内燃机的控制装置的制作方法

专利名称：内燃机的控制装置的制作方法
技术领域：
本发明涉及内燃机的控制装置，尤其涉及根据废气回流率进行控制的内燃机的控制装置，其中，该废气回流率表示吸入到内燃机的燃烧室的气体中包含的废气(燃烧气体)的比例。
背景技术：
专利文献I中示出了这样的内燃机的控制装置:计算燃烧后残留在燃烧室内的燃烧气体的残留率、即残留气体率(内部废气回流率)，并根据残留气体率控制点火正时。通过该控制装置，根据内燃机转速、阀溢流量(进气门的开阀期间与排气门的开阀期间的重叠期间)、进气压力、废气温度以及吸入空气量，计算残留气体率。此外，在具有废气回流机构的内燃机的控制装置中，以往一直使用根据废气回流控制阀的开度使用映射图计算废气回流率的方法，其中，该映射图用于计算废气回流率(夕卜部废气回流率)。现有技术文献专利文献专利文献1:日本特开2003-269306号公报

发明内容
发明所要解决的课题专利文献I所示的残留气体率的计算方法中存在以下问题:用于计算的参数较多，表和映射图的设定工作量较多。此外，在用于计算外部废气回流率的以往的方法中，与各种内燃机运转状态相对应地需要许多映射图。因此，由于同时考虑内部废气回流以及外部废气回流后计算废气回流率，因此需要更多的表和映射图，设定工作量变得庞大。本发明着眼于此问题点而完成，其目的在与提供一种内燃机的控制装置，该控制装置能够以比较简单的方法计算与内燃机运转状态相对应的准确的废气回流率。用于解决课题的手段为了实现上述目的，本发明提供一种内燃机的控制装置，该内燃机具有设置在进气通道(2)内的节气门(3);以及将蒸发燃料混合气体供给到所述进气通道(2)的蒸发燃料通道(25)，所述蒸发燃料混合气体是在向所述内燃机供给燃料的燃料箱内产生的蒸发燃料和空气的混合气体。该控制装置具有:转速检测单元，其检测所述内燃机的转速(NE);进气压力检测单元，其检测所述内燃机的进气压力(PBA);全开吸入空气量计算单元，其根据所述内燃机转速(NE)计算与使所述节气门(3)全开的状态对应的吸入空气量、即全开吸入空气量(GAWOT);理论吸入空气量计算单元，其根据所述全开吸入空气量(GAWOT)以及所述进气压力(PBA)计算与所述内燃机的废气没有回流到燃烧室的状态对应的理论吸入空气量(GATH);吸入空气量取得单元，其检测或者估计所述内燃机的吸入空气量(GAIRCYL);蒸发燃料混合气体量计算单元，其计算经由所述蒸发燃料通道(25)供给到所述进气通道(2)的蒸发燃料混合气体量(GPGC);吸入气体量计算单元，其通过使用所述蒸发燃料混合气体量(GPGC)校正所述吸入空气量(GAIRCYL)，计算吸入气体量(GINGASCYL);以及废气回流率计算单元，其采用所述理论吸入空气量(GATH)以及吸入气体量(GINGASCYL)计算废气回流率(REGRT)，使用所述废气回流率(REGRT)控制所述内燃机。根据该结构，根据内燃机转速计算全开吸入空气量，该全开吸入空气量是与使节气门全开的状态对应的吸入空气量，根据全开吸入空气量以及进气压力计算与完全不存在废气回流的状态对应的理论吸入空气量。并且计算经由蒸发燃料通道供给到进气通道的蒸发燃料混合气体量，通过使用蒸发燃料混合气体量校正吸入空气量来计算吸入气体量，采用计算出的吸入气体量以及理论吸入空气量计算废气回流率，并使用计算出的废气回流率控制内燃机。因此，不需要为了计算废气回流率而预先设定与各种内燃机运转状态对应的多个映射图，能够大幅度削减映射图设定工作量。并且即便大气压发生变化，也不需要与此相伴的校正计算，能够简便并且准确地计算出废气回流率。并且使用通过经由蒸发燃料通道供给到进气通道的蒸发燃料混合气体量校正的吸入气体量来计算废气回流率，因此即使在供给蒸发燃料混合气体的状态下，也能够得到正确的废气回流率。所述控制装置优选还具有:最佳点火正时计算单元，其根据所述废气回流率(REGRT)计算使所述内燃机的输出为最大的最佳点火正时(IGMBT);点火正时控制单元，其使用所述最佳点火正时(IGMBT )控制所述内燃机的点火正时。根据该结构，根据废气回流率计算最佳点火正时，使用计算出的最佳点火正时进行点火正时控制。由于确认了废气回流率和最佳点火正时之间的关系不受进气门的动作相位和外部废气回流的有无的影响，因此，通过根据废气回流率设定最佳点火正时，能够简便地计算出适合于内燃机运转状态的最佳点火正时。所述控制装置优选还具有:蒸发燃料浓度计算单元，其计算所述蒸发燃料混合气体中的蒸发燃料浓度(KAFEVACT) ;二次新气体量计算单元,其计算根据所述蒸发燃料混合气体量(GPGC)和蒸发燃料浓度(KAFEVACT)计算出的所述蒸发燃料混合气体中的新气体量作为二次新气体量(GPGACYL);以及校正吸入空气量计算单元，其通过使用所述二次新气体量校正所述吸入空气量(GAIRCYL)，计算校正吸入空气量(GAIRCYLC)，所述点火正时控制单元具有爆震临界点火正时计算单元，该爆震临界点火正时计算单元根据所述废气回流率(REGRT)和校正吸入空气量(GAIRCYLC)计算与所述内燃机中的爆震的发生临界对应的爆震临界点火正时(IGKN0CK)，所述点火正时控制单元使用所述最佳点火正时(IGMBT)或者爆震临界点火正时(IGKN0CK)中的滞后侧的点火正时，进行所述点火正时的控制。根据该结构，计算蒸发燃料混合气体中的蒸发燃料浓度，计算根据蒸发燃料混合气体量和蒸发燃料浓度计算出的蒸发燃料混合气体中的新气体量作为二次新气体量，通过使用该二次新气体量校正吸入空气量来计算校正吸入空气量，根据废气回流率和校正吸入空气量计算爆震临界点火正时。由于爆震临界点火正时与废气回流率的相关性较高，因此，能够根据废气回流率计算爆震临界点火正时，从而高精度地进行在能可靠地避免爆震的范围内使内燃机输出最大化的点火正时控制。此外，在经由蒸发燃料通道将蒸发燃料混合气体供给到进气通道时，吸入到汽缸的新气体量成为对吸入空气量加上蒸发燃料混合气体中的新气体量后的值，因此能够通过根据废气回流率和校正吸入空气量计算爆震临界点火正时，来提高爆震临界点火正时的计算精度。
所述内燃机优选具有改变进气门的动作相位(CAIN)的进气门动作相位变更机构
(42),所述点火正时控制单元具有校正单元,该校正单元根据所述动作相位(CAIN)校正所述爆震临界点火正时(IGKN0CK )。根据该结构，由于根据进气门的动作相位校正爆震临界点火正时，因此，在根据内燃机运转状态使进气门的动作相位变化的内燃机中，也能够得到准确的爆震临界点火正时。所述校正单元优选根据所述动作相位(CAIN)计算所述内燃机的实效压缩比(CMPR)，根据该实效压缩比(CMPR)校正所述爆震临界点火正时(IGKN0CK)。根据该结构，根据进气门动作相位计算内燃机的实效压缩比，根据该实效压缩比校正爆震临界点火正时。由于爆震临界点火正时取决于实效压缩比而发生变化，因此，通过根据进气门动作相位计算实效压缩比，并根据该实效压缩比校正爆震临界点火正时，能够进行更准确的校正。所述控制装置优选还具有:节气门开度检测单元，其检测所述节气门的开度(TH);以及有效开度计算单元，其根据所述内燃机的转速(NE)计算所述进气压力(PBA)相对于所述节气门开度(TH)的增大的增大率为预定增大率以下的所述节气门的有效开度(THEFCT)，所述废气回流率计算单元在所述节气门开度(TH)在所述有效开度(THEFCT)以上时，将所述废气回流率(REGRT)设为“O”。通过权利要求6所述的发明，根据内燃机转速计算节气门的有效开度，在检测出的节气门开度为有效开度以上时，废气回流率设定为“O”。进行急加速时，实际供给到汽缸的空气量的增大比进气压力的增大延迟，其中，在急加速时，在内燃机的低旋转状态下节气门开度急剧增大。因此，使用吸入空气量和理论吸入空气量(根据进气压力计算出)计算废气回流率时，计算误差变大。由于在检测出的节气门开度为有效开度以上时，实际的废气回流率几乎为“0”，因此，通过将废气回流率设定为“0”，能够更准确地使实际的废气回流率近似。因此，通过使用如此计算出的废气回流率进行内燃机控制(点火正时控制、燃料供给量控制)，能够防止急加速过度运转状态下的不恰当的控制，并防止爆震的发生或者废气特性的恶化。


图1是示出本发明的一个实施方式的内燃机及其控制装置的结构的图。图2是示出图1所示的阀动作特性变更装置的概略结构的图。图3是示出进气门的动作相位的变化的图。图4是用于说明全废气回流率(REGRT)的计算方法的图。图5是用于说明相对于大气压的变化的理论全开空气量(GAWOT)的变化的图。图6是用于说明进气温度校正的图。图7是示出全废气回流率(REGRT)与最佳点火正时(IGMBT)之间的关系的图。图8是示出质量燃烧比例(RCMB )的推移的图。图9是示出全废气回流率(REGRT)与EGR爆震校正量(DEGRT)之间的关系的图。图10是计算全废气回流率的处理(第一实施方式)的流程图。图11是控制蒸发燃料混合气体的流量的处理的流程图。
图12是在图11的处理中执行的PGCMD计算处理的流程图。图13是计算蒸发燃料浓度系数(KAFEVACT)的处理的流程图。图14是计算点火正时(IGLOG)的处理的流程图。图15是在图14的处理中执行的IGKN0CK计算处理的流程图。图16是在图15的处理中执行的GAIRCYLC计算处理的流程图。图17是用于说明在图15的处理中参照的表以及映射图的设定的图。图18是用于说明实效压缩比(CMPR)的计算方法的图。图19是示出填充效率(nc)与基本爆震临界点火正时(IGKN0CKB)之间的关系的图。图20是用于说明第一实施方式中的问题的时间图。图21是用于说明有效节气门开度(THEFCT )的图。图22是计算全废气回流率的处理(第二实施方式)的流程图。图23是示出在图22的处理中参照的表的图。
具体实施例方式以下参照

本发明的实施方式。[第一实施方式]图1是示出本发明的一个实施方式的内燃机及其控制装置的结构的图，图2是示出阀动作特性变更装置的结构的图。在图1中，例如具有4个汽缸的内燃机(以下，仅称作“发动机”)I具有进气门、排气门以及驱动进气门和排气门的凸轮，同时具有阀动作特性变更装置40，该阀动作特性变更装置40具有作为凸轮相位变更机构的阀动作特性变更机构42，该凸轮相位变更机构连续地变更驱动进气门的凸轮的、以曲柄轴旋转角度为基准的动作相位。由阀动作特性变更机构42变更驱动进气门的凸轮的动作相位，并变更进气门的动作相位。发动机I的进气通道2中配置有节气门3。此外，用于检测节气门开度TH的节气门开度传感器4与节气门3联结，其检测信号被供给到电子控制单元(以下，称为“ECU”)5。驱动节气门3的致动器7与节气门3连接，致动器7由E⑶5控制其动作。进气通道2中设置有检测发动机I的吸入空气流量GAIR的吸入空气流量传感器
13。吸入空气流量传感器13的检测信号被供给到E⑶5。在进气通道2的节气门3的下游侧连接有蒸发燃料通道25，蒸发燃料通道25与未图示的过滤罐连接。蒸发燃料通道25中设置有控制蒸发燃料和空气的混合气体(蒸发燃料混合气体，以下称作“净化气体”)的流量的净化控制阀26。净化控制阀26由ECU5控制其动作。过滤罐储藏在向发动机I供给燃料的燃料箱内产生的蒸发燃料，在打开净化控制阀26时，从过滤罐经由蒸发燃料通道25将净化气体供给到进气通道2。在排气通道21与进气通道2之间设置有废气回流通道22，废气回流通道22在节气门3的下游侧与进气通道2连接。废气回流通道22中设置有控制废气回流量的废气回流控制阀23，废气回流控制阀23由ECU5控制其动作。排气通道21中安装有氧浓度传感器24 (以下称作“LAF传感器24”)，该氧浓度传感器24将与废气中的氧浓度(空燃比)大致成比例的检测信号供给到ECU5。
燃料喷射阀6按照各汽缸被设置在发动机I与节气门3之间且进气通道2的未图示的进气门的稍靠上游侧，各喷射阀与未图示的燃料泵连接的同时，与ECU5电连接并通过来自该ECU5的信号控制燃料喷射阀6的开阀时间。发动机I的各汽缸的火花塞15与E⑶5连接，E⑶5将点火信号供给到火花塞15，进行点火正时控制。在节气门3的下游安装有检测进气压力PBA的进气压力传感器8以及检测进气温度TA的进气温度传感器9。此外，在发动机I的主体中安装有检测发动机冷却水温TW的发动机冷却水温传感器10。这些传感器的检测信号被供给到ECU5。检测发动机I的曲柄轴(未图示)的旋转角度的曲柄角度位置传感器11以及检测固定有凸轮的凸轮轴的旋转角度的凸轮角度位置传感器12与ECU5连接，与曲柄轴的旋转角度以及凸轮轴的旋转角度对应的信号被供给到ECU5，其中，上述凸轮驱动发动机I的进气门。曲柄角度位置传感器11按照每个固定曲柄角周期(例如6度周期)产生I个脉冲(以下，称作“CRK脉冲”)和确定曲柄轴的预定角度位置的脉冲。此外，凸轮角度位置传感器12在发动机I的特定的汽缸的预定曲柄角度位置产生脉冲(以下，称作“CYL脉冲”)，在各汽缸的吸入冲程开始时的上止点(TDC)产生脉冲(以下，称作“TDC脉冲”)。这些脉冲用于燃料喷射正时、点火正时等各种时机控制以及发动机转速(发动机旋转速度)NE的检测。此外，根据由凸轮角度位置传感器12输出的TDC脉冲和由曲柄角度位置传感器11输出的CRK脉冲之间的相对关系检测凸轮轴的实际的动作相位CAIN。在发动机I的适当位置安装有检测高频振动的爆震传感器14，其检测信号被供给到ECU5。此外，检测由发动机I驱动的车辆的油门踏板的踏入量(以下，称作“油门踏板操作量”)AP的加速传感器31、检测该车辆的行驶速度(车速)VP的车速传感器32以及检测大气压PA的大气压传感器33与ECU5连接。这些传感器的检测信号被供给到ECU5。阀动作特性变更装置40如图2所示具有:阀动作特性变更机构42，其连续地变更进气门的动作相位，以及电磁阀44，为了连续地变更进气门的动作相位，电磁阀44的开度可连续地变更。使用所述凸轮轴的动作相位CAIN (以下，称作“进气门动作相位CAIN”)作为表示进气门的动作相位的参数。由油泵45对油盘46的润滑油进行加压并供给到电磁阀44。另外，阀动作特性变更机构42的具体结构例如已在日本特开2000-227013号公报中公开。通过阀动作特性变更机构42，以图3中实线L2所示的特性为中心，随着进气门动作相位CAIN的变化，以从虚线LI所示的最超前相位到点划线L3所示的最滞后相位之间的相位驱动进气门。在本实施方式中，进气门动作相位CAIN定义为以最滞后相位为基准的超前量。 E⑶5除了具有对来自各种传感器的输入信号波形进行整形，将电压电平修正为预定电平，将逻辑信号值转换成数字信号值等功能的输入电路、中央运算处理单元(以下，称作“CPU”)、存储由CPU执行的运算程序以及运算结果等的存储电路之外，还具有致动器7、燃料喷射阀6、火花塞15、废气回流控制阀23以及将驱动信号供给到电磁阀44的输出电路
坐寸οE⑶5的CPU根据上述传感器的检测信号，进行点火正时控制、节气门3的开度控制、供给到发动机I的燃料量(燃料喷射阀6的开阀时间)的控制、基于废气回流控制阀23的废气回流控制以及基于电磁阀44的阀动作特性的控制。燃料喷射阀6的开阀时间TOUT通过下述式(I)计算。TOUT=TIM X KCMD X KAF X KTOTAL (I)其中，TIM是基本燃料量，具体而言是燃料喷射阀6的基本燃料喷射时间，是检索根据吸入空气流量GAIR设定的 Μ表而确定的。
Μ表被设定为供给到发动机的混合气体的空燃比大致成为理论空燃比。KCMD是根据发动机I的运转状态设定的目标空燃比系数。目标空燃比系数KCMD与空燃比A/F的倒数、即燃空比F/A成比例，在成为理论空燃比时取值1.0,因此以下称作“目标当量比”。KAF是空燃比校正系数，在反馈控制的执行条件成立时，以根据LAF传感器24的检测值计算的检测当量比KACF与目标当量比KCMD —致的方式，通过PID (比例积分微分)控制或使用了自适应控制器(Self Tuning Regulator:自调谐调节器)的自适应控制来计算出该空燃比校正系数。KTOTAL是分别根据各种发动机参数信号运算的其他校正系数(与发动机冷却水温Tff对应的校正系数KTW、与进气温度TA对应的校正系数KTA等)的乘积。接着说明本实施方式中的废气回流率的计算方法的概要。以下说明中的“吸入空气量”、“回流废气量”等气体量的次元正确而言，是每ITDC期间(TDC脉冲的产生周期，例如在4个汽缸的发动机中为曲柄角旋转180度的期间)的气体质量。图4是用于说明本实施方式中的全废气回流率(以下，称作“全EGR率”)REGRT的计算方法的图，示出进气压力PBA与吸入到发动机的气体量(空气量+回流废气量)之间的关系(发动机转速NE以及进气门动作相位CAIN固定)。全EGR率REGRT是内部废气回流和经由废气回流通道22的外 部废气回流构成的全回流废气量相对于全吸入气体量(理论吸入空气量GATH)的比例(参照下述式(12) (15))。图4 (a)与关闭净化控制阀26、不将净化气体供给到进气通道2的状态(以下称作“净化停止状态”)对应，图4 (b)与打开净化控制阀26、将净化气体供给到进气通道2的状态(以下称作“净化执行状态”)对应。在图4中，动作点PWOT表示假设与使节气门3全开的状态对应，不进行外部废气回流，且不存在内部废气回流的理想的动作点。在动作点PW0T，吸入空气量在发动机转速NE固定的条件下为最大。另外，即便在使节气门3全开的状态下实际上也不存在残留气体率(内部废气回流率)为“O”的情况。但是，由于进气压力PBAWOT几乎与大气压PA相等，因此，内部废气回流率为最小。通过动作点PWOT和原点的直线LTH表示假设不进行外部废气回流且不存在内部废气回流的理想的吸入空气量与进气压力之间的关系。以下，将该直线LTH称作“理论吸入空气量直线LTH”。此外，线Lll以及L12分别示出仅考虑内部废气回流时的关系以及同时考虑内部废气回流和外部废气回流时的关系。另外，线Lll以及L12实际上不是直线，但是为了方便说明而用直线表示。首先参照图4 Ca)说明净化停止状态下的全EGR率REGRT的计算方法。将与进气压力PBA为PBAl的状态相对应的理论吸入空气量直线LTH上的气体量设为“理论吸入空气量GATH”时，用下述式(11)表示理论吸入空气量GATH。式(11)的GAIRCYL为吸入空气量(新气体量)，GEGRIN、GEGREX以及GEGRT分别为内部回流废气量、夕卜部回流废气量以及全回流废气量。
GATH=GAIRCYL+GEGRIN+GEGREX=GAIRCYL+GEGRT (11)因此，通过下述式(12 )计算全EGR率REGRT。REGRT=GEGRT/GATH= (GATH-GAIRCYL) /GATH (2)另一方面，在净化执行状态下，理论吸入空气量GATH由下述式(13)给出。式(13)的GPGC是从蒸发燃料通道26供给到进气通道2的净化气体量，如下述式(14)所示，用净化气体所包含的蒸发燃料量GVAPOR和净化气体所包含的新气体量(以下称作“二次新气体量”)GPGACYL之和给出。并且式(13)的GINGASCYL是吸入空气量GAIRCYL与净化气体量GPGC之和，以下称作“吸入气体量GINGASCYL”。GATH=GAIRCYL+GPGC+GEGRIN+GEGREX=GINGASCYL+GEGRT (13)GPGC=GVAPOR+GPGACYL (14)因此，通过下述式(15)计算全EGR率REGRT。REGRT=GEGRT/GATH= (GATH - GINGASCYL) /GATH (15)`
另外，如后所述，在点火正时IGLOG的控制中，使用通过对吸入空气量GAIRCYL和二次新气体量GPGACYL进行相加而计算出的校正吸入空气量GAIRCYLC (参照图4 (b))。如果在与净化执行状态对应的式(13)和(15)中，设净化气体量GPGC为“0”，则能够得到与净化停止状态对应的式(11)和(12)，因此以与净化执行状态对应的式(13)和
(15)为基本式进行以下的说明。图5是用于说明大气压发生变化的情况的图，相当于全开动作点PWOTl为与基准状态对应的动作点，进气压力PBA为基准进气压力PBASTD (例如，IOOkPa (750mmHg))的状态。随着该车辆移动到高处，大气压下降，动作点PWOTl如动作点PW0T2、PW0T3那样在理论吸入空气量直线LTH上移动。从各动作点PWOTl PW0T3出发的曲线L21 L23分别表示考虑了内部废气回流(不进行外部废气回流的情况下的)吸入气体量GINGASCYL。这样，在本实施方式中，不需要相对于大气压变化变更理论吸入空气量直线LTH，即便在高处也能够计算出准确的全EGR率REGRT。但是，有必要进行与进气温度TA的变化相符的空气密度校正，并根据检测的进气温度TA进行基于下述式(16)的校正。式(16)的TASTD为基准状态的进气温度(例如，250C ), GAffOTSTD是与基准状态中的全开动作点PWOT对应的吸入空气量，以下称作“基准理论全开空气量GAW0TSTD”。此外，GAffOT是与所检测的进气温度TA的运转状态中的全开动作点PWOT对应的吸入空气量，称作“理论全开空气量GAW0T”。“η”是通过实验设定成从“O”到“ I ”之间的值的常数，例如，设定成“0.5”。
I* rJ- ￡ '■-r-r-v , n" \GAWOT = GAWOTSTD χ -1-::—:—:-亡-^_
V.TA I 273 ,图6所示的直线LTHSTD是基准状态中的理论吸入空气量直线，直线LTH是与检测进气温度TA对应的理论吸入空气量直线。另外，图6与检测进气温度TA高于基准进气温度TASTD的例子对应。
图7是示出全EGR率REGRT与最佳点火正时IGMBT之间的关系(发动机转速NE固定)的图。最佳点火正时IGMBT是发动机输出转矩为最大的点火正时。在该图中，符号 和〇与进气门动作相位CAIN为O度的运转状态对应，符号■和□与进气门动作相位CAIN为20度的运转状态对应，符号▲和Λ与进气门动作相位CAIN为45度的运转状态对应。此外，符号.、■和▲与不进行外部废气回流的情况(仅进行内部废气回流)对应，符号〇、□和Λ与进行外部废气回流的情况(内部废气回流+外部废气回流)对应。根据图7可确认全EGR率REGRT与最佳点火正时IGMBT之间的关系不取决于进气门的动作相位CAIN或者外部废气回流的有无，能够采用曲线L31来代表。因此，通过预先设置一个与发动机转速NE和全EGR率REGRT对应设定的最佳点火正时计算映射图(IGMBT映射图)，从而能够进行与全部运转状态对应的最佳点火正时的设定。由此，能够大幅度降低映射图设定工作量。图8是示出吸入到燃烧室内的混合气体的质量燃烧比例RCMB的变化特性(横轴表示曲柄角度CA)的图。该图(a)表示使填充效率η c固定，使全EGR率REGRT变化时的特性，曲线L41 L43分别与全EGR率REGRT为6.3%、16.2%以及26.3%的运转状态对应。曲线L41意味着燃烧速度最快。即，可确认全EGR率REGRT是使混合气体的燃烧速度变化的主要原因。另一方面，图8 (b)示出使全EGR率固定，使填充效率η c变化时的特性(实线、虚线以及点划线)。图所示的实线、虚线以及点划线几乎重叠，也能够确认:即便使填充效率η c变化，混合气体的燃烧速度也几乎不变化。因此，能够确认不根据填充效率Π c (吸入新气体量)，而是根据全EGR率REGRT设定最佳点火正时IGMBT较恰当。图9是 示出全EGR率REGRT与EGR爆震校正量DEGRT之间的关系(发动机转速NE固定)的图。EGR爆震校正量DEGRT是用于计算爆震临界点火正时IGKN0CK的点火正时校正量，适用于进行与回流废气量的变化对应的校正，其中，爆震临界点火正时IGKN0CK表示爆震的产生临界。该图所示的符号〇、□和Λ表示与填充效率He不同的状态对应的数据，能够确认不取决于填充效率He。因此，能够在发动机转速NE固定的状态下，采用曲线L51代表全EGR率REGRT与EGR爆震校正量DEGRT之间的关系。由此，能够通过使用根据发动机转速NE以及全EGR率REGRT设定的DEGRT映射图，适当地设定EGR爆震校正量DEGRT。另外，由曲线L51表示的关系基本上不取决于进气门动作相位CAIN，但是，也考虑有由于发动机特性的偏差等而需要进行与进气门动作相位CAIN对应的修正的情况。此种情况下，也可设置与进气门动作相位CAIN对应的多个表，或者进行与进气门动作相位CAIN对应的校正。图10是计算全EGR率REGRT的处理的流程图。该处理与TDC脉冲的产生同步，由ECU5的CPU执行。在步骤Sll中，检索根据发动机转速NE以及进气门动作相位CAIN设定的GAffOTSTD映射图，计算基准理论全开空气量GAW0TSTD。在步骤S12中，进行基于上述式(16)的与进气温度TA对应的校正，计算理论全开空气量GAW0T。在步骤S13中，将检测出的进气压力PBA用于下述式(17)，计算理论吸入空气量GATH0GATH = GAffOTXPBA / PBASTD (17)
在步骤S14中，将检测出的吸入空气量流量GAIR [g / sec]以及在图12的步骤S68中计算出的净化气体流量QPGC分别用于下述式(18)和(19)，转换成I个汽缸的I个进气冲程中的吸入空气量GAIRCYL和净化气体量GPGC。式(18)和(19)的KC是转换系数。GAIRCYL = GAIRXKC / NE (18)GPGC=QPGCXKC / NE (19)在步骤S15中，下述式(20)应用吸入空气量GAIRCYL和净化气体量GPGC，计算吸入气体量GINGASCYL。GINGASCYL=GAIRCYL+GPGC (20)在步骤S15中，通过步骤式(15)，计算全EGR率REGRT。图11是用于进行净化气体流量控制、即净化控制阀26的开度控制的处理的流程图。每隔预定时间(例如80msec)由E⑶5的CPU执行该处理。在步骤S51中，判别净化执行标志FPGACT是否为“ I ”。净化执行标志FPGACT在将净化气体供给到进气通道2的运转状态时被设定为“I”。在步骤S51的答案是否定(否)时，将净化控制阀驱动占空比D0UTPGC设定为“O”(步骤S52)，接着将过渡控制系数KPGT设定为预定初始值KPGTINI 1.0)(步骤S53)。过渡控制系数KPGT是在净化气体的供给开始最初用于限制净化气体流量的系数，被设定为:在净化气体供给开始后，到达“1.0”之前，随着时间经过而增大(参照图12的步骤S65 S67)。在步骤S51的答案是肯定(是)、即进行净化气体供给时，判别燃料中断标志FFC是否为“I”(步骤S54)。燃料中断标志FFC在暂时停止向发动机I的燃料供给的运转状态下被设定为“I”。在燃 料中断标志FFC为“I”时，将过渡控制系数KPGT设定为预定初始值KPGTINI，并且将净化控制阀驱动占空比D0UTPGC设定为“O”(步骤S55、S56)。在步骤S54的答案是否定(否)时，执行图12所示的PGCMD计算处理，计算目标驱动占空比PGCMD (步骤S57)。在步骤S58中，将净化控制阀驱动占空比D0UTPGC设定为目标驱动占空比PGCMD。在步骤S59中，将在图12的处理中计算的净化气体流量QPGC和基本净化气体流量QPGCBASE应用到下述式(21)，计算净化气体流量比QRATE。净化气体流量比QRATE被用于图13的步骤S80。QRATE=QPGC/QPGCBASE (21)图12是在图11的步骤S57中执行的PGCMD计算处理的流程图。在步骤S61中，将检测出的吸入空气量流量GAIR用于下述式(22 )，计算基本净化气体流量QPGCBASE。式(22 )的KQPGB是预定目标净化率。QPGCBASE=GAIRXKQPGB (22)在步骤S62中，判别基本净化气体流量QPGCBASE是否大于上限值QPGMAX，在其答案是否定(否)时，将目标净化气体流量QPGCMD设定为基本净化气体流量QPGCBASE (步骤S63)。在基本净化气体流量QPGCBASE大于上限值QPGMAX时，将目标净化气体流量QPGCMD设定为上限值QPGMAX (步骤S64)。在步骤S65中，使过渡控制系数KPGT增大预定量DKPGT(< 1.0)。在步骤S66中，判别过渡控制系数KPGT是否大于“1.0”，在其答案是否定(否)时，直接进入到步骤S68。在步骤S66的答案是肯定(是)时，将过渡控制系数KPGT设定为“1.0”(步骤S67)，并进入到步骤S68。
在步骤S68中，将目标净化气体流量QPGCMD和过渡控制系数KPGT应用到下述式
(23)，计算净化气体流量QPGC。qpgc=qpgcmdxkpgt (23)在步骤S69中，将净化气体流量QPGC应用到下述式(24)，将净化气体流量QPGC转换为目标驱动占空比PGCMD。KDUTY是预定的转换系数，KDPBG是根据进气压力PBA与大气压PA的差压设定的差压系数。pgcmd=qpgcχkduty/kdpbg (24)根据图12可知，在图11的步骤S59中计算的净化气体流量比QRATE在过渡控制系数KPGT小于“ 1.0”、以及基本净化气体流量QPGCBASE大于上限值QPGMAX时，取小于“ 1.0”的值，在除此以外时，取“1.0”。图13是计算表示净化气体中的蒸发燃料浓度的蒸发燃料浓度系数KAFEVACT的处理的流程图。每隔预定时间(例如80msec)由E⑶5的CPU执行该处理。在步骤S71中，判别反馈控制标志FAFFB是否为“I”。反馈控制标志FAFFB在执行使通过LAF传感器24检测的空燃比(KACT)与目标空燃比(KCMD)—致的空燃比反馈控制时被设定为“I”。在步骤S71的答案是否定(否)时，直接进入到步骤S76。在步骤S71的答案是肯定(是)且进行了空燃比反馈控制时，判别空燃比校正系数KAF是否小于由学习值KREFX减去下侧偏差DKAFVXL后的值(步骤S72)。学习值KREFX是在将净化气体供给到进气通道2时计算的空燃比校正系数KAF的移动平均值。下侧偏差DKAFVXL是用于判定基于净化气体供给的空燃比校正系数KAF在减小方向的偏离的参数，被设定为这样的值:吸入空气量流量GAIR越大，其越小。在步骤S72的答案是肯定(是)且基于净化气体供给的空燃比校正系数KAF在减小方向的偏离较大时，判定为净化气体中的蒸发燃料浓度较高，利用下述式(25)使基本浓度系数KAFEV增大预定相加量DKEVAP0P (步骤S74)。KAFEV=KAFEV+DKEVAPOP (25)在步骤S72的答案是否定(否)时，判别空燃比校正系数KAF是否大于对学习值KREFX加上上侧偏差DKAFVXH后的值(步骤S73)。上侧偏差DKAFVXH是用于判定基于净化气体供给的空燃比校正系数KAF在增大方向的偏离的参数，被设定为这样的值:吸入空气量流量GAIR越大，其越小。在步骤S73的答案是肯定(是)且基于净化气体供给的空燃比校正系数KAF在增大方向的偏离较大时，判定为净化气体中的蒸发燃料浓度较低，利用下述式(26)使基本浓度系数KAFEV减小预定相减量DKEVAP0M (步骤S75)。KAFEV=KAFEV - DKEVAP0M (26)在步骤S73的答案是否定(否)时，在不进行基本浓度系数KAFEV的更新的情况下进入到步骤S76。在步骤S76中，判别基本浓度系数KAFEV是否大于“0”，在其答案是否定(否)时，将基本浓度系数KAFEV设定为“O”(步骤S77)。在基本浓度系数KAFEV大于“O”时，进一步判别其是否大于上限系数值KAFEVLMT (步骤S78)。在其答案是肯定(是)时，将基本浓度系数KAFEV设定为上限系数值KAFEVLMT (步骤S79)，并进入到步骤S80。在步骤S78的答案是否定(否)时，直接进入到步骤S80。
在步骤S80中，在下述式(27)应用基本浓度系数KAFEV和净化气体流量比QRATE，计算蒸发燃料浓度系数KAFEVACT。蒸发燃料浓度系数KAFEVACT用于图16的步骤S91。KAFEVACT=KAFEV X QRATE (27)图14是计算通过从压缩上止点起的超前量表示的点火正时IGLOG的处理的流程图。该处理与TDC脉冲的产生同步，由E⑶5的CPU执行。在步骤S21中，根据发动机转速NE以及全EGR率REGRT检索IGMBT映射图(参照图7)，并计算最佳点火正时IGMBT。在步骤S22中，执行图15所示的IGKN0CK计算处理，并计算爆震临界点火正时IGKN0CK。在步骤S23中，判断最佳点火正时IGMBT是否为爆震临界点火正时IGKN0CK以上，在其答案是肯定(是)时，将基本点火正时IGB设定成爆震临界点火正时IGKN0CK (步骤S24)。当在步骤S23中最佳点火正时IGMBT小于爆震临界点火正时IGKN0CK时，将基本点火正时IGB设定成最佳点火正时IGMBT (步骤S25)。在步骤S26中，在基本点火正时IGB上加上例如根据发动机冷却水温TW计算出的校正值IGCR后，计算点火正时IGLOG。E⑶5的CPU根据计算出的点火正时IGLOG进行由火花塞15执行的点火。图15是在图14的步骤S22中执行的IGKN0CK计算处理的流程图。在步骤S30中，执行图16所示的GAIRCYLC计算处理，并计算校正吸入空气量GAIRCYLC。在图16的步骤S91中，将净化气体量GPGC和蒸发燃料浓度系数KAFEVACT应用到下述式(31)，计算表示净化气体所包含的新气体量的二次新气体量GPGACYL。GPGACYL=GPGCX (I —KAFEVACT) (31)在步骤S92中，通过对吸入空气量GAIRCYL加上二次新气体量GPGACYL (下述式
(32))，计算校正吸入空气量GAIRCYLC。GAIRCYLC=GAIRCYL+GPGACYL (32)返回图15，在步骤S31中，根据发动机转速NE以及校正吸入空气量GAIRCYLC检索IGKN0CKB映射图，并计算基本爆震临界点火正时IGKN0CKB。与全EGR率REGRT被设定为预定基准值且进气门动作相位CAIN被设定为“O度”的状态对应地设定IGKN0CKB映射图。在步骤S32中，根据进气门动作相位CAIN检索图17 Ca)所示的CMPR表，计算实效压缩比CMPR。在进气门动作相位CAIN变化时，进气门的闭阀时间CACL变化，实效压缩比CMPR变化。CMPR表中设定有预先计算出的进气门动作相位CAIN与实效压缩比CMPR之间的关系。在步骤S33中，根据实效压缩比CMPR以及发动机转速NE检索DCMPR映射图，计算压缩比爆震校正量DCMPR。压缩比爆震校正量DCMPR如图17 (b)所示，取“O”以下的值，设定成:实效压缩比CMPR越增大，压缩比爆震校正量DCMPR越减小。在步骤S34中，根据全EGR率REGRT以及发动机转速NE检索DEGRT映射图，计算EGR爆震校正量DEGRT。EGR爆震校正量DEGRT取比“O”大的值，如图9所示，设定成:全EGR率REGRT越增大，EGR爆震校正量DEGRT越增大。在步骤S35中，对下述式(33)中应用基本爆震临界点火正时IGKN0CKB、压缩比爆震校正量DCMPR以及EGR爆震校正量DEGRT计算爆震临界点火正时IGKN0CK。IGKNOCK = IGKNOCKB + DCMPR + DEGRT (33)
另外，在本实施方式中，也使用全EGR率REGRT计算燃料喷射阀6的开阀时间、SP燃料喷射量TOUT。此外，根据爆震传感器14进行的爆震的检测结果进行爆震临界点火正时IGKNOCK的修正，在图15中进行了省略。图18是用于说明计算实效压缩比CMPR的方法的图，该图(a)示出进气门的升程曲线，该图(b)放大地示出该图(a)的A部、即升程曲线的闭阀时间附近。分别与这些图所示的各升程曲线L61、L62、L63相对应地求出升程量LFT等于预定升程量阀值LFTCMP (设定成比“O”稍微大些的升程量)的曲柄角度CA1、CA2、CA3,如图18 (c)所不地求出与各曲柄角度CAl CA3中的活塞位置相对应的汽缸容积VCC1、VCC2、VCC3。根据下述式(7)
(9)计算与各升程曲线L61 L63对应的实效压缩比CMPRl、CMPR2、CMPR3。VCCTDC是活塞位于上止点时的汽缸容积。CMPRl = VCCl / VCCTDC (7)CMPR2 = VCC2 / VCCTDC (8)CMPR3 = VCC3 / VCCTDC (9)图19是示出填充效率Π c与基本爆震临界点火正时IGKNOCKB之间的关系的图，图19 (a)所示的实线示出在净化气体供给时根据吸入空气量GAIRCYL计算基本爆震临界点火正时IGKNOCKB的例子，图19 (b)所示的实线示出根据校正吸入空气量GAIRCYLC计算基本爆震临界点火正时IGKNOCKB的例子。图19所示的符号□和Λ表示实际的爆震临界点火正时，分别对应于流入了 25%的净化气体的状态和流入了 75%的净化气体的状态。即，在根据吸入空气量GAIRCYL计算出基本爆震临界点火正时IGKNOCKB的情况下，基本爆震临界点火正时IGKNOCKB成为比实际的爆震临界点火正时处于滞后侧的值，基本爆震临界点火正时IGKNOCKB的设定误差变大。与此相对，在根据校正吸入空气量GAIRCYLC计算出基本爆震临界点火正时IGKNOCKB的情况下，基本爆震临界点火正时IGKNOCKB与实际的爆震临界点火正时的差基本消失，能够提高基本爆震临界点火正时IGKNOCKB的设定精度。如上面所述，在本实施方式中，根据进气门动作相位CAIN以及发动机转速NE计算与使节气门3全开的状态对应的吸入空气量、即理论全开空气量GAW0T，根据理论全开空气量GAWOT以及进气压力PBA计算与回流废气量为“O”的假想状态对应的理论吸入空气量GATH。并且计算经由蒸发燃料通道25供给到进气通道2的净化气体量GPGC，通过使用净化气体量GPGC校正吸入空气量GAIRCYL来计算吸入气体量GINGASCYL，使用吸入气体量GINGASCYL和理论吸入空气量GATH计算全EGR率REGRT。因此，不需要为了计算废气回流率而预先设定与各种发动机运转状态对应的多个映射图，能够大幅度削减映射图设定工作量。进而，即便大气压发生变化，也不需要与此相伴的校正计算，能够简便并且准确地计算出废气回流率。并且使用通过经由蒸发燃料通道25供给到进气通道2的净化气体量GPGC校正的吸入气体量GINGASCYL计算全EGR率REGRT，因此即使在供给净化气体的状态下也能够得到正确的废气回流率。此外，由于根据全EGR率REGRT计算最佳点火正时IGMBT，因此，能够得到甚至考虑了内部废气回流的高精度的最佳点火正时IGMBT。此外，由于确认了全EGR率REGRT和最佳点火正时IGMBT之间的关系不受进气门动作相位CAIN和外部废气回流的有无的影响(图7)，因此，通过根据全EGR率REGRT设定最佳点火正时IGMBT，能够简便地计算适合于发动机运转状态的最佳点火正时IGMBT。并且，通过使用计算出的最佳点火正时IGMBT进行点火正时控制，能够充分地发挥发动机的输出性能。并且计算表示净化气体中的蒸发燃料浓度的蒸发燃料浓度系数KAFEVACT，根据净化气体量GPGC和蒸发燃料浓度系数KAFEVACT计算二次新气体量GPGACYL，通过使用该二次新气体量GPGACYL校正吸入空气量GAIRCYL来计算校正吸入空气量GAIRCYLC，根据发动机转速NE和校正吸入空气量GAIRCYLC计算基本爆震临界点火正时IGKNOCKB。此外，根据全EGR率REGRT计算EGR爆震校正量DEGRT，根据EGR爆震校正量DEGRT校正基本爆震临界点火正时IGKNOCKB，从而计算爆震临界点火正时IGKNOCK。由于爆震临界点火正时IGKNOCK与全EGR率REGRT的相关性较高(参照图9)，因此，通过进行基于EGR爆震校正量DEGRT的校正，能够在能可靠地避免爆震的范围内高精度地进行使发动机输出最大化的点火正时控制，其中，上述EGR爆震校正量DEGRT根据全EGR率REGRT来计算。此外，在经由蒸发燃料通道25将净化气体供给到进气通道2时，吸入到汽缸的新气体量成为对吸入空气量GAIRCYL加上二次新气体量GPGACYL后的值，因此能够通过根据全EGR率REGRT和校正吸入空气量GAIRCYLC计算爆震临界点火正时IGKN0CK，提高爆震临界点火正时IGKNOCK的计算精度。此外，根据进气门动作相位CAIN计算压缩比爆震校正量DCMPR，由于根据压缩比爆震校正量DCMPR校正基本爆震临界点火正时IGKNOCKB，因此，即便在根据发动机运转状态使进气门动作相位CAIN变化的情况下，也能够得到准确的爆震临界点火正时IGKNOCK。更具体地说，根据进气门动作相位CAIN计算发动机的实效压缩比CMPR，并根据该实效压缩比CMPR计算压缩比爆震校正量DCMPR。由于爆震临界点火正时IGKNOCK取决于实效压缩比CMPR而发生变化，因此，通过根据进气门动作相位CAIN计算实效压缩比CMPR，并根据该实效压缩比CMPR校正基本爆震临界点火正时IGKNOCKB，能够进行更准确的校正。在本实施方式中，曲柄角度位置传感器11以及进气压力传感器8相当于转速检测单元以及进气压力检测单元，阀动作特性变更机构42相当于进气门动作相位变更机构，吸入空气流量传感器13相当于吸入空气量取得单元，E⑶5构成全开吸入空气量计算单元、理论吸入空气量计算单元、蒸发燃料混合气体量计算单元、吸入气体量计算单元、废气回流率计算单元、蒸发燃料浓度计算单元、二次新气体量计算单元、校正吸入空气量计算单元、最佳点火正时计算单元、爆震临界点火正时计算单元以及校正单元。具体地说，图10的步骤Sll以及S12相应于全开吸入空气量计算单元，步骤S13相应于理论吸入空气量计算单元，步骤S15相应于吸入气体量计算单元，步骤S15相应于废气回流率计算单元，图12的步骤S61 S68相应于蒸发燃料混合气体量计算单元，图13的处理相应于蒸发燃料浓度计算单元，图14的步骤S21相应于最佳点火正时计算单元，图15的处理相应于爆震临界点火正时计算单元，步骤S32、S33以及S35相应于校正单元，图16的步骤S91相应于二次新气体量计算单元，步骤S92相应于校正吸入空气量计算单元。[第二实施方式]通过上述的图10所示的处理计算出的全EGR率REGRT在节气门开度TH的变化速度比较低时，高精度地使其与实际的全废气回流率一致。但是，存在以下问题:由于在节气门开度增大速度较高的过渡运转状态(以下，称作“急加速运转状态”)下，实际被吸入到汽缸的空气量GAIRACT的变化延迟，因此计算精度降低。图20是用于说明该问题的时间图，示出从发动机转速NE为低旋转的状态(例如约700rmp)转移到急加速运转状态时的节气门开度TH、进气压力PBA、吸入空气量GAIRACT以及计算出的全EGR率REGRT的推移。比较图20 (a) 图20 (C)可明确看出，进气压力PBA的增大比节气门开度TH的增大延迟，实际吸入空气量GAIRACT的增大比进气压力PBA的增大进一步延迟。因此,虽然急加速运转状态下的实际的全EGR率相比于加速开始前减小，但是使用进气压力PBA以及检测吸气流量GAIR计算出的全EGR率REGRT增大到60%左右(图20(d))。其结果是，使用该全EGR率REGRT计算出的点火正时IGLOG比期望值大幅度超前，使爆震发生。因此，在本实施方式中，在节气门开度TH为有效节气门开度THEFCT以上时，将全EGR率REGRT设定成“O”。有效节气门开度THEFCT是进气压力PBA几乎不会相对于节气门开度TH的增大而增大的节气门开度，更具体地说，是在发动机转速固定的条件下，进气压力PBA相对于节气门开度TH的增大的增大率为预定增大率以下的节气门开度。例如，发动机转速为700rpm时的节气门开度TH和进气压力PBA之间的关系如图21所示，该图所示的THEFCT为有效节气门开度，THFO为全开开度。发动机转速较低时，进气压力PBA在比较低的开度饱和，因此，有效节气门开度THEFCT为比较小的开度(例如，约为全开开度THFO的15% 20%的开度)。节气门开度TH为有效节气门开度THEFCT以上时，通过将全EGR率REGRT设定为“0”，从而，在图20的时刻tl附近将全EGR率REGRT设定为“0”，因此，能够解决上述问题。图22是本实施方式中的全EGR率计算处理的流程图。该处理在图10所示的处理中追加步骤S21 S23。在步骤S21中，根据发动机转速NE检索图23所示的THEFCT表，计算有效节气门开度THEFCT。THEFCT表设定为:发动机转速NE越增大，有效节气门开度THEFCT越增大。在步骤S22中，判别节气门开度TH是否为有效节气门开度THEFCT以上。当答案是肯定(是)时，判定为发动机I处于上述的急加速运转状态，将全EGR率REGRT设定为“O”(步骤S23)。当步骤S22的答案是否定(否)、即节气门开度TH小于有效节气门开度THEFCT时，进入到步骤S15，使用式(15 )计算全EGR率REGRT。如上所述，在本实施方式中，根据发动机转速NE计算有效节气门开度THEFCT，在检测出的节气门开度TH为有效开度THEFCT以上时，将全EGR率REGRT设定为“O”。在急加速运转状态下，实际上供给到汽缸的空气量的增大相比进气压力PBA的增大延迟(参照图20)，使用吸入空气量GAIRCYL和根据进气压力PBA计算出的理论吸入空气量GATH计算全EGR率REGRT时，计算误差变大，其中，该急加速运转状态是指在发动机的低旋转状态下节气门开度TH急剧增大的状态。在检测的节气门开度TH为有效节气门开度THEFCT以上时，实际的废气回流率几乎为“0”，因此，通过将全EGR率REGRT设定为“0”，能够更准确地使实际的废气回流率近似。其结果是，通过使用全EGR率REGRT进行点火正时IGLOG以及燃料喷射量TOUT的控制，能够防止急加速过渡运转状态下的不恰当的控制，并防止爆震的发生或者废气特性的恶化。在本实施方式中，节气门开度传感器4相当于节气门开度检测单元，图22的步骤S21相应于有效开度计算单元，步骤S15、S22以及S23相应于废气回流率计算单元。另外，本发明不限于上述实施方式，也可进行各种变形。例如，在上述实施方式中，使用由吸入空气流量传感器13检测的吸入空气流量GAIR计算全EGR率REGRT，但是，也可以根据节气门开度TH、大气压PA以及进气压力PBA计算估计吸入空气流量HGAIR，并使用估计吸入空气流量HGAIR计算全EGR率REGRT。此外，在上述实施方式中，虽然示出了在进行基于废气回流通道22的外部废气回流的内燃机的控制中应用本发明的例子，但是，本发明也可以用于不进行外部废气回流(仅进行内部废气回流)的内燃机的控制。此外，在上述实施方式中，虽然根据进气门动作相位CAIN计算实效压缩比CMPR，并根据实效压缩比CMPR计算压缩比爆震校正量DCMPR，但是，也可根据进气门动作相位CAIN直接计算压缩比爆震校正量DCMPR。此外，本发明也可用于以曲柄轴为垂直方向的外置马达等那样的船舶推进器用发动机等的控制。标号说明1:内燃机2:进气通道3:节气门4:节气门开度传感器(节气门开度检测单元)5:电子控制单元(全开吸入空气量计算单元、理论吸入空气量计算单元、蒸发燃料混合气体量计算单元、吸入气体量计算单元、废气回流率计算单元、蒸发燃料浓度计算单元、二次新气体量计算单元、校正吸入空气量计算单元、最佳点火正时计算单元、爆震临界点火正时计算单元、校正单元、有效开度计算单元);8:进气压力传感器(进气压力检测单元)11:曲柄角度位置传感器(转速检测单元)13:吸入空气流量传感器(吸入空气流量取得单元)42:阀动作特性变更机构(进气门动作相位变更机构)
权利要求
1.一种内燃机的控制装置，该内燃机具有设置在进气通道内的节气门；以及将蒸发燃料混合气体供给到所述进气通道的蒸发燃料通道，所述蒸发燃料混合气体是在向所述内燃机供给燃料的燃料箱内产生的蒸发燃料和空气的混合气体，该内燃机的控制装置的特征在于，其具有: 转速检测单元，其检测所述内燃机的转速； 进气压力检测单元，其检测所述内燃机的进气压力； 全开吸入空气量计算单元，其根据所述内燃机的转速计算全开吸入空气量，该全开吸入空气量是与所述节气门全开的状态对应的吸入空气量； 理论吸入空气量计算单元，其根据所述全开吸入空气量以及所述进气压力计算与所述内燃机的废气没有回流到燃烧室的状态对应的理论吸入空气量； 吸入空气量取得单元，其检测或者估计所述内燃机的吸入空气量； 蒸发燃料混合气体量计算单元，其计算经由所述蒸发燃料通道供给到所述进气通道的蒸发燃料混合气体量； 吸入气体量计算单元，其通过使用所述蒸发燃料混合气体量校正所述吸入空气量，计算吸入气体量；以及 废气回流率计算单元，其采用所述理论吸入空气量以及吸入气体量计算废气回流率， 该控制装置使用所述废气回流率来控制所述内燃机。
2.根据权利要求1所述的 控制装置，其中， 该控制装置还具有:最佳点火正时计算单元，其根据所述废气回流率计算使所述内燃机的输出最大的最佳点火正时；点火正时控制单元，其使用所述最佳点火正时控制所述内燃机的点火正时。
3.根据权利要求2所述的控制装置，其中，该控制装置还具有: 蒸发燃料浓度计算单元，其计算所述蒸发燃料混合气体中的蒸发燃料浓度； 二次新气体量计算单元，其根据所述蒸发燃料混合气体量和蒸发燃料浓度，计算所述蒸发燃料混合气体中的新气体量作为二次新气体量；以及 校正吸入空气量计算单元，其通过使用所述二次新气体量校正所述吸入空气量，计算校正吸入空气量， 所述点火正时控制单元具有爆震临界点火正时计算单元，该爆震临界点火正时计算单元根据所述废气回流率和校正吸入空气量计算与所述内燃机中的爆震的发生临界对应的爆震临界点火正时，所述点火正时控制单元使用所述最佳点火正时或者爆震临界点火正时中的滞后侧的点火正时进行所述点火正时的控制。
4.根据权利要求3所述的控制装置，其中， 所述内燃机具有改变进气门的动作相位的进气门动作相位变更机构， 所述点火正时控制单元具有校正单元，该校正单元根据所述动作相位校正所述爆震临界点火正时。
5.根据权利要求4所述的控制装置，其中， 所述校正单元根据所述动作相位计算所述内燃机的实效压缩比，根据该实效压缩比校正所述爆震临界点火正时。
6.根据权利要求1至5中的任一项所述的控制装置，其中，该控制装置还具有:节气门开度检测单元，其检测所述节气门的开度；以及 有效开度计算单元，其根据所述内燃机的转速计算所述进气压力相对于所述节气门开度的增大的增大率为预定增大率以下的所述节气门的有效开度， 所述废气回流率计算单元在所述节气门开度为所述有效开度以上时，将所述废气回流率设为“O”。
7.一种内燃机的控制方法，该内燃机具有设置在进气通道内的节气门；以及将蒸发燃料混合气体供给到所述进气通道的蒸发燃料通道，所述蒸发燃料混合气体是在向所述内燃机供给燃料的燃料箱内产生的蒸发燃料和空气的混合气体，该内燃机的控制方法的特征在于，其具有以下步骤: a)检测所述内燃机的转速； b)检测所述内燃机的进气压力； c)根据所述内燃机的转速计算全开吸入空气量，该全开吸入空气量是与所述节气门全开的状态对应的吸入空气量； d)根据所述全开吸入空气量以及所述进气压力计算与所述内燃机的废气没有回流到燃烧室的状态对应的理论吸入空气量； e)检测或者估计所述内燃机的吸入空气量； f)计算经由所述蒸发燃料通道供给到所述进气通道的蒸发燃料混合气体量； g)通过使用所述蒸 发燃料混合气体量校正所述吸入空气量，计算吸入气体量；以及 h)使用所述理论吸入空气量以及吸入气体量计算废气回流率；以及 i)使用所述废气回流率控制所述内燃机。
8.根据权利要求7所述的控制方法，其中， 所述步骤i)包含以下步骤: j)根据所述废气回流率计算使所述内燃机的输出最大的最佳点火正时； k )使用所述最佳点火正时控制所述内燃机的点火正时。
9.根据权利要求8所述的控制方法，其中，该控制方法还具有以下步骤: I)计算所述蒸发燃料混合气体中的蒸发燃料浓度； m)根据所述蒸发燃料混合气体量和蒸发燃料浓度，计算所述蒸发燃料混合气体中的新气体量作为二次新气体量；以及 η)通过使用所述二次新气体量校正所述吸入空气量，计算校正吸入空气量， 所述步骤k)包含以下步骤: ο)根据所述废气回流率和校正吸入空气量计算与所述内燃机中的爆震的发生临界对应的爆震临界点火正时， 使用所述最佳点火正时或者爆震临界点火时中的滞后侧的点火正时进行所述点火正时的控制。
10.根据权利要求9所述的控制方法，其中， 所述内燃机具有改变进气门的动作相位的进气门动作相位变更机构， 所述步骤k)还包含以下步骤:p)根据所述动作相位校正所述爆震临界点火正时。
11.根据权利要求10所述的控制方法，其中， 所述步骤P)包含以下步骤:q)根据所述动作相位计算所述内燃机的实效压缩比；以及 r)根据该实效压缩比校正所述爆震临界点火正时。
12.根据权利要求7至11中的任一项所述的控制方法，其中，该控制方法还具有以下步骤: s)检测所述节气门的开度； t)根据所述内燃机的转速计算所述进气压力相对于所述节气门开度的增大的增大率为预定增大率以下的所述节气门的有效开度， 在所述步骤h)中，所述节气门开度为所述有效开度以上时，将所述废气回流率设为“O” 。
全文摘要
本发明提供一种内燃机的控制装置，该内燃机具有设置在进气通道内的节气门。根据内燃机转速计算全开吸入空气量，该全开吸入空气量是与使节气门全开的状态对应的吸入空气量，根据全开吸入空气量以及进气压力计算与内燃机的废气没有回流到燃烧室的状态对应的理论吸入空气量。检测或者估计内燃机的吸入空气量，计算经由蒸发燃料通道供给到进气通道的蒸发燃料混合气体量。通过采用蒸发燃料混合气体量校正吸入空气量，计算吸入气体量，并采用理论吸入空气量以及吸入气体量计算废气回流率。使用计算出的废气回流率控制内燃机。
文档编号F02D13/02GK103168158SQ201180050839
公开日2013年6月19日 申请日期2011年10月26日 优先权日2011年1月7日
发明者入江诚一郎, 久保浩志, 河野义朋, 刀根裕彰, 平星聪文, 山本纯平, 小松弘崇 申请人:本田技研工业株式会社