JP5418031B2 - 火花点火式エンジンの制御方法および制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグを備えた火花点火式エンジンを制御する方法および装置に関する。

従来、下記特許文献１に示されるように、高圧縮比かつリーン空燃比で運転する第１の運転モードと、低圧縮比かつ理論空燃比で運転する第２の運転モードとを有したエンジンにおいて、上記第１の運転モードから第２の運転モードへと変更する期間の始期に、吸気弁の制御に基づく吸入空気量の急減により空燃比をステップ状に低下（リッチ化）させ、その後、上記運転モードの変更期間中に、圧縮比を次第に低下させるとともに、吸入空気量が次第に増大するように吸気弁の動作を制御し、かつ燃料供給量を次第に増大させることが行われている。

この特許文献１に開示されたエンジンによれば、運転モードの変更期間の始期に、吸入空気量が急減されることで空燃比のリッチ化が図られるため、圧縮比が低下する前の高圧縮比下でも、筒内圧が過大になることがなく、ノッキング等の異常燃焼が抑制される。そして、その後の運転モードの変更期間中に、圧縮比を次第に低下させつつ、吸入空気量および燃料供給量を増大させることにより、ノッキング等を抑制しつつ負荷に応じた高いエンジン出力を確保できるという利点がある。

特開２００４−２３９１７５号公報

ところで、エンジンの分野では、近年の厳しいエネルギー事情等を背景にして、より熱効率が高く燃料消費量の少ないエンジンを開発することが求められている。熱効率をより高めるための対策としては、上記特許文献１に開示されたエンジンよりもさらに幅広い運転領域で空燃比をリーン化することが考えられるが、高負荷域でもリーンな空燃比を維持するには、過給等により多量の空気を気筒内に送り込む必要がある。しかしながら、気筒内に多量の空気を送り込むと、気筒内の高温・高圧化が進み、結局ノッキング等の異常燃焼や、筒内圧の急上昇による燃焼騒音等の問題を招いてしまうおそれがある。

本発明は、上記のような事情に鑑みてなされたものであり、空燃比のリーン化による熱効率の向上を図りながら、高負荷域での異常燃焼や燃焼騒音等の問題を有効に回避することが可能なエンジンの制御方法および制御装置を提供することを目的とする。

上記課題を解決するためのものとして、本発明は、気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグを備えた火花点火式エンジンを制御する方法であって、上記混合気の空燃比をエンジン負荷の全域で理論空燃比よりもリーンに設定し、あらかじめ設定された第１負荷よりもエンジン負荷が低いときは圧縮比を所定値に設定する一方、上記第１負荷以上にエンジン負荷が増大すると、圧縮比を上記所定値よりも低い値に設定するとともに、その低下量を負荷の増大に応じて徐々に大きくし、上記第１負荷よりも高い第２負荷よりもエンジン負荷が低いときは、混合気の燃焼開始時期を所定の時期に設定する一方、上記第２負荷以上にエンジン負荷が増大すると、混合気の燃焼開始時期を上記所定の時期よりも遅角させるとともに、その遅角量を負荷の増大に応じて徐々に大きくすることを特徴とするものである（請求項１）。

本発明によれば、エンジン負荷の全域で空燃比をリーン化することにより、熱効率を大幅に向上させて燃費性能を効果的に改善することができる。ただし、空燃比のリーン化を高負荷側まで継続すると、負荷の増大に伴って吸入空気量を大幅に増大させる必要があり、それによる筒内の高温・高圧化によりノッキングが起きるおそれがある。このような問題に対し、本発明では、所定の第１負荷以上で圧縮比を低下させるようにしたため、上記のような高負荷域でのノッキングの発生を効果的に防止することができる。さらに、上記第１負荷よりも高負荷側の第２負荷以上になると、筒内圧の急上昇により大きな燃焼騒音が生じるおそれがあるが、本発明では、上記第２負荷以上で燃焼開始時期を遅らせることにより、上記のような燃焼騒音の発生をも防止することができる。このように、本発明によれば、空燃比のリーン化による熱効率の向上をエンジン負荷の全域で達成しつつ、高負荷域でのノッキングの発生や燃焼騒音の増大を効果的に防止できるという利点がある。

本発明において、好ましくは、エンジン負荷が上記第２負荷以上に増大すると、上記点火プラグによる点火時期を、トルクが最大となる点火時期であるＭＢＴに対し所定クランク角だけ遅らせる（請求項２）。

このようにすれば、混合気の燃焼開始時期を遅らせる操作を、点火プラグによる点火時期を遅角させることで適正に実施できるという利点がある。

この場合、より好ましくは、上記第１負荷から第２負荷までの負荷域では、点火時期を上記ＭＢＴに維持しつつ、負荷の増大に応じて圧縮比を低下させる（請求項３）。

このようにすれば、第１負荷から第２負荷までの負荷域で、熱効率をできるだけ高い値に維持しつつ、ノッキングの発生を効果的に防止できるという利点がある。

また、上記第１負荷から第２負荷までの負荷域では、負荷の増大に応じて圧縮比を低下させ、かつ点火時期を上記ＭＢＴよりも遅らせる一方、上記第２負荷以上の負荷域では、より大きな遅角幅で上記点火時期をＭＢＴから遅らせるようにしてもよい（請求項４）。

このようにした場合でも、上記第１負荷以上の負荷域におけるノッキングの発生や燃焼騒音の増大を効果的に防止することができる。

本発明において、好ましくは、上記第１負荷から第２負荷までの負荷域では、吸気弁の閉じ時期を変更することで圧縮比を低下させる（請求項５）。

このようにすれば、吸気弁の閉じ時期を変更するだけの比較的簡単な構成で、適正にエンジンの圧縮比を調整できるという利点がある。

本発明において、好ましくは、少なくとも上記第１負荷以上の負荷域では過給機を用いて過給を行う（請求項６）。

このようにすれば、高負荷域でのエンジン出力を過給により十分に確保しながら、空燃比のリーン化を高負荷域まで継続して熱効率をより向上させることができるという利点がある。

本発明において、好ましくは、理論空燃比に対する空気過剰率λをエンジン負荷の全域でλ＝２以上に設定する（請求項７）。

このようにすれば、エンジンの熱効率を十分に向上させつつ、燃焼温度を大幅に低下させてＮＯｘ排出量を効果的に削減できるという利点がある。

この場合、より好ましくは、上記空気過剰率λをエンジン負荷の全域でλ＝２〜３に設定する（請求項８）。

このようにすれば、エンジンの排気損失および冷却損失の両方をバランスよく低減することができ、実現可能な範囲で熱効率を十分なレベルに高めることができる。

また、本発明は、気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグを備えた火花点火式エンジンを制御する装置であって、上記点火プラグによる火花放電を制御する点火制御手段と、エンジンの圧縮比を可変的に設定する圧縮比調整手段とを備え、上記混合気の空燃比が、エンジン負荷の全域で理論空燃比よりもリーンな空燃比に設定され、あらかじめ設定された第１負荷よりもエンジン負荷が低いときは圧縮比を所定値に設定する一方、上記第１負荷以上にエンジン負荷が増大すると、圧縮比を上記所定値よりも低い値に設定するとともに、その低下量を負荷の増大に応じて徐々に大きくする制御が上記圧縮比調整手段により実行されるとともに、上記第１負荷よりも高い第２負荷よりもエンジン負荷が低いときは、上記点火プラグによる点火時期を、トルクが最大となる点火時期であるＭＢＴに設定する一方、上記第２負荷以上にエンジン負荷が増大すると、上記点火プラグによる点火時期を上記ＭＢＴよりも遅角させるとともに、その遅角量を負荷の増大に応じて徐々に大きくする制御が上記点火制御手段により実行されることを特徴とするものである（請求項９）。

本発明による場合でも、上述した制御方法による場合と同様の作用効果を得ることができる。

以上説明したように、本発明の火花点火式エンジンの制御方法および制御装置によれば、空燃比のリーン化による熱効率の向上を図りながら、高負荷域での異常燃焼や燃焼騒音等の問題を有効に回避することができる。

本発明の一実施例にかかる火花点火式エンジンの全体構成を示す図である。 エンジン本体の断面図である。 エンジンの制御系を示すブロック図である。 エンジンの圧縮比、空気過剰率、点火時期、燃焼期間、および過給量の制御例を示す図である。 エンジンの熱効率を左右する各種損失要因と、その損失要因に関連する各種制御パラメータを示す図である。 エンジンの運転領域とその代表点を示す図である。 代表点での図示熱効率の演算結果を圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータとの関係で示す図である。 代表点での排気損失の演算結果を圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータとの関係で示す図である。 代表点での冷却損失の演算結果を圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータとの関係で示す図である。 空気過剰率を複数の異なる値に設定した場合の熱伝達係数の特性を示す図である。 空気過剰率を複数の異なる値に設定した場合の冷却損失積算値の特性を示す図である。 代表点での筒内圧、圧力上昇率、排気温度、およびＬ−Ｗ積分値の値をクランク角との関係で示す図である。 エンジンを最高負荷まで運転した場合の最大筒内圧、最大圧力上昇率、排気温度、およびＬ−Ｗ積分値の変化を示す図である。 エンジンの高負荷域で圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータを変化させた場合に、最大筒内圧、最大圧力上昇率、排気温度、Ｌ−Ｗ積分値がどのように変化するかを示す図である。 図１４と同じ条件で各種パラメータを変化させた場合の図示熱効率の変化を示す図である。 図１４と図１５の結果をまとめた表である。 図１４よりもさらに高負荷域で圧縮比や空気過剰率等の各種パラメータを変化させた場合に、最大筒内圧、最大圧力上昇率、排気温度、Ｌ−Ｗ積分値がどのように変化するかを示す図である。 図１７と同じ条件で各種パラメータを変化させた場合の図示熱効率の変化を示す図である。 図１７と図１８の結果をまとめた表である。 図１４〜図１９の結果から得られる望ましい制御例およびそれに基づく図示熱効率の変化を示す図である。

Ａ．実施例
（１）エンジンの基本構成
図１は、本発明の一実施例にかかる火花点火式エンジンの全体構成を示す図であり、図２は、そのエンジン本体１の構成を示す断面図である。これらの図に示されるエンジンは直列多気筒エンジンであり、そのエンジン本体１には複数の気筒（図示の例では４つの気筒１Ａ〜１Ｄ）が設けられ、各気筒１Ａ〜１Ｄにはそれぞれピストン２（図２）が嵌挿されている。ピストン２はコネクティングロッド４を介してクランク軸３と連結されており、上記ピストン２の往復運動に応じて上記クランク軸３が軸回りに回転するようになっている。

上記ピストン２の上方には燃焼室５が形成され、燃焼室５に吸気ポート６および排気ポート７が開口し、各ポート６，７を開閉する吸気弁８および排気弁９がエンジン本体１の上部に設けられている。なお、図例のエンジンはいわゆるダブルオーバーヘッドカムシャフト式（ＤＯＨＣ）エンジンであり、各気筒につき上記吸気弁８および排気弁９がそれぞれ２つずつ設けられている。そして、これら吸気弁８および排気弁９の上方に、クランク軸３と連動して回転するカム軸４０，４１（図２）が設けられ、各カム軸４０，４１にそれぞれ取り付けられた複数のカム４０ａ，４１ａにより、上記吸排気弁８，９が個別に開閉駆動されるようになっている。

上記エンジン本体１には、吸気弁８の閉じ時期を変更可能にするバルブタイミング可変機構（Variable Valve Timing Mechanism）としてのＶＶＴ４２が設けられている。

上記ＶＶＴ４２は、例えば位相式の可変機構からなり、上記クランク軸３に対する吸気用のカム軸４０の回転位相を、エンジンの運転状態に応じて変更し得るように構成されている。このＶＶＴ４２の構造は従来から種々知られているためその詳細な説明は省略するが、例えばタイミングベルトを介してクランク軸の回転が伝動されるカムプーリとカム軸との間に、両者を相対回転可能とする位相変更用部材が組み込まれ、この部材が油圧もしくは電動で駆動される構造となっている。

なお、バルブタイミング可変機構として、バルブリフト量を変更することで吸気弁８の閉じ時期を変更する可変機構を設けてもよい。また、このようなバルブリフト量の可変機構と、上述した位相式の可変機構とを組み合わせて用いることにより、有効圧縮比の変更制御と吸排気弁８，９のオーバーラップ量の制御とを同時に行い得るようにしてもよい。

ここで、当実施例のエンジンは、一般的なガソリンエンジンと異なり、その圧縮比がかなり高めに設定されている。具体的には、一般的なガソリンエンジンの幾何学的圧縮比が約９〜１１程度であるのに対し、当実施例のエンジンは、幾何学的圧縮比が約１８に設定されている。なお、吸気弁８の閉タイミングに基づき定まる実質的な圧縮比（有効圧縮比）については、後述するように、圧縮比１８以下の範囲で可変的に設定される。

図１および図２に示すように、上記エンジン本体１には、燃焼室５に直接燃料を噴射するインジェクタ１０と、燃焼室５に点火用の火花を放電する点火プラグ１１とが、各気筒につきそれぞれ１つずつ設けられている。なお、図示の例では、燃焼室５を吸気側の側方から臨むようにインジェクタ１０が設けられるとともに、燃焼室５を上方から臨むように点火プラグ１１が設けられている。

上記点火プラグ１１は、火花放電用の電力を生成する点火回路装置１２と電気的に接続されており、この点火回路装置１２からの給電に応じて、上記点火プラグ１１から所定のタイミングで火花が放電されるようになっている。

また、図２に示すように、上記エンジン本体１には、そのクランク軸３の回転速度を検出するエンジン回転速度センサ６１と、エンジンの冷却水の温度を検出する水温センサ６２とが設けられている。

上記エンジン本体１の吸気ポート６および排気ポート７には、吸気通路１３および排気通路１９がそれぞれ接続されている。

上記吸気通路１３は、燃焼用の空気を燃焼室５に供給するための通路であり、図１に示すように、気筒別に分岐した複数の分岐通路部１４と、その上流側に共通に設けられた共通通路部１５とを有している。

上記排気通路１９は、上記燃焼室５で生成された既燃ガス（排気ガス）を排出するための通路であり、上記吸気通路１３と同様、気筒別に分岐した複数の分岐通路部２０と、その下流側に共通に設けられた共通通路部２１とを備えている。

上記吸気通路１３の共通通路部１５のうち、後述するコンプレッサ２７よりも上流側には、上記共通通路部１５を通過する吸入空気の流量を検出するエアフローセンサ６０が設けられている。

また、上記共通通路部１５には、吸入空気量を調節するスロットル弁１６が設けられている。このスロットル弁１６は、アクチュエータ１７により開閉駆動される電子制御式のスロットル弁である。すなわち、運転者により踏み込み操作される図外のアクセルペダルの開度がアクセル開度センサ６３（図３）により検出され、その検出開度やエンジンの運転状態等に応じて、後述するＥＣＵ５０（図３）が適切なスロットル弁１６の開度を演算するとともに、その開度に応じた駆動信号が上記アクチュエータ１７に入力されてスロットル弁１６が開閉駆動されるようになっている。

上記排気通路１９の共通通路部２１には、三元触媒を内蔵した触媒コンバータ２４が設けられており、上記排気通路１９を通過する排気ガス中の有害成分が上記触媒コンバータ２４の作用により浄化されるようになっている。

図１に示すように、当実施例のエンジンには、吸気を加圧するための過給機２５が設けられている。

上記過給機２５は、排気通路１９の共通通路部２１に設けられたタービン２６と、吸気通路１３の共通通路部１５に設けられたコンプレッサ２７と、これらタービン２６およびコンプレッサ２７どうしを連結する連結軸２８と、この連結軸２８を回転駆動する電動モータ２９とを有している。そして、上記タービン２６が排気ガスのエネルギーに応じて回転すると、これと連動してコンプレッサ２７が高速回転することにより、上記吸気通路１３を通過する空気（吸入空気）が加圧されて燃焼室５へと圧送されるとともに、必要に応じて上記電動モータ２９が駆動されてコンプレッサ２７の回転がアシストされるようになっている。

なお、上記コンプレッサ２７は比較的大型のインペラからなり、このような大型のコンプレッサ２７により吸気を加圧する上記過給機２５は、特に排気ガスのエネルギーが大きい高回転または高負荷域で高い過給性能を発揮する。また、必要に応じて上記電動モータ２９による回転アシストが行われることにより、優れた応答性で吸気が加圧されるようになっている。

上記吸気通路１３の共通通路部１５におけるコンプレッサ２７よりも下流側には、過給により温度上昇した空気を冷却するためのインタークーラ１８が設けられている。

図３は、エンジンの制御系を示すブロック図である。本図に示されるＥＣＵ５０は、エンジンの各部を統括的に制御するための制御装置であり、周知のＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ等から構成されている。

上記ＥＣＵ５０には、各種センサ類からの検出信号が入力される。すなわち、ＥＣＵ５０は、上記エアフローセンサ６０、エンジン回転速度センサ６１、水温センサ６２、およびアクセル開度センサ６３と電気的に接続されており、これら各種センサ類からの検出信号が上記ＥＣＵ５０に逐次入力されるようになっている。

また、上記ＥＣＵ５０は、上記インジェクタ１０、点火プラグ１１用の点火回路装置１２、スロットル弁１６用のアクチュエータ１７、過給機２５用の電動モータ２９、およびＶＶＴ４２とも電気的に接続されており、これらの装置にそれぞれ駆動用の制御信号を出力するように構成されている。

上記ＥＣＵ５０が有するより具体的な機能について説明すると、上記ＥＣＵ５０は、その主な機能要素として、バルブタイミング制御手段５１、インジェクタ制御手段５２、点火制御手段５３、および過給制御手段５４を有している。

上記バルブタイミング制御手段５１は、上記ＶＶＴ４２の動作を制御することにより、吸気弁８の閉じ時期をエンジンの運転状態に応じて適宜変更するものである。すなわち、吸気弁８は、通常、吸気下死点の遅角側の近傍（吸気下死点をわずかに過ぎたタイミング）で閉じられるが、エンジンの運転状態によっては、上記バルブタイミング制御手段５１によりＶＶＴ４２が駆動されて上記吸気弁８の閉じ時期が吸気下死点よりも大幅に遅く設定される。これにより、圧縮行程の実質的な開始時期が遅らされ、エンジンの圧縮比（有効圧縮比）がその分低下する。このことから、当実施例では、エンジンの圧縮比を可変的に設定するための手段（本発明にかかる圧縮比調整手段）が、上記吸気弁８の閉じ時期を変更するＶＶＴ４２と、その動作を制御するバルブタイミング制御手段５１とにより構成されている。なお、上述したように、当実施例のエンジンの幾何学的圧縮比が約１８であることから、上記ＶＶＴ４２およびバルブタイミング制御手段５１からなる圧縮比調整手段は、有効圧縮比を約１８以下の範囲で可変的に設定する。

上記インジェクタ制御手段５２は、上記インジェクタ１０による燃料の噴射動作を制御することにより、上記インジェクタ１０から燃焼室５に噴射される燃料の噴射時期や噴射量（噴射時間）を制御するものである。そして、上記インジェクタ制御手段５２の制御により運転状態に応じた規定量の燃料が上記インジェクタ１０から噴射され、噴射された燃料が吸入空気と混合されることにより、燃焼室５に所望の空燃比の混合気が生成されるようになっている。

また、上記インジェクタ制御手段５２は、必要に応じてインジェクタ１０からの燃料の噴射時期を変更したり、燃料噴射の回数を複数回に分割したりすることにより、燃焼室５での混合気の燃焼期間（燃焼反応の始点から終点までのクランク角範囲）を制御する役割をも果たしている。例えば、上記インジェクタ１０からの燃料噴射が複数回に分割されると、燃焼室５での気流に乱れが生じてミキシングが促進され、燃焼期間が短縮される。そして、このような燃料の噴射制御が必要に応じて適宜実行されることにより、燃焼期間が所望のクランク角範囲に収められるようになっている。

上記点火制御手段５３は、上記点火回路装置１２から点火プラグ１１への給電を制御することにより、上記点火プラグ１１が火花放電を行うタイミング（点火時期）等を制御するものである。

上記過給制御手段５４は、上記過給機２５用の電動モータ２９を必要に応じて駆動することにより、運転状態に応じた適正な過給特性が得られるように過給機２５を制御するものである。

（２）エンジンの燃焼制御の具体例
図４（ａ）〜（ｅ）は、以上のように構成されたＥＣＵ５０の制御により、エンジンの圧縮比（有効圧縮比）ε、理論空燃比に対する空気過剰率λ、点火プラグ１１による点火時期θig、混合気の燃焼期間Δθ、および過給機２５による過給量ＱＣが、エンジン負荷（アクセル開度に基づく要求トルク）に応じてどのように変化するかを示す図である。これらの図において、横軸の負荷の値Ｘ１，Ｘ２は、上記ε、λ等の制御パラメータのいずれかが変更される負荷の閾値を示しており、また、Ｘｍはエンジンの最高負荷を示している。なお、以下では、上記閾値Ｘ１，Ｘ２をそれぞれ第１負荷、第２負荷と称するとともに、無負荷から第１負荷Ｘ１までの範囲を負荷域Ａ、第１負荷Ｘ１から第２負荷Ｘ２までの範囲を負荷域Ｂ、第２負荷Ｘ２から最高負荷Ｘｍまでの範囲を負荷域Ｃと称する。

まず、図４（ａ）を用いて圧縮比εの制御について説明する。圧縮比εは、無負荷から第１負荷Ｘ１までの負荷域Ａではε＝１８一定に維持されるが、上記第１負荷Ｘ１以上の負荷域Ｂに移行すると、負荷の増大とともに圧縮比εが徐々に下げられ、第２負荷Ｘ２でε＝１４とされる。そして、第２負荷Ｘ２以上になると、最高負荷Ｘｍに至るまでε＝１４のまま一定に維持される。

理論空燃比に対する空気過剰率λについては、図４（ｂ）に示すように、エンジン負荷の全域（無負荷から最高負荷Ｘｍまでの範囲）でλ＝３もしくはこれよりやや低い値に設定される。なお、図例では、負荷域Ａの高負荷側ほど、空気過剰率がλ＝３から徐々に低下し、負荷域Ｂ，Ｃで再度λ＝３まで増大するようになっている。これは、負荷に応じて燃料噴射量が増やされる一方、これに完全に比例するように過給量ＱＣを増やせないからである。例えば、第１負荷Ｘ１以下の負荷域Ａでは、過給性能がそれ程高くないため（図４（ｅ）参照）、負荷に応じて燃料噴射量が増やされと、空気過剰率λは徐々に低下（リッチ化）する。一方、十分な過給性能が発揮される負荷域Ｂ，Ｃでは、燃料噴射量に見合うだけの十分な空気が燃焼室５に送り込まれるため、空気過剰率λが再度増大してλ＝３に戻される。このように、空気過剰率λは、ある程度の範囲で変動するが、最低でもλ＝２を下回ることはなく、特に図示の例では、エンジン負荷の全域でλ＝３に比較的近い値に維持される。

点火プラグ１１による点火時期θigについては、図４（ｃ）に示すように、無負荷から第２負荷Ｘ２までの負荷域ＡおよびＢで、最大のトルクが得られる点火時期としてのＭＢＴ（Minimum Advance for Best Torque）に維持される一方、上記第２負荷Ｘ２以上の負荷域Ｃに移行すると、負荷の増大に応じて点火時期θigが徐々に遅角され、最高負荷ＸｍでＭＢＴに対し４°遅角される。なお、最大のトルクが得られる上記点火時期ＭＢＴは、理論上ある１つのクランク角に特定されるが、本明細書でいうＭＢＴとは、理論上求まるＭＢＴの値に厳密に限定する趣旨ではなく、例えば±１°程度の誤差を許容する所定の幅をもった値であるものとする。

混合気の燃焼期間Δθについては、図４（ｄ）に示すように、エンジン負荷の全域でΔθ＝２０°に維持される。

最後に、過給機２５による過給量ＱＣについては、図４（ｅ）に示すように負荷に応じて徐々に増大されるが、特に、圧縮比εが低下し始める第１負荷Ｘ１以上（負荷域ＢおよびＣ）になると、優れた過給性能が発揮されて過給量ＱＣが大幅に増大される。

Ｂ．実施例の検証
（１）全体指針
本願発明者による研究によれば、図４（ａ）〜（ｅ）に示したような制御特性に沿ってエンジンを制御すれば、エンジンの熱効率をできる限り高い値に維持しながら、ノッキングの発生や燃焼騒音の増大を防止することが可能である。以下に、このような結論を得るに至った本願発明者による研究の内容について説明する。

図５に示すように、エンジンの熱効率を改善するには、排気損失、冷却損失、ポンプ損失、機械抵抗という４つの損失要因の少なくとも１つを低減する必要がある。本願発明者は、このうちの排気損失と冷却損失に着目し、これら両損失に関連する制御パラメータとして、圧縮比ε、点火時期θig、燃焼期間Δθ、および比熱比をいかに制御すれば熱効率をより効果的に改善できるかについて考察した。なお、上記比熱比については、混合気の空気過剰率λに密接に関連するものであるため、以下では、上記比熱比に代えて空気過剰率λを制御すべきパラメータとして取り上げる。

（２）部分負荷域での熱効率の検証
図７は、エンジンの部分負荷域に設定された代表点Ｒ（図６参照）において、圧縮比ε、理論空燃比に対する空気過剰率λ、および混合気の燃焼期間Δθをそれぞれ変化させた場合における熱効率（図示熱効率）の演算結果を示す図である。なお、ここでの演算結果は、図６に示すように、エンジン回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａという代表点Ｒでエンジンを運転した場合の熱効率を示すものであり、また、点火時期θigについては、ＭＢＴ（トルクが最大となる点火時期）で一定とする。

図７では、混合気の燃焼期間Δθを１０°，２０°，３５°，６０°に設定した場合の熱効率を左から順に示している。本図によれば、図示熱効率の最大値は、Δθ＝６０°の場合で約４６％、Δθ＝３５°の場合で約４７％であるのに対し、Δθ＝１０°，２０°の場合で約４８％である。このことから、熱効率をより高めるには、燃焼期間Δθを１０°〜２０°程度に設定すればよいことが分かる。

ただし、燃焼期間Δθ＝１０°，２０°の場合の熱効率を詳細に比較すると、図示熱効率の最大値（４８％）の範囲がΔθ＝１０°の方が少し広いだけで、全体的な分布はどちらも大差ないことが分かる。すなわち、燃焼期間Δθを２０°から１０°に短縮しても、熱効率の改善効果はほとんど得られない。これは、燃焼期間が短くなると筒内圧力・温度の上昇率が大きくなり、それによって冷却損失が増えるためと考えられる。しかも、燃焼期間Δθを１０°程度まで短くするのは、実際の制御上困難な面も想定される。このようなことから、Δθ＝２０°が目標とすべき燃焼期間であると言える。

上記のようにΔθ＝２０°とした場合、対応するグラフ（左から２番目のグラフ）によると、図示熱効率の最大値（４８％）が得られる圧縮比εおよび空気過剰率λの値は、ε＝１８、λ＝５である。

しかしながら、上記グラフによると、圧縮比ε＝１８のときに、空気過剰率λを変化させることで熱効率が顕著に改善されるのは、λ＝３程度までであり、λ＝３を超えた範囲では、λを変化させても熱効率は緩やかにしか変化しないことが分かる。例えば、圧縮比ε＝１８において空気過剰率λをλ＝２→３に増大させると、熱効率は４５％から４７％に上昇する（つまり２％改善する）が、さらにλ＝３→５まで空気過剰率を大幅に増大させても、熱効率は４８％までしか上昇しない（つまり約１％しか改善されない）。

このように、空気過剰率がλ＝３を超えると、熱効率の改善は大きく鈍ってしまう。次に、この理由について考察する。図８および図９は、図７と同じ条件でエンジンを運転した場合に生じる排気損失および冷却損失の演算結果を示す図である。

まず、エンジンの排気損失については、図８に示すように、燃焼期間Δθが短く、圧縮比εが高く、空気過剰率λが大きい方が少ない損失で済むことが分かる。これは、燃焼期間Δθが短く圧縮比εが大きい方が、燃焼が終了した後の膨張期間が長くなり、より多くの仕事を取り出せるため、排気に捨てられるエネルギーが少なく済むからであり、また、空気過剰率λが大きい方が（つまり空燃比がリーンな方が）、排気ガスの温度が低くなり、やはり排気に捨てられるエネルギーが少なく済むからである。

すなわち、図８によれば、同一の燃焼期間、同一の圧縮比であれば、空気過剰率λが大きいほど排気損失は少なくことが分かる。このことから、図７に見られた熱効率の頭打ち現象（λ＝３を超えると熱効率の改善が鈍る減少）は、排気損失が原因で起きるものではないと考えられる。

一方、エンジンの冷却損失については、図９に示すように、燃焼期間Δθが短く、圧縮比εが高い方が損失が増大している。また、空気過剰率λについては、λ＝３以下の範囲では、λが大きくなるほど冷却損失は低減するものの、λ＝３を超えると、冷却損失が増大に転じていることが分かる。このように、空気過剰率λは、λ＝３よりも大きくなるとかえって冷却損失の増大を招くものであり、このことから、図７に見られた熱効率の頭打ち現象は、冷却損失が原因で起きているものと考えられる。

次に、空気過剰率λ＞３で冷却損失が増大する原因について考察する。冷却損失をＦcとすると、Ｆcは下式（１）によって求めることができる。

Ｆc＝αＳ（Ｔ−Ｔw）・・・・（１）
ここに、α：熱伝達係数、Ｓ：燃焼室表面積、Ｔ：ガス温度、Ｔw：燃焼室壁温、である。

上記式（１）において、燃焼室表面積Ｓは、型式が同じエンジンであれば常に同一の値であり、また、燃焼室壁温Ｔwは、エンジンの冷却水により常に１００℃程度に維持されるため、基本的に大きく変わることはない。

一方、熱伝達係数α、ガス温度Ｔについては、燃焼条件により変化する値である。このうち、ガス温度Ｔは、空気過剰率λが大きいほど低い値をとるため、これに比例して冷却損失Ｆcも低下するはずである。以上のことから、空気過剰率λ＞３で冷却損失Ｆcが増大するのは、熱伝達係数αに起因するものと考えられる。

ここで、上記熱伝達係数αは、下式（２）により求めることができる。

α＝0.013Ｄ^-0.2Ｐ^0.8Ｔ^-0.53｛2.28Ｕp＋ｃ（Ｐ−Ｐm）｝^0.8・・・・（２）
ここに、Ｄ：シリンダボア、Ｐ：筒内圧力、Ｕp：平均ピストン速度、ｃ：燃焼初期条件係数、Ｐm：モータリング圧力、である。

上記式（２）を基にして、空気過剰率λ＝１，３，６における熱伝達係数αをクランク角との関係で算出した結果を図１０に示す。なお、この図１０は、図７〜図９と同様に、回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａ（図６の代表点Ｒ）で運転した場合の演算結果を示しており、上記空気過剰率λ以外のパラメータは、圧縮比ε＝１８、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°である。

図１０に示すように、熱伝達係数αは、空気過剰率λが大きいほど増大していることが分かる。これは、空気過剰率λが増大して空燃比がリーン化すると、上記式（２）の右辺における筒内圧Ｐが上昇し、これに比例して熱伝達係数αが増大するためである。なお、筒内圧Ｐが高くなるほど熱伝達係数αが増大するのは、燃焼室壁面に沿って形成される温度境界層（温度が急変する流体の層のことであり、一種の断熱材の役割を果たす）の厚みが薄くなり、熱伝達が促進するためと考えられる。

図１１は、上記熱伝達係数αの演算結果（図１０）と上記式（１）とに基づいて算出した冷却損失積算値ΣｄＦcの値を示す図である。なお、この図１１では、冷却損失積算値ΣｄＦcの値がマイナス側に大きいほど冷却損失Ｆcが大きいことを表わしている。本図によれば、空気過剰率λ＝１，３，６における各冷却損失Ｆcは、λ＝１のときが最も大きく、λ＝３のときが最も小さい。λ＝１のときの冷却損失Ｆcが大きいのは、理論空燃比での燃焼であり、燃焼温度が高いからである。

一方、空気過剰率をλ＝３からλ＝６まで大きくすると、冷却損失Ｆcはかえって増大している。すなわち、空気過剰率λを大きくし過ぎると、上述したように、筒内圧が過大になって熱伝達係数αが大幅に増大するため、これが冷却損失Ｆcの増大を招いているものと考えられる。

以上のことから、空気過剰率をλ＝３を超えて大きくすることは、かえって冷却損失Ｆcの増大を招くという点で好ましくないと言える。もちろん、空気過剰率λが大きいほど、排ガスの温度が下がって排気損失が低減されるが（図８参照）、結局のところ上記冷却損失Ｆcの増大によって相殺されてしまう。図７に示したように、λ＞３でエンジンの熱効率の改善が鈍ってしまうのはこのためである。

加えて、空気過剰率λ＞３という極めてリーンな空燃比を実現するのは、吸気充填性能等の点から考えても現実的に困難である。このことから、空気過剰率λについては、実用性と熱効率改善との両面から、λ＝３を目標とすべきであると言える。

なお、上記空気過剰率λ以外の他のパラメータについては、図７で説明したように、圧縮比ε＝１８、燃焼期間Δθ＝２０°、点火時期θig＝ＭＢＴを目標とすべきである。

ここで、以上のような燃焼条件（ε＝１８、λ＝３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°）でエンジンを運転することによる実用上の問題の有無を図１２に基づき考察する。図１２は、図６の代表点Ｒにおいて、上記燃焼条件に基づきエンジンを運転したときの筒内圧Ｐ、筒内圧Ｐの上昇率（圧力上昇率）ｄＰ／ｄθ、排気温度Ｔex、およびＬ−Ｗ積分値Σ１／τの値をクランク角との関係で示す図である。このうち、排気温度Ｔexとは、エンジンの排気ポート７からの排出ガス温度のことであり、図示のＴ−Ｖ線図におけるＥ点の温度（つまり排気弁９が開くときの温度）がこれに相当する。また、Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τとは、エンジンの分野において“Livengood-Ｗu積分”と呼ばれる値のことであり、エンドガス（未燃焼混合気）の化学反応進行速度に関連し、ノッキングの発生を予測するために用いられる。

図１２では、上記筒内圧Ｐ、圧力上昇率ｄＰ／ｄθ、排気温度Ｔex、およびＬ−Ｗ積分値Σ１／τの上限値を一点鎖線で示している。具体的に、図１２では、筒内圧Ｐの上限値を１２〜１５ＭＰａの範囲の所定値に、圧力上昇率ｄｐ／ｄθの上限値を０．４〜０．５ＭＰａ／°の範囲の所定値に、排気温度Ｔexの上限値を１５００Ｋ程度に設定している。これは、エンジンの信頼性や燃焼騒音を考慮してのものである。また、Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τについては、１．０を超えるとノッキングが起きるので、Σ１／τ＝１．０を上限値としている。

図１２によれば、筒内圧Ｐ、圧力上昇率ｄＰ／ｄθ、排気温度Ｔex（Ｅ点の温度）、およびＬ−Ｗ積分値Σ１／τのいずれの値についても、上限値以下に収まっており、このことから、上記燃焼条件（ε＝１８、λ＝３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°）での運転は、実用上十分耐え得るものであることが理解できる。

以上、図７〜図１２を用いて説明したように、エンジンの部分負荷域における代表点Ｒ（回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａ）では、圧縮比ε＝１８、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°、空気過剰率λ＝３という条件でエンジンを運転することが、実用性を考慮しつつ熱効率を効果的に改善できるという点で最も望ましいことが分かった。

（３）負荷拡大に関する検証
次に、圧縮比ε＝１８、空気過剰率λ＝３、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°という上記代表点Ｒでの燃焼条件を高負荷域まで継続することが可能かどうかについて考察する。図１３は、エンジンの運転状態が図６のラインＬ（等回転速度線）に沿って変化した場合に、エンジンの最大筒内圧Ｐmax、最大圧力上昇率ｄＰ／ｄθmax、排気温度Ｔex、およびＬ−Ｗ積分値Σ１／τが負荷（横軸の図示平均有効圧力Ｐｉ）に応じてどのように変化するかを示す図である。なお、以下では、これらＰmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τを総称して燃焼指標値ということがある。これら燃焼指標値のうち、最大筒内圧Ｐmaxとは、図１２に示した筒内圧Ｐの最大値のことであり、最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxとは、圧力上昇率ｄｐ／ｄθの最大値のことである。また、図１３において、各グラフの最も右側のプロットにおける図示平均有効圧力Ｐｉの値（約１２００ｋＰａ）は、エンジンの最高負荷（図６の最高負荷ラインＭ上の値）を表わしている。無負荷から最高負荷までの範囲で上記燃焼指標値（Ｐmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τ）が上限値を超えなければ、エンジンは問題なく運転可能と判断できる。

図１３によると、上記燃焼指標値のうち、最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxおよび排気温度Ｔexについては、エンジン負荷の全域で上限値以下に収まっており、運転上特に問題とならないことが分かる。一方、最大筒内圧ＰmaxおよびＬ−Ｗ積分値Σ１／τについては、エンジンの高負荷域で上限値を超えており、特にノッキングに関係する上記Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τについては上限値を大きく超えている。これは、空気過剰率λ＝３というリーンな空燃比を高負荷域まで継続すると、筒内にかなり多量の空気を送り込む必要が生じ、筒内の高温・高圧化、およびそれに起因したノッキングの発生が避けられなくなるためと考えられる。以上のことから、部分負荷域と同じ燃焼条件を高負荷域まで継続すると、最大筒内圧ＰmaxおよびＬ−Ｗ積分値Σ１／τ（特にＬ−Ｗ積分値）が問題となり、これを回避するには燃焼条件を変更する必要があることが分かる。

次に、上記最大筒内圧ＰmaxおよびＬ−Ｗ積分値Σ１／τを上限値以下に収めるためにエンジンの燃焼条件をどのように変更すればよいかについて検討する。上述したように、図１３の各グラフは、圧縮比ε＝１８、空気過剰率λ＝３、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°という燃焼条件での計算結果である。そこで、これらε、λ、θig、Δθの各パラメータを変更したときの燃焼指標値（Ｐmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τ）を算出し、それぞれ上限値を超えない範囲に収めまるかどうかを検討する。

図１４は、Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τが上限値の１．０に達する点（つまり図示平均有効圧力Ｐｉ≒８００ｋＰａの点）よりも高負荷側で、上記各パラメータε、λ、θig、Δθを負荷に応じて一定の割合で変化させ、そのときのＰmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τの変化を示す図である。図中、●印の破線は圧縮比εを低下させた場合を、▲印の破線は空気過剰率λを増大させて空燃比をリーン化した場合を、▼印の破線は点火時期θigをリタード（遅角）させた場合を、■印の破線は燃焼期間Δθを短縮した場合をそれぞれ示している。これらの線図によれば、図示平均有効圧力Ｐｉが約８００ｋＰａから９００ｋＰａまで上昇すると、各パラメータは、圧縮比εを低下させた場合はε＝１８→１６．５に、空気過剰率λを増大させた場合はλ＝３→５に、点火時期θigをリタードさせた場合はθig＝ＭＢＴ→ＭＢＴ−６°に、燃焼期間Δθを短縮した場合はΔθ＝２０°→１０°に、それぞれ変化する。また、図中の実線は、上記ε、λ、θig、Δθを変更せずに一定に維持した場合を示している。

図１４によると、最大筒内圧Ｐmaxについては、空燃比をリーン化する（空気過剰率λを増大させる）と上限値を超えてしまうが、これ以外の場合は上限値以下に収まっている。最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxについては、燃焼期間Δθを短縮すると上限値を超えてしまうが、これ以外の場合は上限値以下に収まっている。排気温度Ｔexについては、ε、λ、θig、Δθのいずれを変更した場合でも上限値以下に収まっている。Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τについては、空燃比をリーン化した場合には上限値を超えてしまうが、それ以外の場合は上限値以下に収まっている。

図１５は、図１４と同様にε、λ、θig、Δθを変化させた場合の図示熱効率の変化を示す図である。本図によれば、エンジンの熱効率は、空燃比をリーン化した場合（空気過剰率λを増大させた場合）が最も高く、以下、燃焼期間Δθの短縮、圧縮比εの低下、点火時期θigのリタードの順に熱効率が悪化することが分かる。

図１６は、図１４と図１５の結果をまとめた表である。本図に示すように、圧縮比εの低下、空気過剰率λの増大（リーン化）、燃焼期間Δθの短縮、点火時期θigのリタードという４つの選択肢のうち、空気過剰率λの増大または燃焼期間Δθの短縮については、熱効率の順位において１位または２位と優れているものの、これらを選択すると、Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τ、最大筒内圧Ｐmax、および最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxのいずれかの点で問題が生じる。このため、圧縮比εの低下か点火時期θigのリタードのいずれかを選択する必要があるが、熱効率の順位から考えると、圧縮比εの低下（３位）を選択した方が、点火時期θigのリタード（４位）を選択するよりも得策である。以上のことから、図示平均有効圧力Ｐｉが約８００ｋＰａを超える領域では、まず圧縮比εを低下させればよいことが分かった。

次に、さらに高負荷側まで圧縮比εを低下させ続けた場合にエンジンが運転可能かどうかを検討する。図１７は、エンジンを最高負荷まで運転した場合の各燃焼指標値（Ｐmax、ｄｐ／ｄθmax、Ｔex、Σ１／τ）を示す図である。この図１７において、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００ｋＰａよりも低負荷側では、先の図１４で圧縮比εの低下（●印の破線）を選択したときと同じ割合で圧縮比εが下げられており、Ｐｉ≒１１００ｋＰａのときの圧縮比εはε＝１４．２である。また、この点での他のパラメータは、代表点Ｒのときと同じくλ＝３．０、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°である。なお、図中の実線は、代表点Ｒでの燃焼条件、つまり、ε＝１８、λ＝３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°という条件を変更しなかった場合の各燃焼指標値を示している。

図１７によれば、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００ｋＰａのときに最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxが上限値に達しており、これ以上負荷が高まってｄｐ／ｄθがさらに増大すると、筒内圧の急上昇による燃焼騒音（例えばディーゼルノックに似た比較的大きな騒音）が発生するおそれがある。すなわち、図示平均有効圧力Ｐｉが約１１００ｋＰａを超える範囲では、図１４と同じ割合で圧縮比εを低下させても良好な燃焼状態を得ることはできず、圧縮比εをより急な割合で低下させるか、もしくはこれ以外のパラメータとして、空気過剰率λ、点火時期θig、燃焼期間Δθのいずれかを変更する必要があることが分かる。なお、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００ｋＰａでまずｄｐ／ｄθmaxが上限値に達してしまうのは、圧縮比εが１４程度まで低下したことで、トルクが最大となる点火時期ＭＢＴが進角側に移動するためである。

図１７において、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００ｋＰａよりも高負荷側では、圧縮比ε、空気過剰率λ、点火時期θig、燃焼期間Δθの各パラメータを負荷に応じて一定の割合で変化させている。具体的に、●印の破線は圧縮比εを急低下（Ｐｉ≒１１００ｋＰａ以下のときよりも急な割合で低下）させた場合を、▲印の破線は空気過剰率λを増大させて空燃比をリーン化した場合を、▼印の破線は点火時期θigをリタード（遅角）させた場合を、■印の破線は燃焼期間Δθを延長した場合をそれぞれ示している。これらの線図によれば、エンジンの最高負荷に相当する約１２００ｋＰａまで図示平均有効圧力Ｐｉが上昇すると、各パラメータは、圧縮比εを低下させた場合はε＝１４．２→８．５に、空気過剰率λを増大させた場合はλ＝３→５に、点火時期θigをリタードさせた場合はθig＝ＭＢＴ→ＭＢＴ−４°に、燃焼期間Δθを延長した場合はΔθ＝２０°→２１°に、それぞれ変化する。

図１７によると、最大筒内圧Ｐmaxについては、空燃比をリーン化する（空気過剰率λを増大させる）と上限値を超えてしまうが、これ以外の場合は上限値以下に収まっている。最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxについては、ε、λ、θig、Δθのいずれを変更した場合でも上限値以下に収まっている。排気温度Ｔexについても、ε、λ、θig、Δθのいずれを変更した場合でも上限値以下に収まっている。Ｌ−Ｗ積分値Σ１／τについては、燃焼期間Δθを延長した場合には上限値を超えてしまうが、それ以外の場合は上限値以下に収まっている。

図１８は、図１７と同様にε、λ、θig、Δθを変化させた場合の図示熱効率の変化を示す図である。本図によれば、エンジンの熱効率は、空燃比をリーン化した場合（空気過剰率λを増大させた場合）が最も高く、以下、燃焼期間Δθの延長、点火時期θigのリタード、圧縮比εの低下の順に熱効率が悪化することが分かる。

図１９は、図１７と図１８の結果をまとめた表である。本図に示すように、圧縮比εの低下、空気過剰率λの増大（リーン化）、燃焼期間Δθの延長、点火時期θigのリタードという４つの選択肢のうち、空気過剰率λの増大または燃焼期間Δθの延長については、熱効率の順位において１位または２位と優れているものの、これらを選択すると、最大筒内圧ＰmaxまたはＬ−Ｗ積分値Σ１／τの点で問題が生じる。このため、圧縮比εの低下か点火時期θigのリタードのいずれかを選択する必要があるが、熱効率の順位から考えると、点火時期θigのリタード（３位）を選択した方が、圧縮比εの低下（４位）を選択するよりも得策である。以上のことから、図示平均有効圧力Ｐｉが約１１００ｋＰａを超える領域では、点火時期θigをリタードさせればよいことが分かった。

（４）検証結果のまとめ
以上、図５〜図１９に基づく検証の内容から、以下のような結論を得ることができる。

（ａ）エンジン回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａという代表点Ｒ（図６）での熱効率の演算結果等によると、エンジンの部分負荷域では、圧縮比ε＝１８、空気過剰率λ＝３、点火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°という燃焼条件で運転することが、実用性および熱効率の両面から最も有効的である。

（ｂ）ただし、上記のような燃焼条件（ε＝１８、λ＝３、θig＝ＭＢＴ、Δθ＝２０°）をエンジンの高負荷域まで継続すると、ノッキングの発生や燃焼騒音の増大といった問題が生じる。これを回避するには、エンジンの高負荷域で、圧縮比ε、空気過剰率λ、点火時期θig、および燃焼期間Δθの各パラメータのいずれかを変更する必要がある。

（ｃ）上記ε、λ、θig、Δθのうちどのパラメータを変更するかは種々考えられるが、ノッキング等を回避しつつ熱効率の損失を最小限に抑える観点からすると、図示平均有効圧力Ｐｉ≒８００〜１１００ｋＰａの範囲で、負荷に応じて圧縮比εを徐々に低下させるとともに、図示平均有効圧力Ｐｉ≒１１００〜１２００ｋＰａの範囲で、負荷に応じて点火時期θigを徐々にリタードさせることが望ましい。

（ｄ）図２０に、上記（ｃ）のような制御を行った場合の各パラメータε、λ、θig、Δθの値と、それに基づく図示熱効率の変化を示す。本図に示される条件でエンジンを運転することにより、熱効率をできるだけ高い値に維持しながら、ノッキングの発生や燃焼騒音の増大を有効に回避することができる。

Ｃ．実施例のまとめと効果
以上の説明から理解できるように、上記Ａ．の実施例における各パラメータε、λ、θig、Δθ等の制御（図４）は、上記Ｂ．の検証から得られた結果（図２０）に基づき導き出されたものである。なお、両者の対応関係としては、図２０において圧縮比εを低下させ始める図示平均有効圧力Ｐｉ＝８００ｋＰａが、図４の第１負荷Ｘ１に相当し、点火時期θigをリタード（遅角）させ始める図示平均有効圧力Ｐｉ＝１１００ｋＰａが、図４の第２負荷Ｘ２に相当する。以下に、上記Ａ．で述べた実施例の特徴とその効果についてまとめて説明する。

上記実施例では、図４に示したように、混合気の空燃比をエンジン負荷の全域で理論空燃比よりもリーン（空気過剰率λ＞１）に設定し、あらかじめ設定された第１負荷Ｘ１以上にエンジン負荷が増大すると、負荷の増大に応じて圧縮比εを低下させるとともに、上記第１負荷Ｘ１よりも高い第２負荷Ｘ２以上にエンジン負荷が増大すると、点火プラグ１１による点火時期θigをＭＢＴ（トルクが最大となる点火時期）に対し遅角させるようにした。このような構成によれば、空燃比のリーン化による熱効率の向上を図りながら、高負荷域での異常燃焼や燃焼騒音等の問題を有効に回避できるという利点がある。

すなわち、上記実施例では、エンジン負荷の全域で空燃比をリーン化したことにより、熱効率を大幅に向上させて燃費性能を効果的に改善することができる。ただし、空燃比のリーン化を高負荷側まで継続すると、負荷の増大に伴って吸入空気量を大幅に増大させる必要があり、それによる筒内の高温・高圧化によりノッキングが起きるおそれがある（図１４のＬ−Ｗ積分値Σ１／τのグラフ参照）。このような問題に対し、上記実施例では、所定の第１負荷Ｘ１以上で圧縮比εを低下させるようにしたため、上記のような高負荷域でのノッキングの発生を効果的に防止することができる。さらに、上記第１負荷よりも高負荷側の第２負荷Ｘ２以上になると、筒内圧の急上昇（ｄｐ／ｄθの増大）により大きな燃焼騒音が生じるおそれがあるが（図１７のｄｐ／ｄθmaxのグラフ参照）、上記実施例では、上記第２負荷Ｘ２以上で点火時期θigをリタード（遅角）させることにより、上記のような燃焼騒音の発生をも防止することができる。このように、上記実施例によれば、空燃比のリーン化による熱効率の向上をエンジン負荷の全域で達成しつつ、高負荷域でのノッキングの発生や燃焼騒音の増大を効果的に防止できるという利点がある。

特に、上記実施例のように、理論空燃比に対する空気過剰率λをλ≒３に設定した場合には、図７〜図９等に基づき説明したように、エンジンの排気損失および冷却損失の両方をバランスよく低減することができ、実現可能な範囲で熱効率を十分なレベルに高めることができる。また、エンジン負荷の全域でλ≒３というかなりリーンな空燃比を維持することにより、燃焼温度を十分に低下させて燃焼室５からのＮＯｘ排出量を大幅に削減することができ、高価なＮＯｘ触媒等を設けることなく排気ガスをクリーンに維持できるという利点がある。

また、上記実施例では、第１負荷Ｘ１から第２負荷Ｘ２までの負荷域Ｂで圧縮比εを低下させる操作を、吸気弁８の閉じ時期を吸気下死点に対し遅らせることで行うようにしたため、吸気弁８の閉じ時期を変更するだけの比較的簡単な構成で、適正にエンジンの圧縮比εを調整できるという利点がある。

例えば、ピストン２のストローク量（圧縮上死点の位置）を変更することにより、エンジンの幾何学的圧縮比を変更することも考えられるが、このようにすると、ピストン２のストローク量を変更可能にするための機構として、クランク軸３の周辺に各種リンク機構等を設ける必要が生じ、構造が複雑化するという問題がある。これに対し、上記実施例では、ＶＶＴ４２およびバルブタイミング制御手段５１からなる圧縮比調整手段により吸気弁８の閉じ時期を吸気下死点に対し遅らせ、これによって圧縮比εを調整するようにしたため、より簡単な構成で圧縮比εを調整できるという利点がある。

また、上記実施例では、図４に示したように、圧縮比εが下げられる第１負荷Ｘ１以上の負荷域（負荷域ＢおよびＣ）で、過給機２５による過給量ＱＣを大幅に増大させるようにしたため、高負荷域でのエンジン出力を過給により十分に確保しながら、空燃比のリーン化を高負荷域まで継続して熱効率をより向上させることができるという利点がある。

なお、上記実施例では、空気過剰率λ≒３（λ＝３もしくはこれよりやや低い値）という大幅にリーンな空燃比をエンジン負荷の全域で維持するために、特にエンジンの高負荷域でかなり多量の空気を筒内に送り込む必要があることから、大型のコンプレッサ２７や回転アシスト用の電動モータ２９等を備えた高性能な過給機を上記過給機２５として用いるようにしたが、エンジンの運転状態に応じて過給量をより細やかに制御するために、過給特性の異なる複数の過給機をエンジンに設け、これらの過給機をエンジンの運転状態に応じて適宜使い分けるようにしてもよい。

また、上記実施例では、エンジン負荷の全域で理論空燃比に対する空気過剰率λをλ≒３に維持するようにしたが、例えばコスト面等の問題から過給機２５による過給量を十分に確保できないような場合には、負荷域の全部または一部において、空気過剰率λをλ＝２程度に設定してもよい。図７の左から２番目のグラフ（Δθ＝２０°のときのグラフ）に示したように、空気過剰率λを３→２程度に低下させたとしても、例えば圧縮比１８の場合で図示熱効率は２％ほどしか低下しないため、従来と比べれば熱効率を十分に向上させることが可能である。

また、上記実施例では、エンジン負荷の全域で点火プラグ１１を用いた火花点火による燃焼を行うものとしたが、例えば、従来からある一般的なガソリンを燃料として用いた場合には、特にε＝１８というかなり高めの圧縮比に設定されるエンジンの部分負荷域（図４の負荷域Ａ）において、混合気が圧縮上死点付近で自着火してしまい、火花点火による燃焼（火花点火により形成された火種からその周囲へと火炎を伝播させる燃焼）を実行できないことも想定される。そこで、このような場合には、少なくとも一部の運転領域において、点火プラグ１１を用いることなく、混合気の自着火による燃焼（圧縮自己着火燃焼）を行わせるようにしてもよい。

一方、ε＝１８といった高圧縮比下でも確実に火花点火による燃焼を行わせようとすれば、従来のガソリンとは異なる性状の燃料を用いればよい。具体的に、高圧縮比下でも火花点火による燃焼を行うことが可能な燃料としては、例えば、水素、もしくは、水素が添加されたガソリン等が有望視される。または、従来通りの性状のガソリンを燃料として用いたい場合には、圧縮比εの最大値を１８からある程度低下させてもよい。

また、上記実施例では、第１負荷Ｘ１から第２負荷Ｘ２までの負荷域Ｂで、点火時期θigをＭＢＴに維持しつつ、負荷の増大に応じて圧縮比εを徐々に低下させるようにしたが、上記負荷域Ｂでは、圧縮比εの低下に加えて、さらに点火時期θigをＭＢＴに対し遅角させるようにしてもよい。なお、この場合、上記第２負荷Ｘ２以上の負荷域Ｃでは、上記負荷域Ｂのときよりも大きな遅角幅で上記点火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせるとよい。このようにした場合でも、高負荷域でのノッキングの発生や燃焼騒音の増大を防止することが可能である。

ただし、上記実施例に示したように、負荷域Ｂにおいて、点火時期θigをＭＢＴに維持しつつ圧縮比εを低下させるようにした方が、エンジンの熱効率が損なわれるのを最小限に抑制できるという点で有利である。

１Ａ〜１Ｄ 気筒
８ 吸気弁
１１ 点火プラグ
２５ 過給機
４２ ＶＶＴ（圧縮比調整手段の一要素例）
５１ バルブタイミング制御手段（圧縮比調整手段の一要素例）
５３ 点火制御手段
Ｘ１ 第１負荷
Ｘ２ 第２負荷
Ｂ （第１負荷から第２負荷までの）負荷域
Ｃ （第２負荷以上の）負荷域
θig 点火時期
ε 圧縮比
λ 空気過剰率

Claims (9)

1. 気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグを備えた火花点火式エンジンを制御する方法であって、
   上記混合気の空燃比をエンジン負荷の全域で理論空燃比よりもリーンに設定し、
   あらかじめ設定された第１負荷よりもエンジン負荷が低いときは圧縮比を所定値に設定する一方、上記第１負荷以上にエンジン負荷が増大すると、圧縮比を上記所定値よりも低い値に設定するとともに、その低下量を負荷の増大に応じて徐々に大きくし、
   上記第１負荷よりも高い第２負荷よりもエンジン負荷が低いときは、混合気の燃焼開始時期を所定の時期に設定する一方、上記第２負荷以上にエンジン負荷が増大すると、混合気の燃焼開始時期を上記所定の時期よりも遅角させるとともに、その遅角量を負荷の増大に応じて徐々に大きくすることを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
2. 請求項１記載の火花点火式エンジンの制御方法において、
   エンジン負荷が上記第２負荷以上に増大すると、上記点火プラグによる点火時期を、トルクが最大となる点火時期であるＭＢＴに対し所定クランク角だけ遅らせることを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
3. 請求項２記載の火花点火式エンジンの制御方法において、
   上記第１負荷から第２負荷までの負荷域では、点火時期を上記ＭＢＴに維持しつつ、負荷の増大に応じて圧縮比を低下させることを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
4. 請求項２記載の火花点火式エンジンの制御方法において、
   上記第１負荷から第２負荷までの負荷域では、負荷の増大に応じて圧縮比を低下させ、かつ点火時期を上記ＭＢＴよりも遅らせる一方、
   上記第２負荷以上の負荷域では、より大きな遅角幅で上記点火時期をＭＢＴから遅らせることを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
5. 請求項１〜４のいずれか１項に記載の火花点火式エンジンの制御方法において、
   上記第１負荷から第２負荷までの負荷域では、吸気弁の閉じ時期を変更することで圧縮比を低下させることを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
6. 請求項１〜５のいずれか１項に記載の火花点火式エンジンの制御方法において、
   少なくとも上記第１負荷以上の負荷域では過給機を用いて過給を行うことを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
7. 請求項１〜６のいずれか１項に記載の火花点火式エンジンの制御方法において、
   理論空燃比に対する空気過剰率λをエンジン負荷の全域でλ＝２以上に設定することを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
8. 請求項７記載の火花点火式エンジンの制御方法において、
   上記空気過剰率λをエンジン負荷の全域でλ＝２〜３に設定することを特徴とする火花点火式エンジンの制御方法。
9. 気筒内の混合気に点火用の火花を放電する点火プラグを備えた火花点火式エンジンを制御する装置であって、
   上記点火プラグによる火花放電を制御する点火制御手段と、
   エンジンの圧縮比を可変的に設定する圧縮比調整手段とを備え、
   上記混合気の空燃比が、エンジン負荷の全域で理論空燃比よりもリーンな空燃比に設定され、
   あらかじめ設定された第１負荷よりもエンジン負荷が低いときは圧縮比を所定値に設定する一方、上記第１負荷以上にエンジン負荷が増大すると、圧縮比を上記所定値よりも低い値に設定するとともに、その低下量を負荷の増大に応じて徐々に大きくする制御が上記圧縮比調整手段により実行されるとともに、
   上記第１負荷よりも高い第２負荷よりもエンジン負荷が低いときは、上記点火プラグによる点火時期を、トルクが最大となる点火時期であるＭＢＴに設定する一方、上記第２負荷以上にエンジン負荷が増大すると、上記点火プラグによる点火時期を上記ＭＢＴよりも遅角させるとともに、その遅角量を負荷の増大に応じて徐々に大きくする制御が上記点火制御手段により実行されることを特徴とする火花点火式エンジンの制御装置。