(57)【要約】【課題】この発明は、筒内圧センサの出力に重畳するベースノイズのレベルを確実に検出することを目的とする。【解決手段】ＥＣＵ５０は、同一サイクルの圧縮行程中に２つのクランク角でそれぞれ得られる筒内圧、筒内容積及び比熱比に基いて、筒内圧の絶対圧補正値ｄｐを算出する。そして、複数のクランク角における絶対圧補正値ｄｐに基いて、絶対圧補正値ｄｐの標準偏差σdｐを算出し、標準偏差σdｐが所定の上限判定値σ0を超えた場合には、ベースノイズのレベルを異常と判定する。これにより、筒内圧センサ４４の出力のみに基いて、ベースノイズのレベルが正常かどうかを正確に判定することができ、他のセンサ出力を補助的に利用しなくても、センサの出力異常を容易に検出することができる。【選択図】図３
2013147948.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
筒内圧に対応する信号を出力する筒内圧センサと、
同一サイクルの圧縮行程中に２つのクランク角でそれぞれ得られる筒内圧、筒内容積及び比熱比に基いて、筒内圧の絶対圧補正値を算出する絶対圧補正値算出手段と、
前記絶対圧補正値算出手段により算出された複数の絶対圧補正値の標準偏差を算出する補正値標準偏差算出手段と、
前記絶対圧補正値の標準偏差が所定の上限判定値を超えた場合に、前記筒内圧センサの出力に含まれるベースノイズのレベルを異常と判定するノイズ異常判定手段と、
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】
前記筒内圧センサの出力感度と所定の基準感度との差異が反映されたパラメータである感度変化量に基いて前記絶対圧補正値の標準偏差を補正する感度変化補正手段を備え、
前記ノイズ異常判定手段は、前記感度変化補正手段により補正した前記絶対圧補正値の標準偏差が前記上限判定値を超えた場合に、前記ベースノイズのレベルを異常と判定する構成としてなる請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項３】
互いに異なる２つのサイクル中における同一のクランク角でそれぞれ得られる筒内圧に基いて、前記筒内圧のドリフト量を算出し、当該ドリフト量に基いて前記筒内圧を補正するドリフト補正手段を備え、
前記絶対圧補正値算出手段は、前記ドリフト補正手段により補正した後の筒内圧を用いて前記絶対圧補正値を算出する構成としてなる請求項１または２に記載の内燃機関の制御装置。
【請求項４】
前記筒内圧センサの出力に基いて取得されるパラメータであって当該センサの出力感度に影響される第１のパラメータを取得する第１のパラメータ取得手段と、
前記第１のパラメータと相関があって前記出力感度に影響されない第２のパラメータを取得する手段であって、同一サイクル中の異なるクランク角で得られる筒内圧に基いて２つの指標を算出し、該各指標の比率に基いて前記第２のパラメータを取得する第２のパラメータ取得手段と、
前記第１のパラメータ及び前記第２のパラメータに基いて前記感度変化量を算出する感度変化量算出手段と、
を備えてなる請求項２に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、内燃機関の制御装置に係り、特に、筒内圧センサの故障判定機能を備えた内燃機関の制御装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来技術として、例えば特許文献１（特開２００７−１４６７８５号公報）に開示されているように、筒内圧センサの故障判定機能を備えた内燃機関の制御装置が知られている。従来技術では、断熱圧縮時の発熱量ＰＶκが一定となる関係を利用して、筒内圧センサの出力（筒内圧）の絶対圧補正を行うようにしている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２００７−１４６７８５号公報
【特許文献２】特開２００３−９７３４３号公報
【特許文献３】特開２００９−２０３８８２号公報
【特許文献４】特開２００７−３２７５０２号公報
【特許文献５】特開２００５−３１５２０８号公報
【特許文献６】実開昭６３−１２５１４７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
上述した従来技術では、何らかの要因により筒内圧センサの出力に重畳するベースノイズの振幅が増大することがある。この場合、ノイズの要因としては、例えば断線や錆の発生によるアース電位の浮き、あるいは接触不良による出力のフレッティング等がある。そして、ベースノイズの振幅が増大すると、ローパスフィルタ（ＬＰＦ）等ではノイズを十分に減衰させることができず、ＬＰＦを通過した後の行程で信号の計算精度が悪化することがあり、これによって制御上の誤検出や誤動作を招くという問題がある。
【０００５】
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、本発明の目的は、筒内圧センサの出力に重畳するベースノイズのレベルを確実に検出することが可能な内燃機関の制御装置を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
第１の発明は、筒内圧に対応する信号を出力する筒内圧センサと、
同一サイクルの圧縮行程中に２つのクランク角でそれぞれ得られる筒内圧、筒内容積及び比熱比に基いて、筒内圧の絶対圧補正値を算出する絶対圧補正値算出手段と、
前記絶対圧補正値算出手段により算出された複数の絶対圧補正値の標準偏差を算出する補正値標準偏差算出手段と、
前記絶対圧補正値の標準偏差が所定の上限判定値を超えた場合に、前記筒内圧センサの出力に含まれるベースノイズのレベルを異常と判定するノイズ異常判定手段と、
を備えることを特徴とする。
【０００７】
第２の発明は、前記筒内圧センサの出力感度と所定の基準感度との差異が反映されたパラメータである感度変化量に基いて前記絶対圧補正値の標準偏差を補正する感度変化補正手段を備え、
前記ノイズ異常判定手段は、前記感度変化補正手段により補正した前記絶対圧補正値の標準偏差が前記上限判定値を超えた場合に、前記ベースノイズのレベルを異常と判定する構成としている。
【０００８】
第３の発明は、互いに異なる２つのサイクル中における同一のクランク角でそれぞれ得られる筒内圧に基いて、前記筒内圧のドリフト量を算出し、当該ドリフト量に基いて前記筒内圧を補正するドリフト補正手段を備え、
前記絶対圧補正値算出手段は、前記ドリフト補正手段により補正した後の筒内圧を用いて前記絶対圧補正値を算出する構成としている。
【０００９】
第４の発明は、前記筒内圧センサの出力に基いて取得されるパラメータであって当該センサの出力感度に影響される第１のパラメータを取得する第１のパラメータ取得手段と、
前記第１のパラメータと相関があって前記出力感度に影響されない第２のパラメータを取得する手段であって、同一サイクル中の異なるクランク角で得られる筒内圧に基いて２つの指標を算出し、該各指標の比率に基いて前記第２のパラメータを取得する第２のパラメータ取得手段と、
前記第１のパラメータ及び前記第２のパラメータに基いて前記感度変化量を算出する感度変化量算出手段と、を備える構成としている。
【発明の効果】
【００１０】
第１の発明によれば、筒内圧に重畳するベースノイズのレベルを、絶対圧補正値の標準偏差により直接的に検出することができる。これにより、筒内圧センサの出力のみに基いて、ベースノイズのレベルが正常かどうかを正確かつ容易に判定することができ、他のセンサ出力を補助的に利用しなくても、筒内圧センサの出力異常を容易に検出することができる。従って、異常検出機能を備えたシステムの構成を簡略化し、コストダウンを促進することができる。また、筒内圧の絶対圧補正値の標準偏差を判定用のパラメータとして使用するので、エンジン回転数、吸入空気量、点火時期等の運転条件に依存せずに、筒内圧のノイズレベルを監視することができ、この監視を始動直後から常時行うことができる。
【００１１】
第２の発明によれば、感度変化補正手段は、筒内圧センサの出力感度のずれを絶対圧補正値の標準偏差に反映させることができ、ノイズ異常判定手段は、感度変化補正手段により補正した絶対圧補正値の標準偏差に基いて、ノイズレベルを判定することができる。これにより、出力感度のずれによる影響を抑制して、ベースノイズのレベルをより正確に判定することができ、判定精度を向上させることができる。
【００１２】
第３の発明によれば、絶対圧補正値算出手段は、ドリフト補正手段により補正した後の筒内圧を用いて絶対圧補正値を算出することができる。これにより、筒内圧センサの出力に生じるサイクル内ドリフトの影響を抑制し、ノイズレベルの判定精度を更に向上させることができる。
【００１３】
第４の発明によれば、筒内圧センサの出力感度に影響される第１のパラメータと、センサの出力感度に影響されない第２のパラメータとに基いて、センサの出力感度のずれ量である感度変化量を算出することができ、この感度変化量を絶対圧補正値の標準偏差に反映させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１４】
【図１】本発明の実施の形態１のシステム構成を説明するための構成図である。
【図２】筒内圧センサによる筒内圧の検出回路を等価的に示す回路構成図である。
【図３】断熱圧縮行程における筒内圧センサの出力波形を示す特性線図である。
【図４】絶対圧補正値ｄＰのサイクル内ばらつきσdＰと、ベースノイズのレベルＮＬとの関係を示す特性線図である。
【図５】本発明の実施の形態１において、ＥＣＵにより実行される制御のフローチャートである。
【図６】本発明の実施の形態２において、燃焼開始のタイミングと最大筒内圧Ｐmaxとの関係を示す特性線図である。
【図７】燃焼重心ＣＡ50について説明するための説明図である。
【図８】筒内圧センサの出力感度が正常な場合と異常な場合のそれぞれについて、最大筒内圧Ｐmaxと燃焼重心ＣＡ50との関係を示す特性線図である。
【図９】本発明の実施の形態２において、ＥＣＵにより実行される制御のフローチャートである。
【図１０】本発明の実施の形態３において、筒内圧センサの出力にドリフトが発生する状況を説明するための説明図である。
【図１１】本発明の実施の形態３において、ＥＣＵにより実行される制御のフローチャートである。
【図１２】本発明の実施の形態４において、発熱量ＰＶκとクランク角との関係を示す特性線図である。
【図１３】燃焼前後の図示トルクを示す特性線図である。
【図１４】筒内圧センサの出力感度が正常な場合と異常な場合のそれぞれについて、発熱量ＰＶκと図示トルク比（Ａ2／Ａ1）との関係を示す特性線図である。
【図１５】本発明の実施の形態５において、燃焼前後のＰＶ値の変化を示す特性線図である。
【図１６】筒内圧センサの出力感度が正常な場合と異常な場合のそれぞれについて、内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxと内部エネルギ比（ΔＰＶmax／ＰＶ0）との関係を示す特性線図である。
【図１７】本発明の実施の形態４，５の変形例において、内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxと図示トルク比（Ａ2／Ａ1）との関係を示す特性線図である。
【図１８】従来技術において、筒内圧に重畳するベースノイズの影響を説明するための説明図である。
【図１９】一般的なノイズ補正が可能なセンサの出力を示す説明図である。
【発明を実施するための形態】
【００１５】
実施の形態１．
［実施の形態１の構成］
以下、図１乃至図５を参照しつつ、本発明の実施の形態１について説明する。図１は、本発明の実施の形態１のシステム構成を説明するための構成図である。本実施の形態のシステムは、多気筒型の内燃機関としてのエンジン１０を備えている。なお、図１では、エンジン１０の１気筒のみを例示している。また、本発明は、単気筒を含む任意の気筒数のエンジンに適用されるものである。エンジン１０は、内部に気筒が形成されたシリンダブロック１０Ａと、前記シリンダブロック１０Ａ上に搭載されたシリンダヘッド１０Ｂとを備えている。エンジン１０の各気筒には、ピストン１２により燃焼室１４が画成されており、ピストン１２はエンジンのクランク軸１６に連結されている。
【００１６】
また、エンジン１０は、各気筒の燃焼室１４内（筒内）に吸入空気を吸込む吸気通路１８と、各気筒から排気ガスが排出される排気通路２０とを備えている。吸気通路１８には、アクセル開度等に基いて吸入空気量を調整する電子制御式のスロットルバルブ２２が設けられている。排気通路２０には、排気ガスを浄化する三元触媒等の触媒２４が設けられている。また、各気筒には、吸気ポートに燃料を噴射する燃料噴射弁２６と、筒内の混合気に点火する点火プラグ２８と、吸気ポートを筒内に対して開閉する吸気バルブ３０と、排気ポートを筒内に対して開閉する排気バルブ３２とが設けられている。
【００１７】
また、本実施の形態のシステムは、センサ４０〜４４を含むセンサ系統と、エンジン１０の運転状態を制御するＥＣＵ（Electronic Control Unit）５０とを備えている。クランク角センサ４０は、クランク軸１６の回転に同期した信号を出力するもので、エアフローセンサ４２は吸入空気量を検出する。また、筒内圧センサ４４は、例えば圧電素子を有する公知の圧力センサにより構成され、筒内圧Ｐに対応する信号を出力するもので、気筒毎にそれぞれ設けられている。センサ系統には、この他にも、エンジン制御に必要な各種のセンサ（スロットルバルブ２２の開度を検出するスロットルセンサ、エンジン冷却水の温度を検出する水温センサ、排気空燃比を検出する空燃比センサ等）が含まれている。
【００１８】
ＥＣＵ５０は、例えばＲＯＭ、ＲＡＭ、不揮発性メモリ等を含む記憶回路を備えた演算処理装置により構成されている。ＥＣＵ５０の入力側には、センサ系統の各センサが接続されており、ＥＣＵ５０の出力側には、スロットルバルブ２２、燃料噴射弁２６、点火プラグ２８等を含む各種のアクチュエータが接続されている。また、ＥＣＵ５０は、クランク角に応じて変化する各種のデータを、当該クランク角と共に時系列データとして記憶する機能を備えている。この時系列データには、筒内圧センサ４４の出力値、及び当該出力値に基いて算出される各種のパラメータ等が含まれる。
【００１９】
そして、ＥＣＵ５０は、エンジンの運転情報をセンサ系統により検出しつつ、各アクチュエータを駆動して運転状態を制御する。具体的には、クランク角センサ４０の出力に基いてエンジン回転数（機関回転数）とクランク角とを検出し、エアフローセンサ４２の出力に基いて吸入空気量を算出する。また、吸入空気量、エンジン回転数等に基いてエンジンの負荷率（充填効率）ＫＬを算出する。そして、クランク角に基いて燃料噴射時期や点火時期を決定し、これらの時期が到来したときには、燃料噴射弁２６や点火プラグ２８を駆動する。これにより、筒内で混合気を燃焼させ、エンジンを運転する。また、ＥＣＵ５０は、空燃比センサの出力に基いて、排気空燃比を理論空燃比の近傍に制御する公知の空燃比制御を実行する。さらに、筒内圧センサ４４の出力に基いて、公知の燃焼制御を実行したり、ノックやプレイグニッション等を検出する。
【００２０】
次に、図２を参照して、筒内圧センサ４４及びその付属回路について説明する。図２は、筒内圧センサによる筒内圧の検出回路を等価的に示す回路構成図である。この図に示すように、筒内圧センサ４４は、圧電素子４４Ａと、圧電素子４４Ａに生じた電圧を増幅して出力するアンプ基板４４Ｂとを備えている。筒内圧センサ４４（アンプ基板４４Ｂ）の信号端子Ｖin，Ｖout及びアース端子Ｅは、ＥＣＵ５０に接続されている。また、圧電素子４４Ａの接地側は、筒内圧センサ４４の筐体等を介してエンジンの一部（例えば、シリンダヘッド１０Ｂ）に接地されている。
【００２１】
一方、ＥＣＵ５０のアース端子は、アース端子Ｅと共にエンジンの他の部位（例えば、シリンダブロック１０Ａ）に接地されている。また、ＥＣＵ５０には、筒内圧センサ４４の信号処理を行うためにローパスフィルタ（ＬＰＦ）、Ａ／Ｄ変換回路等が搭載されている。このような構成において、筒内圧センサ４４から信号が出力されると、このセンサ出力は、まず、ＥＣＵ５０のＬＰＦにより低周波ノイズを除去された後に、クランク角に同期したタイミングでＡ／Ｄ変換される。そして、センサ出力は、後述の絶対圧補正処理により絶対圧補正を受けた後に、筒内圧として各制御で使用される。
【００２２】
[実施の形態１の特徴]
まず、図１８及び図１９を参照しつつ、従来技術による筒内圧の検出時に生じる課題について説明する。図１８は、従来技術において、筒内圧に重畳するベースノイズの影響を説明するための説明図である。筒内圧センサ４４の作動時には、何らかの要因（例えば断線や錆の発生によるアース電位の浮き、接触不良による出力のフレッティング等）により、センサの出力に重畳するベースノイズの振幅が増大することがある。図１８中の特性線（Ａ）は、筒内圧センサからＥＣＵに入力される信号にベースノイズが重畳した状態を示している。このように振幅の大きなベースノイズは、ＬＰＦでも十分に減衰されず、Ａ／Ｄ変換後にも残留し、絶対圧補正後のセンサ出力のばらつきを増大させる。図１８中の特性線（Ｂ）は、ＬＰＦ及びＡ／Ｄ変換回路を通過した後でも、残留ノイズにより信号波形が異常となった状態を示している。
【００２３】
このように、ベースノイズに起因するノイズがセンサ出力に残留していると、図１８中に示すように、絶対圧補正を行うときに誤差が増大する。この結果、各制御の実行時には、精度が悪化した筒内圧を用いることになり、誤検出や誤動作が生じたり、燃費や運転性が悪化する虞れがある。なお、ベースノイズとは、上記要因（電源の不安定、アース不良等）によるノイズや不特定要因によるホワイトノイズ等を含むもので、筒内圧センサ４４の出力に対して不規則かつ定常的に重畳するノイズとして定義される。ベースノイズ以外のノイズとしては、例えば点火ノイズや燃料噴射ノイズ等が知られているが、このような特定の制御動作によるノイズは、当該制御の実行タイミングを回避して筒内圧を検出することにより、ノイズの影響を除去することができる。これに対し、ベースノイズは、制御動作に関係なく、センサ出力に対して不規則かつ定常的に重畳するので、筒内圧のサンプリングタイミングを工夫することでベースノイズの重畳を回避するのは困難である。
【００２４】
次に、図１９は、一般的なノイズ補正が可能なセンサの出力を示す説明図である。この図に示すように、センサ出力の平均値がサイクリックに変化しないセンサ（例えば、空燃比センサや燃圧センサ）においては、センサ出力の平均値を基準として、ベースノイズの振幅を検出できる可能性がある（そもそも、そのようなセンサにおいては、平滑化した出力を用いることになるので、ベースノイズの影響は殆ど問題とならないが）。これに対し、筒内圧センサ４４の出力は常に動的であるため、平滑化によりノイズの振幅を検出するのは不可能である。また、このような微小なノイズの振幅を検出するのは、ＥＣＵ５０によるＡ／Ｄ変換の分解能にも制限されるので、現実的ではない。
【００２５】
そこで、本実施の形態では、筒内圧センサ４４の出力に基いて各クランク角における絶対圧補正値ｄＰを算出し、更に、複数のクランク角における絶対圧補正値ｄＰから得られる絶対圧補正値の標準偏差σdｐに基いて、ベースノイズのレベルを判定する。以下、これらの処理について詳しく説明する。
【００２６】
（絶対圧補正値の算出）
絶対圧補正値ｄＰ（ｎ）は、２つのクランク角ｎ，ｎ＋Δθでそれぞれ得られる筒内圧Ｐ及び筒内容積Ｖと、定数である比熱比κとに基いて、下記（１）式により算出される。
【００２７】
【数１】
2013147948.tif 000003
【００２８】
ここで、クランク角ｎ，ｎ＋Δθは、同一サイクルの圧縮行程に属する任意の２つのクランク角として設定される。詳しく述べると、ｎは、断熱圧縮行程中における所定のクランク角であり、例えばｎ＝６０°ＢＴＤＣに設定される。また、Δθは、絶対圧補正を行う所定のクランク角度間隔であり、例えばΔθ＝３０°ＣＡに設定される。また、ｄＰ（ｎ）、ＰＶκ（ｎ）及びＶκ（ｎ）は、それぞれクランク角ｎにおけるｄＰ、ＰＶκ及びＶκの値を示し、ＰＶκ（ｎ＋Δθ）及びＶκ（ｎ＋Δθ）は、クランク角ｎ＋ΔθにおけるＰＶκ及びＶκの値を示している。
【００２９】
（標準偏差の算出）
図３は、断熱圧縮行程における筒内圧センサの出力波形を示す特性線図である。断熱圧縮行程中において、ノイズレベルが正常であれば、センサの出力波形は、図３中に示す正常波形のように滑らかなものとなり、同一サイクル内の絶対圧補正値ｄＰ（ｎ）は、クランク角ｎの値に関係なく一定となる。これに対し、ノイズレベルが異常な場合には、図３中に示す異常波形のように、出力波形が不規則に変化し、絶対圧補正値ｄＰ（ｎ）に変動が生じる。
【００３０】
そこで、本実施の形態では、複数のクランク角ｎ，ｎ＋１，ｎ＋２，ｎ＋３，…において、それぞれ絶対圧補正値ｄＰ（ｎ），ｄＰ（ｎ＋１），ｄＰ（ｎ＋２），ｄＰ（ｎ＋３），…を算出し、下記（２）式により、絶対圧補正値ｄＰの標準偏差を算出する。
【００３１】
σdｐ＝Std{ｄＰ(ｎ),ｄＰ(ｎ＋１),ｄＰ(ｎ＋２),ｄＰ(ｎ＋３),…}      ・・・（２）
【００３２】
なお、上記（２）式中における「Std」は、標準偏差を算出する関数である。また、絶対圧補正値ｄＰ（ｎ＋１）は、クランク角（ｎ＋１）と、クランク角（ｎ＋１）にクランク角度間隔Δθを加算したクランク角{（ｎ＋１）＋Δθ｝とに基いて、前記（１）式により算出されるもので、絶対圧補正値ｄＰ（ｎ＋２），ｄＰ（ｎ＋３），…についても同様に算出されるものである。
【００３３】
（ノイズレベルの判定）
上述のように算出された標準偏差σdｐは、ベースノイズに起因する絶対圧補正値ｄＰのサイクル内ばらつきの大きさを表すものとなる。図４は、絶対圧補正値ｄＰのサイクル内ばらつき（標準偏差）σdｐと、ベースノイズのレベルＮＬとの関係を示す特性線図である。詳しく述べると、図４（ａ）は、絶対圧補正値ｄＰのばらつきσdｐとベースノイズのレベルＮＬとの関係を示し、図４（ｂ）は、絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐと、燃焼重心ＣＡ50の誤差との関係を示すものである。まず、図４（ａ）に示すように、絶対圧補正値ｄＰのサイクル内ばらつきσdｐは、筒内センサの出力に重畳するベースノイズのレベルＮＬが大きくなるにつれて、増加する傾向がある。そこで、本実施の形態では、絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐが所定の上限判定値σ0を超えた場合に、筒内センサの出力に含まれるベースノイズのレベルＮＬを異常と判定する。
【００３４】
また、上限判定値σ0は、例えば図４（ｂ）に示す燃焼重心ＣＡ50の特性に基いて、次のように設定される。燃焼重心ＣＡ50は、燃焼質量割合（ＭＦＢ）が５０％となるクランク角を表す公知のパラメータであり、図４（ｂ）に示すように、標準偏差σdｐと一定の相関を有している。燃焼重心ＣＡ50に生じる誤差が一定の限界（システムクライテリア）を超えると、これを制御パラメータとして用いる点火時期制御等の制御性が悪化する。このため、標準偏差σdｐの上限判定値σ0は、例えば点火時期制御において燃焼重心ＣＡ50に許容される誤差の限界に対応して設定されている。
【００３５】
［実施の形態１を実現するための具体的な処理］
次に、図５を参照して、上述した制御を実現するための具体的な処理について説明する。図５は、本発明の実施の形態１において、ＥＣＵにより実行される制御のフローチャートである。この図に示すルーチンは、エンジンの運転中に繰返し実行されるものとする。図５に示すルーチンでは、まず、ステップ１００において、前記（１）式に基いて絶対圧補正値の算出処理を実行する。即ち、ステップ１００では、断熱圧縮行程の範囲内において、例えば（ｋ＋１）個のクランク角における絶対圧補正値ｄＰ（ｎ），ｄＰ（ｎ＋１），ｄＰ（ｎ＋２），…，ｄＰ（ｎ＋ｋ）を算出する。
【００３６】
次に、ステップ１０２では、前記（２）式に基いて、前記ステップ１００により得られた複数の絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐを算出する。そして、ステップ１０４では、標準偏差σdｐが上限判定値σ0よりも大きいか否かを判定し、この判定が成立した場合には、ステップ１０６で、ベースノイズのレベルを異常と判定する。この場合には、筒内圧を用いる各制御において、筒内圧センサの出力が異常である場合の異常対応処理（例えば制御の停止、代替制御の実行、警報の出力等）を実行する。また、ステップ１０４の判定が不成立の場合には、ノイズのレベルを正常と判定し、本ルーチンを終了する。
【００３７】
以上詳述した通り、本実施の形態によれば、筒内圧に重畳するベースノイズのレベルを、絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐにより直接的に検出することができる。即ち、ベースノイズの不規則性を利用して、ノイズのレベルを絶対圧補正値ｄＰのばらつき度合い（標準偏差）として定量的に検出することができる。これにより、筒内圧センサ４４の出力のみに基いて、ベースノイズのレベルが正常かどうかを正確かつ容易に判定することができ、他のセンサ出力を補助的に利用しなくても、筒内圧センサの出力異常を容易に検出することができる。従って、異常検出機能を備えたシステムの構成を簡略化し、コストダウンを促進することができる。
【００３８】
また、本実施の形態では、筒内圧の絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐを、判定用のパラメータとして使用する。このため、エンジン回転数、吸入空気量、点火時期等の運転条件に依存せずに、筒内圧のノイズレベルを監視することができ、この監視を始動直後から常時行うことができる。特に、筒内圧センサ４４は、ダイヤフラム等の圧力伝達物と電極との間に圧電素子４４Ａを挟持する構造となっているいるので、コスト的な制約からセンサの筐体にアースを接続することが必要となる（図２参照）。この場合、筒内圧センサ４４側の回路とＥＣＵ５０との間でアース配線が断線すると、筐体にアースしている影響で、筒内圧の信号は出力されるが、シリンダヘッド１０Ｂからセンサ信号に重畳するベースノイズが大きくなる（ベースノイズだけでなく、点火ノイズや燃料噴射ノイズも大きくなる）。このため、北米等の法規制では、筒内圧センサとＥＣＵとの間の断線は常時監視することが必須となっている。これに対し、本実施の形態によれば、特別な異常検出回路や他のセンサ出力を使用しなくても、上記法規制等に適合することができる。
【００３９】
なお、前記実施の形態１では、図５中のステップ１００が請求項１における絶対圧補正値算出手段の具体例を示し、ステップ１０２が補正値標準偏差算出手段の具体例を示している。また、ステップ１０４，１０６は、ノイズ異常判定手段の具体例を示している。
【００４０】
実施の形態２．
次に、図６乃至図９を参照して、本発明の実施の形態２について説明する。本実施の形態は、前記実施の形態１において、筒内圧センサの出力感度のずれに基いて絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐを補正することを特徴としている。なお、本実施の形態では、実施の形態１と同一の構成要素に同一の符号を付し、その説明を省略するものとする。
【００４１】
［実施の形態２の特徴］
筒内圧センサ４４の出力感度は、センサの初期不良、経時劣化、故障等により許容範囲から外れることがある。センサの出力感度の変化（感度変化量）αが存在した場合には、下記（３）式に示すように、感度変化量αに応じて絶対圧補正値ｄＰの値も変化する。
【００４２】
【数２】
2013147948.tif 000004
【００４３】
このため、本実施の形態では、筒内圧センサ４４の正常な出力感度と実際の出力感度との差異が反映されたパラメータである感度変化量αを算出し、当該感度変化量αに基いて絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐを補正する。なお、正常な出力感度とは、センサの設計時等に設定される所定の出力感度（基準感度）に対応している。また、感度変化量αの算出処理については後述する。標準偏差σdｐの補正方法としては、例えば下記（４）式に示すように、実施の形態１と同様の方法で算出した絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐ′に対して、感度変化量αを乗算し、補正後の標準偏差σdｐを算出する。これにより、補正後の標準偏差σdｐは、感度変化量αに応じて補正された値となる。
【００４４】
σdｐ＝α×σdｐ′      ・・・（４）
【００４５】
そして、ノイズレベルの判定処理では、実施の形態１とほぼ同様に、補正後の標準偏差σdｐが上限判定値σ0よりも大きい場合に、ベースノイズのレベルを異常と判定する。上記構成によれば、筒内圧センサの出力感度のずれを標準偏差σdｐに反映させることができる。これにより、出力感度のずれによる影響を抑制して、ベースノイズのレベルをより正確に判定することができ、判定精度を向上させることができる。
【００４６】
（感度変化量αの算出）
次に、図６乃至図８を参照しつつ、感度変化量αの算出方法について説明する。本実施の形態では、第１のパラメータとして最大筒内圧Ｐmaxを採用すると共に、第２のパラメータとして燃焼重心ＣＡ50を採用し、これらのパラメータに基いて感度変化量αを算出する場合について説明する。なお、第１，第２のパラメータとして他の値を用いる場合については、後述する実施の形態４以降で説明する。
【００４７】
図６は、本発明の実施の形態２において、燃焼開始のタイミングと最大筒内圧Ｐmaxとの関係を示す特性線図である。最大筒内圧Ｐmaxは、１サイクル中における筒内圧Ｐの最大値として定義され、筒内圧センサ４４の出力感度に影響される第１のパラメータを構成している。最大筒内圧Ｐmaxは、図６に示すように、燃焼開始のタイミングが早いほど、大きくなる特性を有している。
【００４８】
図７は、第２のパラメータを構成する燃焼重心ＣＡ50について説明するための説明図である。この図に示す特性線は、下記（５）式により算出される燃焼質量割合（ＭＦＢ：Mass Fraction of Burned fuel）として知られている。燃焼質量割合ＭＦＢは、図７に示すように、クランク角θが燃焼開始クランク角θsから燃焼終了クランク角θeに変化するときに、０〜１００％に変化するもので、燃焼重心ＣＡ50は、燃焼質量割合が５０％に達した時点のクランク角として定義される。なお、下記（５）式において、ＰＶκ(θ)、ＰＶκ(θs)及びＰＶκ(θe)は、それぞれクランク角θ、燃焼開始クランク角θs及び燃焼終了クランク角θeにおける発熱量ＰＶκを示している。
【００４９】
【数３】
2013147948.tif 000005
【００５０】
この式から判るように、燃焼重心ＣＡ50は、同一サイクル中の異なるクランク角θs，Ｓeで得られる筒内圧Ｐに基いて、上記（５）式の分母・分子に対応する２つの指標を算出し、該各指標の比率を求めることにより算出される。従って、燃焼重心ＣＡ50は、筒内圧センサ４４の出力感度に影響されない特性を有している。即ち、燃焼重心ＣＡ50の特定に用いられる上記（５）式には、分母・分子にそれぞれ筒内圧Ｐが含まれているので、筒内圧Ｐのゲイン（出力感度）が変動したとしても、その影響は上記（５）式の分母・分子間でキャンセルされ、燃焼重心ＣＡ50の値には反映されない。また、燃焼重心ＣＡ50は、図８に示すように、最大筒内圧Ｐmaxと相関を有している。
【００５１】
図８は、筒内圧センサの出力感度が正常な場合と異常な場合のそれぞれについて、最大筒内圧Ｐmaxと燃焼重心ＣＡ50との関係を示す特性線図である。図８中に実線で示す基準特性線Ｌは、センサの出力感度が正常な場合の最大筒内圧Ｐmaxと燃焼重心ＣＡ50との関係を表すもので、そのデータ特性（例えば、基準特性線Ｌの勾配ａ及び切片ｂ）は、ＥＣＵ５０に予め記憶されている。この基準特性線Ｌに示すように、筒内圧センサの出力感度が正常な場合には、最大筒内圧Ｐmaxと燃焼重心ＣＡ50との間に一定の関係が成立する。この関係は、図８中の各データ点（○印，□印，△印）に示すように、エンジン回転数やトルクが変動した場合でも、ほぼ一定に保持される。
【００５２】
一方、センサの出力感度が正常な状態（基準感度）から変化した場合には、前述したように、出力感度の変化が最大筒内圧Ｐmaxのみに反映され、燃焼重心ＣＡ50には反映されない。この結果、例えば出力感度が基準感度から低下した場合には、図８中に点線で示すように、最大筒内圧Ｐmaxと燃焼重心ＣＡ50との関係が正常な状態から変化する。このため、本実施の形態では、まず、下記（６）式により、任意の時点における燃焼重心ＣＡ50と前記データ特性（定数ａ，ｂ）とに基いて、出力感度が正常な場合の最大筒内圧に相当するＰmax推定値を算出する。そして、下記（７）式に示すように、筒内圧センサ４４により実際に得られた最大筒内圧である検出Ｐmax値と、Ｐmax推定値との比率である感度変化量αを算出する。
【００５３】
Ｐmax推定値＝ａ×ＣＡ50＋ｂ       ・・・（６）
α＝検出Ｐmax値／Ｐmax推定値      ・・・（７）
【００５４】
これにより、感度変化量αは、基準感度に対する実際の出力感度の変化量（ずれ量）が反映された値となる。即ち、感度変化量αは、実際の出力感度が基準感度と等しい場合に「１」となり、実際の出力感度が基準感度から外れるほど増大する。従って、前記（４）式に示すように、絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐ′に対して感度変化量αを乗算することにより、出力感度の変化量を補正後の標準偏差σdｐに反映させることができる。
【００５５】
［実施の形態２を実現するための具体的な処理］
次に、図９を参照して、上述した制御を実現するための具体的な処理について説明する。図９は、本発明の実施の形態２において、ＥＣＵにより実行される制御のフローチャートである。この図に示すルーチンは、エンジンの運転中に繰返し実行されるものとする。図９に示すルーチンでは、まず、ステップ２００，２０２において、実施の形態１と同様の処理を実行し、絶対圧補正値ｄＰの標準偏差σdｐ′を算出する。
【００５６】
次に、ステップ２０４では、第１，第２のパラメータである最大筒内圧Ｐmaxと燃焼重心ＣＡ50とを取得（算出）し、ステップ２０６では、前述したように、これらのパラメータに基いて感度変化量αを算出する。そして、ステップ２０８では、前記（４）式に基いて標準偏差σdｐ′を補正し、補正後の標準偏差σdｐを算出する。また、ステップ２１０，２１２では、実施の形態１と同様に、標準偏差σdｐと上限判定値σ0とに基いて、ベースノイズのレベルが異常であるか否かを判定する。
【００５７】
このように構成される本実施の形態でも、前記実施の形態１とほぼ同様の作用効果を得ることができる。そして、特に本実施の形態では、感度変化量αにより、筒内圧センサ４４の出力感度のずれを標準偏差σdｐに反映させ、ノイズレベルの判定精度を向上させることができる。しかも、燃焼重心ＣＡ50は、空燃比制御により理論空燃比が維持されていても、筒内ガスの燃焼タイミングに応じて変化するパラメータであるから、空燃比制御の実行時にも、高い判定精度を実現することができる。
【００５８】
なお、前記実施の形態２では、図９中のステップ２０４が請求項４における第１，第２のパラメータ取得手段の具体例を示し、ステップ２０６が感度変化量算出手段の具体例を示している。また、ステップ２０８は、請求項２における感度変化補正手段の具体例を示している。さらに、ステップ２００は、請求項１における絶対圧補正値算出手段の具体例を示し、ステップ２０２は、補正値標準偏差算出手段の具体例を示し、ステップ２１０，２１２は、ノイズ異常判定手段の具体例を示している。
【００５９】
また、前記図９に示すルーチンでは、標準偏差σdｐ′を算出するための処理（ステップ２００，２０２）と、第１，第２のパラメータの取得及び感度変化量αの算出を行う処理（ステップ２０４，２０６）とを、同一のルーチンにて実行する場合を例示した。しかし、本発明はこれに限らず、ステップ２０４，２０６の処理は、図９に示すルーチンと並列に実行される他のルーチンにより実行し、図９中のステップ２０８では、他のルーチンで算出した感度変化量αを利用する構成としてもよい。
【００６０】
また、実施の形態２では、第２のパラメータとして、燃焼質量割合が５０％に達した時点のクランク角である燃焼重心ＣＡ50を用いるものとした。しかし、本発明はこれに限らず、例えば図７に示すように、燃焼質量割合が所定の基準値ｘ％に達した時点のクランク角ＣＡｘを、第２のパラメータとして用いてよいものである。このとき、基準値ｘは、０〜１００％のうちの任意の値に設定すればよく、５０％に限定されるものではない。
【００６１】
また、実施の形態２では、前記（６）式に示すように、基準感度に対応する定数ａ，ｂと燃焼重心ＣＡ50とに基いてＰmax推定値を算出する構成とした。しかし、厳密に述べると、最大筒内圧Ｐmaxと燃焼重心ＣＡ50との関係はエンジンの負荷状態（筒内の充填ガス量）に応じて比例的に変化する。従って、本発明では、下記（８）式に示すように、充填効率ＫＬに基いてＰmax推定値を補正する構成としてもよい。これにより、エンジンの負荷状態（充填効率ＫＬ）が変化しても、ノイズレベルを安定的に判定することができる。
【００６２】
Ｐmax推定値＝（ａ×ＣＡ50＋ｂ）×ＫＬ          ・・・（８）
【００６３】
さらに、本発明では、第１のパラメータとして最大筒内圧Ｐmaxを使用し、第２のパラメータとして、筒内圧Ｐが最大筒内圧Ｐmaxに達した時点のクランク角（以下、最大筒内圧クランク角ＣＡpmaxと称す）を採用してもよい。この場合、感度変化量αは、前記（６）式中の燃焼重心ＣＡ50を最大筒内圧クランク角ＣＡpmaxに置換えることにより算出される。また、この算出処理に用いられる定数ａ，ｂは、センサの出力感度が正常な場合の最大筒内圧Ｐmaxと最大筒内圧クランク角ＣＡpmaxとの関係（基準特性線Ｌ）に基いて設定される。この構成によれば、感度変化量αを求めるときに燃焼質量割合を算出する必要がないので、ＥＣＵ５０の演算負荷を軽減し、演算速度を向上させることができる。
【００６４】
実施の形態３．
次に、図１０及び図１１を参照して、本発明の実施の形３について説明する。本実施の形態は、ノイズレベルの判定処理を行う前に、筒内圧のドリフト補正を実行することを特徴としている。なお、本実施の形態では、実施の形態１と同一の構成要素に同一の符号を付し、その説明を省略するものとする。
【００６５】
［実施の形態３の特徴］
図１０は、本発明の実施の形態３において、筒内圧センサの出力にドリフトが発生する状況を説明するための説明図である。この図において、図１０（ａ）は、筒内圧センサの出力、センサの出力回路の時定数、筒内温度及びスロットル開度の状態を示し、図１０（ｂ）は、筒内圧の出力波形を示している。また、図１０（ｃ）は、断熱圧縮行程においてドリフトが発生していない状態のセンサ出力（正常波形）と、ドリフトが発生した場合のセンサ出力（異常波形）とを示すものである。
【００６６】
一般に、筒内圧センサは、圧電素子に対して周囲の構造部材から予荷重を与えるように構成されている。このため、低温時には、構造部材の熱収縮により予荷重が増加し、センサ出力のオフセットが大きくなる。一方、高温時には、構造部材の熱膨張によりオフセットが小さくなる。このような構造上の温度特性を考慮して、センサの出力回路は、図１０（ａ）に示すように、所定の時定数をもって形成され、オフセットの変化を補正するように構成されている。しかし、この時定数を上回る速さで温度が急変した場合には、センサの出力回路が温度変化に追従し切れなくなり、センサ出力がサイクル内で大きくドリフトする現象（サイクル内ドリフト）が発生することがある。サイクル内ドリフトは、例えば高負荷運転から燃料カットへの運転移行時、または燃料カットから高負荷運転への運転移行時に発生し易い。そして、サイクル内ドリフトが発生した場合には、センサ出力にノイズが重畳していなくても、絶対圧補正値ｄＰの算出値に誤差が生じ、ノイズのレベルを異常と誤判定する虞れがある。
【００６７】
このため、本実施の形態では、センサ出力に対してサイクル内ドリフトの補正を実行し、補正後の筒内圧に基いて絶対圧補正値ｄＰを算出する構成としている。具体的に述べると、サイクル内ドリフトの補正処理では、まず、互いに異なる２つのサイクル（例えばｎサイクル目と、ｎ＋１サイクル目）において、断熱圧縮行程中の同一のクランク角θでそれぞれセンサ出力値（筒内圧）Ｐn，Ｐn+1を取得する。次に、これらのセンサ出力値Ｐn，Ｐn+1に基いて、下記（９）式によりｎサイクル目の燃焼のサイクル内ドリフト量Ｄn［kPa／cycle］を算出する。そして、絶対圧補正値ｄＰ及び感度変化量αの算出時には、サイクル内ドリフト量Ｄnに応じて補正を実行した筒内圧を使用する。
【００６８】
Ｄn＝（Ｐn+1−Ｐn）／７２０°      ・・・（９）
【００６９】
この補正について詳しく述べると、まず、図１０（ｄ）は、センサ出力に生じるサイクル内ドリフトを模式的に示す説明図である。この図中の実線に示すように、サイクル内ドリフト量は、ドリフトが生じていない場合のセンサ出力（点線）に対してほぼ比例的に増加する特性がある。このため、上記（９）式では、クランク角θにおける筒内圧Ｐnと、当該筒内圧Ｐnの取得時点から１サイクル（７２０℃Ａ）が経過した後のクランク角θにおける筒内圧Ｐn+1との差分（Ｐn+1−Ｐn）を７２０°で除算することにより、単位クランク角（１℃Ａ）当たりのドリフトの増加量であるサイクル内ドリフト量Ｄnを算出している。そして、ドリフトの補正処理では、例えば任意のクランク角δにおける筒内圧Ｐδに対して、下記（１０）式に示す補正処理を実行し、ドリフト成分を除去した補正後の筒内圧Ｐδ′を算出する。
【００７０】
Ｐδ′＝Ｐδ−Ｄn×δ      ・・・（１０）
【００７１】
絶対圧補正値ｄＰ及び感度変化量αの算出時には、これらの算出処理に用いる全ての筒内圧に対して上記（１０）式に示す補正処理が実行され、全ての筒内圧の検出値からドリフト成分が除去される。このように構成される本実施の形態によれば、前記実施の形態１，２と同様の作用効果に加えて、センサ出力に生じるサイクル内ドリフトの影響も抑制することができ、ノイズレベルの判定精度を更に向上させることができる。
【００７２】
［実施の形態３を実現するための具体的な処理］
次に、図１１を参照して、上述した制御を実現するための具体的な処理について説明する。図１１は、本発明の実施の形態３において、ＥＣＵにより実行される制御のフローチャートである。この図に示すルーチンは、実施の形態２（図９）に示すルーチンに対して、ステップ３００を加えたものであるため、他のステップについての説明は省略するものとする。ステップ３００では、前記（９），（１０）式に基いてサイクル内ドリフト量Ｄnを算出し、この算出結果に基いて筒内圧を補正する。そして、ステップ２００〜２０６の処理では、補正後の筒内圧に基いて絶対圧補正値ｄＰ及び感度変化量αを算出する。
【００７３】
なお、前記実施の形態３では、図１１中のステップ３００が請求項３におけるドリフト補正手段の具体例を示している。また、実施の形態３では、感度変化量αを用いる実施の形態２の制御において、サイクル内ドリフト量Ｄnによる筒内圧の補正を実行する場合を例示した。しかし、本発明はこれに限らず、感度変化量αを使用しない実施の形態１において、サイクル内ドリフト量Ｄnによる筒内圧の補正を実行する構成としてもよい。
【００７４】
実施の形態４．
次に、図１２乃至図１４を参照して、本発明の実施の形４について説明する。本実施の形態は、前記実施の形態２と異なるパラメータに基いて感度変化量αを算出することを特徴としている。なお、本実施の形態では、実施の形態２と同一の構成要素に同一の符号を付し、その説明を省略するものとする。
【００７５】
［実施の形態４の特徴］
本実施の形態では、筒内圧センサ４４の出力感度に影響される第１のパラメータとして発熱量ＰＶκを採用し、センサの出力感度に影響されない第２のパラメータとして図示トルク比（Ａ2／Ａ1）を採用する構成としている。図１２は、本発明の実施の形態４において、発熱量ＰＶκとクランク角との関係を示す特性線図である。発熱量ＰＶκは、筒内で発生する熱量に対応しているので、図１２に示すように、燃焼開始クランク角θsから燃焼終了クランク角θeに向けて増加し、燃焼終了クランク角θeの近傍で最大となる。また、発熱量ＰＶκは、任意のクランク角において筒内圧センサ４４により検出した筒内圧Ｐと、当該クランク角での筒内容積Ｖを比熱比κにより累乗した値Ｖκとを乗算することにより算出される。従って、発熱量ＰＶκは、筒内圧Ｐの絶対値をそのまま含むので、筒内圧センサの出力感度に影響されるパラメータとなり、出力感度の誤差に応じて変動する。
【００７６】
一方、図１３は、燃焼前後の図示トルクを示す特性線図である。本実施の形態では、燃焼前後の図示トルクとして、圧縮行程の図示トルクＡ1と、膨張行程の図示トルクＡ2とをそれぞれ算出する。圧縮行程の図示トルクＡ1（面積Ａ1）は、図１３に示すように、単位クランク角当たりの筒内容積の変化量ΔＶと筒内圧Ｐとの乗算値（ＰΔＶ）を、圧縮行程に対応するクランク角範囲（−１８０°〜０°）で積算することにより算出される。また、膨張行程の図示トルクＡ2（面積Ａ2）は、前記ＰΔＶを膨張行程に対応するクランク角範囲（０°〜１８０°）で積算することにより算出される。
【００７７】
そして、図示トルク比（Ａ2／Ａ1）は、圧縮行程の図示トルクＡ1に対する膨張行程の図示トルクＡ2の比率として算出される。即ち、本実施の形態では、同一サイクル中の異なるクランク角（−１８０°〜０°）及び（０°〜１８０°）で得られる筒内圧Ｐ等に基いて２つの指標Ａ1，Ａ2を算出し、該各指標の比率に基いて図示トルク比（Ａ2／Ａ1）を算出する。このようにして得られた図示トルク比（Ａ2／Ａ1）は、その分母・分子にそれぞれ筒内圧Ｐを含んでいるので、筒内圧センサの出力感度の変化が分母・分子間で相殺され、出力感度に影響されないパラメータとなる。なお、ＥＣＵ５０には、任意のクランク角における筒内容積Ｖ及びその単位クランク角当たりの変化量ΔＶがデータマップ等として予め記憶されている。
【００７８】
図１４は、筒内圧センサの出力感度が正常な場合と異常な場合のそれぞれについて、発熱量ＰＶκと図示トルク比（Ａ2／Ａ1）との関係を示す特性線図である。一般に、筒内での発熱量とトルクの発生量との間には相関がある。このため、筒内圧センサの出力感度が正常な場合に、発熱量ＰＶκと図示トルク比（Ａ2／Ａ1）との間には、図１４中の基準特性線Ｌに示す比例関係が成立し、この基準特性線Ｌの傾きａは一定となる。
【００７９】
一方、センサの出力感度にずれが生じた場合には、その影響を受けて発熱量ＰＶκの値が変動するのに対し、図示トルク比（Ａ2／Ａ1）の値は影響を受けないので、図１４中の仮想線に示すように、両者の比率（特性線の傾き）が変化する。このため、本実施の形態では、まず、下記（１１）式に示すように、図示トルク比（Ａ2／Ａ1）と基準特性線Ｌの傾きａとに基いて、センサの出力感度が正常な場合のＰＶκ推定値を算出する。そして、下記（１２）式に示すように、筒内圧センサ４４により実際に得られた発熱量である検出ＰＶκ値と、ＰＶκ推定値との比率である感度変化量αを算出する。
【００８０】
ＰＶκ推定値＝（Ａ2／Ａ1）×ａ      ・・・（１１）
α＝検出ＰＶκ値／ＰＶκ推定値       ・・・（１２）
【００８１】
このように構成される本実施の形態でも、筒内圧センサ４４の出力感度のずれに対応する感度変化量αを算出することができ、前記実施の形態２とほぼ同様の作用効果を得ることができる。
【００８２】
実施の形態５．
次に、図１５及び図１６を参照して、本発明の実施の形５について説明する。本実施の形態は、前記実施の形態２，４と異なるパラメータに基いて感度変化量αを算出することを特徴としている。なお、本実施の形態では、実施の形態２，４と同一の構成要素に同一の符号を付し、その説明を省略するものとする。
【００８３】
［実施の形態５の特徴］
図１５は、本発明の実施の形態５において、燃焼前後のＰＶ値の変化を示す特性線図である。ＰＶ値とは、任意のクランク角における筒内圧Ｐと当該クランク角での筒内容積Ｖとを乗算した値であり、筒内における内部エネルギの量に対応している。本実施の形態では、このＰＶ値に着目して、第１，第２のパラメータを取得する。具体的には、第１のパラメータとして内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxを取得し、第２のパラメータとして内部エネルギ比（ΔＰＶmax／ＰＶ0）を取得する。
【００８４】
ここで、内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxは、１サイクル中における筒内圧と筒内容積との乗算値の最大値ＰＶmaxから非燃焼時の乗算値ＰＶ0を減算して得られるパラメータであり、その算出方法は、例えば特開２００５−２４８７０３号公報に記載された公知のものである。内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxは、燃焼により変化する内部エネルギの最大変化量、即ち、燃焼時と非燃焼時とのＰＶ値の差分（内部エネルギの差）であり、筒内圧Ｐの絶対値をそのまま含んでいるため、筒内圧センサの出力感度に影響されるパラメータとなる。一方、内部エネルギ比（ΔＰＶmax／ＰＶ0）は、内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxを非燃焼時の乗算値ＰＶ0により除算したものであり、その分母及び分子にそれぞれ筒内圧Ｐを含んでいるので、センサの出力感度に影響されないパラメータとなる。
【００８５】
図１６は、筒内圧センサの出力感度が正常な場合と異常な場合のそれぞれについて、内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxと内部エネルギ比（ΔＰＶmax／ＰＶ0）との関係を示す特性線図である。筒内圧センサの出力感度が正常な場合において、内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxと内部エネルギ比（ΔＰＶmax／ＰＶ0）との間には、図１６中の基準特性線Ｌに示す比例関係が成立し、この基準特性線Ｌの傾きａは一定となる。
【００８６】
一方、センサの出力感度にずれが生じた場合には、その影響を受けて内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxの値が変動するのに対し、内部エネルギ比（ΔＰＶmax／ＰＶ0）の値は影響を受けないので、図１６中の仮想線に示すように、両者の比率（特性線の傾き）が変化する。このため、本実施の形態では、まず、下記（１３）式に示すように、内部エネルギ比（ΔＰＶmax／ＰＶ0）と基準特性線Ｌの傾きａとに基いて、センサの出力感度が正常な場合の内部エネルギ最大変化量であるΔＰＶmax推定値を算出する。そして、下記（１４）式に示すように、筒内圧センサ４４により実際に得られた内部エネルギ最大変化量である検出ΔＰＶmax値と、ΔＰＶmax推定値との比率である感度変化量αを算出する。
【００８７】
ΔＰＶmax推定値＝（ΔＰＶmax／ＰＶ0）×ａ       ・・・（１３）
α＝検出ΔＰＶmax値／ΔＰＶmax推定値            ・・・（１４）
【００８８】
このように構成される本実施の形態でも、筒内圧センサ４４の出力感度のずれに対応する感度変化量αを算出することができ、前記実施の形態２とほぼ同様の作用効果を得ることができる。
【００８９】
（実施の形態４，５の変形例）
図１７は、本発明の実施の形態４，５の変形例において、内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxと図示トルク比（Ａ2／Ａ1）との関係を示す特性線図である。この図に示すように、筒内圧センサの出力感度が正常な場合において、内部エネルギ比（ΔＰＶmax／ＰＶ0）と図示トルク比（Ａ2／Ａ1）との間には、図１７中の基準特性線Ｌに示す比例関係が成立し、この基準特性線Ｌの傾きａは一定となる。一方、センサの出力感度にずれが生じた場合には、図１７中の仮想線に示すように、両者の比率が変化する。従って、第１，第２のパラメータとして内部エネルギ最大変化量ΔＰＶmaxと図示トルク比（Ａ2／Ａ1）とを組合わせた場合でも、下記（１５），（１６）式に示すように、感度変化量αを算出することができる。
【００９０】
ΔＰＶmax推定値＝（Ａ2／Ａ1）×ａ         ・・・（１５）
α＝検出ΔＰＶmax値／ΔＰＶmax推定値      ・・・（１６）
【００９１】
なお、前記各実施の形態では、基準特性線Ｌの傾きとして共通の符号ａを用いるものとしたが、傾きａの具体値は、実施の形態毎に適宜異なるものである。
【符号の説明】
【００９２】
１０  エンジン（内燃機関）
１０Ａ  シリンダブロック
１０Ｂ  シリンダヘッド
１２  ピストン
１４  燃焼室
１６  クランク軸
１８  吸気通路
２０  排気通路
２２  スロットルバルブ
２４  触媒
２６  燃料噴射弁
２８  点火プラグ
３０  吸気バルブ
３２  排気バルブ
４０  クランク角センサ
４２  エアフローセンサ
４４  筒内圧センサ
４４Ａ  圧電素子
４４Ｂ  アンプ基板
５０  ＥＣＵ
ｄＰ  絶対圧補正値
σdｐ  標準偏差
σ0  上限判定値
α  感度変化量
Ｄn  サイクル内ドリフト量
Ｐmax  最大筒内圧（第１のパラメータ）
ＣＡ50  燃焼重心（第２のパラメータ）
ＰＶκ  発熱量（第１のパラメータ）
（Ａ2／Ａ1）  図示トルク比（第２のパラメータ）
ΔＰＶmax  内部エネルギ最大変化量（第１のパラメータ）
（ΔＰＶmax／ＰＶ0）  内部エネルギ比（第２のパラメータ）
【図１】
2013147948.tif 000006
【図２】
2013147948.tif 000007
【図３】
2013147948.tif 000008
【図４】
2013147948.tif 000009
【図５】
2013147948.tif 000010
【図６】
2013147948.tif 000011
【図７】
2013147948.tif 000012
【図８】
2013147948.tif 000013
【図９】
2013147948.tif 000014
【図１０】
2013147948.tif 000015
【図１１】
2013147948.tif 000016
【図１２】
2013147948.tif 000017
【図１３】
2013147948.tif 000018
【図１４】
2013147948.tif 000019
【図１５】
2013147948.tif 000020
【図１６】
2013147948.tif 000021
【図１７】
2013147948.tif 000022
【図１８】
2013147948.tif 000023
【図１９】
2013147948.tif 000024