(57)【要約】【課題】簡素な構成で筒内の燃焼状態、燃料の性状を正確に判別し、内燃機関を最適に制御する。【解決手段】クランク角に関する情報に基づいて筒内での燃焼に起因する図示トルクＴｉ（ｋ）（筒内トルク）を算出する筒内トルク算出手段と、図示トルクＴｉ（ｋ）に基づいて筒内の燃焼状態又は燃料の性状を判別する判別手段と、燃焼状態又は燃料の性状に基づいて内燃機関を制御する制御手段と、を備える。クランク角に関する情報に基づいて筒内での燃焼に起因する筒内トルクを算出するようにしたため、筒内トルクに基づいて筒内の燃焼状態、燃料の性状を精度良く判別することができる。【選択図】        図７
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
クランク角に関する情報に基づいて筒内での燃焼に起因する筒内トルクを算出する筒内トルク算出手段と、
前記筒内トルクに基づいて筒内の燃焼状態又は燃料の性状を判別する判別手段と、
前記燃焼状態又は燃料の性状に基づいて内燃機関を制御する制御手段と、
を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
【請求項２】
前記判別手段は、
所定の目標値と前記筒内トルクとを比較する比較手段を含み、
前記比較手段における比較の結果に基づいて前記燃焼状態又は燃料の性状を判別することを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。
【請求項３】
前記判別手段は、複数の前記筒内トルクの積算値又は平均値を求める手段を含み、
前記比較手段は、前記目標値と前記積算値又は平均値とを比較することを特徴とする請求項２記載の内燃機関の制御装置。
【請求項４】
筒内への燃料噴射量を取得する手段を更に備え、
前記判別手段は、前記燃料噴射量に応じて前記目標値を変更する手段を更に含むことを特徴とする請求項２又は３記載の内燃機関の制御装置。
【請求項５】
前記判別手段は、機関始動時の複数回の燃焼により算出された複数の前記筒内トルクに基づいて前記燃焼状態又は燃料の性状を判別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。
【請求項６】
前記判別手段は、機関始動時の最初の燃焼によって算出された前記筒内トルクに基づいて前記燃焼状態又は燃料の性状を判別することを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。
【請求項７】
前記判別手段は、
所定の目標値と前記筒内トルクとを比較する比較手段と、
機関始動時の機関回転数又は機関温度に基づいて前記目標値を補正する補正手段と、を含み、
前記比較手段における比較の結果に基づいて前記燃焼状態又は燃料の性状を判別す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。
【請求項８】
前記筒内トルク算出手段は、
クランク角加速度を算出する角加速度算出手段を含み、
往復慣性質量による慣性トルクの平均値がほぼ０となるクランク角の区間におけるクランク角加速度に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする請求項１〜７のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。
【請求項９】
前記筒内トルク算出手段は、
前記区間におけるクランク角加速度と駆動部の慣性モーメントとに基づいて、前記クランク角加速度に起因して発生する動的な損失トルクを求める損失トルク算出手段を含み、
前記動的な損失トルクに基づいて前記筒内トルクを算出す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。
【請求項１０】
前記筒内トルク算出手段は、
前記区間における駆動部のフリクショントルクを求めるフリクショントルク算出手段を含み、
前記動的な損失トルクと、前記フリクショントルクとに基づいて前記筒内トルクを算出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。
【請求項１１】
前記筒内トルク算出手段は、
前記クランク角加速度の前記区間における平均値を求める角加速度平均値算出手段を含み、
前記クランク角加速度に関する前記平均値に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする請求項８又は９記載の内燃機関の制御装置。
【請求項１２】
前記筒内トルク算出手段は、
前記フリクショントルクの前記区間における平均値を求めるフリクショントルク平均値算出手段を含み、
前記フリクショントルクに関する前記平均値に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする請求項１０記載の内燃機関の制御装置。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は内燃機関の制御装置に関し、特に、機関筒内の燃焼状態を判別する装置に適用して好適である。
【０００２】
【従来の技術】
従来、内燃機関の出力から機関の燃焼状態を判別する方法が知られている。例えば、特開平９−１４４５９１号公報には、機関始動開始から図示平均有効圧力の積算値を求め、燃料噴射回数が所定値となったときの図示平均有効圧力の積算値に基づいて燃料の性状を検出する方法が記載されている。
【０００３】
【特許文献１】
特開平９−１４４５９１号公報
【特許文献２】
特開平７−２７９７４０号公報
【特許文献３】
特開２０００−３３７２０７号公報
【特許文献４】
特開平７−２７９７３９号公報
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、特開平９−１４４５９１号公報に記載された方法では、筒内の圧力を用いて図示平均有効圧を求めているため、筒内圧を検出するためのセンサを別途設ける必要がある。このため、機関の構成が複雑となり、製造工程の煩雑化、製造コストの上昇という問題が生じる。特に、筒内圧センサを各気筒に設置した場合、更なる製造工程の煩雑化、コスト上昇という問題が発生する。
【０００５】
また、図示平均有効圧を算出するためには筒内圧を１サイクル（４行程）に渡って検出する必要があり、１サイクルで１回の図示平均有効圧しか算出することができない。従って、複数の図示平均有効圧を算出するためには、ある程度の時間を要してしまうという問題がある。このため、短時間で燃料の性状を判別することは難しく、燃料の性状に応じた適切な制御を始動直後の早期に開始することは困難である。
【０００６】
更に、同公報に記載された方法では、図示平均有効圧力を積算する区間（時間）を始動開始からの運転サイクル数で規定し、所定の運転サイクル数に達するまでの図示平均有効圧力の積算値に基づいて燃料の性状を判別している。しかし、機関筒内へ供給される燃料量は１回の燃料噴射毎に異なり、所定の運転サイクル数に達するまでに筒内へ供給される燃料の総量は一定していない。従って、図示平均有効圧の積算値には供給エネルギー（燃料噴射量）の変動に起因する誤差が含まれることとなり、この積算値に基づいて燃焼状態（燃料の性状）を正確に判断することは困難である。
【０００７】
この発明は、上述のような問題を解決するためになされたものであり、簡素な構成で筒内の燃焼状態、燃料の性状を正確に判別し、内燃機関を最適に制御することを目的とする。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、上記の目的を達成するため、クランク角に関する情報に基づいて筒内での燃焼に起因する筒内トルクを算出する筒内トルク算出手段と、前記筒内トルクに基づいて筒内の燃焼状態又は燃料の性状を判別する判別手段と、前記燃焼状態又は燃料の性状に基づいて内燃機関を制御する制御手段と、を備えたことを特徴とする。
【０００９】
第２の発明は、第１の発明において、前記判別手段は、所定の目標値と前記筒内トルクとを比較する比較手段を含み、前記比較手段における比較の結果に基づいて前記燃焼状態又は燃料の性状を判別することを特徴とする。
【００１０】
第３の発明は、第２の発明において、前記判別手段は、複数の前記筒内トルクの積算値又は平均値を求める手段を含み、前記比較手段は、前記目標値と前記積算値又は平均値とを比較することを特徴とする。
【００１１】
第４の発明は、第２又は第３の発明において、筒内への燃料噴射量を取得する手段を更に備え、前記判別手段は、前記燃料噴射量に応じて前記目標値を変更する手段を更に含むことを特徴とする。
【００１２】
第５の発明は、第３の発明において、前記判別手段は、機関始動時の複数回の燃焼により算出された複数の前記筒内トルクに基づいて前記燃焼状態又は燃料の性状を判別することを特徴とする。
【００１３】
第６の発明は、第１の発明において、前記判別手段は、機関始動時の最初の燃焼によって算出された前記筒内トルクに基づいて前記燃焼状態又は燃料の性状を判別することを特徴とする。
【００１４】
第７の発明は、第６の発明において、前記判別手段は、所定の目標値と前記筒内トルクとを比較する比較手段と、機関始動時の機関回転数又は機関温度に基づいて前記目標値を補正する補正手段と、を含み、前記比較手段における比較の結果に基づいて前記燃焼状態又は燃料の性状を判別することを特徴とする。
【００１５】
第８の発明は、第１〜第７の発明にいずれかにおいて、前記筒内トルク算出手段は、クランク角加速度を算出する角加速度算出手段を含み、往復慣性質量による慣性トルクの平均値がほぼ０となるクランク角の区間におけるクランク角加速度に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする。
【００１６】
第９の発明は、第８の発明において、前記筒内トルク算出手段は、前記区間におけるクランク角加速度と駆動部の慣性モーメントとに基づいて、前記クランク角加速度に起因して発生する動的な損失トルクを求める損失トルク算出手段を含み、前記動的な損失トルクに基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする。
【００１７】
第１０の発明は、第９の発明において、前記筒内トルク算出手段は、前記区間における駆動部のフリクショントルクを求めるフリクショントルク算出手段を含み、前記動的な損失トルクと、前記フリクショントルクとに基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする。
【００１８】
第１１の発明は、第８又は第９の発明において、前記筒内トルク算出手段は、前記クランク角加速度の前記区間における平均値を求める角加速度平均値算出手段を含み、前記クランク角加速度に関する前記平均値に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする。
【００１９】
第１２の発明は、第１０の発明において、前記筒内トルク算出手段は、前記フリクショントルクの前記区間における平均値を求めるフリクショントルク平均値算出手段を含み、前記フリクショントルクに関する前記平均値に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする。
【００２０】
【発明の実施の形態】
以下、図面に基づいてこの発明のいくつかの実施の形態について説明する。尚、各図において共通する要素には、同一の符号を付して重複する説明を省略する。また、以下の実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。
【００２１】
実施の形態１．
図１は、本発明の実施の形態１にかかる内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。内燃機関１０には吸気通路１２および排気通路１４が連通している。吸気通路１２は、上流側の端部にエアフィルタ１６を備えている。エアフィルタ１６には、吸気温ＴＨＡ（すなわち外気温）を検出する吸気温センサ１８が組みつけられている。また、排気通路１４には排気浄化触媒３２が配置されている。
【００２２】
エアフィルタ１６の下流には、エアフロメータ２０が配置されている。エアフロメータ２０の下流には、スロットルバルブ２２が設けられている。スロットルバルブ２２の近傍には、スロットル開度ＴＡを検出するスロットルセンサ２４と、スロットルバルブ２２が全閉となることでオンとなるアイドルスイッチ２６とが配置されている。
【００２３】
スロットルバルブ２２の下流には、サージタンク２８が設けられている。また、サージタンク２８の更に下流には、内燃機関１０の吸気ポートに燃料を噴射するための燃料噴射弁３０が配置されている。
【００２４】
内燃機関１０の各気筒はピストン３４を備えている。ピストン３４には、その往復運動によって回転駆動されるクランク軸３６が連結されている。車両駆動系と補機類（エアコンのコンプレッサ、オルタネータ、トルクコンバータ、パワーステアリングのポンプ等）は、このクランク軸３６の回転トルクによって駆動される。クランク軸３６の近傍には、クランク軸３６の回転角を検出するためのクランク角センサ３８が取り付けられている。また、エンジン１０のシリンダブロックには、冷却水温を検出する水温センサ４２が取り付けられている。
【００２５】
図１に示すように、本実施形態の制御装置はＥＣＵ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃ  Ｃｏｎｔｒｏｌ  Ｕｎｉｔ）４０を備えている。ＥＣＵ４０には、上述した各種センサおよび燃料噴射弁３０に加えて、車速ＳＰＤを検出する車速センサ４４などが接続されている。
【００２６】
なお、図１では通常のポート噴射火花点火機関を例示したが、本発明はこれに限定されるものではなく、筒内噴射火花点火機関、圧縮点火機関についても本発明を適用することができる。
【００２７】
本実施形態では、図１のシステムから筒内の燃焼に起因して発生するトルクを求め、これに基づいて燃焼状態（燃料の性状）を判別する。最初に、筒内の燃焼に起因して発生するトルクを求める際に用いる数式について説明する。本実施形態では、以下の（１）式、（２）式を用いて燃焼によるトルクを算出する。なお、以下の説明において、燃焼状態の取得及び判定は、燃料の性状の取得及び判定を含むものとする。
【００２８】
【数１】
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【００２９】
（１）式、（２）式において、図示トルクＴｉは、エンジンの燃焼によってクランク軸３６に発生するトルクである。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。
【００３０】
（１）式の右辺において、Ｊは混合気の燃焼等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３６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３６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３４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。本実施形態では、シフトギヤをニュートラルの状態にして燃焼状態を推定するため、以下の説明ではＴｌ＝０とする。
【００３１】
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（筒内トルク）、Ｔｉｎｅｒｔｉａはピストン３４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。
【００３２】
（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。
【００３３】
図２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２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２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２は４気筒の場合の特性を示したものであり、図２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）、または下死点（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３６が１８０°回転する度に１気筒づつ膨張（爆発）行程が行われ、１回の爆発毎に図２中のＴＤＣからＢＤＣまでのトルク特性が繰り返し現れる。
【００３４】
図２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、爆発工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、他の圧縮行程あるいは排気行程にある気筒の影響により、負の値を取る。そのクランク角がＢＤＣに達するとシリンダの容積変化が０となり、これによってＴｇａｓは０の値を取る。
【００３５】
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とはほとんどあるいは無視できるほど無関係に、ピストン３４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２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３６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。
【００３６】
（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２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。
【００３７】
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°近傍とクランク角９０°近傍〜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。
【００３８】
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。
【００３９】
更に、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間でクランク軸３６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。
【００４０】
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３は、クランク軸３６の角加速度を求める方法を示す模式図である。図３に示すように、本実施形態では、クランク軸３６の回転の１０°毎にクランク角センサ３８からクランク角信号が検出される。
【００４１】
本実施形態の制御装置は、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３６がＴＤＣからＢＤＣまで回転する時間Δｔ（ｋ）を求める。
【００４２】
角速度ω０（ｋ）を求める際には、例えば図３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３８から検出する。そして、時間Δｔ０（ｋ）＋Δｔ１０（ｋ）の間にクランク軸３６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。
【００４３】
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３６が回転する間の角加速度の平均値を算出する。
【００４４】
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３６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。
【００４５】
次にフリクショントルクＴｆの算出方法を説明する。図４はフリクショントルクＴｆと内燃機関１０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４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３６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４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傾向にある。図４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３６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４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４２から、機関回転数はクランク角センサ３８からそれぞれ検出する。
【００４６】
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３４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４に示すマップを正確に作成することができる。
【００４７】
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。
【００４８】
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オン（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オン（ＯＮ）している場合には、図４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。
【００４９】
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。
【００５０】
図５は、算出した図示トルクＴｉ（ｋ）（＝Ｔｇａｓ（ｋ））と各気筒の各行程との関係を示す模式図である。ここで、図５（ａ）は、クランク角１８０°毎の各気筒（＃１〜＃４）における各行程を示しており、図示トルクＴｉ（１）〜Ｔｉ（１０）は上述した方法によりクランク角１８０°毎に算出したトルクである。また、図５（ｂ）は、１気筒（＃４）のみに筒内圧センサを設け、特開平９−１４４５９１号公報等に記載されている従来の方法で１サイクル毎に図示平均有効圧Ｐｉ（ｋ）を算出した場合を比較例として示している。
【００５１】
図５（ａ）において、ｋは始動時の最初の爆発（初爆）からの燃料噴射回数を示しており、Ｔｉ（１）は初爆の際に算出された図示トルクである。図５に示すように、内燃機関１０が＃１〜＃４の４気筒で構成される場合、クランク軸３６の１８０°回転毎に燃料が噴射され、＃１、＃３、＃４、＃２・・・の順で筒内爆発による膨張行程が行われる。ここで、図５（ａ）は初爆の気筒が＃４の場合を示している。そして、各気筒の膨張行程毎、すなわちクランク角１８０°毎に図示トルクＴｉ（ｋ）を順次算出していくと、図示トルクＴｉ（２）は＃２の爆発に対応したトルクとして算出される。同様に、図示トルクＴｉ（３）は＃１の爆発に、図示トルクＴｉ（４）は＃３の爆発に、それぞれ対応したトルクとして算出される。
【００５２】
ここで、例えば＃１の膨張行程により図示トルクＴｉ（３）が算出された区間に着目すると、この区間では、＃３は圧縮行程、＃４は吸気行程、＃２は排気行程となっている。圧縮、吸気、排気行程のトルクは、膨張行程で発生する筒内ガス圧によるトルクに比べて非常に小さいため、図示トルクＴｉ（３）は＃１の爆発により発生した筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓとみなすことができる。従って、図示トルクをＴｉ（１），Ｔｉ（２），Ｔｉ（３），Ｔｉ（４），Ｔｉ（５）・・・の順に算出することで、＃４、＃２、＃１、＃３、＃４・・・の順に各気筒の爆発による筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓを算出することができる。上述したように、筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓは混合気の燃焼によって発生するトルクであるため、各気筒の筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓに基づいて各気筒の燃焼状態を求めることができる。
【００５３】
燃焼状態を判定する際は、算出した図示トルクＴｉ（＝筒内トルクＴｇａｓ）とＥＣＵ４０が予め記憶している目標値とを比較する。そして、図示トルクＴｉが目標値よりも小さい場合は、燃焼によるトルクが目標値に達していないため、燃焼状態が悪化している（燃料が重質である）と判定する。一方、図示トルクＴｉが目標値よりも大きい場合は、燃焼によるトルクが目標値を超えているため、燃焼状態が良好である（燃料が軽質である）と判定する。
【００５４】
この際、図示トルクＴｉを１回のみ算出して目標値と比較しても良いし、図示トルクＴｉを複数回算出してその積算値、平均値等と目標値とを比較しても良い。図示トルクＴｉの算出回数を増やすことで、偶発的な燃焼悪化による誤差要因などを排除することができ、判定の精度を高めることができる。
【００５５】
ここで、例えば燃焼状態の判定に図示トルクＴｉを３回算出してその積算値を用いる場合、図５（ａ）に示すように、本実施形態の方法では、初爆からクランク角が５４０°進んだ時点で３回の図示トルクＴｉの算出が完了する。一方、図５（ｂ）に示すように、１気筒のみに筒内圧センサを設けて図示平均有効圧Ｐｉ（ｋ）を３回算出しようとした場合、Ｐｉ（ｋ）は１サイクル（＝７２０°）に１回しか算出することができないため、３回のＰｉ（ｋ）の算出が完了するまでには、７２０°×３＝２１６０°のクランク角の進行を要する。従って、本実施の形態の方法によれば、筒内圧センサを設けた場合と比較すると始動後の非常に早い段階で燃焼状態を判定することができる。そして、燃焼状態に応じた内燃機関１０の制御を始動直後の早期に開始することが可能となる。
【００５６】
更に、本実施形態によれば、筒内圧センサを用いた図５（ｂ）の方法で３回の図示平均有効圧Ｐｉ（ｋ）の算出が完了した時点では、図５（ａ）に示すように図示トルクＴｉを１０回算出することができる。従って、図５（ｂ）の場合と比較すると、より多くの筒内トルク算出値を用いて燃焼状態を判定することができる。従って、筒内圧センサを設けた場合と比較して、燃焼状態の判定をより高精度に行うことが可能となる。
【００５７】
次に、図６に基づいて、算出した図示トルクＴｉに基づいて燃料の性状を判定する方法を具体的に説明する。燃料の性状を判定する際には、通常の燃料、すなわち、軽質燃料と重質燃料のちょうど中間の性質を有する燃料が燃焼した場合に発生するトルクを目標値としてＥＣＵ４０に記憶させておく。そして、算出した図示トルクＴｉがこの目標値より大きい場合は燃料が軽質であると判定し、目標値より小さい場合は重質と判定する。
【００５８】
この際、本実施形態の装置は、初爆から図示トルクＴｉを複数回算出し、これらの図示トルクの積算値ＳＴｉに基づいて燃料の性状を判定する。ＥＣＵ４０は、図示トルクＴｉの算出回数と、図示トルク積算値ＳＴｉの目標値との関係を定めた図６に示すマップを予め記憶しており、このマップに基づいて燃料の性状を判定する。
【００５９】
図６において、横軸は筒内への燃料噴射回数ｋを、縦軸はｋ回の燃料噴射に対応して算出された図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）をそれぞれ示している。また、図６中の曲線５０は燃料の軽質、重質を判定する際の目標値（しきい値）を示している。燃料噴射回数ｋに応じて積算値ＳＴｉ（ｋ）は増加するため、曲線５０で示されるしきい値は燃料噴射回数ｋに応じて増加する。
【００６０】
図６において、燃料噴射回数がｋ回に達した時点で燃料の性状を判定する場合には、ｋ回の燃料噴射による図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）と曲線５０で示されるしきい値とを比較する。そして、積算値ＳＴｉ（ｋ）がしきい値よりも大きい場合は燃料が軽質であると判定し、積算値ＳＴｉ（ｋ）がしきい値よりも小さい場合は燃料が重質であると判断する。すなわち、図６中で燃料噴射回数ｋと積算値ＳＴｉ（ｋ）の交点Ｐが曲線５０よりも上側に位置しているときは軽質と判定し、曲線６０よりも下側に位置している場合は重質と判定する。このように、燃料噴射回数ｋと積算値ＳＴｉ（ｋ）を図６のマップ当てはめることで、燃料の性状を容易に判定することができる。
【００６１】
また、図６のマップから燃料の軽質、重質の度合いを判定しても良い。この場合、燃料噴射回数ｋにおける積算値ＳＴｉ（ｋ）としきい値との差分の絶対値が大きいほど、軽質、または重質の度合いが高いと判定できる。
【００６２】
なお、図６のマップに基づいて燃焼状態の良否を判定する場合は、曲線５０で示される燃料の性状判定のしきい値を燃焼状態の良否判定のしきい値に置き換えれば良い。
【００６３】
次に、図７のフローチャートに基づいて、本実施形態の制御装置における処理の手順を説明する。先ず、ステップＳ１ではクランク角位置がトルク算出タイミングであるか否かを判定する。具体的には、クランク角がＴＤＣ＋１０°以降、ＢＤＣ＋１０°以降のいずれの状態にあるか否かを判定する。トルク算出タイミングである場合はステップＳ２へ進み、トルク算出タイミングでない場合は初期に戻る（ＲＥＴＵＲＮ）。
【００６４】
次のステップＳ２では、トルク算出に必要なパラメータを取得する。具体的には、機関回転数（Ｎｅ（ｋ）），冷却水温（ｔｈｗ（ｋ）），角速度（ω０（ｋ），ω０（ｋ＋１））、時間（Δｔ）などの各パラメータを取得する。
【００６５】
次のステップＳ３では、フリクショントルクＴｆ（ｋ）を算出する。上述のように、フリクショントルクＴｆ（ｋ）は機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））の関数であり、図４のマップからＴＤＣからＢＤＣまでの区間における平均値を求める。
【００６６】
次の、ステップＳ４では、補機類のスイッチがオン（ＯＮ）しているか否かを判定する。スイッチがオン（ＯＮ）している場合はステップＳ５へ進み、ステップＳ３で求めたフリクショントルクＴｆ（ｋ）を補正する。具体的には、Ｔｆ（ｋ）に所定の補正係数を乗算したり、Ｔｆ（ｋ）に所定の補正値を加算するなどの方法で補正を行う。ステップＳ４でスイッチがオフ（ＯＦＦ）の場合はステップＳ６へ進む。
【００６７】
ステップＳ６では、角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔａｃ（ｋ）＝Ｊ×（（ω０（ｋ＋１）−ω０（ｋ））／Δｔ）を演算して、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間における動的な損失トルクの平均値Ｔａｃ（ｋ）を算出する。
【００６８】
次のステップＳ７では、図示トルクＴｉ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔｉ（ｋ）＝Ｔａｃ（ｋ）＋Ｔｆ（ｋ）を演算してＴｉ（ｋ）を算出する。なお、ステップＳ５でＴｆ（ｋ）を補正している場合は、補正後のＴｆ（ｋ）を用いて演算を行う。ここで得られた図示トルクＴｉ（ｋ）は、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間の平均値である。
【００６９】
そして、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間では、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値＝０であるため、式（２）より、求めた図示トルクＴｉ（ｋ）は筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓ（ｋ）となる。
【００７０】
次のステップＳ８では、図示トルクＴｉ（ｋ）の積算値ＳＴｉ（ｋ）を算出する。積算値ＳＴｉ（ｋ）は、前回算出した図示トルクＴｉ（ｋ−１）までの積算値ＳＴｉ（ｋ−１）と、今回算出した図示トルクＴｉ（ｋ）との和であって、下式から算出する。
ＳＴｉ（ｋ）＝ＳＴｉ（ｋ−１）＋Ｔｉ（ｋ）
【００７１】
次のステップＳ９では、燃料噴射回数ｋと所定のしきい値Ｋｔｈを比較し、ｋ＞Ｋｔｈであるか否かを判定する。ｋ＞Ｋｔｈの場合は、燃焼状態を判定するために十分な回数の図示トルク算出が完了しているため、ステップＳ１０へ進んで判定実施フラグをオン（ＯＮ）に設定する。次のステップＳ１１では、図６のマップに基づいて、図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）から燃焼状態を判定する。なお、Ｋｔｈの値を例えば３〜４程度の値としておくことで、初爆から３〜４回程度の燃料噴射が行われた後、早期に燃焼状態を判定できる。
【００７２】
ステップＳ９でｋ≦Ｋｔｈの場合は、燃焼状態を判定するために十分な回数の図示トルク算出が未だ完了していないため、ステップＳ１２へ進み、ｋ＝ｋ＋１に設定して初期に戻る（ＲＥＴＵＲＮ）。ステップＳ１２でｋ＝ｋ＋１に設定しておくことで、次回の処理では図示トルクＴｉ（ｋ＋１）までの積算値ＳＴｉ（ｋ＋１）が算出されることになり、ｋ＋１＞Ｋｔｈとなった時点で燃焼状態の判定が行われる。
【００７３】
なお、図７のフローチャートでは、図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）を求めた後に、ｋ＞Ｋｔｈであるか否かを判定しているが、ｋ＞Ｋｔｈであるか否かを先に判定し、ｋ＞Ｋｔｈである場合にのみ図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）を算出するようにしても良い。
【００７４】
ステップＳ１２で燃焼状態を判定した後は、判定結果に基づいて内燃機関１０を最適に制御する。例えば、燃焼状態が悪化していると判定された場合には、燃料噴射量、空燃比、点火時期などを変更して所望の図示トルクＴｉが得られるように内燃機関１０を制御する。また、燃料が重質の場合には、燃料噴射弁３０から噴射された燃料が霧化しにくいため、失火、またはエミッション、ドライバビリティの悪化などが生じる場合がある。従って、燃料が重質と判定された場合は、燃料制御に関するマップを切換えて、燃料噴射量を増加させるなどの制御を行う。
【００７５】
以上説明したように実施の形態１の制御装置によれば、図示トルクＴｉの積算値ＳＴｉに基づいて機関の燃焼状態を高い精度で判定することができ、燃焼状態、燃料の性状に応じて内燃機関１０を最適に制御することが可能となる。また、筒内圧センサを設ける必要がないため、簡素な構成で図示トルクＴｉを算出することができ、燃焼状態の判定を容易に行うことができる。更に、各気筒の膨張行程毎に図示トルクＴｉを算出できるため、筒内圧センサを設けた場合と比較すると始動直後のより早い段階に燃焼状態を判定することが可能となる。
【００７６】
また、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間でクランク軸３６の角加速度の平均値を算出するようにしたため、Ｔｉｎｅｒｔｉａが角加速度に与える影響を排除することができ、燃焼状態に対応した情報のみから角加速度、及び角加速度による動的な損失トルクＴａｃを求めることができる。また、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間においてフリクショントルクの平均値を求めるようにしたため、瞬間的なフリクション挙動に影響を受けることなく、正確にフリクショントルクＴｆを求めることができる。従って、燃焼状態に対応した図示トルクＴｉの絶対値を高い精度で求めることができ、図示トルクＴｉに基づいて燃焼状態を正確に推定することが可能となる。
【００７７】
なお、上述の説明では、ＴＤＣとＢＤＣにおける角速度から角加速度による動的な損失トルクＴａｃを求めたが、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間を更に複数の区間に分割し、分割した各区間毎に角加速度による動的な損失トルクを求め、これらの損失トルクを平均して１８０°毎の損失トルクＴａｃを求めても良い。例えば、ＴＤＣからＢＤＣまでのクランク角を３０°毎に６等分し、３０°毎に動的な損失トルクを求めて平均化処理することで、ＴＤＣ−ＢＤＣ間の動的な損失トルクＴａｃの平均値を求めても良い。これにより、クランク角速度の検出箇所をより多くすることができ、クランク角検出誤差を最小限に抑えることが可能となる。
【００７８】
また、上述の説明では、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間を１８０°に設定したが、Ｔｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間をより広く設定しても良い。４気筒の内燃機関の場合、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間の最少単位が１８０°であるため、１８０°の整数倍でＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間を設定することができる。例えば推定したトルクによってトルク制御を行う場合など、図示トルクＴｉを推定する頻度が低くても構わない場合には、３６０°、７２０°などの、より広い角度範囲に設定しても構わない。
【００７９】
また、上述の説明では、４気筒の内燃機関に本発明を適用した例を示したが、４気筒以外の内燃機関であっても往復慣性質量によるトルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間を求めることで、４気筒の場合と同様に燃焼状態を推定することができる。図８は、４気筒以外の内燃機関におけるトルク特性を示す図であって、図２と同様に（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。ここで、図８（Ａ）は単気筒の場合を、図８（Ｂ）は６気筒の場合をそれぞれ示している。
【００８０】
図８（Ａ）に示すように、単気筒の場合はクランク角７２０°毎に１回の爆発行程が行われ、筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓは１回の爆発毎に増加、減少を繰り返す。そして、クランク角３６０°〜５４０°の区間で往復慣性質量によるトルクＴｉｎｅｒｔｉａ（点線）の平均値は０となる。従って、この区間毎に角加速度、図示トルクを求めることで、燃焼状態を正確に推定することができる。
【００８１】
図８（Ｂ）に示す６気筒の場合も同様である。６気筒の場合は、クランク角７２０°毎に６回の爆発行程が行われるため、筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓはクランク角１２０°毎に増加、減少を繰り返す。そして、クランク角０°〜１２０°の区間で往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値は０となる。従って、クランク角１２０°毎に角加速度、図示トルクを求めることで往復慣性質量による影響を排除することができ、燃焼状態を正確に推定することができる。１サイクルのクランク回転角は７２０°であるため、特に多気筒の内燃機関の場合、（７２０°／気筒数）を演算して得られた角度範囲をＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間の最少単位とすることができる。
【００８２】
また、オフセットクランクを有する内燃機関の場合は、オフセットクランクを有していない内燃機関と比べるとＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間が若干変動する。例えば４気筒のオフセットクランクの場合は、ＴＤＣからＢＤＣまでのクランク角が１８０°よりも若干大きな値となる。しかし、この場合であっても、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間において往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値は０である。従って、オフセットクランクを有する内燃機関であっても、Ｔｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間で角加速度、図示トルクを求めることができ、燃焼状態を正確に推定することができる。なお、ＴＤＣからＢＤＣまでのクランク角が１８０°よりも若干大きな値を取るオフセットクランクの場合に、クランク角０°〜１８０°の区間で図示トルクを計算しても、慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値は完全には０ではないものの、その影響は極めて小さい。従って、オフセットクランクの場合であっても、クランク角が０°〜１８０°の区間におけるクランク角加速度に基づいて、内燃機関の燃焼状態を推定しても良い。
【００８３】
また、上述の説明では、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間で、クランク角加速度、損失トルク、フリクショントルクの平均値を算出したが、平均値以外の情報、例えばトルクの積算値をこの区間で算出しても良い。この区間ではＴｉｎｅｒｔｉａの影響が排除されているため、積算値などの他のパラメータを用いても燃焼状態を正確に推定することができる。
【００８４】
また、上述の説明では、負荷トルクＴｌ＝０として燃焼状態を推定したが、傾きセンサなどの情報に基づいて負荷トルクＴｌを求め、図示トルクＴｉの推定に用いることで、車両走行時の全運転領域で燃焼状態を推定することが可能となる。これにより、例えば冷間始動時に負荷変化に起因する冷間ヘジテーション（始動時のもたつき）が発生した場合であっても、燃焼状態を確実に推定することが可能となる。
【００８５】
実施の形態２．
次に、本発明の実施の形態２について説明する。実施の形態１で説明したように始動時の燃料噴射量は噴射毎にほぼ一定しているが、燃料噴射量を変更する制御が行われる場合がある。このような場合、同じ回数の燃料噴射が行われたとしても燃料の総噴射量は異なる。燃料噴射量は図示トルクＴｉを発生させる際の供給エネルギーに相当するため、燃料噴射量の変動分を考慮して図示トルクＴｉによる燃焼状態判定を行うことで、より正確に燃焼状態を判定することができる。
【００８６】
このため、実施の形態２では、実施の形態１と同様に図示トルクの積算値ＳＴｉから燃焼状態を判定する際に、燃料噴射量を加味して燃焼状態を判定する。より詳細には、積算値ＳＴｉと比較する目標値を燃料噴射量に応じて変更するようにしている。そして、変更された目標値と図示トルクの積算値ＳＴｉとを比較し、積算値ＳＴｉが目標値よりも小さい場合は燃焼状態が悪化している（燃料が重質である）と判定し、目標値よりも大きい場合には燃焼状態が良好である（燃料が軽質である）と判定するようにしている。
【００８７】
このように、燃料噴射量に応じて目標値を変更することにより、燃料噴射量に起因する図示トルクＴｉの変動を考慮した上で積算値ＳＴｉを評価することができる。従って、図示トルクＴｉを算出していく過程で燃料噴射量が一定していない場合であっても、正確に燃焼状態を判定することが可能となる。
【００８８】
図９は、実施の形態２による燃料の性状判定の際に使用するマップを示している。図９において、横軸は初爆からｋ回の燃料噴射までの燃料噴射量の積算値Ｓｆ（ｋ）（＝Σ噴射量）を、縦軸はｋ回の燃料噴射に対応して算出された図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）をそれぞれ示している。また、図９中の曲線６０は燃料の軽質、重質を判定する際の目標値（しきい値）を示している。燃料噴射量の積算値Ｓｆ（ｋ）に応じて積算値ＳＴｉ（ｋ）は増加するため、曲線６０で示されるしきい値は積算値Ｓｆ（ｋ）に応じて増加する。
【００８９】
図９において、燃料噴射量の積算値がＳｆ（ｋ）の時点で燃料の性状を判定する場合には、その時点までに算出された図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）が曲線６０で示されるしきい値以上であるか否かを判定する。そして、積算値ＳＴｉ（ｋ）がしきい値よりも大きい場合は燃料が軽質であると判定し、積算値ＳＴｉ（ｋ）がしきい値よりも小さい場合は燃料が重質であると判断する。すなわち、図９中で燃料噴射量の積算値Ｓｆ（ｋ）と図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）の交点Ｐが曲線６０よりも上側に位置しているときは軽質と判定し、曲線６０よりも下側に位置している場合は重質と判定する。このように、燃料噴射量の積算値Ｓｆ（ｋ）に応じて判定のしきい値を変更しておくことで、燃料噴射量が始動時の固定値から変動した場合であっても正確に燃料の性状を判定することができる。
【００９０】
なお、図９では燃料噴射量の積算値Ｓｆ（ｋ）に応じて目標値を変更しているが、燃料噴射量の平均値に応じて目標値を変更するようにしても良い。
【００９１】
次に、図１０のフローチャートに基づいて、本実施形態の制御装置における処理の手順を説明する。図１０において、図示トルクの積算値ＳＴｉを算出する処理（ステップＳ２１〜Ｓ２８）は図７のステップＳ１〜Ｓ８と同様である。先ず、ステップＳ２１ではクランク角位置がトルク算出タイミングであるか否かを判定し、トルク算出タイミングである場合はステップＳ２２へ進み、トルク算出タイミングでない場合は初期に戻る（ＲＥＴＵＲＮ）。
【００９２】
次のステップＳ２２では、トルク算出に必要なパラメータ（機関回転数（Ｎｅ（ｋ）），冷却水温（ｔｈｗ（ｋ）），角速度（ω０（ｋ），ω０（ｋ＋１））、時間（Δｔ）など）を取得する。
【００９３】
次のステップＳ２３では、フリクショントルクＴｆ（ｋ）を算出し、ステップＳ２４では、補機類のスイッチがオン（ＯＮ）しているか否かを判定する。スイッチがオン（ＯＮ）している場合はステップＳ２５へ進み、ステップＳ２３で求めたフリクショントルクＴｆ（ｋ）を補正する。ステップＳ２４でスイッチがオフ（ＯＦＦ）の場合はステップＳ２６へ進む。
【００９４】
ステップＳ２６では、角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃ（ｋ）を算出する。次のステップＳ２７では、図示トルクＴｉ（ｋ）を算出する。なお、ステップＳ２５でＴｆ（ｋ）を補正している場合は、補正後のＴｆ（ｋ）を用いて演算を行う。ここで得られた図示トルクＴｉ（ｋ）は、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間の平均値である。
【００９５】
そして、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間では、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値＝０であるため、式（２）より、求めた図示トルクＴｉ（ｋ）は筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓ（ｋ）となる。
【００９６】
次のステップＳ２８では、図示トルクＴｉの積算値ＳＴｉ（ｋ）を算出する。積算値ＳＴｉ（ｋ）は、前回算出した図示トルクＴｉ（ｋ−１）までの積算値ＳＴｉ（ｋ−１）と、今回算出した図示トルクＴｉ（ｋ）との和から求める。
【００９７】
次のステップＳ２９では、燃料噴射量ｆ（ｋ）の積算値Ｓｆ（ｋ）を算出する。積算値Ｓｆ（ｋ）は、前回の燃料噴射量ｆ（ｋ−１）までの積算値Ｓｆ（ｋ−１）と、今回の燃料噴射量ｆ（ｋ）との和であって、下式から算出する。
Ｓｆ（ｋ）＝Ｓｆ（ｋ−１）＋ｆ（ｋ）
【００９８】
次のステップＳ３０では、燃料噴射量の積算値Ｓｆ（ｋ）と所定のしきい値Ｆｔｈを比較し、Ｓｆ（ｋ）＞Ｆｔｈであるか否かを判定する。Ｓｆ（ｋ）＞Ｆｔｈの場合は、燃焼状態を判定するために十分な量の燃料が噴射されているため、ステップＳ３１へ進んで判定実施フラグをオン（ＯＮ）に設定する。次のステップＳ３２では、図９のマップに基づいて、図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）から燃焼状態を判定する。
【００９９】
ステップＳ３０でＳｆ（ｋ）≦Ｆｔｈの場合は、燃焼状態を判定するために十分な量の燃料噴射が行われていないため、ステップＳ３３へ進み、ｋ＝ｋ＋１に設定して初期に戻る（ＲＥＴＵＲＮ）。ステップＳ３３でｋ＝ｋ＋１に設定しておくことで、次回の処理では図示トルクＴｉ（ｋ＋１）までの積算値ＳＴｉ（ｋ＋１）が算出されることになり、Ｓｆ（ｋ）＞Ｆｔｈとなった時点で燃焼状態の判定を行う。
【０１００】
ステップＳ３２で燃焼状態を判定した後は、実施の形態１と同様、判定結果に基づいて内燃機関１０を最適に制御する。
【０１０１】
以上説明したように実施の形態２によれば、燃料噴射量の積算値Ｓｆ（ｋ）に応じて目標値を変更するようにしたため、燃料噴射量の変動による図示トルクＴｉの変動を考慮した上で図示トルクの積算値ＳＴｉ（ｋ）を評価することができる。従って、図示トルクＴｉを算出していく過程で燃料噴射量が変動した場合であっても、正確に燃焼状態を判定することが可能となる。
【０１０２】
なお、実施の形態２では、燃料噴射弁３０からの燃料噴射量に基づいて目標値（しきい値）を変更することとしたが、吸気ポート等への付着燃料を考慮して、筒内への実際の流入燃料量（筒内流入燃料量）に基づいて目標値を変更しても良い。筒内流入燃料量は、吸気通路１２における燃料挙動モデル等から求めることができる。これにより、燃焼状態判別の精度をより向上させることができる。
【０１０３】
また、上述した実施の形態１，２では、図示トルクＴｉの積算値に基づいて燃焼状態を判定したが、算出した複数の図示トルクＴｉの平均値に基づいて燃焼状態を判定してもよい。
【０１０４】
また、実施の形態１，２では、始動時に算出した図示トルクの積算値ＳＴｉに基づいて燃焼状態を判定したが、図示トルクＴｉの変動要因となるパラメータが一定している条件下、若しくはこれらのパラメータの変動履歴を取得できる条件下であれば、始動時以外に図示トルクＴｉを算出して判定を行っても良い。例えば、定常運転時のアイドリングの際に燃焼状態を判定しても良い。
【０１０５】
実施の形態３．
次に、本発明の実施の形態３について説明する。実施の形態３は、燃焼状態をより精度良く判別するため、始動時の最初の爆発（初爆）時に算出した図示トルクＴｉのみに基づいて燃焼状態を判定するようにしたものである。
【０１０６】
初爆以前には燃料噴射弁３０から燃料が噴射されていないため、吸気ポート、または筒内壁面に燃料はほとんど付着していない。初爆の際に燃料が燃料噴射弁３０から噴射されると、一部の燃料は吸気ポートまたは筒内の壁面へ付着し、残りが筒内で霧化する。従って、燃料の性状が一定の場合、初爆の際に筒内で霧化している燃料量のバラツキは小さい。
【０１０７】
一方、初爆以外の爆発の際には、既に吸気ポート、または筒内壁面に燃料が付着しているため、これらの付着燃料が吸気、圧縮行程の間などに霧化する。このように、初爆以外の場合は壁面の付着燃料の霧化により筒内で霧化している燃料量にバラツキが生じる。筒内で霧化している燃料量によって図示トルクＴｉが発生するため、霧化している燃料量のバラツキが小さい初爆時の図示トルクＴｉにより燃焼状態を判定することで、燃料性状のより精度の高い判定が可能となる。
【０１０８】
また、吸気ポート、または筒内の壁面への付着燃料量は燃料の性状に応じて変動する。例えば、重質燃料の場合は軽質燃料に比べて壁面への付着量が多くなり、筒内で霧化する量が少なくなる。初爆以前には壁面に燃料がほとんど付着していないため、初爆の際に壁面に付着する燃料量は燃料の性状から直接的に定まり、結果として、筒内で霧化する燃料量も燃料の性状に応じて定まる。一方、初爆以外の場合には、上述のように元々壁面に付着していた燃料が吸気、圧縮行程の間などに霧化してしまうため、筒内で霧化した燃料量は燃料の性状に対応しておらず、壁面の付着燃料によるバラツキを含むものとなる。このように、初爆の際には燃料の性状に応じた量の燃料が霧化しているため、初爆の際に算出された図示トルクＴｉは燃料の性状をよく反映したものとなる。従って、初爆時に算出された図示トルクＴｉのみに基づいて燃料の性状を判定することで、より確実かつ精度の高い燃料性状判定が可能となる。
【０１０９】
更に、初爆時には吸気通路１２、排気通路１４に定常運転時ほどの気流が発生しておらず、吸気通路１２、サージタンク２８内に十分な量の空気が充填された状態にある。このため、筒内への吸入空気の充填効率はほぼ１００％となり、初爆時の筒内への吸入空気量は毎回ほぼ一定している。従って、吸入空気量のバラツキに起因する図示トルクＴｉの変動を最小限に抑えることができ、燃焼状態の正確な判定が可能となる。
【０１１０】
また、実施の形態１で説明したように、初爆時の点火時期は常に一定のクランク角に固定されているため、点火時期のバラツキによる図示トルクＴｉの変動も抑えることができる。
【０１１１】
このように、初爆時のみに図示トルクＴｉを算出することで、吸入空気量、点火時期などのパラメータによる図示トルクＴｉの変動を最小限に抑えることができ、燃焼状態判定のＳ／Ｎ比を高めることができる。従って、燃焼状態をより精度良く判定することが可能となる。
【０１１２】
一方で、機関回転数、機関温度などのパラメータによっても図示トルクＴｉの算出値は変動する。機関回転数が低い場合は、燃料が筒内へ噴射されてから点火されるまでの間にある程度の時間を要するため、この間に筒内壁面などに付着している燃料が霧化する。このため、空燃比がリッチ側となり、高回転時に比べてより多くの燃料が筒内で爆発することとなり、図示トルクＴｉは増加する。機関温度が高い場合は噴射燃料の霧化の度合いが高くなり、また、筒内壁面などに付着した燃料も霧化し易くなる。従って、機関温度の上昇に伴って図示トルクＴｉは増加する。
【０１１３】
実施の形態３では、機関回転数、機関温度などのパラメータが変動した場合には、図示トルクＴｉと比較する目標値を補正するようにしている。これにより、例えばバッテリーの劣化などの要因によりクランキング回転数が変動した場合、外気温の影響により機関温度が変動した場合などであっても、初爆時の図示トルクＴｉに基づいて燃焼状態を正確に判別することができる。
【０１１４】
なお、燃料の圧力（燃圧）を検出する圧力センサを備えた機関、または燃料の圧力を推定する手段を備えた機関では、燃料の圧力に基づいて目標値を補正しても良い。
【０１１５】
図１１は、実施の形態３の制御装置における処理の手順を示すフローチャートである。先ず、ステップＳ４１では初爆時の図示トルクＴｉ（１）を求める。ここでは、図７のステップＳ１〜Ｓ７と同様の処理によって図示トルクＴｉ（１）を算出する。次のステップＳ４２では、初爆の際の筒内への燃料噴射量ｆ（１）を求める。燃料噴射量ｆ（１）は、ＥＣＵ４０が燃料噴射弁３０へ指示した燃料噴射量から求めることができる。
【０１１６】
次のステップＳ４３では、燃料噴射量ｆ（１）から基準トルクＴｒｅｆ（目標値）を求める。ＥＣＵ４０は、特定の機関回転数および特定の機関温度における、燃料噴射量と基準トルクＴｒｅｆの関係を定めたマップを予め記憶しており、このマップを参照することで基準トルクＴｒｅｆを求める。
【０１１７】
次のステップＳ４４では、温度補正係数ｋｔｈを取得し、ステップＳ４３で求めた基準トルクＴｒｅｆにｋｔｈを乗算して温度補正を行う。温度補正係数ｋｔｈは内燃機関１０の温度を代表する値、例えば冷却水温などに応じて定められた係数であって、０以上１以下の値である。基準トルクＴｒｅｆを温度補正しておくことで、機関温度に起因して図示トルクＴｉが変動した場合であっても、基準トルクＴｒｅｆに基づいた正確な燃焼状態判定が可能となる。
【０１１８】
次のステップＳ４５では、回転数補正係数ｋｎｅを取得し、ステップＳ４４で温度補正された基準トルクＴｒｅｆにｋｎｅを乗算することで回転数補正を行う。回転数補正係数ｋｎｅは、内燃機関１０の回転数に応じて定められた係数であって、やはり０以上１以下の値である。基準トルクＴｒｅｆを機関回転数に応じて補正しておくことで、回転数に起因して図示トルクＴｉが変動した場合であっても、基準トルクＴｒｅｆに基づいた正確な燃焼状態判定が可能となる。
【０１１９】
次のステップＳ４６では、ステップＳ４４，Ｓ４５で補正した後の基準トルクＴｒｅｆ＝Ｔｒｅｆ×ｋｔｈ×ｋｎｅと、ステップＳ１で算出された図示トルクＴｉ（１）との大小関係を比較する。すなわち、ここではＴｉ（１）＜Ｔｒｅｆ×ｋｔｈ×ｋｎｅであるか否かを判定する。
【０１２０】
ステップＳ４６でＴｉ（１）＜Ｔｒｅｆ×ｋｔｈ×ｋｎｅである場合はステップＳ４７へ進み、図示トルクＴｉ（１）が補正した基準トルクＴｒｅｆよりも小さいため燃焼状態が悪化している（燃料が重質である）と判断する。一方、ステップＳ４６でＴｉ＜Ｔｒｅｆ×ｋｔｈ×ｋｎｅでない場合はステップＳ４８へ進み、図示トルクＴｉが補正した基準トルクＴｒｅｆ以上であるため燃焼状態は正常である（燃料が軽質である）と判定する。
【０１２１】
ステップＳ４７，Ｓ４８で燃焼状態を判定した後は、実施の形態１と同様、判定結果に基づいて内燃機関１０を最適に制御する。
【０１２２】
以上説明したように実施の形態３によれば、初爆時に吸気ポートまたは筒内の壁面に付着している燃料量はほぼ０であるため、筒内で霧化している燃料量のバラツキを最小限に抑えることができ、燃料霧化量に応じた図示トルクＴｉを算出することが可能となる。従って、燃焼状態の判定を高精度に行うことが可能となる。
【０１２３】
更に、初爆時の機関温度、機関回転数が変動した場合であっても、回転数、温度に応じて基準トルクＴｒｅｆを補正するようにしたため、外気温などの環境条件によって始動時の温度が変動した場合、または、バッテリーの劣化などの要因からクランキング回転数が低下している場合などであっても、図示トルクＴｉに基づいて精度良く燃焼状態を判定することが可能となる。
【０１２４】
なお、実施の形態３においても、燃焼状態判別の精度をより向上させるため、燃料挙動モデル等により計算される筒内流入燃料量に基づいて基準トルクを算出しても良い。また、機関停止直後の再始動ではポートや筒内に燃料が残留しており、重質燃料に起因する燃焼状態の検出精度が低下するため、検出を禁止しても良い。
【０１２５】
【発明の効果】
この発明は、以上説明したように構成されているので、以下に示すような効果を奏する。
【０１２６】
第１の発明によれば、クランク角に関する情報に基づいて筒内での燃焼に起因する筒内トルクを算出するようにしたため、筒内トルクに基づいて筒内の燃焼状態、燃料の性状を精度良く判別することができる。従って、燃焼状態、燃料の性状に基づいて内燃機関を最適に制御することができる。
【０１２７】
第２の発明によれば、算出した筒内トルクと目標値とを比較することにより、燃焼状態の良否、燃料の性状を確実に判定することができる。
【０１２８】
第３の発明によれば、複数の筒内トルクの積算値又は平均値に基づいて燃焼状態、燃料の性状を判別するようにしたため、偶発的な燃焼悪化等により一部の筒内トルク算出値が変動した場合であっても正確に判別を行うことが可能となる。
【０１２９】
第４の発明によれば、筒内への燃料噴射量に応じて目標値を変更するようにしたため、燃料噴射量が変動した場合であっても燃焼状態、燃料の性状を正確に判別することができる。
【０１３０】
第５の発明によれば、機関始動時の燃焼による複数の筒内トルクを算出するようにしたため、燃料噴射量、点火時期、吸入空気量などの筒内トルクの変動要因となる各特性値をほぼ固定した状態で筒内トルクを正確に求めることができる。従って、燃焼状態、燃料の性状を精度良く判別することができる。
【０１３１】
第６の発明によれば、機関始動時の最初の燃焼時に筒内で霧化している燃料量は燃料の性状との関連性が非常に高いため、最初の燃焼時の筒内トルクに基づいて燃料の性状を判定することで、より正確な燃料性状判定が可能となる。また、燃料噴射量、点火時期、吸入空気量などの筒内トルクの変動要因となる各特性値をほぼ固定した状態で筒内トルクを正確に求めることができため、燃焼状態、燃料の性状を高い精度で判別することが可能となる。
【０１３２】
第７の発明によれば、機関始動時の機関回転数又は機関温度に基づいて目標値を補正するようにしたため、機関回転数又は機関温度が変動した場合であっても、筒内トルクに基づいて精度良く燃焼状態を判別することが可能となる。
【０１３３】
第８の発明によれば、往復慣性質量による慣性トルクの平均値がほぼ０となる区間の角加速度に基づいて筒内トルクを算出するようにしたため、往復慣性質量による慣性トルクが角加速度に与える影響を排除することができる。従って、角加速度に基づいて筒内トルクを正確に算出することが可能となる。
【０１３４】
第９の発明によれば、往復慣性質量による慣性トルクの平均値が０となる区間でのクランク角加速度と駆動部の慣性モーメントとから角加速度による動的な損失トルクを求めるようにしたため、動的な損失トルクに基づいて筒内トルクを正確に算出することが可能となる。
【０１３５】
第１０の発明によれば、動的な損失トルクとフリクショントルクから燃焼により発生したトルクの絶対値を求めることができるため、筒内トルクをより正確に算出することができる。
【０１３６】
第１１の発明によれば、往復慣性質量による慣性トルクの平均値がほぼ０となる区間におけるクランク角加速度の平均値を算出するようにしたため、この平均値に基づいて筒内トルクを正確に求めることが可能となる。
【０１３７】
第１２の発明によれば、往復慣性質量による慣性トルクの平均値がほぼ０となる区間におけるフリクショントルクの平均値を算出するようにしたため、フリクショントルクの瞬間的な挙動による筒内トルクへの影響を排除できる。従って、この区間における筒内トルクを正確に求めることが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】実施の形態１にかかる内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。
【図２】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。
【図３】クランク軸の角加速度を求める方法を示す模式図である。
【図４】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。
【図５】図示トルクＴｉ（ｋ）と各気筒の各行程との関係を示す模式図である。
【図６】図示トルクの算出回数と、図示トルク積算値の目標値との関係から燃料の性状を定めたマップを示す模式図である。
【図７】実施の形態１にかかる制御装置の処理を示すフローチャートである。
【図８】単気筒、６気筒の場合のトルク特性を示す特性図である。
【図９】燃料噴射量の積算値と、図示トルク積算値の目標値との関係から燃料の性状を定めたマップを示す模式図である。
【図１０】実施の形態２にかかる制御装置の処理を示すフローチャートである。
【図１１】実施の形態３にかかる制御装置の処理を示すフローチャートである。
【符号の説明】
１０  内燃機関
３６  クランク軸
３８  クランク角センサ
４０  ＥＣＵ
【図１】
2004211667.tif 000004
【図２】
2004211667.tif 000005
【図３】
2004211667.tif 000006
【図４】
2004211667.tif 000007
【図５】
2004211667.tif 000008
【図６】
2004211667.tif 000009
【図７】
2004211667.tif 000010
【図８】
2004211667.tif 000011
【図９】
2004211667.tif 000012
【図１０】
2004211667.tif 000013
【図１１】
2004211667.tif 000014