JP3780577B2 - エンジンの点火時期制御装置 - Google Patents

Description

【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ＭＢＴ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ＭＢＴＺＵＲＥ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ＴＦＢＹＡ０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ＴＦＢＹＡ０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。ＥＧＲ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、ＥＧＲ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ＥＧＲ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Ｋｔｗ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、Ｋｔｗ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Ｏ₂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ＴＦＢＹＡ０とαの単位は無名数であるが、ロジック上はＴＦＢＹＡ０、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。Ａｖｔｐ１００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Ｇ_AIRと自己残留ガス重量Ｇ_REGとの合計）と新規空気重量Ｇ_AIR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ＦＬＭＬ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７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ＲＭＤＨＳ１、ＲＭＤＨＳ２を求める。
【００７６】
図８に進み、ステップＪ）では充填効率ＩＴＡＣ（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＋ＥＲＧ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ＥＧＲ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

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＝Ｇ_AIR＋Ｇ_EGR＋Ｇ_FUEL＋Ｇ_REG …（ａ）
ただし、Ｇ_AIR：新規空気重量
Ｇ_EGR：ＥＧＲガス重量
Ｇ_FUEL：燃料重量
Ｇ_REG：自己残留ガス重量
となる。
【００８３】
ここで、（ａ）式の各重量は、
Ｇ_AIR＝ρ０×Ｖcyl×ＩＴＡＣ …（ｂ）
ただし、ρ０：標準空気密度
Ｖcyl：行程容積
Ｇ_EGR＝Ｇ_AIR×ＥＧＲＣ …（ｃ）
Ｇ_FUEL＝Ｇ_AIR×ＦＵＥＬＧ …（ｄ）
Ｇ_REG＝Ｇ_AIR×（１−ＩＴＡＮ）／ＩＴＡＮ …（ｅ）
（∵ＩＴＡＮ＝Ｇ_AIR／（Ｇ_AIR＋Ｇ_REG））
であるから、これらを（ａ）式に代入して整理する。
【００８４】

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

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ＥＧＲ０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ＲＭＤＨＳ１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ＦＬＭＬ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、ＭＢＴ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ＭＡＳＳＣ、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

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［°ＢＴＤＣ］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Ｂ１［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、
▲１▼理論空燃比の雰囲気（つまりＴＦＢＹＡ０＝１．０のとき）、
▲２▼エンジン暖機完了後（つまり冷却水温が８０℃程度）
▲３▼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、ＥＧＲＣ＝０、ＦＵＥＬＧ＝１．０／１４．５、ＲＭＤＨＳ２＝１、ＴＷＨＯＳ２＝１、ＥＧＲ０＝０、ＳＣＶＴＦ＝０、ＲＭＤＨＳ１＝１、ＴＷＨＯＳ１＝１であることよりＭＡＳＳＣ、ＦＬＶ、ＲＯＵがそれぞれ

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、ＦＬＭＬ、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、ＤＥＮＳ、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、ＦＬＭＬ、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ＭＢＴＣＡＬ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ＥＧＲ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ＭＢＴ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ＴＡＤＶＭ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ＧＯＶＩＤＬ［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ＯＮ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ＡＤＶＴＲＭ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ＡＤＶＴＲＭ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ＡＤＶＴＲＭ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：ΔＰ／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ＯＮ時はＧＯＶＩＤＬを、アイドルスイッチＯＦＦ時はＭＢＴ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）ＴＲＨＯＳ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ＴＲＨＯＳ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−ＴＡＤＶＭ＝０のとき（つまり基本点火時期ＴＡＤＶＭがＭＢＴＣＡＬに一致するとき）最大となり、ＴＡＤＶＭがＭＢＴＣＡＬ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▲１▼：ＭＢＴＣＡＬ−ＴＡＤＶＭに対するベーストルクを求めるとＴＢ［％］である。
【０１３６】
手順▲２▼：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▲３▼：ＴＤを発生するときの点火時期ＴＤＭ［ｄｅｇ］がトルクダウン後の点火時期（ただしＭＢＴ点を基準として遅角側に測った点火時期）である。
【０１３８】
手順▲４▼：ＴＤＭとＭＢＴＣＡＬ−ＴＡＤＶＭ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ＴＲＨＯＳ［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８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ＭＢＴＺＵＲＥ≧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、ＭＢＴ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２１を内容とするＴＢテーブルを検索してベーストルクＴＢ［％］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２０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ＭＢＴＺＵＲＥ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°ＢＴＤＣ）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１００％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＞ＮＳＥＴ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ＭＢＴＺＵＲＥ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１００％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ＴＡＤＶＭがＭＢＴＣＡＬに一致する場合であろうとＭＢＴＣＡＬ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。
【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ＰＩ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ＭＢＴＣＡＬ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ＴＲＨＯＳ２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ＥＧＲ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ＳＣＡＤＭＰ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)

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. 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. 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. 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. 前記ずれ量は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. 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. 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. 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. 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. 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. 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. 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. 前記トルク補正率はアイドルスイッチ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. 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. 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. 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. 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. 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. 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. 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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