JPH1089214A - エンジンの点火時期制御装置 - Google Patents

エンジンの点火時期制御装置

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JPH1089214A
JPH1089214A JP8238784A JP23878496A JPH1089214A JP H1089214 A JPH1089214 A JP H1089214A JP 8238784 A JP8238784 A JP 8238784A JP 23878496 A JP23878496 A JP 23878496A JP H1089214 A JPH1089214 A JP H1089214A
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Abstract

(57)【要約】 【課題】 トルクダウン割合の変更に対する適合を容易
にするとともに、適合工数を改善する。 【解決手段】 基本点火時期ＴＡＤＶＭで発生するトル
クに対する減量割合をトルク補正率ＰＩとして算出手段
３２が算出し、このトルク補正率ＰＩに応じて点火時期
のトルク補正量ＴＲＨＯＳ２を算出手段３３が算出す
る。このトルク補正量ＴＲＨＯＳ２で基本点火時期ＴＡ
ＤＶＭを補正手段３４が補正し、この補正された基本点
火時期で点火手段３５が火花点火を行う。

Description

【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】この発明はエンジンの点火時
期制御装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】燃費向上の観点より最大の軸トルクを発
生するのに必要な最小点火進角値（いわゆるＭＢＴ）と
なるように点火時期を制御するものがある（特開昭６３
−２８０８６２号公報参照）。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】基本点火時期としてＭ
ＢＴをすべての運転域で採用するのはなく、実際には一
部の運転域でＭＢＴよりも遅角側の値を基本点火時期と
して設定している。たとえば、図１６に示したように、
低回転高負荷域ではノッキング防止のためＭＢＴよりも
遅角側の値に、またアイドルスイッチＯＮ時においても
〈１〉無負荷時の安定性向上と〈２〉ＨＣ排出量の増加
防止のためＭＢＴより遅角側の値にしている。〈１〉に
ついては、基本点火時期がＭＢＴよりも遅角側の値であ
れば、アイドルスイッチＯＮ時に回転落ちが生じたとし
ても点火時期の進角補正によるトルク増加が可能（点火
時期の進角補正により点火時期がＭＢＴに近づいてトル
クが増加する）となり、このトルク増加により元のアイ
ドル回転数へと復帰させることができるのである。
【０００４】その一方で、〈ａ〉アイドル安定化のた
め、〈ｂ〉変速ショックをなくすため、〈ｃ〉急加速時
のショックやその直後のガクガク振動の低減などのため
各種のトルクダウン制御が行われることがある。
【０００５】〈ｂ〉について具体的に説明すると、シフ
トアップ時に生じるトルク段差に伴う変速ショックの程
度はそのときのエンジン回転数やスロットルバルブ開度
など運転条件によって異なり、高回転およびスロットル
の踏み込みが大きいほどシフトアップ時に生じるトルク
段差（変速ショック）が大きくなる。そこで、加速時等
のシフトアップ時にトルクダウン要求信号が自動変速機
制御用コントロールユニットから通信装置を介してエン
ジンコントロールユニットに送られてくると、そのとき
のスロットルバルブ開度とエンジン回転数に応じた点火
時期の遅角補正によるトルクダウン分でシフトアップ時
のトルク段差を吸収させ変速ショックを防止するのであ
る。
【０００６】この場合に、図１７に示したように、基本
点火時期のＭＢＴからのずれとベーストルクとの間には
リニアな関係（線形一次の関係）がないため、点火時期
のトルク補正量の適合が容易でない。基本点火時期のＭ
ＢＴからのずれとベーストルクとの間にリニアな関係が
あるのであれば、トルクダウン量を倍にしたいとき点火
時期のトルク補正量も倍にすれば足りるのに、図１７の
特性によれば、そうはならないのである。
【０００７】また、同じ量のトルクダウン要求に対し
て、基本点火時期のＭＢＴからのずれにより点火時期の
トルク補正量が異なってくるので、基本点火時期がＭＢ
Ｔにある場合（図１７のＡ点）と基本点火時期がＭＢＴ
よりずれている場合（図１７のＢ点）とでトルクダウン
量を同じにしようとすると、別々に点火時期のトルク補
正量を適合しなければならず、適合工数が大きくなる。
【０００８】そこで本発明は、基本点火時期で発生する
トルクに対する減量割合をトルク補正率として導入する
とともに、このトルク補正率に応じて点火時期のトルク
補正量を算出することにより、トルクダウン割合の変更
に対する適合を容易にするとともに、適合工数を改善す
ることを目的とする。
【０００９】
【課題を解決するための手段】第１の発明では、図３１
に示すように、基本点火時期ＴＡＤＶＭを算出する手段
３１と、この基本点火時期ＴＡＤＶＭで発生するトルク
に対する減量割合をトルク補正率ＰＩとして算出する手
段３２と、このトルク補正率ＰＩに応じて点火時期のト
ルク補正量ＴＲＨＯＳ２を算出する手段３３と、このト
ルク補正量ＴＲＨＯＳ２で前記基本点火時期ＴＡＤＶＭ
を補正する手段３４と、この補正された基本点火時期で
火花点火を行う手段３５とを設けた。
【００１０】第２の発明では、図３２に示すように、基
本点火時期ＴＡＤＶＭを算出する手段３１と、この基本
点火時期ＴＡＤＶＭで発生するトルクに対する減量割合
をトルク補正率ＰＩとして算出する手段３２と、前記基
本点火時期のＭＢＴからのずれ量ＭＢＴＺＵＲＥを算出
する手段４２と、このＭＢＴからのずれ量ＭＢＴＺＵＲ
Ｅに応じてベーストルクＴＢを求める手段４３と、この
ベーストルクＴＢに前記トルク補正率ＰＩを乗算した値
をダウントルクＴＤとして算出する手段４４と、このダ
ウントルクＴＤに応じて、このダウントルクＴＤを発生
するときの点火時期であってＭＢＴ点を基準として測っ
た点火時期をダウントルク点火時期ＴＤＭとして算出す
る手段４５と、このダウントルク点火時期ＴＤＭと前記
ずれ量の差を点火時期のトルク補正量ＴＲＨＯＳとして
算出する手段４６と、このトルク補正量ＴＲＨＯＳで前
記基本点火時期ＴＡＤＶＭを補正する手段３４と、この
補正された基本点火時期で火花点火を行う手段３５とを
設けた。
【００１１】第３の発明では、第２の発明において前記
ベーストルクが図示トルクである。第４の発明では、第
３の発明において前記ベーストルクの単位にパーセント
を用い、最大値を１００パーセントとする。
【００１２】第５の発明は、第２から第４までのいずれ
か一つの発明において前記ずれ量ＭＢＴＺＵＲＥが、前
記基本点火時期が前記ＭＢＴから遅角側にずれた場合の
値である。
【００１３】第６の発明は、第２から第５までのいずれ
か一つの発明において前記ＭＢＴを、シリンダ内総ガス
重量Ｇcylを未燃ガス密度基本値ＤＥＮＳおよび層流火
炎速度基本値ＦＬＭＬで割った値に所定の着火遅れ時間
Ｂ１を加算し、この加算値をクランク角に単位変換する
式によって演算する。
【００１４】第７の発明は、第６の発明において前記基
本点火時期ＴＡＤＶＭが、前記ＭＢＴにトリミングマッ
プによるずらし補正を行った値である。
【００１５】第８の発明では、第７の発明において前記
トリミングマップによるずらし補正がノック防止のため
の補正である。
【００１６】第９の発明では、第７の発明において前記
トリミングマップによるずらし補正がサージ防止のため
の補正である。
【００１７】第１０の発明では、第７の発明において前
記トリミングマップによるずらし補正が騒音、振動の低
減のための補正である。
【００１８】第１１の発明では、第７の発明においてア
イドル時に前記ＭＢＴよりも遅角側の値を前記基本点火
時期として設定する場合に前記トリミングマップによる
ずらし補正がアイドルつなぎのための補正である。
【００１９】第１２の発明では、第７の発明において前
記トリミングマップによるずらし補正が前記ＭＢＴ演算
式のエラーの補正である。
【００２０】第１３の発明では、第１から第１２までの
いずれか一つの発明において前記トルク補正率がアイド
ルスイッチＯＮ時のアイドル安定化のための値である。
【００２１】第１４の発明では、第１３の発明において
前記アイドル安定化のための値がアイドルスイッチＯＮ
時のエンジン回転数と目標回転数の差に応じた値であ
る。
【００２２】第１５の発明では、第１から第１４までの
いずれか一つの発明において前記トルク補正率が変速時
のトルクダウン制御のための値である。
【００２３】第１６の発明では、第１５の発明において
前記変速時のトルクダウン制御のための値がエンジン回
転数とスロットルバルブ開度に応じた値である。
【００２４】第１７の発明では、第１から第１２までの
いずれか一つの発明において前記トルク補正率ＰＩが急
加速直後のショック低減のための値である。
【００２５】第１８の発明では、第１７の発明において
前記急加速直後のショック低減のための値がスロットル
バルブ開度の変化量に応じた値である。
【００２６】第１９の発明では、第１から第１２までの
いずれか一つの発明において前記トルク補正率ＰＩが急
加速直後のガクガク振動の低減のための値である。
【００２７】第２０の発明では、第１９の発明において
前記急加速直後のガクガク振動の低減のための値がエン
ジン回転数の変化量に応じた値である。
【００２８】
【発明の効果】点火時期補正量とトルク変化量の関係は
リニア（比例）でないため、点火時期補正量を個別に与
える従来例では、トルクダウン要求が変わったとき、た
とえば要求が倍になったとき点火時期補正量を倍にして
も実際のトルクダウン量が倍にならず、適合がしにく
い。これに対して第１の発明では、トルク補正率に応じ
て点火時期のトルク補正量を算出するので、その後にト
ルクダウン割合の変更があっても、このトルクダウン割
合の変更に合わせてトルク補正率を変更するだけで足り
る（たとえばトルクダウン割合を９０％から８０％にし
たいときはトルク補正率も９０％から８０％倍にすれば
よい）ことから、トルクダウン割合の変更に対する適合
が容易であり、かつ適合工数を増やすこともない。ま
た、基本点火時期で発生するトルクに対する減量割合を
トルク補正率として導入しているので、基本点火時期が
ＭＢＴにある場合と基本点火時期がＭＢＴからずれてい
る場合とで別々に適合する必要もない。
【００２９】第２の発明では、基本点火時期がＭＢＴに
一致する場合であろうとＭＢＴからずれている場合であ
ろうと、同じトルク補正率に対して同じ割合のトルクダ
ウンが生じる（つまり、トルクダウン割合とトルク補正
率との間にリニアな関係が生じる）ので、その後にトル
クダウン割合の変更があっても、このトルクダウン割合
の変更に合わせてトルク補正率を変更するだけで足りる
（たとえばトルクダウン割合を９０％から８０％にした
いときはトルク補正率も９０％から８０％にすればよ
い）ことから、トルクダウン割合の変更に対する適合が
容易であり、かつ適合工数を増やすこともない。また、
基本点火時期ＴＡＤＶＭで発生するトルクに対する減量
割合をトルク補正率として導入しているので、第１の発
明と同様、基本点火時期がＭＢＴにある場合と基本点火
時期がＭＢＴからずれている場合とで別々に適合する必
要もない。
【００３０】第３の発明では、ベーストルクが図示トル
クであるため、ダウントルクも精度のよいトルクとな
り、これによってトルク補正量の精度が向上する。
【００３１】第４の発明では、ベーストルクの特性がエ
ンジン回転数に関係なく１つで足り、これによって適合
工数を減らすことができる。
【００３２】ＭＢＴより進角させてもトルクダウンは可
能であるが、この進角によりノックが発生したりＮＯｘ
が増加するのに対し、第５の発明では、ＭＢＴより遅角
側でだけトルクダウンを行うので、トルクダウンに際し
てノックの発生やＮＯｘの増加が生じることがない。
【００３３】第６の発明では、先願装置と同じに、演算
式によりＭＢＴを得ているので、三元触媒方式で基本点
火時期のマップを用いた従来のＭＢＴ制御方式と比較し
て、少ない実験によりＭＢＴ演算式の適合が可能であ
る。
【００３４】第８の発明では、スロットルバルブの全開
位置近傍でＭＢＴが実現できない場合にも、ノック防止
のための補正を行うことで、燃費、出力をできるだけ良
くするためスロットルバルブの全開位置においてノッキ
ングが生じるぐらいの圧縮比の設計を行っていても、ノ
ッキングが発生したり騒音が大きくなることがない。
【００３５】ＭＢＴでは減速領域など部分燃焼（途中失
火）が起きやすく、これに起因してサージが生じる可能
性があることになどにより、ＭＢＴよりもリタードした
ほうが燃焼安定度が良い領域があるが、第９の発明では
この領域でサージ防止のための補正を行うことで、この
領域での燃焼安定度を良くすることができる。
【００３６】第１０の発明では、騒音、振動の低減のた
めの補正により、燃焼圧上昇速度が大きいことによる加
振力の発生、騒音の増大、前後振動の発生をすべて抑制
することができる。
【００３７】アイドル時にＭＢＴよりも遅角側の値が基
本点火時期になるのでは、アイドル時とアイドル時以外
の切換前後でトルクの段差が大きく、運転性に影響を及
ぼすことになるが、第１１の発明では、アイドルつなぎ
のための補正を行うことで、アイドル時とアイドル時以
外の切換前後でのトルク段差を小さくすることができ
る。
【００３８】ＭＢＴ演算式を用いてのＭＢＴ演算値があ
らゆる条件で要求精度に入っていればよいのであるが、
実際には回転数、負荷、水温、空燃比（リーン〜リッ
チ）、ＥＧＲの有無やＥＧＲ率、スワールコントロール
バルブの有無、ＶＴＣ（無段階の可変バルブタイミン
グ）等が変わった場合、エラー（誤差）が残ることを避
けられない。これに対して第１２の発明では、ＭＢＴ演
算式エラーの補正を行うことで、補正後のＭＢＴ演算値
をあらゆる条件で要求精度に収めることができる。
【００３９】
【発明の実施の形態】図１において、１は４バルブエン
ジンの本体で、吸入空気はエアクリーナ３からスロット
ル部４、吸気マニフォールドのコレクタ５、分岐部６、
さらにプライマリ、セカンダリの各吸気バルブ７を通っ
てシリンダ８に供給される。燃料は、運転条件に応じて
所定の空燃比となるようにコントロールユニット（図で
はＣ／Ｕで略記）２よりの噴射信号に基づき燃料噴射弁
９からエンジンの吸気ポートに向けて噴射される。この
噴射燃料はシリンダ８内に流入する空気と交ざって混合
気を形成し、混合気は点火プラグ１０による火花点火に
よりシリンダ８内で燃焼する。シリンダ８内で燃焼した
ガスは排気管１１より排出される。
【００４０】コントロールユニット２にはディストリビ
ュータ内蔵のクランク角センサ１３からのＲｅｆ信号
（４気筒では１８０°ごと、６気筒では１２０°ごとに
発生）と１°信号、エアフローメータ１４からの吸入空
気量信号、三元触媒１２の上流側に設置したＯ2センサ
１５からの空燃比（酸素濃度）信号、水温センサ１６か
らの冷却水温信号、スロットルセンサ１７からのスロッ
トルバルブ１８開度信号等が入力され、これらに基づい
てコントロールユニット２では、吸入空気量Ｑとエンジ
ン回転数Ｎとから基本噴射パルス幅Ｔｐを演算するとと
もに、加減速時や始動時には壁流燃料に関する補正を行
う。
【００４１】コントロールユニット２ではまた、冷間始
動時のエンジン安定性をよくしたり高負荷時の要求出力
に応えるため目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ０を用いて燃
料補正を行うほか、トランスミッションのギヤ位置セン
サ（図示しない）からのギヤ位置信号、車速センサ１９
からの車速信号等に基づいて運転状態を判断しながら条
件に応じてリーン空燃比と理論空燃比との制御を行う。
排気管１１には三元触媒１２が設置され、理論空燃比の
運転時に最大の転換効率をもって、排気中のＮＯｘの還
元とＨＣ、ＣＯの酸化を行う。この三元触媒１２はリー
ン空燃比のときはＨＣ、ＣＯは酸化するが、ＮＯｘの還
元効率は低い。しかしながら、空燃比がリーン側に移行
すればするほどＮＯｘの発生量は少なくなり、所定の空
燃比以上では三元触媒１２で浄化するのと同じ程度にま
で下げることができ、同時に、リーン空燃比になるほど
燃費が改善される。したがって、負荷のそれほど大きく
ない所定の運転領域においては目標燃空比相当量ＴＦＢ
ＹＡ０を１．０より小さな値とすることによってリーン
空燃比による運転を行い、それ以外の運転領域ではＴＦ
ＢＹＡ０を１．０とすることにより空燃比を理論空燃比
に制御するのである。
【００４２】ところで、リーン空燃比の混合気を有効に
燃焼させるには、シリンダ８内に強力なスワールを生成
することが効果的であるため、吸気マニホールドの分岐
部６内にスワールコントロールバルブ２１を備える。ス
ワールコントロールバルブ２１は、その詳細は図示しな
いが、上半分がカットされているもののセカンダリ吸気
バルブ側の端部がカットされずに一部残されており、ス
ワールコントロールバルブ２１を閉じると、吸気の流速
が速くなるのと同時にプライマリ吸気バルブ側からより
多く流入するため、シリンダ８内に希薄混合気の火炎伝
播を助ける強いスワールが生成される。
【００４３】スワールコントロールバルブ２１はコント
ロールユニット２からの信号により全開位置と全閉位置
の２段階に制御され、エンジン暖機後のアイドル状態お
よびリーン空燃比領域で閉じられ、それ以外では開かれ
る。スワールコントロールソレノイド２２は、スワール
コントロールバルブ２１と連結されるダイヤフラムアク
チュエータ２３の負圧作動室に対して、大気圧と吸入負
圧を切換導入するための三方切換弁で、コントロールユ
ニット２からの信号がＯＦＦ状態のときは負圧作動室に
スロットルバルブ１８上流の大気圧を導入する。また、
信号がＯＮ状態になると、通路を切換えて吸入負圧を負
圧作動室に導入してスワールコントロールバルブ２１を
閉じるようになっている。
【００４４】リーン空燃比による運転が燃費向上に効果
的である理由は、ポンピングロスの低減と冷却損失の低
減にあるが、この効果はさらにＥＧＲを行うことで高め
ることができるため、排気管１１と吸気マニフォールド
を連通する通路２４にＥＧＲバルブ２５を備える。ＥＧ
Ｒバルブ２５はダイヤフラム式で、その負圧作動室に導
かれる負圧と閉弁方向に付勢するダイヤフラムスプリン
グの付勢力とのバランスでバルブ開度が定まる。
【００４５】ＢＰＴ（バックプレッシャトランスデュー
サ）バルブ２６は、コントロールオリフィス２７下流の
排気圧力Ｐ２が一定に保たれるようにＥＧＲバルブ２５
の負圧作動室への制御負圧をフィードバック制御するた
めのもので、排気圧力Ｐ２がかりに上昇したとすると、
ＢＰＴバルブ２６のダイアフラムがスプリングに抗して
図で上方に押し上げられ、ダイアフラムに固定されてい
るシートと、このシートに対向する開口端の間の流路断
面積が減少し、吸入負圧の大気での希釈割合が小さくな
る（つまり負圧作動室への制御負圧が強くなる）。これ
により、ＥＧＲバルブ開度が増し、排気圧力Ｐ２の上昇
が抑えられる。このようにして、ＥＧＲバルブ２５に作
用する排気圧力Ｐ２がほぼ一定に保たれるとき（ＢＰＴ
制御域）、 Ｑｅ≒Ｃ×Ａ×（Ｐ１−Ｐ２）1/2 …（１） ただし、Ｐ１：コントロールオリフィス２７上流の排気
圧力 Ａ：コントロールオリフィス２７の開口面積 Ｃ：流量係数 の式で示されるＥＧＲガス流量ＱｅがＥＧＲバルブ２５
を流れ、また高い排気圧力によってＢＰＴバルブ２６が
完全に閉じた状態に張り付き、ＥＧＲバルブ２５が全開
状態となる領域になると、コントロールオリフィス２７
とＥＧＲバルブ２５の通気抵抗で決まる流量が流れる。
【００４６】なお、ＥＧＲカットソレノイド２８は、Ｅ
ＧＲバルブ２５の負圧作動室に対して、大気圧と吸入負
圧を切換導入するための三方切換弁で、コントロールユ
ニット２からの信号がＯＦＦ状態のときは負圧作動室に
スロットルバルブ１７上流の大気圧を導入してＥＧＲを
カットする。また、信号がＯＮ状態になると、通路を切
換えて吸入負圧を負圧作動室に導入する（ＥＧＲ制御を
行う）。
【００４７】さて、負荷と回転数に応じた基本点火時期
にＭＢＴを採用することで、燃費を向上させることがで
きるのであるが、負荷と回転数をパラメータとする基本
点火時期のマップを予め適合しておかなけばならない従
来例において、ＭＢＴ制御の制御精度を向上させようと
すれば多くの適合実験が必要となる。特に、リーンバー
ンシステムやＥＧＲ装置を備える場合においてリーン運
転領域と非リーン運転領域とで、あるいはＥＧＲ中とＥ
ＧＲカット時とで点火時期のマップを使い分けるように
したのでは、適合実験の数がマップ数に比例して増大
し、マップ値を格納しておくためのメモリ容量も大きく
なってしまう。
【００４８】このため、シリンダに臨んで設けた圧力セ
ンサによりシリンダ内圧力の上昇割合を検出し、このシ
リンダ内圧力の上昇割合が最大となるときのクランク角
が、予め設定した目標値と一致するように点火時期の上
記マップ値を補正することにより、多大な適合実験を行
うことなくＭＢＴ制御精度を向上させるようにするもの
があるが（特開平２−２４５４５０号公報参照）、この
ものでは圧力センサを設ける必要があるためコストが増
加しかつ圧力センサの耐久性にも問題がある。これに対
処するため、先願装置（特願平８−１８３６３７号参
照）では、吸入空気量とエンジン回転数から得られる充
填効率に基づいた演算式によりＭＢＴの得られる基本点
火時期を求める。
【００４９】コントロールユニット２で実行されるこの
制御の内容を、以下のフローチャートにしたがって説明
する。
【００５０】なお、先願装置では点火時期を演算するに
際して空燃比制御に出てくる一部の変数（後述する目標
燃空比相当量ＴＦＢＹＡ０とシリンダ空気量相当噴射パ
ルス幅Ａｖｔｐ）を用いるので、先に図２、図３、図４
により空燃比制御を概説しておく。後述するマップやテ
ーブルの検索はいずれも補間計算付きであるため、以下
での説明は省略する。
【００５１】図２のフローチャートは燃料噴射パルス幅
を算出して出力する制御動作内容を示すもので、まずス
テップＡ）では目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ０を、 ＴＦＢＹＡ０＝Ｄｍｌ＋Ｋｔｗ＋Ｋａｓ …（２） ただし、Ｄｍｌ；燃空比補正係数 Ｋｔｗ；水温増量補正係数 Ｋａｓ；始動後増量補正係数 の式により算出する。
【００５２】ここで、ＴＦＢＹＡ０は１．０を中心とす
る値で、空燃比をリッチ化したりリーン化するための値
である。始動後増量補正係数Ｋａｓは冷却水温Ｔｗに応
じた値を初期値として始動後時間とともに一定の割合で
減少し最終的に０となる値、また水温増量補正係数Ｋｔ
ｗは冷却水温Ｔｗに応じた値であり、冷間始動時（ただ
しＤｍｌ＝１．０）にはこれら増量補正係数Ｋａｓ、Ｋ
ｔｗが０でない正の値を持ち、ＴＦＢＹＡ０が１．０よ
り大きな値となるため、空燃比がリッチ側に制御される
のである。
【００５３】一方、燃空比補正係数Ｄｍｌは、図５また
は図６の特性のマップに設定した燃空比Ｍｄｍｌを検索
した上、空燃比の切換時には所定のダンパ操作を行わせ
て求めるのであり、この場合リーン運転条件かどうかに
よりいずれかのマップが選択される。
【００５４】ここで、リーン運転条件の判定について図
３、図４のフローチャートにしたがって説明する。
【００５５】これらの動作はバックグランドジョブとし
て行われるもので、図３のステップＡ）でリーン条件の
判定を行うが、このための具体的な内容は図４に示す。
リーン条件の判定は図４のステップＡ）〜Ｆ）の内容を
一つづつチェックすることにより行い、各項目のすべて
が満たされたときにリーン運転を許可し、一つでも反す
るときはリーン運転を禁止する。
【００５６】すなわち、 ステップＡ）：空燃比（酸素）センサが活性化してい
る、 ステップＢ）：エンジンの暖機が終了している、 ステップＣ）：負荷（ＴｐあるいはＡｖｔｐ）が所定の
リーン領域にある、 ステップＤ）：回転数（Ｎ）が所定のリーン領域にあ
る、 ステップＥ）：ギヤ位置が２速以上にある、 ステップＦ）：車速が所定の範囲にある、 ときに、ステップＧ）でリーン運転を許可し、そうでな
ければステップＨ）に移行してリーン運転を禁止する。
上記のステップＡ）〜Ｆ）は運転性能を損なわずに安定
してリーン運転を行うための条件である。
【００５７】このようにしてリーン条件を判定したら、
図３のステップＣ），Ｄ）に戻り、リーン条件でないと
きは、ステップＣ）によって理論空燃比あるいはそれよ
りも濃い空燃比のマップ値（マップ燃空比）を、図６に
示す特性のマップを回転数Ｎと負荷Ｔｐとで検索するこ
とにより算出し、これに対してリーン条件のときは、ス
テップＤ）で理論空燃比よりも所定の範囲だけ薄い値の
マップ燃空比Ｍｄｍｌを図５に示す特性のマップにした
がって同じように検索する。なお、これらのマップに表
した数値は、理論空燃比のときを１．０とする相対値で
あるため、これよりも数値が大きければリッチ、小さけ
ればリーンを示す。
【００５８】なお、目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ０が
１．０以外の値となって働くときにも空燃比フィードバ
ック制御を行うと、空燃比をリッチ側やリーン側の値に
することができなくなるので、このときには空燃比フィ
ードバック制御を停止している（αのクランプ）。
【００５９】図２に戻り、ステップＢ）でエアフローメ
ータの出力をＡ／Ｄ変換し、リニアライズして吸入空気
流量Ｑを算出する。そしてステップＣ）でこの吸入空気
流量Ｑとエンジン回転数Ｎとから、ほぼ理論空燃比の得
られる基本噴射パルス幅Ｔｐ［ｍｓ］を、Ｔｐ＝Ｋ×Ｑ
／Ｎとして求める。なおＫは定数である。
【００６０】ステップＤ）では Ａｖｔｐ＝Ｔｐ×Ｆｌｏａｄ＋Ａｖｔｐ-1×（１−Ｆｌｏａｄ）…（３） ただし、Ｆｌｏａｄ：加重平均係数 Ａｖｔｐ-1：前回のＡｖｔｐ の式により、Ｔｐを加重平均した値をシリンダ空気量相
当噴射パルス幅Ａｖｔｐ［ｍｓ］として求める。スロッ
トルバルブをステップ的に開いたとき、エアフローメー
タ部ではこれに応じてステップ的に空気流量が増えて
も、吸気管のボリュームによりシリンダに流入する空気
流量は一次遅れでしか増えることができないため、エア
フローメータにより検出した空気流量に対する燃料量を
シリンダ近傍の噴射弁より噴いたのでは空燃比がリッチ
になるので、これを避けるため、Ｔｐの加重平均値を求
めることによって、過渡時にも、ほぼ理論空燃比の混合
気をシリンダに流入させようというのである。
【００６１】（３）式の加重平均係数Ｆｌｏａｄは、回
転数Ｎおよび行程容積Ｖcylとの積Ｎ・Ｖcylと吸気管の
総流路面積Ａａから所定のマップを参照して求める。な
お、Ａａはスロットルバルブ１７の流路面積にアイドル
調整弁やエアレギュレータの流路面積を足したものであ
る。
【００６２】ステップＥ）では Ｔｉ＝（Ａｖｔｐ＋Ｋａｔｈｏｓ）×ＴＦＢＹＡ０×α×２＋Ｔｓ…（４） ただし、Ｋａｔｈｏｓ：過渡補正量 α：空燃比フィードバック補正係数 Ｔｓ：無効噴射パルス幅 の式により燃料噴射弁９に与える燃料噴射パルス幅Ｔｉ
［ｍｓ］を計算する。
【００６３】（４）式のＫａｔｈｏｓは壁流燃料を考慮
した値（Ａｖｔｐに相当する燃料量のすべてがシリンダ
に流入するのではなく、一部が壁流燃料となるため即座
にシリンダに流入できない）、αは制御空燃比が理論空
燃比を中心とするいわゆるウィンドウに収まるようにＯ
2センサ出力に基づいて演算される値、Ｔｓは噴射弁９
が噴射信号を受けてから実際に開弁するまでの作動遅れ
を補償するための値である。また、（４）式はシーケン
シャル噴射（４気筒ではエンジン２回転毎に１回、各気
筒の点火順序に合わせて噴射）の場合の式であるため、
数字の２が入っている。なお、（４）式でのＴＦＢＹＡ
０とαの単位は無名数であるが、ロジック上はＴＦＢＹ
Ａ０、αとも［％］の単位としている。
【００６４】次にステップＦ）で燃料カットの判定を行
い、ステップＨ），Ｉ）で燃料カット条件ならば無効噴
射パルス幅Ｔｓを、そうでなければＴｉを噴射実行用の
出力レジスタにストアすることでクランク角センサの出
力にしたがって所定の噴射タイミングでの噴射に備え
る。
【００６５】噴射の実行はＲｅｆ信号の入力をトリガと
する割込み処理（図示しない）により行われる。各気筒
の噴射タイミングで対応する気筒の燃料噴射弁がＴｉの
期間だけ開かれるわけである。
【００６６】以上で空燃比制御の概説を終える。
【００６７】図７、図８のフローチャートはＭＢＴ演算
値ＭＢＴＣＡＬを演算するためのもので、１０ｍｓジョ
ブで実行する。
【００６８】ステップＡ）では、図２のステップＤ）よ
り得ているシリンダ空気量相当噴射パルス幅Ａｖｔｐを
用いて ＩＴＡＣ＝（Ａｖｔｐ／Ａｖｔｐ１００） …（５） ただし、Ａｖｔｐ１００：１００％の充填効率に相当す
るＡｖｔｐ の式により充填効率ＩＴＡＣを計算する。Ａｖｔｐ１０
０は適合固定値（１データ）である。なお、（２）式で
のＩＴＡＣの単位は無名数であるが、ロジック上は
［％］の単位である。
【００６９】ステップＢ）では図２のステップＡ）で得
ている目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ０を用いて ＦＵＥＬＧ＝ＴＦＢＹＡ０／１４．５ …（６） ただし、ＴＦＢＹＡ０：目標燃空比相当量 の式により燃料重量相当係数ＦＵＥＬＧを計算する。た
とえば理論空燃比のときはＦＵＥＬＧ＝１．０／１４．
５となり、リーン空燃比のときは、１．０／１４．５よ
り小さな値となる。なお（６）式においてＦＵＥＬＧの
単位は無名数であるが、ロジック上も無名数である。
【００７０】ステップＣ）ではシリンダ内ガス重量（新
規空気重量ＧAIRと自己残留ガス重量ＧREGとの合計）と
新規空気重量ＧAIRの比である新気割合ＩＴＡＮを計算
する。具体的には充填効率ＩＴＡＣと回転数Ｎより所定
のマップを検索して求める。同様にして、ステップＤ）
では充填効率ＩＴＡＣより図９を内容とするテーブルを
検索して未燃ガス密度基本値ＤＥＮＳを、またステップ
Ｅ）では充填効率ＩＴＡＣと回転数Ｎより図１０を内容
とするマップを検索して層流火炎速度基本値ＦＬＭＬを
求める。なお、層流火炎速度はガスが静止している場合
の火炎伝播速度、すなわち流動（乱れ）がない場合の火
炎伝播速度のことである。
【００７１】ここで、図９に示すように未燃ガス密度基
本値ＤＥＮＳはＩＴＡＣが大きくなるにつれて大きくな
る値である。図１０のように層流火炎速度基本値ＦＬＭ
Ｌは回転数が一定の条件ではＩＴＡＣが大きくなるほど
大きくなり、またＩＴＡＣが一定のときは回転数が高く
なるほど大きくなる値である。
【００７２】ステップＦ）ではスワールコントロールバ
ルブ開度より図１１を内容とするテーブルを検索してス
ワールコントロールバルブ開度係数ＳＣＡＤＭＰを求
め、ステップＧ）において、 ＳＣＶＴＦ＝（ＳＣＡＤＭＰ×ＳＣＶＫ＋１．０） …（７） ただし、ＳＣＶＫ：適合係数 の式によりスワール修正係数ＳＣＶＴＦを計算する。
【００７３】スワール修正係数ＳＣＶＴＦは、スワール
コントロールバルブ２１の全閉時に乱れが強くなること
によって火炎速度が速くなる割合を表す値である。この
値は、スワールコントロールバルブ開度により定まるの
で、図１１に示したようにスワールコントロールバルブ
２１が全閉位置で１、全開位置で０となり、中間の開度
では線形補間により計算される値をスワールコントロー
ルバルブ開度係数ＳＣＡＤＭＰとして用いている。
【００７４】（７）式の適合係数ＳＣＶＫは一定値であ
る。このＳＣＶＫの値はエンジンの吸気ポートの形状に
よって異なるので、エンジン毎に適合する必要がある。
【００７５】図８のステップＨ）では、冷却水温Ｔｗよ
り図１２、図１３を内容とするテーブルを検索して水温
補正係数ＴＷＨＯＳ１、ＴＷＨＯＳ２を、またステップ
Ｉ）では目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ０より図１４、図
１５を内容とするテーブルを検索して当量比補正係数Ｒ
ＭＤＨＳ１、ＲＭＤＨＳ２を求める。
【００７６】図８に進み、ステップＪ）では充填効率Ｉ
ＴＡＣ（あるいはα−Ｎ流量Ｑｈ０）と回転数Ｎより所
定のマップを検索して設定ＥＧＲ率ＲＡＴＥＧＲを求
め、ステップＫ）において ＥＧＲＣ＝ＲＡＴＥＧＲ×補正係数 …（８） の式により修正ＥＧＲ値ＥＧＲＣを計算する。
【００７７】ここで、ＲＡＴＥＧＲの定義は ＲＡＴＥＧＲ＝ＥＲＧガス流量／（新規空気流量＋ＥＲ
Ｇガス流量） であり、この値を排圧方式のＥＧＲ装置について予め定
めている。
【００７８】（８）式の補正係数は一定値で、実際のＥ
ＧＲ率と設定ＥＧＲ率ＲＡＴＥＧＲとのずれを示す値で
ある。この値はＥＧＲ装置やエンジンによって異なるの
で、エンジン毎に適合しなければならない。
【００７９】ステップＬ）では ＭＡＳＳＣ＝ＩＴＡＣ ×（１．０＋ＥＧＲＣ＋ＦＵＥＬＧ＋（１−ＩＴＡＮ）／ＩＴＡＮ） …（９） の式によりシリンダ内総ガス質量（正確には単位シリン
ダ容積当たりの値である）ＭＡＳＳＣを計算する。
【００８０】（９）式において、右辺第２項、第３項、
第４項はそれぞれＥＧＲ、空燃比、自己残留ガスがシリ
ンダ内ガス重量に及ぼす影響を考慮したものである。
【００８１】なお、（９）式は次のようにして導いたも
のである。
【００８２】シリンダ内総ガス重量Ｇcylは、ＥＧＲガ
スおよびシリンダ内に残留するガスをも考慮して Ｇcyl＝ＧAIR＋ＧEGR＋ＧFUEL＋ＧREG …（ａ） ただし、ＧAIR：新規空気重量 ＧEGR：ＥＧＲガス重量 ＧFUEL：燃料重量 ＧREG：自己残留ガス重量 となる。
【００８３】ここで、（ａ）式の各重量は、 ＧAIR＝ρ０×Ｖcyl×ＩＴＡＣ …（ｂ） ただし、ρ０：標準空気密度 Ｖcyl：行程容積 ＧEGR＝ＧAIR×ＥＧＲＣ …（ｃ） ＧFUEL＝ＧAIR×ＦＵＥＬＧ …（ｄ） ＧREG＝ＧAIR×（１−ＩＴＡＮ）／ＩＴＡＮ …（ｅ） （∵ＩＴＡＮ＝ＧAIR／（ＧAIR＋ＧREG）） であるから、これらを（ａ）式に代入して整理する。
【００８４】 Ｇcyl＝ρ０×Ｖcyl×ＩＴＡＣ ×（１＋ＥＧＲＣ＋ＦＵＥＬＧ＋（１−ＩＴＡＮ）／ＩＴＡＮ） …（ｆ） （ｆ）式において、 Ａ１＝ρ０×Ｖcyl（一定値） …（ｇ） ＭＡＳＳＣ＝ＩＴＡＣ ×（１＋ＥＧＲＣ＋ＦＵＥＬＧ＋（１−ＩＴＡＮ）／ＩＴＡＮ） …（ｈ） とおけば、（ｈ）式により上記の（９）式が得られた。
【００８５】ここで、Ａ１（１００％ηｃのときのシリ
ンダ内空気重量を意味する）は一定値で、この値はエン
ジン毎に適合しなければならない。
【００８６】次にステップＭ）では ＦＬＶ＝ＦＬＭＬ×ＲＭＤＨＳ２×ＴＷＨＯＳ２ ×（１−Ａ２×ＥＧＲ０） ＋ＦＬＭＴ×ＳＣＶＴＦ×Ａ３ …（１０） ただし、Ａ２：火炎速度補正係数 Ａ３：火炎速度補正変数 ＥＧＲ０：ＥＧＲ補正係数 ＦＬＭＴ：乱流火炎速度基本値（固定値） の式により火炎速度ＦＬＶを計算する。
【００８７】（１０）式において右辺第１項はスワール
がないときの火炎速度、右辺第２項はスワールによる火
炎速度の改善分である。
【００８８】まず右辺第１項において、ＲＭＤＨＳ２は
空燃比（目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ０）が層流火炎速
度に与える影響を、またＴＷＨＯＳ２は冷却水温Ｔｗが
層流火炎速度に与える影響をそれぞれ考慮するものであ
る。層流火炎速度基本値ＦＬＭＬは理論空燃比の雰囲気
（つまりＴＦＢＹＡ０＝１．０のとき）かつエンジンの
暖機完了後（つまり冷却水温がほぼ６０℃以上）に対し
て適合した値であるため、エンジン暖機完了後でも空燃
比が理論空燃比を外れたときは火炎速度が遅くなり（実
験で確認している）、また理論空燃比の雰囲気でもエン
ジン暖機完了前においては火炎速度が遅くなる。したが
って、空燃比が理論空燃比より外れるときやエンジン暖
機完了前にもＦＬＭＬをそのまま用いたのでは、実際よ
り火炎速度を速めに見積もることになり、ＭＢＴから外
れてしまう。そこで、図１５に示したように空燃比が理
論空燃比より外れるときはＲＭＤＨＳ２によりＦＬＭＬ
を減量補正し、また図１３のようにエンジン暖機完了前
はＴＷＨＯＳ２によりＦＬＭＬを減量補正することで、
空燃比が理論空燃比を外れるときやエンジン暖機完了前
でも精度良く層流火炎速度を与えることができ、これに
よって、ＭＢＴから外れることがないのである。
【００８９】次に、右辺第１項のＥＧＲ補正係数ＥＧＲ
０はＥＧＲを行うときに必要となる値で、設定ＥＧＲ率
と新気割合より算出する。ＥＧＲ中はＥＧＲカット時よ
り火炎速度が遅くなるためＥＧＲ０により火炎速度を減
量補正するのである。係数Ａ２は一定値でエンジン毎に
適合する。
【００９０】右辺第２項の層流火炎速度基本値ＦＬＭＴ
はスワールコントロールバルブ２１の全閉状態で点火時
期のフィッシュフック実験（一定回転、一定スロットル
開度において、最適点火時期（ＭＢＴ）を求めるため、
点火時期を変化させて最大トルク発生点を確認する実験
のこと）を行って定めた値（固定値）であるため、スワ
ールコントロールバルブ２１が全開位置や全開位置へと
到る途中の中間開度にあるときにまでＦＬＭＴをそのま
ま用いたのでは、スワールによる火炎速度の改善分を、
実際より大きく見積もることになり、ＭＢＴから外れて
しまう。そこで、図１１に示したように、スワールコン
トロールバルブが全閉位置にない中間開度にあるとき
は、スワール修正係数ＳＣＶＴＦによりＦＬＭＴを減量
補正することで、スワールコントロールバルブ２１が全
閉位置にない中間開度にあるときでも精度良くスワール
による火炎速度の改善分を与えることができ、これによ
ってＭＢＴから外れることがない。なお、変数Ａ３は回
転数Ｎに比例する値である。
【００９１】ステップＮ）では ＲＯＵ＝ＤＥＮＳ×ＲＭＤＨＳ１×ＴＷＨＯＳ１ …（１１） の式により未燃ガス密度ＲＯＵを計算する。
【００９２】（１１）式においてＴＷＨＯＳ１は冷却水
温Ｔｗが未燃ガス密度に与える影響を、またＲＭＤＨＳ
１は空燃比（目標燃空比相当量ＴＦＢＹＡ０）が未燃ガ
ス密度に与える影響を考慮するものである。未燃ガス密
度基本値ＤＥＮＳも、上記の層流火炎速度基本値ＦＬＭ
Ｌと同様に、理論空燃比の雰囲気（つまりＴＦＢＹＡ０
＝１．０のとき）かつエンジン暖機完了後（つまり冷却
水温がほぼ６０℃以上）に対して適合した値であるた
め、エンジン暖機完了後でも空燃比が理論空燃比を外れ
たときは未燃ガス密度が小さくなり（この点も実験によ
り確認している）、また理論空燃比の雰囲気でもエンジ
ン暖機完了前においては未燃ガス密度が小さくなる。し
たがって、空燃比が理論空燃比より外れるときやエンジ
ン暖機完了前にもＤＥＮＳをそのまま用いたのでは、実
際より未燃ガス密度を大きめに見積もることになり、Ｍ
ＢＴから外れてしまう。そこで、図１４に示したように
空燃比が理論空燃比より外れるときはＲＭＤＨＳ１によ
りＤＥＮＳを減量補正し、また図１２のようにエンジン
暖機完了前はＴＷＨＯＳ１によりＤＥＮＳを減量補正す
ることで、空燃比が理論空燃比を外れるときやエンジン
暖機完了前でも精度良く未燃ガス密度を与えることがで
き、これによって、ＭＢＴから外れることがない。
【００９３】このようにして、シリンダ内総ガス質量Ｍ
ＡＳＳＣ、火炎速度ＦＬＶ、未燃ガス密度ＲＯＵを計算
したら、これらを用いステップＯ）で ＭＢＴＣＡＬ＝｛Ｂ１＋Ａ１×ＭＡＳＳＣ／（ＲＯＵ×ＦＬＶ）｝ ×Ｂ２−Ｂ３ …（１２） ただし、Ｂ１：着火遅れ時間 Ｂ２：時間よりクランク角への換算変数 Ｂ３：ＭＢＴＣＡＬ演算用クランク角補正係数 の式によりＭＢＴ演算値であるＭＢＴＣＡＬ［°ＢＴＤ
Ｃ］を計算する。
【００９４】燃焼時のシリンダ内圧力が最大となるクラ
ンク角位置が圧縮上死点後所定のクランク角（１０ない
し１５°）の位置にくるように設定したときの点火進角
値がＭＢＴである。この場合に、従来例ではＭＢＴを基
本点火時期として採用し、負荷と回転数をパラメータと
する基本点火時期のマップを適合実験により予め求めて
おくのに対して、本発明は演算式によりＭＢＴを定量化
したものである。
【００９５】（１２）式においてシリンダ内総ガス重量
であるＡ１×ＭＡＳＳＣを未燃ガス密度ＲＯＵと火炎速
度ＦＬＶの積で割った値はシリンダ内の未燃ガスのすべ
てに火炎が達する時間（燃焼時間）で、ロジック上は
［ｍｓ］の単位となる。この燃焼時間に着火遅れ時間Ｂ
１［ｍｓ］を加えた値を換算変数Ｂ２によりクランク角
単位に換算することによって、ＭＢＴ得られる点火進角
値を決定しているのである。
【００９６】（１２）式より火炎速度ＦＬＶが一定のと
きは、シリンダ内総ガス重量が多くなるほど燃焼に要す
る時間が長くなるので、そのぶんＭＢＴＣＡＬの値が進
角側に、またシリンダ内総ガス重量が一定のときは火炎
速度ＦＬＶが速くなるほど燃焼に要する時間が短くな
り、そのぶんＭＢＴＣＡＬの値が遅角側に移動する。さ
らに燃焼に要する時間が一定であっても、その時間に対
応するクランク角区間は回転数により変化し、回転数が
速いほどＭＢＴＣＡＬを進角側にしなければならないの
で、換算変数Ｂ２を回転数Ｎに比例させている。Ｂ１、
Ｂ３は一定値で、エンジン毎に適合する。
【００９７】ここで、先願装置の作用を説明しておく
と、基本点火時期のマップを用いた従来のＭＢＴ制御方
式では、負荷と回転数の代表点に対応して多大な適合実
験を必要とするのに対して、先願装置では基本的に吸入
空気流量と回転数を用いた独自の演算式によりＭＢＴの
得られる点火進角値を得ているので、少ない実験により
ＭＢＴ演算式の適合が可能であり、開発期間を短縮化す
ることができるとともに、コントロールユニットのメモ
リが削減されるため低コスト化が可能である。
【００９８】たとえば、従来の三元触媒方式と合わせる
ため、 理論空燃比の雰囲気（つまりＴＦＢＹＡ０＝１．０の
とき）、 エンジン暖機完了後（つまり冷却水温が８０℃程度） ＥＧＲカット時 のすべての条件を満たす場合で考えると、このとき、Ｅ
ＧＲＣ＝０、ＦＵＥＬＧ＝１．０／１４．５、ＲＭＤＨ
Ｓ２＝１、ＴＷＨＯＳ２＝１、ＥＧＲ０＝０、ＳＣＶＴ
Ｆ＝０、ＲＭＤＨＳ１＝１、ＴＷＨＯＳ１＝１であるこ
とよりＭＡＳＳＣ、ＦＬＶ、ＲＯＵがそれぞれ ＭＡＳＳＣ＝ＩＴＡＣ ×（１．０＋１．０／１４．５＋（１−ＩＴＡＮ）／ＩＴＡＮ） …（９ａ） ＦＬＶ＝ＦＬＭＬ …（１０ａ） ＲＯＵ＝ＤＥＮＳ …（１１ａ） となり、ＭＢＴＣＡＬが ＭＢＴＣＡＬ ＝［Ｂ１＋Ａ１×｛ＩＴＡＣ ×（１．０＋１．０／１４．５＋（１−ＩＴＡＮ）／ＩＴＡＮ）｝ ／（ＤＥＮＳ×ＦＬＭＬ）］×Ｂ２−Ｂ３ …（１２ａ） の式により与えられる。
【００９９】（１２ａ）式においてＩＴＡＣはエンジン
の負荷と回転数より得られる計算値、ＩＴＡＮはマップ
値、ＤＥＮＳはテーブル値、残りのＢ１、Ａ１、ＦＬＭ
Ｌ、Ｂ２、Ｂ３はすべて一定値である。したがって、適
合実験を行わなければならないのは、ＩＴＡＮ、ＤＥＮ
Ｓ、Ｂ１、Ａ１、ＦＬＭＬ、Ｂ２、Ｂ３の各値である。
この場合に、ＩＴＡＮの適合は、従来の基本点火時期の
マップの適合ほどの実験数は必要でなく（ＩＴＡＮの測
定は４×４＝１６点のデータで可）、またＤＥＮＳは図
９にも示したように、ＩＴＡＣに対して大きく変化する
値でないため少ない実験で十分である。Ｂ１、Ａ１、Ｆ
ＬＭＬ、Ｂ２、Ｂ３は一定値であるため、これらにも多
くの実験を必要としない。
【０１００】また、先願装置において、リーン空燃比で
運転するときには、ＦＵＥＬＧの計算とＳＣＡＤＭＰテ
ーブルの簡単な検索を追加するだけで、同じＭＢＴＣＡ
Ｌの演算式によりリーン運転時にＭＢＴの得られる点火
進角値が演算される。リーン空燃比での運転に加えてＥ
ＧＲをも行うときは、さらにＥＧＲＣの計算を追加する
だけでこれまた同じＭＢＴＣＡＬの演算式によりリーン
運転時かつＥＧＲ中にＭＢＴの得られる点火進角値が演
算される。
【０１０１】このように、三元触媒方式で基本点火時期
のマップを用いた従来のＭＢＴ制御方式あるいはリーン
バーンシステムやＥＧＲ装置を備える場合においてリー
ン運転領域と非リーン運転領域とで、あるいはＥＧＲ中
とＥＧＲカット時とで基本点火時期のマップを使い分け
るようにする場合と比較して、ＩＴＡＮの測定を含めて
も現在の約１／５の実験量でＭＢＴ演算式の適合が可能
となる。先願装置ではリーンバーンシステムかつＥＧＲ
ありの条件のときでも、その中で特定の代表点を測定す
るだけで適合が可能となるのである。つまり従来の実験
では格子上のすべての点で測定する必要があるが、代表
点だけで適合が可能であるところに先願装置の効果があ
る。実験によれば、先願装置によるコントロールユニッ
トのメモリ削減効果はリーンバーンシステムかつＥＧＲ
ありかつハイオクガソリン（あるいはレギュラーガソリ
ン）使用のエンジンの場合、従来に対し１／５であるこ
と確かめている。
【０１０２】さらに、上記の（１２）式によるＭＢＴ演
算値がどの程度の精度をもっているかを知るため、上記
の（１２）式によるＭＢＴ演算値とＭＢＴ測定実験（フ
ィッシュフック実験と同意）による詳細なデータとの誤
差のヒストグラムをつくってみたところ、詳細なＭＢＴ
測定実験データに対し、（１２）式によるＭＢＴ演算値
の平均誤差は１°〜３°以内であり、最大誤差でも−部
の領域を除き５°以内であり、ＭＢＴ制御において十分
な精度をもっていることがわかっている。
【０１０３】また、圧力センサが不要であるためコスト
も安く、信頼性が高くなる。
【０１０４】これで先願装置の説明を終える。
【０１０５】さて、基本点火時期としてＭＢＴをすべて
の運転域で採用するのはなく、実際には一部の運転域
（たとえば低回転高負荷域やアイドルスイッチＯＮ時）
でＭＢＴよりも遅角側の値を基本点火時期として設定し
ている（図１６参照）。
【０１０６】この場合に、アイドル安定化のため、変速
ショックをなくすため、急加速時のショックやその直後
のガクガク振動の低減などのため各種のトルクダウン制
御を行おうとしても、図１７に示したように、基本点火
時期のＭＢＴからのずれとベーストルクとの間にリニア
な関係（線形一次の関係）がないため、点火時期のトル
ク補正量の適合が容易でない。基本点火時期のＭＢＴか
らのずれとベーストルクとの間にリニアな関係があるの
であれば、トルクダウン量を倍にしたいとき点火時期の
トルク補正量も倍にすれば足りるのに、図１７の特性に
よれば、そうはならないからである。
【０１０７】また、同じ量のトルクダウン要求に対し
て、基本点火時期のＭＢＴからのずれにより点火時期の
トルク補正量が異なってくるので、基本点火時期がＭＢ
Ｔにある場合（図示のＡ点）と基本点火時期がＭＢＴよ
りも遅角側にある場合（図示のＢ点）とでトルクダウン
量を同じにしようとすると、別々に点火時期のトルク補
正量を適合しなければならず、適合工数が大きくなる。
【０１０８】これに対処するため本発明では、基本点火
時期で発生する図示トルクに対する減量割合をトルク補
正率として導入し、このトルク補正率に基づいて点火時
期のトルク補正量を算出する。
【０１０９】この制御の内容を、以下フローチャートに
基づいて説明する。
【０１１０】図１８のフローチャートは基本点火時期Ｔ
ＡＤＶＭを算出するためのもので、図７、図８のフロー
に続けて１０ｍｓ毎に実行する。
【０１１１】ステップＡ）、Ｂ）ではトリミングマップ
補正値ＡＤＶＴＲＭ［ｄｅｇ］とアイドル時点火時期Ｇ
ＯＶＩＤＬ［ｄｅｇ］を算出する。ステップＣ）ではア
イドルスイッチがＯＮ状態にあるかどうかみてこれがＯ
ＮのときはステップＤ）で、 ＴＡＤＶＭ＝ＧＯＶＩＤＬ−ＣＡＴＤＡＮ …（１３） ただし、ＣＡＴＤＡＮ：触媒暖機補正値［ｄｅｇ］ の式により、基本点火時期ＴＡＤＶＭ［ｄｅｇ］を計算
する。
【０１１２】ここで、（１３）式のアイドル時点火時期
ＧＯＶＩＤＬは、図１６で説明したように、アイドルス
イッチＯＮ時（無負荷時）の安定性向上とＨＣ排出量の
低減をねらい、ＭＢＴよりも大きく遅角側の値となって
いる。具体的には、回転数Ｎから所定のテーブルを検索
して求まる値ＧＯＶと冷却水温Ｔｗから所定のテーブル
を検索して求まる値ＡＤＶＣＤ１の和である。
【０１１３】また、（１３）式（（１４）式において
も）においてＴＡＤＶＭは圧縮上死点より進角側に測っ
たクランク角であるため、正の値であるＣＡＴＤＡＮの
前についているマイナスはＣＡＴＤＡＮが遅角量である
ことを意味する。
【０１１４】一方、アイドルスイッチがＯＦＦのときは
ステップＣ）よりステップＥ）に進み、図８のステップ
Ｏ）で得ているＭＢＴ演算値ＭＢＴＣＡＬを用いて ＴＡＤＶＭ＝ＭＢＴＣＡＬ＋ＡＤＶＴＲＭ−ＣＡＴＤＡＮ …（１４） の式により基本点火時期ＴＡＤＶＭ［ｄｅｇ］を計算す
る。
【０１１５】ここで、トリミングマップ補正値ＡＤＶＴ
ＲＭは、ノック防止、サージ防止、騒音と振動の低減、
アイドルつなぎのための各補正とＭＢＴ演算式エラーの
補正をねらったもので、回転数Ｎと負荷としての充填効
率ＩＴＡＣ（図７のステップＡ）で得ている）から所定
のマップを検索して求める。なお、ＡＤＶＴＲＭはＡＤ
ＶＴＲＭの前についているのがプラスだからといって必
ずしも進角量だけでなく、ＡＤＶＴＲＭそのものがマイ
ナスの値をもつことで遅角量にもなる（つまりＡＤＶＴ
ＲＭはプラスとマイナスの両方の値をとる）。
【０１１６】トリミングマップ補正値ＡＤＶＴＲＭが対
象とする上記の各補正は、その補正の目的がそれぞれ相
違するので、以下に個別に説明する。
【０１１７】〈イ〉ノック防止のための補正：スロット
ルバルブの全開位置近傍ではＭＢＴが実現できないのが
普通（燃費、出力をできるだけ良くするためスロットル
バルブの全開位置でノッキングが生じるぐらいの圧縮比
の設計を行うからである）であり、そのままでなんら補
正をしないときはノッキングが発生し騒音も大きくな
る。そこで、ＡＤＶＴＲＭによりスロットルバルブの全
開位置近傍ではＭＢＴよりも遅角させている。
【０１１８】〈ロ〉サージ防止のための補正：ＭＢＴで
は減速領域など部分燃焼（途中失火）が起きやすく、こ
れに起因してサージが生じる可能性があることになどに
より、ＭＢＴよりもリタードしたほうが燃焼安定度が良
い領域がある。そこで、この領域ではＡＤＶＴＲＭによ
りＭＢＴよりも遅角させている。
【０１１９】〈ハ〉騒音、振動の低減のための補正：Δ
Ｐ／ΔＱ（燃焼圧上昇速度）が大きいと、加振力とな
り、騒音が大きくなり、また前後振動も発生しやすいの
で、ＡＤＶＴＲＭによりＭＢＴより遅角してΔＰ／ΔＱ
を落とすことがある。
【０１２０】〈ニ〉アイドルつなぎのため補正：アイド
リングはハンチングを防止するためや負荷が加わったと
きの復元力を上げ回転落ちを小さくするためにＭＢＴよ
りも大きく遅角させるのが普通であり、アイドルスイッ
チにより点火時期を切換えている（アイドルスイッチＯ
Ｎ時はＧＯＶＩＤＬを、アイドルスイッチＯＦＦ時はＭ
ＢＴ演算値を用いる）。したがって、アイドルスイッチ
の切換前後でトルクの段差が大きく、運転性に影響を及
ぼすことになるので、これを防止するため、アイドル近
傍ではＡＤＶＴＲＭによりＭＢＴＣＡＬを遅角側に補正
して用いる必要があるのである。
【０１２１】〈ホ〉ＭＢＴ演算式エラーの補正：ＭＢＴ
演算式があらゆる条件で要求精度に入っていればよいの
であるが、実際には回転数、負荷、水温、空燃比（リー
ン〜リッチ）、ＥＧＲの有無やＥＧＲ率、スワールコン
トロールバルブの有無、ＶＴＣ（無段階の可変バルブタ
イミング）等が変わった場合、エラー（誤差）が残るこ
とを避けられない。このエラーをＡＤＶＴＲＭにより補
正する。
【０１２２】このように、触媒暖機完了後であれば、ア
イドルスイッチＯＮ時はＧＯＶＩＤＬにより点火時期が
ＭＢＴよりも遅角側に、またアイドルスイッチＯＦＦ時
はＡＤＶＴＲＭによりＭＢＴＣＡＬが補正して用いられ
る。
【０１２３】なお、ＭＢＴ演算値とトリミングマップ補
正値ＡＤＶＴＲＭを分離して構成しない場合は、上記の
〈イ〉〜〈ホ〉のそれぞれに対応して次の問題が生じ
る。
【０１２４】〈α〉ノック限界によりＭＢＴまで進角で
きないときの補正ができないので、ノッキングが生じる
ままになる。ノッキングを避けるため全域で遅角側に適
合したのでは、燃費が悪化する。
【０１２５】〈β〉ＭＢＴ演算式において補正しない燃
焼速度に影響するパラメータ（たとえば、吸気温度の条
件差、ＶＴＣ）がある場合、要求と合わせることができ
ない。
【０１２６】〈γ〉騒音、振動の低減のための補正やア
イドルつなぎのための補正もできない。
【０１２７】〈δ〉ＭＢＴ演算式にエラーがあっても補
正することができないため、燃費が悪化する。
【０１２８】これに対して、本発明ではＭＢＴ演算値と
は別にトリミングマップ補正値ＡＤＶＴＲＭを導入して
いるので、上記の〈α〉〜〈δ〉の各問題が生じること
がないのである。
【０１２９】ここで、〈α〉は上記の〈イ〉に、〈β〉
は上記の〈ホ〉に、〈γ〉は上記の〈ハ〉と〈ニ〉に、
〈δ〉は上記の〈ホ〉にそれぞれ対応することはいうま
でもない。
【０１３０】図１９のフローチャートは点火装置に与え
る点火時期ＡＤＶを計算して出力する制御動作内容を示
すもので、図７、図８、図１８のフローとは別にＲｅｆ
信号に同期して実行する。
【０１３１】ステップＡ）〜Ｅ）はトルクダウン制御の
ためのリタード制御量（点火時期のトルク補正量）ＴＲ
ＨＯＳの算出を行う部分である。
【０１３２】ここで、基本点火時期ＴＡＤＶＭがＭＢＴ
よりも遅角側にずれている場合のリタード制御量ＴＲＨ
ＯＳの算出方法を、図２０により先に説明しておく。同
図は横軸をＭＢＴからのずれ、縦軸をベーストルクとし
たときの特性で、ベーストルクはＭＢＴＣＡＬ−ＴＡＤ
ＶＭ＝０のとき（つまり基本点火時期ＴＡＤＶＭがＭＢ
ＴＣＡＬに一致するとき）最大となり、ＴＡＤＶＭがＭ
ＢＴＣＡＬからずれるほど小さくなってゆく。なお、ベ
ーストルクには図示トルク（ＰＩ線図から求めたトル
ク）を用いている。
【０１３３】ただし、ベーストルクの単位には％を用
い、最大値を１００％としている。トルクの単位をｋｇ
・ｍで表さず、％と割合で扱うことで、回転数や負荷が
相違してもほぼ同じ特性が得られるので、これらの違い
によりベーストルクの特性を変える必要がなくなるので
ある。
【０１３４】この場合に、ＭＢＴＣＡＬ−ＴＡＤＶＭが
０より右側の所定値にある場合のトルク制御遅角量を求
めることを考える。
【０１３５】手順：ＭＢＴＣＡＬ−ＴＡＤＶＭに対す
るベーストルクを求めるとＴＢ［％］である。
【０１３６】手順：ＴＢに対するトルクダウン後のベ
ーストルクの割合をＰＩ［％］で与えれば、ＴＢ×ＰＩ
がトルクダウン後のベーストルクＴＤ［％］である。
【０１３７】手順：ＴＤを発生するときの点火時期Ｔ
ＤＭ［ｄｅｇ］がトルクダウン後の点火時期（ただしＭ
ＢＴ点を基準として遅角側に測った点火時期）である。
【０１３８】手順：ＴＤＭとＭＢＴＣＡＬ−ＴＡＤＶ
Ｍの差をとると、この差がベーストルクをＴＢからＴＤ
へとトルクダウンさせる場合のトルク制御遅角量ＴＲＨ
ＯＳ［ｄｅｇ］となる。
【０１３９】こうした手順を述べた部分が、図１９のス
テップＡ）〜Ｅ）である。
【０１４０】まずステップＡ）では図２のステップＯ）
で得ているＭＢＴＣＡＬと図１８のステップＤ）または
Ｅ）で得ているＴＡＤＶＭとから ＭＢＴＺＵＲＥ＝ＭＢＴＣＡＬ−ＴＡＤＶＭ …（１５） の式によりＭＢＴずれ量ＭＢＴＺＵＲＥ［ｄｅｇ］を計
算する。
【０１４１】ただし、ＴＡＤＶＭがＭＢＴより遅角側に
ある場合だけを扱うため、ＭＢＴＺＵＲＥはＭＢＴＺＵ
ＲＥ≧０に制限する。ＴＡＤＶＭがＭＢＴより遅角側に
ある場合だけを扱うのは、ＭＢＴより進角させてもトル
クダウンは可能であるが、この進角によりノックが発生
したりＮＯｘが増加するので、これらを避けるため、Ｍ
ＢＴより進角側は使いたくないからである。
【０１４２】ステップＢ）ではＭＢＴＺＵＲＥから図２
１を内容とするＴＢテーブルを検索してベーストルクＴ
Ｂ［％］を求める。ベーストルクＴＢは図示トルクで、
図２１に示したようにＭＢＴＺＵＲＥが０のとき最大と
なり、ＭＢＴＺＵＲＥが大きくなるほどゆっくりと落ち
てくる。なお、図２１は図１９とまったく同じものであ
る。
【０１４３】ステップＣ）では、 ＴＤ＝ＴＢ×ＰＩ …（１６） ただし、ＰＩ：エンジントルク制御量［％］ の式によりダウントルクＴＤ［％］を計算する。
【０１４４】ここで、ＰＩは基本点火時期でのベースト
ルクに対するトルクダウン後のベーストルクの割合であ
る。したがって、ＴＤはトルクダウン後のベーストルク
になる。なお、ダウントルクＴＤはＴＤ≦１００％に制
限する。
【０１４５】このダウントルクＴＤよりステップＤ）に
おいて図２２を内容とするＴＤＭテーブルを検索してダ
ウントルク点火時期（ただし、ＭＢＴ点を基準として遅
角側に測った点火時期）ＴＤＭ［ｄｅｇ］を求める。図
２２に示したように、ＴＤが１００％ということはＴＢ
も１００％であり、ＴＢが１００％であればそのときの
点火時期はＭＢＴ点にある（つまりＴＤＭ＝０）わけで
ある。したがって、ＴＤが１００％より小さくなるにつ
れてＴＤＭが大きくなる。
【０１４６】ステップＥ）ではこのＴＤＭとＭＢＴＺＵ
ＲＥを用いて ＴＲＨＯＳ＝ＴＤＭ−ＭＢＴＺＵＲＥ …（１７） の式によりリタード制御量ＴＲＨＯＳ［ｄｅｇ］を計算
する。
【０１４７】このようにしてリタード制御量ＴＲＨＯＳ
が求まったので、ステップＦ）では ＡＤＶＢＬ＝ＴＡＤＶＭ−ＴＲＨＯＳ＋ＢＥＴＡ …（１８） ただし、ＢＥＴＡ：ノック制御補正量（正負あり） の式によりＴＡＤＶＭをＴＲＨＯＳだけ遅角側にシフト
させた値を補正点火時期ＡＤＶＢＬ［ｄｅｇ］として求
める。このＡＤＶＢＬをステップＧ）において遅角側リ
ミッタと進角側リミッタの間に制限したあと、この制限
したＡＤＶＢＬをステップＨ）で点火実行用の出力レジ
スタにストアすることで、クランク角センサの出力にし
たがっての所定の点火タイミングでの点火に備える。
【０１４８】噴射の実行と同様、点火実行もＲｅｆ信号
の入力をトリガとする割込み処理（図示しない）により
行っている。Ｒｅｆ信号の立上がり（たとえば７０°Ｂ
ＴＤＣ）より１°信号をカウントするカウンタ値が７０
°−ＡＤＶと一致したとき点火コイルの一次電流が遮断
される（つまり点火が行われる）のである。
【０１４９】次に、上記のエンジントルク制御量ＰＩ
は、〈ａ〉アイドル安定化のため、〈ｂ〉自動変速機付
き車両において変速時のトルクダウン制御のため、
〈ｃ〉急加速時のショック、ガクガク振動の低減のため
に導入しており、ＰＩに１００％より小さな値や大きな
値が与えられたときトルクダウンが行われる（ＰＩが１
００％のときはトルクダウンが行われない）。
【０１５０】〈ａ〉の場合には、アイドルスイッチＯＮ
時に実回転数Ｎと目標回転数ＮＳＥＴの差より図２３を
内容とするテーブルを検索してＰＩを求める。Ｎ＞ＮＳ
ＥＴのときは１００％より小さい値を与えてトルクダウ
ンすることにより実回転数Ｎを目標回転数ＮＳＥＴへと
近づけるのである。
【０１５１】なお、Ｎ＜ＮＳＥＴになるとトルクアップ
を行わなければならない。この場合に、従来の点火進角
ではＭＢＴよりも進角しトルクが逆に落ちてしまう。
【０１５２】これに対して本発明では、Ｎ＜ＮＳＥＴの
ときのトルクのアップ代を確保できる。この場合に、ト
ルクアップするためＰＩに１００％を越える値を与えた
とき、図１９のステップＣ）での１００％の制限にひっ
かかることはない。なぜなら、アイドリングでは図１６
でも示したように基本点火時期がもともとＭＢＴよりも
遅角側にあることから、図１９のステップＡ）でのＭＢ
ＴＺＵＲＥが大きく、続くステップＢ）でのベーストル
クＴＢが１００％よりも十分小さな値になっている。し
たがって、トルクアップするためＰＩに１００％を越え
る値を与えても、ＰＩ×ＴＢ（＝ＴＤ）の値が十分１０
０％以内に落ち着くのであり、図１９のステップＣ）で
の１００％の制限にひっかかることがないのである。
【０１５３】〈ｂ〉については、たとえば図２５に１速
から２速へのシフトアップ時を示すと、シフトアップ前
はエンジントルクと変速機トルクとが一致している。こ
の場合に、トルクダウン制御を行わないときは、シフト
アップの前後の回転数Ｎの変化量ΔＮに対応する運動エ
ネルギーの分だけシフトアップ後には変速機トルクが一
時的に大きくなる（図２５最下段の実線参照）。そこ
で、シフトアップ時にＰＩとしてたとえば７０％を与
え、ΔＮに対応する運動エネルギーの分だけエンジント
ルクを減少させることにより、シフトアップ前後でエン
ジンと変速機とを滑らかにつなげようというのである
（図２５最下段の破線参照）。
【０１５４】具体的には、変速機制御用コントロールユ
ニットからトルクダウン要求信号がエンジンコントロー
ルユニットに対して出されたとき、実回転数Ｎとスロッ
トルバルブ開度ＴＶＯから図２４を内容とするマップを
検索してＰＩを求める。
【０１５５】〈ｃ〉については、図２８に示したよう
に、スロットルバルブ開度ＴＶＯが全開位置近傍までス
テップ的に変化したとき（急加速時）、トルクダウン制
御を行わないと、軸トルクが図示のように急上昇したあ
と波打ち（実線参照）、これに起因して車両にショック
とガクガク振動が生じる。そこで、最下段に示したよう
に、ΔＴＶＯに応じたエンジントルク制御量ＰＩ１
［％］でトルクダウンすることにより軸トルクの最初の
立上がりを滑らかにすることによって急加速直後のショ
ックを低減し、かつΔＮに応じたエンジントルク制御量
ＰＩ２［％］でトルク制御を行うことにより急加速直後
のガクガク振動を低減するのである。
【０１５６】具体的には、スロットルバルブ開度の変化
量ΔＴＶＯより図２６を内容とするテーブルを検索して
ＰＩ１を、また回転数Ｎの変化量ΔＮより図２７を内容
とするテーブルを検索してＰＩ２を求め、これらの和を
ＰＩとする。
【０１５７】なお、ΔＮ＜０のときにはトルクアップし
なければならないが、このときにも少しはトルクのアッ
プ代を確保できる。なぜなら、スロットルバルブ全開近
傍では、ノック防止とノックからのゆとりのため基本点
火時期をやや遅角させており、その分のトルクアップ代
が少しではあるがあるからである。しかしながら、その
トルクアップ代はアイドルほどでないので、ガクガク振
動防止のためのＰＩ２の値は進角側にはあまり大きくし
ないのが普通である。
【０１５８】ここで、第１実施形態の作用を説明する。
【０１５９】第１実施形態では、基本点火時期ＴＡＤＶ
ＭがＭＢＴＣＡＬに一致する場合であろうとＭＢＴＣＡ
Ｌからずれている場合であろうと、同じエンジントルク
制御量ＰＩに対して同じ割合のトルクダウンが生じる。
つまり、トルクダウン割合とＰＩとの間にリニアな関係
が生じるので、ＴＢテーブル（図２１）とＴＤＭテーブ
ル（図２２）を適合しておけば、その後にトルクダウン
割合の変更があっても、このトルクダウン割合の変更に
合わせてエンジントルク制御量ＰＩを変更するだけで足
りる（たとえばトルクダウン割合を９０％から８０％に
したいときはエンジントルク制御量ＰＩも９０％から８
０％にすればよい）ことから、トルクダウン割合の変更
に対する適合が容易であり、かつ適合工数を増やすこと
もない。
【０１６０】また、基本点火時期ＴＡＤＶＭで発生する
図示トルクに対する減量割合をエンジントルク制御量Ｐ
Ｉとして導入しているので、基本点火時期ＴＡＤＶＭが
ＭＢＴＣＡＬにある場合と基本点火時期ＴＡＤＶＭがＭ
ＢＴＣＡＬからずれている場合とで別々にリタード制御
量ＴＲＨＯＳの特性（具体的には図２１のＴＢテーブル
と図２２のＴＤＭテーブル）を適合する必要がない。
【０１６１】また、ベーストルクの単位に％を用い、最
大値を１００％としているので、ベーストルクの特性が
エンジン回転数に関係なく１つで足り、これによって適
合工数を減らすことができる。
【０１６２】図２９のフローチャートは第２実施形態
で、第１実施形態の図１９に対応する。図１９と相違す
るのはステップＥ１）、Ｆ１）で、エンジントルク制御
量ＰＩ［％］から図３０を内容とするテーブルを検索し
てリタード制御量ＴＲＨＯＳ２［ｄｅｇ］を求め、 ＡＤＶＢＬ＝ＴＡＤＶＭ−ＴＲＨＯＳ２＋ＢＥＴＡ …（１９） の式により補正点火時期ＡＤＶＢＬを計算している。
【０１６３】第２実施形態では、エンジントルク制御量
ＰＩに応じてリタード制御量ＴＲＨＯＳ２を求めるの
で、リタード制御量ＴＲＨＯＳ２の特性（図３０）を適
合しておけば、その後にトルクダウン割合の変更があっ
ても、このトルクダウン割合の変更に合わせてエンジン
トルク制御量ＰＩを変更するだけで足りる（たとえばト
ルクダウン割合を９０％から８０％にしたいときはＰＩ
も９０％から８０％倍にすればよい）ので、トルクダウ
ン割合の変更に対する適合が容易であり、かつ適合工数
を増やすこともない。
【０１６４】また、第２の実施形態でも、基本点火時期
ＴＡＤＶＭで発生する図示トルクに対する減量割合をエ
ンジントルク制御量ＰＩとして導入しているので、基本
点火時期がＭＢＴにある場合と基本点火時期がＭＢＴか
らずれている場合とで別々にリタード制御量ＴＲＨＯＳ
２の特性を適合する必要がない。
【０１６５】実施形態ではリーンバーンシステムかつＥ
ＧＲ装置を備えるものについて説明したが、ＥＧＲ装置
を設けていないリーンバーンシステムやいわゆる三元触
媒方式のものにも適用があることはいうまでもない。
【０１６６】実施形態では変速時のトルクダウン制御に
ついてシフトアップ時で説明したが、シフトダウン時に
ついてもトルクダウン制御を行うものがあり、このもの
に対しても本発明を適用することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図である。
【図２】燃料噴射パルス幅を算出して出力する制御動作
内容を説明するためのフローチャートである。
【図３】バックグランドジョブのフローチャートであ
る。
【図４】リーン条件の判定を説明するためのフローチャ
ートである。
【図５】リーンマップの内容を示す特性図である。
【図６】非リーンマップの内容を示す特性図である。
【図７】点火進角値ＡＤＶの演算を説明するためのフロ
ーチャートである。
【図８】点火進角値ＡＤＶの演算を説明するためのフロ
ーチャートである。
【図９】未燃ガス密度基本値ＤＥＮＳの特性図である。
【図１０】層流火炎速度基本値ＦＬＭＬの特性図であ
る。
【図１１】スワールコントロールバルブ係数ＳＣＡＤＭ
Ｐの特性図である。
【図１２】水温補正係数ＴＷＨＯＳ１の特性図である。
【図１３】水温補正係数ＴＷＨＯＳ２の特性図である。
【図１４】当量比補正係数ＲＭＤＨＳ１の特性図であ
る。
【図１５】当量比補正係数ＲＭＤＨＳ２の特性図であ
る。
【図１６】基本点火時期の特性図である。
【図１７】ＭＢＴからの基本点火時期のずれに対するベ
ーストルクの特性図である。
【図１８】基本点火時期ＴＡＤＶＭの算出を説明するた
めのフローチャートである。
【図１９】補正点火時期ＡＤＶＢＬを計算して出力する
制御動作内容を説明するためのフローチャートである。
【図２０】基本点火時期ＴＡＤＶＭがＭＢＴよりもずれ
ている場合のリタード制御量ＴＲＨＯＳの算出方法を説
明するための特性図である。
【図２１】ＴＢテーブルの特性図である。
【図２２】ＴＤＭテーブルの特性図である。
【図２３】ＰＩテーブルの特性図である。
【図２４】ＰＩマップの特性図である。
【図２５】シフトアップ時の波形図である。
【図２６】ＰＩ１テーブルの特性図である。
【図２７】ＰＩ２テーブルの特性図である。
【図２８】急加速時の波形図である。
【図２９】第２実施形態の補正点火時期ＡＤＶＢＬを計
算して出力する制御動作内容を説明するためのフローチ
ャートである。
【図３０】第２実施形態のリタード制御量ＴＲＨＯＳ２
の特性図である。
【図３１】第１の発明のクレーム対応図である。
【図３２】第２の発明のクレーム対応図である。
【符号の説明】
１ エンジン本体 ２ コントロールユニット １０ 点火プラグ

Claims (20)

    【特許請求の範囲】
  1. 【請求項１】基本点火時期を算出する手段と、 この基本点火時期で発生するトルクに対する減量割合を
    トルク補正率として算出する手段と、 このトルク補正率に応じて点火時期のトルク補正量を算
    出する手段と、 このトルク補正量で前記基本点火時期を補正する手段
    と、 この補正された基本点火時期で火花点火を行う手段とを
    設けたことを特徴とするエンジンの点火時期制御装置。
  2. 【請求項２】基本点火時期を算出する手段と、 この基本点火時期で発生するトルクに対する減量割合を
    トルク補正率として算出する手段と、 前記基本点火時期のＭＢＴからのずれ量を算出する手段
    と、 このＭＢＴからのずれ量に応じてベーストルクを求める
    手段と、 このベーストルクに前記トルク補正率を乗算した値をダ
    ウントルクとして算出する手段と、 このダウントルクに応じて、このダウントルクを発生す
    るときの点火時期であってＭＢＴ点を基準として測った
    点火時期をダウントルク点火時期として算出する手段
    と、 このダウントルク点火時期と前記ずれ量の差を点火時期
    のトルク補正量として算出する手段と、 このトルク補正量で前記基本点火時期を補正する手段
    と、 この補正された基本点火時期で火花点火を行う手段とを
    設けたことを特徴とするエンジンの点火時期制御装置。
  3. 【請求項３】前記ベーストルクは図示トルクであること
    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。
  4. 【請求項４】前記ベーストルクの単位にパーセントを用
    い、最大値を１００パーセントとすることを特徴とする
    請求項３に記載のエンジンの点火時期制御装置。
  5. 【請求項５】前記ずれ量は前記基本点火時期が前記ＭＢ
    Ｔから遅角側にずれた場合の値であ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。
  6. 【請求項６】前記ＭＢＴを、シリンダ内総ガス重量を未
    燃ガス密度基本値および層流火炎速度基本値で割った値
    に所定の着火遅れ時間を加算し、この加算値をクランク
    角に単位変換する式によって演算することを特徴とする
    請求項２から５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。
  7. 【請求項７】前記基本点火時期は前記ＭＢＴにトリミン
    グマップによるずらし補正を行った値であることを特徴
    とする請求項６に記載のエンジンの点火時期制御装置。
  8. 【請求項８】前記トリミングマップによるずらし補正は
    ノック防止のための補正であることを特徴とする請求項
    ７に記載のエンジンの点火時期制御装置。
  9. 【請求項９】前記トリミングマップによるずらし補正は
    サージ防止のための補正であることを特徴とする請求項
    ７に記載のエンジンの点火時期制御装置。
  10. 【請求項１０】前記トリミングマップによるずらし補正
    は騒音、振動の低減のための補正であることを特徴とす
    る請求項７に記載のエンジンの点火時期制御装置。
  11. 【請求項１１】アイドル時に前記ＭＢＴよりも遅角側の
    値を前記基本点火時期として設定する場合に前記トリミ
    ングマップによるずらし補正がアイドルつなぎのための
    補正であることを特徴とする請求項７に記載のエンジン
    の点火時期制御装置。
  12. 【請求項１２】前記トリミングマップによるずらし補正
    は前記ＭＢＴ演算式のエラーの補正であることを特徴と
    する請求項７に記載のエンジンの点火時期制御装置。
  13. 【請求項１３】前記トルク補正率はアイドルスイッチＯ
    Ｎ時のアイドル安定化のための値であることを特徴とす
    る請求項１から１２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。
  14. 【請求項１４】前記アイドル安定化のための値はアイド
    ルスイッチＯＮ時のエンジン回転数と目標回転数の差に
    応じた値であることを特徴とする請求項１３に記載のエ
    ンジンの点火時期制御装置。
  15. 【請求項１５】前記トルク補正率は変速時のトルクダウ
    ン制御のための値であることを特徴とする請求項１から
    １２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。
  16. 【請求項１６】前記変速時のトルクダウン制御のための
    値はエンジン回転数とスロットルバルブ開度に応じた値
    であることを特徴とする請求項１５に記載のエンジンの
    点火時期制御装置。
  17. 【請求項１７】前記トルク補正率は急加速直後のショッ
    ク低減のための値であることを特徴とする請求項１から
    １２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。
  18. 【請求項１８】前記急加速直後のショック低減のための
    値はスロットルバルブ開度の変化量に応じた値であるこ
    とを特徴とする請求項１７に記載のエンジンの点火時期
    制御装置。
  19. 【請求項１９】前記トルク補正率は急加速直後のガクガ
    ク振動の低減のための値であることを特徴とする請求項
    １から１２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。
  20. 【請求項２０】前記急加速直後のガクガク振動の低減の
    ための値はエンジン回転数の変化量に応じた値であるこ
    とを特徴とする請求項１９に記載のエンジンの点火時期
    制御装置。
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