内燃机的控制装置.pdf

一种内燃机的控制装置，该控制装置推定从点火正时(SA)到燃烧结束时期(CAe)的期间即全燃烧对应期间(CP)，并控制VVT提前量(已燃气体量、重叠期间、进气门的开阀时期)以使所推定的全燃烧对应期间(CP)与一定的目标全燃烧对应期间(CPtgt)一致。即使点火正时(SA)发生变化，全燃烧对应期间(CP)也与HC以及CO2等开始增大的VVT提前量实质上维持1对1的关系。据此，即使在点火正时发生了变化的情况下，也能够适当地控制已燃气体量(重叠期间)，其结果，可以通过降低NOx且降低泵气损失来改善燃油效率而不会导致HC以及CO的增大。

1.  一种内燃机的控制装置，其中，具备：
点火单元，在与内燃机的运转状态相应的点火正时对该内燃机的燃烧室内的混合气体进行点火；
全燃烧对应期间推定单元，推定从上述点火正时到上述燃烧室内的混合气体的燃烧结束的燃烧结束时期为止的期间亦即全燃烧对应期间；以及
已燃气体量控制单元，对上述混合气体中所包含的已燃气体的量进行控制以使上述所推定出的全燃烧对应期间与目标全燃烧对应期间一致。

2.  根据权利要求1所记载的内燃机的控制装置，其中，
上述已燃气体量控制单元构成为，变更进气门及排气门均已开阀的重叠期间。

3.  根据权利要求2所记载的内燃机的控制装置，其中，
上述已燃气体量控制单元构成为，通过至少变更上述内燃机的进气门的开阀时刻来变更上述重叠期间。

4.  根据权利要求1至权利要求3中任意一项所记载的内燃机的控制装置，其中，
上述全燃烧对应期间推定单元以利用曲轴转角幅度表示上述全燃烧对应期间的方式进行推定，并且
上述已燃气体量控制单元对上述已燃气体的量进行控制，以使上述推定出的利用曲轴转角幅度所表示的全燃烧对应期间与作为上述目标全燃烧对应期间而预先确定的目标曲轴转角幅度一致。

5.  根据权利要求1至权利要求4中任意一项所记载的内燃机的控制装置，其中，具备：
气缸压力检测单元，用于检测上述燃烧室内的压力亦即气缸压力，
上述全燃烧对应期间推定单元构成为，基于上述检测出的气缸压力来推定上述燃烧结束时期。

6.  根据权利要求5所记载的内燃机的控制装置，其中，
上述全燃烧对应期间推定单元构成为，
基于上述检测出的气缸压力来推定与累计量Qsum相对于总量Qtotal的比率Qsum/Qtotal相当的指示热量的比率，并且求解该指示热量的比率Qsum/Qtotal在规定曲轴转角幅度时的变化量的最大值，基于该最大值来推定上述燃烧结束时期，其中，总量Qtotal是由在上述燃烧室中已燃烧的所有燃料所产生的热中被转换成对活塞所作的功的热的总量，累计量Qsum是直到规定的时刻为止由在该燃烧室中已燃烧的燃料所产生的热中被转换成对活塞所作的功的热的累计量。

7.  根据权利要求6所记载的内燃机的控制装置，其中，
上述全燃烧对应期间推定单元构成为，
作为上述指示热量的比率Qsum/Qtotal，与曲轴转角对应起来取得燃烧比率，此燃烧比率亦即，直到规定的时刻为止在上述燃烧室中已燃烧的燃料中贡献于对活塞所作的功的燃料的累计量相对于在该燃烧室中已燃烧的所有燃料中贡献于对活塞所作的功的燃料的总量的比率。

8.  根据权利要求6或者权利要求7所记载的内燃机的控制装置，其中，
上述全燃烧对应期间推定单元，包括：
取得给上述燃料的燃烧速度带来影响的参数的单元；和
基于上述所取得的参数来修正上述全燃烧对应期间的全燃烧对应期间修正单元。

9.  根据权利要求6或者权利要求7所记载的内燃机的控制装置，其中，
上述已燃气体量控制单元，包括：
取得给上述燃料的燃烧速度带来影响的参数的单元；和
基于上述所取得的参数来修正上述目标全燃烧对应期间的目标修正单元。

10.  根据权利要求7所记载的内燃机的控制装置，其中，
上述点火单元包括点火正时控制单元，该点火正时控制单元对上述点火正时进行控制以使预先确定的曲轴转角时的上述燃烧比率与根据上述内燃机的运转状态确定的目标燃烧比率一致。

内燃机的控制装置
技术领域
本发明涉及一种内燃机的控制装置，其具备在与内燃机的运转状态相应的点火正时对燃烧室内的混合气体进行点火而使其燃烧的点火单元和控制上述混合气体中所包含的已燃气体的量的已燃气体量控制单元。
背景技术
以往，公知有如下的内燃机的控制装置：基于由气缸压力检测单元所检测出的气缸压力(燃烧室内的压力)来计算燃烧比率MFB(MassFraction Burnt)，并控制点火正时(燃烧开始时期)以使规定的曲轴转角时的燃烧比率MFB与目标燃烧比率一致。这样的装置之一例如构成为，对点火正时SA进行控制以使压缩上止点后的曲轴转角8°时的燃烧比率MFB8成为50％。由此，即使在内燃机存在个体差异的情况下，也可对各发动机设定适当的点火正时。从而，就能够使燃烧效率得以改善，并使内燃机的输出转矩增大(例如，参照日本特开2006-144645号公报)。
在这里，燃烧比率MFB是与指示热量的比率实质上等价的值。指示热量的比率被定义为，关于一次燃烧冲程，“直到规定的时刻为止由在燃烧室中已燃烧的燃料所产生的热中被变换成对活塞所作的功的热的累计量Qsum相对于由在该燃烧室中已燃烧的所有燃料所产生的热中被变换成对活塞所作的功的热的总量Qtotal的比率Qsum/Qtotal”。燃烧比率MFB被定义为“直到规定的时刻为止在燃烧室中已燃烧的燃料中贡献于对活塞所作的功的燃料的累计量相对于在该燃烧室中已燃烧的所有燃料中贡献于对活塞所作的功的燃料的总量的比率”。
另一方面，具备能够控制进气门以及/或者排气门的开阀时期以及闭阀时期的可变气门正时装置(VVT)的内燃机广泛地为人所知。可变气门正时装置之一，通过使进气门的开阀时期提前或者延迟，来控制进气门和排气门均被维持于打开状态的期间(以下称之为“气门重叠期间”或者“重叠期间”)。
一般而言，若重叠期间变长，则从燃烧室排出到进气口且之后再次被吸入燃烧室的已燃气体(亦被称为“内部EGR气体”或者“本身EGR气体”)的量将增大。换言之，可变气门正时装置作为已燃气体量控制装置而发挥功能。
若通过此可变气门正时装置或外部EGR装置等已燃气体量控制装置使已燃气体量增大了，则燃烧速度降低。即、如图15所示那样，对于在燃烧室中已燃烧的燃料所产生的热之中贡献于对活塞所作的功的热量(指示产生热量)的增加比率，已燃气体量相对较多的情况(由图15的实线所示的曲线的倾斜度)小于已燃气体量相对较少的情况(由图15的虚线所示的曲线的倾斜度)。即、已燃气体量越多则燃烧速度越降低。其结果就是，因燃烧温度降低，NOx排放量也降低。
进而，已燃气体量越多则燃烧越缓慢地进展，所以燃烧期间变长。从而，就能够使更多的燃料进行燃烧。即、图15的期间T1比期间T2长，与已燃烧的燃料的总量相对应的总热量Qtotal1也比总热量Qtotal2大。其结果就是，已燃气体量越多则HC及CO排放量越降低。然而，若已燃气体量过大则燃烧变得不稳定。其结果就是，HC及CO增加。
根据以上说明，发明者获得如下见解：如果能够在HC及CO等不增加的范围内尽量多地设定混合气体中所包含的已燃气体量，就能够降低NOx排放量而不会导致HC以及CO的增加。进而，还获得如下的见解：在通过变更重叠期间来进行已燃气体量调整的情况下，如果能够在HC以及CO等不增加的范围内尽量多地设定已燃气体量，就能够降低泵气损失而不会导致HC以及CO的增加。
因此，发明者提出以下方案：对已燃气体量进行控制(对重叠期间进行控制)，以使从压缩上止点到压缩上止点后15°(ATDC 15°)的期间的燃烧比率的变化量(即、燃烧速度)在不导致HC以及CO增加的范围内与尽可能小的规定值一致。由此，可以回避因燃烧变得不稳定而使HC以及CO排放量增大的情况的同时，降低NOx的排放量。此外，在本说明书中，将压缩上止点后的曲轴转角X°记作“ATDC X°、或者ATDCX”，将压缩上止点前的曲轴转角Y°记作“BTDC Y°、或者BTDCY”。
但是，发明者进一步反复经过研究的结果发现了：即使在对已燃气体量(重叠期间)进行控制，以使从压缩上止点到ATDC 15°为止的期间的燃烧比率的变化量维持于上述规定值的情况下，有时，若点火正时变化了则HC以及CO排放量也会变动。
更具体地进行说明就是，使从压缩上止点到ATDC 15°为止的期间的燃烧比率的变化量维持于规定值意味着，将在点火后燃烧实际上开始到结束为止的期间(以下称之为“实际燃烧期间CPa”)维持于规定大小的曲轴转角，换言之意味着将燃烧速度维持于规定的速度。
因此，发明者使点火正时变化的同时，测定与基于可变气门正时装置的进气门开阀时期的提前量(以下称之为“VVT提前量”)相对的CO₂及HC排放量以及实际燃烧期间CPa。VVT提前量是，使排气门的开阀时期及闭阀时期为一定时的、以进气门开阀时期被设定成最延迟的时期时为基准的进气门开阀时期的提前量。从而，如上述那样，VVT提前量越大则重叠期间越长，已燃气体量越增大。图3是表示此测定结果的曲线图。
在此测定中，实际燃烧期间CPa如图16所示那样，为从曲轴转角CAs到曲轴转角CAe的期间。曲轴转角CAs是如下的曲轴转角：在求解燃烧开始后的规定的曲轴转角幅度(例如，曲轴转角幅度15°)时的燃烧比率的变化量的最大值，并利用通过获得该最大值的点且倾斜度为该最大值的直线Lext对燃烧比率的变化进行了外插的情况下，对应于直线Lext与燃烧比率0％相交的点Ps的曲轴转角。曲轴转角CAe是对应于直线Lext与燃烧比率100％相交的点Pe的曲轴转角。与燃烧比率100％相当的燃料量是，从进气门闭阀后到ATDC 60°为止，在燃烧室中已燃烧的所有燃料之中贡献于对活塞所作的功的燃料的总量。进而，在图3中表示了结果的测定中，使点火正时进行变化，以使压缩上止点后的曲轴转角8°时的燃烧比率MFB8为20、30、40以及50％。在图3中CO₂减少就表示CO增大。
如根据图3所理解的那样，欲在HC及CO不增大的范围内使VVT提前量最大的情况下(参照图3中的区域A)，若点火正时发生了变化则实际燃烧期间CPa如区域B所示那样进行变化。换言之，如果在某个点火正时进行点火的状态下对VVT提前量进行反馈控制以使实际燃烧期间CPa与最佳的目标燃烧期间一致，则在该点火正时已燃气体量就可以被控制成适当的量。然而，在点火正时发生了变化的情况下，会发生如下的情况：因VVT提前量变得过大而使HC及CO排放量增大、或者因VVT提前量变得过小而使未图示的NOx排放量增大。
发明内容
根据以上说明，本发明的目的在于提供一种内燃机的控制装置，即使在点火正时发生了变化的情况下也可以适当地控制已燃气体量，其结果，可以降低NOx排放量而不会使HC及CO排放量增大。
为实现上述目的的本发明的内燃机的控制装置，其具备：
点火单元，在与内燃机的运转状态相应的点火正时对该内燃机的燃烧室内的混合气体进行点火；
全燃烧对应期间推定单元，推定从上述点火正时到上述燃烧室内的混合气体的燃烧结束的燃烧结束时期为止的期间亦即全燃烧对应期间；以及
已燃气体量控制单元，对上述混合气体中所包含的已燃气体的量进行控制以使上述所推定出的全燃烧对应期间与目标全燃烧对应期间一致。
如图2以及图16所示那样，上述全燃烧对应期间推定单元推定的全燃烧对应期间CP就是从点火正时SA到燃烧室内的混合气体的燃烧实际上结束的燃烧结束时期CAe为止的期间。如图3所示那样，如果通过使VVT提前量(即、重叠期间)维持于一定而使已燃气体量维持于一定，则即使点火正时发生了变化，此全燃烧对应期间CP也几乎不发生变化。从而，如上述构成那样，如果控制已燃气体量以使全燃烧对应期间CP与规定的目标全燃烧对应期间一致，就可以与点火正时无关地将已燃气体量控制成适当的量。其结果就是，本发明的控制装置能够不导致HC及CO排放量的增大，并且使NOx排放量降低。
在此情况下，优选，上述已燃气体量控制单元构成为，变更进气门及排气门均已开阀的重叠期间。进而，优选，上述已燃气体量控制单元构成为，通过至少变更上述内燃机的进气门的开阀时刻来变更上述重叠期间。
根据这些方案，就可以在不导致HC及CO排放量增大的范围内容易地将重叠期间控制成尽可能长的期间。从而，就能够在回避HC、CO及NOx增大的同时降低泵气损失。其结果，可以改善内燃机的燃油效率。
进而，优选，上述全燃烧对应期间推定单元以利用曲轴转角幅度表示上述全燃烧对应期间的方式进行推定，并且
上述已燃气体量控制单元对上述已燃气体的量进行控制以使上述推定出的利用曲轴转角幅度所表示的全燃烧对应期间与作为上述目标全燃烧对应期间而预先确定的目标曲轴转角幅度一致。
如先前已说明的图3所示那样，由曲轴转角幅度所表示的全燃烧对应期间CP(以曲轴转角为单位所表示的全燃烧对应期间)不依赖于点火正时而与对应于已燃气体量的VVT提前量维持一定的关系。从而，如上述构成那样，预先利用曲轴转角幅度来表示全燃烧对应期间，并对已燃气体的量进行控制(反馈控制)，以使该全燃烧对应期间与作为目标全燃烧对应期间而预先确定的目标曲轴转角幅度一致，则能够与点火正时无关地容易地将重叠期间设定成适当的期间。
另外，优选，本发明的控制装置还具备：
气缸压力检测单元，用于检测上述燃烧室内的压力亦即气缸压力，
上述全燃烧对应期间推定单元构成为，基于上述检测出的气缸压力来推定上述燃烧结束时期。
更具体而言，上述全燃烧对应期间推定单元可以构成为，
基于上述检测出的气缸压力来推定与累计量Qsum相对于总量Qtotal的比率Qsum/Qtotal相当的指示热量的比率，并且求解该指示热量的比率Qsum/Qtotal在规定曲轴转角幅度时的变化量的最大值，基于该最大值来推定上述燃烧结束时期，其中，总量Qtotal是由在上述燃烧室中已燃烧的所有燃料所产生的热中被转换成对活塞所作的功的热的总量，累计量Qsum是直到规定的时刻为止由在该燃烧室中已燃烧的燃料所产生的热中被转换成对活塞所作的功的热的累计量。
由此，能够通过更简便的方法来推定燃烧结束时期。
另一方面，上述全燃烧对应期间推定单元可以构成为，
作为上述指示热量的比率Qsum/Qtotal，与曲轴转角对应起来而取得燃烧比率MFB，此燃烧比率MFB亦即，使直到规定的时刻为止在上述燃烧室中已燃烧的燃料中贡献于对活塞所作的功的燃料的累计量相对于在该燃烧室中已燃烧的所有燃料中贡献于对活塞所作的功的燃料的总量的比率。
指示热量的比率Qsum/Qtotal与燃烧比率MFB实质上等价，可以使用气缸压力来求解燃烧比率MFB，所以可以通过上述构成以更简易的方法来推定全燃烧对应期间。
进而，优选，上述全燃烧对应期间推定单元，包括：
取得给上述燃料的燃烧速度带来影响的参数的单元；和
基于上述所取得的参数来修正上述全燃烧对应期间的修正单元。
燃烧速度受到被吸入到气缸内的空气量、空燃比及气缸的壁温等影响。这些对燃烧速度带来影响的参数对全燃烧对应期间带来的影响，独立于已燃气体量对全燃烧对应期间带来的影响。从而，在基于全燃烧对应期间及目标全燃烧对应期间来控制已燃气体量时，需要事先排除这些参数对全燃烧对应期间带来的影响。因此，如上述构成那样，取得对燃烧速度带来影响的参数，并基于该已取得的参数来修正上述推定出的上述全燃烧对应期间。由此，即使上述所推定的全燃烧对应期间根据给燃烧速度带来影响的参数而发生了变动，也能够更加适当地控制已燃气体量而不用修正目标全燃烧对应期间。
作为代替，上述已燃气体量控制单元，也可以包括：
取得给上述燃料的燃烧速度带来影响的参数的单元；和
基于上述所取得的参数来修正上述目标全燃烧对应期间的目标修正单元。
由此，由于基于对燃烧速度带来影响的参数来修正目标全燃烧对应期间，所以即使上述所推定的全燃烧对应期间根据给燃烧速度带来影响的参数而发生了变动，也能够更加适当地控制已燃气体量。
进而，优选，在推定燃烧比率的上述控制装置中，上述点火单元包括点火正时控制单元，该点火正时控制单元对上述点火正时进行控制以使预先确定的曲轴转角时的上述燃烧比率与根据上述内燃机的运转状态确定的目标燃烧比率一致。
由此，可以通过点火正时的控制将燃烧效率维持在较高的同时，通过已燃气体量的控制，降低NOx以及/或者泵气损失而不会导致HC及CO的增加。
附图说明
图1是应用了本发明实施方式所涉及的控制装置的内燃机之概略图。
图2是表示膨胀冲程(燃烧冲程)中燃烧比率相对于曲轴转角之变化情形的曲线图。
图3是表示使点火正时发生了变化时的CO₂排放量、HC排放量、实际燃烧期间、全燃烧对应期间及利用气缸压力求出的燃烧期间相对于VVT提前量的变化情形的曲线图。
图4是按点火正时SA不同来表示HC排放量的曲线图，(A)是表示相对于实际燃烧期间的HC排放量的曲线图；(B)是表示相对于本装置推定的全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图。
图5是表示燃料喷射量发生了变化时的燃烧比率之变化情形的曲线图。
图6是按燃料喷射量不同来表示相对于全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图，(A)是按燃料喷射量不同来表示相对于基于燃料喷射量进行修正前的全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图；(B)是按燃料喷射量不同来表示相对于基于燃料喷射量进行修正后的全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图。
图7是表示冷却水温发生了变化时的燃烧比率之变化情形的曲线图。
图8是按冷却水温不同来表示相对于全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图，(A)是按冷却水温不同来表示相对于基于冷却水温进行修正前的全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图；(B)是按冷却水温不同来表示相对于基于冷却水温进行修正后的全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图。
图9是表示空燃比发生了变化时的燃烧比率之变化情形的曲线图。
图10是按空燃比不同来表示相对于全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图，(A)是按空燃比不同来表示相对于基于空燃比进行修正前的全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图；(B)是按空燃比不同来表示相对于基于空燃比进行修正后的全燃烧对应期间的HC排放量的曲线图。
图11是表示使负载(空气填充率KL)发生了变化时的修正后的全燃烧对应期间、泵气损失以及废气(HC，CO₂以及NOx)排放量之关系的曲线图。
图12是表示图1所示的CPU执行的用于取得燃烧比率以及全燃烧对应期间等的程序的流程图。
图13是表示图1所示的CPU执行的用于进行点火正时控制(MBT控制)的程序的流程图。
图14是表示图1所示的CPU执行的用于进行VVT提前量(进气门开阀时期、重叠期间、已燃气体量)控制的程序的流程图。
图15是表示燃烧冲程中的燃烧比率相对于曲轴转角之变化情形的曲线图。
图16是表示燃烧冲程中的燃烧比率及气缸压力相对于曲轴转角之变化情形的曲线图。
具体实施方式
下面，参照附图对本发明实施方式所涉及的内燃机的控制装置进行说明。
(构成)
图1表示将本发明的实施方式所涉及的控制装置应用于活塞往复运动式的火花点火式多气缸(4气缸)4冲程内燃机10的系统之概略构成。此外，虽然图1仅图示出特定的气缸之截面，但其他的气缸亦具备同样的构成。
此内燃机10包括：包含气缸体、气缸体下套以及油底壳等的气缸体部20；被固定在气缸体部20之上的气缸盖部30；用于对气缸体部20供给汽油混合气体的进气系统40和用于将来自气缸体部20的废气排放到外部的排气系统50。
气缸体部20包括气缸21、活塞22、连杆23以及曲轴24。活塞22在气缸21内往复运动，活塞22的往复运动经由连杆23被传递给曲轴24，由此，就使曲轴24进行旋转。气缸21和活塞22的顶部与气缸盖部30一起形成燃烧室25。
气缸盖部30具备：连通到燃烧室25的进气口31、使进气口31进行开闭的进气门32、对进气门32进行开闭驱动的进气门控制装置33、连通到燃烧室25的排气口34、使排气口34进行开闭的排气门35、对排气门35进行驱动的排气凸轮轴36、火花塞37、包含产生向火花塞37提供的高电压的点火线圈的点火器38以及将燃料喷射到进气口31内的喷射器(燃料喷射单元)39。
进气门控制装置33具备利用油压来调整/控制进气凸轮轴和进气凸轮(未图示)的相对旋转角度(相位角度)的众所周知的构成，能够变更进气门32的开阀时期(进气门开阀时期)。在本例中，进气门的开阀期间(开阀曲轴转角幅度)为一定。从而，若使进气门开阀时期以规定角度提前或者延迟，则使进气门闭阀时期也以同一规定角度提前或者延迟。另外，排气门35的开阀时期以及闭阀时期为一定。从而，伴随着由进气门控制装置33对进气门开阀时期进行了变更，重叠期间也发生变化。
进气系统40具备：包含连通到进气口31并与进气口31一起形成进气通路的进气歧管的进气管41；被设置在进气管41端部的空气过滤器42；在进气管41内使进气通路的开口截面积可变的节气门43以及由构成节气门驱动单元的DC电动机组成的节气门致动器43a。
排气系统50具备：连通到排气口34的排气歧管51；被连接到排气歧管51的排气管道(排气管)52；被配设在排气管道52中的上游侧的三元催化剂53以及被配设在此催化剂53下游的排气管道52中的下游侧的三元催化剂54。排气口34、排气歧管51以及排气管道52构成排气通路。
另一方面，此系统还具备：热线式空气流量计61、节气门位置传感器62、凸轮位置传感器63、曲轴位置传感器64、被设置在各气缸的气缸压力传感器65、冷却水温传感器66、被配设在第1催化剂53的上游的排气通路的空燃比传感器67、被配设在第1催化剂53下游并在第2催化剂54上游的排气通路的空燃比传感器68以及油门开度传感器69。
热线式空气流量计61检测流入进气管41内的吸入空气的每单位时间的质量流量，并输出表示质量流量Ga的信号。节气门位置传感器62检测节气门43的开度，并输出表示节气门开度TA的信号。凸轮位置传感器63每当进气凸轮轴从规定角度旋转90度、下一个90度、进一步的180度时就输出一个脉冲。此信号也被称之为G2信号。曲轴位置传感器64，每当曲轴24旋转10度就输出脉冲。从曲轴位置传感器64输出的脉冲被变换成表示发动机转速NE的信号。气缸压力传感器65检测燃烧室25内的压力，并输出表示气缸压力Pc的信号。
上游侧空燃比传感器67及下游侧空燃比传感器68检测催化剂53的上下游的空燃比，并分别输出表示其上下游的空燃比的信号。油门开度传感器69检测由驾驶者操作的油门踏板81的操作量，并输出表示油门踏板81的操作量Accp的信号。
电气控制装置70是由相互用总线连接起来的以下的部件构成的微型计算机：CPU71；预先存储了CPU71执行的程序(program)、表格(固定表格、映射)以及常数等的ROM72；CPU71根据需要暂时保存数据的RAM73；在电源接通的状态下保存数据并且在电源被切断的期间亦保持所保存的数据的备份RAM74；以及包含AD转换器的接口75等。接口75与上述传感器61～69连接起来，对CPU71供给来自传感器61～69的信号。接口75根据CPU71的指示对进气门控制装置33、喷射器39以及节气门致动器43a发送驱动信号，并且对点火器38发送点火信号。
(控制)
接着，对如上述那样构成的内燃机10的控制装置(以下称之为“本装置”)所进行的各种控制内容进行说明。
<燃烧比率MFB的推定(取得)>
对于如上述那样定义的燃烧比率MFB，作为表示如上述那样定义的指示热量的比率Qsum/Qtotal的值来进行推定(取得)。根据由气缸压力传感器65检测出的气缸压力Pc来求解燃烧比率MFB的方法之细节，例如在日本特开2006-144645号公报已被公开，所以下面对其概略进行叙述。
在本例中，对应于表示规定的时刻的曲轴转角θ来求出燃烧比率MFB。将曲轴转角θ时的燃烧比率MFB表示为MFBθ。曲轴转角θ被定义成：在压缩上止点为0，从压缩上止点越向压缩上止点之前提前越取绝对值大的负值，从压缩上止点越向压缩上止点后延迟越取绝对值大的正值。例如，θ＝-θ1°(θ1＞0)表示曲轴转角为BTDCθ1。
根据下面的(1)式来推定曲轴转角θ时的燃烧比率MFBθ。在(1)式中，曲轴转角θs(θs＜0)是，在向作为对象的燃烧冲程(膨胀冲程)进展的过程中进气门32以及排气门35双方都处于已关闭的状态且比点火正时充分地提前了的时期(例如，θs＝-60°、即BTDC 60°)，曲轴转角θe(θe＞0)是，比作为对象的燃烧冲程中的燃烧实际上结束的最迟时期还迟的规定时期且比排气门开阀时期提前了的时期(例如，θe＝60°、即ATDC60°)。
MFBθ=Pc(θ)&CenterDot;V(θ)κ-Pc(θs)&CenterDot;V(θs)κPc(θe)&CenterDot;V(θe)κ-Pc(θs)&CenterDot;V(θs)κ...(1)]]>
此(1)式基于如下的见解：已产生的热中贡献于对活塞所作的功的热的累计量Q的变化模式与Pc(θ)V(θ)^κ的变化模式大概一致。Pc(θ)是曲轴转角θ时的气缸压力，V(θ)是曲轴转角θ时的燃烧室25的容积，κ是混合气体的比热比(例如1.32)。此外，(1)式的分母是相当于MFB为100％的值。
<点火正时控制>
对点火正时SA进行反馈控制以使MFB8(ATDC 8°时的燃烧比率)成为规定的目标值(例如50％附近的值)。根据运转状态(例如，利用一次进气冲程中的缸内吸入空气量等表示的发动机负载以及/或者发动机转速等的表示发动机运转状态的参数)来决定此MFB8的目标值，以使发动机的燃烧效率良好且不会产生因爆燃等造成的转矩变动等。其结果就是点火正时SA根据运转状态而变化。此外，点火正时SA(SA＞0)意味着在BTDC SA°时进行点火。
<VVT提前量(已燃气体量、重叠期间)的控制)>
本装置，根据点火正时SA和燃烧比率MFB来求解全燃烧对应期间CP，并控制VVT提前量(进气门开阀时期)，以使该全燃烧对应期间CP与规定的目标全燃烧对应期间CPtgt一致。换言之，即，基于全燃烧对应期间CP来控制已燃气体量。
全燃烧对应期间CP是从点火正时SA到燃烧结束时期CAe为止的期间。燃烧结束时期CAe是燃烧室内的混合气体的燃烧实际上结束的时期。如下面那样来求解燃烧结束时期CAe及全燃烧对应期间CP。
(1)如图2所示那样，对于从比点火正时SA之中最向前提前了的时期还提前的时期(例如BTDC 60°)到比燃烧最迟结束的时期还延迟的时期(例如ATDC 60°)的期间，每经过规定的微小曲轴转角则求解规定的曲轴转角幅度N°(例如曲轴转角幅度15°)时的燃烧比率MFB的变化量(增加量)ΔMFB。
(2)求解已求出的变化量ΔMFB之中的最大值ΔMFBmax(燃烧比率最大变化速度)。
(3)描画通过求出最大值ΔMFBmax的曲轴转角CAmax的燃烧比率MFB上的点(曲轴转角，MFB)＝(CAmax，MFBcamax)、且倾斜度为最大值ΔMFBmax的直线(外插线)Lext。
(4)求解与直线Lext到达燃烧比率100％的点Pe相对应的曲轴转角CAe作为燃烧结束时期CAe。此外，燃烧比率100％对应于从曲轴转角θs(BTDC 60°)到曲轴转角θe(ATDC 60°)为止在燃烧室中已燃烧的所有燃料中贡献于对活塞所作的功的燃料的总量。
(5)求解从点火正时SA到燃烧结束时期CAe为止的期间(曲轴转角幅度)作为全燃烧对应期间CP。
即、根据下面的(2)式来求解全燃烧对应期间CP。利用曲轴转角的幅度(曲轴转角的大小、单位(°))来表示全燃烧对应期间CP。
CP=SA+GAmax+1-MFBcamax(ΔMFBmax/N)...(2)]]>
图3表示CO₂及HC排放量以及全燃烧对应期间CP相对于VVT提前量的变化的情形。在此测定中，使点火正时SA变化，以使燃烧比率MFB8为20、30、40以及50％。
如根据图3所理解的那样，即使点火正时SA发生了变动，VVT提前量与全燃烧对应期间CP实际上维持1∶1的关系。换言之，如果VVT提前量(重叠期间、已燃气体量)为某一固定值，则即使点火正时SA发生变化，全燃烧对应期间CP也几乎不发生变化。从而，如区域A所示那样，对于在CO及HC排放量不增大的范围(CO₂排放量不减少且HC排放量不增大的范围)以VVT提前量尽可能大(重叠期间最长、已燃气体量最大)的方式来控制VVT提前量，只要以使全燃烧对应期间CP与区域A中的全燃烧对应期间CP(在图3的例中为70°)一致的方式对VVT提前量进行控制(反馈控制)即可。
即、本装置，以使全燃烧对应期间CP与预先确定的目标全燃烧对应期间CPtgt一致的方式对VVT提前量进行控制。将目标全燃烧对应期间CPtgt设定为在CO及HC排放量不增大的范围内重叠期间尽可能长的期间。其结果是，本装置能够降低NOx排放量、且降低泵气损失，而不会导致HC及CO排放量的增大。其结果，可提供废气排放量小、且燃油效率优良的内燃机。
此外，图3还表示相对于VVT提前量上述的实际燃烧期间CPa及基于气缸压力推定出的燃烧期间CPp的每个和CO₂及HC排放量的关系。实际燃烧期间CPa，如图16所示那样为达到利用直线Lext求出的“燃烧比率从0到达到100％”为止的曲轴转角幅度。基于气缸压力推定出的燃烧期间CPp如图16那样为从曲轴转角CAs到气缸压力成为最大值的曲轴转角CAp的期间。
实际燃烧期间CPa以及基于气缸压力推定出的燃烧期间CPp的任何一个，当点火正时发生了变化时，对应于CO₂及HC排放量开始增大的VVT提前量的值都发生变动(参照相对于区域A的区域B以及区域C内的各值)。从而，可理解为不希望将这些值使用于VVT提前量的反馈控制中。
图4是表示对于另外的发动机10用于确认本装置的效果的实验结果的曲线图。图4中(A)表示按点火正时SA不同而测定了相对于实际燃烧期间CPa的HC排放量的结果。使点火正时SA变化，以使8°燃烧比率MFB8为20、30、40以及50％。
根据图4中(A)，在8°燃烧比率MFB8为20、30、40以及50％时，HC排放量不增大的范围内的实际燃烧期间CPa的最佳值如直线L1、L2、L3以及L4所示那样，依赖于点火正时SA而变化，并表现为具有某个幅宽W。换言之，即使在某个点火正时进行点火的状态下对VVT提前量进行反馈控制以使实际燃烧期间CPa与最佳的目标燃烧期间相一致，在点火正时发生了变化的情况下，VVT提前量变得过大或者过小，所以会发生导致HC及CO排放量的增大、或者NOx排放量的增大以及泵气损失降低幅度减少的情况。
图4中(B)表示按点火正时SA不同测定了相对于本装置推定的全燃烧对应期间CP的HC排放量的结果。使点火正时SA与图4中(A)所示的情况同样地进行变化。
根据图4中(B)，即使以使8°燃烧比率MFB8为20、30、40以及50％的方式使点火正时SA进行了变更，HC排放量开始增大的全燃烧对应期间CP也仅是直线Lopt所示的一点。从而，如果将直线Lopt表示的全燃烧对应期间CP设定成目标全燃烧对应期间CPtgt，并以实际所推定的全燃烧对应期间CP与此目标全燃烧对应期间CPtgt一致的方式来控制VVT提前量，则可以与点火正时SA无关地在HC排放量(从而、CO排放量)不增大的范围内将重叠期间设定得尽可能长(将已燃气体量设定得尽可能多)。其结果就是本装置能够降低NOx排放量、且降低泵气损失，而不会导致HC及CO排放量的增大。
<全燃烧对应期间CP的修正(标准化)>
然而，虽然燃烧速度较强地依赖于已燃气体量，但是，除此以外，还存在给燃烧速度带来影响的参数(物理量)。给燃烧速度带来影响的参数的代表例是燃料喷射量TAU、利用冷却水温THW推定(所表示)的气缸壁温及混合气体的空燃比等。以下，对这些参数给全燃烧对应期间CP带来的影响、和利用本装置的全燃烧对应期间CP的修正(标准化)方法按顺序加以说明。
(基于燃料喷射量TAU的修正)
图5是表示燃料喷射量TAU发生了变化时的燃烧比率MFB之变化情形的曲线图。如此图所示那样，燃料喷射量TAU越大，则燃烧室内的混合气体的浓度以及压力等越是增大，所以燃烧速度就会越是变大。其结果，燃料喷射量TAU越大，全燃烧对应期间CP则越短。从而，为了基于全燃烧对应期间CP及目标全燃烧对应期间CPtgt适量地控制已燃气体量，就需要排除燃料喷射量TAU给全燃烧对应期间CP带来的影响。
因此，本装置，根据下记(3)式来修正全燃烧对应期间，以使得能够将在燃料喷射量TAU为某个固定值(在本例中为TAU＝0)的前提下所设定的目标全燃烧对应期间CPtgt原封不动地作为反馈的目标值来使用。CPmfd为修正后的全燃烧对应期间。
CPmfd=CP&CenterDot;(1+TAU10000)...(3)]]>
TAU(μs)
图6是表示对于内燃机10的用于确认基于上述燃料喷射量TAU的全燃烧对应期间CP的修正效果的实验结果的曲线图。图6中(A)表示按燃料喷射量TAU不同测定了相对于修正前的全燃烧对应期间CP的HC排放量的结果。在这一实验中，燃料喷射量(实际上是与燃料喷射量TAU大致成比例的燃料喷射时间)被设定成2700、3900以及5200μs。
根据图6中(A)，针对各燃料喷射量TAU，HC排放量开始增大的全燃烧对应期间CP如直线L1、L2以及L3所示那样不固定。换言之，最佳的全燃烧对应期间CP表现为具有某个幅宽W。
图6中(B)表示按燃料喷射量TAU不同测定了相对于基于上述燃料喷射量TAU进行修正后的全燃烧对应期间CPmfd的HC排放量的结果。使燃料喷射量TAU与图6中(A)所示的情况同样地进行变化。
根据图6中(B)，可理解为，即使燃料喷射量TAU发生变化，HC排放量开始增大的修正后的全燃烧对应期间CPmfd也仅是直线Lopt所示的一点。从而，如果以修正后的全燃烧对应期间CPmfd与目标全燃烧对应期间CPtgt一致的方式来控制VVT提前量，就可以与燃料喷射量TAU无关地在HC排放量(从而，CO排放量)不增大的范围内将重叠期间设定得尽可能长。
(基于气缸壁温(冷却水温THW)的修正)
冷却水温THW越低气缸壁温则越低。图7是表示冷却水温THW发生了变化时的燃烧比率MFB之变化情形的曲线图。如此图所示那样，冷却水温THW越低在燃烧室内已产生的热就越会被气缸壁夺走(即、冷却损失就会变大)，所以燃烧速度越变小。其结果，冷却水温THW越低全燃烧对应期间CP则越长。从而，为了基于全燃烧对应期间CP以及目标全燃烧对应期间CPtgt适量地控制已燃气体量，就需要排除气缸壁温(冷却水温THW)给全燃烧对应期间CP带来的影响。
因此，本装置根据下述(4)式来修正全燃烧对应期间，以使得能够将在冷却水温THW为某个固定值(在本例中为热机完成后的86℃)的前提下所设定的目标全燃烧对应期间CPtgt原封不动地作为反馈的目标值来使用。
CPmfd=CP&CenterDot;(1-86-THW800)...(4)]]>
THW(℃)
图8是表示对于内燃机10的用于确认基于上述冷却水温THW的全燃烧对应期间CP的修正效果的实验结果的曲线图。图8中(A)表示按冷却水温THW不同测定了相对于修正前的全燃烧对应期间CP的HC排放量的结果。在此实验中，冷却水温THW被设定成20、50以及86℃。
根据图8中(A)，针对各冷却水温THW，HC排放量开始增大的全燃烧对应期间CP如直线L1、L2以及L3所示那样不固定。换言之，最佳的全燃烧对应期间CP表现为具有某个幅宽W。
图8中(B)表示按冷却水温THW不同测定了相对于基于上述冷却水温THW进行修正后的全燃烧对应期间CPmfd的HC排放量的结果。使冷却水温THW与图8中(A)所示的情况同样地进行变化。
根据图8中(B)，可理解为，即使冷却水温THW发生变化，HC排放量开始增大的修正后的全燃烧对应期间CPmfd也仅是直线Lopt所示的一点。从而，如果以修正后的全燃烧对应期间CPmfd与目标全燃烧对应期间CPtgt一致的方式来控制VVT提前量，就能够与冷却水温THW无关地在HC排放量(从而，CO排放量)不增大的范围内将重叠期间设定得尽可能长。
(基于空燃比A/F的修正)
图9是表示空燃比A/F发生了变化时的燃烧比率MFB之变化情形的曲线图。如此图所示那样，空燃比A/F越大(越成为稀空燃比)则燃烧越不稳定，所以全燃烧对应期间CP则越长。从而，为了基于全燃烧对应期间CP以及目标全燃烧对应期间CPtgt适量地控制已燃气体量，就需要排除空燃比A/F给全燃烧对应期间CP所带来的影响。
因此，本装置根据下述(5)式来修正全燃烧对应期间，以使得能够将在空燃比A/F为某个固定值(在本例中为理论空燃比)的前提下所设定的目标全燃烧对应期间CPtgt原封不动地作为反馈的目标值来使用。
CPmfd=CP&CenterDot;QstoichQtotalQtotal=Pc(θe)&CenterDot;V(θe)κ-Pc(θs)&CenterDot;V(θs)κQstoich=0.19&CenterDot;TAUTAU(μs)...(5)]]>
在(5)式中，Qtotal是利用与上述(1)的分母相同的公式所求得的量，是在燃烧室中已燃烧的所有燃料所产生的热中被变换成对活塞所作的功的热的总量Qtotal。Qstoich是空燃比为理论空燃比时的热的总量Qtotal，利用推定(近似)式(Qstoich＝0.19·TAU)求得。
图10是表示对于内燃机10的用于确认基于上述空燃比A/F的全燃烧对应期间CP的修正效果的实验结果的曲线图。图10中(A)表示按空燃比A/F不同测定了相对于修正前的全燃烧对应期间CP的HC排放量的结果。在此实验中，空燃比A/F被设定成14.5(理论空燃比)、17以及19。
根据图10中(A)，针对各空燃比A/F，HC排放量开始增大的全燃烧对应期间CP如直线L1、L2以及L3所示那样不固定。换言之，最佳的全燃烧对应期间CP表现为具有某个幅宽W。
图10中(B)表示按空燃比A/F不同测定了相对于基于上述空燃比A/F进行修正后的全燃烧对应期间CPmfd的HC排放量的结果。使空燃比A/F与图10中(A)所示的情况同样地进行变化。
根据图10中(B)，可理解为，即使空燃比A/F发生变化，HC排放量开始增大的修正后的全燃烧对应期间CPmfd也仅是直线Lopt所示的一点。从而，如果以修正后的全燃烧对应期间CPmfd与目标全燃烧对应期间CPtgt一致的方式来控制VVT提前量，就能够与空燃比A/F无关地在HC排放量(从而，CO排放量)不增大的范围内将重叠期间设定得尽可能长。
本装置利用下述(6)式来进行以上的燃料喷射量TAU、冷却水温THW以及空燃比A/F的修正。
CPmfd=CP&CenterDot;(1+TAU10000)&CenterDot;(1-86-THW800)&CenterDot;QstoichQtotal...(6)]]>
图11表示使负载(实际上是空气填充率KL：与每1气缸的吸入空气量成比例的值)发生了变化时的已被修正(标准化)的全燃烧对应期间CPmfd、泵气损失以及废气(HC，CO₂以及NOx)排放量的关系。根据此图11可理解为，废气排放量开始增大的全燃烧对应期间CPmfd大致集中于一点(参照图11的虚线带部分所示的区域)。即、如果以使修正的全燃烧对应期间CPmfd与某个目标全燃烧对应期间CPtgt(在图11所示的例子中约85°)一致的方式控制VVT提前量，就能够降低泵气损失而不会导致废气排放量的增大。
(实际的动作)
接着，对本装置的实际的动作进行说明。此外，以下将说明的程序是电气控制装置70的CPU71对特定气缸执行的程序。CPU71对于其他气缸也执行同样的程序。
每当经过微小的曲轴转角时CPU71执行未图示的气缸压力取得程序，并在RAM73中保存该程序被执行的时间点的曲轴转角θ和气缸压力Pc(θ)。
进而，每当曲轴转角与“燃烧冲程实际上结束以后的规定曲轴转角(例如，ATDC160度)”一致时，CPU71反复执行图12所示的程序。从而，若成为规定的时刻，CPU71就从步骤1200开始图12的程序的处理，在步骤1210～步骤1260中进行以下处理，并进入步骤1295暂且结束本程序。
步骤1210：针对各曲轴转角θ(每当经过上述微小的曲轴转角时的曲轴转角)使用上述(1)式来计算燃烧比率MFBθ。在计算出的燃烧比率MFBθ中包含8°燃烧比率MFB8。
步骤1220：使用在步骤1210中计算出的燃烧比率MFBθ针对各曲轴转角θ计算N°(在这里为曲轴转角15°)幅度下的燃烧比率MFB的变化量ΔMFB。即、利用ΔMFB＝ΔMFB(θ)＝MFBθ-MFBθb(其中，θb＝θ-N)来计算变化量ΔMFB。
步骤1230：从在步骤1220中计算出的燃烧比率变化量ΔMFB之中取得最大值(燃烧比率最大变化速度)ΔMFBmax。进而，取得相对于该燃烧比率最大变化速度ΔMFBmax的曲轴转角θ作为曲轴转角CAmax，并且取得曲轴转角CAmax时的燃烧比率MFB(＝MFB(CAmax))作为MFBcamax(参照图2)。
步骤1240：通过将在步骤1230中求出的各值和针对紧挨着的之前的燃烧的点火正时SA应用于上述(2)式，来推定(计算)全燃烧对应期间CP。
步骤1250：使用上述(6)式来修正在步骤1240中推定出的全燃烧对应期间CP。此外，利用(5)式计算出Qtotal以及Qstoich。从冷却水温传感器66取得冷却水温THW。燃料喷射量TAU是形成了被提供给前次的燃烧冲程的混合气体的燃料喷射量，被保存在RAM73内。
步骤1260：将在步骤1250中求出的修正后的全燃烧对应期间CPmfd作为反馈控制用的全燃烧对应期间CP进行保存。
另一方面，每当曲轴转角与规定的曲轴转角(例如，BTDC 90°)一致时，CPU71反复执行图13所示的程序。从而，若到了规定的时刻，CPU71从步骤1300开始图13的程序的处理，并进入步骤1310，基于运转状态(表示发动机10的运转状态的参数)来决定8°目标燃烧比率MFB8tgt。表示运转状态的参数是吸入空气量Ga(或者油门踏板操作量Accp、即、发动机负载)以及发动机转速NE。作为表示运转状态的参数，还可以加上冷却水温THW等其他参数。
接着，CPU71进入步骤1320，判定先前已说明的在图12的步骤1210中计算出的8°燃烧比率MFB8是否与8°目标燃烧比率MFB8tgt相比在提前侧(是否大)。此时，如果8°燃烧比率MFB8与8°目标燃烧比率MFB8tgt相比在提前侧(如果大)，则CPU71从步骤1320进入步骤1330，使点火正时SA延迟微小的角度ΔSA。另一方面，若8°燃烧比率MFB8与8°目标燃烧比率MFB8tgt相比在延迟侧(如果小)，则CPU71从步骤1320进入步骤1340，使点火正时SA提前微小的角度ΔSA。
之后，CPU71进入步骤1350，进行设定，以使在上述步骤1330或者步骤1340中决定的点火正时SA执行点火。接下来，CPU71进入步骤1395暂且结束本程序。通过以上处理，对点火正时SA进行反馈控制，以使8°燃烧比率MFB8与8°目标燃烧比率MFB8tgt一致。
而且，每当曲轴转角与规定的曲轴转角(例如燃烧冲程实际上结束以后的规定曲轴转角(例如，BTDC90°))一致时，CPU71反复执行图14所示的程序。从而，若到了规定的时刻，CPU71则从步骤1400开始图14的程序的处理并进入步骤1410，判定先前已说明的在步骤1260中求出的全燃烧对应期间CP(反馈控制用全燃烧对应期间CP＝修正后的全燃烧对应期间CPmfd)是否大于目标全燃烧对应期间CPtgt。
以如下方式确定目标全燃烧对应期间CPtgt：在燃料喷射量TAU为标准燃料喷射量TAU0(例如，0μs)、冷却水温THW为标准水温THW0(例如，86℃)、空燃比A/F为标准空燃比AF0(例如，理论空燃比)的情况下，是在HC及CO排放量不增加的范围内对应于最长的重叠期间(最提前侧的VVT提前量)的全燃烧对应期间CP。
此时，如果全燃烧对应期间CP大于目标全燃烧对应期间CPtgt，则意味着燃烧速度过小(已燃气体量过大)。从而，CPU71进入步骤1420，使进气门开阀时期IO延迟规定角度ΔIO，以缩短重叠期间而使燃烧速度增大。即、减少VVT提前量。另一方面，如果全燃烧对应期间CP小于目标全燃烧对应期间CPtgt，则意味着燃烧速度过大(已燃气体量过小)。从而，CPU71进入步骤1430，使进气门开阀时期IO提前规定角度ΔIO，以延长重叠期间而使燃烧速度减少。即、增大VVT提前量。
之后，CPU71进入步骤1440，设定进气门开阀时期IO，以使进气门32在上述步骤1420或者步骤1430中决定的进气门开阀时期IO进行开阀。其结果，进气门控制装置33使进气门32在所设定的进气门开阀时期IO进行开阀。此外，进气门控制装置33以在进气门开阀时期IO上加上一定的进气门开阀角度IOθ后的时期为进气门闭阀时期IC的方式使进气门32进行闭阀。
以上处理的结果是，重叠量变得适当、已燃气体量变得适量。从而，就能够降低NOx排放量、且降低泵气损失而不会导致HC及CO排放量的增大。从而，发动机10的燃油效率得以改善。另外，由于以8°燃烧比率MFB8与8°目标燃烧比率MFB8tgt一致的方式来变更点火正时SA，所以能够使燃烧效率增大、使发动机10的转矩上升且改善燃油效率。
本发明并不限定于上述实施方式，在本发明的范围内可以采用各种变形例。例如，虽然在上述实施方式中构成为，进气门控制装置33仅仅调整进气门32的开阀时期以及闭阀时期，但是还可以构成为，能够进一步调整进气门32的开阀期间的最大升程量。另外，还可以构成为，进气门控制装置33相互独立地调整进气门32的开阀时期以及闭阀时期。进而，在上述实施方式中，除进气门控制装置33外还可以具备独立调整排气门35的闭阀时期、开阀时期、开阀期间中的升程量等的排气门控制装置。
另外，虽然在上述实施方式中，作为给燃烧速度带来影响的参数采用燃料喷射量TAU、冷却水温THW以及空燃比A/F，并使用它们全部对全燃烧对应期间CP进行了修正(参照(6)式)，但是，也可以利用它们中的任意一个、或者它们之中的任意两个的组合来修正全燃烧对应期间CP。进而，作为给燃烧速度带来影响的参数，还可以基于燃料品质、燃料液滴的大小以及燃料中的醇量等任意一个或者任意的组合来修正全燃烧对应期间CP。
进而，虽然在上述实施方式中，利用给燃烧速度带来影响的参数来修正基于上述(6)式推定的全燃烧对应期间CP，但是，还可以取而代之，利用给燃烧速度带来影响的参数来修正目标全燃烧对应期间CPtgt。另外，对于全燃烧对应期间CP，还能够以时间为单位来求解，并利用该时间点的发动机转速NE变换成以曲轴转角为单位的值后，在控制中使用。另外，还能够构成为，利用被称作Wiebe函数的燃烧模型(例如，参照日本特开2006-9720号公报)来求解燃烧比率MFB(从而，指示热量的比率Qsum/Qtotal)。而且，虽然在上述实施方式中，通过变更VVT提前量(重叠期间)来控制已燃气体量，但是还可以取而代之、或者在其基础上，利用外部EGR装置来调整已燃气体量。