要な作動油供給排出制御弁９０の駆動電力Ｉθが、機関の発生トルクＴｒおよび機関回転数Ｎの関数として図１６Ｃに示されるようなマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

一方、図１７Ａは、図１５Ａ，１５Ｂ，１５Ｃおよび１５Ｄに示される１次燃料噴射Ｇの噴射時期の代表的な例を示している。なお、図１７Ａにおいて、自着火領域ＲＲ内に示される実線は等噴射時期（圧縮上死点後ＡＴＤＣのクランク角で表示）を示している。即ち、１次燃料噴射Ｇ１の噴射量が増大するほど１次燃料噴射Ｇ１の噴射期間が長くなるので、１次燃料噴射Ｇ１の噴射量が増大するほど１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期は進角される。一方、自着火反応は時間を有するため、機関回転数Ｎが高くなるほど１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期は進角される。従って、図１７Ａに示されるように、境界Ｘよりも発生トルクＴｒの低い自着火領域ＲＲ内では、１次燃料噴射Ｇ１の噴射量が増大するほど、即ち、機関の発生トルクＴｒが高くなるほど、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期は進角され、機関回転数Ｎが高くなるほど１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期は進角される。本発明による実施例では、境界Ｘよりも発生トルクＴｒの低い自着火領域ＲＲ内における１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期Ｗが、機関の発生トルクＴｒおよび機関回転数Ｎの関数として図１７Ｂに示されるようなマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

一方、本発明による実施例では、境界Ｘよりも発生トルクＴｒの高い自着火領域ＲＲ内では、要求噴射量が増大したときに、１次燃料噴射Ｇ１の噴射量を一定量に保持した状態で、２次燃料噴射Ｇ２の噴射量が増大される。このように、境界Ｘよりも発生トルクＴｒの高い自着火領域ＲＲ内では、要求噴射量が増大しても１次燃料噴射Ｇ１の噴射量は一定量に保持されるので、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期は、図１７Ａに示されるように、機関の発生トルクＴｒが高くなっても進角されることがなく、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期は、機関回転数Ｎが高くなるほど進角される。

ところで、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度に達する前に１次燃料噴射Ｇ１が行われ、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内にあるときに２次燃料噴射Ｇ２が行われたとしても、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期と２次燃料噴射Ｇ２の噴射時期とが近くなると、二つの自着火燃焼を時間差をおいて生じさせることができなくなる、従って、本発明では、１次燃料噴射Ｇ１の噴射燃料が自着火した後に２次燃料噴射Ｇ２の噴射燃料が自着火する燃料噴射時期に、燃料噴射弁３から１次燃料噴射Ｇ１が行われる。図１６Ａに示されるように、境界Ｘよりも発生トルクＴｒの高い自着火領域ＲＲ内では、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度は高くて８０℃ 程度であり、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度は高くて８０℃ 程度であるとすると、図１４からわかるように、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内となるときのクランク角範囲は、最も進角側となるときで、−３０°ＡＴＤＣから−１５°ＡＴＤＣ程度である。

一方、図１７Ａに示されるように、境界Ｘよりも発生トルクＴｒの高い自着火領域ＲＲ内では、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期は、最も進角側となるときで、−３５°ＡＴＤＣ程度である。従って、例えば、２次燃料噴射Ｇ２の噴射時期が、−２０°ＡＴＤＣ程度に設定されていたとすると、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期を２次燃料噴射Ｇ２の噴射時期に比べて、１５°クランク角度程度早めると、二つの自着火燃焼を時間差をおいて生じさせることができることになる。なお。実際には、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期を２次燃料噴射Ｇ２の噴射時期に比べて、５°クランク角度以上早めれば、二つの自着火燃焼を時間差をおいて生じさせることができることが判明している。従って、本発明では、１次燃料噴射Ｇ１の噴射燃料が自着火した後に２次燃料噴射Ｇ２が噴射燃料の自着火するように、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期が２次燃料噴射Ｇ２の噴射時期に比べて、５°クランク角以上早い時期に設定されている。

この場合、本発明による実施例では、境界Ｘよりも発生トルクＴｒの高い自着火領域ＲＲ内における１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期Ｗ１および２次燃料噴射Ｇ２の噴射時期Ｗ２は、１次燃料噴射Ｇ１による自着火燃焼の熱発生率がピークとなるクランク角と、２次燃料噴射Ｇ２による自着火燃焼の熱発生率がピークとなるクランク角とのクランク角度差が最も大きくなる時期に設定される。なお、この場合、図１４からわかるように、２次燃料噴射Ｇ２の最適な噴射時期Ｗ２は、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度ＴＡに応じて変化するので、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度ＴＡに応じて２次燃料噴射Ｇ２の噴射時期が設定される。本発明による実施例では、１次燃料噴射Ｇ１の最適な噴射時期Ｗ１は、機関の発生トルクＴｒおよび機関回転数Ｎの関数として図１８Ａに示されるようなマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されており、２次燃料噴射Ｇ２の最適な噴射時期Ｗ２は、機関の発生トルクＴｒおよび機関回転数Ｎの関数として図１８Ｂに示されるようなマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。なお、前述したように、１次燃料噴射Ｇ１は吸気行程中に行うこともできる。

このように本発明では、燃焼室２内に配置されてガソリンからなる燃料を噴射する燃料噴射弁３と、燃料噴射弁３からの燃料噴射作用を制御する電子制御ユニット３０とを具備しており、燃料噴射弁３から１次燃料噴射Ｇ１と２次燃料噴射Ｇ２とを順次行って１次燃料噴射Ｇ１の噴射燃料および２次燃料噴射Ｇ２の噴射燃料を自着火させ、圧縮行程中に、燃焼室２内の温度が７００Ｋから９００Ｋの間で、燃焼室２内の温度上昇に対する着火遅れ時間τの変化が抑制される着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸが現れる内燃機関の制御装置において、電子制御ユニット３０により、圧縮行程中において燃焼室２内の温度が着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度にあるときに燃料噴射弁３から２次燃料噴射Ｇ２を行わせ、燃焼室２内の温度が着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸ内の温度に達する前の圧縮行程中又は吸気行程中であって、１次燃料噴射Ｇ１の噴射燃料が自着火した後に２次燃料噴射Ｇ２の噴射燃料が自着火する燃料噴射時期に、燃料噴射弁３から１次燃料噴射Ｇ１が行われる。

この場合、本発明による実施例では、機関の運転領域内において、自着火燃焼を行わせる自着火燃焼領域ＲＲが予め設定されており、自着火燃焼領域ＲＲ内において機関の発生トルクＴｒが予め定められた境界Ｘを越えたときには１次燃料噴射Ｇ１と２次燃料噴射Ｇ２とが順次行われ、自着火燃焼領域ＲＲ内において機関の発生トルクＴｒが予め定められた境界Ｘよりも低いときには１次燃料噴射Ｇ１のみが行われる。

図１９に機関の運転制御ルーチンを示す。このルーチンは一定時間毎の割込みによって実行される。
図１９を参照すると、まず初めにステップ１００において、負荷センサ４１の出力信号に基づき算出された機関の要求トルクが読み込まれる。次いで、ステップ１０１では、要求トルクに基づき燃料噴射弁３からの燃料噴射量Ｑが算出される。燃料噴射量Ｑは要求トルクが高くなるにつれて増大する。次いで、ステップ１０２では、機関の運転状態が、図８および図１７Ａに示される自着火領域ＲＲ内にあるか否かが判別される。機関の運転状態が、図８および図１７Ａに示される自着火領域ＲＲ内にないと判別されたときには、ステップ１０３に進み、点火栓５９により混合気を着火させる火花点火燃焼が行われる。

即ち、ステップ１０３では、スロットル弁１１の開度、冷却水ポンプ１４によるインタクーラ１２への冷却水の循環量、および可変バルブタイミング機構８１による排気弁５６の開弁時期が、点火栓５９による火花点火燃焼に適した値に制御される。次いで、ステップ１０４では、ステップ１０１において算出された燃料噴射量Ｑでもって、燃料噴射弁３から燃料の噴射制御が行われる。次いで、ステップ１０５では、点火栓５９による混合気の点火制御が行われる。

一方、ステップ１０２において、機関の運転状態が、図８および図１７Ａに示される自着火領域ＲＲ内にあると判別されたときには、ステップ１０６に進み、自着火燃焼が行われる。即ち、ステップ１０６では、空燃比が機関の運転状態に応じた予め定められたリーン空燃比となるように、スロットル弁１１の開度が制御される。次いで、ステップ１０７では、機関の発生トルクＴｒが、図８および図１７Ａに示される境界Ｘよりも高いか否かが判別される。機関の発生トルクＴｒが、図８および図１７Ａに示される境界Ｘよりも低いと判別されたときにはステップ１０８に進み、１次燃料噴射Ｇ１のみが行われる。

即ち、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度が、図１６Ａに示される吸気温度となるように、ステップ１０８では、図１６Ｂに示されるマップから算出された駆動電力ＥＩでもって冷却水ポンプ１４が駆動され、ステップ１０９では、図１６Ｃに示されるマップから算出された駆動電力Ｉθでもって作動油供給排出制御弁９０が駆動される。次いで、ステップ１１０では、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期Ｗが図１７Ｂに示されるマップから算出される。次いで、ステップ１1１では、ステップ１０１において算出された燃料噴射量Ｑとステップ１１０において算出された噴射時期Ｗでもって、燃料噴射弁３からの１次燃料噴射Ｇ１の噴射制御が行われる。

一方、ステップ１０７において、機関の発生トルクＴｒが、図８および図１７Ａに示される境界Ｘよりも高いと判別されたときにはステップ１１２に進み、１次燃料噴射Ｇ１および２次燃料噴射Ｇ２が行われる。即ち、ステップ１１２では、１次燃料噴射Ｇ１の噴射回数および２次燃料噴射Ｇ２の噴射回数が決定される。前述したように、１次燃料噴射Ｇ１の噴射回数および２次燃料噴射Ｇ２の噴射回数は任意に設定することができるが、ここでは図１５Ａに示されるように、１次燃料噴射Ｇ１の噴射回数および２次燃料噴射Ｇ２の噴射回数が共に一回である場合を例にとって説明する。ステップ１１２において１次燃料噴射Ｇ１の噴射回数および２次燃料噴射Ｇ２の噴射回数が決定されると、ステップ１１３に進み、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度が、図１６Ａに示される吸気温度となるように、図１６Ｂに示されるマップから算出された駆動電力ＥＩでもって冷却水ポンプ１４が駆動され、ステップ１１４では、図１６Ｃに示されるマップから算出された駆動電力Ｉθでもって作動油供給排出制御弁９０が駆動される。

次いで、ステップ１１５では、１次燃料噴射Ｇ１の噴射量Ｑ１が算出される。図１９に示される例では、このとき、１次燃料噴射Ｇ１の噴射量Ｑ１は、図９Ｂに示される噴射量Ｑ_０ とされる。次いで、ステップ１１６では、１次燃料噴射Ｇ１の噴射時期Ｗ１が図１８Ａに示されるマップから算出される。次いで、ステップ１１７では、ステップ１０１において算出された燃料噴射量Ｑから１次燃料噴射Ｇ１の噴射量Ｑ１を減算することによって、２次燃料噴射Ｇ２の噴射量Ｑ２（＝Ｑ−Ｑ１）が算出される。次いで、ステップ１１８では、２次燃料噴射Ｇ２の噴射時期Ｗ２が図１８Ｂに示されるマップから算出される。次いで、ステップ１1９では、ステップ１１５において算出された燃料噴射量Ｑ１とステップ１１６において算出された噴射時期Ｗ１でもって、燃料噴射弁３からの１次燃料噴射Ｇ１の噴射制御が行われ、ステップ１１７において算出された燃料噴射量Ｑ２とステップ１１８において算出された噴射時期Ｗ２でもって、燃料噴射弁３からの２次燃料噴射Ｇ２の噴射制御が行われる。

次に、図２０Ａを参照しつつ、点火栓５９により自着火の発生をアシストするようにした別の実施例について説明する。なお、図２０Ａにおいて、横軸はクランク角を示しており、ＴＤＣは圧縮上死点を示しており、ＺＸは着火遅れ時間の変化抑制温度領域を示している。また、図２０Ａは、図１５Ａに示される場合と同様に、１次燃料噴射Ｇ１と２次燃料噴射Ｇ２が行われている場合を示している。図２０Ａに示されるように、この実施例では、温度Ｔが着火遅れ時間の変化抑制温度領域ＺＸを越えかつクランク角が圧縮上死点ＴＤＣに達するまでの間に、燃料噴射弁３からのアシスト燃料噴射ＧＡと点火栓５９による点火作用が行われ、点火栓５９により着火されたアシスト燃料が火種となって、１次燃料噴射Ｇ１の噴射燃料が自着火燃焼せしめられる。

このように点火栓５９により着火されたアシスト燃料を火種として、１次燃料噴射Ｇ１の噴射燃料を自着火燃焼せしめると、最適な時期に１次燃料噴射Ｇ１の噴射燃料の自着火燃焼を生じさせることができるという利点があるばかりでなく、アシスト燃料の燃焼によって燃焼室２内の温度が上昇するので、圧縮始めの燃焼室２内の吸気温度が低い場合でも
自着火燃焼を生じさせることができるという利点がある。

なお、この実施例では、アシスト燃料噴射ＧＡの最適な噴射量ＱＡ２は、機関の発生トルクＴｒおよび機関回転数Ｎの関数として図２０Ｂに示されるようなマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されており、アシスト燃料噴射Ｇ２の最適な噴射時期ＷＡは、機関の発生トルクＴｒおよび機関回転数Ｎの関数として図２０Ｃに示されるようなマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されており、点火栓５９の最適な点火時期ＩＧは、機関の発生トルクＴｒおよび機関回転数Ｎの関数として図２０Ｄに示されるようなマップの形で予めＲＯＭ３２内に記憶されている。

図２１は、図２０Ａに示される別の実施例を実行するための機関の運転制御ルーチンを示している。このルーチンも一定時間毎の割込みによって実行される。
図２１を参照すると、図２１におけるステップ１００からステップ１１９は、図１９におけるステップ１００からステップ１１９と同じであり、図２１において図１９と異なるところは、ステップ１２０が追加されていることだけである。従って、図２１におけるステップ１００からステップ１１９の説明は省略することとし、図２１におけるステップ１２０に関連する部分のみ説明する。

図２１を参照すると、ステップ１１１において１次燃料噴射Ｇ１の噴射制御が完了したとき、およびステップ１１９において１次燃料噴射Ｇ１の噴射制御および２次燃料噴射Ｇ２の噴射制御が完了したときには、ステップ１２０に進んで、アシスト燃料の噴射制御および点火制御が行われる。即ち、ステップ１２０では、図２０Ｂに示されるマップから算出された最適な噴射量ＱＡ２および図２０Ｃに示されるマップから算出された最適な噴射時期ＷＡでもって燃料噴射弁３からアシスト燃料が噴射され、図２０Ｂに示されるマップから算出された最適な点火時期ＩＧに点火栓５９による点火作用が行われる。

２ 燃焼室
３ 燃料噴射弁
４ サージタンク
６ 排気マニホルド
８ 排気ターボチャージャ
１２ インタクーラ
３０ 電子制御ユニット
５３ 吸気弁
５６ 排気弁
５９ 点火栓
８０，８１ 可変バルブタイミング機構

Claims (7)

1. 燃焼室内に配置されてガソリンからなる燃料を噴射する燃料噴射弁と、燃料噴射弁からの燃料噴射作用を制御する電子制御ユニットとを具備しており、燃料噴射弁から１次燃料噴射と２次燃料噴射とを順次行って１次燃料噴射の噴射燃料および２次燃料噴射の噴射燃料を自着火させ、圧縮行程中に、燃焼室内の温度が７００Ｋから９００Ｋの間で、燃焼室内の温度上昇に対する着火遅れ時間の変化が抑制される着火遅れ時間の変化抑制温度領域が現れる内燃機関において、該電子制御ユニットにより、圧縮行程中において燃焼室内の温度が着火遅れ時間の変化抑制温度領域内の温度にあるときに燃料噴射弁から２次燃料噴射を行わせ、燃焼室内の温度が着火遅れ時間の変化抑制温度領域内の温度に達する前の圧縮行程中又は吸気行程中に燃料噴射弁から１次燃料噴射を行わせ、１次燃料噴射の噴射燃料が自着火した後に２次燃料噴射の噴射燃料が自着火するように、１次燃料噴射の噴射時期が２次燃料噴射の噴射時期に比べて早い時期に設定される内燃機関。
2. 機関の運転領域内において、自着火燃焼を行わせる自着火燃焼領域が予め設定されており、該自着火燃焼領域内において機関の発生トルクが予め定められた境界を越えたときには１次燃料噴射と２次燃料噴射とが順次行われ、該自着火燃焼領域内において機関の発生トルクが予め定められた境界よりも低いときには１次燃料噴射のみが行われる請求項１に記載の内燃機関。
3. ２次燃料噴射の燃料噴射量は１次燃料噴射の噴射量に比べて少なくされる請求項１に記載の内燃機関。
4. 圧縮始めの燃焼室内の吸気温度が高いほど、２次燃料噴射の噴射時期が進角される請求項１に記載の内燃機関。
5. 機関の運転領域内において、自着火燃焼を行わせる自着火燃焼領域が予め設定されており、該自着火燃焼領域内において機関の発生トルクが予め定められた境界よりも低いときには、機関の発生トルクが高いほど、１次燃料噴射の噴射時期が進角される請求項１に記載の内燃機関。
6. 排気弁を排気行程中と吸気行程中において夫々開弁させる二度開きが可能な動弁機構を具備しており、該動弁機構により排気弁を吸気行程中にも開弁させることにより圧縮始めの燃焼室内の吸気温度を高める請求項１に記載の内燃機関。
7. 燃焼室内に配置された点火栓を具備しており、燃料噴射弁から噴射された燃料を点火栓により着火し、この着火燃料を火種として１次燃料噴射の噴射燃料を自着火させる請求項１に記載の内燃機関。

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