JP2008232008A - ノンスロットルエンジン及び膨張比可変機構付きエンジン並びにノンスロットルエンジン及び膨張比可変機構付きエンジンの二次酸素供給方法 - Google Patents

Abstract

【課題】排気の吸気通路への還流を行うノンスロットルエンジンにおいて過渡運転初期のトルク応答に応答遅れが生じないようにする。
【解決手段】所定の運転条件で排気の吸気通路への還流を行うノンスロットルエンジンにおいて、吸気ポートまたは燃焼室内に二次酸素を供給する二次酸素供給装置（８１）と、前記排気の吸気通路への還流を行っている状態からの過渡運転の初期に二次酸素供給装置（８１）を作動させて二次酸素の供給を行う二次酸素供給装置作動手段（３９）とを設けた。
【選択図】図１３

Description

本発明は往復動ピストンを有するノンスロットルエンジン（内燃機関）及び膨張比可変機構付きエンジン並びにノンスロットルエンジン及び膨張比可変機構付きエンジンの二次酸素供給方法、特に燃焼改良技術に関する。

吸気弁の開閉時期（主に吸気弁の閉時期）の制御によって、通常のスロットリングを行なわなくても、吸気弁の制御だけでシリンダ内に吸入する空気量を連続的に制御できる、いわゆるノンスロットルエンジンがある（特許文献１参照）。
特開２００４−３４６８２５号公報

ところで、過渡条件においては残留ガス量が変動することにより、新気量が所望の量に一致しなくなって、期待通りのエンジン出力が得られなくなることがある。例えば、上記のノンスロットルエンジンに対して、排気の吸気通路への還流（内部還流や外部還流）が行われるときには、スロットルエンジン（吸気通路に設けた吸気絞り弁の制御によりシリンダ内に吸入する空気量を連続的に制御するエンジン）の場合に比べて次のようなデメリットがある。すなわち、排気の吸気通路への還流によって吸気通路に残留する既燃ガスの比率は、仮にスロットルエンジンの場合と同じであっても、コレクタ内の既燃ガス重量（絶対量）でみればスロットルエンジンの場合の何倍かになるので、排気の吸気通路への還流を行っている状態からの過渡運転時（加速時など）に排気の吸気通路への還流を即座に停止させても、コレクタ内に残留する既燃ガスが新気に入れ替わるまでの時間はその分長くなり、排気の吸気通路への還流を行っている状態からの過渡運転時のレスポンスがスロットルエンジンの場合より却って悪化することになるという問題がある。

そこで本発明は、過渡条件において残留ガス量が変動して新気量が所望の量に一致しなくなって、期待通りのエンジン出力が得られなくなるという課題を解決するものである。

本発明は、所定の運転条件で排気の吸気通路への還流を行うノンスロットルエンジンにおいて、吸気ポートにまたは燃焼室内に二次酸素を供給する二次酸素供給装置を有し、前記排気の吸気通路への還流を行っている状態からの過渡運転の初期に前記二次酸素供給装置を作動させて二次酸素の供給を行うように構成する。

また、本発明は、所定の運転条件で排気の吸気通路への還流を行うノンスロットルエンジンまたは排気の吸気通路への還流を行うスロットルエンジンにおいて、駆動量に応じてエンジンの膨張比を可変に制御し得る膨張比可変機構と、吸気ポートにまたは燃焼室内に二次酸素を供給する二次酸素供給装置とを有し、低負荷運転時には高負荷運転時より大きな値の膨張比制御目標値が得られるように前記膨張比可変機構に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御し、前記排気の吸気通路への還流を行っている状態からの加速運転の初期であって前記膨張比制御目標値が低下する加速運転の初期に前記二次酸素供給装置を作動させて二次酸素の供給を行うように構成する。

ノンスロットルエンジンで排気の吸気通路への還流が行われると、排気（既燃ガス）が吸気通路へと逆流して吸入行程が過ぎた後も残留し、その後に吸気弁が開いたときにこの吸気通路に残留する既燃ガスが燃焼室へと流入するが、こうした排気の吸気通路への還流を行っている状態から、排気の吸気通路への還流を行わない状態への加速運転時（過渡運転時）にはこの吸気通路に残留する既燃ガスが新気と入れ替わるまでの間、酸素が不足してトルク応答に応答遅れが生じる。また、排気の吸気通路への還流を内部還流で行っている状態からの減速運転時（過渡運転時）にも減速運転初期に燃焼室内に酸素が（吸気弁の直上流で滞留していた排気の影響により）不足してトルク応答に応答遅れが生じる。これに対して、排気の吸気通路への還流を内部還流で行っている状態からの過渡運転の初期に、本発明によれば、吸気ポートにまたは燃焼室内に二次酸素の供給を行うので、過渡運転の初期に燃焼室に流入する既燃ガス中に二次酸素が拡散し、これによって過渡運転初期における燃焼室流入吸気中の酸素濃度を速やかに回復させることが可能となり、排気の吸気通路への還流を行っている状態からの過渡運転初期のトルク応答に応答遅れが生じないようにすることができる。

排気の吸気通路への還流を行っている状態かつ高膨張比の運転条件のときと、排気の吸気通路への還流を行っている状態かつ低膨張比の運転条件のときとを比べると、排気の吸気通路への還流を行っている状態かつ高膨張比の運転条件のときのほうが、排気の吸気通路への還流を行っている状態かつ低膨張比の運転条件のときより排気温度が低い分だけ排気の密度が高く、その分だけ吸気通路に残留する既燃ガス量が増える。言い替えると、排気の吸気通路への還流を行っている状態かつ高膨張比の運転条件のときのほうが、排気の吸気通路への還流を行っている状態かつ低膨張比の運転条件のときより吸気通路に残留する既燃ガス量が多くなる。従って、排気の吸気通路への還流を行っている状態かつ高膨張比側の状態（中負荷運転状態）から排気の吸気通路への還流を行わない低膨張比の状態（高負荷運転状態）への加速運転時には、多くなっている吸気通路に残留する既燃ガスが新気と置き換わるまでの間、燃焼室内の酸素が不足してトルクが応答よく発生せずトルク不足を生じるのであるが、本発明によれば、所定の運転条件で排気の吸気通路への還流を行うノンスロットルエンジンまたはスロットルエンジンにおいて、駆動量に応じてエンジンの膨張比を可変に制御し得る膨張比可変機構と、吸気ポートにまたは燃焼室内に二次酸素を供給する二次酸素供給装置とを有し、低負荷運転時には高負荷運転時より大きな値の膨張比制御目標値が得られるように前記膨張比可変機構に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御し、前記排気の吸気通路への還流を行っている状態からの加速運転の初期であって前記膨張比制御目標値が低下する加速運転の初期に前記二次酸素供給装置を作動させて二次酸素の供給を行うので、加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で燃焼室に流入する既燃ガス中に二次酸素が拡散し、これによって加速運転初期における燃焼室流入吸気中の酸素濃度を速やかに回復させることが可能となり、排気の吸気通路への還流を行っている状態からの加速運転の初期であって膨張比制御目標値が低下する加速運転の初期でのトルク応答に応答遅れが生じないようにすることができる。

以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。

図１はリフト可変機構２１及び位相可変機構４１の概略斜視図である。図２はリフト可変機構２１の概略断面図である。ここで、図２上段は吸気弁のゼロリフト時に、後述する揺動カム２９が最小揺動時と最大揺動時とでどのような位置にあるのか、また図２下段は吸気弁のフルリフト時に、後述する揺動カム２９が最小揺動時と最大揺動時とでどのような位置にあるのかをそれぞれ示している。ここで、吸気弁のゼロリフトとは、吸気弁３１がリフトしない（つまり吸気弁のリフトはゼロ）ことを、また吸気弁のフルリフトとは、吸気弁３１が最大のリフトとなることをいう。

なお、この可変動弁機構は、本出願人が先に提案したものであるが、例えば特開２００２−２５６９０５号、特開平１１−１０７７２５号公報等によって公知となっているので、その概要のみを説明する。

まず、リフト可変機構２１を説明する。リフト可変機構２１は、シリンダヘッド（図示しない）に摺動自在に設けられる吸気弁３１と、シリンダヘッド上部のカムブラケット（図示しない）に回転自在に支持される駆動軸２２と、この駆動軸２２に、圧入等により固定される偏心カム２３と、上記駆動軸２２の上方位置に同じカムブラケットによって回転自在に支持されると共に駆動軸２２と平行に配置される制御軸３２と、この制御軸３２の偏心カム部３８に揺動自在に支持されるロッカアーム２６と、吸気弁３１の上端部に配置されているバルブリフタ３０に当接する揺動カム２９とを備えている。上記偏心カム２３とロッカアーム２６とはリンクアーム２４によって、またロッカアーム２６と揺動カム２９とはリンク部材２８よってそれぞれ連係されている。

なお、図１には１気筒当たり２つの吸気弁を備える多気筒内燃機関のうち一気筒分で代表させて示している。従って、吸気弁３１とバルブリフタ３０と揺動カム２９とが２つずつ描かれている。

上記の駆動軸２２は、後述するように、タイミングチェーンないしはタイミングベルトを介してエンジンのクランクシャフトによって駆動されるものである。

円形外周面を有する上記偏心カム２３はその外周面の中心が駆動軸２２の軸心から所定量だけオフセットされ、偏心カム２３の外周面にリンクアーム２４の環状部が回転可能に嵌合している。

上記のロッカアーム２６は、略中央部が上記偏心カム部３８によって揺動可能に支持され、その一端部（図２上段左側の図において右端部）に連結ピン２５を介して上記リンクアーム２４のアーム部が連係し、他端部（図２上段左側の図において左端部）に連結ピン２７を介して上記リンク部材２８の上端部がそれぞれ連係している。上記偏心カム部３８は、制御軸３２の軸心から偏心し、従って制御軸３２の回転角度位置に応じてロッカアーム２６の揺動中心が変化することとなる。

上記の揺動カム２９は、駆動軸２２の外周に嵌合して回転自在に支持され、側方へ延びた端部に連結ピン３７を介して上記リンク部材２８の下端部が連係している。この揺動カム２９の下面には、駆動軸２２と同心状の円弧をなす基円面と、その基円面から所定の曲線を描いて延びるカム面とが連続して形成され、これらの基円面ならびにカム面が、揺動カム２９の揺動位置に応じてバルブリフタ３０の上面に当接している。すなわち、上記基円面はベースサークル区間として、吸気弁３１のリフト量（及び吸気弁の作動角）がゼロとなる区間であり、揺動カム２９が揺動してカム面がバルブリフタ３０に接触すると、徐々に吸気弁３１が下方にリフトしていくことになる。なお、ベースサークル区間とリフト区間との間には若干のランプ区間が設けられている。

上記の制御軸３２は、図１に示すように、一端部に設けられたリフト制御用アクチュエータ３３によって所定角度範囲内で回転するように構成されている。このリフト制御用アクチュエータ３３は、例えば制御軸３２の後端部に設けられている部材３４の一部であって制御軸３２の軸心から所定量オフセットされた位置より突出するピン３４ａと、プランジャ３５ｂの先端に設けられたくちばし状の爪３５ａとの係合を介して、制御軸３２を回転させる油圧アクチュエータ３５と、この油圧アクチュエータ３５への供給油圧を制御する第１油圧装置（例えば油圧制御弁）３６とからなり、第１油圧装置３６は、エンジンコントロールユニット３９からの制御信号によって制御される。なお、制御軸３２の回転角度は、図示しない制御軸センサによって検出される。

このリフト可変機構２１の作用は次のようなものである。

駆動軸２２がクランクシャフト２により回転すると、偏心カム２３のカム作用によってリンクアーム２４が上下動し、これに伴ってロッカアーム２６が揺動する。このロッカアーム２６の揺動は、リンク部材２８を介して揺動カム２９へ伝達され、この揺動カム２９が揺動する。この揺動カム２９のカム作用によって、バルブリフタ３０が押圧され、吸気弁３１が下方にリフトする。

ここで、リフト制御用アクチュエータ３３を介して制御軸３２の回転角度が変化すると、ロッカアーム２６の初期位置が変化し、ひいては揺動カム２９の初期揺動位置が変化する。

例えば、図２上段にも示したように、偏心カム部３８が図の上方へ位置している場合には、ロッカアーム２６は全体として上方へ位置し、揺動カム２９の連結ピン３７側の端部が相対的に上方へ引き上げられた状態となる。つまり、揺動カム２９の初期位置は、そのカム面がバルブリフタ３０から離れる方向に傾く（図２上段の左側参照）。従って、駆動軸２２の回転に伴って揺動カム２９が揺動した際に、基円面が長くバルブリフタ３０に接触し続け、カム面がバルブリフタ３０に接触する期間は短い。従って、吸気弁３１のリフト量が全体として小さくなり（図２上段の右側参照）、かつ吸気弁３１の開時期から閉時期までのクランク角度区間（つまり吸気弁の作動角）も縮小する。

この逆に、図２下段にも示したように、偏心カム部３８が図の下方へ位置している場合には、ロッカアーム２６は全体として下方へ位置し、揺動カム２９の連結ピン３７側の端部が相対的に下方へ押し下げられた状態となる。つまり、揺動カム２９の初期位置は、そのカム面がバルブリフタ３０に近付く方向に傾く（図２下段の左側参照）。従って、駆動軸２２の回転に伴って揺動カム２９が揺動した際に、バルブリフタ３０と接触する部位が基円面からカム面へと直ちに移行する。従って、吸気弁３１のリフト量が全体として大きくなり（図２下段の右側参照）、かつ吸気弁の作動角も拡大する。

上記の偏心カム部３８の初期位置は連続的に変化させ得るので、これに伴って、吸気弁３１のバルブリフト特性は連続的に変化する。つまり、図３に示したように吸気弁３１のリフト（吸気弁３１のリフト量及び吸気弁３１の作動角）を、両者同時に連続的に拡大、縮小させることができる。各部のレイアウトによるが、例えば、吸気弁３１のリフト量及び吸気弁３１の作動角の大小変化に伴い、吸気弁３１の開時期と閉時期とがほぼ対称に変化する。

次に、位相可変機構４１は、図１に示すように、上記の駆動軸２２の前端部に設けられるスプロケット４２と、このスプロケット４２と上記駆動軸２２とを、所定の角度範囲内において相対的に回転させる位相制御用アクチュエータ４３とから構成されている。上記スプロケット４２は、図示しないタイミングチェーンもしくはタイミングベルトを介して、クランクシャフトに連動している。

上記位相制御用アクチュエータ４３は、例えば油圧式の回転型アクチュエータ４４と、この油圧アクチュエータ４４への供給油圧を制御する第２油圧装置（例えば油圧制御弁）４５とからなり、第２油圧装置４５は、エンジンコントロールユニット３９からの制御信号によって制御される。この位相制御用アクチュエータ４３の作用によって、スプロケット４２と駆動軸２２とが相対的に回転し、吸気弁３１のリフト中心角がクランク角に対して遅れたり進んだりする。つまり、吸気弁３１のリフト特性の曲線自体は変わらずに、全体が進角もしくは遅角する。また、このときの進角側や遅角側への各変化も、連続的に得ることができる。この位相可変機構４１の制御状態は、駆動軸２２の回転位置に応答する図示しない駆動軸センサによって検出される。

なお、リフト可変機構２１ならびに位相可変機構４１の制御としては、制御軸センサ、駆動軸センサの各センサの検出値に基づくクローズドループ制御に限らず、運転条件に応じて単にオープンループ制御するだけでもかまわない。

上記のバルブリフタ３０は、公知の油圧式バルブクリアランス調整機構を内蔵しており、実質的にバルブクリアランスが常にゼロに維持される。

このようなリフト可変機構２１と位相可変機構４１とからなる可変動弁機構を備えた本発明のエンジンは、スロットル弁に依存せず、吸気弁３１の開閉を制御することによって吸入空気量が制御される。なお、実用エンジンでは、ブローバイガスの還流等のために吸気系に若干の負圧（大気圧より低い圧力のこと）が存在していることが好ましいので、図示していないが、吸気通路の上流側に、スロットル弁に代えて、負圧生成用の適宜な絞り機構を設けることが望ましい。

上記のリフト可変機構２１によれば、原理的に図３に示すように吸気弁３１の閉時期の変化に伴い、吸気弁３１の開時期も変化する（吸気弁３１の閉時期を早めると、吸気弁３１の開時期が遅れる）特性となるため、位相可変機構４１と組み合わせて用いることにより、任意のクランク角度位置における吸気弁３１の開閉制御が可能となっている。このようにして、「通常のスロットリング」の代わりに、吸気弁３１の開閉時期（主に吸気弁３１の閉時期）の制御によって、「通常のスロットリング」を行なわなくても、吸気弁３１の制御だけでシリンダ内に吸入する空気量を連続的に制御できる。以下、吸気弁３１上流の吸気通路に吸気絞り弁が設けられておらず、吸気弁３１の閉時期ＩＶＣの制御によってシリンダ内への吸入空気量を制御するエンジンを「ノンスロットルエンジン」という。ただし、吸気弁の閉時期の制御によってシリンダ内への吸入空気量を制御するエンジンだけが「ノンスロットルエンジン」ではなく、吸気弁３１の閉時期、開弁期間、弁リフトのいずれかまたはそれらの組合せによる制御によってシリンダ内への吸入空気量を制御するエンジンも「ノンスロットルエンジン」である。また、上記の「通常のスロットリング」とは、吸気弁上流の吸気通路に設けた吸気絞り弁によってシリンダ内への吸入空気量を制御することをいうものとし、この「通常のスロットリング」を行うエンジンを「スロットルエンジン」という。

図４はノンスロットルエンジンにおける吸気弁閉時期の運転条件に応じた制御方法を示している。ここでは、低負荷運転時、中負荷運転時、高負荷運転時と負荷を大きく３つに分け、各負荷域での吸気弁リフトの相違を示している。まず、吸気弁３１のリフトについて述べると、低負荷運転時に吸気弁リフトを小さく、エンジンの中負荷運転時になると吸気弁リフトを低負荷運転時より大きくし、高負荷運転時には吸気弁リフトを中負荷運転時より大きくしている。

一方、吸排気弁の開期間のオーバーラップ（以下「バルブオーバーラップ」という。）については、低負荷運転時にバルブオーバーラップを小さくするかまたはバルブオーバーラップなしとし、中負荷運転時になるとバルブオーバーラップを大きくし、高負荷運転時には再びバルブオーバーラップをなくしている。

低負荷運転時にバルブオーバーラップを小さくするかまたはなしとする理由は、バルブオーバーラップにより排気ポートの排気が吸気ポートに逆流して燃焼室内の残留ガス割合が多くなると、燃焼が不安定となるためである。一方、体積効率（充填効率）を向上させる方法に吸気脈動効果があり、この吸気脈動効果はバルブオーバーラップが大きい方が出ることが知られている。従って、中負荷運転時にバルブオーバーラップを大きくする理由は、バルブオーバーラップを大きくして吸気脈動効果を高め、体積効率（充填効率）を向上させるためである。一方、バルブオーバーラップにより排気ポートの排気が吸気ポートに逆流して燃焼室内の残留ガス割合が多くなる、ということはその残留ガスが邪魔をして新気の導入を妨げることになる。そこで、高負荷運転時には最大の吸入空気量が流れ込むようにするためバルブオーバーラップをなくしている。

さて、ノンスロットルエンジンにおいては、燃焼室内への吸入空気量の少ない低負荷運転時に、下死点より早く吸気弁３１の閉時期を設定することになり（図４最上段参照）、吸気弁３１の上流には大気圧に近い新気が吸入を待っている状況になる。この結果、ノンスロットルエンジンではコレクタ容積の影響を受けにくくなるため、図５に示すように加速運転時のトルクレスポンスは、スロットルエンジンの場合に比べ、大幅に向上することが確認されている。図５左側にはノンスロットルエンジンの場合（図では「ＶＥＬ」で略記）と、スロットルエンジンの場合（図では「Ｔhrottle」で略記）とで加速運転時に体積効率（Ｖolumetric Ｅfficiency）がどのように変化するのかを重ねて示しており、ノンスロットルエンジンの場合の方が体積効率（つまりトルク）の立ち上がりが早くなっている、つまり、ノンスロットルエンジンの場合の方がレスポンスがよくなっている。ノンスロットルエンジンでこのように加速運転時に良好なレスポンスが得られるのは、上記のように吸気弁３１の上流が大気圧に近い状況にあることに加え、図５右側に示したように、前述したリフト可変機構２１のレスポンスがよいためである。図５右側にはタイムスケールで０．１秒もあれば吸気弁３１の実際の作動角がクランク角で１００°の状態から２００°近くにまで達する応答を示しており、従って、タイムスケールで０．１秒もあれば図５左側に示したように体積効率が０．９（トルクでいうと９０％のトルク）に到達する。このように、レスポンスの良いリフト可変機構２１を用いることで体積効率の立ち上がりはさらに向上する。以上記載してきたように、ノンスロットルエンジンの場合、低負荷運転状態よりコレクタには大気圧に近い気体が常に満たされることになるので、その気体が全て新気であればスロットルエンジンの場合よりも素早いレスポンスが得られることが大きなメリットとなっている。

しかしながら、ノンスロットルエンジンに対して、バルブオーバーラップにより排気の内部還流が行われるときにはスロットルエンジンの場合に比べて次のようなデメリットがある。すなわち、内部還流によって吸気ポートに残留する既燃ガスの比率は、仮にスロットルエンジンの場合と同じであっても、コレクタ内の既燃ガス重量（絶対量）でみればスロットルエンジンの場合の何倍かになり、過渡運転時（加速運転時など）にバルブオーバーラップなしの状態に切換え内部還流を即座に停止させても、コレクタから吸気ポートにかけて残留する既燃ガスが新気に入れ替わるまでの時間がその分長くなるため、過渡運転時のレスポンスはスロットルエンジンの場合より却って悪化することになる。ここで、排気の「内部還流」とは、バルブオーバーラップにより排気（既燃ガス）が吸気ポートまで吹き抜けることによって既燃ガスが吸気通路に還流されることをいう。また、「新気」とはエアクリーナを介して吸入される空気（大気）のことをいう。新気には既燃ガスは混じっていない。

上記の内部還流についてさらに説明すると、図６はバルブオーバーラップを行ったときの排気（既燃ガス）の流れを示している。図６において５１はノンスロットルエンジン、５２はピストン、５３は燃焼室、５４は吸気ポート、３１は吸気弁、５５は排気ポート、５６は排気弁、５７は点火プラグである。ノンスロットルエンジン５１においても、排気行程の末期に吸気弁３１を早く開くことにより、排気（既燃ガス）の一部は図６（Ａ）に示したように吸気ポート５４側に逆流する。スロットルエンジンの場合には、低負荷で吸気ポート５４の圧力が大気圧より低いため、既燃ガスは音速で吸気ポート５４へと吹き返し、吸気ポート５４へと吹き返したこの既燃ガスは膨張しながら、ある程度は新気とも混ざる。しかしながら、ノンスロットルエンジン５１の場合、排気ポート５５と吸気ポート５４の圧力差が小さいため、吸気ポート５４を通過して逆流するときの既燃ガスの流速が小さく、新気との混合はあまり促進されない。そのため、吸気弁３１の直ぐ上流側には濃度の高い既燃ガスがたまっていることになる。このため、続く吸入行程の初期には図６（Ｂ）に示したように燃焼室５３内に吸入されるのはほとんど既燃ガスだけということになる。バルブオーバーラップ量が大きく、コレクタまで既燃ガスが逆流している場合には、排気の外部還流と同様に吸気通路（吸気ポート５４を含む）に残留する既燃ガスの割合が大きくなる（バルブオーバーラップ量が小さいときに比べてバルブオーバーラップ量が大きいときには吸気通路に残留する既燃ガスの割合が大きくなり、かつ吸気通路内に残留する既燃ガスの比率はスロットルエンジンの場合と同じでも、吸気通路内に残留する既燃ガスの絶対量が増えている）。

この場合に、内部還流が行われている定常運転状態から高負荷運転状態への急加速運転を行うと、バルブオーバーラップなしの状態へと切換えられ、最大の吸入空気量が流れ込むようにされる。しかしながら、内部還流ありの状態からの加速運転初期の中でも、加速運転最初期には吸気弁３１の直ぐ上流部に残留する高濃度な既燃ガスの偏在の影響を受け、加速運転最初期以降の加速運転初期においては吸気通路内に残留する既燃ガスの絶対量増大の影響を受けることから、加速運転前の定常運転状態では最適なバルブオーバーラップであっても、急加速運転を行うことで新気をフルに吸入するためにバルブオーバーラップをなくし吸気弁閉時期が下死点にきても、新気割合が回復するには時間がかかってしまうのである。この結果、ストイキ運転を行うノンスロットルエンジン５１において、内部還流ありの状態からの加速運転を行ったときの様子を示すと、図７のようになる。図７をみればわかるように、内部還流ありの状態で加速運転を行った場合にはシリンダ内の新気量の立ち上がりが、内部還流なしの状態で加速運転を行った場合より大きく遅れており、これに起因してトルクの立ち上がりも遅れている（破線参照）。なお、実線は内部還流なしの状態で加速運転を行った場合の特性である。ここで、上記の「ストイキ運転」とは、理論空燃比の混合気が得られるように燃料噴射弁からの燃料噴射量を設定している運転のことである。

本発明は、ノンスロットルエンジンであることを前提として、内部還流ありの状態からの加速運転時を対象とするのであるが、これに限定されるものでない。例えば、図１３で後述するように、燃焼室５３をバイパスして排気通路５８と吸気通路５９を連通する通路７２と、この通路７２を開閉する弁７３とからなる装置７１があり、この装置７１では、開閉弁７３を開くことによって排気の一部が吸気通路５９に還流される。このような排気の還流方法を前述の内部還流と区別するため、排気の「外部還流」という。本発明はノンスロットルエンジン５１において外部還流が行われている状態からの加速運転時をも対象としている。すなわち、外部還流ありの状態からの過渡運転時（加速運転時など）には、外部還流を即座に停止させても、コレクタから吸気ポートにかけて残留する既燃ガスが新気に入れ替わるまでの間、レスポンスが悪くなる。

また本発明は、ノンスロットルエンジン５１において内部還流や外部還流が行われている状態からの減速運転時をも対象とする。例えば、バルブオーバーラップが大きな定常運転条件（中負荷運転時）から軽い減速運転（エンジン出力が全く不要というわけではないような状態）に入ったような場合には、減速運転前よりバルブオーバーラップ量が減少し吸気弁３１を早く閉じ燃焼室内に吸入する新気量を減らすことになるため、過渡的には減速運転最初のサイクルで（減速運転初期に）燃焼室内の既燃ガスの割合が急増することになる（吸気弁３１の直ぐ上流の吸気ポートの高濃度な既燃ガスの偏在の影響を受けるため）。このため、エンジン出力が少しは要る状況で、燃焼室内に吸入されるガスに含まれる既燃ガスの割合が高くなって、酸素不足が生じトルクが不足する。

さらに述べると、ノンスロットルエンジン５１において内部還流ありの状態で特徴的なのは、次の２つの点である。

第１点：バルブオーバーラップにより吸気通路に逆流して残留する排気（既燃ガス）は 吸気弁の直ぐ上流部に高濃度に偏在する。

第２点：吸気通路内全体に渡ってもまんべんなく既燃ガスが存在し、このまんべんなく 存在する既燃ガスの絶対量はスロットルエンジンの場合より吸気管圧力が小さ い分だけ多い。

ここで、吸気通路（主に吸気弁直上流部）に存在する第１点の既燃ガスを第１内部還流分、吸気通路（主にコレクタ）に存在する第２点の既燃ガスを第２内部還流分として分けて考えてみると、これら２つの内部還流分は過渡運転時に図８、図９に示したように変化する。図８はノンスロットルエンジン５１で内部還流ありの状態から加速運転を行った場合の、図９はノンスロットルエンジン５１において内部還流ありの状態から軽い減速運転に入ったような場合の、吸気通路内の既燃ガスの割合とアクセル開度の各変化を示している。図８において、第１内部還流分は加速運転時にはその加速運転最初のサイクルで（加速運転初期に）即座に燃焼室５３へと吸入される（図８上段の一点鎖線参照）。一方、第２内部還流分は加速運転になっても徐々にしか減少してゆかない（図８上段の二点鎖線参照）。図９に移ると、第１内部還流分は減速運転最初のサイクルで（減速運転初期に）一時的に大きくなった後に応答よく所定値へと減少し（図９上段の一点鎖線参照）、第２内部還流分は徐々にしか減少しない（図９上段の二点鎖線参照）。

このように、ノンスロットルエンジン５１においては、内部還流や外部還流を行わない新気のみの場合には過渡運転初期のレスポンスがスロットルエンジンの場合より大幅に向上する反面、内部還流や外部還流によって吸気通路に既燃ガスが残留する場合には、その悪影響がスロットルエンジンの場合より何倍にもなり、吸気通路に既燃ガスが残留している状態からの過渡運転時の違和感はきわめて大きいのである。

本発明は、ノンスロットルエンジン５１における、排気還流（内部還流や外部還流）による過渡運転最初のサイクルで（過渡運転初期）のレスポンス悪化に対する抜本的な解決を狙いとしている。具体的には本発明は、排気還流に伴う既燃ガスの吸気ポート５４への逆流（吸入）が尾を引くような過渡運転最初のサイクルで（過渡運転初期に）、吸気弁３１直近の吸気ポート５４にまたは燃焼室５３に臨んで設けたＯ2噴射弁から吸気弁３１直近の吸気ポート５４にまたは燃焼室５３内に、吸気通路を介して導入される大気中のＯ2とは独立に、Ｏ2（酸素）を噴射（供給）し、過渡運転最初のサイクル（過渡運転初期）における燃焼室流入吸気中のＯ2濃度を速やかに回復させる手法を提案するものである。ここで、Ｏ2噴射弁から噴射するＯ2を、吸気通路を介して導入される大気中のＯ2と区別するため、以下「二次Ｏ2」（二次酸素）という。

図１０、図１１は、本発明の第１、第２の実施形態のノンスロットルエンジン５１の概略縦断面図を示している。図６と同一部分には同一の番号を付している。第１、第２の実施形態のノンスロットルエンジン５１は、図１０、図１１には記載していないが、上記図１に示した可変動弁機構（リフト可変機構２１及び位相可変機構４１からなる）を有し、上記図４に示したように負荷状態に応じて吸気弁リフトを制御し、所定の運転条件で内部還流を行うノンスロットルエンジンである。また、燃料噴射弁は吸気ポート５４と燃焼室５３のいずれに臨んで設けられていてもかまわない。この燃料噴射弁と点火プラグ５７とを用いて第１、第２の実施形態のノンスロットルエンジンではストイキ運転を行う。

第１実施形態から説明すると、図１０に示したように、吸気ポート５４の下方より二次Ｏ2噴射弁８１（二次酸素供給装置）を吸気ポート５４に臨ませて設けている。二次Ｏ2噴射弁８１はエンジンコントロールユニット（図示しない）により次のように制御される。すなわち、エンジンコントロールユニットでは、エンジンの運転条件に基づいて内部還流ありの状態からの加速運転時であるか否かをみて内部還流ありの状態からの加速運転時であることを判定したら、その判定タイミング直後に迎える最初の吸入行程（最初のサイクル）の初期に図１０（Ｂ）に示したように二次Ｏ2噴射弁８１を開いて所定量の二次Ｏ2を吸気弁３１の直ぐ上流の吸気ポート５４に噴射し、吸気ポート５４から燃焼室５３へと流れ込む既燃ガスとの混合を行わせる。ここで、バルブオーバーラップにより吸気ポート５４へと逆流し吸気弁３１が閉じたタイミングで吸気通路に残留する既燃ガスを、以下「吹き返し残留ガス」で定義する。多気筒エンジンの場合には、気筒毎にこの吹き返し残留ガスを考える。

次に、上記加速運転時の判定タイミング直後に迎える最初の吸入行程で吸気弁３１が開いたときに吹き返し残留ガスの全てが燃焼室５３に吸入されると仮定すると、二次Ｏ2噴射弁８１からの二次Ｏ2噴射量をこの吹き返し残留ガス量に対し約１／５の濃度（割合）とすれば、吹き返し残留ガス中の平均のＯ2濃度が新気と同じＯ2濃度となり、吹き返し残留ガスの影響は解消されることとなる。新気の場合、Ｏ2以外はＮ2（窒素）であるが、Ｎ2の代わりに吹き返し残留ガス（成分はＮ2、ＣＯ2、水蒸気Ｈ2Ｏ等である）があるだけなので、二次Ｏ2噴射弁８１からの二次Ｏ2の噴射によって吹き返し残留ガス中の二次Ｏ2濃度が新気中のＯ2濃度と同じになれば、新気と同じように燃焼に寄与することができる。

二次Ｏ2噴射弁８１から二次Ｏ2を噴射するタイミングは上記加速運転時の判定タイミング直後に迎える最初の吸入行程の初期でなくても、上記加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程が完了するまでに二次Ｏ2噴射弁８１から二次Ｏ2が燃焼室５３内に吸入されれば、後は噴射されたＯ2と吹き返し残留ガスとの混合をよくする手段があれば燃焼室５３内での燃焼が成立する。上記加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程初期には吹き返し残留ガスが吸気ポート５４から燃焼室５３へと流入してくるので、この吸入行程初期のタイミングが吸気ポート５４から燃焼室５３へと流入してくる吹き返し残留ガスとの混合面でもベストな二次Ｏ2の噴射タイミングではある。

第２実施形態は、図１１に示したように吸気ポート５４の燃焼室５３への開口端の直ぐ近くで燃焼室５３に臨ませて二次Ｏ2噴射弁８２を設けたものである。第２実施形態では二次Ｏ2噴射弁８２から二次Ｏ2を噴射するタイミングは、図１１（Ａ）に示したように上記加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程でもよいし、図１１（Ｂ）に示したように上記加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程に続く圧縮行程に入ってからでも良い。いずれの場合でも、上記加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で燃焼室５３に吸入される吹き返し残留ガスが新気（空気）だったと仮定した場合に、その新気に含まれることで吸入されたであろうＯ2（量）に見合う二次Ｏ2を二次Ｏ2噴射弁８２から追加的に供給することとなる。なお、図１１（Ａ）と図１１（Ｂ）とでは二次Ｏ2噴射タイミングにおけるピストン位置の相違に対応して噴霧角の異なる二次Ｏ2噴射弁８２を示している。すなわち、図１１（Ｂ）のほうがピストン位置が下にあり燃焼室５３の空間が拡がっているので、この拡がった燃焼室５３の空間に二次Ｏ2が行き渡るように噴霧角の大きなものを採用している。

図１２は第１、第２の実施形態のノンスロットルエンジン５１において内部還流ありの状態からの加速運転時の作用を示すタイミングチャートである。

ストイキ運転を行いつつ内部還流を行っている状態で、アクセルペダルが踏み増しされ、ｔ１のタイミングで内部還流ありの状態からの加速運転時であると判定されると、第１実施形態では内部還流ありの状態からの加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程の初期に二次Ｏ2噴射弁８１が各気筒毎に開かれ、二次Ｏ2が吸気弁３１の直ぐ上流の吸気ポート５４に向けて噴射され、噴射された二次Ｏ2が、内部還流ありの状態からの加速判定タイミング直後に訪れる最初の吸入行程で吸気ポート５４から燃焼室５３へと流入する吹き返し残留ガスと混合される。また、第２実施形態では内部還流ありの状態からの加速運転時判定直後の最初の吸入行程や、その吸入行程に続く圧縮行程初期に二次Ｏ2噴射弁８２が各気筒毎に開かれ、二次Ｏ2が燃焼室５３内に直接噴射され、噴射された二次Ｏ2が、内部還流ありの状態からの加速判定直後に訪れる最初の吸入行程で流入した燃焼室５３内の吹き返し残留ガスと混合される。

この場合に、二次Ｏ2噴射弁８１、８２からの二次Ｏ2噴射量を吹き返し残留ガス量に対し約１／５の濃度（割合）とすれば、吹き返し残留ガス中の平均の二次Ｏ2濃度が新気と同じＯ2濃度となる、つまり内部還流なしの状態からの加速運転時とほぼ同じになるため、前述の図７第３段目、最下段に実線で示したシリンダ内新気量、トルクの各特性と同様の特性が得られることとなる。

ただし、前述の図７第３段目及び最下段の各実線特性と、図１２第３段目及び最下段の各実線特性とを比較すれば分かるように、両者は一致していない。すなわち、図７ではシリンダ内新気量及びトルクとも内部還流ありの状態からの加速運転時に応答よく立ち上がったあとにはオーバーシュートすることなく定常運転状態へと落ち着いているのに対して、図１２ではシリンダ内新気量及びトルクとも内部還流ありの状態からの加速運転時に応答よく立ち上がったあとに少しオーバーシュートし、その後に定常運転状態へと落ち着いている。これは、図１２では二次Ｏ2噴射弁８１、８２からの二次Ｏ2噴射量を吹き返し残留ガス量に対し１／５より少し大きな濃度（割合）に設定し、この二次Ｏ2噴射量の多めの設定に合わせて燃料噴射量についても図７での場合より少し多くしているためである。

第１、第２の実施形態では、吹き返し残留ガスにＣＯ2（ガス）が含まれており、ＣＯ2は比熱が大きいので燃焼最高温度は新気を燃焼させる場合とほぼ同等に抑えられる。言い替えると、ＣＯ2の比熱が大きいから、最高燃焼温度がＮ2を含む新気を燃焼するより抑えられるので、燃焼最高温度は同じでありながら、新気を燃焼させる場合よりＯ2濃度と燃料とを増やすことができる。これは排気還流の効果でもある。二次Ｏ2を噴射するようにしたことによる二次Ｏ2供給の応答は速いので、新気のみの急加速と同等以上の効果が得られることがわかる。

このように、第１、第２の実施形態によれば、二次Ｏ2噴射弁８１、８２からの二次Ｏ2噴射量の設定とこれに合わせた燃料噴射量の増量補正とを最適にすることによって、内部還流ありの状態からの加速運転時に、内部還流なしの状態からの加速運転時と同じ加速応答性が得られるほか、さらにそれよりも加速性のよい応答性をも達成することができ、ノンスロットルエンジン５１における内部還流状態からの加速応答性の改善に大きく貢献できるのである。

図１３は、第３実施形態の全体システムの概略構成図を示している。また、図１４は図１３のうち吸気通路部分を拡大した概略構成図である。

二次Ｏ2噴射弁８１から二次Ｏ2を噴射させるためには二次Ｏ2を生成しなければならない。この場合に、二次Ｏ2を蓄えるガスボンベをノンスロットルエンジン５１に備えさせ、このガスボンベの二次Ｏ2を二次Ｏ2噴射弁８１へと供給する方法が考えられる。しかしながら、この方法によればガスボンベに対する定期的な二次Ｏ2の補充が必要となる。そこで、第３実施形態は排気から回収した水を電気分解することによって二次Ｏ2を生成し、その生成した二次Ｏ2を二次Ｏ2タンクに貯蔵し、その二次Ｏ2タンクに貯蔵してある二次Ｏ2を二次Ｏ2噴射弁へと供給するものである。このため、第１実施形態のノンスロットルエンジン５１を前提として、水回収装置１３０と、水回収装置１３０からの水を電気分解することによって二次Ｏ2を生成する電気分解装置１５１と、電気分解装置１５１で生成した二次Ｏ2を蓄える二次Ｏ2タンク１５２とを追加して設けている。第３実施形態では、第１実施形態のノンスロットルエンジンを前提とする場合で述べるが、第２実施形態のノンスロットルエンジンを前提としてもかまわない。

第３実施形態では、内部還流を行うだけでなく、さらに外部還流装置７１によって外部還流をも行う構成を追加している。外部還流装置７１は、燃焼室５３をバイパスして排気通路５８と吸気通路５９のコレクタ６０とを連通する通路７２と、この通路７２を開閉する弁７３とからなり、エンジンコントロールユニット３９からの制御信号を受けて開閉弁７３が開かれると、排気通路５８を流れる排気の一部が通路７２を介して吸気通路５９のコレクタ６０へと還流される（外部還流が行われる）。

外部還流は、排気ポート５５と吸気ポート５４の圧力差が大きいほど容易に行われるのであるが、ノンスロットルエンジン５１では同じ運転条件でスロットルエンジンの場合と比較したとき、排気ポート５５と吸気ポート５４の圧力差がスロットルエンジンの場合よりも小さいため、望みの外部還流率（外部還流量の新気量に対する割合）を実現できない事態が考え得る。そこで、図１４に示したように、コレクタ６０のすぐ上流に、エンジンコントロールユニット３９からの制御信号を受けてモータ等により駆動される常開の吸気絞り弁７４を設けておき、外部還流を行うときにはこの吸気絞り弁７４を閉じて吸気通路５９を絞り、これによって絞り弁７４下流のコレクタ内に負圧（大気圧より低い圧力）が生じるようにし、排気ポート５５と吸気ポート５４の圧力差を吸気絞り弁７４がもともとない状態より大きくし、望みの外部還流率が得られるようにする。

また、ブレーキペダル７５に作用する踏力を倍力するため、図１４に示したようにコレクタ６０内の負圧を利用する真空圧倍力装置７６が設けられることがある。この真空圧倍力装置７６には負圧を蓄えておくための蓄圧シリンダを有しており、この蓄圧シリンダ内の負圧が既定値に満たないと、真空圧倍力装置７６が作動し得ない。そこで、エンジンコントロールユニット３９からの制御信号によって車両減速運転時に一時的に吸気絞り弁７４を閉じてコレクタ６０内に負圧を生成させ、その生成した負圧を蓄圧シリンダに導入するようにしている。

第３実施形態では、ノンスロットルエンジンとして、第１、第２の実施形態と異なり複リンク型レシプロ式エンジンを採用している。複リンク型レシプロ式エンジンは圧縮比可変機構（膨張比可変機構）、具体的にはピストン行程を変化させて圧縮比（膨張比）を変更する機構を備えている。圧縮比可変機構（膨張比可変機構）を備えるレシプロ式エンジンは、本出願人が先に提案したものであるが、例えば特開２００１−２２７３６７号公報等によって公知となっているので、図１５を参照してその概要のみを説明する。

図１５において、クランクシャフト２には、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１内の主軸受（図示しない）に回転可能に支持されるクランクジャーナル３が各気筒毎に設けられている。各クランクジャーナル３は、その軸心Ｏがクランクシャフト２の軸心（回転中心）と一致しており、クランクシャフト２の回転軸部を構成している。

また、クランクシャフト２は、軸心Ｏから偏心して各気筒毎に設けられたクランクピン４と、クランクピン４をクランクジャーナル３へ連結するクランクアーム４ａと、軸心Ｏに対してクランクピン４と反対側に配置され、主としてピストン運動の回転１次振動成分を低減するカウンターウェイト４ｂとを有している。クランクアーム４ａとカウンターウェイト４ｂとは、この実施形態では一体的に形成されている。

そして、各気筒毎に形成されたシリンダ１０に摺動可能に嵌合するピストン５２と、上記のクランクピン４とが、複数のリンク部材、すなわちアッパーリンク６（第１のリンク）とロアーリンク５（第２のリンク）とにより機械的に連携されている。アッパーリンク６の上端側は、ピストン９に固定的に設けられたピストンピン８（第１のピン）に、軸心Ｏｃ周りに相対回転可能に外嵌している。また、アッパーリンク６の下端側とロアーリンク５の、ほぼ二等分された一方の本体５ａとは、両者を挿通する連結ピン７（第２のピン）によって、軸心Ｏｄ周りに相対回転可能に連結されている。

ロアーリンク５は、クランクピン４を狭持するように、２つの本体５ａ、５ｂを取付けて構成されており、この狭持部分でクランクピン４と軸心Ｏｅ周りに相対回転可能に装着されている。ほぼ２等分された他方のロアーリンク本体５ｂと制御リンク１１（第３のリンク）の上端側とは、両者を挿通する連結ピン１２（第３のピン）によって軸心Ｏｆ周りに相対回転可能に連結されている。

この制御リンク１１の下端側は、シリンダブロック１に回動可能に支持される、偏心カム部１４を有する制御軸１３に、その軸心Ｏｂ（シリンダブロックに設けられた支点）周りに揺動可能に外嵌，支持されている。すなわち、制御軸１３の外周には偏心カム部１４が回転可能に設けられており、偏心カム部１４の軸心Ｏａは、制御軸１３の軸心Ｏｂに対して所定量偏心している。この偏心カム部１４は、ウォームギア１５を介して圧縮比（膨張比）制御アクチュエータ１６によって、機関の運転状態に応じて回動制御されるとともに、任意の回動位置で保持されるようになっている。

このような構成により、クランクシャフト２の回転に伴って、クランクピン４，ロアーリンク５，アッパーリンク６及びピストンピン８を介してピストン５２がシリンダ１０内を昇降するとともに、ロアーリンク５に連結する制御リンク１１が、下端側の揺動軸心Ｏｂを支点として揺動する。

また、上記の圧縮比（膨張比）制御アクチュエータ１６により偏心カム部１４を回動制御することにより、制御リンク１１の揺動軸心となる制御軸１３の軸心Ｏｂが偏心カム部１４の軸心Ｏａ周りに回転し、つまり制御リンク１１の揺動中心位置Ｏｂが機関本体（及びクランクシャフト回転中心Ｏ）に対して移動する。これにより、ピストン５２の行程が変化して、エンジンの各気筒の圧縮比（膨張比）が可変制御される。参考として、図１６に、ピストン上死点位置における３つのリンク６、５、１１の姿勢を模式的に示すと、図１６左側は高圧縮比（高膨張比）位置での、図１６右側は低圧縮比（低膨張比）位置での各リンク姿勢である。

この圧縮比可変機構（膨張比可変機構）の最大の特長は制御軸１３の角位置制御により、ピストン５２の上死点位置（燃焼室容積）を変えられる点に有り、いわゆる圧縮比可変機構（膨張比可変機構）としての機能を発揮する。また、図１７に示すように、ピストンストローク特性が単振動に近づけられるため、バランサシャフトが不要（４気筒）となるような振動低減効果があるが、一方で従来のピストンストローク特性に比べると、上死点付近のピストン速度が遅くなるような設定が可能となる。従来はピストンの上死点滞在時間が下死点に比べ約半分だったが、単振動化により下死点と同等の滞在時間に延長できる効果が得られる。

これで、圧縮比可変機構（膨張比可変機構）を備えるレシプロ式エンジンの概要説明を終了する。

図１３に戻り、エンジンの負荷と回転速度の信号が入力されるエンジンコントロールユニット３９では、その入力されるエンジンの負荷と回転速度から目標圧縮比（ピストン上死点位置に関連付けられた機構上の圧縮比でもある。あるいは、排気損失低減と出力確保を目的として変更される膨張比と言い替えることもできる。以下同様。）のマップを参照することにより、そのときの負荷と回転速度に応じた目標圧縮比を算出し、その算出した目標圧縮比が得られるように、圧縮比アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御する。なお、エンジンはガソリンエンジンであるため、エンジンコントロールユニット３９では、点火プラグ５７（図１０参照）を介して所定のタイミングで燃焼室内の混合気に対して火花点火を実行する。

図１８は目標圧縮比のマップ内容を示すものである。図１８に示したように、低負荷運転になるほど燃費の向上を狙い目標圧縮比として最大で２２を設定している。ノックの発生しやすい全負荷運転領域になると、目標圧縮比として最低の１０を設定する。

このように、第３実施形態では、圧縮比可変機構（膨張比可変機構）を備え、低負荷運転時には高負荷運転時より大きな値の目標圧縮比（膨張比制御目標値）が得られるように圧縮比可変機構（膨張比可変機構）に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御するのであるが、それ以外の制御に関しては第１、第２の実施形態のノンスロットルエンジン５１と変わりない。すなわち、第３実施形態のノンスロットルエンジン５１も、上記図１に示した可変動弁機構（リフト可変機構２１及び位相可変機構４１からなる）を有し、上記図４に示したように負荷状態に応じて吸気弁リフトを制御し、所定の運転条件で内部還流を行うノンスロットルエンジンである。燃料噴射弁は吸気ポート５４と燃焼室５３のいずれに臨んで設けられていてもかまわない。この燃料噴射弁と点火プラグ５７とを用いて第３実施形態のノンスロットルエンジン５１でもストイキ運転を行う。

この場合に、第３実施形態でも、内部還流が行われている定常運転状態から高負荷運転状態への急加速運転を行うと、バルブオーバーラップなしの状態へと切換えられ、最大の吸入空気量が流れ込むようにされる。しかしながら、内部還流ありの状態からの加速運転初期の中でも、加速運転最初期には吸気弁３１の直ぐ上流部に残留する高濃度な既燃ガスの偏在の影響を受け、加速運転最初期以降の加速運転初期においては吸気通路内に残留する既燃ガスの絶対量増大の影響を受けることから、加速運転前の定常運転状態では最適なバルブオーバーラップであっても、急加速運転を行うことで新気をフルに吸入するためにバルブオーバーラップをなくし吸気弁閉時期が下死点にきても、新気割合が回復するには時間がかかってしまうことは、第１、第２の実施形態と同じである。

ただし、第３実施形態では、内部還流が行われている定常運転状態（中負荷運転時）から高負荷運転状態への急加速運転を行うとき、同時に圧縮比（膨張比）が加速運転後の圧縮比（膨張比）へと低下する点が第１、第２の実施形態と異なっている。ここで、圧縮比と膨張比は関連しており、圧縮比が低下すると膨張比も低下し、圧縮比が高くなると膨張比も高くなる。この膨張比の違いが残留ガス（および吹き返し残留ガス）に与える影響を次に検討する。内部還流を積極的には行っていない圧縮比可変機構（膨張比可変機構）付きエンジンにおいて、高膨張比の運転条件のときと、低膨張比の運転条件のときとを比べると、高膨張比の運転条件のときのほうが、低膨張比の運転条件のときより排気温度が低い分だけ排気の密度が高く、その密度差の分だけ実質の残留ガス量が増える。つまり、加速の開始等によって、圧縮比（膨張比）が低下する過渡条件の初期は、前回サイクルの温度が低い残留ガスが次回サイクルで存在することになるため、密度の違いにより定常時の同じ圧縮比（膨張比）の下での残留ガス量よりも相対的に多い残留ガス量が存在することになる。さらに圧縮比可変機構（膨張比可変機構）付きエンジンにおいて内部還流を行っている場合に、同じ内部還流を行っている状態では高膨張比の運転条件のときのほうが低膨張比の運転条件のときより実質の吹き返し残留ガス量が増える。いま、第１、第２の実施形態のノンスロットルエンジンの圧縮比が例えば１０であるとすると、第３実施形態では図１８に示したように低負荷側の定常運転状態では、これより大きな圧縮比（１２〜２２）で運転されるのであるから、結論として、内部還流を行っている状態かつ高膨張比の状態（低負荷運転状態）では、吹き返し残留ガス量は第１、第２の実施形態の場合よりも実質的に多くなっている。

従って、内部還流を積極的に行っていないが吸気通路に残留ガスが存在する状態かつ高膨張比の状態から低膨張比の状態（高負荷運転状態）への加速運転時には多くなっている実質の残留ガスが新気と置き換わるまでの間、Ｏ2が不足してトルクが応答よく発生せずトルク不足を生じる。また、内部還流を行っている状態かつ高膨張比側の状態（中負荷運転状態）からバルブオーバーラップをなくす低膨張比の状態（高負荷運転状態）への加速運転時には、多くなっている実質の吹き返し残留ガスが新気と置き換わるまでの間、Ｏ2が不足してトルクが応答よく発生せずトルク不足を生じる。

そこで第３実施形態では、内部還流を行っている状態からの加速運転の初期であって目標圧縮比が低下する加速運転の初期に（具体的には加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程初期に）二次Ｏ2噴射弁８１を作動させて吸気ポート５４への二次Ｏ2の噴射を行う。すると、第３実施形態でも加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で燃焼室５３に流入する吹き返し残留ガス中に二次Ｏ2が拡散し、これによって加速運転直後の最初のサイクル（加速運転初期）における燃焼室流入吸気中のＯ2濃度を速やかに回復させることが可能となり、内部還流を行っている状態からの加速運転の初期であって目標圧縮比が低下する加速運転時における加速運転の初期でのトルク応答に応答遅れが生じないようにすることができる。なお、内部還流を行っていなくても、燃焼室上流の吸気ポート（吸気通路）に残留ガスが存在することがあるので、燃焼室上流の吸気ポート（吸気通路）に残留ガスが存在するのであれば、内部還流を積極的に行っていない圧縮比可変機構（膨張比可変機構）付きエンジンに対しても本発明の適用がある。

さて、水は砂漠地域は別として基本的にどこにでも存在し、安価で入手できるので、給水した水を溜めておく水タンクを搭載することが可能であるものの、燃料タンクとは別に水タンクを搭載するのではスペース上の制約が大きい。一方、本制御に使用される水の量は過渡時の初期にのみ消費されるので、少量で足りる。そこで第３実施形態では、図１３に示したように、触媒１０１下流の排気の一部を水回収装置１３０に「回流」させ、凝縮によって必要な水を回収する。ここで、「回流」という言葉は「排気還流」と区別するために用いている。

水回収装置１３０を具体的に図１９を参照して説明する。図１９は、水回収装置１３０に対してさらにエンジンの冷却水との熱交換制御を加え、排気の冷却熱を冷却水に与える（つまり排気熱の冷却水への回収を可能とする）ものである。

先ず水回収装置１３０について説明すると、これは水冷式の熱交換器１３２、空冷凝縮装置１３３（凝縮器）、フィルタ１３６、水貯蔵タンク１３７、ポンプ１３８からなっている。排気通路に設けられる触媒１０１を出たとき３００℃程度になっている排気の一部を、触媒１０１下流から分岐する通路１３１を介して水冷熱交換器１３２に導く。この水冷熱交換器１３２により１００℃近くまで低下させた排気をさらに空冷凝縮装置１３３に導いて４０℃〜２５℃程度にまで低下させ排気中の水分を凝縮させる。水分が取り去られて低温となった排気は通路１３４を介して大気に放出する。空冷凝縮装置１３３で凝縮した水はフィルタ１３６で不純物を除去し、不純物を取り去った後の凝縮水を水貯蔵タンク１３７に蓄える。タンク１３７に蓄えた水は、ポンプ１３８により後述する電気分解装置１５１（図１３参照）に供給する。

上記の水冷熱交換器１３２にはエンジンの冷却水を導く。すなわち、エンジンの冷却装置１４０は、シリンダ１０と燃焼室５３とを取り囲むウォータジャケット１４１、冷却水をウォータジャケット１４１内に圧送循環させるウォータポンプ１４２、ウォータジャケット１４１で温度上昇した冷却水の熱を外気に伝えて冷却するラジエータ１４３、ラジエータ１４３の通風を助けるファン１４４、始動直後に冷却水を速やかに適正温度に保つためのサーモスタット（図示しない）などから構成されるが、ここでは、ウォータポンプ１４２からウォータジャケット１４１に向かう通路１４６より分岐して水冷熱交換器１３２に向かわせた後にウォータポンプ１４２の出口に合流するバイパス路１４７が設けられ、ウォータポンプ１４２出口への合流部にエンジンコントロールユニット３９（図１３参照）からの信号により制御される冷却水制御弁１４８を備えている。

エンジンコントロールユニット３９では、エンジンの冷機時に全停止、つまり冷却水がウォータジャケット１４１、水冷熱交換器１３２のいずれにも流れることがないようにウォータポンプ１４２の作動を停止する。エンジンの暖機完了後になると、ウォータポンプ１４２を作動させ冷却水を循環させる。この場合に、水回収装置１３０を働かせる必要がないときには冷却水のラジエータ１４３への循環のみが行われるように、冷却水制御弁１４８によりバイパス通路１４７を遮断する。このときの冷却装置の働きは従来エンジンの冷却装置と同じである。これに対して、水回収装置１３０を働かせるときには水冷熱交換器１３２への冷却水の一部循環が行なわれるように冷却水制御弁１４８によりバイパス通路１４７を開く。これにより、排気熱の冷却水への回収が可能となるので、厳冬時のヒーター熱源の不足等に対応することができる。

分岐通路１３１の上流側には排気制御弁１３９を備える。この排気制御弁１３９は水回収装置１３０への排気回流量（水回収装置１３０に導く排気量）をエンジンコントロールユニット３９からの信号を受けて可変に調整するものである。

図１３に戻り、エンジンコントロールユニット３９では、この排気制御弁１３９を流れる排気量、つまり水回収装置１３０への排気回流量を目標圧縮比に応じて可変制御する。

また、ポンプ１３８（図１９参照）により水貯蔵タンク１３７（図１９参照）に蓄えている水は電気分解装置１５１に供給される。電気分解装置１５１そのものは公知である。図示しないが、電気分解装置１５１は水を入れる容器と、水の溶液（電解液）に浸した２つの電極とからなり、電源装置からの所定の電圧を両電極間に印加すると、陰極にＨ2（水素）が、陽極にＯ2（酸素）が気体で発生するものである。このうち陽極に発生した気体のＯ2を溜めるＯ2室はＯ2が溜まるほどこのＯ2室のＯ2圧力が上昇するため、圧送ポンプがなくてもＯ2は二次Ｏ2タンク１５２へと導かれ、この二次Ｏ2タンク１５２にＯ2（二次Ｏ2）が加圧された状態で蓄積されることとなる。

電気分解装置１５１の作動、非作動については次のようにする。すなわち、電源装置及び電気分解装置の両極を含む直列回路の途中に、エンジンコントロールユニット３９からの制御信号を受けてＯＮ、ＯＦＦされる常開スイッチを接続しておき、この常開スイッチをＯＮとすることにより電気分解装置１５１を作動状態とする。圧力センサ９４（図２０参照）により検出される二次Ｏ2タンク１５２内の二次Ｏ2圧力をエンジンコントロールユニット３９に入力しておき、エンジンコントロールユニット３９では、この圧力センサ９４により検出される二次Ｏ2圧力が所定の下限値ＬＯＷ以下になったときに、上記の常開スイッチをＯＮとして電気分解装置１５１を作動状態とし、二次Ｏ2圧力が再び下限値ＬＯＷを超えるようにする。また、圧力センサ９４により検出される二次Ｏ2圧力が所定の上限値ＨＩＧＨ以上になったときに、上記の常開スイッチをＯＦＦとして電気分解装置１５１を非作動状態とし、二次Ｏ2圧力が再び上限値ＨＩＧＨ未満に収まるようにする。このようにして二次Ｏ2タンク１５２に上限値ＨＩＧＨから下限値ＬＯＷの間の圧力の二次Ｏ2を蓄える。

二次Ｏ2タンク１５２に蓄えられた二次Ｏ2は配管１５３を介して二次Ｏ2噴射弁８１へと供給する。二次Ｏ2噴射弁８１はこの供給された二次Ｏ2圧力による力がスプリング力に抗して弁体を開弁方向に付勢することで開かれる構成であり、二次Ｏ2圧力が低過ぎると、スプリング力に負けて弁体を開弁方向に付勢できず開くことができない。つまり、二次Ｏ2圧力が所定値Ｐ１以上ないと二次Ｏ2噴射弁８１は開弁できない。上記の下限値ＬＯＷはこの所定値値Ｐ１に余裕代を加算した値であり、二次Ｏ2噴射弁８１の作動を保証するものである。

図２０は、第３実施形態におけるエンジンコントロールユニット３９の制御対象をまとめて示したものである。図２０に示したように、エンジンコントロールユニット３９の制御対象は、主には圧縮比制御アクチュエータ１６、二次Ｏ2噴射弁８１、排気制御弁１３９、冷却水制御弁１４８、電気分解装置１５１の４つである。冷却水制御弁１４８及び電気分解装置１５１の制御については上述したので、次にはエンジンコントロールユニット３９で実行される二次Ｏ2噴射弁８１を介しての二次Ｏ2の噴射制御と、圧縮比制御アクチュエータ１６を介しての圧縮比制御指令値の制御と、排気制御弁１３９を介しての水回収制御とを以下の図２１、図２４、図２５、図２６のフローチャートを参照して詳述する。

図２１は二次Ｏ2噴射弁８１に与える二次Ｏ2噴射量指令値を算出するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。

ステップ１ではバルブオーバーラップを行う所定の運転条件にあるか否かにより、内部還流ありの状態か否かをみる。バルブオーバーラップを行う所定の運転条件にあるか否かはエンジン仕様により予め定まっている。図４で前述したように、ここでは中負荷運転域でバルブオーバーラップを行うようにしているので、運転条件が低負荷運転域や高負荷運転域にあればバルブオーバーラップを行う所定の運転条件にない、つまり内部還流なしの状態にあると判断しそのまま今回の処理を終了する。運転条件が中負荷運転域にあるときにはバルブオーバーラップを行う所定の運転条件である、つまり内部還流ありの状態にあると判断しステップ２以降に進む。

ステップ２ではそのときの負荷と回転速度から図２２を内容とするマップを参照して吹き返し残留ガス量基本値Ｑｂ０を算出する。吹き返し残留ガス量基本値は、主にバルブオーバーラップ量で決まり、運転条件（負荷と回転速度）や環境条件（気圧、気温）にも依存している。例えば、運転条件及び環境条件が一定のもとではバルブオーバーラップ量が相対的に大きいときにバルブオーバーラップ量が相対的に小さいときより吹き返し残留ガス量基本値Ｇｂ０が多くなる。また、バルブオーバーラップ量及びエンジン負荷が同じでもエンジンの回転速度が相対的に小さいときには回転速度が相対的に大きいときより吹き返し残留ガス量基本値Ｇｂ０が多くなる。ここで、運転条件（負荷と回転速度）によってバルブオーバーラップ量をどのように与えるかはエンジンの仕様により予め決まっている。従って、基準の環境条件で考えれば、各運転条件毎に吹き返し残留ガス量基本値Ｇｂ０を計測することができるので、負荷と回転速度をパラメータとする吹き返し残留ガス量基本値Ｇｂ０のマップを予め作成しておくことが可能である。図２２はこの吹き返し残留ガス量基本値Ｇｂ０のマップ内容を表している。図２２には吹き返し残留ガス量基本値Ｇｂ０の値がどのような傾向を有するのかは具体的に記載していないが、吹き返し残留ガス量基本値Ｇｂ０の値がどのような傾向を示すかはノンスロットルエンジンの仕様により異なってくることとなる。上記の回転速度はクランク角センサ９２（図２０参照）からの信号に基づいて演算されている。

ステップ３ではそのときの目標圧縮比から図３０を内容とするテーブルを参照して膨張比係数を算出し、ステップ４で上記の吹き返し残留ガス量基本値Ｑｂ０にこの膨張比係数を乗算した値を吹き返し残留ガス量Ｑｂとする、つまり次式により吹き返し残留ガス量Ｑｂを算出する。

Ｑｂ＝Ｑｂ０×膨張比係数 …（１）
第３実施形態では、圧縮比を運転条件に応じて可変に制御しているので、運転条件により膨張比が相違し、この膨張比の違いによって排気温度が変化し、排気温度が変化すると、吹き返し残留ガス量が変化する。つまり、吹き返し残留ガス量は膨張比の影響を受けて変化することを考慮するため膨張比係数を導入したものである。具体的には、上記の吹き返し残留ガス量基本値Ｑｂ０を膨張比が最低の１０のときの運転条件で適合したとき、膨張比が１０より大きいときの運転条件になると、膨張比が１０のときの運転条件より効率がよくなる分だけ排気温度従って吹き返し残留ガス温度が低下し実質的に吹き返し残留ガス量が増加する。そこで、膨張比が大きくなるほど実質の吹き返し残留ガス量が多くなるようにするため、図３０に示したように、膨張比係数を、膨張比（目標圧縮比）が最低の１０のとき最小値の１とし、目標圧縮比が大きくなるほど１より大きくし、目標圧縮比が最高の２２のとき最大値を採るように設定している。第１、第２の実施形態では、膨張比は一定であるため膨張比係数は不要である。

ステップ５では過渡の程度（加速の程度や減速の程度）、具体的には所定時間当たり（例えば演算周期当たり）アクセル開度変化量ΔＡＣＣを算出する。アクセル開度はアクセルセンサ９３により検出すればよい。また、前回のアクセル開度と今回のアクセル開度の差を求めれば、つまり次式により演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣを算出することができる。

ΔＡＣＣ＝ＡＣＣ−ＡＣＣ（前回） …（２）
ただし、ＡＣＣ（前回）：前回のＡＣＣ、
ステップ６ではこの演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣとゼロを比較する。演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが正の値であるときにはさらにステップ７で演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣと所定値１を比較する。所定値１は定常運転とみなせる範囲を定める値である。演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値１未満であれば内部還流ありの状態かつ定常運転であると判断しそのまま今回の処理を終了する。

演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値１以上であるときには内部還流ありの状態からの加速運転時であると判断しステップ７よりステップ８に進み、吹き返し残留ガス量Ｑｂに１／５と定数１とを乗算した値を基準二次Ｏ2噴射量として、つまり次式により基準二次Ｏ2噴射量を算出する。

基準二次Ｏ2噴射量＝Ｇｂ×（１／５）×定数１ …（３）
この場合に、内部還流ありの状態からの加速運転時における加速の程度が大きいとき（大きなトルクが要求されるとき）と、加速の程度が小さいとき（大きなトルクは要求されないとき）とで同じ量の二次Ｏ2噴射量とすることは妥当でない。そこで、演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが最大のときに基準二次Ｏ2噴射量を供給するものとし、最大の加速程度より加速の程度が小さくなるほど二次Ｏ2噴射量を減量補正する。このため、ステップ９では、演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣから図２３を内容とするテーブルを参照して加速の程度に応じた補正係数１を算出し、このステップ１０で基準二次Ｏ2噴射量にこの補正係数１を乗算した値を二次Ｏ2噴射量指令値として算出する。図２３のように補正係数１は、演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが最大値のとき（最大の加速程度のとき）１であり、最大値のときよりΔＡＣＣが小さくなるほど小さくなる値である。

上記（３）式の定数１として１を設定しているとき、内部還流ありの状態からの加速程度最大時に加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で、上記（３）式の基準二次Ｏ2噴射量をＯ2噴射弁８１から吸気ポート５４に供給すれば、加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で燃焼室５３に流入する吹き返し残留ガス中の平均の二次Ｏ2濃度が新気と同じＯ2濃度となって、内部還流なしの状態からの加速程度最大時とほぼ同じ加速応答性を得ることができ、吹き返し残留ガスの影響は解消されることとなる。

前述のように、内部還流ありの状態からの加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で吸気弁３１が開いたときに吹き返し残留ガスの全てが燃焼室５３に吸入されると仮定したが、実際には、内部還流ありの状態からの加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で吸気弁３１が開いたときに吹き返し残留ガスの全てが燃焼室５３に吸入されることなく吸気弁３１が閉じた後に一部が吸気通路５４に残留することが考えられる。このときにも二次Ｏ2噴射量を吹き返し残留ガス量に対し１／５の濃度（割合）として設定すれば、二次Ｏ2噴射量が多少多くなり得る。しかしながら、吹き返し残留ガス量に対する二次Ｏ2噴射量の割合は、理論的には約１／５である。実際には図７最下段に実線で示したように、内部還流ありの状態からの加速運転直後から、速やかに立ち上がりオーバーシュートすることなく定常運転状態へと落ち着くトルク特性が得られるように上記（２）式の定数１を適合すればよい。

また、上記（２）式の定数１として１を超える値を設定すれば、内部還流ありの状態からの加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で燃焼室に流入する吹き返し残留ガス中の二次Ｏ2濃度を新気の二次Ｏ2ガス濃度よりも高くすることができ、これに合わせて燃料噴射量も増量補正することで、前述したように内部還流ありの状態からの加速運転時における加速応答性をさらによくすることができる（図１２参照）。

一方、ステップ６で演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣがゼロまたは負のときにはステップ１１、１２に進む。このときには演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣの絶対値と所定値３、所定値４（＞所定値３）を比較する。ここで、所定値３はバルブオーバーラップが大きな定常条件から軽い減速運転（エンジン出力が全く不要というわけではないような状態）に入った場合であるか否かを判定するための値である。所定値４はバルブオーバーラップが大きな定常条件から急減速運転に入った場合であるか否かを判定するための値である。演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣの絶対値が所定値３未満であるときや演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣの絶対値が所定値４以上であるときにはそのまま今回の処理を終了する。

演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣの絶対値が所定値３以上かつ所定値４未満であるときにはバルブオーバーラップが大きな定常条件から軽い減速運転に入った場合であると判断し、ステップ１３〜１５に進み、内部還流ありの状態からの加速運転時のステップ８〜１０と同様の操作を行う。すなわち、ステップ１３では吹き返し残留ガス量Ｑｂに１／５と定数２とを乗算した値を基準二次Ｏ2噴射量として、つまり次式により基準二次Ｏ2噴射量を算出する。

基準二次Ｏ2噴射量＝Ｇｂ×（１／５）×定数２ …（４）
ステップ１４では、演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣの絶対値から図２３を内容とするテーブルと同様のテーブルを参照して減速の程度に応じた補正係数２を算出し、このステップ１５で基準二次Ｏ2噴射量にこの補正係数２を乗算した値を二次Ｏ2噴射量指令値として算出する。補正係数２と上記（４）式の定数２とはバルブオーバーラップを行っている定常運転状態より軽い減速運転に入ったような場合に減速運転判定タイミング直後の最初のサイクルで（減速運転初期に）Ｏ2不足が生じてトルクが不足することがないように適合する。

図２４は二次Ｏ2噴射弁８１を駆動するためのもので、二次Ｏ2噴射弁８１の噴射開始タイミングになる毎に実行する。ここで、二次Ｏ2噴射弁８１の噴射開始タイミングは図１０（Ｂ）で前述したように吸入行程の初期に設定されている。

ステップ２１、２２、２３、３０、３１は図２１のステップ１、６、７、１１、１２と同じである。すなわち、バルブオーバーラップを行う所定の運転条件にあり、演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが正の値でありかつ演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値１以上であるときには内部還流ありの状態からの加速運転時であると判断しステップ２１、２２、２３よりステップ２４に進み、圧力センサ９４（図２０参照）により検出される二次Ｏ2圧力と二次Ｏ2タンク１５２内圧力の下限値ＬＯＷを比較する。二次Ｏ2タンク内圧力が下限値ＬＯＷ以下であるときには二次Ｏ2噴射弁８１の作動を保証できないので、ステップ２９に進んで二次Ｏ2噴射弁８１を非駆動とする。

二次Ｏ2圧力が二次Ｏ2タンク内圧力の下限値ＬＯＷを超えているときにはステップ２４よりステップ２５に進み今度は二次Ｏ2圧力と所定値を比較する。所定値は、二次Ｏ2タンク１５２内圧力の下限値ＬＯＷと、二次Ｏ2タンク１５２内圧力の上限値ＨＩＧＨの間の適当な値（例えば中間値）である。二次Ｏ2圧力と所定値以下であるときには現在の二次Ｏ2タンク１５２の残量では内部還流ありの状態からの過渡運転時に二次Ｏ2噴射を実行するにつれてやがては二次Ｏ2が不足する事態に至ると判断し、このときにはステップ２６に進んで二次Ｏ2噴射量指令値を減量補正する。これは例えば、図２１のステップ１０で得られている二次Ｏ2噴射量指令値から所定値を減量してやればよい。この二次Ｏ2噴射量の減量補正により、内部還流ありの状態からの加速運転直後に迎える最初の吸入行程で燃焼室に流入する吹き返し残留ガス中の二次Ｏ2濃度が新気のＯ2濃度より小さくなるものの、Ｏ2を噴射している分だけは内部還流ありの状態からの加速運転時における加速性が改善しつつ、二次Ｏ2噴射を行い得る時間を延ばすことができる。

一方、二次Ｏ2圧力が所定値を超えているときには二次Ｏ2噴射を実行できるだけの十分な二次Ｏ2が二次Ｏ2タンク１５２にあると判断し、ステップ２５よりステップ２７に進み、所定時間当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣと所定値２（＞所定値１）を比較する。ここで、所定値２は急加速であるのか緩加速であるかを区別するための判定値である。所定時間当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値２未満であれば緩加速時であると判断しステップ２６に進んで二次Ｏ2噴射量指令値を減量補正する。これは例えば、図２１のステップ１０で得られている二次Ｏ2噴射量指令値から所定値を減量してやればよい。緩加速である場合には急加速である場合より応答性は要求されないのであり、この二次Ｏ2噴射量の減量補正により、内部還流ありの状態からの加速運転時における緩加速であるときに不要な二次Ｏ2の供給を減らして二次Ｏ2を節約できる。

ステップ２８では、このようにして減量補正した二次Ｏ2噴射量指令値を用いて二次Ｏ2噴射弁８１を所定の期間開弁駆動し、この減量補正した二次Ｏ2噴射量指令値の二次Ｏ2を燃焼室５３に供給する。

ステップ２７で所定時間当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値２以上であれば急加速時であると判断しこのときにはそのままステップ２８に進み、図２１のステップ１０で得られている二次Ｏ2噴射量指令値を用いて二次Ｏ2噴射弁８１を所定の期間開弁駆動し、この二次Ｏ2噴射量指令値の二次Ｏ2を燃焼室５３に供給する。

ステップ２１でバルブオーバーラップを行う所定の運転条件にないとき、ステップ２２、２３で演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが正の値であるものの演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値１未満であるときにはそのまま今回の処理を終了する。

ステップ２１、２２、３０、３１でバルブオーバーラップを行う所定の運転条件にあり、演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが正の値でなくかつ演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣの絶対値が所定値３以上かつ所定値４未満であるときにはバルブオーバーラップが大きな定常運転条件から軽い減速運転に入った場合であると判断しステップ２４以降に進み、前述した内部還流ありの状態からの加速運転時と同様の操作を行う。

ステップ２１、２２、３０、３１でバルブオーバーラップを行う所定の運転条件にあり、演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが正の値でないものの演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣの絶対値が所定値３未満であるときやバルブオーバーラップを行う運転条件にあり、演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが正の値でないものの演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣの絶対値が所定値４以上であるときにはステップ２９に進み、二次Ｏ2噴射弁８１を非作動状態とする。

このように、内部還流ありの状態からの加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程でだけ（加速運転初期に）あるいはバルブオーバーラップが大きな定常運転条件から軽い減速運転に入った場合にその減速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程でだけ（減速運転初期に）二次Ｏ2噴射弁８１を駆動して二次Ｏ2を噴射する。

図２５は圧縮比制御指令値を算出するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。

これは、内部還流ありの状態からの加速運転時であって圧縮比制御指令値が低下する加速運転時にこの加速の大きさが所定の範囲である緩加速であるとき、加速運転後の圧縮比制御指令値への低下速度を、加速の大きさが所定値以上の急加速であるときより小さくするものである。

ステップ４１ではエンジンの負荷と回転速度から図１８を内容とするマップを検索することにより目標圧縮比を算出し、この目標圧縮比を改めて圧縮比制御目標基本値ＣＲ０とする。

ステップ４２では加速フラグ（エンジン始動時にゼロに初期設定）をみる。ここでは、加速フラグ＝０であるとして説明すると、このときにはステップ４３に進んでバルブオーバーラップを行う所定の運転条件にあるか否かをみる。バルブオーバーラップを行う所定の運転条件にない、つまり内部還流なしの状態にあるときにはステップ４４〜４８を飛ばしてステップ４９に進み、圧縮比制御目標基本値ＣＲ０を圧縮比制御指令値ＣＲに移す。

バルブオーバーラップを行う所定の運転条件にあるときには内部還流ありの状態であると判断しステップ４４に進む。ステップ４３では内部還流ありの状態にあるか否かを判定させているが、外部還流ありの状態にあるか否かを判定させてもかまわない。

ステップ４４では所定時間当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣと所定値１を比較する。所定時間当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値１未満であれば内部還流ありの状態かつ定常運転時であると判断し、ステップ４８に進んで圧縮比制御目標基本値ＣＲ０を加速前値に移す。

所定時間当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値１以上であるときには内部還流ありの状態からの加速運転時であると判断しステップ４４よりステップ４５に進み加速フラグ＝１とする。ステップ４６では所定時間当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣと所定値２（＞所定値１）を比較する。ここで、所定値２は内部還流ありの状態からの急加速であるのか内部還流ありの状態からの緩加速であるかを区別するための判定値である。所定時間当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値２未満であれば内部還流ありの状態からの緩加速であると判断しステップ４７に進んで緩加速フラグ（始動時にゼロに初期設定）＝１とし、これに対して所定時間当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値２以上であれば内部還流ありの状態からの急加速であると判断しこのときにはステップ４７を飛ばす（緩加速フラグ＝０のままとする）。

ステップ４９では圧縮比制御目標基本値ＣＲ０を圧縮比制御指令値ＣＲに移す。

ステップ４５で加速フラグ＝１になると、次回よりステップ４２よりステップ５０以降に進むことになる。ステップ５０では緩加速フラグをみる。緩加速フラグ＝０、つまり内部還流ありの状態からの急加速であるときにはステップ５１に進み次式により圧縮比制御指令値ＣＲを所定値ΔＣＲ１だけ小さくなる側に更新する。

ＣＲ＝ＣＲ（前回）−ΔＣＲ１ …（５）
ただし、ＣＲ（前回）：前回のＣＲ、
ここで、急加速判定後初めてステップ５１に進んできたとき、（５）式の「ＣＲ（前回）」には加速前値が入っている。従って、（５）式による圧縮比制御指令値の更新によって、圧縮比制御指令値ＣＲは加速前値より所定値ΔＣＲ１だけ小さくなる。次回以降もステップ５０、５１と流れるので、（５）式による圧縮比制御指令値ＣＲの更新を繰り返す。これによって圧縮比制御指令値ＣＲは演算周期毎（１０ｍｓ毎）に所定値ΔＣＲ１ずつ小さくなっていく。つまり、所定値ΔＣＲ１は、内部還流ありの状態からの急加速運転後の圧縮比制御指令値への低下速度を定めている。

ステップ５２では圧縮比制御指令値ＣＲと加速運転後の値である圧縮比制御目標基本値ＣＲ０とを比較する。圧縮比制御目標基本値ＣＲ０はマップ値であるため、内部還流ありの状態からの加速運転の前後でステップ的に小さくなる。従って、内部還流ありの状態からの急加速運転になってステップ５２に進んできた当初は圧縮比制御指令値ＣＲのほうが加速運転後の値である圧縮比制御目標基本値ＣＲ０より大きく、従ってステップ５３、５４を飛ばして今回の処理を終了する。

上記（４）式による圧縮比制御指令値ＣＲの更新を繰り返すと、やがて圧縮比制御指令値ＣＲが、加速運転後の値である圧縮比制御目標基本値ＣＲ０に達する。このときにはステップ５２よりステップ５３に進んで圧縮比制御目標基本値ＣＲ０を圧縮比制御指令値ＣＲに移す。ステップ５４では次回の内部還流ありの状態からの加速運転時に備えるため加速フラグ＝０とする。

一方、ステップ５０で緩加速フラグ＝１、つまり内部還流ありの状態からの緩加速であるときにはステップ５５に進み次式により圧縮比制御指令値ＣＲを所定値ΔＣＲ２だけ小さくなる側に更新する。

ＣＲ＝ＣＲ（前回）−ΔＣＲ２ …（６）
ただし、ＣＲ（前回）：前回のＣＲ、
ここで、内部還流ありの状態からの緩加速後初めてステップ５５に進んできたとき、（６）式の「ＣＲ（前回）」には加速前値が入っている。従って、（６）式による圧縮比制御指令値の更新によって、圧縮比制御指令値ＣＲは加速前値より所定値ΔＣＲ２だけ小さくなる。次回以降もステップ５０、５５と流れるので、（６）式による圧縮比制御指令値ＣＲの更新を繰り返す。これによって圧縮比制御指令値ＣＲは演算周毎に所定値ΔＣＲ２ずつ小さくなっていく。つまり、所定値ΔＣＲ２は、内部還流ありの状態からの緩加速運転後の圧縮比制御指令値への低下速度を定めている。

上記（６）式の所定値ΔＣＲ２は、上記（５）式の所定値ΔＣＲ１よりも小さく設定する。所定値ΔＣＲ２を所定値ΔＣＲ１より小さくする理由は次の通りである。圧縮比可変機構を備えるエンジンにおいては、低負荷運転状態で燃費向上のため圧縮比を高くし、高負荷運転状態ではＮＯｘを抑制するため圧縮比を低くしている。このため、急加速であるときに圧縮比制御目標値を低下させるのが遅れると燃焼温度が上昇してＮＯｘが発生し勝ちになるので、急加速であるときには圧縮比制御目標値を応答よく低下させる必要がある。これに対して緩加速であるときには、急加速であるときほど圧縮比制御目標値を急激に低下させる必要はなく、却って圧縮比制御目標値を高いままに保ったほうが燃費が向上する。そこで、内部還流ありの状態からの緩加速であるときには加速運転後の圧縮比制御目標基本値へと低下させる速度を内部還流ありの状態からの急加速であるときより小さくしたものである。

ステップ５６では圧縮比制御指令値ＣＲと加速運転後の値である圧縮比制御目標基本値ＣＲ０とを比較する。圧縮比制御目標基本値ＣＲ０はマップ値であるため、加速運転の前後でステップ的に小さくなる。従って、内部還流ありの状態からの緩加速運転になってステップ５６に進んできた当初は圧縮比制御指令値ＣＲのほうが加速運転後の値である圧縮比制御目標基本値ＣＲ０より大きいので、ステップ５７〜５９を飛ばして今回の処理を終了する。

上記（５）式による圧縮比制御指令値ＣＲの更新を繰り返すと、やがて圧縮比制御指令値ＣＲが加速運転後の値である圧縮比制御目標基本値ＣＲ０に達する。このときにはステップ５６よりステップ５７に進んで圧縮比制御目標基本値ＣＲ０を圧縮比制御指令値ＣＲに移す。ステップ５８、５９では次回の内部還流ありの状態からの加速運転時に備えるため加速フラグ＝０、緩加速フラグ＝０とする。

図２６は排気制御弁１３９を制御するためのもので、図２１、図２４、図２５のフローとは独立に一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。

ステップ６１ではエンジンの負荷と回転速度から図２７を内容とするマップを参照して排気回流量の制御目標値（水回収装置に導く排気量）を算出する。図２７に示したように、排気回流量の制御目標値は、回転速度が同じであれば負荷が低いほど大きくなり、また負荷が同じであれば回転速度が低いほど大きくなる値である。

図２７に示した排気回流量の制御目標値の特性は図２８、図２９の特性に基づくものである。すなわち、図２８に示したように吸気量が一定の運転条件で圧縮比が大きくなるほど排気回流量の制御目標値を大きく設定する。膨張比が大きい（圧縮比が大きくなると膨張比も大きくなる）運転条件のとき膨張比が小さい運転条件のときより排気回流量の制御目標値を大きく設定する理由は、膨張比が大きい運転条件のときのほうが膨張比が小さい運転条件のときより排気温度が低くて排気中の水分が凝縮し易くなり、その分多くの水回収を行うことができるためである。これを逆に言えば膨張比が小さくなるほど排気温度が高くなり、排気中の水分が凝縮しにくくなる（水回収量が減る）ので、排気回流量の制御目標値を小さくする。

ここで、上記の「膨張比」とは、排気弁開時期での燃焼室容積を上死点位置での燃焼室容積で除算した値のことである。また、「圧縮比」とは下死点位置での燃焼室容積を上死点位置での燃焼室容積で除算した値のことである。

また、図２９に示したように膨張比が一定の運転条件で吸気量が小さいほど排気回流量の制御目標値を大きく設定する。吸気量が小さい運転条件のとき吸気量が大きい運転条件のときより排気回流量の制御目標値を大きく設定する理由は、吸気量が小さい運転条件のときのほうが吸気量が大きい運転条件のときより排気温度が低くて排気中の水分が凝縮し易くなり、その分多くの水回収できるためである。これを逆に言えば吸気量が大きくなるほど排気温度が高くなり、排気中の水分が凝縮しにくくなる（水回収量が減る）ので、排気回流量の制御目標値を小さくする。

ここで、膨張比に等しい圧縮比（目標圧縮比）は図１８で前述したようにエンジンの運転条件（負荷と回転速度）により定まっており、また、吸気量もエンジンの運転条件（負荷と回転速度）により定まるので、圧縮比と吸気量に代えてエンジンの運転条件（負荷と回転速度）をパラメータとすれば図２７の特性が得られることとなる。

図２６に戻りステップ６２では、水貯蔵タンク１３７（図１９参照）のタンク残量と第２所定値を比較する。例えば、水貯蔵タンク１３７（図１９参照）に第１所定高さ以下の水位にまで減少した場合にＯＮとなる第１水位センサ９５（図２０参照）と、第１所定高さより高いところに設けた第２所定高さ以下の水位にまで減少した場合にＯＮとなる第２水位センサ９６（図２０参照）とを設けておき、これらの水位センサ９５、９６からの信号に基づいて水貯蔵タンク１３７のタンク残量が第１所定値以下にあるのか否か、また水貯蔵タンク１３７のタンク残量が第２所定値以下にあるのか否かを判断させる。図示しないが、第１水位センサ９５がＯＮになったときには電気分解を実行できるだけの十分な水量が水貯蔵タンク１３７にないと判断し、電気分解装置１５１、二次Ｏ2噴射弁８１を非駆動とする。一方、第２水位センサ９６（図２０参照）がＯＮのとき、つまり水貯蔵タンク１３７のタンク残量≦第２所定値のときにはステップ６３に進んで排気回流量の制御目標値を増量補正する。これは例えば、ステップ６１で得られている排気回流量の制御目標値（マップ値）に所定値を加算してやればよい。排気回流量の制御目標値を増量補正すると、その増量補正分だけ水回収装置１３０による水回収量が増える。すなわち、第２水位センサ９６がＯＮのとき（水貯蔵タンク１３７のタンク残量≦第２所定値のとき）には二次Ｏ2噴射の実行を継続するとやがては水貯蔵タンク１３７内の水量が不足することになると判断できるのであるから、ステップ６３での操作は水貯蔵タンク１３７内の水不足の事態が将来的に生じてこないようにするための操作である。

ステップ６４ではこの増量補正後の排気回流量の制御目標値と排気回流量の限界値を比較する。排気回流量の限界値は水回収装置１３０による水回収率の点から定まる適合値である。水回収装置１３０による水回収能力は無限ではなく、排気回流量が限界値以上であるときには空冷凝縮装置１３３において排気中の水分が凝縮温度に降下する前に排気が通路１３４へと排出されることとなり、水回収装置１３０に多くの排気を導いた割には水回収量が激減し水回収の効率が悪くなってしまう。そこで、排気回流量の制御目標値が限界値以上であるときには水回収装置１３０における水回収の効率が悪いと判断し、ステップ６６に進んで排気制御弁１３９を非駆動とする。これに対して排気回流量の制御目標値が限界値未満であるときには水回収の効率が悪いことはないのでステップ６４よりステップ６５に進んで増量補正後の排気回流量の制御目標値が得られるように排気回流制御弁１３９を駆動する。

一方、ステップ６２で第２水位センサ９６がＯＦＦのとき、つまり水貯蔵タンク１３７のタンク残量＞第２所定値のときには二次Ｏ2噴射を実行するのに十分な水量が水貯蔵タンク１３７内に残存すると判断し、そのままステップ６４に進みステップ６１で得ている排気回流量の制御目標値（マップ値）と排気回流量の限界値を比較する。排気回流量の制御目標値が限界値以上であるときには空冷凝縮装置１３３において排気中の水分が凝縮温度に降下する前に排気が通路１３４へと排出されることとなり、水回収装置１３０に多くの排気を導いた割には水回収量が激減し水回収の効率が悪いと判断し、ステップ６６に進んで排気制御弁１３９を非駆動とする。排気回流量の制御目標値が限界値未満であるときには水回収の効率が悪いことはないのでステップ６４よりステップ６５に進んで排気回流量の制御目標値が得られるように排気制御弁１３９を駆動する。

このように、触媒１０１を出た後の排気中の水回収であるので、有害な腐食成分を触媒１０１により除去でき、また前述のように圧縮比可変機構を用いて高膨張比で運転する条件では排気温度が低下するため、排気からの水の回収（冷却による凝縮）を効率よく行なうことができる。したがって、圧縮比可変機構により高膨張後の低温となった排気は、少しの冷却で露点以下に下がるため、水の回収効率が高く、凝縮器（１０９）をコンパクトにできるという効果が生じる。

ここで、本発明の第１、第２、第３の実施形態の作用効果を説明する。

ノンスロットルエンジン５１において排気の内部還流が行われると、排気（既燃ガス）が吸気ポート５４（吸気通路）へと逆流して溜まり、その後に吸気弁３１が開いたときに吸気ポート５４に残留しているこの既燃ガスが燃焼室５３へと流入するが（図６（Ａ）、図６（Ｂ）参照）、こうした内部還流ありの定常運転状態から、バルブオーバーラップをなくす高負荷運転状態への加速運転時（過渡運転時）には、吸気ポート５４に残留している既燃ガスが新気と入れ替わるまでの間、図７最下段に破線で示したように、燃焼室５３内の新気が不足してトルク応答に応答遅れが生じる。これに対して、内部還流ありの状態からの加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で、つまり内部還流ありの状態からの加速運転の初期（過渡運転の初期）に、第１、第２の実施形態（請求項１、２０に記載の発明）によれば、吸気ポート５４にまたは燃焼室５３内に二次Ｏ2（二次酸素）の噴射（供給）を行うので（図１０、図１１参照）、加速運転の初期に燃焼室に流入する既燃ガス中に二次Ｏ2が拡散し、これによって加速運転の初期における燃焼室流入吸気中のＯ2濃度を速やかに回復させることが可能となり、図１２最下段に実線で示したように、排気の吸気ポート５４への還流を行っている状態からの加速運転の初期のトルク応答に応答遅れが生じないようにすることができる。

第１、第３の実施形態（請求項２に記載の発明）によれば、排気の吸気ポート５４（吸気通路）への還流を行っている状態からの加速運転の初期（負荷増大時の初期）に二次Ｏ2噴射弁８１（二次酸素供給装置）を作動させて二次Ｏ2（二次酸素）の供給を行うので（第３実施形態については図２４のステップ２１、２２、２３、２８参照）、加速運転の初期（負荷増大時の初期）でのトルク応答に応答遅れが生じないようにすることができる（第１実施形態については図１２最下段の実線参照）。

ノンスロットルエンジン５１において排気の内部還流が行われるときにはスロットルエンジンの場合に比べて次のようなデメリットがある。すなわち、吸気弁３１の直上流の吸気ポート５４に吹き返し残留ガスが高濃度に偏在し、かつ吸気通路内全体に渡ってまんべんなく存在する既燃ガスの絶対量は吸気管圧力がスロットルエンジンより小さい分だけ多くなる。このため、ノンスロットルエンジン５１において内部還流ありの状態からの加速運転時（負荷増大時）にバルブオーバーラップをなくし排気の内部還流を即座に停止させても、吸気通路の吹き返し残留ガスが新気に入れ替わるまでの時間がスロットルエンジンの場合より長くなり、内部還流ありの状態からの加速運転時（負荷増大時）のレスポンスはスロットルエンジンの場合より却って悪化するのであるが、第１、第３の実施形態（請求項３に記載の発明）によれば、ノンスロットルエンジン５１において内部還流ありの状態（排気の吸気ポート５４への還流を行っている状態）からの加速運転の初期（負荷増大時の初期）に二次Ｏ2噴射弁８１を作動させて二次Ｏ2の吸気ポート５４への噴射（供給）を行うので（第３実施形態については図２４のステップ２１、２２、２３、２８参照）、噴射された二次Ｏ2と、内部還流ありの状態からの加速運転の初期に吸気ポート５４より燃焼室５３へとに流入する吹き返し残留ガスとが混合し、その吹き返し残留ガス中に二次Ｏ2が均等に拡散される。これにより、ノンスロットルエンジン５１において内部還流ありの状態からの加速運転の初期（負荷増大時の初期）における吹き返し残留ガスの影響を解消して、内部還流ありの状態からの加速運転の初期（負荷増大時の初期）でのトルク応答に応答遅れが生じないようにすることができる（第１実施形態については図１２最下段の実線参照）。

ノンスロットルエンジン５１において内部還流ありの状態では吸気弁３１の直上流の吸気ポート５４に吹き返し残留ガスが高濃度に偏在するため、減速運転時（負荷減少時）、例えば演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣの絶対値（減速の程度）が所定値３以上かつ所定値４未満（所定の範囲）である軽い減速運転に入ったような場合には、バルブオーバーラップ量を少し減らし吸気弁３１を早く閉じ燃焼室５３内に吸入する新気量を減らすことになるため、内部還流ありの定常運転状態からの減速運転時における減速運転の初期（負荷減少時の初期）に、燃焼室５３に流入する吹き返し残留ガスの割合が急増し（エンジン出力が少しは要る状況で燃焼室５３内に吸入されるガスに含まれる吹き返し残留ガスの割合が高くなり）、これによりＯ2不足が生じてトルクが不足することになるのであるが、第３実施形態（請求項４、５に記載の発明）によれば、内部還流ありの状態（排気の吸気ポート５４への還流を行っている状態）からの減速運転の初期（負荷減少時の初期）に二次Ｏ2弁８１を作動させて二次Ｏ2の吸気ポート５４への噴射（供給）を行うので（図２４のステップ２１、２２、３０、３１、２８参照）、噴射された二次Ｏ2と、内部還流ありの定常運転状態からの減速運転時における減速運転の初期（負荷減少時の初期）に吸気ポート５４より燃焼室５３へとに流入する吹き返し残留ガスとが混合し、その吹き返し残留ガス中に二次Ｏ2が均等に拡散される。これにより、内部還流ありの定常運転状態から軽い減速運転に入ったような場合においても、その軽い減速運転の初期でのＯ2不足に伴うトルク不足を解消できる。

第３実施形態（請求項６に記載の発明）によれば、過渡運転の初期の二次Ｏ2噴射量（二次酸素の供給量）を、吹き返し残留ガス中の二次Ｏ2の濃度が新気中のＯ2濃度（＝１／５）と同じになるように設定する、具体的には吹き返し残留ガス量Ｇｂを運転条件に応じて算出する吹き返し残留ガス量算出手段（図２１のステップ２参照）を備え、過渡運転の初期の二次Ｏ2噴射量を吹き返し残留ガス量Ｇｂに対し約１／５の濃度（割合）とするので（図２１のステップ１、６、７、８、ステップ１、６、１１、１２、１３参照）、内部還流ありの状態（排気の吸気通路への還流を行っている状態）からの加速運転の初期（負荷増大時の初期）に燃焼室５３に流入する吹き返し残留ガス中の二次Ｏ2濃度があるいは内部還流ありの状態からの減速運転の初期（負荷減少時の初期）に燃焼室５３に流入する吹き返し残留ガスがそれぞれ新気と同じＯ2濃度となり、過渡運転の初期の吹き返し残留ガスの影響が解消されることとなる。新気の場合、Ｏ2以外はＮ2であるが、Ｎ2の代わりに吹き返し残留ガス（Ｎ2、ＣＯ2、水蒸気Ｈ2Ｏ等）があるだけなので、二次Ｏ2の噴射によって吹き返し残留ガス中の二次Ｏ2濃度が新気中のＯ2濃度と同じになれば、新気と同じように燃焼に寄与することができる。

二次Ｏ2を蓄えるガスボンベをノンスロットルエンジン５１に備えさせ、このガスボンベの二次Ｏ2を二次Ｏ2噴射弁８１に供給する方法が考えられる。この方法によればガスボンベに対する定期的な二次Ｏ2の補充をドライバや車両管理者に要求することになるのであるが、第３実施形態（請求項７、１５に記載の発明）によれば、電気分解装置１５１を備え、二次Ｏ2噴射弁８１が供給する二次Ｏ2としてこの電気分解装置１５１により水から生成したＯ2を用いるので、ガスボンベに定期的に二次Ｏ2の補充をする必要がなく、ドライバや車両管理者に対する負担を軽減することができる。

水タンクをノンスロットルエンジン５１に備えさせ、この水タンクの水を電気分解装置１５１に供給する方法が考えられる。この方法によれば水タンクに対する定期的な水の補充をドライバや車両管理者に要求することになるのであるが、第３実施形態（請求項８、１６に記載の発明）によれば、排気通路５８に触媒１０１を備え、この触媒１０１下流の排気の一部を空冷凝縮装置１３３（凝縮器）に導き、この空冷凝縮装置１３３による排気の冷却により電気分解に用いる水を回収するので、水タンクに定期的に水の補充をする必要がなく、ドライバや車両管理者に対する負担を軽減することができる。

膨張比（圧縮比制御目標基本値ＣＲ０）が大きい運転条件のときのほうが膨張比が小さい運転条件のときより排気温度が低くて排気中の水分が凝縮し易くなり、その分多くの水回収を行うことができることから、第３実施形態（請求項９、１７に記載の発明）によれば、駆動量に応じてエンジンの圧縮比（膨張比）を可変に制御し得る圧縮比可変機構（膨張比可変機構）と、低負荷運転時には高負荷運転時より大きな値の圧縮比制御目標基本値ＣＲ０（膨張比制御目標値）が得られるようにこの圧縮比可変機構に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御するエンジンコントロールユニット３９（膨張比可変制御手段）とを有し、圧縮比制御目標基本値ＣＲ０が相対的に大きい運転条件のときに空冷凝縮装置１３３（凝縮器）に導入する排気量を圧縮比制御目標値が相対的に小さい運転条件のときより増やすので（図２８参照）、効率よく水回収を行うことができる。

内部還流を行っている状態かつ高膨張比の運転条件のときと、内部還流を行っている状態かつ低膨張比の運転条件のときとを比べると、内部還流を行っている状態かつ高膨張比の運転条件のときのほうが、内部還流を行っている状態かつ低膨張比の運転条件のときより排気温度が低い分だけ排気の密度が高く、そのぶんだけ実質の吹き返し残留ガス量が増える。つまり、同じ内部還流を行っている状態では高膨張比の運転条件のときのほうが低膨張比の運転条件のときより実質の吹き返し残留ガス量が増える。従って、内部還流を行っている状態かつ高膨張比側の状態（中負荷運転状態）からバルブオーバーラップをなくす低膨張比の状態（高負荷運転状態）への加速運転時には、多くなっている実質の吹き返し残留ガスが新気と置き換わるまでの間、Ｏ2が不足してトルクが応答よく発生せずトルク不足を生じるのであるが、第３実施形態（請求項１１、２１に記載の発明）によれば、排気の吸気ポート５４（吸気通路）への還流を行うノンスロットルエンジン５１において、駆動量に応じてエンジンの圧縮比（膨張比）を可変に制御し得る圧縮比可変機構（膨張比可変機構）と、吸気ポート５４に二次Ｏ2を噴射（供給）する二次Ｏ2噴射弁８１と、低負荷運転時には高負荷運転時より大きな値の圧縮比制御目標基本値ＣＲ０（膨張比制御目標値）が得られるように圧縮比可変機構（膨張比可変機構）に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御するエンジンコントロールユニット３９（膨張比可変制御手段）と、内部還流ありの状態（排気の吸気ポート５４への還流を行っている状態）からの加速運転の初期であって圧縮比制御目標基本値ＣＲ０が低下する加速運転の初期に二次Ｏ2噴射弁８１を作動させて二次Ｏ2の供給を行うので（図１８、図２４のステップ２３、２８参照）、加速運転時判定タイミング直後の最初の吸入行程で燃焼室に流入する既燃ガス中に二次Ｏ2が拡散し、これによって加速運転の初期における燃焼室流入吸気中のＯ2濃度を速やかに回復させることが可能となり、内部還流ありの状態からの加速運転の初期であって圧縮比制御目標基本値ＣＲ０が低下する加速運転の初期でのトルク応答に応答遅れが生じないようにすることができる。

第３実施形態（請求項１３に記載の発明）によれば、二次Ｏ2噴射弁８１の二次Ｏ2供給源である二次酸素を蓄える二次Ｏ2タンク１５２（二次酸素タンク）を備え、排気の吸気ポート５４への還流を行っている状態からの加速運転の初期であって圧縮比制御目標基本値ＣＲ０（膨張比制御目標値）が低下する加速運転の初期にこの二次Ｏ2タンク１５２内の圧力が所定値以下のとき、二次Ｏ2噴射弁８１を作動させての二次Ｏ2噴射量（二次酸素の供給量）を減らすので（図２４のステップ２５、２６参照）、二次Ｏ2を節約でき、二次Ｏ2噴射を行い得る時間を延ばすことができる。

低負荷運転時に高膨張比とするのは効率が良く燃費が良くなるからである。一方、高負荷運転時にも高膨張比のままだとＮＯｘが多く発生してくるので、高負荷運転時には低膨張比へと変化させている。ということは、排気の吸気ポート５４への還流を行っている状態からの加速運転時であって圧縮比制御目標基本値ＣＲ０（膨張比制御目標値）が低下する加速運転時に演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣ（加速の大きさ）が所定値２以上の急加速であるときと演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値１以上所定値２未満（所定の範囲）である緩加速であるときとを考えると、緩加速であるときには、急加速であるときよりもＮＯｘが発生しにくいので、急加速であるときより加速運転後の圧縮比制御目標基本値ＣＲ０への低下速度を小さくしてもＮＯｘが発生することがなく、かつ加速運転後の圧縮比制御目標基本値ＣＲ０への低下速度を小さくして圧縮比（膨張比）を高い側に維持することで却って燃費が良くなる。また、緩加速であるときには急加速であるときほど応答のよいトルクの発生が要求されないので、二次Ｏ2噴射量（二次酸素の供給量）を急加速であるときに比べて減らしても問題がなく、二次Ｏ2噴射量を減らすことで二次Ｏ2を節約できる。第３実施形態（請求項１４に記載の発明）はこうした点に着目したもので、第３実施形態（請求項１４に記載の発明）によれば、内部還流ありの状態（排気の吸気ポート５４への還流を行っている状態）からの加速運転の初期であって圧縮比制御目標基本値ＣＲ０が低下する加速運転の初期に演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣ（加速の大きさ）が所定値１以上所定値２未満（所定の範囲）である緩加速であるとき、二次Ｏ2噴射弁８１を作動させての二次Ｏ2噴射量を減らすと共に（図２４のステップ２１、２７、２６参照）、加速運転後の圧縮比制御目標基本値ＣＲ０への低下速度を、演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣ（加速の大きさ）が所定値２以上である急加速であるときよりも小さくするので（図２５のステップ４３、４６、４７、ステップ４２、５０、５５、５６、５７参照）、内部還流ありの状態からの加速運転の初期であって圧縮比制御目標基本値ＣＲ０が低下する加速運転の初期に演算周期当たりアクセル開度変化量ΔＡＣＣが所定値１以上所定値２未満である緩加速であるときに、二次Ｏ2を節約しつつ燃費を向上させることができる。

第３実施形態では、排気の吸気通路への還流を行うノンスロットルエンジン５１であることを前提として説明したが、排気の吸気通路への還流を行うスロットルエンジンであることを前提として、駆動量に応じてエンジンの圧縮比（膨張比）を可変に制御し得る圧縮比可変機構（膨張比可変機構）と、吸気ポートまたは燃焼室内に二次Ｏ2を供給する二次Ｏ2噴射弁（二次酸素供給装置）とを有し、低負荷運転時には高負荷運転時より大きな値の圧縮比制御目標基本値ＣＲ０（膨張比制御目標値）が得られるように圧縮比可変機構（膨張比可変機構）に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御すると共に、排気の吸気通路への還流を行っている状態からの加速運転の初期であって圧縮比制御目標基本値ＣＲ０（膨張比制御目標値）が低下する加速運転の初期に二次Ｏ2噴射弁を作動させて二次Ｏ2の供給を行うようにしてもかまわない（請求項１１参照）。

第１実施形態の可変動弁機構の概略斜視図。 可変動弁機構の作動原理を説明するための概略断面図。 吸気弁のバルブリフト特性図。 負荷に対応した吸気弁のバルブリフトの特性図。 ノンスロットルエンジンによる加速レスポンスを示すタイミングチャート。 ノンスロットルエンジンで内部還流を行ったときの既燃ガスの流れを説明するためのエンジンの概略縦断面図。 ノンスロットルエンジンで内部還流ありの状態からの加速運転時におけるシリンダ内の新気量、トルクの変化を示すタイミングチャート。 ノンスロットルエンジンで内部還流ありの状態からの加速運転時における吸気通路内の既燃ガスの割合の変化を示すタイミングチャート。 ノンスロットルエンジンで内部還流ありの状態から軽い減速に入ったような場合における吸気通路内の既燃ガスの割合の変化を示すタイミングチャート。 本発明の第１実施形態のノンスロットルエンジンの概略縦断面図。 本発明の第２実施形態のノンスロットルエンジンの概略縦断面図。 本発明の第１、第２の実施形態の、内部還流ありの状態からの加速運転時の作用を説明するためのタイミングチャート。 第３実施形態の全体システムの概略構成図。 図１３のうち吸気通路部分を拡大した概略構成図。 複リンク型レシプロ式エンジンの概略構成図。 高圧縮比位置、低圧縮比位置での各リンクの姿勢図。 複リンク機構のピストンストロークの特性図。 目標圧縮比の特性図。 水回収装置の概略構成図。 エンジンコントロールユニットの制御対象を説明するための制御ブロック図。 二次Ｏ2噴射量指令値の算出を説明するためのフローチャート。 吹き返し残留ガス量基本値の特性図。 補正係数１の特性図。 二次Ｏ2噴射弁の駆動制御を説明するためのフローチャート。 圧縮比制御指令値の算出を説明するためのフローチャート。 排気制御弁の制御を説明するためのフローチャート。 運転条件に対する排気回流量の制御目標値の特性図。 膨張比（圧縮比）に対する排気回流量の制御目標値の特性図。 吸気量に対する排気回流量の制御目標値の特性図。 膨張比係数の特性図。

符号の説明

３１ 吸気弁
３９ エンジンコントロールユニット
５１ ノンスロットルエンジン
８１、８２ 二次Ｏ2噴射弁（二次酸素供給装置）
１３０ 水回収装置
１３３ 空冷凝縮装置（凝縮器）
１５１ 電気分解装置
１５２ 二次Ｏ2タンク

Claims (21)

1. 所定の運転条件で排気の吸気通路への還流を行うノンスロットルエンジンにおいて、
   吸気ポートにまたは燃焼室内に二次酸素を供給する二次酸素供給装置と、
   前記排気の吸気通路への還流を行っている状態からの過渡運転の初期に前記二次酸素供給装置を作動させて二次酸素の供給を行う二次酸素供給装置作動手段と
   を設けることを特徴とするノンスロットルエンジン。
2. 前記過渡運転は負荷増大時であることを特徴とする請求項１に記載のノンスロットルエンジン。
3. 前記排気の吸気通路への還流は排気の内部還流であることを特徴とする請求項２に記載のノンスロットルエンジン。
4. 前記排気の吸気通路への還流は排気の内部還流であると共に、前記過渡運転は負荷減少時であることを特徴とする請求項１に記載のノンスロットルエンジン。
5. 前記負荷減少は、減速の程度が所定の範囲である軽い減速運転に入ったような場合であることを特徴とする請求項４に記載のノンスロットルエンジン。
6. 前記過渡運転の初期の二次酸素の供給量を、吹き返し残留ガス中の二次酸素の濃度が新気中の酸素濃度と同じになるように設定することを特徴とする請求項３から５までのいずれか一つに記載のノンスロットルエンジン。
7. 電気分解装置を備え、
   前記二次酸素供給装置が供給する二次酸素としてこの電気分解装置により水を電気分解して得られる酸素を用いることを特徴とする請求項１から６までのいずれか一つに記載のノンスロットルエンジン。
8. 排気通路に触媒を備え、
   この触媒下流の排気の一部を凝縮器に導き、この凝縮器による排気の冷却により前記電気分解に用いる水を回収することを特徴とする請求項７に記載のノンスロットルエンジン。
9. 駆動量に応じてエンジンの膨張比を可変に制御し得る膨張比可変機構と、
   膨張比制御目標値が得られるようにこの膨張比可変機構に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御する膨張比可変制御手段と
   を有し、
   前記膨張比制御目標値が相対的に大きい運転条件のときに前記凝縮器に導入する排気量を前記膨張比制御目標値が相対的に小さい運転条件のときより増やすことを特徴とする請求項８に記載のノンスロットルエンジン。
10. 駆動量に応じてエンジンの膨張比を可変に制御し得る膨張比可変機構と、
    低負荷運転時には高負荷運転時より大きな値の膨張比制御目標値が得られるようにこの膨張比可変機構に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御する膨張比可変制御手段と
    を有し、
    前記膨張比制御目標値が低下する加速運転の初期にも前記二次酸素供給装置を作動させて二次酸素の供給を行うことを特徴とする請求項１から８までのいずれか一つに記載のノンスロットルエンジン。
11. 駆動量に応じてエンジンの膨張比を可変に制御し得る膨張比可変機構と、
    吸気ポートにまたは燃焼室内に二次酸素を供給する二次酸素供給装置と、
    低負荷運転時には高負荷運転時より大きな値の膨張比制御目標値が得られるように前記膨張比可変機構に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御する膨張比可変制御手段と、
    前記膨張比制御目標値が低下する加速運転の初期に前記二次酸素供給装置を作動させて二次酸素の供給を行う二次酸素供給装置作動手段と
    を設けることを特徴とする膨張比可変機構付きエンジン。
12. 前記膨張比制御目標値が低下する加速運転の初期に前記二次酸素供給装置を作動させての二次酸素の供給量を、所定の条件に応じて減らすことを特徴とする請求項１１に記載の膨張比可変機構付きエンジン。
13. 前記二次酸素供給装置の二次酸素供給源である二次酸素を蓄える二次酸素タンクを備え、
    この二次酸素タンク内の圧力が所定値以下のとき、前記二次酸素供給装置を作動させての二次酸素の供給量を減らすことを特徴とする請求項１２に記載の膨張比可変機構付きエンジン。
14. 加速の大きさが所定の範囲である緩加速であるとき、前記二次酸素供給装置を作動させての二次酸素の供給量を減らすと共に、加速運転における膨張比制御目標値への低下速度を小さくすることを特徴とする請求項１２に記載の膨張比可変機構付きエンジン。
15. 電気分解装置を備え、
    前記二次酸素供給装置が供給する二次酸素としてこの電気分解装置により水を電気分解して得られる酸素を用いることを特徴とする請求項１１から１４までのいずれか一つに記載の膨張比可変機構付きエンジン。
16. 触媒下流の排気の一部を凝縮器に導き、この凝縮器による排気の冷却により前記電気分解に用いる水を回収することを特徴とする請求項１５に記載の膨張比可変機構付きエンジン。
17. 前記膨張比制御目標値が相対的に大きい運転条件のときに前記凝縮器に導入する排気量を前記膨張比制御目標値が相対的に小さい運転条件のときより増やすことを特徴とする請求項１６に記載の膨張比可変機構付きエンジン。
18. 排気の吸気通路への還流を行う排気還流装置を備えていることを特徴とする請求項１１から１７までのいずれか一つに記載の膨張比可変機構付きエンジン。
19. 加速運転前の低負荷条件で排気還流を行い、加速運転後の高負荷条件で排気還流を行わないことを特徴とする請求項１８に記載の膨張比可変機構付きエンジン。
20. 所定の運転条件で排気の吸気通路への還流を行うノンスロットルエンジンにおいて、
    吸気ポートにまたは燃焼室内に二次酸素を供給する二次酸素供給装置
    を有し、
    前記排気の吸気通路への還流を行っている状態からの過渡運転の初期に前記二次酸素供給装置を作動させて二次酸素の供給を行う二次酸素供給装置作動処理手順
    を含むことを特徴とするノンスロットルエンジンの二次酸素供給方法。
21. 駆動量に応じてエンジンの膨張比を可変に制御し得る膨張比可変機構と、
    吸気ポートにまたは燃焼室内に二次酸素を供給する二次酸素供給装置と
    を有し、
    低負荷運転時には高負荷運転時より大きな値の膨張比制御目標値が得られるように前記膨張比可変機構に与える駆動量をエンジンの運転条件に応じて制御する膨張比可変制御処理手順と、
    前記膨張比制御目標値が低下する側に変化する加速運転の初期に前記二次酸素供給装置を作動させて二次酸素の供給を行う二次酸素供給装置作動処理手順と
    を含むことを特徴とする膨張比可変機構付きエンジンの二次酸素供給方法。