爆燃指标值计算装置及其计算方法
阅读：941发布：2020-05-17
专利汇可以提供爆燃指标值计算装置及其计算方法专利检索，专利查询，专利分析的服务。并且在火花点火 发动机 (1)中的爆燃指标值计算装置的 控制器 (31)用于：确定发动机(1)的运转条件；利用这些运转条件估计在基准 曲轴 转 角 的缸内压 力 ，该基准 曲轴转角 被设置在燃烧 上止点 后的预定曲轴 位置 ；利用这些运转条件估计在基准曲轴转角的缸内未燃烧气体 温度 ；和利用缸内压力和未燃气体温度，计算爆燃指标值。，下面是爆燃指标值计算装置及其计算方法专利的具体信息内容。
1、一种火花点火发动机（I)的爆燃指标值计算装置，其包括控制器（31)用于： 确定发动机（I )的运转条件； 根据运转条件估计在基准曲轴转角的缸内压力，该曲轴转角被设定在压缩上止点后的预定曲轴位置； 根据运转条件，估计在基准曲轴转角的气缸内的未燃气体温度； 利用缸内压力和未燃气体温度，计算爆燃指标值， 其中，所述爆燃指标值是这样的值，即该爆燃指标值越小则越可能产生爆燃，并且所述基准曲轴转角是对应于最大燃烧压力值的曲轴转角。
2、如权利要求I中所述的爆燃指标值计算装置，其中基准曲轴转角被设定为在压缩上止点后的10。-20。之内的值。
3、如权利要求I中所述的爆燃指标值计算装置，其中控制器（31)还用于： 将当进气阀关闭时的缸内压力、当进气阀关闭时的气缸内的燃烧气体的温度和由燃油燃烧所产生的热量作为发动机（I)运转条件， 当进气阀关闭时，根据缸内压力估计在基准曲轴转角的缸内压力和未燃烧气体温度，并且估计当进气阀关闭时缸内未燃烧气体温度和由燃油燃烧所产生的热量。
4、如权利要求I中所述的爆燃指标值计算装置，其中控制器（31)还用于根据燃烧速度校正爆燃指标值。
5、如权利要求4中所述的爆燃指标值计算装置，其中控制器（31)还用于校正爆燃指标值以使爆燃指标值随着燃烧速度的降低而降低。
6.如权利要求1-5中的任何一个所述的爆燃指标值计算装置，其中控制器（31)还用于根据爆燃指标值计算点火正时延迟量，该点火正时延迟量与获得最大转矩的最小提前值有关。
7、如权利要求6中所述的爆燃指标值计算装置，其中控制器（31)还用于随着爆燃指标值的增加，增加点火正时的延迟量。
8、一种火花点火发动机（I)的爆燃指标值计算装置，包括： 用于确定发动机（I)的运转条件的装置； 根据运转条件，估计在基准曲轴转角的缸内压力的装置，该基准曲轴转角被设定在压缩上止点后的预定曲轴位置； 根据运转条件，估计在基准曲轴转角的气缸内未燃烧气体温度的装置；和 利用缸内压力和未燃烧气体的温度，计算爆燃指标值的装置，其中，所述爆燃指标值是这样的值，即该爆燃指标值越小则越可能产生爆燃，并且所述基准曲轴转角是对应于最大燃烧压力值的曲轴转角。
9、一种爆燃指标值计算方法，包括： 确定火花点火发动机（I)的运转条件； 根据运转条件估计在基准曲轴转角的缸内压力，该曲轴转角被设定在压缩上止点后的预定曲轴位置； 根据运转条件，估计在基准曲轴转角的气缸内的未燃气体温度；和 利用缸内压力和未燃气体温度，计算爆燃指标值， 其中，所述爆燃指标值是这样的值，即该爆燃指标值越小则越可能产生爆燃，并且所述基准曲轴转角是对应于最大燃烧压力值的曲轴转角。
爆燃指标值计算装置及其计算方法
技术领域
背景技术
由日本专利局在1998年公开的JP10-30535A公开了考虑爆燃执行的火花点火发动机的点火正时控制。在该现有技术中，对于每一型号，在爆燃界限（防爆燃点）左右的点火正时凭经验被确定、制图，然后，由控制单元读出以执行点火正时控制。
发明内容
在上述现有技术中，当绘制点火正时图时，很难稳定地测量诸如空气温度、空气压力、温度、发动机温度、燃油辛烷值等之类的条件，因此，需要对这些条件进行调整并且进行与其有关的敏感度校正。因此大大地增加了绘图所需要的步驟次数，并且绘制该图需要大量的时间以使该图与发动机相匹配。此外，爆燃的可能性根据发动机部件的诸如形状、尺寸、材料等之类的规格而变化，因此，根据每一变化，必须重新执行需要大量步骤的该匹配操作。
因此，本发明的目的是降低在点火正时控制装置等中的匹配步骤的数量，并且降低在其的控制系统中的计算负担。
为了实现上述目的，本发明提供了一种火花点火发动机的爆燃指标值计算装置，其包括发动机用于：确定发动机的运转条件；根据运转条件估计基准曲轴转角的缸内压力，该曲轴转角被设置在压缩上止点后的预定曲轴位置；根据运转条件，估计在基准曲轴转角的缸内的未燃气体温度；使用缸内压力和未燃气体温度，计算爆燃指标值。
本发明的详细情况以及其它的特征和优点在其余的说明中被列出，并且在附图中被示出。
因此，本发明的目的是降低在点火正时控制装置等中的匹配步骤的数量，并且降低在其的控制系统中的计算负担。
为了实现上述目的，本发明提供了一种火花点火发动机的爆燃指标值计算装置，其包括发动机用于：确定发动机的运转条件；根据运转条件估计基准曲轴转角的缸内压力，该曲轴转角被设置在压缩上止点后的预定曲轴位置；根据运转条件，估计在基准曲轴转角的缸内的未燃气体温度；使用缸内压力和未燃气体温度，计算爆燃指标值。
本发明的详细情况以及其它的特征和优点在其余的说明中被列出，并且在附图中被示出。
附图说明
图I是根据本发明的实施例的发动机控制系统的示图；
图2是发动机控制器执行点火正时控制的方框图；
图3是说明在燃烧室的压力变化的示图；
图4是说明在燃烧质量比的变化的特征曲线图； 图5是说明物理数量值的计算的流程图；
图6是说明在发动机的曲轴和连杆之间的位置关系的示图；
图7是水温校正系数的特征曲线图；
图8是等效比校正系数的特征曲线图；
图9是基准曲轴转角的特征曲线图；
图10是用于说明初始燃烧期的计算的流程图；
图11是温度升高率的特征曲线图；
图12是用于说明主燃烧期的计算的流程图；
图13是用于说明基本点火正时的计算的流程图；
图14是说明本发明所应用的点火正时控制的处理顺序的流程图； 图15是爆燃指标值的特征曲线图；
图16是相对于提供防爆燃的MBT(用于获得最大转矩的提前值）的延迟量的特征曲线图；
图17A、17B是和本实施例的控制有关的时间曲线图。
图2是发动机控制器执行点火正时控制的方框图；
图3是说明在燃烧室的压力变化的示图；
图4是说明在燃烧质量比的变化的特征曲线图； 图5是说明物理数量值的计算的流程图；
图6是说明在发动机的曲轴和连杆之间的位置关系的示图；
图7是水温校正系数的特征曲线图；
图8是等效比校正系数的特征曲线图；
图9是基准曲轴转角的特征曲线图；
图10是用于说明初始燃烧期的计算的流程图；
图11是温度升高率的特征曲线图；
图12是用于说明主燃烧期的计算的流程图；
图13是用于说明基本点火正时的计算的流程图；
图14是说明本发明所应用的点火正时控制的处理顺序的流程图； 图15是爆燃指标值的特征曲线图；
图16是相对于提供防爆燃的MBT(用于获得最大转矩的提前值）的延迟量的特征曲线图；
图17A、17B是和本实施例的控制有关的时间曲线图。
具体实施方式
图I是用于说明本发明的系统的原理图。
在进气控制器2中积累了空气，因此空气通过进气歧管3进入每一气缸的燃烧室5。通过来自设置在每一气缸的进气口（port) 4上的突 11 M HEl P. nB -Mt ^ ^ iU I=. ^^合时燃油气化，由此产生流进燃烧室5的气体（空燃混合气（air-fuelmixture)).当进气阀15关闭时，空燃混合气被密封在燃烧室5，并且当活塞6上升时被压缩.
为了通过火花执行压缩空燃混合气的点火，提供了电力分纪系统的点火装置11，其中安装在功率晶体管中的点火线圈被设置在每一气缸中.点火装置11由用于存储电池电能的点火线圈13、用于使点火线圈13的初级倒工作和断开的功率晶体管、设置在燃烧室5的頂部的火花塞14构成，火花塞14用于当点火线圈13的主电流被阻断时接收在点火线圈13的次级倒产生的高电压以执行火花放电.
在压缩上止点稍微之前，火花由火花塞14充气并且压缩的空燃混合气被点燃.随着火焰的蔓延，空燃混合气开始迅速燃烧，并且该燃烧使气体压力把活塞6向下推.该向下推动作为曲轴7的旋转力被输出.当排气阀16打开时，在燃烧后的气体（排气（exhaust gas))枝释放到排气通道8.
在排气通道8中，三元催化转化器9被设置.当排气的空燃比在以理论空燃比为中心的较小范围内时，三元催化转化器9能够有效地排出同时包含在排气中的HC、CO和NOx.该空燃比为进气量和燃油量的比；并且根据来自空气流量计32的进气流量信号和来自曲轴转角传感器33、34的信号，发动机控制器31确定喷油器21的燃油喷射量，以在发动机的每一循环（在四循环发动机中的720。曲轴角间隔）使输入燃烧室5的进气量和喷油器21的燃油喷射量的比例达到理论空燃比.根据设置在三元催化转化器9的上游的O2传感器35的信号，发动机控制器31也反馈控制空燃比.
具有由节流阀电机（throttle motor) 24驱动的节流阀（throttlevalve) 23的电控制阀22设置在进气歧管2的上游.按照加速踏板41的降低量，可实现司机所需要的转矩；并且发动机控制器31根据来自加速踏板42的信号确定目标转矩、确定用于实现目标转矩的目标空气量和通过节流电机24控制节流阀23的开度以获得目标空气量.25、排气阀凸轮轴26和曲轴7的前部上·通过在这些链轮的周围安装正时链（timing chain)，发动机的曲轴7驱动凸轮轴25、26.在凸轮轴链轮和节流阀凸轮轴25之间，能够以恒定工作角连续地控制进气阀凸轮相位(phase)的进气阀正时控制机构（以下称做进气VTC机构）27被设置；在凸轮轴链轮和排气阀凸轮轴26之间，能够以恒定工作角连续地控制排气阀凸轮相位的排气阀正时控制机构（以下称做排气VTC机构）28被设置.当进气阀15的开启/闭合时间和排气阀16的开启/闭合时间改变时，保留在燃烧室5中的惰性气体的量也随之变化.取决于运转条件，随着在燃烧室5内的惰性气体量的增加，泵气损失下降并且燃油经济性提高，因此根据如目标进气阀闭合时间和目标排气阀闭合时间的运转条件，保留在燃烧室5中的惰性气体量被提前确定.然后发动机控制器31根据在此时的运转条件（发动机负荷和转速）确定目标进气阀闭合时间和目标排气阀闭合时间，并且通过进气VTC机构27和排气VTC机构28的执行器，控制进气阀闭合时间和排气阀闭合时间以获得这些目标值. 来自进气温度传感器43的进气温度信号、来自进气压力传感器44的进气压力信号、来自排气温度传感器45的排气温度信号和来自排气压力传感器46的排气压力信号与来自水温传感器37的冷却水温信号一起被输入进发动机控制器31.然后发动机控制器31控制点火正时(timing),该点火正时为通过功率晶体管13阻断火花塞14的初级側电流的时间.
图2是在发动机控制器31中所执行的点火正时控制的方框图，主要详细示出了用于确定点火正时MBTCAL的部分，在该点火正时可获得MBT (用于获得最大转矩的最小提前值）.该系统主要由点火正时计算部分51和点火正时控制部分61构成·点火正时计算部分51还包括初始燃烧期计算部分52、主燃烧期计算部分53、燃烧期计算部分54、基本点火正时计算部分55、先前燃烧开始时间计算部分56和点火正时命令值计算部分57.核心（flame kernel)的时期被计算作为初始燃烧期BURN1.在主燃烧期计算部分S3中，从形成火焰核心到获得最大燃烧压力值Pmax的时期被计算作为主燃烧期BURN2.在燃烧期计算部分54中，初始燃烧期BURNl和主燃烧期BURN2的总和被计算作为从点火到获得最大燃烧压力Pmax的燃烧期BURN.在基本点火正时计算部分55中，根据燃烧期BURN,计算点火正时MBTCAL(该点火正时被称做基本点火正时），在该点火正时MBTCAL，夺得MBT.
在点火正时命令值计算部分57中，MBTCAL与爆燃界限点火正时KNKCAL相比较，该爆燃界限点火正时KNKCAL是通过一种下面将要描述的、根据本发明的方法被确定，并且较小值（后来的点火正时）被选择作为最小点火正时值PADV.对最小点火正时值PADV进行各种校正，以计算被输出到点火正时控制部分61的点火正时命令值 QADV. 在点火正时控制部分61中，点火线圈13的激励角（angle ofenergization)和非激励角被控制，使得火花塞14根据以上方法所确定的点火正时命令值QADV点燃在燃烧室5内的空燃混合气.
下面将进一步详细地描述上述的基本点火正时MBTCAL的计算方法和爆燃界限点火正时KNKCAL.
如图3中所示，当在MBT (用于获得最大转矩的最小提前值）点燃空燃混合气时，空燃混合气的燃烧压力达到最大值Pmax的曲轴转角被设置为基准曲轴转角Θ PMAXfdeg ATDC].无论燃烧系统如何，基准曲轴转角Θ PMAX基本上是恒定的，并且在12。-15。的一般范围和10°-20°的最大范围之内.
图4示出了通过分析在火花点火发动机的燃烧室中的燃烧所获得的燃烧质量比（combustion mass proportion) R中的变化，表示燃烧质量与提供到燃烧室的燃油的比例的燃烧质量比R，在点火时为0%,在完成燃烧时达到100%.在基准曲轴转角Θ PMAX的燃烧质量比Rmax大约被确定在60%.比基本上达到60%的燃烧期被分成：初始燃烧期，为在燃烧貭量比或燃烧压力基本上没有变化时刚点火后的时期；和主燃烧期，在主燃烧期，燃烧质量比和燃油压力迅速增加.初始燃烧期为从燃烧开始到火焰核心形成的阶段，该火焰核心在当燃烧盾量比在2%和10%之间时被形成.在该期间，燃烧压力和燃烧温度的增长率较低，因此初始燃烧期相对于燃烧质量比的变化较长.初始燃烧期的长短易受燃烧室内温度和压力变化的影响.
另一方面，在主燃烧期中，火焰从火焰核心到层流区域（laminarflow region)外延，并且燃烧率迅速增加·因此在主燃烧期期间的燃烧质量比的变化大于在初始燃烧期间的燃烧质量比的变化.
在发动机控制器31中，直到燃烧质量比达到2。/。的时期归为初始燃烧期BURNl[deg]，从初始燃烧期BURNl的结束直到达到基准曲轴转角ΘΡΜΑΧ (就燃烧质量比而论，从2%到大约60%)为止的时期归为主燃烧期BURN2[degl·然后计算燃烧期BURN[deg】，该燃烧期为通过将主燃烧期BURN2与初始燃烧期BURNl相加所获得的总和.由此从燃烧期BURN中减去基准曲轴转角0PMAX[degATDC】，并且已加入了对应于点火正时延迟（dead)时间的曲轴转角IGNDED丨deg](下面将描述）的曲轴转角位置枝设置为基本点火正时MBTCAL [degBTDC],该基本点火正时为获得MBT的点火正时.
在形成火焰核心的初始燃烧期期间，在燃烧室5内的压力和温度基本上与在点火时的压力和温度相同，并且当要计算点火正时时，不能从一开始就设置准确的点火正时·因此，如图2中所示，通过先前燃烧开始正时计算部分56，先前基本点火正时值被计算作为先前燃烧开始正时MBTCYCL丨deg BTDC】，并且该值被提供到初始燃烧期计算部分52.然后，在初始燃烧期计算部分52中，初始燃烧期的计算被重复，由此没有时间延迟输出准确的结果.
下面参照下列流程图将详细地描述由发动机控制器31所执行的点火正时命令值QADV的计算.流程图.应当注意，用于下列描述中的流程图（包括图5)说明了计算处理顺序，该计算处理顺序由控制器31以例如大约10毫秒的循环被重复执行.
首先，在步碌Sll中，读出进气阀闭合时间IVC[degBTDC】，由温度传感器43所检测的歧管（collector)内的温度TCOL[K]、由温度传感器45所检测的排气温度TEXH[K]、内部惰性气体比MRESFR【％】、由温度传感器37所检测的冷却水温TWK[K】、目标等效比(equivalence ratio)TFBYA、由曲轴转角传感器所检测的发动机转速NRPM【rpm]和点火延迟时间DEADTIME[psecl.
曲轴转角传感器由检测曲轴7位置的位置传感器33和检测进气凸轮轴25位置的相位传感器34构成.根据传感器33、34的信号，计算发动机转速NRPM[rpm】. 根据提供给进气VTC机构27的命令值，可知道进气阀闭合时间IVC.或者，相位传感器34可检测实际进气阀闭合时间.
内部惰性气体比MRESRF为通过在燃烧室中的气体总量除以燃烧室中剩余惰性气体量所获得的值·公开在JP2001-221105A (由日本专利局在2001年公布的）中的一种方法可被用作其的计算方法·该点火延迟时间DEADTIME为固定值.
在燃油喷射量计算流程图（未示出）中，计算目标等效比TFBYA·目标等效比TFBYA为绝对值，并且假定理论空燃比为I4·7，其由下列公式（I)表示：
TFBYA=14.7/tR ……⑴
其中tR为目标空燃比.
例如，当目标空燃比tR为理论空燃比时，TFBYA等于1.0;当目标空燃比tR为倾斜倒的值（例如22.0)时，TFBYA为小于1.0的正值·
在步驟S12中，计算在进气阀闭合时间IVC的燃烧室5的体积（即在压缩开始时间的体积）VIVC[m3】.活塞6的行程位置确定在进气阀的行程位置.
参照图6，应考虑发动机曲轴71的旋转中心72偏离气缸中心轴73的情况.连种74、连接连杆74和曲轴71的节点75、连接连杆74和活塞的活塞铕76彼此相关，如固中所示.在进气阀关闭时间的燃烧室5的此时的体积VIVC可由下列公式（2)-(6)表示.
VIVC = f1(0ivc)
= νο + (π/4)·Ω2 H ••…（2)
νο = (π/4)·Ω2 Η/(ε-1) ••…（3)
H = {(CND + ST2/2)-(CRoff - PISofffju2 -{(ST/2). cos(0ivc + eoff)}
+ (CND2-X2)1,2 •…⑷
X = (ST/2) · sin(0ivc + Ooff) - CRoff + PISoff ·"·. (5)
6b/f = arcsin{(CRoff-PISoff)/( CND-(ST/2))} •.…(6)
其中Vc:间隙体积【m3l ε :压编比 D：缸径[m】
ST：活塞的整个行程长度[m】
H：距活塞销76的TDC的距离[m]
CND：连杆74的长度[m]
CRoff：偏离气缸中心轴73的节点75的偏移距离[m] PISoff:偏离气缸中心轴73的曲轴旋转中心的偏移踎离[m] 6ivc：在进气阀闭合时间的曲轴转角[deg ATDC】
Θ off：连接在TDC的活塞销76和曲轴旋转中心72的线和垂直线所对的角[deg】
X：在节点75和活塞销76之间的水平距离[m】在进气阀闭合时间的曲轴转角6ivc,因此可从该命令信号可知道曲轴转角的大小.如果将在此时的曲轴转角0ivc (=IVC)代入方程（2)-(6)，則可计算在进气阀闭合时间的燃烧室5的体积VIVC.因此就实际使用而论，在具有作为参数的、进气阀闭合时间IVC的表中所设置的值被用作在进气阀闭合时间的燃烧室5的体积VIVC.当不提供进气VTC机构27时，可将进气阀闭合时间IVC作为常数提供.
在步骤S13中，计算在进气阀闭合时间IVC的燃烧室5的温度(即在压缩开始时间的温度）TINI【K】.在进气阀闭合时间IVC的燃烧室5的温度TINI为通过将进入燃烧室5的新鲜空气与在燃烧室5中剩余的惰性气体相混合，在燃烧室5中所产生的气体的温度.进入燃烧室5的新鮮空气温度与在进气歧管2内的新鮮空气温度TCOL相等·在燃烧室5内的剩余惰性气体温度可近似于在排气口部分附近的排气温度TEXH.因此，根据下列公式（7),根据在进气歧管2内的新鲜空气温度TCOL、排气温度TEXH和为在燃烧室5内的剩余惰性气体比例的内部惰性气体比MRESFR,可确定TINI.
TINi=TEXH XMRESFR+TCOL x ( I-MRESFR) (7)
在步骒S14中，计算表示在燃烧室5内的空燃混合气的可燃性的反应概率RPR0BA[%].反应概率RPROBA为取决于三个参数（即剩余惰性气体比MRESFR、冷却水温TWK[K】和目标等效比TFBYA)的无量纲值，并且其可由下列公式（8)表示.
RPROBA=B ( MRESFR, TWK, TFBYA) (8)
为了更详细地进行说明，通过组合三个参数MRESFR、TWK和TFBYA所获得的反应概率最大值被设定为100%;在这些参数和反应概率RPROBA之间的关系凭经验被确定；所确定的反应概率被提前存储在发动机控制器31中的存储器中作为对应于这些参数的表.在步驟S14中，通过根据参数检索该表，确定反应概率RPROBA.
更具体地说，对应于冷却水温TWK和具有如图7中所示的特征曲线的水温校正系数表，以类似的方法被设置的惰性气体比校正系数所示的特征曲线的等效比校正系数表均被事先存储在存储器中·每一校正系数的最大值为1.0.通过将三个校正系数的积与百分之百的最大反应概率值相乘，计算反应概率RPROBA.
为了描述每一表，图7中所示的水温校正系数随着冷却水温TWK的增加而增加，并且当冷却水温TWK为摄氏80°或更大时，冷却水温校正系数达到1.0.当目标等效比TFBYA为1.0,或者换句话说，其在理论空燃比时，图8中所示的等效比校正系数达到最大值1.0;并且当目标等效比大于或小于1.0时，等效比校正系数降低·在该图中未示出内部惰性气体比校正系数，但当内部情性气体比MRESFR为O时，内部惰性气体比校正系数达到1.0.
在步骒S15中，计算基准曲轴转角Θ PMAX丨deg ATDC]，如上所述，基准曲轴转角Θ PMAX很少波动，但尽管如此，还是有根据发动机转速NRPM的增加增大的倾向·根据下列公式（9),基准曲轴转角Θ PMAX可以表示为发动机转速NRPM的函数·
Θ PMAX=f4 ( NRPM ) ……（9 )
更具体地说，通过检索具有如图9中所示的特征曲线的表，根据发动机转速NRPM，可确定基准转角ΘΡΜΑΧ,该表枝事先存储在发动机控制器31的存储器中.为了便于计算，可把基准曲轴转角ΘPMAX当做常数.
最后，在步骤S16中，计算对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD[deg].对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD对应于从发动机控制器31输出信号以阻止点火线圈13的初级电流开始，到火花塞14真正点火的点的曲轴转角间隔，并且该曲轴转角可由下列公式（10)表示.
IGNDEAD=f5 ( DEADTIME, NRPM) (10)
这里，点火延迟时间DEADTIME被设置在200psec.公式（10)用于根据发动机转速NRPM计算对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD,其为点火延迟时间DEADTIME的曲轴转角.了用于计算主燃烧期BURN2[deg】的流程.这些流程以固定的时间间隔被执行（例如每10毫秒）.在执行完图5后再执行图10和图12.可先执行图10或先执行图12.
首先，说明图10，在步骤S21中读出先前燃烧开始时间MBTCYCL[degBTDC],在图5的步驟S12中计算的在进气阀闭合时间的燃烧室5的体积VIVC[m3]，在图5的步驟S13中计算的在进气阀闭合时间的燃烧室5的温度TINI[K],发动机转速NRPM[rpm】和在图5的步猓S14计算的反应概率RPROBA[%】.
先前燃烧开始时间MBTCYCL为先前循环中的基本点火正时MBTCAL丨deg BTDC]的值，下面将描述其的计算.
在步骤S22中，计算在燃烧开始时间的燃烧室5的体积V0[m3]·
如上所述，这里的点火正时（燃烧开始时间）不是在该循环中所计算的基本点火正时MBTCAL，而是在先前循环中的基本点火正时值·换句话说，根据下列公式（11)，从MBTCYCL可计算在燃烧开始时间的燃烧室5的体积VO, MBTCYCL为先前循环中的基本点火正时值.
VO=Fb(MBTCYCL) .····. (11)
更具体地说，根据在先前燃烧开始时间MBTCYCL的活塞6的行程位置和燃烧室5的缸径，计算在MBTCYCL燃烧室5的体积V0.通过检索具有进气阀闭合时间作为参数的在进气阀闭合时间的体积表，在图5的步骤S12中，确定在进气阀闭合时间IVC的燃烧室5的体积VIVC.但这里，通过检索具有MBTCYCL作为参数的在先前燃烧开始时间的体积表，可确定在先前燃烧开始时间MBTCYCL的燃烧室5的体积V0.
在步骤S23中，计算在燃烧开始时间的有效压縮比Ec.该有效压缩比Ec为通过将在燃烧开始时间的燃烧室5的体积VO除以在进气阀闭合时间的燃烧室5的体积VIVC所获得的无量纲值，如在下列公式(12 )中所示.
Ec=f7 (VO, VIVC) =V0/VIVC (12)到燃烧开始时间的燃烧室5内的温度增长率TCOMP,如在下列公式(13)中所示.
TCOMP=f8 ( Ec) =Eck 1 ······ ( 13 )
其中K为比热比·
公式（13)表示绝热压缩气体的温度增长率.
符号K为通过将绝热压缩气体的恒压下的比热除以恒容下的比热所获得的值.如果绝热压缩气体为空气，則K =1.4，并且该值可被直接使用.然而，通过凭经验确定与空燃混合气有关的值K,能够进一步提高计算的精确性.
图11以图的形式示出了公式（13).具有这样一种特征曲线的表可被事先存储在发动机控制器31的存储器中，并且通过根据有效压缩比Ec检索该表，可确定温度增表率TCOMP.
在步驟S25中，通过用在进气阀闭合时间的燃烧室5的温度TINI乘温度增长率TCOMP,或换句话说根据下列公式（14),可计算在燃烧开始时间的燃烧室5的温度TO[K】.
TO=TINI 町COMP ··· .·· ( 14)
在步驟S26中，根据下列公式（15),计算层流燃烧速度SLl[m/sec]· SLl=SLstd X ( TO >其中Tstd:基准温度[K]
Pstd:基准压力【Pa】
SLstd：在基准温度Tstd和基准压力Pstd下基准层流燃烧速度[m/sec]
TO：在燃烧开始时间的燃烧室5的温度[K]
PO：在燃烧开始时间的燃烧室5的压力[Pa】
基准温度Tstd,基准压力Pstd和基准层流燃烧速度SLstd为凭经验提前确定的值.
在等于或大于两巴(bar)的燃烧室5中的正常压力）的压力下，在公式（15)中的压力项（PO/Pstd) -°·16为较小值.因此基准层流燃烧恒定值.
因此，当基准温度Tstd为550[K]、基准层流燃烧速度SLstd为
I.O丨m/sec】和压力项为0.7时，在燃烧开始时间的温度TO和层流燃烧速度SLl的关系可由下列公式（16)被近似地定义.
SLl=f9 ( TO)
=1.0 χθ.7 X ( T0/550) 218 ……（16) 在步骤S27中，计算在初始燃烧期间的气流湍流铎度STl.气流湍流强度STl为依赖于流入燃烧室S的新鲜空气流率和由喷油器21喷射的燃油渗透的无量纲值.
流入燃烧室5的新鲜空气的流率取决于进气道的形式、进气阀15的运转条件和进气阀15设置于其中的进气口 4的形式.喷射燃油的渗透取决于喷油器21的噴射压力、燃油喷射期和燃油喷射正时·
归根结底，在初始燃烧期间的气流湍流弪度STl可由下列公式(17)表示为发动机转速NRPM的函数.
STl=flO ( NRPM) =Cl >其中Cl:常数
从具有转速NRPM作为参数的表中，也可确定湍流铎度STl.在步驟S28中，根据公式（18)，从层流燃烧速度SI和湍流强度STl,可计算在初始燃烧期间的气体燃烧速度FLAMEl[m/sec】.FLAME1=SL1 >«T1 ……（18)
当在燃烧室5内出现气体湍流时，气体燃烧速度也变化.公式（18 )考虑到了气体湍流对燃烧速度的影响.
在步驟S29中，根据下列公式（19)，计算初始燃烧期BURNl[deg]. BURN1={ ( NRPM 吒）x ( BRl >/ ( PRROBA xAFl xFLAMEl) (19)
其中AFl:火焰核心的反应区（固定值）[m2]。
在公式（19)右边的项BRl为初始燃烧期BURNl的从燃烧开始时间到燃烧结束时间的燃烧质量比的变化量，在这里被设置为到曲轴转角的測量单位的转换的采取的措施.火焰核心的反应区AFl通过试验被设置.
进到图12中的流程，在步驟S31中，读出转速NRPM和在图5的步驟S14中所计算的反应概率RPMOBA·
在步驟S32中，计算在主燃烧期间的气流湍流强度ST2.与在初始燃烧期间的气流湍流强度STl相似，气流湍流强度ST2可由下列公式（20)被表示为发动机转速NRPM的函数·
ST2=fll ( NRPM) =C2 >其中C2:常数.
从具有转速作为参数的表中，也可确定湍流强度ST2.
在步驟S33中，根据下列公式（21)，从在主燃烧期间的层流燃烧速度SL2[m/sec]和气流湍流强度ST2，计算主燃烧期间的燃烧速度FLAME2 [m/sec]
FLAME2=SL2 >其中SL2:层流燃烧速度[m/sec]
与公式（18)相似，公式（21)考虑气体湍流对燃烧速度的影响·如上所述，主燃烧期BURN2的持续时间不可能受燃烧室S内的温度和压力变化的影响.因此凭经验提前确定的固定值适用于层流燃烧速度SL2.
在步驟S34中，通过类似于公式（19)的下列公式（22)，可计算主燃烧期BURN2【deg】.
BURN2={ ( NPRM ^6) x( BR2 ^V2 ) }
/ ( PRROBA >其中V2:在主燃烧期开始时的燃烧室5的体积[m3J，
AF2：火焰核心的反应区【m2J.
这里，在公式（22)右边的项BR2为从主燃烧期开始时间到结束时间的燃烧质量比的变化量.在初始燃烧期的结束时间，燃烧质量比为2%，随后主燃烧期开始.当燃烧质量比达到60%,可认为主燃烧发展过程期间的火焰核心的平均反应区，并且与公式（19)中的AFl类似，枝设置为凭经验提前确定的固定值.在主燃烧期开始的燃烧室5的体积V2也为固定值.
图13是用于计算基本点火正时MBTCAL【degBTDC】的流程，其以固定的时间间隔（例如每10毫秒）被执行.在执行完图10和图12后，再执行图13的步琛.
在步骤S41中，读出在图10的步骤S29中所计算的初始燃烧期BURNl.在图12的步驟S34中所计算的主燃烧期BURN2、在图5的步驟S16中所计算的对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD、在图5的步驟S15中所计算的基准曲轴转角θ PMAX.
在步骒S42中，计算作为燃烧期BURN(deg)的初始燃烧期BURN1
和主燃烧期BURN2的总和.
在步骒S43中，根据下列公式（23)，计算基本点火正时MBTCAL[deg BTDC].
MBTCAL=BURN- Θ PMAX+IGNDEAD (23)
在步驟S44中，计算从基本点火正时MBTCAL减去对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD所获得的值作为先前燃烧开始时间MBTCYCL[deg BTDC].
将计算的基本点火正时MBTCAL与下面将要描述的爆燃界限点火正时相比较，选择其的最小值（离延迟倒最远的值）作为最小点火正时值PADV[deg BTDC].诸如为了提高早期排气温度的延迟和为了降低在速度改变期间的转矩的延迟之类的各种校正均适用于最小点火正时值PADV，因此点火正时命令值QADV[degBTDC】被计算.点火正时命令值QADV被转移到点火寄存器，并且当实际曲轴转角与点火正时命令值QADV —致时，阻断初级电流的点火信号从发动机控制器31被输出到点火线圈13.
假定在步驟S43中所计算的基本点火正时MBTCAL被用作该循环的点火正时命令值，则在步驟S44中所计算的先前燃烧开始时间止·
如上所述，在本实施例中，可计算用于获得MBT的点火正时的基本点火正时MBTCAL，而无需对燃烧室5内等的未燃烧气体的质量进行质量计算，因此可将计算负担抑制到较低程度·
此外，如上面的公式（19)中所示，初始燃烧期BURNl被表示为在燃烧开始时间的燃烧室体积V0、表示空燃混合气燃烧可能性的反应概率RPROBA和燃烧速度FLAMEl的函数.这里，随着燃烧开始时间的燃烧室体积VO的增大、反应概率RPROBA的降低、燃烧速度FLAMEl的降低，初始燃烧期BURNl变长，结果是基本点火正时MBTCAL 提前.
同样地，如上面的公式（22)中所示，主燃烧期BURN2被表示为在主燃烧期开始时间的燃烧室体积V2、表示空燃混合气燃烧可能性的反应概率RPROBA和燃烧速度FLAME2的函数.随着主燃烧期开始时间的燃烧室体积V2的增大，反应概率RPROBA的降低和燃烧速度FLAME2的降低，主燃烧期BURN2变长，结果是燃烧正时MBTCAL 提前·
通过以影响燃烧期的各种参数的函数的形式计算燃烧期BURNl和BURN2,可准确地计算燃烧期BURNl和BURN2·因此，也可以高精确度计算基本点火正时MBTCAL，该基本点火正时根据燃烧期BURNl和BURN2被计算·此外，通过计算被分成初始燃烧期BURNl(初始该燃烧期BURNl对应于温度和压力较高并且可能影响该燃烧期的长度的火焰核心的增长期）和温度和压力几乎不受影响的主燃烧期的燃烧期BURN,可提高燃烧期BURN的计算精度·通过将燃烧期BURN分成三个或更多个时期，计算精度还可进一步被提高.
这里应当注意，用于计算初始燃烧期BURNl的燃烧速度FLAMEl被计算为层流燃烧速度SLl和湍流强度STl的积，用于计算主燃烧期BURN2的燃烧速度FLAME2被计算为层流燃烧速度SL2和湍流强度ST2的积.然而，如上述JP10-30535A号专利所述，使用期被定义为O到2%的燃烧质量比（换句话说，BR1=2%)，主燃烧期被定义为2%到60%的燃烧质量比（换句话说，BR2=58%)，但本发明不一定限于这些数值.
下面参照图14·16将描述使用上述基本点火正时MBTCAL所执行的点火正时控制的流程.在该控制过程期间，为本发明特征的爆燃指标值（MBTKN)的计算和应用爆燃指标值MBTKN的爆燃界限点火正时（KNKCAL)的计算被执行.
参照图14，首先，在步驟S81中，计算没有排出的、在气缸内的剩余气体的质量MASSZ和温度Te.在进气阀与排气阀重叠期间，通过将燃烧室内的剩余气体质量与从排气系统已流回进气系统的排气质量相加，可确定剩余气体质量MASSZ.使用基于进气量等的表，可大约确定温度Te.在上述JP2001-221105A中所公开的方法可被用作剩余气体质量MASSZ和温度Te的计算方法.
下面，在步驟S82中，从空气流量计32和进气温度传感器43 (见图I)的各自输出结果，读出新鲜空气的质量MASSA和温度Ta.
下面，在步驟S83中，MASSA、Te、MASSZ和Ta分别被用于下列公式（24)和（25)中以确定在压缩开始时间（IVT:进气阀闭合时间）的空燃混合气质量MASSC和空燃混合气温度TcO[K].
MASSC=MASSA+MASSZ ……(24)
TcO= ( MASSA 叮a+MASSZ >/ ( MASSA+MASSZ) ……（25 )
根据进气压力传感器44 (见图I)的输出结果，也可确定在压缩开始时间的压力PcO.根据进气量和转速所估计的值也可被用作压力PcO.
下面，在步驟S84中，通过上述方法确定获得MBT (用于获得最大转矩的最小提前值）的基本点火正时MBTCAL.注意在本实施例中，在MBTCAL的计算过程中所确定的主燃烧期BURN2(见图12)被用于下列计算中作为燃烧速度的表示值.的操作.首先，在步驟S85中，确定爆燃指标值MBTKN.该爆燃指标值MBTKN为从表示在MBT的最大燃烧压力值的曲轴转角到表示最大温度值的曲轴转角附近的瞬时自动点火期（毫秒）.这里，参照图17中的时间曲线图，将描述一个示例·在该示例中，表示最大压力值的曲轴转角（基准曲轴转角）被设置在13 °ATDC (以下被表示为ΘΡΜΑΧ=13°).注意，如上所述，取决于发动机特性，ΘΡΜΑΧ在12。-15 °ATDC的正常范围内和10。-20 °ATDC的最大范围内.
首先，根据下列公式（26)和（27)，分别确定在ΘΡΜΑΧ=13。的平均温度Tc[K]和压力（基准缸内压力）Pc【ata】. Tc = TcO X Spt-1 + TUPtxQ/ MASSC …··（26)
.Pc = PcOXSpt ·(Tc + TUPib^Q/MASSC)/TcxVUP# •.…（27)
其中ε :压縮比，
Q：燃绝所产生的热量，
TUP#：温度升高系数，
Pt：多变曲线(politropic)指数=1·35，
VUP#：气体体积的变化率.
压缩比ε为在进气阀闭合时间（IVC)的体积对ΘΡΜΑΧ=13。的体积的比.在包括能够控制进气阀开启/闭合时间的可变进气阀机构的发动机中，根据其的控制阀可确定压缩比ε,并且如果开启/闭合时间被固定，则可将压缩比ε设置为已知的常数.为了进一步提高精确度，可使用其中基本进气量被确定的有效IVOIVC，但由于其沿着根据转速曲轴转角前进的方向移动，所以也可使用根据转速确定ε的一种方法.
当在ΘΡΜΑΧ=13°的燃烧比例设置为60%时,在燃烧期间所产生的热量Q为空燃混合气燃烧所产生的热量.
当在燃烧期间所产生的热量Q加热量等于MASSC的空燃混合气时，温度升高系數TUP#为适用于所进行的计算的系数.很明显，比当在燃烧过程期间，当60%的汽油和空气混合物已燃烧并转化成气体时，气体体积变化率VUP#为根据分子质量的变化气体体积变化率.更具体地说，略大于I (例如，大约1.03)的值可被应用于气体体积变化率VUP#·
然后根据下列公式（28)，确定由活塞上升、温度升高和燃烧气休的麻胀所压缩的未燃烧气体的温度T[K]·
T = TcOxEpt-1.(TC/TcOX8体-1产1 ••…(28)
最后，以上述方式确定的在βΡΜΑΧ=13。的压力Pc和未燃烧气体温度被用于下列公式（29)中以确定爆燃指标值MBTKN[毫秒】·MBTKN = OCT X Pc'17 x exp(3800/ Τ) ••…（29)
公式中的项OCT为燃油辛烷值所确定的系數，开且仗用例如Λ肀烷汽油（高级汽油）的大概近似值15和普通汽油的近似值10·该公式用于确定基本反应的自动点火期.
爆燃指标值MBTKN表示自动点火期，并且当该自动点火期过去时，产生自动点火；或換句话说，产生爆燃.因此，随着MBTKN的下降，更可能产生爆燃的关系被确定·然而，由于在主燃烧室内的温度和压力不断变化而不是恒定的，所以MBTKN被确定以对应于在一循环中最小自动点火期的值·
在步骤S86中，爆燃指标值MBTKN的燃烧速度校正系数KNFLV被确定.取决于温度和压力的变化，在发动机中爆燃产生期间的实际自动点火期受温度和压力保持在高程度的时期的强烈影响·因此，当燃烧较早时，不可能发生爆燃；而当燃烧延迟时，很可能发生爆燃·因此在本实施例中，在计算MBT期间所确定的主燃烧期BURN2被用于确定上述校正系数KNFLV.图15中示出了 KNFLV的特性曲线的一个示例.当主燃烧期BURN2较长时，或换句话说当燃烧迟后时，KNFLV采用较小值·因此爆燃指标值MBTKN具有沿更容易发生爆燃的方向被校正的特征曲线.图，根据用于获得防爆(trace knock)的MBT点火正时，可确定延迟(retardation)量KNRT.图16示出了其的特征曲线的一个示例.从纵坐标为MBTKN XKNFLV和横坐标为发动机转速NRPM的图中，可确定延迟量KNRT·该图的特征曲线是这样，即延迟量随着纵坐标數值的增加和转速的降低而增加.
下面，在步骤S88中，根据下列公式（30)，可确定爆燃界限点火正时KNKCAL.
KNKCAL=MBTCAL-KNRT …（30)
在步驟S89、S90中，MBTCAL和KNKCAL的较小值（或者换句话说在延迟侧的值）被选择作为最小点火正时值PADV,对其进行各种校正，并且得到值被设置为移交到图2的点火正时控制部分61的点火正时命令值QADV.随后，当前操作结束. 如图17A中的时间曲线固所示，活塞的上升使缸内压力Pc被压缩；从在IVC的值PcO,压力被压缩直到上止点为止.过了上止点附近，然后压力通过燃烧上升；过了峰值Pc,压力通过膨胀被降低.同样地，如图17B中的时间曲线图所示，从在IVC的温度TcO的起点到上止点，温度T通过压缩上升，然后通过燃烧进一步上升.
图17B示出了三个波形.虚线为说明由活塞压缩引起的温度变化的波形，实线为通过燃烧大幅度上升的缸内平均温度.点划/虚线为直接导致本发明的爆燃的未燃烧气体温度T.当缸内压力P通过燃烧上升时，未燃烧的空燃混合气被压缩，因此温度上升.因此，温度T采用低于平均温度的相当低的值·此外，由于未燃烧气体通过缸内压力被压缩，所以未燃烧气体温度T采用最大值的曲轴转角等于缸内压力Pc采用最大值的曲轴转角.
在10。和20 °ATDC之间的曲轴转角范围为通常很可能发生爆燃的范围，或者换句话说，为自动点火期缩短的时间.因此通过计算在该范围内的温度和压力，可以以极高精确度预测爆燃.
如上所述，在本发明中，根据火花塞点火发动机的运转条件，在设置在压缩上止点后的预定曲轴位置.之后，缸内压力和爆燃气体温度用于计算爆燃指标值.通过这样一种基于运转条件的计算处理，爆燃指标值，或换句话说发生爆燃的可能性可被确定.因此省去了处理爆燃所需要的大量示固和大量步琛.
换句话说，通过应用根据本发明的爆燃指标值，可降低点火正时控制装置等的匹S&处理的数量，并且可减轻控制系统的计算负担.然而，应当注意，本发明的爆燃指标值不限于点火正时控制，其可被广泛低应用于和爆燃产生（像空燃比）有关的发动机控制部件.
(2003年2月17日申请的）第P2003-038018号日本专利申请的整个内容以参照的方式被包含在这里.
尽管参照本发明的某一实施例已描述了本发明，但本发明不限于上述的实施例.根据上述教导，本领域的技术人员可对上述实施例进行各种修改和变化.本发明的范围参照下列权利要求被限定.
在进气控制器2中积累了空气，因此空气通过进气歧管3进入每一气缸的燃烧室5。通过来自设置在每一气缸的进气口（port) 4上的突 11 M HEl P. nB -Mt ^ ^ iU I=. ^^合时燃油气化，由此产生流进燃烧室5的气体（空燃混合气（air-fuelmixture)).当进气阀15关闭时，空燃混合气被密封在燃烧室5，并且当活塞6上升时被压缩.
为了通过火花执行压缩空燃混合气的点火，提供了电力分纪系统的点火装置11，其中安装在功率晶体管中的点火线圈被设置在每一气缸中.点火装置11由用于存储电池电能的点火线圈13、用于使点火线圈13的初级倒工作和断开的功率晶体管、设置在燃烧室5的頂部的火花塞14构成，火花塞14用于当点火线圈13的主电流被阻断时接收在点火线圈13的次级倒产生的高电压以执行火花放电.
在压缩上止点稍微之前，火花由火花塞14充气并且压缩的空燃混合气被点燃.随着火焰的蔓延，空燃混合气开始迅速燃烧，并且该燃烧使气体压力把活塞6向下推.该向下推动作为曲轴7的旋转力被输出.当排气阀16打开时，在燃烧后的气体（排气（exhaust gas))枝释放到排气通道8.
在排气通道8中，三元催化转化器9被设置.当排气的空燃比在以理论空燃比为中心的较小范围内时，三元催化转化器9能够有效地排出同时包含在排气中的HC、CO和NOx.该空燃比为进气量和燃油量的比；并且根据来自空气流量计32的进气流量信号和来自曲轴转角传感器33、34的信号，发动机控制器31确定喷油器21的燃油喷射量，以在发动机的每一循环（在四循环发动机中的720。曲轴角间隔）使输入燃烧室5的进气量和喷油器21的燃油喷射量的比例达到理论空燃比.根据设置在三元催化转化器9的上游的O2传感器35的信号，发动机控制器31也反馈控制空燃比.
具有由节流阀电机（throttle motor) 24驱动的节流阀（throttlevalve) 23的电控制阀22设置在进气歧管2的上游.按照加速踏板41的降低量，可实现司机所需要的转矩；并且发动机控制器31根据来自加速踏板42的信号确定目标转矩、确定用于实现目标转矩的目标空气量和通过节流电机24控制节流阀23的开度以获得目标空气量.25、排气阀凸轮轴26和曲轴7的前部上·通过在这些链轮的周围安装正时链（timing chain)，发动机的曲轴7驱动凸轮轴25、26.在凸轮轴链轮和节流阀凸轮轴25之间，能够以恒定工作角连续地控制进气阀凸轮相位(phase)的进气阀正时控制机构（以下称做进气VTC机构）27被设置；在凸轮轴链轮和排气阀凸轮轴26之间，能够以恒定工作角连续地控制排气阀凸轮相位的排气阀正时控制机构（以下称做排气VTC机构）28被设置.当进气阀15的开启/闭合时间和排气阀16的开启/闭合时间改变时，保留在燃烧室5中的惰性气体的量也随之变化.取决于运转条件，随着在燃烧室5内的惰性气体量的增加，泵气损失下降并且燃油经济性提高，因此根据如目标进气阀闭合时间和目标排气阀闭合时间的运转条件，保留在燃烧室5中的惰性气体量被提前确定.然后发动机控制器31根据在此时的运转条件（发动机负荷和转速）确定目标进气阀闭合时间和目标排气阀闭合时间，并且通过进气VTC机构27和排气VTC机构28的执行器，控制进气阀闭合时间和排气阀闭合时间以获得这些目标值. 来自进气温度传感器43的进气温度信号、来自进气压力传感器44的进气压力信号、来自排气温度传感器45的排气温度信号和来自排气压力传感器46的排气压力信号与来自水温传感器37的冷却水温信号一起被输入进发动机控制器31.然后发动机控制器31控制点火正时(timing),该点火正时为通过功率晶体管13阻断火花塞14的初级側电流的时间.
图2是在发动机控制器31中所执行的点火正时控制的方框图，主要详细示出了用于确定点火正时MBTCAL的部分，在该点火正时可获得MBT (用于获得最大转矩的最小提前值）.该系统主要由点火正时计算部分51和点火正时控制部分61构成·点火正时计算部分51还包括初始燃烧期计算部分52、主燃烧期计算部分53、燃烧期计算部分54、基本点火正时计算部分55、先前燃烧开始时间计算部分56和点火正时命令值计算部分57.核心（flame kernel)的时期被计算作为初始燃烧期BURN1.在主燃烧期计算部分S3中，从形成火焰核心到获得最大燃烧压力值Pmax的时期被计算作为主燃烧期BURN2.在燃烧期计算部分54中，初始燃烧期BURNl和主燃烧期BURN2的总和被计算作为从点火到获得最大燃烧压力Pmax的燃烧期BURN.在基本点火正时计算部分55中，根据燃烧期BURN,计算点火正时MBTCAL(该点火正时被称做基本点火正时），在该点火正时MBTCAL，夺得MBT.
在点火正时命令值计算部分57中，MBTCAL与爆燃界限点火正时KNKCAL相比较，该爆燃界限点火正时KNKCAL是通过一种下面将要描述的、根据本发明的方法被确定，并且较小值（后来的点火正时）被选择作为最小点火正时值PADV.对最小点火正时值PADV进行各种校正，以计算被输出到点火正时控制部分61的点火正时命令值 QADV. 在点火正时控制部分61中，点火线圈13的激励角（angle ofenergization)和非激励角被控制，使得火花塞14根据以上方法所确定的点火正时命令值QADV点燃在燃烧室5内的空燃混合气.
下面将进一步详细地描述上述的基本点火正时MBTCAL的计算方法和爆燃界限点火正时KNKCAL.
如图3中所示，当在MBT (用于获得最大转矩的最小提前值）点燃空燃混合气时，空燃混合气的燃烧压力达到最大值Pmax的曲轴转角被设置为基准曲轴转角Θ PMAXfdeg ATDC].无论燃烧系统如何，基准曲轴转角Θ PMAX基本上是恒定的，并且在12。-15。的一般范围和10°-20°的最大范围之内.
图4示出了通过分析在火花点火发动机的燃烧室中的燃烧所获得的燃烧质量比（combustion mass proportion) R中的变化，表示燃烧质量与提供到燃烧室的燃油的比例的燃烧质量比R，在点火时为0%,在完成燃烧时达到100%.在基准曲轴转角Θ PMAX的燃烧质量比Rmax大约被确定在60%.比基本上达到60%的燃烧期被分成：初始燃烧期，为在燃烧貭量比或燃烧压力基本上没有变化时刚点火后的时期；和主燃烧期，在主燃烧期，燃烧质量比和燃油压力迅速增加.初始燃烧期为从燃烧开始到火焰核心形成的阶段，该火焰核心在当燃烧盾量比在2%和10%之间时被形成.在该期间，燃烧压力和燃烧温度的增长率较低，因此初始燃烧期相对于燃烧质量比的变化较长.初始燃烧期的长短易受燃烧室内温度和压力变化的影响.
另一方面，在主燃烧期中，火焰从火焰核心到层流区域（laminarflow region)外延，并且燃烧率迅速增加·因此在主燃烧期期间的燃烧质量比的变化大于在初始燃烧期间的燃烧质量比的变化.
在发动机控制器31中，直到燃烧质量比达到2。/。的时期归为初始燃烧期BURNl[deg]，从初始燃烧期BURNl的结束直到达到基准曲轴转角ΘΡΜΑΧ (就燃烧质量比而论，从2%到大约60%)为止的时期归为主燃烧期BURN2[degl·然后计算燃烧期BURN[deg】，该燃烧期为通过将主燃烧期BURN2与初始燃烧期BURNl相加所获得的总和.由此从燃烧期BURN中减去基准曲轴转角0PMAX[degATDC】，并且已加入了对应于点火正时延迟（dead)时间的曲轴转角IGNDED丨deg](下面将描述）的曲轴转角位置枝设置为基本点火正时MBTCAL [degBTDC],该基本点火正时为获得MBT的点火正时.
在形成火焰核心的初始燃烧期期间，在燃烧室5内的压力和温度基本上与在点火时的压力和温度相同，并且当要计算点火正时时，不能从一开始就设置准确的点火正时·因此，如图2中所示，通过先前燃烧开始正时计算部分56，先前基本点火正时值被计算作为先前燃烧开始正时MBTCYCL丨deg BTDC】，并且该值被提供到初始燃烧期计算部分52.然后，在初始燃烧期计算部分52中，初始燃烧期的计算被重复，由此没有时间延迟输出准确的结果.
下面参照下列流程图将详细地描述由发动机控制器31所执行的点火正时命令值QADV的计算.流程图.应当注意，用于下列描述中的流程图（包括图5)说明了计算处理顺序，该计算处理顺序由控制器31以例如大约10毫秒的循环被重复执行.
首先，在步碌Sll中，读出进气阀闭合时间IVC[degBTDC】，由温度传感器43所检测的歧管（collector)内的温度TCOL[K]、由温度传感器45所检测的排气温度TEXH[K]、内部惰性气体比MRESFR【％】、由温度传感器37所检测的冷却水温TWK[K】、目标等效比(equivalence ratio)TFBYA、由曲轴转角传感器所检测的发动机转速NRPM【rpm]和点火延迟时间DEADTIME[psecl.
曲轴转角传感器由检测曲轴7位置的位置传感器33和检测进气凸轮轴25位置的相位传感器34构成.根据传感器33、34的信号，计算发动机转速NRPM[rpm】. 根据提供给进气VTC机构27的命令值，可知道进气阀闭合时间IVC.或者，相位传感器34可检测实际进气阀闭合时间.
内部惰性气体比MRESRF为通过在燃烧室中的气体总量除以燃烧室中剩余惰性气体量所获得的值·公开在JP2001-221105A (由日本专利局在2001年公布的）中的一种方法可被用作其的计算方法·该点火延迟时间DEADTIME为固定值.
在燃油喷射量计算流程图（未示出）中，计算目标等效比TFBYA·目标等效比TFBYA为绝对值，并且假定理论空燃比为I4·7，其由下列公式（I)表示：
TFBYA=14.7/tR ……⑴
其中tR为目标空燃比.
例如，当目标空燃比tR为理论空燃比时，TFBYA等于1.0;当目标空燃比tR为倾斜倒的值（例如22.0)时，TFBYA为小于1.0的正值·
在步驟S12中，计算在进气阀闭合时间IVC的燃烧室5的体积（即在压缩开始时间的体积）VIVC[m3】.活塞6的行程位置确定在进气阀的行程位置.
参照图6，应考虑发动机曲轴71的旋转中心72偏离气缸中心轴73的情况.连种74、连接连杆74和曲轴71的节点75、连接连杆74和活塞的活塞铕76彼此相关，如固中所示.在进气阀关闭时间的燃烧室5的此时的体积VIVC可由下列公式（2)-(6)表示.
VIVC = f1(0ivc)
= νο + (π/4)·Ω2 H ••…（2)
νο = (π/4)·Ω2 Η/(ε-1) ••…（3)
H = {(CND + ST2/2)-(CRoff - PISofffju2 -{(ST/2). cos(0ivc + eoff)}
+ (CND2-X2)1,2 •…⑷
X = (ST/2) · sin(0ivc + Ooff) - CRoff + PISoff ·"·. (5)
6b/f = arcsin{(CRoff-PISoff)/( CND-(ST/2))} •.…(6)
其中Vc:间隙体积【m3l ε :压编比 D：缸径[m】
ST：活塞的整个行程长度[m】
H：距活塞销76的TDC的距离[m]
CND：连杆74的长度[m]
CRoff：偏离气缸中心轴73的节点75的偏移距离[m] PISoff:偏离气缸中心轴73的曲轴旋转中心的偏移踎离[m] 6ivc：在进气阀闭合时间的曲轴转角[deg ATDC】
Θ off：连接在TDC的活塞销76和曲轴旋转中心72的线和垂直线所对的角[deg】
X：在节点75和活塞销76之间的水平距离[m】在进气阀闭合时间的曲轴转角6ivc,因此可从该命令信号可知道曲轴转角的大小.如果将在此时的曲轴转角0ivc (=IVC)代入方程（2)-(6)，則可计算在进气阀闭合时间的燃烧室5的体积VIVC.因此就实际使用而论，在具有作为参数的、进气阀闭合时间IVC的表中所设置的值被用作在进气阀闭合时间的燃烧室5的体积VIVC.当不提供进气VTC机构27时，可将进气阀闭合时间IVC作为常数提供.
在步骤S13中，计算在进气阀闭合时间IVC的燃烧室5的温度(即在压缩开始时间的温度）TINI【K】.在进气阀闭合时间IVC的燃烧室5的温度TINI为通过将进入燃烧室5的新鲜空气与在燃烧室5中剩余的惰性气体相混合，在燃烧室5中所产生的气体的温度.进入燃烧室5的新鮮空气温度与在进气歧管2内的新鮮空气温度TCOL相等·在燃烧室5内的剩余惰性气体温度可近似于在排气口部分附近的排气温度TEXH.因此，根据下列公式（7),根据在进气歧管2内的新鲜空气温度TCOL、排气温度TEXH和为在燃烧室5内的剩余惰性气体比例的内部惰性气体比MRESFR,可确定TINI.
TINi=TEXH XMRESFR+TCOL x ( I-MRESFR) (7)
在步骒S14中，计算表示在燃烧室5内的空燃混合气的可燃性的反应概率RPR0BA[%].反应概率RPROBA为取决于三个参数（即剩余惰性气体比MRESFR、冷却水温TWK[K】和目标等效比TFBYA)的无量纲值，并且其可由下列公式（8)表示.
RPROBA=B ( MRESFR, TWK, TFBYA) (8)
为了更详细地进行说明，通过组合三个参数MRESFR、TWK和TFBYA所获得的反应概率最大值被设定为100%;在这些参数和反应概率RPROBA之间的关系凭经验被确定；所确定的反应概率被提前存储在发动机控制器31中的存储器中作为对应于这些参数的表.在步驟S14中，通过根据参数检索该表，确定反应概率RPROBA.
更具体地说，对应于冷却水温TWK和具有如图7中所示的特征曲线的水温校正系数表，以类似的方法被设置的惰性气体比校正系数所示的特征曲线的等效比校正系数表均被事先存储在存储器中·每一校正系数的最大值为1.0.通过将三个校正系数的积与百分之百的最大反应概率值相乘，计算反应概率RPROBA.
为了描述每一表，图7中所示的水温校正系数随着冷却水温TWK的增加而增加，并且当冷却水温TWK为摄氏80°或更大时，冷却水温校正系数达到1.0.当目标等效比TFBYA为1.0,或者换句话说，其在理论空燃比时，图8中所示的等效比校正系数达到最大值1.0;并且当目标等效比大于或小于1.0时，等效比校正系数降低·在该图中未示出内部惰性气体比校正系数，但当内部情性气体比MRESFR为O时，内部惰性气体比校正系数达到1.0.
在步骒S15中，计算基准曲轴转角Θ PMAX丨deg ATDC]，如上所述，基准曲轴转角Θ PMAX很少波动，但尽管如此，还是有根据发动机转速NRPM的增加增大的倾向·根据下列公式（9),基准曲轴转角Θ PMAX可以表示为发动机转速NRPM的函数·
Θ PMAX=f4 ( NRPM ) ……（9 )
更具体地说，通过检索具有如图9中所示的特征曲线的表，根据发动机转速NRPM，可确定基准转角ΘΡΜΑΧ,该表枝事先存储在发动机控制器31的存储器中.为了便于计算，可把基准曲轴转角ΘPMAX当做常数.
最后，在步骤S16中，计算对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD[deg].对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD对应于从发动机控制器31输出信号以阻止点火线圈13的初级电流开始，到火花塞14真正点火的点的曲轴转角间隔，并且该曲轴转角可由下列公式（10)表示.
IGNDEAD=f5 ( DEADTIME, NRPM) (10)
这里，点火延迟时间DEADTIME被设置在200psec.公式（10)用于根据发动机转速NRPM计算对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD,其为点火延迟时间DEADTIME的曲轴转角.了用于计算主燃烧期BURN2[deg】的流程.这些流程以固定的时间间隔被执行（例如每10毫秒）.在执行完图5后再执行图10和图12.可先执行图10或先执行图12.
首先，说明图10，在步骤S21中读出先前燃烧开始时间MBTCYCL[degBTDC],在图5的步驟S12中计算的在进气阀闭合时间的燃烧室5的体积VIVC[m3]，在图5的步驟S13中计算的在进气阀闭合时间的燃烧室5的温度TINI[K],发动机转速NRPM[rpm】和在图5的步猓S14计算的反应概率RPROBA[%】.
先前燃烧开始时间MBTCYCL为先前循环中的基本点火正时MBTCAL丨deg BTDC]的值，下面将描述其的计算.
在步骤S22中，计算在燃烧开始时间的燃烧室5的体积V0[m3]·
如上所述，这里的点火正时（燃烧开始时间）不是在该循环中所计算的基本点火正时MBTCAL，而是在先前循环中的基本点火正时值·换句话说，根据下列公式（11)，从MBTCYCL可计算在燃烧开始时间的燃烧室5的体积VO, MBTCYCL为先前循环中的基本点火正时值.
VO=Fb(MBTCYCL) .····. (11)
更具体地说，根据在先前燃烧开始时间MBTCYCL的活塞6的行程位置和燃烧室5的缸径，计算在MBTCYCL燃烧室5的体积V0.通过检索具有进气阀闭合时间作为参数的在进气阀闭合时间的体积表，在图5的步骤S12中，确定在进气阀闭合时间IVC的燃烧室5的体积VIVC.但这里，通过检索具有MBTCYCL作为参数的在先前燃烧开始时间的体积表，可确定在先前燃烧开始时间MBTCYCL的燃烧室5的体积V0.
在步骤S23中，计算在燃烧开始时间的有效压縮比Ec.该有效压缩比Ec为通过将在燃烧开始时间的燃烧室5的体积VO除以在进气阀闭合时间的燃烧室5的体积VIVC所获得的无量纲值，如在下列公式(12 )中所示.
Ec=f7 (VO, VIVC) =V0/VIVC (12)到燃烧开始时间的燃烧室5内的温度增长率TCOMP,如在下列公式(13)中所示.
TCOMP=f8 ( Ec) =Eck 1 ······ ( 13 )
其中K为比热比·
公式（13)表示绝热压缩气体的温度增长率.
符号K为通过将绝热压缩气体的恒压下的比热除以恒容下的比热所获得的值.如果绝热压缩气体为空气，則K =1.4，并且该值可被直接使用.然而，通过凭经验确定与空燃混合气有关的值K,能够进一步提高计算的精确性.
图11以图的形式示出了公式（13).具有这样一种特征曲线的表可被事先存储在发动机控制器31的存储器中，并且通过根据有效压缩比Ec检索该表，可确定温度增表率TCOMP.
在步驟S25中，通过用在进气阀闭合时间的燃烧室5的温度TINI乘温度增长率TCOMP,或换句话说根据下列公式（14),可计算在燃烧开始时间的燃烧室5的温度TO[K】.
TO=TINI 町COMP ··· .·· ( 14)
在步驟S26中，根据下列公式（15),计算层流燃烧速度SLl[m/sec]· SLl=SLstd X ( TO >
Pstd:基准压力【Pa】
SLstd：在基准温度Tstd和基准压力Pstd下基准层流燃烧速度[m/sec]
TO：在燃烧开始时间的燃烧室5的温度[K]
PO：在燃烧开始时间的燃烧室5的压力[Pa】
基准温度Tstd,基准压力Pstd和基准层流燃烧速度SLstd为凭经验提前确定的值.
在等于或大于两巴(bar)的燃烧室5中的正常压力）的压力下，在公式（15)中的压力项（PO/Pstd) -°·16为较小值.因此基准层流燃烧恒定值.
因此，当基准温度Tstd为550[K]、基准层流燃烧速度SLstd为
I.O丨m/sec】和压力项为0.7时，在燃烧开始时间的温度TO和层流燃烧速度SLl的关系可由下列公式（16)被近似地定义.
SLl=f9 ( TO)
=1.0 χθ.7 X ( T0/550) 218 ……（16) 在步骤S27中，计算在初始燃烧期间的气流湍流铎度STl.气流湍流强度STl为依赖于流入燃烧室S的新鲜空气流率和由喷油器21喷射的燃油渗透的无量纲值.
流入燃烧室5的新鲜空气的流率取决于进气道的形式、进气阀15的运转条件和进气阀15设置于其中的进气口 4的形式.喷射燃油的渗透取决于喷油器21的噴射压力、燃油喷射期和燃油喷射正时·
归根结底，在初始燃烧期间的气流湍流弪度STl可由下列公式(17)表示为发动机转速NRPM的函数.
STl=flO ( NRPM) =Cl >
从具有转速NRPM作为参数的表中，也可确定湍流铎度STl.在步驟S28中，根据公式（18)，从层流燃烧速度SI和湍流强度STl,可计算在初始燃烧期间的气体燃烧速度FLAMEl[m/sec】.FLAME1=SL1 >«T1 ……（18)
当在燃烧室5内出现气体湍流时，气体燃烧速度也变化.公式（18 )考虑到了气体湍流对燃烧速度的影响.
在步驟S29中，根据下列公式（19)，计算初始燃烧期BURNl[deg]. BURN1={ ( NRPM 吒）x ( BRl >
其中AFl:火焰核心的反应区（固定值）[m2]。
在公式（19)右边的项BRl为初始燃烧期BURNl的从燃烧开始时间到燃烧结束时间的燃烧质量比的变化量，在这里被设置为到曲轴转角的測量单位的转换的采取的措施.火焰核心的反应区AFl通过试验被设置.
进到图12中的流程，在步驟S31中，读出转速NRPM和在图5的步驟S14中所计算的反应概率RPMOBA·
在步驟S32中，计算在主燃烧期间的气流湍流强度ST2.与在初始燃烧期间的气流湍流强度STl相似，气流湍流强度ST2可由下列公式（20)被表示为发动机转速NRPM的函数·
ST2=fll ( NRPM) =C2 >
从具有转速作为参数的表中，也可确定湍流强度ST2.
在步驟S33中，根据下列公式（21)，从在主燃烧期间的层流燃烧速度SL2[m/sec]和气流湍流强度ST2，计算主燃烧期间的燃烧速度FLAME2 [m/sec]
FLAME2=SL2 >
与公式（18)相似，公式（21)考虑气体湍流对燃烧速度的影响·如上所述，主燃烧期BURN2的持续时间不可能受燃烧室S内的温度和压力变化的影响.因此凭经验提前确定的固定值适用于层流燃烧速度SL2.
在步驟S34中，通过类似于公式（19)的下列公式（22)，可计算主燃烧期BURN2【deg】.
BURN2={ ( NPRM ^6) x( BR2 ^V2 ) }
/ ( PRROBA >
AF2：火焰核心的反应区【m2J.
这里，在公式（22)右边的项BR2为从主燃烧期开始时间到结束时间的燃烧质量比的变化量.在初始燃烧期的结束时间，燃烧质量比为2%，随后主燃烧期开始.当燃烧质量比达到60%,可认为主燃烧发展过程期间的火焰核心的平均反应区，并且与公式（19)中的AFl类似，枝设置为凭经验提前确定的固定值.在主燃烧期开始的燃烧室5的体积V2也为固定值.
图13是用于计算基本点火正时MBTCAL【degBTDC】的流程，其以固定的时间间隔（例如每10毫秒）被执行.在执行完图10和图12后，再执行图13的步琛.
在步骤S41中，读出在图10的步骤S29中所计算的初始燃烧期BURNl.在图12的步驟S34中所计算的主燃烧期BURN2、在图5的步驟S16中所计算的对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD、在图5的步驟S15中所计算的基准曲轴转角θ PMAX.
在步骒S42中，计算作为燃烧期BURN(deg)的初始燃烧期BURN1
和主燃烧期BURN2的总和.
在步骒S43中，根据下列公式（23)，计算基本点火正时MBTCAL[deg BTDC].
MBTCAL=BURN- Θ PMAX+IGNDEAD (23)
在步驟S44中，计算从基本点火正时MBTCAL减去对应于点火延迟时间的曲轴转角IGNDEAD所获得的值作为先前燃烧开始时间MBTCYCL[deg BTDC].
将计算的基本点火正时MBTCAL与下面将要描述的爆燃界限点火正时相比较，选择其的最小值（离延迟倒最远的值）作为最小点火正时值PADV[deg BTDC].诸如为了提高早期排气温度的延迟和为了降低在速度改变期间的转矩的延迟之类的各种校正均适用于最小点火正时值PADV，因此点火正时命令值QADV[degBTDC】被计算.点火正时命令值QADV被转移到点火寄存器，并且当实际曲轴转角与点火正时命令值QADV —致时，阻断初级电流的点火信号从发动机控制器31被输出到点火线圈13.
假定在步驟S43中所计算的基本点火正时MBTCAL被用作该循环的点火正时命令值，则在步驟S44中所计算的先前燃烧开始时间止·
如上所述，在本实施例中，可计算用于获得MBT的点火正时的基本点火正时MBTCAL，而无需对燃烧室5内等的未燃烧气体的质量进行质量计算，因此可将计算负担抑制到较低程度·
此外，如上面的公式（19)中所示，初始燃烧期BURNl被表示为在燃烧开始时间的燃烧室体积V0、表示空燃混合气燃烧可能性的反应概率RPROBA和燃烧速度FLAMEl的函数.这里，随着燃烧开始时间的燃烧室体积VO的增大、反应概率RPROBA的降低、燃烧速度FLAMEl的降低，初始燃烧期BURNl变长，结果是基本点火正时MBTCAL 提前.
同样地，如上面的公式（22)中所示，主燃烧期BURN2被表示为在主燃烧期开始时间的燃烧室体积V2、表示空燃混合气燃烧可能性的反应概率RPROBA和燃烧速度FLAME2的函数.随着主燃烧期开始时间的燃烧室体积V2的增大，反应概率RPROBA的降低和燃烧速度FLAME2的降低，主燃烧期BURN2变长，结果是燃烧正时MBTCAL 提前·
通过以影响燃烧期的各种参数的函数的形式计算燃烧期BURNl和BURN2,可准确地计算燃烧期BURNl和BURN2·因此，也可以高精确度计算基本点火正时MBTCAL，该基本点火正时根据燃烧期BURNl和BURN2被计算·此外，通过计算被分成初始燃烧期BURNl(初始该燃烧期BURNl对应于温度和压力较高并且可能影响该燃烧期的长度的火焰核心的增长期）和温度和压力几乎不受影响的主燃烧期的燃烧期BURN,可提高燃烧期BURN的计算精度·通过将燃烧期BURN分成三个或更多个时期，计算精度还可进一步被提高.
这里应当注意，用于计算初始燃烧期BURNl的燃烧速度FLAMEl被计算为层流燃烧速度SLl和湍流强度STl的积，用于计算主燃烧期BURN2的燃烧速度FLAME2被计算为层流燃烧速度SL2和湍流强度ST2的积.然而，如上述JP10-30535A号专利所述，使用期被定义为O到2%的燃烧质量比（换句话说，BR1=2%)，主燃烧期被定义为2%到60%的燃烧质量比（换句话说，BR2=58%)，但本发明不一定限于这些数值.
下面参照图14·16将描述使用上述基本点火正时MBTCAL所执行的点火正时控制的流程.在该控制过程期间，为本发明特征的爆燃指标值（MBTKN)的计算和应用爆燃指标值MBTKN的爆燃界限点火正时（KNKCAL)的计算被执行.
参照图14，首先，在步驟S81中，计算没有排出的、在气缸内的剩余气体的质量MASSZ和温度Te.在进气阀与排气阀重叠期间，通过将燃烧室内的剩余气体质量与从排气系统已流回进气系统的排气质量相加，可确定剩余气体质量MASSZ.使用基于进气量等的表，可大约确定温度Te.在上述JP2001-221105A中所公开的方法可被用作剩余气体质量MASSZ和温度Te的计算方法.
下面，在步驟S82中，从空气流量计32和进气温度传感器43 (见图I)的各自输出结果，读出新鲜空气的质量MASSA和温度Ta.
下面，在步驟S83中，MASSA、Te、MASSZ和Ta分别被用于下列公式（24)和（25)中以确定在压缩开始时间（IVT:进气阀闭合时间）的空燃混合气质量MASSC和空燃混合气温度TcO[K].
MASSC=MASSA+MASSZ ……(24)
TcO= ( MASSA 叮a+MASSZ >
根据进气压力传感器44 (见图I)的输出结果，也可确定在压缩开始时间的压力PcO.根据进气量和转速所估计的值也可被用作压力PcO.
下面，在步驟S84中，通过上述方法确定获得MBT (用于获得最大转矩的最小提前值）的基本点火正时MBTCAL.注意在本实施例中，在MBTCAL的计算过程中所确定的主燃烧期BURN2(见图12)被用于下列计算中作为燃烧速度的表示值.的操作.首先，在步驟S85中，确定爆燃指标值MBTKN.该爆燃指标值MBTKN为从表示在MBT的最大燃烧压力值的曲轴转角到表示最大温度值的曲轴转角附近的瞬时自动点火期（毫秒）.这里，参照图17中的时间曲线图，将描述一个示例·在该示例中，表示最大压力值的曲轴转角（基准曲轴转角）被设置在13 °ATDC (以下被表示为ΘΡΜΑΧ=13°).注意，如上所述，取决于发动机特性，ΘΡΜΑΧ在12。-15 °ATDC的正常范围内和10。-20 °ATDC的最大范围内.
首先，根据下列公式（26)和（27)，分别确定在ΘΡΜΑΧ=13。的平均温度Tc[K]和压力（基准缸内压力）Pc【ata】. Tc = TcO X Spt-1 + TUPtxQ/ MASSC …··（26)
.Pc = PcOXSpt ·(Tc + TUPib^Q/MASSC)/TcxVUP# •.…（27)
其中ε :压縮比，
Q：燃绝所产生的热量，
TUP#：温度升高系数，
Pt：多变曲线(politropic)指数=1·35，
VUP#：气体体积的变化率.
压缩比ε为在进气阀闭合时间（IVC)的体积对ΘΡΜΑΧ=13。的体积的比.在包括能够控制进气阀开启/闭合时间的可变进气阀机构的发动机中，根据其的控制阀可确定压缩比ε,并且如果开启/闭合时间被固定，则可将压缩比ε设置为已知的常数.为了进一步提高精确度，可使用其中基本进气量被确定的有效IVOIVC，但由于其沿着根据转速曲轴转角前进的方向移动，所以也可使用根据转速确定ε的一种方法.
当在ΘΡΜΑΧ=13°的燃烧比例设置为60%时,在燃烧期间所产生的热量Q为空燃混合气燃烧所产生的热量.
当在燃烧期间所产生的热量Q加热量等于MASSC的空燃混合气时，温度升高系數TUP#为适用于所进行的计算的系数.很明显，比当在燃烧过程期间，当60%的汽油和空气混合物已燃烧并转化成气体时，气体体积变化率VUP#为根据分子质量的变化气体体积变化率.更具体地说，略大于I (例如，大约1.03)的值可被应用于气体体积变化率VUP#·
然后根据下列公式（28)，确定由活塞上升、温度升高和燃烧气休的麻胀所压缩的未燃烧气体的温度T[K]·
T = TcOxEpt-1.(TC/TcOX8体-1产1 ••…(28)
最后，以上述方式确定的在βΡΜΑΧ=13。的压力Pc和未燃烧气体温度被用于下列公式（29)中以确定爆燃指标值MBTKN[毫秒】·MBTKN = OCT X Pc'17 x exp(3800/ Τ) ••…（29)
公式中的项OCT为燃油辛烷值所确定的系數，开且仗用例如Λ肀烷汽油（高级汽油）的大概近似值15和普通汽油的近似值10·该公式用于确定基本反应的自动点火期.
爆燃指标值MBTKN表示自动点火期，并且当该自动点火期过去时，产生自动点火；或換句话说，产生爆燃.因此，随着MBTKN的下降，更可能产生爆燃的关系被确定·然而，由于在主燃烧室内的温度和压力不断变化而不是恒定的，所以MBTKN被确定以对应于在一循环中最小自动点火期的值·
在步骤S86中，爆燃指标值MBTKN的燃烧速度校正系数KNFLV被确定.取决于温度和压力的变化，在发动机中爆燃产生期间的实际自动点火期受温度和压力保持在高程度的时期的强烈影响·因此，当燃烧较早时，不可能发生爆燃；而当燃烧延迟时，很可能发生爆燃·因此在本实施例中，在计算MBT期间所确定的主燃烧期BURN2被用于确定上述校正系数KNFLV.图15中示出了 KNFLV的特性曲线的一个示例.当主燃烧期BURN2较长时，或换句话说当燃烧迟后时，KNFLV采用较小值·因此爆燃指标值MBTKN具有沿更容易发生爆燃的方向被校正的特征曲线.图，根据用于获得防爆(trace knock)的MBT点火正时，可确定延迟(retardation)量KNRT.图16示出了其的特征曲线的一个示例.从纵坐标为MBTKN XKNFLV和横坐标为发动机转速NRPM的图中，可确定延迟量KNRT·该图的特征曲线是这样，即延迟量随着纵坐标數值的增加和转速的降低而增加.
下面，在步骤S88中，根据下列公式（30)，可确定爆燃界限点火正时KNKCAL.
KNKCAL=MBTCAL-KNRT …（30)
在步驟S89、S90中，MBTCAL和KNKCAL的较小值（或者换句话说在延迟侧的值）被选择作为最小点火正时值PADV,对其进行各种校正，并且得到值被设置为移交到图2的点火正时控制部分61的点火正时命令值QADV.随后，当前操作结束. 如图17A中的时间曲线固所示，活塞的上升使缸内压力Pc被压缩；从在IVC的值PcO,压力被压缩直到上止点为止.过了上止点附近，然后压力通过燃烧上升；过了峰值Pc,压力通过膨胀被降低.同样地，如图17B中的时间曲线图所示，从在IVC的温度TcO的起点到上止点，温度T通过压缩上升，然后通过燃烧进一步上升.
图17B示出了三个波形.虚线为说明由活塞压缩引起的温度变化的波形，实线为通过燃烧大幅度上升的缸内平均温度.点划/虚线为直接导致本发明的爆燃的未燃烧气体温度T.当缸内压力P通过燃烧上升时，未燃烧的空燃混合气被压缩，因此温度上升.因此，温度T采用低于平均温度的相当低的值·此外，由于未燃烧气体通过缸内压力被压缩，所以未燃烧气体温度T采用最大值的曲轴转角等于缸内压力Pc采用最大值的曲轴转角.
在10。和20 °ATDC之间的曲轴转角范围为通常很可能发生爆燃的范围，或者换句话说，为自动点火期缩短的时间.因此通过计算在该范围内的温度和压力，可以以极高精确度预测爆燃.
如上所述，在本发明中，根据火花塞点火发动机的运转条件，在设置在压缩上止点后的预定曲轴位置.之后，缸内压力和爆燃气体温度用于计算爆燃指标值.通过这样一种基于运转条件的计算处理，爆燃指标值，或换句话说发生爆燃的可能性可被确定.因此省去了处理爆燃所需要的大量示固和大量步琛.
换句话说，通过应用根据本发明的爆燃指标值，可降低点火正时控制装置等的匹S&处理的数量，并且可减轻控制系统的计算负担.然而，应当注意，本发明的爆燃指标值不限于点火正时控制，其可被广泛低应用于和爆燃产生（像空燃比）有关的发动机控制部件.
(2003年2月17日申请的）第P2003-038018号日本专利申请的整个内容以参照的方式被包含在这里.
尽管参照本发明的某一实施例已描述了本发明，但本发明不限于上述的实施例.根据上述教导，本领域的技术人员可对上述实施例进行各种修改和变化.本发明的范围参照下列权利要求被限定.
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