JP2014047629A - 火花点火式直噴エンジン - Google Patents

Abstract

【課題】低負荷の第１領域にあるときには圧縮着火燃焼によってエンジン本体を運転すると共に、高負荷の第２領域にあるときには、火花点火燃焼によってエンジン本体を運転する火花点火式直噴エンジンにおいて、圧縮着火燃焼を行う領域を高負荷側に拡大する。
【解決手段】制御器（ＰＣＭ１０）は、エンジン本体（エンジン１）の運転状態が第１領域内における、第１領域と第２領域との境界を含む負荷の高い特定領域にあるときには、燃料の圧力を３０ＭＰａ以上の高燃圧に設定しかつ、少なくとも圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内で気筒内に燃料噴射を行うように燃料噴射弁（インジェクタ６７）を駆動することで、圧縮着火を圧縮上死点以降にする。エンジン本体の運転状態が第１領域内における特定領域よりも負荷の低い領域にあるときには、少なくとも吸気行程から圧縮行程中期までの期間内で燃料噴射を行うように、燃料噴射弁を駆動する。
【選択図】図１１

Description

ここに開示する技術は、火花点火式直噴エンジンに関する。

例えば特許文献１に記載されているように、排気エミッション性能の向上と熱効率の向上とを両立させる技術として、気筒内の混合気を圧縮着火させる燃焼形態が知られている。このような圧縮着火燃焼を行うエンジンでは、エンジンの負荷が高くなるにつれて、圧縮着火燃焼は、圧力上昇の激しい燃焼となってしまい、燃焼騒音の増大を招く。そこで、特許文献１にも記載されているように、圧縮着火燃焼を行うエンジンであっても、高負荷側の運転領域では、圧縮着火燃焼ではなく、点火プラグの駆動による火花点火燃焼を行うことが一般的である。

特許文献２には、特許文献１のエンジンと同様に、低負荷低回転の領域において圧縮着火燃焼を行うエンジンにおいて、圧縮着火燃焼を行う領域内における高負荷高回転の領域では、吸気弁の開弁時期を進めることで、気筒内の既燃ガスを吸気ポート側に一旦吹き戻した後に、新気と共に既燃ガスを再び気筒内に導入する技術が記載されている。こうすることで、既燃ガスの温度が新気によって低下するから、気筒内の温度が低下して圧縮着火燃焼による急激な圧力上昇が抑制される。特許文献２に記載された技術は、圧縮着火燃焼を行う領域を、高負荷側に拡大する上で有利になる。

特開２００７−１５４８５９号公報 特開２００９−１９７７４０号公報

圧縮着火燃焼を行うエンジンにおいては、排気エミッション性能や熱効率において利点のある圧縮着火燃焼を行う領域を、できるだけ拡大したいという要求がある。しかしながら、前述したように、エンジンの負荷が高くなるにつれて、圧縮着火燃焼は、圧力上昇（ｄＰ／ｄｔ）の激しい燃焼となってしまい、ＮＶＨ（Noise Vibration Harshness）の制約から、その領域を高負荷側に拡大することは困難である。

ここに開示する技術は、かかる点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、圧縮着火燃焼を行う領域を高負荷側に拡大することにある。

ここに開示する技術は、エンジンの負荷が比較的高い領域においては、圧縮着火燃焼を膨張行程期間内で行うことで、気筒内の急激な圧力上昇を回避することとし、そのような燃焼を実現するために、噴射する燃料の圧力を高めかつ、気筒内に燃料を噴射する時期を圧縮上死点付近にまで遅らせるという特徴的な燃料噴射形態を採用することにした。この特徴的な燃料噴射形態は、圧縮着火の着火性を高めると共に、膨張行程期間における圧縮着火燃焼を安定化させる。

具体的にここに開示する技術は、火花点火式直噴エンジンに係り、気筒を有するように構成されたエンジン本体と、前記気筒内に燃料を噴射するように構成された燃料噴射弁と、前記燃料噴射弁が噴射する前記燃料の圧力を設定するように構成された燃圧設定機構と、前記気筒内に臨んで配設されかつ、前記気筒内の混合気に点火をするように構成された点火プラグと、少なくとも前記燃料噴射弁、前記燃圧設定機構及び前記点火プラグを制御することによって、前記エンジン本体を運転するように構成された制御器と、を備える。

そして、前記制御器は、前記エンジン本体の運転状態が所定の低負荷領域にあるときには、前記気筒内の混合気を圧縮着火させる圧縮着火燃焼によって前記エンジン本体を運転すると共に、前記エンジン本体の運転状態が前記圧縮着火燃焼を行う第１領域よりも負荷の高い第２領域にあるときには、火花点火燃焼によって前記エンジン本体を運転するように、所定のタイミングで前記点火プラグを作動する。

前記制御器はまた、前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における、前記第１領域と第２領域との境界を含む負荷の高い特定領域にあるときには、前記燃圧設定機構によって前記燃料の圧力を３０ＭＰａ以上の高燃圧にしかつ、少なくとも圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内で前記気筒内に燃料噴射を行うように前記燃料噴射弁を駆動することで、前記圧縮着火を圧縮上死点以降にすると共に、前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における前記特定領域よりも負荷の低い領域にあるときには、少なくとも吸気行程から前記圧縮行程中期までの期間内で燃料噴射を行うように、前記燃料噴射弁を駆動する。

ここで、「圧縮行程後期」及び「圧縮行程中期」はそれぞれ、圧縮行程を、初期、中期、及び後期の３つの期間に区分した場合の後期及び中期としてもよく、同様に、「膨張行程初期」は、膨張行程を、初期、中期、及び後期の３つの期間に区分した場合の初期としてもよい。

前記の構成によると、エンジン本体の運転状態が相対的に低負荷の第１領域にあるときには、気筒内の混合気を圧縮着火させる圧縮着火燃焼によってエンジン本体を運転する。詳細には、第１領域内における相対的に負荷の低い領域では、少なくとも吸気行程から圧縮行程中期までの期間内で、気筒内に燃料噴射を行う。尚、燃料の圧力は、後述の通り３０ＭＰａ以上の高燃圧にしてもよいが、吸気行程から圧縮行程中期までの期間内で燃料噴射を行う場合は、高燃圧に設定する必要性はない。燃料噴射が比較的早期に行われると共に、気筒内の流動が比較的強い時期に燃料噴射が行われるため、均質な混合気が形成され、その均質混合気は、圧縮上死点付近において確実に圧縮着火しかつ、安定して燃焼する。尚、燃料噴射を分割して行うようにしてもよく、分割噴射の場合は、分割して行う複数回の燃料噴射の内の少なくとも１回は、吸気行程から圧縮行程中期までの期間内で行えばよい。

これに対し、第１領域内における相対的に負荷の高い領域、具体的には圧縮着火燃焼を行う第１領域と火花点火燃焼を行う第２領域との境界を含む領域では、燃料の圧力を３０ＭＰａ以上の高燃圧にすると共に、圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内で、燃料を気筒内に噴射する。

燃料圧力を比較的高めることは、単位時間当たりに噴射される燃料量を多くする。同一の燃料噴射量で比較した場合に、高い燃料圧力は、気筒内に燃料を噴射する期間、つまり噴射期間を短縮する。このことは、燃料噴射の開始から圧縮着火までの時間を比較的短くする上で有利になる。

また、高い燃料圧力は、気筒内に噴射する燃料噴霧の微粒化に有利にあると共に、高い燃料圧力で気筒内に燃料を噴射することに伴い圧縮上死点付近にある気筒内の乱れが強まり、気筒内の乱れエネルギが高まる。これらの要因は、圧縮上死点付近にある気筒内における燃料のミキシング性を高め、比較的均質な可燃混合気を短時間で形成可能にする。

こうして、少なくとも圧縮行程後期から膨張行程初期までの遅い時期に気筒内に燃料を噴射するため、過早着火が回避される。それと共に、前述の通り、高い燃料圧力で燃料が噴射されることにより形成された比較的均質な混合気は、圧縮上死点以降において確実に圧縮着火し、膨張行程期間において安定的に燃焼する。膨張行程ではモータリングにより気筒内圧力が次第に低下することから、燃焼による気筒内の圧力上昇が急峻になることが回避され、比較的緩慢な燃焼となる。一方で、燃料の噴射開始後、比較的均質な可燃混合気が速やかに形成されるため、圧縮上死点以降の、適切な時期に、その可燃混合気は、確実に圧縮着火するようになり、膨張行程期間においても燃焼が安定化する。尚、燃料噴射を分割して行うようにしてもよく、分割噴射の場合は、分割して行う複数回の燃料噴射の内の少なくとも１回は、圧縮行程後期から膨張行程初期までの比較的遅い時期に行えばよい。

こうした燃料噴射形態の工夫の結果としてＮＶＨの制約を回避し得るから、前記の構成は、圧縮着火燃焼を行う第１領域を高負荷側に拡大し得る。

前記火花点火式直噴エンジンは、排気ガスを前記気筒内に導入するように構成された排気還流手段をさらに備え、前記制御器は、前記排気還流手段の制御を通じて、前記気筒内のガスにおける前記排気ガスの割合であるＥＧＲ率を変更し、前記制御器は、前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における負荷の最も低い領域にあるときには、前記ＥＧＲ率を最も高く設定すると共に、前記エンジン本体の負荷の増大に従って前記ＥＧＲ率を低下させ、前記制御器はまた、前記第１領域内における前記特定領域から、前記第２領域内において前記第１領域と第２領域との境界を含む負荷の低い領域にかけては、前記エンジン本体の負荷の増大に従って前記ＥＧＲ率を連続的に低下させる、としてもよい。

こうすることで、圧縮着火燃焼を行う第１領域内において、エンジン本体の運転状態が負荷の低い領域にあるときには、ＥＧＲ率を最も高く設定する。ＥＧＲ率を高くすることはポンプ損失を低減し、燃費を向上させる。尚、負荷の低い領域においては、後述するように、例えば排気ガスを気筒内に閉じ込めるか、又は、吸気若しくは排気ポートに吐き出した排気ガスを気筒内に再吸入する内部ＥＧＲ制御によって温度の高い既燃ガスを気筒内に導入するようにすれば、圧縮着火の着火性を高めて圧縮着火燃焼の安定性に有利になる。

第１領域内においては、エンジン負荷の増大に従ってＥＧＲ率を低下させる。ＥＧＲ率は、エンジン負荷の増大に従って段階的に（言い換えると不連続的に）低下させてもよいし、例えばエンジン負荷の増大に対し混合気の空燃比を所定空燃比で一定にするのであれば、エンジン負荷の増大に従って連続的にＥＧＲ率を低下させてもよい。所定空燃比は、理論空燃比（空気過剰率λ≒１）としてもよく、こうすることで、三元触媒の利用が可能になるという利点がある。但し、所定空燃比は理論空燃比に限定されない。エンジン負荷の増大に対し、混合気を所定空燃比で一定となるようにしつつＥＧＲ率を連続的に低下させることは、可能な限りのＥＧＲガスを気筒内に導入することと等価であるから、ポンプ損失の低減に有利になる。

そのようにしてエンジン負荷の増大に従ってＥＧＲ率を低下させる第１領域内において、高負荷側である特定領域から、火花点火燃焼を行う第２領域内における負荷の低い領域にかけては、エンジン負荷の増大に従ってＥＧＲ率を連続的に低下させる。圧縮着火燃焼から火花点火燃焼へと燃焼形態が切り替わる第１領域と第２領域との境界を跨いでＥＧＲ率を連続的に低下させることにより、気筒内のガス組成が急変しないから、燃焼形態の切り替えがスムースになり、燃焼形態に切り替わり時のトルクショック等の発生が抑制される。特に、排気ガスを気筒内に導入させる排気還流手段の応答性は比較的低いことに対して、ＥＧＲ率を急変させないことは、制御性の向上に有利である。

また、火花点火燃焼を行う第２領域内においても継続して、排気ガスを気筒内に導入することで、少なくとも第２領域の低負荷側においてはポンプ損失の低減に有利になると共に、過早着火やノッキング等の異常燃焼の抑制及び排気エミッション性能の向上が図られる。

前記排気還流手段は、前記排気ガスを冷却したクールドＥＧＲガス、及び、前記クールドＥＧＲガスよりも温度の高いホットＥＧＲガスをそれぞれ、前記気筒内に導入可能に構成され、前記制御器は、前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における負荷の低い領域にあるときには、前記排気還流手段を通じて前記ホットＥＧＲガスのみを前記気筒内に導入すると共に、前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における前記特定領域から、前記第２領域内において前記第１領域と第２領域との境界を含む負荷の低い領域にあるときには、少なくとも前記クールドＥＧＲガスを前記気筒内に導入する、としてもよい。

第１領域内における負荷の低い領域においては、ホットＥＧＲガスのみを気筒内に導入することにより気筒内の圧縮端温度が高まるため、圧縮着火の着火性が高まり、圧縮着火燃焼の安定性に有利になる。ホットＥＧＥガスは、前述したように内部ＥＧＲ制御により気筒内に導入されるＥＧＲガスとしてもよいし、例えばＥＧＲガスを冷却するＥＧＲクーラをバイパスして吸気側に還流させたＥＧＲガスとしてもよい。

一方で、エンジン本体の負荷が高まるにつれて気筒内の圧縮端温度が高くなり、圧縮着火燃焼の圧力上昇が激しくなってしまうところ、前記の構成では、第１領域内における相対的に負荷の高い特定領域では、少なくともクールドＥＧＲガスを気筒内に導入することによって、圧縮端温度が高くなりすぎることが回避される。このことは、圧縮着火燃焼による気筒内の圧力上昇が急峻になることを抑制しつつ、圧縮着火燃焼の安定化を図る。尚、特定領域では、クールドＥＧＲガス及びホットＥＧＲガスの双方を、気筒内に導入してもよい。

さらに、火花点火燃焼を行う第２領域内における負荷の低い領域でも、少なくともクールドＥＧＲガスを気筒内に導入することによって、過早着火やノッキング等の異常燃焼を回避しつつ、燃焼温度が低くなることで、ＲａｗＮＯｘの生成の抑制や冷却損失の低減に有利になる。尚、第２領域内における負荷の低い領域では、クールドＥＧＲガス及びホットＥＧＲガスの双方を、気筒内に導入してもよい。

以上説明したように、この火花点火式直噴エンジンは、相対的に負荷の高い第２領域では火花点火燃焼によりエンジン本体を運転し、相対的に負荷の低い第１領域では圧縮着火燃焼によりエンジン本体を運転すると共に、その第１領域内における負荷の低い領域では少なくとも吸気行程から圧縮行程中期までの期間内で燃料噴射を行うことで、圧縮着火燃焼の安定化が図られる。これに対し、第１領域内における負荷の高い特定領域では、少なくとも圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内で、３０ＭＰａ以上の高い燃料圧力で、気筒内に燃料を噴射することにより、圧縮上死点以降で確実に圧縮着火をしつつ、膨張行程期間において、急激な圧力上昇を抑制しながら、圧縮着火燃焼を安定的に行うことが可能になるから、ＮＶＨの制約を解消して、圧縮着火燃焼を行う第１領域を高負荷側に拡大し得る。

火花点火式直噴エンジンの構成を示す概略図である。 火花点火式直噴エンジンの制御に係るブロック図である。 燃焼室を拡大して示す断面図である。 エンジンの運転領域を例示する図である。 （ａ）ＣＩモードにおいて吸気行程噴射を行う場合の燃料噴射時期の一例と、それに伴うＣＩ燃焼の熱発生率の例示、（ｂ）ＣＩモードにおいて高圧リタード噴射を行う場合の燃料噴射時期の一例と、それに伴うＣＩ燃焼の熱発生率の例示、（ｃ）ＳＩモードにおいて高圧リタード噴射を行う場合の燃料噴射時期及び点火時期の一例と、それに伴うＳＩ燃焼の熱発生率の例示、（ｄ）ＳＩモードにおいて吸気行程噴射と高圧リタード噴射との分割噴射を行う場合の燃料噴射時期及び点火時期の一例と、それに伴うＳＩ燃焼の熱発生率の例示である。 高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼の状態と、従来のＳＩ燃焼の状態とを比較する図である。 エンジン負荷の相違に対する（ａ）気筒内のガス組成、（ｂ）圧縮開始温度、（ｃ）酸素濃度、（ｄ）吸気中の外部ＥＧＲ割合の変化である。 エンジン負荷の相違に対する（ａ）気筒内のガス組成、（ｄ）吸気中の外部ＥＧＲ割合、（ｅ）排気バルブタイミング、（ｆ）吸気バルブタイミング、（ｇ）吸気バルブリフト量の変化である。 エンジン負荷の相違に対する（ａ）気筒内のガス組成、（ｄ）吸気中の外部ＥＧＲ割合、（ｈ）スロットル開度、（ｉ）ＥＧＲ弁開度、（ｊ）ＥＧＲクーラバイパス弁開度の変化である。 エンジン負荷の相違に対する（ａ）気筒内のガス組成、（ｋ）燃料の噴射開始時期、（ｌ）燃料圧力、（ｍ）点火時期の変化である。 吸排気弁の開閉時期と、内部ＥＧＲ率との関係を示す図である。 所定回転数における、ＥＧＲ率とエンジン負荷との関係を示す図である。 図１とは異なる構成の火花点火式直噴エンジンの構成を示す概略図である。 図１３に示す火花点火式直噴エンジンの排気マニホールドの構成を示す側面図である。 図１３に示す火花点火式直噴エンジンの排気マニホールドに備わる独立排気通路の構成を示す側面図である。 図１３に示す火花点火式直噴エンジンの排気マニホールドに備わるバイパス通路の構成を示す側面図である。 図１５のＡ−Ａ線断面図である。 図１３に示す火花点火式直噴エンジンの制御に係るブロック図である。 図１３に示す火花点火式直噴エンジンにおいて、エンジン負荷の相違に対する（ａ）気筒内のガス組成、（ｂ）圧縮開始温度、（ｃ）酸素濃度、（ｄ）吸気中の外部ＥＧＲ割合の変化である。 図１３に示す火花点火式直噴エンジンにおいて、エンジン負荷の相違に対する（ａ）気筒内のガス組成、（ｄ）吸気中の外部ＥＧＲ割合、（ｅ）排気バルブタイミング、（ｆ）吸気バルブタイミング、（ｇ）吸気バルブリフト量の変化である。 図１３に示す火花点火式直噴エンジンにおいて、エンジン負荷の相違に対する（ａ）気筒内のガス組成、（ｄ）吸気中の外部ＥＧＲ割合、（ｈ）スロットル開度、（ｉ）ＥＧＲ弁開度、（ｊ）流通切替弁開度の変化である。

以下、火花点火式直噴エンジンの実施形態を図面に基づいて説明する。以下の好ましい実施形態の説明は、例示である。図１，２は、エンジン（エンジン本体）１の概略構成を示す。このエンジン１は、車両に搭載されると共に、少なくともガソリンを含有する燃料が供給される火花点火式ガソリンエンジンである。エンジン１は、複数の気筒１８が設けられたシリンダブロック１１（尚、図１では、１つの気筒のみを図示するが、例えば４つの気筒が直列に設けられる）と、このシリンダブロック１１上に配設されたシリンダヘッド１２と、シリンダブロック１１の下側に配設され、潤滑油が貯留されたオイルパン１３とを有している。各気筒１８内には、コンロッド１４２を介してクランクシャフト１５と連結されているピストン１４が往復動可能に嵌挿されている。ピストン１４の頂面には、図３に拡大して示すように、ディーゼルエンジンでのリエントラント型のようなキャビティ１４１が形成されている。キャビティ１４１は、ピストン１４が圧縮上死点付近に位置するときには、後述するインジェクタ６７に相対する。シリンダヘッド１２と、気筒１８と、キャビティ１４１を有するピストン１４とは、燃焼室１９を区画する。尚、燃焼室１９の形状は、図示する形状に限定されるものではない。例えばキャビティ１４１の形状、ピストン１４の頂面形状、及び、燃焼室１９の天井部の形状等は、適宜変更することが可能である。

このエンジン１は、理論熱効率の向上や、後述する圧縮着火燃焼の安定化等を目的として、１５以上の比較的高い幾何学的圧縮比に設定されている。尚、幾何学的圧縮比は１５以上２０以下程度の範囲で、適宜設定すればよい。

シリンダヘッド１２には、気筒１８毎に、吸気ポート１６及び排気ポート１７が形成されていると共に、これら吸気ポート１６及び排気ポート１７には、燃焼室１９側の開口を開閉する吸気弁２１及び排気弁２２がそれぞれ配設されている。

吸気弁２１及び排気弁２２をそれぞれ駆動する動弁系の内、排気側には、排気弁２２の作動モードを通常モードと特殊モードとに切り替える、例えば油圧作動式の可変機構（図２参照。以下、ＶＶＬ（Variable Valve Lift）と称する）７１が設けられている。ＶＶＬ７１は、その構成の詳細な図示は省略するが、カム山を一つ有する第１カムとカム山を２つ有する第２カムとの、カムプロファイルの異なる２種類のカム、及び、その第１及び第２カムのいずれか一方のカムの作動状態を選択的に排気弁に伝達するロストモーション機構を含んで構成されている。第１カムの作動状態を排気弁２２に伝達しているときには、排気弁２２は、排気行程中において一度だけ開弁される通常モードで作動するのに対し、第２カムの作動状態を排気弁２２に伝達しているときには、排気弁２２が、排気行程中において開弁すると共に、吸気行程中においても開弁するような、いわゆる排気の二度開きを行う特殊モードで作動する。ＶＶＬ７１の通常モードと特殊モードとは、エンジンの運転状態に応じて切り替えられる。具体的に、特殊モードは、内部ＥＧＲに係る制御の際に利用される。以下の説明においては、ＶＶＬ７１を通常モードで作動させ、排気二度開きを行わないことを、「ＶＶＬ７１をオフにする」といい、ＶＶＬ７１を特殊モードで作動させ、排気二度開きを行うことを、「ＶＶＬ７１をオンにする」という場合がある。尚、こうした通常モードと特殊モードとの切り替えを可能にする上で、排気弁２２を電磁アクチュエータによって駆動する電磁駆動式の動弁系を採用してもよい。また、内部ＥＧＲの実行は、排気二度開きのみによって実現されるのではない。例えば吸気弁２１を二回開く、吸気の二度開きによって内部ＥＧＲ制御を行ってもよいし、排気行程乃至吸気行程において吸気弁２１及び排気弁２２の双方を閉じるネガティブオーバーラップ期間を設けて既燃ガスを気筒１８内に残留させる内部ＥＧＲ制御を行ってもよい。

ＶＶＬ７１を備えた排気側の動弁系に対し、吸気側には、図２に示すように、クランクシャフト１５に対する吸気カムシャフトの回転位相を変更することが可能な位相可変機構（以下、ＶＶＴ（Variable Valve Timing）と称する）７２と、吸気弁２１のリフト量を連続的に変更することが可能なリフト量可変機構（以下、ＣＶＶＬ（Continuously Variable Valve Lift）と称する）７３とが設けられている。ＶＶＴ７２は、液圧式、電磁式又は機械式の公知の構造を適宜採用すればよく、その詳細な構造についての図示は省略する。また、ＣＶＶＬ７３も、公知の種々の構造を適宜採用することが可能であり、その詳細な構造についての図示は省略する。ＶＶＴ７２及びＣＶＶＬ７３によって、吸気弁２１はその開弁タイミング及び閉弁タイミング、並びに、リフト量をそれぞれ変更することが可能である。

シリンダヘッド１２にはまた、気筒１８毎に、気筒１８内に燃料を直接噴射するインジェクタ６７が取り付けられている。インジェクタ６７は、図３に拡大して示すように、その噴口が燃焼室１９の天井面の中央部分から、その燃焼室１９内に臨むように配設されている。インジェクタ６７は、エンジン１の運転状態に応じて設定された噴射タイミングでかつ、エンジン１の運転状態に応じた量の燃料を、燃焼室１９内に直接噴射する。この例において、インジェクタ６７は、詳細な図示は省略するが、複数の噴口を有する多噴口型のインジェクタである。これによって、インジェクタ６７は、燃料噴霧が、燃焼室１９の中心位置から放射状に広がるように、燃料を噴射する。図３に矢印で示すように、ピストン１４が圧縮上死点付近に位置するタイミングで、燃焼室１９の中央部分から放射状に広がるように噴射された燃料噴霧は、ピストン頂面に形成されたキャビティ１４１の壁面に沿って流動する。キャビティ１４１は、ピストン１４が圧縮上死点付近に位置するタイミングで噴射された燃料噴霧を、その内部に収めるように形成されている、と言い換えることが可能である。この多噴口型のインジェクタ６７とキャビティ１４１との組み合わせは、燃料の噴射後、混合気形成期間を短くすると共に、燃焼期間を短くする上で有利な構成である。尚、インジェクタ６７は、多噴口型のインジェクタに限定されず、外開弁タイプのインジェクタを採用してもよい。

図外の燃料タンクとインジェクタ６７との間は、燃料供給経路によって互いに連結されている。この燃料供給経路上には、燃料ポンプ６３とコモンレール６４とを含みかつ、インジェクタ６７に、比較的高い燃料圧力で燃料を供給することが可能な燃料供給システム６２が介設されている。燃料ポンプ６３は、燃料タンクからコモンレール６４に燃料を圧送し、コモンレール６４は圧送された燃料を、比較的高い燃料圧力で蓄えることが可能である。インジェクタ６７が開弁することによって、コモンレール６４に蓄えられている燃料がインジェクタ６７の噴口から噴射される。ここで、燃料ポンプ６３は、図示は省略するが、プランジャー式のポンプであり、エンジン１によって駆動される。このエンジン駆動のポンプを含む構成の燃料供給システム６２は、３０ＭＰａ以上の高い燃料圧力の燃料を、インジェクタ６７に供給することを可能にする。燃料圧力は、最大で１２０ＭＰａ程度に設定してもよい。インジェクタ６７に供給される燃料の圧力は、後述するように、エンジン１の運転状態に応じて変更される。尚、燃料供給システム６２は、この構成に限定されるものではない。

シリンダヘッド１２にはまた、図３に示すように、燃焼室１９内の混合気に点火する点火プラグ２５が取り付けられている。点火プラグ２５は、この例では、エンジン１の排気側から斜め下向きに延びるように、シリンダヘッド１２内を貫通して配置されている。図３に示すように、点火プラグ２５の先端は、圧縮上死点に位置するピストン１４のキャビティ１４１内に臨んで配置される。

エンジン１の一側面には、図１に示すように、各気筒１８の吸気ポート１６に連通するように吸気通路３０が接続されている。一方、エンジン１の他側面には、各気筒１８の燃焼室１９からの既燃ガス（排気ガス）を排出する排気通路４０が接続されている。

吸気通路３０の上流端部には、吸入空気を濾過するエアクリーナ３１が配設されている。また、吸気通路３０における下流端近傍には、サージタンク３３が配設されている。このサージタンク３３よりも下流側の吸気通路３０は、各気筒１８毎に分岐する独立通路とされ、これら各独立通路の下流端が各気筒１８の吸気ポート１６にそれぞれ接続されている。

吸気通路３０におけるエアクリーナ３１とサージタンク３３との間には、空気を冷却又は加熱する、水冷式のインタークーラ／ウォーマ３４と、各気筒１８への吸入空気量を調節するスロットル弁３６とが配設されている。吸気通路３０にはまた、インタークーラ／ウォーマ３４をバイパスするインタークーラバイパス通路３５が接続されており、このインタークーラバイパス通路３５には、当該通路３５を通過する空気流量を調整するためのインタークーラバイパス弁３５１が配設されている。インタークーラバイパス弁３５１の開度調整を通じて、インタークーラバイパス通路３５の通過流量とインタークーラ／ウォーマ３４の通過流量との割合を調整することにより、気筒１８に導入する新気の温度を調整することが可能である。

排気通路４０の上流側の部分は、各気筒１８毎に分岐して排気ポート１７の外側端に接続された独立通路と該各独立通路が集合する集合部とを有する排気マニホールドによって構成されている。この排気通路４０における排気マニホールドよりも下流側には、排気ガス中の有害成分を浄化する排気浄化装置として、直キャタリスト４１とアンダーフットキャタリスト４２とがそれぞれ接続されている。直キャタリスト４１及びアンダーフットキャタリスト４２はそれぞれ、筒状ケースと、そのケース内の流路に配置した、例えば三元触媒とを備えて構成されている。

吸気通路３０におけるサージタンク３３とスロットル弁３６との間の部分と、排気通路４０における直キャタリスト４１よりも上流側の部分とは、排気ガスの一部を吸気通路３０に還流するためのＥＧＲ通路５０を介して接続されている。このＥＧＲ通路５０は、排気ガスをエンジン冷却水によって冷却するためのＥＧＲクーラ５２が配設された主通路５１と、ＥＧＲクーラ５２をバイパスするためのＥＧＲクーラバイパス通路５３と、を含んで構成されている。主通路５１には、排気ガスの吸気通路３０への還流量を調整するためのＥＧＲ弁５１１が配設され、ＥＧＲクーラバイパス通路５３には、ＥＧＲクーラバイパス通路５３を流通する排気ガスの流量を調整するためのＥＧＲクーラバイパス弁５３１が配設されている。

このように構成されたエンジン１は、パワートレイン・コントロール・モジュール（以下、ＰＣＭという）１０によって制御される。ＰＣＭ１０は、ＣＰＵ、メモリ、カウンタタイマ群、インターフェース及びこれらのユニットを接続するパスを有するマイクロプロセッサで構成されている。このＰＣＭ１０が制御器を構成する。

ＰＣＭ１０には、図１，２に示すように、各種のセンサＳＷ１〜ＳＷ１６の検出信号が入力される。この各種のセンサには、次のセンサが含まれる。すなわち、エアクリーナ３１の下流側で、新気の流量を検出するエアフローセンサＳＷ１及び新気の温度を検出する吸気温度センサＳＷ２、インタークーラ／ウォーマ３４の下流側に配置されかつ、インタークーラ／ウォーマ３４を通過した後の新気の温度を検出する、第２吸気温度センサＳＷ３、ＥＧＲ通路５０における吸気通路３０との接続部近傍に配置されかつ、外部ＥＧＲガスの温度を検出するＥＧＲガス温センサＳＷ４、吸気ポート１６に取り付けられかつ、気筒１８内に流入する直前の吸気の温度を検出する吸気ポート温度センサＳＷ５、シリンダヘッド１２に取り付けられかつ、気筒１８内の圧力を検出する筒内圧センサＳＷ６、排気通路４０におけるＥＧＲ通路５０の接続部近傍に配置されかつ、それぞれ排気温度及び排気圧力を検出する排気温センサＳＷ７及び排気圧センサＳＷ８、直キャタリスト４１の上流側に配置されかつ、排気中の酸素濃度を検出するリニアＯ２センサＳＷ９、直キャタリスト４１とアンダーフットキャタリスト４２との間に配置されかつ、排気中の酸素濃度を検出するラムダＯ２センサＳＷ１０、エンジン冷却水の温度を検出する水温センサＳＷ１１、クランクシャフト１５の回転角を検出するクランク角センサＳＷ１２、車両のアクセルペダル（図示省略）の操作量に対応したアクセル開度を検出するアクセル開度センサＳＷ１３、吸気側及び排気側のカム角センサＳＷ１４，ＳＷ１５、及び、燃料供給システム６２のコモンレール６４に取り付けられかつ、インジェクタ６７に供給する燃料圧力を検出する燃圧センサＳＷ１６である。

ＰＣＭ１０は、これらの検出信号に基づいて種々の演算を行うことによってエンジン１や車両の状態を判定し、これに応じてインジェクタ６７、点火プラグ２５、吸気弁側のＶＶＴ７２及びＣＶＶＬ７３、排気弁側のＶＶＬ７１、燃料供給システム６２、並びに、各種の弁（スロットル弁３６、インタークーラバイパス弁３５１、ＥＧＲ弁５１１、及びＥＧＲクーラバイパス弁５３１）のアクチュエータへ制御信号を出力する。こうしてＰＣＭ１０は、エンジン１を運転する。

図４は、エンジン１の運転領域の一例を示している。このエンジン１は、燃費の向上や排気エミッション性能の向上を目的として、エンジン負荷が相対的に低い低負荷域では、点火プラグ２５による点火を行わずに、圧縮自己着火によって燃焼を行う圧縮着火燃焼を行う。しかしながら、エンジン１の負荷が高くなるに従って、圧縮着火燃焼では、燃焼が急峻になりすぎてしまい、例えば燃焼騒音等の問題を引き起こすことになる。そのため、このエンジン１では、エンジン負荷が相対的に高い高負荷域では、圧縮着火燃焼を止めて、点火プラグ２５を利用した火花点火燃焼に切り替える。このように、このエンジン１は、エンジン１の運転状態、特にエンジン１の負荷に応じて、圧縮着火燃焼を行うＣＩ（Compression Ignition）モードと、火花点火燃焼を行うＳＩ（Spark Ignition）モードとを切り替えるように構成されている。但し、モード切り替えの境界線は、図例に限定されるものではない。

ＣＩモードはさらに、エンジン負荷の高低に応じて３つの領域に分けられている。具体的に、ＣＩモードにおいて負荷が最も低い領域（１）では、圧縮着火燃焼の着火性及び安定性を高めるために、相対的に温度の高いホットＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。これは、詳しくは後述するが、ＶＶＬ７１をオンにして、排気弁２２を吸気行程中に開弁する排気の二度開きを行うことによる。ホットＥＧＲガスの導入は、気筒１８内の圧縮端温度を高め、軽負荷である領域（１）において、圧縮着火燃焼の着火性及び安定性を高める上で有利になる。領域（１）ではまた、図５（ａ）に示すように、少なくとも吸気行程から圧縮行程中期までの期間内において、インジェクタ６７が気筒１８内に燃料を噴射することにより、均質なリーン混合気を形成する。混合気の空気過剰率λは、例えば２．４以上に設定してもよく、こうすることで、ＲａｗＮＯｘの生成を抑制して、排気エミッション性能を高めることが可能になる。そうして、そのリーン混合気は、図５（ａ）に示すように、圧縮上死点付近において圧縮自己着火する。

詳細は後述するが、領域（１）における負荷の高い領域、具体的には、領域（１）と領域（２）との境界を含む領域では、少なくとも吸気行程から圧縮行程中期までの期間内において、気筒１８内に燃料を噴射するものの、混合気の空燃比を理論空燃比（λ≒１）に設定する。理論空燃比にすることにより、三元触媒が利用可能になると共に、後述するように、ＳＩモードとＣＩモードとの間の切り替え時の制御が簡素化し、さらに、ＣＩモードを高負荷側へ拡大可能にすることにも寄与する。

ＣＩモードにおいて、領域（１）よりも負荷の高い領域（２）では、領域（１）の高負荷側と同様に、少なくとも吸気行程から圧縮行程中期までの期間内において、気筒１８内に燃料を噴射し（図５（ａ）参照）、均質な理論空燃比（λ≒１）の混合気を形成する。

領域（２）ではまた、エンジン負荷の上昇に伴い気筒１８内の温度が自然と高まることから、過早着火を回避するためにホットＥＧＲガス量を低下させる。これは、詳しくは後述するが、気筒１８内に導入する内部ＥＧＲガス量の調整による。また、ＥＧＲクーラ５２をバイパスした外部ＥＧＲガス量を調整することによって、ホットＥＧＲガス量が調整されることもある。

領域（２）ではさらに、相対的に温度の低いクールドＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。こうして高温のホットＥＧＲガスと低温のクールドＥＧＲガスとを適宜の割合で気筒１８内に導入することにより、気筒１８内の圧縮端温度を適切にし、圧縮着火の着火性を確保しつつも急激な燃焼を回避して、圧縮着火燃焼の安定化を図る。尚、ホットＥＧＲガス及びクールドＥＧＲガスを合わせた、気筒１８内に導入されるＥＧＲガスの割合としてのＥＧＲ率は、混合気の空燃比をλ≒１に設定する条件下で可能な限り高いＥＧＲ率に設定される。従って、領域（２）においては、エンジン負荷の増大に伴い燃料噴射量が増大するから、ＥＧＲ率は次第に低下するようになる。

ＣＩモードとＳＩモードとの切り替え境界線を含む、ＣＩモードにおいて最も負荷の高い領域（３）では、気筒１８内の圧縮端温度がさらに高くなるため、領域（１）や領域（２）のように、吸気行程から圧縮行程中期までの期間内で気筒１８内に燃料を噴射してしまうと、過早着火等の異常燃焼が生じるようになる。一方、温度の低いクールドＥＧＲガスを大量に導入して気筒内の圧縮端温度を低下させようとすると、今度は、圧縮着火の着火性が悪化してしまう。つまり、気筒１８内の温度制御だけでは、圧縮着火燃焼を安定して行い得ないため、この領域（３）では、気筒１８内の温度制御に加えて、燃料噴射形態を工夫することによって過早着火等の異常燃焼を回避しつつ、圧縮着火燃焼の安定化を図る。具体的に、この燃料噴射形態は、従来と比較して大幅に高圧化した燃料圧力でもって、図５（ｂ）に示すように、少なくとも圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間（以下、この期間をリタード期間と呼ぶ）内で、気筒１８内に燃料噴射を実行するものである。この特徴的な燃料噴射形態を、以下においては「高圧リタード噴射」又は単に「リタード噴射」と呼ぶ。このような高圧リタード噴射により、領域（３）での異常燃焼を回避しつつ、圧縮着火燃焼の安定化が図られる。この高圧リタード噴射に詳細については、後述する。

領域（３）では、領域（２）と同様に、高温のホットＥＧＲガスと低温のクールドＥＧＲガスとを適宜の割合で気筒１８内に導入する。このことにより、気筒１８内の圧縮端温度を適切にして圧縮着火燃焼の安定化を図る。

エンジン負荷の高低に応じて３つの領域に分けられたＣＩモードに対して、ＳＩモードは、エンジン回転数の高低に応じて、領域（４）と領域（５）との２つの領域に分けられている。領域（４）は、図例においては、エンジン１の運転領域を低速、高速の２つに区分したときの低速域に相当し、領域（５）は高速域に相当する。領域（４）と領域（５）との境界はまた、図４に示す運転領域において、負荷の高低に対して回転数方向に傾いているが、領域（４）と領域（５）との境界は図例に限定されるものではない。

領域（４）及び領域（５）のそれぞれにおいて、混合気は、領域（２）及び領域（３）と同等に、理論空燃比（λ≒１）に設定される。従って、混合気の空燃比は、ＣＩモードとＳＩモードとの境界を跨って理論空燃比（λ≒１）で一定にされる。これは、三元触媒の利用を可能にする。また、領域（４）及び領域（５）では、詳細は後述するが、基本的にはスロットル弁３６を全開にする一方で、ＥＧＲ弁５１１の開度調整により、気筒１８内に導入する新気量及び外部ＥＧＲガス量を調整する。こうして気筒１８内に導入するガス割合を調整することは、ポンプ損失の低減と共に、大量のＥＧＲガスを気筒１８内に導入することにより、火花点火燃焼の燃焼温度が低く抑えられ冷却損失の低減も図られる。領域（４）及び領域（５）では、主にＥＧＲクーラ５２を通じて冷却した外部ＥＧＲガスを、気筒１８に導入する。このことによって、異常燃焼の回避に有利になると共に、Ｒａｗ ＮＯｘの生成を抑制するという利点もある。尚、全開負荷域では、ＥＧＲ弁５１１を閉弁することにより、外部ＥＧＲをゼロにする。

このエンジン１の幾何学的圧縮比は、前述の通り、１５以上（例えば１８）に設定されている。高い圧縮比は、圧縮端温度及び圧縮端圧力を高くするため、ＣＩモードの、特に低負荷の領域（例えば領域（１））では、圧縮着火燃焼の安定化に有利になる。一方で、この高圧縮比エンジン１は、高負荷域であるＳＩモードにおいては、過早着火やノッキングといった異常燃焼が生じやすくなるという問題がある。

そこでこのエンジン１では、ＳＩモードの領域（４）や領域（５）においては、前述した高圧リタード噴射を行うことにより、異常燃焼を回避するようにしている。より詳細には、領域（４）においては、３０ＭＰａ以上の高い燃料圧力でもって、図５（ｃ）に示すように、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてリタード期間内で、気筒１８内に燃料噴射を実行する高圧リタード噴射のみを行う。これに対し、領域（５）においては、図５（ｄ）に示すように、噴射する燃料の一部を、吸気弁２１が開弁している吸気行程期間内で気筒１８内に噴射すると共に、残りの燃料をリタード期間内で気筒１８内に噴射する。つまり、領域（５）では、燃料の分割噴射を行う。ここで、吸気弁２１が開弁している吸気行程期間とは、ピストン位置に基づいて定義した期間ではなく、吸気弁の開閉に基づいて定義した期間であり、ここで言う吸気行程は、ＣＶＶＬ７３やＶＶＴ７２によって変更される吸気弁２１の閉弁時期によって、ピストンが吸気下死点に到達した時点に対しずれる場合がある。

次に、図６を参照しながら、ＳＩモードにおける高圧リタード噴射について説明する。図６は、前述した高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼（実線）と、吸気行程中に燃料噴射を実行する従来のＳＩ燃焼（破線）とにおける、熱発生率（上図）及び未燃混合気反応進行度（下図）の違いを比較する図である。図６の横軸はクランク角である。この比較の前提として、エンジン１の運転状態は共に高負荷の低速域（つまり、領域（４））であり、噴射する燃料量は、高圧リタード噴射によるＳＩ燃焼と従来のＳＩ燃焼との場合で互いに同じである。

先ず、従来のＳＩ燃焼では、吸気行程中に気筒１８内に所定量の燃料噴射を実行する（上図の破線）。気筒１８内では、その燃料の噴射後、ピストン１４が圧縮上死点に至るまでの間に、比較的均質な混合気が形成される。そして、この例では、圧縮上死点以降の、白丸で示す所定タイミングで点火が実行され、それによって燃焼が開始する。燃焼の開始後は、図６の上図に破線で示すように、熱発生率のピークを経て燃焼が終了する。燃料噴射の開始から燃焼の終了までの間が未燃混合気の反応可能時間（以下、単に反応可能時間という場合がある）に相当し、図６の下図に破線で示すように、この間に未燃混合気の反応は次第に進行する。同図における点線は、未燃混合気が着火に至る反応度である、着火しきい値を示しており、従来のＳＩ燃焼は、低速域であることと相俟って、反応可能時間が非常に長く、その間、未燃混合気の反応が進行し続けてしまうことから、点火の前後に未燃混合気の反応度が着火しきい値を超えてしまい、過早着火又はノッキングといった異常燃焼を引き起こす。

これに対し、高圧リタード噴射は反応可能時間の短縮を図り、そのことによって異常燃焼を回避することを目的とする。すなわち、反応可能時間は、図６にも示しているように、インジェクタ６７が燃料を噴射する期間（（１）噴射期間）と、噴射終了後、点火プラグ２５の周りに可燃混合気が形成されるまでの期間（（２）混合気形成期間）と、点火によって開始された燃焼が終了するまでの期間（（３）燃焼期間）と、を足し合わせた時間、つまり、（１）＋（２）＋（３）である。高圧リタード噴射は、噴射期間、混合気形成期間及び燃焼期間をそれぞれ短縮し、それによって、反応可能時間を短くする。このことについて、順に説明する。

先ず、高い燃料圧力は、単位時間当たりにインジェクタ６７から噴射される燃料量を相対的に多くする。このため、燃料噴射量を一定とした場合に、燃料圧力と燃料の噴射期間との関係は概ね、燃料圧力が低いほど噴射期間は長くなり、燃料圧力が高いほど噴射期間は短くなる。従って、燃料圧力が従来に比べて大幅に高く設定された高圧リタード噴射は、噴射期間を短縮する。

また、高い燃料圧力は、気筒１８内に噴射する燃料噴霧の微粒化に有利になると共に、燃料噴霧の飛翔距離を、より長くする。このため、燃料圧力と燃料蒸発時間との関係は概ね、燃料圧力が低いほど燃料蒸発時間は長くなり、燃料圧力が高いほど燃料蒸発時間は短くなる。また、燃料圧力と点火プラグ２５の周りに燃料噴霧が到達するまでの時間は概ね、燃料圧力が低いほど到達までの時間は長くなり、燃料圧力が高いほど到達までの時間は短くなる。混合気形成期間は、燃料蒸発時間と、点火プラグ２５の周りへの燃料噴霧到達時間とを足し合わせた時間であるから、燃料圧力が高いほど混合気形成期間は短くなる。従って、燃料圧力が従来に比べて大幅に高く設定された高圧リタード噴射は、燃料蒸発時間及び点火プラグ２５の周りへの燃料噴霧到達時間がそれぞれ短くなる結果、混合気形成期間を短縮する。これに対し、同図に白丸で示すように、従来の、低い燃料圧力での吸気行程噴射は、混合気形成期間が大幅に長くなる。尚、多噴口型のインジェクタ６７とキャビティ１４１との組み合わせは、ＳＩモードにおいては、燃料の噴射後、点火プラグ２５の周りに燃料噴霧が到達するまでの時間を短くする結果、混合気形成期間の短縮に有効である。

このように、噴射期間及び混合気形成期間を短縮することは、燃料の噴射タイミング、より正確には、噴射開始タイミングを、比較的遅いタイミングにすることを可能にする。そこで、高圧リタード噴射では、図６の上図に示すように、圧縮行程後期から膨張行程初期にかけてのリタード期間内に燃料噴射を行う。高い燃料圧力で気筒１８内に燃料を噴射することに伴い、その気筒内の乱れが強くなり、気筒１８内の乱れエネルギが高まるが、この高い乱れエネルギは、燃料噴射のタイミングが比較的遅いタイミングに設定されることと相俟って、燃焼期間の短縮に有利になる。

すなわち、燃料噴射をリタード期間内に行った場合、燃料圧力と燃焼期間内での乱流エネルギとの関係は概ね、燃料圧力が低いほど乱流エネルギが低くなり、燃料圧力が高いほど乱流エネルギは高くなる。ここで、仮に高い燃料圧力で気筒１８内に燃料を噴射するとしても、その噴射タイミングが吸気行程中にある場合は、点火タイミングまでの時間が長いことや、吸気行程後の圧縮行程において気筒１８内が圧縮されることに起因して、気筒１８内の乱れは減衰してしまう。その結果、吸気行程中に燃料噴射を行った場合、燃焼期間内での乱流エネルギは、燃料圧力の高低に拘わらず比較的低くなってしまう。

燃焼期間での乱流エネルギと燃焼期間との関係は概ね、乱流エネルギが低いほど燃焼期間が長くなり、乱流エネルギが高いほど燃焼期間が短くなる。従って、燃料圧力と燃焼期間との関係は、燃料圧力が低いほど燃焼期間は長くなり、燃料圧力が高いほど燃焼期間は短くなる。すなわち、高圧リタード噴射は、燃焼期間を短縮する。これに対し、従来の、低い燃料圧力での吸気行程噴射は、燃焼期間が長くなる。尚、多噴口型のインジェクタ６７は、気筒１８内の乱れエネルギの向上に有利であって、燃焼期間の短縮に有効であると共に、その多噴口型のインジェクタ６７とキャビティ１４１との組み合わせによって、燃料噴霧をキャビティ１４１内に収めることもまた、燃焼期間の短縮に有効である。

このように高圧リタード噴射は、噴射期間、混合気形成期間、及び、燃焼期間をそれぞれ短縮し、その結果、図６に示すように、燃料の噴射開始タイミングＳＯＩから燃焼終了時期θｅｎｄまでの、未燃混合気の反応可能時間を、従来の吸気行程中での燃料噴射の場合と比較して大幅に短くすることを可能にする。この反応可能時間を短縮する結果、図６の上段に示す図のように、従来の低い燃料圧力での吸気行程噴射では、白丸で示すように、燃焼終了時における未燃混合気の反応進行度が、着火しきい値を超えてしまい、異常燃焼が発生してしまうところ、高圧リタード噴射は、黒丸で示すように、燃焼終了時における未燃混合気の反応の進行を抑制し、異常燃焼を回避することが可能になる。尚、図６の上図における白丸と黒丸とで、点火タイミングは互いに同じタイミングに設定している。

燃料圧力は、例えば３０ＭＰａ以上に設定することによって、燃焼期間を効果的に短縮化することが可能である。また、３０ＭＰａ以上の燃料圧力は、噴射期間及び混合気形成期間も、それぞれ有効に短縮化することが可能である。尚、燃料圧力は、少なくともガソリンを含有する、使用燃料の性状に応じて適宜設定するのが好ましい。その上限値は、一例として、１２０ＭＰａとしてもよい。

高圧リタード噴射は、気筒１８内への燃料噴射の形態を工夫することによってＳＩモードにおける異常燃焼の発生を回避する。これとは異なり、異常燃焼の回避を目的として点火タイミングを遅角することが、従来から知られている。点火タイミングの遅角化は、未燃混合気の温度及び圧力の上昇を抑制することによって、その反応の進行を抑制する。しかしながら、点火タイミングの遅角化は熱効率及びトルクの低下を招くのに対し、高圧リタード噴射を行う場合は、燃料噴射の形態の工夫によって異常燃焼を回避する分、点火タイミングを進角させることが可能であるから、熱効率及びトルクが向上する。つまり、高圧リタード噴射は、異常燃焼を回避するだけでなく、その回避可能な分だけ、点火タイミングを進角することを可能にして、燃費の向上に有利になる。

以上説明したように、ＳＩモードでの高圧リタード噴射は、噴射期間、混合気形成期間及び燃焼期間をそれぞれ短縮することが可能であるが、ＣＩモードの領域（３）で行う高圧リタード噴射は、噴射期間及び混合気形成期間をそれぞれ短縮することが可能である。つまり、気筒１８内に高い燃料圧力で燃料を噴射することにより気筒１８内の乱れが強くなることで、微粒化した燃料のミキシング性が高まり、圧縮上死点付近の遅いタイミングで燃料を噴射しても、比較的均質な混合気を速やかに形成することが可能になるのである。

ＣＩモードでの高圧リタード噴射は、比較的負荷の高い領域において、圧縮上死点付近の遅いタイミングで燃料を噴射することにより、例えば圧縮行程期間中の過早着火を防止しつつ、前述の通り、概ね均質な混合気が速やかに形成されるため、圧縮上死点以降において、確実に圧縮着火させることが可能になる。そうして、モータリングにより気筒１８内の圧力が次第に低下する膨張行程期間において、圧縮着火燃焼が行われることで、燃焼が緩慢になり、圧縮着火燃焼に伴う気筒１８内の圧力上昇（ｄＰ／ｄｔ）が急峻になってしまうことが回避される。こうして、ＮＶＨの制約が解消される結果、ＣＩモードの領域が高負荷側に拡大する。

ＳＩモードの説明に戻り、前述の通り、ＳＩモードの高圧リタード噴射は、燃料噴射をリタード期間内に行うことによって未燃混合気の反応可能時間を短縮させるものの、この反応可能時間の短縮は、エンジン１の回転数が比較的低い低速域においては、クランク角変化に対する実時間が長いため、有効であるのに対し、エンジン１の回転数が比較的高い高速域においては、クランク角変化に対する実時間が短いため、それほど有効でない。逆に、リタード噴射では、燃料噴射時期を圧縮上死点付近に設定するため、圧縮行程においては、燃料を含まない筒内ガス、言い換えると比熱比の高い空気が圧縮されるようになる。その結果、高速域においては、気筒１８内の圧縮端温度が高くなり、この高い圧縮端温度がノッキングを招くようになる。そのため、領域（５）においてリタード噴射のみを行うときには、点火タイミングを遅角化して、ノッキングを回避しなければならない場合も起き得る。

そこで、図４に示すように、ＳＩモードにおいて相対的に回転数の高い領域（５）では、図５（ｄ）に示すように、噴射する燃料の一部を、吸気行程期間内で気筒１８内に噴射すると共に、残りの燃料をリタード期間内で気筒１８内に噴射をする。吸気行程噴射では、圧縮行程中の筒内ガス（つまり、燃料を含む混合気）の比熱比を下げ、それによって圧縮端温度を低く抑えることが可能である。こうして、圧縮端温度が低くなることで、ノッキングを抑制することが可能になるから、点火タイミングを進角させることが可能になる。

また、高圧リタード噴射を行うことにより、前述の通り、圧縮上死点付近の気筒１８内（燃焼室１９内）において乱れが強くなり、燃焼期間が短くなる。このこともまた、ノッキングの抑制に有利になり、点火タイミングをさらに進角させることが可能になる。そうして、領域（５）においては、吸気行程噴射と高圧リタード噴射との分割噴射を行うことにより、異常燃焼を回避しつつ、熱効率を向上させることが可能になる。

尚、領域（５）において燃焼期間を短縮させるために、高圧リタード噴射を行う代わりに多点点火構成を採用してもよい。つまり、複数の点火プラグを燃焼室内に臨んで配置し、領域（５）においては、吸気行程噴射を実行すると共に、その複数の点火プラグのそれぞれを駆動することにより、多点点火を行う。こうすることで、燃焼室１９内の複数の火種のそれぞれから火炎が広がるため、火炎の広がりが早くて燃焼期間が短くなる。その結果、高圧リタード噴射を採用した場合と同様に燃焼期間を短くして、熱効率の向上に有利になる。

図７〜１０は、低速域内におけるエンジン負荷の高低に対するエンジン１の各パラメータの制御例を示しており、低負荷から高負荷に向かう方向の負荷の変化は、図４に示すエンジンの運転マップにおいては、一点鎖線の矢印で例示される。

図７（ａ）〜（ｄ）は、気筒１８内の状態に係り、同図（ａ）は気筒１８内のガス組成（ガス割合）、同図（ｂ）は、圧縮開始時の気筒１８内の温度、同図（ｃ）は酸素濃度をそれぞれ示している。また、図７（ｄ）は、吸気中の外部ＥＧＲ割合を示し、これは、気筒１８内に導入されるＥＧＲガスから、内部ＥＧＲガスを除いた分ということができる。

図８（ａ）及び（ｄ）は、図７（ａ）及び（ｄ）と同じであり、それぞれ気筒１８内のガス組成、及び、吸気中の外部ＥＧＲ割合を示している。また、図８（ｅ）〜（ｇ）は、動弁系の制御に係り、同図（ｅ）は排気弁２２の開閉時期、同図（ｆ）は吸気弁２１の開閉時期、同図（ｇ）は吸気弁のリフト量である。

図９（ａ）及び（ｄ）は、図７（ａ）及び（ｄ）と同じである。また、図９（ｈ）〜（ｊ）は、吸排気系の制御に係り、同図（ｈ）はスロットル弁３６の開度、同図（ｉ）はＥＧＲ弁５１１の開度、同図（ｊ）はＥＧＲクーラバイパス弁５３１の開度を示している。

さらに、図１０（ａ）もまた、図７（ａ）と同じであり、気筒１８内のガス組成を示している。また、図１０（ｋ）〜（ｍ）は、燃料噴射及び点火系の制御に係り、同図（ｋ）は噴射開始時期、同図（ｌ）は燃料圧力、同図（ｍ）は点火時期をそれぞれ示している。

図７（ａ）は、前述の通り、気筒１８内の状態を示しており、相対的に負荷の低い、図の左側の領域はＣＩモードとなり、所定負荷よりも負荷が高い、図の右側の領域はＳＩモードとなる。図示していないが、気筒１８内に噴射される燃料量（総括燃料量）は、ＣＩモード及びＳＩモードに拘わらず、負荷の増大に従って増量される。

（所定負荷Ｔ１まで）
ＣＩモードにおいて、所定負荷Ｔ１よりも負荷の低い領域（これは、図４における運転マップにおいては領域（１）に相当する）では、リーン混合気となるように新気及び内部ＥＧＲガスが導入される。具体的には、スロットル弁３６の開度は、図９（ｈ）に示すように全開に設定される一方で、図８（ｅ）に示すように、排気ＶＶＬ７１をオンにして、排気弁２２を吸気行程中に開弁する排気の二度開きを行う。また、図８（ｇ）に示すように、吸気弁２１のリフト量は最小に設定されることで、内部ＥＧＲ率（気筒１８内に導入される内部ＥＧＲガス量の比率）は、最も高くなる（図１１のＳ１も参照）。前述したように、領域（１）では、例えば空気過剰率λ≧２．４程度のリーン混合気とすればよく、このことにより、大量のＥＧＲガスを気筒１８内に導入することと相俟って、ＲａｗＮＯｘの生成が抑制される。また、大量のＥＧＲガスを気筒１８内に導入することは、ポンプ損失の低減にも有利である。尚、図１０（ｋ）（ｌ）に示すように、領域（１）では、相対的に低い燃圧で、吸気行程期間内で、燃料噴射が実行される。但し、燃圧は、エンジン負荷の増大に従って、次第に高くなる。

所定負荷Ｔ１まで（より正確には、所定負荷Ｔ２まで）は、大量の内部ＥＧＲガスが気筒１８内に導入されることで、図７（ｂ）に示すように、気筒１８内の温度、特に圧縮端温度が高くなり、圧縮着火の着火性の向上及び圧縮着火燃焼の安定性の向上に有利になる。酸素濃度は、図７（ｂ）に示すように、負荷の増大に従い次第に低下する。尚、図示は省略するが、ホットＥＧＲガスを気筒１８内に導入する所定負荷Ｔ６までの低負荷乃至中負荷の領域では、インタークーラバイパス弁３５１を閉じることによって、インタークーラ／ウォーマ３４によって温められた新気を、気筒１８内に導入してもよい。

（所定負荷Ｔ１からＴ２まで）
所定負荷Ｔ１以上のエンジン負荷においては、混合気の空燃比は、理論空燃比（λ≒１）に設定される。従って、噴射される燃料量が増大するに従い、気筒１８内に導入される新気量も増大し、それに応じてＥＧＲ率は減少する（図７（ａ）参照）。所定負荷Ｔ１からＴ２においても、相対的に低い燃圧で、吸気行程期間内に燃料噴射が実行される（図１０（ｋ）（ｌ）参照）。

また、所定負荷Ｔ１からＴ２においても、図９（ｈ）に示すように、スロットル開度は、基本的には全開である。一方で、図８（ｅ）に示すように、排気ＶＶＬ７１をオンにした状態で、図８（ｇ）に示すように、吸気弁２１のリフト量を調整することにより、気筒１８内に導入する新気量及び内部ＥＧＲガス量が調整される。

具体的には、図１１に示すように、排気ＶＶＬ７１をオンにして排気二度開きを行っている状態で、吸気弁２１のリフト量を最小にすれば（同図のＳ１参照）、内部ＥＧＲ率が最大になりかつ、気筒１８内に導入される新気が最も少なくなる。これは、図８（ｅ）（ｆ）（ｇ）に示すように、所定負荷Ｔ１までの、吸排気弁２１、２２の制御に相当する。

図１１のＳ２に示すように、排気二度開きを行っている状態で、吸気弁２１のリフト量を大きくすれば、吸気弁２１の開弁期間と排気弁２２の二度開き時の開弁期間との重なりが変わるため、内部ＥＧＲ率が低下する。尚、吸気弁２１の閉弁時期は、吸気弁２１のリフト量が変化しても、ほぼ一定となるようにしている。ＣＶＶＬ７３及びＶＶＴ７２の制御により吸気弁２１のリフト量を連続的に変更すれば、内部ＥＧＲ率を連続的に低下させることが可能である。所定負荷Ｔ１からＴ２の間では、理論空燃比λ≒１を維持しながらＥＧＲ率が最大となるように、言い換えると可能な限りの内部ＥＧＲガスが気筒１８内に導入されるように、吸気弁２１のリフト量が制御される。具体的には、図８（ｅ）（ｆ）（ｇ）に示すように、吸気弁２１のリフト量を次第に増大させ、それに伴い、吸気弁２１の開弁時期（ＩＶＯ）も次第に進角させる。

（所定負荷Ｔ２からＴ３）
所定負荷Ｔ２以上のエンジン負荷は、図４における運転マップにおいては領域（２）に相当し、気筒１８内の温度が高くなって過早着火が生じる虞がある。そこで、所定負荷Ｔ２以上のエンジン負荷では、内部ＥＧＲガス量を減らし、代わりに冷却された外部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。つまり、図９（ｉ）に示すように、ＥＧＲ弁５１１の開度が閉弁状態から次第に大きくされ、それによってＥＧＲクーラ５２を通過することによって冷却された外部ＥＧＲガス量が、エンジン１の負荷の増大に伴い次第に増量される。尚、図９（ｊ）に示すように、ＥＧＲクーラバイパス弁５３１は、閉じたままである。こうして、冷却された外部ＥＧＲガス（つまり、クールドＥＧＲガス）は、エンジン負荷の増大に従って次第に増量される（図７（ｄ）も参照）。

一方、図７（ａ）に示すように、内部ＥＧＲガス及び外部ＥＧＲガスを含むＥＧＲ率は、所定負荷Ｔ２以上の高負荷側においても、混合気の空燃比を理論空燃比（λ≒１）に設定すべく、負荷の増大に対して所定割合で低下している。このため、所定負荷Ｔ２以上の高負荷側においては、内部ＥＧＲガスは、より高い低下率で、負荷の増大に従って減量される（つまり、図７（ａ）における傾きが大きくなる）。具体的には、図８（ｅ）（ｆ）（ｇ）に示すように、吸気弁２１のリフト量が、所定負荷Ｔ２までの低負荷側よりも高い増大率で、負荷の増大に従って次第に増大させられ、それに応じて吸気弁２１の開弁時期（ＩＶＯ）が次第に進角する。

こうして、図７（ｂ）に示すように、気筒１８内の温度は、所定負荷Ｔ２以上の高負荷側においては、負荷の増大に従って次第に低下するようになる。

（所定負荷Ｔ３からＴ４）
内部ＥＧＲガスの導入量の調整は、前述したように、吸気行程期間内で開弁される排気弁２２の開弁期間に対する、吸気弁２１の開弁期間の重なり具合を調整することによって行われ、基本的には吸気のＣＶＶＬ７３の制御による。図１１に実線の矢印で示すように、内部ＥＧＲガスの導入量は、所定量までは連続的に減少させることができるものの（同図のＳ１、Ｓ２参照）、排気弁２２の開弁期間は調整できないため、その所定量よりも導入量を減少させようとすれば、排気ＶＶＬ７１をオフにして、排気二度開きを停止させなければならない。このため、同図のＳ３、Ｓ４に示すように、排気ＶＶＬ７１のオン・オフの切り替えに伴い、内部ＥＧＲガスの導入量は不連続的に減少してしまう（図１１の一点鎖線の矢印参照）。

このように、気筒１８内に導入する内部ＥＧＲガスを連続的に減少させることができなくなることから、領域（２）における所定負荷Ｔ３において、内部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入することを止め、その代わりのホットＥＧＲガスとして、ＥＧＲクーラ５２をバイパスした冷却しない外部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。

つまり、図８（ｅ）に示すように、排気ＶＶＬ７１をオフにして排気二度開きを停止する一方で、吸気弁２１のリフト量を不連続的に、大きく変更し、それに伴い吸気弁２１の開弁時期も、吸気上死点付近に大きく進角させる。尚、少なくともＣＩモード内での所定負荷Ｔ３以上の高負荷側においては、吸気弁２１及び排気弁２２の開弁時期及び閉弁時期はそれぞれ、負荷の増大に拘わらず一定に保持される。

また、図９（ｉ）に示すように、ＥＧＲ弁５１１の開度を全開に変更すると共に、同図（ｊ）に示すように、ＥＧＲクーラバイパス弁５３１の開度もまた全開に変更する。また、図９（ｈ）に示すように、スロットル弁３６の開度は一時的に絞られ、これによってＥＧＲ率を５０％よりも高くなるようにする。こうして、図９（ｄ）に示すように、所定負荷Ｔ３において、必要量のホットＥＧＲガス（つまり、冷却しない外部ＥＧＲガス）を気筒１８内に導入する。ホットＥＧＲガスを、エンジン負荷の増大に伴い減少させるため、図９（ｊ）に示すように、ＥＧＲクーラバイパス弁５３１の開度は、所定負荷Ｔ３以上の高負荷側において、全開から次第に閉じられる一方で、クールドＥＧＲガス量は、エンジン負荷の増大に従い増量させるため、ＥＧＲ弁５１１は全開を維持しながら、スロットル弁３６の開度を次第に全開へと変更する。

（所定負荷Ｔ４からＴ５）
ＣＩモードの所定負荷Ｔ４以上のエンジン負荷においては、クールドＥＧＲガスとホットＥＧＲガスとの導入割合を調整することだけでは、圧縮着火の着火性確保と、過早着火等の異常燃焼の回避とを両立させることが困難になることから、前述したように、高圧リタード噴射を行う。これは、図４の運転マップにおいては領域（３）に相当する。

図１０（ｋ）に示すように、燃料の噴射開始時期は、領域（１）（２）における吸気行程中の時期から、圧縮上死点付近の時期へと大きく変更される。また、燃料圧力も、図１０（ｌ）に示すように、領域（１）（２）における低燃圧から、３０ＭＰａ以上の高燃圧へと大きく変更される。このように、領域（２）と領域（３）との間では燃料の噴射形態が大きく変更されるものの、気筒１８内のガス組成は連続的に変化しているため、吸気弁２１及び排気弁２２の開弁期間や閉弁期間、スロットル弁３６の開度、ＥＧＲ弁５１１の開度及びＥＧＲクーラバイパス弁５３１の開度はそれぞれ急変することはない（図８（ｅ）（ｆ）（ｇ）、図９（ｈ）（ｉ）（ｊ）を参照）。このことは、領域（２）と領域（３）との間の移行に際しトルクショック等が発生することを抑制する上で有利であり、制御の簡素化が図られる。

所定負荷Ｔ４以上の高負荷側において、高圧リタード噴射としての燃料噴射の開始時期は、図１０（ｋ）に示すように、エンジン負荷の増大に従って、次第に遅角される。また、燃料圧力も、同図（ｌ）に示すように、エンジン負荷の増大に従って高く設定される。エンジン負荷の増大に伴い、過早着火等が、より発生し易くなると共に、圧力上昇もより激しくなり得る。そこで、燃焼の噴射開始時期をより遅らせると共に、燃料圧力をより高く設定することで、これらを有効に回避する。

また、所定負荷Ｔ４から所定負荷Ｔ５においては、スロットル弁３６の開度は全開で一定にされる（図９の（ｈ）参照）一方で、ＥＧＲ弁５１１の開度及びＥＧＲクーラバイパス弁５３１の開度はそれぞれ、エンジン負荷の増大に従って減少する（図９（ｉ）（ｊ）参照）。尚、ＥＧＲ弁５１１の開度とＥＧＲクーラバイパス弁５３１の開度と比較したときに、ＥＧＲクーラバイパス弁５３１の開度の方が、その低下率は高い。

（所定負荷Ｔ５からＴ６）
所定負荷Ｔ５はＣＩモードとＳＩモードとの切り替えに係り、所定負荷Ｔ５を超える高負荷側においては、ＳＩモードとなる。ＣＩモードとＳＩモードとの切り替えに係る境界を挟んだ低負荷側と高負荷側とのそれぞれにおいて、混合気の空燃比を、理論空燃比（λ≒１）に設定しているため、ＥＧＲ率は、ＣＩモードからＳＩモードにかけて連続的に減少するように設定される。このことは、燃焼形態の切り替えが行われるＣＩモードからＳＩモードへの移行に際しては、火花点火を開始すること以外に大きな変化はなく、ＣＩモードからＳＩモードへの切り替え、又は、その逆の切り替えをそれぞれスムースにし、トルクショック等の発生を抑制することが可能になる。特にＥＧＲ通路５０を通じた排気ガスの還流に係る制御応答性は比較的低いため、ＥＧＲ率を急変させないような制御は、制御性の向上に有利である。

また、前述したようにＣＩモードにおいては、ＥＧＲ率をできるだけ高く設定していることに伴い、ＳＩモード内における、ＣＩモードとの境界付近の低負荷領域では、ＥＧＲ率が高くなってしまう。高いＥＧＲ率は、ポンプ損失の低減には有利であるものの、ＳＩモードにおいては、燃焼安定性に不利になる場合がある。

そこで、ＳＩモードにおける低負荷の領域、具体的には所定負荷Ｔ６よりも低負荷側においては、ホットＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。つまり、ＥＧＲクーラバイパス通路５３を通過した、冷却しない外部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入する。このことで、図７（ｂ）に示すように、気筒１８内の温度を高めに設定し、着火遅れ時間を短くして、高ＥＧＲ率の環境下における火花点火燃焼の安定性を高めるようにしている。

具体的には、図９（ｉ）（ｊ）に示すように、ＥＧＲ弁５１１の開度及びＥＧＲクーラバイパス弁５３１の開度をそれぞれ、ＣＩモード時から連続するように、負荷の増大に従い次第に減少させる。これにより、エンジン負荷の増大に対してクールドＥＧＲガスは増量し、ホットＥＧＲガスは減量し、クールドＥＧＲガス及びホットＥＧＲガスを含むＥＧＲ率は、エンジン負荷の増大に対して次第に低下する。従って、新気量は増大する。そうして、所定負荷Ｔ６以上のエンジン負荷においては、気筒１８内の温度が高まることにより燃焼安定性が高まるため、ＥＧＲクーラバイパス弁５３１を閉じてホットＥＧＲガス量をゼロにする。尚、このときにＥＧＲ弁５１１は開いている。また、所定負荷Ｔ５からＴ６の間において、スロットル弁の開度は全開に維持されると共に（図９（ｈ）参照）、吸気弁２１及び排気弁２２の開弁時期及び閉弁時期も、一定にされる（図８（ｅ）（ｆ）（ｇ）参照）。

一方、燃料噴射の開始時期は、図１０（ｋ）に示すように、エンジン負荷の増大に従って、次第に遅角すると共に、燃圧も、同図（ｌ）に示すように、エンジン負荷の増大に従って、次第に高くする。また、点火時期は、同図（ｍ）に示すように、燃料噴射の開始時期と共に、エンジン負荷の増大に従って、次第に遅角する。尚、ＳＩモードにおいて、所定負荷Ｔ５からＴ６の低負荷側の領域では、所定の点火時期に点火プラグ２５を作動させることで火花点火を行うものの、その燃焼形態は、火花点火により火炎核が生成されて、火炎が伝播する形態とは限らず、火花点火により低温酸化反応が促進されて自着火するような形態もあり得る。

（所定負荷Ｔ６以上）
ＳＩモードにおいて、所定負荷Ｔ６以上の高負荷側においては、図７（ａ）（ｄ）に示すように、ホットＥＧＲガス量はゼロになり、クールドＥＧＲガスのみが気筒１８内に導入される。尚、図示は省略するが、所定負荷Ｔ６以上の高負荷側では、インタークーラバイパス弁３５１を開ける（例えばエンジン負荷の増大に応じてその開度を次第に大きくする）ことによって、インタークーラ／ウォーマ３４をバイパスする新気量を増やすようにし、気筒１８内に導入する新気の温度を低くしてもよい。これは、高負荷側の領域において、気筒１８内の温度を低下させて過早着火やノッキング等の異常燃焼を回避する上で有利になる。

また、図９（ｈ）に示すようにスロットル弁３６の開度は全開に維持されると共に、同図（ｉ）に示すように、ＥＧＲ弁５１１は、エンジン負荷の増大に従い次第に閉じて、全開負荷で閉弁する。従って、全開負荷ではＥＧＲ率はゼロになる（図７（ａ）（ｄ）参照）。一方で、図８（ｆ）（ｇ）に示すように、エンジン負荷の増大に従い、吸気弁２１のリフト量を次第に大きくし、全開負荷で最大リフト量にする。こうして気筒１８内に導入する新気量を、エンジン負荷の増大に従って増量させることで、エンジン１の運転領域における高負荷側でのトルクの向上を図る。

さらに、図１０（ｋ）（ｌ）（ｍ）に示すように、燃料噴射開始時期は、エンジン負荷の増大に従って次第に遅角されると共に、燃料圧力も、エンジン負荷の増大に従って次第に高く設定される。そうして、点火時期も、エンジン負荷の増大に従って次第に遅角される。エンジン負荷の増大に伴い異常燃焼等が生じやすくなるものの、噴火開始時期の遅角化及び燃料圧力の高圧化によって、それが、効果的に回避される。

以上、図７〜１０を参照しながら、エンジン負荷の高低に対する各パラメータの変化を説明したが、図１２は、ＥＧＲ率とエンジン負荷との関係を示している。前述の通り、エンジン負荷の低い軽負荷の領域では、空燃比をリーンに設定している一方で、その軽負荷の領域よりも負荷の高い領域では、エンジン負荷の高低や、燃焼形態の相違に拘わらず、空燃比を理論空燃比（λ≒１）で一定に設定している。エンジン１は、図１２に太実線の矢印で示す制御ラインに沿って制御され、空燃比を理論空燃比（λ≒１）に設定する条件下で、ＥＧＲ率を最大に設定している。従って、エンジン負荷の高低に対し、また、燃焼形態の切り替えに拘わらず、ＥＧＲ率は連続的に変化する。このことは、エンジン負荷が連続的に変化するようなときには、気筒１８内のガス組成が連続的に変化することになるから、制御性の向上に有利である。

また、大量のＥＧＲガスを気筒１８内に導入しつつ、吸気行程中に燃料噴射を行うことで圧縮着火燃焼を行う燃焼形態（つまり、領域（１）（２）に相当）では、図１２に一点鎖線で示すように、ｄＰ／ｄｔの制約から、所定以上のエンジン負荷を実現することができないものの、ここにおいては、３０ＭＰａ以上の高い燃料圧力でかつ、圧縮上死点付近において燃料を噴射する高圧リタード噴射を行うことと、比較的多量のＥＧＲガスを気筒１８内に導入することによって、燃焼を緩慢にしてｄＰ／ｄｔの制約を解消しつつ、圧縮着火燃焼を安定して行うことが可能になる。これは、図４においては領域（３）の燃焼形態に相当し、ＣＩモードを高負荷側に拡大することが可能になる。また、この領域（３）を設けることによって、エンジン負荷の高低に対するＥＧＲ率の連続的な変化が実現する、ということもできる。

エンジン１の幾何学的圧縮比が高いことに起因して、過早着火（プリイグニッション）等の異常燃焼が生じ得るＳＩ燃焼の領域（図１２における一点鎖線を参照）においては、高圧リタード噴射を行うことにより、そうした異常燃焼を回避して、安定した火花点火燃焼を実行することが可能になる。高圧リタード噴射はまた、燃焼安定性を高めることから、ＣＩモードからＳＩモードへの切り替え直後の負荷において、高いＥＧＲ率が設定されても、所定の燃焼安定性を確保する上で有利である。このこともまた、エンジン負荷の高低に対して、ＥＧＲ率を連続的に変化させることを可能にしている要因である。

こうして、エンジン負荷の高低に対して、気筒１８内の状態量の連続性を確保することは、ＳＩモード及びＣＩモードの切り替えを伴うエンジン１において、モードの切り替え時のトルクショック等を抑制する上で有利になる。

また、幾何学的圧縮比が高く設定されたエンジン１においては、高圧リタード噴射で燃料を噴射するようなタイミングでは、燃焼室１９の容積が比較的小さくなる。これは、燃焼室１９内の空気利用率の点では不利になり得るものの、高圧リタード噴射は、高い燃圧で、キャビティ１４１内に燃料を噴射することで、キャビティ１４１内の流動を強めて空気の利用率を高める。特にインジェクタ６７は、多噴口型であるため、キャビティ１４１内のガスの乱れエネルギを効果的に高め、空気利用率の向上に有利になる。

その結果、ＣＩモードにおける領域（３）では、比較的均質な混合気が速やかに形成されるようになり、圧縮着火燃焼の着火性及び安定性が向上する。同様に、ＳＩモードにおける領域（４）でも、異常燃焼が回避される。

ここで、ＣＩモードにおける高圧リタード噴射と、ＳＩモードにおける高圧リタード噴射とを比較すると、図１０（ｋ）に示すように、ＣＩモードにおける高圧リタード噴射の方が、燃料の噴射開始時期が進角側に設定される。これは、ＣＩモードにおいて高圧リタード噴射を行う領域（３）は、圧縮着火燃焼を行うこととエンジン１の負荷が相対的に低いことにより大量のＥＧＲガスを気筒内に導入することが可能であって、大量のＥＧＲガスにより燃焼を緩慢化させることが可能である。そこで、燃料噴射の開始時期を、異常燃焼を回避し得る限度で、より早めることで、均質混合気の形成期間を、ある程度長く確保して着火性や燃焼安定性を向上させつつ、圧縮着火の時期を圧縮上死点以降に遅らせて、大量のＥＧＲガスによる燃焼の緩慢化と共に、急激な圧力上昇を回避することが可能になる。

これに対し、ＳＩモードにおける高圧リタード噴射を行う領域（４）（又は領域（５））は、燃焼安定性の観点から大量のＥＧＲガスを気筒１８内に導入することができないため、燃料噴射の開始時期をできるだけ遅らせることによって、リタード噴射の作用効果により、異常燃焼を回避することが望ましい。

（ホットＥＧＲガスの制御に係る別構成）
前述したように、排気ＶＶＬ７１と吸気ＣＶＶＬ７３との制御を組み合わせることにより、内部ＥＧＲガス量を調整しようとした場合には、所定量においてＥＧＲ率の不連続が発生することになる（図１１参照）。図１３〜図１８に示すエンジン１００は、動圧排気を利用して内部ＥＧＲガス量を、最大量からゼロまで、連続的に変更可能にするものである。

具体的に、このエンジン１００では、その排気側の構成に特徴があり、図１４〜図１７は、排気マニホールド４００の構造を詳細に示すための図である。これら図１４〜図１７に示すように、排気マニホールド４００は、第１〜第４の各気筒１８Ａ〜１８Ｄの排気ポート１７に上流端部が接続される３つの独立排気通路４０１，４０２，４０３と、各独立排気通路４０１，４０２，４０３の下流端部（エンジン本体１００から遠ざかる側の端部）が独立状態を維持したまま互いに近接するように束ねられた集約部４０４と、集約部４０４の下流側に設けられ、独立排気通路４０１，４０２，４０３の全てと連通する共通の空間が内部に形成された負圧発生装置４０５とを有しており、負圧発生装置４０５の下流側に単一の排気管４０が接続されている。図示の都合上、図１６では、各独立排気通路４０１，４０２，４０３等を想像線で示しており、図１５では、後述するバイパス通路４１１，４１２，４１３及びバイパス下流部４１４を省略している。

このようにこのエンジン１００では、４つの気筒１８Ａ，１８Ｂ，１８Ｃ，１８Ｄに対し３つの独立排気通路４０１，４０２，４０３が用意されている。これは、中央側の独立排気通路４０２が、２番気筒１８Ｂ及び３番気筒１８Ｃに対し共通に使用可能なようにＹ字状に分岐した形状とされているからである。すなわち、独立排気通路４０２は、２番気筒１８Ｂ及び３番気筒１８Ｃの各排気ポート１７から延びて下流側で合流する２つの分岐通路部４０２１，４０２２と、各分岐通路部４０２１，４０２２が合流した部分からさらに下流側に延びる単一の共通通路部４０２３とを有している。一方、１番気筒１８Ａ及び４番気筒１８Ｄの各排気ポート１７に接続される独立排気通路４０１，４０３については、分岐のない単管状に形成されている。尚、以下では、単管状の独立排気通路４０１，４０３を、それぞれ「第１独立排気通路４０１」及び「第３独立排気通路４０３」といい、二股状に分岐した独立排気通路４０２を「第２独立排気通路４０２」という場合がある。

４サイクルの４気筒エンジンであるエンジン１００では、１番気筒１８Ａ→３番気筒１８Ｃ→４番気筒１８Ｄ→２番気筒１８Ｂの順に点火が行われるので、二股状に形成された第２独立排気通路４０２の上流端部が接続される２番気筒１８Ｂ及び３番気筒１８Ｃは、排気順序（排気行程が実施される順序）が連続しない関係にある。このため、２番気筒１８Ｂ及び３番気筒１８Ｃに共通の独立排気通路４０２を接続した場合でも、これら両気筒１８Ｂ，１８Ｃからの排気ガスが同時に独立排気通路４０２に流れることはない。

単管状に形成された第１、第３独立排気通路４０１，４０３は、その各下流端部の位置が第２独立排気通路４０２の下流端部と一致するように、気筒列方向の中央側を指向して延びている。すなわち、特に図１５に示すように、第１独立排気通路４０１の下流端部と、第２独立排気通路４０２の共通通路部４０２３の下流端部と、第３独立排気通路４０３の下流端部とが、それぞれ、エンジン本体１の排気側の壁面中央（上面視で２番気筒１８Ｂと３番気筒１８Ｃの間に対応する位置）から下流側に離れた位置において１箇所に束ねられている。そして、束ねられた３つの独立排気通路４０１，４０２，４０３の各下流端部と、これらを束ねた状態に保持する保持部材等により、集約部４０４が形成されている。

図１７に示すように、各独立排気通路４０１，４０２，４０３の各下流端部、つまり、第１独立排気通路４０１の下流端部と、第２独立排気通路４０２の共通通路部４０２３の下流端部と、第３独立排気通路４０３の下流端部とは、それぞれ、円を３等分したような扇型の断面を有しており、このような断面を有する各下流端部が３つ集まることにより、全体としてほぼ円形の集約部４０４が形成されている。

集約部４０４において近接配置された各独立排気通路４０１，４０２，４０３の下流端部は、下流側に至るほど通路断面積が小さくなるノズル状に形成されている（例えば図１４、図１５参照）。このため、各独立排気通路４０１，４０２，４０３の下流端部を通過した排気ガスは、そこで加速した後に（流速を高めた後に）、負圧発生装置４０５へと噴出される。

また、各独立排気通路４０１，４０２，４０３の下流端部は、集約部４０４において、比較的平行に近い角度で束ねられている。具体的に、各独立排気通路４０１，４０２，４０３の下流端部は、それぞれの軸心同士がなす角度が例えば１０度前後の浅い角度となるように配置されている。

図１４及び図１５に示すように、負圧発生装置４０５は、下流側ほど通路断面積が小さくなるように形成されたノズル部４０６と、ほぼ一様の通路断面積を有するように形成されたストレート部４０７と、下流側ほど通路断面積が大きくなるように形成されたディフューザ部４０８とを、上流側から順に有している。このため、各独立排気通路４０１，４０２，４０３のいずれかの下流端部から噴出された排気ガスは、まずノズル部４０６へと流入し、そこでさらに加速する（このとき排気ガスの圧力は低下する）。また、ノズル部４０６で加速された排気ガスは、ストレート部４０７及びディフューザ部４０８を通過するにつれて減速され、これに伴って排気ガスの圧力が回復させられる。

各独立排気通路４０１，４０２，４０３のいずれかの下流端部から負圧発生装置４０５のノズル部４０６に向けて高速で排気ガスが噴出されると、その噴出ガスの周囲に、相対的に圧力の低い負圧部が生成される。したがって、ある気筒の独立排気通路（４０１，４０２，４０３のいずれか）から負圧発生装置４０５に排気ガスが噴出されたときには、他の気筒の独立排気通路等に負圧が作用して、そこから排気ガスが下流側へと吸い出されることになる。これは、エゼクタ効果として知られている。

尚、エゼクタ効果は、ノズル部４０６の下流端部の面積（ストレート部４０７の面積に同じ）の等価円直径をＤ、独立排気通路４０１，４０２，４０３の各下流端部の等価円直径をａとしたときに、ａ／Ｄ≧０．５であれば充分なエゼクタ効果が得られることが分かっている。このため、当実施形態でも、ａ／Ｄは０．５以上（例えば０．６５）に設定される。ここで、等価円直径とは、ある形状をもった断面を面積が同じ真円に置き換えたときの直径のことである。

図１４及び図１６に示すように、この排気マニホールド４００は、独立排気通路４０１，４０２，４０３や負圧発生装置４０５等に加えて、各独立排気通路４０１，４０２，４０３の途中部から分岐して延びかつ下流側で合流する３つのバイパス通路４１１，４１２，４１３と、各バイパス通路４１１，４１２，４１３が合流した部分から下流側に延びるバイパス下流部４１４とをさらに有している。バイパス下流部４１４は、その下流端部が、負圧発生装置４０５より下流側の排気通路である排気管４０に接続されている。すなわち、バイパス通路４１１，４１２，４１３は、バイパス下流部４１４を介して、各独立排気通路４０１，４０２，４０３の途中部（負圧発生装置４０５よりも上流側の部分）と排気管４０とを連結している。尚、バイパス通路４１１，４１２，４１３が合流する角度は、比較的広い角度に設定されており、例えば、バイパス通路４１１と４１２の各軸心どうしの交差角度、及びバイパス通路４１２と４１３の各軸心どうしの交差角度が、それぞれ３０度以上に設定されている。

各バイパス通路４１１，４１２，４１３及びバイパス下流部４１４は、その上流端から下流端に亘ってほぼ一定の断面積を有するように形成されており、その断面積は、各独立排気通路４０１，４０２，４０３の下流側部分の各断面積よりも大きく設定されている。当実施形態において、バイパス通路４１１，４１２，４１３及びバイパス下流部４１４の各断面積は、独立排気通路４０１，４０２，４０３の下流端部が集まった集約部４０４の円形の断面積（各通路４０１，４０２，４０３の下流端部の合計の面積）とほぼ同一に設定されている。

各バイパス通路４１１，４１２，４１３の内部には、それぞれ、開閉可能な流通切替弁４１５が設けられている。各流通切替弁４１５は、共通のロッド４１６を中心に回動するように設けられ、ロッド４１６の一端はアクチュエータ４１７に連結されている。そして、アクチュエータ４１７の作動によってロッド４１６が回転すると、これに伴い各流通切替弁４１５が同時に駆動されてバイパス通路４１１，４１２，４１３が開閉されるようになっている。

前記のように動作する流通切替弁４１５は、各気筒１８Ａ〜１８Ｄから排出された排気ガスを負圧発生装置４０５に通すか否かを切り替えるために使用される。例えば、流通切替弁４１５が全閉にされると、各気筒１８Ａ〜１８Ｄから排出された排気ガスは、全て独立排気通路４０１，４０２，４０３を通って負圧発生装置４０５に流入する。これにより、負圧発生装置４０５の内部に強い負圧（充分に圧力が低下した負圧）が発生し、充分な排気ガスの吸い出し作用（エゼクタ効果）が得られる。一方、流通切替弁４１５が全開にされた場合は、各気筒１８Ａ〜１８Ｄから排出された排気ガスの大部分が、バイパス通路４１１，４１２，４１３を通って下流側に流れ、負圧発生装置４０５を通過することなくその下流側の排気管４０に流入する。これにより、負圧発生装置４０５での負圧が生成されなくなるので、エゼクタ効果が大幅に低下する。尚、流通切替弁４１５を全開にしたときに排気ガスの大部分が（独立排気通路４０１，４０２，４０３ではなく）バイパス通路４１１，４１２，４１３を通過するのは、独立排気通路４０１，４０２，４０３の各下流端部の断面積に比べてバイパス通路４１１，４１２，４１３の断面積が大きく、流通抵抗が少ないからである。

このようにエンジン１００の排気系に負圧発生装置４０５等を設けていることで、詳しくは後述するが、内部ＥＧＲ率をゼロになるまで連続的に変更することが可能になる。そのため、このエンジン１００においては、ホットＥＧＲガスとして、ＥＧＲクーラ５２をバイパスする外部ＥＧＲガスが不要になる。そこで、図１３に示すように、ＥＧＲクーラバイパス通路５３及びＥＧＲクーラバイパス弁５３１はそれぞれ省略されていて、ＥＧＲ通路としては主通路５１のみである。また、図１８に示すように、ＰＣＭ１０は、ＥＧＲクーラバイパス弁５３１に制御信号を出力する代わりに、前記の流通切替弁３１５の開度を調整するアクチュエータ４１７に、制御信号を出力する。

次に、このような構成のエンジン１００の制御について、図１９〜２１を参照しながら説明する。図１９〜２１は、前述した図７〜９に対応しており、図１９（ａ）は気筒１８内のガス組成、図１９（ｂ）は、圧縮開始時の気筒内の温度、図１９（ｃ）は酸素濃度、図１９（ｄ）は、吸気中の外部ＥＧＲ割合をそれぞれ示している。この内、図１９（ｂ）（ｃ）は、図７（ｂ）（ｃ）と同一である。

図２０（ａ）及び（ｄ）は、図１９（ａ）及び（ｄ）と同じであり、それぞれ気筒１８内のガス組成、及び、吸気中の外部ＥＧＲ割合を示している。また、図２０（ｅ）は排気弁２２の開閉時期、同図（ｆ）は吸気弁２１の開閉時期、同図（ｇ）は吸気弁のリフト量である。

図２１（ａ）及び（ｄ）は、図１９（ａ）及び（ｄ）と同じである。また、図２１（ｈ）はスロットル弁３６の開度、同図（ｉ）はＥＧＲ弁５１１の開度、同図（ｊ）は流通切替弁４１５の開度を示している。

尚、エンジン１００において、燃料噴射及び点火時期に関する制御は、エンジン１における制御と同じであり、図１０（ｋ）（ｌ）（ｍ）をそれぞれ参照する。

先ず、図１９（ａ）において、軽負荷から所定負荷Ｔ１まで、及び、所定負荷Ｔ１からＴ２までの間は、図７（ａ）と同じである。但し、図２１（ｊ）に示すように、流通切替弁４１５の開度は全開に設定されており、これにより、排気ガスはバイパス通路４１１，４１２，４１３を通って排出される。この場合、後述するように、排気ポート１７に吐き出された排気ガスの吸引作用は生じないため、排気の二度開きにより、十分な量の内部ＥＧＲガスを気筒１８内に導入することが可能である。

図７（ａ）（ｅ）においては、所定負荷Ｔ３において排気ＶＶＬ７１をオフにするが（図８（ｅ）参照）、図２０（ａ）（ｅ）では、所定負荷Ｔ３においても排気ＶＶＬ７１をオフにしない（図２０（ｅ）参照）。排気ＶＶＬ７１は、ＳＩモードにおける所定負荷Ｔ６まで、オンを継続させる。

また、図２０（ｆ）（ｇ）に示すように、所定負荷Ｔ２以上の高負荷側において、吸気弁２１のリフト量は、エンジン負荷の増大に従って次第に大きくなり、それに伴い、吸気弁２１の開弁時期が進角される。こうして、排気ＶＶＬ７１の制御と吸気ＣＶＶＬ７３の制御とによって、内部ＥＧＲガスの導入量は、図１９（ａ）に示すように、エンジン負荷の増大に従って次第に減少される。このように排気ＶＶＬ７１の作動を停止しないことにより、吸気弁２１のリフト量を急変させる必要がなくなる（図８（ｇ）を参照）。さらに、図２１（ｉ）に示すように、ＥＧＲ弁５１１の開度を急変させる必要もなくなる（図９（ｉ）も参照）。これは、エンジン負荷の増大に対する制御性を高める。尚、所定負荷Ｔ４以上のエンジン負荷で高圧リタード噴射を行う点は、前記と同様である（図９（ｋ）（ｌ）（ｍ）参照）。

エンジン負荷が所定負荷Ｔ５を超えれば、ＣＩモードからＳＩモードへの切り替えが行われる。所定負荷Ｔ５を超える高負荷側においては、図２１（ｊ）に示すように、流通切替弁４１５が、全開から次第に閉じられる。これにより、バイパス通路４１１，４１２，４１３を流れる排気ガスの量が減り、独立排気通路４０１，４０２，４０３を通じて負圧発生装置４０５に流入する排気ガスの量が増える。このことは、負圧発生装置４０５内で生成される負圧を強くし、排気ポート１７に吐出された排気ガスが吸引されることにより、排気二度開き時に気筒１８内に戻される内部ＥＧＲガスの量を減少させることにつながる。つまり、負圧発生装置４０５内の負圧が強くなる（圧力が下がる）と、この負圧が独立排気通路４０１，４０２，４０３を通じて排気ポート１７まで及び、排気ガスが下流側に吸引される結果、排気ポート１７から気筒１８内へ排気ガスが逆流する現象が起き難くなる。エンジン負荷が高くなるほど流通切替弁４１５の開度が低減されるので、負圧発生装置３５で発生する負圧による排気ガスの吸引作用（エゼクタ効果）が徐々に強められ、その結果として、図１９（ａ）に示すように、内部ＥＧＲガスの量が徐々に低減される。

そうして、内部ＥＧＲガスの導入量がゼロに設定される所定負荷Ｔ６において、図２１（ｊ）に示すように、流通切替弁４１５の開度を全閉に設定すると共に、図２０（ｅ）に示すように、排気ＶＶＬ７１をオフにする。

所定負荷Ｔ６以上の高負荷側は、基本的には図７等の制御と同じであるが、図２１（ｊ）に示すように、流通切替弁４１５の開度は、全開負荷まで全閉のままで維持される。これにより、前述したように、気筒１８から排出された排気ガスの全量が負圧発生装置４０５に流入するようになり、そこで発生する負圧が強くなる。所定負荷Ｔ６以降の高負荷側では、排気二度開きが停止しているが、強い負圧は、排気弁２２が開弁している排気行程中において、気筒１８内の残留ガスの吸引（掃気）に利用され、新気の充填量の増大と気筒１８内の温度低下とに寄与する。このことは、高負荷側の領域におけるトルクの増大に有利になる。

尚、ここに開示する技術は、前述したエンジン構成への適用に限定されるものではない。例えば、吸気行程期間内における燃料噴射は、気筒１８内に設けたインジェクタ６７ではなく、別途、吸気ポート１６に設けたポートインジェクタを通じて、吸気ポート１６内に燃料を噴射してもよい。

また、エンジン１は、直列４気筒エンジンに限らず、直列３気筒、直列２気筒、直列６気筒エンジン等に適用してもよい。また、Ｖ型６気筒、Ｖ型８気筒、水平対向４気筒等の各種のエンジンに適用可能である。

さらに、前記の説明では、所定の運転領域において混合気の空燃比を理論空燃比（λ≒１）に設定しているが、混合気の空燃比をリーンに設定してもよい。但し、空燃比を理論空燃比に設定することは、三元触媒の利用が可能になるという利点がある。

図４に示す運転領域は例示であり、これ以外にも様々な運転領域を設けることが可能である。

また、高圧リタード噴射は、必要に応じて分割噴射にしてもよく、同様に、吸気行程噴射もまた、必要に応じて分割噴射にしてもよい。これらの分割噴射では、吸気行程と圧縮行程とのそれぞれにおいて燃料を噴射してもよい。

１ エンジン（エンジン本体）
１０ ＰＣＭ（制御器）
１８ 気筒
２５ 点火プラグ
５０ ＥＧＲ通路（排気還流手段）
５１ 主通路（排気還流手段）
５１１ ＥＧＲ弁（排気還流手段）
５２ ＥＧＲクーラ（排気還流手段）
５３ ＥＧＲクーラバイパス通路（排気還流手段）
５３１ ＥＧＲクーラバイパス弁（排気還流手段）
６２ 燃料供給システム（燃圧設定機構）
６７ インジェクタ（燃料噴射弁）
７１ ＶＶＬ（排気還流手段）

Claims (3)

1. 気筒を有するように構成されたエンジン本体と、
   前記気筒内に燃料を噴射するように構成された燃料噴射弁と、
   前記燃料噴射弁が噴射する前記燃料の圧力を設定するように構成された燃圧設定機構と、
   前記気筒内に臨んで配設されかつ、前記気筒内の混合気に点火をするように構成された点火プラグと、
   少なくとも前記燃料噴射弁、前記燃圧設定機構及び前記点火プラグを制御することによって、前記エンジン本体を運転するように構成された制御器と、を備え、
   前記制御器は、
   前記エンジン本体の運転状態が所定の低負荷領域にあるときには、前記気筒内の混合気を圧縮着火させる圧縮着火燃焼によって前記エンジン本体を運転すると共に、
   前記エンジン本体の運転状態が前記圧縮着火燃焼を行う第１領域よりも負荷の高い第２領域にあるときには、火花点火燃焼によって前記エンジン本体を運転するように、所定のタイミングで前記点火プラグを作動し、
   前記制御器はまた、
   前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における、前記第１領域と第２領域との境界を含む負荷の高い特定領域にあるときには、前記燃圧設定機構によって前記燃料の圧力を３０ＭＰａ以上の高燃圧にしかつ、少なくとも圧縮行程後期から膨張行程初期までの期間内で前記気筒内に燃料噴射を行うように前記燃料噴射弁を駆動することで、前記圧縮着火を圧縮上死点以降にすると共に、
   前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における前記特定領域よりも負荷の低い領域にあるときには、少なくとも吸気行程から前記圧縮行程中期までの期間内で燃料噴射を行うように、前記燃料噴射弁を駆動する火花点火式直噴エンジン。
2. 請求項１に記載の火花点火式直噴エンジンにおいて、
   排気ガスを前記気筒内に導入するように構成された排気還流手段をさらに備え、
   前記制御器は、前記排気還流手段の制御を通じて、前記気筒内のガスにおける前記排気ガスの割合であるＥＧＲ率を変更し、
   前記制御器は、前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における負荷の最も低い領域にあるときには、前記ＥＧＲ率を最も高く設定すると共に、前記エンジン本体の負荷の増大に従って前記ＥＧＲ率を低下させ、
   前記制御器はまた、前記第１領域内における前記特定領域から、前記第２領域内において前記第１領域と第２領域との境界を含む負荷の低い領域にかけては、前記エンジン本体の負荷の増大に従って前記ＥＧＲ率を連続的に低下させる火花点火式直噴エンジン。
3. 請求項１又は２に記載の火花点火式直噴エンジンにおいて、
   前記排気還流手段は、前記排気ガスを冷却したクールドＥＧＲガス、及び、前記クールドＥＧＲガスよりも温度の高いホットＥＧＲガスをそれぞれ、前記気筒内に導入可能に構成され、
   前記制御器は、前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における負荷の低い領域にあるときには、前記排気還流手段を通じて前記ホットＥＧＲガスのみを前記気筒内に導入すると共に、前記エンジン本体の運転状態が前記第１領域内における前記特定領域から、前記第２領域内において前記第１領域と第２領域との境界を含む負荷の低い領域にあるときには、少なくとも前記クールドＥＧＲガスを前記気筒内に導入する火花点火式直噴エンジン。

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