(57)【要約】【課題】  本発明は内燃機関の制御装置に関し、燃焼状態を変動させないリーン化の限界を正確に判別し、トルク変動の抑制とＨＣの排出の抑制とを両立できるようにする。【解決手段】  定常時（例えば冷間ファーストアイドル時）において各気筒の燃焼毎に当該燃焼が適正な通常燃焼であるか、部分燃焼であるか、或いは急速燃焼であるかを判定し、その判定結果から通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度を演算する。そして、通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度に基づき目標空燃比を補正する。【選択図】      図３
2005207366.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
定常時において各気筒の燃焼毎に当該燃焼が適正な通常燃焼であるか、部分燃焼であるか、或いは急速燃焼であるかを判定する燃焼状態判定手段と、
前記燃焼状態判定手段の判定結果から通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度を演算する発生頻度演算手段と、
前記発生頻度に基づき目標空燃比を補正する目標空燃比補正手段と、
を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。
【請求項２】
前記発生頻度演算手段は気筒毎に前記発生頻度を演算し、
前記目標空燃比補正手段は気筒毎に求められた前記発生頻度に基づき気筒毎に前記目標空燃比を補正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。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
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ＨＣの排出の抑制に用いて好適な内燃機関の制御技術に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来、内燃機関では、冷間始動直後の冷間ファーストアイドルにおいて、排気対策の観点から空燃比のリーン化と点火時期の遅角が行われている。空燃比のリーン化は有害物質であるＨＣの排出の抑制に有効であり、点火時期の遅角は排気温度の上昇によって触媒の早期活性化を可能にする。
【０００３】
ところが、空燃比のリーン化はＨＣの排出抑制に有効な一方で燃焼を不安定にし、内燃機関の燃焼状態を変動させる原因にもなる。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を招いてしまう虞もある。このため、冷間ファーストアイドル時の空燃比制御においては、燃焼状態を変動させないリーン化の限界を判別し、限界を超えないよう空燃比を制御することが望まれる。
【０００４】
リーン化の限界を判別して空燃比を抑制する技術としては、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に記載の技術では、筒内圧を所定の積分区間で積分して筒内圧積分値を求め、所定サイクル間における筒内圧積分値の標準偏差と所定サイクル間における筒内圧積分値の平均値とを算出し、標準偏差を平均値で除算した値を出力変動の限界を判別するための指標としている。そして、出力変動限界を超えない範囲で最大限に空燃比がリーン化されることで、トルク変動の抑制とＨＣの排出の抑制との両立が図られている。
【特許文献１】特開平８−２３２７５２号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
しかしながら、リーン化の限界を判別するための指標としては、上記の従来技術のように燃焼状態の個々の状態量を考慮するよりも、寧ろ燃焼状態そのもののばらつきを指標とするほうが、リーン化の限界を正確に判別できるものと考えられる。上記の従来技術では燃焼状態の個々の状態量である筒内圧積分値の標準偏差と平均値を指標値に用いているが、この場合、一度の大きなトルクの増減が指標値に大きく反映されてしまうことになりかねない。
【０００６】
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、燃焼状態を変動させないリーン化の限界を正確に判別し、トルク変動の抑制とＨＣの排出の抑制とを両立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。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
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、
定常時において各気筒の燃焼毎に当該燃焼が適正な通常燃焼であるか、部分燃焼であるか、或いは急速燃焼であるかを判定する燃焼状態判定手段と、
前記燃焼状態判定手段の判定結果から通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度を演算する発生頻度演算手段と、
前記発生頻度に基づき目標空燃比を補正する目標空燃比補正手段とを備えることを特徴としている。
【０００８】
また、第２の発明は、第１の発明において、前記発生頻度演算手段は気筒毎に前記発生頻度を演算し、
前記目標空燃比補正手段は気筒毎に求められた前記発生頻度に基づき気筒毎に前記目標空燃比を補正することを特徴としている。
【発明の効果】
【０００９】
第１の発明によれば、通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度を指標値としているので、燃焼状態の個々の状態量の影響を受けることなく、燃焼状態を変動させないリーン化の限界を正確に判別することができる。そして、前記発生頻度に基づき目標空燃比を補正することで、トルク変動を生じさせることなく、空燃比を限界までリーン化してＨＣの排出を抑制することが可能になる。
【００１０】
また、第２の発明によれば、各気筒のリーン化の限界を個別に設定して気筒毎に空燃比を制御することができるので、ＨＣの排出をより一層、抑制することが可能になる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１１】
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１〜図６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、Ａ／Ｆセンサ４とクランク角センサ６が接続され、その出力側には、燃料噴射弁１０が接続されている。Ａ／Ｆセンサ４は内燃機関の排気通路に設けられ、排気ガスの空燃比に応じた信号をＥＣＵ２に出力している。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、Ａ／Ｆセンサ４やクランク角センサ６から出力信号の供給を受けていると共に、燃料噴射弁１０に対して駆動信号を供給している。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１つのみ示している。なお、ＥＣＵ２には、これらのセンサ４，６や燃料噴射弁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（例えば点火プラグ、ＩＳＣバルブ）が接続されているが、ここではその説明は省略する。
【００１２】
ＥＣＵ２は、図１に示すように内燃機関の燃焼状態が変動している状況において、空燃比の制御により燃焼を安定化させ燃焼状態の変動を抑制する燃焼安定化制御を実施する。図１は冷間ファーストアイドルにおいて空燃比が過剰にリーン化されたとき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通常燃焼領域（適正トルク領域）を示し、通常燃焼領域よりも高い領域は急速燃焼領域、通常燃焼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。図中では通常燃焼領域に入ったサイクルは白丸で示し、通常燃焼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。
【００１３】
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において過剰な空燃比のリーン化が行われると部分燃焼と急速燃焼とが交互に起こり、これがトルク変動を誘発してドライバビリティを低下させることになる。
【００１４】
本実施形態にかかる燃焼安定化制御の概要は、通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度が所定の閾値を超えるまでは空燃比Ｆ／Ｂ制御における目標排気空燃比をリーン側に補正し、発生頻度が所定の閾値を超えたら目標排気空燃比をリッチ側に補正するというものである。具体的には、本実施形態においてＥＣＵ２が行う燃焼安定化制御の内容は図３のフローチャートで示される。なお、図３の燃焼安定化制御ルーチンは、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、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。
【００１５】
まず、ステップ１００で内燃機関が始動したか否か判定される。最初のステップ１００の判定は、イグニッションスイッチのオンによりＥＣＵ２が起動されたときに実行される。ＥＣＵ２は内燃機関の始動に先立ち、本燃焼安定化制御にかかる各パラメータの初期値として、目標排気空燃比ＡＦｒを所定値（例えば理論空燃比）に設定し、後述するカウント値Ｎ１，Ｎ２を０に設定する。
【００１６】
ステップ１００の判定において内燃機関の始動が検出されたら、次のステップ１０２で空燃比Ｆ／Ｂ（フィードバック）制御が開始されているか否か判定される。空燃比Ｆ／Ｂ制御は、実排気空燃比が目標排気空燃比になるよう、実排気空燃比と目標排気空燃比との偏差に応じて燃料噴射量を補正する制御である。実排気空燃比はＡ／Ｆセンサ４によって検出されるが、Ａ／Ｆセンサ４のセンサ素子は所定の温度まで上昇しないと活性化しない。このため、内燃機関の始動後、排気温度が上昇してＡ／Ｆセンサ４が活性化するまでの間は空燃比Ｆ／Ｂ制御を実施することができない。ＥＣＵ２は、空燃比Ｆ／Ｂ制御が開始されるまでの間は、オープンループ制御によって燃料噴射量を制御する。
【００１７】
ステップ１０２の判定の結果、空燃比Ｆ／Ｂが開始されたときには、内燃機関のトルクが算出される（ステップ１０４）。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。
【００１８】
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。
【００１９】
（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。
【００２０】
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。
【００２１】
（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。
【００２２】
図４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４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４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４は４気筒の場合の特性を示したものであり、図４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。内燃機関が４気筒の場合、クランク軸が１８０°回転する度に１気筒ずつ爆発行程が行われ、１回の爆発毎に図４中のＴＤＣからＢＤＣまでのトルク特性が繰り返し現れる。
【００２３】
図４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。
【００２４】
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４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。
【００２５】
（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４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。
【００２６】
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。
【００２７】
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。
【００２８】
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。
【００２９】
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５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５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。
【００３０】
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。
【００３１】
角速度ω0(k)を求める際には、例えば図５に示すように、クランク角がＴＤＣの位置から前後１０°ず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°ず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。
【００３２】
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。
【００３３】
次にフリクショントルクＴfの算出方法を説明する。図６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６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６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６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６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。
【００３４】
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６に示すマップを正確に作成することができる。
【００３５】
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。
【００３６】
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６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。
【００３７】
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。
【００３８】
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、ＥＣＵ２は各気筒についてトルク（図示トルクＴi）を算出する。そして、次のステップ１０６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、或いは適正な通常燃焼であるのかが判定される。具体的には、算出されたトルクはまず所定の判定値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。部分燃焼でないと判定された場合には、さらにトルクと所定の判定値Ｔ２との比較が行われ、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。部分燃焼とも急速燃焼とも判定されなかった場合、つまり、トルクが判定値Ｔ１以上Ｔ２以下の場合には、燃焼状態は通常燃焼であると判定される。
【００３９】
ステップ１０６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１０８）、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１１０）。次のステップ１１２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の合計値は空燃比Ｆ／Ｂ制御の開始からのトルク算出回数を表しており、閾値は、ステップ１１４以降の処理を実施するのに十分なデータが収集できる程度のトルク算出回数に設定されている。
【００４０】
ステップ１１２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１１４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１１６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。急速・部分燃焼割合Ｒは空燃比によって変化し、空燃比が変わることでＨＣの排出量が変化する。閾値Ｒoは、ドライバビリティとＨＣの排出量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。
【００４１】
ステップ１１６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、空燃Ｆ／Ｂ制御にかかる目標排気空燃比ＡＦｒのリッチ側への補正が行われる（ステップ１１８）。つまり、現在の目標排気空燃比ＡＦｒから所定値αを減算された値が新たな目標排気空燃比ＡＦｒとして設定される。これにより、次回の燃料噴射では空燃比Ｆ／Ｂ制御によって燃料噴射量が増量されることになり、実空燃比のリッチ化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。
【００４２】
一方、ステップ１１６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、空燃Ｆ／Ｂ制御にかかる目標排気空燃比ＡＦｒのリーン側への補正が行われる（ステップ１２０）。つまり、現在の目標排気空燃比ＡＦｒに所定値αを加算された値が新たな目標排気空燃比ＡＦｒとして設定される。これにより、次回の燃料噴射では空燃比Ｆ／Ｂ制御によって燃料噴射量が減量されることになり、ＨＣの排出が抑制される。また、空燃比のリーン化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。なお、本実施形態では、所定値αの加算／減算によって目標排気空燃比ＡＦｒを補正しているが、基準空燃比に係数を掛けたものを目標排気空燃比ＡＦｒとし、その係数を増減させることで目標排気空燃比ＡＦｒを補正するようにしてもよい。
【００４３】
以上説明した燃焼安定化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が閾値Ｒoに収束するように空燃比Ｆ／Ｂ制御時の目標排気空燃比ＡＦｒが設定される。これにより、ドライバビリティを損なうことなく排気空燃比を限界までリーン化することができ、ドライバビリティとＨＣの排出量の双方が満足できる理想的な燃焼状態を得ることが可能になる。
【００４４】
また、本実施形態の制御装置によれば、通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度を示す急速・部分燃焼割合Ｒを指標値としているので、燃焼状態の個々の状態量の影響を受けることなく、リーン化の限界を正確に判別することができるという利点もある。
【００４５】
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１０４，１０６の処理の実行により、第１の発明の「燃焼状態判定手段」が実現されている。また、ＥＣＵ２による上記ステップ１０８，１１０，１１２，１１４の処理の実行により、第１の発明の「発生頻度演算手段」が実現されている。さらに、ＥＣＵ２による上記ステップ１１６，１１８，１２０の処理の実行により、第１の発明の「目標空燃比補正手段」が実現されている。
【００４６】
実施の形態２.
以下、図７を参照して、本発明の実施の形態２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のルーチンに代えて図７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。
【００４７】
実施の形態１では空燃比Ｆ／Ｂ制御の開始後に燃焼安定化制御を実施しているが、ＨＣの排出をさらに抑制するためには、空燃比Ｆ／Ｂ制御の開始前においても空燃比のリーン化を行いたい。ただし、この場合も単に空燃比をリーン化するのではなく、ドライバビリティを損なわない範囲で限界までリーン化するようにしたい。そこで、本実施形態では、以下に説明する燃焼安定化制御によって、空燃比Ｆ／Ｂ制御の開始前からでも空燃比を限界までリーン化できるようにした。
【００４８】
図７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７の燃焼安定化制御ルーチンは、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、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。
【００４９】
まず、ステップ２００で内燃機関が始動したか否か判定される。最初のステップ２００の判定は、イグニッションスイッチのオンによりＥＣＵ２が起動されたときに実行される。ＥＣＵ２は、イグニッションスイッチのオンにより起動されたら、内燃機関の始動に先立ち、本燃焼安定化制御にかかる各パラメータの初期値として、目標筒内空燃比ＡＦｃを所定値（例えば理論空燃比）に設定し、カウント値Ｎ１，Ｎ２を０に設定する。
【００５０】
ステップ２００の判定において内燃機関の始動が検出されたら、次のステップ２０２で筒内空気量ｍｃ(k)が算出される。ｋは始動からの算出回数を示している。筒内空気量ｍｃ(k)は、例えば、吸気通路において吸入空気量を検出するエアフローメータの検出信号から算出することができる。ただし、空気がエアフローメータを通過して気筒内に流入するまでにはタイムラグがあるので、ＥＣＵ２はエアフローメータの検出信号をそのまま用いるのではなく、吸気系の物理モデルを用い、タイムラグを考慮して筒内空気量ｍｃ(k)を推定する。
【００５１】
ステップ２０４では、ステップ２０２で算出された筒内空気量ｍｃ(k)を現在の目標筒内空燃比ＡＦｃで除算することで目標筒内燃料量ｆｃ(k)が算出される。目標筒内燃料量ｆｃ(k)は、目標筒内空燃比ＡＦｃを実現するのに必要な筒内燃料量であるが、吸気ポート等の壁面への燃料の付着や付着燃料の蒸発により、燃料噴射弁１０から噴射される燃料量（燃料噴射量）と筒内燃料量とは必ずしも一致しない。そこで、本実施形態では、燃料噴射量と筒内燃料量との関係が実験等によって燃料モデルとして予め設定されており、ステップ２０６では、その燃料モデルを用いて目標筒内燃料量ｆｃ(k)を実現するための燃料噴射量が算出される。算出された燃料噴射量は、今回が燃料噴射行程となる気筒の燃料噴射弁１０に出力され、当該気筒において燃料噴射が実行される。
【００５２】
ステップ２０６での燃料噴射の実施後は、実施の形態１にかかるステップ１０４乃至ステップ１１４の処理と同内容の処理が実施される（ステップ２０８）。この処理により、ステップ２０６での燃料噴射によって得られた内燃機関の燃焼状態が適正な通常燃焼であるか、部分燃焼であるか、或いは急速燃焼であるか判定され、通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度を示す急速・部分燃焼割合Ｒが演算される。
【００５３】
ステップ２１０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。ステップ２１０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、目標筒内空燃比ＡＦｃのリッチ側への補正が行われる（ステップ２１２）。つまり、現在の目標筒内空燃比ＡＦｃから所定値αを減算された値が新たな目標筒内空燃比ＡＦｃとして設定される。これにより、次回の目標筒内燃料量ｆｃ(k+1)は今回の目標筒内燃料量ｆｃ(k)よりも増量されることになり、筒内空燃比のリッチ化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。
【００５４】
一方、ステップ２１０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、目標筒内空燃比ＡＦｃのリーン側への補正が行われる（ステップ２１４）。つまり、現在の目標筒内空燃比ＡＦｃに所定値αを加算された値が新たな目標筒内空燃比ＡＦｃとして設定される。これにより、次回の目標筒内燃料量ｆｃ(k+1)は今回の目標筒内燃料量ｆｃ(k)よりも減量されることになり、ＨＣの排出が抑制される。また、空燃比のリーン化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。なお、本実施形態では、所定値αの加算／減算によって目標筒内空燃比ＡＦｃを補正しているが、基準空燃比に係数を掛けたものを目標筒内空燃比ＡＦｃとし、その係数を増減させることで目標筒内空燃比ＡＦｃを補正するようにしてもよい。
【００５５】
以上説明した燃焼安定化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が閾値Ｒoに収束するように目標筒内空燃比ＡＦｃが設定される。本実施形態で実施される空燃比制御はオープンループ制御であるので、必ずしも実際の筒内空燃比は目標筒内空燃比ＡＦｃに一致しているとはかぎらないが、上記の燃焼安定化制御の結果として、急速・部分燃焼割合Ｒが閾値Ｒoに収束するような筒内空燃比が実現される。これにより、ドライバビリティを損なうことなく筒内空燃比を限界までリーン化することができ、空燃比Ｆ／Ｂ制御の開始前でもドライバビリティとＨＣの排出量の双方が満足できる理想的な燃焼状態を得ることが可能になる。
【００５６】
また、本実施形態の制御装置によれば、実施の形態１と同様、通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度を示す急速・部分燃焼割合Ｒを指標値としているので、燃焼状態の個々の状態量の影響を受けることなく、リーン化の限界を正確に判別することができるという利点もある。さらに、本実施形態にかかる制御装置によれば、空燃比Ｆ／Ｂ制御の開始前からトルク変動を積極的に抑制することができるので、始動直後におけるドライバビリティのロバスト性を格段に向上させることができるという利点もある。
【００５７】
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２０８の処理の実行により、第１の発明の「燃焼状態判定手段」と「発生頻度演算手段」が実現されている。さらに、ＥＣＵ２による上記ステップ２１０，２１２，２１４の処理の実行により、第１の発明の「目標空燃比補正手段」が実現されている。
【００５８】
その他．
以上、本発明の実施の形態について説明したが、本発明は上述の実施の形態に限定されるものではなく、本発明の趣旨を逸脱しない範囲で種々変形して実施することができる。例えば、実施の形態２にかかる燃焼安定化制御に実施の形態１にかかる燃焼安定化制御を組み合わせてもよい。つまり、空燃比Ｆ／Ｂ制御が可能になるまでは、実施の形態２にかかる燃焼安定化制御を実行し、空燃比Ｆ／Ｂ制御の開始後は、実施の形態１にかかる燃焼安定化制御を実行する。これによれば、ＨＣの排出をさらに抑制することが可能になる。
【００５９】
また、実施の形態１にかかる燃焼安定化制御も、実施の形態２にかかる燃焼安定化制御も何れも気筒毎に実施してもよい。すなわち、気筒毎に通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度を演算し、気筒毎に求められた発生頻度に基づき気筒毎に目標空燃比（目標排気空燃比、目標筒内空燃比）を補正するようにしてもよい。吸気管形状の不揃い、吸気干渉などによる吸気量の不均一、筒内ガス流動の若干の違いによる燃焼速度のばらつき、冷却水順路によって生じる気筒間の若干の燃焼温度の違い、各気筒の燃焼室容積、ピストン形状などの製造上のばらつき、燃料噴射弁の製造誤差などによる燃料噴射量の違い等、気筒間における種々の相違によって同一空燃比であっても通常燃焼に対する部分燃焼と急速燃焼の発生頻度は気筒毎に異なっており、リーン化の限界も気筒毎に異なっている。上記の燃焼安定化制御を気筒毎に実施することで、各気筒のリーン化の限界を個別に設定して気筒毎に空燃比を制御することができ、ＨＣの排出をより一層、抑制することが可能になる。
【００６０】
なお、上記の燃焼安定化制御を気筒毎に実施する場合、気筒間の空燃比の違いによって気筒間でトルク差（平均トルクの差）が生じる可能性がある。気筒間のトルク差はトルク変動の原因となってドライバビリティを悪化させてしまう。したがって、好ましくは、気筒間のトルク差（或いは、全気筒のトルクのばらつき）を判定し、トルク差やばらつきが許容範囲を越える場合には、気筒別の目標空燃比（目標排気空燃比、目標筒内空燃比）にリーン上限値を設けてトルク差を許容範囲内に収めるようにする。
【００６１】
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、クランク軸の各加速度も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。
【００６２】
また、上述の実施の形態では、図３，図７の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或いは図７のルーチンを実行するようにしてもよい。
【図面の簡単な説明】
【００６３】
【図１】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。
【図２】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。
【図３】本発明の実施の形態１において実行される燃焼安定化制御ルーチンのフローチャートである。
【図４】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５】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。
【図６】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７】本発明の実施の形態２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。
【符号の説明】
【００６４】
２  ＥＣＵ
４  Ａ／Ｆセンサ
６  クランク角センサ
８  点火プラグ
１０  燃料噴射弁
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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