ディーゼルエンジンの制御装置
【課題】低負荷時における燃費向上と高負荷時における比出力向上との両立を図る。
【解決手段】シリンダ内を往復動するピストン（９）と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、過給機（２１）と、駆動量に応じてこの過給機の発生する過給圧を可変に制御し得る過給圧可変機構（３６）とを有するディーゼルエンジンにおいて、燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成する。
【解決手段】シリンダ内を往復動するピストン（９）と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、過給機（２１）と、駆動量に応じてこの過給機の発生する過給圧を可変に制御し得る過給圧可変機構（３６）とを有するディーゼルエンジンにおいて、燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成する。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は往復動ピストンと過給機とを有するディーゼルエンジン（内燃機関）の制御装置、特に冷却損失低減技術と、それに伴って増大する排気エネルギーを利用した過給システムの効率向上技術に関する。
【背景技術】
【０００２】
断熱エンジンのアイディアを利用して、燃焼室の壁面の一部または全部にセラミックなどの断熱材料を貼り、冷却損失を低減することにより、低負荷時におけるエンジンの熱効率を高めるものがある（特許文献１参照）。
【特許文献１】「遮熱エンジンの燃焼と燃焼室」，機械学会講演論文，１９９６年，Ｎｏ．９６−１
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００３】
しかしながら、セラミックは高負荷時のような高温下で熱伝達率が上昇するため、燃焼室内の吸気の温度が上昇し、圧縮終わりの温度で２００℃以上の上昇となる。ディーゼルエンジンにおいて、このような温度上昇が生じたのでは、噴射燃料の着火までの時間が短縮されて拡散燃焼の割合が増大するため、排気エネルギーが増大する結果となり、ターボコンパウンドのコンセプトが検討されたが、システムが複雑になる欠点があった（図３０参照）。
【０００４】
そこで本発明は、断熱エンジンのアイデアと圧縮比可変エンジンと過給機とを組み合わせることにより、低負荷時における燃費向上と高負荷時における比出力向上との両立を図る装置を提案することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
本発明は、シリンダ内を往復動するピストン（９）と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、過給機（２１）と、駆動量に応じてこの過給機の発生する過給圧を可変に制御し得る過給圧可変機構（３６）とを有するディーゼルエンジンにおいて、燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成する。
【発明の効果】
【０００６】
本発明によれば、シリンダ内を往復動するピストン（９）と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、過給機（２１）と、駆動量に応じてこの過給機の発生する過給圧を可変に制御し得る過給圧可変機構（３６）とを有するエンジンにおいて、燃焼室（６２）の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成するので、低負荷時に冷却損失を低減し排気エネルギーを増大して過給効率を向上させる一方で、高負荷時には圧縮比を相対的に低下させてノッキングの発生を抑制すると共に、膨張比の低下による排気エネルギー（温度、圧力）の増大により高負荷時にも過給効率を向上させ、これにより、低負荷時における燃費向上と高負荷時における比出力向上との両立を図ることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００７】
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。
【０００８】
図１は複リンク型レシプロ式エンジンの概略構成図である。
【０００９】
このエンジンは圧縮比可変機構、具体的にはピストン行程を変化させて圧縮比を変更する機構を備えている。なお、圧縮比可変機構を備えるこのエンジンは、本出願人が先に提案したものであるが、例えば特開２００１−２２７３６７号公報等によって公知となっているので、その概要のみを説明する。
【００１０】
クランクシャフト２には、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１内の主軸受（図示しない）に回転可能に支持されるクランクジャーナル３が各気筒毎に設けられている。各クランクジャーナル３は、その軸心Ｏがクランクシャフト２の軸心（回転中心）と一致しており、クランクシャフト２の回転軸部を構成している。
【００１１】
また、クランクシャフト２は、軸心Ｏから偏心して各気筒毎に設けられたクランクピン４と、クランクピン４をクランクジャーナル３へ連結するクランクアーム４ａと、軸心Ｏに対してクランクピン４と反対側に配置され、主としてピストン運動の回転１次振動成分を低減するカウンターウェイト４ｂとを有している。クランクアーム４ａとカウンターウェイト４ｂとは、この実施形態では一体的に形成されている。
【００１２】
そして本実施形態では、各気筒毎に形成されたシリンダ１０に摺動可能に嵌合するピストン９と、上記のクランクピン４とが、複数のリンク部材、すなわちアッパーリンク６とロアーリンク５とにより機械的に連携されている。アッパーリンク６の上端側は、ピストン９に固定的に設けられたピストンピン８に、軸心Ｏｃ周りに相対回転可能に外嵌している。また、アッパーリンク６の下端側とロアーリンク５の、ほぼ二等分された一方の本体５ａとは、両者を挿通する連結ピン７によって、軸心Ｏｄ周りに相対回転可能に連結されている。
【００１３】
ロアーリンク５は、クランクピン４を狭持するように、２つの本体５ａ、５ｂを取付けて構成されており、この狭持部分でクランクピン４と軸心Ｏｅ周りに相対回転可能に装着されている。ほぼ２等分された他方のロアーリンク本体５ｂと制御リンク（サードリンク）１１の上端側とは、両者を挿通する連結ピン１２によって軸心Ｏｆ周りに相対回転可能に連結されている。
【００１４】
この制御リンク１１の下端側は、シリンダブロック１に回動可能に支持される、偏心カム部１４を有するコントロールシャフト１３に、その軸心Ｏｂ周りに揺動可能に外嵌，支持されている。すなわち、コントロールシャフト１３の外周には偏心カム部１４が回転可能に設けられており、偏心カム部１４の軸心Ｏａは、コントロールシャフト１３の軸心Ｏｂに対して所定量偏心している。この偏心カム部１４は、ウォームギア１５を介して圧縮比制御アクチュエータ１６によって、機関の運転状態に応じて回動制御されるとともに、任意の回動位置で保持されるようになっている。
【００１５】
このような構成により、クランクシャフト２の回転に伴って、クランクピン４，ロアーリンク５，アッパーリンク６及びピストンピン８を介してピストン９がシリンダ１０内を昇降するとともに、ロアーリンク５に連結する制御リンク１１が、下端側の揺動軸心Ｏｂを支点として揺動する。
【００１６】
また、上記の圧縮比制御アクチュエータ１６により偏心カム部１４を回動制御することにより、制御リンク１１の揺動軸心となるコントロールシャフト１３の軸心Ｏｂが偏心カム部１４の軸心Ｏａ周りに回転し、つまり制御リンク１１の揺動中心位置Ｏｂが機関本体（及びクランクシャフト回転中心Ｏ）に対して移動する。これにより、ピストン９の行程が変化して、エンジンの各気筒の圧縮比が可変制御される。参考として、図２に、ピストン上死点位置における３つのリンク６、５、１１の姿勢を模式的に示すと、図２左側は高圧縮比位置での、図２右側は低圧縮比位置での各リンク姿勢である。
【００１７】
以上をまとめると、圧縮比可変機構が通常のクランク機構と異なる点は、ピストン９とクランクシャフト２がアッパーリンク６，ロアーリンク５の２つのリンクを介して連結され、さらにこのロアーリンク５には、その挙動を制約する制御リンク１１が連結され、制御リンク１１はさらに、偏心カム部１４を有するコントロールシャフト１３によって、その回転（揺動）中心を変えられる点にある。この圧縮比可変機構の最大の特長はコントロールシャフト１３の角位置制御により、ピストン９の上死点位置を変えられる点にあり、いわゆる可変圧縮比機構としての機能を発揮する。また、ピストンストローク特性が単振動に近づけられるため、バランサシャフトが不要（４気筒）となるような振動低減効果があるが、その反面、従来のピストンストローク特性に比べると、後述するように上死点付近のピストン速度が遅くなるため、冷却損失が増大する傾向にある。
【００１８】
図３は、断熱ピストン及び断熱ライナーの各構造を示す一部断面図である。すなわち、図３右側に示したように、ピストン９冠面にセラミック等の断熱材料（非金属材料）からなるコーティング層５５を溶射等で層状に所定厚さとなるまで形成すると共に、シリンダライナー５６を設け、このシリンダライナー５６を同じくセラミック等の断熱材料（非金属材料）で構成する。圧縮比が固定のエンジンに対してこのような断熱ピストン及び断熱ライナーとした構成により冷却損失を低減しエンジンの熱効率を高め得ることは良く知られているのであるが、本発明は、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構を有するエンジンに対して断熱ピストン及び断熱ライナーを適用したものである。なお、図３左側には通常のピストンの場合を示しており、燃焼による熱はピストン９よりピストンリング５１、５２を介してシリンダ１０へと逃げるのであるが、断熱ピストン及び断熱ライナーの場合には、熱の伝達がセラミック等のコーティング層５５で遮断されている。
【００１９】
図４右側は第２実施形態のシリンダの一部を切り欠いたピストン９の概略斜視図で、ピストン９とシリンダライナー７１の構造を示している。比較のため図４左側にはピストン９とシリンダ１０の従来の構造を示している。
【００２０】
ここで、シリンダライナー７１を複合材料で傾斜配合とし、つまりシリンダライナー７１をライナー上部７１ａとライナー下部７１ｂのほぼ２つに分割し、ピストン上死点側に位置するライナー上部７１ａを断熱領域として、これに対してピストン下死点側に位置するライナー下部７１ｂを高熱伝導・熱伝達領域として構成する。すなわち、ライナー上部７１ａはセラミック主体の断熱構造、ライナー下部７１ｂはカーボンナノチューブ材をピストンと摺動する内周側表面に一部コーティング又は混合させ、熱伝導・伝達率をピストン下死点側で大きくしている。この場合、ライナー上部７１ａとライナー下部７１ｂの境界の位置をいずれにするかはエンジン仕様毎に異なるので、適合により定める。
【００２１】
なお、ピストン９冠面にセラミック等の断熱材料（非金属材料）からなるコーティング層５５を溶射等で層状に所定厚さとなるまで形成する点は図３に示した第１実施形態と同じである。
【００２２】
このように複合材料で傾斜配合としたシリンダライナー７１を構成すると、ピストンリングの冷却がピストン９下死点側で行なえるため、ピストン９上死点側のライナー上部７１ａの表面温度が上昇しても、潤滑上の問題等を防止、つまりピストンリングの高温化によるコーキングによってピストン９がシリンダ（シリンダライナー７１）の壁面にスティック（固着）することを防止できる。
【００２３】
しかしながら、断熱材料としてのセラミックは同時に蓄熱材料でもあるため、図１に示した圧縮比可変エンジンである場合においても、熱負荷の高い条件で圧縮温度が上昇しノッキングの発生が懸念されることとなる。
【００２４】
この場合に、断熱ピストン及び断熱ライナーを適用したエンジンが圧縮比可変エンジンであるので、第１、第２の実施形態では、図５に示したように、圧縮比制御システムを構成する。すなわち、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅの信号が入力されるエンジンコントローラ３９では、その入力されるエンジンの負荷と回転速度Ｎｅから目標圧縮比のマップ４０を参照することにより、そのときの負荷と回転速度Ｎｅに応じた目標圧縮比を算出し、この目標圧縮比が得られるように、圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御する。
【００２５】
図６は目標圧縮比のマップ４０の内容を示すものである。すなわち、図６に示したように、低回転速度の全負荷領域では燃焼室６２（図５参照）の壁面（セラミック部分）の温度が高温となり、ノックが発生しやすい条件であるため、目標圧縮比εｍとしてはこの場合、８を設定している。もちろん、冷却水温が低いエンジン暖機完了前の条件では高い目標圧縮比εｍ（例えば１０）にしても良い。一方、Ｒ／Ｌ（平坦路走行時）など、部分負荷領域ではノックが発生しにくいため、燃費の向上を狙い目標圧縮比εｍとしては１４程度まで高く設定する。全負荷領域も高回転速度になればノックが発生しにくくなるため、熱効率向上による出力アップを狙いとして、目標圧縮比εｍを比較的高い値とする。
【００２６】
このように、目標圧縮比のマップ４０では、低負荷時に目標圧縮比εｍを大きく、高負荷時になると目標圧縮比εｍを低負荷時よりも相対的に小さく設定し、また、高回転速度時に目標圧縮比εｍを大きく、低回転速度時になると目標圧縮比εｍを高回転速度時よりも相対的に小さく設定している。
【００２７】
さて、平坦路走行状態（低負荷状態）にあっても、それ以前の登坂走行の履歴（平坦路に入ってからの時間など）によっては、燃焼室温度が高く、低下までに時間がかかることが考えられる。そのような場合には、直前の所定時間におけるトルク（負荷）の履歴など、負荷条件の履歴を検出することにより、間接的に燃焼室の温度状態を推定すればよい。
【００２８】
これについて図７、図８を参照して説明すると、図８は高負荷状態（例えば登坂走行など）からｔ２のタイミングで低負荷状態（例えば平坦路での定常走行など）に切換わり、ｔ５のタイミングで再び高負荷状態に切換わった場合に、燃焼室壁面の温度Ｔｗ、エンジントルク、点火時期（点火時期指令値ＩＴ）、圧縮比、ノックセンサ出力がどのように変化するのかを示している。高負荷状態での目標圧縮比は所定値ε１と小さいのであるが、高負荷状態が継続すると、燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを大きく超えて上昇する。このとき、つまり燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを大きく超えて上昇しているのに、ｔ２のタイミングで低負荷状態に切換わったからといって、即座に低負荷状態での目標圧縮比（ε２）へと大きくしたのでは、ノッキングが生じかねない。言い替えると、低負荷状態に移行する直前で燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを超えているときには、高負荷状態での目標圧縮比（ε１）から低負荷状態での目標圧縮比（ε２）への切換を、燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルに落ち着くまでの間、遅らせる必要がある。
【００２９】
この場合に、低負荷状態に切換わるｔ２のタイミングより、過去に遡る所定の期間をレファレンスタイムとして予め定めておき、このレファレンスタイム間のエンジントルクの平均値を算出すれば、このレファレンスタイム間のエンジントルク平均値から高負荷状態での燃焼室壁面の温度Ｔｗを推定することができる。すなわち、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値が基準値のとき、高負荷状態での燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルと一致し、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値が基準値を超えて大きくなるほど、高負荷状態での燃焼室壁面温度Ｔｗの目標温度レベルからの温度差が大きくなるものと推定する。従って、図１０に示したように、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値が基準値のとき、高負荷状態での目標圧縮比（ε１）から低負荷状態での目標圧縮比（ε２）への切換を即座に行わせるため、遅れ時間τｓをゼロとし、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値が基準値を超えて大きくなるほど、高負荷状態での目標圧縮比（ε１）から低負荷状態での目標圧縮比（ε２）への切換を遅らせる時間τｓを長くする。図８は高負荷状態での目標圧縮比から低負荷状態での目標圧縮比への切換を遅らせる時間τｓがｔ２のタイミングよりｔ３のタイミングまでである場合である。
【００３０】
このように、高負荷状態から低負荷状態への切換直前に、燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを超えているときには、高負荷状態での目標圧縮比から低負荷状態での目標圧縮比への切換を遅らせることで、燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを超えている状態で高負荷状態から低負荷状態へと切換わった直後に高負荷状態での目標圧縮比から低負荷状態での目標圧縮比へとステップ切換することに伴うノッキングの発生を有効に回避することができる。
【００３１】
次に、ｔ３からは低負荷状態での目標圧縮比（ε２）へと戻すため、目標圧縮比を徐々に大きくする処理を行い、ｔ２から所定時間τ０が経過したｔ４のタイミングで低負荷状態での目標圧縮比（ε２）と一致させる。そして、ｔ５のタイミングで低負荷状態より高負荷状態へと切換わったときにはノック回避のため、目標圧縮比を高負荷状態での目標圧縮比（ε１）へと即座に切換える。実際には圧縮比制御アクチュエータ１６の応答遅れがあるので、実圧縮比が高負荷状態での目標圧縮比（ε１）に落ち着くのがｔ６のタイミングまで遅れており、この圧縮比の制御応答遅れにより、ｔ５からｔ６の間でノックセンサの出力レベルが大きくなっている。なお、目標圧縮比と実圧縮比とはほぼ同じ動きをするのであるが、このように過渡時にだけずれることがあり、図８のｔ５〜ｔ６の間は特に実圧縮比の動きを示している。
【００３２】
図７、図８では燃焼室壁面の温度Ｔｗをレファレンスタイム間のエンジントルク平均値に基づいて推定する場合で説明したが、これに限られるものでなく、図５に示したように、シリンダ１０の壁面（セラミック部分）の温度、つまり燃焼室６２の壁面温度を検出する壁温センサ６３が設けておき、燃焼室壁面の温度を直接測定するようにしてもかまわない。
【００３３】
一方、点火時期については次のように制御する。すなわち、図８においてｔ２のタイミングで高負荷状態での点火時期（ＩＴ１）から低負荷状態での点火時期（ＩＴ２）へとステップ的に進角する。ｔ３からｔ４までの目標圧縮比の漸増に対応して、点火時期を低負荷状態での点火時期（ＩＴ２）より遅角側に所定値ＩＴ３まで補正してゆき、その後は所定値ＩＴ３を保持させる。ｔ５で低負荷状態より高負荷状態へと切換えられると、点火時期を所定値ＩＴ３より高負荷状態での点火時期（ＩＴ１）へとステップ的に遅角する。
【００３４】
エンジンコントローラ３９により実行されるこの制御を以下のフローチャートに従って詳述する。
【００３５】
図９のフローチャートは圧縮比指令値を算出するためのもので、一定時間毎（たとえば１０ｍｓ毎）に実行する。
【００３６】
ステップ１では、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅから図６を内容とする目標圧縮比のマップを参照することにより、目標圧縮比εｍを算出する。
【００３７】
ステップ２、３では今回に低負荷状態（例えば定常走行状態）にあるか否か、前回は高負荷状態であったか否かをみる。今回に低負荷状態にあり前回は高負荷状態であった、つまり、高負荷状態より低負荷状態へと切換わったタイミングであるときにはステップ４に進み、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値を算出し、ステップ５でこの算出したレファレンスタイム間のエンジントルク平均値から図１０を内容とするテーブルを参照することにより、遅れ時間τｓを算出する。遅れ時間τｓは、前述のように運転条件が低負荷状態に切換わっていても、高負荷状態での目標圧縮比をそのまま維持する時間を定めるものである。
【００３８】
ステップ６では圧縮比指令値の前回値εｚ（つまり高負荷状態での目標圧縮比）を圧縮比指令値εに入れ、ステップ７でタイマを起動する（タイマ値ｔ１＝０）。このタイマは、運転条件が高負荷状態より低負荷状態に切換わってからの経過時間を計測するためのものである。
【００３９】
次回には、今回に低負荷状態にあり前回も低負荷状態であった、つまり低負荷状態を継続することになる。このときにはステップ２、３よりステップ８に進み、タイマ値ｔ１と、ステップ５で算出済みの遅れ時間τｓとを比較する。当初はタイマ値ｔ１は遅れ時間τｓより小さいので、ステップ９に進み圧縮比指令値εを維持する（前回値εｚを今回値εとする）。低負荷状態でタイマ値ｔ１が遅れ時間τｓに達する直前まではステップ２、３、８よりステップ９へと流れることになり、ステップ９の操作を繰り返す。つまり、高負荷状態での目標圧縮比を維持する。
【００４０】
やがて、タイマ値ｔ１が遅れ時間τｓに達したときには、ステップ８よりステップ１０に進み、タイマ値ｔ１と所定時間τ０とを比較する。所定時間τ０は低負荷状態での圧縮比へと復帰させる時間を定めるためのものである。ステップ１０に進んできた当初はタイマ値ｔ１が所定時間τｓより小さいので、ステップ１１に進み、圧縮比指令値εを所定値だけ大きくする、つまり次式により圧縮比指令値εを増大側に更新する。
【００４１】
ε＝εｚ＋Δε …（１）
ただし、εｚ：εの前回値、
Δε：制御周期当たり（１０ｍｓ当たり）の増加量、
タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達する直前まで、ステップ２、３、８、１０よりステップ１１に流れることになり、ステップ１１の操作を繰り返す。これにより、圧縮比指令値εが徐々に大きくなってゆく（漸増）。
【００４２】
タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達したときには、ステップ２、３、８、１０よりステップ１２に進み、ステップ１で算出済みの目標圧縮比εｍを圧縮比指令値εに入れる。これにより、高負荷状態での目標圧縮比より低負荷状態での目標圧縮比への切換が完了する。
【００４３】
一方、ステップ２で今回に低負荷状態（例えば定常走行状態）にないときにはステップ１０に進み、ステップ１で算出済みの目標圧縮比εｍをそのまま圧縮比指令値εに移す。例えば低負荷状態でタイマ値ｔ１が所定時間τ０を経過した後に高負荷状態に切換わったとすれば、このときステップ２よりステップ１０へと進むことになり、高負荷状態での目標圧縮比へと即座に切換えられる。
【００４４】
このようにして算出された圧縮比指令値εが得られるようにエンジンコントローラ３９が圧縮比制御アクチュエータ１６を駆動する。
【００４５】
図１１のフローチャートは点火時期指令値を算出するためのもので、一定時間毎（たとえば１０ｍｓ毎）に実行する。図１１のフローでは図９のフローで算出済みの値を用いるため、図１１のフローは図９のフローに続けて実行する。
【００４６】
ステップ２１ではエンジンの負荷と回転速度ＮＥから所定の点火時期のマップを参照することにより、点火時期ＩＴｍを算出する。
【００４７】
ステップ２２、２３、２４では運転条件が低負荷状態（たとえば定常走行状態）にあるか否か、図９のフローにより算出済みのタイマ値ｔ１が図９のフローにより算出済みの遅れ時間τｓ以上であるか否か、図９のフローにより算出済みのタイマ値ｔ１が図９のステップ１０で設定されている所定時間τ０以上であるか否かをみる。
【００４８】
まず、低負荷状態でタイマ値ｔ１が遅れ時間τｓに達する直前まではステップ２２、２３よりステップ２７に進み、ステップ２１で算出済みの点火時期ＩＴｍをそのまま点火時期指令値ＩＴに移す。
【００４９】
次に、低負荷状態でタイマ値ｔ１が遅れ時間τｓに達したときからタイマ値ｔ１が所定時間τ０に達する直前まではステップ２２、２３、２４よりステップ２５に進み、点火時期指令値ＩＴを所定値だけ小さくする、つまり次式により点火時期指令値ＩＴを減少側（遅角側）に更新する。
【００５０】
ＩＴ＝ＩＴｚ−ΔＩＴ …（２）
ただし、ＩＴｚ：ＩＴの前回値、
ΔＩＴ：制御周期当たり（１０ｍｓ当たり）の減少量、
点火時期指令値ＩＴの単位は圧縮上死点から進角側に計測した値［ｄｅｇＢＴＤＣ］であるため、点火時期指令値ＩＴが大きくなれば点火時期が進角側に、この逆に点火時期指令値ＩＴが小さくなれば点火時期が遅角側に移動することを意味する。
【００５１】
タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達する直前まで、ステップ２２、２３、２４よりステップ２５に流れることになり、ステップ２５の操作を繰り返す。これにより、点火時期指令値ＩＴが徐々に小さくなってゆく（遅角されてゆく）。
【００５２】
タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達したときには、ステップ２２、２３、２４よりステップ２６に進み点火時期指令値ＩＴを維持する（前回値ＩＴｚを今回値ＩＴとする）。低負荷状態でタイマ値ｔ１が所定時間τｓに達した以降はステップ２２、２３、２４よりステップ２６へと流れることになり、ステップ２６の操作を繰り返す。つまり、タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達したときに算出した点火時期指令値ＩＴを維持する。
【００５３】
一方、ステップ２２で今回に低負荷状態（例えば定常走行状態）にないときにはステップ２７に進み、ステップ２１で算出済みの点火時期ＩＴｍをそのまま点火時期指令値ＩＴに移す。例えば低負荷状態でタイマ値ｔ１が所定時間τ０を経過した後に高負荷状態に切換わったとすれば、このときステップ２２よりステップ２７へと進むことになり、高負荷状態での点火時期へと即座に切換えられる。
【００５４】
このようにして算出された点火時期指令値ＩＴで点火されるようにエンジンコントローラ３９が点火装置４１（図５参照）を制御する。
【００５５】
ここで、第１、第２の実施形態の作用効果を説明する。
【００５６】
第１、第２の実施形態）によれば、シリンダ１０内を往復動するピストン９と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構とを有するエンジンにおいて、燃焼室６２の壁面の一部（ピストン、シリンダ、ヘッド、吸排気弁の少なくとも一部）を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成するので、熱負荷の高くない条件で冷却損失を低減して、エンジンの熱効率を高めることができる。
【００５７】
第１、第２の実施形態によれば、低負荷時に目標圧縮比を大きく、高負荷時になると目標圧縮比を低負荷時よりも相対的に小さく設定した目標圧縮比のマップ４０（図６参照）を有し、エンジンの負荷からこの目標圧縮比のマップを参照することにより、目標圧縮比εｍを算出し（図９のステップ１参照）、この算出した目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御するので、低負荷時の高い圧縮比の維持によって冷却損失低減による熱効率を向上できる一方、高負荷時のノック発生を抑制できる。これにより、当初の狙いである断熱による燃費向上が可能となった。
【００５８】
第１、第２の実施形態によれば、高回転速度時に目標圧縮比を大きく、低回転速度時になると目標圧縮比を高回転速度時よりも相対的に小さく設定した目標圧縮比のマップ４０（図６参照）を有し、エンジンの回転速度Ｎｅからこの目標圧縮比のマップを参照することにより、目標圧縮比εｍを算出し（図９のステップ１参照）、この算出した目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御するので、低回転速度時のノック発生を抑制すると共に、ノックの発生しにくい高回転速度時に熱効率を向上させ出力アップ図ることができる。
【００５９】
また、ピストンストローク特性を単振動に近づけると、バランサシャフトが不要（４気筒）となるような振動低減効果があるものの、その反面、従来のピストンストローク特性に比べて上死点付近のピストン速度が遅くなるため、冷却損失が増大する傾向にあるのであるが、第１、第２の実施形態によれば、燃焼室６２の壁面の一部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成しているので、冷却損失の増大を回避できることとなった。
【００６０】
第１、第２の実施形態では、さらに次の構成のいずれかを付加することができる。
〈１〉ノックセンサ６１（ノック検出装置）を備え、このノックセンサ６１により検出されるノック発生頻度またはノックセンサ６１の検出レベルが所定値以上になったとき、図９により算出した圧縮比指令値ε（目標圧縮比）を減少補正する。
〈２〉壁温センサ６３（壁面温度検出手段）を備え、この壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面の温度が所定値よりも高い場合に、図９により算出した圧縮比指令値ε（目標圧縮比）を減少補正する。
〈３〉負荷を含む運転条件の履歴から算出したノック余裕度の指数を算出し、このノック余裕度の指数に基づいてノックが発生すると予測するときには図９により算出した圧縮比指令値ε（目標圧縮比）を減少補正する。
【００６１】
次に、図１２は第３実施形態の目標圧縮比のマップ特性で、第１、第２の実施形態の図６と置き換わるものである。
【００６２】
第３実施形態は、図３、図４に示した断熱ピストン及び断熱ライナーを図１に示した圧縮比可変エンジンに適用している点で第１、第２の実施形態と同じであり、圧縮比と点火時期の制御方法で第１、第２の実施形態と相違する。すなわち、第３実施形態は、熱負荷の高くない条件に対応したエンジンの負荷と回転速度Ｎｅとをパラメータとする第１の目標圧縮比のマップと、熱負荷の高い条件に対応したエンジンの負荷と回転速度Ｎｅとをパラメータとする第２の目標圧縮比のマップとを有し、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅが同じとき、第１の目標圧縮比のマップを参照することにより求まる目標圧縮比を、第２の目標圧縮比のマップを参照することにより求まる目標圧縮比よりも高くしてあり、熱負荷の高くない条件で第１の目標圧縮比のマップを、熱負荷の高い条件で第２の目標圧縮比のマップを選択し、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅからこの選択した各目標圧縮比のマップを参照することにより目標圧縮比を算出し、この算出した目標圧縮比が得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御するものである。この場合、熱負荷の高くない条件であるのか、それとも熱負荷の高い条件になったのかを、シリンダ１０の壁面（セラミック部分）の温度（燃焼室壁面の温度）に基づいて判定する。ここで、シリンダ１０の壁面（セラミック部分）の温度を検出するには壁温センサ６３を設けておけばよい（図５参照）。
【００６３】
以下、第３実施形態を詳述する。
【００６４】
図１２は熱負荷の高くない条件と熱負荷の高い条件とに対応した目標圧縮比のマップ特性である。図１２のうち左側には熱負荷の高くない条件、例えば燃焼室壁面温度が１５０℃以下となるときの、これに対して右側には熱負荷の高い条件、例えば燃焼室壁面温度が１５０℃を超えるときの特性を示している。
【００６５】
まず、第１と第２の２つの各目標圧縮比のマップにおいて、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅに対する目標圧縮比の傾向は第１、第２の実施形態と同じである。すなわち、図１２に示したように、低負荷時に目標圧縮比εｍを高く、高負荷時になると目標圧縮比εｍを低負荷時よりも相対的に低く設定している。また、高回転速度時に目標圧縮比εｍを高く、低回転速度時になると目標圧縮比εｍを高回転速度時よりも相対的に低く設定している。
【００６６】
ただし、同じ運転条件（負荷と回転速度Ｎｅから定まる）でも、熱負荷の高くない条件と熱負荷の高い条件とで目標圧縮比εｍの値を異ならせている。すなわち、同じ負荷と回転速度Ｎｅからで比較すると、図１２右側に示す熱負荷の高い条件のほうがノッキングが発生し易くなるので、図１２左側に示す熱負荷の高くない条件のほうが図１２右側に示す熱負荷の高い条件より目標圧縮比εｍを相対的に大きく設定している。
【００６７】
一方、図１２の特性を第１、第２の実施形態の図６の特性と比較すると、図１２右側に示す熱負荷の高い条件において目標圧縮比εｍの特性を第１、第２の実施形態と同じにしており、これに対して図１２左側に示す熱負荷の高くない条件において第３実施形態のほうが第１、第２の実施形態より目標圧縮比εｍを高くしている。このようにすることで、第３実施形態によれば、全開出力時等熱負荷の高い条件での吸気温度の上昇によるノッキング発生を抑制すると共に、ノッキングの発生しにくい熱負荷の高くない条件で熱効率を向上させ出力アップを図ることができる。
【００６８】
このように、熱負荷が高い条件にあるのかそれとも熱負荷が高くない条件にあるのかにより第１と第２の２つの目標圧縮比のマップを切換えて用いるようにしていても、何らかの原因によりノッキングが発生することがあるので、次には主に熱負荷の高い条件においてノッキングが発生した場合の圧縮比制御方法を図１３のモデル図を参照して説明する。
【００６９】
図１３において、熱負荷が高い条件にあるｔ１１のタイミングでノックセンサ出力がスライスレベルを超えた、つまりノッキングが発生したとすると、このときには点火時期を、ノッキングが発生する直前の値（ＩＴ４）から、所定値ＩＴ５（＜ＩＴ４）へと所定値だけステップ的に小さくし（遅角補正し）、ノッキングがそれ以上継続しないようにする。さらに、ｔ１１のタイミングより目標圧縮比をノッキングが発生する直前での値（ε４）から所定値ε５（＜ε４）へと徐々に小さくする。この目標圧縮比の減少補正により、ノッキングに対して余裕が生じるため、目標圧縮比の減少補正に対応して、点火時期をトレースノック限界（ＩＴ６）まで徐徐に進角側へと復帰させる。
【００７０】
図１４のフローチャートは、図１３に示したモデル波形図のうち特に圧縮比についての制御を実現するためのものである。このフローチャートは、前述の図９、図１１と相違して時系列的な流れを示している。
【００７１】
ステップ３１では、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅ、ノックセンサ６１出力、壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面温度Ｔｗを読み込む。
【００７２】
ステップ３２では目標圧縮比εｍを算出する。この目標圧縮比εｍの算出については図１５のフローにより説明する。図１５（図１４のステップ３２のサブルーチン）においてステップ４１では、燃焼室壁面温度Ｔｗと判定値（ここでは１５０℃）を比較する。燃焼室壁面温度Ｔｗが判定値の１５０℃以下のとき、つまり熱負荷が高くない条件であるときには、ステップ４２に進んで図９左側を内容とする第１の目標圧縮比のマップを選択し、ステップ４３でそのときのエンジン回転速度Ｎｅと負荷（エンジントルク）とからこの第１の目標圧縮比のマップを参照することにより、熱負荷が高くない条件での目標圧縮比εｍ１を算出し、ステップ４４でこの目標圧縮比εｍ１を目標圧縮比εｍに移す。
【００７３】
一方、燃焼室壁面温度Ｔｗが判定値の１５０℃を超えているとき、つまり熱負荷が高い条件であるときには、ステップ４１よりステップ４５に進んで、図９右側を内容とする第２の目標圧縮比のマップを選択し、ステップ４６でそのときのエンジン回転速度Ｎｅと負荷（エンジントルク）とからこの第２の目標圧縮比のマップを参照することにより、熱負荷が高い条件での目標圧縮比εｍ２を算出し、ステップ４７でこの目標圧縮比εｍ２を目標圧縮比εｍに移す。
【００７４】
このようにして熱負荷が高い条件でのあるいは熱負荷が高くない条件での各目標圧縮比の算出を終了したら図１４に戻りステップ３３に進む。
【００７５】
ステップ３３では燃焼室壁面温度Ｔｗと目標温度レベルＴ０（図８参照）を比較する。目標温度レベルＴ０は、ノッキングが発生するか否かを判定するためのものである。燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０未満であるときにはノッキングが発生する可能性がないと判断し、そのまま今回の処理を終了する。
【００７６】
燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０以上であるときには、ノッキングが発生する可能性があると判断し、ステップ３４に進み、ノックセンサ出力に基づいてノック発生頻度σを算出し、ステップ３５でこのノック発生頻度σと燃焼室壁面温度Ｔｗとに基づいて目標圧縮比の範囲を算出する。
【００７７】
ここで、目標圧縮比の範囲は基準圧縮比を中心として上下に所定幅ずつの許容値を設けたものである。基準圧縮比は、図１６に示したように基準の燃焼室壁面温度のとき、ノック発生頻度σが大きくなるほど小さくなる値である。基準圧縮比を、ノック発生頻度σが大きくなるほど小さくするのは、ノック発生頻度をスライスレベルへと小さくするためである。また、燃焼室壁面温度が基準の燃焼室壁面温度より高くなると、ノック発生頻度σが基準の燃焼室壁面温度に対するノック発生頻度よりも大きくなる。そこで、燃焼室壁面温度Ｔｗが基準の燃焼室壁面温度よりも高いときには、基準圧縮比を基準の燃焼室壁面温度に対する基準圧縮比よりも小さくしている。
【００７８】
図１４に戻り、ステップ３６では、ステップ３２で算出している目標圧縮比εｍがこの目標圧縮比の範囲内にあるか否かをみる。圧縮比可変機構や燃料噴射装置に製作バラツキや経時劣化がなければ、ステップ３２で算出している目標圧縮比εｍがこの目標圧縮比の範囲内に収まるので、そのまま処理を終了する。
【００７９】
ところが、圧縮比可変機構には製作バラツキがあり、また経時劣化が生じる。これらの製作バラツキや経時劣化によって実際の圧縮比が目標圧縮比εｍより大きくなっていると、ノック発生頻度σがスライスレベルを超えて大きくなる。あるいは、燃料噴射装置の製作バラツキや経時劣化によって燃料噴射弁からの燃料噴射量に供給過多が生じているときには燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０を超えて高くなる。従って、こうした事態が生じているときには、ノック発生頻度σと燃焼室壁面温度とに基づいて算出される目標圧縮比の範囲、つまり基準圧縮比は、目標圧縮比εｍよりもずっと小さな値を指示することになり、目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まらず、目標圧縮比の範囲の上限を超えるものとなる。このときにはステップ３７に進んで目標圧縮比εｍを減量側に補正する。例えば、ステップ３２で求めた目標圧縮比εｍから所定値を差し引いた値を改めて目標圧縮比εｍとする。
【００８０】
ステップ３８では、このようにして補正した後の目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６を作動する。
【００８１】
圧縮比制御アクチュエータ１６の作動後には再びステップ３９で、補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内にあるか否かをみる。補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まっていなければ、ステップ３７、３８に戻り、補正後の目標圧縮比εｍから所定値を差し引いた値を改めて補正後の目標圧縮比εｍとし、このようにして補正した後の目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６を再び作動する。それでも、ステップ３９で補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まっていなければ、ステップ３７、３８に戻り、ステップ３７、３８の操作を繰り返す。このステップ３７、３８の操作の繰り返しによりやがて補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まることとなる。このときには、ステップ３９よりＥＮＤに進む。
【００８２】
ここで、第３実施形態の作用効果を説明する。
【００８３】
第３実施形態によれば、熱負荷の高くない条件に対応したエンジンの負荷と回転速度Ｎｅとをパラメータとする第１の目標圧縮比のマップ（図１２左側参照）と、熱負荷の高い条件に対応したエンジンの負荷と回転速度Ｎｅとをパラメータとする第２の目標圧縮比のマップ（図１２右側参照）とを有し、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅが同じとき、第１の目標圧縮比のマップを参照することにより求まる目標圧縮比（εｍ１）を、第２の目標圧縮比のマップを参照することにより求まる目標圧縮比（εｍ２）よりも高くしてあり（図１２参照）、熱負荷の高くない条件で第１の目標圧縮比のマップを、熱負荷の高い条件で第２の目標圧縮比のマップを選択し（図１５のステップ４１、４２、４５参照）、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅからこの選択した各目標圧縮比のマップを参照することにより目標圧縮比εｍ（εｍ１、εｍ２）を算出し（図１５のステップ４１、４２、４３、４４、４５、４６、４７参照）、この算出した目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御するので、熱負荷の高くない条件での高い圧縮比の維持によって冷却損失低減による熱効率を向上できる一方、熱負荷の高い条件でのノック発生を抑制できる。
【００８４】
圧縮比可変機構の製作バラツキや経時劣化によって実際の圧縮比が目標圧縮比εｍより大きくなっていると、ノック発生頻度σがスライスレベルを超えて大きくなる。あるいは、燃料噴射装置の製作バラツキや経時劣化によって燃料噴射弁からの燃料噴射量に供給過多が生じているときには燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０を超えて高くなる。従って、こうした事態が生じているときには、ノック発生頻度σと燃焼室壁面温度Ｔｗとに基づいて算出される目標圧縮比の範囲、つまり基準圧縮比は、目標圧縮比εｍよりもずっと小さな値を指示することになり、目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まらず、目標圧縮比の範囲の上限を超えるものとなるのであるが、第３実施形態によれば、ガソリンエンジンを対象として、ノックセンサ６１（ノック検出装置）と壁温センサ６３（燃焼室壁面温度検出手段）とを備え、ノックセンサ６１により検出されるノック発生頻度σと、壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面の温度Ｔｗとから適正な目標圧縮比の範囲を算出し（図１４のステップ３５参照）、目標圧縮比のマップにより設定される目標圧縮比εｍ（εｍ１、εｍ２）がこの算出した目標圧縮比の範囲に収まるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御する（図１４のステップ３６、３７、３８、３９参照）ので、圧縮比可変機構や燃料噴射装置に製作バラツキや経時劣化があっても、実際の圧縮比を目標圧縮比の範囲内に収めることができる。
【００８５】
ここまでガソリンエンジンを対象とする場合で述べたが、次にはディーゼルエンジンを対象とする場合で述べる。
【００８６】
第４実施形態は、断熱ピストンと複リンク型レシプロ式エンジンとターボ過給機と圧縮比制御とを組み合わせたディーゼルエンジンである。このうち、図１７は第４実施形態の圧縮比と過給圧の制御システムの全体構成図で、ターボ過給機を備えないガソリンエンジンに対する図５と置き換わるものである。ただし、図１７にはピストンクランク機構の全体を図示していないが、図５、図１と同じである。また、断熱ピストンについては図３または図４と同じである。
【００８７】
図１７において、ターボ過給機２１はコンプレッサ２１ａと排気タービン２１ｂとを同軸で連結したものある。すなわち、吸入空気はコンプレッサ２１ａにより加圧され、吸気弁２７が開いたときに吸気ポート２６よりシリンダ１０内に入り、シリンダ１０内で燃焼したガスは排気弁２８が開いたときに排気通路２９へと排出され、排気のエネルギーが排気タービン２１ｂによって回収されることとなる。排気タービン２１ｂをバイパスする通路３５に排気バイパス弁３６（過給圧可変機構）が設けられ、この排気バイパス弁３６の開度を制御することで過給圧が制御される。なお、過給圧可変機構はこれに限られるものでなく、可変ノズルベーンを備えるターボ過給機では、可変ノズルベーンが過給圧可変機構となる。
【００８８】
壁温センサ６３からの燃焼室壁面温度Ｔｗが、エンジン回転速度、エンジン負荷、冷却水温の信号と共に入力されるエンジンコントローラ３９では、エンジンの暖機完了後において、エンジン回転速度とエンジン負荷により定まる運転条件に応じた目標過給圧となるように排気バイパス弁３６の開度を制御すると共に、熱負荷により定まる条件とエンジン回転速度とエンジン負荷により定まる運転条件に応じた目標圧縮比となるように圧縮比制御アクチュエータ１６を制御する。
【００８９】
ここで、目標圧縮比は、図１９に示したように、無過給エンジンに対する特性である図６と同様にしてエンジン回転速度とエンジントルクとに応じて予め設定している。ただし、ターボ過給機を備えている第４実施形態では、図１８に示したようにエンジン回転速度Ｎｅとエンジン負荷に応じて予め定めた目標過給圧のマップを有しており、この図１８に示す目標過給圧のマップを用いた過給圧制御状態のもとでノッキングが生じることがないように（特に低回転速度高負荷時において）、目標過給圧に応じた目標圧縮比を設定する必要がある。すなわち、無過給状態での特性である図６の特性に対して過給圧が加わる分の補正を施したものが、ターボ過給機を有するエンジンに対する特性である図１９の特性となるのであり、図１９の特性は図６の特性とは異なったものとなる。図１８、図１９に具体的な特性は示していないが、最終的には目標過給圧、目標圧縮比とも適合により定めることとなる。なお、目標過給圧の特性としては、例えば、エンジン回転速度が同一であれば、エンジン負荷が大きくなるほど大きな値の目標過給圧を設定することが考えられる。
【００９０】
このように、目標圧縮比を目標過給圧と関連づけて設定した場合の第４実施形態の作用を図２０、図２１を参照して説明すると、図２０、図２１は、急加速時にタービン上流排気圧力（Ｔ／Ｃ上流排圧）、タービン回転速度（Ｔ／Ｃ回転数）、過給圧、圧縮比がどのように変化するのかを示している。急加速直前の低負荷状態では高圧縮比の状態にあり、この状態より急加速を行うと、燃料噴射量が急激に増えるためタービン上流排気圧力が急上昇するのであるが、高負荷状態となるにつれて目標圧縮比が低下してゆくため、排気圧力はあるところでピークを採った後に緩やかに低下している。このため、タービン回転速度の上昇も緩やかなものであり、このタービン回転速度とタービン上流排気圧力とにより定まる実過給圧の上昇も緩やかである。このように、加速を行って高負荷状態に至っても、目標圧縮比を低下させてノッキングを回避しつつ過給を行うことができるのである。
【００９１】
ここで、第４実施形態の作用効果を説明する。
【００９２】
図２２は第４実施形態の効果をまとめたものである。すなわち、ターボ過給機２１を有するディーゼルエンジンに図３、図４に示した断熱ピストンを採用しているため、低負荷時には冷却損失が減少して排気エネルギーが増大する。その一方で、高負荷時には断熱ピストンの蓄熱効果により、圧縮温度が上昇するためノッキングが生じ得るが、このノッキングに対しては図１に示した複リンク型レシプロ式エンジンをディーゼルエンジンに採用すると共に圧縮比可変機構を用いて圧縮比制御を行い目標圧縮比を下げることで回避することができる。このとき、膨張比の低下を伴うため、結果として高負荷時においても排気エネルギーが増大する。このように、低負荷時、高負荷時とも排気エネルギーが増大することは、過給効率が向上することを意味する。
【００９３】
断熱ピストンと圧縮比固定の従来のレシプロ式エンジンとを組み合わせた場合には、右上に示したように、高負荷時の断熱ピストンによる蓄熱効果により、充填効率が低下して、エンジントルクの低下を招くことになるのであるが、断熱ピストンと複リンク型レシプロ式エンジンとターボ過給機と圧縮比制御とを組み合わせた本発明のディーゼルエンジンによれば、ノック回避を目的とした目標圧縮比の低下により膨張比の低下を伴うため排気エネルギーが増大する、という副次効果が得られることから、高負荷時においても、過給性能が向上しエンジントルクが増大する、という効果が生じるのである。
【００９４】
このように、第４実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、シリンダ内を往復動するピストン９と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、過給機２１と、排気バイパス弁３６（過給圧可変機構）とを有するエンジンにおいて、燃焼室６２の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成するので、低負荷時に冷却損失を低減し排気エネルギーを増大して過給効率を向上させる一方で、高負荷時には圧縮比を相対的に低下させてノッキングの発生を抑制すると共に、膨張比の低下による排気エネルギー（温度、圧力）の増大により高負荷時にも過給効率を向上させ、これにより、低負荷時における燃費向上と高負荷時における比出力向上との両立を図ることができる。
【００９５】
次に、図２３は第５実施形態の目標圧縮比の特性で、第４実施形態の図１９と置き換わるものである。すなわち、第５実施形態は、断熱ピストンと複リンク型レシプロ式エンジンとターボ過給機と圧縮比制御とを組み合わせたディーゼルエンジンにおいて、目標圧縮比を、図２３に示したように、熱負荷の高くない条件と熱負荷の高い条件とで目標圧縮比のマップを切換えるようにしたものである。
【００９６】
目標圧縮比の設定方法は、第４実施形態と同様である。すなわち、図１８に示したようにエンジン回転速度Ｎｅとエンジン負荷に応じて予め定めた目標過給圧のマップを有しており、この図１８に示す目標過給圧のマップを用いた過給圧制御状態のもとでノッキングが生じることがないように（特に低回転速度高負荷時において）、目標過給圧に応じた目標圧縮比を設定する必要があるので、無過給状態での特性であった図１２の特性に対して過給圧が加わる分の補正を施したものが、ターボ過給機を有するエンジンに対する特性である図２３の特性となるのであり、図２３の特性は図１２の特性とは異なったものとなる。図２３に具体的な特性は示していないが、最終的には第４実施形態同様に適合により定めることとなる。
【００９７】
次に、第５実施形態において、ノックが生じたときの制御について説明する。
【００９８】
第５実施形態においてノックが生じたときのモデル図は、無過給エンジンに対するモデル図である図１３と基本的に同じであるので、図示していない。従って、ここでは、図１３を第５実施形態においてノックが生じたときのモデル図であるとみなして説明する。熱負荷が高い条件にあるｔ１１のタイミングでノックセンサ出力がスライスレベルを超えた、つまりノッキングが発生したとすると、このときには点火時期を、ノッキングが発生する直前の値（ＩＴ４）から、所定値ＩＴ５（＜ＩＴ４）へと所定値だけステップ的に小さくし（遅角補正し）、ノッキングがそれ以上継続しないようにする。さらに、ｔ１１のタイミングより目標圧縮比をノッキングが発生する直前での値（ε４）から所定値ε５（＜ε４）へと徐々に小さくする。この目標圧縮比の減少補正により、ノッキングに対して余裕が生じるため、目標圧縮比の減少補正に対応して、点火時期をトレースノック限界（ＩＴ６）まで徐徐に進角側へと復帰させる。
【００９９】
図２４のフローチャートは、図１３に示したモデル波形図のうち特に圧縮比についての制御を実現するためのものである。このフローチャートは、無過給エンジンに対する図１４と同じく時系列的な流れを示している。
【０１００】
ステップ５１では、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅ、壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面温度Ｔｗ、過給圧センサ３２（過給圧検出装置）により検出される実際の過給圧を読み込む。
【０１０１】
ステップ５２では目標圧縮比εｍを算出する。この目標圧縮比εｍの算出については図２５のフローにより説明する。図２５（図２４のステップ５２のサブルーチン）においてステップ６１では、燃焼室壁面温度Ｔｗと判定値（ここでは１５０℃）を比較する。燃焼室壁面温度Ｔｗが判定値の１５０℃以下のとき、つまり熱負荷が高くない条件であるときには、ステップ６２に進んで図２３左側を内容とする第１の目標圧縮比のマップを選択し、ステップ６３でそのときのエンジン回転速度Ｎｅと負荷（エンジントルク）とからこの第１の目標圧縮比のマップを参照することにより、熱負荷が高くない条件での目標圧縮比εｍ１を算出し、ステップ６４でこの目標圧縮比εｍ１を目標圧縮比εｍに移す。
【０１０２】
一方、燃焼室壁面温度Ｔｗが判定値の１５０℃を超えているとき、つまり熱負荷が高い条件であるときには、ステップ６１よりステップ６５に進んで、図２３右側を内容とする第２の目標圧縮比のマップを選択し、ステップ６６でそのときのエンジン回転速度Ｎｅと負荷（エンジントルク）とからこの第２の目標圧縮比のマップを参照することにより、熱負荷が高い条件での目標圧縮比εｍ２を算出し、ステップ６７でこの目標圧縮比εｍ２を目標圧縮比εｍに移す。
【０１０３】
このようにして熱負荷が高い条件でのあるいは熱負荷が高くない条件での各目標圧縮比の算出を終了したら図２４に戻りステップ５３に進む。
【０１０４】
ステップ５３では燃焼室壁面温度Ｔｗと目標温度レベルＴ０（図８参照）を比較する。目標温度レベルＴ０は、ノッキングが発生するか否かを判定するためのものである。燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０未満であるときにはノッキングが発生する可能性がないと判断し、そのまま今回の処理を終了する。
【０１０５】
燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０以上であるときには、ノッキングが発生する可能性があると判断し、ステップ５４に進み、実過給圧と燃焼室壁面温度Ｔｗとに基づいて目標圧縮比の範囲を算出する。
【０１０６】
ここで、目標圧縮比の範囲は基準圧縮比を中心として上下に所定幅ずつの許容値を設けたものである。基準圧縮比は、図２６に示したように基準の燃焼室壁面温度のとき、実過給圧が大きくなるほど小さくなる値である。基準圧縮比を、実過給圧が大きくなるほど小さくするのは、実過給圧が高くなるほどノッキングが生じやすくなるので、これを避けるため実過給圧が高くなるほど圧縮比を小さくする必要があるためである。また、燃焼室壁面温度が基準の燃焼室壁面温度より高くなると、それだけノッキングが生じやすくなる。そこで、燃焼室壁面温度Ｔｗが基準の燃焼室壁面温度よりも高いときには、基準圧縮比を基準の燃焼室壁面温度に対する基準圧縮比よりも小さくしている。
【０１０７】
図２４に戻り、ステップ５５〜５８は、図１４のステップ３６〜３９と同様である。すなわち、ステップ５５では、ステップ５２で算出している目標圧縮比εｍがこの目標圧縮比の範囲内にあるか否かをみる。圧縮比可変機構、ターボ過給機２１や燃料噴射装置に製作バラツキや経時劣化がなければ、ステップ５２で算出している目標圧縮比εｍがこの目標圧縮比の範囲内に収まるので、そのまま処理を終了する。
【０１０８】
ところが、圧縮比可変機構、ターボ過給機２１には製作バラツキがあり、また経時劣化が生じる。これらの製作バラツキや経時劣化によって実際の圧縮比が目標圧縮比εｍより大きくなっていると、ノッキングが生じやすくなる。あるいは、燃料噴射装置の製作バラツキや経時劣化によって燃料噴射弁からの燃料噴射量に供給過多が生じているときには燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０を超えて高くなる。従って、こうした事態が生じているときには、実過給圧と燃焼室壁面温度とに基づいて算出される目標圧縮比の範囲、つまり基準圧縮比は、目標圧縮比εｍよりもずっと小さな値を指示することになり、目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まらず、目標圧縮比の範囲の上限を超えるものとなる。このときにはステップ５６に進んで目標圧縮比εｍを減量側に補正する。例えば、ステップ５２で求めた目標圧縮比εｍから所定値を差し引いた値を改めて目標圧縮比εｍとする。
【０１０９】
ステップ５７では、このようにして補正した後の目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６を作動する。
【０１１０】
圧縮比制御アクチュエータ１６の作動後には再びステップ５８で、補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内にあるか否かをみる。補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まっていなければ、ステップ５６、５７に戻り、補正後の目標圧縮比εｍから所定値を差し引いた値を改めて補正後の目標圧縮比εｍとし、このようにして補正した後の目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６を再び作動する。それでも、ステップ５８で補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まっていなければ、ステップ５６、５７に戻り、ステップ５６、５７の操作を繰り返す。このステップ５６、５７の操作の繰り返しによりやがて補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まることとなる。このときには、ステップ５８よりＥＮＤに進む。
【０１１１】
ここで、第５実施形態の作用効果を説明する。
【０１１２】
圧縮比可変機構、ターボ過給機２１の製作バラツキや経時劣化によって実過給圧が高くなるほどノッキングが生じやすくなる。あるいは、燃料噴射装置の製作バラツキや経時劣化によって燃料噴射弁からの燃料噴射量に供給過多が生じているときには燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０を超えて高くなる。従って、こうした事態が生じているときには、実過給圧と燃焼室壁面温度Ｔｗとに基づいて算出される目標圧縮比の範囲、つまり基準圧縮比は、目標圧縮比εｍよりもずっと小さな値を指示することになり、目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まらず、目標圧縮比の範囲の上限を超えるものとなるのであるが、第５実施形態（請求項７記載の発明）によれば、過給圧センサ３２（過給圧検出装置）と壁温センサ６３（燃焼室壁面温度検出手段）とを備え、過給圧センサ３２により検出される実過給圧と、壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面の温度Ｔｗとから適正な目標圧縮比の範囲を算出し（図２４のステップ５４参照）、目標圧縮比のマップにより設定される目標圧縮比εｍ（εｍ１、εｍ２）がこの算出した目標圧縮比の範囲に収まるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御する（図２４のステップ５５、５６、５７、５８参照）ので、圧縮比可変機構、ターボ過給機２１や燃料噴射装置に製作バラツキや経時劣化があっても、実際の圧縮比を目標圧縮比の範囲内に収めることができる。
【０１１３】
第４、第５の実施形態では、さらに次の構成のいずれかを付加することができる。
〈４〉ノックセンサ６１（ノック検出装置）を備え、このノックセンサ６１により検出されるノック発生頻度またはノックセンサ６１の検出レベルが所定値以上になったとき、図１９または図２３により設定してある目標圧縮比を減少補正する。
〈５〉壁温センサ６３（壁面温度検出手段）を備え、この壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面の温度が所定値よりも高い場合に、図１９または図２３により設定してある目標圧縮比を減少補正する。
〈６〉負荷を含む運転条件の履歴から算出したノック余裕度の指数を算出し、このノック余裕度の指数に基づいてノックが発生すると予測するときには図１９または図２３により設定してある目標圧縮比を減少補正する。
【０１１４】
第４、第５の実施形態のディーゼルエンジンにおいて、圧縮比可変機構はコントロールシャフト１３の角位置制御により、ピストン９の上死点位置を変えられる機能の他、図２７に示したようにピストンストローク特性を単振動に近づけることができるため、バランサシャフトが不要（４気筒）となるような振動低減効果があるが、前述したように、従来のピストンストローク特性に比べると、上死点付近のピストン速度が遅くなるため、冷却損失が増大する傾向にあった。これに対しては、断熱ピストン及び断熱ライナーを適用することによって、冷却損失が増大することを防止できることは前述した。
【０１１５】
その一方で、このような上死点付近のストローク特性は、高圧縮比になって燃焼室が扁平となった場合の火炎伝播では時間がかかることになるのであるが、その反面で燃焼期間が長くとれるメリットがある。特に、本発明のように図３、図４に示した断熱ピストンを適用して高い圧縮比を狙う場合、燃焼室の扁平度は一層大きくなるため（直噴ディーゼルエンジンについて図２８参照）、燃焼期間を長くすることに対して特に効果的となる。
【０１１６】
なお、ディーゼルエンジンの燃料噴射装置としては、図２９に示したコモンレール式の燃料噴射装置を用いればよい。コモンレール式の燃料噴射装置の構成は周知であるので、ここでは詳述しない。
【０１１７】
実施形態では、燃焼室６１の壁面の一部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成する場合で説明したが、燃焼室６１の壁面の全部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成することもできる。
【図面の簡単な説明】
【０１１８】
【図１】本発明の一実施形態の圧縮比可変エンジンの概略構成図。
【図２】圧縮比可変エンジンにおける高圧縮比位置、低圧縮比位置での各リンクの姿勢図。
【図３】通常のピストンと本発明の第１実施形態の断熱ピストン及び断熱ライナーとの各構造を示す一部断面図。
【図４】第２実施形態のシリンダライナーの一部を切欠いて示すピストンの概略斜視図。
【図５】第１、第２の実施形態の圧縮比制御システムの全体構成図。
【図６】第１、第２の実施形態の目標圧縮比のマップ特性図。
【図７】第１、第２の実施形態による平坦路移行直前までのエンジントルクの変化を示す波形図。
【図８】第１、第２の実施形態の作用を示す波形図。
【図９】第１、第２の実施形態の圧縮比指令値の算出を説明するためのフローチャート。
【図１０】レファレンスタイム間のエンジントルク平均値に対する遅れ時間の特性図。
【図１１】第１、第２の実施形態の点火時期指令値の算出を説明するためのフローチャート。
【図１２】第３実施形態の目標圧縮比のマップ特性図。
【図１３】第３実施形態のノック回避時の目標圧縮比、点火時期の変化を示す波形図。
【図１４】第３実施形態の圧縮比制御を説明するためのフローチャート。
【図１５】目標圧縮比の算出を説明するためのフローチャート。
【図１６】基準圧縮比の特性図。
【図１７】第４実施形態の圧縮比と過給圧の制御システムの全体構成図。
【図１８】第４実施形態の目標過給圧のマップ特性図。
【図１９】第４実施形態の目標圧縮比のマップ特性図。
【図２０】第４実施形態の急加速時の作用を説明するための波形図。
【図２１】第４実施形態の急加速時の作用を説明するための波形図。
【図２２】第４実施形態の効果を示す図。
【図２３】第５実施形態の目標圧縮比のマップ特性図。
【図２４】第５実施形態の圧縮比制御を説明するためのフローチャート。
【図２５】第５実施形態の目標圧縮比の算出を説明するためのフローチャート。
【図２６】第５実施形態の基準圧縮比の特性図。
【図２７】従来と本発明とを比較して示すピストンスロークの特性図。
【図２８】圧縮比と燃焼室の扁平度合の関係を示す特性図。
【図２９】コモンレール式燃料噴射装置の概略構成図。
【図３０】従来の断熱ピストンの問題点の説明図。
【符号の説明】
【０１１９】
５ ロアーリンク（第一のリンク）
６ アッパーリンク（第二のリンク）
９ ピストン
１０ シリンダ
１１ 制御リンク（第三のリンク）
１３ コントロールシャフト
２１ ターボ過給機（過給機）
３２ 過給圧センサ（過給圧検出装置）
３６ 排気バイパス弁（過給圧可変機構）
３９ エンジンコントロールユニット
５５ コーティング層
５６ シリンダライナー
６１ ノックセンサ（ノック検出装置）
６３ 壁温センサ（燃焼室壁面温度検出手段）
７１ シリンダライナー
７１ａ ライナー上部
７１ｂ ライナー下部
【技術分野】
【０００１】
本発明は往復動ピストンと過給機とを有するディーゼルエンジン（内燃機関）の制御装置、特に冷却損失低減技術と、それに伴って増大する排気エネルギーを利用した過給システムの効率向上技術に関する。
【背景技術】
【０００２】
断熱エンジンのアイディアを利用して、燃焼室の壁面の一部または全部にセラミックなどの断熱材料を貼り、冷却損失を低減することにより、低負荷時におけるエンジンの熱効率を高めるものがある（特許文献１参照）。
【特許文献１】「遮熱エンジンの燃焼と燃焼室」，機械学会講演論文，１９９６年，Ｎｏ．９６−１
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００３】
しかしながら、セラミックは高負荷時のような高温下で熱伝達率が上昇するため、燃焼室内の吸気の温度が上昇し、圧縮終わりの温度で２００℃以上の上昇となる。ディーゼルエンジンにおいて、このような温度上昇が生じたのでは、噴射燃料の着火までの時間が短縮されて拡散燃焼の割合が増大するため、排気エネルギーが増大する結果となり、ターボコンパウンドのコンセプトが検討されたが、システムが複雑になる欠点があった（図３０参照）。
【０００４】
そこで本発明は、断熱エンジンのアイデアと圧縮比可変エンジンと過給機とを組み合わせることにより、低負荷時における燃費向上と高負荷時における比出力向上との両立を図る装置を提案することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
本発明は、シリンダ内を往復動するピストン（９）と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、過給機（２１）と、駆動量に応じてこの過給機の発生する過給圧を可変に制御し得る過給圧可変機構（３６）とを有するディーゼルエンジンにおいて、燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成する。
【発明の効果】
【０００６】
本発明によれば、シリンダ内を往復動するピストン（９）と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、過給機（２１）と、駆動量に応じてこの過給機の発生する過給圧を可変に制御し得る過給圧可変機構（３６）とを有するエンジンにおいて、燃焼室（６２）の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成するので、低負荷時に冷却損失を低減し排気エネルギーを増大して過給効率を向上させる一方で、高負荷時には圧縮比を相対的に低下させてノッキングの発生を抑制すると共に、膨張比の低下による排気エネルギー（温度、圧力）の増大により高負荷時にも過給効率を向上させ、これにより、低負荷時における燃費向上と高負荷時における比出力向上との両立を図ることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００７】
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。
【０００８】
図１は複リンク型レシプロ式エンジンの概略構成図である。
【０００９】
このエンジンは圧縮比可変機構、具体的にはピストン行程を変化させて圧縮比を変更する機構を備えている。なお、圧縮比可変機構を備えるこのエンジンは、本出願人が先に提案したものであるが、例えば特開２００１−２２７３６７号公報等によって公知となっているので、その概要のみを説明する。
【００１０】
クランクシャフト２には、エンジン本体の一部を構成するシリンダブロック１内の主軸受（図示しない）に回転可能に支持されるクランクジャーナル３が各気筒毎に設けられている。各クランクジャーナル３は、その軸心Ｏがクランクシャフト２の軸心（回転中心）と一致しており、クランクシャフト２の回転軸部を構成している。
【００１１】
また、クランクシャフト２は、軸心Ｏから偏心して各気筒毎に設けられたクランクピン４と、クランクピン４をクランクジャーナル３へ連結するクランクアーム４ａと、軸心Ｏに対してクランクピン４と反対側に配置され、主としてピストン運動の回転１次振動成分を低減するカウンターウェイト４ｂとを有している。クランクアーム４ａとカウンターウェイト４ｂとは、この実施形態では一体的に形成されている。
【００１２】
そして本実施形態では、各気筒毎に形成されたシリンダ１０に摺動可能に嵌合するピストン９と、上記のクランクピン４とが、複数のリンク部材、すなわちアッパーリンク６とロアーリンク５とにより機械的に連携されている。アッパーリンク６の上端側は、ピストン９に固定的に設けられたピストンピン８に、軸心Ｏｃ周りに相対回転可能に外嵌している。また、アッパーリンク６の下端側とロアーリンク５の、ほぼ二等分された一方の本体５ａとは、両者を挿通する連結ピン７によって、軸心Ｏｄ周りに相対回転可能に連結されている。
【００１３】
ロアーリンク５は、クランクピン４を狭持するように、２つの本体５ａ、５ｂを取付けて構成されており、この狭持部分でクランクピン４と軸心Ｏｅ周りに相対回転可能に装着されている。ほぼ２等分された他方のロアーリンク本体５ｂと制御リンク（サードリンク）１１の上端側とは、両者を挿通する連結ピン１２によって軸心Ｏｆ周りに相対回転可能に連結されている。
【００１４】
この制御リンク１１の下端側は、シリンダブロック１に回動可能に支持される、偏心カム部１４を有するコントロールシャフト１３に、その軸心Ｏｂ周りに揺動可能に外嵌，支持されている。すなわち、コントロールシャフト１３の外周には偏心カム部１４が回転可能に設けられており、偏心カム部１４の軸心Ｏａは、コントロールシャフト１３の軸心Ｏｂに対して所定量偏心している。この偏心カム部１４は、ウォームギア１５を介して圧縮比制御アクチュエータ１６によって、機関の運転状態に応じて回動制御されるとともに、任意の回動位置で保持されるようになっている。
【００１５】
このような構成により、クランクシャフト２の回転に伴って、クランクピン４，ロアーリンク５，アッパーリンク６及びピストンピン８を介してピストン９がシリンダ１０内を昇降するとともに、ロアーリンク５に連結する制御リンク１１が、下端側の揺動軸心Ｏｂを支点として揺動する。
【００１６】
また、上記の圧縮比制御アクチュエータ１６により偏心カム部１４を回動制御することにより、制御リンク１１の揺動軸心となるコントロールシャフト１３の軸心Ｏｂが偏心カム部１４の軸心Ｏａ周りに回転し、つまり制御リンク１１の揺動中心位置Ｏｂが機関本体（及びクランクシャフト回転中心Ｏ）に対して移動する。これにより、ピストン９の行程が変化して、エンジンの各気筒の圧縮比が可変制御される。参考として、図２に、ピストン上死点位置における３つのリンク６、５、１１の姿勢を模式的に示すと、図２左側は高圧縮比位置での、図２右側は低圧縮比位置での各リンク姿勢である。
【００１７】
以上をまとめると、圧縮比可変機構が通常のクランク機構と異なる点は、ピストン９とクランクシャフト２がアッパーリンク６，ロアーリンク５の２つのリンクを介して連結され、さらにこのロアーリンク５には、その挙動を制約する制御リンク１１が連結され、制御リンク１１はさらに、偏心カム部１４を有するコントロールシャフト１３によって、その回転（揺動）中心を変えられる点にある。この圧縮比可変機構の最大の特長はコントロールシャフト１３の角位置制御により、ピストン９の上死点位置を変えられる点にあり、いわゆる可変圧縮比機構としての機能を発揮する。また、ピストンストローク特性が単振動に近づけられるため、バランサシャフトが不要（４気筒）となるような振動低減効果があるが、その反面、従来のピストンストローク特性に比べると、後述するように上死点付近のピストン速度が遅くなるため、冷却損失が増大する傾向にある。
【００１８】
図３は、断熱ピストン及び断熱ライナーの各構造を示す一部断面図である。すなわち、図３右側に示したように、ピストン９冠面にセラミック等の断熱材料（非金属材料）からなるコーティング層５５を溶射等で層状に所定厚さとなるまで形成すると共に、シリンダライナー５６を設け、このシリンダライナー５６を同じくセラミック等の断熱材料（非金属材料）で構成する。圧縮比が固定のエンジンに対してこのような断熱ピストン及び断熱ライナーとした構成により冷却損失を低減しエンジンの熱効率を高め得ることは良く知られているのであるが、本発明は、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構を有するエンジンに対して断熱ピストン及び断熱ライナーを適用したものである。なお、図３左側には通常のピストンの場合を示しており、燃焼による熱はピストン９よりピストンリング５１、５２を介してシリンダ１０へと逃げるのであるが、断熱ピストン及び断熱ライナーの場合には、熱の伝達がセラミック等のコーティング層５５で遮断されている。
【００１９】
図４右側は第２実施形態のシリンダの一部を切り欠いたピストン９の概略斜視図で、ピストン９とシリンダライナー７１の構造を示している。比較のため図４左側にはピストン９とシリンダ１０の従来の構造を示している。
【００２０】
ここで、シリンダライナー７１を複合材料で傾斜配合とし、つまりシリンダライナー７１をライナー上部７１ａとライナー下部７１ｂのほぼ２つに分割し、ピストン上死点側に位置するライナー上部７１ａを断熱領域として、これに対してピストン下死点側に位置するライナー下部７１ｂを高熱伝導・熱伝達領域として構成する。すなわち、ライナー上部７１ａはセラミック主体の断熱構造、ライナー下部７１ｂはカーボンナノチューブ材をピストンと摺動する内周側表面に一部コーティング又は混合させ、熱伝導・伝達率をピストン下死点側で大きくしている。この場合、ライナー上部７１ａとライナー下部７１ｂの境界の位置をいずれにするかはエンジン仕様毎に異なるので、適合により定める。
【００２１】
なお、ピストン９冠面にセラミック等の断熱材料（非金属材料）からなるコーティング層５５を溶射等で層状に所定厚さとなるまで形成する点は図３に示した第１実施形態と同じである。
【００２２】
このように複合材料で傾斜配合としたシリンダライナー７１を構成すると、ピストンリングの冷却がピストン９下死点側で行なえるため、ピストン９上死点側のライナー上部７１ａの表面温度が上昇しても、潤滑上の問題等を防止、つまりピストンリングの高温化によるコーキングによってピストン９がシリンダ（シリンダライナー７１）の壁面にスティック（固着）することを防止できる。
【００２３】
しかしながら、断熱材料としてのセラミックは同時に蓄熱材料でもあるため、図１に示した圧縮比可変エンジンである場合においても、熱負荷の高い条件で圧縮温度が上昇しノッキングの発生が懸念されることとなる。
【００２４】
この場合に、断熱ピストン及び断熱ライナーを適用したエンジンが圧縮比可変エンジンであるので、第１、第２の実施形態では、図５に示したように、圧縮比制御システムを構成する。すなわち、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅの信号が入力されるエンジンコントローラ３９では、その入力されるエンジンの負荷と回転速度Ｎｅから目標圧縮比のマップ４０を参照することにより、そのときの負荷と回転速度Ｎｅに応じた目標圧縮比を算出し、この目標圧縮比が得られるように、圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御する。
【００２５】
図６は目標圧縮比のマップ４０の内容を示すものである。すなわち、図６に示したように、低回転速度の全負荷領域では燃焼室６２（図５参照）の壁面（セラミック部分）の温度が高温となり、ノックが発生しやすい条件であるため、目標圧縮比εｍとしてはこの場合、８を設定している。もちろん、冷却水温が低いエンジン暖機完了前の条件では高い目標圧縮比εｍ（例えば１０）にしても良い。一方、Ｒ／Ｌ（平坦路走行時）など、部分負荷領域ではノックが発生しにくいため、燃費の向上を狙い目標圧縮比εｍとしては１４程度まで高く設定する。全負荷領域も高回転速度になればノックが発生しにくくなるため、熱効率向上による出力アップを狙いとして、目標圧縮比εｍを比較的高い値とする。
【００２６】
このように、目標圧縮比のマップ４０では、低負荷時に目標圧縮比εｍを大きく、高負荷時になると目標圧縮比εｍを低負荷時よりも相対的に小さく設定し、また、高回転速度時に目標圧縮比εｍを大きく、低回転速度時になると目標圧縮比εｍを高回転速度時よりも相対的に小さく設定している。
【００２７】
さて、平坦路走行状態（低負荷状態）にあっても、それ以前の登坂走行の履歴（平坦路に入ってからの時間など）によっては、燃焼室温度が高く、低下までに時間がかかることが考えられる。そのような場合には、直前の所定時間におけるトルク（負荷）の履歴など、負荷条件の履歴を検出することにより、間接的に燃焼室の温度状態を推定すればよい。
【００２８】
これについて図７、図８を参照して説明すると、図８は高負荷状態（例えば登坂走行など）からｔ２のタイミングで低負荷状態（例えば平坦路での定常走行など）に切換わり、ｔ５のタイミングで再び高負荷状態に切換わった場合に、燃焼室壁面の温度Ｔｗ、エンジントルク、点火時期（点火時期指令値ＩＴ）、圧縮比、ノックセンサ出力がどのように変化するのかを示している。高負荷状態での目標圧縮比は所定値ε１と小さいのであるが、高負荷状態が継続すると、燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを大きく超えて上昇する。このとき、つまり燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを大きく超えて上昇しているのに、ｔ２のタイミングで低負荷状態に切換わったからといって、即座に低負荷状態での目標圧縮比（ε２）へと大きくしたのでは、ノッキングが生じかねない。言い替えると、低負荷状態に移行する直前で燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを超えているときには、高負荷状態での目標圧縮比（ε１）から低負荷状態での目標圧縮比（ε２）への切換を、燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルに落ち着くまでの間、遅らせる必要がある。
【００２９】
この場合に、低負荷状態に切換わるｔ２のタイミングより、過去に遡る所定の期間をレファレンスタイムとして予め定めておき、このレファレンスタイム間のエンジントルクの平均値を算出すれば、このレファレンスタイム間のエンジントルク平均値から高負荷状態での燃焼室壁面の温度Ｔｗを推定することができる。すなわち、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値が基準値のとき、高負荷状態での燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルと一致し、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値が基準値を超えて大きくなるほど、高負荷状態での燃焼室壁面温度Ｔｗの目標温度レベルからの温度差が大きくなるものと推定する。従って、図１０に示したように、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値が基準値のとき、高負荷状態での目標圧縮比（ε１）から低負荷状態での目標圧縮比（ε２）への切換を即座に行わせるため、遅れ時間τｓをゼロとし、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値が基準値を超えて大きくなるほど、高負荷状態での目標圧縮比（ε１）から低負荷状態での目標圧縮比（ε２）への切換を遅らせる時間τｓを長くする。図８は高負荷状態での目標圧縮比から低負荷状態での目標圧縮比への切換を遅らせる時間τｓがｔ２のタイミングよりｔ３のタイミングまでである場合である。
【００３０】
このように、高負荷状態から低負荷状態への切換直前に、燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを超えているときには、高負荷状態での目標圧縮比から低負荷状態での目標圧縮比への切換を遅らせることで、燃焼室壁面の温度Ｔｗが目標温度レベルを超えている状態で高負荷状態から低負荷状態へと切換わった直後に高負荷状態での目標圧縮比から低負荷状態での目標圧縮比へとステップ切換することに伴うノッキングの発生を有効に回避することができる。
【００３１】
次に、ｔ３からは低負荷状態での目標圧縮比（ε２）へと戻すため、目標圧縮比を徐々に大きくする処理を行い、ｔ２から所定時間τ０が経過したｔ４のタイミングで低負荷状態での目標圧縮比（ε２）と一致させる。そして、ｔ５のタイミングで低負荷状態より高負荷状態へと切換わったときにはノック回避のため、目標圧縮比を高負荷状態での目標圧縮比（ε１）へと即座に切換える。実際には圧縮比制御アクチュエータ１６の応答遅れがあるので、実圧縮比が高負荷状態での目標圧縮比（ε１）に落ち着くのがｔ６のタイミングまで遅れており、この圧縮比の制御応答遅れにより、ｔ５からｔ６の間でノックセンサの出力レベルが大きくなっている。なお、目標圧縮比と実圧縮比とはほぼ同じ動きをするのであるが、このように過渡時にだけずれることがあり、図８のｔ５〜ｔ６の間は特に実圧縮比の動きを示している。
【００３２】
図７、図８では燃焼室壁面の温度Ｔｗをレファレンスタイム間のエンジントルク平均値に基づいて推定する場合で説明したが、これに限られるものでなく、図５に示したように、シリンダ１０の壁面（セラミック部分）の温度、つまり燃焼室６２の壁面温度を検出する壁温センサ６３が設けておき、燃焼室壁面の温度を直接測定するようにしてもかまわない。
【００３３】
一方、点火時期については次のように制御する。すなわち、図８においてｔ２のタイミングで高負荷状態での点火時期（ＩＴ１）から低負荷状態での点火時期（ＩＴ２）へとステップ的に進角する。ｔ３からｔ４までの目標圧縮比の漸増に対応して、点火時期を低負荷状態での点火時期（ＩＴ２）より遅角側に所定値ＩＴ３まで補正してゆき、その後は所定値ＩＴ３を保持させる。ｔ５で低負荷状態より高負荷状態へと切換えられると、点火時期を所定値ＩＴ３より高負荷状態での点火時期（ＩＴ１）へとステップ的に遅角する。
【００３４】
エンジンコントローラ３９により実行されるこの制御を以下のフローチャートに従って詳述する。
【００３５】
図９のフローチャートは圧縮比指令値を算出するためのもので、一定時間毎（たとえば１０ｍｓ毎）に実行する。
【００３６】
ステップ１では、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅから図６を内容とする目標圧縮比のマップを参照することにより、目標圧縮比εｍを算出する。
【００３７】
ステップ２、３では今回に低負荷状態（例えば定常走行状態）にあるか否か、前回は高負荷状態であったか否かをみる。今回に低負荷状態にあり前回は高負荷状態であった、つまり、高負荷状態より低負荷状態へと切換わったタイミングであるときにはステップ４に進み、レファレンスタイム間のエンジントルク平均値を算出し、ステップ５でこの算出したレファレンスタイム間のエンジントルク平均値から図１０を内容とするテーブルを参照することにより、遅れ時間τｓを算出する。遅れ時間τｓは、前述のように運転条件が低負荷状態に切換わっていても、高負荷状態での目標圧縮比をそのまま維持する時間を定めるものである。
【００３８】
ステップ６では圧縮比指令値の前回値εｚ（つまり高負荷状態での目標圧縮比）を圧縮比指令値εに入れ、ステップ７でタイマを起動する（タイマ値ｔ１＝０）。このタイマは、運転条件が高負荷状態より低負荷状態に切換わってからの経過時間を計測するためのものである。
【００３９】
次回には、今回に低負荷状態にあり前回も低負荷状態であった、つまり低負荷状態を継続することになる。このときにはステップ２、３よりステップ８に進み、タイマ値ｔ１と、ステップ５で算出済みの遅れ時間τｓとを比較する。当初はタイマ値ｔ１は遅れ時間τｓより小さいので、ステップ９に進み圧縮比指令値εを維持する（前回値εｚを今回値εとする）。低負荷状態でタイマ値ｔ１が遅れ時間τｓに達する直前まではステップ２、３、８よりステップ９へと流れることになり、ステップ９の操作を繰り返す。つまり、高負荷状態での目標圧縮比を維持する。
【００４０】
やがて、タイマ値ｔ１が遅れ時間τｓに達したときには、ステップ８よりステップ１０に進み、タイマ値ｔ１と所定時間τ０とを比較する。所定時間τ０は低負荷状態での圧縮比へと復帰させる時間を定めるためのものである。ステップ１０に進んできた当初はタイマ値ｔ１が所定時間τｓより小さいので、ステップ１１に進み、圧縮比指令値εを所定値だけ大きくする、つまり次式により圧縮比指令値εを増大側に更新する。
【００４１】
ε＝εｚ＋Δε …（１）
ただし、εｚ：εの前回値、
Δε：制御周期当たり（１０ｍｓ当たり）の増加量、
タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達する直前まで、ステップ２、３、８、１０よりステップ１１に流れることになり、ステップ１１の操作を繰り返す。これにより、圧縮比指令値εが徐々に大きくなってゆく（漸増）。
【００４２】
タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達したときには、ステップ２、３、８、１０よりステップ１２に進み、ステップ１で算出済みの目標圧縮比εｍを圧縮比指令値εに入れる。これにより、高負荷状態での目標圧縮比より低負荷状態での目標圧縮比への切換が完了する。
【００４３】
一方、ステップ２で今回に低負荷状態（例えば定常走行状態）にないときにはステップ１０に進み、ステップ１で算出済みの目標圧縮比εｍをそのまま圧縮比指令値εに移す。例えば低負荷状態でタイマ値ｔ１が所定時間τ０を経過した後に高負荷状態に切換わったとすれば、このときステップ２よりステップ１０へと進むことになり、高負荷状態での目標圧縮比へと即座に切換えられる。
【００４４】
このようにして算出された圧縮比指令値εが得られるようにエンジンコントローラ３９が圧縮比制御アクチュエータ１６を駆動する。
【００４５】
図１１のフローチャートは点火時期指令値を算出するためのもので、一定時間毎（たとえば１０ｍｓ毎）に実行する。図１１のフローでは図９のフローで算出済みの値を用いるため、図１１のフローは図９のフローに続けて実行する。
【００４６】
ステップ２１ではエンジンの負荷と回転速度ＮＥから所定の点火時期のマップを参照することにより、点火時期ＩＴｍを算出する。
【００４７】
ステップ２２、２３、２４では運転条件が低負荷状態（たとえば定常走行状態）にあるか否か、図９のフローにより算出済みのタイマ値ｔ１が図９のフローにより算出済みの遅れ時間τｓ以上であるか否か、図９のフローにより算出済みのタイマ値ｔ１が図９のステップ１０で設定されている所定時間τ０以上であるか否かをみる。
【００４８】
まず、低負荷状態でタイマ値ｔ１が遅れ時間τｓに達する直前まではステップ２２、２３よりステップ２７に進み、ステップ２１で算出済みの点火時期ＩＴｍをそのまま点火時期指令値ＩＴに移す。
【００４９】
次に、低負荷状態でタイマ値ｔ１が遅れ時間τｓに達したときからタイマ値ｔ１が所定時間τ０に達する直前まではステップ２２、２３、２４よりステップ２５に進み、点火時期指令値ＩＴを所定値だけ小さくする、つまり次式により点火時期指令値ＩＴを減少側（遅角側）に更新する。
【００５０】
ＩＴ＝ＩＴｚ−ΔＩＴ …（２）
ただし、ＩＴｚ：ＩＴの前回値、
ΔＩＴ：制御周期当たり（１０ｍｓ当たり）の減少量、
点火時期指令値ＩＴの単位は圧縮上死点から進角側に計測した値［ｄｅｇＢＴＤＣ］であるため、点火時期指令値ＩＴが大きくなれば点火時期が進角側に、この逆に点火時期指令値ＩＴが小さくなれば点火時期が遅角側に移動することを意味する。
【００５１】
タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達する直前まで、ステップ２２、２３、２４よりステップ２５に流れることになり、ステップ２５の操作を繰り返す。これにより、点火時期指令値ＩＴが徐々に小さくなってゆく（遅角されてゆく）。
【００５２】
タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達したときには、ステップ２２、２３、２４よりステップ２６に進み点火時期指令値ＩＴを維持する（前回値ＩＴｚを今回値ＩＴとする）。低負荷状態でタイマ値ｔ１が所定時間τｓに達した以降はステップ２２、２３、２４よりステップ２６へと流れることになり、ステップ２６の操作を繰り返す。つまり、タイマ値ｔ１が所定時間τ０に達したときに算出した点火時期指令値ＩＴを維持する。
【００５３】
一方、ステップ２２で今回に低負荷状態（例えば定常走行状態）にないときにはステップ２７に進み、ステップ２１で算出済みの点火時期ＩＴｍをそのまま点火時期指令値ＩＴに移す。例えば低負荷状態でタイマ値ｔ１が所定時間τ０を経過した後に高負荷状態に切換わったとすれば、このときステップ２２よりステップ２７へと進むことになり、高負荷状態での点火時期へと即座に切換えられる。
【００５４】
このようにして算出された点火時期指令値ＩＴで点火されるようにエンジンコントローラ３９が点火装置４１（図５参照）を制御する。
【００５５】
ここで、第１、第２の実施形態の作用効果を説明する。
【００５６】
第１、第２の実施形態）によれば、シリンダ１０内を往復動するピストン９と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構とを有するエンジンにおいて、燃焼室６２の壁面の一部（ピストン、シリンダ、ヘッド、吸排気弁の少なくとも一部）を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成するので、熱負荷の高くない条件で冷却損失を低減して、エンジンの熱効率を高めることができる。
【００５７】
第１、第２の実施形態によれば、低負荷時に目標圧縮比を大きく、高負荷時になると目標圧縮比を低負荷時よりも相対的に小さく設定した目標圧縮比のマップ４０（図６参照）を有し、エンジンの負荷からこの目標圧縮比のマップを参照することにより、目標圧縮比εｍを算出し（図９のステップ１参照）、この算出した目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御するので、低負荷時の高い圧縮比の維持によって冷却損失低減による熱効率を向上できる一方、高負荷時のノック発生を抑制できる。これにより、当初の狙いである断熱による燃費向上が可能となった。
【００５８】
第１、第２の実施形態によれば、高回転速度時に目標圧縮比を大きく、低回転速度時になると目標圧縮比を高回転速度時よりも相対的に小さく設定した目標圧縮比のマップ４０（図６参照）を有し、エンジンの回転速度Ｎｅからこの目標圧縮比のマップを参照することにより、目標圧縮比εｍを算出し（図９のステップ１参照）、この算出した目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御するので、低回転速度時のノック発生を抑制すると共に、ノックの発生しにくい高回転速度時に熱効率を向上させ出力アップ図ることができる。
【００５９】
また、ピストンストローク特性を単振動に近づけると、バランサシャフトが不要（４気筒）となるような振動低減効果があるものの、その反面、従来のピストンストローク特性に比べて上死点付近のピストン速度が遅くなるため、冷却損失が増大する傾向にあるのであるが、第１、第２の実施形態によれば、燃焼室６２の壁面の一部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成しているので、冷却損失の増大を回避できることとなった。
【００６０】
第１、第２の実施形態では、さらに次の構成のいずれかを付加することができる。
〈１〉ノックセンサ６１（ノック検出装置）を備え、このノックセンサ６１により検出されるノック発生頻度またはノックセンサ６１の検出レベルが所定値以上になったとき、図９により算出した圧縮比指令値ε（目標圧縮比）を減少補正する。
〈２〉壁温センサ６３（壁面温度検出手段）を備え、この壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面の温度が所定値よりも高い場合に、図９により算出した圧縮比指令値ε（目標圧縮比）を減少補正する。
〈３〉負荷を含む運転条件の履歴から算出したノック余裕度の指数を算出し、このノック余裕度の指数に基づいてノックが発生すると予測するときには図９により算出した圧縮比指令値ε（目標圧縮比）を減少補正する。
【００６１】
次に、図１２は第３実施形態の目標圧縮比のマップ特性で、第１、第２の実施形態の図６と置き換わるものである。
【００６２】
第３実施形態は、図３、図４に示した断熱ピストン及び断熱ライナーを図１に示した圧縮比可変エンジンに適用している点で第１、第２の実施形態と同じであり、圧縮比と点火時期の制御方法で第１、第２の実施形態と相違する。すなわち、第３実施形態は、熱負荷の高くない条件に対応したエンジンの負荷と回転速度Ｎｅとをパラメータとする第１の目標圧縮比のマップと、熱負荷の高い条件に対応したエンジンの負荷と回転速度Ｎｅとをパラメータとする第２の目標圧縮比のマップとを有し、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅが同じとき、第１の目標圧縮比のマップを参照することにより求まる目標圧縮比を、第２の目標圧縮比のマップを参照することにより求まる目標圧縮比よりも高くしてあり、熱負荷の高くない条件で第１の目標圧縮比のマップを、熱負荷の高い条件で第２の目標圧縮比のマップを選択し、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅからこの選択した各目標圧縮比のマップを参照することにより目標圧縮比を算出し、この算出した目標圧縮比が得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御するものである。この場合、熱負荷の高くない条件であるのか、それとも熱負荷の高い条件になったのかを、シリンダ１０の壁面（セラミック部分）の温度（燃焼室壁面の温度）に基づいて判定する。ここで、シリンダ１０の壁面（セラミック部分）の温度を検出するには壁温センサ６３を設けておけばよい（図５参照）。
【００６３】
以下、第３実施形態を詳述する。
【００６４】
図１２は熱負荷の高くない条件と熱負荷の高い条件とに対応した目標圧縮比のマップ特性である。図１２のうち左側には熱負荷の高くない条件、例えば燃焼室壁面温度が１５０℃以下となるときの、これに対して右側には熱負荷の高い条件、例えば燃焼室壁面温度が１５０℃を超えるときの特性を示している。
【００６５】
まず、第１と第２の２つの各目標圧縮比のマップにおいて、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅに対する目標圧縮比の傾向は第１、第２の実施形態と同じである。すなわち、図１２に示したように、低負荷時に目標圧縮比εｍを高く、高負荷時になると目標圧縮比εｍを低負荷時よりも相対的に低く設定している。また、高回転速度時に目標圧縮比εｍを高く、低回転速度時になると目標圧縮比εｍを高回転速度時よりも相対的に低く設定している。
【００６６】
ただし、同じ運転条件（負荷と回転速度Ｎｅから定まる）でも、熱負荷の高くない条件と熱負荷の高い条件とで目標圧縮比εｍの値を異ならせている。すなわち、同じ負荷と回転速度Ｎｅからで比較すると、図１２右側に示す熱負荷の高い条件のほうがノッキングが発生し易くなるので、図１２左側に示す熱負荷の高くない条件のほうが図１２右側に示す熱負荷の高い条件より目標圧縮比εｍを相対的に大きく設定している。
【００６７】
一方、図１２の特性を第１、第２の実施形態の図６の特性と比較すると、図１２右側に示す熱負荷の高い条件において目標圧縮比εｍの特性を第１、第２の実施形態と同じにしており、これに対して図１２左側に示す熱負荷の高くない条件において第３実施形態のほうが第１、第２の実施形態より目標圧縮比εｍを高くしている。このようにすることで、第３実施形態によれば、全開出力時等熱負荷の高い条件での吸気温度の上昇によるノッキング発生を抑制すると共に、ノッキングの発生しにくい熱負荷の高くない条件で熱効率を向上させ出力アップを図ることができる。
【００６８】
このように、熱負荷が高い条件にあるのかそれとも熱負荷が高くない条件にあるのかにより第１と第２の２つの目標圧縮比のマップを切換えて用いるようにしていても、何らかの原因によりノッキングが発生することがあるので、次には主に熱負荷の高い条件においてノッキングが発生した場合の圧縮比制御方法を図１３のモデル図を参照して説明する。
【００６９】
図１３において、熱負荷が高い条件にあるｔ１１のタイミングでノックセンサ出力がスライスレベルを超えた、つまりノッキングが発生したとすると、このときには点火時期を、ノッキングが発生する直前の値（ＩＴ４）から、所定値ＩＴ５（＜ＩＴ４）へと所定値だけステップ的に小さくし（遅角補正し）、ノッキングがそれ以上継続しないようにする。さらに、ｔ１１のタイミングより目標圧縮比をノッキングが発生する直前での値（ε４）から所定値ε５（＜ε４）へと徐々に小さくする。この目標圧縮比の減少補正により、ノッキングに対して余裕が生じるため、目標圧縮比の減少補正に対応して、点火時期をトレースノック限界（ＩＴ６）まで徐徐に進角側へと復帰させる。
【００７０】
図１４のフローチャートは、図１３に示したモデル波形図のうち特に圧縮比についての制御を実現するためのものである。このフローチャートは、前述の図９、図１１と相違して時系列的な流れを示している。
【００７１】
ステップ３１では、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅ、ノックセンサ６１出力、壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面温度Ｔｗを読み込む。
【００７２】
ステップ３２では目標圧縮比εｍを算出する。この目標圧縮比εｍの算出については図１５のフローにより説明する。図１５（図１４のステップ３２のサブルーチン）においてステップ４１では、燃焼室壁面温度Ｔｗと判定値（ここでは１５０℃）を比較する。燃焼室壁面温度Ｔｗが判定値の１５０℃以下のとき、つまり熱負荷が高くない条件であるときには、ステップ４２に進んで図９左側を内容とする第１の目標圧縮比のマップを選択し、ステップ４３でそのときのエンジン回転速度Ｎｅと負荷（エンジントルク）とからこの第１の目標圧縮比のマップを参照することにより、熱負荷が高くない条件での目標圧縮比εｍ１を算出し、ステップ４４でこの目標圧縮比εｍ１を目標圧縮比εｍに移す。
【００７３】
一方、燃焼室壁面温度Ｔｗが判定値の１５０℃を超えているとき、つまり熱負荷が高い条件であるときには、ステップ４１よりステップ４５に進んで、図９右側を内容とする第２の目標圧縮比のマップを選択し、ステップ４６でそのときのエンジン回転速度Ｎｅと負荷（エンジントルク）とからこの第２の目標圧縮比のマップを参照することにより、熱負荷が高い条件での目標圧縮比εｍ２を算出し、ステップ４７でこの目標圧縮比εｍ２を目標圧縮比εｍに移す。
【００７４】
このようにして熱負荷が高い条件でのあるいは熱負荷が高くない条件での各目標圧縮比の算出を終了したら図１４に戻りステップ３３に進む。
【００７５】
ステップ３３では燃焼室壁面温度Ｔｗと目標温度レベルＴ０（図８参照）を比較する。目標温度レベルＴ０は、ノッキングが発生するか否かを判定するためのものである。燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０未満であるときにはノッキングが発生する可能性がないと判断し、そのまま今回の処理を終了する。
【００７６】
燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０以上であるときには、ノッキングが発生する可能性があると判断し、ステップ３４に進み、ノックセンサ出力に基づいてノック発生頻度σを算出し、ステップ３５でこのノック発生頻度σと燃焼室壁面温度Ｔｗとに基づいて目標圧縮比の範囲を算出する。
【００７７】
ここで、目標圧縮比の範囲は基準圧縮比を中心として上下に所定幅ずつの許容値を設けたものである。基準圧縮比は、図１６に示したように基準の燃焼室壁面温度のとき、ノック発生頻度σが大きくなるほど小さくなる値である。基準圧縮比を、ノック発生頻度σが大きくなるほど小さくするのは、ノック発生頻度をスライスレベルへと小さくするためである。また、燃焼室壁面温度が基準の燃焼室壁面温度より高くなると、ノック発生頻度σが基準の燃焼室壁面温度に対するノック発生頻度よりも大きくなる。そこで、燃焼室壁面温度Ｔｗが基準の燃焼室壁面温度よりも高いときには、基準圧縮比を基準の燃焼室壁面温度に対する基準圧縮比よりも小さくしている。
【００７８】
図１４に戻り、ステップ３６では、ステップ３２で算出している目標圧縮比εｍがこの目標圧縮比の範囲内にあるか否かをみる。圧縮比可変機構や燃料噴射装置に製作バラツキや経時劣化がなければ、ステップ３２で算出している目標圧縮比εｍがこの目標圧縮比の範囲内に収まるので、そのまま処理を終了する。
【００７９】
ところが、圧縮比可変機構には製作バラツキがあり、また経時劣化が生じる。これらの製作バラツキや経時劣化によって実際の圧縮比が目標圧縮比εｍより大きくなっていると、ノック発生頻度σがスライスレベルを超えて大きくなる。あるいは、燃料噴射装置の製作バラツキや経時劣化によって燃料噴射弁からの燃料噴射量に供給過多が生じているときには燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０を超えて高くなる。従って、こうした事態が生じているときには、ノック発生頻度σと燃焼室壁面温度とに基づいて算出される目標圧縮比の範囲、つまり基準圧縮比は、目標圧縮比εｍよりもずっと小さな値を指示することになり、目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まらず、目標圧縮比の範囲の上限を超えるものとなる。このときにはステップ３７に進んで目標圧縮比εｍを減量側に補正する。例えば、ステップ３２で求めた目標圧縮比εｍから所定値を差し引いた値を改めて目標圧縮比εｍとする。
【００８０】
ステップ３８では、このようにして補正した後の目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６を作動する。
【００８１】
圧縮比制御アクチュエータ１６の作動後には再びステップ３９で、補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内にあるか否かをみる。補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まっていなければ、ステップ３７、３８に戻り、補正後の目標圧縮比εｍから所定値を差し引いた値を改めて補正後の目標圧縮比εｍとし、このようにして補正した後の目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６を再び作動する。それでも、ステップ３９で補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まっていなければ、ステップ３７、３８に戻り、ステップ３７、３８の操作を繰り返す。このステップ３７、３８の操作の繰り返しによりやがて補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まることとなる。このときには、ステップ３９よりＥＮＤに進む。
【００８２】
ここで、第３実施形態の作用効果を説明する。
【００８３】
第３実施形態によれば、熱負荷の高くない条件に対応したエンジンの負荷と回転速度Ｎｅとをパラメータとする第１の目標圧縮比のマップ（図１２左側参照）と、熱負荷の高い条件に対応したエンジンの負荷と回転速度Ｎｅとをパラメータとする第２の目標圧縮比のマップ（図１２右側参照）とを有し、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅが同じとき、第１の目標圧縮比のマップを参照することにより求まる目標圧縮比（εｍ１）を、第２の目標圧縮比のマップを参照することにより求まる目標圧縮比（εｍ２）よりも高くしてあり（図１２参照）、熱負荷の高くない条件で第１の目標圧縮比のマップを、熱負荷の高い条件で第２の目標圧縮比のマップを選択し（図１５のステップ４１、４２、４５参照）、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅからこの選択した各目標圧縮比のマップを参照することにより目標圧縮比εｍ（εｍ１、εｍ２）を算出し（図１５のステップ４１、４２、４３、４４、４５、４６、４７参照）、この算出した目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御するので、熱負荷の高くない条件での高い圧縮比の維持によって冷却損失低減による熱効率を向上できる一方、熱負荷の高い条件でのノック発生を抑制できる。
【００８４】
圧縮比可変機構の製作バラツキや経時劣化によって実際の圧縮比が目標圧縮比εｍより大きくなっていると、ノック発生頻度σがスライスレベルを超えて大きくなる。あるいは、燃料噴射装置の製作バラツキや経時劣化によって燃料噴射弁からの燃料噴射量に供給過多が生じているときには燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０を超えて高くなる。従って、こうした事態が生じているときには、ノック発生頻度σと燃焼室壁面温度Ｔｗとに基づいて算出される目標圧縮比の範囲、つまり基準圧縮比は、目標圧縮比εｍよりもずっと小さな値を指示することになり、目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まらず、目標圧縮比の範囲の上限を超えるものとなるのであるが、第３実施形態によれば、ガソリンエンジンを対象として、ノックセンサ６１（ノック検出装置）と壁温センサ６３（燃焼室壁面温度検出手段）とを備え、ノックセンサ６１により検出されるノック発生頻度σと、壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面の温度Ｔｗとから適正な目標圧縮比の範囲を算出し（図１４のステップ３５参照）、目標圧縮比のマップにより設定される目標圧縮比εｍ（εｍ１、εｍ２）がこの算出した目標圧縮比の範囲に収まるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御する（図１４のステップ３６、３７、３８、３９参照）ので、圧縮比可変機構や燃料噴射装置に製作バラツキや経時劣化があっても、実際の圧縮比を目標圧縮比の範囲内に収めることができる。
【００８５】
ここまでガソリンエンジンを対象とする場合で述べたが、次にはディーゼルエンジンを対象とする場合で述べる。
【００８６】
第４実施形態は、断熱ピストンと複リンク型レシプロ式エンジンとターボ過給機と圧縮比制御とを組み合わせたディーゼルエンジンである。このうち、図１７は第４実施形態の圧縮比と過給圧の制御システムの全体構成図で、ターボ過給機を備えないガソリンエンジンに対する図５と置き換わるものである。ただし、図１７にはピストンクランク機構の全体を図示していないが、図５、図１と同じである。また、断熱ピストンについては図３または図４と同じである。
【００８７】
図１７において、ターボ過給機２１はコンプレッサ２１ａと排気タービン２１ｂとを同軸で連結したものある。すなわち、吸入空気はコンプレッサ２１ａにより加圧され、吸気弁２７が開いたときに吸気ポート２６よりシリンダ１０内に入り、シリンダ１０内で燃焼したガスは排気弁２８が開いたときに排気通路２９へと排出され、排気のエネルギーが排気タービン２１ｂによって回収されることとなる。排気タービン２１ｂをバイパスする通路３５に排気バイパス弁３６（過給圧可変機構）が設けられ、この排気バイパス弁３６の開度を制御することで過給圧が制御される。なお、過給圧可変機構はこれに限られるものでなく、可変ノズルベーンを備えるターボ過給機では、可変ノズルベーンが過給圧可変機構となる。
【００８８】
壁温センサ６３からの燃焼室壁面温度Ｔｗが、エンジン回転速度、エンジン負荷、冷却水温の信号と共に入力されるエンジンコントローラ３９では、エンジンの暖機完了後において、エンジン回転速度とエンジン負荷により定まる運転条件に応じた目標過給圧となるように排気バイパス弁３６の開度を制御すると共に、熱負荷により定まる条件とエンジン回転速度とエンジン負荷により定まる運転条件に応じた目標圧縮比となるように圧縮比制御アクチュエータ１６を制御する。
【００８９】
ここで、目標圧縮比は、図１９に示したように、無過給エンジンに対する特性である図６と同様にしてエンジン回転速度とエンジントルクとに応じて予め設定している。ただし、ターボ過給機を備えている第４実施形態では、図１８に示したようにエンジン回転速度Ｎｅとエンジン負荷に応じて予め定めた目標過給圧のマップを有しており、この図１８に示す目標過給圧のマップを用いた過給圧制御状態のもとでノッキングが生じることがないように（特に低回転速度高負荷時において）、目標過給圧に応じた目標圧縮比を設定する必要がある。すなわち、無過給状態での特性である図６の特性に対して過給圧が加わる分の補正を施したものが、ターボ過給機を有するエンジンに対する特性である図１９の特性となるのであり、図１９の特性は図６の特性とは異なったものとなる。図１８、図１９に具体的な特性は示していないが、最終的には目標過給圧、目標圧縮比とも適合により定めることとなる。なお、目標過給圧の特性としては、例えば、エンジン回転速度が同一であれば、エンジン負荷が大きくなるほど大きな値の目標過給圧を設定することが考えられる。
【００９０】
このように、目標圧縮比を目標過給圧と関連づけて設定した場合の第４実施形態の作用を図２０、図２１を参照して説明すると、図２０、図２１は、急加速時にタービン上流排気圧力（Ｔ／Ｃ上流排圧）、タービン回転速度（Ｔ／Ｃ回転数）、過給圧、圧縮比がどのように変化するのかを示している。急加速直前の低負荷状態では高圧縮比の状態にあり、この状態より急加速を行うと、燃料噴射量が急激に増えるためタービン上流排気圧力が急上昇するのであるが、高負荷状態となるにつれて目標圧縮比が低下してゆくため、排気圧力はあるところでピークを採った後に緩やかに低下している。このため、タービン回転速度の上昇も緩やかなものであり、このタービン回転速度とタービン上流排気圧力とにより定まる実過給圧の上昇も緩やかである。このように、加速を行って高負荷状態に至っても、目標圧縮比を低下させてノッキングを回避しつつ過給を行うことができるのである。
【００９１】
ここで、第４実施形態の作用効果を説明する。
【００９２】
図２２は第４実施形態の効果をまとめたものである。すなわち、ターボ過給機２１を有するディーゼルエンジンに図３、図４に示した断熱ピストンを採用しているため、低負荷時には冷却損失が減少して排気エネルギーが増大する。その一方で、高負荷時には断熱ピストンの蓄熱効果により、圧縮温度が上昇するためノッキングが生じ得るが、このノッキングに対しては図１に示した複リンク型レシプロ式エンジンをディーゼルエンジンに採用すると共に圧縮比可変機構を用いて圧縮比制御を行い目標圧縮比を下げることで回避することができる。このとき、膨張比の低下を伴うため、結果として高負荷時においても排気エネルギーが増大する。このように、低負荷時、高負荷時とも排気エネルギーが増大することは、過給効率が向上することを意味する。
【００９３】
断熱ピストンと圧縮比固定の従来のレシプロ式エンジンとを組み合わせた場合には、右上に示したように、高負荷時の断熱ピストンによる蓄熱効果により、充填効率が低下して、エンジントルクの低下を招くことになるのであるが、断熱ピストンと複リンク型レシプロ式エンジンとターボ過給機と圧縮比制御とを組み合わせた本発明のディーゼルエンジンによれば、ノック回避を目的とした目標圧縮比の低下により膨張比の低下を伴うため排気エネルギーが増大する、という副次効果が得られることから、高負荷時においても、過給性能が向上しエンジントルクが増大する、という効果が生じるのである。
【００９４】
このように、第４実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、シリンダ内を往復動するピストン９と、駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、過給機２１と、排気バイパス弁３６（過給圧可変機構）とを有するエンジンにおいて、燃焼室６２の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成するので、低負荷時に冷却損失を低減し排気エネルギーを増大して過給効率を向上させる一方で、高負荷時には圧縮比を相対的に低下させてノッキングの発生を抑制すると共に、膨張比の低下による排気エネルギー（温度、圧力）の増大により高負荷時にも過給効率を向上させ、これにより、低負荷時における燃費向上と高負荷時における比出力向上との両立を図ることができる。
【００９５】
次に、図２３は第５実施形態の目標圧縮比の特性で、第４実施形態の図１９と置き換わるものである。すなわち、第５実施形態は、断熱ピストンと複リンク型レシプロ式エンジンとターボ過給機と圧縮比制御とを組み合わせたディーゼルエンジンにおいて、目標圧縮比を、図２３に示したように、熱負荷の高くない条件と熱負荷の高い条件とで目標圧縮比のマップを切換えるようにしたものである。
【００９６】
目標圧縮比の設定方法は、第４実施形態と同様である。すなわち、図１８に示したようにエンジン回転速度Ｎｅとエンジン負荷に応じて予め定めた目標過給圧のマップを有しており、この図１８に示す目標過給圧のマップを用いた過給圧制御状態のもとでノッキングが生じることがないように（特に低回転速度高負荷時において）、目標過給圧に応じた目標圧縮比を設定する必要があるので、無過給状態での特性であった図１２の特性に対して過給圧が加わる分の補正を施したものが、ターボ過給機を有するエンジンに対する特性である図２３の特性となるのであり、図２３の特性は図１２の特性とは異なったものとなる。図２３に具体的な特性は示していないが、最終的には第４実施形態同様に適合により定めることとなる。
【００９７】
次に、第５実施形態において、ノックが生じたときの制御について説明する。
【００９８】
第５実施形態においてノックが生じたときのモデル図は、無過給エンジンに対するモデル図である図１３と基本的に同じであるので、図示していない。従って、ここでは、図１３を第５実施形態においてノックが生じたときのモデル図であるとみなして説明する。熱負荷が高い条件にあるｔ１１のタイミングでノックセンサ出力がスライスレベルを超えた、つまりノッキングが発生したとすると、このときには点火時期を、ノッキングが発生する直前の値（ＩＴ４）から、所定値ＩＴ５（＜ＩＴ４）へと所定値だけステップ的に小さくし（遅角補正し）、ノッキングがそれ以上継続しないようにする。さらに、ｔ１１のタイミングより目標圧縮比をノッキングが発生する直前での値（ε４）から所定値ε５（＜ε４）へと徐々に小さくする。この目標圧縮比の減少補正により、ノッキングに対して余裕が生じるため、目標圧縮比の減少補正に対応して、点火時期をトレースノック限界（ＩＴ６）まで徐徐に進角側へと復帰させる。
【００９９】
図２４のフローチャートは、図１３に示したモデル波形図のうち特に圧縮比についての制御を実現するためのものである。このフローチャートは、無過給エンジンに対する図１４と同じく時系列的な流れを示している。
【０１００】
ステップ５１では、エンジンの負荷と回転速度Ｎｅ、壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面温度Ｔｗ、過給圧センサ３２（過給圧検出装置）により検出される実際の過給圧を読み込む。
【０１０１】
ステップ５２では目標圧縮比εｍを算出する。この目標圧縮比εｍの算出については図２５のフローにより説明する。図２５（図２４のステップ５２のサブルーチン）においてステップ６１では、燃焼室壁面温度Ｔｗと判定値（ここでは１５０℃）を比較する。燃焼室壁面温度Ｔｗが判定値の１５０℃以下のとき、つまり熱負荷が高くない条件であるときには、ステップ６２に進んで図２３左側を内容とする第１の目標圧縮比のマップを選択し、ステップ６３でそのときのエンジン回転速度Ｎｅと負荷（エンジントルク）とからこの第１の目標圧縮比のマップを参照することにより、熱負荷が高くない条件での目標圧縮比εｍ１を算出し、ステップ６４でこの目標圧縮比εｍ１を目標圧縮比εｍに移す。
【０１０２】
一方、燃焼室壁面温度Ｔｗが判定値の１５０℃を超えているとき、つまり熱負荷が高い条件であるときには、ステップ６１よりステップ６５に進んで、図２３右側を内容とする第２の目標圧縮比のマップを選択し、ステップ６６でそのときのエンジン回転速度Ｎｅと負荷（エンジントルク）とからこの第２の目標圧縮比のマップを参照することにより、熱負荷が高い条件での目標圧縮比εｍ２を算出し、ステップ６７でこの目標圧縮比εｍ２を目標圧縮比εｍに移す。
【０１０３】
このようにして熱負荷が高い条件でのあるいは熱負荷が高くない条件での各目標圧縮比の算出を終了したら図２４に戻りステップ５３に進む。
【０１０４】
ステップ５３では燃焼室壁面温度Ｔｗと目標温度レベルＴ０（図８参照）を比較する。目標温度レベルＴ０は、ノッキングが発生するか否かを判定するためのものである。燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０未満であるときにはノッキングが発生する可能性がないと判断し、そのまま今回の処理を終了する。
【０１０５】
燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０以上であるときには、ノッキングが発生する可能性があると判断し、ステップ５４に進み、実過給圧と燃焼室壁面温度Ｔｗとに基づいて目標圧縮比の範囲を算出する。
【０１０６】
ここで、目標圧縮比の範囲は基準圧縮比を中心として上下に所定幅ずつの許容値を設けたものである。基準圧縮比は、図２６に示したように基準の燃焼室壁面温度のとき、実過給圧が大きくなるほど小さくなる値である。基準圧縮比を、実過給圧が大きくなるほど小さくするのは、実過給圧が高くなるほどノッキングが生じやすくなるので、これを避けるため実過給圧が高くなるほど圧縮比を小さくする必要があるためである。また、燃焼室壁面温度が基準の燃焼室壁面温度より高くなると、それだけノッキングが生じやすくなる。そこで、燃焼室壁面温度Ｔｗが基準の燃焼室壁面温度よりも高いときには、基準圧縮比を基準の燃焼室壁面温度に対する基準圧縮比よりも小さくしている。
【０１０７】
図２４に戻り、ステップ５５〜５８は、図１４のステップ３６〜３９と同様である。すなわち、ステップ５５では、ステップ５２で算出している目標圧縮比εｍがこの目標圧縮比の範囲内にあるか否かをみる。圧縮比可変機構、ターボ過給機２１や燃料噴射装置に製作バラツキや経時劣化がなければ、ステップ５２で算出している目標圧縮比εｍがこの目標圧縮比の範囲内に収まるので、そのまま処理を終了する。
【０１０８】
ところが、圧縮比可変機構、ターボ過給機２１には製作バラツキがあり、また経時劣化が生じる。これらの製作バラツキや経時劣化によって実際の圧縮比が目標圧縮比εｍより大きくなっていると、ノッキングが生じやすくなる。あるいは、燃料噴射装置の製作バラツキや経時劣化によって燃料噴射弁からの燃料噴射量に供給過多が生じているときには燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０を超えて高くなる。従って、こうした事態が生じているときには、実過給圧と燃焼室壁面温度とに基づいて算出される目標圧縮比の範囲、つまり基準圧縮比は、目標圧縮比εｍよりもずっと小さな値を指示することになり、目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まらず、目標圧縮比の範囲の上限を超えるものとなる。このときにはステップ５６に進んで目標圧縮比εｍを減量側に補正する。例えば、ステップ５２で求めた目標圧縮比εｍから所定値を差し引いた値を改めて目標圧縮比εｍとする。
【０１０９】
ステップ５７では、このようにして補正した後の目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６を作動する。
【０１１０】
圧縮比制御アクチュエータ１６の作動後には再びステップ５８で、補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内にあるか否かをみる。補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まっていなければ、ステップ５６、５７に戻り、補正後の目標圧縮比εｍから所定値を差し引いた値を改めて補正後の目標圧縮比εｍとし、このようにして補正した後の目標圧縮比εｍが得られるように圧縮比制御アクチュエータ１６を再び作動する。それでも、ステップ５８で補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まっていなければ、ステップ５６、５７に戻り、ステップ５６、５７の操作を繰り返す。このステップ５６、５７の操作の繰り返しによりやがて補正後の目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まることとなる。このときには、ステップ５８よりＥＮＤに進む。
【０１１１】
ここで、第５実施形態の作用効果を説明する。
【０１１２】
圧縮比可変機構、ターボ過給機２１の製作バラツキや経時劣化によって実過給圧が高くなるほどノッキングが生じやすくなる。あるいは、燃料噴射装置の製作バラツキや経時劣化によって燃料噴射弁からの燃料噴射量に供給過多が生じているときには燃焼室壁面温度Ｔｗが目標温度レベルＴ０を超えて高くなる。従って、こうした事態が生じているときには、実過給圧と燃焼室壁面温度Ｔｗとに基づいて算出される目標圧縮比の範囲、つまり基準圧縮比は、目標圧縮比εｍよりもずっと小さな値を指示することになり、目標圧縮比εｍが目標圧縮比の範囲内に収まらず、目標圧縮比の範囲の上限を超えるものとなるのであるが、第５実施形態（請求項７記載の発明）によれば、過給圧センサ３２（過給圧検出装置）と壁温センサ６３（燃焼室壁面温度検出手段）とを備え、過給圧センサ３２により検出される実過給圧と、壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面の温度Ｔｗとから適正な目標圧縮比の範囲を算出し（図２４のステップ５４参照）、目標圧縮比のマップにより設定される目標圧縮比εｍ（εｍ１、εｍ２）がこの算出した目標圧縮比の範囲に収まるように圧縮比制御アクチュエータ１６に与える制御量（圧縮比可変機構への駆動量）を制御する（図２４のステップ５５、５６、５７、５８参照）ので、圧縮比可変機構、ターボ過給機２１や燃料噴射装置に製作バラツキや経時劣化があっても、実際の圧縮比を目標圧縮比の範囲内に収めることができる。
【０１１３】
第４、第５の実施形態では、さらに次の構成のいずれかを付加することができる。
〈４〉ノックセンサ６１（ノック検出装置）を備え、このノックセンサ６１により検出されるノック発生頻度またはノックセンサ６１の検出レベルが所定値以上になったとき、図１９または図２３により設定してある目標圧縮比を減少補正する。
〈５〉壁温センサ６３（壁面温度検出手段）を備え、この壁温センサ６３により検出される燃焼室壁面の温度が所定値よりも高い場合に、図１９または図２３により設定してある目標圧縮比を減少補正する。
〈６〉負荷を含む運転条件の履歴から算出したノック余裕度の指数を算出し、このノック余裕度の指数に基づいてノックが発生すると予測するときには図１９または図２３により設定してある目標圧縮比を減少補正する。
【０１１４】
第４、第５の実施形態のディーゼルエンジンにおいて、圧縮比可変機構はコントロールシャフト１３の角位置制御により、ピストン９の上死点位置を変えられる機能の他、図２７に示したようにピストンストローク特性を単振動に近づけることができるため、バランサシャフトが不要（４気筒）となるような振動低減効果があるが、前述したように、従来のピストンストローク特性に比べると、上死点付近のピストン速度が遅くなるため、冷却損失が増大する傾向にあった。これに対しては、断熱ピストン及び断熱ライナーを適用することによって、冷却損失が増大することを防止できることは前述した。
【０１１５】
その一方で、このような上死点付近のストローク特性は、高圧縮比になって燃焼室が扁平となった場合の火炎伝播では時間がかかることになるのであるが、その反面で燃焼期間が長くとれるメリットがある。特に、本発明のように図３、図４に示した断熱ピストンを適用して高い圧縮比を狙う場合、燃焼室の扁平度は一層大きくなるため（直噴ディーゼルエンジンについて図２８参照）、燃焼期間を長くすることに対して特に効果的となる。
【０１１６】
なお、ディーゼルエンジンの燃料噴射装置としては、図２９に示したコモンレール式の燃料噴射装置を用いればよい。コモンレール式の燃料噴射装置の構成は周知であるので、ここでは詳述しない。
【０１１７】
実施形態では、燃焼室６１の壁面の一部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成する場合で説明したが、燃焼室６１の壁面の全部を断熱及び蓄熱の効果が高い材料で構成することもできる。
【図面の簡単な説明】
【０１１８】
【図１】本発明の一実施形態の圧縮比可変エンジンの概略構成図。
【図２】圧縮比可変エンジンにおける高圧縮比位置、低圧縮比位置での各リンクの姿勢図。
【図３】通常のピストンと本発明の第１実施形態の断熱ピストン及び断熱ライナーとの各構造を示す一部断面図。
【図４】第２実施形態のシリンダライナーの一部を切欠いて示すピストンの概略斜視図。
【図５】第１、第２の実施形態の圧縮比制御システムの全体構成図。
【図６】第１、第２の実施形態の目標圧縮比のマップ特性図。
【図７】第１、第２の実施形態による平坦路移行直前までのエンジントルクの変化を示す波形図。
【図８】第１、第２の実施形態の作用を示す波形図。
【図９】第１、第２の実施形態の圧縮比指令値の算出を説明するためのフローチャート。
【図１０】レファレンスタイム間のエンジントルク平均値に対する遅れ時間の特性図。
【図１１】第１、第２の実施形態の点火時期指令値の算出を説明するためのフローチャート。
【図１２】第３実施形態の目標圧縮比のマップ特性図。
【図１３】第３実施形態のノック回避時の目標圧縮比、点火時期の変化を示す波形図。
【図１４】第３実施形態の圧縮比制御を説明するためのフローチャート。
【図１５】目標圧縮比の算出を説明するためのフローチャート。
【図１６】基準圧縮比の特性図。
【図１７】第４実施形態の圧縮比と過給圧の制御システムの全体構成図。
【図１８】第４実施形態の目標過給圧のマップ特性図。
【図１９】第４実施形態の目標圧縮比のマップ特性図。
【図２０】第４実施形態の急加速時の作用を説明するための波形図。
【図２１】第４実施形態の急加速時の作用を説明するための波形図。
【図２２】第４実施形態の効果を示す図。
【図２３】第５実施形態の目標圧縮比のマップ特性図。
【図２４】第５実施形態の圧縮比制御を説明するためのフローチャート。
【図２５】第５実施形態の目標圧縮比の算出を説明するためのフローチャート。
【図２６】第５実施形態の基準圧縮比の特性図。
【図２７】従来と本発明とを比較して示すピストンスロークの特性図。
【図２８】圧縮比と燃焼室の扁平度合の関係を示す特性図。
【図２９】コモンレール式燃料噴射装置の概略構成図。
【図３０】従来の断熱ピストンの問題点の説明図。
【符号の説明】
【０１１９】
５ ロアーリンク（第一のリンク）
６ アッパーリンク（第二のリンク）
９ ピストン
１０ シリンダ
１１ 制御リンク（第三のリンク）
１３ コントロールシャフト
２１ ターボ過給機（過給機）
３２ 過給圧センサ（過給圧検出装置）
３６ 排気バイパス弁（過給圧可変機構）
３９ エンジンコントロールユニット
５５ コーティング層
５６ シリンダライナー
６１ ノックセンサ（ノック検出装置）
６３ 壁温センサ（燃焼室壁面温度検出手段）
７１ シリンダライナー
７１ａ ライナー上部
７１ｂ ライナー下部
【特許請求の範囲】
【請求項１】
シリンダ内を往復動するピストンと、
駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、
過給機と、
駆動量に応じてこの過給機の発生する過給圧を可変に制御し得る過給圧可変機構と
を有するディーゼルエンジンにおいて、
燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成する
ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項２】
前記過給機は排気タービンと吸気コンプレッサを同軸配置したターボ過給機であることを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項３】
目標過給圧のマップを有し、
この目標過給圧に応じた目標圧縮比を設定してあり、
前記目標過給圧が得られるように前記過給圧可変機構への駆動量を制御する制御手段と、
前記設定してある目標圧縮比が得られるように前記圧縮比可変機構への駆動量を制御する制御手段と
を含むことを特徴とする請求項１または２に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項４】
ノック検出装置を備え、
このノック検出装置により検出されるノック発生頻度またはノック検出装置の検出レベルが所定値以上になったとき、前記設定してある目標圧縮比を減少補正することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項５】
前記燃焼室壁面の温度を検出する壁面温度検出手段を備え、
この壁面温度検出手段により検出される燃焼室壁面の温度が所定値よりも高い場合に前記設定してある目標圧縮比を減少補正することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項６】
負荷を含む運転条件の履歴から算出したノック余裕度の指数を算出し、このノック余裕度の指数に基づいてノックが発生すると予測するときには前記設定してある目標圧縮比を減少補正することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項７】
過給圧検出装置と、
前記燃焼室壁面の温度を検出する燃焼室壁面温度検出手段と
を備え、
過給圧検出装置により検出される実過給圧と、燃焼室壁面温度検出手段により検出される燃焼室壁面の温度とから適正な目標圧縮比の範囲を算出し、前記設定してある目標圧縮比がこの算出した目標圧縮比の範囲に収まるように前記圧縮比可変機構への駆動量を制御することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項８】
前記圧縮比可変機構は、ピストンとクランクシャフトが、ピストンピンを介して連結される第一のリンクと、
第一のリンクに揺動可能に連結され、クランク軸に回転可能に装着された第二のリンクと
を介して連結される一方、
第二のリンクと揺動可能に連結され、シリンダブロックに設けられた支点を中心に揺動する第三のリンクと、
第三のリンクの回転中心を変え得ると共に偏心カム部を有するコントロールシャフトと、
前記駆動量に応じて偏心カム部を回動可能なアクチュエータと
を有することを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項９】
ピストンストローク特性を単振動に近づけることを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項１】
シリンダ内を往復動するピストンと、
駆動量に応じて圧縮比を可変に制御し得る圧縮比可変機構と、
過給機と、
駆動量に応じてこの過給機の発生する過給圧を可変に制御し得る過給圧可変機構と
を有するディーゼルエンジンにおいて、
燃焼室の壁面の一部または全部を断熱及び蓄熱の効果が高い非金属材料で構成する
ことを特徴とするディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項２】
前記過給機は排気タービンと吸気コンプレッサを同軸配置したターボ過給機であることを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項３】
目標過給圧のマップを有し、
この目標過給圧に応じた目標圧縮比を設定してあり、
前記目標過給圧が得られるように前記過給圧可変機構への駆動量を制御する制御手段と、
前記設定してある目標圧縮比が得られるように前記圧縮比可変機構への駆動量を制御する制御手段と
を含むことを特徴とする請求項１または２に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項４】
ノック検出装置を備え、
このノック検出装置により検出されるノック発生頻度またはノック検出装置の検出レベルが所定値以上になったとき、前記設定してある目標圧縮比を減少補正することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項５】
前記燃焼室壁面の温度を検出する壁面温度検出手段を備え、
この壁面温度検出手段により検出される燃焼室壁面の温度が所定値よりも高い場合に前記設定してある目標圧縮比を減少補正することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項６】
負荷を含む運転条件の履歴から算出したノック余裕度の指数を算出し、このノック余裕度の指数に基づいてノックが発生すると予測するときには前記設定してある目標圧縮比を減少補正することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項７】
過給圧検出装置と、
前記燃焼室壁面の温度を検出する燃焼室壁面温度検出手段と
を備え、
過給圧検出装置により検出される実過給圧と、燃焼室壁面温度検出手段により検出される燃焼室壁面の温度とから適正な目標圧縮比の範囲を算出し、前記設定してある目標圧縮比がこの算出した目標圧縮比の範囲に収まるように前記圧縮比可変機構への駆動量を制御することを特徴とする請求項３に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項８】
前記圧縮比可変機構は、ピストンとクランクシャフトが、ピストンピンを介して連結される第一のリンクと、
第一のリンクに揺動可能に連結され、クランク軸に回転可能に装着された第二のリンクと
を介して連結される一方、
第二のリンクと揺動可能に連結され、シリンダブロックに設けられた支点を中心に揺動する第三のリンクと、
第三のリンクの回転中心を変え得ると共に偏心カム部を有するコントロールシャフトと、
前記駆動量に応じて偏心カム部を回動可能なアクチュエータと
を有することを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【請求項９】
ピストンストローク特性を単振動に近づけることを特徴とする請求項１に記載のディーゼルエンジンの制御装置。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図１５】
【図１６】
【図１７】
【図１８】
【図１９】
【図２０】
【図２１】
【図２２】
【図２３】
【図２４】
【図２５】
【図２６】
【図２７】
【図２８】
【図２９】
【図３０】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図１５】
【図１６】
【図１７】
【図１８】
【図１９】
【図２０】
【図２１】
【図２２】
【図２３】
【図２４】
【図２５】
【図２６】
【図２７】
【図２８】
【図２９】
【図３０】
【公開番号】特開２００８−９５６５１（Ｐ２００８−９５６５１Ａ）
【公開日】平成２０年４月２４日（２００８．４．２４）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００６−２８１１６９（Ｐ２００６−２８１１６９）
【出願日】平成１８年１０月１６日（２００６．１０．１６）
【出願人】（０００００３９９７）日産自動車株式会社 (16,386)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２０年４月２４日（２００８．４．２４）
【国際特許分類】
【出願日】平成１８年１０月１６日（２００６．１０．１６）
【出願人】（０００００３９９７）日産自動車株式会社 (16,386)
【Ｆターム（参考）】
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