JP5560975B2

JP5560975B2 - 火花点火式内燃機関

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Publication number: JP5560975B2
Application number: JP2010154673A
Authority: JP
Inventors: 宏幸田中
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 2010-07-07
Filing date: 2010-07-07
Publication date: 2014-07-30
Anticipated expiration: 2030-07-07
Also published as: JP2012017671A

Description

本発明は火花点火式内燃機関に関する。

従来から、内燃機関の排気通路内に、内燃機関の排気ガス中に含まれる一酸化炭素（ＣＯ）、未燃炭化水素（未燃ＨＣ）及び窒素酸化物（ＮＯ_X）を浄化するための排気浄化触媒を配置して、排気エミッションを低下させることが知られている。斯かる排気浄化触媒では、排気浄化触媒の温度が高く且つ排気浄化触媒に流入する排気ガスの空燃比がリッチである場合には、硫化水素（Ｈ₂Ｓ）が発生し、排気浄化触媒から排気臭のある排気ガスが排出されてしまうことになる。

このため、例えば燃焼室への燃料供給を停止する燃料カット制御の実行時間を調整することで、排気臭の発生を抑制することが提案されている（例えば、特許文献１）。特に、特許文献１に記載の装置では、排気浄化触媒から排気臭が発生しうる条件下にある場合には、燃料カット制御中に機関回転数が急激に低下しないようにスロットル弁の開度を大きくしてポンピングロスを低下させるようにしている。これにより、燃料カット制御の実行時間が長くなり、排気ガスの空燃比がリーンになると共に排気浄化触媒の温度が低下せしめられ、よって排気臭の発生を抑制することができる。

特開２００５−１４６９４１号公報特開２００９−２５０１６３号公報

ところで、従来から、機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、吸気弁の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構とを備えた火花点火式内燃機関が提案されている（例えば、特許文献２）。斯かる火花点火式内燃機関においても、通常の内燃機関と同様に排気ガス中に含まれるＣＯ、未燃ＨＣ、ＮＯ_X等の成分を浄化すべく、機関排気通路内に排気浄化触媒が配置される。このため、斯かる火花点火式内燃機関においても、通常の内燃機関と同様に、排気浄化触媒の温度等の条件によっては、排気臭の発生を招く場合がある。

ここで、可変圧縮比機構及び可変バルブタイミング機構を備えた火花点火式内燃機関では、斯かる火花点火式内燃機関に特有の排気臭の発生条件が存在する。例えば、斯かる火花点火式内燃機関では、燃料カット制御直前に吸気弁の閉弁時期が吸気上死点に向けて遅角されることになるが、これにより一旦燃焼室内に吸入された吸気ガスの一部が吸気ポート内に戻される。このように燃焼室内から吸気ポート内に戻された吸気ガス中には燃料噴射弁から供給された燃料が含まれており、この燃料は吸気ポートの内壁面に付着することになる。このように吸気ポートの内壁面に付着した燃料は燃料カット制御中に燃焼室内に流入し、そのまま燃焼室から排出される。したがって、燃料カット制御中には排気ガス中に多量の未燃ＨＣが含まれており、場合によっては排気ガスの空燃比がリッチとなる。したがって、この時、排気浄化触媒の高温になっていると排気臭の発生を招いてしまうことになる。

そこで、上記問題に鑑み、本発明の目的は、可変圧縮比機構及び可変バルブタイミング機構を備えた火花点火式内燃機関において排気臭の発生を抑制することにある。

上記課題を解決するために、第１の発明では、機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、吸気弁の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構と、機関排気通路内に設けられた排気浄化触媒とを具備し、機関低負荷運転時には機関高負荷運転時に比べて膨張比が高くされ、燃焼室内への燃料の供給を停止する燃料カット制御を実行可能な火花点火式内燃機関において、上記燃料カット制御の実行条件が成立してから燃焼室内への燃料の供給を停止するまでの間は、排気浄化触媒の温度が所定温度以上である場合には該所定温度未満である場合に比べて膨張比を高くするようにし、上記所定温度は排気浄化触媒においてＨ ₂ Ｓが発生し得る温度である。

第２の発明では、第１の発明において、上記排気浄化触媒の温度が上記所定温度以上である場合、上記燃料カット制御の実行条件が成立してから燃焼室内への燃料の供給を停止するまでの間は、内燃機関の通常運転時に比べて膨張比を高くするようにした。

第３の発明では、第１又は第２の発明において、上記燃料カット制御の終了時における排気浄化触媒の温度が所定温度以上である場合、燃料カット制御の実行時間が長くなるほど燃料カット制御終了時の機械圧縮比を高くするようにした。

本発明によれば、可変圧縮比機構及び可変バルブタイミング機構を備えた火花点火式内燃機関において排気臭の発生を抑制することができる。

火花点火式内燃機関の全体図である。可変圧縮比機構の分解斜視図である。図解的に表した内燃機関の側面断面図である。可変バルブタイミング機構を示す図である。吸気弁および排気弁のリフト量を示す図である。機械圧縮比、実圧縮比およ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。通常のサイクルおよび超高膨張比サイクルを説明するための図である。機関負荷に応じた機械圧縮比等の変化を示す図である。燃料カット制御が行われる際の機関負荷等のタイムチャートである。燃料カット制御の実行開始時における機械圧縮比等の制御ルーチンを示すフローチャートである。燃料カット制御の実行時間に応じた機械圧縮比の設定値を示す図である。燃料カット制御の終了時における機械圧縮比等の制御ルーチンを示すフローチャートである。

以下、図面を参照して本発明の実施形態について詳細に説明する。なお、以下の説明では、同様な構成要素には同一の参照番号を付す。

図１に火花点火式内燃機関の側面断面図を示す。
図１を参照すると、１はクランクケース、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４はピストン、５は燃焼室、６は燃焼室５の頂面中央部に配置された点火プラグ、７は吸気弁、８は吸気ポート、９は排気弁、１０は排気ポートをそれぞれ示す。吸気ポート８は吸気枝管１１を介してサージタンク１２に連結され、各吸気枝管１１にはそれぞれ対応する吸気ポート８内に向けて燃料を噴射するための燃料噴射弁１３が配置される。なお、燃料噴射弁１３は各吸気枝管１１に取付ける代りに各燃焼室５内に配置してもよい。

サージタンク１２は吸気ダクト１４を介してエアクリーナ１５に連結され、吸気ダクト１４内にはアクチュエータ１６によって駆動されるスロットル弁１７と例えば熱線を用いたエアフロメータ１８とが配置される。一方、排気ポート１０は排気マニホルド１９を介して排気浄化触媒２０を内蔵した触媒コンバータ２１に連結され、排気マニホルド１９内には空燃比センサ２２が配置される。排気浄化触媒２０としては排気ガス中の未燃ＨＣ、ＣＯおよびＮＯ_xを浄化することができれば、三元触媒、ＮＯ_X吸蔵還元触媒、ＮＯ_X選択還元触媒等、いかなる触媒を用いても良い。

一方、図１に示した実施形態ではクランクケース１とシリンダブロック２との連結部にクランクケース１とシリンダブロック２のシリンダ軸線方向の相対位置を変化させることによりピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更可能な可変圧縮比機構Ａが設けられており、さらに実際の圧縮作用の開始時期を変更可能な実圧縮作用開始時期変更機構Ｂが設けられている。なお、図１に示した実施形態ではこの実圧縮作用開始時期変更機構Ｂは吸気弁７の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構からなる。

電子制御ユニット３０はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス３１によって互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）３２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３４、入力ポート３５および出力ポート３６を具備する。エアフロメータ１８及び空燃比センサ２２の出力信号はそれぞれ対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。また、アクセルペダル４０にはアクセルペダル４０の踏込み量Ｌに比例した出力電圧を発生する負荷センサ４１が接続され、負荷センサ４１の出力電圧は対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。さらに入力ポート３５にはクランクシャフトが例えば１５°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ４２が接続される。一方、出力ポート３６は対応する駆動回路３８を介して点火プラグ６、燃料噴射弁１３、スロットル弁駆動用アクチュエータ１６、可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂに接続される。

図２は図１に示す可変圧縮比機構Ａの分解斜視図を示しており、図３は図解的に表した内燃機関の側面断面図を示している。図２を参照すると、シリンダブロック２の両側壁の下方には互いに間隔を隔てた複数個の突出部５０が形成されており、各突出部５０内にはそれぞれ断面円形のカム挿入孔５１が形成されている。一方、クランクケース１の上壁面上には互いに間隔を隔ててそれぞれ対応する突出部５０の間に嵌合せしめられる複数個の突出部５２が形成されており、これらの各突出部５２内にもそれぞれ断面円形のカム挿入孔５３が形成されている。

図２に示したように一対のカムシャフト５４、５５が設けられており、各カムシャフト５４、５５上には一つおきに各カム挿入孔５３内に回転可能に挿入される円形カム５８が固定されている。これらの円形カム５８は各カムシャフト５４、５５の回転軸線と共軸をなす。一方、各円形カム５８の両側には図３に示すように各カムシャフト５４、５５の回転軸線に対して偏心配置された偏心軸５７が延びており、この偏心軸５７上に別の円形カム５６が偏心して回転可能に取付けられている。図２に示したようにこれら円形カム５６は各円形カム５８の両側に配置されており、これら円形カム５６は対応する各カム挿入孔５１内に回転可能に挿入されている。

図３（Ａ）に示すような状態から各カムシャフト５４、５５上に固定された円形カム５８を図３（Ａ）において矢印で示したように互いに反対方向に回転させると偏心軸５７が互いに離れる方向に移動するために円形カム５６がカム挿入孔５１内において円形カム５８とは反対方向に回転し、図３（Ｂ）に示したように偏心軸５７の位置が高い位置から中間高さ位置となる。次いで更に円形カム５８を矢印で示した方向に回転させると図３（Ｃ）に示したように偏心軸５７は最も低い位置となる。

なお、図３（Ａ）、図３（Ｂ）、図３（Ｃ）にはそれぞれの状態における円形カム５８の中心ａと偏心軸５７の中心ｂと円形カム５６の中心ｃとの位置関係が示されている。

図３（Ａ）から図３（Ｃ）とを比較するとわかるようにクランクケース１とシリンダブロック２の相対位置は円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離によって定まり、円形カム５８の中心ａと円形カム５６の中心ｃとの距離が大きくなるほどシリンダブロック２はクランクケース１から離れる。すなわち、可変圧縮比機構Ａは回転するカムを用いたクランク機構によりクランクケース１とシリンダブロック２間の相対位置を変化させていることになる。シリンダブロック２がクランクケース１から離れるとピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積は増大し、したがって各カムシャフト５４、５５を回転させることによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を変更することができる。

図２に示したように各カムシャフト５４、５５をそれぞれ反対方向に回転させるために駆動モータ５９の回転軸にはそれぞれ螺旋方向が逆向きの一対のウォーム６１、６２が取付けられており、これらウォーム６１、６２と噛合するウォームホイール６３、６４がそれぞれ各カムシャフト５４、５５の端部に固定されている。この実施形態では駆動モータ５９を駆動することによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積を広い範囲に亘って変更することができる。なお、図１から図３に示される可変圧縮比機構Ａは一例を示すものであっていかなる形式の可変圧縮比機構でも用いることができる。

一方、図４は図１において吸気弁７を駆動するためのカムシャフト７０の端部に取付けられた可変バルブタイミング機構Ｂを示している。図４を参照すると、この可変バルブタイミング機構Ｂは機関のクランク軸によりタイミングベルトを介して矢印方向に回転せしめられるタイミングプーリ７１と、タイミングプーリ７１と一緒に回転する円筒状ハウジング７２と、吸気弁駆動用カムシャフト７０と一緒に回転し且つ円筒状ハウジング７２に対して相対回転可能な回転軸７３と、円筒状ハウジング７２の内周面から回転軸７３の外周面まで延びる複数個の仕切壁７４と、各仕切壁７４の間で回転軸７３の外周面から円筒状ハウジング７２の内周面まで延びるベーン７５とを具備しており、各ベーン７５の両側にはそれぞれ進角用油圧室７６と遅角用油圧室７７とが形成されている。

各油圧室７６、７７への作動油の供給制御は作動油供給制御弁７８によって行われる。この作動油供給制御弁７８は各油圧室７６、７７にそれぞれ連結された油圧ポート７９、８０と、油圧ポンプ８１から吐出された作動油の供給ポート８２と、一対のドレインポート８３、８４と、各ポート７９、８０、８２、８３、８４間の連通遮断制御を行うスプール弁８５とを具備している。

吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を進角すべきときは図４においてスプール弁８５が右方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート７９を介して進角用油圧室７６に供給されると共に遅角用油圧室７７内の作動油がドレインポート８４から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印方向に相対回転せしめられる。

これに対し、吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を遅角すべきときは図４においてスプール弁８５が左方に移動せしめられ、供給ポート８２から供給された作動油が油圧ポート８０を介して遅角用油圧室７７に供給されると共に進角用油圧室７６内の作動油がドレインポート８３から排出される。このとき回転軸７３は円筒状ハウジング７２に対して矢印と反対方向に相対回転せしめられる。

回転軸７３が円筒状ハウジング７２に対して相対回転せしめられているときにスプール弁８５が図４に示した中立位置に戻されると回転軸７３の相対回転動作は停止せしめられ、回転軸７３はそのときの相対回転位置に保持される。したがって可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相を所望の量だけ進角させることができ、遅角させることができることになる。

図５において実線は可変バルブタイミング機構Ｂによって吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も進角されているときを示しており、破線は吸気弁駆動用カムシャフト７０のカムの位相が最も遅角されているときを示している。したがって吸気弁７の開弁期間は図５において実線で示す範囲と破線で示す範囲との間で任意に設定することができ、したがって吸気弁７の閉弁時期も図５において矢印Ｃで示す範囲内の任意のクランク角に設定することができる。

図１および図４に示した可変バルブタイミング機構Ｂは一例を示すものであって、例えば吸気弁の開弁時期を一定に維持したまま吸気弁の閉弁時期のみを変えることのできる可変バルブタイミング機構等、種々の形式の可変バルブタイミング機構を用いることができる。

次に図６を参照しつつ本願において使用されている用語の意味について説明する。なお、図６の（Ａ）、（Ｂ）、（Ｃ）には説明のために燃焼室容積が５０mlでピストンの行程容積が５００mlであるエンジンが示されており、これら図６の（Ａ）、（Ｂ）、（Ｃ）において燃焼室容積とはピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室の容積を表している。

図６（Ａ）は機械圧縮比について説明している。機械圧縮比は圧縮行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積のみから機械的に定まる値であってこの機械圧縮比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図６（Ａ）に示した例ではこの機械圧縮比は（５０ml＋５００ml）／５０ml＝１１となる。

図６（Ｂ）は実圧縮比について説明している。この実圧縮比は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と燃焼室容積から定まる値であってこの実圧縮比は（燃焼室容積＋実際の行程容積）／燃焼室容積で表される。すなわち、図６（Ｂ）に示したように圧縮行程においてピストンが上昇を開始しても吸気弁が開弁している間は圧縮作用は行われず、吸気弁が閉弁したときから実際の圧縮作用が開始される。したがって実圧縮比は実際の行程容積を用いて上記の如く表される。図６（Ｂ）に示した例では実圧縮比は（５０ml＋４５０ml）／５０ml＝１０となる。

図６（Ｃ）は膨張比について説明している。膨張比は膨張行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積から定まる値であってこの膨張比は（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。図６（Ｃ）に示した例ではこの膨張比は（５０ml＋５００ml）／５０ml＝１１となる。

次に図７および図８を参照しつつ本発明において用いられている超膨張比サイクルについて説明する。なお、図７は理論熱効率と膨張比との関係を示しており、図８は本発明において負荷に応じ使い分けられている通常のサイクルと超高膨張比サイクルとの比較を示している。

図８（Ａ）は吸気弁が下死点近傍で閉弁し、ほぼ吸気下死点付近からピストンによる圧縮作用が開始される場合の通常のサイクルを示している。この図８（Ａ）に示す例でも図６の（Ａ）、（Ｂ）、（Ｃ）に示す例と同様に燃焼室容積が５０mlとされ、ピストンの行程容積が５００mlとされている。図８（Ａ）からわかるように通常のサイクルでは機械圧縮比は（５０ml＋５００ml）／５０ml＝１１であり、実圧縮比もほぼ１１であり、膨張比も（５０ml＋５００ml）／５０ml＝１１となる。すなわち、通常の内燃機関では機械圧縮比と実圧縮比と膨張比とがほぼ等しくなる。

図７における実線は実圧縮比と膨張比とがほぼ等しい場合の、すなわち通常のサイクルにおける理論熱効率の変化を示している。この場合には膨張比が高くなるほど、すなわち実圧縮比が高くなるほど理論熱効率が高くなることがわかる。したがって通常のサイクルにおいて理論熱効率を高めるには実圧縮比を高くすればよいことになる。しかしながら機関高負荷運転時におけるノッキングの発生の制約により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ず、斯くして通常のサイクルにおいては理論熱効率を十分に高くすることはできない。

一方、このような状況下で機械圧縮比と実圧縮比とを厳密に区分しつつ理論熱効率を高めることが検討され、その結果理論熱効率は膨張比が支配し、理論熱効率に対して実圧縮比はほとんど影響を与えないことが見出されたのである。すなわち、実圧縮比を高くすると爆発力は高まるが圧縮するために大きなエネルギが必要となり、斯くして実圧縮比を高めても理論熱効率はほとんど高くならない。

これに対し、膨張比を高くすると膨張行程時にピストンに対し押下げ力が作用する期間が長くなり、斯くし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。したがって膨張比は高くすれば高くするほど理論熱効率が高くなる。図７の破線ε＝１０は実圧縮比を１０に固定した状態で膨張比を高くしていった場合の理論熱効率を示している。このように実圧縮比εを低い値に維持した状態で膨張比を高くしたときの理論熱効率の上昇量と、図７の実線で示す如く実圧縮比も膨張比と共に増大せしめられる場合の理論熱効率の上昇量とは大きな差がないことがわかる。

このように実圧縮比が低い値に維持されているとノッキングが発生することがなく、したがって実圧縮比を低い値に維持した状態で膨張比を高くするとノッキングの発生を阻止しつつ理論熱効率を大幅に高めることができる。図８（Ｂ）は可変圧縮比機構Ａおよび可変バルブタイミング機構Ｂを用いて、実圧縮比を低い値に維持しつつ膨張比を高めるようにした場合の一例を示している。

図８（Ｂ）を参照すると、この例では可変圧縮比機構Ａにより燃焼室容積が５０mlから２０mlまで減少せしめられる。一方、可変バルブタイミング機構Ｂによって実際のピストン行程容積が５００mlから２００mlになるまで吸気弁の閉弁時期が遅らされる。その結果、この例では実圧縮比は（２０ml＋２００ml）／２０ml＝１１となり、膨張比は（２０ml＋５００ml）／２０ml＝２６となる。図８（Ａ）に示した通常のサイクルでは前述したように実圧縮比がほぼ１１で膨張比が１１であり、この場合に比べると図８（Ｂ）に示した場合には膨張比のみが２６まで高められていることがわかる。そこで、斯かるサイクルを超高膨張比サイクルと称する。

一般的に言って内燃機関では機関負荷が低いほど熱効率が悪くなり、したがって機関運転時における熱効率を向上させるためには、すなわち燃費を向上させるには機関負荷が低いときの熱効率を向上させることが必要となる。一方、図８（Ｂ）に示した超高膨張比サイクルでは圧縮行程時の実際のピストン行程容積が小さくされるために燃焼室５内に吸入しうる吸入空気量は少なくなり、したがってこの超高膨張比サイクルは機関負荷が比較的低いときにしか採用できないことになる。したがって本発明では機関負荷が比較的低いときには図８（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルとし、機関高負荷運転時には図８（Ａ）に示す通常のサイクルとするようにしている。

次に図９を参照しつつ運転制御全般について概略的に説明する。
図９には或る機関回転数における機関負荷に応じた吸入空気量、吸気弁閉弁時期、機械圧縮比、膨張比、実圧縮比およびスロットル弁１７の開度の各変化が示されている。なお、図９は、触媒コンバータ２１内の排気浄化触媒によって排気ガス中の未燃ＨＣ、ＣＯおよびＮＯ_xを同時に低減しうるように燃焼室５内における平均空燃比が空燃比センサ２２の出力信号に基づいて理論空燃比にフィードバック制御されている場合を示している。

さて、前述したように機関高負荷運転時には図８（Ａ）に示した通常のサイクルが実行される。したがって図９に示したようにこのときには機械圧縮比は低くされるために膨張比は低く、図９において実線で示したように吸気弁７の閉弁時期は図５において実線で示される如く早められている。また、このときには吸入空気量は多く、このときスロットル弁１７の開度は全開に保持されているのでポンピング損失は零となっている。

一方、図９において実線で示したように機関負荷が低くなるとそれに伴って吸入空気量を減少すべく吸気弁７の閉弁時期が遅くされる。またこのときには実圧縮比がほぼ一定に保持されるように図９に示される如く機関負荷が低くなるにつれて機械圧縮比が増大され、したがって機関負荷が低くなるにつれて膨張比も増大される。なお、このときにもスロットル弁１７は全開状態に保持されており、したがって燃焼室５内に供給される吸入空気量はスロットル弁１７によらずに吸気弁７の閉弁時期を変えることによって制御されている。

このように機関高負荷運転状態から機関負荷が低くなるときには実圧縮比がほぼ一定のもとで吸入空気量が減少するにつれて機械圧縮比が増大せしめられる。すなわち、吸入空気量の減少に比例してピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積が減少せしめられる。したがってピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は吸入空気量に比例して変化していることになる。なお、このとき図９に示した例では燃焼室５内の空燃比は理論空燃比となっているのでピストン４が圧縮上死点に達したときの燃焼室５の容積は燃料量に比例して変化していることになる。

機関負荷が更に低くなると吸気弁７の閉弁時期が更に遅くされ、機関負荷が所定の負荷Ｌ₁まで低下すると、吸気弁７の閉弁時期によって燃焼室５内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期となる。吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達すると吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ₁よりも負荷の低い領域では吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持される。

吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に保持されるともはや吸気弁７の閉弁時期の変化によっては吸入空気量を制御することができない。図９に示した実施形態ではこのとき、すなわち吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に達したときの機関負荷Ｌ₁よりも負荷の低い領域ではスロットル弁１７によって燃焼室５内に供給される吸入空気量が制御され、機関負荷が低くなるほどスロットル弁１７の開度は小さくされる。

一方、図９に示したように、機関負荷がＬ₁に到達するまでは、機械圧縮比は実圧縮比がほぼ一定に保持されるように機関負荷が低くなるにつれて機械圧縮比が増大せしめられる。また、機関負荷がＬ₁よりも低い領域においてもそのまま機関負荷が低くなるにつれて機械圧縮比が増大せしめられる。上述したように機関負荷Ｌ₁よりも負荷の低い領域では吸気弁７の閉弁時期が限界閉弁時期に一定に保持されることから、機関負荷がＬ₁よりも低い領域では機関負荷が低くなるにつれて実圧縮比が増大することになる。

なお、上記実施形態では、機関負荷がＬ₁よりも高い領域では、実圧縮比がほぼ一定に維持されているが、必ずしも一定である必要はない。いずれにせよ、実圧縮比はノッキングが発生することのない範囲でできるだけ高い値とされるのが好ましい。また、上記実施形態では、機関負荷がＬ₁よりも高い領域では、燃焼室５内に供給される吸入空気量が吸気弁７の閉弁時期のみによって制御されているが、斯かる領域において必ずしも吸気弁７の閉弁時期のみによって制御される必要はなく、吸気弁７の閉弁時期に加えてスロットル弁１７の開度によって制御されてもよい。ただし、この場合においても、燃焼室５内に供給される吸入空気量は主に吸気弁７の閉弁時期によって制御され、スロットル弁１７の開度は燃焼室５内に供給される吸入空気量の微調整に用いられるのが好ましい。

また、図９において破線で示すように機関負荷が低くなるにつれて吸気弁７の閉弁時期を早めることによってもスロットル弁１７によらずに吸入空気量を制御することができる。したがって、図９において実線で示した場合と破線で示した場合とをいずれも包含しうるように表現すると、本発明による実施形態では吸気弁７の閉弁時期は、機関負荷が低くなるにつれて、燃焼室内に供給される吸入空気量を制御しうる限界閉弁時期Ｌ₁まで吸気下死点から離れる方向に移動せしめられることになる。このように吸入空気量は吸気弁７の閉弁時期を図９において実線で示すように変化させても制御することができるし、破線に示すように変化させても制御することができるが、以下本発明について吸気弁７の閉弁時期を図９において実線で示すように変化させた場合を例にとって説明する。

ところで前述したように図８（Ｂ）に示す超高膨張比サイクルでは膨張比が２６とされる。この膨張比は高いほど好ましいが図７からわかるように実用上使用可能な下限実圧縮比ε＝５に対しても２０以上であればかなり高い理論熱効率を得ることができる。したがって本発明では膨張比が２０以上となるように可変圧縮比機構Ａが形成されている。

ところで、多くの内燃機関では燃費向上等を目的として機関運転状態に応じて燃焼室５への燃料供給を停止する燃料カット制御が行われる。燃料カット制御は、例えば機関負荷の急激な低下に伴って減速運転を行う際に行われる。

図１０は、燃料カット制御が行われる際の機関負荷、機械圧縮比、膨張比、吸気弁７の閉弁時期及び排気浄化触媒２０の温度のタイムチャートである。まず、図１０を参照して、燃料カット制御が行われる際に、機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度等を図９に示したように機関負荷に基づいて制御する場合、すなわちこれらパラメータを通常運転時と同様に制御する場合について説明する。

図１０に示した例では、時刻ｔ₀よりも前の期間においてはアクセルペダル４０の踏込み量が大きく、よって機関負荷が高い。このため、時刻ｔ₀以前には機械圧縮比及び膨張比は低くされており、吸気弁７の閉弁時期は吸気下死点付近まで進角されている。

その後、図１０に示した例では、時刻ｔ₀からアクセルペダル４０の踏込み量が急激に小さくされ、これに伴って機関負荷も急激に低下する。このように機関負荷が低下すると、これに伴って機械圧縮比及び膨張比が高くされ、吸気弁７の閉弁時期が圧縮上死点に向けて遅角せしめられる。

機関負荷が低下すると、やがて時刻ｔ₁において機関負荷は基準負荷Ｌｒ以下となり、燃料カット制御の実行条件が成立する。しかしながら、燃料カット制御の実行条件が成立しても直ぐには燃料カット制御は実行されず、燃料カット制御の実行条件が成立してから所定時間が経過してから燃料カット制御が実行される（時刻ｔ₂）。このように、燃料カット制御の実行条件成立後に直ぐに燃料カット制御が実行されないのは、比較的高い機関負荷で運転されていた状態からいきなり燃料カット制御を実行すると、トルクショックが大きくなってしまうためである。すなわち、比較的高い機関負荷で運転されていた状態と燃料カット制御との間において低い機関負荷で内燃機関を運転することで、トルクショックが低減せしめられる。

機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度等を通常運転時と同様に制御する場合には、この時刻ｔ₁と時刻ｔ₂との間の期間において、機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度はこの期間中の機関負荷に基づいて図９に示したような値となるように設定される。この様子を、図１０に破線で示す。

その後、燃料カット制御の実行条件が成立してから所定時間が経過すると、燃料カット制御が開始され、燃料噴射弁１３からの燃料噴射が停止せしめられる（時刻ｔ₂）。燃料カット制御中には、燃焼室５内において混合気の燃焼が行われていないため、機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度を如何なる値としてもよい。図１０に示した例では、燃料カット制御の実行中における仮想的な機関負荷（すなわち、アクセルペダル４０の踏込み量から計算上求まる機関負荷。図１０中の破線）に対応した機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度とされる。

その後、時刻ｔ₃において燃料カット制御の終了条件が成立すると、燃料カット制御が終了せしめられ、燃料噴射弁１３からの燃料噴射が再開される。燃料カット制御終了後の機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度は燃料カット制御終了後の機関負荷に基づいて図９に示したような値となるように設定される。

ところで、上述したように、トルクショックの低減という観点から、燃料カット制御の実行開始前には必ず吸気弁７の閉弁時期が、低い機関負荷に対応した閉弁時期とされる。すなわち、燃料カット制御の実行開始前には吸気弁７の閉弁時期が圧縮上死点付近まで遅角せしめられる。このように吸気弁７の閉弁時期が圧縮上死点付近まで遅角せしめられると、一旦燃焼室５内に流入した吸気ガスの多くが吸気ポート８内へ吹き戻される。一方、燃焼室５内に流入する吸気ガスには燃料噴射弁１３からの燃料噴射が行われている。このため、一旦燃焼室５内に流入した後に吸気ポート８内へ吹き戻された吸気ガスは多量の燃料を含んでいる。このように吸気ポート８内へ吹き戻された吸気ガス中に含まれている燃料は吸気ポート８の内壁面に付着する。したがって、燃料カット制御の実行開始時には、吸気ポート８の内壁面に多量の燃料が付着していることになる。

その後、燃料カット制御が実行されると、燃料噴射弁１３からの燃料噴射は行われないが、ピストン４の往復運動に伴って吸気ガスは吸気ポート８から燃焼室５を通って排気通路へと流れる。このとき、吸気ガスには吸気ポート８の内壁面に付着していた燃料が混入するため、燃焼室５からは燃料、すなわち未燃ＨＣを含んだ排気ガスが排出されることになる。吸気ポート８の内壁面への燃料の付着度合いや吸気ポート８の内壁面の壁面温度にもよるが、場合によっては燃焼室５から排気浄化触媒２０へ向かって流れる排気ガスの空燃比がリッチになっていることもある。

ところで、上述したように排気浄化触媒２０としては三元触媒、ＮＯ_X吸蔵還元触媒又はＮＯ_X選択還元触媒が用いられるが、斯かる排気浄化触媒２０では排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度以上の高温であって且つ排気浄化触媒２０に流入する排気ガスの空燃比がリッチであると、或いは排気浄化触媒２０に流入する排気ガス中に多量の未燃ＨＣが含まれていると、排気浄化触媒２０においてＨ₂Ｓが発生し、よって排気浄化触媒２０から排出される排気ガスが排気臭をおびてしまう。

ここで、上述したように燃料カット制御実行中には、燃焼室５からは未燃ＨＣを含んだ排気ガスが排出され、場合によっては空燃比がリッチである排気ガスが排出される。したがって、排気浄化触媒の温度がＨ₂Ｓ発生温度以上の高温となっている場合、燃料カット制御の実行中に排気臭が発生してしまうことになる。特に、燃料カット制御の実行前においては、機関負荷が高い状態での内燃機関の運転が長時間に亘って行われている場合も少なくなく、よって燃料カット制御実行時には未だ排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度以上となっていることもある。

そこで、本実施形態では、燃料カット制御の実行条件が成立した時に排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度以上となっている場合には、燃料カット制御の実行開始前に排気浄化触媒２０の温度を低下させることとしている。

図１０の実線は、燃料カット制御の実行条件が成立した時（すなわち、時刻ｔ₁）に排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度以上である場合における、機関負荷等のタイムチャートを示している。

図１０に実線で示した例では、時刻ｔ₁において機関負荷が基準負荷Ｌｒ以下となり、燃料カット制御の実行条件が成立する。このときの排気浄化触媒２０の温度は図１０に実線で示したようにＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2S以上となっている。本実施形態では、このように燃料カット制御の実行条件成立時（時刻ｔ₁）に排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2S以上である場合、このときの排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度よりも低い場合に比べて、或いは機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度等を図９に示したように機関負荷に基づいて制御する通常運転時に比べて、機械圧縮比及び膨張比が高くされる。

このように、機械圧縮比及び膨張比を高くすると、上述したように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る。すなわち、燃焼室５における混合気の燃焼によって得られた熱エネルギの多くが運動エネルギとしてピストン４に伝達されることになる。このため、膨張行程後の燃焼室５内の燃焼ガスの温度は低くなる。したがって、特に膨張比を高くするほど、燃焼室５から排出される排気ガスの温度が低くなる。

上述したように、本実施形態では、排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2S以上である場合には、機械圧縮比及び膨張比が高くされる。このため、燃焼室５から排出される排気ガスの温度が低くなり、その結果、図１０に実線で示したように排気浄化触媒２０の温度が急速に低下せしめられる。特に、図示した例では、燃料カット制御の実行開始前（時刻ｔ₂よりも前）に排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2Sよりも低くなる。このため、時刻ｔ₂から燃料カット制御を開始して吸気ポート８に付着していた燃料が未燃ＨＣとして排気浄化触媒２０に流入しても、排気浄化触媒２０ではＨ₂Ｓはほとんど発生せず、よって排気臭を抑制することができる。

図１０に実線で示した例では、燃料カット制御の実行条件が成立してから所定時間が経過すると、燃料カット制御が開始され、燃料噴射弁１３からの燃料噴射が停止せしめられる（時刻ｔ₂）。図１０に実線で示した場合においても、燃料カット制御中には燃焼室５内において混合気の燃焼が行われていないため、機械圧縮比等を如何なる値としてもよい。図１０に実線で示した例では、燃料カット制御の実行中における仮想的な機関負荷（すなわち、アクセルペダル４０の踏込み量から計算上求まる機関負荷。図１０中の破線）に対応した機械圧縮比等とされる。

なお、上記実施形態では、燃料カット制御の実行条件が成立した時に排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2S以上である場合には、Ｈ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2Sよりも低い場合に比べて、或いは通常運転時に比べて機械圧縮比及び膨張比が高くされる。しかしながら、この場合、膨張比さえ高くすれば必ずしも機械圧縮比を高くする必要はない。ここで、膨張比は、例えば排気弁９の開弁時期を変更可能な排気可変バルブタイミング機構を採用している場合、排気弁９の開弁時期を膨張下死点に向けて遅角するほど高くすることができる。

また、上記実施形態では、燃料カット制御の実行条件成立時に排気浄化触媒の温度がＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2S以上である場合には、燃料カット制御の実行条件成立から燃料カット制御の実行開始までの間の期間（すなわち、時刻ｔ₁から時刻ｔ₂）に亘って機械圧縮比及び膨張比が高くされている。しかしながら、斯かる期間の途中で排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2Sよりも低くなった場合には、その時点で機械圧縮比及び膨張比を排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2Sよりも低い場合の機械圧縮比及び膨張比、すなわち通常運転時の機械圧縮比及び膨張比に低下させるようにしてもよい。

さらに、上記実施形態では、燃料カット制御の実行条件成立から燃料カット制御の実行開始までの時間はトルクショックの低減のみを考慮して設定されている。したがって、燃料カット制御の実行条件成立時に排気浄化触媒２０の温度が極めて高いような場合には、燃料カット制御の実行開始までに排気浄化触媒２０の温度をＨ₂Ｓ発生温度よりも低い温度まで低下させることができない場合がある。そこで、燃料カット制御の実行条件成立からトルクショックの低減のみを考慮して設定された時間が経過しても排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度以上である場合には、排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度よりも低くなるのを待ってから燃料カット制御の実行を開始するようにしてもよい。

図１１は、燃料カット制御の実行開始時における機械圧縮比等の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは一定時間間隔の割込によって行われる。

図１１に示したように、まずステップＳ１１では、燃料カット制御（ＦＣ）の実行条件が成立しているか否かが判定される。燃料カット制御の実行条件の成否は例えば機関回転数及び機関負荷に基づいて判断される。燃料カット制御の実行条件は、例えば、機関回転数が基準回転数以上であって且つ機関負荷が基準負荷Ｌｒ以下である場合に成立する。これら基準回転数及び基準負荷は必ずしも一定である必要はなく、例えば基準回転数に応じて基準負荷が変化するように設定してもよい。

ステップＳ１１において燃料カット制御の実行条件が成立していないと判定された場合にはステップＳ１２へと進み、機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度等を機関負荷に基づいて図９に示したように制御する通常運転制御が行われる。一方、ステップＳ１１において燃料カット制御の実行条件が成立していると判定された場合にはステップＳ１３へと進む。

ステップＳ１３では、燃料カット制御の実行が開始されたか否かが判定される。燃料カット制御の実行は例えば燃料カット制御の実行条件が成立してから所定時間が経過したとき、或いは機関負荷の低い運転状態になってから所定時間が経過したときに開始される。ステップＳ１３において、燃料カット制御の実行が未だ開始されていないと判定された場合には、ステップＳ１４へと進む。

ステップＳ１４では、排気浄化触媒２０の温度ＴｃａｔがＨ₂Ｓ発生温度以上Ｔ_H2Sであるか否かが判定される。排気浄化触媒２０の温度Ｔｃａｔは、排気浄化触媒２０の温度を検出又は推定する温度センサ（図示せず）によって検出されてもよいし、燃料カット制御の実行条件が成立する前の内燃機関の運転状態から推定してもよい。燃料カット制御の実行条件が成立する前の内燃機関の運転状態から推定する場合には、例えば燃料カット制御の実行条件が成立する前の機関高負荷運転状態の継続時間が長いほど排気浄化触媒２０の温度が高いものとして推定される。

ステップＳ１４において、排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度以上であると判定された場合にはステップＳ１５へと進む。ステップＳ１５では、通常運転制御時よりも機械圧縮比及び膨張比を高くする過膨張制御が行われ、制御ルーチンが終了する。一方、ステップＳ１４において、排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度よりも低いと判定された場合にはステップＳ１２へと進み、上述したような通常運転制御が行われる。

その後、例えば燃料カット制御の実行条件が成立してから所定時間が経過すると燃料カット制御の実行が開始され、次の制御ルーチンにおいてステップＳ１３で燃料カット制御の実行が開始されたと判定され、ステップＳ１２へと進む。

ところで、図１０に示した例では、時刻ｔ₃において燃料カット制御が終了した後、機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度は、機関負荷に基づいて図９に示した値となるように、すなわち通常運転時と同様に制御されている。一般に、燃料カット制御終了後における機関負荷は低くなっていることが多く、このため機械圧縮比が高いものとされている。

ここで、機械圧縮比が高い場合、燃焼室５内のシリンダ壁面に近い領域では、ピストン４が圧縮上死点にあるときにピストン４上面とシリンダヘッド３下面との間の間隔が短いため、斯かる領域では混合気の燃焼が適切に行われにくい。すなわち、機械圧縮比が高いと消炎領域（クエンチゾーン）が拡大する。このため、機械圧縮比が高い場合には燃焼室５から排出された排気ガス中に含まれる未燃ＨＣの量が多くなり易い。したがって、燃料カット制御が終了した後、機械圧縮比を通常運転時と同様に制御すると、排気浄化触媒２０に流入する排気ガス中の未燃ＨＣの量が増大する。

上述したように、燃料カット制御の開始時には吸気ポート８の内壁面に燃料が多量に付着しているため、燃料カット制御の開始後には燃焼室５から排出される排気ガス中には未燃ＨＣが多く含まれる。燃料カット制御の実行継続時間が長くなるほど吸気ポート８の内壁面への燃料の付着量は徐々に減少していき、よって燃焼室５から排出される排気ガス中に含まれる未燃ＨＣも徐々に少なくなる。この結果、燃料カット制御の開始時には排気浄化触媒２０上に多量の未燃ＨＣが残存することになるが、燃料カット制御の実行継続時間が長くなるにつれて、排気浄化触媒２０上に残存する未燃ＨＣも徐々に少なくなる。

ここで、燃料カット制御の実行開始後、比較的長い時間が経過した後に燃料カット制御を終了させた場合、燃料カット制御終了時点において排気浄化触媒２０上に残存する未燃ＨＣは少ない。したがって、燃料カット制御の終了後に通常運転を行って、すなわち機械圧縮比を高い圧縮比にして、排気浄化触媒２０に流入する排気ガス中の未燃ＨＣの量が増大しても、未燃ＨＣは排気浄化触媒２０で浄化され、その結果、排気浄化触媒においてＨ₂Ｓはほとんど発生せず、よって排気臭を抑制することができる。

ところが、燃料カット制御の実行開始後、比較的短い時間が経過した後に燃料カット制御を終了させた場合、燃料カット制御終了時点において排気浄化触媒２０上に残存する未燃ＨＣは多い。したがって、燃料カット制御の終了後に通常運転を行って、すなわち機械圧縮比を高い圧縮比にして、排気浄化触媒２０に流入する排気ガス中の未燃ＨＣの量が増大すると、未燃ＨＣが排気浄化触媒２０において十分浄化されず、その結果、排気浄化触媒２０においてＨ₂Ｓが発生してしまい、よって排気臭の発生を招いてしまう。

そこで、本発明の実施形態では、図１２に示したように、燃料カット制御の実行時間に応じて燃料カット制御終了直後の機械圧縮比を変更するようにしている。図１２から分かるように、燃料カット制御の実行時間が長くなると燃料カット制御終了直後の機械圧縮比が高くされ、燃料カット制御の実行時間が短くなると燃料カット制御終了直後の機械圧縮比が低くされる。

図１２中の破線は、機関負荷に基づいて図９に示したような制御を行った場合の機械圧縮比、すなわち通常運転時の機械圧縮比を示している。したがって、本実施形態では、燃料カット制御終了直後において機械圧縮比の低減補正を行うと共に、この低減補正量を燃料カット制御の実行時間が長くなるにつれて小さくするようにしていると言える。

なお、上述したように、排気浄化触媒２０において排気臭が発生する条件としては、排気浄化触媒２０に流入する排気ガス中に多量の未燃ＨＣが含まれていることに加えて、排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度以上の高温であることが挙げられる。したがって、上述したような燃料カット制御の実行時間に応じた機械圧縮比の補正は、燃料カット制御終了直後の排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度以上である場合にのみ行われ、排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度よりも低い場合には通常運転制御が行われる。

図１３は、燃料カット制御の終了時における機械圧縮比等の制御ルーチンを示すフローチャートである。図示した制御ルーチンは一定時間間隔の割込によって行われる。

図１３に示したように、まずステップＳ２１では、燃料カット制御が終了しているか否かが判定される。ステップＳ２１において燃料カット制御が終了していないと判定された場合にはステップＳ２２へと進む。ステップＳ２２では、機械圧縮比、吸気弁７の閉弁時期及びスロットル弁１７の開度等を機関負荷に基づいて図９に示したように制御する通常運転制御が行われる。一方、ステップＳ２１において、燃料カット制御が終了したと判定された場合にはステップＳ２３へと進む。

ステップＳ２３では、排気浄化触媒２０の温度ＴｃａｔがＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2S以上であるか否かが判定される。排気浄化触媒２０の温度Ｔｃａｔは、排気浄化触媒２０の温度を検出又は推定する温度センサ（図示せず）によって検出されてもよいし、燃料カット制御の実行条件が成立する前の内燃機関の運転状態及び燃料カット制御の実行時間等から推定されてもよい。ステップＳ２３において、排気浄化触媒２０の温度ＴｃａｔがＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2Sよりも低いと判定された場合にはステップＳ２２へと進み、通常運転制御が行われる。

一方、ステップＳ２３において排気浄化触媒２０の温度ＴｃａｔがＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2S以上であると判定された場合にはステップＳ２４へと進む。ステップＳ２４では、図１２に示したようなマップを用いて燃料カット制御の実行時間に基づいて目標機械圧縮比が算出される。次いで、ステップＳ２５では、機械圧縮比がステップＳ２４で算出された目標機械圧縮比となるように機械圧縮比等を制御する機械圧縮比変更制御が行われる。その後、排気浄化触媒２０の温度がＨ₂Ｓ発生温度Ｔ_H2Sよりも低くなると、次の制御ルーチンではステップＳ２３からステップＳ２２へと進み、通常運転制御が行われるようになる。

なお、上記フローチャートでは、燃料カット制御終了後に、機械圧縮比を燃料カット制御実行時間に応じた機械圧縮比に変更する制御を行っている。しかしながら、燃料カット制御終了時の機械圧縮比が燃料カット制御時間に応じた機械圧縮比になるように、燃料カット制御中から機械圧縮比を制御するようにしてもよい。この場合、具体的には、燃料カット制御開始直後には機械圧縮比が燃料カット制御中の仮想的な機関負荷に対応する機械圧縮比よりも大幅に低くされ、燃料カット制御の実行継続時間が長くなるにつれて機械圧縮比が燃料カット制御中の仮想的な機関負荷に対応する機械圧縮比に向けて徐々に高くさえる。

１クランクケース
２シリンダブロック
３シリンダヘッド
４ピストン
５燃焼室
７吸気弁
１６アクチュエータ
１７スロットル弁
Ａ可変圧縮比機構
Ｂ可変バルブタイミング機構

Claims

機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、吸気弁の閉弁時期を制御可能な可変バルブタイミング機構と、機関排気通路内に設けられた排気浄化触媒とを具備し、機関低負荷運転時には機関高負荷運転時に比べて膨張比が高くされ、燃焼室内への燃料の供給を停止する燃料カット制御を実行可能な火花点火式内燃機関において、
上記燃料カット制御の実行条件が成立してから燃焼室内への燃料の供給を停止するまでの間は、排気浄化触媒の温度が所定温度以上である場合には該所定温度未満である場合に比べて膨張比を高くするようにし、
上記所定温度は排気浄化触媒においてＨ ₂ Ｓが発生し得る温度である、火花点火式内燃機関。
上記排気浄化触媒の温度が上記所定温度以上である場合、上記燃料カット制御の実行条件が成立してから燃焼室内への燃料の供給を停止するまでの間は、内燃機関の通常運転時に比べて膨張比を高くするようにした、請求項１に記載の火花点火式内燃機関。
上記燃料カット制御の終了時における排気浄化触媒の温度が所定温度以上である場合、燃料カット制御の実行時間が長くなるほど燃料カット制御終了時の機械圧縮比を高くするようにした、請求項１又は２に記載の火花点火式内燃機関。