JP2011021553A - エンジンの制御方法および制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】筒内圧の過上昇を防止しつつ、リーンな空燃比下での圧縮自己着火燃焼をより幅広い運転領域で実施する。
【解決手段】本発明のエンジンの制御方法では、圧縮自己着火燃焼が行われるＨＣＣＩ領域Ａの負荷方向の全域で、混合気の空燃比を理論空燃比よりもリーンに設定するとともに、上記ＨＣＣＩ領域Ａ内でエンジン負荷が所定負荷Ｘ以上に増大すると、混合気の自着火の時期θigを、トルクが最大になる着火時期であるＭＢＴに対しリタードさせる。
【選択図】図５

Description

本発明は、エンジンの少なくとも一部の運転領域に設定されたＨＣＣＩ領域で、インジェクタからの燃料噴射とピストンの圧縮作用とにより混合気を自着火させる圧縮自己着火燃焼が行われる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、複数の気筒を有する火花点火式ガソリンエンジンにおいて、エンジン回転数が所定回転数以下の部分負荷運転領域で、混合気を自着火させる圧縮自己着火燃焼を行う一方、これ以外の運転領域では、火花点火による強制燃焼で運転することが行われている。

上記のように圧縮自己着火燃焼と火花点火による強制燃焼とをエンジンの運転状態に応じて使い分けることは、従来から多く提案されている。すなわち、圧縮自己着火燃焼は、燃焼室の各所で同時多発的に自着火する燃焼であり、従来から行われてきた火花点火による燃焼に比べてより高い熱効率が得られると言われているが、高回転・高負荷域での燃焼制御性に問題があるため、このような運転領域では、火花点火によりコントロールされた強制燃焼を行う必要がある。そこで、圧縮自己着火による燃焼と火花点火による燃焼という２つの燃焼形式を運転状態に応じて使い分けるようにしている。

特開２００７−１５４８５９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。熱効率をさらに高めるための対策としては、圧縮自己着火燃焼をより幅広い運転領域で行うとともに、混合気の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しようとすると、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、筒内圧が過度に上昇し、エンジンの耐久性・信頼性が損なわれるという問題がある。

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、筒内圧の過上昇を防止しつつ、リーンな空燃比下での圧縮自己着火燃焼をより幅広い運転領域で実施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、エンジンの少なくとも一部の運転領域に設定されたＨＣＣＩ領域で、インジェクタからの燃料噴射とピストンの圧縮作用とにより混合気を自着火させる圧縮自己着火燃焼が行われるエンジンを制御する方法であって、上記ＨＣＣＩ領域の負荷方向の全域で、混合気の空燃比を理論空燃比よりもリーンに設定するとともに、上記ＨＣＣＩ領域内でエンジン負荷が所定負荷以上に増大すると、混合気の自着火の時期を、トルクが最大になる着火時期であるＭＢＴに対しリタードさせ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、ＨＣＣＩ領域の負荷方向の全域で空燃比をリーン化することにより、熱効率を効果的に向上させて燃費性能をより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、それによる筒内圧の過上昇によりエンジンの耐久性・信頼性が損なわれるおそれがある。このような問題に対し、本発明では、所定負荷以上で混合気の着火時期をＭＢＴに対しリタードさせるようにしたため、上記のように筒内圧が高負荷域で過上昇する事態を効果的に防止することができ、その結果、リーン空燃比下での圧縮自己着火燃焼をより高負荷側まで継続して熱効率を大幅に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、上記ＨＣＣＩ領域内でエンジン負荷が上記所定負荷以上に増大すると、上記インジェクタからの燃料の噴射時期を、上記ＭＢＴに対応する噴射時期よりもリタードさせる（請求項２）。

このようにすれば、インジェクタからの燃料の噴射時期を変更するだけの比較的簡単な構成で、高負荷域での着火時期を適正にリタードさせて筒内圧の過上昇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、混合気の自着火をアシストするために点火プラグから火花を放電する着火アシストを上記ＨＣＣＩ領域で行う場合には、同領域内でエンジン負荷が上記所定負荷以上になると、上記点火プラグによる着火アシストの時期を、上記ＭＢＴに対応する着火アシスト時期よりもリタードさせることが好ましい（請求項３）。

このようにすれば、所定負荷以上で着火時期をリタードさせる制御を、点火プラグによる着火アシスト時期を変更することで適正に実施できるという利点がある。

本発明において、好ましくは、上記ＨＣＣＩ領域での圧縮自己着火燃焼の燃焼期間を、上記所定負荷以上か否かにかかわらず略一定とする（請求項４）。

このようにすれば、着火時期以外のパラメータを熱効率の面から適切な値に維持することにより、熱効率の低下を最小限に留めながら筒内圧の過上昇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、上記ＨＣＣＩ領域の負荷方向の全域で、理論空燃比に対する空気過剰率λをλ＝２〜３に設定する（請求項５）。

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。

本発明において、好ましくは、少なくとも上記所定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。

また、本発明は、エンジンの少なくとも一部の運転領域に設定されたＨＣＣＩ領域で、インジェクタからの燃料噴射とピストンの圧縮作用とにより混合気を自着火させる圧縮自己着火燃焼が行われるエンジンを制御する装置であって、上記インジェクタからの燃料の噴射動作を制御するインジェクタ制御手段を備え、上記ＨＣＣＩ領域の負荷方向の全域で、混合気の空燃比が理論空燃比よりもリーンに設定されるとともに、上記ＨＣＣＩ領域内でエンジン負荷が所定負荷以上に増大すると、混合気の自着火の時期を、トルクが最大になる着火時期であるＭＢＴに対しリタードさせる制御が上記インジェクタ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７）。

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、本発明のエンジンの制御方法および制御装置によれば、筒内圧の過上昇を防止しつつ、リーンな空燃比下での圧縮自己着火燃焼をより幅広い運転領域で実施できるという利点がある。

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。 エンジンの燃焼を制御するために参照される制御マップの一例を示す図である。 エンジンの圧縮比、空気過剰率、着火時期、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、および排気温度の各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、および排気温度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、および排気温度がどのように変化するかを示す図である。 図１５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１５と図１６の結果をまとめた表である。 図１５〜図１７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多気筒ガソリンエンジンであり、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。

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（ガソリン）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。

図４は、上記ＥＣＵ５０がエンジンを制御する際に参照する制御マップを示す図である。本図において、低回転側の比較的広範な領域に設定されたＨＣＣＩ領域Ａは、圧縮自己着火による燃焼が実行される運転領域であり、これ以外の高回転領域に設定されたＳＩ領域Ｂは、火花点火による燃焼が実行される運転領域である。すなわち、エンジンの低中速回転領域に設定された上記ＨＣＣＩ領域Ａでは、主に吸気行程中に噴射された燃料に基づく混合気（予混合気）が圧縮上死点の前後で自着火するように燃焼が制御される一方、これよりも高回転側のＳＩ領域Ｂでは、点火プラグ１１からの火花点火により混合気が強制的に着火されるようになっている。

上記ＨＣＣＩ領域Ａで行われる圧縮自己着火による燃焼は、燃焼室５の各所で同時多発的に自着火する燃焼であり、従来から行われてきた火花点火による燃焼に比べて燃焼期間が短く、より高い熱効率が得られると言われている。また、圧縮自己着火による燃焼は、火花点火による場合よりも燃焼温度が低く、生成されるＮＯｘの量が大幅に低減されるという利点がある。

特に、当実施例では、図４に示すように、無負荷から最高負荷までの負荷方向の全域にわたって上記ＨＣＣＩ領域Ａが設定されており、上記ＳＩ領域Ｂよりも低い回転速度域であれば、エンジン負荷（アクセル開度に基づく要求トルク）の値にかかわらず、一律に圧縮自己着火燃焼が行われるようになっている。通常、エンジンの高負荷域まで圧縮自己着火燃焼を継続することは、燃焼制御性等の面で困難と言われているが、後述するように、当実施例では、エンジン負荷の全域にわたってリーンな空燃比を維持するとともに、インジェクタ１０からの燃料の噴射時期を高負荷域でリタードさせる等により、エンジンの最高負荷まで圧縮自己着火燃焼を継続し得るようにしている。

一方、上記ＨＣＣＩ領域Ａよりも高回転側に設定されたＳＩ領域Ｂで、火花点火により強制的に混合気を着火させるのは、エンジン回転速度が高いほど、圧縮行程から膨張行程にかけての時間が短くなり、混合気の自着火を引き起こすのに必要な時間を十分に確保できず、混合気を確実に自着火させることが困難になるためである。そこで、当実施例では、エンジン回転速度が比較的高い上記ＳＩ領域Ｂで、圧縮自己着火から火花点火による燃焼に切り替えるようにしている。

再び図３に戻って、上記ＥＣＵ５０が有する具体的な機能について説明する。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とになる。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（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。

上記のような圧縮比調整手段による有効圧縮比の低下制御は、エンジンの運転状態がＨＣＣＩ領域ＡからＳＩ領域Ｂに移行したときに実行される。すなわち、当実施例では、圧縮自己着火燃焼が行われる上記ＨＣＣＩ領域Ａで、有効圧縮比が一律に１８（つまり幾何学的圧縮比とほぼ同じ値）に設定される一方、上記ＨＣＣＩ領域Ａよりも高回転側のＳＩ領域Ｂでは、ノッキング等の異常燃焼を回避しながら火花点火による強制燃焼を行わせるために、有効圧縮比を１８から例えば１５程度まで低下させる制御が実行される。

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。

特に、当実施例において、エンジンの運転状態が、圧縮自己着火燃焼が行われるＨＣＣＩ領域Ａにある場合には、エンジン負荷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制御が上記インジェクタ制御手段５２により実行されることで、混合気の自着火の時期や、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）が適正に制御されるようになっている。例えば、ＨＣＣＩ領域Ａの高負荷側で、インジェクタ１０から多量の燃料を一括して噴射してしまうと、燃焼が急峻化して燃焼期間が過度に短くなり、燃焼騒音の増大等を招くおそれがある。そこで、上記インジェクタ制御手段５２は、上記ＨＣＣＩ領域Ａ内でエンジン負荷がある程度高まると、上記インジェクタ１０からの燃料噴射を複数回に分割することにより（より具体的には燃料の一部を吸気行程中に噴射し、残りの一部を圧縮行程の後期に噴射したりする等により）、圧縮自己着火による燃焼を適度に緩慢化させ、燃焼期間を所望のクランク角範囲に収めるようにする。また、上記インジェクタ制御手段５２は、上記ＨＣＣＩ領域Ａの高負荷側で、燃料の噴射を開始する時期（噴射時期）をリタードさせることにより、混合気の自着火が始まる時期（着火時期）を意図的に遅らせ、これによって筒内圧の過上昇を防止する機能をも有している。

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
次に、圧縮自己着火燃焼が行われる上記ＨＣＣＩ領域Ａでの燃焼制御について詳しく説明する。図５（ａ）〜（ｅ）は、上記ＥＣＵ５０の制御により、上記ＨＣＣＩ領域Ａでのエンジンの圧縮比（有効圧縮比）ε、理論空燃比に対する空気過剰率λ、混合気の着火時期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Ｘは、上記着火時期θig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、エンジンの無負荷から上記負荷の閾値Ｘ（以下、所定負荷Ｘという）までの範囲を負荷域Ａ１、所定負荷Ｘから最高負荷Ｘｍまでの範囲を負荷域Ａ２と称する。

まず、圧縮比εについては、図５（ａ）に示すように、エンジン負荷の全域（負荷域Ａ１およびＡ２の両方）で、ε＝１８一定に維持される。

理論空燃比に対する空気過剰率λについては、図５（ｂ）に示すように、エンジン負荷の全域で、λ＝３を上限とした所定範囲内に収まるように設定される。例えば、空気過剰率λは、エンジン負荷が無負荷から増大方向に変化するにつれて、λ＝３から徐々に低下している。これは、負荷に応じて燃料噴射量を徐々に増やす必要がある一方、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。ただし、後述するように、上記所定負荷Ｘ以上の負荷域Ａ２になると過給量ＱＣが大幅に増大されるため、空気過剰率λは、負荷域Ａ２で上昇に転じ、λ＝３まで復帰する。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。

混合気の着火時期θigについては、図５（ｃ）に示すように、無負荷から所定負荷Ｘまでの負荷域Ａ１で、最大のトルクが得られる着火時期としてのＭＢＴ（Minimum Advance for Best Torque）に維持される一方、上記所定負荷Ｘ以上の負荷域Ａ２に移行すると、負荷の増大に応じて着火時期θigが徐々に遅角され、最高負荷ＸｍでＭＢＴに対し３°遅角される。このような着火時期θigのリタードは、インジェクタ１０からの燃料の噴射時期を、上記ＭＢＴに対応する噴射時期に対しリタードさせることで行われる。

すなわち、最大のトルクが得られる上記着火時期ＭＢＴで混合気を着火させ始めるには、燃料の少なくとも一部を吸気行程中に噴射して燃料と空気を十分な時間をかけてミキシングする必要があるが、上記のように着火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせたい場合には、主に圧縮行程中に燃料が噴射されるように噴射開始時期をリタードさせればよい。これにより、燃料が高温・高圧にさらされる時間が短くなり、混合気が着火し難くなって着火時期θigがＭＢＴよりも遅れることになる。なお、最大のトルクが得られる上記着火時期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５（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５（ｅ）に示すように負荷に応じて徐々に増大されるが、特に、着火時期θigがリタードされ始める所定負荷Ｘ以上（負荷域Ａ２）になると、過給量ＱＣがより大きく増大される。

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、圧縮自己着火燃焼が行われるＨＣＣＩ領域Ａで、図５（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、高負荷域で筒内圧が過上昇するの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６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、着火時期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８は、エンジンの部分負荷域に設定された代表点Ｒ（図７参照）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７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、着火時期θigについては、ＭＢＴ（トルクが最大となる着火時期）で一定とする。

図８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９および図１０は、図８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９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９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８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１０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８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１１に示す。なお、この図１１は、図８〜図１０と同様に、回転速度Ｎｅ＝２０００ｒｐｍ、図示平均有効圧力Ｐｉ＝３００ｋＰａ（図７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、着火時期θig＝ＭＢＴ、燃焼期間Δθ＝２０°である。

図１１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１２は、上記熱伝達係数αの演算結果（図１１）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１２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９参照）、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８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８で説明したように、圧縮比ε＝１８、燃焼期間Δθ＝２０°、着火時期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１３に基づき考察する。図１３は、図７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、および排気温度Ｔex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。

図１３では、上記筒内圧Ｐ、圧力上昇率ｄＰ／ｄθ、および排気温度Ｔexの上限値を一点鎖線で示している。具体的に、図１３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、エンジンの耐久性・信頼性や燃焼騒音を考慮してのものである。

図１３によれば、筒内圧Ｐ、圧力上昇率ｄＰ／ｄθ、および排気温度Ｔex（Ｅ点の温度）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８〜図１３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、着火時期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、着火時期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１４は、エンジンの運転状態が図７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、および排気温度Ｔex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１３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１４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７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）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１４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については、エンジンの高負荷域で上限値を超えている。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、高負荷域で相当程度多くの空気を筒内に送り込む必要が生じ、筒内圧の過上昇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１４の各グラフは、圧縮比ε＝１８、空気過剰率λ＝３、着火時期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）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１５は、最大筒内圧Ｐmaxが上限値に達する点（つまり図示平均有効圧力Ｐｉ≒１０８０ｋＰａ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を低下させて空燃比をリッチ化した場合を、▼印の破線は着火時期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、図示平均有効圧力Ｐｉが約１０８０ｋＰａから１２００ｋＰａ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→１５に、空気過剰率λを低下させた場合はλ＝３→２．５に、着火時期θigをリタードさせた場合はθig＝ＭＢＴ→ＭＢＴ−３°に、燃焼期間Δθを延長した場合はΔθ＝２０°→４０°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１５によると、最大筒内圧Ｐmaxについては、燃焼期間Δθを延長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。最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxについては、圧縮比εを低下させた場合、および空燃比をリッチ化した場合（つまり空気過剰率λを低下させた場合）には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。

図１６は、図１５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、着火時期θigをリタードさせた場合が最も高く、以下、燃焼期間Δθの延長、圧縮比εの低下、空燃比のリッチ化（空気過剰率λの低下）の順に熱効率が悪化することが分かる。

図１７は、図１５と図１６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の低下（リッチ化）、燃焼期間Δθの延長、着火時期θigのリタードという４つの選択肢のうち、圧縮比εの低下、空気過剰率λの低下、および燃焼期間Δθの延長のいずれかを選択した場合には、最大筒内圧Ｐmaxまたは最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmaxの点で問題が生じる。一方、着火時期θigのリタードを選択した場合には、最大筒内圧Ｐmax、最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmax、および排気温度Ｔexのいずれの点でも問題が生じず、しかも、熱効率の順位が１位と最も優れている。以上のことから、図示平均有効圧力Ｐｉが約１０８０ｋＰａを超える領域では、着火時期θigをリタードさせることが最も得策であることが分かった。

（４）検証結果のまとめ
以上、図６〜図１７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７）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、着火時期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、最大筒内圧Ｐmaxが大きくなり過ぎ、エンジンの耐久性・信頼性の点で問題が生じる。これを回避するには、エンジンの高負荷域（Ｐｉ≒１０８０ｋＰａ以上）で、着火時期θigをリタードさせる必要がある。

（ｃ）着火時期θigをリタードさせることで、他のパラメータ（圧縮比ε、空気過剰率λ、燃焼期間Δθ）を変化させた場合と比較して、全ての燃焼指標値（最大筒内圧Ｐmax、最大圧力上昇率ｄｐ／ｄθmax、排気温度Ｔex）を上限値以下に抑えながら、熱効率を最も高い値に維持することが可能である。

（ｄ）図１８に、上記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、高負荷域での筒内圧の過上昇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５）は、上記Ｂ．の検証から得られた結果（図１８）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１８において着火時期θigをリタードさせ始める図示平均有効圧力Ｐｉ＝１０８０ｋＰａが、図５における所定負荷Ｘ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５に示したように、圧縮自己着火燃焼が行われるＨＣＣＩ領域Ａの負荷方向の全域で、混合気の空燃比を理論空燃比よりもリーン（空気過剰率λ＞１）に設定するとともに、上記ＨＣＣＩ領域Ａ内でエンジン負荷が所定負荷Ｘ以上に増大すると、混合気の自着火の時期θigを、トルクが最大になる着火時期であるＭＢＴに対しリタードさせるようにした。このような構成によれば、筒内圧の過上昇を防止しつつ、リーンな空燃比下での圧縮自己着火燃焼をより幅広い運転領域で実施できるという利点がある。

すなわち、上記実施例では、ＨＣＣＩ領域Ａの負荷方向の全域で空燃比をリーン化することにより、熱効率を効果的に向上させて燃費性能をより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、それによる筒内圧Ｐの過上昇によりエンジンの耐久性・信頼性が損なわれるおそれがある（図１５のＰmaxのグラフ参照）。このような問題に対し、上記実施例では、所定負荷Ｘ以上の負荷域（負荷域Ａ２）で混合気の着火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせるようにしたため、上記のように筒内圧Ｐが高負荷域で過上昇する事態を効果的に防止することができ、その結果、リーン空燃比下での圧縮自己着火燃焼をより高負荷側まで（上記実施例ではエンジンの最高負荷Ｘｍまで）継続し、熱効率を大幅に向上させることができるという利点がある。

特に、上記実施例のように、ＨＣＣＩ領域Ａの負荷方向の全域で、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８〜図１０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、負荷方向の全域で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、ＨＣＣＩ領域Ａ内でエンジン負荷が所定負荷Ｘまで高まると、着火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせる一方、圧縮比εおよび燃焼期間Δθについては、上記所定負荷Ｘ以上か否かにかかわらず一定の値（上記実施例ではε＝１８、Δθ＝２０°）に維持するようにしたため、着火時期θig以外のパラメータを熱効率の面から適切な値に維持することにより、熱効率の低下を最小限に留めながら筒内圧Ｐの過上昇を効果的に防止できるという利点がある。

また、上記実施例では、図５に示したように、ＨＣＣＩ領域Ａで過給機２５による過給量ＱＣを負荷に応じて増大させ、特に着火時期θigがリタードされる所定負荷Ｘ以上の負荷域（負荷域Ａ２）で、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多量の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。

また、上記実施例では、所定負荷Ｘ以上で着火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせるために、インジェクタ１０からの燃料の噴射時期を、上記ＭＢＴに対応する噴射時期に対しリタードさせるようにしたため、燃料噴射時期を変更するだけの比較的簡単な構成で、高負荷域での着火時期θigを適正にリタードさせて筒内圧Ｐの過上昇を効果的に防止できるという利点がある。

なお、上記実施例では特に述べなかったが、空気過剰率λ≒３という大幅にリーンな空燃比下では、特にエンジンの低負荷域において、圧縮自己着火を確実に引き起こすことが困難な場合も想定される。そこで、このような場合には、点火プラグ１１を用いて着火アシストを行うとよい。着火アシストとは、圧縮自己着火が始まる前に点火プラグ１１から補助的に火花放電して圧縮自己着火を促進するというものである。このような着火アシストを行うことにより、上記ＨＣＣＩ領域Ａにおける圧縮自己着火燃焼が安定的に行われ、失火が確実に防止される。

また、上記着火アシストをエンジンの高負荷域まで継続して行ってもよい。このような場合には、上記所定負荷Ｘ以上で混合気の着火時期θigをＭＢＴに対しリタードさせる制御を、上記着火アシストの時期をリタードさせる（上記ＭＢＴに対応する着火アシスト時期よりも遅らせる）ことで実現させてもよい。このようにした場合でも、所定負荷Ｘ以上で着火時期θigをリタードさせる制御を、着火アシスト時期を変更することで適正に実施でき、エンジンの高負荷域で筒内圧Ｐが過上昇するのを効果的に防止できるという利点がある。

また、上記実施例では、空気過剰率λ≒３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８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、図４に示したように、圧縮自己着火燃焼が行われるＨＣＣＩ領域Ａをエンジンの低中速回転領域に設定する一方、これよりも高回転側に設定されたＳＩ領域Ｂでは、点火プラグ１１を用いた火花点火による燃焼を行うようにしたが、例えば燃料として圧縮自己着火燃焼に最適な性状のものを使用する等により、ＳＩ領域Ｂのような高回転域でも十分に制御された圧縮自己着火燃焼を行うことが可能になれば、全ての回転速度域で圧縮自己着火燃焼による運転を行うようにしてもよい。

１Ａ〜１Ｄ 気筒
２ ピストン
８ 吸気弁
１０ インジェクタ
１１ 点火プラグ
２５ 過給機
５２ インジェクタ制御手段
Ｘ 所定負荷
ε 圧縮比
λ 空気過剰率
θig 着火時期
Δθ 燃焼期間

Claims (7)

1. エンジンの少なくとも一部の運転領域に設定されたＨＣＣＩ領域で、インジェクタからの燃料噴射とピストンの圧縮作用とにより混合気を自着火させる圧縮自己着火燃焼が行われるエンジンを制御する方法であって、
   上記ＨＣＣＩ領域の負荷方向の全域で、混合気の空燃比を理論空燃比よりもリーンに設定するとともに、上記ＨＣＣＩ領域内でエンジン負荷が所定負荷以上に増大すると、混合気の自着火の時期を、トルクが最大になる着火時期であるＭＢＴに対しリタードさせることを特徴とするエンジンの制御方法。
2. 請求項１記載のエンジンの制御方法において、
   上記ＨＣＣＩ領域内でエンジン負荷が上記所定負荷以上に増大すると、上記インジェクタからの燃料の噴射時期を、上記ＭＢＴに対応する噴射時期よりもリタードさせることを特徴とするエンジンの制御方法。
3. 請求項１記載のエンジンの制御方法において、
   混合気の自着火をアシストするために点火プラグから火花を放電する着火アシストを上記ＨＣＣＩ領域で行い、同領域内でエンジン負荷が上記所定負荷以上になると、上記点火プラグによる着火アシストの時期を、上記ＭＢＴに対応する着火アシスト時期よりもリタードさせることを特徴とするエンジンの制御方法。
4. 請求項１〜３のいずれか１項に記載のエンジンの制御方法において、
   上記ＨＣＣＩ領域での圧縮自己着火燃焼の燃焼期間を、上記所定負荷以上か否かにかかわらず略一定とすることを特徴とするエンジンの制御方法。
5. 請求項１〜４のいずれか１項に記載のエンジンの制御方法において、
   上記ＨＣＣＩ領域の負荷方向の全域で、理論空燃比に対する空気過剰率λをλ＝２〜３に設定することを特徴とするエンジンの制御方法。
6. 請求項１〜５のいずれか１項に記載のエンジンの制御方法において、
   少なくとも上記所定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エンジンの制御方法。
7. エンジンの少なくとも一部の運転領域に設定されたＨＣＣＩ領域で、インジェクタからの燃料噴射とピストンの圧縮作用とにより混合気を自着火させる圧縮自己着火燃焼が行われるエンジンを制御する装置であって、
   上記インジェクタからの燃料の噴射動作を制御するインジェクタ制御手段を備え、
   上記ＨＣＣＩ領域の負荷方向の全域で、混合気の空燃比が理論空燃比よりもリーンに設定されるとともに、
   上記ＨＣＣＩ領域内でエンジン負荷が所定負荷以上に増大すると、混合気の自着火の時期を、トルクが最大になる着火時期であるＭＢＴに対しリタードさせる制御が上記インジェクタ制御手段により実行されることを特徴とするエンジンの制御装置。