JP4465665B2 - 内燃機関の制御装置および制御方法 - Google Patents

Description

本発明は、燃料および空気の混合気を燃焼室の内部で燃焼させて動力を発生する内燃機関の制御装置および制御方法に関し、特に、吸気弁および排気弁の少なくとも何れか一方の開弁特性を変化させることができる動弁機構を有する内燃機関の制御装置および制御方法に関する。

一般に、火花点火式内燃機関の点火時期は、内燃機関の筒内燃焼室に吸入された空気量（吸入空気量）と、内燃機関の回転速度とに基づいて概ね決定される。そして吸入空気量は、吸気通路の上流側に設けられたエアフローメータの検出値に基づいて決定される。

ところが、エアフローメータの検出値に基づいて決定される吸入空気量は、筒内燃焼室に実際に入っている吸入空気量に対し誤差を含んでおり、不正確な場合が多い。すなわち、エアフローメータは筒内燃焼室よりも上流側に離れた位置に設けられ、また、車両用内燃機関の場合だと、内燃機関は定常状態よりもむしろ非定常状態或いは過渡状態で運転されていることが多い。従って、エアフローメータを通過した空気が筒内燃焼室に入るまでに時間的な遅れがあり、一方、この間に内燃機関の運転状態が変化している場合も少なくない。よって、エアフローメータによる吸入空気量の計測値は、必ずしも筒内燃焼室に実際に入っている空気量と一致しない。また、内燃機関が多気筒の場合、エアフローメータは、各気筒に吸入空気を分配する前の集合部分で吸入空気量を計測するので、この計測値は必ずしも１気筒に実際に入っている吸入空気量を反映する値とはならない。さらに製造誤差等に起因する気筒間バラツキも吸入空気量の計測誤差の一因となる。

このように、エアフローメータによって計測される吸入空気量は誤差を含むため、これに基づいて点火時期を決定しても、その決定された点火時期は必ずしも最適な点火時期とはならない。

一方、エアフローメータによらずに、筒内燃焼室に入っている吸入空気量を推定する手法が従来より提案されている。例えば特許文献１には、筒内圧力、クランク角およびスロットル開度に基づいて吸気弁の閉弁直後と点火直前との間の筒内圧力の変化量を算出する手段と、当該筒内圧力の変化量と機関回転数とから吸入空気量を算出する手段とを備えた内燃機関の制御装置が開示されている。

他方、出力や効率を向上させると共にエミッションを低減させるために、吸気弁と排気弁とを同時に開弁させるバルブオーバーラップを設定可能な内燃機関も知られている。そして、この種の内燃機関としては、吸気弁と排気弁とのバルブオーバーラップに起因して燃焼室に残留するガスの量（内部ＥＧＲ量）を算出可能な制御装置を備えたものが知られている（例えば、特許文献２参照。）。燃焼室に実際に入っているガスの量は、新たに吸入された新気の量と残留ガス量との合計であるため、このように残留ガス量を把握しておくことは、正確な吸入空気量（新気の量）を計測し最適な点火時期を決定する上で好ましいことである。

特許文献２に記載の制御装置は、排気弁の閉弁時に、排気温度センサ、吸気圧力センサおよび排気圧力センサからの信号に基づいて筒内温度および筒内圧力を算出すると共に、燃焼空燃比に応じた排気ガスのガス定数を算出し、これらの筒内温度、筒内圧力およびガス定数に基づいて、排気弁の閉弁時における筒内ガス量を算出する。更に、この制御装置は、クランク角センサ、水温センサ、カム角センサおよびアクセル開度センサの信号に基づいて、吸気弁と排気弁とのオーバーラップ中の吹き返しガス量を算出し、これらの筒内ガス量と吹き返しガス量とに基づいて、バルブオーバーラップに起因して燃焼室に残留したガスの量（内部ＥＧＲ量）を算出する。

特開平２−４００５４号公報 特開２００４−１０８２６２号公報

上述のように、従来の制御装置によれば、内燃機関の吸入空気量や、バルブオーバーラップが設定されている場合の残留ガスの量（内部ＥＧＲ量）を算出することができる。しかしながら、上記従来例においては、吸入空気量や残留ガスの量の算出に多数のパラメータが要求される。このため、従来の内燃機関では、これらのパラメータを取得するために多数のセンサが必要となり、それによるコストアップを余儀なくされていた。

そこで、本発明は、燃焼室内に吸入された空気の量を低コストで精度よく算出すると共に、この算出された空気量を用いて点火時期を最適に決定し得る内燃機関の制御装置および制御方法の提供を目的とする。

上記目的を達成するため、本発明の第１の態様は、吸気弁および排気弁の少なくとも何れか一方の開弁特性を変化させることができる動弁機構を有し、燃料および空気の混合気を燃焼室の内部で燃焼させて動力を発生する内燃機関の制御装置において、前記燃焼室における筒内圧力を検出する筒内圧検出手段と、前記吸気弁と前記排気弁とのバルブオーバーラップによる筒内圧力の変化量を算出する筒内圧変化量算出手段と、所定のタイミングで前記筒内圧検出手段によって検出される筒内圧力と、前記筒内圧変化量算出手段によって算出される前記筒内圧力の変化量とに基づいて、前記燃焼室に吸入された空気の量を算出する吸入空気量算出手段と、前記燃焼室内の混合気を点火する点火手段と、前記吸入空気量算出手段によって算出される吸入空気量に基づいて、前記点火手段による点火の時期を決定する点火時期制御手段とを備えることを特徴とする。

また、本発明の第２の態様は、本発明の第１の態様において、前記点火時期制御手段が、エアフローメータによって検出される吸入空気量、または、スロットルバルブ開度及び機関回転速度に基づいて推定される吸入空気量に基づいて、基本点火時期を決定し、前記吸入空気量算出手段によって算出される吸入空気量に基づいて、前記燃焼室における残留ガス割合を決定し、前記残留ガス割合に基づいて点火時期補正量を決定し、この点火時期補正量に基づいて前記基本点火時期を補正して前記点火の時期を決定することを特徴とする。

また、本発明の第３の態様は、本発明の第１又は第２の態様において、前記所定のタイミングが、前記内燃機関の運転状態に応じて変更されることを特徴とする。

また、本発明の第４の態様は、本発明の第３の態様において、前記所定のタイミングが、機関回転速度に応じて変更されることを特徴とする。

また、本発明の第５の態様は、本発明の第２の態様において、前記所定のタイミングが、前記基本点火時期に応じて変更されることを特徴とする。

また、本発明の第６の態様は、本発明の第２の態様において、前記点火時期制御手段が、前記機関回転速度が所定速度を超えるとき、前記基本点火時期の補正を実行せずに前記基本点火時期を前記点火の時期として決定することを特徴とする。

また、本発明の第７の態様は、本発明の第１の態様において、前記内燃機関から出力されるトルクが、アクセル開度に基づいて決定される目標トルクに一致するように、吸入空気量を制御する吸入空気量制御手段をさらに備え、前記点火時期制御手段が、エアフローメータによって検出される吸入空気量、または、スロットルバルブ開度及び機関回転速度に基づいて推定される吸入空気量に基づいて、基本点火時期を決定し、前記吸入空気量算出手段によって算出される吸入空気量に基づいて、前記内燃機関からの出力トルクを推定し、前記推定値としての出力トルクと前記目標トルクとに基づいて点火時期補正量を決定し、この点火時期補正量に基づいて前記基本点火時期を補正して前記点火の時期を決定することを特徴とする。

また、本発明の第８の態様は、本発明の第１乃至第７のいずれかの態様において、前記内燃機関が、前記燃焼室を複数有すると共に、前記燃焼室ごとに前記筒内圧検出手段を備えており、前記筒内圧変化量算出手段は、前記燃焼室ごとに前記筒内圧力の変化量を算出し、前記吸入空気量算出手段は、前記各筒内圧検出手段によって検出される前記各燃焼室における筒内圧力と、前記筒内圧変化量算出手段によって算出される前記各燃焼室における前記筒内圧力の変化量とに基づいて、前記各燃焼室に吸入された空気の量を算出し、前記点火手段は前記燃焼室ごとに備えられ、前記点火時期制御手段は、前記吸入空気量算出手段によって算出される前記各燃焼室における吸入空気量に基づいて、前記各燃焼室における前記点火手段による点火の時期を決定することを特徴とする。

また、本発明の第９の態様は、吸気弁および排気弁の少なくとも何れか一方の開弁特性を変化させることができる動弁機構を有し、燃料および空気の混合気を燃焼室の内部で燃焼させて動力を発生する内燃機関の制御方法において、（ａ）エアフローメータによって検出される吸入空気量、または、スロットルバルブ開度及び機関回転速度に基づいて推定される吸入空気量に基づいて、基本点火時期を決定するステップと、（ｂ）前記吸気弁と前記排気弁とのバルブオーバーラップによる筒内圧力の変化量を算出し、この筒内圧力の変化量と、所定のタイミングで検出される前記燃焼室における筒内圧力とに基づいて、前記燃焼室に吸入された空気の量を算出するステップと、（ｃ）この算出された吸入空気量に基づいて、前記燃焼室における残留ガス割合を決定し、この残留ガス割合に基づいて点火時期補正量を決定し、この点火時期補正量に基づいて前記基本点火時期を補正して点火時期を決定するステップとを備えることを特徴とする。

本発明によれば、燃焼室内に吸入された空気の量を低コストで精度よく算出すると共に、この算出された空気量を用いて点火時期を最適に決定し得る内燃機関の制御装置および制御方法の提供の実現が可能となる。

本発明による内燃機関の制御装置は、吸気弁と排気弁とのバルブオーバーラップが設定された際に、当該バルブオーバーラップによる筒内圧力の変化量を算出し、この筒内圧力の変化量と、所定のタイミングで筒内圧検出手段によって検出される筒内圧力とに基づいて、燃焼室に吸入された空気の量を算出するものである。なお、以下に述べる各タイミングを図６に例示的に示してあるので適宜参照されたい。

ここで、吸気弁と排気弁とのバルブオーバーラップが設定された際に当該バルブオーバーラップに起因して燃焼室に残留する残留ガスの量Ｍｅは、バルブオーバーラップ中の所定のタイミング（クランク角がθ１となるタイミング）における吸入空気の圧力をＰｍ（θ１）とし、当該所定のタイミングにおける排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）とし、その際の排気ガスの温度をＴｅとし、気体定数をＲ（Ｊ／（ｋｇ・Ｋ））とすると、次の（１）式により表される。

上記（１）式において、Ｓは、バルブオーバーラップ中にガスの通過を許容する有効面積であるガス通過有効面積を示す。かかるガス通過有効面積Ｓは、次の（２）式により表される。ただし、（２）式において、Ｎｅ（θ１）は、クランク角がθ１となるタイミングにおける機関回転数（１分当たりの機関回転数で、実質的には機関回転速度に相当）である。また、Ｒｉは、吸気弁Ｖｉのバルブ直径であり、Ｒｅは、排気弁Ｖｅのバルブ直径であり、Ｌｉ（θ）は、吸気弁Ｖｉのリフト量であり、Ｌｅ（θ）は、排気弁Ｖｅのリフト量であり、ＩＶＯは、吸気弁Ｖｉを開くタイミングにおけるクランク角度であり、ＥＶＣは、排気弁Ｖｅを閉じるタイミングにおけるクランク角度である。更に、（２）式において、√（Ｌｉ（θ）・Ｌｅ（θ））をＩＶＯからＥＶＣまで積分して得られる値（∫√（Ｌｉ（θ）・Ｌｅ（θ））ｄθ）は、可変バルブタイミング機構による進角量（ＶＶＴ進角量）に応じて定まる値である。

また、上記（１）式において、φ（Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１））は、吸入空気の圧力と排気ガスの圧力との比に関連する項であり、基本的に次の（３）により表され、Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）の値が小さい場合、次の（４）式により表される。ただし、（３）および（４）式において、κは比熱比である。

一方、バルブオーバーラップに起因して燃焼室に残留する残留ガスの量Ｍｅと、バルブオーバーラップによる筒内圧力の変化量ΔＰｃとの間には、一般に、次の（５）式の関係が成立する。これにより、上記（１）式および（５）式から、筒内圧力の変化量ΔＰｃは、バルブオーバーラップに起因して燃焼室に残留する残留ガスの量Ｍｅに基づいて、次の（６）式のように表される。ただし、（６）式において、αは、実験等に基づいて定められる定数である。（５）式における温度項Ｔｅ／√Ｔｅは定数と仮定できることが実験的に見出されたため、かかる温度項はαに含められる。そして、この筒内圧力の変化量ΔＰｃと、圧縮行程中の所定のタイミング（クランク角がθ２となるタイミングであり、吸気弁閉弁後、燃焼開始タイミング（点火時期）θｉｇより前のタイミング）で筒内圧検出手段によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ２）とから、燃焼室に吸入された空気の量Ｍａｉｒを次の（７）式により表すことができる。ただし、（７）式において、βは、実験等に基づいて定められる定数である。

従って、本発明による内燃機関の制御装置において実行されるように、バルブオーバーラップ中の所定のタイミングにおける吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）、排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）および機関回転数Ｎｅ（θ１）と、所定のタイミングで検出された筒内圧力Ｐｃ（θ２）とを得れば、多数のセンサを用いることなく、燃焼室内に吸入された空気の量を低コストで精度よく算出可能となる。

また、上述のように、バルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）とに基づいてバルブオーバーラップによる筒内圧力の変化量ΔＰｃを算出するに際しては、排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）が、バルブオーバーラップの直前または開始時に（クランク角がθ０となるタイミングで）筒内圧検出手段によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ０）に基づいて推定されると好ましい。

すなわち、バルブオーバーラップのために吸気弁を開弁させる前や吸気弁の開弁時の排気ガスの圧力は筒内圧力と概ね一致しており、内燃機関の負荷がさほど大きくない場合であれば、バルブオーバーラップのために吸気弁を開弁させた前後における排気ガスの圧力変化は小さい。従って、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）は、バルブオーバーラップの前または開始時に筒内圧検出手段によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ０）に基づいて推定することが可能であり、内燃機関の低負荷時であれば、例えば、Ｐｅ（θ１）＝Ｐｃ（θ０）とすることができる。これにより、排気ガスの圧力を検出するセンサが不要となるので、燃焼室に吸入される空気量の算出に要するコストを低減させることが可能となる。

一方、内燃機関の負荷がある程度高まると、排気脈動等の影響によってバルブオーバーラップ中に排気ガスの圧力変化が大きくなり、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）をバルブオーバーラップの前または開始時に筒内圧検出手段によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ０）にて代用するのは困難となる。

すなわち、内燃機関の負荷がある程度高まるまでは、上記（３）式の関数φに代入されるバルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）との比は、バルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）とバルブオーバーラップの前または開始時に検出される筒内圧力Ｐｃ（θ０）との比と概ね一致し、両者の値は、負荷の高まりと共に増加していく。これに対して、吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と筒内圧力Ｐｃ（θ０）との比が実験的、経験的に定められる所定値εを上回ると、Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）＝Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）という相関が成立しなくなってしまう。

このため、吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と筒内圧力Ｐｃ（θ０）との比が所定値εを上回った場合には、バルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）との比が上記所定値εに固定されると仮定した上で、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）をバルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と上記所定値εとに基づいて、Ｐｅ（θ１）＝Ｐｍ（θ１）／εとして定めると好ましい。これにより、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力が実測されない場合に、内燃機関の負荷が高まったとしても、バルブオーバーラップに伴う排気ガスの圧力変化による影響を受けることなく、燃焼室に吸入される空気量を精度よく算出可能となる。

そして、複数の燃焼室を有する内燃機関においては、燃焼室ごとに筒内圧検出手段が設けられるとよく、この場合、燃焼室ごとに筒内圧力の変化量ΔＰｃが算出され、各燃焼室における筒内圧力の変化量ΔＰｃと、各筒内圧検出手段によって所定のタイミングで検出される各燃焼室における筒内圧力Ｐｃ（θ２）とに基づいて、各燃焼室に吸入された空気の量が算出されると好ましい。これにより、燃焼室間の吸入空気量のばらつきを精度よく把握することができるので、各燃焼室における空燃比制御等の精度を向上させることが可能となる。

また、何れかの燃焼室におけるバルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力は、当該燃焼室に先行して吸気行程が実行される燃焼室の吸気下死点における筒内圧力に基づいて推定されてもよい。

一般に、吸入空気の圧力と筒内圧力とは吸気下死点において概ね等しくなる。また、ある燃焼室においてバルブオーバーラップが実行されるタイミングは、当該燃焼室に対して１／Ｎサイクル（ただし、吸気、圧縮、膨張、排気の４行程を１サイクルとし、Ｎは気筒数を示す）だけ先行して吸気行程が実行される燃焼室において吸気下死点が到来するタイミングと概ね一致する。従って、これらを踏まえ、筒内圧力に基づいて吸入空気の圧力を推定することにより、吸入空気の圧力を検出するセンサが不要となり、各燃焼室に吸入される空気量の算出に要するコストをより一層低減させることが可能となる。

以下、図面を参照しながら、本発明を実施するための最良の形態について具体的に説明する。

図１は、本発明による制御装置が適用された内燃機関を示す概略構成図である。同図に示される内燃機関１は、シリンダブロック２に形成された燃焼室３の内部で燃料および空気の混合気を燃焼させ、燃焼室３内でピストン４を往復移動させることにより動力を発生するものである。内燃機関１は多気筒エンジンとして構成されると好ましく、本実施形態の内燃機関１は、例えば自動車用４気筒エンジンとして構成される。

各燃焼室３の吸気ポートは、吸気管（吸気マニホールド）５にそれぞれ接続され、各燃焼室３の排気ポートは、排気管６（排気マニホールド）にそれぞれ接続されている。また、内燃機関１のシリンダヘッドには、吸気弁Ｖｉおよび排気弁Ｖｅが燃焼室３ごとに配設されている。各吸気弁Ｖｉは対応する吸気ポートを開閉し、各排気弁Ｖｅは対応する排気ポートを開閉する。各吸気弁Ｖｉおよび各排気弁Ｖｅは、可変バルブタイミング機構を含む動弁機構ＶＭによって開閉させられる。更に、内燃機関１は、気筒数に応じた数の点火プラグ７を有し、点火プラグ７は、対応する燃焼室３内に臨むようにシリンダヘッドに配設されている。

吸気管５は、図１に示されるように、サージタンク８に接続されている。サージタンク８には、給気ラインＬ１が接続されており、給気ラインＬ１は、エアクリーナ９を介して図示されない空気取入口に接続されている。そして、給気ラインＬ１の中途（サージタンク８とエアクリーナ９との間）には、スロットルバルブ（本実施形態では、電子制御式スロットルバルブ）１０が組み込まれている。スロットルバルブ１０の上流側における給気ラインＬ１には、内燃機関に吸入される空気量を検出するための吸入空気量検出手段としてのエアフローメータ２１が設けられている。一方、排気管６には、図１に示されるように、例えば三元触媒を含む前段触媒装置１１ａおよび例えばＮＯｘ吸蔵還元触媒を含む後段触媒装置１１ｂが接続されている。

更に、内燃機関１は、複数のインジェクタ１２を有し、各インジェクタ１２は、図１に示されるように、対応する燃焼室３内に臨むようにシリンダヘッドに配置されている。また、内燃機関１の各ピストン４は、いわゆる深皿頂面型に構成されており、その上面に、凹部４ａを有している。そして、内燃機関１では、各燃焼室３内に空気を吸入させた状態で、各インジェクタ１２から各燃焼室３内のピストン４の凹部４ａに向けてガソリン等の燃料が直接噴射される。

これにより、内燃機関１では、点火プラグ７の近傍に燃料と空気との混合気の層が周囲の空気層と分離された状態で形成（成層化）されるので、極めて希薄な混合気を用いて安定した成層燃焼を実行することが可能となる。なお、本実施形態の内燃機関１は、いわゆる直噴エンジンとして説明されるが、これに限られるものではなく、本発明が吸気管（吸気ポート）噴射式の内燃機関に適用され得ることはいうまでもない。

上述の各点火プラグ７、スロットルバルブ１０、各インジェクタ１２および動弁機構ＶＭ等は、制御手段としての電子制御ユニット（以下、ＥＣＵという）２０に電気的に接続されている。ＥＣＵ２０は、何れも図示されないＣＰＵ、ＲＯＭ、ＲＡＭ、入出力ポート、および、記憶装置等を含むものである。ＥＣＵ２０には、図１に示されるように、内燃機関１のクランク角センサ１４や、アクセル開度を検出するアクセル開度センサ２２、スロットルバルブ１０に組み込まれたスロットル開度センサを始めとした各種センサが電気的に接続されている。ＥＣＵ２０は、記憶装置に記憶されている各種マップ等を用いると共に各種センサの検出値等に基づいて、所望の出力が得られるように、点火プラグ７、スロットルバルブ１０、インジェクタ１２、動弁機構ＶＭ等を制御する。

また、内燃機関１は、半導体素子、圧電素子、磁歪素子あるいは光ファイバ検出素子等を含む筒内圧センサ（筒内圧検出手段）１５を気筒数に応じた数だけ有している。各筒内圧センサ１５は、対応する燃焼室３内に受圧面が臨むようにシリンダヘッドに配設されており、図示されないＡ／Ｄ変換器等を介してＥＣＵ２０に電気的に接続されている。各筒内圧センサ１５は、燃焼室３内でその受圧面に加わる圧力（筒内圧力）を大気圧に対する相対値として出力するものであり、その受圧面に加わる圧力（筒内圧力）に応じた電圧信号（検出値を示す信号）をＥＣＵ２０に与える。

更に、内燃機関１は、サージタンク８内の吸入空気の圧力（吸気圧）を絶対圧力として検出する吸気圧センサ１６を有している。吸気圧センサ１６も、図示されないＡ／Ｄ変換器等を介してＥＣＵ２０に電気的に接続されており、検出したサージタンク８内の吸入空気の絶対圧力を示す信号をＥＣＵ２０に与える。なお、クランク角センサ１４、吸気圧センサ１６の検出値は、微小時間おきにＥＣＵ２０に順次与えられ、ＥＣＵ２０の所定の記憶領域（バッファ）に所定量ずつ格納保持される。また、各筒内圧センサ１５の検出値（筒内圧力）は、吸気圧センサ１６の検出値に基づいて絶対圧補正された上で、ＥＣＵ２０の所定の記憶領域（バッファ）に所定量ずつ格納保持される。

次に、図２を参照しながら、上述の内燃機関１において各燃焼室３に吸入される空気量を、エアフローメータ２１による検出値を用いずに算出ないし推定する手順について説明する。内燃機関１が始動されると、ＥＣＵ２０によって図２に示される吸入空気量算出ルーチンが燃焼室３ごとに繰り返し実行される。図２の吸入空気量算出ルーチンは、基本的に上記（１）から（７）式を用いて各燃焼室３に吸入される空気量を算出するためのものである。このルーチンの実行タイミングになると、ＥＣＵ２０は、まず、吸気弁Ｖｉの開弁タイミングが進角されているか否か判定する（Ｓ１０）。

ＥＣＵ２０は、Ｓ１０にて吸気弁Ｖｉの開弁タイミングが進角されていると判断した場合、ＥＣＵ２０は、所定の記憶領域から、吸気弁Ｖｉと排気弁Ｖｅとのバルブオーバーラップ直前または開始時の所定のタイミング（クランク角がθ０となるタイミング）で筒内圧センサ１５によって検出された筒内圧力Ｐｃ（θ０）を対象となる燃焼室３について読み出すと共に、吸気弁Ｖｉと排気弁Ｖｅとのバルブオーバーラップ中の所定のタイミング（クランク角がθ１となるタイミング）で吸気圧センサ１６によって検出された吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）とを読み出す（Ｓ１２）。また、Ｓ１２にて、ＥＣＵ２０は、バルブオーバーラップ中の所定のタイミング（クランク角がθ１となるタイミング）でのクランク角センサ１４の検出値に基づいて、クランク角がθ１となるタイミングでの機関回転数Ｎｅ（θ１）を求めると共に、動弁機構ＶＭから、クランク角がθ１となるタイミングでのＶＶＴ進角量を取得する。

図６に示されるように、本実施形態において、吸気弁Ｖｉと排気弁Ｖｅとのバルブオーバーラップ直前または開始時の所定のタイミングは、バルブオーバーラップの開始時すなわち吸気弁Ｖｉの開弁時とされ、クランク角が例えばθ０＝上死点前２０°（排気上死点前２０°）となるタイミングとされる。また、バルブオーバーラップ中の所定のタイミングは、クランク角が例えばθ１＝上死点前１０°（排気上死点前１０°）となるタイミングとされる。Ｓ１２にて、クランク角がθ０となるタイミングでの筒内圧力Ｐｃ（θ０）とクランク角がθ１となるタイミングでの吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）とを取得すると、ＥＣＵ２０は、対象となる燃焼室３について、吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と筒内圧力Ｐｃ（θ０）との比であるＰｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）の値を求めると共に、Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）の値が所定の閾値ε（本実施形態では、ε＝０．９５）以下であるか否か判定する（Ｓ１４）。

ここで、吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と筒内圧力Ｐｃ（θ０）との比であるＰｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）と、上記（３）式において用いられるパラメータである吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）との比Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）との間には、図３に例示されるような関係が成立する。すなわち、内燃機関１の負荷がさほど大きくない範囲内では、Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ０）の値とＰｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）の値とは、負荷の高まりと共にそれぞれ増加し、Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ０）＝Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）という関係が成立する。

すなわち、バルブオーバーラップのために吸気弁Ｖｉを開弁させる直前のタイミングまたは開弁時において、排気ガスの圧力は筒内圧力と概ね一致しており、内燃機関１の負荷がさほど大きくない場合であれば、バルブオーバーラップのために吸気弁Ｖｉを開弁させた前後における排気ガスの圧力変化は小さい。従って、内燃機関１の負荷がさほど大きくない範囲内では、バルブオーバーラップ中、すなわち、クランク角がθ１となるタイミングにおける排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）を、バルブオーバーラップの直前または開始時、すなわち、クランク角がθ０となるタイミングで筒内圧センサ１５によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ０）に基づいて推定することが可能であり、Ｐｅ（θ１）＝Ｐｃ（θ０）、Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ０）＝Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）とみなすことができる。

これに対して、内燃機関１の負荷がある程度高まると、排気脈動等の影響により、バルブオーバーラップのために吸気弁Ｖｉを開弁させた前後において排気ガスの圧力変化が大きくなる。すなわち、内燃機関１の負荷がある程度高まり、吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と筒内圧力Ｐｃ（θ０）との比Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）が所定値ε以上になると、Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）＝Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）という相関が成立しなくなり、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）をバルブオーバーラップの直前または開始時に筒内圧検出手段によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ０）にて代用するのは困難となる。

これらの点に鑑みて、内燃機関１では、Ｓ１４にて各燃焼室３についてＰｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）の値が上記閾値ε以下であると判断された場合、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）がバルブオーバーラップの直前または開始時に筒内圧センサ１５によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ０）にて代用され、ＥＣＵ２０によってＰｅ（θ１）＝Ｐｃ（θ０）と設定される（Ｓ１６）。また、Ｓ１４にて各燃焼室３についてＰｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）の値が上記閾値εを上回っていると判断された場合、ＥＣＵ２０によって、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）が、上記所定値εを用いて、
Ｐｅ（θ１）＝Ｐｍ（θ１）／ε
として設定される（Ｓ１８）。すなわち、Ｓ１８の処理では、バルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）との比がガード値としての閾値ε（本実施形態では、０．９５）に固定されると仮定され、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）がバルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と閾値εとに基づいて定められる。

Ｓ１６またはＳ１８の処理を実行すると、ＥＣＵ２０は、予め定められた関数式あるいはマップを用いてＳ１２にて取得したＶＶＴ進角量に対応する∫√（Ｌｉ（θ）・Ｌｅ（θ））ｄθの値を定め、この値と、Ｓ１２にて取得した機関回転数Ｎｅ（θ１）とを用いて上記（２）からガス通過有効面積Ｓを算出する（Ｓ２０）。ガス通過有効面積Ｓを求めると、ＥＣＵ２０は、Ｓ１２にて取得した吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）をＳ１６またはＳ１８にて設定したバルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）で除した値が閾値（２／（κ＋１））κ／（κ−１）以上となっているか否か判定する（Ｓ２２）。本実施形態では、閾値（２／（κ＋１））κ／（κ−１）として、例えばκ＝１．３２として得られる定数が用いられる。

上述のように、バルブオーバーラップによる筒内圧力の変化量ΔＰｃを算出する際に必要となるφ（Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１））を表す式は、Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）の値に応じて変化する。このため、ＥＣＵ２０は、Ｓ２２にてＰｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）の値が上記閾値以上であると判断した場合、上記（３）式を用いてφ（Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１））の値を算出する（Ｓ２４）。また、ＥＣＵ２０は、Ｓ２２にてＰｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）の値が上記閾値を下回ったと判断した場合、上記（４）式を用いてφ（Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１））の値を算出する（Ｓ２６）。

Ｓ２０にてガス通過有効面積Ｓを求めると共に、Ｓ２４またはＳ２６にてφ（Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１））の値を求めると、ＥＣＵ２０は、上記（６）式を用いて、対象となる燃焼室３についてバルブオーバーラップによる筒内圧力の変化量ΔＰｃを算出する（Ｓ２８）。Ｓ２８の処理の後、ＥＣＵ２０は、所定の記憶領域から、対象となる燃焼室３について、圧縮行程中のクランク角がθ２となるタイミングで筒内圧センサ１５によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ２）を読み出す（Ｓ３０）。なお、本実施形態では、圧縮行程中の所定のタイミングは、クランク角が例えばθ２＝上死点前５０°（圧縮上死点前５０°）となるタイミングとされる。

そして、ＥＣＵ２０は、上記（７）式を用いて、Ｓ２８にて求めた筒内圧力の変化量ΔＰｃとＳ３０にて取得した筒内圧力Ｐｃ（θ２）とから、対象となる燃焼室３について吸入空気の量Ｍａｉｒを算出する（Ｓ３２）。このように、内燃機関１では、バルブオーバーラップ中の所定のタイミングにおける吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）、排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）および機関回転数Ｎｅ（θ１）と、所定のタイミングで検出された筒内圧力Ｐｃ（θ２）とを得ることにより、多数のセンサを用いることなく、各燃焼室３の内部に吸入された空気の量を低コストで精度よく算出可能となる。

また、内燃機関１では、負荷が比較的低く、Ｓ１４にてＰｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）の値が閾値ε以下であると判断された場合、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）がバルブオーバーラップの直前または開始時に筒内圧センサ１５によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ０）にて代用される。これにより、排気ガスの圧力を実測するためのセンサが不要となるので、各燃焼室３に吸入される空気量の算出に要するコストを低減させることが可能となる。

そして、排気ガスの圧力を実測するためのセンサが省略されている内燃機関１では、負荷が高まってＳ１４にてＰｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）の値が閾値εを上回ったと判断された場合、バルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）との比がいわゆるガード値としての閾値ε（本実施形態では、０．９５）に固定されるとの仮定のもと、バルブオーバーラップ中の排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）が、閾値εに基づいて定められる（Ｓ１８）。このように、内燃機関１の負荷が高まった際には、吸入空気の圧力と排気ガスの圧力との差が小さく、また、残留ガスの自体も少なくなることから、Ｓ１８のような処理を実行しても、排気ガスの圧力変化による影響を受けることなく、各燃焼室３に吸入される空気量を精度よく算出することが可能となり、実用上良好な結果を得ることができる。

更に、複数の燃焼室３と、燃焼室３ごとに設けられた筒内圧センサ１５とを有する内燃機関１では、燃焼室３ごとに筒内圧力の変化量ΔＰｃが算出され、各燃焼室３における筒内圧力の変化量ΔＰｃと、各筒内圧センサ１５によって検出される各燃焼室３における筒内圧力Ｐｃ（θ２）とに基づいて、各燃焼室３に吸入された空気の量が算出されることになる。これにより、燃焼室３間の吸入空気量のばらつきを精度よく把握可能となり、各燃焼室３における空燃比制御等の精度を向上させることができる。

一方、Ｓ１０にて吸気弁Ｖｉの開弁タイミングが進角されておらず、吸気弁Ｖｉと排気弁Ｖｅとのバルブオーバーラップが設定されていないと判断した場合、ＥＣＵ２０は、Ｓ２にて用いられることになる筒内圧力の変化量ΔＰｃをゼロに設定する（Ｓ３４）。これにより、バルブオーバーラップが設定されていない場合、Ｓ３２では、Ｓ３０にて取得された筒内圧力Ｐｃ（θ２）のみに基づいて、各燃焼室３に吸入された空気の量Ｍａｉｒが算出されることになる。ここで、圧縮行程中の筒内圧力は、相対的に高い値を示し、筒内圧センサ１５の検出精度や筒内圧データの分解能等によらず精度よく検出され得るものである。従って、圧縮行程中の所定のタイミングにおける燃焼室３内の筒内圧力を用いれば、燃焼室３に吸入された空気の量を精度よく求めることができる。

なお、上述の内燃機関１では、Ｓ１４にて否定判断がなされた場合、バルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）との比がガード値としての閾値εに固定されると仮定されるが、これに限られるものではない。すなわち、図４に示されるように、吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と筒内圧力Ｐｃ（θ０）との比であるＰｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）と、吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）と排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）との比Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）との関係は、複数の関数を用いて近似されてもよい。

図４の例では、Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）とＰｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）との関係が２本の直線を用いて近似されており、０≦Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）≦ε１（ただし、ε１は、実験的、経験的に定められる定数である。）の範囲では、Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）＝Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）となり、ε１≦Ｐｍ（θ１）／Ｐｃ（θ０）≦１．０の範囲では、Ｐｍ（θ１）／Ｐｅ（θ１）が次の（８）式により表される（ただし、（８）式においてε２は、実験的、経験的に定められる定数であり、ε２＞ε１である）。このような近似手法が採用された場合には、図２のＳ１４にて否定判断がなされた際に、Ｓ１８にて、次の（９）式に従ってＰｅ（θ１）の値が設定される。

また、本実施形態では、サージタンク８に吸入空気の圧力を検出する吸気圧センサ１６が設けられているが、吸気圧センサ１６は省略されてもよく、バルブオーバーラップ中の所定のタイミング（クランク角がθ１となるタイミング）における吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）は、筒内圧力に基づいて推定されてもよい。

すなわち、吸入空気の圧力と筒内圧力とは吸気下死点において概ね等しくなる。また、ある燃焼室３においてバルブオーバーラップが実行されるタイミングは、４気筒エンジンの場合、当該燃焼室３に対して１／４サイクル（１８０°）だけ先行して吸気行程が実行される燃焼室３において吸気下死点が到来するタイミングと概ね一致する。従って、これらを踏まえると、ある燃焼室３におけるバルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力は、当該燃焼室３に対して１／４サイクルだけ先行して吸気行程が実行される燃焼室３の吸気下死点における筒内圧力に基づいて推定することができる。これにより、吸入空気の圧力を検出する吸気圧センサ１６が不要となり、各燃焼室３に吸入される空気量の算出に要するコストをより一層低減させることが可能となる。

図５は、バルブオーバーラップ中の所定のタイミングにおける吸入空気の圧力を筒内圧力に基づいて推定するルーチンを説明するためのフローチャートである。図５のルーチンは、ＥＣＵ２０によって例えば図２のＳ１４の前の所定のタイミングにおいて実行されるものである。この場合、ＥＣＵ２０は、所定の記憶領域から、対象となる燃焼室３よりも１／４サイクルだけ先行して吸気行程が実行される燃焼室（先行燃焼室）３の直近の吸気下死点における筒内圧センサ１５の検出値Ｐｃ（θＢＤＣ）を読み出す（Ｓ１００）。更に、ＥＣＵ２０は、対象となる燃焼室３よりも１／４サイクルだけ先行して吸気行程が実行される燃焼室３の上記吸気下死点後の圧縮行程中の所定の２点における筒内圧センサ１５の検出値Ｐｃ（θａ），Ｐｃ（θｂ）を所定の記憶領域から読み出す（Ｓ１０２）。なお、クランク角θａおよびθｂは、圧縮行程中に含まれるように選択されば、それぞれの値は任意とされ得る。

ここで、吸気圧センサが省略されている場合、筒内圧センサ１５の出力（相対圧力）を吸気圧センサ１６の検出値に基づいて絶対圧補正し得ないことから、筒内圧センサ１５の検出値Ｐｃ（θａ），Ｐｃ（θｂ）は、絶対圧補正されずにそのまま（相対圧力を示す状態で）当該記憶領域に記憶される。ここで、クランク角がθａとなった際の絶対圧補正後の筒内圧力（真値）をＰａとし、クランク角がθｂとなった際の絶対圧補正後の筒内圧力（真値）をＰｂとし、筒内圧センサ１５の絶対圧補正値をＰｒとすると、
Ｐａ＝Ｐｃ（θａ）＋Ｐｒ
Ｐｂ＝Ｐｃ（θｂ）＋Ｐｒ
となる。また、内燃機関の圧縮行程が断熱過程であるとみなし、比熱比をκとした場合、Ｐａ・Ｖκ（θａ）＝Ｐｂ・Ｖκ（θｂ）という関係が成立し、この関係は、次の（１０）式のように表すことができる。そして、（１０）式を絶対圧補正値Ｐｒについて解くと、絶対圧補正値Ｐｒは、次の（１１）式のように表される。

このため、ＥＣＵ２０は、Ｓ１０２の処理の後、先行燃焼室３の圧縮行程中の所定の２点における筒内圧センサ１５の検出値Ｐｃ（θａ），Ｐｃ（θｂ）と、当該所定の２点における筒内容積Ｖ（θａ），Ｖ（θｂ）とを用いて、上記（１１）式より、先行燃焼室３に設けられている筒内圧センサ１５の絶対圧補正値Ｐｒを算出する（Ｓ１０４）。なお、Ｓ１０４にて用いられる筒内容積Ｖ（θａ），Ｖ（θｂ）の値は、予め算出された上で記憶装置に記憶されており、ＥＣＵ２０は、これら筒内容積Ｖ（θａ），Ｖ（θｂ）の値を記憶装置から読み出してＳ２０の処理に用いる。

Ｓ１０４にて絶対圧補正値Ｐｒを求めると、ＥＣＵ２０は、Ｓ１００にて取得した吸気下死点における筒内圧センサ１５の検出値Ｐｃ（θＢＤＣ）と、Ｓ１０４にて求めた絶対圧補正値Ｐｒとを用いて、対象となる燃焼室３におけるバルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）を算出する（Ｓ１０６）。すなわち、ある燃焼室３におけるバルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）は、当該燃焼室３に対して１／４サイクル（Ｎ気筒エンジンでは、１／Ｎサイクル）だけ先行して吸気行程が実行される燃焼室３の吸気下死点における筒内圧力をＰｃ−１８０（θＢＤＣ）とすると、
Ｐｍ（θ１）＝Ｐｒ＋Ｐｃ−１８０（θＢＤＣ）
として算出することができる。このように、図５のルーチンが実行されることにより、吸入空気の圧力を検出する吸気圧センサを用いることなく、筒内圧力Ｐ（θ）と筒内容積Ｖ（θ）とに基づいて、（筒内圧力Ｐ（θ）と筒内容積Ｖ（θ）を比熱比（所定の指数）κで累乗した値Ｖκ（θ）との積値Ｐ（θ）・Ｖκ（θ）に基づいて）、各燃焼室３に吸入される空気量を精度よく算出可能となる。

さて、以上のようにして各気筒の燃焼室３毎に算出される吸入空気量は、エアフローメータ２１の検出値から求められる吸入空気量に比べてより正確な値である。なぜなら、対象気筒の現サイクルにおける筒内圧力等に基づいて吸入空気量を算出しており、対象気筒からエアフローメータ２１までの距離に基づく時間遅れ、その間の機関運転状態の変化、及び気筒間バラツキ等を考慮しないで済むからである。従って、かかる吸入空気量の値を用いて点火時期制御を行うことにより、より精度の高い最適な点火時期で点火を実行することができる。

以下、上述の方法（以下、筒内圧利用法という）によって算出される吸入空気量の値を利用して行う本発明に係る点火時期制御について説明する。

図７は点火時期制御の第１の態様にかかる制御ルーチンを示す。内燃機関１が始動されると、ＥＣＵ２０によって図７に示される点火時期制御ルーチンが燃焼室３ごとに繰り返し実行される。ＥＣＵ２０は、まず、前述の筒内圧利用法により吸入空気量Ｍａｉｒを算出する（Ｓ１０１０）。次にＥＣＵ２０は、その算出された吸入空気量Ｍａｉｒと、機関回転数Ｎｅ（θ１）とに基づき、予め定められたマップ（あるいは関数式）を用いて、点火時期θｉｇを決定する（Ｓ１０２０）。なお、Ｓ１０１０において吸入空気量Ｍａｉｒを算出するときに機関回転数Ｎｅ（θ１）を既に取得してあるので（図２のＳ２０及び上記式（２）参照）、この取得した機関回転数Ｎｅ（θ１）を当該ステップＳ１０２０でも用いるのが好ましい。またここで用いるマップ（あるいは関数式）は、ノッキング及びＮＯｘ発生量を抑制しつつ最大の機関出力が得られるような、吸入空気量及び機関回転数に対する点火時期が実験等に基づき設定されている。この後ＥＣＵ２０は、クランク角センサ１４によって検出されるクランク角が、決定された点火時期θｉｇに一致したと同時に（つまり点火時期θｉｇの到来と同時に）、点火プラグ７に通電し、点火を行わせる（Ｓ１０３０）。

この点火時期制御の第１の態様によれば、エアフローメータ２１を用いることなく、筒内圧利用法によって算出された正確な吸入空気量に基づいて点火時期θｉｇを決定し、その点火時期θｉｇに点火を実行するので、従来のようなエアフローメータ２１の検出値に基づく吸入空気量を用いた場合に比べて、点火時期をより最適化することができる。よって、ノッキング及びＮＯｘの発生をより一層抑制しつつ、可能な限り最大の機関出力を得ることができるようになる。なおこの態様の場合、エアフローメータ２１は省略可能なのでコストを低減させることができる。

ところで、この点火時期制御の第１の態様によれば、図８（Ａ）に示すように、圧縮行程中の所定のタイミングθ２（吸気弁閉弁後で且つ点火時期θｉｇより前のタイミング、以下、筒内圧サンプル終期ともいう）で筒内圧検出手段（筒内圧センサ１５）によって筒内圧力Ｐｃ（θ２）が検出された後に、吸入空気量Ｍａｉｒが算出され、次いで点火時期マップの検索により点火時期θｉｇが決定され、その点火時期θｉｇの到来と同時に点火が行われる。

一方、筒内圧サンプル終期θ２は、以下の理由でできるだけ点火時期θｉｇに近づけて（つまり遅らせて）設定するのが好ましい。その場合、筒内圧サンプル終期θ２から点火時期θｉｇまでの期間が短期間となり、十分な演算時間が確保できなくなるほか、最悪の場合、実際の点火時期θｉｇまでに点火時期θｉｇの決定が間に合わなくなる虞がある。すなわち、吸気弁が閉弁された直後はまだ燃焼室３内の空気流動が残っており、この状態で筒内圧力Ｐｃ（θ２）を検出すると必ずしも正確な筒内圧力を検出することができない。よって吸気弁が閉弁されて暫く経過してから、即ち、燃焼室３内の空気の乱れの影響が無くなってから、筒内圧力Ｐｃ（θ２）を検出するのが好ましい。また、筒内圧力Ｐｃ（θ２）の検出タイミングはできるだけ遅らせた方が、得られる筒内圧力Ｐｃ（θ２）の値自体が高くなって検出誤差が少なくなる。以上の理由から、筒内圧力Ｐｃ（θ２）の検出タイミングはできるだけ遅らせて設定するのがよい。

もっとも、このように筒内圧力Ｐｃ（θ２）の検出タイミングを遅らせて設定することは、そのタイミングθ２から点火時期θｉｇまでの期間を短縮することにつながり、ＥＣＵ２０に高速の処理を要求する。しかも、点火時期マップは、吸入空気量及び機関回転数をパラメータとする２次元マップであり、その検索には比較的時間を要する。さらに、機関回転数が高くなるほど筒内圧力Ｐｃ（θ２）の検出タイミングから点火時期θｉｇまでの時間は短くなる。実際には、筒内圧力の検出精度とＥＣＵ２０の処理速度とのバランスからタイミングθ２が設定されることになる。筒内圧力Ｐｃ（θ２）の検出タイミングθ２（本実施形態では圧縮上死点前５０°）からマップ上の点火時期θｉｇまでの期間はクランク角単位で２０〜４０°程度の間隔しかなく、ＥＣＵ２０にはそのような短い期間での点火時期決定処理が要求されている。

そこで、かかる問題を解消するのに好適な点火時期制御の第２の態様を図９に基づいて以下に説明する。なお、図９に示される点火時期制御ルーチンはＥＣＵ２０によって燃焼室３ごとに繰り返し実行される。

ＥＣＵ２０は、まず、エアフローメータ２１の検出値に基づく吸入空気量ＭａｉｒＡＦＭを取得すると共に、機関回転数を取得する（Ｓ２０１０）。ここでの機関回転数は、データの共用という観点から筒内圧利用法で使用されるタイミングθ１での機関回転数Ｎｅ（θ１）であるのが好ましいが、必ずしもそうである必要はない。次にＥＣＵ２０は、その取得した吸入空気量ＭａｉｒＡＦＭと、機関回転数Ｎｅ（θ１）とに基づき、前記点火時期マップを用いて基本となる点火時期θｉｇｂを暫定的に決定する（Ｓ２０２０）。以上の手順は従来と同様の点火時期決定手順であり、ここで決定された点火時期θｉｇｂは必ずしも最適な点火時期ではないが、以降の処理を簡単にするため、ここで大凡の点火時期として暫定的に求められる。

ＥＣＵ２０は、その後、図２に示したような前述の筒内圧利用法を用いて、残留ガス割合Ｈを算出する（Ｓ２０３０）。すなわち、図２のＳ３２における上記（７）式は次式（７）’のように書き換えられる。
β・Ｐｃ（θ２）＝Ｍａｉｒ＋β・ΔＰｃ ・・・（７）’
ここで、右辺の吸入空気量Ｍａｉｒは、燃焼室３内に存在するガスのうち新たに導入された新気の量を意味し、右辺のβ・ΔＰｃは、燃焼室３内に存在するガスのうち残留ガスの量を意味し、これらの和としての左辺のβ・Ｐｃ（θ２）は、燃焼室３内に存在するガスの量（全量）を意味する。ＥＣＵ２０は、図２のＳ３２において求められる吸入空気量Ｍａｉｒに基づいて残留ガス量β・ΔＰｃを算出すると共に、この残留ガス量β・ΔＰｃと、燃焼室３内の全ガス量β・Ｐｃ（θ２）とに基づき、これらの比である残留ガス割合Ｈ＝β・ΔＰｃ／β・Ｐｃ（θ２）＝ΔＰｃ／Ｐｃ（θ２）を算出する。

そして、ＥＣＵ２０は、この残留ガス割合Ｈに基づき、予め定められたマップ（あるいは関数式）を用いて、点火時期補正量Δθｉｇを決定する（Ｓ２０４０）。このマップ（あるいは関数式）は、ノッキング及びＮＯｘを抑制しつつ最大の機関出力が得られるように、実験等に基づき設定されている。

この点火時期補正量マップの好適な一例を図１０に示す。図１０において、横軸は残留ガス割合Ｈ（右にいくほど大）であり、縦軸は点火時期補正量Δθｉｇ（上にいくほど進角）である。実線及び破線は、それぞれノック余裕及びＮＯｘ余裕を考慮して定められた残留ガス割合Ｈと点火時期補正量Δθｉｇとの関係である。

ノック余裕を考慮した場合、実線上又はそれより下（遅角側）の点火時期補正量Δθｉｇを選べばノッキングは抑制され、逆に実線より上（進角側）の点火時期補正量Δθｉｇを選べばノッキングが発生する可能性がある。また、ＮＯｘ余裕を考慮した場合、破線上又はそれより下（遅角側）の点火時期補正量Δθｉｇを選べばＮＯｘ発生量は所定の許容量以下に抑制され、逆に破線より上（進角側）の点火時期補正量Δθｉｇを選べばＮＯｘ発生量は許容量を超える可能性がある。一方、機関出力の観点からは、点火時期補正量Δθｉｇはできるだけ進角側の値であるのが望ましい。

かかる理由から、ＥＣＵ２０は、Ｓ２０４０において、残留ガス割合Ｈに対応する実線及び破線上の値のうち、いずれか少ない方（遅角側）の値を選択し、これを点火時期補正量Δθｉｇとして決定する。こうすることにより、ノッキング及びＮＯｘの両方を抑制しつつ最大の機関出力を得ることができるようになる。

この後ＥＣＵ２０は、Ｓ２０２０で得られた点火時期θｉｇｂにＳ２０４０で求めた点火時期補正量Δθｉｇを加算して点火時期を補正し、最終的な点火時期θｉｇを算出決定する（Ｓ２０５０）。即ち、θｉｇ＝θｉｇｂ＋Δθｉｇである。そして、ＥＣＵ２０は、点火時期θｉｇの到来と同時に、点火プラグ７に通電し、点火を行わせる（Ｓ２０６０）。

この点火時期制御の第２の態様によれば、図８（Ｂ）に示すように、圧縮行程中の所定のタイミング（筒内圧サンプル終期）θ２より前に、エアフローメータ２１の検出値に基づいて点火時期マップを検索することにより基本の点火時期θｉｇｂがまず決定され、次いで、そのタイミングθ２以降、図１０の点火時期補正量マップを検索して点火時期補正量Δθｉｇが決定され、最終的な点火時期θｉｇが決定される。

図１０の点火時期補正量マップは、残留ガス割合Ｈのみをパラメータとする１次元マップであり、その検索は、２次元マップである点火時期マップの検索に比べ短時間で済む。そして、比較的長時間を要する点火時期マップの検索は、前記タイミングθ２より前の、比較的余裕のある期間に移動されている。従って、前記タイミングθ２から点火時期θｉｇの決定までに要する時間を第１の態様よりも短縮することができ、演算時間の確保に有利になると共に、実際の点火時期θｉｇまでに演算が間に合う可能性が高くなる。また、前記タイミングθ２をより遅い時期に設定できる可能性もあり、この場合、吸入空気量の検出精度さらには点火時期制御の精度をさらに向上できる可能性がある。

なお、この例ではエアフローメータ２１の検出値に基づいて基本点火時期θｉｇｂを決定したが、基本点火時期θｉｇｂの決定方法は任意であり、例えば、エアフローメータ２１を用いないで、以下のエアモデル法によって吸入空気量を推定し、この推定された吸入空気量に基づいて前記点火時期マップから基本点火時期θｉｇｂを決定してもよい。エアモデル法とは、吸入空気量以外の他のパラメータ（スロットル開度、回転数など）と吸入空気量との関係を予めマップ又は関数式の形式で定めておき（こうして定められたものがエアモデルである）、それら他のパラメータの検出値に基づいて吸入空気量を推定する方法である。このエアモデル法によれば、エアフローメータから筒内燃焼室へと空気が移動するときの時間遅れを考慮する必要が無くなり、いわゆる先読み検出が可能である。従ってエアモデル法を用いると、吸入空気量の検出精度さらには点火時期制御の精度をより向上できる可能性がある。また、エアフローメータ２１を省略できるのでコスト削減にも有利である。

また、この第２の態様において、機関回転数が高速で実際の点火時期θｉｇまでに点火時期θｉｇの決定が間に合わなくなるような場合には、即ち機関回転数がそのような所定回転数を超える場合には、Ｓ２０３０、Ｓ２０４０、Ｓ２０５０をスキップし、Ｓ２０２０で決定された基本点火時期θｉｇｂをそのまま用いて点火を行ってもよい。

加えて、この第２の態様において、内燃機関の運転状態（好ましくは機関回転速度）に応じて圧縮行程中の所定のタイミング（筒内圧サンプル終期）θ２を変更するのも好ましい。例えばＥＣＵ２０は、Ｓ２０１０で取得した機関回転数に基づき、Ｓ２０２０において、所定のマップ（又は関数式）に従って筒内圧サンプル終期θ２を決定する。マップには、機関回転数が増大するほど早期の筒内圧サンプル終期θ２が得られるような、そして点火時期θｉｇの決定に必要な時間を確保できるような、機関回転数と筒内圧サンプル終期θ２との関係を入力しておく。こうすることにより、機関回転数の増大に伴って筒内圧サンプル終期θ２を早めることができ、筒内圧サンプル終期θ２からの、点火時期θｉｇの決定に必要な時間を安定して確保できるようになる。また、機関回転数が低い場合には筒内圧サンプル終期θ２を遅らせることができ、吸入空気量の検出精度及び点火時期制御の精度を向上することができる。なお、前記第１の態様においても同様に筒内圧サンプル終期θ２を内燃機関の運転状態（好ましくは機関回転速度）に応じて変更可能である。

さらに、この第２の態様において、Ｓ２０２０で決定された基本点火時期θｉｇｂに応じて圧縮行程中の所定のタイミング（筒内圧サンプル終期）θ２を変更するようにしてもよい。例えばＥＣＵ２０は、Ｓ２０２０で決定した基本点火時期θｉｇｂに基づき、所定のマップ（又は関数式）に従って筒内圧サンプル終期θ２を決定する。このときマップには、基本点火時期θｉｇｂが早期であるほど早期の筒内圧サンプル終期θ２が得られるような、そして点火時期θｉｇの決定に必要な時間を確保できるような、基本点火時期θｉｇｂと筒内圧サンプル終期θ２との関係を入力しておく。基本点火時期θｉｇｂが早期であるほど、最終的に決定される点火時期も早期となるので、このように基本点火時期θｉｇｂに連動して筒内圧サンプル終期θ２を動かすことで、筒内圧サンプル終期θ２からの、点火時期θｉｇの決定に必要な時間を安定して確保できるようになる。

次に、点火時期制御の第３の態様を以下に説明する。この第３の態様の特徴は、概略的に述べれば、いわゆるトルクデマンド制御において、実際の出力トルクを目標トルクに高精度で近づけるのに有利であることである。この第３の態様に係る内燃機関の制御装置において、ＥＣＵ２０は、燃焼室３ごとに、少なくともアクセル開度センサ２２によって検出されるアクセル開度に基づき、予め定められたマップ（又は関数式）を用いて、内燃機関１が出力すべきトルクの目標値である目標トルクＴｄを決定する。この目標トルクＴｄを決定するためのパラメータは、アクセル開度のほか種々のパラメータを用いることができ、例えば車速である。次いでＥＣＵ２０は、実際に内燃機関１から出力されるトルクが目標トルクＴｄに一致するように、目標トルクＴｄに基づいて、予め定められたマップ（又は関数式）を参照しつつ、スロットルバルブ１０の開度を制御し、吸入空気量を制御する。よって吸入空気量は基本的に目標トルクＴｄに応じた値に制御されることとなる。

図１１には、点火時期制御の第３の態様に係るルーチンが示されている。この図１１に示される点火時期制御ルーチンはＥＣＵ２０によって燃焼室３ごとに繰り返し実行される。

ＥＣＵ２０は、まず、エアフローメータ２１の検出値に基づく吸入空気量ＭａｉｒＡＦＭを取得し、機関回転数を取得すると共に、アクセル開度センサ２２により検出されるアクセル開度を取得する（Ｓ３０１０）。なお機関回転数はＳ２０１０と同様に、タイミングθ１での機関回転数Ｎｅ（θ１）であるのが好ましいが、異なるタイミングにおける機関回転数でもよい。エアフローメータ２１によって検出される吸入空気量ＭａｉｒＡＦＭの代わりに、エアモデルによって推定される吸入空気量を用いてもよい。

次に、ＥＣＵ２０は、その取得した吸入空気量ＭａｉｒＡＦＭと、機関回転数Ｎｅ（θ１）とに基づき、前記点火時期マップを用いて基本点火時期θｉｇｂを決定する。また、ＥＣＵ２０は、少なくとも取得したアクセル開度に基づいて、予め定められたマップ（又は関数式）から、目標トルクＴｄを決定し、この目標トルクＴｄに基づいて、予め定められたマップ（又は関数式）を参照しつつ、スロットルバルブ１０の開度を制御し、吸入空気量を目標トルクＴｄに応じた値に制御する（Ｓ３０２０）。

さらに、ＥＣＵ２０は、図７のＳ１０１０と同様に、図２に示した前述の筒内圧利用法により吸入空気量Ｍａｉｒを算出する（Ｓ３０３０）。その後ＥＣＵ２０は、この算出された吸入空気量Ｍａｉｒに基づいて、一例として示される以下の手順により、内燃機関１が実際に出力するトルクの推定値である出力トルクＴｅを算出する（Ｓ３０４０）。

図１２は、出力トルクＴｅの推定方法を説明するための図であり、具体的には内燃機関１の最大トルク線図である。最大トルク曲線Ｔｍａｘ上の任意の点において、スロットルバルブ開度は最大（１００％）であり、燃焼室３内への吸入空気量も最大である。このとき充填効率ＫＬも最大値となる。充填効率ＫＬとは、ピストンが下死点にあるときの筒内燃焼室の容積分の新気の質量ＡＧｍａｘに対する、実際に筒内燃焼室３内に入っている新気の質量ＡＧの比である。即ち、ＫＬ＝ＡＧ／ＡＧｍａｘである。この充填効率ＫＬの最大値は理論上は１（１００％）であるが、実際上は吸気抵抗等がある関係で１より小さい値となる。但し、ここでは便宜上１と考えて差し支えない。

最大トルク曲線Ｔｍａｘ上の各回転数における吸入空気量の最大値は、予め実験によって求められ、マップ（又は関数式）の形でＥＣＵ２０に記憶されている。ＥＣＵ２０は、Ｓ３０１０で取得した機関回転数（例えばＮｅ（θ１））に対応する吸入空気量の最大値を取得すると共に、Ｓ３０３０において筒内圧利用法により求めた吸入空気量Ｍａｉｒを、その取得した吸入空気量の最大値で除し、充填効率ＫＬを算出する。次いで、ＥＣＵ２０は、その算出された充填効率ＫＬと機関回転数（例えばＮｅ（θ１））とに基づき、予め定められたマップ（又は関数式）を用いて、出力トルクＴｅを推定する。

こうして推定される出力トルクＴｅは、本来、目標トルクＴｄに近い値となっているはずである。なぜなら、そうなるように予めスロットルバルブ１０が制御され、吸入空気量が制御されているからである。しかしながら、実際の吸入空気量（＝Ｍａｉｒ）は、必ずしも予定されている目標量とは一致しない。従って、その実際の吸入空気量Ｍａｉｒに基づいて推定される出力トルクＴｅも、目標トルクＴｄに対しズレる可能性がある。

そこで、このズレ分を補償するために、点火時期の補正が行われる。図１１に示すように、ＥＣＵ２０は、出力トルクＴｅと目標トルクＴｄとの差であるトルク誤差ΔＴ＝Ｔｅ−Ｔｄを算出し（Ｓ３０５０）、このトルク誤差ΔＴに基づいて、図１３に示すような予め定められたマップ（関数式でもよい）から点火時期補正量Δθｉｇを算出する（Ｓ３０６０）。図１３のマップでは、トルク誤差ΔＴがプラス方向に大きいほど遅角側に大きくなる点火時期補正量Δθｉｇが設定され、トルク誤差ΔＴがマイナス方向に大きいほど進角側に大きくなる点火時期補正量Δθｉｇが設定されている。なおトルク誤差ΔＴがゼロのときは点火時期補正量Δθｉｇもゼロである。この後ＥＣＵ２０は、Ｓ３０２０で得られた基本点火時期θｉｇｂにＳ３０６０で求めた点火時期補正量Δθｉｇを加算して点火時期を補正し、最終的な点火時期θｉｇを算出決定する（Ｓ３０７０）。即ち、θｉｇ＝θｉｇｂ＋Δθｉｇである。そして、ＥＣＵ２０は、点火時期θｉｇの到来と同時に、点火プラグ７に通電し、点火を行わせる（Ｓ３０８０）。

これによれば、図１３からも理解されるように、トルク誤差ΔＴがプラス方向に大きいほど点火時期を遅角し、トルク誤差ΔＴがマイナス方向に大きいほど点火時期を進角することができる。すなわち、推定値としての出力トルクＴｅが目標トルクＴｄよりも大きいほど、点火時期を遅角してトルクの増大ズレ分を補償し、推定値としての出力トルクＴｅが目標トルクＴｄよりも小さいほど、点火時期を進角してトルクの減少ズレ分を補償することができる。よって、実際に出力されるトルクを目標トルクＴｄにより一層近づけることができ、トルクデマンド制御の精度を向上することが可能になる。また、これを達成するように点火時期を好適に制御することが可能になる。

なお、第２の態様と同様に、内燃機関の運転状態（好ましくは機関回転数）に応じて圧縮行程中の所定のタイミング（筒内圧サンプル終期）θ２を変更するのが好ましく、或いは、Ｓ３０２０で決定された基本点火時期θｉｇｂに応じて筒内圧サンプル終期θ２を変更するのが好ましい。

以上、本発明の実施形態を述べたが、本発明の実施形態は上述のものに限られない。例えば、二以上の点火プラグ（点火手段）を備えてもよく、この場合、両者を同一タイミングで点火させても異なるタイミングで点火させてもよい。点火タイミングを異ならせる場合、最初の点火を行う点火プラグに対して上述の点火時期制御を行うのが好ましい。また点火手段として、点火プラグの代わりにレーザ式点火装置などの高自由度点火装置を備えてもよい。

本発明による制御装置が適用された内燃機関を示す概略構成図である。 図１の内燃機関における吸入空気量算出ルーチンを説明するためのフローチャートである。 バルブオーバーラップ中の所定のタイミングにおける吸入空気の圧力とバルブオーバーラップ直前または開始時の所定のタイミングにおける筒内圧力との比と、バルブオーバーラップ中の所定のタイミングにおける吸入空気の圧力と排気ガスの圧力との比との関係を例示するグラフである。 バルブオーバーラップ中の所定のタイミングにおける吸入空気の圧力とバルブオーバーラップ直前または開始時の所定のタイミングにおける筒内圧力との比と、バルブオーバーラップ中の所定のタイミングにおける吸入空気の圧力と排気ガスの圧力との比との関係を例示するグラフである。 バルブオーバーラップ中の所定のタイミングにおける吸入空気の圧力を筒内圧力に基づいて推定するルーチンを説明するためのフローチャートである。 本実施形態の制御装置において各処理が実行されるタイミングを例示的に示すタイミングチャートである。 点火時期制御の第１の態様に係るルーチンのフローチャートである。 点火時期制御の第１の態様及び第２の態様における各処理の実行タイミングを示すタイミングチャートである。 点火時期制御の第２の態様に係るルーチンのフローチャートである。 点火時期制御の第２の態様における点火時期補正量マップを示す。 点火時期制御の第３の態様に係るルーチンのフローチャートである。 出力トルクの推定方法を説明するための図である。 点火時期制御の第３の態様における点火時期補正量マップを示す。

符号の説明

１ 内燃機関
３ 燃焼室
１４ クランク角センサ
１５ 筒内圧センサ
１６ 吸気圧センサ
２０ 電子制御ユニット（ＥＣＵ）
２１ エアフローメータ
２２ アクセル開度センサ
Ｖｅ 排気弁
Ｖｉ 吸気弁
ＶＭ 動弁機構

Claims (6)

1. 吸気弁および排気弁の少なくとも何れか一方の開弁タイミングを変化させることができる可変バルブタイミング機構を有し、燃料および空気の混合気を燃焼室の内部で燃焼させて動力を発生する内燃機関の制御装置において、
   前記燃焼室における筒内圧力Ｐｃを検出する筒内圧検出手段と、
   吸入空気の圧力Ｐｍを検出又は推定する吸気圧測定手段と、
   前記吸気弁と前記排気弁とのバルブオーバーラップによる燃焼室内の残留ガス量を規定するための筒内圧力の変化量ΔＰｃを算出する筒内圧変化量算出手段と、
   圧縮行程中で且つ点火時期より前の所定のタイミングθ２で前記筒内圧検出手段によって検出される筒内圧力Ｐｃ（θ２）と、前記筒内圧変化量算出手段によって算出される筒内圧力の変化量ΔＰｃとに基づいて、前記燃焼室に吸入された空気の量Ｍａｉｒを算出する吸入空気量算出手段と、
   前記燃焼室内の混合気を点火する点火手段と、
   前記吸入空気量算出手段によって算出される吸入空気量Ｍａｉｒに基づいて、前記点火手段による点火の時期θｉｇを決定する点火時期制御手段と
   を備え、
   前記吸入空気量算出手段は、次式により吸入空気量Ｍａｉｒを算出し（但し、βは所定の定数）、
   

   

   前記筒内圧変化量算出手段は、
   バルブオーバーラップ中の所定のタイミングθ１で前記吸気圧検出手段によって検出又は推定される吸入空気圧力Ｐｍ（θ１）と、当該所定のタイミングθ１における排気ガスの圧力Ｐｅ（θ１）と、ガス通過有効面積Ｓとに基づいて、前記筒内圧力の変化量ΔＰｃを算出する
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記点火時期制御手段は、エアフローメータによって検出される吸入空気量ＭａｉｒＡＦＭ、または、スロットルバルブ開度及び機関回転速度に基づいて推定される吸入空気量に基づいて、基本点火時期θｉｇｂを決定し、前記筒内圧変化量算出手段によって算出される筒内圧力の変化量ΔＰｃと前記所定タイミングθ２の筒内圧力Ｐｃ（θ２）に基づいて、前記燃焼室における残留ガス割合Ｈ＝ΔＰｃ／Ｐｃ（θ２）を決定し、前記残留ガス割合Ｈに基づいて点火時期補正量Δθｉｇを決定し、この点火時期補正量Δθｉｇに基づいて前記基本点火時期θｉｇｂを補正して前記点火の時期θｉｇを決定することを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記所定のタイミングθ２が、機関回転速度が増大するほど早期とされることを特徴とする請求項２記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記所定のタイミングθ２が、前記基本点火時期θｉｇｂが早期であるほど早期とされることを特徴とする請求項２記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記内燃機関から出力されるトルクが、アクセル開度に基づいて決定される目標トルクＴｄに一致するように、吸入空気量を制御する吸入空気量制御手段をさらに備え、
   前記点火時期制御手段は、エアフローメータによって検出される吸入空気量ＭａｉｒＡＦＭ、または、スロットルバルブ開度及び機関回転数に基づいて推定される吸入空気量に基づいて、基本点火時期θｉｇｂを決定し、前記吸入空気量算出手段によって算出される吸入空気量Ｍａｉｒに基づいて、前記内燃機関からの出力トルクＴｅを推定し、前記推定値としての出力トルクＴｅと前記目標トルクＴｄとに基づいて点火時期補正量Δθｉｇを決定し、この点火時期補正量Δθｉｇに基づいて前記基本点火時期θｉｇｂを補正して前記点火の時期θｉｇを決定する
   ことを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。
6. 前記内燃機関は、前記燃焼室を複数有すると共に、前記燃焼室ごとに前記筒内圧検出手段を備えており、
   前記吸気圧測定手段は、
   対象となる燃焼室よりも１／Ｎサイクル（但し、Ｎは気筒数）だけ先行して吸気行程が実行される燃焼室（先行燃焼室）の吸気下死点における筒内圧力検出値Ｐｃ（θＢＤＣ）を取得し、
   前記先行燃焼室の吸気下死点後の圧縮行程中の所定の２点における筒内圧力検出値Ｐｃ（θａ），Ｐｃ（θｂ）を取得し、
   前記所定の２点における筒内圧力検出値Ｐｃ（θａ），Ｐｃ（θｂ）と、当該所定の２点における筒内容積Ｖ（θａ），Ｖ（θｂ）とを用いて、前記先行燃焼室の筒内圧検出手段の絶対圧補正値Ｐｒを算出し、
   前記筒内圧力検出値Ｐｃ（θＢＤＣ）と、前記絶対圧補正値Ｐｒとに基づき、対象となる燃焼室におけるバルブオーバーラップ中の吸入空気の圧力Ｐｍ（θ１）を推定する
   ことを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。

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