JP2011196312A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】筒内圧センサを有する内燃機関において、簡易な手法でトルク変動を高精度に算出することのできる内燃機関の制御装置を提供する。
【解決手段】燃焼開始前の断熱過程のクランク角θ_１と、燃焼終了後の断熱過程のクランク角θ_２とを取得し、各クランク角における筒内圧Ｐ_１およびＰ_２を検出する(ステップ１００)。クランク角θ_１における筒内容積Ｖ_１、クランク角θ_２における筒内容積Ｖ_２、クランク角θ_１〜θ_２の区間における発熱量Ｑ_１２（＝α（Ｐ_２Ｖ_２ ^κ−Ｐ_１Ｖ_１ ^κ））、クランク角θ_１〜θ_２の区間における内部エネルギＵ_１２（＝β（Ｐ_２Ｖ_２−Ｐ_１Ｖ_１））、をそれぞれ算出し、区間図示トルクＴＱ_１２（＝Ｑ_１２−Ｕ_１２）を算出する(ステップ１０２)。区間図示トルクＴＱ_１２に基づいて、図示トルク変動ＺＴＦ（＝ＳＴＤ（ＢＰＦ（ＴＱ_１２））を算出する（ステップ１０４）。
【選択図】図６

Description

この発明は、内燃機関の制御装置に係り、特に、筒内圧センサが搭載された内燃機関の制御装置に関する。

従来、例えば、特開２００７−２８５１９４号公報には、筒内圧センサの検出値に基づいて、トルク変動の判定を行う内燃機関の制御装置が開示されている。筒内圧力をＰ、筒内容積をＶ、および比熱比をκとしたときのＰＶ^κの値は、筒内における発熱量Ｑの変化パターンと相関を有している。この装置では、筒内圧センサおよびクランク角センサから検出された筒内圧およびクランク角から発熱量Ｑが演算される。そして、この発熱量Ｑに基づいて図示トルクを算出してトルク変動を確認することとしている。

特開２００７−２８５１９４号公報 特開２００８−２３２９号公報 特開２００７−２５５２９６号公報

しかしながら、従来のトルク変動の算出は、ＥＣＵの演算処理負荷が高くなるという問題がある。すなわち、トルク変動を高精度に算出するためには、気筒毎のクランク角に基づいて、全域で図示トルクを算出し積算処理を行うことが要求される。このため、従来のシステムでは、これらの演算処理負荷に対応するために高機能のＥＣＵを使用せざるを得ず、コストの増大の問題が生じる。また、上記従来の演算では、図示トルクを全域で高精度に算出するために、全域の筒内圧力を高精度に検出することが要求される。このため、従来のシステムでは、全域において高精度な筒内圧センサを使用せざるを得ず、コストの増大の問題が生じる。このように、システム自体に高機能或いは高精度を要求する従来のトルク変動の演算方法には、コスト増大の要素が多々含まれており、改善が望まれていた。

この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、筒内圧センサを有する内燃機関において、簡易な手法でトルク変動を高精度に算出することのできる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、
内燃機関の所定クランク角における筒内圧を検出する筒内圧センサと、
燃焼開始前の断熱過程の所定クランク角θ_１における筒内圧Ｐ_１、および燃焼終了後の断熱過程の所定クランク角θ_２における筒内圧Ｐ_２をそれぞれ検出する筒内圧検出手段と、
前記クランク角θ_１における筒内容積をＶ_１、前記クランク角θ_２における筒内容積をＶ_２、筒内ガスの比熱比をκとしたとき、前記クランク角θ_２におけるＰＶ^κの値Ｐ_２Ｖ_２ ^κから前記クランク角θ１におけるＰＶ^κの値Ｐ_１Ｖ_１ ^κを減算した値に、所定の定数αを乗算した値（以下、発熱量相関値）を演算する発熱量相関値演算手段と、
前記クランク角θ_２におけるＰＶの値Ｐ_２Ｖ_２から前記クランク角θ_１におけるＰＶの値Ｐ_１Ｖ_１を減算した値に、所定の定数βを乗算した値（以下、内部エネルギ相関値）を演算する内部エネルギ相関値演算手段と、
前記発熱量相関値から前記内部エネルギ相関値を減算した値を、前記クランク角θ_１から前記クランク角θ_２の区間における区間図示トルクとして算出する区間図示トルク算出手段と、
前記区間図示トルクに基づいて、該区間図示トルクのトルク変動を算出するトルク変動算出手段と、
を備えることを特徴とする。

第２の発明は、第１の発明において、
前記発熱量相関値演算手段は、（κ−１）と（Ｖ_２ ^κ−１−Ｖ_１ ^κ−１）との乗算値の逆数値を前記所定の定数αとして特定する手段を含むことを特徴とする。

第３の発明は、第１または第２の発明において、
前記内部エネルギ相関値演算手段は、（κ−１）の逆数値を前記所定の定数βとして特定する手段を含むことを特徴とする。

第４の発明は、第１乃至第３の何れか１つの発明において、
前記トルク変動算出手段は、
前記区間図示トルクを燃焼順に配列して所定のフィルタ処理を施すフィルタ処理手段と、
前記フィルタ処理後の区間図示トルクの標準偏差を演算する標準偏差演算手段と、
を含み、前記標準偏差演算手段による演算値を前記トルク変動として算出することを特徴とする。

第１の発明によれば、燃焼開始前の断熱過程におけるクランク角θ_１における筒内圧検出値Ｐ１、筒内容積Ｖ１、および燃焼終了後の断熱過程におけるクランク角θ_２における筒内圧検出値Ｐ２、筒内容積Ｖ１、を用いて、クランク角θ_１〜θ_２の区間における発熱量相関値および内部エネルギ相関値が演算される。そして、発熱量相関値から内部エネルギ相関値を減算することで、クランク角θ_１〜θ_２の区間における区間図示トルクが算出される。このため、本発明によれば、積算処理を行うことなく図示トルクを算出することができるので、トルク変動を算出する際の演算負荷を大幅に軽減することができる。

第２の発明によれば、発熱量相関値を算出する際の所定値αとして、（κ−１）と（Ｖ_２ ^κ−１−Ｖ_１ ^κ−１）との乗算値の逆数値が使用される。このため、本発明によれば、発熱量相関値とクランク角θ_１〜θ_２の区間におけるＰＶ^κの変化量との比例関係を高精度に規定することができる。

第３の発明によれば、内部エネルギ相関値を算出する際の所定値βとして、（κ−１）の逆数値が使用される。このため、本発明によれば、内部エネルギ相関値とクランク角θ_１〜θ_２の区間におけるＰＶの変化量との比例関係を高精度に規定することができる。

第４の発明によれば、燃焼順に配列された区間図示トルクに所定のフィルタ処理が施されるので、ドライバビリティに影響を与える周波数の図示トルクを有効に抽出することができる。このため、本発明によれば、当該フィルタ後の図示トルクの標準偏差を演算することにより、当該フィルタ後の図示トルクのトルク変動を有効に算出することができる。

本発明の実施の形態１としてのシステム構成を説明するための概略構成図である。 クランク角に対するＰｄＶの変化の様子を示す図である。 各気筒の図示トルクを燃焼順に並べてバンドパスフィルタ処理を施した図を示している。 所定の燃焼区間における図示トルク変動と全領域の図示トルク変動とを比較した図である。 燃焼過程前後における区間図示トルク、発熱量、および内部エネルギの変化の様子を示す図である。 本発明の実施の形態１において実行されるルーチンを示すフローチャートである。

以下、図面に基づいてこの発明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。

実施の形態１．
［実施の形態１の構成］
図１は、本発明の実施の形態１としてのシステム構成を説明するための概略構成図である。図１に示すとおり、本実施の形態のシステムは内燃機関１０を備えている。内燃機関１０は、ガソリンを燃料とする火花点火式のエンジンとして構成されている。内燃機関１０の筒内には、その内部を往復運動するピストン１２が設けられている。また、内燃機関１０は、シリンダヘッド１４を備えている。ピストン１２とシリンダヘッド１４との間には、燃焼室１６が形成されている。燃焼室１６には、吸気通路１８および排気通路２０の一端がそれぞれ連通している。吸気通路１８および排気通路２０と燃焼室１６との連通部には、それぞれ吸気弁２２および排気弁２４が配置されている。

吸気通路１８の入口には、エアクリーナ２６が取り付けられている。エアクリーナ２６の下流には、スロットルバルブ２８が配置されている。スロットルバルブ２８は、アクセル開度に基づいてスロットルモータにより駆動される電子制御式のバルブである。

シリンダヘッド１４には、燃焼室１６の頂部から燃焼室１６内に突出するように点火プラグ３０が取り付けられている。また、シリンダヘッド１４には、燃料を筒内に噴射するための燃料噴射弁３２が設けられている。更に、シリンダヘッド１４には、筒内圧力を検出するための筒内圧センサ３４が組み込まれている。

本実施の形態のシステムは、図１に示すとおり、ＥＣＵ(Electronic Control Unit)４０を備えている。ＥＣＵ４０の入力部には、上述した筒内圧センサ３４の他、クランク軸の回転位置を検知するためのクランク角センサ４２や水温を検知するための水温センサ４４等の各種センサが接続されている。また、ＥＣＵ４０の出力部には、上述したスロットルバルブ２８、点火プラグ３０、燃料噴射弁３２等の各種アクチュエータが接続されている。ＥＣＵ４０は、入力された各種の情報に基づいて、内燃機関１０の運転状態を制御する。

［実施の形態１の動作］
筒内圧センサ３４は、筒内の燃焼状態を直接検出することができる点で、非常に有効なセンサである。このため、該筒内圧センサ３４の出力は種々の制御に利用される。例えば、検出された筒内圧Ｐは、排気エネルギの算出や図示トルクの変動等の演算に用いられる。また、この他にも、検出された筒内圧Ｐを用いて演算された発熱量ＰＶ^κ（筒内容積Ｖ、筒内ガスの比熱比κ）やＭＦＢ（燃焼質量割合）が演算される。これらは、失火検出や最適点火時期制御などに利用される。

ここで、図示トルク変動は、各気筒に配置された筒内圧センサ３４に基づいて、次式（１）に従って算出することができる。尚、次式（１）において、Ｐは筒内圧センサ３４によって検出された筒内圧を、Ｖは、当該筒内圧の検出時における行程容積を、それぞれ示している。また、ＢＰＦはバンドパスフィルタ処理関数（ここでは、１〜４Ｈｚのバンドパスフィルタ処理）を、ＳＴＤは、標準偏差算出関数を、それぞれ示している。

尚、この式（１）において、Ｐは筒内圧センサ３４によって検出された筒内圧を、Ｖは、当該筒内圧の検出時における行程容積を、それぞれ示している。また、ＢＰＦはバンドパスフィルタ処理関数（ここでは、１〜４Ｈｚのバンドパスフィルタ処理）を、ＳＴＤは、標準偏差算出関数を、それぞれ示している。

上式（１）のΣ項は、−３６０〜＋３６０（ＣＡ°）におけるＰ×ΔＶを積算した値を示している。図２は、クランク角に対するＰｄＶの変化の様子を示す図である。この図に示すとおり、瞬時仕事ＰｄＶの積算値（−３６０〜＋３６０ＣＡ°）は、上式（１）のΣ項を示しており、これは当該燃焼気筒における図示トルクに相当する。

図３は、各気筒の図示トルクを燃焼順に並べてバンドパスフィルタ処理を施した図を示している。上式（１）のＢＰＦ項のバンドパスフィルタ処理が実行されると、図３に示すように、１〜４Ｈｚの周波数帯のみが抽出される。尚、ここでは、ドライバーが不快に感じるトルク段差が発生する周波数帯として１〜４Ｈｚの周波数帯を抽出することとしている。そして、上式（１）に示すとおり、バンドパスフィルタ処理によって抽出された図示トルクの標準偏差を演算することで、最終的な図示トルク変動が算出される。

このように、上式（１）によれば、図示トルクの変動を高精度に算出することができる。しかしながら、上式（１）では、クランク角全域（−３６０〜＋３６０ＣＡ°）におけるＰΔＶの積算値が必要となり、ＥＣＵ４０の演算処理負荷が高くなってしまう。このため、これらの高負荷に対応可能な高機能ＥＣＵを用いることとすると、システムコストが増大してしまう。また、上式（１）の演算を行うためには、クランク角全域における筒内圧を精度よく検出することが要求される。このため、かかる要求を充たすためには高精度の筒内圧センサを使用せざるを得ず、システムコストの増大を招いてしまう。

ここで、トルク変動は燃焼変動が主要因となって起きる。図４は、所定の燃焼区間における図示トルク変動と全領域の図示トルク変動とを比較した図である。尚、図４中（Ａ）は、内燃機関の燃焼行程と筒内圧との関係を示す図である。また、図４中（Ｂ）における各燃焼区間は、図中（Ａ）における各燃焼区間に対応している。この図に示すとおり、筒内燃焼が行われる膨張区間のトルク変動は、全領域のトルク変動に対して支配的であることが分かる。このことから、全領域の図示トルク変動は、筒内燃焼が行われる区間の図示トルク変動に置換することが可能であることが分かる。そこで、図示トルク変動の演算に使用する区間を燃焼開始前の所定のクランク角θ_１から燃焼終了後の所定のクランク角θ_２までの区間とすると、上式（１）は、次式（２）で置き換えることができる。

上式（２）によれば、図示トルク変動を算出するために、クランク角θ_１〜θ_２までの区間のＰｄｖを積算すればよい。これにより、ＥＣＵ４０の演算負荷を多少軽減することができる。しかしながら、上式（２）においても、依然としてＰｄｖの積算処理が残されているため、ＥＣＵ４０の演算負荷軽減の観点からは十分なものとはいえない。

そこで、本出願の発明者は、更なる演算負荷の軽減を図るために、以下に示す演算手法を用いて図示トルク変動を算出することとした。先ず、熱力学の第一法則の関係式を次式（３）に示す。尚、この式において、Ｑは機関に与えられる発熱量を、Ｗは機関仕事を、Ｕは機関の内部エネルギをそれぞれ示している。

ｄＱ＝Ｗ＋ｄＵ ・・・（３）

上式（３）の両辺をクランク角θ_１〜θ_２の区間において積分して整理すると、次式（４）が導き出される。尚、この式においてＱ_１２はクランク角θ_１〜θ_２の区間における発熱量の変化量を、Ｕ_１２はクランク角θ_１〜θ_２の区間における内部エネルギの変化量を、それぞれ示している。また、Σ項はクランク角θ_１〜θ_２の区間におけるＰｄＶの積算値、すなわち、かかる区間の区間図示トルクＴＱ_１２を示している。

ここで、クランク角θ_１〜θ_２の区間における発熱量Ｑ_１２について考察する。上式（３）に示す熱力学の第一法則の関係式は、次式（５）のように変形することができる。
ｄＱ＝１／（κ−１）×（κＰｄＶ＋ＶｄＰ） ・・・（５）

また、ＰＶ^κを全微分すると、次式（６）が導き出される。
ｄ（ＰＶ^κ）＝Ｖ^κ−１（ＶｄＰ＋κＰｄＶ） ・・・（６）

上式（５）および（６）より、（ＶｄＰ＋κＰｄＶ）を消去して整理すると、次式（７）が導き出される。
ｄＱ＝（κ−１）Ｖ^κ−１×ｄ（ＰＶ^κ） ・・・（７）

図５は、燃焼過程前後における区間図示トルク、発熱量、および内部エネルギの変化の様子を示す図である。この図に示すとおり、熱発生のないクランク角領域、すなわち燃焼開始前および燃焼終了後の断熱行程ではｄＱ＝０となる。このため、上式（７）に示すとおり、ｄＱ＝０の区間のｄ（ＰＶ^κ）は０となり、ＰＶ^κは一定となる。ここで、図５に示すとおり、燃焼過程は圧縮ＴＤＣ付近で行われる。圧縮ＴＤＣ付近は、クランク角の変化に対して筒内容積Ｖの変化量が小さいため、上式（７）における（κ−１）Ｖ^κ−１は定数として近似することができる。このため、かかる燃焼区間の発熱量の変化量は、簡易的にＰＶ^κの変化量に比例すると見ることができる。この比例定数をαとすると、クランク角θ_１からθ_２までの区間の発熱量Ｑ_１２および定数αは、次式（８）および（９）で表すことができる。
Ｑ_１２＝α（Ｐ_２Ｖ_２ ^κ−Ｐ_１Ｖ_１ ^κ） ・・・（８）
α^−１＝（κ−１）（Ｖ_２ ^κ−１−Ｖ_１ ^κ−１） ・・・（９）

次に、クランク角θ１〜θ２の区間における内部エネルギＵ_１２について考察する。燃焼開始前および燃焼終了後の断熱過程では、ｄＱ＝０であるため、機関仕事Ｗの全てが内部エネルギの消費に使用される。燃焼開始時点のクランク角をθ_３燃焼終了時点のクランク角をθ_４とすると、断熱過程の内部エネルギＵ_１３及びＵ_４２は、次式（９）及び（１０）で表される。
Ｕ_１３＝１／（κ−１）×（Ｐ_３Ｖ_３−Ｐ_１Ｖ_１） ・・・（９）
Ｕ_４２＝１／（κ−１）×（Ｐ_２Ｖ_２−Ｐ_４Ｖ_４） ・・・（１０）

また、上述したとおり、筒内燃焼が行われる圧縮ＴＤＣ付近はクランク角の変化に対して筒内容積Ｖの変化量が小さいため、発熱量の全てが内部エネルギに変換されたとしても差し支えない。このため、燃焼過程の内部エネルギＵ３４は、次式（１１）で表される。
Ｕ_３４＝１／（κ−１）×（Ｐ_４Ｖ_４−Ｐ_３Ｖ_３） ・・・（１１）

上式（９）、（１０）、（１１）より、クランク角θ_１〜θ_２区間の内部エネルギＵ_１２は、次式（１２）で表すことができる。
Ｕ_１２＝β（Ｐ_２Ｖ_２−Ｐ_１Ｖ_１） ・・・（１２）
β^−１＝（κ−１） ・・・（１３）

上式（４）および図５に示すとおり、区間図示トルクＴＱ_１２と内部エネルギＵ_１２との総和は、かかる区間の発熱量Ｑ_１２と等しい。また、発熱量Ｑ_１２および内部エネルギＵ_１２は、上式（８）および（１２）を用いることで積算処理を必要とせずに算出することができる。そこで、上式（８）および（１２）の発熱量Ｑ_１２および内部エネルギＵ_１２を上式（４）に代入して整理すると、区間図示トルクＴＱ_１２は、次式（１４）で表すことができる。
ＴＱ_１２＝α（Ｐ_２Ｖ_２ ^κ−Ｐ_１Ｖ_１ ^κ）−β（Ｐ_２Ｖ_２−Ｐ_１Ｖ_１） ・・・（１４）

更に、上式（１４）の区間図示トルクＴＱ_１２を上式（２）に代入して整理すると、図示トルク変動ＺＴＦは、次式（１５）で表すことができる。
ＺＴＦ＝ＳＴＤ（ＢＰＦ（ＴＱ_１２）） ・・・（１５）

以上説明した演算手法によれば、断熱過程の所定クランク角θ_１およびθ_２において検出された筒内圧Ｐ_１およびＰ_２と、該検出時の筒内容積Ｖ_１およびＶ_２と、に基づいて、かかるクランク角区間における発熱量Ｑ_１２および内部エネルギＵ_１２を簡易に算出することができる。このため、これら算出された発熱量Ｑ_１２および内部エネルギＵ_１２を用いて区間図示トルクＴＱ_１２を算出することで、演算負荷の高い積算処理を行うことなく図示トルク変動を算出することができる。

［実施の形態１の具体的処理］
次に、図６を参照して、本実施の形態の具体的処理について説明する。図６は、ＥＣＵ４０が図示トルク変動を算出してＥＧＲ制御を行うルーチンを示すフローチャートである。

図６に示すルーチンでは、先ず、所定のクランク角θ_１およびθ_２における筒内圧が取得される（ステップ１００）。ここでは、具体的には、燃焼開始前の断熱過程、すなわち断熱圧縮行程の所定クランク角θ_１と、燃焼終了後の断熱過程、すなわち断熱膨張行程の所定クランク角θ_２と、が取得される。そして、筒内圧センサ３４を用いて、かかるクランク角θ_１およびθ_２における筒内圧Ｐ_１およびＰ_２が検出される。

次に、クランク角θ_１〜θ_２の区間における区間図示トルクＴＱ_１２が算出される(ステップ１０２)。ここでは、具体的には、クランク角θ_１およびθ_２に対応する筒内容積Ｖ_１およびＶ_２が算出される。そして、これらＶ_１およびＶ_２と、上記ステップ１００において検出された筒内圧Ｐ_１およびＰ_２とが上式（１４）に代入される。

次に、図示トルク変動ＺＴＦが算出される(ステップ１０４)。ここでは、具体的には、上記ステップ１０２において算出されたＴＱ_１２が上式（１５）に代入される。代入されたＴＱ_１２は、１〜４Ｈｚのバンドパスフィルタ関数ＢＰＦ、更に標準偏差算出関数ＳＴＤの処理が施されて、最終的な図示トルク変動ＺＴＦが算出される。

次に、図示トルク変動ＺＴＦが所定値γよりも大きいか否かが判定される（ステップ１０６）。所定値γは、ドライバビリティの観点からみたトルク変動の許容限界値として、予め設定された値が使用される。その結果、ＺＴＦ＞γの成立が認められた場合には、ドライバビリティの悪化が許容限界を超えたと判断されて、次のステップに移行し、ＥＧＲ弁が閉弁されてＥＧＲガスの導入が停止される（ステップ１０８）。一方、上記ステップ１０４において、ＺＴＦ＞γの成立が認められない場合には、ドライバビリティの悪化が許容限界に達していないと判断されて、次のステップに移行し、ＥＧＲ弁が開弁されてＥＧＲガスが導入される（ステップ１１０）。

以上説明したとおり、本実施の形態のシステムによれば、断熱圧縮行程の１点と断熱膨張行程の１点との筒内圧情報に基づいて、図示トルク変動を算出することができる。この演算によれば、ＰｄＶの積算処置を行うことなく図示トルク変動を高精度に算出することができるので、ＥＣＵ４０の演算負荷を大幅に軽減することができる。

ところで、上述した実施の形態では、算出された図示トルク変動をＥＧＲ制御に使用しているが、当該図示トルク変動パラメータとする他の制御に用いることとしてもよい。

また、上述した実施の形態では、上式（８）に示す発熱量Ｑ_１２を算出する際に、上式（９）に示す所定値αを使用することとしているが、所定値αの特定は上式（９）に限られない。すなわち、クランク角θ_１およびθ_２に応じて、発熱量ＱとＰＶ^κとの比例関係が最適となる所定値αをマップ等に規定しておくこととしてもよい。また、このことは、上式（１２）に示す内部エネルギＵ_１２を算出する際にも同様に、最適な所定値βをマップ等に規定しておくこととしてもよい。

また、上述した実施の形態では、断熱圧縮行程および断熱膨張行程の筒内圧Ｐ_１およびＰ_２として、筒内圧センサ３４の検出値を用いることとしている。しかしながら、筒内圧センサ３４に熱歪みが発生した場合においては、特に燃焼終了後の筒内圧に誤差が生じるおそれがある。そこで、筒内圧センサ３４に熱歪みが発生した場合には、かかる熱歪みによる誤差を公知の手法により補正して、補正後の筒内圧を用いて図示トルク変動を算出することとしてもよい。これにより、筒内圧センサ３４に熱歪みが発生した場合であっても、図示トルク変動を高精度に算出することができる。

尚、上述した実施の形態１においては、発熱量Ｑ_１２が前記第１の発明の「発熱量相関値」に、内部エネルギＵ_１２が前記第１の発明の「内部エネルギ相関値」に、それぞれ相当している。また、ＥＣＵ４０が、上記ステップ１００の処理を実行することにより、前記第１の発明における「筒内圧検出手段」が、上記ステップ１０２の処理を実行することにより、前記第１の発明における「区間図示トルク算出手段」が、上記ステップ１０４の処理を実行することにより、前記第１の発明における「トルク変動算出手段」が、それぞれ実現されている。

また、上述した実施の形態１においては、バンドパスフィルタ関数ＢＰＦが前記第３の発明の「フィルタ処理手段」に、標準偏差算出関数ＳＴＤが前記第３の発明の「標準偏差算出手段」に、それぞれ相当している。

１０ 内燃機関
１２ ピストン
１４ シリンダヘッド
１６ 燃焼室
３４ 筒内圧センサ
４０ ＥＣＵ(Electronic Control Unit)
４２ クランク角センサ

Claims (4)

1. 内燃機関の所定クランク角における筒内圧を検出する筒内圧センサと、
   燃焼開始前の断熱過程の所定クランク角θ_１における筒内圧Ｐ_１、および燃焼終了後の断熱過程の所定クランク角θ_２における筒内圧Ｐ_２をそれぞれ検出する筒内圧検出手段と、
   前記クランク角θ_１における筒内容積をＶ_１、前記クランク角θ_２における筒内容積をＶ_２、筒内ガスの比熱比をκとしたとき、前記クランク角θ_２におけるＰＶ^κの値Ｐ_２Ｖ_２ ^κから前記クランク角θ１におけるＰＶ^κの値Ｐ_１Ｖ_１ ^κを減算した値に、所定の定数αを乗算した値（以下、発熱量相関値）を演算する発熱量相関値演算手段と、
   前記クランク角θ_２におけるＰＶの値Ｐ_２Ｖ_２から前記クランク角θ_１におけるＰＶの値Ｐ_１Ｖ_１を減算した値に、所定の定数βを乗算した値（以下、内部エネルギ相関値）を演算する内部エネルギ相関値演算手段と、
   前記発熱量相関値から前記内部エネルギ相関値を減算した値を、前記クランク角θ_１から前記クランク角θ_２の区間における区間図示トルクとして算出する区間図示トルク算出手段と、
   前記区間図示トルクに基づいて、該区間図示トルクのトルク変動を算出するトルク変動算出手段と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記発熱量相関値演算手段は、（κ−１）と（Ｖ_２ ^κ−１−Ｖ_１ ^κ−１）との乗算値の逆数値を前記所定の定数αとして特定する手段を含むことを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。
3. 前記内部エネルギ相関値演算手段は、（κ−１）の逆数値を前記所定の定数βとして特定する手段を含むことを特徴とする請求項１または２記載の内燃機関の制御装置。
4. 前記トルク変動算出手段は、
   前記区間図示トルクを燃焼順に配列して所定のフィルタ処理を施すフィルタ処理手段と、
   前記フィルタ処理後の区間図示トルクの標準偏差を演算する標準偏差演算手段と、
   を含み、前記標準偏差演算手段による演算値を前記トルク変動として算出することを特徴とする請求項１乃至３の何れか１項記載の内燃機関の制御装置。

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