JP6102679B2 - エンジンの制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、トルク変動が小さくなるように点火時期を制御するエンジンの制御装置に関し、特に、熱発生量のばらつきとトルク変動との相関に着目した制御技術に係る。

従来より一般に、車両などに搭載される火花点火式エンジンでは、その出力を調整するために吸入空気量、燃料供給量、点火時期などの制御が行われている。そして、一例として特許文献１に記載の制御装置では、燃焼室に臨む筒内圧センサからの信号に基づいて、燃焼による熱発生量および図示トルクを算出し、熱発生量からは失火傾向を表すパラメータ（失火割合）の値を算出するとともに、図示トルクからは燃焼サイクル間のトルク変動を表すパラメータの値を算出する。そして、これら二つのパラメータがいずれも所定の範囲内に収まるように点火時期を制御している。

例えばアイドリングなどのようにエンジン振動が問題になりやすい運転状態では、点火時期の遅角補正によって燃焼状態の安定化を図り、トルク変動を低減させる一方、このような点火時期の遅角によって失火傾向が強まれば、点火時期を進角側に補正する。これによりトルク変動を抑制しつつ、点火時期を徐々にＭＢＴに近づけることができ、燃費の低減が図られる。

特開２００７−２８５１９４号公報

しかしながら、前記従来例のようにトルク変動や失火割合などのパラメータに応じて進角側または遅角側に補正するだけでは、点火時期を或る程度、好ましい範囲に収めることはできても、最適に制御できるとは言い難い。例えば点火時期の遅角補正量が大きくなると、燃焼の際の混合気の密度が低下してしまうので、燃焼が不安定になる結果としてトルク変動が増大する懸念がある。

ところで、レシプロエンジンにおいては、シリンダ内の燃焼圧がピストンおよびコンロッドを介してクランクシャフトに伝わるようになっており、このピストン−クランク機構の特徴として、燃焼圧がクランクシャフトの回転に変換される機械的な効率がピストンの位置（クランク角位置）によって変化する。例えば、ピストンが上死点や下死点の近傍にあるときには、コンロッドとクランクウエブとが概ね一直線に並ぶことになるので、燃焼圧がクランクシャフトの回転に変換され難くなる。

このようなピストン−クランク機構の特徴に着目して本発明の目的は、特にアイドリングなどエンジン振動が問題になり易い運転状態で、トルク変動を従来より一層、効果的に抑制できるように点火時期を制御することにある。

本願の発明者は、前記のようにエンジンの燃焼圧がトルクに反映される効率が、クランク角位置によって変化することに着目し、燃焼変動が大きくてもトルク変動には変換され難いクランク角位置で燃焼圧が高まるように、点火時期を補正するようにした。

具体的に本発明は、エンジンの点火時期を、燃焼サイクル間のトルク変動が所定以下となるように制御する制御装置を対象とする。そして、燃焼サイクル間の熱発生量のばらつきとトルク変動との相関を表す相関係数を、熱発生率の所定以上に高くなる所定クランク角位置の関数として、予めエンジン諸元に基づいて設定しておき、エンジンの運転中に、前記所定クランク角位置の現在の値を求め、この値を用いて算出される前記相関係数の値を指標として、点火時期の補正制御を行うようにした。具体的には前記相関関数が、熱発生量のばらつきの値に乗算してトルク変動の大きさを求めるものである場合に、この相関係数の値が小さくなるように点火時期を補正するようにした。

すなわち、まず、上述したようにレシプロエンジンにおいては、ピストン−クランク機構の特徴として燃焼圧のトルクへの機械的な変換効率が、上死点から下死点までの間のピストンのクランク角位置によって変化する。そして、その各クランク角位置における変換効率は、主としてコンロッドの長さ、クランクシャフトの腕の長さ、クランクオフセットなど所定のエンジン諸元によって決まる。

そこで、各クランク角位置における変換効率と熱発生量とに基づいて、当該各クランク角位置における瞬間的なトルクを算出し、これを燃焼期間全体に亘って積分すれば、１回の燃焼サイクルにおけるエンジントルクを求めることができる。また、近似的には、燃焼期間全体の総熱発生量が燃焼重心など熱発生率の高い所定クランク角位置において発生するとみなして、この所定クランク角位置における変換効率と前記総熱発生量とに基づいて、エンジントルクを求めることもできる。

つまり、前記所定クランク角位置の関数として、燃焼変動（熱発生量のばらつき）とトルク変動との相関を表す相関係数を定義し、前記のエンジン諸元に基づいて予め設定することができる。そして、エンジンの運転中に、現在の運転状態における前記所定クランク角位置の値を求め、この値を用いて前記相関係数の値を算出すれば、この相関係数の値は、現在の運転状態における燃焼変動とトルク変動との相関を表す好適な指標となる。

したがって、前記の特定事項のように相関係数の値を指標として点火時期を補正することにより、トルク変動を効果的に抑制することができる。具体的には前記相関係数を、熱発生量のばらつきの値に乗算して、トルク変動の大きさを求めるものとすれば、この相関係数の値が小さいときほど、熱発生量のばらつきが大きくなってもトルク変動は大きくなり難い。よって、この場合は相関係数の値が小さくなるように点火時期を補正すればよい。

また、所定クランク角位置としては、前記のように燃焼期間全体における熱発生率の重心（燃焼重心）とするのが好ましいが、これに限らず、点火後に熱発生率が上昇する燃焼初期の期間の熱発生量の重心としてもよいし、熱発生率がピークとなる時期としてもよい。そして、そのような所定クランク角位置の現在の値は、燃焼状態を計測し得る各種センサの出力に基づいて求めることができる。

例えば、筒内圧センサの出力から熱発生率の波形を求めて、前記の所定クランク角位置（燃焼重心や熱発生のピークなど）を求めるようにしてもよい。また、クランクポジションセンサの出力からクランクシャフトの瞬間的な回転速度の変動状態を検出し、これに基づいて熱発生率の波形を求めることも可能である。

加えて、前記のような点火時期の補正制御をエンジンの運転状態に応じて行うようにしてもよい。例えばアイドリング中であれば、トルク変動に起因するエンジンの振動が乗員に不快感を与え易いので、このときには厳しい指標に従って、相関係数の値が例えば最も小さな閾値以下になるように点火時期を補正すればよい。

一方、エンジンが加速運転状態にあればエンジン振動は問題になり難く、むしろトルクの増大が求められるから、このときには緩い指標に従って点火時期を補正すればよいし、エンジンが定常運転状態若しくは減速状態にあるときには、前記の厳しい指標と緩い指標との中間の指標に従って、点火時期を補正すればよい。

本発明によれば、エンジンの燃焼変動が大きくても、これによるトルク変動は大きくなり難い点火時期になるように、燃焼サイクル間の熱発生量のばらつきとトルク変動との間の相関係数を指標として、点火時期を補正するようにしたので、従来より一層、効果的にトルク変動を抑制できる。このことは、特にアイドリングなどエンジン振動が問題になり易い運転状態で優れた効果を奏する。

実施形態に係るエンジンの概略構成を示す図である。 エンジンの動作の説明図であり、（ａ）は圧縮上死点近傍にあるときを、また、（ｂ）は膨張行程にあるときをそれぞれ示す。 熱発生率波形および燃焼重心の一例を示すグラフである。 変換係数などの数式に用いられる変数の一覧を表した図表である。 燃焼重心位置の変化による変換係数の値の変化の一例を示すグラフ図である。 点火時期の補正制御の前半の処理の流れを示すフローチャート図である。 同補正制御の後半の処理の流れを示すフローチャート図である。 補正用マップを参照して重心閾値を求める処理のイメージ図であり、（ａ）は中程度の指標の場合を、また、（ｂ）はより厳しい指標の場合をそれぞれ示す。 エンジンのピストン−クランク機構の構成を示す骨子図である。

以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。本実施形態では、往復動式（レシプロ）のガソリンエンジンに本発明を適用した場合について説明するが、これに限らず火花点火を行うレシプロエンジンであれば、ガスエンジンやアルコール燃料を用いるエンジンであってもよい。

（エンジンの概略構成）
図１は、本実施形態に係るエンジン１の概略構成を示す。このエンジン１は一例として４気筒ガソリンエンジンであって、４つの気筒２（図１には１つの気筒２のみを示す）のそれぞれにピストン１２が収容されて燃焼室１１を区画している。４つのピストン１２はそれぞれコンロッド１４を介してクランクシャフト１３に連結されており、ピストン１２の往復動をクランクシャフト１３の回転に変換するようになっている。

すなわち、図２に拡大して示すように、各気筒２におけるピストン１２のピストンピン１２ａにはコンロッド１４の小端部が回転自在に連結される一方、このコンロッド１４の大端部はクランクピン１３ａに回転自在に連結されている。これにより、クランクシャフト１３の回転運動とピストン１２の往復運動とが連動する往復スライダ−クランク機構（ピストン−クランク機構）が構成されている。

そして、図１に表れている圧縮行程の後半においては、クランクシャフト１３が図では時計回りに回転するのに連れてコンロッド１４が立ち上がり、図２（ａ）に示すように圧縮上死点（ＴＤＣ）近傍では、コンロッド１４とクランクウエブ１３ｂとが概ね一直線に並ぶようになる。その後、膨張行程に移行するとピストン１２の下降に連れてコンロッド１４が倒れてゆき、図２（ｂ）に示すようにクランク回転の接線方向に延びるときに最も倒れた状態になる。

そのようなクランクシャフト１３の回転角θ、即ちクランク角θ（ピストン１２のクランク角位置を表す）を検出するために、クランクシャフト１３の端部には、シグナルロータ１５が取り付けられている。シグナルロータ１５の外周には複数の突起（歯）１５ａが形成されており、クランクシャフト１３の回転に連れて突起１５ａが通過する度に、クランクポジションセンサ６１からパルス状の信号が出力されて、後述するＥＣＵ６へ送信される。

一方、シリンダブロック１ａの上端にはシリンダヘッド１８が締結されて、各気筒２の上端開口を閉ざしている。シリンダヘッド１８には気筒２内に臨むように点火プラグ２０が配設されており、後述のＥＣＵ６によって制御されるイグナイタ２１から高電圧の供給を受けて火花放電するようになっている。また、点火プラグ２０と同様に気筒２内に臨むように筒内圧センサ６２が配設されている。

前記各気筒２の燃焼室１１には吸気通路３と排気通路４とがそれぞれ連通されていて、新気の吸入と燃焼ガスの排気とを行うようになっている。吸気通路３の下流端（吸気流れの下流端）には燃焼室１１に臨んで吸気バルブ３１が配設され、一方、排気通路４の上流端（排気流れの上流端）には燃焼室１１に臨んで排気バルブ４１が配設されており、これら吸気バルブ３１および排気バルブ４１を動作させるための動弁系が設けられている。

一例として本実施形態の動弁系は、吸気バルブ３１および排気バルブ４１をそれぞれ駆動する吸気カムシャフト３１ａおよび排気カムシャフト４１ａを備えたＤＯＨＣタイプのものである。これらのカムシャフト３１ａ，４１ａが、図示省略のタイミングチェーンなどによってクランクシャフト１３と同期して回転されることにより、吸気バルブ３１および排気バルブ４１が各気筒２毎の好適なタイミングで開閉される。

そして、前記吸気通路３には、エアクリーナ３２、エアフローメータ６３、吸気温センサ６４（エアフローメータ６３に内蔵）、および、電子制御式のスロットルバルブ３３が配設されている。このスロットルバルブ３３はスロットルモータ３４によって駆動され、吸気の流れを絞ってエンジン１の吸気量を調整するものであり、その開度（スロットル開度）は、後述のＥＣＵ６によって制御される。

また、各気筒２毎に前記吸気通路３には燃料噴射用のインジェクタ（燃料噴射弁）３５も配設されており、このインジェクタ３５が後述のＥＣＵ６によって制御されて、吸気通路３内に燃料を噴射するようになっている。そうしてインジェクタ３５から吸気通路３内に噴射された燃料は、吸気と混じり合いながら気筒２内に吸入されて、混合気を形成する。この混合気が気筒２の圧縮行程におけるピストン１２の上昇によって圧縮される。

そうして圧縮された混合気には、通常は圧縮行程の終盤において点火プラグ２０により点火がなされ、燃焼が開始するとともに、ピストン１２が圧縮上死点（ＴＤＣ：図２（ａ）を参照）を越えて下降に転じる。そして、膨張行程（図２（ｂ）を参照）では燃焼圧によりピストン１２が押し下げられ、コンロッド１４を介してクランクシャフト１３を回転させる（トルクの発生）。

このような火花点火による混合気の燃焼状態は、一般に図３に示すような熱発生率波形によって表される。図３のグラフの横軸はクランク角θであり、縦軸は熱発生率（ｄＱ／ｄθ）である。図３のグラフに表れているように、混合気の燃焼によって熱発生率ｄＱ／ｄθは上昇し、ピークを迎えた後に燃焼終了まで下降してゆく。この熱発生率波形のグラフの下側の面積が総熱発生量Ｑ_all（燃焼による熱発生の総量）に相当し、その面積中心となるクランク角θが燃焼重心θ_g,aveである。

図３においては実線のグラフで示す燃焼状態に対して、破線のグラフのように燃焼が激しくなると、熱発生率ｄＱ／ｄθのピークが高くなる一方で燃焼期間は短くなる。また、一点鎖線のグラフのように燃焼が緩慢になると、熱発生率ｄＱ／ｄθのピークが低くなる一方で燃焼期間は長くなる。そして、そのように燃焼サイクル間で燃焼状態がばらつくことによって、図示のように燃焼サイクル間の熱発生量のばらつきＱ_all,stdが生じる。

そして、前記のように熱発生率ｄＱ／ｄθの高くなる期間において気筒２内の圧力（筒内圧）も高くなり、ピストン１２を介してクランクシャフト１３に効果的に回転力（トルク）を付与することができる。こうして１回の燃焼サイクルにおいて付与されるトルクの大きさは、燃焼期間の全体に亘って各クランク角θにおける瞬間的なトルクを積分して求めることができるが、近似的には総熱発生量Ｑ_allが燃焼重心θ_g,aveにおいて発生するとみなして算出することもできる。

そうして燃焼圧によってピストン１２を押し下げ、トルクを発生させた既燃ガスは、排気バルブ４１の開弁（図示せず）によって排気通路４へ流出し、図１に示す触媒コンバータ４２，４３によって浄化される。本実施形態では、前記のように排出される既燃ガス（排気）の流れにおいて上流側の触媒４２の上流側に空燃比センサ（Ａ／Ｆセンサ）６５が配設され、下流側の触媒４３の上流側には酸素センサ（Ｏ₂センサ）６６が配設されている。

−ＥＣＵ−
ＥＣＵ６は、公知の電子制御ユニット（Electronic Control Unit）からなり、図示は省略するが、ＣＰＵ（Central Processing Unit）、ＲＯＭ（Read Only Memory）、ＲＡＭ（Random Access Memory）およびバックアップＲＡＭなどを備えている。ＣＰＵは、ＲＯＭに記憶された制御プログラムやマップに基づいて各種の演算処理を実行する。また、ＲＡＭは、ＣＰＵでの演算結果や各センサから入力されたデータ等を一時的に記憶し、バックアップＲＡＭは例えばエンジン１の停止時にその保存すべきデータ等を記憶する。

ＥＣＵ６には、前記したようにエンジン１のクランクポジションセンサ６１、筒内圧センサ６２、エアフローメータ６３、吸気温センサ６４、空燃比センサ６５、Ｏ₂センサ６６などが接続されている。また、図１に示すようにＥＣＵ６には、車室内に設けられたアクセルペダル７の操作量（アクセル開度Ａｃｃ）を検出するアクセル開度センサ６７も接続されている。

そして、ＥＣＵ６は、前記の各種センサなどから入力する信号に基づいて各種の制御プログラムを実行し、例えば、エンジン１の各気筒２毎のイグナイタ２１による点火プラグ２０の点火時期制御、スロットルモータ３４の動作によるスロットル開度の制御（即ち、吸気量の制御）、インジェクタ３５による燃料噴射制御などを実行する。また、本実施形態ではＥＣＵ６は、以下に説明するようにトルク変動の抑制に効果的な点火時期の補正制御も実行する。

（点火時期の補正制御）
以下に、本実施形態の特徴である点火時期の補正制御について説明する。この制御は、上述したエンジン１のピストン−クランク機構の特徴として、気筒２内の燃焼圧がピストン１２およびコンロッド１４を介してクランクシャフト１３の回転に変換される機械的な効率が、クランク角θによって異なることに着目したものである。

詳しくは、まず、図２（ａ）に示すように圧縮上死点（ＴＤＣ）近傍では、コンロッド１４とクランクウエブ１３ｂとが概ね一直線に並ぶことから、ピストン１２の頂面に作用する燃焼圧が図の下向きにピストン１２を押し下げようとしても、この力の大部分はコンロッド１４を介してクランクシャフト１３を半径方向に押圧することになり、当該クランクシャフト１３の回転力には変換され難い。

その後、膨張行程に移行すると、図２（ｂ）に示すようにピストン１２の下降に連れてコンロッド１４が倒れてゆき、燃焼圧は効果的にクランクシャフト１３の回転力に変換されるようになる。このとき、ＡＴＤＣ０〜３０°ＣＡくらいの範囲ではクランク角θの増大に連れて変換効率が高くなり、効率が最高になった後は徐々に低下するものの、ＡＴＤＣ６０°ＣＡくらいまでは変換効率の比較的高い状態になる。

このようなクランク角θの変化による変換効率の変化は、主としてコンロッド１４の長さ、クランクシャフト１３の腕の長さ、さらにはクランクオフセットなど所定のエンジン諸元によって決まるもので、予め設定することができる。一例として下記の（式１）において用いる変換係数Ｒ（θ）は、燃焼期間における任意のクランク角θでの熱発生量と、これにより発生する瞬間的なトルクとの相関を表す係数（相関係数）である。

前記の（式１）は、燃焼サイクル間の熱発生量のばらつきＱ_all,stdと、これによるトルク変動との相関を表している。具体的には（式１）は、熱発生量ばらつきＱ_all,stdに、燃焼重心のクランク角θ_g,aveにおける前記変換係数Ｒ（θ）の値Ｒ（θ＝θ_g,ave）と、所定の調整係数ｋとを乗算した上で、さらにモータリングによるトルク変動ＴＦ₀を加算することによって、エンジン１のトルク変動ＴＦを算出することができる。

すなわち、図３を参照して前述したように燃焼による熱発生は、近似的には燃焼重心θ_g,aveにおいて時間零で行われ、燃焼圧が燃焼重心θ_g,aveのみにおいてピストン１２に作用するとみなすことができる。そこで、前記（式１）のように燃焼重心θ_g,aveにおける熱発生量ばらつきＱ_all,stdと、燃焼重心θ_g,aveにおける変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）とを掛け合わせることによって、燃焼によるトルク変動分ＴＦ−ＴＦ₀を算出することができる。

言い換えると、燃焼重心θ_g,aveにおける変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）は、燃焼による熱発生量のばらつきがどの程度、エンジン１のトルク変動に反映されるかの好適な指標となるものであって、この変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値が小さいときには、熱発生量のばらつきが大きくて、燃焼変動が大きくなっていても、トルク変動は大きくなり難いということができる。

ここで、前記（式１）に示すように変換係数Ｒ（θ）は、エンジン諸元に基づいて設定されている。（式１）の変換係数Ｒ（θ）におけるｖ（θ_a）、Ｖ（θ_a）、Ｌ（ｎ）などの関数は、それぞれ以下の（式２）〜（式９）のように、エンジン諸元を表す変数によって定義されている。また、それぞれの変数の定義は図４の一覧に示されている。なお、変数ｎ（ｎ＝１，２，…）は数値計算の計算ステップを表す。これらの変数を用いて（式１）を導出する方法については、図９を参照して後述する。

本発明の発明者は、エンジン１の運転状態によって燃焼重心の位置（クランク角θ_g,ave）が変化するときに、前記変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値がどのように変化するか調べて、図５に示すような特性を見出した。図５のグラフに明らかなように、燃焼重心θ_g,aveが気筒２の圧縮上死点（ＴＤＣ）近傍にある場合は（同図に破線Ｓで囲んで示す）、図２を参照して上述したように、燃焼圧がクランクシャフト１３の回転力に変換され難いので、変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値は非常に小さくなる。

そして、燃焼重心θ_g,aveが圧縮上死点（ＴＤＣ）から離れるに連れて、燃焼圧が効果的にクランクシャフト１３の回転力に変換されるようになる。図５のグラフでは、ＡＴＤＣ０〜３０°ＣＡくらいの範囲で燃焼重心θ_g,aveの遅角に連れて、変換効率Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値が速やかに上昇している。そして、ＡＴＤＣ３０°ＣＡくらいでピークになった後に変換効率Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値は徐々に低下するものの、ＡＴＤＣ６０°ＣＡくらいまでは比較的高い状態になっている。

このような燃焼重心θ_g,aveの変化による変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値の変化を予め調べて、本実施形態では点火時期の補正用のマップ（図８を参照）を作成し、ＥＣＵ６のＲＯＭに電子的に格納している。そして、エンジン１の運転中に筒内圧センサ６２の出力から現在の燃焼重心θ_g,aveを算出し、これに基づき前記補正用マップを参照して算出される変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値が小さくなるように、点火時期を補正するようにしている。

−補正制御の処理の流れ−
次に、点火時期の補正制御の具体的な処理の流れを、図６および図７のフローチャートを参照して説明する。この補正ルーチンは、エンジン１の運転中にＥＣＵ６において各気筒２毎に所定のクランク角で実行される。

まず、図６に示すスタート後のステップＳＴ１では、エンジン１の運転状態（例えばアクセル開度Ａｃｃやスロットル開度、およびエンジン回転数など）に基づいて、必要なトルク変動の抑制度合いを設定する。一例として、エンジン１の加速運転状態であれば抑制度合いは緩くなり（抑制度合い＝０）、アイドリング中であれば抑制度合いは厳しくなる（抑制度合い＝２）。アイドリング中は、トルク変動に起因するエンジンの振動が乗員に不快感を与え易い一方、加速運転状態ではエンジン振動が問題になり難いからである。

そして、エンジン１がアイドリングを除く定常運転状態および減速運転状態のいずれかであれば、トルク変動の抑制度合いは、前記の緩いときと厳しいときとの中間、即ち中程度の抑制度合い＝１に設定する。なお、エンジン１が加速運転状態にあることは、例えばアクセル開度Ａｃｃやスロットル開度、或いはそれらの変化する速度などが所定の閾値以上であることによって判定すればよい。

続いてステップＳＴ２では前記のように設定した抑制度合いが「０」か否か判定し、エンジン１が加速運転状態であって抑制度合い＝０であれば肯定判定（ＹＥＳ）して、処理を終了する（エンド）。一方、抑制度合い≠０で否定判定（ＮＯ）であればステップＳＴ３に進んで、今度は抑制度合いが「１」か否か判定する。そして、エンジン１のアイドリング中で抑制度合い＝２であれば否定判定（ＮＯ）し、後述する図７のステップＳＴ１２に進む。

一方、エンジン１が定常運転状態または減速運転状態にあって、前記ステップＳＴ３において抑制度合い＝１で肯定判定（ＹＥＳ）されればステップＳＴ４に進む。そして、上述した点火時期の補正用マップを参照して、変換係数の絶対値｜Ｒ（θ＝θ_g,ave）｜が、前記中程度の抑制度合いに対応する指標値（一例として０．５）となる燃焼重心の位置θ_g,aveを重心閾値として算出する。一例を図８（ａ）に示すように本実施形態では、進角側から順に第１〜第３の３つの重心閾値θ_g,ave1，θ_g,ave2，θ_g,ave3 が設定される。

そして、続くステップＳＴ５では、筒内圧センサ６２からの信号に基づいて公知の手法により現在の燃焼重心（クランク角θ_g,aveの現在値）を算出し、こうして算出した現在の燃焼重心θ_g,aveが前記の第１重心閾値θ_g,ave1よりも進角側にあるか否か判定する（ステップＳＴ６）。この結果が肯定判定（ＹＥＳ）であれば、現在の燃焼重心θ_g,aveの第１重心閾値θ_g,ave1からの進角分だけ、点火時期を遅角側に補正して（ステップＳＴ７）処理を終了する（エンド）。

つまり、エンジン１の運転中に、現在の燃焼重心θ_g,aveに基づいて算出される変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値が指標値よりも大きい場合、燃焼重心θ_g,aveが最も近い重心閾値（この場合は第１重心閾値θ_g,ave1）になるように、即ち、変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値が現在よりも小さな前記指標値になるように、点火時期を補正する。

これに対し、現在の燃焼重心θ_g,aveが第１重心閾値θ_g,ave1と同じかそれよりも遅角側にあって、前記のステップＳＴ６で否定判定（ＮＯ）された場合は、この燃焼重心θ_g,aveが第２重心閾値θ_g,ave2よりも遅角側にあるか否か判定する（ステップＳＴ８）。この結果が否定判定（ＹＥＳ）であれば、現在の燃焼重心θ_g,aveにおいて変換係数の絶対値｜Ｒ（θ＝θ_g,ave）｜は前記前記指標値以下になっているので、点火時期は補正せずに処理を終了する（エンド）。

また、現在の燃焼重心θ_g,aveが第２重心閾値θ_g,ave2よりも遅角側にあって、前記ステップＳＴ８において肯定判定（ＹＥＳ）された場合、現在の燃焼重心θ_g,aveが第２重心閾値θ_g,ave2よりも第３重心閾値θ_g,ave3 に近いか否か判定する（ステップＳＴ９）。この結果が肯定判定（ＹＥＳ）であれば、より近い方の第２重心閾値θ_g,ave2になるように、現在の燃焼重心θ_g,aveの第２重心閾値θ_g,ave2からの遅角分だけ、点火時期を進角側に補正して（ステップＳＴ１０）処理を終了する（エンド）。

反対に、現在の燃焼重心θ_g,aveが第３重心閾値θ_g,ave3よりも第２重心閾値θ_g,ave2に近くて、前記ステップＳＴ９で否定判定（ＮＯ）された場合は、より近い方の第２重心閾値θ_g,ave2になるように、現在の燃焼重心θ_g,aveの第２重心閾値θ_g,ave2からの遅角分だけ、点火時期を進角側に補正して（ステップＳＴ１１）処理を終了する（エンド）。つまり、燃焼重心θ_g,aveが第２および第３の重心閾値θ_g,ave2，θ_g,ave3のうちの近い方になって、変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値が小さくなるように、点火時期を補正する。

このように、エンジン１の定常または減速運転状態に応じてトルク変動の抑制度合いが中程度に設定された場合、これに対応する変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の指標値（例えば０．５）以下になるように点火時期を補正する。これにより、熱発生量のばらつきが大きくても、トルク変動はあまり大きくならないように、点火時期に制御することができる。

一方、前記のステップＳＴ３において、トルク変動の抑制度合いが「１」ではない、と否定判定（ＮＯ）した場合、エンジン１のアイドリング中で抑制度合い＝２であるから、変換係数の絶対値｜Ｒ（θ＝θ_g,ave）｜が、より厳しい指標値（例えば０．２）以下となるように点火時期を補正する。すなわち、図７に示すステップＳＴ１２では、前記したステップＳＴ４と同じく点火時期の補正用マップを参照して、変換係数の絶対値｜Ｒ（θ＝θ_g,ave）｜が前記のより厳しい指標値となるような燃焼重心（クランク角θ_g,ave）の閾値を算出する。

これにより、一例を図８（ｂ）に示すように進角側から順に第１〜第３の３つの重心閾値θ_g,ave1，θ_g,ave2，θ_g,ave3 が設定されるので、続くステップＳＴ１３〜１９においては、それぞれ前記のステップＳＴ５〜１１と同様にして点火時期を補正する。すなわち、まず、筒内圧センサ６２からの信号に基づいて現在の燃焼重心θ_g,aveを算出し（ステップＳＴ１３）、これが第１重心閾値θ_g,ave1よりも進角側にあれば（ステップＳＴ１４でＹＥＳ）、点火時期を遅角側に補正して（ステップＳＴ１５）処理を終了する（エンド）。

また、現在の燃焼重心θ_g,aveが第１重心閾値θ_g,ave1と同じかそれよりも遅角側にあって（ステップＳＴ１４でＮＯ）、且つ第２重心閾値θ_g,ave2と同じかそれよりも進角側にあれば（ステップＳＴ１６でＮＯ）、現在の燃焼重心θ_g,aveにおいて変換係数の絶対値｜Ｒ（θ＝θ_g,ave）｜は指標値以下になっているので、点火時期は補正せずに処理を終了する（エンド）。

さらに、現在の燃焼重心θ_g,aveが第２重心閾値θ_g,ave2よりも遅角側にあれば（ステップＳＴ１６でＹＥＳ）、第２重心閾値θ_g,ave2および第３重心閾値θ_g,ave3 のうち、より近い方になるように点火時期を補正する（ステップＳＴ１７〜１９）。すなわち、燃焼重心θ_g,aveが第３重心閾値θ_g,ave3になるように点火時期を遅角側に補正するか（ステップＳＴ１８）、または、第２重心閾値θ_g,ave2になるように点火時期を進角側に補正して（ステップＳＴ１９）、処理を終了する（エンド）。

このように、エンジン１のアイドリングに対応してトルク変動の抑制度合いがより厳しく設定された場合は、これに対応する変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の指標値（例えば０．２）以下になるように点火時期を補正する。これにより、熱発生量のばらつきが大きくても、トルク変動は可及的に小さくなるような点火時期に制御することができる。

以上、説明したように本実施形態のエンジン１においては、混合気の燃焼による熱発生量のばらつきとトルク変動との相関係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）を指標として、点火時期を補正することにより、燃焼変動が大きくてもトルク変動は大きくなり難い点火時期に制御することができ、従来より一層、効果的にトルク変動を抑制できる。

しかも、エンジン１の運転状態に応じて、例えばアイドリング中であれば、より厳しい指標値に従って相関係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の値が最小の閾値（例えば０．２）以下になるように点火時期を補正するようにしているので、アイドリング中であってもエンジン振動が乗員に不快感を与えることがない。

（変換係数の式の導出）
次に、上述した変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）に関する（式１）の導出方法について説明する。まず、火花点火式エンジンにおいて混合気の燃焼による熱発生率と筒内圧との関係は、一般に熱力学の第１法則と気体の状態方程式により与えられる。すなわち、例えば吸気バルブ３１が閉じた時点から予め設定したクランク角刻みで離散的な数値計算を行うとして、この計算の第ｎステップにおいて気筒内に与えられる熱量をｄＱ（ｎ）とすれば、筒内圧Ｐ（ｎ）、筒内容積Ｖ（ｎ）、作動ガスの比熱比κ（ｎ）を用いて、熱量ｄＱ（ｎ）は、以下の（式１０）によって与えられる。そして、この（式１０）を後進差分で離散化すると以下の（式１１）が得られる。

ここで、以下の（式１２）（式１３）のような関数Ａ（ｎ）、Ｂ（ｎ）を用いて（式１１）を整理すると、以下の（式１４）が得られる。

そして、（式１４）を漸化式として変形すると以下の（式１５）が得られる。

−筒内圧とトルクとの相関−
次に、レシプロエンジンの筒内圧とトルクとの関係については、以下の（式１６）のような理論式が成立する。（式１６）は、図９に模式的に示すピストン−クランク機構の運動方程式であって、左辺の項と右辺の第５項とは、クランクシャフトなど回転部分の慣性モーメントによるトルク（動的トルク）を表している。また、右辺第１項は、筒内圧によるトルクを表し、右辺第２項は、ピストンやコンロッドなど往復動する慣性質量によるトルクを表している。さらに、右辺第３項は摩擦によるトルク損失を表し、右辺第４項は負荷トルク、即ちクランクシャフトから出力されるエンジントルクを表している。

すなわち、前記（式１６）の右辺第２項の関数ａ（θ_a）は以下の（式１７）によって表され、同じく左辺の項の関数ｂ（θ_a）は以下の（式１８）によって表される。

また、（式１６）の右辺第５項の関数ｃ（θ_a）は以下の（式１９）によって表され、右辺第１項の関数ｖ（θ_a）は以下の（式２０）によって表される。なお、このｖ（θ_a）に乗算されるＰ（θ_a）は筒内圧である。さらに、右辺第３項の関数ｆ（θ_a）は以下の（式２１）によって表され、θ_aは以下の（式２２）によって表される。なお、（式１６）のθの上に点が１つあるのは１階微分を表し、点が２つあるのは２階微分を表す。

そして、前記の（式１５）および（式１６）より、筒内圧Ｐ（ｎ）＝Ｐ（θ_a）を消去して負荷トルクＴ_lについて整理すると、以下のように（式２３）が得られる。

ここで、混合気の燃焼による熱発生が、燃焼期間において熱発生率の高くなる所定クランク角（例えば上述した燃焼重心θ_g,ave）において時間零で行われると仮定すれば、その所定クランク角に対応する計算ステップｎ＝ｎ_dとして、以下の（式２４）が得られ、これによって以下の（式２５）が得られる。

以上より、前記（式２５）を用いて、総熱発生量Ｑ_allの燃焼サイクル間のばらつき（標準偏差）とトルク変動との関係式を導出する。まず、（式２５）の右辺第１項に着目して、前記（式１２）（式１３）を代入すると以下の（式２６）が得られる。そして、燃焼に伴い作動ガスの組成が変化してもその比熱比κは変わらないと仮定すれば、以下の（式２７）が得られる。

この（式２７）においてｎ_dを燃焼重心θ_g,aveに置き換えるとともに、（式２５）の右辺第２項以降は便宜上、定数項ＴＦ₀に置き換えてしまい、この置き換えによって生じる誤差を調整するために調整係数ｋ（実験やシミュレーションによって適合した比例定数）を導入すれば、（式１）が得られる。

（他の実施形態）
上述した実施形態の記載はあくまで例示に過ぎず、本発明の構成や用途などについても限定することを意図しない。すなわち、前記の実施形態では燃焼による総熱発生量Ｑ_allが燃焼重心θ_g,aveにおいて発生するとみなして、（式１）のように燃焼重心θ_g,aveにおける相関係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）と前記総熱発生量のばらつきＱ_all,stdとに基づいてトルク変動ＴＦを求めるようにしているが、これに限ることはない。

例えば、燃焼重心θ_g,ave以外にも熱発生率ｄＱ／ｄθの高い所定クランク角位置として、点火後に熱発生率ｄＱ／ｄθが上昇する燃焼初期の期間の熱発生量の重心や、熱発生率ｄＱ／ｄθのピークとなる時期（クランク角）が挙げられる。また、その所定クランク角位置は一つでなくてもよく、二つ以上の所定クランク角位置（クランク角θ）における相関係数Ｒ（θ）と熱発生量のばらつきとに基づいて、トルク変動ＴＦを求めるようにしてもよい。

また、前記の実施形態では、燃焼重心θ_g,aveなど所定クランク角位置の現在の値を、筒内圧センサ６２からの信号に基づいて算出するようにしているが、これにも限定されず、例えばクランクポジションセンサ６１、イオン電流センサ等、燃焼状態を計測し得る何らかのセンサの出力に基づいて算出することができる。

さらに、前記実施形態では、エンジン１の運転状態に応じてトルク変動の抑制度合いを変更し、これに応じて変換係数Ｒ（θ＝θ_g,ave）の指標値も変更するようにしているが、これにも限定されず、トルク変動の抑制度合い、即ち前記の指標値をエンジン１の運転状態によらず一定としてもよい。

本発明は、エンジンの点火時期の特徴的な補正制御によって、従来より一層、効果的にトルク変動を抑制できるものであり、例えば乗用車に搭載する火花点火式エンジンに適用して優れた効果を奏する。

１ エンジン
６ ＥＣＵ（制御装置）
ＴＦ 燃焼サイクル間のトルク変動
Ｑ_all,std 燃焼サイクル間の熱発生量のばらつき
Ｒ（θ_g,ave） 変換係数（相関係数）
θ_g,ave 燃焼重心（所定クランク角位置）

Claims (1)

1. エンジンの点火時期を、燃焼サイクル間のトルク変動が所定以下となるように制御するエンジンの制御装置であって、
   燃焼サイクル間の熱発生量のばらつきとトルク変動との相関を表す相関係数が、熱発生率の所定以上に高くなる所定クランク角位置の関数として、予めエンジン諸元に基づいて設定されており、
   エンジンの運転中に前記所定クランク角位置の現在の値を求め、この値を用いて算出される前記相関係数の値を指標として、点火時期の補正制御を行う構成とされ、当該相関関数が、熱発生量のばらつきの値に乗算してトルク変動の大きさを求めるものである場合に、この相関係数の値が小さくなるように点火時期を補正することを特徴とするエンジンの制御装置。

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