(57)【要約】【課題】エンジン過渡状態においてＭＢＴの点火時期を精度よく算出することを目的とする。【解決手段】本発明は、所定のクランク角までにシリンダ内で燃焼する燃焼ガス量と、燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度ＳＬ１、ＳＬ２と、エンジン過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さＵ１、Ｕ２と、前記層流燃焼速度と乱れ強さからシリンダ内燃焼速度ＦＬＡＭＥ１、ＦＬＡＭＥ２を算出し、この燃焼速度と前記シリンダ内の燃焼ガス量とから燃焼期間ＢＵＲＮ１、ＢＵＲＮ２を算出し、この燃焼期間に基づいてＭＢＴの得られる基本点火時期ＭＢＴＣＡＬを算出することを特徴とする。【選択図】    図１４
2004301045.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
所定のクランク角までにシリンダ内で燃焼する燃焼ガス量を算出する燃焼ガス量算出手段と、
燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度を算出する層流燃焼速度算出手段と、
エンジン過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出する乱れ強さ算出手段と、
前記層流燃焼速度と乱れ強さからシリンダ内燃焼速度を算出し、この燃焼速度と前記シリンダ内の燃焼ガス量とから燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づいてＭＢＴの得られる基本点火時期を算出する基本点火時期演算手段と、
を備え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】
燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度を算出する層流燃焼速度算出手段と、
エンジン過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出する乱れ強さ算出手段と、
算出した層流燃焼速度と乱れ強さとからシリンダ内の燃焼ガスの燃焼速度を算出する燃焼速度算出手段と、
燃焼ガス燃焼開始時のシリンダ内容積を算出するシリンダ内容積算出手段と、
所定のクランク角までにシリンダ内で燃焼する燃焼ガス量を算出する燃焼ガス量算出手段と、
所定運転条件での燃焼ガスの燃焼しやすさに対する前記シリンダ内での燃焼ガスの燃焼のしやすさのを示す反応確率を算出する反応確率算出手段と、
前記燃焼速度と前記シリンダ内容積と前記燃焼ガス量と前記反応確率とに基づき燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づきＭＢＴの得られる基本点火時期を算出する基本点火時期算出手段を備え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３】
前記シリンダ内の燃焼ガスの燃焼圧力が最大になるクランク角を算出する基準クランク角算出手段と、
前記シリンダ内の燃焼ガスに着火する点火プラグの点火指令信号を出力したタイミングから点火プラグが点火するまでのクランク角区間を算出する点火無駄時間相当クランク角算出手段とを備え、
前記ＭＢＴの得られる基本点火時期は、前記燃焼期間と前記算出した基準クランク角と点火無駄時間相当クランク角とから算出されることを特徴とする請求項１または２に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項４】
前記乱れ強さは、内燃機関の運転状態が過渡状態の時に内燃機関の吸気バルブを通過してシリンダ内に流入する吸気流速に基づき算出されることを特徴とする請求項１または２に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項５】
前記吸気流速は、吸気バルブ開弁時及び閉弁時におけるシリンダ内への吸入空気量、吸気バルブの平均開口面積、内燃機関の回転速度に基づき算出されることを特徴とする請求項４に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項６】
前記吸気流速は、吸気バルブを開いたときの吸気流速と、閉じるときの吸気流速とに基づいて算出されることを特徴とする請求項４または５に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項７】
前記燃焼期間は、シリンダ内容積と燃焼ガス質量とを掛けた値を反応確率と燃焼ガス質量とを掛けた値で除した演算値に基づいて算出することを特徴とする請求項２に記載の点火時期制御装置。
【請求項８】
前記反応確率は、所定の残留ガス率における燃焼のしやすさを１とし、所定の残留ガス率より小さいほど１より大きな値で設定し、所定の残留ガス率より大きいほど１より小さな値で設定することを特徴とする請求項２または７記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項９】
前記反応確率は、所定の水温における燃焼のしやすさを１とし、所定の水温より高いほど１より大きな値で設定し、所定の水温より低いほど１より小さな値で設定することを特徴とする請求項２または７記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項１０】
前記反応確率は、所定の当量比における燃焼のしやすさを１とし、所定の当量比よりリッチ側、リーン側いずれにおいても１より小さな値で設定することを特徴とする請求項２または７記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項１１】
前記所定クランク角までに燃焼する燃焼ガス量は、燃焼ガスの着火後燃焼圧力が最大となるまでに燃焼される燃焼ガス量としたことを特徴とする請求項２または１０記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項１２】
前記所定クランク角までに燃焼する燃焼ガス量を複数に分割し、それぞれの燃焼ガス量に対応する燃焼期間を算出し、すべての燃焼期間を合計して燃焼期間を求めることを特徴とする請求項１１に記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項１３】
前記所定クランク角までに燃焼する燃焼ガス量を、燃焼ガスの着火後火炎核形成に費やされる燃焼ガス量と、火炎核形成後から燃焼ガスの着火後燃焼圧力が最大となるまでに燃焼される燃焼ガス量とに分割したことを特徴とする請求項１２記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項１４】
前記シリンダ内の燃焼ガスの燃焼開始時の雰囲気温度と、前記シリンダ内の燃焼ガスの燃焼開始時の雰囲気圧力とを算出し、前記シリンダ内の燃焼ガスの燃焼速度は、燃焼ガスの所定温度、所定圧力における基本層流燃焼速度から、前記雰囲気温度、雰囲気圧力とに基づいて算出することを特徴とする請求項２または１３記載の内燃機関の点火時期制御装置。
【請求項１５】
吸入弁が閉じられた時の燃焼ガスの温度を算出し、この算出した温度に有効圧縮比に基づいて算出した温度上昇率を掛けることによって前記雰囲気温度を算出することを特徴とする請求項１４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、内燃機関の点火時期制御装置に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来の内燃機関の点火時期制御装置として、シリンダ内の圧力を測定することなく、シリンダ内での燃焼時間から最良トルクを得るための最小点火進角値（以下、ＭＢＴと示す。）が得られる点火時期を演算するものがある（例えば、特許文献１参照。）。
【０００３】
この従来の技術は、ＭＢＴ演算値を算出するにあたりシリンダ内総ガス質量（ＭＡＳＳＣ）と未燃ガス密度（ＲＯＵ）を算出し、その後、ＭＡＳＳＣ／ＲＯＵを演算し未燃ガスの割合が最小となる点火時期からＭＢＴを求めている。未燃ガス密度は、未燃ガス質量を未燃ガス体積で割って得られる値であるため未燃ガスの質量及び体積の変化に依存する。理論的には、これらの値を検出すれば未燃ガス質量を正確に求めることができるが、実際にはシリンダ内にて未燃ガス体積を推定することは困難であるため、上記公報にあっては充填効率ηｃに基づいて未燃ガス密度を算出している。
【０００４】
【特許文献１】
特開平１０−３０５３５号公報
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、質量に相当する充填効率ηｃのみの関数では、未燃ガス密度を正確に算出することはできず、運転条件により変化する未燃ガス体積分の補正を行うにしても困難であるという問題が残る。更に、ＭＡＳＳＣ、ＲＯＵともに質量であり、質量同士を除算することで求められる値は無次元となるので、これらの質量の値を個別に演算し、さらに除算することは演算の無駄であり、単に演算負荷の増加を招くことになる。
【０００６】
また、過渡運転時など要求点火時期が急激に変化したときに、これに対応してＭＢＴが得られる点火時期に応答良く制御することができない。
【０００７】
そこで本発明の目的は、上記問題点を解決し、より正確にＭＢＴの得られる点火時期を算出する内燃機関の点火時期制御装置を提供することである。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
本発明は、内燃機関の点火時期制御装置であって、内燃機関の過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出する乱れ強さと層流燃焼速度とからシリンダ内燃焼速度を算出し、この燃焼速度と前記シリンダ内の燃焼ガス量とから燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づいてＭＢＴの得られる基本点火時期を算出することを特徴とする。
【０００９】
【発明の効果】
本発明によれば、内燃機関の運転状態が過渡状態であっても、運転状態に応じて乱れ強さを設定するので、過渡状態においてもＭＢＴを得るための点火時期を精度よく算出することができる。
【００１０】
【発明の実施の形態】
図１は、本発明のシステムを説明するための概略図であり、内燃機関１には吸気コレクタ２と、インジェクタ３を配置された吸気マニホールド４を介して吸気が導入され、内燃機関１からの排気は三元触媒２１を備えた排気マニホールド５からマフラー６を介して大気中に排出される。
【００１１】
吸気コレクタ２にはエアクリーナ７によって浄化された空気が吸気ダクト９を通して供給される。吸気コレクタ２上流にはスロットル開度センサとスロットルモータを備えた電子制御スロットル８が備えられる。
【００１２】
フューエルタンク１０内で蒸発した燃料ガスは、キャニスタ１１に導入された後にキャニスタ１１に導入された空気とともに吸気コレクタ２に送られる。さらに三元触媒２１下流と吸気コレクタ２とを連通するＥＧＲ通路１２が設置され、排気の一部が吸気中に還流される。
【００１３】
内燃機関１にはクランク角の位置を検出するポジションセンサ１３と冷却水温を検出する水温センサ１４とが設置され、吸気ダクト９には吸気温センサを内蔵した吸入空気量を検出するエアフロメータ１６が設けられる。エアフロメータ１６に代わって、吸気マニホールド４の温度と圧力を検出するセンサを設け、これらに基づいて吸入空気量を演算するようにしてもよい。
【００１４】
排気マニホールド５には排気中の酸素濃度を検出する酸素濃度センサ１７が設けられ、ＥＧＲ通路１２の途中にはＥＧＲコントロールバルブ１８が、またキャニスタ１１から排出されたパージエアを制御するキャニスタパージエアコントロールバルブ１９が設置される。
【００１５】
内燃機関１には、更に、吸気バルブの作動角とリフト量とを連続的に変更可能な可変動弁機構２２と、吸気バルブの実作動角を検出する作動角センサ１５とが備えられ、作動角センサ１５の出力信号に基づいて吸気バルブの開時期（ＩＶＯ）、及び閉時期（ＩＶＣ）を算出することができる。
【００１６】
前記ポジションセンサ１３、水温センサ１４、作動角センサ１５、エアフローメータ１６及びそれに内蔵された吸気温センサの出力信号は、コントロールユニット２０に入力され、さらに酸素濃度センサ１７の出力信号、図示しないバッテリからの電圧信号も入力される。
【００１７】
コントロールユニット２０はこれら入力データに基づき、点火時期制御信号をイグニッションコイルに出力し、空燃比制御信号を燃料噴射用のインジェクタ３に、吸気バルブ作動角制御信号を可変動弁機構２２に、キャニスタ制御信号をキャニスタパージコントロールバルブ１９に、さらにＥＧＲ制御信号をＥＧＲコントロールバルブ１８に出力し、内燃機関１を適正な運転状態に維持する。
【００１８】
図２はエンジンコントローラ３１内で行われる点火時期制御のブロック図で、大きくは点火時期演算部５１と点火時期制御部６１とからなる。点火時期演算部５１はさらに初期燃焼期間算出部５２、主燃焼期間算出部５３、燃焼期間算出部５４、基本点火時期算出部５５、前回燃焼開始時期算出部５６、点火時期指令値算出部５７からなる。
【００１９】
初期燃焼期間算出部５２では、混合気が着火してから火炎核が形成されるまでの期間を初期燃焼期間ＢＵＲＮ１として算出する。主燃焼期間算出部５３では、火炎核が形成されてから燃焼圧力が最大値Ｐｍａｘに達するまでの期間を主燃焼期間ＢＵＲＮ２として算出する。燃焼期間算出部５４では、これら初期燃焼期間ＢＵＲＮ１と主燃焼期間ＢＵＲＮ２との合計を、点火より最大燃焼圧力Ｐｍａｘに至るまでの燃焼期間ＢＵＲＮとして算出する。基本点火時期算出部５５では、この燃焼期間ＢＵＲＮに基づいてＭＢＴの得られる点火時期（この点火時期を「基本点火時期」という。）ＭＢＴＣＡＬを算出する。
【００２０】
点火時期制御部６１ではこのようにして算出された基本点火時期ＭＢＴＣＡＬで点火プラグ１４が燃焼室５内の混合気に対して着火するように、イグニッションコイル１３への通電角と非通電角を制御する。
【００２１】
上記のように燃焼期間ＢＵＲＮを初期燃焼期間ＢＵＲＮ１と主燃焼期間ＢＵＲＮ２に分けて算出し、燃焼期間ＢＵＲＮに応じて基本点火時期ＭＢＴＣＡＬを求めるようにしたのは、燃焼解析より得られた結果に基づくものである。以下、燃焼解析に基づくこの点火時期制御をさらに説明する。
【００２２】
図３に示すようにＭＢＴ（最大トルクの得られる最小進角値）で混合気に点火した場合に混合気の燃焼圧力が最大値Ｐｍａｘとなるクランク角を基準クランク角θＰＭＡＸ［ｄｅｇＡＴＤＣ］とする。基準クランク角θＰＭＡＸは燃焼方式によらずほぼ一定であり、一般に圧縮上死点後１２〜１５度、最大で圧縮上死点後１０〜２０度の範囲にある。
【００２３】
図４に火花点火エンジンにおける燃焼室内の燃焼解析により得られた燃焼質量割合Ｒの変化を示す。燃焼室に供給された燃料に対する燃焼質量の比率を表す燃焼質量割合Ｒは、点火時に０％であり、完全燃焼によって１００％に達する。基準クランク角θＰＭＡＸにおける燃焼質量割合Ｒｍａｘは一定で約６０％である。
【００２４】
燃焼質量割合Ｒが０％から基準クランク角θＰＭＡＸ相当の約６０％に達するまでの燃焼期間は、点火直後で燃焼質量割合にも燃焼圧力にもほとんど変化のない期間である初期燃焼期間と、燃焼質量割合と燃焼圧力が急激に増加する主燃焼期間とに分けられる。初期燃焼期間は、燃焼の開始から火炎核が形成されるまでの段階であり、火炎核が形成されるのは燃焼質量割合で２％〜１０％のタイミングである。この期間中は、燃焼圧力や燃焼温度の上昇速度が小さく、燃焼質量割合の変化に対して初期燃焼期間は長い。初期燃焼期間の長さは燃焼室内の温度や圧力の変化の影響を受けやすい。
【００２５】
一方、主燃焼期間においては、火炎核から外側へと火炎が伝播し、燃焼速度が急上昇する。そのため、主燃焼期間の燃焼質量割合の変化は初期燃焼期間の燃焼質量割合の変化に比べて大きい。
【００２６】
エンジンコントローラ３１では、燃焼質量割合が２％に達するまでを初期燃焼期間ＢＵＲＮ１［ｄｅｇ］とし、初期燃焼期間ＢＵＲＮ１の終了後、基準クランク角θＰＭＡＸに至るまでの区間（燃焼室量割合でいえば２％より約６０％に達するまでの間）を主燃焼期間ＢＵＲＮ２［ｄｅｇ］として区別する。そして、初期燃焼期間ＢＵＲＮ１に主燃焼期間ＢＵＲＮ２を加えた合計である燃焼期間ＢＵＲＮ［ｄｅｇ］を算出し、この燃焼期間ＢＵＲＮから基準クランク角θＰＭＡＸ［ｄｅｇＡＴＤＣ］を差し引き、さらに後述する点火無駄時間相当クランク角ＩＧＮＤＥＡＤ［ｄｅｇ］を加えたクランク角位置を、ＭＢＴの得られる点火時期である基本点火時期ＭＢＴＣＡＬ［ｄｅｇＢＴＤＣ］として設定する。
【００２７】
火炎核の形成される初期燃焼期間での燃焼室５内の圧力、温度は、点火時の圧力、温度とほぼ等価になるが、これから点火時期を算出しようとしているのに、最初から正確な点火時期を設定することはできない。そこで、図２に示したように前回燃焼開始時期算出部５６で基本点火時期の前回値を前回燃焼開始時期ＭＢＴＣＹＣＬ［ｄｅｇＢＴＤＣ］として算出し、この値を初期燃焼期間算出部５２に対して与えるようにし、初期燃焼期間算出部５２において初期燃焼期間の算出をサイクリックに繰り返すことで、精度の高い結果を時間遅れなしに出すようにしている。
【００２８】
次に、エンジンコントローラ３１で実行される点火時期指令値ＱＡＤＶの算出を以下のフローチャートを参照しながら詳述する。
【００２９】
図５は点火時期の算出に必要な各種の物理量を算出するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓｅｃ毎）に実行する。
【００３０】
まずステップ１１では、吸気弁閉時期ＩＶＣ［ｄｅｇＢＴＤＣ］、温度センサ４３により検出されるコレクタ内温度ＴＣＯＬ［Ｋ］、温度センサ４５により検出される排気温度ＴＥＸＨ［Ｋ］、内部不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲ［％］、温度センサ３７により検出される冷却水温ＴＷＫ［Ｋ］、目標当量比ＴＦＢＹＡ、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］、点火無駄時間ＤＥＡＤＴＩＭＥ［μｓｅｃ］を読み込む。
【００３１】
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作動角センサ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。
【００３２】
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。あるいは作動角センサ３４により実際の吸気弁閉時期を検出してもかまわない。
【００３３】
内部不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲは燃焼室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、その算出については後述する。点火無駄時間ＤＥＡＤＴＩＭＥは一定値である。
【００３４】
目標当量比ＴＦＢＹＡは図示しない燃料噴射量の算出フローにおいて算出されている。目標当量比ＴＦＢＹＡは無名数であり、理論空燃比を１４．７とすると、次式により表される値である。
【００３５】
ＴＦＢＹＡ＝１４．７／目標空燃比…（１）
例えば（１）式より目標空燃比が理論空燃比のときＴＦＢＹＡ＝１．０となり、目標空燃比が例えば２２．０といったリーン側の値であるとき、ＴＦＢＹＡは１．０未満の正の値である。
【００３６】
ステップ１２では、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける容積（つまり圧縮開始時期での容積）ＶＩＶＣ［ｍ３］を算出する。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。
【００３７】
図６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（２）〜（６）で表すことができる。
【００３８】
2004301045.tif 000003
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］、
Ｈ              ：ピストンピン７６のＴＤＣからの距離［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（２）〜（６）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。
【００３９】
ステップ１３では、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度（つまり圧縮開始時期温度）ＴＩＮＩ［Ｋ］を算出する。燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける温度ＴＩＮＩ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で近似できるので、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。
【００４０】
ＴＩＮＩ＝ＴＥＸＨ×ＭＲＥＳＦＲ＋ＴＣＯＬ×（１−ＭＲＥＳＦＲ）…（７）
ステップ１４では、燃焼室５内の混合気の燃えやすさを表す反応確率ＲＰＲＯＢＡ［％］を算出する。反応確率ＲＰＲＯＢＡは無次元の値であり、残留不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲ、冷却水温ＴＷＫ［Ｋ］、目標当量比ＴＦＢＹＡの３つのパラメータに依存するので、次式により表すことができる。
【００４１】
ＲＰＲＯＢＡ＝ｆ３（ＭＲＥＳＦＲ、ＴＷＫ、ＴＦＢＹＡ）…（８）
具体的に説明すると、ＭＲＥＳＦＲ、ＴＷＫ、ＴＦＢＹＡの３つのパラメータの組み合わせによって得られる反応確率の最大値を１００％とし、これらのパラメータと反応確率ＲＰＲＯＢＡの関係を実験的に求め、求めた反応確率ＲＰＲＯＢＡをパラメータに応じたテーブルとしてエンジンコントローラ３１のメモリに予め格納しておく。ステップ１４ではパラメータに応じてこのテーブルを検索することにより反応確率ＲＰＲＯＢＡを求める。
【００４２】
具体的には、冷却水温ＴＷＫに応じて図７に示すような特性を有する水温補正係数のテーブルと、同様に設定された内部不活性ガス率補正係数のテーブル（図示しない）と、目標当量比Ｔｆｂｙａに応じて図８に示すような特性を有する当量比補正係数のテーブルを予めメモリに格納しておく。各補正係数の最大値はそれぞれ１．０であり、３種類の補正係数の積に反応確率の最大値１００％を掛け合わせることで、反応確率ＲＰＲＯＢＡを算出する。
【００４３】
各テーブルを説明すると、図７に示す水温補正係数は冷却水温ＴＷＫが高いほど大きく、冷却水温ＴＷＫが８０℃以上では１．０になる。図８に示す当量比補正係数は目標当量比ＴＦＢＹＡが１．０のとき、つまり理論空燃比のときに最大値の１．０となり、目標当量比が１．０より大きくても小さくても当量比補正係数は減少する。内部不活性ガス率補正係数は図示しないが、内部不活性ガス率ＭＲＥＳＦＲがゼロの場合に１．０となる。
【００４４】
ステップ１５では、基準クランク角θＰＭＡＸ［ｄｅｇＡＴＤＣ］を算出する。前述のように基準クランク角θＰＭＡＸはあまり変動しないが、それでもエンジン回転速度ＮＲＰＭの上昇に応じて進角する傾向があるため、基準クランク角θＰＭＡＸはエンジン回転速度ＮＲＰＭの関数として次式で表すことができる。
【００４５】
θＰＭＡＸ＝ｆ４（ＮＲＰＭ）…（９）
具体的にはエンジン回転速度ＮＲＰＭから、エンジンコントローラ３１のメモリに予め格納された図９に示す特性のテーブルを検索することにより基準クランク角θＰＭＡＸを求める。算出を容易にするために、基準クランク角θＰＭＡＸを一定とみなすことも可能である。
【００４６】
最後にステップ１６では、点火無駄時間相当クランク角ＩＧＮＤＥＡＤ［ｄｅｇ］を算出する。点火無駄時間相当クランク角ＩＧＮＤＥＡＤは、エンジンコントローラ３１から点火指令信号、すなわち点火コイル１３の一次電流を遮断する信号を出力したタイミングから点火プラグ１４が実際に点火するまでのクランク角区間で、次式により表すことができる。
【００４７】
ＩＧＮＤＥＡＤ＝ｆ５（ＤＥＡＤＴＩＭＥ、ＮＲＰＭ）…（１０）
ここでは、点火無駄時間ＤＥＡＤＴＩＭＥを２００μｓｅｃとする。（１０）式は、エンジン回転速度ＮＲＰＭから点火無駄時間ＤＥＡＤＴＩＭＥに相当するクランク角である点火無駄時間相当クランク角ＩＧＮＤＥＡＤを算出するためのものである。
【００４８】
図１０は初期燃焼期間ＢＵＲＮ１［ｄｅｇ］を算出するためのもの、また図１２は主燃焼期間ＢＵＲＮ２［ｄｅｇ］を算出するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓｅｃ毎）に実行する。図１０、図１２は図５に続けて実行する。
図１０、図１２はどちらを先に実行してもかまわない。
【００４９】
まず図１０から説明すると、ステップ２１では、前回燃焼開始時期ＭＢＴＣＹＣＬ［ｄｅｇＢＴＤＣ］、図５のステップ１２で算出されている燃焼室５の吸気弁閉時期における容積ＶＩＶＣ［ｍ３］、図５のステップ１３で算出されている燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩ［Ｋ］、エンジン回転速度ＮＲＰＭ［ｒｐｍ］、図５のステップ１４で算出されている反応確率ＲＰＲＯＢＡ［％］を読み込む。
【００５０】
ここで、前回燃焼開始時期ＭＢＴＣＹＣＬは、基本点火時期ＭＢＴＣＡＬの［ｄｅｇＢＴＤＣ］の１サイクル前の値であり、その算出については後述する。
【００５１】
ステップ２２では燃焼室５の燃焼開始時期における容積Ｖ０［ｍ３］を算出する。前述したように、ここでの点火時期（燃焼開始時期）は今回のサイクルで演算する基本点火時期ＭＢＴＣＡＬではなく基本点火時期の１サイクル前の値である。すなわち、基本点火時期の１サイクル前の値であるＭＢＴＣＹＣＬから次式により燃焼室５の燃焼開始時期における容積Ｖ０を算出する。
【００５２】
Ｖ０＝ｆ６（ＭＢＴＣＹＣＬ）…（１１）
具体的には前回燃焼開始時期ＭＢＴＣＹＣＬにおけるピストン６のストローク位置と、燃焼室５のボア径から、燃焼室５のＭＢＴＣＹＣＬにおける容積Ｖ０を算出する。図５のステップ１２では、燃焼室５の吸気弁閉時期ＩＶＣにおける容積ＶＩＶＣを、吸気弁閉時期をパラメータとする吸気弁閉時期容積のテーブルを検索することにより求めたが、ここではＭＢＴＣＹＣＬをパラメータとする前回燃焼開始時期容積のテーブルを検索することにより、燃焼室５の前回燃焼開始時期ＭＢＴＣＹＣＬにおける容積Ｖ０を求めればよい。
【００５３】
ステップ２３では燃焼開始時期における有効圧縮比Ｅｃを算出する。有効圧縮比Ｅｃは無次元の値であり、次式に示すように燃焼室５の燃焼開始時期における容積Ｖ０を燃焼室５の吸気弁閉時期における容積ＶＩＶＣで除した値である。
【００５４】
Ｅｃ＝ｆ７（Ｖ０、ＶＩＶＣ）＝Ｖ０／ＶＩＶＣ…（１２）
ステップ２４では吸気弁閉時期ＩＶＣから燃焼開始時期に至る間の燃焼室５内の温度上昇率ＴＣＯＭＰを次式に示すように有効圧縮比Ｅｃに基づいて算出する。
【００５５】
ＴＣＯＭＰ＝ｆ８（Ｅｃ）＝Ｅｃ＾（κ−１）…（１３）
ただし、κ：比熱比、
（１３）式は断熱圧縮されるガスの温度上昇率の式である。なお、（１３）式右辺の「＾」は累乗計算を表している。
【００５６】
κは断熱圧縮されるガスの定圧比熱を定容比熱で除した値で、断熱圧縮されるガスが空気であればκ＝１．４であり、簡単にはこの値を用いればよい。ただし、混合気に対してκの値を実験的に求めることで、一層の算出精度の向上が可能である。
【００５７】
図１１は（１３）式を図示したものである。従って、このような特性のテーブルを予めエンジンコントローラ３１のメモリに格納しておき、有効圧縮比Ｅｃに基づき当該テーブルを検索することにより温度上昇率ＴＣＯＭＰを求めることも可能である。
【００５８】
ステップ２５では、燃焼室５の燃焼開始時期における温度Ｔ０［Ｋ］を、燃焼室５の吸気弁閉時期における温度ＴＩＮＩに温度上昇率ＴＣＯＭＰを乗じることで、つまり
Ｔ０＝ＴＩＮＩ×ＴＣＯＭＰ…（１４）
の式により算出する。
【００５９】
ステップ２６では、次式（公知）により層流燃焼速度ＳＬ１［ｍ／ｓｅｃ］を算出する。
【００６０】
ＳＬ１＝ＳＬｓｔｄ×（Ｔ０×Ｔｓｔｄ）２．１８×（Ｐ０／Ｐｓｔｄ）−０．１６…（１５）
ただし、Ｔｓｔｄ    ：基準温度［Ｋ］、
Ｐｓｔｄ    ：基準圧力［Ｐａ］、
ＳＬｓｔｄ：基準温度Ｔｓｔｄと基準圧力Ｐｓｔｄにおける基準層流燃焼速                        度［ｍ／ｓｅｃ］、
Ｔ０      ：燃焼室５の燃焼開始時期における温度［Ｋ］、
Ｐ０      ：燃焼室５の燃焼開始時期における圧力［Ｐａ］、
基準温度Ｔｓｔｄと基準圧力Ｐｓｔｄと基準層流燃焼速度ＳＬｓｔｄは実験により予め定められる値である。
【００６１】
燃焼室５の通常の圧力である２ｂａｒ以上の圧力下では、（１５）式の圧力項（Ｐ０／Ｐｓｔｄ）−０．１６は小さな値となる。従って、圧力項（Ｐ０／Ｐｓｔｄ）−０．１６を一定値として、基準層流燃焼速度ＳＬｓｔｄを基準温度Ｔｓｔｄのみで規定することも可能である。
【００６２】
従って、基準温度Ｔｓｔｄが５５０［Ｋ］で、基準層流燃焼速度ＳＬｓｔｄが１．０［ｍ／ｓｅｃ］で、圧力項が０．７である場合の燃焼開始時期における温度Ｔ０と層流燃焼速度ＳＬ１との関係は近似的に次式で定義することができる。
【００６３】
2004301045.tif 000004
ステップ２７では、初期燃焼におけるガス流動の乱れ強さＵ１を算出する。このガス流動の乱れ強さＵ１は無次元の値であり、燃焼室５に流入する新気の流速と燃料インジェクタ２１の噴射燃料のペネトレーションとに依存する。
【００６４】
燃焼室５に流入する新気の流速は、吸気通路の形状と、吸気弁１５の作動状態と、吸気弁１５を設ける吸気ポート４の形状に依存する。噴射燃料のペネトレーションは燃料インジェクタ２１の噴射圧力と、燃料噴射期間と、燃焼噴射タイミングに依存する。
【００６５】
最終的に、初期燃焼におけるガス流動の乱れ強さＵ１は、エンジン回転速度ＮＲＰＭの関数として次式で表すことができる。
【００６６】
Ｕ１＝ｆ１０（ＮＲＰＭ）＝Ｃ１×ＮＲＰＭ…（１７）
ただし、Ｃ１：定数、
乱れ強さＵ１を回転速度ＮＲＰＭをパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
【００６７】
ステップ２８では層流燃焼速度ＳＬ１と乱れ強さＵ１から、初期燃焼におけるガスの燃焼速度ＦＬＡＭＥ１［ｍ／ｓｅｃ］を次式により算出する。
【００６８】
ＦＬＡＭＥ１＝ＳＬ１×Ｕ１…（１８）
燃焼室５内にガス乱れがあるとガスの燃焼速度が変化する。（１８）式はこのガス乱れに伴う燃焼速度への寄与（影響）を考慮したものである。
【００６９】
ステップ２９では、次式により初期燃焼期間ＢＵＲＮ１［ｄｅｇ］を算出する。
【００７０】
ＢＵＲＮ１＝｛（ＮＲＰＭ×６）×（ＢＲ１×Ｖ０）｝／（ＰＲＲＯＢＡ×ＡＦ１×ＦＬＡＭＥ１）…（１９）
ただし、ＡＦ１：火炎核の反応面積（固定値）［ｍ２］、
ここで、（１９）式右辺のＢＲ１は燃焼開始時期より初期燃焼期間ＢＵＲＮ１の終了時期までの燃焼質量割合の変化量であり、ここではＢＲ１＝２％に設定している。（１９）式右辺の（ＮＲＰＭ×６）は単位をｒｐｍからクランク角（ｄｅｇ）に変換するための措置である。火炎核の反応面積ＡＦ１は実験的に設定される。
【００７１】
次に図１２のフローに移ると、ステップ３１では回転速度ＮＲＰＭ、図５のステップ１４で算出されている反応確率ＲＰＲＯＢＡを読み込む。
【００７２】
ステップ３２では主燃焼におけるガス流動の乱れ強さＵ２を算出する。このガス流動の乱れ強さＵ２も初期燃焼におけるガス流動の乱れ強さＵ１と同様に、エンジン回転速度ＮＲＰＭの関数として次式で表すことができる。
【００７３】
Ｕ２＝ｆ１１（ＮＲＰＭ）＝Ｃ２×ＮＲＰＭ…（２０）
ただし、Ｃ２：定数、
乱れ強さＵ２を回転速度をパラメータとするテーブルから求めることも可能である。
【００７４】
ステップ３３では、層流燃焼速度ＳＬ２［ｍ／ｓｅｃ］と主燃焼におけるガス流動の乱れ強さＵ２とから、主燃焼における燃焼速度ＦＬＡＭＥ２［ｍ／ｓｅｃ］を次式により算出する。
【００７５】
ＦＬＡＭＥ２＝ＳＬ２×Ｕ２…（２１）
ただし、ＳＬ２：層流燃焼速度［ｍ／ｓｅｃ］、
（２１）式は（１８）式と同様、ガス乱れに伴う燃焼速度への寄与を考慮したものである。
【００７６】
前述のように主燃焼期間ＢＵＲＮ２の長さは燃焼室５内の温度や圧力の変化の影響を受けにくい。従って、層流燃焼速度ＳＬ２には予め実験的に求めた固定値を適用する。
【００７７】
ステップ３４では、主燃焼期間ＢＵＲＮ２［ｄｅｇ］を（１９）式に類似した次式で算出する。
【００７８】
ＢＵＲＮ２＝｛（ＮＲＰＭ×６）×（ＢＲ２×Ｖ２）｝／（ＰＲＲＯＢＡ×ＡＦ２×ＦＬＡＭＥ２）…（２２）
ただし、Ｖ２：燃焼室５の主燃焼期間開始時容積［ｍ３］、
ＡＦ２：火炎核の反応面積［ｍ２］
ここで、（２２）式右辺のＢＲ２は主燃焼期間の開始時期より終了時期までの燃焼質量割合の変化量である。初期燃焼期間の終了時期に燃焼質量割合が２％になり、その後、主燃焼期間が開始し、燃焼質量割合が６０％に達して主燃焼期間が終了すると考えているので、ＢＲ２＝６０％−２％＝５８％を設定している。ＡＦ２は火炎核の成長行程における平均の反応面積であり、（１９）式のＡＦ１と同様に、予め実験的に定めた固定値とする。燃焼室５の主燃焼期間開始時における容積Ｖ２も固定値である。
【００７９】
図１３は基本点火時期ＭＢＴＣＡＬ［ｄｅｇＢＴＤＣ］を算出するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓｅｃ毎）に実行する。図１０、図１２のうち遅く実行されるフローに続けて実行する。
【００８０】
ステップ４１では、図１０のステップ２９で算出されている初期燃焼期間ＢＵＲＮ１、図１２のステップ３４で算出されている主燃焼期間ＢＵＲＮ２、図５のステップ１６で算出されている点火時期無駄時間相当クランク角ＩＧＮＤＥＡＤ、図５のステップ１５で算出されている基準クランク角θＰＭＡＸを読み込む。
【００８１】
ステップ４２では、初期燃焼期間ＢＵＲＮ１と主燃焼期間ＢＵＲＮ２の合計を燃焼期間ＢＵＲＮ［ｄｅｇ］として算出する。
【００８２】
ステップ４３では次式により基本点火時期ＭＢＴＣＡＬ［ｄｅｇＢＴＤＣ］を算出する。
【００８３】
ＭＢＴＣＡＬ＝ＢＵＲＮ−θＰＭＡＸ＋ＩＧＮＤＥＡＤ…（２３）
ステップ４４では、この基本点火時期ＭＢＴＣＡＬから点火無駄時間相当クランク角ＩＧＮＤＥＡＤを差し引いた値を前回燃焼開始時期ＭＢＴＣＹＣＬ［ｄｅｇＢＴＤＣ］として算出する。
【００８４】
このようにして算出した基本点火時期ＭＢＴＣＡＬは点火レジスタに移され、実際のクランク角がこの基本点火時期ＭＢＴＣＡＬ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。
【００８５】
また、今サイクルの点火時期指令値としてステップ４３で算出された基本点火時期ＭＢＴＣＡＬが用いられたとすると、次サイクルの点火時期になるまでの間、ステップ４４で算出された前回燃焼開始時期ＭＢＴＣＹＣＬが図１０のステップ２２において用いられる。
【００８６】
以上のように、本実施形態においては、燃焼室５内の未燃ガス量などの質量計算を行わずにＭＢＴの得られる点火時期である基本点火時期ＭＢＴＣＡＬを算出するので、計算負荷を小さく抑えることができる。
【００８７】
また、上記（１９）式に示したように初期燃焼期間ＢＵＲＮ１を、燃焼開始時期における燃焼室容積Ｖ０と、混合気の燃焼のしやすさを表す反応確率ＲＰＲＯＢＡと、燃焼速度ＦＬＡＭＥ１の関数で表している。ここで、燃焼開始時期における燃焼室容積Ｖ０が大きいほど、反応確率ＲＰＲＯＢＡが小さいほど、燃焼速度ＦＬＡＭＥ１が遅いほど、それぞれ初期燃焼期間ＢＵＲＮ１が長くなり、結果として基本点火時期ＭＢＴＣＡＬが進角する。
【００８８】
同様に、上記（２２）式に示したように主燃焼期間ＢＵＲＮ２を、主燃焼期間の開始時期における燃焼室容積Ｖ２と、混合気のしやすさを表す反応確率ＲＰＲＯＢＡと、燃焼速度ＦＬＡＭＥ２の関数で表している。ここで、主燃焼期間開始時期における燃焼室容積Ｖ２が大きいほど、反応確率ＲＰＲＯＢＡが小さいほど、燃焼速度ＦＬＡＭＥ２が遅いほど、それぞれ主燃焼期間ＢＵＲＮ２が長くなり、結果として点火時期ＭＢＴＣＡＬが進角する。
【００８９】
このように、燃焼期間ＢＵＲＮ１とＢＵＲＮ２を、燃焼期間に影響を与える様々なパラメータの関数として算出することで、燃焼期間ＢＵＲＮ１とＢＵＲＮ２を正確に算出することができる。結果として、燃焼期間ＢＵＲＮ１とＢＵＲＮ２に基づき算出される基本点火時期ＭＢＴＣＡＬも高精度に算出することができる。また、燃焼期間ＢＵＲＮを温度や圧力が大きく影響を受けやすい火炎核成長期間に相当する初期燃焼期間ＢＵＲＮ１と、温度や圧力の影響の少ない主燃焼期間とに分けて算出しているので、燃焼期間ＢＵＲＮの算出精度が向上する。燃焼期間ＢＵＲＮを３以上にさらに分割することで、算出精度のさらなる向上も可能である。
【００９０】
実施形態では、初期燃焼期間ＢＵＲＮ１の算出に用いる燃焼速度ＦＬＡＭＥ１を層流燃焼速度ＳＬ１と乱れ強さＵ１の積として、また主燃焼期間ＢＵＲＮ２の算出に用いる燃焼速度ＦＬＡＭＥ２を層流燃焼速度ＳＬ２と乱れ強さＵ２の積としてそれぞれ算出しているが、特開平１０−３０５３５号公報に記載されているように足し算による算出方法で求めても良い。
【００９１】
実施形態では、初期燃焼期間を燃焼質量割合でゼロから２％まで（つまりＢＲ１＝２％）、主燃焼期間を燃焼質量割合で２〜６０％まで（つまりＢＲ２＝５８％）と規定したが、本発明は必ずしもこの数値に限定されるものでない。
【００９２】
次に本発明の特徴である乱れ強さの算出方法について図１４と図１５に基づき、説明する。
【００９３】
図１４に基づいて吸気バルブ開（ＩＶＯ）時に燃焼期間での乱れ強さを推定する方法について説明する。この方法は、インテークマニフォールド圧力（以下、インマニ圧という。）、バルブタイミング、バルブリフト量から乱れ強さを算出する方法で、所定の間隔で算出される。
【００９４】
まず、インマニ圧Ｐｏ（Ｐａ）、吸気バルブの開弁期間θｏ（ｄｅｇ）、エンジン回転速度Ｎ（ｒｐｍ）からシリンダ内への吸入空気量Ｑｏ（ｍｍ３）を下式で算出する。
【００９５】
【数２４】
2004301045.tif 000005
但し、上式中のｆ１（θｏ、Ｎ）は、予め実験等により算出した結果を図１６に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【００９６】
次に、吸気バルブの開弁期間θｏ中のバルブリフト量Ｌｏ（ｍｍ）から平均吸気バルブ開口面積Ｓｏ（ｍｍ２）を下式で算出する。
【００９７】
【数２５】
2004301045.tif 000006
但し、上式中のｆ２（Ｌｏ）は、予め実験等により算出した結果を図１７に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。またバルブリフト量Ｌｏは、図１８に示すように吸気バルブ開弁期間θｏ中のリフト量を積算して、リフト量の積算値から平均値を求め、この平均値をリフト量Ｌｏとしてもよい。
【００９８】
算出したシリンダ内への吸入空気量Ｑｏ、平均吸気バルブ開口面積Ｓｏ、エンジン回転速度Ｎから吸気バルブ通過平均速度（吸入空気流速）Ｖｏ（ｍ／ｓｅｃ）を下式で算出する。
【００９９】
【数２６】
2004301045.tif 000007
そして、吸気バルブ開状態で推定した燃焼期間の乱れ強さはＵｏは、
【０１００】
【数２７】
2004301045.tif 000008
で算出される。
【０１０１】
ここで、Ｋｃ：スワールコントロールバルブ補正係数
Ｋｔ：タンブルコントロールバルブ補正係数
Ｋｑ：スキッシュ補正係数
であり、予め測定した値を用いる。また、構成に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、スキッシュのいずれかの構成がない場合には、ない構成の補正係数を１として演算する。
【０１０２】
但し、上式中のｆ３（Ｖｏ、Ｎ）は、予め実験等により算出した結果を図１９に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【０１０３】
このように吸気バルブ開の状態で求めた燃焼期間の平均乱れ強さはＵｏは、シリンダ内への吸入空気量Ｑｏ、平均吸気バルブ開口面積Ｓｏ、エンジン回転速度Ｎから算出される吸気バルブ通過平均速度Ｖｏに基づき設定されるので、エンジンの過渡運転状態でシリンダ内への吸入空気量Ｑｏ、平均吸気バルブ開口面積Ｓｏ、エンジン回転速度Ｎが変化しても、変化に応じて乱れ強さＵｏを算出することができる。したがって、エンジンが過渡状態にある場合でも、エンジンの運転状態の変化に応じて乱れ強さを設定し、精度よく点火時期を算出することができる。
【０１０４】
図１５に基づいて吸気バルブ閉（ＩＶＣ）時の状態で燃焼期間での乱れ強さを推定する方法について説明する。この方法は、吸気バルブ開の状態での算出方法と同様に吸気バルブ閉時のインテークマニフォールド圧力（以下、インマニ圧という。）、バルブタイミング、バルブリフト量から乱れ強さを算出する方法で、所定のタイミングで算出される。
【０１０５】
まず、インマニ圧Ｐｃ（Ｐａ）、吸気バルブの開弁期間θｃ（ｄｅｇ）、エンジン回転速度Ｎ（ｒｐｍ）からシリンダ内への吸入空気量Ｑｃ（ｍｍ３）を下式で算出する。
【０１０６】
【数２８】
2004301045.tif 000009
但し、上式中のｆ１（θｃ、Ｎ）は、予め実験等により算出した結果を図１６に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【０１０７】
次に、吸気バルブの開弁期間θｃ中のバルブリフト量Ｌｃ（ｍｍ）から平均吸気バルブ開口面積Ｓｃ（ｍｍ２）を下式で算出する。
【０１０８】
【数２９】
2004301045.tif 000010
但し、上式中のｆ２（Ｌｃ）は、予め実験等により算出した結果を図１７に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。またバルブリフト量Ｌｃは、図１８に示すように吸気バルブ開弁期間θｃ中のリフト量を積算して、リフト量の積算値から平均値を求め、この平均値をリフト量Ｌｃとしてもよい。
【０１０９】
算出したシリンダ内への吸入空気量Ｑｃ、平均吸気バルブ開口面積Ｓｃ、エンジン回転速度Ｎから吸気バルブ通過平均速度（吸入空気流速）Ｖｃ（ｍ／ｓｅｃ）を下式で算出する。
【０１１０】
【数３０】
2004301045.tif 000011
そして、吸気バルブ閉時の状態での燃焼期間の平均乱れ強さはＵｃは、
【０１１１】
【数３１】
2004301045.tif 000012
で算出される。
【０１１２】
ここで、Ｋｃ：スワールコントロールバルブ補正係数
Ｋｔ：タンブルコントロールバルブ補正係数
Ｋｑ：スキッシュ補正係数
であり、予め測定した値を用いる。また、構成に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、スキッシュのいずれかの構成がない場合には、ない構成の補正係数を１として演算する。
【０１１３】
但し、上式中のｆ３（Ｖｃ、Ｎ）は、予め実験等により算出した結果を図１９に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【０１１４】
このように吸気バルブ閉時の燃焼期間の乱れ強さＵｃは、シリンダ内への吸入空気量Ｑｃ、平均吸気バルブ開口面積Ｓｃ、エンジン回転速度Ｎから算出される吸気バルブ通過平均速度Ｖｃに基づき設定されるので、エンジンの過渡運転状態でシリンダ内への吸入空気量Ｑｃ、平均吸気バルブ開口面積Ｓｃ、エンジン回転速度Ｎが変化しても、変化に応じて乱れ強さＵｃを設定することができる。エンジンが過渡状態にある場合でも、エンジンの運転状態の変化に応じて乱れ強さを設定するし、精度よく点火時期を算出することができる。
【０１１５】
次に算出した平均乱れ強さＵｏ、Ｕｃを用いて初期燃焼期間での乱れ強さを算出する方法について図２０を用いて説明する。この演算は一定間隔で実行される。
【０１１６】
まず、平均乱れ強さＵｏから初期燃焼期間での乱れ強さＵｏ１を下式で算出する。
【０１１７】
【数３２】
2004301045.tif 000013
但し、上式中のｆ４（Ｕｏ）は、予め実験等により算出した結果を図２１に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【０１１８】
次に、平均乱れ強さＵｃから初期燃焼期間での乱れ強さＵｃ１を下式で算出する。
【０１１９】
【数３３】
2004301045.tif 000014
但し、上式中のｆ４（Ｕｃ）は、予め実験等により算出した結果を図２１に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【０１２０】
さらに算出した吸気バルブ開状態または閉状態に推定した乱れ強さに基づく初期燃焼期間での乱れ強さＵｏ１、Ｕｃ１から、初期燃焼期間の乱れ強さＵ１を下式から算出する。
【０１２１】
【数３４】
2004301045.tif 000015
ここで、係数ｋ１は下式で算出される。
【０１２２】
【数３５】
2004301045.tif 000016
但し、演算を実施する計算機の性能上、後述の演算が不可能な場合にはｋ１＝０．５と設定してもよい。
【０１２３】
係数ｋｐは、次式で算出される。
【０１２４】
【数３６】
2004301045.tif 000017
ここで、Ｔｏ：吸気バルブの開き始め時間、Ｔｃ：吸気バルブの閉じ時間、Ｐａｖｅ：平均インマニ圧（Ｐａ）とする。
【０１２５】
但し、平均インマニ圧は式（３７）で算出できる。
【０１２６】
【数３７】
2004301045.tif 000018
ここでＰ（ｔ）：インマニ圧力（Ｐａ）である。
【０１２７】
次に係数ｋθは、次式で算出される。
【０１２８】
【数３８】
2004301045.tif 000019
ここで、Ｔｏ：吸気バルブの開き始め時間、Ｔｃ：吸気バルブの閉じ時間、θａｖｅ：平均バルブ開期間（ｄｅｇ）とする。
【０１２９】
但し、平均バルブ開期間は式（３９）で算出できる。
【０１３０】
【数３９】
2004301045.tif 000020
ここでθ（ｔ）：バルブタイミングである。
【０１３１】
次に係数ｋＬは、次式で算出される。
【０１３２】
【数４０】
2004301045.tif 000021
ここで、Ｔｏ：吸気バルブの開き始め時間、Ｔｃ：吸気バルブの閉じ時間、Ｌａｖｅ：平均リフト量（ｍｍ）とする。
【０１３３】
但し、平均リフト量は式（４１）で算出できる。
【０１３４】
【数４１】
2004301045.tif 000022
ここでＬ（ｔ）：バルブリフト量（ｍｍ）である。
【０１３５】
次に算出した乱れ強さＵｏ、Ｕｃを用いて主燃焼期間での乱れ強さを算出する方法について図２２を用いて説明する。この演算は一定間隔で実行される。
【０１３６】
まず、乱れ強さＵｏから主燃焼期間での乱れ強さＵｏ２を下式で算出する。
【０１３７】
【数４２】
2004301045.tif 000023
但し、上式中のｆ５（Ｕｏ）は、予め実験等により算出した結果を図２３に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【０１３８】
次に、乱れ強さＵｃから主燃焼期間での乱れ強さＵｃ２を下式で算出する。
【０１３９】
【数４３】
2004301045.tif 000024
但し、上式中のｆ５（Ｕｃ）は、予め実験等により算出した結果を図２３に示すようなマップとして記憶し、マップを参照して算出してもよい。
【０１４０】
さらに算出した吸気バルブ開状態または閉状態に推定した乱れ強さに基づく初期燃焼期間での乱れ強さＵｏ１、Ｕｃ１から、主燃焼期間の乱れ強さＵ２を下式から算出する。
【０１４１】
【数４４】
2004301045.tif 000025
ここで、係数ｋ１は前述と同様にして算出される。
【０１４２】
このようにして初期燃焼期間の乱れ強さＵ１と主燃焼期間の乱れ強さＵ２が算出され、これら乱れ強さに基づき式（１２）あるいは式（１６）により燃焼速度ＦＬＡＭＥ１、ＦＬＡＭＥ２が算出され、さらに燃焼期間ＢＵＲＮ、点火時期ＭＢＴＣＡＬが算出される。
【０１４３】
したがって、本発明においては、乱れ強さの算出にあたり、エンジンの過渡状態のときに運転状態の変化に対応する吸気バルブを通過する吸入空気流速を用いることで、内燃機関の過渡特性に応じて乱れ強さを変化するようにしたので、燃焼期間、さらには点火時期を精度よく算出し、ＭＢＴの得られる点火時期との差異を抑制することができる。
【０１４４】
図２４は、インマニ圧、シリンダ内吸入ガス量、バルブ通過流速、乱れ強さ等の変化を示すタイミングチャートである。
【０１４５】
＃２気筒を代表して説明すると＃２気筒の吸気バルブ開時ではインマニ圧が低い、つまり吸入ガス量が少ない状態であり、この吸気バルブ開状態で推定した吸入ガス量は少なく（図中一点鎖線で示す。）、吸気バルブ閉時にはインマニ圧が上昇し、この吸気バルブ閉状態で推定した吸入ガス量は上昇する（図中、実線で示す。）。吸気バルブ通過流速も吸入ガス量と同様の傾向を示し、また、乱れ強さも同様である。
【０１４６】
また、乱れ強さが大きくなることで、吸気バルブ閉時の燃焼速度も速くなるが、ＭＢＴ演算のための乱流燃焼速度は、吸気バルブ開状態で推定した燃焼速度と吸気バルブ閉時に推定した燃焼速度とから求められるため、図中破線で示すような燃焼速度となる。
【０１４７】
また図２５は、エンジンのある気筒での吸気行程中に吸気ポート圧力が上昇した際のシリンダ内圧の一例を示す。
【０１４８】
図中▲１▼の曲線は、吸気バルブ開時のエンジン状態が、吸気バルブが閉じるまで保持され、かつ、この状態に基づき算出されたＭＢＴで点火した場合のシリンダ内圧の変化を示す。
【０１４９】
図中▲２▼の曲線は、吸気バルブ閉時のエンジン状態が、吸気バルブ開の状態から吸気バルブが閉じるまで継続され、かつ、この状態に基づき算出されたＭＢＴで点火した場合のシリンダ内圧の変化を示す。
【０１５０】
なお、これら▲１▼と▲２▼のＭＢＴで点火した場合、基準クランク位置θＰｍａｘ（上死点後１２〜１５ｄｅｇクランク角度）で、シリンダ内圧は最大となる。
【０１５１】
▲４▼の曲線は、▲１▼のＭＢＴで点火した場合のシリンダ内圧の変化を示している。吸気ポート内の圧力が上昇するのに伴って、実際のエンジン状態での乱れ強さは、吸気バルブ開でのエンジン状態で算出した乱れ強さより上昇するため、燃焼速度も上昇する。したがって、吸気バルブ開での状態で算出したＭＢＴで点火した場合には、実際の要求点火時期より早過ぎ、▲４▼の曲線で示すようにノッキングを発生する恐れがある。
【０１５２】
対して、▲３▼の曲線は、これまで説明した算出方法により吸気バルブ開状態と閉状態とでの乱れ強さを考慮してＭＢＴを算出した場合のシリンダ内圧の変化を示したものである。燃焼速度と最大筒内圧は▲１▼と▲２▼の曲線の間に位置し、基準クランク位置θＰｍａｘで筒内圧最大となるが、ノックは発生しない。
【０１５３】
図２６は、ある気筒の吸気工程中に吸気ポート圧力が上昇した場合の燃焼質量割合の一例を示す図である。
【０１５４】
図中▲１▼の曲線は、吸気バルブ開のエンジン状態が、吸気バルブが閉じるまで保持され、かつ、この状態に基づき算出されたＭＢＴで点火した場合の燃焼質量割合の変化を示す。図中▲２▼の曲線は、吸気バルブ閉時のエンジン状態が、吸気バルブ開の状態から吸気バルブが閉じるまで継続され、かつ、この状態に基づき算出されたＭＢＴで点火した場合の燃焼質量割合の変化を示す。
【０１５５】
ＭＢＴで点火した場合は、基準クランク位置θＰｍａｘでの燃焼質量割合Ｒｍａｘはほぼ一定（６０％）であり、曲線▲１▼、▲２▼ともこの点を通過する。
【０１５６】
吸気ポート圧力が上昇するのに伴い、実際のエンジンの乱れ強さは、吸気バルブ開状態で推定した乱れ強さより上昇するため燃焼速度も上昇する（傾きが大きくなる。）。よって、吸気バルブ開状態で推定した乱れ強さに基づくＭＢＴで点火した場合、▲４▼の曲線のように基準クランク位置θＰｍａｘでの燃焼質量割合Ｒｍａｘは所定値より大きくなり、ノッキングを発生する恐れが生じる。
【０１５７】
一方、本発明で算出した乱れ強さを考慮したＭＢＴで点火した場合には、燃焼質量割合の変化は、▲３▼の曲線となり、基準クランク位置θＰｍａｘでの燃焼質量割合Ｒｍａｘは、所定値Ｒｍａｘとなる。
【０１５８】
以上説明した本実施の形態における点火時期制御装置の全体的な作用を説明する。吸気バルブが閉じられた時点のシリンダ内容積ＶＩＶＣと筒内温度ＴＩＮＩが算出される（ステップＳ１２、Ｓ１３）。そして燃焼ガスの燃焼のしやすさを所定条件における燃焼状態を１とした場合における比で示した反応確率ＲＰＲＯＢＡが算出される（ステップＳ１４）。
【０１５９】
燃焼速度は、筒内における雰囲気温度、燃焼速度の他に残留ガス率ＥＧＲＲＥＭ、水温ＴＷＫ、当量比に依存し、燃焼速度がこれらの値により変化する状態を実験で予め求めマップ化して保有しておくことができる。勿論、これらの因子に依存した相関関係を関数式でもつことも可能である。
【０１６０】
次に、ＭＢＴで点火した場合、燃焼ガスの圧力のピーク値である基準クランク角θＰｍａｘは略一定であり、エンジン高回転側で進角側にシフトする傾向があるためステップＳ１５の如く算出する。
【０１６１】
次にシリンダ内容積Ｖ０、有効圧縮比Ｅｃから吸気バルブが閉じられた時点の筒内温度ＴＩＮＩからの温度上昇率を算出し、燃焼ガスが点火される時点の雰囲気温度Ｔ０が算出される（ステップＳ２１〜Ｓ２５）。算出した雰囲気温度Ｔ０に基づいて、層流燃焼速度ＳＬ１を算出する（ステップＳ２６）。
【０１６２】
燃焼速度は層流燃焼速度が早いほど早くなる傾向にあるため、筒内の乱流速度も燃焼速度に大きく依存する。乱流速度は吸気ポート形状等に左右され、一般にエンジン回転数が高くなるほど速くなる。このためこれを乱れ強さＵ１として算出し（ステップＳ２７）、層流燃焼速度ＳＬ１と掛け合わせて燃焼速度ＦＬＡＭＥ１を算出する（ステップＳ２８）。
【０１６３】
そして点火してから火炎核が形成されるまでの燃焼期間ＢＵＲＮ１を算出する（ステップＳ２９）。火炎核の形成には、燃焼ガス質量の内２％の燃焼によってなされることがわかっているため、燃焼ガス質量の２％を算出して用いる。火炎核形成段階では、点火時点のシリンダ内容積が大きいほど形成に時間が長くなるためこれを分子とし、反応確率ＲＰＲＯＢＡが大きいぼど時間が短く、燃焼速度が早いほど時間が短くなるため、これらを分母とした演算式を用いて演算することにより、正確且つ容易に火炎核形成段階の燃焼時間を求めることができる。
【０１６４】
火炎核が形成された後は、燃焼ガスが急速に燃焼される急速燃焼段階となり火炎核は急速に成長する。圧力がピークとなる６０％の燃焼ガスが燃焼される期間が演算される（ステップＳ３１〜ステップＳ３４）。ここでも火炎核の成長時点のシリンダ内容積が大きいほど形成に時間が長くなるためこれを分子とし、反応確率ＲＰＲＯＢＡが大きいほど時間が短く、燃焼速度が早いほど時間が短くなるため、これらを分母とした演算式を用いて演算することにより、正確且つ容易に火炎核成長段階の燃焼時間を求めることができる。
【０１６５】
以上の如く算出した火炎核形成段階の初期燃焼期間と火炎核成長段階の主燃焼期間とを足すことにより燃焼ガス質量６０％の燃焼に必要な期間を算出する事ができる（ステップＳ４２）。そして点火無駄時間とシリンダ内最大圧力となる基準クランク角θＰｍａｘを考慮してＭＢＴ点火時期を算出し、イグニッションコイルに出力指令を出すことができる（ステップＳ４３）。
【０１６６】
本実施の形態によれば、所定のクランク角までにシリンダ内で燃焼する燃焼ガス量を算出する燃焼ガス量算出手段と、燃焼ガスの層流状態での燃焼速度である層流燃焼速度を算出する層流燃焼速度算出手段と、エンジン過渡状態に応じて変化する燃焼の乱れを示す指標である乱れ強さを算出する乱れ強さ算出手段と、前記層流燃焼速度と乱れ強さからシリンダ内燃焼速度を算出し、この燃焼速度と前記シリンダ内の燃焼ガス量とから燃焼期間を算出し、この燃焼期間に基づいてＭＢＴの得られる基本点火時期を算出する点火時期演算手段とを備えたので、内燃機関の運転状態が過渡状態であっても、運転状態に応じて乱れ強さを設定するので、過渡状態においてもＭＢＴを得るための点火時期を精度よく算出することができる。
【０１６７】
また、燃焼期間を算出する際に、圧力・温度に対する燃焼期間の感度が大きい火炎核形成段階と、圧力・温度に対する燃焼期間の感度が鈍くなる主燃焼期間とに分けて演算することで、燃焼期間をより正確に演算することができる。この際、分子に燃焼ガス質量、シリンダ容積、分母に反応面積、燃焼速度といった演算式を用いており、同一次元の単位が分子、分母に用いられることが無いので無駄な演算をすることなく正確に算出できる。
【０１６８】
燃焼状態を無次元の反応確率で置き換えて演算に用いており、当該反応確率は実験等で容易に求めることができるため正確な燃焼期間を算出することができる。また、本実施の形態では、吸気バルブの作動角とリフト量を連続的に可変にできる可変動弁機構を備えた内燃機関へ適用した例を示したが、吸気バルブが閉じた時点のシリンダ内容積が変化しても容易にＭＢＴを算出することができるため、例えば、バルブ開閉に電磁石を用い、バルブタイミングを任意に変化させることができるいわゆる電磁駆動吸排気弁等の可変動弁システムへの適用も行える。なお、吸気バルブの作動角とリフト量を連続的に可変にできる可変動弁機構の一例として特開平１１−１０７７２５号公報、特開２００３−４１９７６号公報に記載のものがある。
【０１６９】
本実施形態では燃焼質量割合から燃焼期間を求めるにあたり、燃焼期間ＢＵＲＮを初期燃焼期間ＢＵＲＮ１（燃焼質量割合２％まで）と燃焼主期間ＢＵＲＮ２（燃焼質量割合２％から６０％まで）とに分けて演算し、点火時期ＭＢＴＣＹＣＬを求めたが、さらに細分化してもよく、または細分化を行った上で、燃焼期間（燃焼質量割合）をたとえば、初期燃焼期間ＢＵＲＮ１と燃焼主期間ＢＵＲＮ２とで分けて加算するようにしてもよい。細分化して燃焼期間を求めることによって、燃焼期間の算出精度は向上できる。
【０１７０】
本発明は、上記した実施形態に限定されるものではなく、本発明の技術的思想の範囲内でさまざまな変更がなしうることは明白である。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の内燃機関のシステム図である。
【図２】エンジンコントローラで実行される点火時期制御のブロック図である。
【図３】燃焼室の圧力変化図である。
【図４】燃焼質量割合の変化を説明する特性図である。
【図５】物理量の算出を説明するためのフローチャートである。
【図６】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である。
【図７】水温補正係数の特性図である。
【図８】当量比補正係数の特性図である。
【図９】基準クランク角の特性図である。
【図１０】初期燃焼期間の算出を説明するためのフローチャートである。
【図１１】温度上昇率の特性図である。
【図１２】主燃焼期間の算出を説明するためのフローチャートである。
【図１３】基本点火時期の算出を説明するためのフローチャートである。
【図１４】吸気バルブ開状態で推定する平均乱れ強さの算出方法を説明する図である。
【図１５】吸気バルブ閉状態で推定する平均乱れ強さの算出方法を説明する図である。
【図１６】変数ｆ１を算出するためのマップの一例である。
【図１７】変数ｆ２を算出するためのマップの一例である。
【図１８】吸気バルブの開弁期間とリフト量を説明するための図である。
【図１９】変数ｆ３を算出するためのマップの一例である。
【図２０】初期燃焼期間の乱れ強さの算出方法を説明する図である。
【図２１】変数ｆ４を算出するためのマップの一例である。
【図２２】主燃焼期間の乱れ強さの算出方法を説明する図である。
【図２３】変数ｆ５を算出するためのマップの一例である。
【図２４】乱れ強さの変化を示すタイミングチャートである。
【図２５】シリンダ内圧の変化を説明するための図である。
【図２６】燃焼割合の変化を説明するための図である。
【符号の説明】
１    内燃機関
２    吸気コレクタ
３    インジェクタ
４    吸気マニホールド
５    排気マニホールド
６    マフラ
７    エアクリーナ
８    電子制御スロットル
９    吸気ダクト
２０    コントロールユニット
【図１】
2004301045.tif 000026
【図２】
2004301045.tif 000027
【図３】
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【図４】
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【図５】
2004301045.tif 000030
【図６】
2004301045.tif 000031
【図７】
2004301045.tif 000032
【図８】
2004301045.tif 000033
【図９】
2004301045.tif 000034
【図１０】
2004301045.tif 000035
【図１１】
2004301045.tif 000036
【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
2004301045.tif 000039
【図１５】
2004301045.tif 000040
【図１６】
2004301045.tif 000041
【図１７】
2004301045.tif 000042
【図１８】
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【図１９】
2004301045.tif 000044
【図２０】
2004301045.tif 000045
【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
2004301045.tif 000049
【図２５】
2004301045.tif 000050
【図２６】
2004301045.tif 000051