技术领域

本发明涉及火花点火式汽油发动机。

                                 背景技术

例如在John B.Heywood著的“Internal Combustion Engine Fundamentals”(文献D1) 中揭示的那样，火花点火式汽油发动机理论上是按照四冲程循环(Otto Cycle)工作的， 其理论热效率为ηth时，则

ηth＝1-(1/εκ-1)                (1)

(其中，ε为压缩比，κ为比热比)

从式(1)可见，火花点火式汽油发动机的理论热效率(因此图示为有效热效率)在 一定范围内随压缩比增大而增高。有关这方面，文献D1介绍了以下的研究：针对在节气门 全开(所谓的WOT：Wide-Open Throttle)、使火花点火式汽油发动机以2000rpm的转速运 行时的各种压缩比(8≤ε≤20)对理论热效率的影响进行了调查。根据其记载，理论热效率 及平均有效压力(MEP：Mean Effective Pressure)在压缩比到达17附近之前呈正比地上 升，此后横向盘整。

以以上的研究成果为基础，至今在尝试高压缩比发动机的实用化。

但是，高压缩比的火花点火式发动机中，无法避免包括节气门全开区域在内的高负荷 运行区域的爆燃引起的输出功率的下降。

针对这一问题，作为一般的爆燃对策，周知有延迟点火时间的点火延迟。但是，一般 认为在包括节气门全开区域在内的高负荷运行区域中，利用点火延迟来避免爆燃会引起较 大的输出功率的下降，大大地有损于商品特性。

图1是表示高负荷运行时的点火延迟的一个例子的曲线图。

例如，如图1所示，在通常的发动机中普遍采用的压缩比(ε＝11)时，将点火时间设 定在压缩上止点前4°时没有发生爆燃，但在高压缩比(ε＝13)时，即使将点火时间设定在 压缩上止点前4°时也会发生爆燃。因此，一般认为为了采用高压缩比，需要大幅度的点火 时间的延迟。为此，当将压缩比提高到13左右时，为了防止爆燃而采用的点火时间的延迟 所引起的输出功率下降大于压缩比提高所带来的输出功率的上升量，从而得出整体输出功 率大幅下降的结论，以往，考虑到点火时间延迟引起的输出功率下降，对于包括节气门全 开区域在内的高负荷运行区域，将压缩比12设定为高压缩比的极限，不使用更大的高压缩 比。

为此，针对包括节气门全开区域在内的高负荷运行区域，已知有利用所谓的阿特金桑 循环(Atkinson Cycle)或米勒循环(Miller Cycle)来降低有效压缩比的方法。但是， 若高负荷运行时改变进气气门的关闭时间来降低有效压缩比，则在进气行程中，进气受损 而压力降低，充气效率减小导致输出功率下降。

为此，已知有在包括节气门全开区域在内的高负荷运行区域中，减小发动机的几何压 缩比的技术。例如，在日本专利特开2005-076579号(文献D2)、日本专利特开2005-146991 号(文献D3)中揭示了以下技术：在发动机上设置可改变几何压缩比的可变压缩比机构， 根据运行情况改变几何压缩比。

上述文献D2、D3揭示的技术中，都是在节气门全开区域中通过降低压缩比来避免爆燃 的。因此，在火花点火式汽油发动机中的针对高压缩比的提案要么牺牲输出功率，要么增 加成本，现实情况是被迫两者选一。

而且，如文献D2、D3揭示的那样，设置改变几何压缩比的机构会使发动机变得复杂、 成本也提高。

                                        发明内容

有鉴于此，本发明的目的在于提供一种即使在低速区域的高负荷运行区域(尤其是节 气门全开区域)也可同时具有廉价性和高输出功率性的火花点火式汽油发动机。

本案发明人经过潜心研究，结果发现在由爆燃极限决定的点火时间在压缩上止点以后 那样的高压缩比(ε＝13以上)的发动机中，在压缩上止点以后，缸内的冷焰反应显著，通 过该冷焰反应，压缩比提高量所带来的输出功率上升量远大于为防止爆燃而延迟点火时间 所引起的输出功率的下降，从而完成了本发明。

即，为了解决上述问题，本发明的至少具有火花塞的火花点火式汽油发动机，其特征 在于，包括：几何压缩比设定在14以上的发动机本体；分别设置在与所述发动机本体的气 缸连接的进气口及排气口上、对对应的进排气口进行开闭的进气气门及排气气门；检测所 述发动机本体的运行状态的运行状态检测手段；以及根据所述运行状态检测手段的检测， 至少执行所述火花塞的点火时间的调节控制以及利用进气气门的关闭时间调节控制进行 的有效压缩比的调节控制的控制手段，该发动机本体的运行区域是至少在低速区域的包含 节气门全开区域的高负荷运行区域时，所述控制手段对进气气门关闭时间进行调节以使以 气门升程1mm规定的进气气门关闭时间求得的有效压缩比维持在13以上，并将点火时间延 迟到压缩上止点后的规定期间内。在该形态中，即使是在通常的话被认为为了防止爆燃需 要大幅度延迟点火时间的运行区域，也可将以气门升程1mm规定的进气气门关闭时间求得 的有效压缩比维持在13以上，使发动机本体在维持高转矩和低燃料费的情况下运行。即， 在有效压缩比为13以上、为了避免爆燃而延迟的点火时间被设定为压缩上止点后时，活塞 经过压缩上止点后，缸内的冷焰反应变得显著，经过压缩上止点后的燃烧过程成为多级着 火，其结果可在降低时间损失的同时维持发热率(dQ/dθ)，能得到足够的转矩。另外，通 过维持这样的发热率，可尽可能地降低该延迟量。另一方面，在产生冷焰反应的区域，莫 尔数上升，其结果缸内温度未达到压力上升那样的程度。此外，在燃烧室的中央侧产生冷 焰反应，在剩余废气(End Gas)中冷焰反应的发生较少，因而也能抑制缸内温度上升。 通过这样的温度条件，产生甲醛(HCHO)，且促进消费该甲醛成为爆燃原因的OH基，从这 方面也可抑制自燃。至少在低速区域的包含节气门全开区域在内的高负荷运行区域中的高 压缩比情况下，通过构成这样的爆燃抑制机理，可将冷焰反应带来的热效率的改善量补充 点火时间延迟引起的输出功率下降，不用牺牲输出功率就可尽可能地得到柴油发动机程度 的燃料费。另外，有效压缩比可由进气气门的关闭时间调节控制决定，因而不需要使用改 变几何压缩比用的复杂的机构。

本发明对以往要采用高价的机构或利用进气气门的关闭时间的调节控制使有效压缩 比下降从而牺牲输出功率来应对的低速区域的高负荷运行区域，谋求在维持高压缩比的情 况下避免爆燃，故能起到同时具有低廉性和高输出功率性、可尽可能地得到柴油发动机程 度的燃料费这样的显著效果。

在较佳的形态中，所述发动机本体使用辛烷值为96RON以上的燃料进行运行。在该形 态中，在低速区域的至少包含节气门全开区域的高负荷运行区域中，使有效压缩比为13以 上，并将点火时间延迟到规定期间内，从而能最有效地利用缸内的冷焰反应，得到大的转 矩。详细的如后所述，当喷射96RON以上的燃料时，压缩比为13以上，达到引起冷焰反应 的活性化能量以上，通过点火延迟能提高冷焰反应引起的发热量，提高转矩。

上述火花点火式汽油发动机中，所述发动机本体的几何压缩比的上限最好为16。此时， 即使在进气温度高的低速全负荷运行的情况或对暖机时的发动机进行再启动的情况等容 易产生自点火的情况下维持高的有效压缩比，也可防止过早点火等的发生。

较佳的形态中，所述发动机本体利用辛烷值为100RON以上的燃料运行，所述发动机本 体的几何压缩比的上限最好为16.5。此时，即使在进气温度高的情况或对暖机时的发动机 进行再启动的情况等容易产生自点火的情况下维持高的有效压缩比，也可防止过早点火等 的发生。

本发明的另一形态的至少具有火花塞的火花点火式汽油发动机，其特征在于，包括： 几何压缩比设定在13.5以上、利用辛烷值为91RON以上的燃料进行运行的发动机本体；分 别设置在与所述发动机本体的气缸连接的进气口及排气口上、对对应的进排气口进行开闭 的进气气门及排气气门；检测所述发动机本体的运行状态的运行状态检测手段；以及根据 所述运行状态检测手段的检测，至少执行所述火花塞的点火时间的调节控制以及利用进气 气门的关闭时间调节控制进行的有效压缩比的调节控制的控制手段，该发动机本体的运行 区域至少是在低速区域的包含节气门全开区域的高负荷运行区域时，所述控制手段对进气 气门关闭时间进行调节以使以气门升程1mm规定的进气气门关闭时间求得的有效压缩比维 持在12.5以上并将点火时间延迟到压缩上止点后的规定期间内。在该形态中，即使在使用 辛烷值较低的燃料时，也可在低速区域的至少包含节气门全开区域的高负荷运行区域，有 效利用缸内的冷焰反应，得到高的转矩。

利用辛烷值为91RON以上的燃料进行运行的火花点火式汽油发动机中，所述发动机本 体的几何压缩比的上限最好为15.5。此时，即使在进气温度高的情况或对暖机时的发动机 进行再启动的情况等容易产生自点火的情况下维持高的有效压缩比，也可防止过早点火等 的发生。

在几何压缩比设定为14以上的形态中，当所述发动机本体的运行区域为低速低负荷运 行区域时，所述控制手段将所述有效压缩比下降到小于13，在从压缩上止点提前规定量的 时间使火花塞点火，同时，所述规定期间设定为小于所述低速低负荷运行区域时的点火时 间距压缩上止点的提前量。在该形态中，在低速低负荷运行区域时，将所述有效压缩比下 降到小于13，能可靠地预防爆燃，并通过使点火时间与一般的发动机一样从压缩上止点提 前，可实现与运行区域相对应的较高的压缩比情况下的良好的燃烧。因为利用进气气门关 闭时间来改变有效压缩比，因而可降低泵送损失，节省燃料费。即，当通常的压缩比的发 动机执行进气气门的延迟关闭(或提前关闭)时，随着有效压缩比相当程度的降低，燃烧 变得不稳定。因此，存在可延迟关闭(或提前关闭)的范围限制较多、或EGR无法充分导 入等的限制。本发明中，因为几何压缩比设定得相当高，因此即使有效压缩比下降，但实 际压缩比依然较高，燃烧稳定性提高。因此，能扩大进气气门的延迟关闭(或提前关闭) 的范围，而且若气门时间相同，则与低压缩比的情况相比，可提高EGR率。另一方面，在 所述低速区域的所述节气门全开区域延迟点火时间时的延迟量设定为较小的值。其结果， 在低速区域的高负荷运行区域中，在进入膨胀行程后，能在避免爆燃的同时维持极大的转 矩。

在几何压缩比设定为14以上的形态中，设定在所述控制手段内的上述低速区域是将发 动机旋转区域分成低速、中速、高速这三个阶段时的低速区域，上述规定期间是所述活塞 经过上止点后10％以下的行程范围。在该形态中，将运行区域以发动机转速区域分割成三 个阶段，在其低速转速区域，调节进气气门关闭时间以使全开区域的有效压缩比维持在13 以上，同时将点火时间延迟到该活塞经过上止点后10％以下的行程范围内，就可实现与运 行区域相对应的较高的压缩比情况下的良好的燃烧。不过，发动机的旋转区域的分割并不 一定要等分割。

在几何压缩比设定为14以上的形态中，最好是所述控制手段在中速旋转区域以上的发 动机旋转区域将点火时间切换至压缩上止点之前。

在各形态中，最好具有将点火时间延迟到压缩上止点后时缩短混合气的燃烧期间的燃 烧期间缩短手段。此时，通过燃烧期间缩短手段能尽可能地提高膨胀行程中的发热率，抑 制时间损失，能得到大的转矩。

在各形态中，所述燃烧期间缩短手段最好是使缸内生成紊流的紊流生成手段。此时， 通过比较简单的机构或控制，能尽可能地提高膨胀行程中的发热率、抑制时间损失、得到 大的转矩。

在各形态中，最好在各气缸上设有多个火花塞，所述燃烧期间缩短手段是使多个火花 塞动作的多点点火手段。此时，通过多点点火可促进燃烧速度，能尽可能地提高膨胀行程 中的发热率、抑制时间损失、得到大的转矩。

在各形态中，最好设有可通过所述控制手段调节外部EGR量的外部EGR系统，发动机本 体的运行区域至少是低速区域的包含节气门全开区域在内的高负荷运行区域时，所述控制 手段将外部EGR导入。此时，通过外部EGR能降低燃烧温度，因而能避免爆燃，降低冷却损 失，提高热效率。其结果，能得到大的转矩并节省燃料费。即，压缩比高时，在压缩行程 中，缸内温度急剧上升，容易产生爆燃。而且，急剧产生的热量被气缸的壁面等吸收而下 降，故热损失增大。相比之下，将由排气气门排出的已燃气体导入时，即使有效压缩比处 于较高的状态，燃烧温度也较低，其结果可抑制爆燃和热损失，维持大的转矩并节省燃料 费。

在具有所述外部EGR系统的形态中，至少在低速低负荷运行区域，所述控制手段最好 导入外部EGR。此时，有效压缩比下降，并能尽可能地降低热损失，能维持低燃料费。

各形态中，至少在低速低负荷运行区域中，所述控制手段最好将所述进气气门的关气 门时间从进气下止点错开规定量以降低所述压缩比。此时，在燃烧状态比较容易不稳定的 运行区域使有效压缩比降低，确保高膨胀比。其结果，可防止高压缩比引起的爆燃，同时 降低泵送损失，节省燃料费。

在低速低负荷运行区域中，将所述进气气门的关气门时间从进气下止点错开规定量以 降低压缩比的形态中，设有可通过控制手段的控制将EGR导入缸内的EGR手段，至少是上述 低速低负荷运行区域中，所述控制手段最好导入EGR。此时，有效压缩比下降，同时能尽 可能地降低热损失，维持低燃料费。即，压缩比高时，在压缩行程中，缸内温度急剧上升。 在此，急剧产生的热量被气缸的壁面等吸收而下降，故热损失增大。相比之下，将由排气 气门排出的已燃气体导入时，有效压缩比下降，且燃烧温度降低，其结果可抑制热损失， 维持低燃料费。

在设有可通过控制手段的控制将EGR导入缸内的EGR手段的形态中，在所述低速低负荷 运行区域中，所述控制手段最好将空燃比设定为理论空燃比。如上所述，通过高压缩比条 件下的有效压缩比的降低，可确保高膨胀比，即使在理论空燃比的情况下运行也可充分降 低燃料费，在排气通路上能配置与NOx催化剂相比廉价且净化率高的三元催化剂，因而即 使在低速低负荷运行区域中也可发挥足够的排气性能。

在设有可通过控制手段的控制将EGR导入缸内的EGR手段的形态中，设定在所述控制手 段内的所述低速低负荷运行区域最好包含怠速运行区域。此时，即使在使用频度高的怠速 运行区域中也可维持低燃料费。

在各形态中，最好具有推测所述发动机本体的缸内温度的缸内温度推测手段，在冷机 启动时，所述控制手段将进气气门关闭时间设定在进气下止点附近，并调节控制进气气门 的关闭时间以提高有效压缩比以及确保足够的进气。此时，通过提高有效压缩比并确保足 够的进气，可提高体积效率，能得到良好的着火/燃烧性能和提升发动机转速所需的足够 的转矩。

在各形态中，最好具有检测发动机的加速的发动机加速检测手段，从低负荷运行区域 进行急加速时，所述控制手段将点火时间一下子延迟到压缩上止点后的规定期间的最大允 许值。此时，可避免急加速时吸入的高温新鲜空气引起的爆燃。

在本发明的另一形态中，设有可通过所述控制手段控制喷射时间的燃料喷射阀，所述 燃料喷射阀是将燃料朝所述火花塞的电极附近喷射的直喷型。

在使用直喷型的燃料喷射阀的形态中，设有可通过所述控制手段控制喷射时间的燃料 喷射阀，当该发动机本体的运行区域是低速区域的至少从规定的中负荷运行区域至包含节 气门全开区域的中高负荷运行区域时，所述控制手段最好执行将燃料在从进气行程至压缩 行程的规定期间内进行多次喷射的分割喷射。此时，通过分割燃料喷射，在进气行程喷射 出的燃料的气化雾化得到促进，能在燃烧室内形成弱分层的混合气，可缩短燃烧时间、提 高输出功率和节省燃料费。

在使用直喷型的燃料喷射阀的形态中，最好在所述发动机本体的活塞顶面设有隆起部 和凹部，所述隆起部形成在所述顶面的周边部，在从压缩上止点进入膨胀行程时生成逆挤 压流，而所述凹部形成在所述顶面中央部分，所述控制手段对燃料喷射阀进行控制，以在 压缩行程喷射燃料。此时，在至压缩行程的过程中，通过在活塞的顶面中央部分形成的凹 部，能确保喷射出的燃料的飞行空间，从而在膨胀行程初期，在活塞的周边部分形成逆挤 压流。其结果，可缩短燃烧期间、防止爆燃、尽可能地提高膨胀行程中的发热率、抑制时 间损失、有助于提高转矩和节省燃料费。而且，在有效压缩比εr为13以上的运行区域中， 凹部有助于经过压缩上止点后燃烧室中的冷焰生成，也成为进一步提高输出功率的要素。

本发明的另一形态，最好设有进气口式燃料喷射阀，其设于所述进气口，可通过所述 控制手段来控制喷射时间，在所述低速区域的低中负荷运行区域时，所述控制手段将所述 有效压缩比降低到小于13，并将点火时间设定在压缩上止点之前的规定期间内。

在设有进气口式燃料喷射阀的形态中，所述发动机本体的每个气缸都具有活塞，该活 塞具有在顶面中央部分形成的凹部。在该形态中，在有效压缩比εr为13以上的运行区域中， 凹部有助于经过压缩上止点后燃烧室中的冷焰生成，也成为进一步提高输出功率的要素。

本发明的这些和另外的目的、特征、优点将会通过对以下参照附图的详细说明的阅读 变得更清楚。

                                        附图说明

图1是表示高负荷运行时的点火延迟的一个例子的曲线图。

图2是表示用于说明本发明开发过程中的假设的曲柄角度和转矩的关系的曲线图。

图3是表示点火时间和IMEP的关系的仿真结果的曲线图。

图4是表示在压缩比为11、13、14、15的发动机中，在经过压缩上止点后8℃A点火时的 发热率和曲柄角度的关系的曲线图。

图5是高压缩比情况下经过了压缩上止点后的燃烧过程的模拟曲线图，上图表示压力 和时间的关系，下图表示莫尔数增加比例和时间的关系。

图6是表示到达压缩上止点时燃烧室的温度分布的等高线。

图7是表示燃烧时缸内压力和周围部分的剩余废气部分的绝热压缩温度的变化经过的 曲线图，上图表示压力和曲柄角度的关系，下图表示剩余废气温度和曲柄角度的关系。

图8是表示压缩比为14时的发热率和曲柄角度的关系的曲线图。

图9是基于数值模拟的压缩比为14时的PV线图。

图10是将压缩比和由冷焰反应引起的发热量的关系按各辛烷值表示的曲线图。

图11是将根据图10的曲线图计算得到的压缩比和图示平均有效压力(IMEP)的关系按 各辛烷值表示的曲线图。

图12是表示采用了可变气门配气正时系统时的几何压缩比和有效压缩比的关系的曲 线图。

图13是表示本发明的一实施形态的控制装置的概要构成的结构图。

图14是表示图13的四循环火花点火式汽油发动机的一个气缸的结构的剖面简图。

图15是将气缸放大表示的俯视简图。

图16A是表示压缩行程初期的本实施形态的燃烧室的气流的说明图。

图16B是表示膨胀行程初期的本实施形态的燃烧室的气流的说明图。

图17是表示图13的实施形态的气门机构的具体构成的立体图。

图18A是表示大气门升程控制状态下升程为0时图17的气门机构的主要部分的剖视图。

图18B是表示大气门升程控制状态下升程为最大时图17的气门机构的主要部分的剖视 图。

图18C是表示小气门升程控制状态下升程为0时图17的气门机构的主要部分的剖视图。

图18D是表示小气门升程控制状态下升程为最大时图17的气门机构的主要部分的剖视 图。

图19A是示意性地表示在大气门升程控制位置的图18B的控制状态。

图19B是示意性地表示在小气门升程控制位置的图18D的控制状态。

图20是表示图13的实施形态中成为控制图的基础的发动机转速和需求转矩的关系的 曲线图。

图21是表示图13的实施形态中成为控制图的基础的有效压缩比的控制例的时图。

图22是表示图13的实施形态中成为控制图的基础的一例点火时间的曲线图。

图23A是图13的实施形态中成为控制图的基础的燃料喷射时间，是例示了实现弱分层 的混合气形成用的分割喷射的一个例子的曲线图。

图23B是图13的实施形态中成为控制图的基础的燃料喷射时间，是例示了实现分层的 混合气形成用的分割喷射的一个例子的曲线图。

图24是表示图13的实施形态的控制流程的流程图。

图25是表示图13的实施形态的控制流程的流程图。

图26是与图13的实施形态相关的PV线图。

图27是表示使用了带空转功能的气门机构的控制例的曲线图。

图28是表示本发明的其他实施形态的作为进气加热手段的进气加热系统的构成的结 构图。

图29是表示图28的实施形态的作为进气加热手段的进气加热系统的构成的结构图。

图30是表示本发明的进气口喷射式的四循环火花点火式汽油发动机的一个气缸的结 构的剖面简图。

图31是将气缸放大表示的俯视简图。

图32A是表示压缩行程初期的本实施形态的燃烧室的气流的说明图。

图32B是表示膨胀行程初期的本实施形态的燃烧室的气流的说明图。

图33是表示本发明的其他实施形态中成为控制图的基础的发动机转速和需求转矩的 关系的曲线图。

                                具体实施方式

(高压缩比发动机的燃烧输出功率机理)

首先，对本发明的高压缩比和爆燃抑制的关系进行详细叙述。

本案发明人在研究爆燃和几何压缩比的关系的过程中，发现当将压缩比提高到由爆燃 极限决定的点火时间成为压缩上止点以后时，为了防止爆燃而延迟的点火时间的延迟量减 少，压缩比提高量所带来的输出功率上升量远大于为防止爆燃而延迟点火时间所引起的输 出功率的下降这样的现象。对于该现象，本案发明人设立了以下假设：如图2的圆点所示， 当压缩比为13以上时，上述延迟量在较小的行程范围内递减。

该假设是根据以下想法而来的：当将点火时间延迟到压缩上止点以后时，尽管通过提 高压缩比会使压缩上止点处的压力、温度一度上升，但通过点火延迟，缸内的剩余废气(end gas)在产生自燃(autoignition)之前活塞急剧下降，压力、温度下降，故自燃难以发 生。

为了验证该假设，本案发明人利用数值模拟方法，对图示平均有效压力(IMEP)和点 火时间的关系进行了模拟，得到了图3所示的曲线图。

如图3所示的数值模拟可见，压缩比11与12相比，12与13相比时，IMEP稍许上升，与 其相对，13与14相比时，IMEP上升较大，14与15相比时，IMEP的上升比例比13至14的情况 减小。为了验证该输出功率变化，本案发明人研究了各压缩比情况下的发热率。

如图4所示，压缩比为11、13时，压缩上止点至点火时间的发热率缓慢上升，与其相 对，压缩比为14时，点火时间稍前的发热率有很大的上升。从该结果可见，通过将压缩比 从某一值(96RON时ε＝13)提高设定为某一值(96RON时ε＝14)，活塞上升引起的压力上升， 产生伴随超过周围的冷损的微量的发热反应的冷焰反应。

从图3及图4的结果可见，当高压缩比、点火时间延迟至压缩上止点以后时，压缩上止 点以后的燃烧过程中会发生多级着火，尤其是在规定的压缩比(例如辛烷值为96RON，几 何压缩比为14时)时，冷焰反应显著。以下对冷焰反应带来的抑制爆燃恶化的效果进行说 明。

图5是对高压缩比情况下经过了压缩上止点以后的燃烧过程进行模拟得到的曲线图， 上图表示压力和时间的关系，下图表示莫尔数增加比例和时间的关系。该计算值是通过准 备高温高压的定容量器，以时间变化计算压力和莫尔数的变化所得到的。

如图5所示，当活塞经过压缩上止点后经过时间达到t1时，发生冷焰反应，压力稍许 上升。在发生该冷焰反应期间，体积一定，莫尔数增加，故从理想气体的状态方程式

PV＝nRT             (1-1)

(其中，P：压力，V：体积，n：莫尔数，R：气体常数，T：温度)

可见，未产生压力上升程度那样的温度上升。因此，在这样的与温度的关系情况下， 缸内的剩余废气中的温度上升也未达到压力上升那样的程度，难以发生自燃。燃烧室(定 容量器)中，在经过规定时间后(t2)，出现通过连锁反应而产生热焰反应，压力急剧上 升这样的多级点火现象。

下面，活塞到达压缩上止点时，缸内温度如图6那样变化。

如图6所示，活塞到达压缩上止点时的燃烧室，中央部因冷焰反应而处于高温，周围 部分(剩余废气部分)受到壁温的影响而难以继续冷焰反应，故周围部分的缸内温度停留 在800K左右。因此，在发生冷焰反应过程中，周围部分的缸内温度以相对低温的状态持续 燃烧，从而可抑制爆燃恶化。

接着，在燃烧室内冷焰反应持续期间会产生甲醛(HCHO)。该甲醛在燃烧室温度为900K 以下时吸收成为爆燃原因的OH基，从而能抑制爆燃。

图7是表示燃烧时缸内压力和周围部分的剩余废气部分的绝热压缩温度的变化经过的 曲线图，上图表示压力和曲柄角度的关系，下图表示剩余废气温度和曲柄角度的关系，实 线是进气口喷射式发动机的特性，假想线是直喷式发动机的特性。

如图7所示，某一气缸的活塞从下止点经过压缩上止点再到下止点的过程中，随着从 压缩上止点上升规定曲柄角度，压力和温度也同时上升，但只要进气温度不高到极限，燃 烧室的剩余废气部分的温度不会超过900K。由此，发现即使是由爆燃极限决定的点火时间 为压缩上止点以后的、压缩比高的发动机，因发生多级着火现象，冷焰反应中生成的甲醛 有助于抑制爆燃。

如上所述，由爆燃极限决定的点火时间为压缩上止点以后的、压缩比高的发动机中， 作为爆燃抑制机理有以下三个方面起作用：

(1)燃烧室中，冷焰反应期间温度上升并未达到压力上升那样的程度；

(2)冷焰反应主要在燃烧室的中央部发生，故剩余废气部分的温度相对较低；

(3)活塞经过压缩上止点后燃烧室也在规定温度(900K)以下，故甲醛消耗OH基。

为此，本案发明人将这些爆燃抑制机理与现有的基于化学反应的计算相结合，计算了 爆燃极限。

图3的圆点表示各压缩比的爆燃极限的模拟结果。如图3的圆点所示，各压缩比11～15 情况下的爆燃极限，在将压缩比11与12相比时，将12与13相比时，延迟量基本相同，与其 相对，将13与14相比时，延迟量几乎没有变化。进一步将14与15相比时，延迟量又重新增 加。

从这些结果发现，用于抑制爆燃的延迟量取决于冷焰反应的发热量，以某一压缩比为 峰值而递减，当超过该压缩比后又重新增加。

接着本案发明人对冷焰反应和转矩的关系进行了模拟。

图8是表示压缩比为14时的发热率和曲柄角度的关系的曲线图，图9是数值模拟得到的 压缩比为14时的PV线图。在各图中，C11是与实际的发动机相同地在经过压缩上止点后产 生冷焰反应的情况，C12是表示故意没有发生冷焰反应的情况。

如图8所示，通过点火延迟，在经过压缩上止点后发生冷焰反应时，从刚经过压缩上 止点后发热率就缓慢增大，点火后(经过压缩上止点后8℃A)发热率不伴随过早点火上升。

以此为前提，对PV特性运算的结果如图9所示，PV特性中，在经过压缩上止点后的压 力维持高压的状态下燃烧，与没有发生冷焰反应的情况相比，降低了时间损失。

从这些模拟结果可见，在将压缩比设定得较高、且将点火时间延迟到压缩上止点以后 的情况下，在压缩比为14时，可提高冷焰反应引起的发热率的上升，降低时间损失，能得 到高的转矩。

接着，本案发明人对上述那样的压缩比和爆燃极限的关系随辛烷值如何变化进行了研 究。

参照图10，将辛烷值与压缩比进行组合，对冷焰反应产生的热量进行测量，得到的结 果是：使用辛烷值为96RON的燃料时，压缩比为12.5以上的发动机中冷焰反应显著，压缩 比为15以上的发动机中冷焰反应递减。根据该实测值，对91RON、100RON的情况进行了运 算，在使用辛烷值为91RON的燃料时，压缩比为12.0以上的发动机中冷焰反应显著，压缩 比为14.5以上的发动机中冷焰反应递减，在使用辛烷值为100RON的燃料时，压缩比为13.0 以上的发动机中冷焰反应显著，压缩比为15.5以上的发动机中冷焰反应递减。根据该图10 的曲线图，针对各辛烷值算出了爆燃发生点的输出功率。

参照图11，在使用辛烷值为96RON的燃料时，压缩比为13以上15以下的发动机中冷焰 反应显著，通过该冷焰反应所带来的时间损失的减小和爆燃恶化的抑制效果随着压缩比的 提高量，输出功率也提高。同样，在使用辛烷值为100RON的燃料时，压缩比为13.5以上15 以下的发动机中，以及在使用辛烷值为91RON的燃料时，压缩比为12.5以上13.5以下的发 动机中，分别比冷焰反应发生之前的压缩比的输出功率得到提高。

尤其是验证了辛烷值为96RON、100RON的燃料中，在冷焰反应发生最显著的压缩比14 附近输出功率得到提高。

接着，对压缩比的上限进行说明。

采用在压缩上止点以后延迟点火的压缩比，冷焰反应引起的输出功率上升，但在温度 和压力高、时间长时，容易发生过早点火。例如，暖机时发动机在停车场等一度停止，在 进气温度正在上升时再次启动时，有时进气温度会异常增大，此时，燃烧室的温度急剧上 升，有时会发生过早点火。另外，最近，具有可调节进气气门的关闭时间的可变气门配气 正时系统(VVT)的发动机也已经普及了，但在低速时的节气门全开区域，进气气门的关 闭时间是在经过进气下止点后30℃A以下，故如图12所示，有效压缩比与几何压缩比之差为 1以下。因此，即使采用改变进气气门的关闭时间的手法，有效压缩比的能降低范围也是 有限的，最好预先按照某一基准设定几何压缩比的上限。另外，对于不同的运行情况，也 存在无法降低有限压缩比的低速高负荷运行区域。为此，本发明中，通过按表1设定几何 压缩比、有效压缩比、辛烷值的组合，能同时实现输出功率的提高和爆燃的抑制。

表1  辛烷值(RON)   几何压缩比   低速高负荷运行   时的有效压缩比   下限   上限  91   13.5   15.5   12.5以上  96   14.0   16.0   13.0以上  100   14.0   16.5   13.0以上

近年来，开发了生物燃料，利用乙醇、甲醇和食用油等制作甲酯等，将其作为汽车用 燃料加以利用，即使是使用生物燃料的发动机，辛烷值也有提高的趋势，故可应用本发明 的技术思想。

通过以上的认识，完成了以下所示的实施形态。

(实施形态)

以下，参照附图对本发明的较佳实施形态进行说明。

参照图13及图14，本发明的一实施形态的四循环火花点火式汽油发动机10包括：发动 机本体20；用于控制该发动机本体20的控制单元100。

发动机本体20一体地具有旋转自如地支撑曲柄轴21的气缸体22和配置在气缸体22上 部的气缸盖23，在这些气缸体22及气缸盖23上设有多个气缸24。

在各气缸24内设有通过连杆25与曲柄轴21连接的活塞26。活塞26与气缸体22及气缸盖 23一起在气缸24的顶部分割出燃烧室27。本实施形态中，各气缸24的几何压缩比设定为14。

参照图14，本实施形态的发动机本体20，从该曲柄轴21的旋转方向为右转的一侧(即 图14的状态)看，气缸24的气缸内经中心Z(参照图15)从曲柄轴21的旋转中心O向右偏置。 在气缸24的内径为70mm时，该偏置量S例如设定为1mm～2mm。

参照图15，在气缸盖23的下表面构成各个气缸24的燃烧室27的天花板部。该天花板部 构成具有从中央部延伸至气缸盖23下端的两个倾斜面的所谓屋脊型屋顶。

在气缸盖23上设有燃料喷射阀32，该燃料喷射阀32配置在燃烧室27的侧部，接收来自 控制单元100的燃料喷射脉冲，将对应该脉冲宽度的燃料向燃烧室27喷射。

在各气缸24上配置有三个火花塞34，该火花塞34固定在气缸盖23上，向燃烧室27内发 出火花。各火花塞34沿与活塞26的棱线部分平行的气缸直径排列，中央的火花塞34设置在 气缸内径中心Z上，两侧的火花塞34设置在燃烧室27的侧缘。可利用电子控制进行点火时 间的控制的点火回路35(参照图14)与各火花塞34连接，该点火回路35被控制单元100控 制，从而火花塞34被有选择地点火控制。

参照图15及图16A～图16B，在构成上述燃烧室27的天花板部的一个倾斜面(图16A、 图16B中右侧的倾斜面)27a上开设有分别独立的两个一组的进气口28，在另一个倾斜面(图 16A、图16B中左侧的倾斜面)27b上开设有两个排气口29，在各进排气口28、29的开口端 设有进气气门30及排气气门31。上述进气口28是分别从燃烧室27沿图16的右斜上方直线延 伸的直排口，图16所示的截面呈越往进气上游侧越离开气缸内径中心Z的形状。

在上述活塞26的顶面设有挤气区构成面26a、26b，该挤气区构成面26a、26b在进气 侧的周缘部的规定范围及排气侧的周缘部的规定范围内沿气缸盖23的倾斜面倾斜。此外， 在该挤气区构成面26a、26b的内侧设有隆起部33

隆起部33设置在包含进气气门30及排气气门31的投影面在内的规定范围。该隆起部33 的山脚部分形成为具有与燃烧室天花板部的两个倾斜面27a、27b基本平行的一对倾斜面 33a、33b的山形。两个倾斜面33a、33b隆起成与燃烧室27的顶面对应的单斜面屋顶状，成 为在与顶面的棱线17c对应的部分具有顶部31c的形状。在该活塞顶面的顶部31c与其两侧 的斜面31a、31b之间形成有凹部264。该凹部264的底面成为近似于球面的弯曲面。凹部264 的俯视形状接近圆形，是沿顶部(棱线)31c的方向的直径稍短，与其正交的方向的直径 稍长的椭圆形。

因此本实施形态能起到以下的作用。

即，随着进气行程中活塞26的下降而吸入燃烧室27内的进气如图16A的Ta1、Ta2所示， 形成两种气流。一种气流Ta1主要从进气口28开口的靠近火花塞34的一侧流入燃烧室27， 朝排气侧的燃烧室周壁面流动，接着沿排气侧周壁面朝下方，随后沿活塞顶面流向进气侧， 从那里流向上方。另一种气流Ta2是从狭通道的气缸内径周缘侧流出的弱的气流。通过这 些气流Ta1、Ta2，如图16B所示，生成朝逆时针方向旋转的正滚转流Ta1、以及朝顺时针方 向旋转的逆滚转流Ta2。

接着进入压缩行程，随着活塞26的上升，正逆滚转流Ta1、Ta2一边在燃烧室27内沿上 下方向被压缩，下游侧一边从气缸内径的中央侧相互朝相反方向回转。

在压缩行程初期至中期阶段，正滚转流Ta1与逆滚转流Ta2相比更大更强，随着压缩行 程的进行，活塞26接近燃烧室的天花板部分，正滚转流Ta1的中心逐渐朝排气侧移动并减 小。在活塞26处于上止点附近的压缩行程结束期至膨胀行程初期，正逆滚转流Ta1、Ta2成 为以同等程度的大小及强度朝燃烧室27内的排气侧和进气侧分开，相互反方向回转的状 态。在活塞26接近上止点的压缩行程结束期，通过这些正逆滚转流Ta1、Ta2，从燃烧室天 花板部的倾斜面27a、27b和活塞顶面之间的挤气区朝燃烧室27中央部侧的方向(与图16B 中的白色箭头Ra、Rb相反的方向)产生正挤压流，在活塞26到达上止点后开始下降的膨胀 行程初期，产生图16B中的白色箭头所示的从燃烧室27中央部侧朝上述挤气区的逆挤压流 Ra、Rb。

此时，正逆滚转流Ta1、Ta2成为与正挤压流反向、与逆挤压流Ra、Rb同向的流动，从 而使压缩行程结束期的正挤压流减弱，逆挤压流的生成提早，并发挥强化逆挤压流Ra、Rb 的作用。

通过这样强化逆挤压流Ra、Rb，能充分提高挤气区内的燃烧速度，火焰的主燃烧速度 提高，可实现急速燃烧。而且，通过适度减弱正滚转流Ta1，初期燃烧速度不怎么增大， 也不会引发剩余废气区域的混合气的自燃。即，通过使初期燃烧期间不太缩短地大幅度缩 短主燃烧期间，预先抑制爆燃并通过急速燃烧降低时间损失，提高热效率。

此外，因为上述一对倾斜面33a、33b与燃烧室天花板部的倾斜面27a、27b平行，故它 们之间的空间内火焰进行均匀地传播，对防止爆震也有效。

此外，因为形成有用于确保朝活塞26顶面中央部分喷射的燃料的飞行空间的凹部264， 故在喷射燃料的时刻在缸内生成混合气的紊乱，可进一步缩短燃烧期间。另外，在以有效 压缩比εr为13以上运行的运行区域，该凹部264有助于压缩上止点经过后燃烧室27的冷焰生 成，也成为进一步提高输出功率的因素。

各进气气门30是由气门机构40驱动的构成。气门机构40包括：可无级地改变进气气门 30的开闭时间的Variable Camshaft Timing mechanism(可变凸轮轴正时机构)(VCT)42； 可无级地改变进气气门30的升程(开气门量)的Variable Valve Event(变充气作用)(VVE) 43。

参照图17，气门机构40具有沿各气缸24排列的方向(参照图1)延伸的凸轮轴41a，VCT42 和VVE43组装在该凸轮轴41a上。

VCT42包括：固定在凸轮轴41a的端部上的转子(输入构件)42a；与转子42a外周同心 配置的外壳(输出构件)42b；固定在该外壳42b上并相对上述凸轮轴41a的外周转动自如 地配置在该凸轮轴41a的外周上的链轮42c。在链轮42c上卷绕有从曲柄轴21(参照图13) 传递驱动力的链条42d。在转子42a和外壳42b之间形成未图示的工作油室，转子42a和外壳 42b通过电磁阀42e的油压控制，可在一体的旋转动作或相对的旋转动作之间切换。由此， VCT42构成可同时改变进气气门30的开气门开始时间及关气门时间的动作时间可变机构。 如后所述，电磁阀42e由控制单元100驱动控制，通过该驱动控制，转子42a与外壳42b成为 连接/不连接的状态。

VVE43具有设置在各进气气门30上的一对进气凸轮43a、43b。各进气凸轮43a固定在上 述凸轮轴41a上。另一方的进气凸轮43b通过凸轮轴颈43c可相对旋转自如地安装在凸轮轴 41a上。

参照图17及图18A～图18D，为了使可相对旋转自如地安装在凸轮轴41a上的进气凸轮 43b与一方的进气凸轮43a同步，在凸轮轴41a上固定有针对各气缸24设置的偏心凸轮43d。 从图18A～图18D可见，该偏心凸轮43d相对凸轮轴41a偏心。偏置链节43e转动自如地安装 在偏心凸轮43d的外周。径向突出的突部43f一体地设置在偏置链节43e的外周部上。与凸 轮轴41a平行的连接销43g贯通该突部43f，链节臂43h、43i的一端部通过该连接销43g可转 动自如地分别安装在偏置链节43e的两个侧面上。一方的链节臂43h用于将偏置链节43e与 上述进气凸轮43b连接，其另一端部通过与凸轮轴41a平行的销43j转动自如地与进气凸轮 43b的鼓出部附近的部分连接。而另一方的链节臂43i用于将偏置链节43e与改变偏置链节 43e的相位的偏心轴43k连接，另一端部通过与凸轮轴41a平行的销43n转动自如地与固定在 该偏心轴43k上的控制臂43m的端部连接。

如图17所示，扇形蜗轮43p固定在偏心轴43k的中途部，与该蜗轮43p啮合的蜗轮副43q 由步进电动机43r驱动旋转。如后所述，步进电动机43r由控制单元100驱动控制，通过该 驱动控制，控制臂43m的相位得到确定，由此，偏置链节43e的相位得到确定，故驱动挺杆 36的进气凸轮43b的转动轨迹在该进气气门30的轴向上发生变化，可无级地改变气门升程。

参照图18B，设置在各进气气门30的气门柱30a上的挺杆36固定在进气气门30的气门柱 30a的端部上。另一方面，进气气门30的气门柱30a由周知的气门导向件30b引导。在该气 门导向件30b的外周一体地形成有弹簧座部30c，缩设在该挺杆36内部进深处的弹簧座部 36a和该弹簧座部30c之间的气门弹簧30d顶在该弹簧座部30c上。

上述进气凸轮43b与该挺杆36接触，受到气门弹簧30d的施力。

在该状态下，如图18A及图18B所示，偏心轴43k及控制臂43m在步进电动机43r的驱动 下转动，当销43n位于偏心轴43k下方时，进气凸轮43b的摆动角增大，成为升程峰值情况 下气门升程最大的大升程控制状态。从此状态开始，通过控制臂43m等的转动，使销43n朝 上方移动，进气凸轮43b的摆动角相应地减小，如图18C及图18D所示，当销43n位于凸轮轴 41a的上方位置时，成为气门升程最小的小升程控制状态。

在图18A及图18B所示的大升程控制状态下，进气凸轮43b在以下两种状态之间摆动： 如图18B所示，利用凸轮尖的顶端侧推压挺杆36，通过该挺杆36使进气气门30较大地提升 的升程峰值的状态(进气凸轮43b通过挺杆36使进气气门30较大地提升的状态)；如图18D 所示，使进气气门30的升程为0的状态。小升程控制状态即图18C及图18D的情况也同样在 升程峰值状态(利用凸轮尖的顶端侧推压挺杆36)和升程为0的状态之间摆动(参照图18C 及图18D)。

在图19A及图19B中，对控制臂43m、连接链节43h及链节臂43i简单地用直线表示，对 偏心凸轮43d的中心(偏置链节43e的外轮中心)的旋转轨迹用符号T0表示。

首先，参照图19A，对进气凸轮43b本身的外形进行说明，在该进气凸轮43b的周面上 形成有：曲率半径在规定角度范围内为一定的基圆面(基圆区间)θ1；与该θ1连接且曲率 半径逐渐增大的凸轮面(提升区间)θ2。

图19A中实线所示的是进气气门30处于升程峰值附近的图18B的状态，此时，销43j被 连接链节43h抬起至最上方，进气凸轮43b成为凸轮面θ2的凸轮尖顶端侧与挺杆36抵接的状 态。另一方面，用假想线表示的是气门升程H为0的状态(图18A)，此时，进气凸轮43b的 基圆面θ1与挺杆36接触，进气气门30成为关闭的状态。

当凸轮轴41a(偏心凸轮43d)按图的顺时针旋转，则偏置链节43e的一端侧(图的下 端侧)随之如图的箭头所示绕凸轮轴41a的轴心X公转，而该偏置链节43e的另一端部的位 移受到与该处连接的链节臂43i的限制。即，链节臂43i以位于偏心轴43k下方的销43n为中 心在图的实线位置和假想线位置之间摆动，偏置链节43e的另一端侧(连接销43g)随之每 当偏心凸轮43d旋转一周就以销43n为中心作往复圆弧运动(该连接销43g的运动轨迹用T1 表示)。

随着上述连接销43g的往复圆弧运动T1，通过该同一连接销43g一端部与偏置链节43e 连接的连接链节43h的另一端部(销43j)在图中用T2表示的轨迹上进行往复圆弧运动，通 过该销43j与连接链节43h连接的进气凸轮43b在图的实线位置和假想线位置之间摆动运 动。即，当上述连接销43g朝上方移动时，销43j被连接链节43h抬至上方，进气凸轮43b的 凸轮尖下压挺杆36，由此一边压缩气门弹簧30d(参照图18B)一边提升进气气门30。

另一方面，当连接销43g朝下方移动时，销43j被连接链节43h朝下方压下，进气凸轮 43b的凸轮尖上升，故挺杆36在上述压缩状态的气门弹簧30d的排斥力作用下被上推，追随 上述凸轮尖上升地朝上方移动，进气气门30被抬起，进气口28关闭。

即，大升程控制状态下，进气凸轮43b较大地摆动，以利用其周面的基圆面θ1及凸轮 面θ2的大致整体推压挺杆36，这样，气门升程对应大的摆动角而增大。

另外，从上述大升程控制状态将控制臂43m绕偏心轴43k的轴心朝上方转动至大致水 平，如图18D和图19B所示，当使链节臂43i的转动轴即销43n与大升程控制状态相比位于凸 轮轴41a的旋转方向的跟前侧，则成为小升程控制状态。在该图19B中也与图19A相同，将 进气气门30处于升程峰值附近的状态用实线表示，升程H为0的状态用假想线表示。

在图19B中，当凸轮轴41a(偏心凸轮43d)旋转时，与上述大升程控制状态相同，偏 置链节43e的连接销43g的位移受到链节臂43i的限制，以位于偏心轴43k的侧方的销43n为 中心，进行往复圆弧运动T3(链节臂43i在图的实线位置和假想线位置之间往复转动)。随 着该连接销43g的往复圆弧运动T3，连接链节43h的销43j进行往复圆弧运动T4，通过该销 43j与连接链节43h连接的进气凸轮43b在图的实线位置和假想线位置之间摆动运动，对进 气气门30进行开闭。

即，小升程控制状态下，与上述大升程控制状态相比，进气凸轮43b的摆动角减小， 该进气凸轮43b仅利用其周面的基圆面θ1及与其连续的凸轮面θ2的一部分推压挺杆36，这 样，气门升程减小。

对排气气门31也设置上述气门机构40，通过使该排气气门31的关闭时间提前于排气上 止点，可使缸内的已燃气体残留在进气行程中，作为内部EGR。

接着参照图13及图14，进气总管132的分支进气管133与发动机本体20的进气口28连 接。分支进气管133设置在每个气缸24上，分别以形成等长的进气路径的状态与进气总管 132连接。在图示的实施形态中，上述分支进气管133的下游端与以两个一组构成的各气缸 24的进气口28对应地形成为双叉状。在分支进气管133的上游侧合流部分设有开闭阀134。 开闭阀134具体为三通电磁阀，通过致动器135可单独地对分支进气管133的集合部分进行 所需量的开闭。另一方面，分支成双叉状的分支进气管133的一方的分支部分设有如图14 所示的周知的旋流生成用开闭阀133a。该旋流生成用开闭阀133a由致动器133b驱动进行开 闭动作，故在利用该旋流生成用开闭阀133a对该分支进气管133的一方的分支部分关闭时， 通过流过另一方的分支部分的进气在燃烧室27内生成旋流，随着该旋流生成用开闭阀133a 打开，旋流减弱。

在进气总管132的上游侧连接有用于将新鲜空气导入进气总管132内的进气通路136。 在该进气通路136上设有节气门阀137。

在排气口29连接有在各气缸24上两个一组形成的双叉状的分支排气管151。各分支排 气管151的下游端与排气总管152连接。该排气总管152与将已燃气体排出的排气通路153连 接。

接着，在上述进气总管132、排气总管152之间设置有将排出的已燃气体回流至进气总 管132的外部EGR系统160。

外部EGR系统160与形成于进气总管132和排气总管152之间的回流通路161连接，是具 有EGR冷却器162、EGR阀163、以及驱动EGR阀163的致动器164的公知的阀系统。

参照图13，为了检测发动机本体20的运行状态，在进气通路136设有空气流量传感器 SW1，在开闭阀134的下游设有用于预测缸内温度的进气温度传感器SW2(参照图14)。另外， 在气缸体22上设有用于检测曲柄轴21的转速的曲柄角传感器SW3及检测冷却水温度的发动 机水温传感器SW4(参照图14)。此外，在排气通路153上设有用于控制空燃比的氧气浓度 传感器SW5。

在作为控制手段的控制单元100上连接有作为输入要素的空气流量传感器SW1、进气温 度传感器SW2、曲柄角传感器SW3、发动机水温传感器SW4、氧气浓度传感器SW5以及用于检 测发动机负荷的油门开度传感器SW6。这些传感器SW1～SW6都是本实施形态的运行状态检 测手段的具体例子。另一方面，在控制单元100上连接有作为控制要素的气门机构40、旋 流生成用开闭阀133a的致动器133b、开闭阀134的致动器135、节气门阀137的致动器、外 部EGR系统160的致动器164。

参照图13，控制单元100具有CPU101、存储器102、接口103及将这些单元101～103连 接的总线104，通过存储在存储器102中的程序及数据功能性地构成判断运行状态的运行状 态判断手段。

在存储器102中储存了在后面详细叙述的各种控制图，发动机本体20根据这些储存图 对应运行状态最佳地运行。

参照图20，在图示的实施形态中，可大致分为以下两个运行区域：将点火时间延迟到 压缩上止点后的点火延迟运行区域(低速中高负荷运行区域)A；在压缩上止点之前进行 点火的通常点火运行区域B。在将发动机转速N分割为低速区域、中速区域、高速区域这三 个阶段时，点火延迟运行区域A位于低速区域内，设定在从规定的中点火延迟运行区域A1 至节气门全开区域AWOT的范围内。如后所述，本实施形态中，该点火延迟运行区域A中，利 用进气气门30的关气门时间，使以气门升程1mm规定的进气气门关闭时间求得的有效压缩 比εr维持在13以上地进行运行。

另一方面，通常点火运行区域B如虚线所示具有低速低负荷运行区域B1，该低速低负 荷运行区域B1包含怠速运行区域B2。

参照图21，本实施形态中，如上所述，采用了具有VVE43的气门机构40。通过使用该 气门机构40，进气气门30的开气门时间和气门升程可无级控制。

在本实施形态中，从图21可见，在点火延迟运行区域A中，将进气气门30的关气门时 间延迟到进气下止点稍后(最大30℃A)，由此，在将有效压缩比εr维持在13以上的同时， 如图20、图22所示，通过将点火时间延迟到压缩上止点后，就能可靠地防止点火延迟运行 区域A的爆燃。

另一方面，在剩余的运行区域B中，原则上提前关闭进气气门30，并将有效压缩比εr 降低至小于13(例如8左右)。由此，可降低泵送损失。在此，将有效压缩比设为εr，则

εr＝1+Vs/Vc{1/2(1-cosθ)+1/8R(1-cos2θ)}

＝1+(ε-1){1/2(1-cosθ)+1/8R(1-cos2θ)}     (2)

公式(2)中：

ε：几何压缩比

Vs：行程容积(m3)

Vc：间隙容积(m3)

θ：气门升程为1mm时进气气门30的关气门时间的曲柄角度

R：连杆比(连杆长/曲柄半径)

通过使用公式(2)，根据气门升程为1mm时进气气门30的开气门角度，预先将有效压 缩比εr和开气门角度的关系进行数据化而作为控制图，从而能精细地控制有效压缩比εr。

图22是表示图13的实施形态中成为控制图的基础的一例点火时间的曲线图。

参照图22，例如，在几何压缩比为11时，通常运行时的点火时间如IGa所示，比压缩上 止点提前相当量AIg(例如，发动机旋转速度为1500rpm，曲柄角度CA＝6°～8°)。与此相对， 几何压缩比为14时，若是与压缩比11时相同的爆燃特性，则如IGv所示，在压缩上止点稍前 点火，但本实施形态中，如IGb所示，以比压缩上止点延迟的点火时间进行火花点火。由此， 本实施形态中，在延迟运行区域(低速区域中包含节气门全开区域AWOT的低速中高负荷运行 区域)A，可在继续高压缩比(εr≤14)的情况下依然维持转矩不下降的状态(参照图11、 图22)。

将点火时间延迟到压缩上止点后时，其延迟量RIg考虑到缸内温度和缸内压力等决定 爆燃的要因以实验方式集成，并利用控制图确定，本实施形态中，例如，将距压缩上止点 的延迟量RIg设为活塞26经过上止点后10％以下的行程范围(曲柄角度CA＝压缩上止点后35° 附近)。通过将点火时间IGb延迟到压缩上止点后，可抑制爆燃，在高压缩比下进行运行， 但由于将点火时间延迟到压缩上止点后，会对燃烧期间这一点不利。为此，本实施形态中， 为了在可抑制爆燃的范围内，且使早期进入膨胀行程的燃料燃烧，将延迟量RIg设为活塞26 经过上止点后10％以下的行程范围。

本实施形态中，在运行区域为点火延迟运行区域A时，以图23A的燃料喷射时间执行分 割喷射，在低负荷运行区域B时，以图23B的燃料喷射时间执行分割喷射。

参照图23A及图23B，若将燃料喷射时间F1、F2分割为2次以上，则能进一步促进燃料 的气化雾化，而且通过后半段的燃料喷射时间F2，能对缸内附加紊流，有助于急速燃烧。

为此，本实施形态中，对应各种运行状态将燃料喷射时间F1、F2进行数据化，作为控 制图使用。

在此，图23A所示的例子中，例如在进气行程的中期(例如燃料喷射结束为压缩上止 点之前，为275°)执行前半段的燃料喷射时间F1，将后半段的燃料喷射时间F2设定在压缩 行程的前半段(例如燃料喷射结束为压缩上止点之前，为150°)，将各时间F1、F2的燃料喷 射比例设定在4/5∶1/5。该形态中，在进气行程喷射出的燃料的气化雾化得到促进，能在 燃烧室27内形成弱分层的混合气，可缩短燃烧时间、提高输出功率和节省燃料费。

另一方面，在图23B所示的例子中，例如在压缩行程的前半段执行前半段的燃料喷射 时间F1，将后半段的燃料喷射时间F2设定在压缩行程的中途或后半段，将各时间F1、F2的 燃料喷射比例设定在4/5∶1/5。该形态中，通过后半段的燃料喷射，能在缸内产生大的紊 流，即使在延迟点火时间的情况下也可缩短燃烧时间、提高输出功率和节省燃料费。而且， 本实施形态中，在活塞26的顶面中央部分形成有凹部264，因而可捕集在后半段的燃料喷 射时间F2喷射出的燃料，可在点火延迟运行区域A形成分层的混合气。在图23B的情况，通 过调节燃料喷射时间F1、F2内的燃料喷射量，在点火时间也可构成弱分层。

接着，参照图24，以上的构成中，根据来自相对发动机本体20的输入要素(SW1～SW8) 的输入(步骤S10)，作为控制手段的控制单元100判断发动机本体20是否处于运行中(步 骤S11)。

当发动机本体20为停止中时，控制单元100进一步判断是否有预先设定的规定的启动 要求(例如油门被踩动时等)(步骤S12)，当没有检测到启动要求时，返回步骤S10待机， 若有启动要求时，进入下面的步骤S13。

发动机本体20在运行中时或有启动要求时，控制单元100进一步判断是否有从低负荷 运行区域B急加速要求(步骤S13)。当有从低负荷运行区域B急加速要求时，最好将有效压 缩比设定得高一些，故利用预先由实验等确定的控制图M1，一下子将点火时间延迟到压缩 上止点后的最大允许值(曲柄角度CA＝35°)(步骤S14)。

另一方面，在步骤S13中，当没有急加速要求时，控制单元100进一步判断发动机本体 20的运行区域是否在点火延迟运行区域A内进行运行(步骤S15)。假如判断为发动机本体 20的运行区域处于点火延迟运行区域A时，控制单元100如图21所示，将进气气门30的关闭 时间延迟到进气下止点以后，将有效压缩比εr维持在13以上(步骤S16)。接着，控制单元 100通过基于图22的控制图M2将火花塞34的延迟量RIg设定为压缩上止点后的规定曲柄角度 (本实施形态中，活塞26经过上止点后10％以下的行程范围)，故在抑制爆燃的同时，提 早开始燃烧，能得到大的转矩(步骤S17)。

在步骤S14或步骤S17后，控制单元100判断是否通过外部EGR系统160可将外部EGR导入 的运行状态(步骤S18)。该判断通过检测/推测缸内温度和缸内压力，以公知的方法来实 行，本实施形态中，尤其是包含节气门全开区域AWOT的点火延迟运行区域A时，设定为将外 部EGR导入。

假如是可将外部EGR导入的运行状态时，控制单元100根据控制图M3来设定EGR量、空 燃比、燃料喷射时间(步骤S19)，然后，使外部EGR系统160动作(步骤S20)，使发动机本 体20运行(步骤S21)。由此，通过向缸内导入已燃气体，使发动机本体20以低的燃烧温度 运行，从而能尽可能减小热损失。在执行了步骤S21后，返回步骤S10，重复上述控制。

另外，在步骤S18中，当判断为外部EGR不能导入时，控制单元100停止外部EGR系统160 (步骤S22)，根据控制图M4设定空燃比(步骤S23)，然后进入步骤S21。

接着，参照图25对在步骤S15中发动机本体20的运行区域不在点火延迟运行区域A时的 控制进行说明。

如图25所示，发动机本体20的运行区域不在点火延迟运行区域A时，本实施形态中， 控制单元100根据发动机水温传感器SW4和进气温度传感器SW2的检测值来推测缸内温度T， 判断该缸内温度T是否满足预先设定的基准值TST(步骤S24)。假如缸内温度T没有满足基准 值TST时，控制单元100根据控制图M5设定进气气门30的关闭时间，提高有效压缩比εr(步骤 S25)。即，冷机时，喷雾的气化雾化不充分，剩余废气的着火延迟也增大，若有效压缩比 εr保持低的状态，则发热率也保持低的状态。为此，本实施形态中，有效利用设定得较高 的几何压缩比，只要是规定的冷机运行时，就能提高有效压缩比εr、实现燃烧的稳定化、 提高输出功率和降低燃料费。

控制单元100进一步判断所设定的有效压缩比εr是否在13以上(步骤S26)，假如有效压 缩比εr是在13以上时，进入步骤S14，实施与点火延迟运行区域A相同的运行。由此，能可 靠地防止维持高压缩比时的爆燃。在步骤S24中，若缸内温度T在基准值以上，则控制单元 100根据控制图M6来设定进气气门30的关闭时间，降低有效压缩比εr(步骤S27)。此后，或 在步骤S26中，当判断为有效压缩比εr设定为小于13时，控制单元100根据控制图M7来设定 点火时间(步骤S28)。此后，判断内部EGR是否可能(步骤S29)，若可能，则控制单元100 根据控制图M8设定排气气门的开闭时间、空燃比、燃料喷射时间(步骤S30)。若是无法执 行内部EGR的运行区域，则进入步骤S18，判断外部EGR是否可能。另外，在上述步骤S19、 S23、S30中，各控制图M3、M4、M8按以下要求设定：在低速低负荷运行区域B1中，进行燃 料喷射，在降低有效压缩比的基础上成为理论空燃比。本实施形态中，通过高压缩比条件 下的有效压缩比的降低，可确保高膨胀比，即使在理论空燃比的情况下运行也可充分降低 燃料费，在排气通路153上能配置与NOx催化剂相比廉价且净化率高的三元催化剂，因而即 使在低速低负荷运行区域中也可提高排气性能和节省燃料费。

如上所述，本实施形态中，若是通常的话，为了防止爆燃被认为需要大幅度延迟点火 时间的运行区域(从低速点火延迟运行区域A1至包含节气门全开区域AWOT的中高负荷运行区 域)A中，发动机本体20能在维持有效压缩比εr为13以上的高转矩和低燃料费的状态下运行。 即，如图22所示，为了避免爆燃而延迟的点火时间IGb被设定为压缩上止点后时，如图4所 示，活塞26经过压缩上止点后，缸内的冷焰反应变得显著，经过压缩上止点后的燃烧过程 成为多级着火，其结果可在降低时间损失的同时维持发热率，能得到足够的转矩。另外， 通过维持这样的发热率，可尽可能地降低该延迟量RIg。另一方面，在产生冷焰反应的区域， 如图5所示，莫尔数上升，其结果缸内温度未达到压力上升那样程度。此外，如图6所示， 在燃烧室27的中央侧产生冷焰反应，在剩余废气中发生冷焰反应较少，因而也能抑制缸内 温度上升。通过这样的温度条件，产生甲醛，且促进该甲醛对成为爆燃原因的OH基的消费， 从这方面也可抑制自燃。至少在低速区域，在包含节气门全开区域在内的高负荷运行区域 中的高压缩比化情况下，通过构成这样的爆燃抑制机理，可将热效率的改善量补充点火时 间延迟引起的输出功率下降，不用牺牲输出功率就可尽可能地得到柴油发动机程度的燃料 费。另外，有效压缩比εr可由进气气门30的关闭时间调节控制决定，因而不需要使用改变 几何压缩比用的复杂的机构。

另外，本实施形态中，发动机本体20的运行区域为低速低负荷运行区域B1时，将利用 以气门升程1mm规定的进气气门关闭时间求得的有效压缩比εr下降到小于13，从压缩上止点 提前规定量的时间使火花塞34点火，且点火延迟运行区域A时的点火时间距压缩上止点的 延迟量RIg设定为小于低速低负荷运行区域B1时的点火时间距压缩上止点的提前量。因此， 本实施形态中，在低速低负荷运行区域B1时，将有效压缩比εr下降到小于13，能预先可靠 地预防爆燃，且通过将点火时间与一般的发动机一样从压缩上止点提前，可实现与运行区 域相对应的较高的压缩比情况下的良好的燃烧。因为利用进气气门30的关闭时间来改变有 效压缩比εr，因而可降低泵送损失，节省燃料费。即，当通常的压缩比的发动机执行进气 气门30的延迟关闭(或提前关闭)时，随着有效压缩比εr相当程度的降低，燃烧变得不稳 定。因此，在可延迟关闭(或提前关闭)的范围内限制较多、或存在EGR无法充分导入等 的限制。然而，本实施形态中，因为几何压缩比设定得相当高，因此即使有效压缩比εr下 降，但实际压缩比依然较高，燃烧稳定性提高。因此，能扩大进气气门30的延迟关闭(或 提前关闭)的范围，而且若气门时间相同，则与低压缩比的情况相比，可提高EGR率。另 一方面，低速区域的点火延迟运行区域A中延迟点火时间时的延迟量RIg设定为较小的值。 其结果，在低速区域的高负荷运行区域(本实施形态中为点火延迟运行区域A)中，在进 入膨胀行程后，在避免爆燃的同时能维持较大的转矩。

另外，本实施形态中的上述低速区域是将发动机旋转区域分成低速、中速、高速这三 个阶段时的低速区域，该低速转速区域中的上述规定期间(延迟量RIg)是活塞26经过上止 点后10％以下的行程范围。因此，本实施形态中，将运行区域以发动机转速区域分割成三 个阶段，在其低速转速区域，调节进气气门30的关闭时间以使节气门全开区域的有效压缩 比εr维持在13以上，同时将点火时间延迟到该活塞26经过上止点后10％以下的行程范围内， 就可实现与运行区域相对应的较高的压缩比情况下的良好的燃烧。

另外，本实施形态中，在中速旋转区域以上的发动机旋转区域，将点火时间切换到压 缩上止点之前。本实施形态中，中速以后的高速侧，根据运行状态适当地将有效压缩比εr 下降到小于13。

本实施形态中，具有燃烧期间缩短手段，用于在将点火时间延迟到压缩上止点后的情 况下缩短混合气的燃烧期间。因此，本实施形态中，通过燃烧期间缩短手段能尽可能地提 高膨胀行程的发热率，抑制时间损失，能得到大的转矩。

图26是与图13的实施形态相关的PV图。

如图26所示，当将点火时间延迟到压缩上止点以后，则如假想线所示，会产生时间损 失，但通过设置燃烧期间缩短手段(图示例中为实施了分割喷射的情况)，能使点火后的 压力上升提早，降低时间损失。

作为燃烧期间缩短手段的具体例子，可较好地采用使缸内生成紊流的紊流生成手段 (图13及图14的旋流生成用开闭阀133a，图16的逆挤压)和图23所说明的燃料的分割喷射。 因此，本实施形态中，通过比较简单的机构或控制，能尽可能地提高膨胀行程中的发热率、 抑制时间损失、得到大的转矩。另外，上述燃烧期间缩短手段也可在各气缸上设有多个火 花塞34，燃烧期间缩短手段也可是使多个火花塞34动作的多点点火手段。在该形态中，通 过多点点火可促进燃烧速度，能尽可能地提高膨胀行程中的发热率、抑制时间损失、得到 大的转矩。

尤其是作为促进燃烧速度的手段，在将图23A所示的分割喷射在点火延迟运行区域A执 行时，能促进进气行程中喷射出的燃料的气化雾化，能在燃烧室内形成弱分层的混合气， 因此缸内成为弱分层的混合状态，同时提高耐爆燃性。

本实施形态中，设有可通过控制单元100调节外部EGR量的外部EGR系统160，发动机本 体20的运行区域至少是低速区域的包含节气门全开区域AWOT在内的点火延迟运行区域A时， 控制单元100将外部EGR导入。因此，本实施形态中通过外部EGR能降低燃烧温度，因而能 避免爆燃，且降低冷却损失，提高热效率。其结果，能得到大的转矩并节省燃料费。即， 压缩比高时，在压缩行程中，缸内温度急剧上升，从而容易产生爆燃。而且，急剧产生的 热量被气缸24的壁面等吸收而下降，故热损失增大。相比之下，将由排气气门31排出的已 燃气体导入时，即使有效压缩比εr处于较高的状态，燃烧温度也较低，其结果可抑制爆燃 和热损失，维持大的转矩并节省燃料费。

本实施形态中，即使在低速低负荷运行区域B1也导入外部EGR。因此，本实施形态中， 有效压缩比εr下降，并能尽可能地降低热损失，能维持低的燃料费。

另外，本实施形态中，至少在低速低负荷运行区域B1中，将进气气门30的关闭气门时 间从进气下止点错过规定量以使有效压缩比εr下降。因此，本实施形态中，在燃烧状态比 较容易不稳定的运行区域使有效压缩比εr降低，确保高膨胀比。其结果，可防止高压缩比 引起的爆燃，同时降低泵送损失，节省燃料费。

本实施形态中，设有可通过控制单元100将EGR导入缸内的作为EGR手段的外部EGR系统 160，至少在上述低速低负荷运行区域B1中控制单元100导入EGR。因此，本实施形态中有 效压缩比下降，同时能尽可能地降低热损失，维持低燃料费。即，压缩比高时，在压缩行 程中，缸内温度急剧上升。在此，急剧产生的热量被气缸的壁面等吸收而下降，故热损失 增大。相比之下，将由排气气门排出的已燃气体导入时，有效压缩比下降，同时燃烧温度 也降低，其结果可抑制热损失，维持低燃料费。

本实施形态中，在低速低负荷运行区域B1中，将空燃比设定为理论空燃比。如上所述， 通过高压缩比条件下的有效压缩比的降低，可确保高膨胀比，即使在理论空燃比的情况下 运行也可充分降低燃料费，在排气通路153上能配置与NOx催化剂相比廉价且净化率高的三 元催化剂，因而即使在低速低负荷运行区域中也可发挥足够的排气性能。

本实施形态中，低速低负荷运行区域B1包含怠速运行区域B2。因此，本实施形态中， 即使在使用频度高的怠速运行区域B2中也可维持低燃料费。

本实施形态中，控制单元100也起到推测发动机本体20的缸内温度的缸内温度推测手 段的作用。该控制单元100在冷机启动时，将进气气门30的关气门时间设定在进气下止点 附近，调节控制进气气门30的关闭时间以提高有效压缩比εr并确保足够的进气。因此，本 实施形态中，通过提高有效压缩比εr并确保足够的进气，可提高体积效率，因而能得到良 好的着火/燃烧性能和提升发动机转速所需的足够的转矩。

另外，本实施形态中，具有作为检测发动机加速的发动机加速检测手段的油门开度传 感器SW6，当从低负荷运行区域急加速时，控制单元100一下子将点火时间延迟到压缩上止 点后的规定期间(延迟量RIg)的最大允许值。因此，本实施形态中，避免急加速时吸入的 高温新鲜空气引起的爆燃。

本实施形态中，燃料喷射阀32是将燃料朝火花塞34的电极附近喷射的直喷型，在发动 机本体20的活塞26顶面设有隆起部33和形成在该顶面中央部分的凹部264，其中隆起部33 形成在该顶面周边部，并从压缩上止点进入膨胀行程时生成逆挤压流Ra、Rb，而控制单元 100用于控制燃料喷射阀32以在压缩行程喷射燃料。因此，本实施形态中，在至压缩行程 的过程中，通过在活塞26的顶面中央部分形成的凹部264，能确保喷射出的燃料的飞行空 间，从而在膨胀行程初期，在活塞26的周边部分形成逆挤压流Ra、Rb。其结果，可缩短燃 烧期间、防止爆燃、尽可能地提高膨胀行程中的发热率、抑制时间损失、有助于提高转矩 和节省燃料费。

这样，本实施形态中，对以往要采用高价的机构或利用进气气门30的关闭时间使有效 压缩比εr下降从而牺牲输出功率来应对的点火延迟运行区域A，谋求在维持高压缩比的情况 下避免爆燃，故能起到同时具有低廉性和高输出功率性、可尽可能地得到柴油发动机程度 的燃料费这样显著的效果。

上述实施形态只不过是本发明的较佳的具体例而已，本发明并不限定于上述的实施形 态。

例如，在上述实施形态中，发动机本体20最好使用辛烷值为96RON以上的燃料进行运 行。此时，在低速区域的包含节气门全开区域AWOT的点火延迟运行区域A中，使有效压缩比 εr为13以上，并只将点火时间IGb延迟经过压缩上止点后的规定延迟量RIg，从而能最有效地 利用缸内的冷焰反应，得到大的转矩。如图3及图11所述，当喷射96RON以上的燃料时，缸 内压缩比为13以上，达到引起冷焰反应的活性化能量以上，通过点火延迟能提高冷焰反应 引起的发热量，提高转矩。

上述实施形态中，发动机本体20的几何压缩比ε的上限最好为16。此时，即使在进气温 度高的低速全负荷运行的情况或对暖机时的发动机进行再启动的情况等容易产生自点火 的情况下维持高的有效压缩比εr，也可防止过早点火等的发生。

作为本发明的另一形态，发动机本体20利用91RON以上的燃料运行时，几何压缩比也 可设定为13.5以上，在低速区域的包含节气门全开区域AWOT的点火延迟运行区域A运行时， 也可调节进气气门关闭时间以将以气门升程1mm规定的进气气门关闭时间求得的有效压缩 比εr维持在12.5以上并将点火时间IGb延迟到压缩上止点后的规定期间内。在这样的形态中， 即使使用较小辛烷值的燃料也可在低速区域的包含节气门全开区域AWOT的点火延迟运行区 域A中有效地利用缸内的冷焰反应，得到大的转矩。

另外，使用辛烷值为91RON以上的燃料进行运行的火花点火式汽油发动机中，发动机 本体20的几何压缩比的上限最好为15.5。此时，即使在进气温度高的情况或对暖机时的发 动机进行再启动的情况等容易产生自点火的情况下维持高的有效压缩比εr，也可防止过早 点火等的发生。

作为本发明的另一形态，发动机本体20利用100RON以上的燃料运行时，发动机本体20 的几何压缩比的上限最好为16.5。此时，即使在进气温度高的情况或对暖机时的发动机进 行再启动的情况等容易产生自点火的情况下维持高的有效压缩比εr，也可防止过早点火等 的发生。

另外，作为降低有效压缩比εr的方法，上述实施形态中，使用了可无级地改变进气气 门30的开闭时间的气门机构40，但并不局限于此，例如，也可采用通过将两个进气凸轮有 选择地传递到进气气门30，可对进气气门30的开闭时间进行两级切换的所谓带空转功能的 气门机构。

图27是表示使用了带空转功能的气门机构的控制例的曲线图。

如图27所示，使用带空转功能的气门机构时，将进气气门30的关闭时间进行延迟。该 实施形态中，由于将一度已经导入缸内的空气推出，会产生稍许的泵送损失，但能以低价 的机构降低有效压缩比εr，避免爆燃。

另外，作为执行内部EGR的手段，也可采用上述那样的带空转功能的气门机构。

图28是表示本发明的其他实施形态的作为进气加热手段的进气加热系统的构成的结 构图。

参照图28，采用本发明执行所谓的预混合压缩自身着火燃烧(HCCI： Homogeneous-Charge Compression-Ignintion combustion)时，最好设置该图所示的作 为进气加热手段的加热器140。

更详细地说明的话，在进气通路136的节气门阀137的上游侧设有三通电磁阀138，在 与该三通电磁阀138连接的旁通路139上设有加热器140。而且，在加热器140上设有温度传 感器SW7，可检测被加热器140加热后的旁通路139内的进气温度。该温度传感器SW7与未图 示的控制单元连接。

图29是表示图28的实施形态的作为进气加热手段的进气加热系统170的构成的结构 图。

参照图29，在进气通路136上分支连接有加热通路171。在该加热通路171的途中连接 有冷却水热交换器172和排气热交换器173。

加热通路171是用于将经由各热交换器172、173吸热后的热量回流至进气侧的通路。 在加热通路171的下游侧设有针对每个气缸24分支的分支管174a，各分支管174a与对应的 开闭阀134的进气侧接口连接。

冷却水热交换器172与发动机本体20的水冷系统174连接，用于使通过加热通路171的 进气吸收从发动机本体20回流至散热器(未图示)的冷却水所吸收的热量。

排气热交换器173与发动机本体20的排气通路153连接，用于使通过加热通路171的进 气吸收已燃气体的热量。在加热通路171中，排气热交换器173配置在冷却水热交换器172 的下游侧。

本实施形态中，这些热交换器172、173构成进气加热系统170的主要部分。

在该构成中，通过控制单元100的控制，三通电磁阀138与开闭阀134相同地可以改变 开阀比例，由此，通过切换三通电磁阀138，可直接将外部新鲜的空气导入进气总管132内， 或将经加热器140加热后的空气导入进气总管132内。

下面对图30至图33所示的实施形态进行说明。

如图30～图32所示，在这些图所示的发动机本体20中，在气缸盖23内设有在进气口28 上开口的进气口喷射式的燃料喷射阀32。该进气口喷射式的燃料喷射阀32也受到来自控制 单元100的燃料喷射脉冲，将与该脉冲宽度对应的燃料在各气缸24的进气行程中通过进气 口28向燃烧室27进行喷射。

如图32A及图32B所示，在上述活塞26的顶面上的进气侧的周缘部的规定范围及排气侧 的周缘部的规定范围内设有沿气缸盖23的倾斜面倾斜的挤气区构成面26a、26b。而且在该 挤气区构成面26a、26b的内侧设有隆起部33。在该活塞顶面的顶部31c及其两侧的斜面31a、 31b之间形成有凹部264。

因此，图30～图32A及图32B所示的实施形态中，压缩行程中生成的逆挤压流Ra、Rb得 到强化，从而在挤气区内的燃烧速度充分提高，火焰的主燃烧速度增大，实现急速燃烧， 而初期燃烧期间不缩短太多，从而主燃烧期间大幅度缩短，能预先抑制爆燃，且通过急速 燃烧降低时间损失，提高热效率。

而且，上述一对倾斜面33a、33b与燃烧室天花板部的倾斜面27a、27b平行，因此在其 间的空间中进行均匀的火焰传播，对防止爆震也有效。另外，在以有效压缩比εr为13以上 运行的运行区域，该凹部264有助于压缩上止点经过后燃烧室27中的冷焰生成，也成为进 一步提高输出功率的因素。

图33是表示图30的实施形态中成为控制图的基础的发动机转速N和需求转矩的关系的 曲线图。

参照图33，图示的曲线中的点火延迟运行区域A与图20的情况相同，在将发动机转速N 分割为低速区域、中速区域、高速区域这三个阶段时，在其低速区域内，设定在规定的中 点火延迟运行区域A1至节气门全开区域AWOT的范围内。该点火延迟运行区域A中，利用进气 气门30的关气门时间，使以气门升程1mm规定的进气气门关闭时间求得的有效压缩比εr维持 在13以上地进行运行。

另一方面，通常点火运行区域B如虚线所示具有从低速区域延伸至中速区域的前半侧 的低负荷运行区域B1，该低速低负荷运行区域B1包含怠速运行区域B2。此外，在本实施形 态的该低负荷运行区域B1中，将燃料喷射量设定为能均匀稀燃烧的量。

对图30～图33所示的实施形态也可应用图24及图25的流程图。也可适当地应用图27～ 图29那样的变形例。

以上通过实施例及参照附图对本发明进行了详细叙述，各种变更及修改对本领域技术 人员来说是显而易见的。只要这些变更及修改不脱离本发明的以下定义的范围，它们也包 括在本发明中。