用于内燃机的气门正时控制器.pdf

本发明涉及用于内燃机的气门正时控制器。所述控制器用于利用反映与施加在排气门凸轮轴(2)上的转矩、由提前弹簧施加的用于改变排气门凸轮轴的转动相位的弹簧力以及工作油的液压相关的物理模型的运算式计算占空修正值(Hdvt)(S206)。当冷却液温度低于80℃时，所述控制器将占空修正值设定为零(S208)。可在不使用需要大量数据的图的情况下容易地获得反映内燃机的所有变动因数的占空修正值(Hdvt)。

1、  一种用于控制可变气门正时机构的控制器，它改变用于内燃机的气门凸轮轴的工作正时，其中所述可变气门正时机构通过控制工作流体的压力改变所述气门凸轮轴相对于曲柄角度的转动相位，所述控制器的特征在于包括：
用于利用反映与施加在所述气门凸轮轴上的转矩和所述工作流体的所述压力相关的物理模型的运算式计算修正值的计算装置，其中所述修正值是用于固定所述转动相位的保持控制值与基准状态保持控制值之间的差值，所述保持控制值是利用施加在所述气门凸轮轴上的所述转矩和所述工作流体的所述压力计算出的，并且所述基准状态保持控制值是利用基准转矩和基准压力计算出的；和
用于产生包括所述修正值和预定控制基准值之和的更新保持控制值并根据所述更新保持控制值控制气门正时的气门正时控制装置。

2、  一种用于控制可变气门正时机构的控制器，它改变用于内燃机的气门凸轮轴的工作正时，其中所述可变气门正时机构通过控制工作流体的压力改变所述气门凸轮轴相对于曲柄角度的转动相位，所述控制器的特征在于包括：
用于利用反映与施加在所述气门凸轮轴上的转矩、用于改变所述转动相位的弹簧力以及所述工作流体的所述压力相关的物理模型的运算式计算修正值的计算装置，其中所述修正值是用于固定所述转动相位的保持控制值与基准状态保持控制值之间的差值，所述保持控制值是利用施加在所述气门凸轮轴上的所述转矩、用于改变所述转动相位的所述弹簧力以及所述工作流体的所述压力计算出的，并且所述基准状态保持控制值是利用基准转矩、基准弹簧力以及基准压力计算出的；和
用于产生包括所述修正值和预定控制基准值之和的更新保持控制值并根据所述更新保持控制值控制气门正时的气门正时控制装置。

3、  如权利要求2所述的控制器，其特征在于，所述气门凸轮轴是排气门凸轮轴，所述内燃机还包括冷却液，所述工作流体的所述压力是通过由所述内燃机驱动的泵产生的并且包括与内燃机转速对应的压力，施加在所述气门凸轮轴上的所述转矩包括与所述内燃机转速对应的凸轮转矩、与由所述气门凸轮轴驱动的辅助装置的负荷对应的负荷转矩以及与所述内燃机的燃烧压力对应的凸轮转矩；以及
当所述工作流体的温度或所述冷却液的温度高于低温判定值时，所述计算装置利用下面的运算式计算所述修正值：
修正值＝(P·evt+Q-R·epduty-W·ewp-N)/(L·J·T·ene)-(P·VTB+Q-R·PDB-W·WPB-N)/(L·J·T·NEB)，
其中P是所述弹簧力的弹簧常数，evt是所述转动相位，Q是所述弹簧力的偏置值，R是所述辅助装置的每单位负荷的凸轮转矩，epduty是所述辅助装置的所述负荷，W是所述内燃机的每单位燃烧压力的凸轮转矩，ewp是所述内燃机的所述燃烧压力，N是所述凸轮转矩的偏置值，L是所述工作流体的压力控制中的特性值，J是每单位内燃机转速的工作流体压力敏感度，T是所述工作流体的由单位量工作流体产生的每有效压力的转矩，ene是所述内燃机转速，VTB是基准转动相位，PDB是所述辅助装置的基准负荷，WPB是所述内燃机的基准燃烧压力，以及NEB是基准内燃机转速。

4、  如权利要求3所述的控制器，其特征在于，当所述工作流体的所述温度或所述冷却液的所述温度低于所述低温判定值时，所述计算装置将所述修正值设定为零。

5、  如权利要求2所述的控制器，其特征在于，所述气门凸轮轴是排气门凸轮轴，所述内燃机还包括冷却液，所述工作流体的所述压力是通过由所述内燃机驱动的泵产生的并且包括与内燃机转速对应的压力，并且施加在所述气门凸轮轴上的所述转矩包括与所述内燃机转速对应的凸轮转矩、与由所述气门凸轮轴驱动的辅助装置的负荷对应的负荷转矩以及与所述内燃机的燃烧压力对应的凸轮转矩；以及
当所述工作流体的温度或所述冷却液的温度高于低温判定值时，所述计算装置利用下面的运算式计算所述修正值：
修正值＝A·(1/ene-1/NEB)+B·(evt-VTB)+C·(epduty-PDB)+D·(ewp-WPB)
其中A、B、C和D是常数，ene是所述内燃机转速，NEB是基准内燃机转速，evt是所述转动相位，VTB是基准转动相位，epduty是所述辅助装置的所述负荷，PDB是所述辅助装置的基准负荷，ewp是所述内燃机的所述燃烧压力，以及WPB是所述内燃机的基准燃烧压力。

6、  如权利要求2所述的控制器，其特征在于，所述气门凸轮轴是排气门凸轮轴，所述内燃机还包括冷却液，所述工作流体的所述压力是通过由所述内燃机驱动的泵产生的并且包括与内燃机转速对应的压力，并且施加在所述气门凸轮轴上的所述转矩包括与所述内燃机转速对应的凸轮转矩、与由所述气门凸轮轴驱动的辅助装置的负荷对应的负荷转矩以及与所述内燃机的燃烧压力对应的凸轮转矩；以及
当所述工作流体的温度或所述冷却液的温度高于低温判定值时，所述计算装置利用下面的运算式计算所述修正值：
修正值＝A·(1/ene-1/NEB)+B·(evt-VTB)+K·(epduty-TPB)
其中A、B和K是常数，ene是所述内燃机转速，NEB是基准内燃机转速，evt是所述转动相位，VTB是基准转动相位，epduty是所述辅助装置的所述负荷，以及TPB是基准值。

7、  如权利要求2所述的控制器，其特征在于，所述气门凸轮轴是排气门凸轮轴，所述内燃机还包括冷却液，所述工作流体的所述压力是通过由所述内燃机驱动的泵产生的并且包括与内燃机转速对应的压力和与所述工作流体的温度对应的压力，并且施加在所述气门凸轮轴上的所述转矩包括与所述内燃机转速对应的凸轮转矩、与由所述气门凸轮轴驱动的辅助装置的负荷对应的负荷转矩以及与所述内燃机的燃烧压力对应的凸轮转矩；以及
当所述工作流体的所述温度或所述冷却液的温度高于低温判定值时，所述计算装置利用下面的运算式计算所述修正值：
修正值＝A·(1/ene-1/NEB)+B·(evt-VTB)+C·(epduty-PDB)+D·(ewp-WPB)+E(eth-THB)
其中A、B、C、D和E是常数，ene是所述内燃机转速，NEB是基准内燃机转速，evt是所述转动相位，VTB是基准转动相位，epduty是所述辅助装置的所述负荷，PDB是所述辅助装置的基准负荷，ewp是所述内燃机的所述燃烧压力，WPB是所述内燃机的基准燃烧压力，eth是所述工作流体的所述温度，以及THB是基准工作流体温度。

8、  如权利要求5至7中任一项所述的控制器，其特征在于，当所述工作流体的所述温度和所述冷却液的所述温度低于所述低温判定值时，所述计算装置利用其中所述常数A、B、C和D或所述常数A、B和K的绝对值小于当所述工作流体的所述温度或所述冷却液的所述温度高于所述低温判定值时的绝对值的所述运算式计算所述修正值。

9、  如权利要求5至7中任一项所述的控制器，其特征在于，当所述工作流体的所述温度或所述冷却液的所述温度低于所述低温判定值时，所述计算装置将所述修正值设定为零。

10、  如权利要求3至7中任一项所述的控制器，其特征在于，所述计算装置使用反映所述辅助装置的实际负荷或实际燃烧压力的物理量作为所述辅助装置的所述负荷或作为所述燃烧压力。

11、  如权利要求3至7中任一项所述的控制器，其特征在于，所述辅助装置包括高压燃料泵。

12、  如权利要求11所述的控制器，其特征在于，所述计算装置执行用于减少所述辅助装置的所述负荷的值或与所述辅助装置的所述负荷对应的所述负荷转矩的值的短周期变动的处理。

13、  如权利要求12所述的控制器，其特征在于，所述计算装置根据所述内燃机的负荷调节所述短周期变动的减少程度。

14、  如权利要求1至7中任一项所述的控制器，其特征在于，它还包括：
用于在气门正时控制稳定时通过从所述更新保持控制值减去所述修正值而产生学习值并保持所述学习值的学习装置，
其中，所述气门正时控制装置将保持的学习值用作所述控制基准值。

用于内燃机的气门正时控制器
                  相关申请的交叉参照
本申请基于并要求申请日为2003年11月19日、申请号为2003-389337的在先日本专利申请的优先权，其全文引用在此作为参照。
技术领域
本发明涉及一种用于内燃机的气门正时控制器，它通过控制工作流体的压力改变气门的工作正时。
背景技术
日本专利申请No.2001-317382公开了一种常规液压驱动可变气门正时(可变配气相位)机构。可变气门正时机构设置在内燃机的曲轴和凸轮轴之间。可变气门正时机构控制其内压力室的压力，以调节气门凸轮轴相对于曲柄角度(曲轴转角)的转动相位。这样，可变气门正时机构改变气门的工作正时(气门正时)。
为获得气门正时控制的精确度和响应度(应答性)，始终使用用于保持目标气门正时的正确保持控制值很重要。
但是，实际上施加在气门凸轮轴上的转矩会根据内燃机的运转状态变动。由设置在可变气门正时机构中的弹簧机构施加的弹簧力会根据气门正时变动。此外，驱动可变气门正时机构的液压会变动。这些变动改变了保持控制值。
为了获得适当的保持控制值，通常基于气门正时、内燃机转速、水温和液压的检测值计算与这些单独变动因数对应的修正值(补正值)。修正值接着与保持控制值的学习值相加(与用于上述常规技术的保持占空比(负荷比duty ratio)相加)，以产生适当的保持控制值。以此方法计算的保持控制值用于控制可变气门正时机构。
通过检测在稳定气门正时的同时获得的实际保持控制值并从稳定状态保持控制值中减去修正值，计算该学习值。以此方式存储这样计算的学习值。
为了计算与单独变动因数对应的修正值，通常使用为这些变动因数单独产生的图。需要气门正时控制器具有很大的存储容量来存储与大量变动因数对应的大量数据。
此外，保持控制值的上述变动因数可不单独反映在保持控制值中，但是彼此可以有影响。特定气门正时控制或一些类型内燃机必须考虑变动因数的这种相互影响。特别是，工作流体如工作油的确定温度会引起其它变动因数以不同方式彼此影响。因此，使用单独变动因数的图由单独变动因数分别计算修正值并简单地将这些修正值与学习值相加的常规方法可能会不能产生高精度保持控制值。不精确的保持控制值会导致气门正时控制出问题。
为解决这些与变动因数的相互影响有关的问题，可以使用多维图，该多维图具有作为参数的所有变动因数。采用多维图，计算出考虑这种相互影响的修正值。但是，这种情况需要产生更复杂的图。产生复杂图所需要工作量巨大。此外，需要为每种可变气门正时机构和每种内燃机产生这种图，还需要为每种不同可变气门正时机构和每种不同内燃机设计产生这种图。这使产生图所需的工作增多。此外，对于用于这种图的大量数据，要求安装在实际内燃机控制系统中的气门正时控制器具有大存储容量。而且，气门正时控制器在其气门正时控制中涉及大量计算。这不可避免增大了气门正时控制器的尺寸。
发明内容
本发明的目的是提供一种气门正时控制器，它执行实际内燃机上的良好气门正时控制而不使用大量图或复杂图。
本发明的一方面是提供一种用于控制可变气门正时机构的控制器，它改变用于内燃机的气门凸轮轴的工作正时。可变气门正时机构通过控制工作流体的压力改变气门凸轮轴相对于曲柄角度的转动相位。所述控制器包括用于利用反映与施加在气门凸轮轴上的转矩和工作流体的压力相关的物理模型的运算式计算修正值的计算装置。修正值是用于固定转动相位的保持控制值和基准状态保持控制值之间的差值。保持控制值是利用施加在气门凸轮轴上的转矩和工作流体的压力计算出的。基准状态保持控制值是由基准转矩和基准压力计算出的。气门正时控制装置用于产生包括修正值和预定控制基准值之和的更新保持控制值。气门正时控制装置还根据更新保持控制值控制气门正时。
本发明另一方面提供一种用于控制可变气门正时机构的控制器，它改变用于内燃机的气门凸轮轴的工作正时。可变气门正时机构通过控制工作流体的压力改变气门凸轮轴相对于曲柄角度的转动相位。控制器包括用于利用反映与施加在气门凸轮轴上地转矩、用于改变转动相位的弹簧力以及工作流体的压力相关的物理模型的运算式计算修正值的计算装置。修正值是用于固定转动相位的保持控制值与基准状态保持控制值之间的差值。保持控制值是利用施加在气门凸轮轴上的转矩、用于改变转动相位的弹簧力以及工作流体的压力计算出的。基准状态保持控制值是利用基准转矩、基准弹簧力以及基准压力计算出的。气门正时控制装置用于产生包括修正值和预定控制基准值之和的更新保持控制值。气门正时控制装置还根据更新保持控制值控制气门正时。
通过本发明的结合附图并以示例方式示出本发明原理的下列说明，可清楚理解本发明的其它方面和优点。
附图说明
参照以下结合附图对优选实施例的说明可以很好理解本发明及其目的和优点，其中：
图1是本发明第一实施例气门正时控制器的示意透视图；
图2是用于排气阀的可变气门正时机构的示意截面图；
图3是OCV的局部剖视图；
图4是用于进气阀的可变气门正时机构的示意截面图；
图5是第一实施例控制占空(负荷duty)计算处理的流程图；以及
图6是占空(负荷duty)修正值Hdvt计算处理的流程图。
具体实施方式
下面说明根据本发明第一实施例的气门正时控制器。
图1示出本发明第一实施例气门正时控制器。该气门正时控制器应用于直列式四缸汽油内燃机。该内燃机是四气门内燃机，它具有位于其每个气缸内的两个进气门和两个排气门。四对(8个)排气门凸轮4设置在排气门凸轮轴2上。呈椭圆形的高压燃料泵凸轮6设置在排气门凸轮轴2上。高压燃料泵凸轮6与排气门凸轮轴2一起转动，从而驱动高压燃料泵8的柱塞。柱塞使由供油泵(未示出)供应的低压燃料增压而形成高压燃料。高压燃料供应给高压燃料分配管(未示出)。高压燃料分配管将高压燃料分配给燃料喷射阀，以便将燃料直接喷射到每个燃烧室中。用于检测排气门凸轮4的凸轮角度的转子10设置在排气门凸轮轴2上。排气门凸轮位置传感器12检测转子10的转动相位。
可变气门正时机构14设置在排气门凸轮轴2的末端。可变气门正时机构14具有与正时链轮16成一体的外壳14a。可变气门正时机构14连接排气门凸轮轴2和正时链轮16。
下面参照图2说明可变气门正时机构14的结构。可变气门正时机构14包括外壳14a和叶片件14b。叶片件14b包括轴套14c和四个叶片14d。固定在排气门凸轮轴2的末端的轴套14c与排气门凸轮轴2一起转动。叶片14d由轴套14c沿径向延伸。叶片14d设置在外壳14a内。限定在外壳14a内的液压室被叶片14d分隔成提前侧增压室14e和延迟侧增压室14f。
提前弹簧18连接外壳14a和叶片件14b。当弯曲时，提前弹簧18施加弹簧力，弹簧力引起叶片件14b沿转动方向相对于外壳14a转动。由提前弹簧18施加的弹簧力使排气门凸轮轴2相对于外壳14a朝向提前侧即用于使气门正时提前的一侧转动。曲轴24的转动通过正时链轮16、正时链条20和正时链轮22传递给外壳14a，使得外壳14a的转动与曲轴24的转动保持同步。当工作流体或工作油的液压未施加于提前侧增压室14e和延迟侧增压室14f时，排气门凸轮轴2操纵处于最大提前气门正时的排气门。
如图3所示，由内燃机驱动的液压泵28将来自油底壳30的工作油向上泵送。工作油通过排气门的油压转换阀(OCV)26、轴颈轴承和排气门凸轮轴2供应给每个提前侧增压室14e和每个延迟侧增压室14f。排气门OCV26改变供应给提前侧增压室14e的工作油量和供应给延迟侧增压室14f的工作油量，以便调节提前侧增压室14e中的工作油压力(液压)和延迟侧增压室14f中的工作油压力(液压)之间的差值。详细地说，当提前排气门正时时，排气门OCV26移动叶片14d以提高提前侧增压室14e的容积并降低延迟侧增压室14f的容积。当延迟排气门正时时，排气门OCV26移动叶片14d以增大延迟侧增压室14f的容积并减小提前侧增压室14e的容积。排气门OCV26调节液压差，使得叶片14d保持不动，即，使得增压室14e和14f的容量保持不变，以便气门正时保持在目标排气门正时。
下面详细说明排气门OCV26。如图3所示，液压泵28是通过曲轴24的转动驱动的，并将从油底壳30向上泵送并增压的工作油经由供油路L1供应给排气门OCV26。
在第一实施例中，排气门OCV26是具有5个开口的电磁阀。供油路L1、排油路L2、提前侧油路L3和延迟侧油路L4连接于排气门OCV26的开口。排油管道L2排出工作油而使其返回油底壳30。提前侧油路L3连接可变气门正时机构14的提前侧增压室14e。延迟侧油路L4连接可变气门正时机构14的延迟侧增压室14f。
排气门OCV26包括往复运动的线轴26a、弹簧26b和电磁螺线管26c。弹簧26b在线轴26a上沿拉动方向(向图3的左边)施加力。电磁螺线管26c用与驱动信号对应的电磁力向图3中的右边吸引线管26a。通过由弹簧26b施加的力与由电磁螺线管26c产生的电磁力之间的平衡，确定线轴26a在排气门OCV26中的位置。向电磁螺线管26c提供的驱动信号具有可变控制占空。线轴26a的运动改变连接的开口，即，排气门OCV26内油路的连接。
根据线轴26a的位置使连接于提前侧增压室14e的提前侧油路L3连接于供油路L1和排油路L2。当提前侧油路L3连接于供油路L1时，工作油供给提前侧增压室14e，以增大提前侧增压室14e内的液压。当提前侧油路L3连接于排油路L2时，工作油由提前侧增压室14e排出，以减小提前侧增压室14e内的液压。
根据线轴26a的位置使连接于延迟侧增压室14f的延迟侧油路L4连接于供油路L1或排油路L2。当延迟侧油路L4连接于供油路L1时，工作油供给延迟侧增压室14f，以增大延迟侧增压室14f内的液压。当延迟侧油路L4连接于排油路L2时，工作油由延迟侧增压室14f排出，以减小延迟侧增压室14f内的液压。
油路中的连通量(流路面积)根据线轴26a的位置改变。流通面积的调节调节了供给提前侧增压室14e和延迟侧增压室14f的工作油量和由提前侧增压室14e和延迟侧增压室14f排出的工作油量。在第一实施例中，当提供给电磁螺线管26c的驱动信号的控制占空下降时，调节工作油的供给量或排出量，使得延迟侧增压室14f的液压与提前侧增压室14e的液压之比增大。根据提供给电磁螺线管26c的驱动信号的控制占空，可变气门正时机构14调节排气门凸轮轴2相对于曲柄角度的转动相位。该结构使排气门正时得以在一定范围内自由调节。
内燃机包括进气门凸轮轴32，其与排气门凸轮轴2平行排列。进气门凸轮轴32包括四对(8个)进气门凸轮34。可变气门正时机构44设置在进气门凸轮轴32的末端。可变气门正时机构44具有与正时链轮46成一体的外壳44a。换句话说，进气门凸轮轴32和正时链轮46由可变气门正时机构44连接。
下面参照图4说明可变气门正时机构44。可变气门正时机构44包括外壳44a和叶片件44b。叶片件44b包括轴套44c和三个叶片44d。轴套44c固定于进气门凸轮轴32的末端，并与进气门凸轮轴32一起转动。叶片44d由轴套44c沿径向延伸。叶片44d设置在外壳44a内。限定在外壳44a内的液压室被叶片44d分隔成提前侧增压室44e和延迟侧增压室44f。
可变气门正时机构44包括用于进气门的OCV56，其结构与上述排气可变气门正时机构14的排气门OCV26的结构相同。进气门OCV56以与排气门OCV26相同的方式调节提前侧增压室44e的液压和延迟侧增压室44f的液压。根据向设置在进气门OCV56中的电磁螺线管提供的驱动信号的控制占空，可变气门正时机构44调节进气门凸轮轴32相对于曲柄角度的转动相位。该结构使进气门正时得以在一定范围内自由调节。
可变气门正时机构44不包括对应提前弹簧18的构件，提前弹簧18设置在排气可变气门正时机构14中。此外，进气门凸轮轴32不包括对应高压燃料泵凸轮6的构件。
在进气门凸轮轴32上，转子40设置在比可变气门正时机构44更靠近凸轮轴32末端的位置处。转子40与进气门凸轮轴32一体地转动。进气门凸轮位置传感器42检测转子40的转动角度。转子40的转动角度对应进气门凸轮轴32的转动相位，即进气门凸轮34的凸轮角度。
电子控制单元(ECU)60控制向OCV26和OCV56的电磁螺线管提供的驱动信号的占空(负荷duty)。ECU60具有来自排气门凸轮位置传感器12和进气门凸轮位置传感器42的凸轮角度信号。ECU60具有来自内燃机转速传感器24b的内燃机转速信号，内燃机转速传感器24b检测设置在曲轴24上的转子24a的转动(即内燃机转速ene)。此外，ECU60具有各种信号，例如，表示来自如加速器踏下量传感器62和冷却液(冷却剂)温度传感器64之类的传感器的加速器踏下量和冷却液温度ethw的信号。基于这些检测信号，ECU60控制OCV26和OCV56，高压燃料泵8以及燃料喷射阀。
接着，说明排气门正时控制。图5是作为反馈控制的控制占空计算处理的流程图，作为排气门气门正时控制的一个示例。ECU60在定时循环中重复执行该处理。
首先，ECU60利用内燃机转速传感器24b的检测信号的检测正时与排气门凸轮位置传感器12的检测信号的检测正时之间的关系，计算排气可变正时机构14的实际相位evt。ECU60利用内燃机转速传感器24b的检测信号计算内燃机转速ene，并利用加速器踏下量计算内燃机负荷(或燃料喷射量)。ECU60利用内燃机转速ene和内燃机负荷检测内燃机的当前运转状态。ECU60计算对应目标气门正时的目标相位VTt，该目标相位适合于内燃机基于通过实验获得的图的当前运转状态。ECU60将计算的实际相位evt和计算的目标相位VTt读入ECU60的存储器工作区(S102)。
ECU60计算目标相位VTt和实际相位evt之间的差值ΔVT(即VTt-evt)(S104)。采用以下给出的运算式1，ECU60根据差值ΔVT计算控制占空DVT。
运算式1
DVT←KP·ΔVT+KD·dΔVT/dt+Gdvtb+Hdvt
在该运算式中，dΔVT/dt是差值ΔVT的微分值，KP是反馈比例增益，KD是反馈微分增益，Gdvtb是保持占空学习值，以及Hdvt是占空修正值。通过下面要说明的占空修正值Hdvt计算处理，计算保持占空学习值Gdvtb和占空修正值Hdvt。
ECU60为排气门OCV26提供驱动信号，该驱动信号具有于计算的控制占空DVT对应的占空。接着，执行反馈控制，使得在排气可变气门正时机构14中提前侧增压室14e的液压和延迟侧增压室14f的液压得到调节，以使排气门的实际相位接近其目标相位VTt，即，使排气门正时接近其目标气门正时。
下面参照图6说明计算保持占空学习值Gdvtb和占空修正值Hdvt的处理。在定时循环中重复执行该处理。
当该处理开始时，ECU60将冷却液温度ethw、内燃机转速ene、排气门的实际相位evt和高压燃料泵8的泵负荷epduty读入其存储器工作区(S202)。泵负荷epduty是由ECU60提供给高压燃料泵8的驱动信号的占空控制值。高压燃料泵8向高压燃料分配管供应与泵负荷epduty对应的燃料量。
ECU60确定冷却液温度ethw是否不低于80℃(对应低温判定值)(S204)。占空修正值Hdvt的计算处理具有取决于冷却液温度ethw是低于80℃还是冷却液温度ethw不低于80℃的不同程序。这是由于以下原因。当冷却液温度ethw低于80℃时，较少的工作油量从由液压泵28供应工作油的通路漏出。因此，施加于排气可变正时机构14的液压较高。在这种情况下，液压以外的因数对保持控制值仅有很小的影响，下面将对其进行说明。
当满足ethw≥80℃时(在S204中结果为是)，ECU60采用下述运算式2计算占空修正值Hdvt
运算式2
Hdvt←A·(1/ene-1/NEB)+B·(evt-VTB)+K·(epduty-TPB)
在运算式中，系数A、B和K用于将括号中的计算值转换成占空值(％)，并且是第一实施例中的常数。此外，NEB是基准内燃机转速，VTB是基准相位，TPB是基准值，这些是表示分别自由设定的基准状态的常数。运算式2表示简单物理模型。
运算式2右侧的一部分，或“A/ene+B·evt+K·epduty”，对应保持控制值，它是由排气可变气门正时机构14使用以实际保持排气门的实际相位evt的控制占空。此外，运算式2右侧的一部分，或“A/NEB+B·VTB+K·TPB”，对应基准状态保持控制值，它是用于将基准相位VTB保持在基准状态的控制占空。这样，运算式2表示了计算占空修正值Hdvt作为用于保持实际相位evt的保持控制值与基准状态保持控制值之间的差值。
在运算式2中，优选使用通过减小短周期变动(short fluctuation)影响的加权平均计算获得的值作为内燃机转速ene，而不是直接使用内燃机转速传感器24b的检测值。同样的方法应用于排气门的实际相位evt。优选使用通过减小短周期变动影响的加权平均计算获得的值作为实际相位evt，而不是直接使用利用排气门凸轮位置传感器12和内燃机转速传感器24b的检测值得到的值。
同样的方法应用于泵负荷epduty。作为泵负荷epduty，不直接使用与从高压燃料泵8喷射的燃料量对应的值，而是使用通过减小短周期变动影响的加权平均计算获得的值。当内燃机负荷增大时，从高压燃料泵8喷射的燃料量变动更大。因此，当内燃机负荷增大时，作为泵负荷epduty，优选使用为进一步减小短周期变动影响而获得的值。
当满足ethw＜80℃(在S204中结果为否)时，液压以外的因数对保持控制值没有什么影响。因此ECU60将占空修正值Hdvt设置成0％(S208)。
当在步骤S206或S208中计算占空修正值Hdvt时，ECU60确定是否满足学习值更新条件(S210)。使用以下条件确定是否满足学习值更新条件。
(1)目标相位VTt与实际相位evt之间的差值的绝对值|VTt-evt|足够小。换句话说，实际相位evt基本匹配(会聚于)目标相位VTt。
(2)实际相位evt的变动量和控制占空DVT的变动量在固定周期保持足够小。
当满足这两个条件时，ECU60确定满足学习值更新条件。
当不满足学习值更新条件(S210中结果为“否”)时，ECU60结束处理而不更新保持占空学习值Gdvtb。当满足学习值更新条件(在S210中的结果为“是”)时，ECU60采用以下运算式3更新保持占空学习值Gdvtb(对应控制基准值和学习值)。
运算式3
Gdvtb←DVT-Hdvt
在学习值更新条件满足时获得的控制占空DVT是在内燃机当前运转状态下的实际保持控制值。占空修正值Hdvt与根据内燃机运转状态的保持控制值的变动量对应。因此，从控制占空DVT中减去占空修正值Hdvt而得到保持占空学习值Gdvtb，它表示由不与内燃机运转状态对应的可变气门正时机构14使用的基本保持控制值的级别。
这样，计算占空修正值Hdvt，并更新保持占空学习值Gdvtb。随着学习值更新，在控制占空计算处理(图5)的反馈计算(运算式1)中将合适保持控制值设定为保持占空学习值Gdvtb与占空修正值Hdvt之和(“Gdvtb+Hdvt”)。这样，不论何时都计算合适控制占空DVT。不仅在图5所示的反馈控制中而且在诸如开环控制之类的其它情况下，将合适保持控制值设定为“Gdvtb+Hdvt”的值。这样，不论何时都计算合适控制占空。
下面说明由运算式2表示的简单物理模型。使排气门OCV26保持在固定状态下的实际相位evt的保持控制值由于以下因数变动。
[内燃机转速]施加于排气门凸轮轴2的负荷转矩随内燃机转速ene变动。保持控制值随负荷转矩变动。此外，由内燃机驱动的液压泵28产生的液压随内燃机转速ene的提高而增大。这样减小了保持控制值的变动范围。
[弹簧力]由提前弹簧18施加的弹簧力随实际相位evt变动。保持控制值随弹簧力变动。
[高压燃料泵的负荷]施加于排气门凸轮轴2的负荷转矩随高压燃料泵8的负荷中的变动而变动。保持控制值对负荷转矩变动。
[燃料压力]从排气门侧经由排气门凸轮4施加于排气门凸轮轴2的负荷转矩随燃烧室的燃烧压力的变动而变动。保持控制值随负荷转矩变动。
[液压]当冷却液温度ethw小于80℃时，与冷却液温度ethw对应的工作油温度较低。在这种情况下，液压较高。较高的液压大大减小了保持控制值的变动范围。
当在占空修正值Hdvt计算处理中的步骤S204得到否定判定(图6)时，通过将占空修正值Hdvt设定为零的处理反映与冷却液温度ethw有关的液压因数。占空修正值Hdvt被设定为零相当于运算式2中A＝B＝K＝0。
此外，内燃机转速因数由A·(1/ene-1/NEB)项反映，并且弹簧力因数由B·(evt-VTB)项反映。
高压燃料泵负荷因数和燃料压力因数由K·(epduty-TPB)项共同反应。为了分别表示高压燃料泵负荷因数和燃料压力因数，由运算式C·(epduty-PDB)反应高压燃料泵负荷因数，由运算式D·(ewp-WPB)反应燃烧压力因数。系数C和D用于将圆括号中的计算值转换成占空值(％)，并且是第一实施例中的常数。在运算式中，ewp是实际燃烧压力，PDB是自由设定的基准泵负荷(常数)，WPB是自由设定的内燃机基准燃烧压力(常数)。采用下述运算式4占空修正值Hdvt。
运算式4
Hdvt←A·(1/ene-1/NEB)+B·(evt-VTB)+C·(epduty-PDB)+D·(ewp-WPB)
泵负荷epduty还对应在燃烧室中燃烧的燃料量。这意味着泵负荷epduty还是反应燃烧压力ewp的值。因此，用泵负荷epduty代替燃烧压力ewp使C·(epduty-PDB)项和D·(ewp-WPB)项合并成K·(epduty-TPB)项。这些结论设置运算式2。
当冷却液温度ethw不低于80℃时运算式2作为简单物理模型的适当性，以及当冷却液温度ethw低于80℃时设定Hdvt＝0的适当性可通过实验来确定。
对于可变气门正时机构44中进气门的气门正时控制，取消了弹簧力因数、高压燃料泵负荷因数和燃烧压力因数，并且由于内燃机转速因数的保持控制值变动范围较小。因此，除不执行对应运算式2的计算外，通过与控制占空计算处理(图5)和占空修正值Hdvt计算处理(图6)相同的处理执行进气门的气门正时控制，并且占空修正值Hdvt总是设定为零。
步骤S206被称为修正值计算处理。采用“Gdvtb+Hdvt”的步骤S106可以称为气门正时控制处理。步骤S212可以被称为学习处理。ECU60起计算修正值的装置、控制气门正时的装置和学习装置的作用。
第一实施例具有以下优点。
(i)占空修正值Hdvt对应实际保持控制值与基准状态保持控制值之间的差值。采用运算式2计算两个保持控制值，运算式2表示一物理模型，该物理模型与由排气门凸轮2承受的转矩、由提前弹簧18施加的用于改变转动相位的弹簧力以及工作油的液压相关。
因此，即使在大量因数有助于由排气门凸轮轴2承受的转矩、用于改变转动相位的弹簧力以及工作油的液压时，容易计算反映所有变动因数状态的占空修正值Hdvt，而不需要使用大量各自用这些变动因数作为参数的图。
特别是，液压对其它因数的影响反映在气门正时控制中。具体地说，当冷却液温度ethw较低而液压较高时，占空修正值Hdvt设定为零。因此，容易计算出考虑变动因数相互影响的占空修正值Hdvt，而不需要用所有变动因数作为待用参数的多维图。
控制占空计算处理(图5)中步骤S106实际计算占空修正值Hdvt和控制基准值(保持占空学习值Gdvtb)的和。采用根据内燃机运转状态的高精度保持控制值(Gdvtb+Hdvt)使良好的气门正时控制得以在实际内燃机中执行，而不需要使用复杂图。
(ii)高压燃料泵8的负荷随内燃机的运转状态变动较大。有鉴于此，将从用于减小泵负荷短周期变动的处理获得的值用作泵负荷epduty。这样确保气门正时控制中的稳定性。根据内燃机负荷调节减小这种短周期变动的程度。这样使这种变动得以适当减小，并提高气门正时控制中的响应度和稳定性。
(iii)通过从控制占空DVT中减去占空修正值Hdvt获得的值与使气门正时控制稳定时获得的保持控制值对应，将其存储成保持占空学习值Gdvtb。因此，学习不太可能受内燃机运转状态等影响的值而作为保持占空学习值Gdvtb。因此，既使当学习用于保持占空学习值Gdvtb的值的机会较少时，也能在任何时候保持高精度学习值作为保持占空学习值Gdvtb。这样使良好的气门正时控制得以在实际内燃机制执行。
下面说明根据本发明第二实施例的气门正时控制器。
在第二实施例中，在占空修正值Hdvt计算处理(图6)的步骤S206中采用以下取代运算式2的运算式5计算占空修正值Hdvt。第二实施例中气门正时控制器的其余结构与第一实施例中的相同。参照图1至6说明第二实施例。
运算式5
Hdvt←(P·evt+Q-R·epduty-W·ewp-N)/(L·J·T·ene)-(P·VTB+Q-R·PDB-W·WPB-N)/(L·J·T·NEB)
在运算式中，P是提前弹簧18的弹簧常数，Q是由提前弹簧18施加的弹簧力的偏置值(偏移值)，R是高压燃料泵8的每单位负荷产生的凸轮转矩，W是内燃机的每单位燃烧压力产生的凸轮转矩，N是凸轮转矩的偏置值，L是由排气门OCV26执行的液压控制中的特性值，J是曲轴的每单位回转(内燃机转速)的液压敏感度，T是工作流体的每有效压力(净压力)的转矩，它是每单位量工作流体产生的并且是提前侧增压室14e的液压和延迟侧增压室14f的液压之间的差值。对于其它符号，参照第一实施例中的解释。
下面说明如何得出运算式5。
首先，在使排气门OCV26实际执行液压控制的控制占空DUTY的范围(如30至70％)中，排气可变气门正时机构14的提前侧增压室14e和延迟侧增压室14f的液压差ΔPo表示为以下运算式6。
运算式6
ΔPo＝L·(DUTY-50)·Po
在运算式中，Po是工作油的液压并表示为Po＝J·ene。因此，液压差ΔPo表示为下面的由运算式6变换成的运算式7。
运算式7
ΔPo＝L·(DUTY-50)·J·ene＝L·J·(DUTY-50)·ene
控制占空DUTY表示为下面的由运算式7变换成的运算式8。
运算式8
DUTY＝ΔPo/L·J·ene+50
排气门凸轮轴2中的总凸轮转矩Tqc表示为下面的运算式9。
运算式9
Tqc＝M·ene+R·epduty+W·ewp+N
在运算式中，M是曲轴的每单位回转(内燃机转速)的凸轮转矩敏感度。
用来保持气门正时(转动相位)的液压差ΔPx表示为下面的运算式10。
运算式10
ΔPx＝(F-Tqc)/T
在运算式中，F是由提前弹簧18施加的弹簧力，并表示为P·evt+Q。因此，保持占空Hduty表示为下面的运算式11。
运算式11
Hduty＝ΔPx/L·J·ene+50＝(P·evt+Q-M·ene-R·epduty-W·ewp-N)/L·J·T·ene+50＝(P·evt+Q-R·epduty-W·ewp-N)/L·J·T·ene-M/L·J·T+50
基准状态保持占空HdutyB是基准状态中的保持占空，表示为下面的运算式12。
运算式12
HdutyB＝(P·VTB+Q-R·PDB-W·WPB-N)/L·J·T·NEB-M/L·J·T+50
运算式11中的保持占空Hduty与运算式12中的基准状态保持占空HdutyB之间的差值对应占空修正值Hdvt。因此，采用下面的运算式13计算占空修正值Hdvt。
运算式13
Hdvt＝(P·evt+Q-R·epduty-W·ewp-N)/L·J·T·ene-M/L·J·T+50-{(P·VTB+Q-R·PDB-W·WPB-N)/L·J·T·NEB-M/L·J·T+50}＝(P·evt+Q-R·epduty-W·ewp-N)/(L·J·T·ene)-(P·VTB+Q-R·PDB-W·WPB-N)/(L·J·T·NEB)
这样，采用运算式5计算占空修正值Hdvt。
第二实施例具有以下优点。
(i)第二实施例中计算的占空修正值Hdvt与作为保持控制值的保持占空Hduty和作为上述基准状态中的保持控制值的基准状态保持占空HdutyB之间的差值对应。采用运算式5计算这些保持控制值，运算式5表示与由排气门凸轮2承受的转矩、由提前弹簧18施加的用于改变转动相位的弹簧力以及工作油的液压相关的物理模型。
与第一实施例的优点(i)类似，容易计算考虑变动因数相互影响的占空修正值Hdvt，而不需要使用用这些变动因数作为参数的多维图。这样使良好的气门正时控制得以在实际内燃机中执行。
(ii)获得与第一实施例的优点(ii)(iii)相同的优点。
对本领域技术人员来说显而易见，可以许多其它具体形式实施本发明，而不背离本发明的精神和范围。特别是，应该明白，可以下面的形式实施本发明。
(a)在占空修正值Hdvt计算处理(图6)的步骤S204中，通过基于冷却液温度ethw估计工作油温度而确定工作油的液压。或者，可以直接基于由油温传感器检测的工作油温度确定工作油的液压状态。
(b)在占空修正值Hdvt计算处理(图6)的步骤S208中，占空修正值Hdvt设定为零。但是，可以应用具有系数A、B和K的较小绝对值的运算式2计算占空修正值Hdvt。例如，当冷却液温度ethw低于80℃时，系数A、B和K可以减小到冷却液温度ethw不小于80℃时使用的值的1/10至1/4。
可以采用运算式4代替运算式2计算占空修正值Hdvt。在这种情况下，当冷却液温度ethw低于80℃时，运算式4可以采用系数A、B、C和D的较小绝对值计算占空修正值Hdvt。
(c)使用泵负荷epduty代替燃烧压力ewp。但是，通过从利用图或类似物的内燃机运转状态(内燃机转速ene和内燃机负荷)估计燃烧压力ewp而使用燃烧压力ewp本身。
此外，作为反映燃烧压力ewp的物理量，可以从利用图或类似物的内燃机运转状态(内燃机转速ene和内燃机负荷)估计内燃机输出转矩，从而使用估计的内燃机输出转矩代替燃烧压力ewp。或者，燃料喷射量可以代替地用作反映燃烧压力ewp的物理量。
以相同方式，内燃机输出转矩、燃料喷射量或燃烧压力ewp可以代替地用作反映泵负荷epduty的物理量。
(d)当冷却液温度ethw不小于80℃时，不考虑冷却液温度ethw中的进一步变动或工作油温度中的进一步变动。但是，当冷却液温度ethw不小于80℃时，由工作油温度中的进一步变动引起的液压中的细微变动可以反映在占空修正值Hdvt。例如，可以采用下面的运算式14计算占空修正值Hdvt。
运算式14
Hdvt←A·(1/ene-1/NEB)+B·(evt-VTB)+C·(epduty-PDB)+D·(ewp-WPB)+E(eth-THB)
该运算式与运算式4的区别是E(eth-THB)项，其中eth是工作油温度，THB是基准工作油温度。可以使用冷却液温度ethw代替工作油温度eth。
如第一实施例所述，可以将C·(epduty-PDB)+D·(ewp-WPB)转换成K·(epduty-TPB)。换句话说，运算式可以转换成下面的运算式15。
运算式15
Hdvt←A·(1/ene-1/NEB)+B·(evt-VTB)+K·(epduty-TPB)+E(eth-THB)
(e)当在排气可变气门正时机构中不使用提前弹簧18时，消除了弹簧力因数。在这种情况下，例如在第一实施例中，可以使用以下运算式16代替运算式2。
运算式16
Hdvt←A·(1/ene-1/NEB)+K·(epduty-TPB)
在第二实施例中，可以使用下面给出的运算式17代替运算式5
运算式17
Hdvt←(-R·epduty-W·ewp-N)/(L·J·T·ene)-(-R·PDB-W·WPB-N)/(L·J·T·NEB)
(f)除了直列式四缸内燃机外，本发明可应用于任何内燃机。例如本发明可以应用于六缸V式内燃机。
本发明的示例和实施例是示例性的而非限制性的，本发明不限于给出的细节，可以在附加的权利要求范围和等同物范围内修改本发明。