JP2012172665A - 火花点火式ガソリンエンジンの制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】圧縮着火燃焼を実行する圧縮着火モードと、火花点火燃焼を実行する火花点火モードとの間でモードの切り替えを行う火花点火式ガソリンエンジン１において、火花点火モードにおける燃焼安定性を高めることによって、吸気充填量の低減が必要となる負荷領域を可及的に縮小する。
【解決手段】制御器（ＰＣＭ１０）は、低負荷域では圧縮着火モードとし、高負荷域では、燃料圧力を高めると共に、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内で燃料噴射を行う火花点火モードとする。火花点火モードでは、外部ＥＧＲ制御を実行する。制御器はさらに、火花点火モードにおける所定負荷以下の領域では、ＥＧＲ率を所定負荷よりも高い領域でのＥＧＲ率よりも高く設定すると共に、吸気充填量を圧縮着火モード時よりも低下させる充填量制御を実行する。
【選択図】図１４

Description

ここに開示する技術は、火花点火式ガソリンエンジンの制御装置に関する。

例えば特許文献１に記載されているように、排気エミッションの向上と熱効率の向上とを両立させる技術として、リーンな混合気を圧縮着火させるＨＣＣＩエンジンが知られている。ところが、エンジン負荷が高くなるにつれて、圧縮着火燃焼は、圧力上昇の激しい過早着火の燃焼となってしまう。そのため、燃焼騒音の増大やノッキング等の異常燃焼の発生を招くと共に、高い燃焼温度に起因するＲａｗ ＮＯｘの増大を招く。そこで、こうしたＨＣＣＩエンジンにおいては、圧縮着火燃焼は、低負荷側の運転領域のみに限定し、高負荷側の運転領域では、点火プラグの駆動による火花点火燃焼を行うことが一般的である。

特開２００９−９１９９４号公報

ところで、圧縮着火燃焼においては理論空燃比よりもリーンで運転される一方、火花点火燃焼においては理論空燃比で運転される。このため、火花点火燃焼時には、エンジン負荷相当の燃料量に対する新気量が決定されるため、例えばスロットル弁の絞り制御によって吸気充填量を減らす必要がある。しかしながら、こうした絞り制御はポンプ損失を増大させるため、できるだけ少なくしたい。これについて、外部ＥＧＲガスを気筒内に導入することは、吸気充填量を減らさずとも新気量を減らすことを可能にする。従って、火花点火燃焼時に外部ＥＧＲ制御を併用することは、ポンプ損失の低下に有利になる。また、外部ＥＧＲガスの導入は、冷却損失の低減にも有利であると共に、過早着火やノッキングといった異常燃焼の回避や、Ｒａｗ ＮＯｘの生成を抑制するという利点もある。

ところが、燃焼安定性の観点から、気筒内に導入可能な外部ＥＧＲガスの量は、比較的少量に制限されてしまう。このため、エンジン負荷が高く、燃料量及び新気量が比較的多いときには、外部ＥＧＲガスの導入によって吸気充填量を減らす必要がなくなるものの、例えば圧縮着火燃焼を実行する負荷領域と火花点火燃焼を実行する負荷領域との境界付近のような、エンジン負荷が中負荷程度で燃料量が比較的少ないときには、外部ＥＧＲガスを最大限に導入したとしても、絞り制御によって新気量を減らさなければならなくなり、ポンプ損失はあまり改善しないという問題がある。

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、圧縮着火燃焼を実行する圧縮着火モードと、火花点火燃焼を実行する火花点火モードとの間でモードの切り替えを行う火花点火式ガソリンエンジンにおいて、火花点火モードにおける燃焼安定性を高めることによって、吸気充填量の低減が必要となる負荷領域を可及的に縮小することにある。

本願発明者らは、圧縮上死点付近のタイミングで、比較的高い燃料圧力でもって気筒内に燃料を噴射するという特徴的な燃料噴射形態が、燃焼期間を短縮させ、それによって、燃焼安定性が高まることを見出した。このことにより、大量のＥＧＲガスを気筒内に導入することを可能にして、ここに開示する技術を完成するに至ったものである。

具体的に、ここに開示する火花点火式ガソリンエンジンの制御装置は、幾何学的圧縮比が１４以上に設定された気筒を有しかつ、少なくともガソリンを含有する燃料が供給されるように構成されたエンジン本体と、前記気筒内に前記燃料を噴射するように構成された燃料噴射弁と、前記気筒内に臨んで配設されかつ、当該気筒内の混合気に点火をするように構成された点火プラグと、前記燃料噴射弁が噴射する燃料の圧力を変更するように構成された燃圧可変機構と、少なくとも前記燃料噴射弁、前記点火プラグ及び前記燃圧可変機構を制御することによって、前記エンジン本体を運転するように構成された制御器と、を備える。

そして、前記制御器は、
前記エンジン本体の運転状態が所定の低負荷域にあるときには、圧縮着火燃焼を実行する圧縮着火モードとし、
前記圧縮着火モードよりも負荷の高い高負荷域では、前記圧縮着火モードにおける少なくとも低負荷側の燃料圧力よりも高くなるように、前記燃圧可変機構を制御すると共に、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内で行う燃料噴射を少なくとも含むように、前記燃料噴射弁を駆動しかつ、前記リタード期間内における前記燃料の噴射後に点火するように、前記点火プラグを駆動する火花点火モードとする。

前記制御器はまた、前記火花点火モードにおける所定負荷よりも負荷の高い領域においては、既燃ガスの一部をＥＧＲ通路を通じて吸気に還流させる外部ＥＧＲ制御を実行すると共に、前記エンジン本体の負荷が低いときにはＥＧＲ率が相対的に高くなるようにし、前記制御器はさらに、前記火花点火モードにおける所定負荷以下の領域においては、前記ＥＧＲ率を前記所定負荷よりも高い領域でのＥＧＲ率よりも高く設定して外部ＥＧＲ制御を実行すると共に、吸気充填量を前記圧縮着火モード時よりも低下させる充填量制御を実行する。

ここで、エンジン本体の幾何学的圧縮比は、１４以上でかつ、例えば２０以下に設定してもよい。

また、「低負荷域」及び「高負荷域」はそれぞれ、エンジン本体の運転領域を、負荷の高低について二つの領域に区分した場合の、低負荷側の領域、及び高負荷側の領域としてもよい。

「低速域」は、エンジン本体の運転領域を、速度の高低について二つの領域に区分した場合の、低速側の領域としてもよいし、又は、エンジン本体の運転領域を、低速、中速、高速の３つの領域に区分した場合の、低速の領域としてもよい。

「圧縮行程後期」は、圧縮行程を、初期、中期、及び後期の３つの期間に区分した場合の後期としてもよく、同様に、「膨張行程初期」は、膨張行程を、初期、中期、及び後期の３つの期間に区分した場合の初期としてもよい。

先ず、エンジン本体の運転状態が、所定の低負荷域にあるときには、圧縮着火燃焼を実行する圧縮着火モードとする。圧縮着火燃焼は、排気エミッションの向上と熱効率の向上との両立に有利である。特にこのエンジン本体は、幾何学的圧縮比が１４以上に設定されることで、気筒内の圧縮端温度及び圧縮端圧力が高くなるから、圧縮着火燃焼の安定化に有利である。尚、圧縮着火モードでは、理論空燃比よりもリーンで、エンジン本体を運転すればよい。また、圧縮着火モードでは、圧縮着火燃焼を安定化させるために、内部ＥＧＲ制御の実行によって圧縮端温度を高めるようにしてもよい。

これに対し、エンジン本体の運転領域が、圧縮着火モードよりも高負荷域にあるときには、火花点火モードとする。また、火花点火モードでは、圧縮着火モードにおける少なくとも低負荷側の燃料圧力よりも、燃料圧力を高める。高い燃料圧力で気筒内に燃料を噴射することに伴い気筒内の乱れが強くなり、気筒内の乱れエネルギが高まる。また、その燃料噴射は、少なくとも圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内で行う。この高い燃料圧力と、比較的遅いタイミングの燃料噴射との組み合わせは、その燃料噴射後の点火によって開始される燃焼の燃焼期間を短縮する。

つまり、気筒内の乱れエネルギは、高い方が燃焼期間の短縮に有利である。前述の通り高い燃料圧力での燃料噴射は、気筒内の乱れエネルギを高めるとしても、仮にその噴射タイミングが吸気行程中であれば、点火タイミングまでの時間が長いことや、吸気行程後の圧縮行程において気筒内が圧縮されることに起因して乱れが減衰し、燃焼期間内における気筒内の乱れエネルギは、比較的低くなってしまう。すなわち、高い燃料圧力で気筒内に燃料を噴射するとしても、噴射タイミングが吸気行程中である以上は、燃焼期間の短縮には大きく寄与しない。

これに対し、前記の構成のように、リタード期間内のタイミング、つまり、比較的遅いタイミングでかつ、高い燃料圧力で気筒内に燃料を噴射することは、気筒内の乱れの減衰を抑制しつつ、燃焼を開始することを可能にする。このことから、燃焼期間内における気筒内の乱れエネルギが高くなる。これによって、燃焼期間は短くなり、燃焼の安定化が図られる。

また、高い燃料圧力は、単位時間当たりに噴射される燃料量を相対的に多くする。このため、同一の燃料噴射量で比較した場合に、高い燃料圧力は、気筒内に燃料を噴射する期間、つまり噴射期間を、低い燃料圧力のときよりも短縮する。

さらに、高い燃料圧力は、気筒内に噴射する燃料噴霧の微粒化に有利になると共に、燃料噴霧の飛翔距離を、より長くする。このことから、高い燃料圧力は、燃料の噴射完了後、点火プラグ周りに可燃混合気が形成されるまでの期間（混合気形成期間）を短縮する。

従って、前述した噴射期間の短縮及び混合気形成期間の短縮は、燃料の噴射タイミング（より正確には、噴射開始タイミング）を、比較的遅いタイミングにすることを可能にする。つまり、高い燃料圧力は、リタード期間内における燃料噴射を可能にする。

こうして火花点火モードにおいては、高い燃料圧力でかつ、リタード期間内に気筒内に燃料噴射を実行することによって、燃焼期間の短い急速燃焼が実現し、それによって燃焼が安定化する。

一方で、火花点火モードにおいては、外部ＥＧＲ制御を実行する。つまり、所定負荷よりも高い領域においては、エンジン本体の負荷が相対的に低いときにはＥＧＲ率を相対的に高く設定することによって、負荷が低いときには気筒内への新気の導入量を減らす負荷制御を行う。ここで、前述したように、火花点火モードにおいては、高い燃焼安定性が得られるため、従来よりも大量のＥＧＲガスを気筒内に導入することが可能である。このことは、従来よりも低負荷の領域まで、吸気充填量の低減を行わなくても外部ＥＧＲ制御のみでの負荷制御を可能にする。

そうして、エンジンの負荷がさらに低下した領域、言い換えると火花点火モードにおける所定負荷以下の領域では、外部ＥＧＲ制御と共に、吸気充填量を、圧縮着火モード時よりも低下させる充填量制御を行う。前述したように、従来よりも低負荷の領域まで外部ＥＧＲ制御のみでの負荷制御が可能であるから、充填量の低減が必要となる負荷領域（つまり、所定負荷以下の領域）は、従来よりも縮小する。また、従来よりも大量の外部ＥＧＲガスが気筒内に導入されるため、ＥＧＲガスの分だけ吸気充填量の低下量も小さくなる。その結果、ポンプ損失が抑制されて燃費が向上する。また、外部ＥＧＲ制御は、冷却損失の低減、異常燃焼の回避及びＲａｗ ＮＯｘの生成抑制にそれぞれ有効であるため、ＥＧＲ率を従来よりも高めることは、これら全ての効果を、より一層高めることになる。

前記制御器は、前記火花点火モードにおいては、前記エンジン本体を空燃比λ＝１で運転する、としてもよい。

理論空燃比での運転は、リーン運転と比較して、燃焼期間を短縮する。従って、火花点火モードにおける燃焼の安定化に有利になる。また、エンジン本体を理論空燃比で運転することは、三元触媒の利用を可能にする。このことから、λ＝１運転は、火花点火モードにおけるエミッション性能の向上に有利になる。

前記燃圧可変機構は、前記火花点火モードにおいては、前記燃料圧力を４０ＭＰａ以上に設定する、としてもよい。

４０ＭＰａ以上の燃料圧力は、燃焼期間の短縮を有効に実現する。それと共に、噴射期間及び混合気形成期間の短縮にも有効である。尚、燃料圧力の最大値は、燃料の性状に応じて設定すればよい。一例として、但しこれに限定されないが、燃料圧力の最大値を１２０ＭＰａ程度に設定してもよい。

前記制御器は、前記火花点火モードにおける所定負荷以下の領域においては、前記ＥＧＲ率を３０％以上に設定する、としてもよい。ここでＥＧＲ率（％）は、ＥＧＲ率（％）＝ＥＧＲガス質量（ｇ）／（新気の質量（ｇ）＋ＥＧＲガス質量（ｇ））で定義され、これは、（吸気通路内のＣＯ_２濃度（％）−大気中のＣＯ_２濃度（％））／（排気中のＣＯ_２濃度（％）−大気中のＣＯ_２濃度（％））によって算出可能である。

ＥＧＲ率が３０％以上となるような、大量のＥＧＲガスを気筒内に導入することによって、前述した充填量制御が必要な負荷領域が十分に縮小する。尚、ＥＧＲ率は、例えば３０％以上５０％以下程度の範囲で、適宜、設定すればよい。

前記制御器は、前記火花点火モードにおいては、複数回の燃料噴射を実行するように前記燃料噴射弁を駆動すると共に、前記複数回の燃料噴射の内の最後の燃料噴射のタイミングを前記リタード期間内に設定する、としてもよい。

分割して実行する複数回の燃料噴射の内、相対的に早いタイミングで実行される燃料噴射は、長い混合気形成期間を確保することができるため、燃料の気化霧化に有利になる。そのように十分な混合気形成期間が確保されるため、相対的に遅いタイミングで実行される燃料噴射は、より一層遅角したタイミングで実行することが可能になる。このことは、気筒内の乱れエネルギの向上に有利になり、燃焼期間がより一層短縮化される。つまり、燃焼の安定化に有利になる。

前記制御器は、前記火花点火モードにおける所定負荷以下の領域においては、吸気通路上に介設されたスロットル弁の絞り制御を行うことによって、前記ＥＧＲ率の調整を行う、としてもよい。

スロットル弁の絞り制御によって、吸気通路におけるスロットル弁よりも下流側の負圧が高まる。その結果、吸気に還流されるＥＧＲガス量が増大する。つまり、スロットル弁の絞り制御を、吸気充填量の低減に利用するのではなく、ＥＧＲ率の調整に利用することによって、ポンプ損失の低減乃至回避する上で有利になる。

以上説明したように、この火花点火式ガソリンエンジンの制御装置は、火花点火モードにおいては、高い燃料圧力でもって、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内のタイミングで燃料噴射を行って、火花点火燃焼を行う。このことにより、燃焼期間が短縮するため、燃焼が安定化し、大量のＥＧＲガスを気筒内に導入することが可能になる。その結果、火花点火モードにおいて吸気充填量の低減が必要となる負荷領域を縮小することが可能になり、燃費の向上に有利になる。

火花点火式ガソリンエンジンの構成を示す概略図である。 火花点火式ガソリンエンジンの制御に係るブロック図である。 燃焼室を拡大して示す断面図である。 エンジンの運転領域を例示する図である。 高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼の状態と、従来のＳＩ燃焼の状態とを比較する図である。 未燃混合気反応可能時間と、燃焼終了時期における未燃混合気反応進行度との関係において、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼と従来のＳＩ燃焼との相違を示す図（上段の図）、及び、燃料圧力と、未燃混合気反応可能時間に関係する各パラメータとの関係を示す図（中段及び下段の各図）である。 点火タイミングと、燃焼終了時期における未燃混合気反応進行度との関係において、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼と従来のＳＩ燃焼との相違を示す図である。 点火タイミングと、熱効率及びトルクとの関係において、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼と従来のＳＩ燃焼との相違を示す図である。 高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼とＣＩ燃焼との、（ａ）熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の相違、（ｂ）筒内圧力上昇率（ｄＰ／ｄθ）の相違を示す図である。 従来のＳＩ燃焼と、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼との、ＥＧＲ率に対する燃焼安定性の相違を示す図である。 エンジンの負荷の相違に対する、吸気弁及び排気弁の動作の相違と、点火タイミング及び噴射タイミングの相違とを示すタイミングチャートである。 低負荷域において吸気弁の制御により内部ＥＧＲ量の制御を行う場合の、（ａ）混合気充填量、（ｂ）スロットル弁開度、（ｃ）ＥＧＲ弁開度、（ｄ）排気弁の二度開きの閉弁タイミング、（ｅ）吸気弁の開弁タイミング、（ｆ）吸気弁の閉弁タイミング、（ｇ）吸気弁のリフト量、の変化の一例をそれぞれ示す図である。 低負荷域においてスロットル弁の制御により内部ＥＧＲ量の制御を行う場合の、図１２対応図である。 エンジンの負荷の変化に対する（ａ）混合気充填量、（ｂ）Ｇ／Ｆ、（ｃ）外部ＥＧＲ率、（ｄ）噴射タイミング、（ｅ）燃料圧力、（ｆ）噴射パルス幅、（ｇ）点火タイミングの変化の一例をそれぞれ示す図である。 ＰＣＭが実行するエンジン制御のフローチャートである。 図１５のフローに含まれるステップにおいて算出するパラメータの特性図である。

以下、火花点火式ガソリンエンジンの制御装置の実施形態を図面に基づいて説明する。以下の好ましい実施形態の説明は、例示である。図１，２は、エンジン（エンジン本体）１の概略構成を示す。このエンジン１は、車両に搭載されると共に、少なくともガソリンを含有する燃料が供給される火花点火式ガソリンエンジンである。エンジン１は、複数の気筒１８（一つのみ図示）が設けられたシリンダブロック１１と、このシリンダブロック１１上に配設されたシリンダヘッド１２と、シリンダブロック１１の下側に配設され、潤滑油が貯溜されたオイルパン１３とを有している。各気筒１８内には、コンロッド１４２を介してクランクシャフト１５と連結されているピストン１４が往復動可能に嵌挿されている。ピストン１４の頂面には、図３に拡大して示すように、リエントラント形のようなキャビティ１４１が形成されている。キャビティ１４１は、ピストン１４が圧縮上死点付近に位置するときには、後述する直噴インジェクタ６７に相対する。シリンダヘッド１２と、気筒１８と、キャビティ１４１を有するピストン１４とは、燃焼室１９を区画する。尚、燃焼室１９の形状は、図示する形状に限定されるものではない。例えばキャビティ１４１の形状、ピストン１４の頂面形状、及び、燃焼室１９の天井部の形状等は、適宜変更することが可能である。

このエンジン１は、理論熱効率の向上や、後述する圧縮着火燃焼の安定化等を目的として、１４以上の比較的高い幾何学的圧縮比に設定されている。尚、幾何学的圧縮比は１４以上２０以下程度の範囲で、適宜設定すればよい。

シリンダヘッド１２には、気筒１８毎に、吸気ポート１６及び排気ポート１７が形成されていると共に、これら吸気ポート１６及び排気ポート１７には、燃焼室１９側の開口を開閉する吸気弁２１及び排気弁２２がそれぞれ配設されている。

吸気弁２１及び排気弁２２をそれぞれ駆動する動弁系の内、排気側には、排気弁２２の作動モードを通常モードと特殊モードとに切り替える、例えば油圧作動式の可変機構（図２参照。以下、ＶＶＬ（Variable Valve Lift）と称する）７１が設けられている。ＶＶＬ７１は、その構成の詳細な図示は省略するが、カム山を一つ有する第１カムとカム山を二つ有する第２カムとの、カムプロファイルの異なる２種類のカム、及び、その第１及び第２カムのいずれか一方のカムの作動状態を選択的に排気弁に伝達するロストモーション機構を含んで構成されている。第１カムの作動状態を排気弁２２に伝達しているときには、排気弁２２は、排気行程中において一度だけ開弁される通常モードで作動する（図１０（ｃ）（ｄ）参照）のに対し、第２カムの作動状態を排気弁２２に伝達しているときには、排気弁２２が、排気行程中において開弁すると共に、吸気行程中においても開弁するような、いわゆる排気の二度開きを行う特殊モードで作動する（図１０（ａ）（ｂ）参照）。ＶＶＬ７１の通常モードと特殊モードとは、エンジンの運転状態に応じて切り替えられる。具体的に、特殊モードは、内部ＥＧＲに係る制御の際に利用される。尚、こうした通常モードと特殊モードとの切り替えを可能にする上で、排気弁２２を電磁アクチュエータによって駆動する電磁駆動式の動弁系を採用してもよい。また、内部ＥＧＲの実行は、排気の二度開きのみによって実現されるのではない。例えば吸気弁２１を二回開く、吸気の二度開きによって内部ＥＧＲ制御を行ってもよいし、排気行程乃至吸気行程において吸気弁２１及び排気弁２２の双方を閉じるネガティブオーバーラップ期間を設けて既燃ガスを気筒１８内に残留させる内部ＥＧＲ制御を行ってもよい。

ＶＶＬ７１を備えた排気側の動弁系に対し、吸気側には、図２に示すように、クランクシャフト１５に対する吸気カムシャフトの回転位相を変更することが可能な位相可変機構（以下、ＶＶＴ（Variable Valve Timing）と称する）７２と、吸気弁２１のリフト量を連続的に変更することが可能なリフト量可変機構（以下、ＣＶＶＬ（Continuously Variable Valve Lift）と称する）７３とが設けられている。ＶＶＴ７２は、液圧式、電磁式又は機械式の公知の構造を適宜採用すればよく、その詳細な構造についての図示は省略する。また、ＣＶＶＬ７３も、公知の種々の構造を適宜採用することが可能であり、その詳細な構造についての図示は省略する。ＶＶＴ７２及びＣＶＶＬ７３によって、吸気弁２１は、図１０（ａ）〜（ｄ）に示すように、その開弁タイミング及び閉弁タイミング、並びに、リフト量をそれぞれ変更することが可能である。

シリンダヘッド１２にはまた、気筒１８毎に、気筒１８内に燃料を直接噴射する直噴インジェクタ６７と、吸気ポート１６内に燃料を噴射するポートインジェクタ６８とがそれぞれ取り付けられている。

直噴インジェクタ６７は、図３に拡大して示すように、その噴口が燃焼室１９の天井面の中央部分から、その燃焼室１９内に臨むように配設されている。直噴インジェクタ６７は、エンジン１の運転状態に応じた噴射タイミングでかつ、エンジン１の運転状態に応じた量の燃料を、燃焼室１９内に直接噴射する。この例において、直噴インジェクタ６７は、詳細な図示は省略するが、複数の噴口を有する多噴口型のインジェクタである。これによって、直噴インジェクタ６７は、燃料噴霧が放射状に広がるように、燃料を噴射する。図３に矢印で示すように、ピストン１４が圧縮上死点付近に位置するタイミングで、燃焼室１９の中央部分から放射状に広がるように噴射された燃料噴霧は、ピストン頂面に形成されたキャビティ１４１の壁面に沿って流動することにより、後述する点火プラグ２５の周囲に到達するようになる。キャビティ１４１は、ピストン１４が圧縮上死点付近に位置するタイミングで噴射された燃料噴霧を、その内部に収めるように形成されている、と言い換えることが可能である。この多噴口型のインジェクタ６７とキャビティ１４１との組み合わせは、燃料の噴射後、点火プラグ２５の周りに燃料噴霧が到達するまでの時間を短くすると共に、燃焼期間を短くする上で有利な構成である。尚、直噴インジェクタ６７は、多噴口型のインジェクタに限定されず、外開弁タイプのインジェクタを、直噴インジェクタに採用してもよい。

ポートインジェクタ６８は、図１に示すように、吸気ポート１６乃至吸気ポート１６に連通する独立通路に臨んで配置されかつ、吸気ポート１６内に燃料を噴射する。ポートインジェクタ６８は、一つの気筒１８に対して一つ設けてもよいし、一つの気筒１８に対し二つの吸気ポート１６が設けられているのであれば、二つの吸気ポート１６のそれぞれに設けてもよい。ポートインジェクタ６８の形式は特定の形式の限定されるものではなく、種々の形式のインジェクタを、適宜採用することが可能である。

図外の燃料タンクと直噴インジェクタ６７との間は、高圧燃料供給経路によって互いに連結されている。この高圧燃料供給経路上には、高圧燃料ポンプ６３とコモンレール６４とを含みかつ、直噴インジェクタ６７に、相対的に高い燃料圧力で燃料を供給する高圧燃料供給システム６２が介設されている。高圧燃料ポンプ６３は、燃料タンクからコモンレール６４に燃料を圧送し、コモンレール６４は圧送された燃料を、高い燃料圧力で蓄える。直噴インジェクタ６７が開弁することによって、コモンレール６４に蓄えられている燃料が直噴インジェクタ６７の噴口から噴射される。ここで、高圧燃料ポンプ６３は、図示は省略するが、プランジャー式のポンプであり、例えばクランク軸とカム軸との間のタイミングベルトに連結されることにより、エンジン１によって駆動される。このエンジン駆動のポンプを含む構成の高圧燃料供給システム６２は、４０ＭＰａ以上の高い燃料圧力の燃料を、直噴インジェクタ６７に供給することを可能にする。直噴インジェクタ６７に供給される燃料の圧力は、後述するように、エンジン１の運転状態に応じて変更される。尚、高圧燃料供給システム６２は、これに限定されるものではない。

同様に、図外の燃料タンクとポートインジェクタ６８との間は、低圧燃料供給経路によって互いに連結されている。この低圧燃料供給経路上には、ポートインジェクタ６８に対し、相対的に低い燃料圧力の燃料を供給する低圧燃料供給システム６６が介設されている。低圧燃料供給システム６６は、詳細な図示は省略するが、電動又はエンジン駆動の低圧燃料ポンプとレギュレータとを備えており、所定圧力の燃料を、各ポートインジェクタ６８に供給するように構成されている。ポートインジェクタ６８は、吸気ポートに燃料を噴射するため、低圧燃料供給システム６６が供給する燃料の圧力は、高圧燃料供給システム６２が供給する燃料の圧力に比べて、低い圧力に設定されている。

シリンダヘッド１２にはまた、燃焼室１９内の混合気に点火する点火プラグ２５が取り付けられている。点火プラグ２５は、エンジン１の排気側から斜め下向きに延びるように、シリンダヘッド１２内を貫通して配置されている。図３に示すように、点火プラグ２５の先端は、燃焼室１９の中央部分に配置された直噴インジェクタ６７の先端近傍で、燃焼室１９内に臨んで配置されている。

エンジン１の一側面には、各気筒１８の吸気ポート１６に連通するように吸気通路３０が接続されている。一方、エンジン１の他側面には、各気筒１８の燃焼室１９からの既燃ガス（排気ガス）を排出する排気通路４０が接続されている。

吸気通路３０の上流端部には、吸入空気を濾過するエアクリーナ３１が配設されている。また、吸気通路３０における下流端近傍には、サージタンク３３が配設されている。このサージタンク３３よりも下流側の吸気通路３０は、各気筒１８毎に分岐する独立通路とされ、これら各独立通路の下流端が各気筒１８の吸気ポート１６にそれぞれ接続されている。

吸気通路３０におけるエアクリーナ３１とサージタンク３３との間には、空気を冷却又は加熱する、水冷式のインタークーラ／ウォーマ３４と、各気筒１８への吸入空気量を調節するスロットル弁３６とが配設されている。吸気通路３０にはまた、インタークーラ／ウォーマ３４をバイパスするインタークーラバイパス通路３５が接続されており、このインタークーラバイパス通路３５には、当該通路３５を通過する空気流量を調整するためのインタークーラバイパス弁３５１が配設されている。インタークーラバイパス弁３５１の開度調整を通じて、インタークーラバイパス通路３５の通過流量とインタークーラ／ウォーマ３４の通過流量との割合を調整することにより、気筒１８に導入する新気の温度を調整する。

排気通路４０の上流側の部分は、各気筒１８毎に分岐して排気ポート１７の外側端に接続された独立通路と該各独立通路が集合する集合部とを有する排気マニホールドによって構成されている。この排気通路４０における排気マニホールドよりも下流側には、排気ガス中の有害成分を浄化する排気浄化装置として、直キャタリスト４１とアンダーフットキャタリスト４２とがそれぞれ接続されている。直キャタリスト４１及びアンダーフットキャタリスト４２はそれぞれ、筒状ケースと、そのケース内の流路に配置した、例えば三元触媒とを備えて構成されている。

吸気通路３０におけるサージタンク３３とスロットル弁３６との間の部分と、排気通路４０における直キャタリスト４１よりも上流側の部分とは、排気ガスの一部を吸気通路３０に還流するためのＥＧＲ通路５０を介して接続されている。このＥＧＲ通路５０は、排気ガスをエンジン冷却水によって冷却するためのＥＧＲクーラ５２が配設された主通路５１と、ＥＧＲクーラ５２をバイパスするためのＥＧＲクーラバイパス通路５３と、を含んで構成されている。主通路５１には、排気ガスの吸気通路３０への還流量を調整するためのＥＧＲ弁５１１が配設され、ＥＧＲクーラバイパス通路５３には、ＥＧＲクーラバイパス通路５３を流通する排気ガスの流量を調整するためのＥＧＲクーラバイパス弁５３１が配設されている。

このように構成されたエンジン１は、パワートレイン・コントロール・モジュール（以下、ＰＣＭという）１０によって制御される。ＰＣＭ１０は、ＣＰＵ、メモリ、カウンタタイマ群、インターフェース及びこれらのユニットを接続するパスを有するマイクロプロセッサで構成されている。このＰＣＭ１０が制御器を構成する。

ＰＣＭ１０には、図１，２に示すように、各種のセンサＳＷ１〜ＳＷ１６の検出信号が入力される。この各種のセンサには、次のセンサが含まれる。すなわち、エアクリーナ３１の下流側で、新気の流量を検出するエアフローセンサＳＷ１及び新気の温度を検出する吸気温度センサＳＷ２、インタークーラ／ウォーマ３４の下流側に配置されかつ、インタークーラ／ウォーマ３４を通過した後の新気の温度を検出する、第２吸気温度センサＳＷ３、ＥＧＲ通路５０における吸気通路３０との接続部近傍に配置されかつ、外部ＥＧＲガスの温度を検出するＥＧＲガス温センサＳＷ４、吸気ポート１６に取り付けられかつ、気筒１８内に流入する直前の吸気の温度を検出する吸気ポート温度センサＳＷ５、シリンダヘッド１２に取り付けられかつ、気筒１８内の圧力を検出する筒内圧センサＳＷ６、排気通路４０におけるＥＧＲ通路５０の接続部近傍に配置されかつ、それぞれ排気温度及び排気圧力を検出する排気温センサＳＷ７及び排気圧センサＳＷ８、直キャタリスト４１の上流側に配置されかつ、排気中の酸素濃度を検出するリニアＯ_２センサＳＷ９、直キャタリスト４１とアンダーフットキャタリスト４２との間に配置されかつ、排気中の酸素濃度を検出するラムダＯ_２センサＳＷ１０、エンジン冷却水の温度を検出する水温センサＳＷ１１、クランクシャフト１５の回転角を検出するクランク角センサＳＷ１２、車両のアクセルペダル（図示省略）の操作量に対応したアクセル開度を検出するアクセル開度センサＳＷ１３、吸気側及び排気側のカム角センサＳＷ１４，ＳＷ１５、及び、高圧燃料供給システム６２のコモンレール６４に取り付けられかつ、直噴インジェクタ６７に供給する燃料圧力を検出する燃圧センサＳＷ１６である。

ＰＣＭ１０は、これらの検出信号に基づいて種々の演算を行うことによってエンジン１や車両の状態を判定し、これに応じて直噴インジェクタ６７、ポートインジェクタ６８、点火プラグ２５、吸気弁側のＶＶＴ７２及びＣＶＶＬ７３、排気弁側のＶＶＬ７１、高圧燃料供給システム６２、並びに、各種の弁（スロットル弁３６、インタークーラバイパス弁３５１、ＥＧＲ弁５１１、及びＥＧＲクーラバイパス弁５３１）のアクチュエータへ制御信号を出力する。こうしてＰＣＭ１０は、エンジン１を運転する。

図４は、エンジン１の運転領域の一例を示している。このエンジン１は、燃費の向上や排気エミッションの向上を目的として、エンジン負荷が相対的に低い低負荷域では、点火プラグ２５による点火を行わずに、圧縮自己着火によって燃焼を行う圧縮着火燃焼を行う。しかしながら、エンジン１の負荷が高くなるに従って、圧縮着火燃焼では、燃焼が急峻になりすぎてしまい、例えば燃焼騒音等の問題を引き起こすことになる。そのため、このエンジン１では、エンジン負荷が相対的に高い高負荷域では、圧縮着火燃焼を止めて、点火プラグ２５を利用した火花点火燃焼に切り替える。また、エンジン１の回転数が高くなるに従って反応時間が足りなくなり、圧縮着火し難くなる、又は、圧縮着火しなくなる。そこで、このエンジン１では、相対的に低負荷域内であっても、高速域においては、火花点火燃焼を行う。従って、このエンジン１は、エンジン１の運転状態に応じて、圧縮着火燃焼を行うＣＩ（Compression Ignition）モードと、火花点火燃焼を行うＳＩ（Spark Ignition）モードとを切り替えるように構成されており、ＣＩモードとＳＩモードとの燃焼モード切り替えの境界線は、図４に示すエンジン回転数とエンジン負荷のマップにおいて右下がりに設定される。但し、モード切り替えの境界線は、図例に限定されるものではない。

詳しくは後述するが、ＣＩモードでは基本的に、例えば吸気行程乃至圧縮行程中の、比較的早いタイミングで、直噴インジェクタ６７が気筒１８内に燃料を噴射することにより、比較的均質なリーン混合気を形成すると共に、その混合気を圧縮上死点付近において圧縮自己着火させる。これに対し、ＳＩモードでは基本的に、例えば吸気行程乃至圧縮行程中に、直噴インジェクタ６７が気筒１８内に燃料を噴射することにより、均質乃至成層化した混合気を形成すると共に、圧縮上死点付近において点火を実行することによってその混合気に着火する。ＳＩモードではまた、理論空燃比（λ＝１）でエンジン１を運転する。これは、三元触媒の利用を可能にするから、エミッション性能の向上に有利になる。

このエンジン１の幾何学的圧縮比は、前述の通り、１４以上（例えば１８）に設定されている。高い圧縮比は、圧縮端温度及び圧縮端圧力を高くするため、ＣＩモードでは、圧縮着火燃焼の安定化に有利になる。一方で、この高圧縮比エンジン１は、高負荷域においてはＳＩモードに切り替えるため、特に低速域内において、エンジン負荷が高くなればなるほど、過早着火やノッキングといった異常燃焼が生じやすくなってしまうという不都合がある（図４の白抜きの矢印参照）。

そこでこのエンジン１では、エンジンの運転状態が低速域内の高負荷域にあるときには、燃料の噴射形態を従来とは大きく異ならせたＳＩ燃焼を実行することによって、異常燃焼を回避するようにしている。具体的に、この燃料の噴射形態は、従来と比較して大幅に高圧化した燃料圧力でもって、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけての大幅に遅角した期間（以下、この期間をリタード期間と呼ぶ）内で、直噴インジェクタ６７によって、気筒１８内に燃料噴射を実行するものである。この特徴的な燃料噴射形態を、以下においては「高圧リタード噴射」と呼ぶ。

図５は、前述した高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼（実線）と、吸気行程中に燃料噴射を実行する従来のＳＩ燃焼（破線）とにおける、熱発生率（上図）及び未燃混合気反応進行度（下図）の違いを比較する図である。図５の横軸は、クランク角である。この比較の前提として、エンジン１の運転状態は共に低速域内の高負荷域であり、噴射する燃料量は、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼と従来のＳＩ燃焼との場合で互いに同じである。

先ず、従来のＳＩ燃焼では、吸気行程中に気筒１８内に所定量の燃料噴射を実行する（上図の破線）。気筒１８内では、その燃料の噴射後、ピストン１４が圧縮上死点に至るまでの間に、比較的均質な混合気が形成される。そして、この例では、圧縮上死点以降の、白丸で示す所定タイミングで点火が実行され、それによって燃焼が開始する。燃焼の開始後は、図５の上図に破線で示すように、熱発生率のピークを経て燃焼が終了する。ここで、燃料噴射の開始から燃焼の終了までの間が未燃混合気の反応可能時間（以下、単に反応可能時間という場合がある）に相当し、図５の下図に破線で示すように、この間に未燃混合気の反応は次第に進行する。同図における点線は、未燃混合気が着火に至る反応度である、着火しきい値を示しており、従来のＳＩ燃焼は反応可能時間が非常に長く、その間、未燃混合気の反応が進行し続けてしまうことから、点火の前後に未燃混合気の反応度が着火しきい値を超えてしまい、過早着火又はノッキングといった異常燃焼を引き起こす。

これに対し、高圧リタード噴射は反応可能時間の短縮を図り、そのことによって異常燃焼を回避することを目的とする。すなわち、反応可能時間は、図５にも示しているように、直噴インジェクタ６７が燃料を噴射する期間（（１）噴射期間）と、噴射終了後、点火プラグ２５の周りに可燃混合気が形成されるまでの期間（（２）混合気形成期間）と、点火によって開始された燃焼が終了するまでの期間（（３）燃焼期間）と、を足し合わせた時間、つまり、（１）＋（２）＋（３）である。高圧リタード噴射は、噴射期間、混合気形成期間及び燃焼期間をそれぞれ短縮し、それによって、反応可能時間を短くする。このことについて、順に説明する。

先ず、高い燃料圧力は、単位時間当たりに直噴インジェクタ６７から噴射される燃料量を相対的に多くする。このため、図６の中段に（１）で示す図のように、燃料噴射量を一定とした場合に、燃料圧力と燃料の噴射期間との関係は概ね、燃料圧力が低いほど噴射期間は長くなり、燃料圧力が高いほど噴射期間は短くなる。従って、燃料圧力が従来に比べて大幅に高く設定された高圧リタード噴射は、噴射期間を短縮する。

また、高い燃料圧力は、気筒１８内に噴射する燃料噴霧の微粒化に有利になると共に、燃料噴霧の飛翔距離を、より長くする。このため、図６の下段に（Ａ）で示す図のように、燃料圧力と燃料蒸発時間との関係は概ね、燃料圧力が低いほど燃料蒸発時間は長くなり、燃料圧力が高いほど燃料蒸発時間は短くなる。また、図６の下段に（Ｂ）で示す図のように、燃料圧力と点火プラグ２５の周りに燃料噴霧が到達するまでの時間は概ね、燃料圧力が低いほど到達までの時間は長くなり、燃料圧力が高いほど到達までの時間は短くなる。尚、点火プラグ２５の周りに燃料噴霧が到達するまでの時間は、直噴インジェクタ６７の先端から点火プラグ２５までの噴霧飛翔距離と、燃料圧力に比例する燃料噴射速度と、から算出可能である。混合気形成期間は、燃料蒸発時間と、点火プラグ２５の周りへの燃料噴霧到達時間とを足し合わせた時間（（Ａ）＋（Ｂ））であるから、図６の中段に（２）で示す図のように、燃料圧力が高いほど混合気形成期間は短くなる。従って、燃料圧力が従来に比べて大幅に高く設定された高圧リタード噴射は、燃料蒸発時間及び点火プラグ２５の周りへの燃料噴霧到達時間がそれぞれ短くなる結果、混合気形成期間を短縮する。これに対し、同図に白丸で示すように、従来の、低い燃料圧力での吸気行程噴射は、混合気形成期間が大幅に長くなる。尚、前述したように、多噴口型のインジェクタ６７とキャビティ１４１との組み合わせは、燃料の噴射後、点火プラグ２５の周りに燃料噴霧が到達するまでの時間を短くする結果、混合気形成期間の短縮に有効である。

このように、噴射期間及び混合気形成期間を短縮することは、燃料の噴射タイミング、より正確には、噴射開始タイミングを、比較的遅いタイミングにすることを可能にする。そこで、高圧リタード噴射では、図５の上図に示すように、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内に燃料噴射を行う。高い燃料圧力で気筒１８内に燃料を噴射することに伴い、その気筒内の乱れが強くなり、気筒１８内の乱れエネルギが高まるが、この高い乱れエネルギは、燃料噴射のタイミングが比較的遅いタイミングに設定されることと相俟って、燃焼期間の短縮に有利になる。

すなわち、図６の下段に（Ｄ）で示す図のように、燃料噴射をリタード期間内に行った場合、燃料圧力と燃焼期間内での乱流エネルギとの関係は概ね、燃料圧力が低いほど乱流エネルギが低くなり、燃料圧力が高いほど乱流エネルギは高くなる。尚、同図に破線で示す線は、燃料噴射を吸気行程中に行った場合の例である。仮に高い燃料圧力で気筒１８内に燃料を噴射するとしても、その噴射タイミングが吸気行程中にある場合は、点火タイミングまでの時間が長いことや、吸気行程後の圧縮行程において気筒１８内が圧縮されることに起因して、気筒１８内の乱れは減衰してしまう。その結果、吸気行程中に燃料噴射を行った場合、燃焼期間内での乱流エネルギは、燃料圧力の高低に拘わらず比較的低くなってしまう。

図６の下段に（Ｃ）で示す図のように、燃焼期間での乱流エネルギと燃焼期間との関係は概ね、乱流エネルギが低いほど燃焼期間が長くなり、乱流エネルギが高いほど燃焼期間が短くなる。従って、図６の（Ｃ）（Ｄ）から、燃料圧力と燃焼期間との関係は、図６の中段に（３）で示す図のように、燃料圧力が低いほど燃焼期間は長くなり、燃料圧力が高いほど燃焼期間は短くなる。すなわち、高圧リタード噴射は、燃焼期間を短縮する。これに対し、同図に白丸で示すように、従来の、低い燃料圧力での吸気行程噴射は、燃焼期間が長くなる。尚、多噴口型のインジェクタ６７は、気筒１８内の乱れエネルギの向上に有利であって、燃焼期間の短縮に有効であると共に、その多噴口型のインジェクタ６７とキャビティ１４１との組み合わせによって、燃料噴霧をキャビティ１４１内に収めることもまた、燃焼期間の短縮に有効である。

図６の（３）の図に示す燃料圧力と燃焼期間との関係から、言い換えると、その曲線形状から、燃料圧力を例えば４０ＭＰａ以上に設定することによって、燃焼期間を効果的に短縮化することが可能である。また、４０ＭＰａ以上の燃料圧力は、噴射期間及び混合気形成期間も、それぞれ有効に短縮化することが可能である。尚、燃料圧力は、少なくともガソリンを含有する、使用燃料の性状に応じて適宜設定するのが好ましい。その上限値は、一例として、１２０ＭＰａとしてもよい。

このように高圧リタード噴射は、噴射期間、混合気形成期間、及び、燃焼期間をそれぞれ短縮し、その結果、図５に示すように、燃料の噴射開始タイミングＳＯＩから燃焼終了時期θｅｎｄまでの、未燃混合気の反応可能時間を、従来の吸気行程中での燃料噴射の場合と比較して大幅に短くすることを可能にする。この反応可能時間を短縮する結果、図６の上段に示す図のように、従来の低い燃料圧力での吸気行程噴射では、白丸で示すように、燃焼終了時における未燃混合気の反応進行度が、着火しきい値を超えてしまい、異常燃焼が発生してしまうところ、高圧リタード噴射は、黒丸で示すように、燃焼終了時における未燃混合気の反応の進行を抑制し、異常燃焼を回避することが可能になる。尚、図６の上図における白丸と黒丸とで、点火タイミングは互いに同じタイミングに設定している。

高圧リタード噴射は、気筒１８内への燃料噴射の形態を工夫することによって異常燃焼を回避する。これとは異なり、異常燃焼の回避を目的として点火タイミングを遅角することが、従来から知られている。点火タイミングの遅角化は、未燃混合気の温度及び圧力の上昇を抑制することによって、その反応の進行を抑制するのである。図７は、点火タイミングと燃焼終了時期における未燃混合気の反応進行度との関係を示している。同図における破線は、従来の吸気行程噴射を行うＳＩ燃焼の場合であり、実線は、高圧リタード噴射を行うＳＩ燃焼の場合である。前述したように、点火タイミングの遅角化は未燃混合気の反応の進行を抑制するため、実線及び破線はそれぞれ右下がりになる。また、高圧リタード噴射は、前述したように、燃料噴射によって未燃混合気の反応の進行を抑制するから、同一の点火タイミングで比較した場合、従来の吸気行程噴射を行うＳＩ燃焼は、高圧リタード噴射を行うＳＩ燃焼よりも、未燃混合気の反応が進行してしまう。つまり、破線は、実線よりも上方に位置することになる。このため、従来の吸気行程噴射を行う場合（白丸）は、高圧リタード噴射を行う場合（黒丸）よりも点火タイミングを遅角しなければ、未燃混合気の反応進行度が着火しきい値を超えてしまうことになる。このことを言い換えると、高圧リタード噴射を行う場合は、従来の吸気行程噴射を行う場合よりも点火タイミングを進角させることが可能である。

また、図８は、点火タイミングと熱効率及びトルクとの関係を示す図である。熱効率及びトルクが最大になる点火タイミングは圧縮上死点付近であり、それよりも点火タイミングが遅角すればするほど熱効率及びトルクは低下する。前述したように、吸気行程噴射を行う場合は、白丸で示すように、点火タイミングを遅くしなければならないのに対し、高圧リタード噴射を行う場合は、黒丸で示すように、点火タイミングを進角させることによって圧縮上死点に近づけることが可能であるから、熱効率及びトルクが向上する。つまり、高圧リタード噴射は、異常燃焼を回避するだけでなく、その回避可能な分だけ、点火タイミングを進角することを可能にして、燃費の向上に有利になる。

ここで、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼の特徴について、図９を参照しながら簡単に説明する。図９（ａ）は、クランク角に対する熱発生率（ｄＱ／ｄθ）の変化を示す図、（ｂ）は、クランク角に対する筒内圧力上昇率（ｄＰ／ｄθ）の変化を示す図である。同図における実線は、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼を行った場合を示し、同図における破線は、圧縮着火燃焼（ＣＩ燃焼）を行った場合を示している。尚、エンジン１の運転状態は低速域内の高負荷域にある。先ず、ＣＩ燃焼は、同図（ａ）に示すように、燃焼が急峻になって燃焼期間が極めて短くなる。また、同図（ｂ）に示すように筒内圧力のピークが高くなりすぎて許容値を超えてしまい、燃焼騒音の問題が生じる。つまり、このことは、エンジン１の運転状態が低速域内の高負荷域にあるときはＣＩ燃焼を行うことができないことを示している。

これに対し、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼は、同図（ａ）に示すように、大きな熱発生率と適当な燃焼期間とが確保されて十分なトルクが得られる一方で、同図（ｂ）に示すように筒内圧力のピークは許容値よりも低くなり、燃焼騒音の発生を回避することができる。すなわち、エンジン１の運転状態が低速域内の高負荷域にあるときは、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼が極めて有効である。

また、図１０は、従来のＳＩ燃焼と、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼とのそれぞれについて、ＥＧＲ率（％）に対する燃焼安定性の関係を示している。ここでＥＧＲ率（％）は、ＥＧＲ率（％）＝ＥＧＲガス質量（ｇ）／（新気の質量（ｇ）＋ＥＧＲガス質量（ｇ））で定義される。

先ず、同図に破線で示すように従来のＳＩ燃焼では、ＥＧＲ率がおおよそ２０％を超えた辺りで、燃焼安定性が急激に悪化してしまい、同図に一点鎖線で示す許容値を超えてしまう。従って、従来のＳＩ燃焼では、ＥＧＲ率を最大でも２０％程度に制限しなければならない。これに対し、同図に実線で示すように、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼では、燃焼期間が短いことによって燃焼の安定性が高いため、例えば４０％〜５０％程度の高いＥＧＲ率まで許容値を超えることなく、燃焼安定性を確保することが可能である。つまり、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼は、従来よりも高いＥＧＲ率（３０％〜５０％）を実現する。

次に、図１１を参照しながら、エンジン１の運転状態に対応した、吸気弁２１及び排気弁２２の作動状態、並びに、燃料噴射タイミング及び点火タイミングの制御例について説明する。ここで、図１１の（ａ）（ｂ）（ｃ）（ｄ）はそれぞれ、基本的には、エンジン１の運転状態が低速域内にあり、（ａ）＜（ｂ）＜（ｃ）＜（ｄ）の順にエンジン負荷が高くなる。（ａ）（ｂ）は、ＣＩモードに対応する低負荷域であり、（ｃ）は、ＳＩモードに対応する高負荷域である。（ｄ）は、ＳＩモードに対応する全開負荷域である。尚、（ｄ）は、エンジン１の運転領域が、高負荷域内の中速域にある場合にも対応する。

先ず、図１１（ａ）は、エンジン１の運転状態が低速域内の低負荷域にあるときを示す。この運転領域はＣＩモードであるため、ＶＶＬ７１の制御によって、排気弁２２を吸気行程中に開弁する排気の二度開きを行い（同図のＥｘ２の実線を参照。尚、実線は排気弁２２のリフトカーブを、破線は吸気弁２１のリフトカーブをそれぞれ示す）、そのことによって内部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。内部ＥＧＲガスの導入は圧縮端温度を高め、圧縮着火燃焼を安定化させる。燃料噴射のタイミングは吸気行程中に設定され、直噴インジェクタ６７が気筒１８内に燃料を噴射することによって気筒１８内に均質なリーン混合気を形成する。尚、燃料噴射量は、エンジン１の負荷に応じて設定される。

図１１（ｂ）もまた、エンジン１の運転状態が低速域内の低負荷域にあるときを示す。但し、図１１（ｂ）は、同図（ａ）よりもエンジン負荷が高い。この運転領域もまた、ＣＩモードであるため、前記と同様に、ＶＶＬ７１の制御によって、排気の二度開きを行い、内部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。但し、エンジン負荷の上昇に伴い気筒１８内の温度が自然と高まることから、過早着火を回避する観点から、内部ＥＧＲ量は低下させる。図１１に例示するように、ＣＶＶＬ７３の制御によって、吸気弁２１のリフト量を調整することにより、内部ＥＧＲ量を調整してもよい。尚、図１１には図示しないが、スロットル弁３６の開度調整によって、内部ＥＧＲ量を調整してもよい。また、燃料噴射のタイミングは、吸気行程乃至圧縮行程中の適宜のタイミングに設定される。このタイミングで、直噴インジェクタ６７が気筒１８内に燃料を噴射することにより、気筒１８内に均質乃至成層化したリーン混合気を形成する。燃料噴射量がエンジン１の負荷に応じて設定される点は、図１１（ａ）と同様である。

尚、図１１（ａ）（ｂ）においては、吸気行程中における排気弁２２の開弁期間を、その吸気行程の前半に設定している例を示している。排気弁２２の開弁期間は、吸気行程の後半に設定してもよい。また、開弁期間を吸気行程の前半に設定する場合は、排気上死点を挟んだ排気行程から吸気行程の前半にかけて、排気弁２２を開弁したままに構成してもよい。

図１１（ｃ）は、エンジン１の運転状態が低速域内の高負荷域にあるときを示す。この運転領域はＳＩモードであり、この運転領域においては、排気弁２２の二度開きを中止する。また、ＳＩモードでは、空燃比λ＝１となるように充填量が調整される。充填量の調整は、スロットル弁３６を全開にする一方で、ＶＶＴ７２及びＣＶＶＬ７３の制御によって、吸気弁２１の閉弁タイミングを吸気下死点以降に設定する、吸気弁２１の遅閉じによって行ってもよい。これは、ポンプ損失の低減に有利である。充填量の調整はまた、スロットル弁３６を全開にする一方で、ＥＧＲ弁５１１の開度調整により、気筒１８内に導入する新気量と外部ＥＧＲガス量とを調整することによって行ってもよい。これは、ポンプ損失の低減と共に、冷却損失の低減にも有効である。また、外部ＥＧＲガスの導入は、異常燃焼の回避に寄与すると共に、Ｒａｗ ＮＯｘの生成を抑制するという利点もある。さらに、充填量の調整として、吸気弁２１の遅閉じ制御と、外部ＥＧＲの制御とを組み合わせてもよい。特に、高負荷域内における低負荷側においては、ＥＧＲ率が高すぎてしまうことを抑制すべく、外部ＥＧＲを気筒１８内に導入しつつ、吸気弁２１の遅閉じ制御によって充填量を調整してもよい。

また、燃料噴射の形態は、前述した高圧リタード噴射である。従って、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内に、高い燃料圧力でもって、直噴インジェクタ６７が燃料を気筒１８内に直接、噴射する。高圧リタード噴射は、一回の噴射によって構成してもよい（つまり、一括噴射）が、図１１（ｃ）に示すように、第１噴射と、その後の第２噴射との二回の噴射を、リタード期間内において行うように構成してもよい（つまり、分割噴射）。第１噴射は、相対的に長い混合気形成期間を確保することができるため、燃料の気化霧化に有利である。第１噴射によって十分な混合気形成期間が確保される分、第２噴射の噴射タイミングは、より一層遅角したタイミングに設定することが可能になる。このことは、気筒内の乱れエネルギの向上に有利になり、燃焼期間の短縮に有利になる。分割噴射を行う場合は、第２噴射の燃料噴射量を、第１噴射の燃料噴射量よりも大に設定することが好ましい。こうすることで、気筒１８内の乱れエネルギが十分に高まり、燃焼期間の短縮、ひいては異常燃焼の回避に有利になる。尚、こうした分割噴射は、高負荷域内において、燃料噴射量が多くなる相対的に高負荷側でのみ行い、燃料噴射量が比較的少ない、高負荷域内の低負荷側では、一括噴射を行うようにしてもよい。また、分割回数は２回に限定されず、３回以上に設定してもよい。

そうして、ＳＩモードでは、燃料噴射終了後の、圧縮上死点付近において、点火プラグ２５による点火が実行される。

図１１（ｄ）は、エンジン１の運転状態が低速域内の全開負荷域にあるときを示す。この運転領域は、図１１（ｃ）と同様に、ＳＩモードであり、排気弁２２の二度開きを中止する。また、全開負荷域であるため、ＥＧＲ弁５１１を閉弁することにより、外部ＥＧＲも中止する。

燃料噴射の形態は、基本的には高圧リタード噴射であり、図に示すように、第１噴射と第２噴射との、リタード期間内における、気筒１８内への二回の噴射によって構成される。尚、高圧リタード噴射は、一括噴射であってもよい。また、この全開負荷域においては、吸気充填効率の向上を目的として、吸気行程中の噴射が追加される場合がある。この吸気行程噴射は、燃料噴射に伴う吸気の冷却効果によって吸気充填効率が向上し、トルクの向上に有利になる。従って、エンジン１の運転状態が低速域内の全開負荷域にあるときは、吸気行程噴射と、第１及び第２噴射との三回の燃料噴射が実行される、又は、吸気行程噴射と、一括噴射との二回の燃料噴射が実行される。

ここで、前述の通り、直噴インジェクタ６７によって気筒１８内に燃料を直接噴射する高圧リタード噴射は、燃料圧力が極めて高い。そのため、そうした高い燃料圧力でもって、吸気行程中に、気筒１８内に直接燃料を噴射してしまうと、気筒１８内の壁面に燃料が大量に付着して、オイル希釈等の問題を引き起こす可能性がある。そこで、この吸気行程噴射は、直噴インジェクタ６７ではなく、相対的に低い燃料圧力でもって燃料を噴射するポートインジェクタ６８を通じて、吸気ポート１６内に燃料を噴射する。こうすることで、前述したオイル希釈等の問題が回避される。

また、前述の通り、図１１（ｄ）は、エンジン１の運転領域が、高負荷域内の中速域にある場合にも対応する。エンジン１の運転状態が中速域にあるときには、気筒１８内の流動が低速域と比較して強くなると共に、クランク角の変化に対する実時間が短くなるから、異常燃焼の回避に有利になる。そのため、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内に行う高圧リタード噴射の噴射量を減じても、異常燃焼を回避し得る。そこで、エンジン１の運転状態が、高負荷域内の中速域にあるときには、高圧リタード噴射の燃料噴射量を減らし、その分を、吸気行程中に噴射する吸気行程噴射に割り振る。こうすることによって、前述と同様に、吸気充填効率が向上する結果、トルク向上に有利になる。従って、エンジン１の運転状態が、高負荷域内の中速域にあるときには、異常燃焼の回避と、トルクの向上とが両立する。尚、エンジン１の運転状態が、低速域内の高負荷域（正確には全開負荷域）にあるときと、高負荷域内の中速域にあるときとを比較した場合、言い換えると、高負荷域内において、低速域と中速域とを比較した場合に、吸気行程噴射の燃料噴射量は、中速域にあるときは、低速域にあるときよりも、増量する場合がある。

図１２及び図１３は、低速域内における負荷の変動に対するエンジン１の各パラメータ、つまり、（ｂ）スロットル弁３６の開度、（ｃ）ＥＧＲ弁５１１の開度、（ｄ）排気弁２２の二度開きの閉弁タイミング、（ｅ）吸気弁２１の開弁タイミング、（ｆ）吸気弁２１の閉弁タイミング、及び、（ｇ）吸気弁のリフト量それぞれの制御例を示している。

図１２（ａ）は、気筒１８内の状態を示している。同図は、横軸をトルク（言い換えるとエンジン負荷）、縦軸を気筒内の混合気充填量として、気筒内の混合気の構成を示している。前述の通り、相対的に負荷の低い、図の左側の領域はＣＩモードとなり、所定負荷よりも負荷が高い、図の右側の領域はＳＩモードとなる。燃料量（総括燃料量）は、ＣＩモード及びＳＩモードに拘わらず、負荷の増大に従って増量される。この燃料量に対して、理論空燃比（λ＝１）となるための新気量が設定されることとなり、この新気量は、負荷の増大に対し、燃料量の増量に伴って増量することになる。

ＣＩモードにおいては、前述の通り、内部ＥＧＲガスが気筒１８内に導入されることから、充填量の残り分は、内部ＥＧＲガスと余剰の新気とによって構成される。従って、ＣＩモードでは、リーン混合気となる。

一方、ＳＩモードにおいてはλ＝１となるようにエンジン１が運転される。また、内部ＥＧＲガスの導入が中止される一方で、外部ＥＧＲガスが気筒１８内に導入される。ここで、詳しくは後述するが、ＳＩモードにおける相対的に低負荷の領域、言い換えると、ＳＩモードにおいて、ＣＩモードとの切り替えに係る中負荷の領域（つまり、図１２において破線と一点鎖線とで挟まれた領域）では、気筒１８内への充填量を減らすようにしており、図１２では、その制御例の一つとして、吸気弁２１の閉弁タイミングを調整することによって、充填量を制御する。尚、以下において、ＣＩモードとの切り替えに係る中負荷の領域を、切替領域という場合がある。

スロットル弁３６は、同図（ｂ）に示すように、基本的には、エンジン１の負荷の高低に拘わらず全開に設定されるが、切替領域においてのみ、絞られる。また、ＥＧＲ弁５１１は、同図（ｃ）に示すように、ＣＩモードでは全閉に設定される一方、ＳＩモードにおける切替領域では全開に設定される。また、その切替領域よりも高負荷の領域では、エンジン１の負荷が高まるに従って、ＥＧＲ弁５１は次第に閉じられ、全開負荷では、全閉にされる。このスロットル弁３６とＥＧＲ弁５１との開度調整により、外部ＥＧＲ率は、図１４（ｃ）に示すように、ＣＩモードにおいて０（ゼロ）となり、ＳＩモードにおける切替領域では、最大となり、その切替領域よりも高負荷の領域では、エンジン１の負荷が高まるに従って、ＥＧＲ率が次第に低下して、全開負荷において再び０になる。このように、切替領域では、スロットル弁３６の開度調整によってスロットル弁３６の下流側の負圧を調整し、ＥＧＲ通路５０を通じた外部ＥＧＲガスの還流量、ひいては外部ＥＧＲ率を調整（正確には、外部ＥＧＲ率を最大で一定）にしている。このことは、ポンプ損失の低減に有利である。尚、切替領域において、ＥＧＲ弁５１の開度調整によって外部ＥＧＲ率を調整するようにしてもよい。

図１２（ｄ）は、排気弁２２の二度開き時の閉弁タイミングを示している。ＣＩモードでは、前述の通り、内部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入すべく、その閉弁タイミングが排気上死点と吸気下死点との間の、所定タイミングに設定される。一方、ＳＩモードでは、その閉弁タイミングが排気上死点に設定される。つまり、ＳＩモードでは、排気の二度開きが中止される結果、内部ＥＧＲの制御が中止される。

このように、ＣＩモードにおいて所定の閉弁タイミングに設定される排気弁２２の二度開きに対して、図１２（ｅ）に示すように、吸気弁２１の開弁タイミングが、エンジン１の負荷が高くなるほど排気上死点に近づくように進角される。従って、エンジン１の負荷が低いほど、気筒１８内に導入される内部ＥＧＲガスが増量するのに対し、エンジン１の負荷が高くなればなるほど、気筒１８内に導入される内部ＥＧＲガスは減少する。エンジン１の負荷が低いほど、大量の内部ＥＧＲガスによって気筒１８内の圧縮端温度が高まるため、安定した圧縮着火燃焼を実現する上で有利になる。一方、エンジン１の負荷が高いほど、内部ＥＧＲガスを抑制することで気筒１８内の圧縮端温度の上昇を抑制するため、過早着火を抑制する上で有利になる。また、ＳＩモードでは、吸気弁２１の開弁タイミングは、排気上死点に設定される。

一方、図１２（ｆ）に示すように、吸気弁２１の閉弁タイミングは、ＣＩモードにおいては吸気下死点で一定にされる。一方、ＳＩモードにおける切替領域では、吸気弁２１の閉弁タイミングは、吸気下死点よりも遅角される。その遅角量は、エンジン１の負荷が相対的に低負荷のときに大になり、相対的に高負荷のときに小になるように、エンジン負荷の増大に伴い、遅角量が次第に小さくなるように設定される。こうして切替領域では、吸気弁２１の遅閉じ制御によって、充填量を減らしている。尚、吸気弁２１の遅閉じ制御に代えて、ＳＩモードにおいてスロットル弁３６の開度調整を行うことによって、充填量を減らしてもよい。切替領域よりも高負荷の領域では、吸気弁２１の閉弁タイミングは、吸気下死点に設定され、これによって、充填量は再び最大となる。

さらに、図１２（ｇ）に示すように、吸気弁２１のリフト量は、ＣＩモードにおいては、エンジン負荷の増大に伴い、最小リフト量から次第に大きくなるのに対し、ＳＩモードにおいては、エンジン負荷の高低に拘わらず、最大リフト量で一定に設定される。

従って、切替領域よりも高負荷の領域では、スロットル弁３６が全開で一定にされ（図１２（ｂ））、吸気弁２１の開弁タイミング及び閉弁タイミングが一定にされる（図１２（ｅ）（ｆ））と共に、リフト量が最大で一定にされる（図１２（ｇ））。このことから、ＥＧＲ弁５１１の開度調整によって、気筒１８内の導入される新気量と、外部ＥＧＲガス量との割合が調整されることになる。このような制御は、ポンプ損失の低減に有利である。

図１３は、図１２とは別の制御例を示しており、図１２と図１３とは、ＣＩモードにおける、スロットル弁３６の開度（ｂ）、吸気弁２１の開弁タイミング（ｅ）、吸気弁２１のリフト量（ｇ）の制御が互いに相違する。すなわち、図１３に示す制御では先ず、同図（ｂ）に示すように、ＣＩモードにおいてスロットル弁３６を絞るようにしており、スロットル弁３６の開度は、ＣＩモードにおける低負荷側において小さく、高負荷側において大きくなるように、エンジン負荷の増大に伴い次第に大きくなるように制御される。一方、ＳＩモードにおいては、切替領域を除いて、スロットル弁３６は全開にされる。

また、図１３（ｅ）に示すように、吸気弁２１の開弁タイミングは、ＣＩモードでは、エンジン負荷の高低に拘わらず、排気上死点で一定にされると共に、図１３（ｇ）に示すように、吸気弁２１のリフト量は、ＣＩモードでは、エンジン負荷の高低に拘わらず、所定のリフト量で一定にされる。このような、スロットル弁３６の制御及び吸気弁２１の制御の組み合わせによって、ＣＩモードにおいては、スロットル弁３６の開度に応じて、気筒１８内に導入される内部ＥＧＲガス量が調整されることになる。従って、図１２（ａ）と図１３（ａ）とを比較すれば明らかなように、図１３に示す制御例においても、気筒１８内に充填される混合気の構成は、図１２に示す制御例と同じになる。

次に、図１４は、低速域内における負荷の変動に対するエンジン１の各制御パラメータ、すなわち、（ｂ）Ｇ／Ｆ、（ｃ）外部ＥＧＲ率、（ｄ）噴射タイミング、（ｅ）燃料圧力、（ｆ）燃料噴射パルス幅（つまり、噴射期間）、及び、（ｇ）点火タイミングの変化を示している。

先ず、気筒内の混合気の状態は、図１４（ａ）に示すような構成となる。このため、Ｇ／Ｆは、図１４（ｂ）に示すように、ＣＩモードでは、燃料量の増大に伴いリーンから次第に理論空燃比に近づくようになる。一方、ＳＩモードでは、前述した通り、切替領域においては充填量を低下させているため、Ｇ／Ｆは所定値で一定になる一方、その切替領域よりも負荷の高い領域では、エンジン１の負荷の増大に伴いＧ／Ｆは次第に減少し、全開負荷において、Ｇ／Ｆ＝１４．７となる。

図１４（ｃ）は、外部ＥＧＲ率を示しており、前述したように、外部ＥＧＲ率は、ＣＩモードでは０（ゼロ）となり、ＳＩモードにおける切替領域では最大となる。前述したように、高圧リタード噴射によって燃焼の安定性が確保されるため、大量のＥＧＲガスを気筒１８内に導入することが可能である。そのため、ここでのＥＧＲ率は３０％以上５０％以下程度で、適宜設定すればよく、これは、従来のＳＩ燃焼での最大のＥＧＲ率（２０％程度）よりも高い値である。切替領域よりも高負荷の領域では、エンジン１の負荷が高まるに従ってＥＧＲ率が次第に低下して、全開負荷において再び０になる。つまり、ＳＩモードにおいても、全開負荷では、外部ＥＧＲ制御を中止する。

図１４（ｄ）に示すように、燃料噴射タイミングは、ＣＩモードにおいては、一例として、排気上死点と吸気下死点との間の吸気行程中に設定される。燃料噴射タイミングは、エンジン１の負荷に応じて変更してもよい。これに対し、ＳＩモードにおいては、燃料噴射タイミングは、圧縮行程後半から膨張行程初期にかけてのリタード期間に設定される。つまり、高圧リタード噴射である。また、ＳＩモードでは、エンジン負荷の増大に伴い、その噴射タイミングは次第に遅角側に変更される。これは、エンジンの負荷が増大するに伴い、気筒１８内の圧力及び温度が高まって異常燃焼が発生しやすくなることから、これを効率的に回避するためには、噴射タイミングを遅角側に設定する必要があるためである。ここで、図１４（ｄ）の実線は、高圧リタード噴射を一回の燃料噴射によって行う、一括噴射の場合の、燃料噴射タイミングの一例を示している。これに対し、図１４（ｄ）の一点鎖線は、高圧リタード噴射を、第１噴射と第２噴射との二回の燃料噴射に分割した場合の、第１噴射及び第２噴射それぞれの燃料噴射タイミングの一例を示している。これによると、分割噴射における第２噴射は、一括噴射を行う場合よりも、遅角側に実行することになるため、異常燃焼の回避により有利になる。これは、前述したように、比較的早期に第１噴射を実行して燃料の気化霧化時間を確保していること、第２噴射の燃料噴射量が相対的少なくなるため、必要な気化霧化時間が短くなること、に起因する。

さらに図１４（ｄ）に点線で示すように、全開負荷域においては、総括燃料噴射量が多くなることから、燃料噴射量の増量分を、吸気充填効率の向上を目的として、吸気行程噴射を実行するようにしてもよい。

図１４（ｅ）は、直噴インジェクタ６７に供給される燃料圧力の変化を示しており、ＣＩモードでは最小燃料圧力で一定に設定される。これに対し、ＳＩモードでは、最小燃料圧力よりも高い燃料圧力に設定されると共に、エンジン負荷の増大に伴い、燃料圧力が増大するように設定される。これは、エンジン負荷が高くなるにつれて異常燃焼が発生しやすくなることから、噴射期間のさらなる短縮や、噴射タイミングのさらなる遅角化が求められるためである。

図１４（ｆ）は、一括噴射を行う場合の噴射期間に相当する噴射パルス幅（インジェクタの開弁期間）の変化を示しており、ＣＩモードにおいては、燃料噴射量の増大に伴いパルス幅も大きくなり、ＳＩモードにおいても同様に、燃料噴射量の増大に伴いパルス幅も大きくなる。しかしながら、同図（ｅ）に示すように、ＳＩモードでは、ＣＩモードよりも燃料圧力が大幅に高く設定されているため、ＳＩモードにおける燃料噴射量は、ＣＩモードにおける燃料噴射量よりも多いにも拘わらず、そのパルス幅は、ＣＩモードのパルス幅よりも短く設定される。これは、未燃混合気反応可能時間を短縮し、異常燃焼の回避に有利になる。

また、図１４（ｇ）は、点火タイミングの変化を示しており、ＳＩモードでは、燃料噴射タイミングがエンジン負荷の増大と共に遅角されることに従って、点火タイミングもまた、エンジン負荷の増大と共に遅角される。これは、異常燃焼の回避に有利である。また、ＣＩモードでは、基本的には点火を実行しないものの、点火プラグ２５のくすぶりを回避する目的で、同図に一点鎖線で示すように、例えば排気上死点付近で点火を行ってもよい。

次に、図１５に示すフローチャートを参照しながら、エンジン１の制御について、さらに詳細に説明する。このフローチャートはＰＣＭ１０が実行するエンジン１の制御フローである。このフローチャートに従って、エンジン１を制御することによって、負荷の変動（但し、定常）に対するエンジン１の状態が、図１２〜１４に示すようになり得る。尚、図１５に示すフローは、ステップの実行順を限定するものではなく、図１５に示すフロー中の、ステップの順番は例示である。従って、ステップの順番を適宜入れ替えたり、複数のステップを同時並列に実行したりすることが可能である。また、図１５に示すフローに対して、ステップを適宜省略したり、別のステップを追加したりすることも可能である。

先ず、ステップＳＡ１では、積算ＡＷＳ実行時間を読み込み、続くステップＳＡ２では、読み込んだＡＷＳ実行時間が、所定値以上であるか否かを判定する。ＡＷＳ（Accelerated Warm-up System）は、エンジン１の始動時に排気ガスの温度を高めてキャタリスト４１，４２の活性化を早めることで、排気ガスの浄化を促進するシステムである。ＡＷＳは、エンジン１の始動後に、予め定められた所定時間だけ実行される。従って、ステップＳＡ２の判定においてＮＯのとき（つまり、所定値以上でないとき）には、ステップＳＡ３に移行してＡＷＳモードとする。ＡＷＳモードでは、基本的には、吸入空気量を増量させると共に、点火プラグ２５の点火タイミングを大幅にリタードさせたＳＩ燃焼を実行する。

一方、ステップＳＡ２の判定においてＹＥＳのとき（つまり、所定値以上のとき）には、ステップＳＡ４に移行をする。すなわち、ＡＷＳは終了して、エンジン１は通常の運転モードに移行する。

ステップＳＡ４において、ＰＣＭ１０は先ず、アクセル開度及びエンジン回転数を読み込み、続くステップＳＡ５において、ＰＣＭ１０は、エアフローセンサ（ＡＦＳ）ＳＷ１によって検出された吸気流量と、筒内圧センサ（ＣＰＳ）ＳＷ６によって検出された筒内圧力と、に基づいて、充填量を算出する。ＰＣＭ１０はまた、ステップＳＡ６において、エンジン水温及び、気筒１８内に導入される吸気の温度をそれぞれ読み込む。そうして、アクセル開度、エンジン回転数、充填量、エンジン水温、及び吸気温度に基づいて、ＣＩ判定変数Ｙを算出する。

ＣＩ判定変数Ｙは、アクセル開度の関数i(アクセル開度)、エンジン回転数の関数j(１／回転数)、充填量の関数k(充填量)、エンジン水温の関数l(エンジン水温)、及び、吸気温度の関数m(吸気温度)の各関数に基づいて、例えば以下の式により算出される変数である。
ＣＩ判定変数Ｙ
＝i(アクセル開度)+j(１／回転数)+k(充填量)+l(エンジン水温)+m(吸気温度)
このＣＩ判定変数Ｙは、混合気が、圧縮上死点付近において圧縮着火するか否かの指標となる変数である。言い換えると、ＣＩ判定変数Ｙは、エンジン１を、ＣＩモードで運転すべきか、ＳＩモードで運転すべきかを判定する変数である。例えば図１６の（ａ）に示すように、ＣＩ判定変数Ｙが第１しきい値よりも小さいときには、ＣＩモードで運転しようとしたときに失火してしまう可能性が高いため、ＳＩモードにすべきと判定することが可能であり、逆にＣＩ判定変数Ｙが第２しきい値以上のときには、ＣＩモードで運転しようとしたときに過早着火してしまう可能性が高いため、ＳＩモードにすべきと判定することが可能である。これに対し、ＣＩ判定変数Ｙが、第１しきい値以上、第２しきい値未満のときには、圧縮上死点付近の適切なタイミングで、混合気が圧縮着火するため、ＣＩモードにすべきと判定することが可能になる。

図１５のフローに戻り、ステップＳＡ７では、ステップＳＡ６で算出したＣＩ判定変数Ｙに基づいて、ＣＩモードにすべきか否かを判定し、当該判定がＹＥＳのときには、ステップＳＡ８に移行し、エンジン１の運転モードをＣＩモードにする。一方、その判定がＮＯのときには、ステップＳＡ１３に移行し、エンジン１の運転モードをＳＩモードにする。

ＣＩモードにおけるステップＳＡ９では、ＣＩモード用の燃料圧力（目標圧力）を、予め設定されかつ、ＰＣＭ１０に記憶されている特性図から読み込む。特性図は、図１６（ｂ）に一例を示すように、エンジン回転数についての一次関数として設定され、エンジン回転数が高くなればなるほど、目標圧力が高くなるように設定されている。ＣＩモード用の燃料圧力は、その上限が所定値（ＦＰ１）である。

続くステップＳＡ１０では、燃料圧力が目標圧力となるように、高圧燃料供給システム６２を制御し、ステップＳＡ１１において、充填量制御を行う。充填量制御は、図１２〜図１４を参照しながら説明したように、ＶＶＬ７１を制御することによる排気の二度開き制御を少なくとも含み、それによって、内部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。そうして、ステップＳＡ１２において、別途、設定された所定量の燃料を、直噴インジェクタ６７を通じて、吸気行程乃至圧縮行程における所定のタイミングで、気筒１８内に直接噴射する。

このＣＩモードに対し、ＳＩモードにおけるステップＳＡ１４では、先ず総括噴射量（これは、１サイクル当たりに噴射する燃料噴射量の総量を意味する）を、予め設定されかつ、ＰＣＭ１０に記憶されている特性図から読み込む。総括噴射量の特性図は、図１６（ｃ）に一例を示すように、アクセル開度の関数として設定され、アクセル開度が大きいほど総括噴射量が大となるように設定される。

続くステップＳＡ１５では、エンジン回転数、吸気圧力、吸気温度、及び、総括噴射量に基づいてノック変数Ｘを算出する。ノック変数Ｘは、エンジン回転数の関数a(１／エンジン回転数)、吸気圧力の関数b(吸気圧力)、吸気温度の関数c(吸気温度)、及び、総括噴射量の関数d(総括噴射量)の各関数に基づいて、例えば以下の式により算出される変数である。
ノック変数Ｘ
＝a(１／エンジン回転数)+b(吸気圧力)+c(吸気温度)+d(総括噴射量)
エンジン回転数、吸気圧力、吸気温度、及び、総括噴射量はそれぞれ、ノッキング及び過早着火の発生に関連するパラメータであり、ノック変数Ｘは異常燃焼の発生のしやすさの指標である。つまり、ノック変数Ｘが大きいほど異常燃焼が発生しやすく、逆に、ノック変数Ｘが小さいほど異常燃焼が発生しにくい。例えばエンジン１の回転数が高くなればなるほど、エンジン回転数の逆数に係るノック変数Ｘは小さくなる。また、総括噴射量が大になればなるほど、言い換えると、エンジン負荷が高くなればなるほど、ノック変数Ｘは大きくなる。

ステップＳＡ１６では、ＳＩモード用の燃料圧力（目標圧力）を、予め設定されかつ、ＰＣＭ１０に記憶されている特性図から読み込む。特性図は、図１６（ｄ）に一例を示すように、ＣＩ燃焼用の燃料圧力（同図（ｂ））とは異なり、ノック変数とエンジン回転数との関数g(ノック変数，エンジン回転数)についての一次関数として設定されている。例えばノック変数Ｘが大きくなればなるほど、目標圧力は高く設定される。これは、前述の通り異常燃焼の回避に有利になる。尚、ＳＩモード用の燃料圧力の下限値は、ＣＩ燃焼用の燃料圧力の上限値ＦＰ１よりも高い圧力（ＦＰ２）に設定されている。これにより、ＳＩモード用の燃料圧力は、ＣＩモード用の燃料圧力よりも必ず高くなる。

ステップＳＡ１７では、図１６（ｅ）（ｆ）にそれぞれ例示する特性図に基づいて、リタード噴射割合Ｒ及びリタード噴射遅角量Ｔをそれぞれ設定する。リタード噴射割合Ｒは、総括噴射量の内、リタード期間内において噴射する燃料噴射量と、吸気行程噴射との割合を設定するための変数である。リタード噴射割合Ｒは、ノック変数Ｘが大きいほど大に設定される。ここで、後述の通り、高圧リタード噴射による燃料噴射量は、「総括噴射量×リタード噴射割合」によって算出され、吸気行程噴射による燃料噴射量は、「総括噴射量×（１−リタード噴射割合）」によって算出される。このことから、ノック変数Ｘが大きいほど、高圧リタード噴射による燃料噴射量を増量する一方、吸気行程噴射を減量することになる。また、リタード噴射割合は、０（ゼロ）よりも大でかつ１以下の変数である。リタード噴射割合が１のときには、総括噴射量の全量が高圧リタード噴射によって噴射され、吸気行程噴射は行われない。ここで、図１６（ｅ）に示すように、ノック変数Ｘが所定値以上であれば、リタード噴射割合Ｒが１になるため、吸気行程噴射量が０となり、吸気行程噴射は行われない。

また、エンジン回転数が高いほど、ノック変数Ｘは小さくなることから、エンジン１の中速域では、リタード噴射割合が１よりも小さくなる。その結果、前述したように、エンジン１の中速域では、吸気行程噴射が実行されることになる（図１１（ｄ）参照）。

リタード噴射遅角量Ｔは、図１６（ｆ）に示すように、ノック変数Ｘが大きいほど大に設定される。このことを言い換えると、ノック変数Ｘが大きいほど、高圧リタード噴射の噴射タイミングは遅角側に設定される。前述したように、総括噴射量（エンジン負荷）とノック変数Ｘとは比例するから、エンジン負荷が高くなるに従って、高圧リタード噴射の噴射タイミングは遅角側に設定されることになる。燃料噴射タイミングの遅角化に伴い、点火タイミングもまた、エンジン負荷が高くなるに従って遅角側に設定されることになる。このことは、異常燃焼の回避に有利になる。

ステップＳＡ１８では、読み込んだリタード噴射割合に基づき、以下の各式から燃料噴射量を算出する。

吸気行程噴射量＝総括噴射量×（１−リタード噴射割合Ｒ）
高圧リタード噴射量＝総括噴射量×リタード噴射割合Ｒ
ステップＳＡ１９では、図１６（ｇ）に例示するような、予め設定されかつ、ＰＣＭ１０に記憶されている点火マップから点火タイミングを読み込む。この点火マップは、エンジン回転数とアクセル開度とに基づいて点火タイミング（ＩＧ）を設定するためのマップであり、エンジン回転数が低くかつアクセル開度が大きいほど、言い換えるとマップの左上にいけばいくほど、点火タイミングは遅角側に設定され、エンジン回転数が高くかつアクセル開度が小さいほど、言い換えるとマップの右下にいけばいくほど、点火タイミングは進角側に設定される（ＩＧ１＜ＩＧ２＜ＩＧ３）。尚、ここで設定される点火タイミングは、前述した燃料噴射タイミングよりも後のタイミングに設定される。

このようにして、目標の燃料圧力、高圧リタード噴射の燃料噴射量及び燃料噴射タイミング、吸気行程噴射を実行する場合はその燃料噴射量及び燃料噴射タイミング、並びに、点火タイミングをそれぞれ設定した後の、ステップＳＡ２０においては先ず、燃料圧力が目標圧力となるように、高圧燃料供給システム６２を制御し、その後のステップＳＡ２１で、充填量制御を実行する。充填量制御は、図１２〜図１４に示すように、空燃比λ＝１で運転されるＳＩモードにおいて、設定された総括噴射量に応じて空燃比λ＝１とするために実行される制御であり、気筒１８内に外部ＥＧＲガスを導入する制御、又は、外部ＥＧＲガスを導入する制御と気筒１８内に導入される吸気を絞る制御とを組み合わせた制御を実行する。

ステップＳＡ２２では、設定された噴射タイミングで、設定された燃料噴射量の吸気行程噴射を実行する。このステップでは、前述した通り、ポートインジェクタ６８によって、吸気ポート１６内に、燃料を噴射する。但し、吸気行程噴射の燃料噴射量が０に設定される場合は、ステップＳＡ２２は実質的に省略される。

ステップＳＡ２３では、設定された噴射タイミングで、設定された燃料噴射量の高圧リタード噴射を実行する。従って、この噴射タイミングは、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内であり、直噴インジェクタ６７によって気筒１８内に燃料が直接噴射される。尚、この高圧リタード噴射は、前述したように、例えば燃料噴射量に応じて、リタード期間内に実行される第１噴射及び第２噴射の二回の燃料噴射を含む分割噴射の場合がある。そうしてステップＳＡ２４で、設定された点火タイミングで点火プラグ２５による点火が行われる。

このように、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼は、燃焼安定性が高く、大量のＥＧＲガスを気筒１８内に導入しても、燃焼の安定性を確保することが可能である。その結果、図１４（ａ）等に示すように、エンジン１の高負荷域から中負荷域にかけては、外部ＥＧＲ制御のみで新気量を調整してエンジン１の負荷制御を実現することが可能である。言い換えると、充填量を減らす制御が必要になる切替領域を可及的に縮小する（図１４等における破線と一点鎖線との間隔を狭くする）から、ポンプ損失の低減に有利になる。また、大量のＥＧＲガスの導入は、冷却損失の低減、エンジン１の高負荷域における異常燃焼の回避、及びＲａｗ ＮＯｘの生成の抑制にも有利になる。

また、切替領域においては、充填量の低減制御が必要であるものの、この切替領域においても大量のＥＧＲガスが気筒内に導入されているため、新気の絞り量は、その分だけ軽減する。このこともまた、ポンプ損失の低減に有利である。

尚、前記の構成では、例えば図１２等において明らかなように、ＣＩモードとＳＩモードとの切り替わりと、排気弁２２の二度開き制御の実行、中止とを一致させている。言い換えると、エンジン１の運転状態が、低速域内の低負荷乃至中負荷域にあって圧縮着火燃焼を行うときには必ず、内部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入している。これに対し、エンジン１の運転状態が、低速域内の中負荷域にあるときには、排気弁２２の二度開き制御を中止して内部ＥＧＲを停止する一方で、ＣＩモードを行うようにしてもよい。すなわち、エンジン１の運転領域が、低速域内の中負荷域にあるときには、内部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入せずに圧縮着火燃焼を行うようにしてもよい。このことを言い換えると、低速域内において、気筒１８内の温度が高くなりすぎることを回避したり、必要量の新気を確保したりする観点から、所定負荷（中負荷）で内部ＥＧＲを停止する一方、圧縮着火燃焼を行うＣＩモードは、それよりも高負荷側まで拡大するようにしてもよい。

さらに、ポートインジェクタ６８及び低圧燃料供給システム６６は省略し、吸気行程噴射を、直噴インジェクタ６７によって行うようにしてもよい。

１ エンジン（エンジン本体）
１０ ＰＣＭ（制御器）
１８ 気筒
２５ 点火プラグ
３０ 吸気通路
３６ スロットル弁
５０ ＥＧＲ通路
６２ 高圧燃料供給システム（燃圧可変機構）
６７ 直噴インジェクタ（燃料噴射弁）

Claims (6)

1. 幾何学的圧縮比が１４以上に設定された気筒を有しかつ、少なくともガソリンを含有する燃料が供給されるように構成されたエンジン本体と、
   前記気筒内に前記燃料を噴射するように構成された燃料噴射弁と、
   前記気筒内に臨んで配設されかつ、当該気筒内の混合気に点火をするように構成された点火プラグと、
   前記燃料噴射弁が噴射する燃料の圧力を変更するように構成された燃圧可変機構と、
   少なくとも前記燃料噴射弁、前記点火プラグ及び前記燃圧可変機構を制御することによって、前記エンジン本体を運転するように構成された制御器と、を備え、
   前記制御器は、
   前記エンジン本体の運転状態が所定の低負荷域にあるときには、圧縮着火燃焼を実行する圧縮着火モードとし、
   前記圧縮着火モードよりも負荷の高い高負荷域では、前記圧縮着火モードにおける少なくとも低負荷側の燃料圧力よりも高くなるように、前記燃圧可変機構を制御すると共に、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内で行う燃料噴射を少なくとも含むように、前記燃料噴射弁を駆動しかつ、前記リタード期間内における前記燃料の噴射後に点火するように、前記点火プラグを駆動する火花点火モードとし、
   前記制御器はまた、前記火花点火モードにおける所定負荷よりも負荷の高い領域においては、既燃ガスの一部をＥＧＲ通路を通じて吸気に還流させる外部ＥＧＲ制御を実行すると共に、前記エンジン本体の負荷が低いときにはＥＧＲ率が相対的に高くなるようにし、
   前記制御器はさらに、前記火花点火モードにおける前記所定負荷以下の領域においては、前記ＥＧＲ率を前記所定負荷よりも高い領域でのＥＧＲ率よりも高く設定して外部ＥＧＲ制御を実行すると共に、吸気充填量を前記圧縮着火モード時よりも低下させる充填量制御を実行する火花点火式ガソリンエンジンの制御装置。
2. 請求項１に記載の火花点火式ガソリンエンジンの制御装置において、
   前記制御器は、前記火花点火モードにおいては、前記エンジン本体を空燃比λ＝１で運転する火花点火式ガソリンエンジンの制御装置。
3. 請求項１又は２に記載の火花点火式ガソリンエンジンの制御装置において、
   前記燃圧可変機構は、前記火花点火モードにおいては、前記燃料圧力を４０ＭＰａ以上に設定する火花点火式ガソリンエンジンの制御装置。
4. 請求項１〜３のいずれか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンの制御装置において、
   前記制御器は、前記火花点火モードにおける所定負荷以下の領域においては、前記ＥＧＲ率を３０％以上に設定する火花点火式ガソリンエンジンの制御装置。
5. 請求項１〜４のいずれか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンの制御装置において、
   前記制御器は、前記火花点火モードにおいては、複数回の燃料噴射を実行するように前記燃料噴射弁を駆動すると共に、前記複数回の燃料噴射の内の最後の燃料噴射のタイミングを前記リタード期間内に設定する火花点火式ガソリンエンジンの制御装置。
6. 請求項１〜５のいずれか１項に記載の火花点火式ガソリンエンジンの制御装置において、
   前記制御器は、前記火花点火モードにおける所定負荷以下の領域においては、吸気通路上に介設されたスロットル弁の絞り制御を行うことによって、前記ＥＧＲ率の調整を行う火花点火式ガソリンエンジンの制御装置。

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