JP2007187013A - 内燃機関の筒内圧相関値推定装置 - Google Patents

Abstract

【課題】この発明は、内燃機関の筒内圧相関値推定装置に関し、複数の気筒の燃焼行程が重なり合う期間が生ずる多気筒内燃機関において、対象とする気筒の燃焼ガスの圧力と相関を有する筒内圧相関値を精度良く推定することを目的とする。
【解決手段】点火順序が＃１→＃８→＃４→＃３→＃６→＃５→＃７→＃２のＶ型８気筒機関の気筒を、グループＡ：＃１→＃４→＃６→＃７、グループＢ：＃８→＃３→＃５→＃２に分ける。グループＢの気筒を休止させ（ステップ１０４）、その間に、グループＡの各気筒について筒内ガス圧トルクを推定する（ステップ１０６）。次いで、グループＡの気筒を休止させ（ステップ１１０）、その間に、グループＢの各気筒について筒内ガス圧トルクを推定する（ステップ１１２）。
【選択図】図５

Description

本発明は、複数の気筒の燃焼行程が重なり合う期間が生ずる多気筒内燃機関において、対象とする気筒の燃焼ガスの圧力と相関を有する筒内圧相関値を推定する内燃機関の筒内圧相関値推定装置に関する。

多気筒内燃機関においては、例えば燃料噴射量や筒内空気量、あるいは蒸発燃料をパージしたパージガスの分配率などに関して、気筒間に何らかのバラツキが生じることがある。燃料噴射量、筒内空気量、パージガス分配率などの違いは、燃焼ガスの圧力の違いとなって現れる。従って、各気筒の燃焼ガス圧力と相関を有する筒内圧相関値が分かれば、上記のような何らかの気筒間バラツキの傾向を把握することができ、そのバラツキを修正する上で有用である。

各気筒の燃焼ガスの圧力は、ピストンおよびコンロッドを介してクランク軸の回転に作用する。このため、クランク軸の角加速度には、その瞬間に燃焼行程を行っている気筒の燃焼ガス圧力の大きさが影響する。その一方で、各瞬間のクランク軸の角加速度には、各気筒のピストン等の往復運動に起因する慣性トルクの影響も重畳的に作用する。従って、各瞬間のクランク軸の角加速度から、各気筒の筒内圧相関値を単純に推定することはできない。

特開２００４−９２６０３号公報には、往復慣性質量による慣性トルクの平均値がほぼ０となるクランク角区間におけるクランク角加速度に基づいて燃焼状態を推定する装置が開示されている。多気筒内燃機関においては、７２０°／気筒数のクランク角区間（例えば４気筒機関の場合であれば１８０°CAの区間）においては、往復慣性質量の平均値が０となる。上記公報に開示された装置では、このことを利用して、７２０°／気筒数に相当するクランク角区間におけるクランク角加速度を基礎とすることにより、往復慣性質量による慣性トルクをキャンセルすることができる。このため、上記装置によれば、対象とする気筒の燃焼行程に合わせたクランク角区間における筒内ガス圧による平均トルクを、その気筒の筒内圧相関値として算出することができる。

特開２００４−９２６０３号公報 特開２００５−１５５６１２号公報 特開２００５−１２０８８６号公報

ところで、４気筒以下の内燃機関では、各気筒の爆発間隔が１８０°CA以上となるので、複数の気筒の燃焼行程（膨張行程）が重なり合う部分が生ずることはない。従って、上記公報に開示された装置を用いて、ある気筒を対象に、その気筒の燃焼行程に合わせて筒内圧相関値を算出する場合、算出の基礎となるクランク角加速度に他気筒の燃焼ガス圧力の影響が作用することはない。このため、対象とする気筒の筒内圧相関値を精度良く推定することができる。

しかしながら、５気筒以上の内燃機関では、複数気筒の燃焼行程が重なり合う期間が生ずる。例えば、８気筒機関では、９０°CA間隔爆発であるので、ある気筒の燃焼行程は、その前後に爆発する気筒の燃焼行程と半分ずつ重なり合うこととなる。それゆえ、ある気筒を対象に筒内圧相関値を算出する場合、算出の基礎となるクランク角加速度には、その前後に爆発した気筒の燃焼ガス圧力の影響が重畳して作用しまう。このため、対象とする気筒の筒内圧相関値を精度良く抽出することが困難である。

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、複数の気筒の燃焼行程が重なり合う期間が生ずる多気筒内燃機関において、対象とする気筒の燃焼ガスの圧力と相関を有する筒内圧相関値を精度良く推定することのできる内燃機関の筒内圧相関値推定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、内燃機関の筒内圧相関値推定装置であって、
複数の気筒の燃焼行程が重なり合う期間が生ずる多気筒内燃機関のクランク角を検出するクランク角センサと、
前記クランク角センサの信号に基づいて、対象とする気筒の燃焼ガスの圧力と相関を有する筒内圧相関値を算出する筒内圧相関値算出手段と、
前記対象とする気筒と燃焼行程が重なり合う部分が生ずる気筒の燃焼を休止させる燃焼休止手段と、
を備えることを特徴とする。

また、第２の発明は、第１の発明において、
前記筒内圧相関値は、筒内ガス圧によるトルクであることを特徴とする。

また、第３の発明は、第１または第２の発明において、
前記燃焼休止手段は、前記内燃機関の全気筒を、燃焼行程が重なり合わない気筒同士のグループに分け、前記対象とする気筒が属さないグループの気筒の燃焼を休止させることを特徴とする。

また、第４の発明は、第１または２の発明において、
前記燃焼休止手段は、前記対象とする気筒と燃焼行程が重なり合う部分を有する気筒のみの燃焼を休止させることを特徴とする。

また、第５の発明は、第１乃至第４の発明の何れかにおいて、
前記燃焼休止手段は、燃焼を休止させる気筒の吸排気弁の駆動を停止させる気筒休止手段を含むことを特徴とする。

また、第６の発明は、第１乃至第４の発明の何れかにおいて、
前記筒内圧相関値算出手段は、前記燃焼休止手段により燃焼が休止された気筒で発生するポンピングロスを推定するポンピングロス推定手段を含み、前記ポンピングロスの影響を織り込んで前記筒内圧相関値を算出することを特徴とする。

第１の発明によれば、燃焼ガスの圧力と相関を有する筒内圧相関値をある気筒を対象として算出する際に、対象気筒と燃焼行程が重なり合う部分が生ずる気筒の燃焼を休止させることができる。このため、筒内圧相関値を算出する基礎となるクランク角区間におけるクランク角センサの信号に、他の気筒の燃焼ガス圧力の影響が重畳して作用するのを防止することができる。よって、第１の発明によれば、対象気筒の筒内圧相関値を精度良く推定することができる。

第２の発明によれば、筒内圧相関値として、筒内ガス圧によるトルクを精度良く推定することができる。

第３の発明によれば、筒内圧相関値を算出する際に、内燃機関の全気筒を、燃焼行程が重なり合わない気筒同士のグループに分け、対象気筒が属さないグループの気筒の燃焼を休止させることができる。これにより、燃焼を休止させる気筒を切り替える回数を少なくすることができるので、各気筒の筒内圧相関値を迅速に算出することができる。

第４の発明によれば、筒内圧相関値を算出する際に、対象気筒と燃焼行程が重なり合う部分を有する気筒のみの燃焼を休止させることができる。これにより、燃焼を休止させる気筒の数を最小限にすることができるので、振動が大きくなるのを回避することができる。また、高出力が要求される運転領域で筒内圧相関値を推定することも可能となる。

第５の発明によれば、燃焼休止気筒の吸排気弁の駆動を停止させることができる。これにより、燃焼休止気筒では、吸排気弁が閉じた状態に維持されるため、筒内に閉じ込められた空気が圧縮される気筒で生ずる負トルクと、筒内に閉じ込められた空気が膨張する気筒で生ずる正トルクとを相殺することができる。このため、燃焼休止気筒全体としての筒内ガス圧によるトルクをほぼ０とすることができる。よって、第５の発明によれば、対象気筒の筒内圧相関値をより高い精度で推定することができる。

第６の発明によれば、燃焼休止気筒で発生するポンピングロスの影響を織り込んで筒内圧相関値を算出することができる。このため、気筒休止機構を備えない内燃機関においても、対象気筒の筒内圧相関値を高い精度で推定することができる。

実施の形態１．
［システム構成の説明］
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図である。図１に示すように、本実施形態のシステムは、車両に動力源として搭載される内燃機関１０を備えている。内燃機関１０は、複数気筒の燃焼行程（膨張行程）が重なり合う期間が生ずる多気筒内燃機関であり、具体的には５気筒以上の内燃機関である。図１は、内燃機関１０の一つの気筒の断面を表している。本実施形態では、内燃機関１０は、１番〜８番の気筒を有するＶ型８気筒機関であるものとし、各気筒の番号を＃１〜＃８と表記する。

各気筒の燃焼室には、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。また、排気通路１４には排気浄化触媒３２が配置されている。

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が配置されている。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、吸気通路１２のスロットルバルブ２２により下流側には、吸気管圧力を検出する吸気圧センサ２９が設置されている。

内燃機関１０は、燃料噴射弁３０、ピストン３４、点火プラグ１８、吸気弁２６、および排気弁４４を気筒毎に備えている。図示の構成では、燃料噴射弁３０は、吸気ポートに燃料を噴射するポート噴射弁であるが、これに代えて気筒内に直接燃料を噴射する筒内噴射弁が設けられていてもよい。また、ポート噴射弁と筒内噴射弁を併用するシステムであってもよい。

ピストン３４は、コンロッドを介してクランク軸３６に連結されている。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。

本実施形態の内燃機関１０の各気筒には、更に、吸気弁２６および排気弁４４の駆動を休止させて閉弁状態に保持することが可能な気筒休止機構４６および４８が設けられている。内燃機関１０は、任意の気筒の吸気弁２６および排気弁４４の駆動を気筒休止機構４６、４８によって休止させることにより、減筒運転（休筒運転）を行うことができる。この場合、吸気弁２６および排気弁４４の駆動を休止する気筒では、燃料噴射も停止される。

気筒休止機構４６、４８は、機械的な機構、電磁的な機構の何れであってもよい。気筒休止機構４６、４８の構成は、公知であり、かつ、本発明の主要部ではないため、ここでは、その詳細な説明は省略する。

図１に示すように、本実施形態のシステムは、ＥＣＵ（Electronic Control Unit）５０を更に備えている。ＥＣＵ５０には、上述した各種のセンサおよびアクチュエータが接続されている。

次に、図１のシステムにより内燃機関１０の各気筒の筒内圧相関値を推定する方法を具体的に説明する。最初に、筒内圧相関値の推定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）式を用いて筒内圧相関値を推定する。

（１）式、（２）式において、図示トルクＴ_ｉは、各気筒で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Ｔ_ｉ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Ｔ_ｉを消費するトルクを示している。

（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、Ｔ_ｆは駆動部のフリクショントルク、Ｔ_ｌは走行時に路面から受ける負荷トルク、をそれぞれ示している。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（＝Ｔ_ac）である。フリクショントルクＴ_ｆ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Ｔ_ｌ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、変速機がニュートラル状態で、かつ内燃機関１０がアイドリング状態のときに筒内圧相関値を推定することとする。このため、以下の説明では、Ｔ_ｌ＝０とする。

また、（２）式の右辺において、Ｔ_gasはシリンダの筒内ガス圧によるトルク、Ｔ_inertia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（以下、「筒内ガス圧トルク」と称する）Ｔ_gas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。

（１）式に示されるように、図示トルクＴ_ｉ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Ｔ_ｆ、及び負荷トルクＴ_ｌの和として求めることができる。後述するように、これらのうち、動的損失トルクＪ×（ｄω／ｄｔ）は、クランク角センサ３８の信号に基づいて算出することができ、フリクショントルクＴ_ｆは、機関回転数Ｎｅおよび冷却水温ｔｈｗに基づいて推定することができる。そして、負荷トルクＴ_ｌは、本実施形態では０とされる。このように、図示トルクＴ_ｉは、各種センサで検出された信号に基づいて推定することが可能である。

一方、（２）式に示されるように、図示トルクＴ_ｉは、筒内ガス圧トルクＴ_gasと、往復慣性質量による慣性トルクＴ_inertiaとの和として表される。そして、後述するように、往復慣性質量による慣性トルクＴ_inertiaは、適当なクランク角区間を選ぶことにより、その平均値が０となるので、キャンセルさせることが可能である。Ｔ_inertiaをキャンセルさせることができれば、筒内ガス圧トルクＴ_gasは図示トルクＴ_ｉに等しいと考えることができる。本実施形態では、このような考えに基づき、各種センサで検出された信号から、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定することが可能である。

この筒内ガス圧トルクＴ_gasは、任意の気筒が燃焼行程を行うタイミングに合わせて算出することが可能である。ある気筒の燃焼行程に合わせて算出された筒内ガス圧トルクＴ_gasは、その気筒の燃焼ガスの圧力と相関を有する筒内圧相関値であると考えることができる。従って、各気筒の筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出することにより、各気筒の燃焼ガス圧力の大小を知ることができる。

ところで、４気筒以下の内燃機関の場合には、各気筒の燃焼行程が相互に重なっておらず、独立している。このため、対象とする気筒の燃焼行程に合わせて筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出することにより、その気筒の燃焼ガス圧力に関する情報を精度良く抽出することが可能である。

しかしながら、本実施形態の内燃機関１０のようなＶ型８気筒機関は、９０°CA間隔爆発であるので、ある一つの気筒の燃焼行程は、その前後に爆発する気筒の燃焼行程と半分ずつ重なっている。このため、対象とする気筒の燃焼行程に合わせて筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出しても、その算出値は、対象とする気筒の燃焼ガス圧力情報のみを反映したものではなく、その前や後に爆発する気筒の燃焼ガス圧力情報を重畳的に反映したものとなってしまう。このようなことから、対象とする気筒の燃焼行程に合わせて単純に筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出しても、十分な推定精度を得ることはできない。

そこで、本実施形態では、筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出する際、その算出対象とする気筒と燃焼行程が重なり合う部分を有する気筒を、気筒休止機構４６，４８によって休止させることとした。以下、より具体的に説明する。

本実施形態の内燃機関１０では、通常運転状態において、点火順序は＃１→＃８→＃４→＃３→＃６→＃５→＃７→＃２とされ、その間隔は前述したように９０°CAである。また、内燃機関１０は、下記のグループＡ、Ｂの何れか一方のグループの気筒を休止させて、残りの４気筒の燃焼による減筒運転を行うことが可能とされている。
グループＡ：＃１→＃４→＃６→＃７
グループＢ：＃８→＃３→＃５→＃２

この減筒運転を行う場合、休止していないグループの気筒は、上記の順番で点火され、その間隔は１８０°CA間隔となる。本実施形態では、このような減筒運転中において、休止していないグループに属する各気筒を対象として、筒内ガス圧トルクＴ_gasを順次算出することとした。

グループＡ、Ｂの何れか一方を休止した減筒運転が行われている場合には、上述したように爆発間隔が１８０°CAとなるので、複数気筒の燃焼行程が重なり合う部分は消滅する。このため、減筒運転中に筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出することにより、算出対象とする気筒以外の気筒の燃焼ガス圧力がクランク軸３６の回転に影響するのを防止することができる。このため、気筒別の筒内ガス圧トルクＴ_gasを精度良く算出することができる。

以下、筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出する手法について、より具体的に説明する。図２は、グループＡ、Ｂの何れか一方を休止した減筒運転状態における筒内ガス圧トルクＴ_gasおよび往復慣性質量による慣性トルクＴ_inertiaと、クランク角との関係を示す図である。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いる。また、図２中の実線は筒内ガス圧トルクＴ_gasを、破線は往復慣性質量による慣性トルクＴ_inertiaをそれぞれ示している。そして、図２中のＴＤＣおよびＢＤＣは、燃焼行程を行っている気筒の圧縮上死点および燃焼下死点を示している。

図２中の実線に示すように、筒内ガス圧トルクＴ_gasは、ＴＤＣからＢＤＣの間で急激に増加し、減少する。ここで、Ｔ_gasの急激な増加は、燃焼行程にある気筒の燃焼ガスがする仕事によるものである。爆発後、Ｔ_gas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Ｔ_gasは０の値を取る。

減筒運転状態においては、図２中のＢＤＣは、次に点火される気筒の圧縮上死点ともなっている。このため、図２中のＢＤＣ以後、筒内ガス圧トルクＴ_gasは、次の気筒が燃焼行程において行う仕事により、再び急激に増加し、減少する。このように、減筒運転状態では、各気筒の燃焼行程中の筒内ガス圧トルクＴ_gasの山が重なり合うことがない。よって、各気筒の燃焼ガス圧力が順次個別に筒内ガス圧トルクＴ_gasに反映されることとなる。このため、筒内ガス圧トルクＴ_gasは、気筒毎の燃焼ガス圧力を精度良く反映するものとなる。

一方、往復慣性質量による慣性トルクＴ_inertiaは、前述したように、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いるため、Ｔ_inertiaはクランク軸３６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。すなわち、往復運動部材が減速されるときには正の慣性トルクＴ_inertiaが発生し、加速されるときには負の慣性トルクＴ_inertiaが発生する。

Ｖ型８気筒の内燃機関１０では、８個のピストン３４が９０°CA間隔で上死点、下死点に順次到達する。このため、図２に示すように、往復慣性質量による慣性トルクＴ_inertiaは、９０°CA周期で正負に変動する。よって、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Ｔ_inertiaの平均値は０となる。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Ｔ_inertia＝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Ｔ_inertiaの影響を排除することができ、図示トルクＴ_ｉの平均値と筒内ガス圧トルクＴ_gasの平均値とが等しいとおくことができる。

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Ｔ_ac＝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が１０°回転する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ものとする。

本実施形態では、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ac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ω_０（ｋ），ω_０（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。

角速度ω_０（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°ずつ回転している間の時間Δｔ_０（ｋ），Δｔ_１０（ｋ）をクランク角センサ３８から検出する。そして、時間Δｔ_０（ｋ）＋Δｔ_１０（ｋ）の間にクランク軸３６が２０°回転しているため、ω_０（ｋ）＝（２０／（Δｔ_０（ｋ）＋Δｔ_１０（ｋ）））×（π／１８０）を演算することによってω_０（ｋ）［ｒａｄ／ｓ］を算出できる。同様に、ω_０（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Δｔ_０（ｋ＋１），Δｔ_１０（ｋ＋１）を検出する。そして、ω_０（ｋ＋１）＝（２０／（Δｔ_０（ｋ＋１）＋Δｔ_１０（ｋ＋１）））×（π／１８０）を演算することによってω_０（ｋ＋１）［ｒａｄ／ｓ］を算出できる。

角速度ω_０（ｋ），ω_０（ｋ＋１）を求めた後は、（ω_０（ｋ＋１）−ω_０（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。

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。

次にフリクショントルクＴ_ｆの算出方法を説明する。図４はフリクショントルクＴ_ｆ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Ｔ_ｆ、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Ｔ_ｆ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Ｔ_ｆ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、筒内ガス圧トルクＴ_gas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Ｔ_ｆ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。

クランク角の変動に伴うフリクショントルクＴ_ｆ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Ｔ_ｆ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Ｔ_inertiaの平均値が０となる区間毎のフリクショントルクＴ_ｆ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Ｔ_inertiaの平均値が０となる区間（ＴＤＣ→ＢＤＣ）毎にフリクショントルクＴ_ｆ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Ｔ_ｆ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Ｔ_ｆ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。

また、上述したようにフリクショントルクＴ_ｆ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。

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Ｔ_ｆの値も増大する。従って、フリクショントルクＴ_ｆ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Ｔ_ｆの値を補正することが望ましい。

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Ｔ_ｆ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Ｔ_ｆ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。

［実施の形態１における具体的処理］
図５および図６は、上記の機能を実現するために本実施形態においてＥＣＵ５０が実行するルーチンのフローチャートである。図５に示すルーチンは、所定時間毎に実行されるものとする。

図５に示すルーチンによれば、まず、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定するための運転条件が成立しているか否かが判別される（ステップ１００）。本実施形態では、内燃機関１０がアイドリング状態のときに筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定することとしているので、ここではアイドリング状態であるか否かが判断される。

内燃機関１０がアイドリング状態であった場合には、次に、グループＡの気筒について筒内ガス圧トルクＴ_gasの情報が既に取得されているか否かが判別される（ステップ１０２）。そして、グループＡの気筒について筒内ガス圧トルクＴ_gasの情報が未だ取得されていない場合には、グループＢの気筒の吸排気弁駆動および燃料噴射が休止され、グループＡの気筒の運転による減筒運転が実施される（ステップ１０４）。この減筒運転が行われている間に、グループＡの各気筒について、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定する（ステップ１０６）。このステップ１０６では、以下に説明するように、図６に示すサブルーチンの処理が実行される。

図６に示すルーチンによれば、まず、クランク角位置がトルク算出タイミングであるか否かが判定される（ステップ２００）。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２０２へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。

次のステップ２０２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（ω_０（ｋ），ω_０（ｋ＋１））、時間（Δｔ）などの各パラメータを取得する。

次のステップ２０４では、フリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を算出する。上述のように、フリクショントルクＴ_ｆ（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。

次の、ステップ２０６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２０８へ進み、ステップ２０４で求めたフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を補正する。具体的には、Ｔ_ｆ（ｋ）に所定の補正係数を乗算したり、Ｔ_ｆ（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２０６でスイッチがオフ（ＯＦＦ）の場合はステップ２１０へ進む。

ステップ２１０では、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ac（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔ_ac（ｋ）＝Ｊ×（（ω_０（ｋ＋１）−ω_０（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Ｔ_ac（ｋ）を算出する。

次のステップ２１２では、筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ）を算出する。前述したように、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Ｔ_inertiaの平均値が０であるため、筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ）は図示トルクＴ_ｉ（ｋ）に等しい。よって、Ｔ_gas（ｋ）＝Ｔ_ｉ（ｋ）＝Ｔ_ac（ｋ）＋Ｔ_ｆ（ｋ）なる関係に基づき、筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ）を算出することができる。なお、ステップ２０８でＴ_ｆ（ｋ）を補正している場合は、補正後のＴ_ｆ（ｋ）を用いて演算を行う。ここで得られた筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ）は、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間の平均値である。

図７は、算出された筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ）と各気筒の各行程との関係を示す模式図である。グループＢの気筒を休止した減筒運転を行っているときには、図７に示すように、クランク軸３６が１８０°回転する毎に、＃１→＃４→＃６→＃７の順で燃焼行程が行われる。＃１のＴＤＣからクランク角１８０°毎に図６のルーチンを繰り返し実行して筒内ガス圧トルクＴ_gasを順次算出した場合には、図７に示すように、筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ）は＃１の気筒の燃焼に対応する。そして、筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ＋１）は＃４の気筒の燃焼に、筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ＋２）は＃６の気筒の燃焼に、筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ＋３）は＃７の気筒の燃焼に、それぞれ対応する。

ここで、筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ）が発生した行程に着目すると、＃１は燃焼行程、＃４は圧縮行程、＃６は吸気行程、＃７は排気行程となっている。ここで、圧縮、吸気、排気行程のトルクは、燃焼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。

また、休止されているグループＢの気筒では、吸気弁２６および排気弁４４が共に閉じられているため、筒内に閉じ込められた空気がピストン３４の上昇によって圧縮される気筒で生ずる負トルクと、筒内に閉じ込められた空気がピストン３４の下降によって膨張する気筒で生ずる正トルクとを相殺することができる。このため、休止しているグループＢ全体としての筒内ガス圧によるトルクをほぼ０とすることができる。

このようなことから、筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ）は、＃１（１番気筒）の燃焼ガス圧力と精度良く相関する筒内ガス圧トルクＴ_gasとみなすことができる。同様にして、Ｔ_gas（ｋ＋１）、Ｔ_gas（ｋ＋２）、Ｔ_gas（ｋ＋３）は、それぞれ、＃４、＃６、＃７の気筒の燃焼ガス圧力と精度良く相関する筒内ガス圧トルクＴ_gasとみなすことができる。従って、筒内ガス圧トルクＴ_gasを１８０°CA毎に順次算出することで、＃１、＃４、＃６、＃７の順に、各々の気筒の燃焼ガス圧力と精度良く相関する筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出することができる。

図５のステップ１０６においては、上述したようにして、図６に示すルーチンを繰り返し実行することにより、グループＡに属する各気筒について、ＴＤＣからＢＤＣまでの平均の筒内ガス圧トルクＴ_gasを精度良く算出することができる。本実施形態では、燃焼変動等の影響を排除して更に精度を高めるため、各気筒毎に、ｎサイクル分（ｎは所定の自然数）の筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出し、そのｎサイクルの平均をとることで、最終的な筒内ガス圧トルクＴ_gasを算出する。

このようにしてグループＡの気筒について筒内ガス圧トルクＴ_gasが算出されたら、図５に示すルーチンの処理を一旦終了する。同ルーチンが次回に実行されたとき、ステップ１００および１０２の判断が肯定された場合には、グループＢの気筒について筒内ガス圧トルクＴ_gasの情報が既に取得されているか否かが判別される（ステップ１０８）。そして、グループＢの気筒について筒内ガス圧トルクＴ_gasの情報が未だ取得されていない場合には、グループＡの気筒が休止され、グループＢの気筒の運転による減筒運転が実施される（ステップ１１０）。この減筒運転が行われている間に、グループＢの各気筒について、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定する（ステップ１１２）。このステップ１１２では、前述したのと同様にして図６に示すサブルーチンの処理を繰り返し実行することにより、グループＢの各気筒について、筒内ガス圧トルクＴ_gasが算出される。

以上の処理により、＃１〜＃８の各気筒について、ＴＤＣからＢＤＣまでの平均の筒内ガス圧トルクＴ_gasが取得されたこととなる。各気筒の筒内ガス圧トルクＴ_gasのバラツキは、各気筒の燃焼ガス圧力のバラツキに対応している。気筒間に生じている燃焼ガス圧力のバラツキは、燃料噴射量等の何らかの物理量が気筒間でばらついていることが原因であると考えることができる。そこで、本実施形態では、算出された各気筒の筒内ガス圧トルクＴ_gasの情報を利用して、燃焼ガス圧力の気筒間バラツキに関連する所定の補正処理を実施することができる（ステップ１１４）。

ステップ１１４での補正処理としては、次のような処理を行うことができる。例えば、気筒間に生じている燃焼ガス圧力のバラツキが各気筒の燃料噴射量のバラツキに起因するものと考えられる場合には、気筒毎の燃料噴射量を補正する処理を実行することができる。また、蒸発燃料処理装置（図示せず）により、蒸発燃料をパージしたパージガスを気筒別に導入している場合には、気筒間に生じている燃焼ガス圧力のバラツキはパージガスの分配率のバラツキに起因するものであると考えられる場合もある。そのような場合には、ステップ１１４において、パージガス分配率の気筒間バラツキを推定し、それを相殺するための燃料噴射量補正処理を実行することができる。

ところで、上述した実施形態では、内燃機関１０がアイドリング状態のときに筒内圧相関値（筒内ガス圧トルクＴ_gas）を推定することとしているが、本発明は、これに限定されるものではない。すなわち、本発明では、車両走行時の負荷トルクＴ_ｌを車速等から推定し、その推定値を用いて車両の走行中に筒内圧相関値を推定することとしてもよい。その場合には、負荷トルクＴ_ｌの変動が少なくなる定常走行状態で筒内圧相関値の推定を行うのが好ましい。

なお、上述した実施の形態１においては、ＥＣＵ５０が、図６に示すルーチンの処理を実行することにより前記第１の発明における「筒内圧相関値算出手段」が、上記ステップ１０４および１１０の処理を実行することにより、前記第１の発明における「燃焼休止手段」が、それぞれ実現されている。また、気筒休止機構４６，４８が前記第５の発明における「気筒休止手段」に相当している。

実施の形態２．
次に、図８を参照して、本発明の実施の形態２について説明するが、上述した実施の形態１との相違点を中心に説明し、同様の事項については、その説明を省略または簡略する。本実施形態は、図１に示すシステム構成を用いて、ＥＣＵ５０に、図５に示すルーチンに代えて図８に示す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。

［実施の形態２の特徴］
前述した実施の形態１では、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定する際、４気筒ずつ気筒休止することとしている。これに対し、本実施形態では、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定する対象とする気筒と燃焼行程が重なり合う気筒のみを休止させることとした。以下、より具体的に説明する。

前述したように、内燃機関１０の通常運転状態では、点火順序は＃１→＃８→＃４→＃３→＃６→＃５→＃７→＃２であり、その間隔は９０°CAである。このような内燃機関１０では、対象となる気筒の前後に点火される気筒を休止させれば、対象気筒と燃焼行程が重なり合う気筒をなくすことができる。例えば、＃１の筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定する場合には、＃２および＃８を休止させればよいこととなる。そこで、本実施形態では、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定する対象とする気筒に応じて、その気筒の前後に点火される気筒のみを休止させることとした。

［実施の形態２における具体的処理］
図８は、上記の機能を実現するために本実施形態においてＥＣＵ５０が実行するルーチンのフローチャートである。なお、図８において、図５に示すステップと同一のステップには、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。

図８に示すルーチンによれば、まず、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定するための運転条件が成立しているか否かが判別される（ステップ１００）。このステップ１００の処理は実施の形態１と同様である。

所定の運転条件が成立している場合には、次に、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定する対象気筒が選定される（ステップ１１６）。本実施形態では、通常運転状態の点火順序と同じ順序で対象気筒を選択するものとし、始めは＃１が選定される。

次に、ステップ１１６で選定された対象気筒の前後に点火される気筒の吸排気弁駆動および燃料噴射が休止される（ステップ１１８）。例えば、＃１が対象気筒である場合には、＃２および＃８が休止され、＃４が対象気筒である場合には、＃１および＃３が休止される。

次いで、対象気筒について、筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定する（ステップ１２０）。このステップ１２０では、前述した図６に示すサブルーチンを実行することにより、対象気筒の筒内ガス圧トルクＴ_gasが推定される。

続いて、全気筒について筒内ガス圧トルクＴ_gasの推定が完了したか否かが判別される（ステップ１２２）。未だ推定がなされていない気筒がある場合には、上記ステップ１００以下の処理が再度行われ、未推定の気筒について筒内ガス圧トルクＴ_gasが算出される。

上記ステップ１２２において、全気筒の筒内ガス圧トルクＴ_gasの推定が完了したと判別された場合には、次に、所定の補正処理が実施される（ステップ１１４）。このステップ１１４の処理は、実施の形態１と同様である。

以上説明したように、本実施形態によれば、筒内圧相関値（筒内ガス圧トルクＴ_gas）を推定する際にも、６気筒で燃焼を継続することができる。このため、内燃機関１０の振動が減筒運転の影響で大きくなるのを回避することができる。また、高出力が要求される運転領域で筒内ガス圧トルクＴ_gasを推定することもできる。また、全気筒について筒内圧相関値を推定するのではなく、特定の気筒についてのみ推定を行う場合にも、有用である。

実施の形態３．
次に、図９および図１０を参照して、本発明の実施の形態３について説明するが、上述した実施の形態との相違点を中心に説明し、同様の事項については、その説明を省略または簡略する。

本実施形態のハードウェア構成は、気筒休止機構４６および４８を備えないこと以外は図３に示すハードウェア構成と同様であるものとし、その図示は省略する。そして、本実施形態のシステムは、そのようなハードウェア構成において、ＥＣＵ５０に、後述する図１０に示す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。

［実施の形態３の特徴］
前述した実施形態では、筒内ガス圧トルク（筒内圧相関値）を推定する際に燃焼を休止させる気筒において、気筒休止機構４６、４８により吸気弁２６および排気弁４４の駆動を休止させることとした。これに対し、本実施形態では、燃焼を休止させる気筒において、吸気弁２６および排気弁４４の駆動を休止させることはせず、燃焼の停止（燃料カット）のみを行うこととした。このため、本実施形態によれば、気筒休止機構４６および４８を備えない内燃機関にも本発明を適用することが可能となる。

燃焼休止気筒において吸気弁２６および排気弁４４の駆動を休止させた場合には、筒内に閉じ込められた空気が膨張するときと圧縮されるときとで仕事が相殺されるので、ポンピングロスはほとんど生じない。このため、前述した実施の形態１および２では、燃焼休止気筒のポンピングロスの影響を排除することができるので、対象気筒の筒内ガス圧トルクを精度良く推定することができる。

これに対し、本実施形態では、燃焼休止気筒の吸気弁２６および排気弁４４の駆動を休止させないので、燃料休止気筒においてポンピングロスが発生する。このため、実施の形態１および２と同様の方法で筒内ガス圧トルクを算出すると、その算出値は、燃焼休止気筒のポンピングロスの分だけ小さくなってしまう。

そこで、本実施形態では、燃焼休止気筒のポンピングロスを推定し、その推定結果に基づいて筒内ガス圧トルクの算出値を補正することとした。これにより、実施の形態１および２と同様に高い精度で、筒内ガス圧トルクを推定することができる。

図９は、対象気筒と、ポンピングロスが発生する燃焼休止気筒との関係を説明するための図である。本実施形態では、実施の形態１と同様に、グループＡ：＃１，＃４，＃６，＃７と、グループＢ：＃８，＃３，＃５，＃２とに分けて、燃焼休止（燃料カット）を行うものとする。以下では、＃１を対象気筒とする場合について説明する。＃１が対象気筒の場合には、グループＢ：＃８，＃３，＃５，＃２の気筒で燃焼が停止される。そして、この場合には、＃１の膨張行程（燃焼行程）に対応するクランク角区間（以下「算出区間」と称する）のクランク角信号に基づいて、筒内ガス圧トルクが算出される。

ポンピングロスは、吸気行程および排気行程において発生する。このため、燃焼が停止された＃８，＃３，＃５，＃２の吸気行程および排気行程のうち、算出区間である＃１の膨張行程と重なる部分が、＃１の筒内ガス圧トルクに影響する。よって、＃１を対象気筒とする場合には、図９中のハッチングを付した部分のポンピングロスによる損失トルクＴ_ipl（ｋ）を推定して、筒内ガス圧トルクを補正すればよいことになる。

図１０は、燃料カット気筒（燃焼休止気筒）のポンピングロスを推定する方法を説明するためのＰ−Ｖ線図である。図１０に示すように、ポンピングロスは、排気行程中の気筒の筒内圧Ｐ_ｅと、吸気行程中の気筒の筒内圧Ｐ_ｉとの差で表される。通常の内燃機関１０の場合、燃料カットされたグループＢの気筒のうち、排気行程中の気筒の筒内圧Ｐ_ｅは大気圧Ｐ_atmにほぼ等しく、吸気行程中の気筒の筒内圧Ｐ_ｉは吸気管圧Ｐ_ｍにほぼ等しい。よって、燃料カット気筒のポンピングロスは、算出区間における平均吸気管圧Ｐ_ｍ（ｋ）の関数として扱えば、十分な精度で算出することができる。

そこで、本実施形態では、燃料カット気筒のポンピングロスによる損失トルクＴ_ipl（ｋ）を下記（３）式に基づいて算出することとした。
Ｔ_ipl（ｋ）＝Ｃ・（Ｐ_ｍ（ｋ）−Ｐ_atm）＋Ｄ ・・・（３）
ここで、平均吸気管圧Ｐ_ｍ（ｋ）は吸気圧センサ２９の信号から算出することができる。また、大気圧Ｐ_atmは既知の値である。そして、上記ＣおよびＤは、所定の定数として、あるいは運転状態（例えば、算出区間での平均機関回転数、平均吸気管圧）に応じて変化する変数として、予め定めておくことができる。本実施形態では、損失トルクＴ_ipl（ｋ）を正の値として扱うため、Ｃは負の値をとるものとする。

燃料カット気筒のポンピングロスを考慮しない、補正前の筒内ガス圧トルクＴ_{i#1_tmp}（ｋ）は、実施の形態１における図６中のステップ２１０および２１２と同様にして、下記（４）式により算出することができる。
Ｔ_{i#1_tmp}（ｋ）＝Ｊ・ｄω／ｄｔ＋Ｔ_ｆ ・・・（４）

上記（４）式により算出されたＴ_{i#1_tmp}（ｋ）に、上記（３）式により算出された損失トルクＴ_ipl（ｋ）を加算することにより、燃料カット気筒のポンピングロスを考慮した補正後の筒内ガス圧トルクＴ_i#1（ｋ）を算出することができる。すなわち、Ｔ_i#1（ｋ）は、下記（５）式により算出することができる。
Ｔ_i#1（ｋ）＝Ｔ_{i#1_tmp}（ｋ）＋Ｔ_ipl（ｋ） ・・・（５）

以上のようにして、燃料カット気筒のポンピングロスの影響を織り込んで、対象気筒の筒内ガス圧トルクＴ_i#1（ｋ）を算出することができる。このため、本実施形態によれば、燃料カット気筒のポンピングロスによる誤差を確実に排除することができるので、気筒休止機構４６および４８を備えない内燃機関であっても、対象気筒の筒内ガス圧トルク（筒内圧相関値）を高い精度で算出することができる

なお、実施の形態３の具体的処理は、上述した点以外は実施の形態１と同様であるので、ここではこれ以上の説明を省略する。

また、上述した実施の形態３では、実施の形態１と同様にして＃１〜＃８の気筒をグループＡとグループＢとに分けて燃焼を停止させる場合について説明したが、実施の形態２と同様にして対象気筒と膨張行程が重なり合う気筒のみの燃焼を停止させるようにしてもよい。

また、上述した実施の形態３においては、ＥＣＵ５０が上記（３）式の演算を実行することにより前記第６の発明における「ポンピングロス推定手段」が実現されている。

以上、本発明の実施の形態について説明したが、本発明は、上述した実施形態に限定されるものではない。例えば、上述した実施形態では、筒内圧相関値として筒内ガス圧トルクを算出しているが、筒内ガス圧トルクに代えて平均筒内圧を算出することとしてもよい。

また、上述した実施形態では、Ｖ型８気筒機関の場合について説明したが、本発明は、複数気筒の燃焼行程が重なり合う期間が生ずる多気筒内燃機関であれば、気筒数にかかわらず適用することができ、例えばＶ型６気筒機関にも適用することができる。

Ｖ型６気筒機関においては、点火順序は例えば＃１→＃２→＃３→＃４→＃５→＃６とされる。この場合において、実施の形態１と同様にグループＡ、Ｂに分けて減筒運転を行う場合には、グループＡ：＃１→＃３→＃５、グループＢ：＃２→＃４→＃６とグループ分けをすればよい。このような減筒運転を行った場合には、３気筒運転になるので、筒内圧相関値を推定する基礎となるクランク角区間の幅は、７２０°／３＝２４０°とすればよい。

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図である。 減筒運転状態における筒内ガス圧トルクＴ_gasおよび往復慣性質量による慣性トルクＴ_inertiaと、クランク角との関係を示す図である。 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。 フリクショントルクＴ_ｆ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。 本発明の実施の形態１において実行されるルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態１において実行されるルーチンのフローチャートである。 算出された筒内ガス圧トルクＴ_gas（ｋ）と各気筒の各行程との関係を示す模式図である。 本発明の実施の形態２において実行されるルーチンのフローチャートである。 対象気筒と、ポンピングロスが発生する燃焼休止気筒との関係を説明するための図である。 燃料カット気筒のポンピングロスを推定する方法を説明するためのＰ−Ｖ線図である。

符号の説明

１０ 内燃機関
２９ 吸気圧センサ
３０ 燃料噴射弁
３４ ピストン
３６ クランク軸
３８ クランク角センサ
４２ 水温センサ
４６，４８ 気筒休止機構
５０ ＥＣＵ

Claims (6)

1. 複数の気筒の燃焼行程が重なり合う期間が生ずる多気筒内燃機関のクランク角を検出するクランク角センサと、
   前記クランク角センサの信号に基づいて、対象とする気筒の燃焼ガスの圧力と相関を有する筒内圧相関値を算出する筒内圧相関値算出手段と、
   前記対象とする気筒と燃焼行程が重なり合う部分が生ずる気筒の燃焼を休止させる燃焼休止手段と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の筒内圧相関値推定装置。
2. 前記筒内圧相関値は、筒内ガス圧によるトルクであることを特徴とする請求項１記載の内燃機関の筒内圧相関値推定装置。
3. 前記燃焼休止手段は、前記内燃機関の全気筒を、燃焼行程が重なり合わない気筒同士のグループに分け、前記対象とする気筒が属さないグループの気筒の燃焼を休止させることを特徴とする請求項１または２記載の内燃機関の筒内圧相関値推定装置。
4. 前記燃焼休止手段は、前記対象とする気筒と燃焼行程が重なり合う部分を有する気筒のみの燃焼を休止させることを特徴とする請求項１または２記載の内燃機関の筒内圧相関値推定装置。
5. 前記燃焼休止手段は、燃焼を休止させる気筒の吸排気弁の駆動を停止させる気筒休止手段を含むことを特徴とする請求項１乃至４の何れか１項記載の内燃機関の筒内圧相関値推定装置。
6. 前記筒内圧相関値算出手段は、前記燃焼休止手段により燃焼が休止された気筒で発生するポンピングロスを推定するポンピングロス推定手段を含み、前記ポンピングロスの影響を織り込んで前記筒内圧相関値を算出することを特徴とする請求項１乃至４の何れか１項記載の内燃機関の筒内圧相関値推定装置。

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