【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は始動からのエンジンのアイドリング制御装置、特に排気通路に設けた触媒の始動直後の早期暖機処理に関する。
【０００２】
【従来の技術】
始動過程における回転速度のオーバーシュート（吹き上がり）を低減するために、吸気量と点火時期とを同時に調節するアイドリング制御装置がある（特開２００１−７３８４８号公報参照）。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、ガソリンエンジンにおいて排気通路に設けられる三元触媒は、排気の空燃比が理論空燃比を中心とする狭い範囲（ウインドウといわれる）にあるとき、ＮＯｘ、ＣＯ、ＨＣの各転化効率が最適になるのであるが、三元触媒は温度上昇して活性化してからでないと高い転化率が得られないので、冷間始動直後には三元触媒の入口温度を早期に上昇させる必要がある。
【０００４】
その一方で、上記従来装置のように始動過程において吹き上がる回転速度をアイドル時の目標回転速度へと収束させる必要がある。
【０００５】
これら２つの要求に鑑み本願の発明者は次の知見を得た。すなわち、その知見とは、低温始動時に排気温度を上昇させるには点火時期を遅角させることが有効であり、始動過程で吹き上がる回転速度がアイドル時の目標回転速度に収束するように点火時期のフィードバック制御を行えば点火時期が遅角側にずれてゆき、この点火時期の遅角で回転速度をアイドル時の目標回転速度へと低下させつつ排気温度を上昇させることができる、というものである。
【０００６】
ただし、これですべて解決というわけでなく、点火時期のフィードバック制御により点火時期が遅角してゆくにしても安定限界を超えてまで遅角したのでは、アイドル回転速度が不安定となり運転性に影響する。すなわち、点火時期が遅角限界（安定限界での点火時期）に達した段階で回転速度がアイドル時の目標回転速度より高くてまだ目標回転速度に収束していない場合はどうするのか、という技術的課題が残る。
【０００７】
そこで、これに対しては次のようにした。すなわち、点火時期が遅角限界に達した段階で回転速度がアイドル時の目標回転速度より高い場合には、今度は空燃比のフィードバック制御をおこなって吸気量を低減させることにより回転速度をアイドル時の目標回転速度へと収束させる。
【０００８】
このように本発明は、始動過程で吹き上がる回転速度がアイドル時の目標回転速度へと収束するように先に点火時期のフィードバック制御を行い、この点火時期フィードバック制御により点火時期が遅角限界に達しても回転速度がアイドル時の目標回転速度より高い場合に、空燃比のフィードバック制御を行って回転速度をアイドル時の目標回転速度へと収束させることにより、冷間始動時において触媒を早期に活性化しつつ始動過程で吹き上がる回転速度を速やかにアイドル時の目標回転速度へと収束させることを目的とする。
【０００９】
これに対して上記従来装置は、始動過程に生じる回転速度のオーバーシュートを低減することだけを解決課題とするものに過ぎず、冷間始動時における触媒の早期活性化については一切記載するところがないので、触媒入口温度を上昇させるための点火時期の遅角が不十分である。すなわち、従来装置では回転速度のオーバーシュート分を点火時期の遅角と吸気量の減量とで分け合って抑制する構成であるため、点火時期を遅角限界まで遅角させていないのに吸気量の減量で実回転速度がアイドル時の目標回転速度に収束してしまうと、点火時期はまだ遅角できる余裕があってもそれ以上は点火時期を遅角できなくなってしまい、排気温度の上昇が十分でなく触媒の活性化が遅れるのである。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
請求項１に記載の発明は、排気通路に触媒を備えるエンジンの制御装置において、始動過程で吹き上がる回転速度をアイドル時の目標回転速度に収束させるように点火時期のフィードバック制御を行う点火時期フィードバック制御手段と、この点火時期のフィードバック制御により点火時期が遅角限界に到達しても回転速度がアイドル時の目標回転速度より高い場合に、点火時期のフィードバック制御を停止し、代わって空燃比のフィードバック制御を行ってアイドル時の目標回転速度に収束させる空燃比フィードバック制御手段とを備える。
【００１１】
【発明の効果】
請求項１に記載の発明によれば、始動過程で噴き上がる回転速度をアイドル時の目標回転速度に収束させるため点火時期のフィードバック制御を行うと、この点火時期のフィードバック制御により点火時期が遅角側にずれてゆき、これによって排気温度が上昇して触媒を早期に活性化できる。
【００１２】
また、点火時期のフィードバック制御により点火時期が遅角限界に到達した後は、それ以上は点火時期を遅角させないので、アイドル回転速度が不安定とならず運転性に影響することがない。その一方で空燃比のフィードバック制御が行われると、回転速度がアイドル時の目標回転速度に収束する。
【００１３】
また、冷間始動直後にはエンジン回転を安定させるため、理論空燃比よりもリッチ側の空燃比の混合気を供給しており、このとき、エンジンアウトでのＨＣ排出量が増すのであるが、上記空燃比のフィードバック制御が行われると、リッチ側にあった空燃比が理論空燃比へとずれていくので、エンジンアウトでのＨＣ排出量を低減することができる。
【００１４】
このように、請求項１に記載の発明によれば、冷間始動時において迅速に点火時期を遅角することが可能となり、これにより触媒の早期活性化と、始動過程で吹き上がる回転速度のアイドル時目標回転速度への速やかな収束とを両立させることができ、さらに冷間始動直後のＨＣ排出量も低減できる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
図１において、１はエンジン本体で、各気筒の吸気ポート３に燃料噴射弁４が設けられ、エンジンコントローラ２１からの空燃比制御信号により吸気ポート３に燃料を噴射供給する。この場合、燃焼室５に流入する空気と噴射燃料とから燃焼室５内に形成される混合気の空燃比が燃焼可能な空燃比域にあるように燃料噴射弁４からの噴射量が設定されている。
【００１６】
燃焼室５の天井には点火プラグ６が設けられ、エンジンコントローラ２１からの点火時期制御信号によりピストン８が圧縮上死点に到達する少し手前で点火コイル７の一次電流が遮断され点火プラグ６より火花が飛ぶ。この火花点火により、燃焼室５内の混合気が着火して高温の燃焼ガスとなり、このガス圧でピストン８が強く押し下げられ、ピストン８と連動するクランクシャフト９が回転する。
【００１７】
始動時にはスタータモータでクランクシャフト９をクランキングしながら燃料噴射弁４による燃料噴射と点火プラグ６による火花点火とを適切に行うと、クランクシャフト９の回転速度（＝エンジン回転速度）はオーバーシュート気味に上昇し（吹き上がり）、ピークをとった後反転してアイドル状態の回転速度へと落ち着く（図２最上段参照）。
【００１８】
一方、排気通路１５には三元触媒１６、１７を備える。このうち上流側の三元触媒１６は高い排気温度の得られるエンジン出口近くに取付けるため排気マニフォルドと一体に、また下流側の三元触媒１７は車両の床下位置に設けられている。これら三元触媒１６、１７はエンジンからの排気の空燃比が前述したウインドウにあるとき、ＮＯｘ、ＣＯ、ＨＣの転化効率が最適になるのであるが、三元触媒１６、１７は温度上昇して活性化してからでないと十分な転化率が得られないので、冷間始動直後には特に上流側の三元触媒１６の入口温度を早期に上昇させる必要がある。
【００１９】
こうした冷間始動直後の上流側三元触媒１６の早期昇温への要求を満たすと共に、始動からアイドル状態への移行時（始動過程）に生じる回転速度のオーバーシュートを抑制し、さらには冷間始動直後の燃料増量補正に伴うエンジンアウトでのＨＣ排出量を低減するため、本発明では、始動からのアイドル回転速度のフィードバック制御を行い、その際に点火時期のフィードバック制御と当量比のフィードバック制御（空燃比のフィードバック制御）と吸気量のフィードバック制御の３段階で制御する。すなわち、吸気量を初期状態に保ったまま燃料増量補正を行いつつ、実際の回転速度がアイドル時の目標回転速度（以下単に「目標回転速度」という。）へと収束するように点火時期のフィードバック制御を先に行い、この点火時期のフィードバック制御により点火時期が遅角限界に達した場合において実際の回転速度が目標回転速度より高いときには、点火時期のフィードバック制御を停止し、実際の回転速度が目標回転速度へと収束するように当量比のフィードバック制御を行う。そして、この当量比のフィードバック制御により当量比が理論空燃比相当の１．０に達した場合において実際の回転速度が目標回転則速度より高いときには、当量比のフィードバック制御を停止し、実際の回転速度が目標回転速度へと収束するように吸気量のフィードバック制御を行う。
【００２０】
これをさらに図２のモデル図を参照して説明すると、図２はエンジン回転速度Ｎｅ、点火時期ＡＤＶ、目標当量比Ｔｆｂｙａ、吸気量についてエンジン冷間始動からの挙動を示している。
【００２１】
エンジン回転速度Ｎｅは、エンジンの始動と共に急激に上昇し目標回転速度Ｎｅｔを大きく超えてｔ１のタイミングでピークに達した後、下降に転じる。
【００２２】
この場合に、始動直後にＮｅがピークをとって下降を始めたタイミング（あるいは始動からの経過時間が一定値に達したタイミング）であるｔ２でＮｅをＮｅｔに収束させるための点火時期のフィードバック制御を開始する。つまり、その時々のＮｅとＮｅｔとの差（偏差△Ｎｅ）に応じて点火時期のフィードバック量ＡＤＶＱを算出し、これで基本点火時期ＡＤＶ０を補正して点火時期ＡＤＶ（＝ＡＤＶ０＋ＡＤＶＱ）を求める。ＮｅをＮｅｔへと低下させるには点火時期を遅角させてやれば良いので、点火時期ＡＤＶはｔ２のタイミングより遅角側に移動してゆく。
【００２３】
なお、ここでの点火時期のフィードバック制御は比例積分制御であり、従って上記のフィードバック量ＡＤＶＱは比例分ＰＡＤＶ（図２第３段目参照）と積分分ＩＡＤＶ（図２第４段目参照）の合計である。このため、点火時期ＡＤＶはｔ２のタイミングで比例分ＰＡＤＶによりステップ的に小さくなり、その後は積分分ＩＡＤＶにより一定のスピードで小さくなっている。
【００２４】
また、上記の基本点火時期ＡＤＶ０は冷却水温に応じた値であり、実際には始動からの水温上昇とともに変化する値であるが、簡単のため一定として扱っている（図２第５段目参照）。
【００２５】
ｔ２で点火時期フィードバック制御を開始した後、ｔ３で点火時期がリタードリミッタＲＬＭＴ（遅角限界）に達すると、このＲＬＭＴを超えて点火時期を遅角させることはできないので、点火時期フィードバック制御を停止する。
【００２６】
ここで、ＲＬＭＴを設けている理由を説明する。図３のように、横軸に空燃比を縦軸に点火時期を採ったとき、点火時期をこれ以上遅角させると燃焼の安定性が失われる限界、つまりアイドル回転速度が不安定になる限界を安定限界ラインとして引くことができるが（実線参照）、空燃比のバラツキ（例えば燃料噴射弁４の流量バラツキによる）を考慮すると実線で示す安定限界ラインより所定の幅だけ進角側にずらせて引いたライン（一点鎖線参照）を実際の安定限界ラインとしなければならない。従って、始動時の空燃比がわかっていれば、この始動時の空燃比より上に延ばした直線と一点鎖線で示す実際の安定限界ラインとが交わる点の点火時期を読みとれば、それがリタードリミッタＲＬＭＴである。ここでは、始動時の目標空燃比を理論空燃比（図では「ストイキ」で表示）としているので（理論空燃比より少しリッチでもかまわない）、同図よりＡ［°ＢＴＤＣ］の値がリタードリミッタＲＬＭＴとなる。
【００２７】
図２に戻り、点火時期がＲＬＭＴに到達したｔ３のタイミングではまだＮｅがＮｅｔよりずっと高くＮｅｔの許容範囲に収まっていないので、今度は当量比のフィードバック制御を開始する。
【００２８】
ここで、始動より従来と同様に目標当量比Ｔｆｂｙａを演算したとき、これは、理論空燃比相当の１．０に始動後増量補正係数ＫＡＳと水温増量補正係数ＫＴＷを積み重ねた値となる。
【００２９】
上記の水温増量補正は、冷間時にエンジン回転を安定させるための燃料増量補正で、ＫＴＷの値は冷却水温Ｔｗに応じた値である。詳細には、図示のようにＫＴＷの値は、始動時の冷却水温応じた初期値より水温上昇とともに小さくなり、エンジン暖機完了のタイミングでゼロとなる。一方、始動後増量補正は、始動直後のエンジン回転の不安定をなくし、クランキング状態からのつながりをより滑らかにするために行う燃料増量補正である。詳細には、ＫＡＳの値は、初期値が冷却水温Ｔｗに応じて定まり、その初期値よりエンジン回転の経過とともに一定割合で減少してゆき、最後にゼロとなる値である。
【００３０】
こうした２つの燃料増量補正により、従来のＴｆｂｙａは初期値より比較的急な傾きで直線的に減少し、ＫＡＳがゼロとなるタイミングよりは緩やかな傾きで直線的に減少し、最終的には１．０にぶつかる、Ａ−Ｂ−Ｃで示す折れ線となるであるが、ｔ３のタイミングからはこうした従来装置による演算を中断し、ｔ３のタイミングでの値であるＤを初期値として、ＮｅがＮｅｔへと収束するように当量比を減らしてゆく。これによって、同じ空気量に対する燃料量が減ってトルクが減少するので、Ｎｅが低下する。
【００３１】
ｔ３から目標当量比Ｔｆｂｙａを減らし続けた結果、目標当量比Ｔｆｂｙａがｔ４で理論空燃比相当の１．０に達すると、当量比のフィードバック制御を停止する。このとき、まだＮｅがＮｅｔの近傍に達していなければ、次には吸気量のフィードバック制御を開始する。すなわち、ｔ４よりＮｅがＮｅｔへと低下するように吸気量を減らしてゆく。
【００３２】
ここで、ｔ３で点火時期フィードバック制御を停止した後は、点火時期をＲＬＭＴに固定する。これはｔ３以降も点火時期を限界まで遅角した状態に保って排気の昇温を継続するためである。
【００３３】
また、ｔ４で当量比フィードバック制御を停止した後は、目標当量比Ｔｆｂｙａを理論空燃比相当の１．０に固定する。これはｔ４以降も当量比を理論空燃比相当に保ってエンジンアウトでのＨＣ排出量の低減を継続するためである。この結果、本発明のＴｆｂｙａはＡ−Ｄ−Ｅ−Ｃと辿る特性となる。
【００３４】
ｔ４からの吸気量の減量によりｔ５のタイミングでＮｅがＮｅｔの許容範囲に収まる。これでアイドル回転速度のフィードバック制御は目的を果たせたわけであるが、ここでのフィードバック制御は、上流側の三元触媒１６の早期活性化をも目的としているので、上流側の三元触媒１６の入口温度が活性化温度に達するまで継続する。すなわち、ｔ５以降も点火時期が遅角限界に保たれた状態となり、排気の昇温が継続される。
【００３５】
このように、冷間始動時に吸気量は初期状態に固定したまま燃料増量補正を行いつつ、まず点火時期を用いてのアイドル回転速度のフィードバック制御を開始すことで、始動直後よりリタードリミッタにまで点火時期が十分に遅角され、これにより排温が上昇して上流側の三元触媒１５が早期に活性化する。
【００３６】
また、次には当量比を用いてのアイドル回転速度のフィードバック制御を行うことで、当量比が理論空燃比相当の１．０まで小さくされ、これによりエンジン出口のＨＣ排出量が低減する。
【００３７】
また、最後に吸気量を用いてのアイドル回転速度のフィードバック制御を行うことで、点火時期のリタードリミッタを超える過度の遅角や、当量比の１．０を下回る過度の減少を回避して、実回転速度Ｎｅを目標回転速度へと収束させることができる。
【００３８】
点火時期、当量比、吸気量を用いたこのような３段階のアイドル回転速度のフィードバック制御を行い、また上流側の三元触媒１５の活性化後には排気の空燃比がウインドウに収まるように空燃比のフィードバック制御を行うため、コントローラ２１には、ＰＯＳセンサ（ポジションセンサ）２２、ＰＨＡＳＥセンサ（フェーズセンサ）２３からの信号、エアフローメータ２４からの吸入空気流量の信号、水温センサ２５からのエンジン冷却水温の信号、アクセルセンサ２６からのアクセルペダル２７の開度信号、Ｏ２センサ２８からの排気中の酸素濃度の信号が入力されている。
【００３９】
また、吸気通路２にはモータ駆動のスロットル弁制御装置１０が設けられ、エンジンコントローラ２１からのスロットルモータ信号によりスロットル弁１１の駆動（吸気量の調整）が可能となっている。
【００４０】
次に、エンジンコントローラ２１で実行される始動からのアイドリング制御の内容を、以下のフローチャートにしたがって説明する。
【００４１】
まず図４はフィードバック開始フラグを設定するためのもので、一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。ここで、フィードバック開始フラグはこのフラグ＝１のとき始動直後のアイドル回転速度のフィードバック制御の開始を指示するものである。
【００４２】
ステップ１では水温センサ２５からの冷却水温Ｔｗを読み込み、ステップ２でこれと暖機完了温度Ｔｄを比較する。ＴｗがＴｄ未満であるとき（エンジン暖機完了前）にはステップ３に進んでエンジン回転速度Ｎｅを読み込み、ステップ４でこれと目標回転速度Ｎｅｔを比較する。ここで、ＮｅはＰＯＳセンサ２２とＰＨＡＳＥセンサ２３からの２つの信号により検出されている。
【００４３】
Ｎｅｔはアイドル状態でエンジンが安定して回転し得る回転速度の目標値である。ＮｅｔはＴｗに応じＴｗが低くなるほど高くなる値で設定している。
【００４４】
ＮｅがＮｅｔを超えているとステップ５に進み、始動から一定時間が経過したかどうかをみる。一定時間は、図２において始動からｔ２まで経過するのに要する時間である。ＮｅがＮｅｔを超えた状態で始動から一定時間が経過していれば、ステップ６に進みフィードバック開始フラグＡＶＦＢ＝１とする（図２第２段目参照）。
【００４５】
一方、ＮｅがＮｅｔ以下にあるときと、ＮｅがＮｅｔを超えていても始動からの経過時間が一定時間を経過する前にあるときとはステップ７に進み、フィードバック開始フラグＡＶＦＢ＝０とする。
【００４６】
また、ＴｗがＴｄ以上であるときにはホットリスタート時、つまり上流側の三元触媒１６は活性状態にあると判断し、このときもステップ２よりステップ７に進んでＡＶＦＢ＝０とする。
【００４７】
図５、図６は始動からの点火時期を演算するためのもので、各気筒の基準位置の信号に同期して実行する。
【００４８】
ここで、各気筒の基準位置は次のようにして得ている。すなわち、４気筒エンジンで説明すると、ＰＨＡＳＥセンサ２３は、排気側のカムスプロケットに１８０°毎に設けた凸部数（Ｎｏ．１気筒について１個、Ｎｏ．２気筒について２個、Ｎｏ．３気筒について３個、Ｎｏ．４気筒について４個）に応じたパルス信号（ＰＨＡＳＥ信号）を発生する。ＰＯＳセンサ２２は、クランクシャフトに取り付けられたシグナルプレートの歯に応じて１０°毎のパルス（ＰＯＳ信号）を発生する（シグナルプレートには一部に歯抜けがある）。これら２つのＰＨＡＳＥ信号、ＰＯＳ信号より各気筒の基準位置（例えば１１０°ＢＴＤＣ）を算出している。
【００４９】
ステップ１１では水温センサ２５からの水温Ｔｗを読み込み、このＴｗの値からステップ１２において基本点火時期ＡＤＶ０［°ＢＴＤＣ］を演算する。ＡＤＶ０の値はエンジン暖機完了前のエンジン状態に適した点火時期で、Ｔｗが低いほど進角側の値となっている。
【００５０】
ステップ１３ではフィードバック開始フラグをみる。フィードバック開始フラグＡＶＦＢ＝０であるときにはステップ１４に進みＡＤＶ０をそのまま点火時期ＡＤＶ［°ＢＴＤＣ］として設定する。
【００５１】
フィードバック開始フラグＡＶＦＢ＝１のときには点火時期フィードバック制御を行うためステップ１３よりステップ１５、１６に進んでエンジン回転速度Ｎｅを読み込み、目標回転速度Ｎｅｔからの偏差ΔＮｅを、
ΔＮｅ＝Ｎｅｔ−Ｎｅ…（１）
の式により計算する。
【００５２】
ステップ１７では収束フラグをみる。この収束フラグは、点火時期フィードバック制御中や後述する当量比フィードバック制御中、吸気量フィードバック制御中に、ＮｅがＮｅｔの許容範囲に収まったとき収束フラグ＝１となるフラグである。点火時期フィードバック制御を開始した直後は収束フラグ＝０であるので図６に進み、これに対して収束フラグ＝１となればステップ３０以降に進む。すなわち、図６はＮｅがＮｅｔの許容範囲に収束する前の制御を、これに対して図５のステップ３０以降はＮｅがＮｅｔの許容範囲に収束した後の制御を示している。
【００５３】
まず図６から説明すると、ステップ１８で偏差ΔＮｅの絶対値と許容値ε（＞０）を比較する。点火時期フィードバック制御を開始した直後はΔＮｅの絶対値がεを超えているので、ステップ１９に進みΔＮｅに基づいて、
ＰＡＤＶ＝ＫＰＡＤＶ×ΔＮｅ…（２）
ただし、ＫＰＡＤＶ：比例定数（正の値）、
の式により、フィードバック量のうちの比例分ＰＡＤＶ［°］を計算する。
【００５４】
ステップ２０では遅角限界到達フラグをみる。この遅角限界到達フラグは、点火時期がリタードリミッタＲＬＭＴ［°ＢＴＤＣ］に到達したとき遅角限界到達フラグ＝１となるフラグである。点火時期フィードバック制御を開始した直後は遅角限界到達フラグ＝０であるので、ステップ２１に進みΔＮｅに基づいて、
ＩＡＤＶ＝ＫＩＡＤＶ×ΔＮｅ＋ＩＡＤＶｚ…（３）
ただし、ＫＩＡＤＶ：積分定数（正の値）、
ＩＡＤＶｚ：ＩＡＤＶの前回値、
の式により、フィードバック量のうちの積分分ＩＡＤＶ［°］を計算する。なお、ＩＡＤＶの初期値はゼロである。
【００５５】
ステップ２２ではこの積分分ＩＡＤＶと上記の比例分ＰＡＤＶとを足し合わせた値をフィードバック量ＡＤＶＱ［°］として計算し、ステップ２３においてこのＡＤＶＱの値とＡＤＶ０−ＲＬＭＴとを比較する。
【００５６】
ここで、リタードリミッタＲＬＭＴは、図３で前述したように空燃比のバラツキを考慮した安定限界である。始動時の目標空燃比（＝理論空燃比）に対応した安定限界をリタードリミッタとすることで、アイドル運転性を悪化させることなく上流側の三元触媒１６の活性化に必要な遅角量を確保することが可能となる。
【００５７】
点火時期フィードバック制御は、ＮｅがＮｅｔへと収束するように点火時期をＡＤＶ０より遅角させてゆく制御であり、その遅角量の最大値がＡＤＶ０−ＲＬＭＴである。従って、ＡＤＶＱの値がＡＤＶ０−ＲＬＭＴ未満であるときにはまだ遅角可能であるのでステップ２４に進み、
ＡＤＶ＝ＡＤＶ０＋ＡＤＶＱ…（４）
の式により点火時期ＡＤＶを計算し、今回の処理を終了する。
【００５８】
ここで、点火時期フィードバック制御の開始時には図２に示したようにＮｅがＮｅｔより大きく上記（１）式よりΔＮｅは負の値となるため、ステップ２２のＡＤＶＱは負の値である。ＡＤＶ０の単位は［°ＢＴＤＣ］つまり圧縮上死点から進角側に計測したクランク角であるので、上記（４）式によりＡＤＶ０に負の値であるＡＤＶＱを加えることは、圧縮上死点から進角側に計測するクランク角が小さくなること、つまり点火時期が遅角側に補正されることを意味する。
【００５９】
次回よりステップ１８〜２２の操作を繰り返すと、やがてＡＤＶＱがＡＤＶ０−ＲＬＭＴ以上となる。このときには点火時期がＲＬＭＴに到達したと判断し、ステップ２３よりステップ２５に進んで遅角限界到達フラグ＝１とした後、ステップ２６で点火時期ＡＤＶを、
ＡＤＶ＝ＡＤＶ０＋ＩＡＤＶｚ＋ＰＡＤＶ…（５）
の式により計算して今回の処理を終了する。
【００６０】
（５）式でＩＡＤＶでなく、前回の値であるＩＡＤＶｚを採用するのは、点火時期がＲＬＭＴを超えて遅角側になることを避けるためである。
【００６１】
遅角限界到達フラグ＝１となったことより、次回にはステップ２０よりステップ２７に進み、このときにはＡＤＶがＲＬＭＴに到達したときのＩＡＤＶをそのまま保持し（ＩＡＤＶ＝ＩＡＤＶｚ）、点火時期ＡＤＶを、
ＡＤＶ＝ＡＤＶ０＋ＩＡＤＶ…（６）
の式により計算する。
【００６２】
点火時期がＲＬＭＴに到達した（遅角限界到達フラグ＝１となった）後は点火時期のフィードバック制御を停止し点火時期をＲＬＭＴに固定するが、代わって、後述するように、吸気量のフィードバック制御により吸気量が絞られるため、やがてΔＮｅの絶対値がε以内に落ち着く。このときには、ステップ１８よりステップ２９に進んで収束フラグ＝１とした後、ステップ２７、２８の操作を行って今回の処理を終了する。
【００６３】
収束フラグ＝１となったことより、次回は図５のステップ１７よりステップ３０に進む。
【００６４】
ステップ３０では上流側三元触媒１６の活性化が完了したかどうかをみる。例えば三元触媒１６の入口や三元触媒１６に設けた温度センサ（図示しない）により検出される入口温度Ｔ１が三元触媒の活性温度Ｔｈ未満であれば上流側三元触媒１６の活性化が完了していないと判断し、ステップ３１以降に進む。
【００６５】
ステップ３１、３２では図６のステップ２７、２８と同じ操作を行って今回の処理を終了する。
【００６６】
一方、上流側三元触媒１６の活性化が完了すると、フィードバック制御を終了するためステップ３０よりステップ３３に進みフィードバック開始フラグＡＶＦＢ＝０とするとともに、ＡＤＶ０をそのまま点火時期ＡＤＶ［°ＢＴＤＣ］として設定する。これにより次回からは図５のステップ１５以降に進むことができない。
【００６７】
このようにして演算される点火時期ＡＤＶは点火レジスタに移され、現在のクランク角がこの点火時期ＡＤＶと一致したとき、点火コイル７の１次側を流れる電流が遮断される。
【００６８】
上記の点火時期フィードバック制御により点火時期がＲＬＭＴに到達し、この場合にまだＮｅがＮｅｔより高く、許容範囲の上限であるＮｅｔ＋εを下回って許容範囲に収まっていない場合に当量比のフィードバック制御を行う。
【００６９】
図７、図８は目標当量比を演算するためのもので、これは一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。
【００７０】
ステップ４１、４２、４３では、混合比補正係数ＫＭＲ、始動後増量補正係数ＫＡＳ及び水温増量補正係数ＫＴＷをそれぞれ演算し、ステップ４４において
Ｔｆｂｙａ０＝ＫＭＲ＋ＫＴＷ＋ＫＡＳ…（７）
の式により目標当量比基本値Ｔｆｂｙａ０を演算する。
【００７１】
上記の混合比補正係数ＫＭＲは１．０を中心とする値で、エンジン回転数Ｎｅと基本噴射量Ｔｐ（負荷相当）をパラメータするマップ値である。冷間始動直後のアイドル状態やこれに近い負荷域では１．０（理論空燃比相当）である。
【００７２】
上記の水温増量補正係数ＫＴＷは冷却水温Ｔｗに応じた１．０未満の値である。例えば冷却水温Ｔｗが低くなるほど大きくなる。
【００７３】
上記の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からのエンジン回転の増加と共に小さくなり、最終的にゼロとなる値である。
【００７４】
ステップ４５ではフィードバック開始フラグをみる。フィードバック開始フラグＡＶＦＢ＝０であるときにはステップ４６に進み目標当量比基本値Ｔｆｂｙａ０をそのまま目標当量比Ｔｆｂｙａとして設定する。
【００７５】
フィードバック開始フラグＡＶＦＢ＝１のときにはステップ４５よりステップ４７、４８に進んでエンジン回転速度Ｎｅを読み込み、目標回転速度Ｎｅｔからの偏差ΔＮｅを、上記の（１）式と同様にして計算する。
【００７６】
ステップ４９では収束フラグをみる。この収束フラグは、当量比フィードバック制御中や前述の点火時期フィードバック制御中、後述する吸気量フィードバック制御中に、ＮｅがＮｅｔの許容範囲に収まったとき収束フラグ＝１となるフラグである。点火時期フィードバック制御を開始した直後は収束フラグ＝０であるので図８に進み、これに対して収束フラグ＝１となれば図７のステップ６４以降に進む。すなわち、図８はＮｅがＮｅｔの許容範囲に収束する前の制御を、これに対して図７のステップ６４以降はＮｅがＮｅｔの許容範囲に収束した後の制御を示している。
【００７７】
まず図８から説明すると、ステップ５０で偏差ΔＮｅの絶対値と許容値ε（＞０）を比較する。点火時期フィードバック制御を開始した直後はΔＮｅの絶対値がεを超えているので、ステップ５１に進み遅角限界到達フラグをみる。遅角限界到達フラグがゼロであるときには前述の点火時期フィードバック制御が行われるので、ステップ５３に進み図７のステップ４６と同様に、目標当量比基本値Ｔｆｂｙａ０を目標当量比Ｔｆｂｙａとして設定する。
【００７８】
遅角限界到達フラグ＝１であるときには当量比フィードバック制御を開始するためステップ５１よりステップ５２に進み前回にも遅角限界到達フラグ＝１であったかどうかをみる。前回は遅角限界到達フラグがゼロであり今回に遅角限界到達フラグ＝１であるとき（つまり遅角限界フラグが１となった直後）にはステップ５４に進みそのときの目標当量比基本値Ｔｆｂｙａ０の値を変数Ｔｆｂｙａ１に移した後にステップ５５に進む。これに対して前回、今回とも遅角限界到達フラグ＝１であるときにはステップ５４を飛ばしてステップ５５に進む。
【００７９】
ステップ５５ではストイキ到達フラグをみる。このストイキ到達フラグはゼロに初期設定されているので、当初はステップ５６〜６１に進み、遅角限界フラグが１となった直後のＴｆｂｙａ０の値（つまりステップ５４のＴｆｂｙａ１の値）を初期値として、当量比フィードバック制御を実行する。すなわち、ステップ５６ではΔＮｅに基づいて、
ＩＦＥ＝ＫＩＦＥ×ΔＮｅ＋ＩＦＥｚ…（８）
ただし、ＫＩＦＥ：積分定数（正の値）、
ＩＦＥｚ：ＩＦＥの前回値、
の式により、フィードバック量としての積分分ＩＦＥ［無名数］を計算する。なお、ＩＦＥの初期値はゼロである。
【００８０】
そして、ステップ５７ではこの積分分ＩＦＥを用いて、
Ｔｆｂｙａ１＝Ｔｆｂｙａ１ｚ＋ＩＦＥ…（９）
ただし、Ｔｆｂｙａ１ｚ：Ｔｆｂｙａ１の前回値、
の式によりＴｆｂｙａ１を更新し、これと１．０をステップ５８において比較する。
【００８１】
ここで、点火時期フィードバック制御に続けて当量比フィードバック制御が開始されるときには図２に示したようにＮｅがＮｅｔより大きく上記（１）式よりΔＮｅは負の値となるため、ステップ５４のＩＦＥは負の値である。上記（８）式により、Ｔｆｂｙａ１ｚに負の値であるＩＦＥを加えることは、当量比が小さくなる側に補正されることを意味する。
【００８２】
このときのＴｆｂｙａ１が１．０を超えていれば、ステップ５９に進んで、このＴｆｂｙａ１を目標当量比Ｔｆｂｙａとして設定する。
【００８３】
次回よりステップ５６、５７の操作を繰り返すと、Ｔｆｂｙａ１が徐々に減少し、やがて１．０未満となる。このときには目標当量比が理論空燃比相当の値である１．０に到達したと判断し、ステップ５８よりステップ６０に進んでストイキ到達フラグ＝１とした後、ステップ６１で理論空燃比相当の１．０を目標当量比Ｔｆｂｙａとして設定する。
【００８４】
ストイキ到達フラグ＝１となったことより、次回にはステップ５５よりステップ６１に進み、目標当量比Ｔｆｂｙａを理論空燃比相当の１．０に保持する。
【００８５】
目標当量比Ｔｆｂｙａが１．０に到達した（ストイキ到達フラグ＝１となった）後は当量比のフィードバック制御を停止し目標当量比を理論空燃比相当の１．０に固定するが、代わって、後述するように、吸気量のフィードバック制御により吸気量が絞られるため、やがてΔＮｅの絶対値がε以内に落ち着く。このときには、ステップ５０よりステップ６２に進んで収束フラグ＝１とした後、ステップ６１の操作を行う。
【００８６】
収束フラグ＝１となったことより、次回は図７のステップ４９よりステップ６４に進む。
【００８７】
ステップ６４では上流側三元触媒１６の活性化が完了したかどうかをみる。例えば三元触媒１６の入口や三元触媒１６に設けた温度センサ（図示しない）により検出される入口温度Ｔ１が三元触媒の活性温度Ｔｈ未満であれば上流側三元触媒１６の活性化が完了していないと判断し、ステップ６５で目標当量比Ｔｆｂｙａを理論空燃比相当の１．０に維持する。
【００８８】
一方、上流側三元触媒１６の活性化が完了すると、当量比のフィードバック制御を終了するためステップ６４よりステップ６６に進みフィードバック開始フラグＡＶＦＢ＝０とした後、ステップ４６の操作を実行する。フラグＡＶＦＢ＝０により次回からは図７のステップ４７以降に進むことができない。
【００８９】
このようにして図７、図８により演算される目標当量比Ｔｆｂｙａは図示しない燃料噴射量の演算ルーチンにおいて用いられ、
Ｔｉ＝（Ｔｐ×Ｔｆｂｙａ＋Ｋａｔｈｏｓ）×α×２＋Ｔｓ …（１０）
ただし、Ｔｐ：基本噴射パルス幅、
Ｋａｔｈｏｓ：過渡補正量、
α：空燃比フィードバック補正係数、
Ｔｓ：無効パルス幅、
の式により燃料噴射パルス幅Ｔｉが算出される。
【００９０】
（１０）式の過渡補正量Ｋａｔｈｏｓは吸気ポート壁や吸気弁傘裏部に付着して流れる燃料壁流分の補正値、空燃比フィードバック補正係数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２８の出力に基づいて演算される値、無効噴射パルス幅Ｔｓは燃料噴射弁４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。
【００９１】
また、（１０）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。
【００９２】
上記の当量比フィードバック制御により目標当量比が理論空燃比相当の１．０に到達し、この場合にまだＮｅがＮｅｔより高く、許容範囲の上限であるＮｅｔ＋εを下回って許容範囲に収まっていない場合に吸気量フィードバック制御を行う。
【００９３】
図９はこの吸気量フィードバック制御に用いる目標スロットル弁開度を演算するためのもので、これは一定時間毎（例えば１０ｍｓ毎）に実行する。
【００９４】
ステップ７１、７２ではフィードバック開始フラグＡＶＦＢとストイキ到達フラグをみる。点火時期フィードバック制御の開始前（ＡＶＦＢ＝０）や、点火時期フィードバック制御に続く当量比フィードバック制御が行われていても目標当量比が理論空燃比相当の１．０に到達してないとき（ストイキ到達フラグ＝０）にはステップ７３に進んで目標吸気流量Ｑｔ［ｌ／ｍｉｎ］に吸気流量初期値Ｑ０［ｌ／ｍｉｎ］を入れる。ここで、Ｑ０は、クランキング開始時に吸気通路２を流れる空気の流量を定めるもので、同じエンジンであればこの値が大きいほどクランキング回転速度の上昇（吹き上がり）が急激となる。このためクランキング回転速度の上昇の程度をみてこれが最適となるようにＱ０を定めている。
【００９５】
ＡＶＦＢ＝１かつストイキ限界到達フラグ＝１のとき（点火時期フィードバック制御に続く当量比フィードバック制御の途中で目標当量比が理論空燃比相当の１．０に到達したとき）だけ、ステップ７４以降に進む。
【００９６】
ステップ７４、７５ではＮｅを読み込んでＮｅｔからの偏差ΔＮｅ（＝Ｎｅｔ−Ｎｅ）を計算し、このΔＮｅを用いて、
ＩＱＡ＝ＫＩＱ×ΔＮｅ＋ＩＱＡｚ…（１１）
ただし、ＫＩＱ：積分定数（正の値）、
ＩＱＡｚ：ＩＱＡの前回値、
の式により積分分ＩＱＡを計算する。ＩＱＡの初期値はゼロである。
【００９７】
ステップ７７ではこのＩＱＡとＱ０とを用いて目標吸気流量Ｑｔを、
Ｑｔ＝Ｑ０＋ＩＱＡ…（１２）
の式により計算する。
【００９８】
目標当量比が理論空燃比相当の１．０に到達してしまってこれ以上空燃比をリーン化できないときに、これに代わって吸気のフィードバック制御に移るので、ここでも偏差ΔＮｅは負の値であり、従って上記（１１）式の積分分ＩＱＡは負の値となる。このため、（１２）式によりＱ０に負の値であるＩＱＡを加算することは、吸気流量を減少側に補正することを意味する。
【００９９】
ステップ７８ではこのようにして求めたＱｔを目標スロットル弁開口面積に換算し、さらにステップ７９においてこの目標スロットル弁開口面積が得られるように目標スロットル弁開度を演算する。
【０１００】
このようにして演算された目標スロットル弁開度はスロットルモータへの制御量に変換され、スロットルモータの駆動回路に与えられる。エンジンコントローラ２１にはスロットルセンサ２９により検出される実際のスロットル弁開度が入力されており、この実際のスロットル弁開度が目標スロットル弁開度と一致するようにスロットルモータを制御する。
【０１０１】
ここで、本実施形態の作用効果を図２を参照しながら説明する。
【０１０２】
本実施形態（請求項１に記載の発明）によれば、始動過程で噴き上がるＮｅを目標回転速度Ｎｅへと収束させるためｔ２よりフィードバック制御が開始される。この場合に、点火時期のフィードバック制御が行われ、この点火時期のフィードバック制御により点火時期が遅角側にずれてゆき（図２第５段目参照）、これによって排気温度が上昇して上流側三元触媒１６の温度が上昇する。
【０１０３】
また、点火時期のフィードバック制御により点火時期が遅角限界であるＲＬＭＴに到達した後は、点火時期のフィードバック制御が停止され、点火時期がそれ以上遅角されることはないので、アイドル回転速度が不安定とならず運転性に影響することがない。
【０１０４】
その一方でｔ３より当量比のフィードバック制御が行われ、この当量比のフィードバック制御により目標当量比Ｔｆｂｙａが小さくなってゆき（図２第６段目参照）、これによってエンジンアウトでのＨＣ排出量が減少する。
【０１０５】
また、当量比のフィードバック制御により目標当量比Ｔｆｂｙａが理論空燃比相当の１．０に到達した後は、当量比のフィードバック制御が停止され、目標当量比Ｔｆｂｙａがそれ以上小さくされることはないので、エンジンアウトでのＮＯｘ排出量が増加することはない。
【０１０６】
ｔ４より吸気量のフィードバック制御が行われると、ｔ５でＮｅがＮｅｔに収束する。
【０１０７】
ｔ３からの点火時期のフィードバック制御の停止後には点火時期が遅角限界に保たれることから（請求項４、５に記載の発明）、排気の昇温が継続され上流側三元触媒１６の温度が上昇する。この点火時期の遅角限界への維持はＮｅがＮｅｔの許容範囲に収まった後も続くのであり、これにより排気が上昇しやがて入口側三元触媒１６が活性化しうる温度にまで達する。
【０１０８】
ｔ４からの当量比のフィードバック制御の停止後には目標当量比Ｔｆｂｙａが理論空燃比相当の１．０に保たれることから（請求項６、７に記載の発明）、エンジンアウトでのＨＣ排出量の低減が継続される。この目標当量比Ｔｆｂｙａの１．０への維持はＮｅがＮｅｔに収まった後も続くのであり、これにより、従来装置と比較してエンジンアウトでのＨＣ排出量を大幅に減らすことができる（図１０最下段において実線と破線で囲まれた面積分のＨＣ排出量を低減できる）。
【０１０９】
このように、本実施形態によれば、冷間始動時に点火時期のフィードバック制御から始めることで迅速に点火時期を遅角することが可能となり、これにより触媒の早期活性化と、始動過程で吹き上がる回転速度のＮｅｔへの速やかな収束とを両立させることができる。
【０１１０】
実施形態は、点火時期のフィードバック制御を比例積分制御で行うものであるが、これに対して比例制御で行う場合には、本実施形態の場合より排気温度を上昇させることができない。これに対して本実施形態（請求項５に記載の発明）では点火時期のフィードバック制御を比例積分制御とし、遅角限界に達したら比例積分制御を停止して点火時期を遅角限界に保持するので、こうした不利がない。
【０１１１】
最後に、図５のステップ１５、１６、１７、図６のステップ１８、１９、２１、２２、２４、２９が、請求項１に記載の点火時期フィードバック制御手段の機能を、図７のステップ４７、４８、４９、図８のステップ５０、５１、５２、５４、５６、５７、５９、６２が、請求項１に記載の空燃比フィードバック制御手段の機能を果たす部分である。
【図面の簡単な説明】
【図１】第１実施形態の制御システム図。
【図２】エンジン始動からの回転速度、点火時期、目標当量比、吸気量の挙動を示す波形図。
【図３】安定度限界の特性図。
【図４】フィードバック開始フラグの設定を説明するためのフローチャート。
【図５】始動からの点火時期の演算を説明するためのフローチャート。
【図６】始動からの点火時期の演算を説明するためのフローチャート。
【図７】始動からの目標当量比の演算を説明するためのフローチャート。
【図８】始動からの目標当量比の演算を説明するためのフローチャート。
【図９】吸気量フィードバック制御における目標スロットル弁開度の演算を説明するためのフローチャート。
【図１０】実施形態と従来装置の作用を示す波形図。
【符号の説明】
４ 燃料噴射弁
６ 点火プラグ
１０ スロットル弁制御装置
１５ 排気通路
１６ 上流側三元触媒
２１ エンジンコントローラ
２２ ＰＯＳセンサ
２３ ＰＨＡＳＥセンサ
２５ 水温センサ[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to an idling control device for an engine from the start, and more particularly to an early warm-up process immediately after the start of a catalyst provided in an exhaust passage.
[0002]
[Prior art]
There is an idling control device that simultaneously adjusts the intake air amount and the ignition timing in order to reduce the overshoot (blowing up) of the rotational speed in the starting process (see JP-A-2001-73848).
[0003]
[Problems to be solved by the invention]
By the way, the three-way catalyst provided in the exhaust passage of the gasoline engine has the optimum conversion efficiency for NOx, CO, and HC when the air-fuel ratio of the exhaust gas is in a narrow range (called a window) around the stoichiometric air-fuel ratio. However, since a high conversion cannot be obtained unless the three-way catalyst is activated by increasing the temperature, it is necessary to raise the inlet temperature of the three-way catalyst immediately after the cold start.
[0004]
On the other hand, it is necessary to converge the rotational speed that is blown up during the start-up process to the target rotational speed during idling as in the above-described conventional device.
[0005]
In view of these two requirements, the inventor of the present application has obtained the following knowledge. That is, it is effective to retard the ignition timing in order to raise the exhaust gas temperature at the time of low temperature start, and to set the ignition timing so that the rotation speed that is blown up during the start process converges to the target rotation speed during idling. If the feedback control is performed, the ignition timing is shifted to the retard side, and the exhaust temperature can be increased while the rotation speed is reduced to the target rotation speed at the time of idling at the delay of the ignition timing. is there.
[0006]
However, this does not solve all of the problems.If the ignition timing is retarded by feedback control of the ignition timing and the ignition timing is retarded beyond the stability limit, the idling speed becomes unstable and driving performance becomes poor. Affect. That is, when the ignition timing reaches the retard limit (i.e., the ignition timing at the stable limit), what happens when the rotation speed is higher than the target rotation speed during idling and has not yet converged to the target rotation speed? Challenges remain.
[0007]
So, I did the following. That is, when the rotation speed is higher than the target rotation speed at the time of idling at the stage when the ignition timing reaches the retard limit, the rotation speed is then reduced by performing feedback control of the air-fuel ratio to reduce the intake air amount. Is converged to the target rotation speed.
[0008]
As described above, according to the present invention, the feedback control of the ignition timing is first performed so that the rotation speed that is blown up in the starting process converges to the target rotation speed at the time of idling, and the ignition timing is controlled to the retard limit by the ignition timing feedback control. Even if the engine speed reaches the target engine speed during idling, feedback control of the air-fuel ratio is performed to converge the engine speed to the target engine speed during idling. It is an object of the present invention to quickly converge a rotational speed that is blown up during a starting process while being activated to a target rotational speed during idling.
[0009]
On the other hand, the above-described conventional apparatus merely solves the problem of reducing the overshoot of the rotational speed that occurs during the starting process, and there is no description of the early activation of the catalyst during the cold start. Therefore, the retard of the ignition timing for increasing the catalyst inlet temperature is insufficient. That is, in the conventional device, the overshoot of the rotational speed is divided and suppressed by the retardation of the ignition timing and the decrease of the intake air amount. Therefore, although the ignition timing is not retarded to the retard limit, the intake air amount is not retarded. If the actual rotation speed converges to the target rotation speed during idling due to a decrease in the ignition amount, the ignition timing can no longer be retarded even if there is still room to retard the ignition timing, and the exhaust temperature will not rise sufficiently. Instead, the activation of the catalyst is delayed.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
According to a first aspect of the present invention, in an engine control device having a catalyst in an exhaust passage, ignition timing feedback control is performed so as to converge a rotation speed that is blown up in a starting process to a target rotation speed during idling. The control means and the feedback control of the ignition timing stop the feedback control of the ignition timing when the rotation speed is higher than the target rotation speed at the time of the idling even if the ignition timing reaches the retard limit, and in place of the air-fuel ratio, Air-fuel ratio feedback control means for performing feedback control to converge to a target rotation speed during idling.
[0011]
【The invention's effect】
According to the first aspect of the present invention, when feedback control of the ignition timing is performed in order to converge the rotation speed spouting in the starting process to the target rotation speed at the time of idling, the ignition timing is retarded by the feedback control of the ignition timing. As a result, the exhaust gas temperature rises and the catalyst can be activated early.
[0012]
Further, after the ignition timing has reached the retard limit due to the feedback control of the ignition timing, the ignition timing is not retarded any more, so that the idling rotational speed does not become unstable and does not affect drivability. On the other hand, when the feedback control of the air-fuel ratio is performed, the rotation speed converges to the target rotation speed during idling.
[0013]
Immediately after a cold start, in order to stabilize the engine rotation, an air-fuel mixture with an air-fuel ratio richer than the stoichiometric air-fuel ratio is supplied, and at this time, the amount of HC emission when the engine is out increases. When the feedback control of the air-fuel ratio is performed, the air-fuel ratio on the rich side shifts to the stoichiometric air-fuel ratio, so that the amount of HC emission when the engine is out can be reduced.
[0014]
As described above, according to the first aspect of the present invention, it is possible to quickly retard the ignition timing at the time of a cold start, thereby enabling early activation of the catalyst and reduction of the rotational speed that is blown up during the start process. Quick convergence to the idling target rotation speed can be achieved at the same time, and the amount of HC emission immediately after the cold start can be reduced.
[0015]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
In FIG. 1, reference numeral 1 denotes an engine body, which is provided with a fuel injection valve 4 at an intake port 3 of each cylinder, and injects and supplies fuel to the intake port 3 according to an air-fuel ratio control signal from an engine controller 21. In this case, the injection amount from the fuel injection valve 4 is set such that the air-fuel ratio of the air-fuel mixture formed in the combustion chamber 5 from the air flowing into the combustion chamber 5 and the injected fuel is within the combustible air-fuel ratio range. ing.
[0016]
An ignition plug 6 is provided on the ceiling of the combustion chamber 5, and the primary current of the ignition coil 7 is interrupted shortly before the piston 8 reaches the compression top dead center by an ignition timing control signal from the engine controller 21, so that the ignition plug 6 Sparks fly. By the spark ignition, the air-fuel mixture in the combustion chamber 5 is ignited and becomes a high-temperature combustion gas. This gas pressure causes the piston 8 to be strongly pushed down, and the crankshaft 9 linked to the piston 8 to rotate.
[0017]
At the start, if the fuel injection by the fuel injection valve 4 and the spark ignition by the spark plug 6 are appropriately performed while cranking the crankshaft 9 by the starter motor, the rotation speed of the crankshaft 9 (= engine rotation speed) tends to be overshoot. (Up), and after reversing after taking a peak, settles to the rotational speed in an idle state (see the top row in FIG. 2).
[0018]
On the other hand, the exhaust passage 15 includes three-way catalysts 16 and 17. Among them, the upstream three-way catalyst 16 is provided integrally with the exhaust manifold to be mounted near the engine outlet where a high exhaust temperature is obtained, and the downstream three-way catalyst 17 is provided under the floor of the vehicle. When the air-fuel ratio of the exhaust gas from the engine is within the above-mentioned window, the conversion efficiency of NOx, CO, and HC in these three-way catalysts 16 and 17 is optimized. Since a sufficient conversion cannot be obtained unless the catalyst is activated, it is necessary to raise the temperature of the inlet of the three-way catalyst 16 particularly immediately after the cold start.
[0019]
In addition to satisfying the requirement for early temperature rise of the upstream three-way catalyst 16 immediately after the cold start, the overshoot of the rotation speed that occurs during the transition from the start to the idle state (start process) is suppressed. In order to reduce the amount of HC emission at the engine out due to the fuel increase correction immediately after the start, in the present invention, the feedback control of the idle speed from the start is performed, and at that time, the feedback control of the ignition timing and the feedback control of the equivalent ratio are performed. (Air-fuel ratio feedback control) and intake air amount feedback control. That is, while performing the fuel increase correction while keeping the intake air amount in the initial state, the feedback of the ignition timing is performed so that the actual rotation speed converges to the target rotation speed during idling (hereinafter simply referred to as “target rotation speed”). When the actual rotation speed is higher than the target rotation speed when the ignition timing reaches the retard limit by the feedback control of the ignition timing, the feedback control of the ignition timing is stopped and the actual rotation speed is reduced. Feedback control of the equivalence ratio is performed so as to converge to the target rotation speed. When the equivalent ratio reaches 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio by the equivalent ratio feedback control and the actual rotation speed is higher than the target rotation law speed, the equivalent ratio feedback control is stopped and the actual rotation speed is reduced. Feedback control of the intake air amount is performed so that the speed converges to the target rotation speed.
[0020]
This will be further described with reference to the model diagram of FIG. 2. FIG. 2 shows the behavior of the engine speed Ne, the ignition timing ADV, the target equivalence ratio Tfbya, and the intake air amount from the cold start of the engine.
[0021]
The engine rotation speed Ne rapidly rises with the start of the engine, greatly exceeds the target rotation speed Net, reaches a peak at the timing of t1, and then starts decreasing.
[0022]
In this case, feedback control of the ignition timing for converging Ne to Net at t2, which is the timing when Ne takes a peak and starts to fall immediately after the start (or the timing when the elapsed time from the start reaches a certain value). To start. That is, the feedback amount ADVQ of the ignition timing is calculated in accordance with the difference (deviation △ Ne) between Ne and Net at that time, and the basic ignition timing ADV0 is corrected with this to obtain the ignition timing ADV (= ADV0 + ADVQ). Since the ignition timing may be retarded to reduce Ne to Net, the ignition timing ADV moves to the retard side from the timing of t2.
[0023]
Here, the feedback control of the ignition timing is a proportional-integral control. Therefore, the feedback amount ADVQ is equal to the proportional component PADV (see the third stage in FIG. 2) and the integral IADV (see the fourth stage in FIG. 2). Is the sum. For this reason, the ignition timing ADV decreases stepwise at the timing of t2 by the proportional component PADV, and thereafter decreases at a constant speed by the integral component IADV.
[0024]
The basic ignition timing ADV0 is a value corresponding to the cooling water temperature, and actually changes with the rise of the water temperature from the start, but is treated as a constant for simplicity (see the fifth stage in FIG. 2). ).
[0025]
After the ignition timing feedback control is started at t2, if the ignition timing reaches the retard limiter RLMT (retard limit) at t3, the ignition timing cannot be retarded beyond this RLMT, so the ignition timing feedback control is stopped. I do.
[0026]
Here, the reason why the RLMT is provided will be described. As shown in FIG. 3, when the air-fuel ratio is plotted on the horizontal axis and the ignition timing is plotted on the vertical axis, the combustion stability is lost if the ignition timing is further retarded, that is, the limit at which the idle speed becomes unstable. Can be drawn as the stability limit line (see the solid line), but in consideration of the variation in the air-fuel ratio (for example, due to the variation in the flow rate of the fuel injection valve 4), it is shifted to the advance side by a predetermined width from the stability limit line shown by the solid line. The drawn line (see dash-dot line) must be the actual stability limit line. Therefore, if the air-fuel ratio at the start is known, if the ignition timing at the point where the straight line extending above the air-fuel ratio at the start intersects with the actual stability limit line indicated by the one-dot chain line is read, it is determined that the retard limiter RLMT. Here, since the target air-fuel ratio at the time of starting is a stoichiometric air-fuel ratio (indicated by “stoichiometric” in the figure) (it may be slightly richer than the stoichiometric air-fuel ratio), the value of A [° BTDC] is determined by the retarder limiter in FIG. RLMT.
[0027]
Returning to FIG. 2, at the timing t3 when the ignition timing reaches RLMT, Ne is still much higher than Net and not within the allowable range of Net, so feedback control of the equivalence ratio is started.
[0028]
Here, when the target equivalence ratio Tfbya is calculated from the start in the same manner as in the related art, this is a value obtained by stacking the post-start increase correction coefficient KAS and the water temperature increase correction coefficient KTW to 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio.
[0029]
The above-mentioned water temperature increase correction is a fuel increase correction for stabilizing the engine rotation at a cold time, and the value of KTW is a value corresponding to the cooling water temperature Tw. Specifically, as shown in the figure, the value of KTW becomes smaller as the coolant temperature rises from an initial value corresponding to the coolant temperature at the time of starting, and becomes zero at the timing of completion of engine warm-up. On the other hand, the post-start increase correction is a fuel increase correction performed to eliminate the instability of the engine rotation immediately after the start and to make the connection from the cranking state smoother. More specifically, the KAS value is a value whose initial value is determined according to the cooling water temperature Tw, decreases at a constant rate from the initial value with the passage of engine rotation, and finally becomes zero.
[0030]
Due to these two fuel increase corrections, the conventional Tfbya decreases linearly with a relatively steep slope from the initial value, decreases linearly with a gentler slope than the timing when KAS becomes zero, and finally decreases by 1 However, the calculation by the conventional device is interrupted from the timing of t3, and the value of D, which is the value at the timing of t3, is set as an initial value, and Ne is set to Net. The equivalence ratio is reduced so as to converge to. As a result, the fuel amount for the same air amount decreases and the torque decreases, so that Ne decreases.
[0031]
As a result of continuously reducing the target equivalence ratio Tfbya from t3, when the target equivalence ratio Tfbya reaches 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio at t4, the feedback control of the equivalence ratio is stopped. At this time, if Ne has not yet reached near Net, feedback control of the intake air amount is started next. That is, the intake air amount is reduced so that Ne decreases to Net from t4.
[0032]
Here, after stopping the ignition timing feedback control at t3, the ignition timing is fixed at RLMT. This is to keep the ignition timing retarded to the limit even after t3 and continue to raise the temperature of the exhaust gas.
[0033]
After stopping the equivalence ratio feedback control at t4, the target equivalence ratio Tfbya is fixed to 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio. This is for keeping the equivalence ratio equivalent to the stoichiometric air-fuel ratio even after t4 and continuing to reduce the amount of HC emission when the engine is out. As a result, Tfbya of the present invention has a characteristic that follows A-D-E-C.
[0034]
Due to the decrease in the intake air amount from t4, Ne falls within the allowable range of Net at the timing of t5. Thus, the feedback control of the idling rotational speed has achieved its purpose. However, since the feedback control here also aims at early activation of the three-way catalyst 16 on the upstream side, the feedback control of the three-way catalyst 16 on the upstream side is performed. Continue until the inlet temperature reaches the activation temperature. That is, the ignition timing is kept at the retard limit after t5, and the exhaust gas temperature is continuously increased.
[0035]
In this way, at the time of cold start, while performing the fuel increase correction while the intake air amount is fixed to the initial state, first, the feedback control of the idle rotation speed using the ignition timing is started, and immediately after the start to the retard limiter. The ignition timing is sufficiently retarded, whereby the exhaust temperature rises and the upstream three-way catalyst 15 is activated early.
[0036]
Next, by performing feedback control of the idle speed using the equivalent ratio, the equivalent ratio is reduced to 1.0, which is equivalent to the stoichiometric air-fuel ratio, thereby reducing the amount of HC discharged from the engine outlet.
[0037]
In addition, by performing feedback control of the idle rotation speed using the intake air amount at the end, an excessive retardation of the ignition timing exceeding the retard limiter and an excessive decrease of the equivalent ratio below 1.0 are avoided, The actual rotation speed Ne can be made to converge to the target rotation speed.
[0038]
Such three-stage feedback control of the idle speed using the ignition timing, the equivalence ratio, and the intake air amount is performed, and after the activation of the three-way catalyst 15 on the upstream side, the air-fuel ratio of the exhaust gas falls within the window so that the air-fuel ratio falls within the window. In order to perform the fuel ratio feedback control, the controller 21 includes signals from a POS sensor (position sensor) 22, a PHASE sensor (phase sensor) 23, a signal of an intake air flow rate from an air flow meter 24, and engine cooling from a water temperature sensor 25. Water temperature signal, accelerator pedal 27 opening signal from accelerator sensor 26, O 2 The signal of the oxygen concentration in the exhaust gas from the sensor 28 is input.
[0039]
Further, a motor-driven throttle valve control device 10 is provided in the intake passage 2, and the throttle valve 11 can be driven (adjustment of the intake air amount) by a throttle motor signal from the engine controller 21.
[0040]
Next, the content of the idling control from the start performed by the engine controller 21 will be described with reference to the following flowchart.
[0041]
First, FIG. 4 is for setting a feedback start flag, and is executed at regular intervals (for example, every 10 ms). Here, when this flag = 1, the feedback start flag instructs the start of feedback control of the idle rotation speed immediately after the start.
[0042]
In step 1, the cooling water temperature Tw from the water temperature sensor 25 is read, and in step 2, this is compared with the warm-up completion temperature Td. If Tw is less than Td (before the completion of the warm-up of the engine), the routine proceeds to step 3, where the engine rotational speed Ne is read, and in step 4, this is compared with the target rotational speed Net. Here, Ne is detected by two signals from the POS sensor 22 and the PHASE sensor 23.
[0043]
Net is a target value of a rotation speed at which the engine can stably rotate in an idle state. Net is set to a value that increases as Tw decreases in accordance with Tw.
[0044]
If Ne exceeds Net, the process proceeds to step 5, and it is determined whether a predetermined time has elapsed from the start. The certain time is a time required to elapse from t2 to t2 in FIG. If a predetermined time has elapsed from the start in a state where Ne exceeds Net, the process proceeds to step 6 and the feedback start flag AVFB is set to 1 (see the second row in FIG. 2).
[0045]
On the other hand, when Ne is equal to or less than Net, and when the elapsed time from the start is before the predetermined time has elapsed even if Ne exceeds Net, the process proceeds to step 7, and the feedback start flag AVFB is set to 0.
[0046]
When Tw is equal to or greater than Td, it is determined that the three-way catalyst 16 on the upstream side is in the active state at the time of hot restart. In this case as well, the process proceeds from step 2 to step 7 to set AVFB = 0.
[0047]
5 and 6 are for calculating the ignition timing from the start, and are executed in synchronization with the signal of the reference position of each cylinder.
[0048]
Here, the reference position of each cylinder is obtained as follows. That is, in the case of a four-cylinder engine, the PHASE sensor 23 detects the number of protrusions provided on the exhaust-side cam sprocket every 180 ° (one for the No. 1 cylinder, two for the No. 2 cylinder, and two for the No. 3 cylinder) A pulse signal (PHASE signal) corresponding to three (4 for No. 4 cylinder) is generated. The POS sensor 22 generates a pulse (POS signal) every 10 ° according to the teeth of the signal plate attached to the crankshaft (the signal plate has a missing tooth in part). The reference position (for example, 110 ° BTDC) of each cylinder is calculated from these two PHASE signals and POS signals.
[0049]
In step 11, the water temperature Tw from the water temperature sensor 25 is read, and in step 12, the basic ignition timing ADV0 [° BTDC] is calculated from the value of Tw. The value of ADV0 is an ignition timing suitable for the engine state before the completion of the warm-up of the engine.
[0050]
In step 13, the feedback start flag is checked. If the feedback start flag AVFB is equal to 0, the routine proceeds to step 14, where ADV0 is set as it is as the ignition timing ADV [° BTDC].
[0051]
When the feedback start flag AVFB = 1, the process proceeds from step 13 to steps 15 and 16 to perform the ignition timing feedback control, reads the engine rotation speed Ne, and calculates a deviation ΔNe from the target rotation speed Net.
ΔNe = Net−Ne (1)
It is calculated by the following equation.
[0052]
In step 17, the convergence flag is checked. This convergence flag is a flag that becomes convergence flag = 1 when Ne falls within the allowable range of Net during ignition timing feedback control, equivalent ratio feedback control described later, or intake air amount feedback control. Immediately after the start of the ignition timing feedback control, the convergence flag is 0, so the flow proceeds to FIG. 6. If the convergence flag becomes 1, the flow proceeds to step 30 and subsequent steps. That is, FIG. 6 shows the control before Ne converges to the allowable range of Net, whereas the control after Ne converges to the allowable range of Net after step 30 in FIG.
[0053]
First, referring to FIG. 6, in step 18, the absolute value of the deviation ΔNe is compared with an allowable value ε (> 0). Immediately after starting the ignition timing feedback control, since the absolute value of ΔNe exceeds ε, the process proceeds to step 19, and based on ΔNe,
PADV = KPAV × ΔNe (2)
Where KPADV: proportionality constant (positive value),
The proportional PADV [°] of the feedback amount is calculated by the following equation.
[0054]
In step 20, the retard limit reaching flag is checked. This retard limit reaching flag is a flag that sets the retard limit reaching flag = 1 when the ignition timing reaches the retard limiter RLMT [° BTDC]. Immediately after the start of the ignition timing feedback control, the retard limit reaching flag = 0, so that the process proceeds to step 21 and based on ΔNe,
IADV = KIADV × ΔNe + IADVz (3)
Where KIADV: integration constant (positive value),
IADVz: previous value of IADV,
The integral IADV [°] of the feedback amount is calculated by the following equation. Note that the initial value of IADV is zero.
[0055]
In step 22, a value obtained by adding the integral IADV and the proportional component PADV is calculated as a feedback amount ADVQ [°]. In step 23, the value of ADVQ is compared with ADV0-RLMT.
[0056]
Here, the retard limiter RLMT is a stability limit in consideration of the variation in the air-fuel ratio as described above with reference to FIG. By setting the stability limit corresponding to the target air-fuel ratio (= the stoichiometric air-fuel ratio) at the time of starting as the retard limiter, the amount of retard required for activating the upstream three-way catalyst 16 without deteriorating the idling performance can be reduced. It is possible to secure.
[0057]
The ignition timing feedback control is control in which the ignition timing is retarded from ADV0 so that Ne converges to Net, and the maximum value of the retardation amount is ADV0-RLMT. Therefore, when the value of ADVQ is less than ADV0-RLMT, it is still possible to retard, so the process proceeds to step 24,
ADV = ADV0 + ADVQ (4)
The ignition timing ADV is calculated by the following equation, and the current processing is terminated.
[0058]
Here, at the start of the ignition timing feedback control, as shown in FIG. 2, Ne is larger than Net, and ΔNe is a negative value according to the above equation (1). Therefore, ADVQ in step 22 is a negative value. Since the unit of ADV0 is [° BTDC], that is, the crank angle measured on the advance side from the compression top dead center, adding ADVQ which is a negative value to ADV0 according to the above equation (4) means that from the compression top dead center This means that the crank angle measured on the advance side becomes smaller, that is, the ignition timing is corrected to the retard side.
[0059]
When the operations of steps 18 to 22 are repeated from the next time, ADVQ eventually becomes equal to or higher than ADV0-RLMT. At this time, it is determined that the ignition timing has reached RLMT, and the process proceeds from step 23 to step 25 to set the retard limit reaching flag = 1, and then at step 26, the ignition timing ADV is set to
ADV = ADV0 + IADVz + PADV (5)
Then, the current processing is terminated.
[0060]
The reason why the previous value IADVz is used instead of IADV in the equation (5) is to prevent the ignition timing from exceeding RLMT and becoming retarded.
[0061]
Since the retard limit reaching flag = 1, the process proceeds from step 20 to step 27 next time. At this time, the IADV when the ADV reaches the RLMT is held as it is (IADV = IADVz), and the ignition timing ADV is set to
ADV = ADV0 + IADV (6)
It is calculated by the following equation.
[0062]
After the ignition timing reaches RLMT (the retard limit reaching flag = 1), the feedback control of the ignition timing is stopped and the ignition timing is fixed at RLMT. Instead, as will be described later, the feedback of the intake air amount is performed. Since the intake air amount is reduced by the control, the absolute value of ΔNe eventually settles within ε. At this time, the process proceeds from step 18 to step 29, after which the convergence flag is set to 1, the operations of steps 27 and 28 are performed, and the current process ends.
[0063]
Since the convergence flag is set to 1, the process proceeds to step 30 from step 17 in FIG. 5 next time.
[0064]
In step 30, it is determined whether the activation of the upstream three-way catalyst 16 has been completed. For example, if the inlet temperature T1 detected by the inlet of the three-way catalyst 16 or a temperature sensor (not shown) provided in the three-way catalyst 16 is lower than the activation temperature Th of the three-way catalyst, the activation of the upstream three-way catalyst 16 is not performed. It is determined that it has not been completed, and the process proceeds to step 31 and subsequent steps.
[0065]
In steps 31 and 32, the same operation as in steps 27 and 28 in FIG. 6 is performed, and the current process ends.
[0066]
On the other hand, when the activation of the upstream three-way catalyst 16 is completed, the process proceeds from step 30 to step 33 in order to end the feedback control, the feedback start flag AVFB is set to 0, and ADV0 is directly set as the ignition timing ADV [° BTDC]. I do. As a result, it is not possible to proceed to step 15 and subsequent steps in FIG. 5 from the next time.
[0067]
The ignition timing ADV thus calculated is transferred to the ignition register, and when the current crank angle matches the ignition timing ADV, the current flowing through the primary side of the ignition coil 7 is cut off.
[0068]
By the above-described ignition timing feedback control, the ignition timing reaches RLMT. In this case, when Ne is still higher than Net, and falls below the upper limit of the allowable range, Net + ε, and does not fall within the allowable range, feedback control of the equivalent ratio is performed. .
[0069]
7 and 8 are for calculating the target equivalence ratio, which is executed at regular intervals (for example, at every 10 ms).
[0070]
In steps 41, 42, and 43, a mixture ratio correction coefficient KMR, a post-start increase correction coefficient KAS, and a water temperature increase correction coefficient KTW are calculated.
Tfbya0 = KMR + KTW + KAS (7)
The target equivalence ratio basic value Tfbya0 is calculated by the following equation.
[0071]
The above-mentioned mixture ratio correction coefficient KMR is a value centered at 1.0, and is a map value for parameterizing the engine speed Ne and the basic injection amount Tp (corresponding to load). The value is 1.0 (corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio) in the idle state immediately after the cold start or in a load region close to the idle state.
[0072]
The water temperature increase correction coefficient KTW is a value less than 1.0 corresponding to the cooling water temperature Tw. For example, it becomes larger as the cooling water temperature Tw becomes lower.
[0073]
The above-described post-start increase correction coefficient KAS is a value that becomes smaller as the engine speed increases from the start and finally becomes zero, with a value corresponding to the cooling water temperature Tw as an initial value.
[0074]
In step 45, a feedback start flag is checked. When the feedback start flag AVFB is 0, the routine proceeds to step 46, where the target equivalent ratio basic value Tfbya0 is set as it is as the target equivalent ratio Tfbya.
[0075]
When the feedback start flag AVFB is 1, the routine proceeds from step 45 to steps 47 and 48 to read the engine rotational speed Ne and calculate the deviation ΔNe from the target rotational speed Net in the same manner as in the above equation (1).
[0076]
In step 49, the convergence flag is checked. This convergence flag is a flag that becomes convergence flag = 1 when Ne falls within the allowable range of Net during the equivalence ratio feedback control, the above-described ignition timing feedback control, or the intake air amount feedback control described later. Immediately after the start of the ignition timing feedback control, the convergence flag is 0, so that the procedure proceeds to FIG. That is, FIG. 8 shows the control before Ne converges to the allowable range of Net, while the control after Ne converges to the allowable range of Net after step 64 in FIG.
[0077]
First, referring to FIG. 8, in step 50, the absolute value of the deviation ΔNe is compared with an allowable value ε (> 0). Immediately after starting the ignition timing feedback control, since the absolute value of ΔNe exceeds ε, the routine proceeds to step 51, where the retard limit reaching flag is checked. When the retard limit reaching flag is zero, the above-described ignition timing feedback control is performed, so the routine proceeds to step 53, and the target equivalence ratio basic value Tfbya0 is set as the target equivalence ratio Tfbya, as in step 46 of FIG.
[0078]
When the retard limit reaching flag = 1, the process proceeds from step 51 to step 52 in order to start the equivalence ratio feedback control, and it is checked whether the retard limit reaching flag = 1 was last time. If the retard limit reaching flag was zero last time and the retard limit reaching flag is 1 this time (that is, immediately after the retard limit flag has become 1), the routine proceeds to step 54, and the target equivalent ratio basic value at that time After moving the value of Tfbya0 to the variable Tfbya1, the process proceeds to step 55. On the other hand, when the retard limit reaching flag = 1 in the previous and current times, step 54 is skipped and the process proceeds to step 55.
[0079]
In step 55, the stoichiometric arrival flag is checked. Since the stoichiometric arrival flag is initially set to zero, the process first proceeds to steps 56 to 61, and the value of Tfbya0 immediately after the retard limit flag becomes 1 (that is, the value of Tfbya1 in step 54) is set as an initial value. , An equivalent ratio feedback control is executed. That is, in step 56, based on ΔNe,
IFE = KIFE × ΔNe + IFEz (8)
Where KIFE: integration constant (positive value),
IFEz: previous value of IFE,
The integral IFE [absolute number] as the feedback amount is calculated by the following equation. Note that the initial value of IFE is zero.
[0080]
Then, in step 57, using this integral IFE,
Tfbya1 = Tfbya1z + IFE (9)
However, Tfbya1z: the previous value of Tfbya1,
Tfbya1 is updated by the following equation, and 1.0 is compared with 1.0 in step 58.
[0081]
Here, when the equivalence ratio feedback control is started following the ignition timing feedback control, Ne is larger than Net as shown in FIG. 2 and ΔNe becomes a negative value from the above equation (1). Is a negative value. According to the above equation (8), adding IFE, which is a negative value, to Tfbyalz means that correction is made to the side where the equivalent ratio becomes smaller.
[0082]
If Tfbya1 exceeds 1.0 at this time, the routine proceeds to step 59, where Tfbya1 is set as the target equivalent ratio Tfbya.
[0083]
When the operations of steps 56 and 57 are repeated from the next time, Tfbya1 gradually decreases and eventually becomes less than 1.0. At this time, it is determined that the target equivalence ratio has reached 1.0, which is a value corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio. .0 is set as the target equivalent ratio Tfbya.
[0084]
Since the stoichiometric arrival flag has become 1, the process proceeds from step 55 to step 61 next time, and the target equivalence ratio Tfbya is held at 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio.
[0085]
After the target equivalence ratio Tfbya reaches 1.0 (the stoichiometric arrival flag = 1), the feedback control of the equivalence ratio is stopped and the target equivalence ratio is fixed at 1.0, which is equivalent to the stoichiometric air-fuel ratio. As will be described later, since the intake air amount is reduced by the intake air amount feedback control, the absolute value of ΔNe eventually falls within ε. At this time, the process proceeds from step 50 to step 62, where the convergence flag is set to 1, and then the operation of step 61 is performed.
[0086]
Since the convergence flag has become 1, the process proceeds to step 64 from step 49 in FIG. 7 next time.
[0087]
In step 64, it is determined whether the activation of the upstream three-way catalyst 16 has been completed. For example, if the inlet temperature T1 detected by the inlet of the three-way catalyst 16 or a temperature sensor (not shown) provided in the three-way catalyst 16 is lower than the activation temperature Th of the three-way catalyst, the activation of the upstream three-way catalyst 16 is not performed. It is determined that the process has not been completed, and in step 65, the target equivalence ratio Tfbya is maintained at 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio.
[0088]
On the other hand, when the activation of the upstream three-way catalyst 16 is completed, the process proceeds from step 64 to step 66 to end the equivalent ratio feedback control, sets the feedback start flag AVFB to 0, and executes the operation of step 46. Due to the flag AVFB = 0, it is not possible to proceed from the next time to the step 47 in FIG.
[0089]
The target equivalence ratio Tfbya calculated in FIG. 7 and FIG. 8 is used in a fuel injection amount calculation routine (not shown).
Ti = (Tp × Tfbya + Kathos) × α × 2 + Ts (10)
Here, Tp: basic injection pulse width,
Kathos: transient correction amount,
α: air-fuel ratio feedback correction coefficient,
Ts: invalid pulse width,
Is used to calculate the fuel injection pulse width Ti.
[0090]
In equation (10), the transient correction amount Kathos is a correction value for the fuel wall flow adhering to the intake port wall and the back of the intake valve, and the air-fuel ratio feedback correction coefficient α is such that the control air-fuel ratio is centered on the stoichiometric air-fuel ratio. O to fit in the so-called window 2 The value calculated based on the output of the sensor 28, the invalid injection pulse width Ts, is a value for compensating the operation delay from when the fuel injection valve 4 receives the injection signal to when the fuel injection valve 4 actually opens.
[0091]
Since the equation (10) is an equation for sequential injection (injection is performed once for every two revolutions of the engine in the case of four cylinders and in accordance with the ignition order of each cylinder), the numeral 2 is included.
[0092]
When the target equivalence ratio reaches 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio by the above equivalence ratio feedback control, and in this case, Ne is still higher than Net, and falls below the upper limit of the allowable range, Net + ε, and does not fall within the allowable range. The intake air amount feedback control is performed.
[0093]
FIG. 9 is for calculating the target throttle valve opening used for the intake air amount feedback control, which is executed at regular intervals (for example, every 10 ms).
[0094]
In steps 71 and 72, the feedback start flag AVFB and the stoichiometric arrival flag are checked. Before the start of the ignition timing feedback control (AVFB = 0), or when the target equivalence ratio does not reach 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio even if the equivalence ratio feedback control following the ignition timing feedback control is performed (stoichiometric). In step 73, the process proceeds to step 73, where an initial intake flow rate Q0 [l / min] is entered into the target intake flow rate Qt [l / min]. Here, Q0 determines the flow rate of air flowing through the intake passage 2 at the start of cranking, and the greater the value of the same engine, the sharper the rise (blow-up) of the cranking rotational speed. For this reason, Q0 is determined so that the degree of increase in the cranking rotation speed is optimized.
[0095]
Only when AVFB = 1 and the stoichiometric limit reaching flag = 1 (when the target equivalence ratio reaches 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio during the equivalence ratio feedback control following the ignition timing feedback control), the process proceeds to step 74 and thereafter. .
[0096]
In steps 74 and 75, Ne is read and a deviation ΔNe (= Net−Ne) from Net is calculated, and using this ΔNe,
IQA = KIQ × ΔNe + IQAz (11)
Where KIQ: integration constant (positive value),
IQAz: previous value of IQA,
The integral IQA is calculated by the following equation. The initial value of IQA is zero.
[0097]
In step 77, the target intake flow rate Qt is calculated using the IQA and Q0,
Qt = Q0 + IQA (12)
It is calculated by the following equation.
[0098]
When the target equivalence ratio reaches 1.0, which is equivalent to the stoichiometric air-fuel ratio, and the air-fuel ratio cannot be made lean any more, the control shifts to the intake feedback control instead. Therefore, the deviation ΔNe is also a negative value here. Therefore, the integral IQA of the equation (11) is a negative value. Therefore, adding a negative value of IQA to Q0 according to equation (12) means correcting the intake flow rate to the decreasing side.
[0099]
In step 78, the thus obtained Qt is converted into a target throttle valve opening area, and in step 79, a target throttle valve opening is calculated so as to obtain the target throttle valve opening area.
[0100]
The target throttle valve opening calculated in this manner is converted into a control amount for the throttle motor, and is provided to a drive circuit for the throttle motor. The actual throttle valve opening detected by the throttle sensor 29 is input to the engine controller 21, and the throttle motor is controlled so that the actual throttle valve opening matches the target throttle valve opening.
[0101]
Here, the operation and effect of the present embodiment will be described with reference to FIG.
[0102]
According to the present embodiment (the first aspect of the present invention), feedback control is started from t2 in order to converge Ne that blows up in the starting process to the target rotation speed Ne. In this case, feedback control of the ignition timing is performed, and the feedback control of the ignition timing shifts the ignition timing to the retard side (see the fifth stage in FIG. 2), whereby the exhaust gas temperature rises and the upstream side The temperature of the three-way catalyst 16 rises.
[0103]
Further, after the ignition timing reaches the RLMT which is the retard limit by the feedback control of the ignition timing, the feedback control of the ignition timing is stopped, and the ignition timing is not further retarded. It does not become unstable and does not affect drivability.
[0104]
On the other hand, the feedback control of the equivalence ratio is performed from t3, and the feedback control of the equivalence ratio reduces the target equivalence ratio Tfbya (see the sixth stage in FIG. 2), thereby reducing the HC emission amount when the engine is out. Decrease.
[0105]
Further, after the target equivalence ratio Tfbya reaches 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio by the equivalence ratio feedback control, the equivalence ratio feedback control is stopped, and the target equivalence ratio Tfbya is not further reduced. However, the amount of NOx emitted from the engine out does not increase.
[0106]
When the feedback control of the intake air amount is performed from t4, Ne converges to Net at t5.
[0107]
After the feedback control of the ignition timing from t3 is stopped, the ignition timing is maintained at the retard limit (the invention according to claims 4 and 5). The temperature rises. This maintenance of the ignition timing at the retard limit continues even after Ne falls within the allowable range of Net, whereby the exhaust gas rises to reach a temperature at which the inlet three-way catalyst 16 can be activated.
[0108]
After stopping the feedback control of the equivalence ratio from t4, the target equivalence ratio Tfbya is maintained at 1.0 corresponding to the stoichiometric air-fuel ratio (the invention according to claims 6 and 7). Is continued to be reduced. The maintenance of the target equivalence ratio Tfbya to 1.0 continues even after the Ne falls within the Net, thereby making it possible to significantly reduce the amount of HC emission from the engine out as compared with the conventional device (FIG. (10) HC emission can be reduced by the area enclosed by the solid line and the broken line at the bottom.
[0109]
As described above, according to the present embodiment, it is possible to quickly retard the ignition timing by starting from the feedback control of the ignition timing at the time of the cold start. It is possible to achieve both the increase of the rotation speed and the rapid convergence to Net.
[0110]
In the present embodiment, the feedback control of the ignition timing is performed by the proportional integral control. However, when the feedback control is performed by the proportional control, the exhaust gas temperature cannot be increased more than in the present embodiment. On the other hand, in the present embodiment (the invention according to claim 5), the feedback control of the ignition timing is set to the proportional integral control, and when the retard limit is reached, the proportional integral control is stopped and the ignition timing is held at the retard limit. So there is no such disadvantage.
[0111]
Finally, steps 15, 16, 17 in FIG. 5 and steps 18, 19, 21, 22, 24, 29 in FIG. 6 perform the function of the ignition timing feedback control means according to claim 1 and step 47 in FIG. , 48, 49, and steps 50, 51, 52, 54, 56, 57, 59, 62 in FIG. 8 are parts that fulfill the function of the air-fuel ratio feedback control means according to claim 1.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a control system diagram of a first embodiment.
FIG. 2 is a waveform diagram showing behaviors of a rotation speed, an ignition timing, a target equivalent ratio, and an intake air amount after starting the engine.
FIG. 3 is a characteristic diagram of a stability limit.
FIG. 4 is a flowchart for explaining setting of a feedback start flag.
FIG. 5 is a flowchart for explaining calculation of ignition timing from start.
FIG. 6 is a flowchart for explaining calculation of ignition timing from start.
FIG. 7 is a flowchart for explaining calculation of a target equivalent ratio from the start.
FIG. 8 is a flowchart for explaining calculation of a target equivalent ratio from the start.
FIG. 9 is a flowchart for explaining calculation of a target throttle valve opening in intake air amount feedback control.
FIG. 10 is a waveform chart showing the operation of the embodiment and the conventional device.
[Explanation of symbols]
4 Fuel injection valve
6 Spark plug
10 Throttle valve control device
15 Exhaust passage
16 Three-way catalyst on the upstream side
21 Engine Controller
22 POS sensor
23 PHASE sensor
25 Water temperature sensor
