JP4915370B2 - 可変圧縮比内燃機関の空燃比制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、排気通路に触媒を備えるとともに機械圧縮比を変更することができる可変圧縮比内燃機関に適用される空燃比制御装置に関する。

内燃機関の排気通路に配設された排気浄化触媒（三元触媒、以下、単に「触媒」とも称呼する。）は、その触媒の温度が活性温度以上である場合、その触媒に流入するガスの空燃比が理論空燃比であるとき、その機関から排出され且つその触媒に流入するガス中の未燃物（ＨＣ，ＣＯ等）及び窒素酸化物（ＮＯｘ）を同時に高い浄化率にて浄化することができる（例えば、特許文献１を参照。）。換言すると、機関の始動後等において、触媒の温度が活性温度未満であると、触媒は未燃物及び窒素酸化物を高い浄化率にて浄化することができない。

一方、例えば、シリンダブロックをクランクケースに対してシリンダの軸線方向に移動させたり、或いは、クランクケースに対するシリンダブロックの傾斜角を変更させたりすること等により、機械圧縮比を変更することができる可変圧縮比内燃機関が提案されている（例えば、特許文献２及び特許文献３を参照。）。
特開２００７−２３９５３１号公報 特開２００３−２０６７７１号公報 特開２００７−３０３４２３号公報

ところで、機械圧縮比が増大された場合、機械圧縮比が増大される前に比べ、圧縮上死点における燃焼室の容積Ｖｃは、圧縮上死点における燃焼室の表面積Ｓよりも大きな割合で減少する。より具体的に述べると、機械圧縮比が増大される前の圧縮上死点における燃焼室の容積及び面積をそれぞれＶbefore及びＳbeforeと置き、機械圧縮比が増大された後の圧縮上死点における燃焼室の容積及び面積をそれぞれＶafter及びＳafterと置くと、下記の（１）式が成立する。
Ｖafter／Ｖbefore＜Ｓafter／Ｓbefore …（１）

一方、発明者は、機関から排出されるＨＣの量は機械圧縮比が大きくなるほど増加することを確認した。この理由は次のように考えられる。即ち、機関から排出されるＨＣの量は、圧縮上死点における燃焼室内の混合気の濃度Ｄと圧縮上死点における燃焼室の表面積Ｓとの積（Ｄ・Ｓ）が大きいほど多くなる。また、その濃度Ｄは、機械圧縮比増大変更前後において、圧縮上死点における燃焼室容積が（Ｖafter／Ｖbefore）倍となるとき（Ｖbefore／Ｖafter）倍となる。更に、（１）式から下記の（２）式が導き出される。つまり、機械圧縮比が増大される場合、混合気の濃度Ｄの増大割合（Ｖbefore／Ｖafter）に対して燃焼室の表面積Ｓの減少割合（Ｓafter／Ｓbefore）が小さいので、ＨＣの量は増大する。
（Ｖbefore／Ｖafter）・（Ｓafter／Ｓbefore）＞１ …（２）

他方、上述したように、触媒の温度が活性温度未満であって触媒が非活性（未活性）状態であると、触媒はＨＣを高い浄化率にて浄化することができない。その結果、可変圧縮比内燃機関において、触媒が非活性状態であるとき、機械圧縮比が増大されるにつれてＨＣの大気中への排出量が多くなるという問題がある。

本発明は、上記課題に対処するためになされたものである。本発明の目的の一つは、可変圧縮比内燃機関に備えられた触媒が非活性状態であるとき、機関に供給される混合気の空燃比を機械圧縮比に応じて変更することにより、機関から排出されるＨＣの量を低減し、以って、ＨＣの大気中への排出量が増大することを回避し得る空燃比制御装置を提供することにある。

この目的を達成するための本発明による空燃比制御装置は、
排気通路に配設された触媒と、「ピストンが上死点位置にあるときの燃焼室容積」に対する「同ピストンが下死点位置にあるときの燃焼室容積」の比である「機械圧縮比」を変更することができる機械圧縮比変更機構と、を備えた可変圧縮比内燃機関に適用される。

この空燃比制御装置は、
前記機関の運転状態に応じて前記機械圧縮比変更機構を作動させることにより前記機械圧縮比を変更する機械圧縮比制御手段と、
前記触媒が活性化したか否かを判定する触媒活性判定手段と、
前記触媒活性判定手段により前記触媒が活性化していないと判定されている場合、前記機械圧縮比変更機構及び前記機械圧縮比制御手段により変更される機械圧縮比が大きくなるほど前記機関に供給される混合気の空燃比が大きくなるように同混合気の空燃比を制御する空燃比制御手段と、
を備える。

上述したように、触媒が活性化していないとき、触媒は高い浄化効率にて機関から排出されるＨＣを浄化することができない。更に、機関から排出されるＨＣの量は機械圧縮比が増大するほど増大する。これに対し、機関から排出されるＨＣの量は機関に供給される混合気の空燃比が大きくなるほど（即ち、よりリーンな空燃比になるほど）減少する。従って、上記空燃比制御装置のように、触媒が活性化していないと判定されているとき、機械圧縮比が大きくなるほど機関に供給される混合気の空燃比が大きくなるようにその機関に供給される混合気の空燃比を制御すれば、大気中に排出されるＨＣの量が増大することを回避することができる。

更に、本発明の空燃比制御装置は、
実際の圧縮作用の開始時期を変更することにより、ピストンが上死点位置にあるときの燃焼室容積に対する同圧縮作用の開始時期における燃焼室容積の比である実圧縮比を変更し得る実圧縮比変更手段と、
前記機関の運転状態に応じて前記実圧縮比変更手段を作動させることにより前記機関の実圧縮比を変更する実圧縮比制御手段と、
を備え、
前記空燃比制御手段は、
前記触媒活性判定手段により前記触媒が活性化していないと判定されている場合、前記実圧縮比変更手段及び前記実圧縮比制御手段により変更される実圧縮比が大きくなるほど前記機関に供給される混合気の空燃比が小さくなるように同混合気の空燃比を制御する。

機関から排出されるＮＯｘの量は、混合気の燃焼温度が高いほど増大する。燃焼温度は、実質的な圧縮作用が混合気に対して大きく働くほど、即ち、実圧縮比が大きいほど、高くなる。更に、前述したように、触媒が活性化していないとき、触媒はＮＯｘを高い浄化効率にて浄化することができない。これに対し、機関からの排出されるＮＯｘの量は機関に供給される混合気の空燃比が小さくなるほど（即ち、よりリッチな空燃比になるほど）減少する。従って、上記態様のように、触媒が活性化していないと判定されるとき、実圧縮比が大きくなるほど機関に供給される混合気の空燃比が小さくなるようにその機関に供給される混合気の空燃比を制御すれば、大気中に排出されるＮＯｘの量が増大することを回避することができる。

このような空燃比制御装置において、前記空燃比制御手段は、
前記触媒活性判定手段により前記触媒が活性化したと判定されている場合、前記機関に供給される混合気の空燃比が理論空燃比に一致するように同混合気の空燃比を制御することが好適である。

上述したように、触媒は、活性化している場合にその触媒に流入するガスの空燃比が理論空燃比であるとき、機関から排出され且つその触媒に流入するガス中の未燃物（ＨＣ，ＣＯ等）及び窒素酸化物（ＮＯｘ）を同時に高い浄化率にて浄化することができる。従って、上記構成のように、触媒活性後においては、機械圧縮比及び／又は実圧縮比に関わらず、機関に供給される混合気の空燃比を理論空燃比に制御すれば、大気中に放出されるＨＣ及びＮＯｘの量を極めて小さくすることができる。

なお、このような空燃比制御装置が適用される機関は、膨張比を２０以上、（更に、好ましくは２５以上、最も好ましくは２６以上）に設定することができるように構成されていることが望ましい。膨張比とは、「ピストンが上死点位置にあるときの燃焼室容積」に対する「ピストンが膨張下死点（排気下死点）位置にあるときの燃焼室容積」の比である。従って、膨張比と機械圧縮比とは等しいので、前記機械圧縮比変更機構及び前記機械圧縮比制御手段は、前記機械圧縮比を２０以上に設定することができるように構成されていることが好適である。

このような高い膨張比にて運転を行うことができる機関は、超高膨張比サイクル機関とも称呼される。検討によれば、膨張比が高くなるほどピストンがクランクシャフトに回転力を与えている期間が長くなるので、機関の熱効率が上昇する。但し、膨張比を高くすることは機械圧縮比を高くすることを意味する。従って、膨張比のみを単純に増大させると実圧縮比が過度に高くなり、ノッキングが発生する虞がある。そこで、本発明の空燃比制御装置の一態様においては、前記実圧縮比変更手段及び前記実圧縮比制御手段により実圧縮比をノッキングが発生しない程度にまで低下させておきながら、機械圧縮比（膨張比）を高い値に設定する。このように実圧縮比を低下させても熱効率が大きく低下することはない。これは、実圧縮比を低くすると爆発力は低下するが、混合気を圧縮するために大きなエネルギーを必要としなくなるからである。

そして、本発明の空燃比制御装置は、特に、このような高い熱効率にて運転することができる超高膨張比サイクル機関（機械圧縮比と実圧縮比とを独立して制御し得る機関）において、触媒が活性化してない場合、ＨＣ及び／又はＮＯｘの大気中への排出量を低減するために有効に機能する。但し、本発明の空燃比制御装置は、超高膨張比サイクル機関でない通常の可変圧縮比内燃機関に対しても当然に適用することができる。

以下、本発明による可変圧縮比内燃機関の空燃比制御装置の実施形態について図面を参照しながら説明する。

図１は、本発明の実施形態に係る空燃比制御装置（以下、「本制御装置」とも称呼する。）が適用される可変圧縮比内燃機関１０の概略断面図である。この機関１０は、多気筒（直列４気筒）・ピストン往復動型・火花点火式・ガソリン内燃機関である。また、この機関１０は実圧縮比を例えば１１〜１２程度以下に抑えながら、膨張比を２６程度にまで高められる「超高膨張比サイクル」にて運転可能な機関である。なお、図１は特定の気筒の断面を示しているが、他の気筒も同様な構成を備えている。

機関１０は、クランクケース１１、オイルパン１２、シリンダブロック１３及びシリンダヘッド部１４を含んでいる。

クランクケース１１は、クランクシャフト１１ａを回転可能に支持している。オイルパン１２は、クランクケース１１の下方（下部）においてクランクケース１１に固定されている。オイルパン１２は、クランクケース１１とともに、クランクシャフト１１ａ及び潤滑油等を収容する空間を形成している。

シリンダブロック１３は、クランクケース１１の上方に配置されている。シリンダブロック１３は、中空円筒状のシリンダ（シリンダボア）１３ａを複数個（４気筒分）備えている。ピストン１３ｂは略円筒形であり、シリンダ１３ａに収容されている。ピストン１３ｂは、コネクティングロッド１３ｃによってクランクシャフト１１ａに連結されている。シリンダブロック１３は、後述するように、クランクケース１１に対してシリンダ１３ａの軸線ＣＣ方向（以下、「上下方向」とも称呼する。）に移動することにより、機関１０の機械圧縮比を変更するようになっている。なお、機械圧縮比は、「ピストン１３ｂが上死点（圧縮上死点）位置にあるときの燃焼室容積に対するピストン１３ｂが下死点（吸気下死点）位置にあるときの燃焼室容積の比」として定義される。

シリンダヘッド部１４は、シリンダブロック１３の上方に配置され、シリンダブロック１３に固定されている。シリンダヘッド部１４には、燃焼室の上面を形成するシリンダヘッド下面１４ａ、燃焼室に連通する吸気ポート１４ｂ、及び、燃焼室に連通する排気ポート１４ｃが形成されている。

更に、シリンダヘッド部１４は、吸気ポート１４ｂを開閉する吸気弁１４ｄ、吸気弁１４ｄを駆動するインンテークカムを備えるインテークカムシャフト１４ｅ、可変吸気タイミング装置１４ｆ、排気ポート１４ｃを開閉する排気弁１４ｇ、排気弁１４ｇを駆動するエグゾーストカムを備えるエグゾーストカムシャフト１４ｈ、点火プラグ１４ｉ及びイグニッションコイルを含むイグナイタ１４ｊ等を収容している。イグナイタ１４ｊは、後述する電気制御装置からの点火指示信号に応答して燃焼室内に露呈した点火プラグ１４ｉの火花発生部に点火用の火花を発生させるようになっている。シリンダヘッド部１４の上部には、ヘッドカバー１４ｋが固定されている。

可変吸気タイミング装置１４ｆは、例えば、特開２００７−３０３４２３号公報（上記特許文献３）等に記載されているように周知の装置である。以下、図２を参照しながら簡単に説明する。

図２は、吸気弁１４ｄを駆動するためのインテークカムシャフト１４ｅの端部に取付けられた可変吸気タイミング装置１４ｆ（可変バルブタイミング機構）を示している。この可変吸気タイミング装置１４ｆは、タイミングプーリ１４ｆ１、円筒状ハウジング１４ｆ２、回転軸１４ｆ３、複数個の仕切壁１４ｆ４及び複数個のベーン１４ｆ５を備えている。

タイミングプーリ１４ｆ１は、機関１０のクランク軸１１ａにより図示しないタイミングベルトを介して矢印Ａ１の方向に回転せしめられるようになっている。円筒状ハウジング１４ｆ２は、タイミングプーリ１４ｆ１と一体的に回転するようになっている。回転軸１４ｆ３は、インテークカムシャフト１４ｅと一体的に回転し且つ円筒状ハウジング１４ｆ２に対して相対回転可能となっている。仕切壁１４ｆ４は、円筒状ハウジング１４ｆ２の内周面から回転軸１４ｆ３の外周面まで延びている。ベーン１４ｆ５は、互いに隣接する二つの仕切壁１４ｆ４の間において回転軸１４ｆ３の外周面から円筒状ハウジング１４ｆ２の内周面まで延びている。このような構造により、各ベーン１４ｆ５の両側には、進角用油圧室１４ｆ６と遅角用油圧室１４ｆ７とが形成されている。進角用油圧室１４ｆ６及び遅角用油圧室１４ｆ７は、一方に作動油が供給されたとき他方から作動油が排出されるようになっている。

進角用油圧室１４ｆ６及び遅角用油圧室１４ｆ７への作動油の供給制御（給排）は図示しない作動油供給制御弁及び油圧ポンプによって行われる。この作動油供給制御弁は、電磁駆動式であって電気制御装置からの指示信号に応答して作動油の供給制御を行う。即ち、インテークカムシャフト１４ｅのカムの位相を進角すべきとき、作動油供給制御弁は、進角用油圧室１４ｆ６に作動油を供給するとともに遅角用油圧室１４ｆ７内の作動油を排出する。このとき回転軸１４ｆ３は円筒状ハウジング１４ｆ２に対して矢印Ａ１の方向に相対回転せしめられる。これに対し、インテークカムシャフト１４ｅのカムの位相を遅角すべきとき、作動油供給制御弁は、遅角用油圧室１４ｆ７に作動油を供給するとともに進角用油圧室１４ｆ６内の作動油を排出する。このとき回転軸１４ｆ３は円筒状ハウジング１４ｆ２に対して矢印Ａ１と反対の方向に相対回転せしめられる。

更に、作動油供給制御弁が進角用油圧室１４ｆ６及び遅角用油圧室１４ｆ７への作動油の給排を停止すると、円筒状ハウジング１４ｆ２に対する回転軸１４ｆ３の相対回転動作は停止せしめられ、回転軸１４ｆ３はそのときの相対回転位置に保持される。このように、可変吸気タイミング装置１４ｆは、インテークカムシャフト１４ｅのカムの位相を所望の量だけ進角及び遅角させることができる。更に、本例において、吸気弁１４ｄが開弁している期間（開弁クランク角度幅）は一定である。従って、可変吸気タイミング装置１４ｆにより吸気弁開弁時期が所定角度だけ進角又は遅角させられると、吸気弁１４ｄの閉弁時期も同所定角度だけ進角又は遅角させられる。

図３は、排気弁１４ｇ及び吸気弁１４ｄのリフト量のクランク角に対する変化を示した図である。図３において曲線ＥＸは排気弁１４ｇのリフト量を示している。実線の曲線ＩＮａｄは可変吸気タイミング装置１４ｆによってインテークカムシャフト１４ｅのカムの位相が最も進角されている場合の吸気弁１４ｄのリフト量を示している。更に、破線の曲線ＩＮｒｄは可変吸気タイミング装置１４ｆによってインテークカムシャフト１４ｅのカムの位相が最も遅角されている場合の吸気弁１４ｄのリフト量を示している。従って、吸気弁１４ｄの開弁期間は、図３において曲線ＩＮａｄにより示す範囲と曲線ＩＮｒｄにより示す範囲との間で任意に設定され得る。その結果、圧縮作用の開始時期である「吸気弁１４ｄの閉弁時期」は、図３において矢印Ｃにより示す範囲内の任意のクランク角に設定され得る。

換言すると、可変吸気タイミング装置１４ｆは、実際の圧縮作用の開始時期を変更することにより、「ピストン１３ｂが上死点位置にあるときの燃焼室容積」に対する「圧縮作用の開始時期（吸気弁閉弁時期）における燃焼室容積」の比である実圧縮比を変更する実圧縮比変更手段を構成している。なお、インテークカムシャフト１４ｅ及び可変吸気タイミング装置１４ｆは、電磁コイルと、吸気弁１４ｄに連結された磁性移動体と、を備え、電気制御装置からの駆動信号に応答してその移動体をその電磁コイルが発生する磁力により移動させ、以って、吸気弁１４ｄの開弁時期及び閉弁時期を任意のクランク角に設定することができる「電磁式動弁機構」に置換されてもよい。

以下において、可変吸気タイミング装置１４ｆにより吸気弁開弁時期が最も遅角側にある場合を基準とし、その基準から実際に制御されている吸気弁開弁時期までのクランク角度を吸気弁進角角度ＶＶＴと称呼する。従って、吸気弁進角角度ＶＶＴは吸気弁閉弁時期である圧縮作用の開始時期に応じた値となる。

再び、図１を参照すると、機関１０は機械圧縮比を変更するための機械圧縮比変更機構１５を備えている。この機械圧縮比変更機構１５は、例えば、特開２００３−２０６７７１号公報（上記特許文献２）、特開２００７−３０３４２３号公報（上記特許文献３）、特開２００７−３２１５８９号公報及び特開２００４−２１８５２２号公報等に開示された機構と同様の周知の機構である。以下、図１と、図４乃至図６と、を参照しながら簡単に説明する。

機械圧縮比変更機構１５は、ケース側軸受形成部１５ａと、ブロック側軸受形成部１５ｂと、軸状駆動部１５ｃと、を含んでいる。

ケース側軸受形成部１５ａは、図４に示したように、複数の第１軸受形成部１５ａ１と複数の第２軸受形成部１５ａ２とにより構成される。

第１軸受形成部１５ａ１のそれぞれは、クランクケース１１の左右の縦壁部に形成されている。第１軸受形成部１５ａ１のそれぞれは、半円形の凹部を形成している。互いに隣接する第１軸受形成部１５ａ１の間には、縦壁部を貫通する縦長孔１５ａ３が形成されている。

第２軸受形成部１５ａ２のそれぞれは、第１軸受形成部１５ａ１が形成する半円形の凹部と同径の半円形の凹部を備えている。第２軸受形成部１５ａ２のそれぞれは、第１軸受形成部１５ａ１の半円形の凹部と第２軸受形成部１５ａ２の半円形の凹部とが互いに対向するように、第１軸受形成部１５ａ１のそれぞれにボルトにより固定されるキャップである。

各第１軸受形成部１５ａ１及び各第２軸受形成部１５ａ２は、図１に示した円柱状の軸受孔（カム収納孔）Ｈ１を複数形成する。複数の軸受孔Ｈ１の中心軸は一つの直線上に配列される。その軸受孔Ｈ１の軸線は、クランクケース１１の上部にシリンダブロック１３が配置された状態において、複数のシリンダ１３ａの配列方向に平行な方向に延びる。

ブロック側軸受形成部１５ｂのそれぞれは、図１、図４及び図５に示したように、略直方体であり、円柱状の軸受孔Ｈ２を備える部材である。ブロック側軸受形成部１５ｂは、クランクケース１１の上部にシリンダブロック１３が配置された状態において、クランクケース１１の縦壁部に形成された縦長孔１５ａ３内に収容される。ブロック側軸受形成部１５ｂは、シリンダブロック１３の左右の側壁部にボルト固定される。このような構成により、軸受孔Ｈ１及び軸受孔Ｈ２は、シリンダ１３ａの配列方向に沿って交互に配列される。

縦長孔１５ａ３のシリンダ軸線ＣＣ方向の長さは、ブロック側軸受形成部１５ｂのシリンダ軸線ＣＣ方向の長さより長く設定されている。これにより、ブロック側軸受形成部１５ｂは、シリンダブロック１３と一体的となって、クランクケース１１に対してシリンダ軸線ＣＣ方向に移動可能となっている。

総てのブロック側軸受形成部１５ｂがシリンダブロック１３に固定されたとき、ブロック側軸受形成部１５ｂのそれぞれが備える軸受孔Ｈ２の中心軸は一つの直線上に配列される。その軸受孔Ｈ２の軸線は、複数のシリンダ１３ａの配列方向に平行な方向に延びている。シリンダブロック１３の左の側壁部に形成される軸受孔Ｈ２の軸線とシリンダブロック１３の右の側壁部に形成される軸受孔Ｈ２の軸線との距離は、クランクケース１１の左側に形成される軸受孔Ｈ１の軸線とクランクケース１１の右側に形成される軸受孔Ｈ１の軸線との距離と同一である。

一方、軸状駆動部１５ｃは、軸受孔Ｈ１及び軸受孔Ｈ２に挿通される。軸状駆動部１５ｃは、図４及び軸状駆動部１５ｃの断面図である図６に示したように、小径の軸部１５ｃ１と、固定円筒部１５ｃ２と、回転円筒部１５ｃ３と、を備えている。

固定円筒部１５ｃ２は、軸部１５ｃ１の中心軸に対して偏心した状態にて軸部１５ｃ１に固定されている。固定円筒部１５ｃ２は、軸部１５ｃ１よりも大径であって且つ軸受孔Ｈ１と同一径の正円形のカムプロフィールを備えた円筒状部材である。固定円筒部１５ｃ２は、クランクケース１１のケース側軸受形成部１５ａに設けられた軸受孔Ｈ１に収容される。固定円筒部１５ｃ２は、その中心軸回りに軸受孔Ｈ１の壁面に当接しながら回転する。

回転円筒部１５ｃ３は、軸部１５ｃ１の中心軸に対して偏心した状態で軸部１５ｃ１に回転可能に取り付けられている。回転円筒部１５ｃ３は、軸部１５ｃ１及び固定円筒部１５ｃ２よりも大径であって軸受孔Ｈ２と同一径の正円形のカムプロフィールを備えた円筒状部材である。回転円筒部１５ｃ３は、シリンダブロック１３に固定されたブロック側軸受形成部１５ｂに設けられた軸受孔Ｈ２に収容される。回転円筒部１５ｃ３は、軸受孔Ｈ２の壁面に当接しながら回転する。なお、左右一対の軸状駆動部１５ｃ、左右の軸受孔Ｈ１及び左右の軸受孔Ｈ２は、複数のシリンダ軸線ＣＣを通る平面に関して互いに鏡像の関係を有している。

更に、軸状駆動部１５ｃのそれぞれは、図４に示したように、その軸線方向中央位置近傍にギア１５ｃ４を備えている。ギア１５ｃ４は、軸部１５ｃ１の中心軸に対して偏心し、且つ、固定円筒部１５ｃ２（従って、軸受孔Ｈ１）と同軸となるように軸部１５ｃ１に固定されている。即ち、ギア１５ｃ４の回転中心軸は固定円筒部１５ｃ２の中心軸と一致している。一対のギア１５ｃ４のそれぞれには、図示しない一対のウォームギアのそれぞれが噛合している。そのウォームギアはクランクケース１１に固定された図示しない単一のモータ（図７に示したモータ１５Ｍを参照。）の出力軸に取り付けられている。一対のウォームギアは、互いに逆方向に回転する螺旋溝を有している。従って、一対の軸状駆動部１５ｃは、モータを回転させたとき、各固定円筒部１５ｃ２の中心軸周りに互いに逆方向に回転するようになっている。

図６は、クランクケース１１及びシリンダブロック１３の前面Ｐｆ側からみて右側に位置する軸状駆動部１５ｃの動きを概念的に示した図である。例えば、図６の（Ａ）に示したように、固定円筒部１５ｃ２の中心ｃ２、軸部１５ｃ１の中心ｃ１及び回転円筒部１５ｃ３の中心ｃ３が、この順に同一直線上に位置している場合、クランクケース１１（軸受孔Ｈ１の中心）とシリンダブロック１３（軸受孔Ｈ２の中心）との距離Ｄは距離Ｄ１となって、最大の距離となる。従って、ピストン１３ｂが上死点位置にあるときの燃焼室の容積は大きくなる。この結果、内燃機関１０の機械圧縮比は低く（小さく）なる。

図６の（Ａ）に示した状態からモータが駆動されることにより固定円筒部１５ｃ２及び軸部１５ｃ１が固定円筒部１５ｃ２の中心軸周りに回転すると、図６の（Ｂ）に示した状態となる。このとき、前記距離Ｄは距離Ｄ２となる。更に、図６の（Ｂ）に示した状態からモータが同一回転方向に駆動されることにより固定円筒部１５ｃ２及び軸部１５ｃ１が固定円筒部１５ｃ２の中心軸周りに回転すると、図６の（Ｃ）に示した状態となる。このとき、前記距離Ｄは距離Ｄ３となる。距離Ｄ３は距離Ｄ２より小さく、距離Ｄ２は距離Ｄ１より小さい。従って、図６の（Ｂ）に示した状態にあるときの機械圧縮比は図６の（Ａ）に示した状態にあるときの機械圧縮比よりも高く（大きく）なる。図６の（Ｃ）に示した状態にあるときの機械圧縮比は図６の（Ｂ）に示した状態にあるときの機械圧縮比よりも高く（大きく）なる。

このような構造を備える機械圧縮比変更機構１５は、後述する電気制御装置からの電動モータ１５Ｍ（圧縮比変更機構のアクチュエータ）への駆動信号に応じて、シリンダブロック１３とクランクケース１１との距離を変更し、機関１０の機械圧縮比を変更するようになっている。

再び、図１を参照すると、機関１０は燃料噴射弁（インジェクタ）１６を複数個（４個）備えている。各燃料噴射弁１６は、インテークマニホールド２１の枝部に固定されている。燃料噴射弁１６は燃料噴射指示信号に応答して、その噴射指示信号に含まれる指示噴射量の燃料を吸気ポート１４ｂ内に噴射するようになっている。

更に、機関１０は、図７に示したように、燃焼室にガソリン混合気を供給するための吸気系統２０と、燃焼室からの排気ガスを外部に放出するための排気系統３０とを含んでいる。

吸気系統２０は、前述したインテークマニホールド２１、吸気管（吸気ダクト）２２、エアフィルタ２３、スロットル弁２４及びスロットル弁アクチュエータ２４ａを備えている。

インテークマニホールド２１は、複数の枝部２１ａとサージタンク２１ｂとからなっている。各枝部２１ａの一端は各吸気ポート１４ｂに接続され、各枝部２１ａの他端はサージタンク２１ｂに接続されている。吸気管２２はサージタンク２１ｂに接続されている。インテークマニホールド２１及び吸気管２２は吸気通路を構成している。エアフィルタ２３は吸気管２２の端部に設けられている。スロットル弁２４は吸気管２２に回動可能に設けられ、回動することにより吸気管２２が形成する吸気通路の開口断面積を変更するようになっている。スロットル弁アクチュエータ（スロットル弁駆動手段）２４ａは、ＤＣモータからなり、電気制御装置５０からの指示信号に応答してスロットル弁２４を回転駆動するようになっている。

排気系統３０は、エキゾーストマニホールド３１、エキゾーストパイプ（排気管）３２及び触媒３３を備えている。

エキゾーストマニホールド３１は、各排気ポート１４ｃに接続された複数の枝部３１ａと、それらの枝部３１ａが集合した集合部３１ｂと、を備えている。エキゾーストパイプ３２は、エキゾーストマニホールド３１の集合部３１ｂに接続されている。エキゾーストマニホールド３１及びエキゾーストパイプ３２は排気経路を構成している。なお、本明細書において、エキゾーストマニホールド３１の集合部３１ｂとエキゾーストパイプ３２とが形成する排ガスを通過させるための経路を、便宜上「排気通路」と称呼する。

触媒３３は、セラミックからなる担持体に「触媒物質である貴金属」及び「セリア（CeO2)」を担持する三元触媒（排気浄化用触媒）である。触媒３３は、所定の活性温度に到達して活性状態になると、「未燃物（ＨＣ、ＣＯ等）と窒素酸化物（ＮＯｘ）とを同時に浄化する触媒機能」及び「過剰な酸素を吸蔵し且つ過剰な未燃物にその吸蔵した酸素を供給する酸素吸蔵機能」を発揮する。

更に、本制御装置は、熱線式エアフローメータ４１、スロットルポジションセンサ４２、機関回転速度センサ４３、ストロークセンサ４４、空燃比センサ４５及びアクセル開度センサ４６を備えている。

エアフローメータ４１は、吸気管２２内を流れる吸入空気の質量流量を検出し、その質量流量（機関１０の単位時間あたりの吸入空気量）Ｇａを表す信号を出力するようになっている。
スロットルポジションセンサ４２は、スロットル弁２４の開度を検出し、スロットル弁開度ＴＡを表す信号を出力するようになっている。

機関回転速度センサ４３は、インテークカムシャフトが５°回転する毎に幅狭のパルスを有するとともにインテークカムシャフトが３６０°回転する毎に幅広のパルスを有する信号を出力するようになっている。機関回転速度センサ４３から出力される信号は電気制御装置５０により機関回転速度ＮＥを表す信号に変換されるようになっている。更に、電気制御装置５０は、機関回転速度センサ４３及び図示しないカムポジションセンサからの信号に基いて、機関１０のクランク角度（絶対クランク角）を取得するようになっている。

ストロークセンサ４４は、クランクケース１１（例えば、クランクケース１１の上端）とシリンダブロック１３（例えば、シリンダブロック１３の下端）との距離を計測し、その距離ＳＴを表す信号を出力するようになっている。距離ＳＴにより機関１０の実際の機械圧縮比εｍactを取得することができる。

空燃比センサ４５は、エキゾーストマニホールド３１の集合部３１ｂと触媒３３との間の位置においてエキゾーストマニホールド３１及びエキゾーストパイプ３２の何れか（即ち、排気通路）に配設されている。空燃比センサ４５は、空燃比センサ４５が配設された排気通路内の部位を流れる排ガス（被検出ガス）の空燃比に応じた出力値を出力するようになっている。より具体的に述べると、空燃比センサ４５は限界電流式の酸素濃度センサである。空燃比センサ４５は、被検出ガスの空燃比Ａ／Ｆが大きくなる（リーンとなる）ほど増大する出力値Vabyfsを出力するようになっている。電気制御装置５０は、この出力値Vabyfsに基づいて検出空燃比abyfsを取得するようになっている。

アクセル開度センサ４６は、運転者によって操作されるアクセルペダルＡｐの操作量を検出し、アクセルペダルＡｐの操作量Accpを表す信号を出力するようになっている。

電気制御装置５０は、ＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ、電源が投入された状態でデータを格納するとともに格納したデータを電源が遮断されている間も保持するバックアップＲＡＭ、並びに、ＡＤコンバータを含むインターフェース等からなる周知のマイクロコンピュータである。

電気制御装置５０のインターフェースは、前記センサ４１〜４６と接続され、ＣＰＵにセンサ４１〜４６からの信号を供給するようになっている。更に、電気制御装置５０のインターフェースは、ＣＰＵの指示に応じて、可変吸気タイミング装置１４ｆ、各気筒のイグナイタ１４ｊ、各気筒の燃料噴射弁１６、スロットル弁アクチュエータ２４ａ及び機械圧縮比変更機構１５のアクチュエータ１５Ｍ等に指示信号及び／又は駆動信号等を送出するようになっている。

次に、上記のように構成された本制御装置の作動について説明する。

（圧縮比制御の概要）
本制御装置によって制御される機関１０は、上述した「超高膨張比サイクル運転」と、「通常の膨張比運転（通常膨張比サイクル運転）」とを行う。そこで、先ず、これらのサイクルについて説明を行うために使用される用語である「機械圧縮比、実圧縮比及び膨張比」について図８を参照しながら説明する。

なお、図８の（Ａ）、（Ｂ）及び（Ｃ）には、説明の便宜上、「ピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室容積Ｖｃ」が５０ｍｌであり、「ピストンの行程容積Ｖｓ１」が５００ｍｌである機関が示されている。

図８の（Ａ）は、機械圧縮比εｍについて説明するための図である。機械圧縮比εｍは「圧縮行程時のピストンの行程容積Ｖｓ１」と「ピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室容積Ｖｃ」のみから定まる値である。即ち、機械圧縮比εｍは、（Ｖｃ＋Ｖｓ１）／Ｖｃである。容積（Ｖｃ＋Ｖｓ１）は、「ピストンが下死点に位置するときの燃焼室容積Ｖｔ１」ということもできる。図８の（Ａ）に示された例において、機械圧縮比εｍは（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１である。

図８の（Ｂ）は、実圧縮比εａについて説明するための図である。実圧縮比εａは「吸気弁が閉弁することにより実際に圧縮作用が開始されたときからピストンが上死点に達するまでの実際のピストン行程容積（圧縮開始後ピストン行程容積）Ｖｓ２」と「ピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室容積Ｖｃ」のみから定まる値である。即ち、実圧縮比εａは、（Ｖｃ＋Ｖｓ２）／Ｖｃである。容積（Ｖｃ＋Ｖｓ２）は、「圧縮作用開始時における燃焼室容積Ｖｔ２」ということもできる。図８の（Ｂ）に示された例において、実圧縮比εａは（５０ｍｌ＋４５０ｍｌ）／５０ｍｌ＝１０である。

図８の（Ｃ）は、膨張比εｂについて説明するための図である。膨張比εｂは「膨張行程時のピストンの行程容積Ｖｓ１」と「ピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室容積Ｖｃ」のみから定まる値である。即ち、膨張比εｂは、（Ｖｃ＋Ｖｓ１）／Ｖｃである。従って、膨張比εｂと機械圧縮比εｍとは等しい。図８の（Ｃ）に示された例において、膨張比εｂは（５０ｍｌ＋５００ｍｌ）／５０ｍｌ＝１１である。

次に、本制御装置がどのように機械圧縮比εｍ（従って、膨張比εｂ）及び実圧縮比εａを制御するかに関する基本的考え方について、図９を参照しながら説明する。

図９に示した実線は、実圧縮比と膨張比とがほぼ等しく維持された場合の膨張比εｂに対する理論熱効率の変化を示している。この図９の実線から、膨張比εｂ及び実圧縮比εａが大きくなるほど理論熱効率が高くなることが理解される。従って、理論熱効率を高めるには膨張比εｂ及び実圧縮比εａを高くすればよいことになる。しかしながら、実圧縮比εａが高いとノッキングが発生するから、実圧縮比は最大でも１２程度までしか高くすることができない。従って、実圧縮比εａと膨張比εｂとをほぼ等しく維持した場合、理論熱効率を十分に高くすることはできない。

一方、図９に示した破線は、実圧縮比εａを一定値（本例において１０）に固定した状態で膨張比εｂを高くしていった場合の理論熱効率を示している。図９の破線と実線とを比較すると、「実圧縮比εａをノッキングが発生しない程度の一定値に維持した状態で膨張比εｂを高くしたときの理論熱効率の上昇量（破線を参照。）」と、「実圧縮比εａも膨張比εｂと共に増大せしめられる場合の理論熱効率の上昇量（実線を参照。）」との間には大きな差がないことが理解される。即ち、理論熱効率は、膨張比εｂによって支配され、実圧縮比εａが変化しても殆ど変化しないと言える。

この理由は、次のように考えられる。
（１）膨張比εｂを大きくすると、膨張行程時に「ピストンに対して押下げ力が作用する期間」が長くなり、従って、ピストンがクランクシャフトに回転力を与えている期間が長くなる。従って、理論熱効率は上昇する。
（２）実圧縮比εａを高くすると爆発力は高まるが、混合気を圧縮するために大きなエネルギーが必要となる。従って、理論熱効率は殆ど上昇しない。

従って、本制御装置は、実圧縮比εａをノッキングが発生することがない程度に維持しながら、膨張比εｂをできるだけ高くする。具体的に述べると、例えば、従来の機関においては実圧縮比εａと膨張比εｂとが略同じであるために、ノッキングの制約から実圧縮比が１１程度にまでしか高められず、その結果、膨張比も１１程度にまでしか高められない（図９の点Ｐ１を参照。）。これに対し、本制御装置が適用される機関は、実圧縮比を例えば１０程度に維持しながら、膨張比を２６程度にまで上昇させる（図９の点Ｐ２を参照。）。この結果、機関の理論熱効率を大きく改善することができる。

図１０は、このような基本的考え方に基づく本制御装置の作動の一例を示す図である。この図１０に示したように、本制御装置は、低負荷領域において（即ち、負荷率ＫＬが低側負荷閾値ＫＬｌｏ以下であるとき）、膨張比εｂを最大として熱効率を高めるために機械圧縮比εｍを最大機械圧縮比εｍmax（例えば、２６）に維持するとともに、吸入空気量を小さくするために吸気弁閉弁時期を遅角限界値ＩＮｃmaxに維持する。これにより、実圧縮比εａは最小実圧縮比εａminに維持される。このとき、更に吸入空気量を小さくする必要があるので、スロットル弁開度ＴＡを負荷率ＫＬが小さいほど小さくする。

本制御装置は、中負荷領域において（即ち、負荷率ＫＬが低側負荷閾値ＫＬｌｏと高側負荷閾値ＫＬｈｉとの間にあるとき）、膨張比εｂを最大として熱効率を高めるために機械圧縮比εｍを最大機械圧縮比εｍmaxに維持する。一方、本制御装置は、スロットル弁２４による吸気抵抗に起因するポンピングロスを小さくするために、スロットル弁開度ＴＡを最大値Ｍａｘに維持する。同時に、本制御装置は、吸入空気量を負荷率ＫＬの増大とともに増大させるように、負荷率ＫＬが大きくなるほど吸気弁閉弁時期を「圧縮比上死点から吸気下死点に向けて」次第に進角させる。この結果、高い膨張比εｂが得られるので熱効率が高い値に維持される。実圧縮比εａは負荷率ＫＬの増大とともに次第に増大する。但し、実圧縮比εａはノッキングが発生しない程度の値に設定される。この中負荷領域の運転が、超高膨張比サイクル運転である。

本制御装置は、高負荷領域において（即ち、負荷率ＫＬが高側負荷閾値ＫＬｈｉ以上であるとき）、スロットル弁開度ＴＡを最大値Ｍａｘに維持した状態にて吸入空気量を増大させるように負荷率ＫＬが大きくなるほど吸気弁閉弁時期を更に圧縮上死点から吸気下死点に向けて進角させる。このとき、本制御装置は、吸入空気量（即ち、混合気量）の増大に伴って発生するノッキングを回避するために、実圧縮比εａを最大実圧縮比εａmaxに維持させながら、負荷率ＫＬの増大とともに機械圧縮比εｍを低下させる。即ち、吸気弁閉弁時期の進角に伴って上記圧縮開始後ピストン行程容積Ｖｓ２が増大するために上昇しようとする実圧縮比εａを、機械圧縮比εｍを低下させてピストンが圧縮上死点位置にあるときの燃焼室容積Ｖｃを増加させることにより一定値（最大実圧縮比εａmax）に維持する。この高負荷領域の運転が、通常膨張比サイクル運転である。以上が、本制御装置の圧縮比に関する制御の概要である。

本制御装置は、上述した圧縮比に関する制御を行う。従って、本制御装置は、機械圧縮比εｍ及び実圧縮比εａをそれぞれ変化させるので、触媒が非活性状態である場合、ＨＣ及びＮＯｘ等の大気への排出量が増大する虞がある。そこで、本制御装置は、以下に述べるように、触媒非活性時において機関に供給される混合気の空燃比（実際には、目標空燃比abyfr）を制御する。

（空燃比制御の概要）
ところで、機械圧縮比εｍが増大された場合、機械圧縮比εｍが増大される前に比べ、圧縮上死点における燃焼室の容積Ｖｃは、圧縮上死点における燃焼室の表面積Ｓよりも大きな割合で減少する。即ち、機械圧縮比εｍが増大される前の圧縮上死点における燃焼室の容積及び面積をそれぞれＶbefore及びＳbeforeと置き、機械圧縮比εｍが増大された後の圧縮上死点における燃焼室の容積及び面積をそれぞれＶafter及びＳafterと置くと、下記の（１）式が成立するので、下記（２）式が成立する。
Ｖafter／Ｖbefore＜Ｓafter／Ｓbefore …（１）
（Ｖbefore／Ｖafter）・（Ｓafter／Ｓbefore）＞１ …（２）

一方、機関から排出されるＨＣの量は、実圧縮比εａが一定であるとするならば、機械圧縮比εｍが大きくなるほど増加する。この理由は次のように考えられる。即ち、機関から排出されるＨＣの量は、圧縮上死点における燃焼室内の混合気の濃度（燃料の濃度）Ｄと圧縮上死点における燃焼室の表面積Ｓとの積（Ｄ・Ｓ）が大きいほど多くなる。この濃度Ｄは、体積に反比例するから、機械圧縮比εｍの増大変更前後において、（Ｖbefore／Ｖafter）倍となる。従って、上記（２）式から、濃度Ｄの増大割合（Ｖbefore／Ｖafter）に対して燃焼室の表面積Ｓの減少割合（Ｓafter／Ｓbefore）が小さく、機械圧縮比εｍを増大すると機関から排出されるＨＣの量は増大する。

他方、上述したように、触媒が非活性状態であると、触媒はＨＣを高い浄化率にて浄化することができない。従って、機関から排出され且つ触媒に流入するＨＣの量が増大すると、大気中に放出されるＨＣの量も増大する。

そこで、本制御装置は、触媒が非活性状態にある場合、機械圧縮比εｍが大きくなるほど機関に供給される混合気の空燃比を大きくする（機関の空燃比をよりリーン側の空燃比に制御する）。これにより、機械圧縮比εｍが大きくなっても、機関から排出され且つ触媒に流入するＨＣの量が増大しないか又はＨＣの増大量を小さくできるので、触媒非活性時において大気中に放出されるＨＣの量が増大することを回避することができる。

なお、実圧縮比εａが一定に維持されながら機械圧縮比εｍが増大されたとき、圧縮作用による混合気温度の上昇分はさほど変化しない。従って、燃焼温度が高い場合により多く発生する傾向にあるＮＯｘの機関からの排出量はさほど変化しない。但し、機械圧縮比εｍの増大に伴って機関に供給される混合気の空燃比を過大（リーン）にしすぎると、機関から排出されるＮＯｘの量が若干増大する。従って、制御装置は、機関から排出されるＮＯｘの量が過大にならない範囲において、機械圧縮比εｍが大きくなるほど機関に供給される混合気の空燃比を大きくする。

また、上述したように、機関から排出されるＮＯｘの量は混合気の燃焼温度が高いほど増大する。燃焼温度は、実質的な圧縮作用が混合気に対して大きく働くほど、即ち、実圧縮比εａが大きいほど高くなる。更に、前述したように、触媒が活性化していないとき、触媒はＮＯｘを高い浄化効率にて浄化することができない。

従って、機械圧縮比εｍが一定である場合に実圧縮比εａが増大されると、機関から排出され且つ触媒にて浄化されることなく大気中に放出されるＮＯｘの量が増大する。そこで、本制御装置は、触媒が非活性状態にある場合、実圧縮比εａが大きくなるほど機関に供給される混合気の空燃比を小さくする（機関の空燃比をよりリッチ側の空燃比に制御する）。これにより、機関から排出され且つ触媒に流入するＮＯｘの量が増大しないか又はＮＯｘの増大量を小さくできるので、触媒非活性時において実圧縮比εａが増大されるにつれて大気中に放出されるＮＯｘの量が増大することを回避することができる。

但し、この場合にも、機関に供給される混合気の空燃比を過小（リッチ）にしすぎると、機関からの排出されるＨＣの量が増大する。従って、制御装置は、機関から排出されるＨＣの量が過大にならない範囲において、実圧縮比εａが大きくなるほど機関に供給される混合気の空燃比を小さくする。

更に、機械圧縮比εｍ及び実圧縮比εａに応じてＨＣ及びＮＯｘの排出量のバランスは変化する。一方、触媒は、活性状態にあれば、その触媒に流入するガスの空燃比が理論空燃比であるときに未燃物（ＨＣ，ＣＯ等）及び窒素酸化物（ＮＯｘ）を同時に高い浄化率にて浄化することができる。従って、本制御装置は、触媒が活性化している場合、機械圧縮比εｍ及び／又は実圧縮比εａに関わらず、機関に供給される混合気の空燃比を理論空燃比に制御する。これにより、大気中に放出されるＨＣ及びＮＯｘの量を極めて小さくすることができる。

（実際の作動）
以下、本制御装置の実際の作動について説明する。電気制御装置５０のＣＰＵは、図１１にフローチャートにより示した機関制御ルーチンを所定時間の経過毎に実行するようになっている。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵは図１１のステップ１１００から処理を開始し、以下に述べるステップ１１１０乃至ステップ１１７０の処理を順に行ってステップ１１９５に進み、本ルーチンを一旦終了する。

ステップ１１１０：ＣＰＵは、機関回転速度ＮＥ及びアクセルペダル操作量Accpと、目標スロットル弁開度TAtgtと、の関係を予め定めた目標スロットル弁開度テーブルMapTAtgtに、現時点の機関回転速度ＮＥ及び現時点のアクセルペダル操作量Accpを適用することにより、現時点における目標スロットル弁開度TAtgtを決定する。この目標スロットル弁開度テーブルMapTAtgtは上述した図１０に示した考えに基づいて予め適合されている。なお、機関回転速度ＮＥ及びアクセルペダル操作量Accpにより目標となる負荷率が定まる。

ステップ１１２０：ＣＰＵは、機関回転速度ＮＥ及びアクセルペダル操作量Accpと、目標吸気弁閉弁時期ＩＮclosetgtと、の関係を予め定めた目標吸気弁閉弁時期テーブルMapＩＮclosetgtに、現時点の機関回転速度ＮＥ及び現時点のアクセルペダル操作量Accpを適用することにより、現時点における目標吸気弁閉弁時期ＩＮclosetgtを決定する。この目標吸気弁閉弁時期テーブルMapＩＮclosetgtも上述した図１０に示した考えに基づいて予め適合されている。

ステップ１１３０：ＣＰＵは、目標吸気弁閉弁時期ＩＮclosetgtと、目標吸気弁進角角度ＶＶＴtgtと、の関係を予め定めた目標吸気弁進角角度テーブルMapＶＶＴtgtに、上記ステップ１１２０にて決定された目標吸気弁閉弁時期ＩＮclosetgtを適用することにより、現時点における目標吸気弁進角角度ＶＶＴtgtを決定する。この目標吸気弁進角角度テーブルMapＶＶＴtgtによれば、目標吸気弁閉弁時期ＩＮclosetgtに吸気弁開弁期間θopenを加えた角度θ（目標吸気弁閉弁時期ＩＮclosetgtを吸気弁開弁期間θopenだけ進角したクランク角θ）と、吸気弁開弁時期が最も遅角側に設定される場合のクランク角θ０との差（θ−θ０）が目標吸気弁進角角度ＶＶＴtgtとして設定される。

ステップ１１４０：ＣＰＵは、機関回転速度ＮＥ及びアクセルペダル操作量Accpと、目標機械圧縮比εｍtgtと、の関係を予め定めた目標機械圧縮比テーブルMapεｍtgtに、現時点の機関回転速度ＮＥ及び現時点のアクセルペダル操作量Accpを適用することにより、現時点における目標機械圧縮比εｍtgtを決定する。この目標機械圧縮比テーブルMapεｍtgtも上述した図１０に示した考えに基づいて予め適合されている。

ステップ１１５０：ＣＰＵは実際のスロットル弁開度が目標スロットル弁開度TAtgtに一致するようにスロットル弁アクチュエータ２４ａを制御する。
ステップ１１６０：ＣＰＵは実際の吸気弁進角角度が目標吸気弁進角角度ＶＶＴtgtに一致するように可変吸気タイミング装置を制御する。なお、ステップ１１２０、ステップ１１３０及びステップ１１６０は、機関の運転状態に応じて実圧縮比変更手段（可変吸気タイミング装置１４ｆ）を作動させることにより機関の実圧縮比を変更する実圧縮比制御手段を構成している。
ステップ１１７０：ＣＰＵは実際の機械圧縮比が目標機械圧縮比εｍtgtに一致するように圧縮比変更機構のアクチュエータ１５Ｍを制御する。なお、ステップ１１４０及びステップ１１７０は、機関の運転状態に応じて機械圧縮比変更機構１５（モータ１５Ｍ）を作動させることにより機械圧縮比を変更する機械圧縮比制御手段を構成している。但し、機械圧縮比変更機構１５を作動させるときに実圧縮比が変化する場合には、ステップ１１４０及びステップ１１７０は、ステップ１１２０、ステップ１１３０及びステップ１１６０とともに実圧縮比制御手段を構成していることになる。

更に、ＣＰＵは、図１２にフローチャートにより示した目標空燃比決定ルーチンを所定時間の経過毎に実行するようになっている。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵは図１２のステップ１２００から処理を開始してステップ１２１０に進む。ＣＰＵはステップ１２１０にて、冷却水温ＴＨＷと基本目標空燃比abyfrbとの関係を予め定めた基本目標空燃比テーブルMapabyfrbに実際の冷却水温ＴＨＷを適用することにより、現時点における基本目標空燃比abyfrbを決定する。

この基本目標空燃比テーブルMapabyfrbによれば、基本目標空燃比abyfrbは、冷却水温ＴＨＷが第１冷却水温ＴＨＷ１より低い場合、理論空燃比よりもリッチ側の空燃比であって、冷却水温ＴＨＷが高くなるほど理論空燃比に向けて大きくなる（リーン側の空燃比となる）ように決定される。第１冷却水温ＴＨＷ１は、機関１０の暖機が完了したときの冷却水温ＴＨＷに設定されている。更に、この基本目標空燃比テーブルMapabyfrbによれば、基本目標空燃比abyfrbは、冷却水温ＴＨＷが第１冷却水温ＴＨＷ１以上である場合、理論空燃比となるように設定される。

次いで、ＣＰＵはステップ１２２０に進み、触媒３３が活性化したか否かを判定する。具体的には、ＣＰＵは以下の活性条件１及び活性条件２が共に成立したとき、触媒３３が活性化したと判定する。
＜活性条件１＞機関１０の始動後の積算吸入空気量ＳＧａが閾値積算吸入空気量ＳＧａｔｈ以上である。なお、ＣＰＵは、機関１０の始動後から所定時間の経過毎に繰り返す図示しないルーチンを実行することにより、そのルーチンの実行時点において「エアフローメータ６１により測定された吸入空気量Ｇａ」を積算することにより積算吸入空気量ＳＧａを算出している。
＜活性条件２＞冷却水温ＴＨＷが閾値冷却水温ＴＨＷ２以上である。

なお、触媒３３が活性化したか否かの判定は、上記方法に限定されない。例えば、ＣＰＵは、上記活性条件１又は上記活性条件２の何れか一方が成立したときに、触媒３３が活性化したと判定してもよい。更に、ＣＰＵは、機関１０の始動後から「機関１０の負荷（負荷率）ＫＬ及び機関回転速度ＮＥに基づいて排ガス温度Ｔexを所定時間毎に推定し、その排ガス温度Ｔexに基づいて触媒温度Ｔccroを推定するとともに、その推定された触媒温度Ｔccroが触媒３３の活性化温度Ｔccroth以上となったとき、触媒３３が活性化したと判定するように構成されていてもよい。

触媒温度Ｔccroの推定は、所定時間の経過毎にＣＰＵが実行する図示しないルーチンにおいて、ＣＰＵが下記（３）式の右辺に上記推定された排ガス温度Ｔexを適用することによりなされる。なお、（３）式においてγは０より大きく１より小さい所定の定数、Ｔccro（ｋ）は更新される前の触媒温度、Ｔccro（ｋ＋１）は更新後の触媒温度である。
Ｔccro（ｋ＋１）＝γ・Ｔccro（ｋ）＋（１−γ）・Ｔex …（３）

更に、ＣＰＵ９１は、上述した機関の負荷率ＫＬを、下記（４）式に従って求める。この（４）式において、Ｍｃは現時点において吸気行程の直前にある気筒に吸入される筒内吸入空気量である。筒内吸入空気量Ｍｃは、エアフローメータ６１により測定される現時点の吸入空気量Ｇａと、機関回転速度センサ４３により検出される機関回転速度ＮＥと、関数ｆ（テーブルMapMc）と、に基づいて算出される。筒内吸入空気量Ｍｃは機関１０の吸気通路における空気の挙動をモデル化した周知の空気量推定モデル（空気モデル）を用いて求められてもよい。（４）式において、ρは空気密度（単位は（ｇ／ｌ））、Ｌは機関１０の排気量（単位は（ｌ））、４は機関１０の気筒数である。排気量Ｌは、ストロークセンサ４４によって測定される距離ＳＴに基づいて修正される。
ＫＬ＝｛Ｍｃ／（ρ・Ｌ／４）｝・１００（％）…（４）

いま、触媒が活性化していない（非活性である）と仮定する。このとき、ＣＰＵはステップ１２２０にて「Ｎｏ」と判定し、以下に述べるステップ１２３０乃至ステップ１２６０の処理を順に行い、ステップ１２９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

ステップ１２３０：ＣＰＵは、クランクケース１１とシリンダブロック１３との距離ＳＴと実際の機械圧縮比εｍactとの関係を予め定めた機械圧縮比テーブルMapεｍactに、ストロークセンサ４４により計測される実際の距離ＳＴを適用することにより、現時点における実際の機械圧縮比εｍactを取得する。この機械圧縮比テーブルMapεｍactによれば、実際の機械圧縮比εｍactは距離ＳＴが大きいほど小さくなるように算出される。

ステップ１２４０：ＣＰＵは、クランクケース１１とシリンダブロック１３との距離ＳＴ及び吸気弁進角角度ＶＶＴ（或いは、目標吸気弁閉弁時期ＩＮclosetgtである圧縮作用の開始時期）と、実際の実圧縮比εａactと、の関係を予め定めた実圧縮比テーブルMapεａactに、ストロークセンサ４４により計測される実際の距離ＳＴ及び図１１のステップ１１３０にて決定された目標吸気弁進角角度ＶＶＴtgt（又は図１１のステップ１１２０にて決定された目標吸気弁閉弁時期ＩＮclosetgt）を適用することにより、現時点における実際の実圧縮比εａactを取得する。この実圧縮比テーブルMapεａactによれば、実際の実圧縮比εａactは、距離ＳＴが大きいほど小さくなり、且つ、吸気弁進角角度ＶＶＴにより一義的に定まる吸気弁閉弁時期が吸気下死点から遠ざかるほど（圧縮上死点に近づくほど）小さくなるように決定される。

ステップ１２５０：ＣＰＵは、実際の機械圧縮比εｍact及び実際の実圧縮比εａactと、補正係数（目標空燃比補正値）ｋと、の関係を予め定めた補正値テーブルMapｋに、上記ステップ１２３０にて取得された実際の機械圧縮比εｍact及び上記ステップ１２４０にて取得された実際の実圧縮比εａactを適用することにより、現時点における補正係数ｋを取得する。

この補正値テーブルMapｋによれば、補正係数ｋは、実際の機械圧縮比εｍactが大きくなるほど大きくなるように決定される。更に、この補正値テーブルMapｋによれば、補正係数ｋは、実際の実圧縮比εａactが大きくなるほど小さくなるように決定される

ステップ１２６０：ＣＰＵは、下記（５）式に従い、上記ステップ１２１０にて取得した基本目標空燃比abyfrb及び上記ステップ１２５０にて取得した補正係数に基づいて最終的な目標空燃比abyfrを決定する。
abyfr＝ｋ・abyfrb …（５）

この結果、目標空燃比abyfrは、実際の機械圧縮比εｍactが大きくなるほど大きくなる（リーン側の空燃比になる）とともに、実際の実圧縮比εａactが大きくなるほど小さくなる（リッチ側の空燃比になる）ように決定される。

＜燃料噴射制御＞
ＣＰＵは、図１３にフローチャートにより示した燃料噴射制御ルーチンを任意の気筒のクランク角が吸気上死点前の所定クランク角度（例えば、ＢＴＤＣ９０°）に一致する毎に繰り返し実行するようになっている。このクランク角が吸気上死点前の所定クランク角度に一致して吸気行程を迎える気筒は、以下「燃料噴射気筒」とも称呼される。

任意の気筒のクランク角度が上記所定クランク角度になると、ＣＰＵ７１は図１３のステップ１３００から処理を開始し、以下に述べるステップ１３１０乃至ステップ１３３０の処理を順に行い、ステップ１３９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。

ステップ１３１０：ＣＰＵは、吸入空気量Ｇａ及び機関回転速度ＮＥと、筒内吸入空気量Ｍｃと、の関係を定める関数ｆ（テーブルMapMc）に、現時点の吸入空気量Ｇａ及び現時点の機関回転速度ＮＥを適用することにより、現時点の筒内吸入空気量Ｍｃを取得する。
ステップ１３２０：ＣＰＵは、下記（６）式に示したように、筒内吸入空気量Ｍｃを目標空燃比abyfrによって除すことにより燃料噴射量Finjを求める。
Finj＝Ｍｃ／abyfr …（６）
ステップ１３３０：ＣＰＵは、燃料噴射量Finjの燃料を、燃料噴射気筒に対して備えられている燃料噴射弁１６から噴射するように、その燃料噴射弁１６に噴射指示信号を送出する。以上により、機関に供給される混合気の空燃比は目標空燃比abyfrに一致するように制御される。

一方、ＣＰＵが図１２のステップ１２２０の処理を実行する時点において、ステップ１２２０の条件が満たされていると（即ち、触媒が活性化していると）、ＣＰＵはステップ１２２０にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１２７０に進み、目標空燃比abyfrに理論空燃比stoichを格納する。そして、ＣＰＵはステップ１２９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。従って、触媒が活性化すると、機関に供給される混合気の空燃比は理論空燃比に維持される。

以上、説明したように、本発明の実施形態に係る可変圧縮比内燃機関の空燃比制御装置によれば、触媒３３が非活性状態にある場合、目標空燃比abyfr（従って、機関に供給される混合気の空燃比）が、そのときの機械圧縮比が大きいほど大きくなるように制御されるとともに、そのときの実圧縮比が大きいほど小さくなるように制御される。従って、機関から排出されるＨＣ及びＮＯｘの量が増大することを回避できるので、触媒が非活性状態にある場合におけるＨＣ及びＮＯｘの大気中への放出量が増大することを回避することができる。また、触媒３３が活性状態にある場合、目標空燃比abyfr（従って、機関に供給される混合気の空燃比）は、そのときの機械圧縮比及び実圧縮比に関わらず、理論空燃比に一致するように制御される。従って、機関１０から排出されたＨＣ及びＮＯｘは触媒３３により高い浄化効率にて浄化されるので、ＨＣ及びＮＯｘの大気中への放出量を低減することができる。

本発明は上記実施形態に限定されることはなく、本発明の範囲内において種々の変形例を採用することができる。例えば、機械圧縮比及び実圧縮比は機関の運転状態（例えば、機関回転速度ＮＥ及びアクセルペダル操作量Accp等）に応じて適宜変更されればよい。更に、本制御装置は、超高膨張比サイクル運転を実行しなくとも、機械圧縮比及び実圧縮比を変更できる機関であれば適用することができる。

加えて、機械圧縮比を変更する機構は上述した機械圧縮比変更機構１５には限定されない。即ち、圧縮比変更機構は、クランクケースに対するシリンダブロックの傾斜角を変更させることにより機械圧縮比を変更する機構であってもよく、例えば、特開２００８−２８３１４号公報及び特開２００７−２４７５４５号公報等に開示された機構であってもよい。

更に、上記実施形態において、ステップ１２５０にて使用される機械圧縮比εｍactはストロークセンサ４４が検出する距離ＳＴに基づいて取得されていた。これに代え、電気制御装置５０から機械圧縮比変更機構１５のアクチュエータ１５Ｍに送出される指示信号（駆動信号）に基づいてステップ１２５０にて使用される機械圧縮比εｍactを取得するように構成されてもよい。

同様に、上記実施形態において、ステップ１２５０にて使用される実圧縮比εａactはストロークセンサ４４が検出する距離ＳＴ及び及び目標吸気弁進角角度ＶＶＴtgtに基づいて取得されていた。これに代え、電気制御装置５０から機械圧縮比変更機構１５のアクチュエータ１５Ｍに送出される指示信号（駆動信号）と、電気制御装置５０から可変吸気タイミング装置１４ｆに送出される指示信号（駆動信号）とに基づいて、ステップ１２５０にて使用される実圧縮比εａactを取得するように構成されてもよい。

また、上記実施形態において、実際の圧縮作用の開始時期を変更可能な機構として、可変吸気タイミング装置（実圧縮比変更手段）１４ｆが採用されていたが、圧縮作用開始時期を変更できる機構であればいかなる形式の機構をも用いることができる。

更に、上記実施形態において、空燃比センサ４５により検出される検出空燃比が目標空燃比abyfrと一致するように燃料噴射量Finjを増減する周知の空燃比フィードバック制御が行われてもよい。加えて、上記実施形態においては、基本目標空燃比abyfrbと補正係数（目標空燃比補正値）ｋとにより最終的な目標空燃比abyfrが決定されていた（ステップ１２６０を参照。）。これに代え、触媒が活性化していないと判定される場合、ＣＰＵは図１４に示した「機械圧縮比εｍ及び実圧縮比εａと、目標空燃比abyfrと、の関係を定めるテーブル」から目標空燃比abyfrを直接決定してもよい。加えて、図１０に示した吸気弁閉弁時期は、その吸気弁閉弁時期と吸気下死点との差のクランク角だけ吸気下死点から更に進角した時期に置換することもできる。

更に、上記制御装置は、上述したように推定される触媒温度Ｔccroが過熱温度閾値Ｔccroを超えるか否かを判定し、触媒温度Ｔccroが過熱温度閾値Ｔccroを超えたと判定された場合には、触媒温度Ｔccroが過熱温度閾値Ｔccroを超えていないと判定されている場合よりも、目標空燃比abyfr（従って、機関に供給される混合気の空燃比）を小さくするように構成されていてもよい。加えて、実圧縮比及び機械圧縮比の制御は、機関の特性及び状態により適宜変更されてもよい。

本発明の実施形態に係る内燃機関の空燃比制御装置が適用される可変圧縮比内燃機関の概略断面図である。 図１に示した可変吸気タイミング装置を示す図である。 図１に示した吸気弁のリフト量及び排気弁のリフト量の変化を示した図である。 図１に示した内燃機関の可変圧縮比変更機構を示す同機関の分解斜視図である。 図１に示した内燃機関のシリンダブロックの斜視図である。 図１に示した可変圧縮比変更機構の作動を説明するための図である。 図１に示した内燃機関の概略平面図である。 機械圧縮比、実圧縮比及び膨張比を説明するための図である。 理論熱効率と膨張比との関係を示す図である。 図７に示した電気制御装置により制御される機械圧縮比等の負荷率に対する変化を示した図である。 図７に示した電気制御装置のＣＰＵが実行するルーチンを示したフローチャートである。 図７に示した電気制御装置のＣＰＵが実行するルーチンを示したフローチャートである。 図７に示した電気制御装置のＣＰＵが実行するルーチンを示したフローチャートである。 本発明の実施形態に係る内燃機関の空燃比制御装置の変形例のＣＰＵが参照する機械圧縮比及び実圧縮比と、目標空燃比と、の関係を定めるルックアップテーブルである。

符号の説明

１０…可変圧縮比内燃機関、１１…クランクケース、１３…シリンダブロック、１３ａ…シリンダ、１３ｂ…ピストン、１４…シリンダヘッド部、１４ｂ…吸気ポート、１４ｃ…排気ポート、１４ｄ…吸気弁、１４ｅ…インテークカムシャフト、１４ｆ…可変吸気タイミング装置、１５…機械圧縮比変更機構、１５ａ…ケース側軸受形成部、１５ｂ…ブロック側軸受形成部、１５ｃ…軸状駆動部、１５Ｍ…圧縮比変更機構のアクチュエータ（電動モータ）、１６…燃料噴射弁、２０…吸気系統、２１…インテークマニホールド、２４…スロットル弁、２４ａ…スロットル弁アクチュエータ、３０…排気系統、３２…エキゾーストパイプ、３３…触媒、４３…機関回転速度センサ、４４…ストロークセンサ、４６…アクセル開度センサ、５０…電気制御装置。

Claims (2)

1. 排気通路に配設された触媒と、ピストンが上死点位置にあるときの燃焼室容積に対する同ピストンが下死点位置にあるときの燃焼室容積の比である機械圧縮比を変更し得る機械圧縮比変更機構と、を備えた可変圧縮比内燃機関に適用され、
   前記機関の運転状態に応じて前記機械圧縮比変更機構を作動させることにより前記機械圧縮比を変更する機械圧縮比制御手段と、
   前記触媒が活性化したか否かを判定する触媒活性判定手段と、
   前記触媒活性判定手段により前記触媒が活性化していないと判定されている場合、前記機械圧縮比変更機構及び前記機械圧縮比制御手段により変更される機械圧縮比が大きくなるほど前記機関に供給される混合気の空燃比が大きくなるように同混合気の空燃比を制御する空燃比制御手段と、
   実際の圧縮作用の開始時期を変更することにより、ピストンが上死点位置にあるときの燃焼室容積に対する同圧縮作用の開始時期における燃焼室容積の比である実圧縮比を変更し得る実圧縮比変更手段と、
   前記機関の運転状態に応じて前記実圧縮比変更手段を作動させることにより前記機関の実圧縮比を変更する実圧縮比制御手段と、
   を備えた可変圧縮比内燃機関の空燃比制御装置において、
   前記空燃比制御手段は、
   前記触媒活性判定手段により前記触媒が活性化していないと判定されている場合、前記実圧縮比変更手段及び前記実圧縮比制御手段により変更される実圧縮比が大きくなるほど前記機関に供給される混合気の空燃比が小さくなるように同混合気の空燃比を制御する空燃比制御装置。
2. 請求項１に記載の空燃比制御装置において、
   前記空燃比制御手段は、
   前記触媒活性判定手段により前記触媒が活性化したと判定されている場合、前記機関に供給される混合気の空燃比が理論空燃比に一致するように同混合気の空燃比を制御する空燃比制御装置。

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