(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
スパークプラグの取付座に設けた圧力センサの出力により、該スパークプラグが取り付けられている内燃機関の筒内圧に基づく筒内圧測定値を取得し、
吸気弁が閉じてからクランク角が上死点に達するまでの期間（以下、上死点前期間という）内において第一圧力測定時刻を定め、その第一圧力測定時刻における前記筒内圧測定値をＰ１とし、前記クランク角が前記上死点に到達してから排気弁が開くまでの期間（以下、上死点後期間という）内において第二圧力測定時刻を定め、その第二圧力測定時刻における前記筒内圧測定値をＰ２とし、それら圧力測定値Ｐ１及びＰ２とを用いて失火判定情報を得るとともに
失火サイクルとなることが予め判明している燃焼サイクル（以下、予定失火サイクルという）の筒内圧の測定情報に基づいて補正基準値を算出し、該補正基準値により前記失火判定情報を補正し、その補正後の失火判定情報に基づいて失火判定を行なうことを特徴とする内燃機関の失火判定方法において、
前記失火判定は、第一圧力測定時刻と前記第二圧力測定時刻とを、前記上死点からのクランク角の隔たりが互いに等しくなる時刻にそれぞれ設定するとともに
前記圧力測定値Ｐ１とＰ２との比γをＰ２／Ｐ１と定義し、前記予定失火サイクルにて得られる該γの値をγｐとし、Ｄ≡γｐ−１として、該予定失火サイクル以外の燃焼サイクルにて得られる前記比γから前記Ｄを減ずる補正を行なうとともに、
前記γｐは、複数の失火予定サイクルで得られた判定指数γを用いて算出される
ことを特徴とする内燃機関の失火判定方法。
【請求項２】
前記上死点前期間内であって点火時期よりも前に補正測定時刻を設定し、補正測定時刻における前記筒内圧測定値を補正圧力値Ｐ0とし、前記圧力測定値Ｐ１及びＰ２から各々前記補正圧力値Ｐ0を減じた値をＰ１’及びＰ２’とし、前記比γをそれら補正された圧力測定値Ｐ１’とＰ２’との比として求める請求項１に記載の内燃機関の失火判定方法。
【請求項３】
スパークプラグが取り付けられている内燃機関の筒内圧に基づく筒内圧測定値を取得するために、スパークプラグの取付座に設けた圧力センサと、
吸気弁が閉じてからクランク角が上死点に達するまでの期間（以下、上死点前期間という）内において第一圧力測定時刻を定め、その第一圧力測定時刻における前記筒内圧測定値をＰ１とし、前記クランク角が前記上死点に到達してから排気弁が開くまでの期間（以下、上死点後期間という）内において第二圧力測定時刻を定め、その第二圧力測定時刻における前記筒内圧測定値をＰ２とし、それら圧力測定値Ｐ１及びＰ２とを用いて失火判定情報を得るとともに、失火サイクルとなることが予め判明している燃焼サイクル（以下、予定失火サイクルという）の筒内圧の測定情報に基づいて補正基準値を算出し、該補正基準値により前記失火判定情報を補正し、その補正後の失火判定情報に基づいて失火判定を行なう判定ユニットとを有したことを特徴とする内燃機関の失火判定システムにおいて、
前記失火判定は、第一圧力測定時刻と前記第二圧力測定時刻とを、前記上死点からのクランク角の隔たりが互いに等しくなる時刻にそれぞれ設定するとともに
前記圧力測定値Ｐ１とＰ２との比γをＰ２／Ｐ１と定義し、前記予定失火サイクルにて得られる該γの値をγｐとし、Ｄ≡γｐ−１として、該予定失火サイクル以外の燃焼サイクルにて得られる前記比γから前記Ｄを減ずる補正を行なうとともに、
前記γｐは、複数の失火予定サイクルで得られた判定指数γを用いて算出される
ことを特徴とする内燃機関の失火判定システム。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は内燃機関の失火判定方法及びシステムに関する。
【０００２】
【従来の技術】
内燃機関における失火判定方法としては、例えば、燃焼室に通じる圧力導孔をシリンダヘッドに形成し、ここに隔壁型の圧力センサを配置して、燃焼室内の圧力を直接的に測定する方法が考えられる。しかしながら、圧力導孔をシリンダヘッドに形成するための加工が必要であり、構造の複雑化と製造コストアップとが避けがたい。他方、筒内圧をより簡便に測定する手段として、例えば特開平６−２９０８５３号公報等には、スパークプラグの取付座に設けた圧力センサ（以下、座型圧力センサという）により筒内圧を測定する方法が開示されている。
【０００３】
図３は、筒内圧センサにより測定した、燃焼室内における１サイクル分の筒内圧測定プロファイルを例示するものであり、実線は正常燃焼時のプロファイルを、一点鎖線は失火時のプロファイルをそれぞれ示すものである。吸気弁が閉じると燃焼室内は密閉状態となり、ピストンの上昇により混合気が圧縮されて筒内圧が上昇する。そして、上死点（ＴＤＣ：Top Dead Center）前のあるクランク角（点火時期）にてスパークプラグへの点火がなされる。この点火によって混合気への着火が正常になされれば、混合気の爆発により筒内圧はさらに上昇する。その圧力増分により、ピストンがＴＤＣを過ぎて下降に転じた後も筒内圧の上昇がしばらく続き、ピストンがある程度下降すれば減少に転ずる。従って、筒内圧測定プロファイルは、ピーク位置がＴＤＣに対応するクランク角（αTDC）よりも高角側にシフトした非対称プロファイルとなる。他方、例えば着火が不調に終わり失火した場合は、爆発による圧力増分がないので、燃焼室内体積が最小となるＴＤＣにて圧力は最大となり、その後は上昇時とはちょうど逆の圧力変化をたどりつつピストンが下降する。従って、筒内圧測定プロファイルはピーク位置がαTDCと一致した略対称なものが得られる。このように、正常燃焼時と失火時とでは、筒内圧測定プロファイルのピーク値に差が生ずるとともに、プロファイルの対称性にも明らかな差が生ずる。
【０００４】
しかしながら、筒内圧ピーク値レベル一点のみを用いた失火判定は、完全失火に至らない場合に失火検出ができないなど誤差要因が多く、正確性に欠ける難点がある。そこで、特開昭５７−８０５３８号、特開昭６１−２３８７６号及び特開平１−１７２７３０号の各公報には、上死点前期間内に定めた第一圧力測定時刻での筒内圧測定値をＰ１とし、上死点後期間内に定めた第二圧力測定時刻での筒内圧測定値をＰ２として、Ｐ１とＰ２との比により失火判定を行なう方法が開示されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
座型圧力センサを用いる方法は、センサを固定しているスパークプラグの締め付け力が筒内圧を受けて緩むことを利用して、いわば間接的に筒内圧を測定するものである。従って、圧力導孔を介して隔壁型のセンサにより直接測定する方法と比較すれば、スパークプラグの締め付け力や圧電素子性能のバラツキなど、圧力測定値の変動要因が多数存在し、圧力測定値の絶対値により正確な失火検出を行なうことは事実上不可能に近い。
【０００６】
本発明の課題は、座型圧力センサを用いることにより簡便かつ安価に実施可能であり、かつ、高精度で再現性のよい失火判定が可能な内燃機関の失火判定方法及びシステムを提供することにある。
【０００７】
【課題を解決するための手段及び作用・効果】
上記の課題を解決するために、本発明の内燃機関の失火判定方法は、
スパークプラグの取付座に設けた圧力センサの出力により、該スパークプラグが取り付けられている内燃機関の筒内圧に基づく筒内圧測定値を取得し、
吸気弁が閉じてからクランク角が上死点に達するまでの期間（上死点前期間）内において第一圧力測定時刻を定め、その第一圧力測定時刻における筒内圧測定値をＰ１とし、クランク角が上死点に到達してから排気弁が開くまでの期間（上死点後期間）内において第二圧力測定時刻を定め、その第二圧力測定時刻における筒内圧測定値をＰ２とし、それら圧力測定値Ｐ１及びＰ２とを用いて失火判定情報を得るとともに
失火サイクルとなることが予め判明している燃焼サイクル（予定失火サイクル）の筒内圧の測定情報に基づいて補正基準値を算出し、該補正基準値により失火判定情報を補正し、その補正後の失火判定情報に基づいて失火判定を行なうことを特徴とすることを特徴とする。
【０００８】
また、本発明の内燃機関の失火判定システムは、
スパークプラグが取り付けられている内燃機関の筒内圧に基づく筒内圧測定値を取得するために、スパークプラグの取付座に設けた圧力センサと、
吸気弁が閉じてからクランク角が上死点に達するまでの期間（上死点前期間）内において第一圧力測定時刻を定め、その第一圧力測定時刻における筒内圧測定値をＰ１とし、クランク角が上死点に到達してから排気弁が開くまでの期間（上死点後期間）内において第二圧力測定時刻を定め、その第二圧力測定時刻における筒内圧測定値をＰ２とし、それら圧力測定値Ｐ１及びＰ２とを用いて失火判定情報を得るとともに、失火サイクルとなることが予め判明している燃焼サイクル（予定失火サイクル）の筒内圧の測定情報に基づいて補正基準値を算出し、該補正基準値により失火判定情報を補正し、その補正後の失火判定情報に基づいて失火判定を行なう判定ユニットとを有したことを特徴とする。
【０００９】
なお、測定時刻は、タイマー計測により時間ｔをパラメータとして測定してもよいし、クランク角αを計測して該αの測定値を時刻測定値としてもいずれでもよい。
【００１０】
本発明の失火判定方法及びシステムにおいては、上死点前期間内において第一圧力測定時刻を定め、その第一圧力測定時刻における筒内圧測定値をＰ１とし、上死点後期間内において第二圧力測定時刻を定め、その第二圧力測定時刻における筒内圧測定値をＰ２とし、基本的には、それら圧力測定値Ｐ１及びＰ２に基づいて、内燃機関の失火判定を行なうようにする。筒内圧測定値が上記の要因により変動した場合、筒内圧測定値の時間変化を示す筒内圧測定プロファイルは、図５（ａ）及び（ｂ）に示すように、そのピーク高さに変化が生ずる。しかしながら、失火時と正常時との波形対称性の相違はピーク高さが多少変わろうとも変化することがない。そこで、上死点前期間と上死点後期間とに圧力測定時刻をそれぞれ定め、両者の筒内圧測定値Ｐ１とＰ２との比を参照すれば、失火の有無を判定可能である。そして、本発明においては、失火判定に際しては、以下のような方法により補正を行なう。すなわち、失火サイクルとなることが予め判明している燃焼サイクル（予定失火サイクル）の筒内圧の測定情報に基づいて補正基準値を算出し、該補正基準値により失火判定情報を補正する。
【００１１】
このような補正が有効となるのは、次のような座型圧力センサ特有の背景による。図６（ａ）は、正常燃焼時の筒内圧測定値プロファイルを、座型圧力センサにより測定した結果（実線）と、シリンダヘッドに形成した圧力導孔を介して隔壁型標準圧力センサにより測定した結果（破線）とを比較して示すものであり、測定値自体は後者のほうがより真の筒内圧に近いものを示していると考えられる。これを見てもわかるように、座型圧力センサによる測定では、降圧時のプロファイルが昇圧時のプロファイルよりも高圧力側にシフトして表れている。例えば、同一クランク角度に対応する座型圧力センサの測定値Ｐを、対応する標準圧力センサの測定値Ｐ’に対してプロットしたものが図６（ｂ）であるが、昇圧時と降圧時とで曲線が一致せず、明確なヒステリシスを描いていることがわかる。
【００１２】
このヒステリシスは、昇圧時において、内燃機関への取付部をなすスパークプラグのねじ谷部やガスケットなどに押し込まれた圧縮気体が、降圧時にすぐには解放されず残留するために生ずるものと考えられる。いずれにしろ、図６（ａ）に示すように、該ヒステリシスの影響によって、降圧時のプロファイルはかさ上げされ、失火判定時に重要な測定値プロファイル曲線の対称性を損ねる要因となることが明らかである。そして、本発明のように、筒内圧測定値Ｐ１及びＰ２を用いた判定では、上死点後の筒内圧測定値Ｐ２を直接的に増大させるので、このヒステリシスによる影響が軽減されるように、降圧時の筒内圧測定値を補正することは判定精度を向上させる上で有効である。
【００１３】
ヒステリシスの発生程度は、一般には前記したような標準センサを用いなければ見積もることができないが、失火時に限っては標準センサを設けなくとも、筒内圧測定値から直接求めることができる。つまり、失火時の筒内圧測定値プロファイルは、理論的には上死点位置に関して左右対称となるべきであるが、ヒステリシスが重畳すれば失火しているにも拘わらず、降圧時のプロファイルがヒステリシス分だけかさ上げされる。従って、これを昇圧時のプロファイルと比較することにより、ヒステリシスによる筒内圧測定値の上昇程度を見積もることができる。すなわち、失火サイクルとなることが予め判明している燃焼サイクル（予定失火サイクル）の筒内圧の測定情報に基づいて、筒内圧測定値の上昇程度を補正基準値として算出するのである。
【００１４】
上記筒内圧測定値の上昇程度を正確に見積もるには、失火時のものであることが確定しているサイクル、すなわち予定失火サイクルの筒内圧測定値を用いなければならない。このような筒内圧測定値は、通常、自動車用内燃機関の運転時においては、急減速時の燃料カット時等に必ず発生する。そこで、失火判定ユニットが、例えば内燃機関への点火時期や空燃比等を制御するＥＣＵ（Electronic Control Unit）に兼用されている形になっているか、あるいは、ＥＣＵに兼用されていなくとも、その制御情報をＥＣＵから取得できる場合には、失火判定ユニットは予定失火サイクルの発生を確実に把握でき、ひいては補正基準値の算出を問題なく行なうことができる。
【００１５】
次に、失火判定は、基本的には圧力測定値Ｐ１とＰ２との大小比較により行なうことが簡便であり、例えばＰ１とＰ２と差に基づいて失火判定を行なうこともできる。しかしながら、座型圧力センサを用いた失火判定では、既に説明した通り、スパークプラグによるセンサへの締め付け力や圧電素子性能のバラツキにより、圧力測定値の絶対値に影響が及びやすいことから、この影響を軽減する観点から、失火判定を、圧力測定値Ｐ１とＰ２との比γ（例えばＰ２／Ｐ１）に基づいて行なうことが望ましい。この場合、補正基準値として、予定失火サイクルにて得られるＰ１とＰ２との比γpを算出し、予定失火サイクル以外の燃焼サイクルにて得られる比γを該γpを用いて補正するこれにより、ヒステリシスの影響が軽減された正確な失火判定が可能となる。
【００１６】
次に、失火時の筒内圧測定プロファイルが理想的には左右対称となることから、図５に示すように、第一圧力測定時刻αＪと第二圧力測定時刻αＫとは、上死点からのクランク角の隔たりが互いに等しくなる時刻にそれぞれ設定することが、最も明快でわかりやすい方法であるといえる。なぜなら、失火時のプロファイル（図中一点鎖線で示す）が完全に対称であれば、図５等からも明らかなように、αＪでの測定値Ｐ１とαＫでの測定値Ｐ２とが等しくなるためである。この場合、Ｐ１とＰ２とが厳密に等しければ（例えばＰ２／Ｐ１＝１）失火、少しでも相違していれば（例えばＰ２／Ｐ１＞１）正常と判定することも理論上は可能である。しかしながら、現実問題としては、種々の誤差要因（例えば後述するヒステリシスによる影響）により、失火時でもＰ１＝Ｐ２にならず、例えばＰ２＞Ｐ１として測定されることがある。この場合、この誤差分を考慮して、Ｐ２／Ｐ１の判定基準に多少のマージンを設け、例えばＰ２／Ｐ１が１より大きいある下限値よりも小さくなった場合は、失火と判定するようにすることが、誤判定を回避する上でより有効である。なお、いささか奇をてらった方法ではあるが、上記判定基準のマージンに相当する分だけ第一圧力測定時刻αＪと第二圧力測定時刻αＫを上死点αTDCに関して非対称に設定し、例えばＰ２／Ｐ１が１以下になったときは失火、１よりも大きければ正常と判定することもできる。このような場合、αTDCからのαＪ及びαＫの各隔たりは厳密には等しくならない。
【００１７】
第一圧力測定時刻αＪと第二圧力測定時刻αＫとが、上死点からのクランク角の隔たりが互いに等しくなる時刻に設定される場合、Ｐ１とＰ２との比γをＰ２／Ｐ１と定義し、予定失火サイクルにて得られる該γの値をγｐとし、Ｄ≡γｐ−１として、該予定失火サイクル以外の燃焼サイクルにて得られる比γからＤを減ずる補正（これと等価な結果が得られる補正を概念として含む）行なうことが有効である。該補正が妥当である理由を以下に説明する。
【００１８】
まず、
γｐ＝Ｐ２ｐ／Ｐ１ｐ‥(1)
とし、さらにＰ２ｐのうち、ヒステリシスによる寄与分をδＰとして、
Ｐ２ｐ＝Ｐ２ｐ0＋δＰ‥(2)
と表す（なお、ヒステリシスは常に筒内圧測定値を増加させる形で現われるわけではなく、時に筒内圧測定値を減少させる形で現われることもある。従って、δＰの符号は正負の両方がありえる）。上記(1)及び(2)から、
γｐ＝（Ｐ２ｐ0／Ｐ１ｐ）＋δＰ／Ｐ１ｐ‥(3)
である。他方、γｐは失火時のものであるから、ヒステリシスを除いた筒内圧プロファイルは左右対称であり、
Ｐ２ｐ0／Ｐ１ｐ＝１‥(4)
従って、(3)及び(4)より、
γｐ＝１＋δＰ／Ｐ１ｐ‥(5)
である。
【００１９】
一方、予定失火サイクル以外の燃焼サイクルでは、
γ＝Ｐ２／Ｐ１‥(6)
であり、ここでも同様に、
Ｐ２＝Ｐ２0＋δＰ‥(7)
とすれば、
γ＝（Ｐ２0／Ｐ１）＋δＰ／Ｐ１‥(8)
である。上死点前であれば、Ｐ１ｐ≒Ｐ１（特に、第一圧力測定時刻を点火時期前に設定した場合）とみなしうるので、
γ＝（Ｐ２0／Ｐ１）＋δＰ／Ｐ１ｐ‥(9)
従って、(9)と(5)から、
γ＝（Ｐ２0／Ｐ１）＋（γｐ−１）‥(10)
そして、(10)式で、求めるべきヒステリシス補正後のγはＰ２0／Ｐ１であるから、(10)のγからＤ≡（γｐ−１）を減ずる補正を行なえばよいことがわかる。なお、前記した通り、δＰの符号は正の場合と負の場合との二通りあり、正の場合は、
γｐ−１＝δＰ／Ｐ１ｐ＞０  すなわち  γｐ＞１‥(11)
である。従って、(10)のγからγｐ−１（＞０）を減算する。他方、負（ゼロを含む）の場合は、
γｐ−１＝δＰ／Ｐ１ｐ≦０  すなわち  γｐ≦１‥(12)
であり、(10)のγから１−γｐ（≧０）を加算する。
【００２０】
座型圧力センサを用いた失火判定では、前述の通り筒内圧測定値の絶対値に影響を及ぼす種々の因子が存在する。しかしながら、筒内圧測定値を基準値との比較により標準化する補正方法を見出すことができれば、上記のような要因による筒内圧測定値レベルの変動を抑制することができ、ひいてはより高精度の失火判定が可能となる。具体的には、燃料の点火・爆発による圧上昇の影響を比較的受けににくい上死点前期間内に補正測定時刻を設定し、補正測定時刻における筒内圧の測定値を補正圧力値Ｐ0とし、前記圧力測定値Ｐ１及びＰ２から各々前記補正圧力値Ｐ0を減じた値をＰ１’及びＰ２’として、Ｐ１’とＰ２’との比γに基づいて前記失火判定を行なう方法を例示できる。前述の補正基準値γpも、予定失火サイクルでのＰ１’とＰ２’とを用いて算出されたものとする。
【００２１】
すなわち、筒内圧測定に使用する座型圧力センサは、センサ素子が圧電性セラミックにて構成される。他方、多くの圧電性セラミックは温度上昇により焦電性を示すので、これを用いた圧力センサ素子は、温度変化によりセンサ出力のゼロ点がドリフトしやすい問題がある。図９（ａ）は温度変化の少ない定常状態の筒内圧測定プロファイルを、図９（ｂ）は温度変化が急激な過渡状態の筒内圧測定プロファイルをそれぞれ模式的に示す。温度変化によるゼロ点ドリフトの影響は、温度変化が問題にならない短期間であれば、筒内圧測定プロファイルを測定全期間に渡って一律にシフトさせる形となる。そこで、筒内圧測定値Ｐ１及びＰ２を、基準圧力の測定値Ｐ0からの増分Ｐ１’及びＰ２’で表示することで上記のゼロ点ドリフトの影響を軽減できる。
【００２２】
なお、補正基準値は、過去に発生した複数の予定失火サイクルにおける筒内圧の測定情報に基づいて算出することもできる。例えば、ヒステリシスに由来した筒内圧測定値の増分が、予定失火サイクルの発生時期により経時的に変化しうる場合、過去に発生した複数の予定失火サイクルの筒内圧の測定情報に、平均化等の統計的処理を施すことにより、補正基準値としてより信頼性の高い値を取得することができる。
【００２３】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を、図面を用いて説明する。
図１は、座型圧力センサの取付形態の一例を示すものである。すなわち、スパークプラグ５０は、主体金具５１の先端部外周面に形成された取付ねじ部５２が形成されており、自動車用エンジンとして構成された内燃機関のシリンダヘッドＳＨに対し、火花放電ギャップｇが燃焼室ＥＲ内に位置するように、プラグホールＰＨの底に形成されたねじ孔ＴＨに前記の取付ねじ部５２をねじ込む形で取り付けられている。また、取付ねじ部５２の基端部に隣接する形で主体金具５１の外周面には、鍔状の取付座部５１ｆが突出形成されている。他方、座型圧力センサ５は、圧電性セラミックからなるリング状のセンサ素子１０を有し、これがリング状のガスケットＧＳとともに、取付座部５１ｆとねじ孔ＴＨの開口周縁部ＭＰとの間に、軸線方向に一定のバイアス圧力が付加された形で挟圧配置されている。なお、図１はスパークプラグにセンサ素子が一体的に組み込まれた実施態様を示しているが、スパークプラグとは別体に構成されたセンサ素子を、スパークプラグの取付時に、その取付座部にはめ込んで装着するようにしてもよい。
【００２４】
燃焼室ＥＲ内の圧力、すなわち筒内圧の発生によりスパークプラグ５０は軸線方向の圧力を受け、センサ素子１０に付加されているバイアス圧力が変化する。これにより、センサ素子１０における圧電的な電荷の発生量が変化し、その変化信号が筒内圧測定情報として、出力ケーブルＣＢを介して取り出される。
【００２５】
図２は、上記座型圧力センサ５を用いた本発明の失火判定ユニットの一例を示すブロック図である。失火判定ユニット１の主体はコンピュータにて構成されたＥＣＵ２であり、失火判定とともに、点火時期や空燃比など、内燃機関の運転制御を一括して行なうものである。なお、以下に説明する失火判定機能を除けば、ＥＣＵ２の構成及び機能は周知のものであるから、該失火判定機能に絞って説明を行なう。
【００２６】
ＥＣＵ２は、ＣＰＵ３、ＲＯＭ４、ＲＡＭ５及び入出力インターフェース６がバス接続されたコンピュータとして構成されている。ＲＯＭ４には、ＥＣＵ２の制御処理内容を記述した制御プログラムが記憶されており、その中に失火判定ルーチンも組み込まれている。ＣＰＵ３は、ＲＡＭ５をワークメモリとして該制御プログラムを実行することにより、ＥＣＵ２の機能を実現する。
【００２７】
入出力インターフェース６には、内燃機関のクランク角を検出するためのクランク角センサ７が接続されている。該クランク角センサ７は、例えばクランク軸の回転角度を検出するパルスジェネレータであり、シュミットトリガ８を介してそのパルス信号が入出力インターフェース６の所定のポートに入力される。また、クランク角センサ７からの入力パルス間隔により、エンジンの回転数、ひいては１サイクルの長さをリアルタイムでモニタ可能である。
【００２８】
次に、圧力センサ素子１０は、チャージアンプ回路１１を介して入出力インターフェース６に接続される。チャージアンプ回路１１においては、オペアンプ１５の負入力端子に、圧力センサ素子１０からの出力ケーブルが接続され、正入力端子は接地されている（すなわち、接地レベルを基準電圧とする反転増幅器を構成している）。燃焼室内にて圧力が発生すると圧力センサ素子１０（図２）に電荷が発生する。これによりオペアンプ１５に接続された負帰還コンデンサ１３には、該電荷とバランスする電荷が蓄積され、その端子電圧が、電圧変換された電荷信号としてオペアンプ１５の負入力端子に入力される。従って、オペアンプ１５は、この負帰還コンデンサ１３とともに、圧力センサ素子１０にて発生する電荷を、増幅された電圧信号として出力する電荷電圧変換回路を構成することとなる。なお、負帰還コンデンサ１３と並列に挿入された抵抗１２は、圧力センサ素子１０の発生電荷レベルが減少に転じたときに負帰還コンデンサ１３の放電を促し、ひいてはオペアンプ１５の出力飽和を防止する役割を果たす。また、圧力センサ素子１０からの信号線上に設けられた抵抗１４は、オペアンプ１５の端子保護用である。チャージアンプ回路１１の出力は筒内圧測定値信号（筒内圧測定情報）としてＡ／Ｄ変換器１７を介して入出力インターフェース６の所定のポートに入力される。
【００２９】
以下、失火判定処理の流れを、図４の説明図と図７のフローチャートとを用いて説明する（この処理にて使用する各変数のメモリは、図２のＲＡＭ５内に形成されている）。まず、クランク角αの信号は、図２において、クランク角センサ７が出力するパルス信号として入力され、ＲＡＭ５内のαカウンタに加算される。このαカウンタの加算値が、現在のクランク角を示すこととなる（ただし、クランク角センサ７をアブソリュート形パルスジェネレータとすることも可能であり、この場合は、αカウンタは不要となる）。そして、図７のＳ１では、初期化処理として、このαカウンタをリセットし、ＲＡＭ５内の各メモリをクリアする。リセット後は、ＥＣＵ２によるサイクル開始ジョブの実行に合わせて、αカウンタの加算を開始する。
【００３０】
その後は、予め定められた筒内圧測定値Ｐのサンプリングタイミング（つまり、前記した第一圧力測定時刻、第二圧力測定時刻及び補正測定時刻が到来するまで、αカウンタの加算を継続しつつ待機する。すなわち、Ｓ３では筒内圧測定信号及びその積分値の入力ポートの読み込みは待機状態とし、αカウンタをリードする。そして、Ｓ４では、そのαカウンタの示すクランク角αが、吸気弁が閉じた後であって点火時期前の一定クランク角度位置α１（補正測定時刻）に到達したか否かを判断する。ＮｏであればＳ３に戻って以下の処理を繰り返し、ＹｅｓであればＳ５以降の処理に進む。
【００３１】
Ｓ５では、補正測定時刻α１の到来に対応して筒内圧測定値Ｐを読み込み、これを前記したＰ0の値としてメモリにセットする。Ｓ６では再びサンプリング待機となり、Ｓ７でαが第一圧力測定時刻αＪに到達した否かを判断する。ＮｏであればＳ６に戻って以下の処理を繰り返し、ＹｅｓであればＳ８以降の処理に進む。
【００３２】
Ｓ８では、第一圧力測定時刻αJ（ただし、αTDC−αＪ＝αＫ−αTDCとしている）の到来に対応して筒内圧測定値Ｐを読み込み、これを前記したＰ１の値としてメモリにセットする。Ｓ９では再びサンプリング待機となり、Ｓ１０でαが第二圧力測定時刻αＫに到達した否かを判断する。ＮｏであればＳ９に戻って以下の処理を繰り返し、ＹｅｓであればＳ１１以降の処理に進む。
【００３３】
Ｓ１１では、第二圧力測定時刻αＫ（ただし、αTDC−αＪ＝αＫ−αTDCとしている）の到来に対応して筒内圧測定値Ｐを読み込み、これを前記したＰ２の値としてメモリにセットする。そして、Ｓ１２に進み、測定済みのＰ0を、Ｐ１及びＰ２の値から減じてＰ１’及びＰ２’の値を算出する。さらに、Ｓ１３では、判定指数γの値をＰ２’／Ｐ１’として算出する。なお、補正測定時刻α１は、ここでは上死点前９０゜に設定しているが、点火前であればこれに限られるものではない。
【００３４】
次に、Ｓ１４では、先行するルーチンにて算出・記憶されている前記したヒステリシス補正用の補正基準値γpをリードし、Ｓ１５では、既に得られている判定指数γから（γp−１）を減ずる補正を行ない、最終的な補正済み判定指数γ’とする。Ｓ１６では、このγ’の値を判定基準値（上限値）γｃと比較し、γ’＜γｃであれば失火と判定する。図２のＥＣＵ２は、入出力インターフェース６の判定出力ポートから、所定の失火判定出力を行なう（図７：Ｓ１７）。
【００３５】
なお、図７のＳ１８において、このサイクルが燃料カットサイクルのように、ＥＣＵ２が当初から意図的に発生させた予定失火サイクルであった場合は、Ｓ１９に進み、このサイクルにて得られた補正前の判定指数γを用いて、補正値γpを更新する処理を行なう（予定失火サイクルでなかった場合はＳ１９をスキップする）。図８は、その方法の概略を示すものである。γpは、基本的に複数の予定失火サイクルで得られた判定指数γ（つまり補正前のもの）を用いて算出される。ここでは、過去の複数の予定失火サイクルで得られた判定指数γの時系列的配列を表すために、さらに添え字を付与してγ1，γ２，‥‥，γk等と表す。比較的簡便な方式としては、図中▲１▼にて示すように、先行する複数（ここではＮ個とする）の予定失火サイクルで得られたγの平均値γmとして算出する方法がある。
【００３６】
他方、突発的な要因により、ある予定失火サイクルで得られたγが、先行するγの傾向から異常に逸脱した数値となることもありうる。そこで、このような異常値の影響を軽減し、より信頼性の高い補正値γpを得る方法として、以下のような方法を採用することも可能である。この方法では、図中▲２▼に示すように、直近のＮ個のγの平均値γmに、補正係数βを用いて項β／（１−β）を乗じた値を、次回のγｉの予測値γpとして用いる。そして、その予測値γpと実測されたγｉとを用いて、各予定失火サイクルにつき、補正因子Ａｉを図８の▲３▼式により算出する。前記した補正係数βは、直近のＮ個の予定失火サイクルにて既に得られている補正因子Ａｉの平均値として、図８の▲４▼式により算出されるものである。
【００３７】
上記Ａｉの値は、▲３▼式の分母分子をそれぞれγpで除して▲３▼’のように変形すると明らかなように、γに関する結果値（γｉ）と予測値（γp）との隔たりが小さくなると１／２に近づき、結果値が予測値よりも大きくなる側に隔たると１に近づき、逆に小さくなる側に隔たると０に近づく。従って、その平均値である補正係数βも、過去の予定失火サイクルにおけるγの実績において、上記結果値と予測値との隔たりが小さいサイクルの数が増えるほど１／２に近づき（パターン１とする）、結果値が予測値を上回る側に大きく隔たったサイクルの数が増えると１に近づき（パターン２とする）、逆に下回る側に大きく隔たったサイクルの数が増えると０に近づく（パターン３とする）。
【００３８】
この場合、β／（１−β）の値はパターン１では１に近づく。すなわち、結果値と予測値との差がもともと小さいため、補正の効果を少なくすることができる。一方、パターン２では、β／（１−β）の値は、予測値からの結果値の隔たりが大きくなるほど逆比例的に大きくなる。したがって、予測値は結果値の実績に近づく側に大きくなり、補正精度が高められる。また、パターン３では、β／（１−β）の値は、予測値からの結果値の隔たりが大きくなるほど０に近づく。すなわち、予測値は結果値の実績に近づく側に小さくなり、補正精度が同様に高められる。
【００３９】
図７に戻り、Ｓ２０ではエンジン停止か否かの判断を行ない、否であればＳ１に戻って以降の処理を繰り返す。
【００４０】
以下、本発明の効果を確認するために行なった実験結果について説明する。
まず、図１に示すのと同じ仕様の座型圧力センサを１０個用意し、これをスパークプラグとともに４気筒、排気量２０００ｃｃのガソリンエンジンに取り付け、点火時期を上死点前（ＢＴＤＣ）１５゜として種々のエンジン回転数にて運転し、図２の判定ユニットにより失火判定を行なった。なお、第一圧力測定時刻（筒内圧測定値：Ｐ１）を上死点前５０゜、第二圧力測定時刻（筒内圧測定値：Ｐ２）を上死点後５０゜とし、補正測定時刻（筒内圧測定値：Ｐ0）を上死点前９０゜に設定している。そして、判定は、Ｐ２／Ｐ１を用いたものと、Ｐ0を各々減ずる前述の補正を行なったＰ２’／Ｐ１’を用いたものとの二通りにて行なった。図１０は、その結果を示すものであり、黒の菱型のプロット点は正常燃焼と判定されたサイクルの圧力比を、黒の正方形のプロット点は失火と判定されたサイクルの圧力比それぞれ示す。また、実線のエラーバーはＰ２’／Ｐ１’を用いた場合の値のバラツキ範囲を、破線のエラーバーはＰ２／Ｐ１を用いた場合の値のバラツキ範囲をそれぞれ示し、プロット点は各平均値を示す。さらに、図１１は、回転数毎の平均値に対するばらつき範囲比率を、以上の２つの場合についてまとめたものである。これによると、各回転数においてＰ２’／Ｐ１’を用いた場合のほうがＰ２／Ｐ１を用いた場合よりもばらつきが小さく、判定精度が良好となっていることがわかる。
【図面の簡単な説明】
【図１】座型圧力センサの取付形態の一例を示す縦断面図。
【図２】本発明の失火判定ユニットの、電気的構成の一例を示すブロック図。
【図３】失火時と正常燃焼時との筒内圧測定プロファイルを比較して示す図。
【図４】図３の筒内圧測定プロファイルと圧力測定時刻との関係を示す図。
【図５】筒内圧測定値レベルが変動する様子を説明する図。
【図６】筒内圧測定プロファイルに発生するヒステリシスの説明図。
【図７】図２の失火判定ユニットにおける失火判定処理の流れを示すフローチャート。
【図８】判定指数γに対する補正値γpの概念を説明する図。
【図９】筒内圧測定プロファイルに及ぼす温度ドリフトの影響を説明する図。
【図１０】本発明の効果を確認するために行なった実験結果を示すグラフ。
【図１１】補正によりセンサ個体間のバラツキの影響が軽減される様子を説明するグラフ。
【符号の説明】
１  判定ユニット
５  座型圧力センサ
１０  圧力センサ素子
５０  スパークプラグ
５１  主体金具
５１ｆ  取付座部
ＳＨ  シリンダヘッド
【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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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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