JP3991992B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は内燃機関の制御技術に関し、特に、アイドル時における燃焼状態の変動の抑制に用いて好適な内燃機関の制御技術に関する。

内燃機関のアイドル時には、各気筒の燃焼状態にばらつきが生じるために内燃機関にはトルク変動がおきやすい。トルク変動はアイドル回転数を不安定にするとともに振動の原因となる。このようなアイドル時のトルク変動を抑制するための技術としては、従来、例えば特許文献１に記載された技術が知られている。

特許文献１に記載された技術では、アイドル時の各気筒の回転変動差を検出し、ある気筒の回転変動差が上限値を超えているときには、その気筒の噴射補正量を減量するとともに、他の気筒の噴射補正量を増量している。また、ある気筒の回転変動差が下限値よりも低いときには、その気筒の噴射補正量を増量するとともに、他の気筒の噴射補正量を減量している。また、噴射補正量を増量する場合に噴射補正量が上限値を超えたときには、代わりに点火時期補正量を進角し、噴射補正量を減量する場合に噴射補正量が下限値より低いときには、代わりに点火時期補正量を遅角している。
特許第２５０５３０４号公報 特開平１１−１０７８２２号公報 特開平９−１２６０３５号公報

上記の従来技術によれば、暖機後のアイドルのように、気筒間の吸気分配の違い等によって多少の燃焼のばらつきが生じている状態では、その効果が見込まれると考えられる。

ところで、アイドルの中でも、特に冷間始動直後の冷間ファーストアイドルでは、燃費の観点からの要求によって空燃比がリーン化され、同じく燃費の観点からの要求と排気対策としての触媒暖機のために点火時期が遅角されており、その結果、燃焼は非常に不安定になっている。本出願に係る発明者らの実験によれば、冷間ファーストアイドルのような燃焼が非常に不安定な状況では、上記従来技術が想定していないような現象が生じていることが分かった。

図１は、冷間ファーストアイドルにおいて特別な制御を行わない場合に生じる特定気筒のトルク変化について示したグラフである。図１において上下２つの閾値ではさまれたトルク領域がアイドル時の適正トルク領域を示し、適正トルク領域よりも高い領域は急速燃焼領域、適正トルク領域よりも低い領域は部分燃焼領域を示している。ここでは、部分燃焼とは大きなトルクの発生しない燃焼を意味し、急速燃焼とは大きなトルクの発生する燃焼を意味するものとする。図中では適正トルク領域に入ったサイクルは白丸で示し、適正トルク領域から外れたサイクルは黒丸で示している。この図に示すように、部分燃焼によってトルクが低下した場合、次回のサイクルでは、その気筒の燃焼は急速燃焼となりトルクは急激に上昇する。逆に、急速燃焼によってトルクが上昇した場合には、次回のサイクルでは、その気筒の燃焼は部分燃焼となりトルクは急激に低下する。

部分燃焼の次のサイクルで急速燃焼が起きる理由としては、部分燃焼では燃料のエネルギーがトルクの発生に用いられなかった分だけ排気温度が高くなるため、次サイクルでの残留ガス割合が低下したり、未燃ガス温度が上昇したりするためだと考えられる。多くの残留ＨＣの発生により次サイクルでの当量比が増大することも、次サイクルで急速燃焼が起きる理由の一つと考えられる。また、急速燃焼の次のサイクルで部分燃焼が起きるのは、以上の理由とは逆の理由によるものと考えられる。いずれにしても、冷間ファーストアイドルでは、部分燃焼と急速燃焼とが交互に起きており、これがトルク変動を誘発している。

上記従来技術では、特定の気筒のトルクが大きいときにはその気筒のトルクを小さくするように、逆に、トルクが小さいときには大きくするように、燃料噴射量や点火時期等の制御パラメータが調整される。このため、図１のように部分燃焼と急速燃焼とが交互に起きている状況において上記従来技術の制御が実施された場合には、急速燃焼によりトルクが上昇したときには、次回サイクルでの制御パラメータの設定値はトルクが低下するように調整され、次回サイクルで起きる部分燃焼が助長されてしまう。逆に、部分燃焼によりトルクが低下したときには、次回サイクルでの制御パラメータの設定値はトルクが上昇するように調整され、次回サイクルで起きる急速燃焼が助長されてしまう。つまり、冷間ファーストアイドルでは、上記従来技術の制御を実施したとしても燃焼状態の変動を有効に抑えることはできず、逆に燃焼状態の変動を助長してしまう可能性があった。燃焼状態の変動は、トルク変動を招いてドライバビリティを低下させてしまうだけでなく、排気ガス性能の悪化も招いてしまう虞がある。

本発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、燃焼状態の変動を抑制できるようにした内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

第１の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の制御装置であって、
定常時における燃焼状態を検出する燃焼状態検出手段と、
燃焼状態に係わる制御パラメータを調整する制御パラメータ調整手段とを備え、
前記制御パラメータ調整手段は、検出された燃焼状態が部分燃焼であるときには、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値をより部分燃焼する側に調整することを特徴としている。

第２の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の制御装置であって、
定常時における燃焼状態を検出する燃焼状態検出手段と、
燃焼状態に係わる制御パラメータを調整する制御パラメータ調整手段とを備え、
前記制御パラメータ調整手段は、検出された燃焼状態が急速燃焼であるときには、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値をより急速燃焼する側に調整することを特徴としている。

第３の発明は、第１又は第２の発明において、前記燃焼状態検出手段は、機関のトルクに相関する出力パラメータに基づいて燃焼状態を検出することを特徴としている。

第４の発明は、第３の発明において、気筒間の定常的なトルク差を縮小するように各気筒のトルクを調整するトルク差補正手段を備え、
前記燃焼状態検出手段は、前記トルク差補正手段による気筒間のトルク差の補正後、前記出力パラメータに基づいて燃焼状態を検出することを特徴としている。

第５の発明は、第３又は第４の発明において、前記燃焼状態検出手段は、前記出力パラメータの検出値と過去の検出値との比較に基づいて燃焼状態を検出することを特徴としている。

第６の発明は、上記の目的を達成するため、内燃機関の制御装置であって、
定常時における機関のトルクに相関する出力パラメータを検出する出力パラメータ検出手段と、
前記出力パラメータの大小に係わる制御パラメータを調整する制御パラメータ調整手段とを備え、
前記制御パラメータ調整手段は、前記出力パラメータの検出値が所定範囲以下であれば、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値を前記出力パラメータがより小さくなる側に調整し、
前記出力パラメータの検出値が前記所定範囲以上であれば、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値を前記出力パラメータがより大きくなる側に調整することを特徴としている。

第７の発明は、第６の発明において、前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値のばらつきの程度を判定するばらつき判定手段を備え、
前記制御パラメータ調整手段は、前記出力パラメータのばらつきが所定程度よりも大きいと判定されたときに、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値の調整を行うことを特徴としている。

第８の発明は、第７の発明において、前記ばらつき判定手段は、前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値の相関によってばらつきの程度を判定し、
前記制御パラメータ調整手段は、前記出力パラメータの相関が負相関にあるときに、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値の調整を行うことを特徴としている。

第９の発明は、第６乃至第８の何れか１つの発明において、前記制御パラメータ調整手段は、主となる制御パラメータを含む少なくとも２つの制御パラメータを調整可能であり、
前記主制御パラメータが所定の調整範囲内にあるときには、前記主制御パラメータの次回サイクルでの設定値を調整し、
前記主制御パラメータが所定の調整範囲を超えるときには、他の制御パラメータの次回サイクルでの設定値を調整することを特徴としている。

第１０の発明は、第９の発明において、触媒暖機のための点火時期遅角制御の実行中か否かを判定する運転状態判定手段をさらに備え、
前記制御パラメータ調整手段は、前記点火時期遅角制御が実行されているときには、
前記出力パラメータの検出値が前記所定範囲をトルクが小さくなる側に外れていれば、前記主制御パラメータとしての点火時期の次回サイクルでの設定値を遅角し、
前記出力パラメータの検出値が前記所定範囲をトルクが大きくなる側に外れていれば、前記点火時期の進角度が所定程度を超えるまでは前記点火時期の次回サイクルでの設定値を進角し、前記点火時期の進角度が前記所定程度を超えるときには燃料噴射量の次回サイクルでの設定値を増量することを特徴としている。

第１１の発明は、第６乃至第１０の何れか１つの発明において、気筒間の定常的なトルク差を縮小するように各気筒のトルクを調整するトルク差補正手段を備え、
前記制御パラメータ調整手段は、前記トルク差補正手段による気筒間のトルク差の補正後、前記出力パラメータの検出値に基づいて前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値の調整を行うことを特徴としている。

第１２の発明は、第６乃至第１１の何れか１つの発明において、前記制御パラメータ調整手段は、前記出力パラメータの検出値を過去の検出値によって相対値化し、前記相対値化された検出値に基づいて前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値の調整を行うことを特徴としている。

第１３の発明は、第８の発明において、前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値の相関から燃料性状を判定する燃料性状判定手段を備えることを特徴としている。

第１４の発明は、第６の発明において、前記制御パラメータが点火時期であって、前記出力パラメータの検出値と過去の平均値との乖離状態に応じて前記点火時期の次回サイクルでの設定値を調整するように前記制御パラメータ調整手段が構成されるとともに、
前記制御パラメータ調整手段による前記点火時期の調整量から燃料性状を判定する燃料性状判定手段を備えることを特徴としている。

第１５の発明は、第８の発明において、前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値の相関から触媒暖機のための点火時期の遅角補正量を決定する点火時期制御手段を備えることをしている。

第１６の発明は、第８の発明において、前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値の相関から機関の内部ＥＧＲ量を決定する内部ＥＧＲ量制御手段を備えることを特徴としている。

第１の発明によれば、燃焼状態が部分燃焼になったときには、燃焼状態に係わる制御パラメータの次回サイクルでの設定値がより部分燃焼する側に調整されるので、次回サイクルで急速燃焼が起きるのを抑制することができる。つまり、部分燃焼後に急速燃焼が起きるという燃焼状態の変動を抑制することができる。

第２の発明によれば、燃焼状態が急速燃焼になったときには、燃焼状態に係わる制御パラメータの次回サイクルでの設定値がより急速燃焼する側に調整されるので、次回サイクルで部分燃焼が起きるのを抑制することができる。つまり、急速燃焼後に部分燃焼が起きるという燃焼状態の変動を抑制することができる。

また、第３の発明によれば、機関のトルクに相関する出力パラメータに基づいた燃焼状態の検出により、機関の燃焼状態が急速燃焼であるか部分燃焼であるかを正確に判定することができる。

第４の発明によれば、気筒間に存在する定常的なトルク差によって機関の燃焼状態を急速燃焼或いは部分燃焼と誤判定してしまうことを防止することができる。

第５の発明によれば、出力パラメータの検出値と過去の検出値との比較に基づいて燃焼状態が検出されることで、検出値の絶対値精度によらず機関の燃焼状態が急速燃焼であるか部分燃焼であるかをより正確に判定することができる。

第６の発明によれば、機関のトルクに相関する出力パラメータの検出値が所定範囲以下であれば、出力パラメータの大小に係わる制御パラメータの次回サイクルでの設定値は出力パラメータがより小さくなる側に調整されるので、次回サイクルで出力パラメータが大きくなる方向にトルクが急変するのを抑制することができる。また、出力パラメータの検出値が所定範囲以上であれば、制御パラメータの次回サイクルでの設定値は出力パラメータがより大きくなる側に調整されるので、次回サイクルで出力パラメータが小さくなる方向にトルクが急変するのを抑制することができる。つまり、急速燃焼後に部分燃焼が起き、部分燃焼後に急速燃焼が起きるという燃焼状態の変動を抑制することができる。

第７の発明によれば、出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値のばらつきの程度が所定程度よりも大きいことが、制御パラメータの次回サイクルでの設定値が調整される条件になっているので、燃焼状態の変動が問題にならない状況での無駄な制御パラメータの調整を防止することができる。

第８の発明によれば、出力パラメータの相関が負相関にあるときに制御パラメータの次回サイクルでの設定値の調整が行われるので、急速燃焼と部分燃焼が交互に起きる状況でのみ制御パラメータを調整することができる。

第９の発明によれば、主制御パラメータが所定の調整範囲を超えるときには、他の制御パラメータの次回サイクルでの設定値が調整されるので、調整代が足りなくなることがなく、燃焼状態の変動を確実に抑制することができる。

第１０の発明によれば、触媒暖機のための点火時期遅角制御が実行されている状況において、点火時期の進角度が所定程度を超えるときには、点火時期がそれ以上進角される代わりに燃料噴射量の次回サイクルでの設定値が増量されるので、点火時期遅角による触媒の暖機作用を維持しながら燃焼状態の変動を抑制することができる。

また、気筒間に定常的なトルク差がある場合には、出力パラメータの検出値にも気筒間で定常的な差が生じるが、第１１の発明によれば、気筒間のトルク差が補正されることで出力パラメータの検出値に含まれる気筒間の定常的な差は縮小される。これにより、出力パラメータの検出値と所定範囲との比較において気筒間のトルク差による誤判定が防止されるので、制御パラメータを的確に調整して燃焼状態の変動を抑制することができる。

第１２の発明によれば、出力パラメータの検出値が過去の検出値によって相対値化されることで、検出値に含まれる誤差は過去の検出値との間で相殺される。これにより、出力パラメータの検出値と所定範囲との比較において出力パラメータの絶対値精度に起因する誤判定が防止されるので、制御パラメータを的確に調整して燃焼状態の変動を抑制することができる。

ところで、燃料性状は燃焼状態に影響し、燃料が重質の場合には燃焼が不安定になって燃焼状態が変動しやすい。このとき、トルクの過去複数サイクルにおける値の相関関係は負相関を示す。したがって、第１３の発明によれば、出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値の相関を見ることで、燃料性状を正確に判定することができる。

燃料性状が変わると燃焼状態が変化するが、燃焼状態は出力パラメータの検出値と過去の平均値との乖離状態によって表される。したがって、第１４の発明によれば、前記乖離状態に応じて点火時期の次回サイクルでの設定値が調整される際、その調整量から燃料性状を判定することで、燃料性状を正確に判定することができる。

また、第１５の発明によれば、燃焼状態に応じた触媒の暖機制御が可能になる。例えば、負の相関がない安定した燃焼状態のときには点火時期の遅角補正量を大きくして触媒を早期に暖機することもできる。

第１６の発明によれば、燃焼状態に応じた内部ＥＧＲ量の制御が可能になる。例えば、負の相関がない安定した燃焼状態のときには内部ＥＧＲ量を大きくしてＮＯｘを低減することもできる。

実施の形態１．
以下、図面を参照して本発明の実施の形態１について説明する。
図２〜図１０は本発明の実施の形態１としての内燃機関の制御装置について説明するための図である。本実施形態の内燃機関の制御装置は、ＥＣＵ(Electronic Control Unit)として構成されている。ＥＣＵ２は、複数のセンサの出力信号に基づき、内燃機関の運転状態に係わる各種アクチュエータを総合的に制御する。本実施形態では、図２に示すように、ＥＣＵ２の入力側には、クランク角センサ６が接続され、その出力側には、点火プラグ８と燃料噴射弁１０が接続されている。クランク角センサ６はクランク軸の近傍に設けられ、所定のクランク角位置でＥＣＵ２に信号を出力している。ＥＣＵ２は、クランク角センサ６から出力信号の供給を受けていると共に、点火プラグ８と燃料噴射弁１０に対して駆動信号を供給している。なお、ＥＣＵ２には、クランク角センサ６や上記のアクチュエータ８，１０以外にも複数のセンサ（例えば筒内圧センサ）やアクチュエータが接続されているが、ここではその説明は省略する。また、点火プラグ８、燃料噴射弁１０は気筒毎に設けられているが、ここでは代表してそれぞれ１つのみ示している。

図３〜図５は本実施形態においてＥＣＵ２が行う制御の内容をフローチャートで示したものである。ＥＣＵ２は、冷間ファーストアイドル時のように部分燃焼と急速燃焼とが交互に起こり得る状況において、気筒別に燃焼を安定化させることで燃焼状態の変動を抑制する気筒別燃焼安定化制御を実施する。この気筒別燃焼安定化制御の概要は、部分燃焼が起きたら、次回サイクルでの制御パラメータの設定値をより部分燃焼する側に調整し、急速燃焼が起きたら、次回サイクルでの制御パラメータの設定値をより急速燃焼する側に調整するというものである。前述したように部分燃焼の次回サイクルでは急速燃焼が起きやすく、急速燃焼の次回サイクルでは部分燃焼が起こることが予想されるので、このように制御パラメータを調整することで燃焼を安定化させ、燃焼状態の変動を抑制することが可能になると考えられる。

具体的には、先ず、気筒別燃焼安定化制御を実行するか否かの判定が実施される。上記のように制御パラメータの設定値を調整する場合、実際に燃焼状態に大きなばらつきが生じていない状況では、かえって燃焼を悪化させてしまう可能性がある。例えば、図１のグラフを用いて考えると、内燃機関の経年変化によってトルクが全体的に低下し、グラフ上ではトルクが部分燃焼領域に入ってしまう場合が想定される。このような場合に次回サイクルでの制御パラメータの設定値をより部分燃焼する側に調整してしまうと、部分燃焼がさらに助長されてしまいトルクが大きく低下してしまう可能性がある。そこで、ＥＣＵ２は、実際に燃焼状態に大きなばらつきが生じている状況でのみ気筒別燃焼安定化制御を実施すべく、図３のフローチャートで示すルーチンを実行する。

図３は、気筒別燃焼安定化制御の実行の可否について判定するためのルーチン（制御実行判定ルーチン）を示している。図３のルーチンでは、先ず、気筒毎に過去ｍサイクル（例えば１０サイクル）におけるトルクの相関係数が算出される（ステップ１００）。図３のルーチンは、クランク角センサ６からの信号をトリガとして各気筒の１サイクル毎に所定のタイミングで実行されており、ステップ１００での相関係数の算出はサイクル毎に逐次行われる。トルクは、例えば、以下に説明するように、クランク角センサ６から供給される出力信号（クランク角信号）から運動方程式に則って算出することができる。

以下の（１）式，及び（２）式は、クランク角センサ６から供給される出力信号からトルクを算出するための式である。
Ｔi＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ）＋Ｔf＋Ｔl ・・・（１）
Ｔi＝Ｔgas＋Ｔinertia ・・・（２）
上記の（１）式、（２）式において、Ｔiはエンジンの燃焼によってクランク軸に発生する図示トルクである。ここで、（２）式の右辺は図示トルクＴiを発生させるトルクを示しており、（１）式の右辺は図示トルクＴiを消費するトルクを示している。

（１）式の右辺において、Ｊは混合気の燃焼によって駆動される駆動部材の慣性モーメント、ｄω／ｄｔはクランク軸の角加速度、Ｔfは駆動部のフリクショントルク、Ｔlは走行時に路面から受ける負荷トルク、を示している。ここで、Ｊ×（ｄω／ｄｔ）はクランク軸の角加速度に起因する動的な損失トルク（＝Ｔac）である。フリクショントルクＴfは、ピストンとシリンダ内壁の摩擦など各嵌合部の機械的な摩擦によるトルクであって、補機類の機械的な摩擦によるトルクを含むものである。負荷トルクＴlは、走行時の路面状態などの外乱によるトルクである。冷間ファーストアイドル時はシフトギヤはニュートラル状態であるので、以下の説明ではＴl＝０とする。

また、（２）式の右辺において、Ｔgasはシリンダの筒内ガス圧によるトルク、Ｔinertiaはピストンなどの往復慣性質量による慣性トルクを示している。筒内ガス圧によるトルクＴgasは、シリンダ内の混合気の燃焼によって発生するトルクである。燃焼状態を正確に推定するためには、筒内ガス圧によるトルクＴgasを求める必要がある。

（１）式に示されるように、図示トルクＴiは、角加速度に起因する動的な損失トルクＪ×（ｄω／ｄｔ）、フリクショントルクＴf、及び負荷トルクＴlの和として求めることができる。しかし、（２）式に示されるように、図示トルクＴiと筒内ガス圧によるトルクＴgasは一致しないため、図示トルクＴiから燃焼状態を正確に推定することはできない。

図８は、（２）式の各トルクとクランク角との関係を示す特性図である。図８において、縦軸は各トルクの大きさを、横軸はクランク角を示しており、図８中の一点鎖線は図示トルクＴiを、実線は筒内ガス圧によるトルクＴgasを、破線は往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaをそれぞれ示している。ここで、図８は４気筒の場合の特性を示したものであり、図８中のＴＤＣ、ＢＤＣは、４気筒のうちの１気筒のピストン３４が上死点（ＴＤＣ）、又は下死点（ＢＤＣ）の位置にある場合のクランク角（０°，１８０°）を示している。内燃機関１０が４気筒の場合、クランク軸が１８０°回転する度に１気筒づつ爆発行程が行われ、１回の爆発毎に図８中のＴＤＣからＢＤＣまでのトルク特性が繰り返し現れる。

図８中の実線に示すように、筒内ガス圧によるトルクＴgasは、ＴＤＣからＢＤＣの間で急激に増加し、減少する。ここで、Ｔgasの急激な増加は、爆発行程で燃焼室内の混合気が爆発するためである。爆発後、Ｔgasは減少し、他の圧縮行程或いは排気行程にある気筒の影響により、負の値となる。その後、クランク角がＢＤＣに達するとシリンダの容積変化がゼロとなり、Ｔgasは０になる。

一方、往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaは、筒内ガス圧によるトルクＴgasとは無関係に、ピストンなど往復運動する部材の慣性質量によって発生する慣性トルクである。往復運動する部材は加減速を繰り返しており、Ｔinertiaはクランクが回転していれば角速度一定の場合であっても常に発生する。図８中の破線に示すように、クランク角がＴＤＣの位置では往復運動する部材は停止しており、Ｔinertia＝０である。クランク角がＴＤＣからＢＤＣに向かって進むと、往復運動する部材が停止状態から運動し始める。この際、これらの部材の慣性によってＴinertiaは負の方向に増加する。クランク角が９０°近傍に達した時点では、往復運動する部材が所定の速度で運動しているため、これらの部材の慣性によってクランク軸が回転する。従って、ＴinertiaはＴＤＣとＢＤＣの間で負の値から正の値へ変わる。その後、クランク角がＢＤＣまで到達すると往復運動する部材は停止し、Ｔinertia＝０となる。

（２）式に示されるように、図示トルクＴiは筒内ガス圧によるトルクＴgasと往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaの和である。このため、図８の一点鎖線に示されるように、ＴＤＣとＢＤＣの間では、図示トルクＴiは混合気の爆発によるＴgasの増加によって増加し、一旦減少した後、Ｔinertiaによって再び増加するという複雑な挙動を示している。

しかし、ＴＤＣからＢＤＣまでのクランク角１８０°の区間に着目すると、この区間での往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaの平均値は０となる。これは、往復慣性質量を有する部材が、クランク角０°〜９０°とクランク角９０°〜１８０°で反対の動きをするためである。従って、（１）式および（２）式の各トルクをＴＤＣからＢＤＣまでの平均値として算出すると、往復慣性質量による慣性トルクＴinertia＝０として計算することができる。これにより、往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaが図示トルクＴiに与える影響を排除することができ、正確な燃焼状態を簡単に推定することが可能となる。

そして、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間において各トルクの平均値を求めると、Ｔinertiaの平均値が０となるため、（２）式から、図示トルクＴiの平均値と筒内ガス圧によるトルクＴgasの平均値とが等しくなる。このため、図示トルクＴiに基づいて正確に燃焼状態を推定することができる。

さらに、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間でクランク軸の角加速度の平均値を求めると、この区間でのＴinertiaの平均値は０であるため、往復慣性質量が角加速度に与える影響を排除して角加速度を求めることができる。従って、燃焼状態のみに起因する角加速度を算出することができ、角加速度に基づいて正確に燃焼状態を推定することが可能となる。

次に、（１）式の右辺の各トルクを算出する方法を説明する。最初に、角加速度に起因する動的な損失トルクＴac＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ）の算出方法を説明する。図９は、クランク軸の角加速度を求める方法を示す模式図であり、クランク角信号とトルク算出タイミングを示す図である。図９に示すように、本実施形態では、クランク軸の回転の１０°毎にクランク角センサ６からクランク角信号が供給される。

ＥＣＵ２は、角加速度に起因する動的な損失トルクＴacをＴＤＣからＢＤＣまでの平均値として算出する。このために、本実施形態の装置は、ＴＤＣとＢＤＣの２ヶ所のクランク角位置で角速度ω₀(k)，ω₀(k+1)をそれぞれ求め、同時にクランク軸がＴＤＣからＢＤＣまで回転する時間Δｔ(k)を求める。

角速度ω₀(k)を求める際には、例えば図９に示すように、クランク角がＴＤＣの位置から前後１０°づつ回転している間の時間Δｔ₀(k)，Δｔ₁₀(k)をクランク角センサ６から検出する。そして、時間Δｔ₀(k)＋Δｔ₁₀(k)の間にクランク軸が２０°回転しているため、ω₀(k)＝（２０／（Δｔ₀(k)＋Δｔ₁₀(k)）×（π／１８０）を演算することによってω₀(k)［ｒａｄ／ｓ］を算出できる。同様に、ω₀(k+1)を算出する際は、クランク角がＢＤＣの位置から前後１０°づつ回転している間の時間Δｔ₀(k+1)，Δｔ₁₀(k+1)を検出する。そして、ω₀(k+1)＝（２０／（Δｔ₀(k+1)＋Δｔ₁₀(k+1)））×（π／１８０）を演算することによってω₀(k+1)［ｒａｄ／ｓ］を算出できる。角速度ω₀(k)，ω₀(k+1)を求めた後は、（ω₀(k+1)−ω₀(k)）／Δｔ(k)を演算し、ＴＤＣからＢＤＣまでクランク軸が回転する間の角加速度の平均値を算出する。

そして、角加速度の平均値を求めた後は、（１）式の右辺に従って、角加速度の平均値と慣性モーメントＪを乗算する。これにより、クランク軸がＴＤＣからＢＤＣまで回転する間の動的な損失トルクＪ×（ｄω／ｄｔ）の平均値を算出できる。なお、駆動部の慣性モーメントＪは、駆動部品の慣性質量から予め求めておく。

次にフリクショントルクＴfの算出方法を説明する。図１０はフリクショントルクＴfと内燃機関の機関回転数Ｎe、冷却水温thwとの関係を表したマップである。図１０において、フリクショントルクＴf、機関回転数Ｎe、冷却水温thwは、ＴＤＣからＢＤＣまでクランク軸が回転した場合の平均値である。また、冷却水温は、ｔｈｗ１→ｔｈｗ２→ｔｈｗ３の順に高温になる。図１０に示すように、フリクショントルクＴfは機関回転数（Ｎｅ）が増えると増加し、また冷却水温thwが低くなると増加する。図１０のマップは、機関回転数Ｎe、冷却水温thwをパラメータとして可変し、ＴＤＣからＢＤＣまでクランク軸を回転させた際に発生するフリクショントルクＴfを測定し、その平均値を算出することで予め作成しておく。そして、燃焼状態を推定する際には、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間における冷却水温の平均値、機関回転数の平均値を図１０のマップに当てはめて、フリクショントルクＴfの平均値を求める。この際、冷却水温は水温センサ（図示略）から、機関回転数はクランク角センサ６からそれぞれ検出する。

クランク角の変動に伴うフリクショントルクＴfの挙動は非常に複雑であり、バラツキも大きい。しかし、フリクショントルクＴfの挙動は主としてピストンの速度に依存しているため、往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaの平均値が０となる区間毎のフリクショントルクＴfの平均値はほぼ一定している。従って、往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaの平均値が０となる区間（ＴＤＣ→ＢＤＣ）毎にフリクショントルクＴfの平均値を求めることで、複雑な瞬時挙動を示すフリクショントルクＴfを精度良く求めることができる。また、フリクショントルクＴfをこの区間毎の平均値とすることで、図１０に示すマップを正確に作成することができる。

また、上述したようにフリクショントルクＴfには補機類の摩擦によるトルクが含まれる。ここで、補機類の摩擦によるトルクは、補機類が動作しているか否かによって値が異なる。例えば、補機の１つであるエアコンのコンプレッサには、エンジンの回転がベルト等によって伝達されており、エアコンが実際に動作していない状態であっても摩擦によるトルクが発生している。

一方、補機類を動作させた場合、例えばエアコンのスイッチをＯＮした場合は、エアコンを動作させていない状態に比べてコンプレッサで消費されるトルクは大きくなる。このため、補機類の摩擦によるトルクが大きくなり、フリクショントルクＴfの値も増大する。従って、フリクショントルクＴfを正確に求めるためには、補機類の動作状態を検出し、補機類のスイッチがＯＮしている場合には、図１０のマップから求めたフリクショントルクＴfの値を補正することが望ましい。

なお、極冷間始動時などにおいては、実際にフリクショントルクＴfが発生している部位の温度と冷却水温との差を考慮して、フリクショントルクＴfを補正することがより好適である。この場合、冷間始動後の機関始動時間、筒内流入燃料量等を考慮して補正を行うことが望ましい。

本実施形態では、上記の図示トルク（推定図示トルクとも言う）Ｔiが機関のトルクの代表値として用いられている。ＥＣＵ２は各気筒についてトルク（図示トルクＴi）を算出する。ＥＣＵ２の内部にはメモリが備えられ、過去ｍサイクル分のトルクがメモリに記憶されている。メモリの記憶内容はサイクル毎に更新され、最新の過去ｍサイクルのトルクがメモリに記憶されるようになっている。

燃焼状態のばらつきは、図６を用いて評価することができる。図６は前回サイクルにおけるトルクを縦軸にとり、今回サイクルにおけるトルクを横軸にとったグラフであり、これによりサイクル間のトルクの相関関係が明らかになる。燃焼状態にばらつきがある場合において、気筒別燃焼安定化制御による効果がより顕著に発揮されるのは、部分燃焼と急速燃焼とが交互に起きている状況である。図１に示すようにトルクがサイクル毎に上下に変動している場合には、グラフ上の点は左上から右下に向かって並ぶ傾向を示す。このように左上から右下に向かってグラフ上の点が並ぶ傾向を示す場合には、相関係数はマイナスの値を示す。トルクのサイクル毎の上下変動が明確なほど、グラフ上の点は一本の直線上に集まってくるようになり、それに応じて相関係数は小さくなる。相関係数は、全ての点が左上から右下に向かう１本の直線上に乗ったときに最小になり、−１がその最小値である。

ステップ１０２では、ステップ１００で算出した相関係数が所定の閾値（例えば−０.６）と比較され、相関係数が閾値よりも小さくなった場合には、過去ｍサイクルのトルクには負相関があると判定される。そして、負相関がある場合には、気筒別燃焼安定化制御を実施すべく制御実行フラグはＯＮにされ（ステップ１０４）、負相関がない場合には、気筒別燃焼安定化制御を実施しないように制御実行フラグはＯＦＦにされる（ステップ１０６）。

気筒別燃焼安定化制御は、具体的には、図４のフローチャートに示すルーチン（気筒別燃焼安定化制御ルーチン）によって実行される。図４のルーチンは、クランク角センサ６からの信号をトリガとして、図３のルーチンを実行した後の所定のタイミングで実行される。このルーチンでは、先ず、制御実行フラグがＯＮになっているか否かを判定される（ステップ２００）。そして、制御実行フラグがＯＮになったときのみ、ステップ２０２以降の処理が実施される。

ステップ２０２では、内燃機関のトルクが算出される。ここでのトルクとしては、上述のようにクランク角センサ６から供給される出力信号から運動方程式に則って気筒別に算出される図示トルクを用いることができる。その他、各気筒に燃焼室内の圧力を検出する筒内圧センサを備えた内燃機関であれば、筒内圧センサから供給される出力信号とクランク角センサ６から供給される出力信号とに基づいて算出できる図示トルクを用いてもよい。また、公知の方法によりクランク角センサ６から供給される出力信号の変動、すなわち、クランク角速度からトルクを算出してもよい。

次のステップ２０４では、ステップ２０２で算出されたトルクの値から、内燃機関の燃焼状態が部分燃焼か否かが判定される。具体的には、算出されたトルクは所定の判定値Ｔ１と比較され、トルクが判定値Ｔ１よりも小さいときには、そのサイクルでの燃焼状態は部分燃焼であると判定される。判定値Ｔ１は適正トルク領域の下限値である。ステップ２０４で部分燃焼と判定された場合には、次回サイクルで起こることが予想される急速燃焼を抑制すべく、次回サイクルでの点火時期の設定値が所定の遅角補正量だけ遅角される（ステップ２０６）。

ステップ２０４で部分燃焼でないと判定された場合には、続いてステップ２０８の判定が行われる。ステップ２０８では、内燃機関の燃焼状態が急速燃焼か否かが判定される。具体的には、ステップ２０２で算出されたトルクは所定の判定値Ｔ２と比較され、トルクが判定値Ｔ２よりも大きいときには、そのサイクルでの燃焼状態は急速燃焼であると判定される。判定値Ｔ２は適正トルク領域の上限値であり、当然、判定値Ｔ１よりも大きい値である。ステップ２０８で急速燃焼と判定された場合には、次回サイクルで起こることが予想される部分燃焼を抑制すべく、次回サイクルでの点火時期の設定値が所定の進角補正量だけ進角される（ステップ２１０）。

ステップ２０８で急速燃焼と判定されなかった場合には、適正な燃焼状態にあると判断される。この場合、次回サイクルでの点火時期は現状の設定値に維持されるか、或いは、本制御以外の他の要因で決まる設定値に調整される。

ステップ２０６或いはステップ２１０の処理により補正された点火時期の設定値は、次回サイクルにおいて、点火プラグ８を駆動するドライバにセットされる。ただし、ステップ２１０において進角された点火時期の設定値については、所定の条件を満たす場合のみ、そのまま点火プラグ８の駆動ドライバにセットされる。その条件は、図５のルーチンにおいて定められている。

図５は、点火時期の遅角によって触媒暖機効果を保持するための制御ルーチン（触媒暖機効果保持制御ルーチン）を示している。内燃機関の排気通路に配置される触媒は、所定の活性温度にあるときに排気ガスの浄化性能を発揮するが、冷間始動時には触媒温度は活性温度よりも大きく低下している。このため、内燃機関の始動後は触媒を活性温度まで早期に昇温させる必要があり、その手段として点火時期の遅角によって排気温度を上昇させる手法が用いられている。このような状況では、ステップ２１０での点火時期の進角側への補正には限度があり、点火時期を進角側に補正しすぎると点火時期の遅角による排気温度の昇温効果が損なわれ、触媒を速やかに暖機できなくなってしまう。そこで、図５のルーチンでは、点火時期が所定量まで進角された場合には、点火時期に代えて他の制御パラメータ、具体的には燃料噴射量の設定値を調整することで、急速燃焼後の部分燃焼の抑制に対応するようにしている。

具体的には、先ず、現在、触媒の暖機のために点火時期の遅角が行われている否かが判定される（ステップ３００）。点火時期の遅角は、排気温度センサの出力信号等に基づいて別の制御ルーチンで実行されている。点火時期遅角制御の内容については公知であるので、説明は省略する。ここでは、例えば、点火時期遅角制御の制御ルーチンにおいて、点火時期を遅角させる実行フラグがＯＮになっていれば、点火時期の遅角が行われていると判定する。

ステップ３００の判定において点火時期が遅角されている場合には、続いて、点火時期の進角補正の有無について判定される（ステップ３０２）。ここでは、図４のルーチンにおけるステップ２１０の処理が実行された場合に、点火時期が進角補正されたものと判定される。

点火時期が進角補正された場合には、ステップ３０４において、次の（３）式に従って進角補正積算値Ｓａｓの更新が行われる。
Ｓａｓ＝Ｓａｓ＋ａｓ ・・・（３）
上記（３）式中、左辺のＳａｓは更新後の値であり、右辺のＳａｓは更新前の値である。進角補正積算値Ｓａｓは、ベースの点火時期（上述の遅角制御において決定される点火時期の設定値）からの進角側への補正量であり、ステップ２１０の処理が実行される毎に更新される。進角補正積算値Ｓａｓに積算される進角補正量ａｓは、ステップ２１０における進角補正量に等しい。なお、ステップ３００の判定において点火時期が遅角されていないとき、或いは、触媒温度の活性温度への到達により途中で点火時期遅角制御が終了したときには、進角補正積算値Ｓａｓはゼロにリセットされる（ステップ３１０）。

次のステップ３０６では、進角補正積算値Ｓａｓが所定の閾値より大きいか否かが判定される。触媒の暖機効果は点火時期が進角補正されるほど小さくなるので、上記の閾値によって触媒の暖機効果を十分に得ることができる進角補正積算値の限度が定められている。進角補正積算値Ｓａｓが閾値よりも大きくなったときには、点火時期の進角補正は停止され、代わりに次回サイクルでの燃料噴射量の設定値が所定の増量補正量だけ増量される（ステップ３０８）。

ステップ３０８の処理が実行された場合、ステップ２１０で実施された点火時期の設定値の進角補正はキャンセルされる。次回サイクルでは、点火プラグ８の駆動ドライバには今回サイクルでの点火時期の設定値がそのままセットされる。また、ステップ３０８の処理により増量補正された燃料噴射量の設定値は、次回サイクルにおいて燃料噴射弁１０を駆動するドライバにセットされる。

以上の制御が実行されることにより、内燃機関の燃焼状態が部分燃焼になったときには、次回サイクルでの点火時期の設定値が遅角側に補正されるので、次回サイクルで急速燃焼が起きるのを抑制することができる。逆に、燃焼状態が急速燃焼になったときには、次回サイクルでの点火時期の設定値が進角側に補正されるので、次回サイクルで部分燃焼が起きるのを抑制することができる。つまり、本実施形態の制御装置によれば、急速燃焼後に部分燃焼が起き、部分燃焼後に急速燃焼が起きることによる燃焼状態の変動を抑制することができ、ドライバビリティや排気浄化性能を向上させることができる。

図７は、冷間ファーストアイドルにおいて上記制御を実行した場合に生じる特定気筒のトルク変化について示したグラフである。図７において上下２つの閾値ではさまれたトルク領域が適正トルク領域を示し、適正トルク領域よりも高い領域は急速燃焼領域、適正トルク領域よりも低い領域は部分燃焼領域を示している。図中では適正トルク領域に入ったサイクルは白丸で示し、適正トルク領域から外れたサイクルは黒丸で示している。そして、図中に二重丸で示すサイクルは、気筒別燃焼安定化制御によってトルク変動が抑制されたサイクルを示している。ここでは一部で部分燃焼後が起きているが、その後の急速燃焼は確実に抑制されている。図１のグラフと比較すると明らかなように、全体のトルク変動は極めて低く抑えられている。

また、上記制御が実行される際、触媒暖機の観点から点火時期をそれ以上進角できない場合には、代わりに次回サイクルでの燃料噴射量の設定値が増量補正されるので、点火時期をそれ以上進角することなく次回サイクルで急速燃焼が起きるのを抑制することができる。つまり、本実施形態の制御装置によれば、点火時期遅角による触媒の暖機作用を維持しながらも、急速燃焼後に部分燃焼が起きることによる燃焼状態の変動を抑制することができる。

ところで、上述した実施の形態においては、トルクによって燃焼状態を判断しているが、トルク以外の出力パラメータに基づいて燃焼状態を判断してもよい。例えば、燃焼割合、熱発生量、燃焼速度等が燃焼状態を判断するための出力パラメータとして用いることができる。何れも筒内圧センサを実装している内燃機関であれば、その出力信号に基づいて算出することができる。

また、上述の実施の形態では、点火時期を主制御パラメータとし、主に点火時期を調整することで燃焼状態を制御しているが、燃料噴射量を主制御パラメータとして燃焼状態を制御するようにしてもよい。さらに、点火時期や燃料噴射量以外にも燃焼状態に係わる制御パラメータであれば、燃焼状態の制御に用いることができる。例えば、燃料噴射量の噴射タイミングによっても燃焼状態を制御することができる。燃料噴射には、吸気弁が開いているときに噴射する同期噴射と吸気弁が閉じているときに噴射する非同期噴射とがあるが、同期噴射の場合には噴射燃料のポートウェットを減らして確実に燃焼室内に供給できる分、空燃比はリッチになる。したがって、同期噴射と非同期噴射とを切り換えることで空燃比を変更し、燃焼状態を変化させることができる。また、燃料噴射を同期噴射と非同期噴射とに分けて２回行い、各回の燃料噴射量の比率を調整するようにしてもよい。さらに、電磁駆動弁のように気筒毎に吸気量を調整できる手段を有する場合には、吸気量の調整によって燃焼状態を制御してもよい。

また、上述の実施の形態では、図３の制御実行判定ルーチンを各気筒の１サイクル毎に逐次実行するようにしているが、このように頻繁に実行するのではなく、運転毎（或いは冷間始動毎）に実行するようにしてもよい。つまり、運転毎に負相関の有無を判定して記憶しておき、次回の運転時には前回の運転時に記憶された負相関の有無に従い、制御実行フラグをＯＮに設定したりＯＦＦに設定したりするのでもよい。

また、図５の触媒暖機効果保持制御ルーチンでは、点火時期から燃料噴射量への制御パラメータの切り換え条件として、進角補正量の積算値を用いているが、点火時期の遅角による触媒暖機効果の低減度合いを表すものであれば他のパラメータを用いてもよい。例えば、進角補正回数によって切り換えを判定してもよい。さらに、図５のルーチンでは、点火時期から燃料噴射量へ制御パラメータを切り換えているが、調整によって部分燃焼を抑制できるものであれば燃料噴射量以外の他の制御パラメータへ切り換えてもよい。例えば、噴射量を変えることなく、非同期噴射による１回噴射から非同期噴射と同期噴射による２回噴射に切り換えるようにしてもよい。

また、上述の実施の形態では、部分燃焼後の急速燃焼を抑制する制御（図４のルーチンにおけるステップ２０４，２０６）と、急速燃焼後の部分燃焼を抑制する制御（図４のルーチンにおけるステップ２０８，２１０）とを実行しているが、何れか一方の制御のみを実行するようにしてもよい。部分燃焼と急速燃焼との相関関係を考慮すれば、何れか一方を抑制することによって他方も抑制することができると考えられる。

さらに、上述の実施の形態では、図３〜図５の各ルーチンを冷間ファーストアイドル時に実行しているが、これらルーチンによる制御は、冷間ファーストアイドル時にしか効果が得られないものではない。つまり、燃焼状態が変動している状況であれば、上記ルーチンによる制御を実行することで燃焼状態の変動を抑制することができる。ただし、加速時や登坂時のように負荷が変動する状況では、燃焼状態は負荷の変動に応じて制御されており、このときの燃焼状態の変動は積極的な制御の結果生じたものであるので、このような状況では上記ルーチンによる制御を実行する必要はない。上記ルーチンによる制御が効果を発揮するのは、負荷の変動のない定常時において燃焼状態が変動している状況である。したがって、定常時であれば逐次、図３のルーチンを実行し、制御実行フラグがオンになれば図４のルーチンを実行するようにしてもよい。

なお、上述した実施の形態においては、ＥＣＵ２による上記ステップ２０４，２０６の処理の実行により、第１の発明の「制御パラメータ調整手段」が実現されている。また、ＥＣＵ２による上記ステップ２０８，２１０の処理の実行により、第２の発明の「制御パラメータ調整手段」が実現されている。さらに、ＥＣＵ２による上記ステップ２０４，２０６，２０８，２１０の処理の実行により、第６の発明の「制御パラメータ調整手段」が実現されている。また、ＥＣＵ２による図３のルーチンの実行により、第７の発明及び第８の発明の「ばらつき判定手段」が実現されている。さらに、ＥＣＵ２による上記ステップ３０４，３０６，３０８の処理の実行により、第９の発明の「制御パラメータ調整手段」が実現され、ＥＣＵ２による上記ステップ３０２，３０４，３０６，３０８の処理の実行により、第１０の発明の「制御パラメータ調整手段」が実現されている。また、ＥＣＵ２による上記ステップ３００の処理の実行により、第１０の発明の「運転状態判定手段」が実現されている。

実施の形態２.
以下、図１１を参照して、本発明の実施の形態３について説明する。
本実施形態の内燃機関の制御装置は、実施の形態１において、ＥＣＵ２にさらに図１１のルーチンを実行させることにより実現することができる。

自動車等の車両用の内燃機関としては、一般に複数の気筒を有する複数気筒エンジンが用いられている。このような複数気筒エンジンでは、通常、各気筒は同一構造であって且つ同一の制御が行われており、設計上は全ての気筒が同一トルクを出力するようになっている。しかしながら、実際は、インジェクタの燃料噴射特性のばらつき、タペットクリアランスのばらつきや気筒間の吸気干渉等による吸気量の不均一、各気筒の燃焼室容積やピストン形状等の製造上のばらつき等によって、気筒間には定常的なトルク差が生じている場合が多い。ここでいう定常的なトルク差とは、サイクル毎のトルク変動を平滑化して得られるトルク（例えば平均トルク）の差を意味している。

このような気筒間の定常的なトルク差は、燃焼状態の判定（実施の形態１におけるステップ２０４，２０８の判定）において誤判定を招く可能性がある。例えば、トルクが他の気筒と比較して定常的に高い気筒では、実際には適正な燃焼状態であるにもかかわらず、閾値との比較の上では適正トルク領域から急速燃焼領域に外れるために急速燃焼であると判定されてしまう可能性がある。逆に、実際には部分燃焼であるにもかかわらず、閾値との比較の上では適正トルク領域に入るために適正な燃焼状態であると判定されてしまう可能性がある。急速燃焼後に部分燃焼が起き、部分燃焼後に急速燃焼が起きることによる燃焼状態の変動を抑制するためには点火時期等の制御パラメータを的確に調整する必要があるが、そのためには、上記のような燃焼状態の誤判定を何らかの手段によって防止することが重要である。

図１１は、本実施形態において、内燃機関の制御装置としてのＥＣＵ２が実行するトルク差補正制御の流れを説明するためのフローチャートである。本実施形態では、図３のルーチンを実行する前に図１１のルーチン（トルク差補正制御ルーチン）が実行される。図１１に示すルーチンでは、先ず、所定の運転条件が成立したか否か判定される（ステップ４００）。運転条件は、実施の形態１で説明した一連の燃焼安定化制御（図３乃至図５のフローチャートで表される制御）を実施するのにふさわしい内燃機関の運転状態を定めたものである。ここでは、冷間始動直後の冷間ファーストアイドル中であることを運転条件としている。

運転条件が成立している場合には、ステップ４０２に進み、燃焼安定化制御実施条件フラグがセットされているか、或いはクリアされているか判定される。燃焼安定化制御実施条件フラグは、後述するステップ４０４乃至ステップ４０８の処理によって燃焼安定化制御を実施するための条件が整ったときにセットされるフラグである。このフラグは、初期状態ではクリアされており、セット後はステップ４００の運転条件が不成立になった場合（例えば、冷間ファーストアイドルが終了した場合）にクリアされる（ステップ４１２）。

ステップ４０２の判定で燃焼安定化制御実施条件フラグがクリアされている場合、まず、各気筒について過去Ｎサイクルの平均トルクが算出される（ステップ４０４）。そして、平均トルクに気筒間で差があるかないか判定される（ステップ４０６）。気筒間トルク差は、標準トルク（例えば、全気筒の平均トルク）に対する各気筒の平均トルクの偏差の有無によって判定される。ステップ４０６の判定の結果、気筒間トルク差が生じている場合には、各気筒のトルクが標準トルクになるように、燃料噴射量や点火時期が気筒別に補正される（ステップ４０８）。

ステップ４００乃至ステップ４０８の処理は、ステップ４０８の処理により気筒間トルク差が解消されるまで繰り返し行われる。そして、気筒間トルク差が解消されることによりステップ４０６のＮｏルートに進み、燃焼安定化制御実施条件フラグがセットされる（ステップ４１０）。このフラグがセットされることにより、実施の形態１と同様、図３の制御実行判定ルーチンが実行される。

以上説明したトルク差補正制御ルーチンが制御実行判定ルーチンに先立ち実行されることにより、気筒間に存在する定常的なトルク差によって内燃機関の燃焼状態を誤判定してしまうことが防止される。したがって、本実施形態の制御装置によれば、気筒間トルク差による誤判定が防止される結果、点火時期や燃料噴射量などの制御パラメータを的確に調整して燃焼状態の変動をより確実に抑制することが可能になる。

なお、上述した実施の形態においては、ＥＣＵ２による上記ステップ４０４，４０６，４０８の処理の実行により、第４の発明及び第１１の発明の「トルク差補正手段」が実現されている。

実施の形態３.
以下、図１２を参照して、本発明の実施の形態３について説明する。
本実施形態の内燃機関の制御装置は、実施の形態１において、ＥＣＵ２に、図４のルーチンに代えて図１２のルーチンを実行させることにより実現することができる。

実施の形態１では、クランク角センサ６から供給される出力信号に基づいて図示トルクを推定し、これを所定の判定値Ｔ１，Ｔ２と比較することで内燃機関の燃焼状態が部分燃焼か否か、或いは急速燃焼か否かを判定している。ところが、フリクショントルクのばらつきや経年変化、クランク角センサ６の信号精度などの影響により、トルクの絶対値精度を確保することは難しい。このため、上述のようにトルクの絶対値で閾値（判定値Ｔ１，Ｔ２）をもつ場合には、トルクの絶対値精度によっては誤判定の可能性がある。そこで、本実施形態では、トルクの絶対値精度に起因する誤判定を防止すべく、以下のような気筒別燃焼安定化制御ルーチンを実行する。

図１２は、本実施形態において、内燃機関の制御装置としてのＥＣＵ２が実行する気筒別燃焼安定化制御の流れを説明するためのフローチャートである。図１２のルーチンは、クランク角センサ６からの信号をトリガとして、図３のルーチンを実行した後の所定のタイミングで実行される。なお、図では省略しているが、このルーチンでも、図３のルーチンでセットされる制御実行フラグがＯＮになっているか否か判定し、制御実行フラグがＯＮになったときのみ、ステップ５００以降の処理が実施される。

ステップ５００では、過去Ｎサイクルの平均トルクmti_n(k)が気筒毎に算出される。ＥＣＵ２の内部にはメモリが備えられ、過去Ｎサイクル分の各気筒のトルクＴi_n(k-N)〜Ｔi_n(k-1)がメモリに記憶されている。平均トルクmti_n(k)は、メモリに記憶されているトルクＴi_n(k-N)〜Ｔi_n(k-1)の平均値として算出される。なお、括弧内のｋはサイクル数を示している。

ステップ５０２では、今回サイクルにおける各気筒のトルクＴi_n(k)が算出される。トルクＴi_n(k)としては、実施の形態１と同様、クランク角の時間信号から運動方程式に則って気筒別に算出された図示トルクを用いることができる。また、筒内圧とクランク角とに基づき算出される図示トルクや、公知の方法である機関回転数の回転変動からトルクを算出してもよい。

次のステップ５０４では、今回トルクＴi_n(k)の平均トルクmti_n(k)に対する比であるトルク比率Ｒ(k)｛Ｒ(k)＝Ｔi_n(k)/mti_n(k)｝が算出される。本実施形態では、このトルク比率Ｒ(k)が、内燃機関の燃焼状態が部分燃焼であるか否か、急速燃焼であるか否かを判定するための指標となる。

ステップ５０６では、ステップ５０４で算出されたトルク比率Ｒ(k)が所定の判定値Ｒ１と比較される。判定値Ｒ１は適正トルク領域の下限値に対応しており、１より小さい値に設定されている。トルク比率Ｒ(k)が判定値Ｒ１よりも小さいときには、そのサイクルでの燃焼状態は部分燃焼であると判定され、次回サイクルで起こることが予想される急速燃焼を抑制すべく、次回サイクルでの点火時期の設定値が遅角される（ステップ５０８）。点火時期の遅角補正量は、一定値に設定してもよく、トルク比率Ｒ(k)の大きさ、或いはトルク比率Ｒ(k)と判定値Ｒ１との差に応じた値に設定してもよい。

ステップ５０６で部分燃焼でないと判定された場合には、続いてステップ５１０の判定が行われる。ステップ５１０では、ステップ５０４で算出されたトルク比率Ｒ(k)が所定の判定値Ｒ２と比較される。判定値Ｒ２は適正トルク領域の上限値に対応しており、１より大きい値に設定されている。トルク比率Ｒ(k)が判定値Ｒ２よりも大きいときには、そのサイクルでの燃焼状態は急速燃焼であると判定され、次回サイクルで起こることが予想される部分燃焼を抑制すべく、次回サイクルでの点火時期の設定値が進角される（ステップ５１２）。点火時期の進角補正量は、一定値に設定してもよく、トルク比率Ｒ(k)の大きさ、或いはトルク比率Ｒ(k)と判定値Ｒ２との差に応じた値に設定してもよい。

ステップ５１０で急速燃焼と判定されなかった場合には、適正な燃焼状態にあると判断される。この場合、次回サイクルでの点火時期は現状の設定値に維持されるか、或いは、本制御以外の他の要因で決まる設定値に調整される。

点火時期の設定後は、ステップ５１４に進む。このステップではサイクル数ｋが一つ更新される。また、メモリの記憶内容が更新され、最新の過去Ｎサイクルのトルクがメモリに記憶される。

以上説明した気筒別燃焼安定化制御ルーチンの実行により、今回トルクＴi_n(k)の平均トルクmti_n(k)に対する比がとられることで、今回トルクＴi_n(k)は過去のトルクＴi_n(k-N)〜Ｔi_n(k-1)によって相対値化され、今回トルクＴi_n(k)に含まれる誤差は過去のトルクＴi_n(k-N)〜Ｔi_n(k-1)との間で相殺される。したがって、本実施形態の制御装置によれば、相対値であるトルク比率Ｒ(k)が内燃機関の燃焼状態が部分燃焼であるか否か、急速燃焼であるか否かを判定するための指標とされることでトルクＴi_n(k)の絶対値精度に起因する誤判定は防止され、その結果、点火時期や燃料噴射量などの制御パラメータを的確に調整して燃焼状態の変動をより確実に抑制することが可能になる。

ところで、上述した実施の形態では、過去ＮサイクルのトルクＴi_n(k-N)〜Ｔi_n(k-1)の平均値を平均トルクmti_n(k)として算出しているが、急速燃焼や部分燃焼と判定されたサイクルのトルクは平均値の算出から除外してもよい。これによれば、平均トルクmti_n(k)の値がサイクル毎に変動するのを抑制することができる。また、フィルタ処理を施すことによって平均トルクmti_n(k)のサイクル毎の変動を抑制するようにしてもよい。

また、上述の実施の形態では、トルク比率Ｒ(k)を燃焼状態の判定に用いているが、今回トルクＴi_n(k)の前回トルクＴi_n(k-1)に対する差を用いても良い。つまり、今回トルクＴi_n(k)を過去の値によって相対値化した値であれば、今回トルクＴi_n(k)に含まれる誤差は過去の値との間で相殺されるので、トルクＴi_n(k)の絶対値精度に起因する誤判定を防止することができる。燃焼割合、熱発生量、燃焼速度等、トルク以外の出力パラメータに基づいて燃焼状態を判定することも可能であるが、この場合も、出力パラメータの検出値を過去の検出値によって相対値化し、相対値化された検出値に基づいて燃焼状態を判定すればよい。

また、説明は省略するが、上述した実施の形態にかかる気筒別燃焼安定化制御は、実施の形態１と同様、図５にフローチャートで示される触媒暖機効果保持制御を組み合わせることも可能である。さらに、実施の形態２にかかるトルク差補正制御を組み合わせることも可能である。

なお、上述した実施の形態においては、ＥＣＵ２による上記ステップ５００，５０２，５０４，５０６，５１０の処理の実行により、第５の発明の「燃焼状態検出手段」が実現されている。また、ＥＣＵ２による図１２のルーチンの実行により、第１２の発明の「制御パラメータ調整手段」が実現されている。

実施の形態４.
以下、図１３を参照して、本発明の実施の形態４について説明する。
本実施形態の内燃機関の制御装置は、実施の形態１において、ＥＣＵ２に、図３乃至図５のルーチンに代えて図１３のルーチンを実行させることにより実現することができる。

内燃機関の燃料として、通常の燃料（軽質燃料）に比べて揮発性の低い重質燃料が使用される場合がある。重質燃料が使用されている場合、吸気ポートの内壁面や吸気バルブの表面への燃料の付着量が多くなるため、空燃比はリーン傾向になる。特に壁面温度が低い冷間ファーストアイドル時には、壁面に付着した燃料の気化が進まないため、空燃比は大きくリーン化する。一般に、冷間ファーストアイドル時には燃費の観点からの要求によって空燃比はリーン化され、同じく燃費の観点からの要求と排気対策としての触媒暖機のために点火時期は遅角される。ところが、重質燃料の使用時にもこのような制御が行われると急激なトルクの落ち込みが発生し、ドライバビリティの悪化を招いてしまう。したがって、重質燃料が使用されている場合には、ドライバビリティの悪化を防止するために通常燃料の使用時とは異なる制御が必要となる。本実施形態では、重質燃料が使用される場合には燃焼が不安定になってトルク変動が大きくなることに着目し、以下に説明する手段によって燃料性状を判定し、その判定結果に基づいて燃焼の安定化を図るための制御を行っている。

図１３は、本実施形態において、内燃機関の制御装置としてのＥＣＵ２が実行する気筒別燃焼安定化制御の流れを説明するためのフローチャートである。本実施形態にかかる気筒別燃焼安定化制御も実施の形態１と同様に、燃焼が特に不安定になりやすい冷間ファーストアイドル中に実行される。

まず、ステップ６００では、各気筒についてサイクル毎にトルクが検出される。トルク検出は所定の複数サイクル（例えば１０サイクル）について行われる。トルクの検出方法（算出方法）は実施の形態１で説明したのと同様の方法を用いればよい。検出されたトルクは、ＥＣＵ２の内部に備えられたメモリに記憶されていく。

ステップ６０２では、過去所定サイクルにおけるトルクの相関係数が算出される。前回サイクルにおけるトルクを縦軸にとって今回サイクルにおけるトルクを横軸にとったグラフを作成すると、トルクがサイクル毎に上下に変動している場合には、図６に示すようにグラフ上の点は左上から右下に向かって並ぶ傾向を示す。このときの負の傾きが大きいほど燃焼は不安定であり、使用されている燃料は重質燃料であると判定できる。また、このとき相関係数はマイナスの値を示し、トルクのサイクル毎の上下変動が明確なほど、グラフ上の点は一本の直線上に集まってくるようになり、それに応じて相関係数は小さくなる。

ステップ６０４では、ステップ６０２で算出した相関係数が所定の閾値（マイナス値）と比較される。そして、相関係数が閾値よりも小さい場合には、燃料性状は重質であると判定され（ステップ６０６）、トルクに係わる制御パラメータである点火時期及び燃料噴射量の設定値が重質燃料に応じた値に切り換えられる（ステップ６０８）。具体的には、点火時期は進角側に切り換えられ、燃料噴射量は空燃比がリッチ化するように増量される。冷間ファーストアイドル時には重質燃料は気化しにくく失火しやすいため、上記のように点火時期及び燃料噴射量の設定値が切り換えられることで燃焼は安定し、トルクの急激な落ち込みによるドライバビリティの悪化が防止される。

以上説明した気筒別燃焼安定化制御ルーチンの実行により、過去複数サイクルにおけるトルクの相関関係から燃料性状を判定することで、特別なセンサを用いることなく正確に燃料性状を判定することができる。そして、燃料が重質燃料の場合には、点火時期及び燃料噴射量が通常の設定から重質燃料に応じた設定に切り換えられるので、燃焼を安定させてドライバビリティの悪化を防止することができる。

なお、上述した実施の形態においては、ＥＣＵ２による上記ステップ６００，６０２，６０４の処理の実行により、第１３の発明の「燃料性状判定手段」が実現されている。

実施の形態５.
以下、図１４及び図１５を参照して、本発明の実施の形態５について説明する。
本実施形態の内燃機関の制御装置は、実施の形態１において、ＥＣＵ２に、図３乃至図５のルーチンに代えて図１４のルーチンを実行させることにより実現することができる。

本実施形態にかかる気筒別燃焼安定化制御は、部分燃焼か急速燃焼かによって制御パラメータの設定値を調整する制御（実施の形態１にかかる気筒別燃焼安定化制御）に、燃料性状に応じて制御パラメータの設定値を切り換える制御（実施の形態４にかかる気筒別燃焼安定化制御）を組み合わせたものである。ただし、実施の形態４では、過去複数サイクルにおけるトルクの相関関係から燃料の質を判定しているのに対し、本実施形態では、制御パラメータの設定値を調整する際の調整量から燃料性状を判定するようになっている。

図１４は、本実施形態において、内燃機関の制御装置としてのＥＣＵ２が実行する気筒別燃焼安定化制御の流れを説明するためのフローチャートである。本実施形態にかかる気筒別燃焼安定化制御も実施の形態１と同様に、燃焼が特に不安定になりやすい冷間ファーストアイドル中に実行される。

まず、ステップ７００では、各気筒についてサイクル毎にトルクが検出される。トルク検出は所定の複数サイクルについて行われ、検出されたトルクはＥＣＵ２の内部に備えられたメモリに記憶されていく。次のステップ７０２では、過去所定サイクルにおけるトルクの相関係数が算出される。相関係数については上述のとおりである。ステップ７０４では、ステップ７０２で算出した相関係数が所定の閾値（マイナス値）と比較され、相関係数が閾値よりも小さくなった場合には、過去複数サイクルのトルクには負相関があると判定される。

ステップ７０４で負相関があると判定された場合には、ステップ７０６の処理が行われる。ステップ７０６では、まず、過去複数サイクルのトルクの平均値が算出され、平均トルクに対する今回トルクの乖離率（今回トルクから平均トルクを引き、それを平均トルクで割った値）が算出される。そして、図１５に示すマップから乖離率に応じた点火時期補正量が算出される。図１５において横軸が乖離率を示し、縦軸が点火時期補正量を示している。乖離率は今回トルクが平均トルクに等しいときに０になる。マップでは乖離率がＲ_L（Ｒ_L＜０）からＲ_H（Ｒ_H＞０）までの間は不感帯になっており、点火時期補正量はゼロになる。この不感帯は適正トルク領域に対応し、Ｒ_L、Ｒ_Hはそれぞれ適正トルク領域の下限値、上限値に対応している。そして、乖離率がＲ_Hよりも大きくなったときには、点火時期補正量は乖離率の増加量に比例して進角側に増加するように設定され、乖離率がＲ_Lよりも小さくなったときには、点火時期補正量は乖離率の減少量に比例して遅角側に増加するように設定される。

ステップ７０８では、ステップ７０６で算出された点火時期補正量の大きさが所定の閾値（プラス値）と比較される。この閾値は、点火時期補正量から燃料性状が重質であるか否かを判定するための判定値である。燃料が重質燃料の場合にはトルクの変動が大きいため、図１５に示すマップによって点火時期補正量は大き値に設定されることになる。したがって、点火時期補正量の大きさが所定の閾値を超えたら、燃料性状は重質であると判定することができる。

ステップ７０８の判定の結果、点火時期補正量が閾値以下の場合には、次回サイクルにおいて点火時期の補正が実行される（ステップ７１０）。一方、点火時期補正量が閾値を超えた場合には、使用されている燃料は重質燃料であると判定され（ステップ７１２）、トルクに係わる制御パラメータである点火時期及び燃料噴射量の設定値が重質燃料に応じた値に切り換えられる（ステップ７１４）。具体的には、点火時期は進角側に切り換えられ、燃料噴射量は空燃比がリッチ化するように増量される。冷間始動時には重質燃料は気化しにくく失火しやすいため、上記のように点火時期及び燃料噴射量の設定値が切り換えられることで燃焼は安定し、トルクの急激な落ち込みによるドライバビリティの悪化が防止される。

以上説明した気筒別燃焼安定化制御ルーチンの実行により、使用されている燃料が通常の軽質燃料の場合には、今回トルクの平均トルクに対する乖離率に応じて点火時期の次回サイクルでの設定値が調整されるので、トルク変動を速やかに抑制することができる。また、使用されている燃料が重質燃料の場合には、点火時期及び燃料噴射量が通常の設定から重質燃料に応じた設定に切り換えられるので、燃焼を安定させてドライバビリティの悪化を防止することができる。さらに、乖離率に応じて点火時期の次回サイクルでの設定値が調整される際、その調整量から燃料性状が判定されるので、特別なセンサを用いることなく正確に燃料性状を判定することができるという利点もある。

なお、上述した実施の形態においては、ＥＣＵ２による上記ステップ７０６の処理の実行により、第１４の発明の「制御パラメータ調整手段」が実現されるとともに、ＥＣＵ２による上記ステップ７０８の処理の実行により、第１４の発明の「燃料性状判定手段」が実現されている。

実施の形態６.
以下、図１６を参照して、本発明の実施の形態６について説明する。
本実施形態の内燃機関の制御装置は、実施の形態１において、ＥＣＵ２に、図３乃至図５のルーチンに代えて図１６のルーチンを実行させることにより実現することができる。

実施の形態５のように、今回トルクの乖離率に応じた点火時期補正量をマップによって予め設定しておくことで、トルク変動を速やかに抑制することが可能になる。ところが、乖離率に対する点火時期補正量の最適値は、内燃機関の機差、適合のずれ、経時変化、使用条件等によって少なからず変化する。このため、マップに従い点火時期補正量を決めて次回サイクルでの点火時期を調整したにもかかわらず、トルク変動が許容範囲に収まらない可能性がある。そこで、本実施形態では、内燃機関の機差等によらずトルク変動を確実に抑制にすべく、以下に説明するような気筒別燃焼安定化制御を実行する。

図１６は、本実施形態において、内燃機関の制御装置としてのＥＣＵ２が実行する気筒別燃焼安定化制御の流れを説明するためのフローチャートである。本実施形態にかかる気筒別燃焼安定化制御も実施の形態１と同様に、燃焼が特に不安定になりやすい冷間ファーストアイドル中に実行される。なお、ステップ８００乃至ステップ８０４の処理は実施の形態４にかかるステップ７００乃至ステップ７０４の処理と同処理であるので、その説明は省略する。

ステップ８０６では、過去複数サイクルのトルクの平均値が算出され、平均トルクに対する今回トルクの乖離率が算出される。そして、マップ（図１５に示すマップ）から乖離率に応じた点火時期補正量が算出される。ステップ８０８では、マップから算出された点火時期補正量に従い、次回サイクルにおいて点火時期の補正が実行される。

本実施形態にかかる気筒別燃焼安定化制御ルーチンでは、点火時期補正の実行後、再度、過去複数サイクルのトルクの平均値が算出され、平均トルクに対する今回トルクの乖離率が算出される（ステップ８１０）。そして、次のステップ８１２では、ステップ８１０で算出された乖離率の大きさが所定の閾値と比較され、乖離率の大きさが所定の閾値よりも大きい、すなわち、トルク変動が許容範囲に収まっていないと判定された場合には、再びマップから乖離率に応じた点火時期補正量が算出され、算出された点火時期補正量に従い、次回サイクルにおいて点火時期の補正が実行される（ステップ８１４）。なお、点火時期補正量には図では省略しているが最大値と最小値が設定されており、点火時期が過剰に補正されることは防止されている。

以上説明した気筒別燃焼安定化制御ルーチンの実行により、点火時期の補正によってトルク変動が許容範囲に収まっていない場合には、トルク変動の状況に応じて再度、点火時期の補正が実行されるので、内燃機関の機差や経時変化等によらずトルク変動を確実に抑制することができる。なお、点火時期の再補正は一度に限定されず、トルク変動が許容範囲に収まるまで点火時期の再補正を繰り返し行うようにしてもよい。

本実施形態においても、実施の形態５と同様、ステップ８０６で算出される点火時期補正量から燃料性状を判定し、燃料が重質燃料の場合には、点火時期及び燃料噴射量の設定を重質燃料に応じた設定に切り換えるようにしてもよい。

実施の形態７.
以下、図１７を参照して、本発明の実施の形態７について説明する。
本実施形態の内燃機関の制御装置は、実施の形態１において、ＥＣＵ２に、図３乃至図５のルーチンに代えて図１７のルーチンを実行させることにより実現することができる。

冷間ファーストアイドル時には、排気温度を上昇させ触媒の温度を速やかに活性温度まで上昇させるべく、始動直後から点火時期を遅角させることが行われている。ところが、点火時期の遅角は上述のように燃焼の不安定化を招くため、点火時期を遅角しすぎるトルク変動によってドライバビリティを低下させてしまう。したがって、ドライバビリティとエミッションが両立する範囲で点火時期の遅角量を定めることが要求されるが、使用される燃料の性状によってトルク変動を招かない限界遅角量は変化するため、最適な遅角量を定めるのは難しい。本実施形態では、以下に説明するように、部分燃焼と急速燃焼の頻度から遅角量の余裕度を判断することで、最適な遅角量の設定を可能にした。

図１７は、本実施形態において、内燃機関の制御装置としてのＥＣＵ２が実行する気筒別点火時期遅角制御の流れを説明するためのフローチャートである。図１７の気筒別点火時期遅角制御ルーチンは、燃焼が特に不安定になりやすい冷間ファーストアイドル中において、気筒毎に膨張行程単位（例えば４気筒では１８０度、６気筒では１２０度）で実行される。

最初のステップ９００では、内燃機関が始動したか否か判定される。そして、内燃機関が始動したら、まず、トルクが算出される（ステップ９０２）。トルクの算出は実施の形態１で説明した方法で行われ、クランク角センサ６から供給される出力信号から運動方程式に則って気筒別に算出される図示トルク（推定図示トルク）が用いられる。

次のステップ９０４では、算出されたトルクから内燃機関の燃焼状態が急速燃焼か部分燃焼か、或いは適正な燃焼状態（通常燃焼）であるのかが判定される。トルクから内燃機関の燃焼状態を判定する方法は、上述の各実施形態で用いられている何れの方法を用いてもよい。ステップ９０４の判定の結果、通常燃焼と判定された場合には、カウント値Ｎ１に１が加算され（ステップ９０６）、急速燃焼或いは部分燃焼と判定された場合には、カウント値Ｎ２に１が加算される（ステップ９０８）。カウント値Ｎ１，Ｎ２はともに初期値は０であり、また、冷間ファーストアイドル状態から脱したときに０にリセットされる。

ステップ９１０では、二つのカウント値Ｎ１，Ｎ２の合計値と所定の閾値との比較が行われる。カウント値Ｎ１，Ｎ２の合計値は当該気筒の始動からのサイクル数を表しており、閾値は、ステップ９１２以降の処理において遅角量を算出するのに十分なデータが収集できる程度のサイクル数に設定されている。

ステップ９１０の判定の結果、カウント値Ｎ１，Ｎ２の合計値が閾値を超えたら、まず、ステップ９１２において急速燃焼、部分燃焼の通常燃焼に対する割合Ｒ（Ｒ＝Ｎ２／Ｎ１）が算出される。そして、ステップ９１４では急速・部分燃焼割合Ｒと所定の閾値Ｒoとの比較が行われる。閾値Ｒoは、ドライバビリティとエミッションの双方が満足できるレベルにあるときの急速燃焼、部分燃焼の通常燃焼に対する割合を実験等によって求めた値である。

ステップ９１４の比較の結果、急速・部分燃焼割合Ｒが閾値Ｒoを超える場合には、触媒の暖機のための遅角量ＳＡの減算が行われる（ステップ９１６）。つまり、現在の遅角量ＳＡから所定値αを減算された値が次回サイクルにおける遅角量ＳＡとして設定される。これにより、次回サイクルでは点火時期は進角されることになり、燃焼の安定化が図られる。また、燃焼が安定することで、急速燃焼、部分燃焼の通常燃焼に対する割合Ｒは低下することになる。

一方、ステップ９１４の比較において急速・部分燃焼割合Ｒが閾値Ｒo以下と判定された場合には、触媒暖機遅角量ＳＡの加算が行われる（ステップ９１８）。つまり、現在の遅角量ＳＡに所定値αを加算された値が次回サイクルにおける遅角量ＳＡとして設定される。これにより、次回サイクルでは点火時期はさらに遅角されることになり、エミッションの向上が図られる。また、点火時期の遅角により燃焼は不安定になるので、急速燃焼、部分燃焼の通常燃焼に対する割合Ｒは増加することになる。

以上説明した気筒別点火時期遅角制御ルーチンの実行により、急速燃焼、部分燃焼の通常燃焼に対する割合Ｒは閾値Ｒoに収束することになる。したがって、本実施形態の制御装置によれば、点火時期の遅角量をドライバビリティとエミッションの双方を両立できる最適値に容易に調整することができる。

なお、点火時期の遅角量は気筒平均で算出することも可能である。ただし、空気量，燃料量，圧縮比，温度等には気筒毎のばらつきが存在するため、燃焼状態は気筒毎に異なっており、当然、最適な限界遅角量も気筒毎に異なっている。したがって、上述の実施形態のように気筒毎に急速燃焼、部分燃焼の発生頻度を算出し、気筒毎に点火時期の遅角量を補正することで、全ての気筒について最適な遅角量を実現することが可能になる。

上述した実施の形態においては、ＥＣＵ２による図１７のルーチンの実行により、第１５の発明の「点火時期制御手段」が実現されている。

実施の形態８.
以下、図１８を参照して、本発明の実施の形態８について説明する。
本実施形態の内燃機関の制御装置は、実施の形態１において、ＥＣＵ２に、図３乃至図５のルーチンに代えて図１８のルーチンを実行させることにより実現することができる。

クランク軸に対するカム軸の位相角を変化させることで吸気弁の開閉タイミングを可変制御するバルブタイミング可変機構（以下、ＶＶＴという）が知られている。ＶＶＴを備えた内燃機関では、ＶＶＴにより吸気弁の開弁タイミングを進角させることで、吸気弁と排気弁の開時期のオーバーラップを大きくして内部ＥＧＲ量を増加させ、これにより排気ガス中のＮＯｘを低減することが可能である。しかしながら、冷間ファーストアイドル時のような燃焼が不安定な状況において過剰に内部ＥＧＲ量を増加させると、燃焼をより不安定にしてしまいトルク変動によってドライバビリティを低下させてしまう。したがって、ドライバビリティとＮＯｘが両立するような内部ＥＧＲ量になるように吸気弁の開弁タイミングの進角量（以下、ＶＶＴ進角量）を定めることが要求されるが、使用される燃料の性状によってトルク変動を招かない限界進角量は変化するため、最適なＶＶＴ進角量を定めるのは難しい。本実施形態では、以下に説明するように、部分燃焼と急速燃焼の頻度からＶＶＴ進角量の余裕度を判断することで、最適なＶＶＴ進角量の設定を可能にした。

図１８は、本実施形態において、内燃機関の制御装置としてのＥＣＵ２が実行する気筒別ＶＶＴ進角制御の流れを説明するためのフローチャートである。図１８の気筒別ＶＶＴ進角制御ルーチンは、燃焼が特に不安定になりやすい冷間ファーストアイドル中において、気筒毎に膨張行程単位（例えば４気筒では１８０度、６気筒では１２０度）で実行される。なお、ステップ１０００乃至ステップ１０１２の処理は実施の形態７にかかるステップ９００乃至ステップ９１２の処理と同処理であるので、その説明は省略する。

ステップ１０１４では急速・部分燃焼割合Ｒと所定の閾値Ｒoとの比較が行われる。ここでの閾値Ｒoは、ドライバビリティとＮＯｘの双方が満足できるレベルにあるときの急速燃焼、部分燃焼の通常燃焼に対する割合を実験等によって求めた値である。

ステップ１０１４の比較の結果、急速・部分燃焼割合Ｒが閾値Ｒoを超える場合には、ＶＶＴ進角量ＳＡの減算が行われる（ステップ１０１６）。つまり、現在のＶＶＴ進角量ＳＡから所定値αを減算された値が次回サイクルにおけるＶＶＴ進角量ＳＡとして設定される。これにより、次回サイクルでは吸気弁の開弁タイミングは遅角されることになり、内部ＥＧＲ量の減少によって燃焼の安定化が図られる。また、燃焼が安定することで、急速燃焼、部分燃焼の通常燃焼に対する割合Ｒは低下することになる。

一方、ステップ１０１４の比較において急速・部分燃焼割合Ｒが閾値Ｒo以下と判定された場合には、ＶＶＴ進角量ＳＡの加算が行われる（ステップ１０１８）。つまり、現在のＶＶＴ進角量ＳＡに所定値αを加算された値が次回サイクルにおけるＶＶＴ進角量ＳＡとして設定される。これにより、次回サイクルでは吸気弁の開弁タイミングはさらに進角されることになり、内部ＥＧＲ量の増加によりＮＯｘの低減が図られる。また、内部ＥＧＲ量の増加により燃焼は不安定になるので、急速燃焼、部分燃焼の通常燃焼に対する割合Ｒは増加することになる。

以上説明した気筒別ＶＶＴ進角制御ルーチンの実行により、急速燃焼、部分燃焼の通常燃焼に対する割合Ｒは閾値Ｒoに収束することになる。したがって、本実施形態の制御装置によれば、ＶＶＴ進角量をドライバビリティとＮＯｘの双方を両立できる最適値に容易に調整することができる。

なお、ＶＶＴ進角量は気筒平均で算出することも可能である。ただし、空気量，燃料量，圧縮比，温度等には気筒毎のばらつきが存在するため、燃焼状態は気筒毎に異なっており、当然、最適な限界進角量も気筒毎に異なっている。したがって、上述の実施形態のように気筒毎に急速燃焼、部分燃焼の発生頻度を算出し、気筒毎にＶＶＴ進角量を補正することで、全ての気筒について最適なＶＶＴ進角量を実現することが可能になる。

上述した実施の形態においては、ＥＣＵ２による図１８のルーチンの実行により、第１６の発明の「内部ＥＧＲ量制御手段」が実現されている。なお、上述の実施の形態では、ＶＶＴにより吸気弁の開弁タイミングを制御することで内部ＥＧＲ量を制御しているが、ＶＶＴにより排気弁の閉弁タイミングを制御することでも内部ＥＧＲ量を制御することができる。

冷間ファーストアイドル時に生じる特定気筒のトルク変化について示したグラフである。 本発明の実施の形態１としての内燃機関の制御装置の構成を説明するための図である。 本発明の実施の形態１において実行される制御実行判定ルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態１において実行される気筒別燃焼安定化制御ルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態１において実行される触媒暖機効果保持制御ルーチンのフローチャートである。 図１に示す状態におけるサイクル間のトルクの相関関係について示すグラフである。 冷間ファーストアイドル時に本発明にかかる制御を実行した場合に生じる特定気筒のトルク変化について示したグラフである。 図示トルク、筒内ガス圧によるトルク及び往復慣性質量による慣性トルクと、クランク角との関係を示す特性図である。 クランク角信号とトルク算出タイミングを示す模式図である。 フリクショントルクと機関回転数及び冷却水温との関係を表すマップを示す模式図である。 本発明の実施の形態２において実行されるトルク差補正制御ルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態３において実行される気筒別燃焼安定化制御ルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態４において実行される気筒別燃焼安定化制御ルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態５において実行される気筒別燃焼安定化制御ルーチンのフローチャートである。 平均トルクに対する今回トルクの乖離率から点火時期補正量を算出するためのマップである。 本発明の実施の形態６において実行される気筒別燃焼安定化制御ルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態７において実行される気筒別点火時期遅角制御ルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態８において実行される気筒別ＶＶＴ進角制御ルーチンのフローチャートである。

符号の説明

２ ＥＣＵ
６ クランク角センサ
８ 点火プラグ
１０ 燃料噴射弁

Claims (16)

1. 定常時における燃焼状態を検出する燃焼状態検出手段と、
   燃焼状態に係わる制御パラメータを調整する制御パラメータ調整手段とを備え、
   前記制御パラメータ調整手段は、検出された燃焼状態が部分燃焼であるときには、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値をより部分燃焼する側に調整することを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 定常時における燃焼状態を検出する燃焼状態検出手段と、
   燃焼状態に係わる制御パラメータを調整する制御パラメータ調整手段とを備え、
   前記制御パラメータ調整手段は、検出された燃焼状態が急速燃焼であるときには、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値をより急速燃焼する側に調整することを特徴とする内燃機関の制御装置。
3. 前記燃焼状態検出手段は、機関のトルクに相関する出力パラメータに基づいて燃焼状態を検出することを特徴とする請求項１又は２記載の内燃機関の制御装置。
4. 気筒間の定常的なトルク差を縮小するように各気筒のトルクを調整するトルク差補正手段を備え、
   前記燃焼状態検出手段は、前記トルク差補正手段による気筒間のトルク差の補正後、前記出力パラメータに基づいて燃焼状態を検出することを特徴とする請求項３記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記燃焼状態検出手段は、前記出力パラメータの検出値と過去の検出値との比較に基づいて燃焼状態を検出することを特徴とする請求項３又は４記載の内燃機関の制御装置。
6. 定常時における機関のトルクに相関する出力パラメータを検出する出力パラメータ検出手段と、
   前記出力パラメータの大小に係わる制御パラメータを調整する制御パラメータ調整手段とを備え、
   前記制御パラメータ調整手段は、前記出力パラメータの検出値が所定範囲以下であれば、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値を前記出力パラメータがより小さくなる側に調整し、
   前記出力パラメータの検出値が前記所定範囲以上であれば、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値を前記出力パラメータがより大きくなる側に調整することを特徴とする内燃機関の制御装置。
7. 前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値のばらつきの程度を判定するばらつき判定手段を備え、
   前記制御パラメータ調整手段は、前記出力パラメータのばらつきが所定程度よりも大きいと判定されたときに、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値の調整を行うことを特徴とする請求項６記載の内燃機関の制御装置。
8. 前記ばらつき判定手段は、前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値の相関によってばらつきの程度を判定し、
   前記制御パラメータ調整手段は、前記出力パラメータの相関が負相関にあるときに、前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値の調整を行うことを特徴とする請求項７記載の内燃機関の制御装置。
9. 前記制御パラメータ調整手段は、主となる制御パラメータを含む少なくとも２つの制御パラメータを調整可能であり、
   前記主制御パラメータが所定の調整範囲内にあるときには、前記主制御パラメータの次回サイクルでの設定値を調整し、
   前記主制御パラメータが所定の調整範囲を超えるときには、他の制御パラメータの次回サイクルでの設定値を調整することを特徴とする請求項６乃至８の何れか１項に記載の内燃機関の制御装置。
10. 触媒暖機のための点火時期遅角制御の実行中か否かを判定する運転状態判定手段をさらに備え、
    前記制御パラメータ調整手段は、前記点火時期遅角制御が実行されているときには、
    前記出力パラメータの検出値が前記所定範囲をトルクが小さくなる側に外れていれば、点火時期の次回サイクルでの設定値を遅角し、
    前記出力パラメータの検出値が前記所定範囲をトルクが大きくなる側に外れていれば、前記点火時期の進角度が所定程度を超えるまでは前記点火時期の次回サイクルでの設定値を進角し、前記点火時期の進角度が前記所定程度を超えるときには燃料噴射量の次回サイクルでの設定値を増量することを特徴とする請求項９記載の内燃機関の制御装置。
11. 気筒間の定常的なトルク差を縮小するように各気筒のトルクを調整するトルク差補正手段を備え、
    前記制御パラメータ調整手段は、前記トルク差補正手段による気筒間のトルク差の補正後、前記出力パラメータの検出値に基づいて前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値の調整を行うことを特徴とする請求項６乃至１０の何れか１項に記載の内燃機関の制御装置。
12. 前記制御パラメータ調整手段は、前記出力パラメータの検出値を過去の検出値によって相対値化し、前記相対値化された検出値に基づいて前記制御パラメータの次回サイクルでの設定値の調整を行うことを特徴とする請求項６乃至１１の何れか１項に記載の内燃機関の制御装置。
13. 前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値の相関から燃料性状を判定する燃料性状判定手段を備えることを特徴とする請求項８記載の内燃機関の制御装置。
14. 前記制御パラメータが点火時期であって、前記出力パラメータの検出値と過去の平均値との乖離状態に応じて前記点火時期の次回サイクルでの設定値を調整するように前記制御パラメータ調整手段が構成されるとともに、
    前記制御パラメータ調整手段による前記点火時期の調整量から燃料性状を判定する燃料性状判定手段を備えることを特徴とする請求項６記載の内燃機関の制御装置。
15. 前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値の相関から触媒暖機のための点火時期の遅角補正量を決定する点火時期制御手段を備えることを特徴とする請求項８記載の内燃機関の制御装置。
16. 前記出力パラメータの過去複数サイクルにおける検出値の相関から機関の内部ＥＧＲ量を決定する内部ＥＧＲ量制御手段を備えることを特徴とする請求項８記載の内燃機関の制御装置。
    

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