(57)【要約】【課題】制御弁を備える排気再循環通路がスロットル弁の下流側の吸気管へ接続されている内燃機関の点火時期制御装置において、再循環排気ガス量に応じた点火時期制御を実施して、制御弁の開閉指令直後においても十分に燃焼の悪化を防止可能とすることである。【解決手段】機関運転状態毎に点火時期進角量だけ制御弁１４を全閉とした時の基準点火時期を進角して点火を実施する内燃機関の点火時期制御装置において、機関運転状態が変化する機関過渡時に、点火時期進角量は、制御弁の現在の開度と現在の吸気管圧力とに基づき算出される気筒内への現在の吸入排気ガス量と、定常時の吸入排気ガス量との比によって補正され、補正された点火時期進角量だけ基準点火時期を進角して点火を実施する。【選択図】      図１
2004197618.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
制御弁を備える排気再循環通路がスロットル弁の下流側の吸気管へ接続されている内燃機関の点火時期制御装置であって、機関運転状態毎に、前記制御弁を全閉とした時の基準点火時期と、前記制御弁の目標設定開度と、前記制御弁が前記目標設定開度とされた時の定常時の吸入排気ガス量に適した点火時期進角量とが設定され、機関運転状態毎に前記点火時期進角量だけ前記基準点火時期を進角して点火を実施する内燃機関の点火時期制御装置において、機関運転状態が変化する機関過渡時に、前記点火時期進角量は、前記制御弁の現在の開度と現在の吸気管圧力とに基づき算出される気筒内への現在の吸入排気ガス量と、前記定常時の吸入排気ガス量との比によって補正され、補正された前記点火時期進角量だけ前記基準点火時期を進角して点火を実施することを特徴とする内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項２】
前記点火時期進角量を補正するための前記比を機関負荷に応じて補正する補正係数を有し、前記補正係数は、前記比を機関低負荷時より機関高負荷時の方が大きくなるように補正することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、排気再循環装置を有する内燃機関の点火時期制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
排気再循環装置によって機関排気系から気筒内へ排気ガスを再循環させると、燃焼温度を低下させてＮＯXの発生量を低減することができる。しかしながら、その一方で気筒内の排気ガスが燃料の燃焼を阻害して燃焼が緩慢となるために、点火時期を進角することが必要とされる。
【０００３】
それにより、一般的には、排気再循環を停止した時の基準点火時期を機関運転状態毎に定めると共に、制御弁が目標開度とされて排気再循環を実施した時の点火時期進角量を機関運転状態毎に定めて、排気再循環の停止及び実施に応じて点火時期が制御される。
【０００４】
排気再循環の実施及び停止を切り換えるには、排気再循環通路に配置された制御弁を開閉することとなるが、制御弁は直ぐに目標開度とはならず、目標開度に見合った定常量の排気ガスが直ぐに気筒内へは供給されない。それにより、制御弁の開弁指令直後において、定常量の排気ガスが気筒内へ再循環されていることを意図して設定された点火時期進角量によって点火時期を進角すると、実際に気筒内へ供給されている排気ガス量に対しては点火時期が進角され過ぎることとなり、燃焼が悪化する。
【０００５】
この問題を解決するために、従来においては、制御弁の開弁に際して排気ガスは一次遅れにより気筒内へ供給されて吸入空気量が減少するとして、吸入空気量減少割合を算出し、この吸入空気量減少割合に基づき点火時期を最終的な点火時期進角量まで徐々に進角することが提案されている。また、機関運転状態によっては制御弁を徐々に開弁してトルクショックの発生を抑制することも提案されており、この時にも、再循環排気ガスの一次遅れを考慮して吸入空気量減少割合を算出し、それに基づいて点火時期は徐々に進角される（例えば、特許文献１参照）。
【０００６】
【特許文献１】
特開平７−１９７８７６号公報（段落番号００２６−００５０、図１
１）
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
前述の従来技術において、吸入空気量減少割合は、制御弁開度だけに応じて制御弁を通過する排気ガス量が変化し、この排気ガス量が一次遅れで気筒内へ供給されるとして算出されるものである。しかしながら、制御弁を通過する排気ガス量は、制御弁開度だけに依存するものではないために、算出される吸入空気量減少割合が不正確となって適当な点火時期制御が実現されず、十分に燃焼の悪化を防止することができない。
【０００８】
従って、本発明の目的は、制御弁を備える排気再循環通路がスロットル弁の下流側の吸気管へ接続されている内燃機関の点火時期制御装置において、再循環排気ガス量に応じた点火時期制御を実施して、制御弁の開閉指令直後においても十分に燃焼の悪化を防止可能とすることである。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
本発明による請求項１に記載の内燃機関の点火時期制御装置は、制御弁を備える排気再循環通路がスロットル弁の下流側の吸気管へ接続されている内燃機関の点火時期制御装置であって、機関運転状態毎に、前記制御弁を全閉とした時の基準点火時期と、前記制御弁の目標設定開度と、前記制御弁が前記目標設定開度とされた時の定常時の吸入排気ガス量に適した点火時期進角量とが設定され、機関運転状態毎に前記点火時期進角量だけ前記基準点火時期を進角して点火を実施する内燃機関の点火時期制御装置において、機関運転状態が変化する機関過渡時に、前記点火時期進角量は、前記制御弁の現在の開度と現在の吸気管圧力とに基づき算出される気筒内への現在の吸入排気ガス量と、前記定常時の吸入排気ガス量との比によって補正され、補正された前記点火時期進角量だけ前記基準点火時期を進角して点火を実施することを特徴とする。
【００１０】
また、本発明による請求項２に記載の内燃機関の点火時期制御装置は、請求項１に記載の内燃機関の点火時期制御装置において、前記点火時期進角量を補正するための前記比を機関負荷に応じて補正する補正係数を有し、前記補正係数は、前記比を機関低負荷時より機関高負荷時の方が大きくなるように補正することを特徴とする。
【００１１】
【発明の実施の形態】
図１は、本発明による点火時期制御装置が取り付けられる内燃機関を示す概略図である。同図において、１は機関本体であり、２は各気筒共通のサージタンクである。３はサージタンク２と各気筒とを連通する吸気枝管であり、４はサージタンク２の上流側の吸気通路である。各吸気枝管３には燃料噴射弁５が配置され、吸気通路４におけるサージタンク２の直上流側にはスロットル弁６が配置されている。スロットル弁６は、アクセルペダルに連動するものではなく、ステップモータ等の駆動装置によって自由に開度設定可能なものである。しかしながら、これは本発明を限定するものではなく、スロットル弁６はアクセルペダルと機械的に連動するものでも良い。７は吸気通路４のスロットル弁６より上流側の吸気流量を検出するエアフローメータである。機関本体１において、８は吸気弁、９は排気弁、１０はピストン、１１は点火プラグである。
【００１２】
１２は機関排気系であり、１３は機関排気系における各気筒の排気集合部下流側と各気筒の吸気枝管３とを連通する排気再循環通路である。排気再循環通路１３を介して排気ガスを気筒内へ供給することにより、燃焼温度を低下させてＮＯX発生量の抑制が可能となる。再循環排気ガス量を増加するほどＮＯX発生量を抑制することができるが、その一方で機関出力が大幅に低下することとなり、排気再循環通路１３には制御弁１４が配置され、制御弁１４により再循環排気ガス量が制御される。制御弁１４の目標開度は、機関回転数及び機関負荷等により定まる機関運転状態毎に設定されている。ここで、スロットル弁６及び制御弁１４の下流側の機関吸気系（サージタンク２、排気再循環通路１３の一部、及び吸気枝管３）を吸気管と称し、吸気管の容積を吸気管容積と称する。
【００１３】
内燃機関１における燃焼空燃比を、例えば、理論空燃比等の所望空燃比にするためには、機関過渡時を含めて気筒内へ流入した吸入空気量を正確に推定することが必要とされる。エアフローメータ７は、機関定常時においては、比較的正確に吸入空気量を測定することができる。しかしながら、機関過渡時においては、急激に変化する吸入空気量に対してエアフローメータ７の出力が直ぐに応答せず、正確な吸入空気量の測定は不可能である。
【００１４】
機関過渡時においても、正確な吸入空気量を把握することを可能とするために、機関吸気系をモデル化して吸入空気量を推定するようになっている。
【００１５】
先ず、スロットル弁６をモデル化することにより、吸気がスロットル弁６を通過する際のエネルギ保存則、運動量保存則、及び、状態方程式を使用して、今回のスロットル弁通過空気量ｍｔ(i)（ｇ／ｓｅｃ）が、次式（１）によって表される。以下の式を含めて、スロットル弁通過空気量等の変数の添え字（ｉ）は今回を示し、（ｉ−１）は前回を示している。
【数１】
2004197618.tif 000003
【００１６】
ここで、μ１(i)は流量係数であり、Ａｔ(i)はスロットル弁６の開口面積（ｍ3）である。もちろん、機関吸気系にアイドルスピードコントロールバルブ（ＩＳＣ弁）が設けられている時には、Ａｔ(i)には、ＩＳＣ弁の開口面積が加えられる。流量係数及びスロットル弁の開口面積は、それぞれがスロットル弁開度ＴＡ(i)（度）の関数となっており、図２及び３には、それぞれのスロットル弁開度ＴＡに対するマップが図示されている。Ｒは気体定数であり、Ｔａはスロットル弁上流側の吸気温度（Ｋ）であり、Ｐａはスロットル弁上流側の吸気通路圧力（ｋＰａ）であり、Ｐｍ(i)はスロットル弁下流側の吸気管圧力（ｋＰａ）である。また、関数Φ（Ｐｍ(i)／Ｐａ）は、比熱比κを使用して次式（２）によって表されるものであり、図４にはＰｍ／Ｐａに対するマップが図示されている。
【数２】
2004197618.tif 000004
【００１７】
図１に示す内燃機関において、吸気管には、スロットル弁６を通過する空気だけでなく、排気再循環通路１３の制御弁１４を介して、機関排気系１２から排気ガスも流入する。それにより、次いで、制御弁１４をモデル化する。排気ガスが制御弁１４を通過する際のエネルギ保存則、運動量保存則、及び、状態方程式を使用して、今回の制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒ(i)（ｇ／ｓｅｃ）が、スロットル弁通過空気量と同様に、次式（３）によって表される。
【数３】
2004197618.tif 000005
【００１８】
ここで、μ２(i)は流量係数であり、Ａｅ(i)は制御弁１４の開口面積（ｍ3）である。流量係数及び制御弁の開口面積は、それぞれが制御弁開度ＥＡ(i)（度）の関数となっており、図２及び３と同様に、それぞれの制御弁開度ＥＡに対してマップ化されている。Ｒは気体定数であり、Ｔｅは制御弁上流側の排気ガス温度（Ｋ）であり、Ｐｅは制御弁上流側の排気圧力（ｋＰａ）であり、Ｐｍ(i)は制御弁下流側の吸気管圧力（ｋＰａ）である。また、関数Φ（Ｐｍ(i)／Ｐｅ）は、式（２）において吸気通路圧力Ｐａを排気圧力Ｐｅに置き換えたものである。
【００１９】
式（３）の右辺において、関数Φ（Ｐｍ(i)／Ｐｅ）以外の部分を、制御弁開度ＥＡの関数Ｂとして置き換えると、次式（４）を得ることができる。すなわち、制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒは、任意の制御弁開度において、関数Φ（Ｐｍ(i)／Ｐｅ）によってのみ変化するものとすることができる。吸入空気量が少ない領域では、排気圧力Ｐｅは大気圧Ｐａにほぼ等しく、また、吸入空気量が多い領域では、吸入空気量の増加に応じて排気圧力Ｐｅが上昇する。ここで、吸入空気量と吸気管圧力Ｐｍとは比例関係にあるために、制御弁開度が定まれば、制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒは、機関回転数毎に、図５に示すような吸気管圧力Ｐｍの連続する二つの一次式によって近似することができる。
【数４】
2004197618.tif 000006
【００２０】
次いで、吸気弁をモデル化する。吸気管から気筒内へ供給される吸入ガス量ｍｃ（ｇ／ｓｅｃ）は、吸気管圧力Ｐｍの一次式により近似することができる。図６は、バルブオーバーラップが所定量の場合を示している。バルブオーバーラップ量が０又は小さく、気筒内の排気ガスが吸気管へ逆流しない場合において、制御弁が全閉されて吸気管が新気によって満たされている時には、吸入ガス量は吸入空気量ＫＬとなり、吸気管圧力Ｐｍに対する吸入空気量ＫＬは、単なる一次式によって近似可能である。しかしながら、気筒内の排気ガスが吸気管へ逆流するほどバルブオーバーラップ量が大きい場合には、逆流排気ガスにより吸入空気量が減少して吸入空気量ＫＬも低下する。逆流排気ガス量はバルブオーバーラップ量が大きくなるほど多くなる。また、バルブオーバーラップ時の吸気弁のリフト量が大きいほど多くなる。吸気管圧力Ｐｍが所定値ｂを超えて高くなれば、排気ガスは徐々に逆流し難くなるために、この時には、吸入空気量の減少分が徐々に少なくなる。これを考慮して、バルブオーバーラップ量が所定値の時の吸気管圧力Ｐｍと吸入空気量ＫＬとは、図６の実線Ｌ１のように設定することができる。
【００２１】
また、実線Ｌ２は、制御弁開度がＥＡ１であり、制御弁１４を介して排気ガスが吸気管へ流入している時である。制御弁１４を通過する排気ガス量は、機関定常時において、吸気管から気筒内への吸入排気ガス量と等しい。すなわち、機関定常時には、制御弁開度に応じて、吸入排気ガス量が図５に示すと同様に吸気管圧力により一次的に変化する。こうして、吸入排気ガス量に伴う吸入空気量減少分を考えれば、制御弁開度ＥＡ１の時の吸気管圧力Ｐｍに対する吸入空気量ＫＬを実線Ｌ１２のように予め設定することができる。
【００２２】
図６の実線Ｌ３は、制御弁開度がＥＡ１より大きなＥＡ２の時の吸気管圧力Ｐｍに対する吸入空気量ＫＬを示し、気筒内への吸入排気ガス量が全体的に増加することを考慮して、前述同様に設定されている。図６においては省略されているが、吸気管圧力Ｐｍと吸入空気量ＫＬとの関係式は、制御弁１４の開度毎に設定されている。実際的には、次式（５）の形で本吸入空気量推定装置に記憶されている。
ＫＬ＝ｅ（Ｐｍ−ｇ）＋ｒ                                  ・・・（５）
吸入空気量ＫＬは、同じ吸気管圧力に対して機関回転数に応じて変化するために、式（５）において、第１係数ｅ、第２係数ｇ、及び、第３係数ｒは、機関回転数及び制御弁開度の二次元マップで設定されれば良い。さらに、本実施形態のように、吸気管圧力Ｐｍと吸入空気量ＫＬとが図６に示すように折れ線で設定される場合には、第１係数ｅは、吸気管圧力Ｐｍが第２係数ｇと等しくなる時を境に異なる値として設定される。
【００２３】
制御弁が開度０度の時の吸気管圧力Ｐｍと吸入空気量ＫＬとの関係式は、次式（６）の形で本吸入空気量推定装置に記憶されている。
ＫＬ＝ａ（Ｐｍ−ｂ）＋ｃ                                  ・・・（６）
ここで、第４係数ａ、第５係数ｂ、及び、第６係数ｃは、機関回転数の一次元マップで設定されれば良い。また、第４係数ａ、第５係数ｂ、及び、第６係数ｃは、本実施形態のように、バルブオーバーラップを考慮して吸気管圧力Ｐｍと吸入空気量ＫＬとが図６の実線Ｌ１に示すように設定される場合には、第４係数ａは、吸気管圧力Ｐｍが第５係数ｂと等しくなる時を境に異なる値として設定される。バルブオーバーラップ量が可変とされる場合には、前述の式（５）及び（６）において、第１係数ｅ、第２係数ｇ、及び、第３係数ｒは、機関回転数及び制御弁開度だけでなく、バルブオーバーラップ量も含めた三次元マップで設定され、第４係数ａ、第５係数ｂ、及び、第６係数ｃは、機関回転数だけでなく、バルブオーバーラップ量も含めた二次元マップで設定されることが好ましい。但し、第２係数ｇ及び第５係数ｂは、簡単のために、それぞれ機関回転数の一次元マップとしても良く、また、第２係数及び第５係数ｂを同じ値として機関回転数の一次元マップに設定しても良い。
【００２４】
次いで、吸気管をモデル化する。吸気管内に存在する吸気及び排気ガスの質量保存則、エネルギ保存則、及び、状態方程式を使用して、吸気管圧力Ｐｍと吸気管内のガス温度Ｔｍとの比における時間変化率は次式（７）によって表され、また、吸気管圧力Ｐｍの時間変化率は次式（８）によって表される。ここで、Ｖは吸気管の容積（ｍ3）であり、サージタンク２と吸気枝管３との合計容積とすることができ、また、ｍｃは、気筒内へ吸入される吸入ガス量（ｇ／ｓｅｃ）である。
【数５】
2004197618.tif 000007
【００２５】
式（７）及び式（８）は離散化され、それぞれ、次式（９）及び（１０）が得られ、式（１０）によって今回の吸気管圧力Ｐｍ(i)が得られれば、式（９）によって今回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ(i)を得ることができる。式（９）及び（１０）において、離散時間Δｔは、現在の吸入ガス量ｍｃ(i)を算出するためのフローチャート（図７）の実行間隔とされ、例えば８ｍｓである。
【数６】
2004197618.tif 000008
【００２６】
次に、図７に示すフローチャートを説明する。本フローチャートは、機関始動完了と同時に実行される。先ず、ステップ１０１において、式（１０）を使用して吸気管圧力Ｐｍ(i)が算出される。式（１０）は、前回の吸気管圧力Ｐｍ(i-1)と、前回のスロットル弁通過空気量ｍｔ(i-1)と、前回の制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒ(i-1)と、前回の吸入ガス量ｍｃ(i-1)と、前回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ(i-1)と、前回の排気ガス温度Ｔｅ(i-1)とに基づき、今回の吸気管圧力Ｐｍ(i)を算出するようになっている。これらの初期値として、Ｐｍ(i-1)には大気圧Ｐａが、Ｔｍ(i-1)にはスロットル弁上流側の吸気温度Ｔａが、また、Ｔｅ(i-1)には排気ガス温度がそれぞれ実測又は推定されて使用される。これらの値を使用して、ｍｔ(i-1)、ｍｅｇｒ(i-1)、及び、ｍｃ(i-1)は、以下のステップ１０３、１０５、及び、１０６と同様に算出された値が使用される。次回以降の排気ガス温度Ｔｅに関して、排気温度センサが設けられていない場合には、前回の吸入空気量ｍａｉｒ又は前回の燃料噴射量等に基づき推定可能である。
【００２７】
次いで、ステップ１０２において、ステップ１０１において算出された今回の吸気管圧力Ｐｍ(i)に基づき式（９）を使用して今回の吸気管内の吸気温度Ｔｍ(i)が算出される。次いで、ステップ１０３において、式（１）を使用して今回のスロットル弁通過空気量ｍｔ(i)が算出される。式（１）を使用するスロットル弁通過空気量ｍｔ(i)の算出において、現在のスロットル弁開度ＴＡは、スロットル弁が駆動装置によって駆動される場合には、駆動装置（ステップモータ）の応答遅れが考慮される。
【００２８】
次いで、ステップ１０４において、機関過渡終了後の機関運転状態に対する目標設定開度が実現された場合の制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒｒｑ(i)が、式（６）と式（５）との差として次式（１１）により算出される。
2004197618.tif 000009
ここで、第１係数ｅ、第２係数ｇ、及び、第３係数ｒは、機関過渡終了後の定常運転時の機関回転数、及び、制御弁の目標設定開度に基づき設定された値が使用され、第４係数ａ，第５係数ｂ、及び第６係数ｃは、定常運転時の機関回転数に基づき設定された値が使用され、また、吸気管圧力Ｐｍｔａも、機関過渡終了後のスロットル弁開度、機関回転数、及び制御弁開度等に基づく、機関定常時の吸気管圧力である。ここで、第１係数ｅ、第２係数ｇ、第３係数ｒ、第４係数ａ，第５係数ｂ、及び第６係数ｃは、標準大気状態に対して設定されており、機関定常時の吸気管内の状態に合わせて補正される。この制御弁の目標設定開度に対する制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒｒｑ(i)は、機関定常時の吸入排気ガス量となる。
【００２９】
次いで、ステップ１０５において、今回の吸気管圧力Ｐｍ(i)に基づき、今回の制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒ(i)が、式（６）と式（５）との差として次式（１２）により算出される。
ｍｅｇｒ(i)＝ａ（Ｐｍ(i)−ｂ）＋ｃ−（ｅ（Ｐｍ(i)−ｇ）＋ｒ）・・・（１２）
ここで、第１係数ｅ、第２係数ｇ、及び、第３係数ｒは、前述したように、現在の機関回転数、及び、現在の制御弁開度に基づき設定された値が使用され、第４係数ａ，第５係数ｂ、及び第６係数ｃは、現在の機関回転数に基づき設定された値が使用される。ここで、第１係数ｅ、第２係数ｇ、第３係数ｒ、第４係数ａ，第５係数ｂ、及び第６係数ｃは、標準大気状態に対して設定されており、ステップ１０２において算出された吸気管内の温度Ｔｍ及び大気温度Ｔａ等に基づき現在の吸気管内の状態に合わせて補正される。制御弁１４のアクチュエータへは、機関運転状態の変化によって、目標設定開度を新たな目標設定開度へ変更するための作動信号が発せられる。この瞬間に制御弁１４の開度が新たな目標設定開度へ変更されるのではなく、実際には、アクチュエータの応答遅れ及び制御弁の応答遅れによって作動信号が発せられてから短時間ではあるが徐々に新たな目標設定開度へ変更されることとなる。現在の制御弁の開度は、これら応答遅れを考慮して推定することができる。現在の制御弁の開度に対して第１係数ｅ、第２係数ｇ、及び第３係数ｒを細かくマップ化しておいても良いが、データ記憶量を減少するために、これらが機関運転状態毎の制御弁の目標設定開度毎にしか設定されていない場合には、二つの目標設定開度に対して設定された値を現在の制御弁開度に対して補完して使用することとなる。
【００３０】
次いで、ステップ１０６において、今回の吸気管圧力Ｐｍ(i)に基づき今回の吸入ガス量の相当値ｍｃ(i)が算出される。この吸入ガス量ｍｃ(i)は、制御弁が全閉されて吸気管内が新気により満たされている場合の吸入空気量ＫＬに一致する値であり、式（６）を使用して算出される。
【００３１】
吸入ガス量ｍｃ(i)は、吸入排気ガス量と吸入空気量との合計であり、今回の吸入排気ガス量ｍｅｇｒｓｍ(i)が解かれば、今回の吸入空気量ｍａｉｒ(i)を算出することができる（ｍａｉｒ(i)＝ｍｃ(i)−ｍｅｇｒｓｍ(i)）。ところで、ステップ１０５において算出した今回の制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒ(i)は、拡散しながら気筒内へ吸入されるために、一次遅れが発生する。また、制御弁から気筒内への輸送遅れによる無駄時間も発生する。こうして、今回の制御弁通過排気ガス量は、遅れて気筒内へ吸入されることとなる。
【００３２】
一次遅れの時定数をτとし、無駄時間をＴｄとすると、現在時刻の制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒ(i)を時定数τによりなました吸入排気ガス量は、今から無駄時間Ｔｄ後の吸入排気ガス量ｍｅｇｒｓｍ(i+Td/Δt)となる。
ｍｅｇｒｓｍ(i+Td/Δt)＝
Δｔ／τ（ｍｅｇｒ(i)−ｍｅｇｒｓｍ(i+Td/Δt-1)）・・・（１３）
【００３３】
こうして、式（１３）を使用して吸入排気ガス量ｍｅｇｒｓｍを算出して記憶しておけば、ステップ１０７において、現在の吸入排気ガス量ｍｅｇｒｓｍ(i)を呼び出すことができる。
【００３４】
次いで、ステップ１０８では、今回の吸入ガス量ｍｃ(i)から今回の吸入排気ガス量ｍｅｇｒｓｍ(i)を減算することにより、今回の吸入空気量ｍａｉｒ(i)を算出する。
【００３５】
次いで、ステップ１０９においては、今回の吸気管圧力Ｐｍ(i)が前回の吸気管圧力Ｐｍ(i-1)とされ、ステップ１１０では、今回の吸気管内のガス温度Ｔｍ(i)が前回の吸気管内のガス温度Ｔｍ(i-1)とされる。さらに、ステップ１１１では、今回のスロットル弁通過空気量ｍｔ(i)が前回のスロットル弁通過空気量ｍｔ(i-1)とされ、ステップ１１２では、今回の制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒ(i)が前回の制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒ(i-1)とされ、ステップ１１３では、今回の吸入ガス量ｍｃ(i)が前回の吸入ガス量ｍｃ(i-1)とされる。
【００３６】
こうして、吸入空気量ｍａｉｒは、制御弁の開度を考慮して、機関始動完了と同時に逐次算出される吸気管圧力Ｐｍに基づき、逐次推定されることとなる。
【００３７】
ところで、機関定常時においては、この機関定常時の吸気管圧力Ｐｍｔａを使用して、スロットル弁通過空気量ｍｔ(i)は、次式（１４）により算出可能である。
【数７】
2004197618.tif 000010
【００３８】
本フローチャートのステップ１０３において、式（１）に代えて、式（１４）を使用してスロットル弁通過空気量ｍｔ(i)を算出しても良い。ここで、機関定常時の吸気管圧力Ｐｍｔａは、今回の過渡終了時におけるスロットル弁開度、機関回転数、制御弁開度、及び、バルブオーバーラップ量に基づいて予めマップ化しておくことができる。
【００３９】
こうして、機関回転数に応じて式（６）を使用して吸入ガス量が算出され、機関回転数と制御弁開度とに応じて式（５）を使用して吸入空気量が算出される。こうして算出された吸入ガス量と吸入空気量との差は制御弁通過排気ガス量となり、この制御弁通過排気ガス量に基づき吸入排気ガス量が算出される。次いで、吸入ガス量から吸入排気ガス量を減算することによって吸入空気量を算出することができるのである。
【００４０】
式（６）及び式（５）は、特定排気量の内燃機関に合わせた吸入ガス量及び吸入空気量を表すものとしたが、任意の排気量の内燃機関に適合させるために、式（６）は、吸入ガス量相当値として、制御弁閉弁時の負荷率（吸入空気量／（一気筒分容積＊標準状態空気密度））又は吸気充填効率を表すものとし、また、式（５）は吸入空気量相当値として負荷率又は吸気充填効率を表すものとしても良い。
【００４１】
ところで、前述したように、制御弁の目標設定開度ＥＡは、図８に示すように、機関負荷Ｌと機関回転数Ｎとにより定まる機関運転状態毎に設定されており、また、基準点火時期Ａも図９に示すように機関運転状態毎に設定されている。基準点火時期Ａは、制御弁開度０、すなわち、制御弁１４が全閉されて排気再循環が停止されている場合における最適な点火時期である。それにより、制御弁が開弁されて排気再循環が実施されている時には、良好な燃焼を実現するために基準点火時期Ａを進角しなければならず、そのための点火時期進角量ΔＡも図１０に示すように機関運転状態毎に設定されている。
【００４２】
図９において、基準点火時期Ａは、機関回転数が低いほど遅角側とされ、また、機関負荷が高いほど遅角側とされている。また、図１０において、点火時期進角量ΔＡは、吸入ガス量に対する吸入排気ガス量の割合が小さいほど小さくされている。
【００４３】
各機関運転状態の点火時期進角量ΔＡは、各機関運転状態において制御弁１４が設定開度で開弁されて、この設定開度に見合った定常量の排気ガスが気筒内へ再循環された時に適して基準点火時期を進角するように設定されている。それにより、機関運転状態の変化に伴って制御弁開度が変化している途中又は変化直後において、変化後の機関運転状態に対して設定された基準点火時期Ａ及び点火時期進角量ΔＡを使用して点火時期を決定しても、この時には、意図する定常量の排気ガスが気筒内へ再循環されておらず、良好な燃焼を実現することができない。
【００４４】
本実施形態では、前述のフローチャートのステップ１０７において読み込まれた現在の吸入排気ガス量ｍｅｇｒｓｍ(i)と、ステップ１０４において算出した定常時の吸入排気ガス量ｍｅｇｒｒｑ(i)との比ｒによって次式（１５）のように補正し、補正された点火時期進角量ΔＡ’により基準点火時期Ａを進角するようにしている。
ΔＡ’＝ΔＡ・ｍｅｇｒｓｍ(i)／ｍｅｇｒｒｑ(i)
＝ΔＡ・ｒ(i)                                    ・・・（１５）
【００４５】
機関運転状態の変化によって制御弁の設定開度が大きくなる場合には、前述の比ｒ(i)は１より小さな値から１へ向かって収束することとなる。しかしながら、制御弁の設定開度が小さくなる場合には、前述の比ｒ(i)は１より大きな値から１へ向かって収束するようになり、この場合には、変化後、すなわち、現在の機関運転状態に対応する点火時期進角量ΔＡは、比ｒによって大きく補正されることとなる。
【００４６】
点火時期進角量ΔＡは、前述したように、現在の機関運転状態における制御弁の目標設定開度に基づく定常時の吸入排気ガス量に基づき定められたものであり、この点火時期進角量ΔＡを、現在の実際の制御弁開度と現在の吸気管圧力とに基づき正確に現在の吸入排気ガス量を算出して補正するために、現在の吸入排気ガス量に適した点火時期進角量ΔＡ’が算出され、良好な燃焼を実現することができる。
【００４７】
前述の比ｒ(i)の分子は、気筒内への流入遅れを考慮した現在の吸入排気ガス量ｍｅｇｒｓｍ(i)としたが、現在の制御弁開度に基づく制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒ(i)としても、従来に比較して良好な点火時期進角量ΔＡ’を算出することができる。
【００４８】
前述したように、現在の制御弁開度と現在の吸気管圧力とに基づき算出される現在の吸入排気ガス量に応じて点火時期進角量ΔＡが補正されるようになっているために、制御弁開度が目標設定開度へ変化するまでに、何らかの要因に伴うガード処理（例えば、機関冷間時に再循環排気ガス量を減少させるためのガード処置）によって制御弁動作が停止させられて制御弁の目標設定開度が実現されないような場合にも良好な点火時期進角量ΔＡの補正を実施することができる。
【００４９】
ところで、機関高負荷時は、それだけでもノッキングが発生し易いことに加えて、再循環排気ガスによって気筒内の温度が高まると、さらにノッキングが発生し易くなる。それにより、機関低負荷時と同様に点火時期進角量ΔＡを補正したのでは、現在の吸入排気ガス量に対して進角が不十分となってノッキングが発生することがある。
【００５０】
それにより、前述の比ｒを補正するための補正係数ｑを設けて、次式（１６）のように点火時期進角量ΔＡを補正するようにし、機関負荷が高まるほど比ｒを大きくするようにしても良い。
ΔＡ’＝ΔＡ・ｒ(i)・ｑ(i)                            ・・・（１６）
【００５１】
具体的には、ｑ(i)は比ｒ(i)と機関負荷Ｌとに基づき図１１のように設定される。こうして、制御弁のアクチュエータへ作動信号が与えられてから制御弁が目標設定開度となった後に吸入排気ガス量が定常量となるまでの間において、制御弁の設定開度が増加する場合には、機関負荷が高いほど早く設定点火時期進角量ΔＡに近い進角量を使用しての点火時期の進角が実施され、また、制御弁の設定開度が減少する場合（この場合には、機関運転状態の変化前後で設定点火時期進角量ΔＡは小さくなる）には、機関負荷が高いほど遅く設定点火時期進角量ΔＡに近い進角量を使用しての点火時期の進角が実施される。こうして、いずれの場合にも、機関負荷が高いほど、当初の点火時期は基準点火時期から大きく進角されることとなり、言い換えれば、当初から基準点火時期近傍での点火は実施され難くなり、良好な点火時期を実現することができる。
【００５２】
図１１において、補正係数ｑは、機関低負荷時には比ｒに係らずに１が設定され、比ｒが小さい時には機関負荷が高まるほど大きな値が設定されている。また、１より大きな各機関負荷での補正係数は、比ｒが大きくなるにつれて徐々に１へ近づけられ、比ｒが１となる時には、機関負荷に係らずに１とされている。補正係数ｑの最大値は、比ｒが小さくて機関高負荷時の場合であり、例えば２が設定されているが、この最大値は、１より大きな任意の値として良い。しかしながら、最大値を大きくし過ぎると、特に機関運転状態の変化前後で制御弁の目標設定開度が減少する場合に、この補正係数最大値が使用されると、機関運転状態の変化直後、すなわち、吸入排気ガス量が僅かしか減少しておらず、変化後の機関運転状態に対する定常時の吸入排気ガス量より多い時に、変化前の機関運転状態に対する設定点火時期進角量より変化後の機関運転状態に対する設定点火時期進角量を補正した値ΔＡ’が大きくなり、吸入排気ガス量が僅かであっても減少しているのに、点火時期が進角されてしまうことがあり、これは好ましくない。このような場合に備えて、補正された点火時期進角量ΔＡ’にガード処理を実施するようにしても良い。
【００５３】
ところで、燃焼空燃比を正確に制御するためには、燃料噴射を開始する以前に気筒内への正確な吸入空気量を推定して、燃料噴射量を決定しなければならない。しかしながら、正確な吸入空気量を推定するためには、厳密には、吸気弁閉弁時における吸入空気流量を算出しなければならない。すなわち、燃料噴射量を決定する時において、現在の吸入空気量ｍａｉｒ(i)ではなく、吸気弁閉弁時における吸入空気量ｍａｉｒ(i+n)を算出しなければならない。これは、図１に示すような吸気枝管３に燃料を噴射する内燃機関だけでなく、吸気行程において筒内へ直接燃料を噴射する内燃機関においても同様である。
【００５４】
そのためには、現在において、現在のスロットル弁開度ＴＡ(i)だけでなく、吸気弁閉弁時までの時間Δｔ毎のスロットル弁開度ＴＡ(i+1)，ＴＡ(i+2)，・・・ＴＡ(i+n)に基づき、式（１）においてμ１・Ａｔを変化させ、又は、式（１５）においてＰｍＴＡを変化させ、各時間のスロットル弁通過空気量ｍｔを算出することが必要となる。
【００５５】
各時間のスロットル弁開度ＴＡは、現在の時間に対するアクセルペダルの踏み込み変化量に基づき、この踏み込み変化量が吸気弁閉弁時まで持続するとして、各時間のアクセルペダルの踏み込み量を推定し、それぞれの推定踏み込み量に対して、スロットル弁アクチュエータの応答遅れを考慮して決定することが考えられる。この方法は、スロットル弁がアクセルペダルと機械的に連結されている場合にも適用することができる。
【００５６】
しかしながら、こうして推定される吸気弁閉弁時におけるスロットル弁開度ＴＡ(i+n)は、あくまでも予測であり、実際と一致している保証はない。吸気弁閉弁時におけるスロットル弁開度ＴＡ(i+n)を実際と一致させるために、スロットル弁を遅れ制御するようにしても良い。アクセルペダルの踏み込み量が変化した時に、アクチュエータの応答遅れによって、スロットル弁開度は遅れて変化するが、この遅れ制御は、このスロットル弁の応答遅れを意図的に増大させるものである。
【００５７】
例えば、機関過渡時において、燃料噴射量を決定する時における現在のアクセルペダルの踏み込み量に対応するスロットル弁開度が、吸気弁閉弁時に実現されるように、実際の応答遅れ（無駄時間）を考慮してスロットル弁のアクチュエータを制御すれば、現在から吸気弁閉弁時までの時間毎のスロットル弁開度ＴＡ(i)，ＴＡ(i+1)，・・・ＴＡ(i+n)を正確に把握することができる。さらに具体的に言えば、アクセルペダルの踏み込み量が変化する時には、直ぐにアクチュエータへ作動信号を発するのではなく、燃料噴射量を決定する時から吸気弁閉弁時までの時間から無駄時間を差し引いた時間だけ経過した時にアクチュエータへの作動信号を発するようにするのである。もちろん、現在のアクセルペダルの踏み込み量に対応するスロットル弁開度を、吸気弁閉弁時以降に実現するようにスロットル弁の遅れ制御を実施しても良い。
【００５８】
ところで、吸気通路４には、エアフローメータ７が配置されている。図１２はエアフローメータ７の断面モデルを示している。エアフローメータ７は、熱線７ａの周囲を吸気が通過する際に熱線７ａから奪われる熱量がこの吸気量、すなわち、スロットル弁通過空気量に応じて変化するのを利用してスロットル弁通過空気量を検出するものである。こうして、エアフローメータ７の出力に基づきマップ等からスロットル弁通過空気量ＧＡ(i)（このマップ値には、算出されるスロットル弁通過空気量ｍｔ(i)と区別するために異なる記号を付する）を得ることができる。
【００５９】
しかしながら、一般的なエアフローメータにおいて、熱線７ａの回りにはガラス層７ｂが設けられていて、このガラス層７ｂの熱容量は比較的大きい。それにより、実際のスロットル弁通過空気量の変化に対してエアフローメータ７の出力は直ぐには変化せずに応答遅れが発生する。この応答遅れを見越してエアフローメータの出力から実際のスロットル弁通過空気量ｍｔ(i)を算出することを考える。
【００６０】
現在の熱線７ａの温度をＴｈとすると、熱線７ａからガラス層７ｂへ伝達される熱量と、ガラス層７ｂから吸気へ伝達される熱量とは等しいために、ガラス層Ｂの温度変化量ｄＴｇ／ｄｔは次式（１７）のように表すことができる。
【数８】
2004197618.tif 000011
【００６１】
ここで、Ｃ、Ｄ、Ｅ、及びＦは、熱線７ａの断面積、長さ、及びその抵抗率や、ガラス層７ｂと熱線７ａとの間の熱伝達率、ガラス層７ｂと吸気との間の熱伝達率等に応じて決定される定数である。式（１７）において、定常運転時には、ガラス層７ｂと、熱線７ａ及び吸気との間の熱の授受が無くなるために、ガラス層７ｂの温度変化量ｄＴｇ／ｄｔ、すなわち、式（１７）の右辺は０になり、また、この時、スロットル弁通過空気量のマップ値ＧＡと算出値ｍｔとは等しくなる。この条件により、ＧＡを熱線７ａの温度Ｔｈ、ガラス層７ｂの温度Ｔｇ、及び、吸気温度Ｔａにより表して、式（１７）においてガラス層７ｂの温度Ｔｇを消去することにより、次式（１８）を得ることができる。
【数９】
2004197618.tif 000012
【００６２】
式（１８）において、α及びβは、前述の定数Ｃ、Ｄ、Ｅ、及びＦによって定まる定数であり、こうして、スロットル弁通過空気ｍｔ(i)は、エアフローメータの応答遅れを考慮して、現在のエアフローメータ７の出力に基づくスロットル弁通過空気量のマップ値ＧＡ(i)と、前回のエアフローメータ７の出力に基づくスロットル弁通過空気量のマップ値ＧＡ(i-1)とに基づいて算出することができる。
【００６３】
エアフローメータ７の出力は機関定常時において信頼性が高く、それにより、機関定常時においては、式（１８）を使用して算出される現在のスロットル弁通過空気量ｍｔ(i)は、式（１）又は（１４）により算出されるスロットル弁通過空気量よりも信頼性が高い。こうして、機関定常時には、式（１８）により算出された前回のスロットル弁通過空気量ｍｔ(i-1)を使用して、式（１０）において今回の吸気管圧力Ｐｍ(i)を算出すると共に式（９）において今回のスロットル弁下流側の吸気温度Ｔｍ(i)を算出して、今回の吸入空気量ｍａｉｒ(i)を算出することが好ましい。
【００６４】
それにより、図７に示すフローチャートを使用して、現在の吸入空気量ｍａｉｒ(i)及び吸気弁閉弁時の吸入空気量ｍａｉｒ(i+n)を算出すると共に、前述のように式（１８）に基づき現在の吸入空気量ｍａｉｒｆ(i)を逐次算出し、吸気弁閉弁時の吸入空気量を、ｍａｉｒ(i+n)−ｍａｉｒ(i)＋ｍａｉｒｆ(i)により算出するようにしても良い。このような算出方法により、機関定常時には、同じモデル式に基づき同じスロットル弁開度として算出されるｍａｉｒ(i+n)とｍａｉｒ(i)とが確実に相殺され、エアフローメータの出力に基づき算出される正確な現在の吸入空気量が、吸気弁閉弁時の吸入空気量として得られる。
【００６５】
また、機関過渡時には、ｍａｉｒ(i)とｍａｉｒｆ(i)とがほぼ相殺されるために、ｍａｉｒ(i+n)として算出された吸気弁閉弁時の吸入空気量を得ることができる。以上は、エアフローメータを有する実施形態の場合であるが、吸気管内に圧力センサを配置して、吸入空気量の算出に使用する吸気管圧力Ｐｍを、計算値でなく、圧力センサに出力値としても良い。本実施形態において、機関運転状態毎に点火時期進角量ΔＡを設定したが、もちろん、機関運転状態毎に排気再循環実施時の点火時期を設定し、この点火時期と排気再循環停止時の基準点火時期Ａとの差を点火時期進角量ΔＡとして算出するようにしても良い。
【００６６】
【発明の効果】
本発明による内燃機関の点火時期制御装置は、機関運転状態毎に、制御弁を全閉とした時の基準点火時期と、制御弁の目標設定開度と、制御弁が目標設定開度とされた時の定常時の吸入排気ガス量に適した点火時期進角量とが設定され、機関運転状態が変化する機関過渡時に、点火時期進角量は、制御弁の現在の開度と現在の吸気管圧力とに基づき算出される気筒内への現在の吸入排気ガス量と、定常時の吸入排気ガス量との比によって補正され、補正された点火時期進角量だけ基準点火時期を進角して点火を実施するようになっている。それにより、現在の吸入排気ガス量は、制御弁の開閉指令直後における機関過渡時においても、制御弁の開度だけでなく吸気管圧力を考慮して正確に算出されており、吸入排気ガス量、すなわち、再循環排気ガス量に応じた良好な点火時期制御が実現され、十分に燃焼の悪化を防止することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明による点火時期制御装置が取り付けられる内燃機関の概略図である。
【図２】スロットル弁開度ＴＡと流量係数μ１との関係を示すマップである。
【図３】スロットル弁開度ＴＡとスロットル弁の開口面積Ａｔとの関係を示すマップである。
【図４】吸気管圧力Ｐｍと大気圧Ｐａとの比と、関数Φとの関係を示すマップである。
【図５】吸気管圧力Ｐｍと制御弁通過排気ガス量ｍｅｇｒとの関係を示すグラフである。
【図６】制御弁開度毎の吸気管圧力Ｐｍと吸入空気量ＫＬとの関係式を示している。
【図７】吸入空気量を算出するためのフローチャートである。
【図８】制御弁の設定開度のマップである。
【図９】基準点火時期のマップである。
【図１０】点火時期進角量のマップである。
【図１１】補正係数のマップである。
【図１２】エアフローメータの断面モデルを示す図である。
【符号の説明】
１…機関本体
２…サージタンク
３…吸気枝管
４…吸気通路
６…スロットル弁
７…エアフローメータ
８…吸気弁
１３…排気再循環通路
１４…制御弁
【図１】
2004197618.tif 000013
【図２】
2004197618.tif 000014
【図３】
2004197618.tif 000015
【図４】
2004197618.tif 000016
【図５】
2004197618.tif 000017
【図６】
2004197618.tif 000018
【図７】
2004197618.tif 000019
【図８】
2004197618.tif 000020
【図９】
2004197618.tif 000021
【図１０】
2004197618.tif 000022
【図１１】
2004197618.tif 000023
【図１２】
2004197618.tif 000024