(57)【要約】【課題】新たに見出した筒内乱れ強さを表す減衰曲線を用いて適切に点火時期制御を行い得る装置を提供する。【解決手段】吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さを関数によって設定する筒内乱れ強さ設定手段（３１）と、運転条件に基づいて基本点火時期を算出する基本点火時期算出手段（３１）と、前記設定された筒内乱れ強さの関数を用いてこの基本点火時期における実際の筒内乱れ強さを算出する基本点火時期筒内乱れ強さ算出手段（３１）と、この基本点火時期における実際の筒内乱れ強さに基づいて前記基本点火時期を補正する点火時期補正手段（３１）と、この補正後の基本点火時期で火花点火を行う火花点火手段（１１）とを備える。【選択図】図１
2006144695.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さを関数によって設定する筒内乱れ強さ設定手段と、
運転条件に基づいて基本点火時期を算出する基本点火時期算出手段と、
前記設定された筒内乱れ強さの関数を用いてこの基本点火時期における実際の筒内乱れ強さを算出する基本点火時期筒内乱れ強さ算出手段と、
この基本点火時期における実際の筒内乱れ強さに基づいて前記基本点火時期を補正する点火時期補正手段と、
この補正後の基本点火時期で火花点火を行う火花点火手段と
を備えることを特徴とするエンジンの点火時期制御装置。
【請求項２】
前記筒内乱れ強さを設定する関数は、基準クランク角からのクランク角を変数とすることを特徴とする請求項１に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項３】
前記基準クランク角を吸気弁閉時期とすることを特徴とする請求項２に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項４】
吸気弁閉時期を可変に制御し得る可変動弁装置を備え、前記吸気弁閉時期は、この可変動弁装置により実現される吸気弁閉時期であることを特徴とする請求項２に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項５】
前記筒内乱れ強さを設定する関数を、前記基準クランク角での筒内乱れ強さと、筒内乱れ強さ減衰幅と、筒内乱れ強さ減衰係数とに基づいて設定することを特徴とする請求項２から４までのいずれか一つに記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項６】
前記筒内乱れ強さ減衰係数を、燃焼室の前記基準クランク角における容積、燃焼室の前記基準クランク角における温度及び燃焼室の前記基準クランク角における圧力に基づいて算出することを特徴とする請求項５に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項７】
前記筒内乱れ強さ減衰幅を、エンジン回転速度に基づいて算出することを特徴とする請求項５に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項８】
前記基準クランク角での筒内乱れ強さを、前記基準クランク角とエンジン回転速度とに基づいて算出することを特徴とする請求項５に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項９】
前記基本点火時期はＭＢＴの得られる点火時期であることを特徴とする請求項１に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項１０】
前記点火時期補正手段は、
前記ＭＢＴの得られる点火時期における実際の筒内乱れ強さが前記ＭＢＴの得られる点火時期における筒内乱れ強さの目標値と一致するように点火時期補正量を算出する点火時期補正量算出手段と、
この点火時期補正量で前記ＭＢＴの得られる点火時期を補正する点火時期補正手段と
を備えることを特徴とする請求項９に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項１１】
前記ＭＢＴの得られる点火時期における実際の筒内乱れ強さが前記ＭＢＴの得られる点火時期における筒内乱れ強さの目標値より大きいとき前記点火時期補正量は遅角量であることを特徴とする請求項１０に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項１２】
前記ＭＢＴの得られる点火時期における実際の筒内乱れ強さが前記ＭＢＴの得られる点火時期における筒内乱れ強さの目標値より小さいとき前記点火時期補正量は進角量であることを特徴とする請求項１０に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項１３】
筒内ガス流動強化装置を備え、前記筒内乱れ強さ減衰幅を、この筒内ガス流動強化装置による筒内ガス流動強度を表す筒内ガス流動状態指示値に基づいても算出することを特徴とする請求項５に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【請求項１４】
筒内ガス流動強化装置を備え、この筒内ガス流動強化装置による筒内ガス流動強度を表す筒内ガス流動状態指示値と、前記基本点火時期における実際の筒内乱れ強さと、前記筒内乱れ強さを設定する関数とに基づいて進角リミッタを算出し、前記補正後の基本点火時期がこの進角リミッタを超えて進角するときにはこの進角リミッタに制限することを特徴とする請求項１に記載のエンジンの点火時期制御装置。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、エンジン（内燃機関）の点火時期制御装置、特に燃焼室内のガス流動の乱れ強さ（以下「筒内乱れ強さ」という。）に着目したものに関する。
【背景技術】
【０００２】
筒内乱れ強さは燃焼に大きな影響を及ぼす因子であるため、可変動弁装置を備えるエンジンにおいて、この筒内乱れ強さを、吸気弁の作動角、吸気弁の位相（開弁時期）、吸気管内の圧力及びエンジン回転速度に基づいて推定し、その推定した筒内乱れ強さに基づいてエンジンを制御するものがある（特許文献１参照）。
【特許文献１】特開２００２−１８０８９４公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００３】
ところで、筒内乱れ強さが問題になるのは、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さである。基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値と一致するときに最適な燃焼（燃焼速度）が得られるのであるから、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値より外れ、例えば基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値より大きくなると、燃焼速度が速くなって燃焼が促進され過ぎるし、この逆に基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値より小さいときには、燃焼速度が遅くなって燃焼が緩慢となり過ぎる。
【０００４】
こう考えると、基本点火時期における筒内乱れ強さが実際にどうなっているのかを知り得る必要がある。
【０００５】
しかしながら、今まで基本点火時期における筒内乱れ強さが実際にどうなっているのか知り得ていない。
【０００６】
そこで、本発明者が実験したところ、吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さは、図２に示したように、基準クランク角での最大値より徐々に減衰していくことが新たに判明した。従って、図２の特性は、基準クランク角からのクランク角θを変数とする関数Ｕ（θ）によって近似（設定）できることを新たに見出した。この図２に示す筒内乱れ強さの関数Ｕ（θ）に基づけば、基本点火時期（θＭＢＴ）における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）を知ることができ、この基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）に基づけば、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値と一致するように制御することが可能となる。
【０００７】
いま、本発明の技術と上記特許文献１の技術とを比較すれば、上記特許文献１の技術は吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さの変化を無視して、あるクランク角における一つの値で筒内乱れ強さを代表させているものに相当する。この場合に、あるクランク角が基本点火時期における実際の筒内乱れ強さを推定しているとしても、上記特許文献１の技術のように吸気弁の作動角、吸気弁の位相（開弁時期）、吸気管内の圧力及びエンジン回転速度に基づくのでは、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さを精度良く推定することができない。
【０００８】
例えば、図２に示す筒内乱れ強さの減衰係数は、後述するように燃焼室の基準クランク角における容積、燃焼室の基準クランク角における温度及び燃焼室の基準クランク角における圧力により定まるのであるから、吸気管内の圧力だけに基づくのでは、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さを精度良く推定することができない。
【０００９】
そこで本発明は、この新たに見出した実際の筒内乱れ強さを表す減衰曲線を用いて適切に点火時期制御を行い得る装置を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明は、吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さを関数によって設定し、運転条件に基づいて基本点火時期（θＭＢＴ）を算出し、前記設定された筒内乱れ強さの関数を用いてこの基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）を算出し、この基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）に基づいて前記基本点火時期（θＭＢＴ）を補正し、この補正後の基本点火時期で火花点火を行うように構成する。
【発明の効果】
【００１１】
基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）が基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値（Ｕｍ）より外れ、例えば基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）が基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値（Ｕｍ）より大きくなると、燃焼速度が速くなって燃焼が促進され過ぎるし、この逆に基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）が基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値（Ｕｍ）より小さいときには、燃焼速度が遅くなって燃焼が緩慢となり過ぎる。
【００１２】
従って、今まで基本点火時期における筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）が実際にどうなっているのか知り得なかったのであるが、本発明によれば、今回初めて、吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さを所定の関数（Ｕ（θ））によって設定することが可能になった。この筒内乱れ強さの関数（Ｕ（θ））に基づけば基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）を知ることができ、この知り得た基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）に基づいて基本点火時期（θＭＢＴ）を補正することで、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）を、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値（Ｕｍ）へと制御することができ、これにより、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さ（ＵＭＢＴ）が環境条件により相違したり運転条件により変化することがあっても、基本点火時期において筒内乱れ強さの目標値（Ｕｍ）を実現できる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１３】
以下、図面に基づき本発明の実施形態について説明する。
【００１４】
図１は、本発明のシステムを説明するための概略図である。
【００１５】
空気は吸気コレクタ２に蓄えられた後、吸気マニホールド３を介して各気筒の燃焼室５に導入される。燃料は各気筒の吸気ポート４に配置された燃料インジェクタ２１より噴射供給される。空気中に噴射された燃料は気化しつつ空気と混合してガス（混合気）を作り、燃焼室５に流入する。この混合気は吸気弁１５が閉じることで燃焼室５内に閉じこめられ、ピストン６の上昇によって圧縮される。
【００１６】
この圧縮混合気に対して高圧火花により点火を行うため、パワートランジスタ内蔵の点火コイルを各気筒に配した電子配電システムの点火装置１１を備える。点火装置１１は、バッテリからの電気エネルギーを蓄える点火コイル１３と、点火コイル１３の一次側への通電、遮断を行うパワートランジスタと、燃焼室５の天井に設けられ点火コイル１３の一次電流の遮断によって点火コイル１３の二次側に発生する高電圧を受けて、火花放電を行う点火プラグ１４とからなっている。
【００１７】
圧縮上死点より少し手前で点火プラグ１４により火花が飛ばされ圧縮混合気に着火されると、火炎が広がりやがて爆発的に燃焼し、この燃焼によるガス圧がピストン６を押し下げる仕事を行う。この仕事はクランクシャフト７の回転力として取り出される。燃焼後のガス（排気）は排気弁１６が開いたとき排気通路８へと排出される。
【００１８】
排気通路８には三元触媒９を備える。三元触媒９は排気の空燃比が理論空燃比を中心とした狭い範囲（ウインドウ）にあるとき、排気に含まれるＨＣ、ＣＯ、ＮＯｘといった有害三成分を同時に効率よく除去できる。空燃比は吸入空気量と燃料量の比であるので、エンジンの１サイクル（４サイクルエンジンではクランク角で７２０°区間）当たりに燃焼室５に導入される吸入空気量と、燃料インジェクタ２１からの燃料噴射量との比が目標空燃比（例えば理論空燃比）となるように、エンジンコントローラ３１ではエアフローメータ３２からの吸入空気流量の信号とクランク角センサ（３３、３４）からの信号に基づいて燃料インジェクタ２１からの燃料噴射量を定めると共に、三元触媒９の上流に設けたＯ2センサ３５からの信号に基づいて空燃比をフィードバック制御している。
【００１９】
吸気コレクタ２の上流には絞り弁２３がスロットルモータ２４により駆動される、いわゆる電子制御スロットル２２を備える。運転者が要求するトルクはアクセルペダル４１の踏み込み量（アクセル開度）に現れるので、エンジンコントローラ３１ではアクセルセンサ４２からの信号に基づいて目標トルクを定め、この目標トルクを実現するための目標空気量を定め、この目標空気量が得られるようにスロットルモータ２４を介して絞り弁２３の開度を制御する。
【００２０】
吸気弁用カムシャフト２５、排気弁用カムシャフト２６及びクランクシャフト７の各前部にはそれぞれカムスプロケット、クランクスプロケットが取り付けられ、これらスプロケットにタイミングチェーン（図示しない）を掛け回すことで、カムシャフト２５、２６がエンジンのクランクシャフト７により駆動されるのであるが、このカムスプロケットと吸気弁用カムシャフト２５との間に介在して、作動角一定のまま吸気弁用カムの位相を連続的に制御し得る吸気バルブタイミングコントロール機構（以下、「吸気ＶＴＣ機構」という。）２７と、カムスプロケットと排気弁用カムシャフト２６との間に介在して、作動角一定のまま排気弁用カムの位相を連続的に制御し得る排気バルブタイミングコントロール機構（以下、「排気ＶＴＣ機構」という。）２８とを備える。吸気弁１５の開閉時期や排気弁１６の開閉時期を変えると燃焼室５に残留する不活性ガスの量が変化する。燃焼室５内の不活性ガスの量が増えるほどポンピングロスが減って燃費がよくなるので、運転条件によりどのくらいの不活性ガスが燃焼室５内に残留したらよいかを目標吸気弁閉時期や目標排気弁閉時期にして予め定めており、エンジンコントローラ３１ではそのときの運転条件（エンジンの負荷と回転速度）より目標吸気弁閉時期と目標排気弁閉時期を定め、それら目標値が得られるように吸気ＶＴＣ機構２７、排気ＶＴＣ機構２８の各アクチュエータを介して吸気弁閉時期と排気弁閉時期を制御する。
【００２１】
さらに、吸気弁１５の弁リフト量及び作動角を連続的に可変制御する多節リンク状の機構で構成される可変バルブ機構（以下「ＶＥＬ機構」という。）５１を備える。このＶＥＬ機構５１及び上記吸気ＶＴＣ機構２７の具体的な構成は特開２００３−３８７２号公報により公知であるのでその詳しい説明は省略する。
【００２２】
弁リフト量を小さくすると吸気弁１５の周囲を通過して燃焼室５に流入する吸入空気の流速が増大するためこの吸入空気の流速増大で噴射燃料の霧化が改善されることから、エンジンコントローラ３１ではエンジンより排出されるＨＣが増える傾向にある始動直後からしばらくは噴射燃料の霧化を促進してＨＣを低減するため、ＶＥＬ機構５１のアクチュエータを介しＶＥＬ機構５１を作動させて吸気弁１５の弁リフト量を小さくする。そして、その後はＶＥＬ機構５１を非作動として吸気弁１５の弁リフト量を元に戻し大量の吸入空気を燃焼室５へと流入させる。
【００２３】
コレクタ温度センサ４３からのコレクタ温度の信号、コレクタ圧力センサ４４からのコレクタ圧力の信号、排気温度センサ４５からの排気温度の信号、排気圧力センサ４６からの排気圧力の信号が、水温センサ３７からの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３１では、パワートランジスタ１３を介して点火プラグ１４の一次側電流の遮断時期である点火時期を制御する。
【００２４】
さて、筒内乱れ強さは基本点火時期における燃焼に大きな影響を及ぼす。今回、吸気弁１５を閉した後に実際の筒内乱れ強さがどのように変化するのかが実験により新たに判明した。これについて説明すると、図２は横軸に基準クランク角（例えば吸気弁閉時期ＩＶＣ）からのクランク角θ［ｄｅｇ］を採ったとき、筒内乱れ強さＵ［ｍ／ｓ］が実際にどのように変化するのかを示した実験結果である。図示のように実際の筒内乱れ強さＵは、基準乱れ強さＵ０より急激に減衰して、ある値（ゼロでない値）へと収束していることがわかる。このような実際の筒内乱れ強さＵの変化をθを変数とする指数関数Ｕ（θ）で次のように近似（設定）する。
【００２５】
Ｕ（θ）＝Ｕ０−ＧＫ×｛１−ｅ＾（−θ×ＭＵ）｝        …（１）
ただし、Ｕ０：基準乱れ強さ、
ＧＫ：筒内乱れ強さ減衰幅、
ＭＵ：筒内乱れ強さ減衰係数、
上記の筒内乱れ強さの減衰幅ＧＫは、基本的に回転速度ＮＲＰＭと相関を有し、さらにはスワールコントロールバルブやタンブルコントロールバルブなどの筒内乱れ強さを強化する筒内ガス流動強化装置（図示しない）の有無にも相関するとみなし、回転速度ＮＲＰＭと相関する項を基本乱れ強さ減衰幅ＧＫ０としてこれを回転速度ＮＲＰＭの関数ｆ１（ＮＲＰＭ）で表し、また筒内ガス流動強化装置の有無と相関する項を筒内ガス流動状態指示値ｄとして新たに導入し、これらの積で、つまり次式により筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫを算出する。
【００２６】
ＧＫ＝ＧＫ０×ｄ                                        …（２）
ＧＫ０＝ｆ１（ＮＲＰＭ）                              …（３）
ここで、回転速度ＮＲＰＭが大きくなるほど筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫは大きくなるので、基本乱れ強さ減衰幅ＧＫ０を、図３に示したように回転速度ＮＲＰＭに比例させて与える。
【００２７】
筒内ガス流動状態指示値ｄは、筒内ガス流動強化装置に対する指示値である。筒内ガス流動強化装置を備えるエンジンのほうが、筒内ガス流動強化装置を備えないエンジンよりも筒内乱れ強さの減衰幅ＧＫが大きくなることを確かめているので、筒内ガス流動強化装置が備えられないエンジンである場合に筒内ガス流動状態指示値ｄ＝１とし、筒内ガス流動強化装置が備えられるエンジンである場合に筒内ガス流動強化装置の種類に応じて、筒内ガス流動状態指示値ｄの値を１．０を超える値で定める。最終的には適合によりｄの値を定める。
【００２８】
一方、筒内乱れ強さの減衰係数ＭＵは、時定数に相当する値であるので、この値が大きくなるほど図２に示した減衰曲線が緩やかになる。筒内乱れ強さの減衰の程度は、筒内ガスの粘性と相関があるとみなし、筒内ガスの粘性係数νを導入し、これに比例させてつまり次式により筒内乱れ強さの減衰係数ＭＵを算出する。
【００２９】
ＭＵ＝ν×Ｃ                                            …（４）
ただし、Ｃ：粘性係数を減衰係数に変換するための定数、
この場合に筒内ガスの粘性と相関するのは、燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣと、筒内ガスの密度ρとであるとみなし、燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣに相関する項を、燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣの関数ｆ２（ＴＩＶＣ）として与え、この関数ｆ２（ＴＩＶＣ）を筒内ガス密度ρで除算した値で、つまり次式により粘性係数νを算出する。
【００３０】
ν＝ｆ２（ＴＩＶＣ）／ρ                                …（５）
ここで、燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣが高いほど筒内乱れ強さが強くなるので、図４に示したように関数ｆ２（ＴＩＶＣ）を、燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣに比例させて与える。
【００３１】
筒内ガスの密度ρは筒内ガスの質量ｍを、燃焼室５の基準クランク角における容積ＶＩＶＣで除算した値であるので、次式により算出する。
【００３２】
ρ＝ｍ／ＶＩＶＣ                                        …（６）
（６）式の筒内ガスの質量ｍは、燃焼室５の基準クランク角における容積ＶＩＶＣ、燃焼室５の基準クランク角における圧力ＰＩＶＣ、燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣを用いて次式により算出する。
【００３３】
ｍ＝（ＰＩＶＣ×ＶＩＶＣ）／Ｒ×ＴＩＶＣ                …（７）
ただし、Ｒ：ガス定数、
（７）式は状態方程式であるＰ・Ｖ＝ｍ・Ｒ・Ｔを変形したものである。
【００３４】
このようにして、上記（１）式のように基準クランク角（ＩＶＣ）からのクランク角θの指数関数として筒内乱れ強さＵ（θ）を設定し得ると、基本点火時期θＭＢＴを上記（１）式のθに代入することによって、つまり次式により基本点火時期θＭＢＴにおける実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴを知る（求める）ことができる。
【００３５】
ＵＭＢＴ＝θ（θＭＢＴ）                                …（８）
ただし、基本点火時期θＭＢＴの単位は後述するように［ｄｅｇＢＴＤＣ］であり、図２の横軸の基準クランク角からのクランク角［ｄｅｇ］とは単位が異なるので、単位合わせをする必要がある。
【００３６】
こうして、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴを、コレクタ温度ＴＣＯＬ（大気温度に等しい）といったそのときの環境条件や、コレクタ圧力ＰＣＯＬ及びエンジン回転速度ＮＲＰＭといったそのときの運転条件に応じて、さらには可変動弁装置（吸気ＶＴＣ機構２７）により制御される基準クランク角としての吸気弁閉時期ＩＶＣや筒内ガス流動強化装置の有無に応じても精度良く算出できることになると、これをフィードバック値として用いて、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍ（一定値）と一致するようにフィードバック制御することが可能となる。
【００３７】
エンジンコントーラ３１で実行されるこの制御の内容を図５のブロック図を参照して詳述する。
【００３８】
図５は点火時期θＡＤＶ［ｄｅｇＢＴＤＣ］を算出するためのブロック図で、一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。
【００３９】
図５において、充填効率検出部５１では、エアフローメータ３２出力に基づいて充填効率検出値ＩＴＡＣｒを算出する。これについては、コレクタ応答モデルを用いて１吸気当たりのシリンダ空気質量を演算するようにした技術が特開２０００−１６１１１３号公報に記載されているので、この１吸気当たりのシリンダ空気質量を用いて充填効率を検出する。
【００４０】
図６は充填効率検出部５１の詳細ブロック図である。図６において、充填効率検出部５１は、電圧→流量算出部８１、エアフローメータ誤差補正部８２、吸気脈動なまし処理部８３、圧力変化量算出部８４、１吸気当たりシリンダ吸気質量算出部８５、充填効率検出値算出部８６を備える。
【００４１】
ホットワイヤ式のエアフローメータ３２の出力電圧を受ける電圧→流量算出部８１では、このエアフローメータ出力電圧から所定のテーブルを検索することにより空気流量Ｑ０（質量流量）に変換する。エアフローメータ誤差補正部８２ではこの空気流量Ｑ０［ｇ／ｍｓ］に補正係数を乗算した値を誤差補正後の空気流量Ｑafm［ｇ／ｍｓ］として算出する。ここで、補正係数はエンジン回転速度ＮＲＰＭと、スロットルセンサ４７により検出されるスロットル弁開度とから所定のマップを検索して求められる値である。空気流量Ｑ０の補正は吸気脈動の影響を受けて空気流量Ｑ０が大きくなり過ぎるのを補正するためのものである。
【００４２】
吸気脈動なまし処理部８３では誤差補正後の空気流量Ｑafmに対して次式によりなまし処理を実行して単位時間当たりスロットル弁通過空気流量Ｍｔ［ｇ／ｍｓ］を算出する。
【００４３】
Ｍｔ＝Ｑafm×加重平均係数＋（１−加重平均係数）×Ｍｔ（前回値）
…（９）
ただし、Ｍｔ（前回値）：Ｍｔの前回値、
コレクタ圧力センサ４４により検出されるコクレタ２圧力ＰＣＯＬ［ｋＰａ］を入力するコレクタ圧力変化量算出部８４では、コレクタ圧力変化量ΔＰ（＝ＰＣＯＬ−ＰＣＯＬ（前回値））を算出する。
【００４４】
１吸気当たりシリンダ吸気質量算出部８５では、次式により１吸気当たりシリンダ吸気質量Ｍｃ［ｇ／cycle］を演算する。
【００４５】
Ｍｃ０［ｇ／ｍｓ］＝Ｍｔ−ΔＰ×ＶＣＯＬ／（Ｒ・ＴＣＯＬ）
…（１０）
Ｍｃ［ｇ／cycle］＝係数×（Ｍｃ０／ＮＲＰＭ）／気筒数   …（１１）
ただし、ＶＣＯＬ：コレクタ容積（一定値）、
ＴＣＯＬ：コレクタ温度、
Ｒ      ：ガス定数、
充填効率検出値算出部８６では、この１吸気当たりシリンダ吸気質量Ｍｃと標準状態の１吸気当たりシリンダ吸気質量Ｍｃbase［ｇ／cycle］（一定値）とを用いて、つまり次式により充填効率検出値ＩＴＡＣｒ［無名数］を算出する。
【００４６】
ＩＴＡＣｒ＝Ｍｃ／Ｍｃbase                              …（１２）
図５に戻り、基本点火時期算出部５２ではクランク角センサにより検出されるエンジン回転速度ＮＲＰＭ［ｒｐｍ］と、この充填効率検出値ＩＴＡＣｒ［無名数］とから図７を内容とするマップを検索することにより、基本点火時期θＭＢＴ［ｄｅｇＢＴＤＣ］を算出する。基本点火時期θＭＢＴとしては、ＭＢＴ（Ｍｉｎｉｍｕｍ  Ａｄｖａｎｃｅ  ｆｏｒ  Ｂｅｓｔ  Ｔｏｒｑｕｅ）が得られる点火時期とする。基本点火時期θＭＢＴの単位には圧縮上死点を起点として進角側に測った値を採用している。
【００４７】
図７のように、回転速度ＮＲＰＭが一定の条件において、基本点火時期θＭＢＴは充填効率検出値ＩＴＡＣｒが大きくなるほど遅角側になる値である。これは、充填効率検出値ＩＴＡＣｒが大きくなるほど燃焼速度が大きくなり燃焼が進み過ぎるので、そのぶん点火時期を遅角側にして燃焼の進み過ぎを抑える必要があるためである。また、充填効率検出値ＩＴＡＣｒが一定の条件において、基本点火時期θＭＢＴは回転速度ＮＲＰＭが大きくなるほど進角側の値になる。これは、回転速度ＮＲＰＭが高くなるほど点火が遅れがちとなるので、点火時期が遅れないようにするためである。
【００４８】
ここで、クランク角センサはクランクシャフト７のポジションを検出するポジションセンサ３３と、吸気用カムシャフト２５ポジションを検出するフェーズセンサ３４とからなり、これら２つのセンサ３３、３４からの信号に基づいてエンジン回転速度ＮＲＰＭ［ｒｐｍ］が算出されている。
【００４９】
基準クランク角検出部５３では、吸気弁閉時期ＩＶＣ［ｄｅｇＢＴＤＣ］を基準クランク角として検出する。吸気弁閉時期ＩＶＣは吸気ＶＴＣ機構２７に与える指令値から既知である。あるいはフェーズセンサ３４により実際の吸気弁閉時期を検出してもかまわない。基準クランク角としては、筒内乱れ強さが最も大きな吸気弁閉時期ＩＶＣが好ましいが、これに限定されるものでなく、吸気弁閉時期ＩＶＣに関連する値でもかまわない。例えば、吸気弁開時期ＩＶＯや吸気弁開時期ＩＶＯと吸気弁閉時期ＩＶＣの平均値とすることなどが考えられる。
【００５０】
基準乱れ強さ算出部５４では、回転速度ＮＲＰＭと、この基準クランク角（ＩＶＣ）とから図８を内容とするマップを検索することにより、基準クランク角での筒内乱れ強さを基準乱れ強さＵ０［ｍ／ｓ］として算出する。図８に示すように基準乱れ強さＵ０は負荷及び回転速度ＮＲＰＭが一定のとき、基準クランク角（ＩＶＣ）が吸気下死点より遅れるほど大きくなる値である。これは、吸気下死点ＢＤＣを超えて吸気弁１５が閉じるとき、上昇してくるピストン６により筒内ガスが上方に押し上げられ筒内乱れ強さが大きくなるためである。なお、図８には吸気下死点ＢＤＣ前に吸気弁１５が閉じるとき、つまり吸気弁閉時期が吸気下死点よりも進角側にあるときも含んでいる。図８の特性はエンジン機種毎に適合する。
【００５１】
容積算出部５５、温度算出部５６、圧力算出部５７では、燃焼室５の基準クランク角（ＩＶＣ）における容積ＶＩＶＣ［ｍ3］、燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣ［Ｋ］、燃焼室５の基準クランク角における圧力ＰＩＶＣ［ｋＰａ］をそれぞれ算出する。これらの算出方法としては特開２００３−１４８２３６公報の技術を用いればよい。
【００５２】
燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける容積ＶＩＶＣから説明すると、燃焼室５の吸気弁閉時期における容積ＶＩＶＣは、ピストン６のストローク位置によって決まる。ピストン６のストローク位置はエンジンのクランク角位置によって決まる。
【００５３】
図９を参照して、エンジンのクランクシャフト７１の回転中心７２がシリンダの中心軸７３からオフセットしている場合を考える。コネクティングロッド７４、コネクティングロッド７４とクランクシャフト７１との結節点７５、コネクティングロッド７４とピストンをつなぐピストンピン７６が図に示す関係にあるとする。このときの、燃焼室５の吸気弁閉時期における容積ＶＩＶＣは次式（１３）〜（１７）で表すことができる。
【００５４】
ＶＩＶＣ＝ｆ１（θivc）
＝Ｖｃ＋（π／４）Ｄ2・Ｈivc                    …（１３）
Ｖｃ＝（π／４）Ｄ2・Ｈx／（ε−１）                  …（１４）
Ｈivc＝｛（ＣＮＤ＋ＳＴ2／２）−（ＣＲoff−ＰＩＳoff）2｝1/2
−｛（ＳＴ／２）・cos（θivc＋θoff）｝＋（ＣＮＤ2−Ｘ2）1/2
…（１５）
Ｘ  ＝（ＳＴ／２）・sin（θivc＋θoff）−ＣＲoff＋ＰＩＳoff
…（１６）
θoff＝arcsin｛（ＣＲoff−ＰＩＳoff）／（ＣＮＤ・（ＳＴ／２））｝
…（１７）
ただし、Ｖｃ     ：隙間容積［ｍ3］、
ε       ：圧縮比、
Ｄ       ：シリンダボア径［ｍ］、
ＳＴ     ：ピストンの全ストローク［ｍ］、
Ｈivc    ：吸気弁閉時期におけるピストンピン７６のＴＤＣからの
距離［ｍ］、
Ｈx      ：ピストンピン７６のＴＤＣからの距離の最大値と最小値
の差［ｍ］、
ＣＮＤ   ：コネクティングロッド７４の長さ［ｍ］、
ＣＲoff  ：結節点７５のシリンダ中心軸７３からのオフセット距離                            ［ｍ］、
ＰＩＳoff：クランクシャフト回転中心７２のシリンダ中心軸７３から                            のオフセット距離［ｍ］、
θivc    ：吸気弁閉時期のクランク角［ｄｅｇＡＴＤＣ］、
θoff    ：ピストンピン７６とクランクシャフト回転中心７２と
を結ぶ線がＴＤＣにおいて垂直線となす角度［ｄｅｇ］、
Ｘ       ：結節点７５とピストンピン７６との水平距離［ｍ］、
吸気弁閉時期のクランク角θivcは前述のように、エンジンコントローラ３１から吸気ＶＴＣ機構２７への指令信号によって決まるので、既知である。式（１３）〜（１７）にこのときのクランク角θivc（＝ＩＶＣ）を代入すれば、燃焼室５の吸気弁閉時期における容積ＶＩＶＣを算出することができる。したがって、実用上は燃焼室５の吸気弁閉時期における容積ＶＩＶＣは吸気弁閉時期ＩＶＣをパラメータとするテーブルで設定したものを用いる。吸気ＶＴＣ機構２７を備えないときには定数で与えることができる。
【００５５】
温度算出部５６では、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度ＴＩＮＩ［Ｋ］を算出する。燃焼室５に流入するガスの温度は、燃焼室５に流入する新気と燃焼室５に残留する不活性ガスとが混じったガスの温度であり、燃焼室５に流入する新気の温度は吸気コレクタ２内の新気温度ＴＣＯＬ［Ｋ］に等しく、また燃焼室５内に残留する不活性ガスの温度は排気ポート部近傍の排気温度ＴＥＸＨ［Ｋ］で近似できるので、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度ＴＩＮＩは吸気弁閉時期ＩＶＣになったタイミングでの、吸気コレクタ２内の新気温度ＴＣＯＬ、排気温度ＴＥＸＨ、燃焼室５内に残留する不活性ガスの割合である内部不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲから次式により求めることができる。
【００５６】
ＴＩＮＩ＝ＴＥＸＨ×ＭＲＥＳＦＲ＋ＴＣＯＬ×（１−ＭＲＥＳＦＲ）
…（１８）
（１８）式のコレクタ温度ＴＣＯＬはコレクタ温度センサ４３により、排気温度ＴＥＸＨは排気温度センサ４５により検出する。内部不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲ［％］は燃焼室５内に残留する不活性ガス量を燃焼室内の総ガス量で除した値で、公知の方法を用いて算出する
圧力算出部５７では、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける圧力ＰＩＶＣ［ｋＰａ］を算出する。すなわち、吸気弁閉時期ＩＶＣになったタイミングでのコレクタ圧力ＰＣＯＬを吸気弁閉時期ＩＶＣにおける圧力ＰＩＶＣとして取り込む。
【００５７】
上記のコレクタ圧力ＰＣＯＬ［Ｐａ］はコレクタ圧力センサ４４により検出する。
【００５８】
筒内乱れ強さ減衰係数算出部５８では、燃焼室５の基準クランク角における容積ＶＩＶＣ［ｍ3］、燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣ［Ｋ］、燃焼室５の基準クランク角における圧力ＰＩＶＣ［ｋＰａ］を用いて上記（７）式により筒内ガス質量ｍ［ｇ］を算出し、この筒内ガス質量ｍと、燃焼室５の基準クランク角における容積ＶＩＶＣ［ｍ3］を用いて上記（６）式により筒内ガス密度ρ［ｇ／ｍ3］を算出する。一方、燃焼室５の基準クランク角おける温度ＴＩＶＣから図４を内容とするテーブルを検索することにより、関数ｆ２（ＴＩＶＣ）を求め、この関数ｆ２（ＴＩＶＣ）と筒内ガス密度ρを用いて上記（５）式により粘性係数νを算出し、これに定数Ｃを乗算してつまり上記（４）式により筒内乱れ強さ減衰係数ＭＵを算出する。
【００５９】
筒内乱れ強さ減衰幅算出部５９では、エンジン回転速度ＮＲＰＭから図３を内容とするテーブルを検索することにより、基本乱れ強さ減衰幅ＧＫ０［ｍ／ｓ］を算出し、この基本乱れ強さ減衰幅ＧＫ０と筒内ガス流動状態指示値ｄとを乗算して、つまり上記（２）式により筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫ［ｍ／ｓ］を算出する。
【００６０】
筒内乱れ強さ設定部６０では、こうして求めた筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫ［ｍ／ｓ］、上記の筒内乱れ強さ減衰係数ＭＵ、基準乱れ強さＵ０を用いて、基準クランク角からのクランク角θ［ｄｅｇ］の関数、つまり上記（１）式で表される関数Ｕ（θ）［ｍ／ｓ］を設定する。
【００６１】
基本点火時期筒内乱れ強さ算出部６１では、基本点火時期θＭＢＴ［ｄｅｇＢＴＤＣ］を、筒内乱れ強さ設定部６０に設定されている上記関数のθ［ｄｅｇ］に代入することによって、つまり上記（８）式により基本点火時期θＭＢＴにおける実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴ［ｍ／ｓ］を算出する。この場合に、基準点火時期θＭＢＴの単位は［ｄｅｇＢＴＤＣ］であるので、これを基準クランク角（ＩＶＣ）からのクランク角へと変換した値［ｄｅｇ］をθ［ｄｅｇ］として代入しなければならないが、基準クランク角（吸気弁閉時期ＩＶＣ）の単位も［ｄｅｇＢＴＤＣ］であれば、次式によりθへと算出すればよい。
【００６２】
θ＝基準クランク角−θＭＢＴ                            …（１９）
従って、（１９）式により得たθを、上記のようにして設定した関数Ｕ（θ）［ｍ／ｓ］に代入して、基本点火時期θＭＢＴにおける実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴ［ｍ／ｓ］を算出する。
【００６３】
点火時期補正量算出部６２では、この基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴより基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍ（一定値）を差し引いた値から図１０を内容とするテーブルを検索することにより、点火時期補正量Ｕｈｏｓ［ｄｅｇ］を算出する。
【００６４】
点火時期算出部６４では、基本点火時期θＭＢＴ［ｄｅｇＢＴＤＣ］とこの点火時期補正値Ｕｈｏｓ［ｄｅｇ］とから次式により点火時期θＡＤＶ［ｄｅｇＢＴＤＣ］を算出する。
【００６５】
θＡＤＶ＝θＭＢＴ−Ｕｈｏｓ                            …（１８）
ここで、基本点火時期θＭＢＴの単位は［ｄｅｇＢＴＤＣ］であるので、点火時期補正量Ｕｈｏｓが正の値のとき基本点火時期θＭＢＴより遅角され、点火時期補正量Ｕｈｏｓが負の値のとき基本点火時期θＭＢＴより進角される。
【００６６】
上記の図１０に示すように、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍより大きいときには点火時期補正量Ｕｈｏｓは正の値（つまり遅角量）、この逆に基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍより小さいときには点火時期補正量Ｕｈｏｓは負の値（つまり進角量）である。基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍより大きいときに点火時期補正量Ｕｈｏｓを遅角量とするのは、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍより実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが大きいとそれだけ燃焼速度が速くなり燃焼が促進され過ぎるので、点火時期を遅角して基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍでの燃焼速度へと戻すためである。この反対に、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍより小さいときに点火時期補正量Ｕｈｏｓを進角量とするのは、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍより実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが小さいとそれだけ燃焼速度が遅くなり燃焼が緩慢となり過ぎるので、点火時期を進角して基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍでの燃焼速度へと戻すためである。
【００６７】
点火時期進角リミッタ算出部６３では点火時期の進角リミッタθＭＡＸ［ｄｅｇＢＴＤＣ］を算出する。点火時期は進め過ぎると失火したり燃焼騒音がひどくなったりするので、これ以上進めてはいけない限界値が進角リミッタθＭＡＸとして定まる。すなわち、進角リミッタθＭＡＸは失火限界や音振の影響を考慮したリミッタである。
【００６８】
この進角リミッタθＭＡＸの設定の仕方を図１１を参照して説明すると、図１１（Ａ）は筒内ガス流動強化装置を備えるエンジンである場合の筒内ガス乱れ強さの減衰特性である。この場合には、図示のように基本点火時期θＭＢＴの手前で既に収束値へと落ち着く傾向があるので、基本点火時期θＭＢＴより、この基本点火時期θＭＢＴにおける実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴを求め、筒内乱れ強さが初めてこの実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴとなるときのθを進角リミッタθＭＡＸとして求める。具体的には、基本点火時期θＭＢＴより基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴを求めたあと（ａ、ｂ参照）、この実際の筒内乱れ強さＵＭＢを上記（１）の左辺に代入し、その代入した式を逆にθについて解き、その求めたθを進角リミッタθＭＡＸとすればよい（ｃ、ｄ参照）。こうして求めた進角リミッタθＭＡＸは図１１上段に示されるように必ず基本点火時期θＭＢＴよりも進角側にくる。
【００６９】
一方、図１１（Ｂ）は筒内ガス流動強化装置を備えないエンジンである場合の筒内乱れ強さの減衰特性で、この場合には図示のように収束値に落ち着つくことなく徐々に減衰している。従って、このときには進角リミッタθＭＡＸは基本点火時期θＭＢＴと一致する。
【００７０】
従って、点火時期進角リミッタ算出部６３では筒内ガス流動状態指示値ｄをみて、ｄが１．０を超える値であるときには、図１１（Ａ）に示したようにして進角リミッタθＭＡＸを算出し、またｄ＝１であるときには基本点火時期θＭＢＴをそのまま進角リミッタθＭＡＸとして算出する。
【００７１】
点火時期算出部６４では、上記（１８）式により算出した点火時期θＡＤＶ［ｄｅｇＢＴＤＣ］とこの進角リミッタθＭＡＸ［ｄｅｇＢＴＤＣ］を比較し、点火時期θＡＤＶが進角リミッタθＭＡＸより大きいときには点火時期θＡＤＶをこの進角リミッタθＭＡＸに制限する。
【００７２】
このようにして算出した点火時期θＡＤＶは点火時期指令値として点火レジスタに移され、実際のクランク角がこの点火時期指令値と一致したタイミングでエンジンコントローラ３１より一次電流を遮断する点火信号が点火コイル１３に出力される。
【００７３】
ここで、本実施形態の作用を説明する。
【００７４】
基本点火時期θＭＢＴにおける実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍより外れ、例えば基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍより大きくなると、燃焼速度が速くなって燃焼が促進され過ぎるし、この逆に基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍより小さいときには、燃焼速度が遅くなって燃焼が緩慢となり過ぎる。
【００７５】
従って、今まで基本点火時期θＭＢＴにおける筒内乱れ強さＵＭＢＴが実際にどうなっているのか知り得なかったのであるが、本実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、今回初めて、吸気弁が閉じてからの実際の筒内乱れ強さを、関数Ｕ（θ）によって設定することが可能になった。この筒内乱れ強さの関数Ｕ（θ）に基づけば基本点火時期θＭＢＴにおける実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴを知ることができ、この知り得た基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴに基づいて基本点火時期θＭＢＴを補正することで、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴを、基本点火時期における筒内乱れ強さの目標値Ｕｍへと制御することができ、これにより、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが環境条件により相違したり運転条件により変化することがあっても、基本点火時期において筒内乱れ強さの目標値Ｕｍを実現できる。
【００７６】
筒内乱れ強さは吸気弁１５が閉じたタイミングより減衰することに対応して、本実施形態（請求項３に記載の発明）によれば、基準クランク角を吸気弁閉時期ＩＶＣとしているので、筒内乱れ強さの関数Ｕ（θ）の設定が容易になる。
【００７７】
本実施形態（請求項４に記載の発明）によれば、吸気ＶＴＣ機構２７（可変動弁装置）を備え、吸気弁閉時期は、この吸気ＶＴＣ機構２７により実現される吸気弁閉時期ＩＶＣであるので、吸気ＶＴＣ機構２７を備えるエンジンにおいても、筒内乱れ強さの関数Ｕ（θ）を容易に設定できる。
【００７８】
本実施形態（請求項５に記載の発明）によれば、筒内乱れ強さを設定する関数Ｕ（θ）を、基準乱れ強さＵ０（基準クランク角での筒内乱れ強さ）と、筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫと、筒内乱れ強さ減衰係数ＭＵとに基づいて設定するので、エンジン機種により基準乱れ強さＵ０、筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫ、筒内乱れ強さ減衰係数ＭＵが異なることがあっても、筒内乱れ強さを設定する関数Ｕ（θ）を適切に与えることができる。
【００７９】
本実施形態（請求項６に記載の発明）によれば、筒内乱れ強さ減衰係数ＭＵを、燃焼室５の基準クランク角における容積ＶＩＶＣ、燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣ及び燃焼室５の基準クランク角における圧力ＰＩＶＣに基づいて算出するので、環境条件により燃焼室５の基準クランク角における温度ＴＩＶＣが相違することがあっても、また運転条件により燃焼室５の基準クランク角における容積ＶＩＶＣや燃焼室５の基準クランク角における圧力ＰＩＶＣが相違することがあっても、筒内乱れ強さ減衰係数ＭＵを正確に算出できる。
【００８０】
本実施形態（請求項７に記載）の発明によれば、筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫを、エンジン回転速度ＮＲＰＭに基づいて算出するので、エンジン回転速度ＮＲＰＭが相違しても、筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫを適切に与えることができる。
【００８１】
本実施形態（請求項８に記載の発明）によれば、基準乱れ強さＵ０を、基準クランク角とエンジン回転速度ＮＲＰＭとに基づいて算出するので、基準クランク角やエンジン回転速度ＮＲＰＭが相違しても、基準乱れ強さＵ０を適切に与えることができる。
【００８２】
本実施形態（請求項１０に記載の発明）によれば、点火時期補正手段は、図５に示したように、基本点火時期θＭＢＴにおける実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが基本点火時期θＭＢＴにおける筒内乱れ強さの目標値Ｕｍと一致するように点火時期補正量Ｕｈｏｓを算出する点火時期補正量算出手段としての点火時期補正量算出部６２と、この点火時期補正量Ｕｈｏｓで基本点火時期θＭＢＴを補正する点火時期補正手段としての点火時期算出部６４とを備えるので、基本点火時期θＭＢＴにおける実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが基本点火時期θＭＢＴにおける筒内乱れ強さの目標値Ｕｍから外れることがあっても、速やかに基本点火時期θＭＢＴにおける実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴが基本点火時期θＭＢＴにおける筒内乱れ強さの目標値Ｕｍへと戻されることから、常に変わらない基本点火時期θＭＢＴにおける筒内乱れ強さを実現できる。
【００８３】
スワールコントロールバルブ、タンブルコントロールバルブなどの筒内ガス流動強化装置がエンジンに備えられる場合には、それらが備えられない場合よりも筒内乱れ強さが強化されることに対応し、本実施形態（請求項１３に記載の発明）によれば、筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫを、筒内ガス流動強化装置による筒内ガス流動強度を表す筒内ガス流動状態指示値ｄに基づいても算出するので、筒内ガス流動強化装置がエンジンに備えられる場合においても、筒内乱れ強さ減衰幅ＧＫを適切に与えることができる。
【００８４】
筒内乱れ強さは、基本的に圧縮行程後期になるほど小さくなるが、筒内ガス流動強化装置がエンジンに備えられる場合には基本点火時期よりも進角側で既に収束値へと落ち着く傾向を有することが実験により判明している。その傾向を利用し、本実施形態（請求項１４に記載の発明）によれば、筒内ガス流動強化装置による筒内ガス流動強度を表す筒内ガス流動状態指示値ｄと、基本点火時期における実際の筒内乱れ強さＵＭＢＴと、筒内乱れ強さを設定する関数Ｕ（θ）とに基づいて進角リミッタθＭＡＸを算出し、点火時期補正値Ｕｈｏｓによる補正後の基本点火時期である点火時期θＡＤＶがこの進角リミッタθＭＡＸを超えて進角するときにはこの進角リミッタθＭＡＸに制限するので、点火時期の進角リミッタθＭＡＸを容易に算出することができる。
【００８５】
実施形態では、ＶＥＬ機構５１を備える場合で説明したが、ＶＥＬ機構５１を備えない場合にも適用があることはいうまでもない。
【００８６】
実施形態では、充填効率検出値ＩＴＡＣｒとエンジン回転速度ＮＲＰＭとに基づいて基本点火時期θＭＢＴを算出する場合で説明したが、これに限られるものでなく、充填効率検出値ＩＴＡＣｒに代えて、エンジン負荷を用いることができる。また、基本点火時期がＭＢＴの得られる点火時期である場合で説明したが、これに限られるものでもない。
【００８７】
請求項１に記載の発明において、筒内乱れ強さ設定手段の機能は図５の筒内乱れ強さ設定部６０により、基本点火時期算出手段の機能は図５の基本点火時期算出部５２により、基本点火時期筒内乱れ強さ算出手段の機能は図５の基本点火時期筒内乱れ強さ算出部６１により、点火時期補正手段の機能は図５の点火時期補正量算出部６２及び点火時期算出部６４によりそれぞれ果たされている。
【図面の簡単な説明】
【００８８】
【図１】一実施形態のエンジンの制御システム図。
【図２】吸気弁が閉じてからの筒内乱れ強さの変化を示す波形図。
【図３】基本乱れ強さ減衰幅の特性図。
【図４】関数ｆ２（ＴＩＶＣ）の特性図。
【図５】点火時期の算出を説明するためのブロック図。
【図６】充填効率検出部の詳細ブロック図。
【図７】基本点火時期の特性図。
【図８】基準乱れ強さの特性図。
【図９】エンジンのクランクシャフトとコネクティングロッドの位置関係を説明するダイアグラム。
【図１０】点火時期補正量の特性図。
【図１１】進角リミッタの算出方法を説明するための特性図。
【符号の説明】
【００８９】
１  エンジン
５  燃焼室
１１  点火装置（火花点火手段）
１５  吸気弁
２７  吸気ＶＴＣ機構（可変動弁装置）
３１  エンジンコントローラ
【図１】
2006144695.tif 000003
【図２】
2006144695.tif 000004
【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
2006144695.tif 000009
【図８】
2006144695.tif 000010
【図９】
2006144695.tif 000011
【図１０】
2006144695.tif 000012
【図１１】
2006144695.tif 000013