JP2013122194A - エンジンの制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】エンジンの制御装置に関し、吸気系の圧力変化に左右されないエンジンの吸気性能を評価し、出力トルクの制御安定性を向上させる。
【解決手段】エンジン１０の最大トルク相当値Pi_MAXに対する目標トルク相当値Pi_TGTの比を圧力比相当値Aとして演算する圧力比相当値演算手段３Ｃを設ける。また、圧力比相当値Aとエンジン１０の回転速度Neとに基づき、エンジン１０の体積効率を吸気系圧力で標準化した値に相当する体積効率係数K_mapを演算する体積効率係数演算手段３Ｆを設ける。さらに、この体積効率係数K_mapに基づきエンジン１０の出力トルクを制御するトルク制御手段４を設ける。
【選択図】図１

Description

本発明は、エンジンの筒内へ吸入される空気量に基づいて出力トルクを制御するエンジンの制御装置に関する。

車両に搭載されたエンジンの制御手法の一つとして、エンジンに要求されるトルクの大きさを基準として吸入空気量や燃料噴射量，点火時期等を制御するトルクベース（トルクディマンド）制御が知られている。トルクベース制御では、アクセル開度やエンジン回転速度に基づいてエンジンが出力すべきトルクの目標値が演算され、この目標トルクが得られるようにエンジンの運転状態が制御される。また、自動変速機やオートクルーズ装置，車両安定装置といった外部制御システムを搭載した車両では、各外部制御システムからエンジンへの出力要求がトルク値に換算されてエンジン制御装置（エンジンECU）内で一元化され、エンジンのトルク挙動が包括的に制御される。

ところで、運転条件が同一のときにエンジンで発生するトルクの大きさは、シリンダー内に導入された吸入空気量に比例する。一方、実際にシリンダー内に導入される吸入空気量は、運転条件が同一であってもエンジン諸元や環境条件等に応じて変化する。また、可変バルブリフト機構や可変バルブタイミング機構を搭載したエンジンの場合、吸排気弁の作動状態が異なれば、他の運転条件が同一であっても吸入空気量が変化する。そこで、一般的なトルクベース制御では、その時点での充填効率や体積効率に基づいてエンジンの吸気性能が評価され、この吸気性能に応じた制御が実施される。

充填効率とは、一サイクルで吸入された吸入空気の質量を標準大気条件での行程容積相当の空気質量で除したものである。具体的な充填効率の算出方法としては、シリンダーに吸入される空気量の推定値に基づいて算出する手法が存在する。例えば特許文献１には、可変バルブを備えた内燃機関の制御装置に関して、エンジンの回転速度，吸気絶対圧，大気絶対圧等に基づいて充填効率を算出することが記載されている。この技術では、吸気絶対圧と大気絶対圧との圧力比を用いてスロットルバルブ部を通過する空気の流量を把握し、これに基づいて基準状態での充填効率を算出している。

また、体積効率とは、一サイクルで吸入された吸入空気の質量をその測定時と同一の大気条件での行程容積相当の空気質量で除したものである。体積効率は、大気条件が同一である二つの質量の比であることから、一サイクルで吸入された吸入空気の体積を行程容積で除して求めることができる。あるいは、上記のような手法で算出された充填効率の値に圧力補正や温度補正を加えることで求めることも可能である。

特開２０１０−０８４５４９号公報

しかしながら、上記のような従来の充填効率，体積効率の算出手法は、スロットルバルブ部を通過する空気の流量と圧力比との相関を利用してシリンダーへの吸入空気量を算出するものであり、充填効率，体積効率の算出精度がスロットルバルブ部の圧力比（上流圧に対する下流圧の比）の算出精度に左右される。そのため、圧力センサーの不調時や検出精度の低下時には空気量の推定精度が低下し、正確な充填効率，体積効率を求めることができないという課題がある。特に、圧力センサーのフェール時には正しい充填効率，体積効率を算出できず、燃料噴射量や点火時期等に基づくエンジントルクの制御性が低下するおそれがある。

一方、圧力センサーの不調時におけるフェールセーフとして、圧力比を使わずに筒内に導入される空気量を推定する手法を用意しておくことも考えられる。例えば、スロットルバルブの開度とその開度で筒内に導入される空気量との対応関係をマップ化、あるいはテーブル化しておき、エンジンECU内等に記憶させておくことが考えられる。しかしこの場合、多種多様なエンジンの運転条件に対応するマップ，テーブルを予め用意しておく必要があり、エンジンECU に要求されるROM容量が膨大になるほか、開発に係るコストも増大する。

また、エアフローセンサーを用いて空気量を測定することも考えられる。しかしながら、エアフローセンサーはスロットルバルブ上流側の離れた位置に設置されるため、スロットルバルブの動作に伴って吸入空気量が増減する過渡状態においては、実際の吸入空気量と検出される吸入空気量との間にずれが生じ、制御精度が低下してしまう。

本件の目的の一つは、上記のような課題に鑑み創案されたもので、吸気系の圧力変化に左右されないエンジンの吸気性能を評価し、出力トルクの制御安定性を向上させることのできるエンジンの制御装置を提供することである。
なお、この目的に限らず、後述する発明を実施するための形態に示す各構成により導かれる作用効果であって、従来の技術によっては得られない作用効果を奏することも本件の他の目的として位置づけることができる。

（１）ここで開示するエンジンの制御装置は、エンジンの最大トルク相当値に対する前記エンジンの目標トルク相当値の比を圧力比相当値として演算する圧力比相当値演算手段を備える。また、前記圧力比相当値と前記エンジンの回転速度とに基づき、前記エンジンの体積効率を吸気系圧力で標準化した値に相当する体積効率係数を演算する体積効率係数演算手段を備える。さらに、前記体積効率係数に基づき前記エンジンの出力トルクを制御するトルク制御手段を備える。

（２）前記エンジンの吸気系に設けられ前記吸気系圧力を検出する吸気圧力センサーと、前記吸気圧力センサーで検出された前記吸気系圧力に基づき、前記吸気系のスロットルバルブ部の上流圧に対する下流圧の比を実圧力比として演算する圧力比演算手段とを備えることが好ましい。また、前記実圧力比及び前記エンジンの回転速度に基づき、前記エンジンの体積効率を前記吸気系圧力で標準化した値の実測値である実体積効率係数を演算する実体積効率係数演算手段を備えることが好ましい。
この場合、前記トルク制御手段が、前記体積効率係数及び前記実体積効率係数に基づき前記エンジンの出力トルクを制御することが好ましい。

（３）また、前記トルク制御手段が、前記吸気圧力センサーのフェール時に、前記体積効率係数に基づき前記エンジンの出力トルクを制御するとともに、前記吸気圧力センサーの非フェール時に、前記実体積効率係数に基づき前記エンジンの出力トルクを制御することが好ましい。
（４）また、前記第一演算手段が、吸排気弁のバルブリフト量又はバルブタイミングに応じて前記最大トルク相当値を算出することが好ましい。
すなわち、演算時点での吸排気弁の制御状態で発生可能な最大のエンジントルクを前記最大トルク相当値として算出することが好ましい。

（５）また、前記第一演算手段が、前記エンジンに導入される空気量にて前記エンジンで発生するトルクを前記最大トルク相当値として演算するとともに、前記エンジンへの出力要求に基づいて設定される目標トルクを前記目標トルク相当値として演算することが好ましい。
なお、ここでいう前記エンジンに導入される空気量とは、エンジン回転速度に応じて前記エンジンに導入される最大空気量であることが好ましい。すなわち、その時のエンジンの実回転速度でスロットル開度が全開であると仮定したときに前記エンジンに導入される空気量であることが好ましい。換言すれば、前記最大トルク相当値は、その時の実回転速度でスロットル開度が全開であると仮定したときに前記エンジンで発生するトルクであることが好ましい。

（６）また、前記第一演算手段が、点火時期を最適点火時期（すなわちMBT）としたときに前記エンジンで発生するトルクを前記最大トルク相当値として演算することが好ましい。なお、ノッキング防止の観点から前記点火時期を前記最適点火時期に設定できないような場合には、前記最適点火時期よりもやや遅角側の所定点火時期に点火した場合に発生するトルクを前記最大トルク相当値として演算してもよい。

（７）また、前記第一演算手段が、予め設定された所定空燃比での燃焼時に前記エンジンで発生する最大のトルクを前記最大トルク相当値として演算することが好ましい。前記所定空燃比の具体例としては、ストイキ空燃比（例えば、空燃比14.7前後）や出力空燃比（例えば、12.0〜13.0の空燃比）とすることが考えられる。
（８）また、前記第一演算手段が、前記最大トルク相当値として前記エンジンの最大充填効率を用いるとともに、前記目標トルク相当値として前記空気量に基づいて演算される目標充填効率を用いて、前記圧力比相当値を演算することが好ましい。

開示のエンジンの制御装置では、体積効率を吸気系圧力で標準化した値が用いられるため、吸気系の圧力変化によらない吸気の入りやすさが把握される。このような『標準化した値』を圧力比相当値に基づいて演算することで、吸気系圧力を実測することなく『吸気系の圧力変化によらない吸気の入りやすさ』を把握することができ、エンジンの体積効率が変動したときの出力トルクを正確に演算することができる。
したがって、エンジントルクの制御性を向上させることができる。また、エンジンの運転条件に応じた多種多様なマップ，テーブルが不要であり、演算に係るデータを記憶するROM容量を削減することができる。

一実施形態に係るエンジンの制御装置のブロック構成及びこの制御装置が適用されたエンジンの構成を例示する図である。 本制御装置に係る実回転速度Ne及び圧力比C（又は圧力比相当値A）と実体積効率係数K_mapr（又は体積効率係数K_map）との関係を例示するグラフである。 本制御装置で演算される吸気性能の指標値を例示するグラフであり、（ａ）はインマニ圧P_IMと体積効率Evとの関係を示すグラフ、（ｂ）はインマニ圧P_IMと実体積効率係数K_maprとの関係を示すグラフである。 本制御装置に係る実充填効率Ec，点火時期及びトルクの関係を例示するグラフである。 本制御装置に係る最大トルクPi_MAX（又は最大充填効率Ec_MAX）と実実回転速度Neとの関係を例示するグラフである。 本制御装置に係る圧力比相当値と実際の圧力比Cとの相関を説明するためのグラフであり、（ａ）は図示平均有効圧に基づいて演算された圧力比相当値Aを用いたもの、（ｂ）は充填効率に基づいて演算された圧力比相当値Bを用いたものである。

図面を参照してエンジンの制御装置について説明する。なお、以下に示す実施形態はあくまでも例示に過ぎず、以下の実施形態で明示しない種々の変形や技術の適用を排除する意図はない。本実施形態の各構成は、それら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とともに、必要に応じて取捨選択することができ、あるいは適宜組み合わせることが可能である。

［１．装置構成］
［１−１．エンジン］
本実施形態のエンジンの制御装置は、図１に示す車載のガソリンエンジン１０に適用される。ここでは、多気筒のエンジン１０に設けられた複数のシリンダーのうちの一つを示す。ピストン１６は、中空円筒状に形成されたシリンダー１９の内周面に沿って往復摺動自在に内装される。ピストン１６の上面とシリンダー１９の内周面及び頂面に囲まれた空間は、エンジンの燃焼室２６として機能する。
ピストン１６の下部は、コネクティングロッドを介して、クランクシャフト１７の軸心から偏心した中心軸を持つクランクアームに連結される。これにより、ピストン１６の往復動作がクランクアームに伝達され、クランクシャフト１７の回転運動に変換される。

シリンダー１９の頂面には、吸入空気を燃焼室２６内に供給するための吸気ポート１１と、燃焼室２６内で燃焼した後の排気を排出するための排気ポート１２とが穿孔形成される。また、吸気ポート１１，排気ポート１２の燃焼室２６側の端部には、吸気弁１４及び排気弁１５が設けられる。これらの吸気弁１４，排気弁１５は、エンジン１０の上部に設けられる可変動弁機構２７によって各々の動作を個別に制御される。また、シリンダー１９の頂部には、点火プラグ１３がその先端を燃焼室２６側に突出させた状態で設けられる。点火プラグ１３による点火時期は、後述するエンジン制御装置１で制御される。

可変動弁機構２７は、吸気弁１４及び排気弁１５のそれぞれについて、バルブリフト量及びバルブタイミングを個別に、又は、連動させつつ変更するものである。可変動弁機構２７は、ロッカアームの揺動量と揺動のタイミングとを変更するための機構として、ＶＶＬ装置２７ａ及びＶＶＴ装置２７ｂを備える。

ＶＶＬ装置２７ａは、吸気弁１４や排気弁１５のバルブリフト量を連続的に変更する機構である。このＶＶＬ装置２７ａは、カムシャフトに固定されたカムからロッカアームに伝達される揺動の大きさを変更する機能を有する。ロッカアームの揺動の大きさを変更するための具体的な構造は任意である。
ＶＶＴ装置２７ｂは、吸気弁１４や排気弁１５の開閉のタイミング（バルブタイミング）を変更する機構である。このＶＶＴ装置２７ｂは、ロッカアームに揺動を生じさせるカム又はカムシャフトの回転位相を変更する機能を有する。カム又はカムシャフトの回転位相を変更することで、クランクシャフト１７の回転位相に対するロッカアームの揺動のタイミングを連続的に変化させる（ずらす）ことが可能となる。

［１−２．吸排気系］
吸気ポート１１内には、燃料を噴射するインジェクター１８が設けられる。インジェクター１８から噴射される燃料量は、後述するエンジン制御装置１によって制御される。また、インジェクター１８よりも吸気流の上流側には、インテークマニホールド２０（以下、インマニと呼ぶ）が設けられる。このインマニ２０には、吸気ポート１１側へと流れる空気を一時的に溜めるためのサージタンク２１が設けられる。サージタンク２１よりも下流側のインマニ２０は、各シリンダー１９の吸気ポート１１に向かって分岐するように形成され、サージタンク２１はその分岐点に位置する。サージタンク２１は、各々のシリンダーで発生しうる吸気脈動や吸気干渉を緩和するように機能する。

インマニ２０の上流側には、スロットルボディ２２が接続される。スロットルボディ２２の内部には電子制御式のスロットルバルブ２３が内蔵され、インマニ２０側へと流れる空気量がスロットルバルブ２３の開度（スロットル開度）に応じて調節される。このスロットル開度は、エンジン制御装置１によって制御される。
スロットルボディ２２のさらに上流側には吸気通路２４が接続され、吸気通路２４のさらに上流側にはエアフィルター２５が介装される。これにより、エアフィルター２５で濾過された新気が吸気通路２４及びインマニ２０を介してエンジン１０の各シリンダー１９に供給される。

［１−３．検出系］
エンジン１０のクランクシャフト１７には、その回転角を検出するエンジン回転速度センサー３１が設けられる。回転角の単位時間あたりの変化量（角速度）はエンジン１０の実回転速度Ne（単位時間あたりの実回転数）に比例する。したがって、エンジン回転速度センサー３１は、エンジン１０の実回転速度Neを取得する機能を持つ。なお、エンジン回転速度センサー３１で検出された回転角に基づいてエンジン制御装置１の内部で実回転速度Neを演算する構成としてもよい。

エンジン制御装置１の内部又は車両の任意の位置には、大気圧センサー３２が設けられる。大気圧センサー３２は大気の圧力（大気圧）B_Pを検出するものである。大気圧B_Pは、吸気通路２４の入口での圧力（エアフィルター２５よりも上流側の圧力）に相当する。
また、車両の任意の位置（例えばアクセルペダルの近傍）には、アクセルペダルの踏み込み操作量（アクセル開度A_PS）を検出するアクセル開度センサー３３（検出手段）が設けられる。アクセル開度A_PSは、運転者の加速要求に対応するパラメーターであり、すなわちエンジン１０への出力要求に対応する。

スロットルバルブ２３の下流側には、インマニ圧P_IM（サージタンク２１内の圧力に対応するインテークマニホールド圧力）を検出するインマニ圧センサー３４が設けられる。一方、スロットルバルブ２３の上流側の吸気通路２４内には、吸気流量Qを検出するエアフローセンサー３５が設けられる。上記の各種センサー３１〜３５で取得された実回転速度Ne，大気圧B_P，アクセル開度A_PS，インマニ圧P_IM，吸気流量Qの各情報は、エンジン制御装置１に伝達される。

なお、大気圧センサー３２で検出された大気圧B_P及びインマニ圧センサー３４で検出されたインマニ圧P_IMは、エンジン制御装置１において、エンジンの吸気性能の評価指標値の演算に用いられる。一方、エンジン制御装置１では、大気圧センサー３２やインマニ圧センサー３４のフェール時（機能低下時や故障時を含む）であってもエンジン１０の吸気性能を評価できるように、大気圧B_P，インマニ圧P_IMに依存しない評価指標であって、体積効率に準ずる吸気性能の評価指標である体積効率係数の演算が実施される。本実施形態では、この体積効率係数の演算手法に着目してその機能を説明する。

［２．制御装置構成］
上記のエンジン１０を搭載する車両には、エンジン制御装置１（Engine Electronic Control Unit，制御装置）が設けられる。このエンジン制御装置１は、例えばマイクロプロセッサやROM，RAM等を集積したLSIデバイスや組み込み電子デバイスとして構成され、車両に設けられた車載ネットワーク網の通信ラインに接続される。なお、車載ネットワーク上には、例えばブレーキ制御装置，変速機制御装置，車両安定制御装置，空調制御装置，電装品制御装置といったさまざまな公知の電子制御装置が、互いに通信可能に接続される。エンジン制御装置１以外の電子制御装置のことを外部制御システムと呼び、外部制御システムによって制御される装置のことを外部負荷装置と呼ぶ。

エンジン制御装置１は、エンジン１０に関する点火系，燃料系，吸排気系及び動弁系といった広汎なシステムを総合的に制御する電子制御装置であり、エンジン１０の各シリンダー１９に供給される空気量や燃料噴射量、各シリンダー１９の点火時期等を制御するものである。ここでは、エンジン１０に要求されるトルクの大きさを基準としたトルクベース制御が実施される。エンジン制御装置１の具体的な制御対象としては、インジェクター１８から噴射される燃料量や噴射時期，点火プラグ１３での点火時期，スロットルバルブ２３のスロットル開度等が挙げられる。

エンジン制御装置１の入力側には、図１に示すように、エンジン回転速度センサー３１，大気圧センサー３２，アクセル開度センサー３３，インマニ圧センサー３４及びエアフローセンサー３５が接続される。また、エンジン制御装置１の出力側には、トルクベース制御の制御対象である点火プラグ１３，インジェクター１８，スロットルバルブ２３，可変動弁機構２７等が接続される。

エンジン制御装置１は、エンジン１０の吸気性能を評価するための指標値として体積効率係数K_map及び実体積効率係数K_maprを演算し、これらに基づいてシリンダー１９に導入された（または導入される）実空気量を推定して出力トルクを制御する。体積効率係数K_map及び実体積効率係数K_maprに基づいて演算される実空気量（例えば、実吸入空気量，実充填効率等）は、インジェクター１８から噴射される燃料量や点火プラグ１３での点火時期の制御に用いられる。

このエンジン制御装置１には、第一演算部２，第二演算部３及びトルク制御部４が設けられる。これらの各要素は電子回路（ハードウェア）によって実現してもよく、ソフトウェアとしてプログラミングされたものとしてもよいし、あるいはこれらの機能のうちの一部をハードウェアとして設け、他部をソフトウェアとしたものであってもよい。

［２−１．第一演算部］
第一演算部２は、エンジン１０の吸気性能を評価するための指標値の一つである実体積効率係数K_maprを演算するものである。この実体積効率係数K_maprとは、体積効率Evを吸気系圧力について標準化したものである。本実施形態では、以下の式１に示すように、測定時の大気圧が標準大気圧（一気圧；101.3[kPa]）であるときの値に体積効率Evを換算したもののことを、実体積効率係数K_maprと定義する。

この第一演算部２は、インマニ圧センサー３４で検出されたインマニ圧P_IMに基づいて実体積効率係数K_maprを演算する。なお、式１の定義に基づき、インマニ圧P_IM及び実体積効率係数K_maprから体積効率Evを求めることができる。

図１に示すように、第一演算部２には、圧力比演算部２Ａ及び実体積効率係数演算部２Ｂが設けられる。圧力比演算部２Ａ（圧力比演算手段）は、吸気系圧力に関するセンサー検出値に基づいて、スロットルバルブ２３部の上流圧に対する下流圧の比を圧力比Cとして演算するものである。本実施形態の圧力比Cは、インマニ圧センサー３４で検出されたインマニ圧P_IMと大気圧センサー３２で検出された大気圧B_Pとを用いて以下の式２で与えられる。
ここで演算された圧力比Cの値は、実体積効率係数演算部２Ｂに伝達される。なお、大気圧B_Pから吸気通路２４内の圧力損失量を減じたものをスロットルバルブ２３の上流圧として求め、これを式２の分母としてもよい。

実体積効率係数演算部２Ｂ（実体積効率係数演算手段）は、エンジン１０の実回転速度Neと圧力比Cとに基づき、実体積効率係数K_maprを演算するものである。ここには、実回転速度Ne及び圧力比Cと実体積効率係数K_maprとの対応マップや数式，関係式が予め設定されており、実体積効率係数演算部２Ｂはこのような関係に基づいて実体積効率係数K_maprを演算する。ここで演算された実体積効率係数K_maprの値は、トルク制御部４に伝達される。
実体積効率係数K_maprを求めるためのマップとしては、例えば図２に示すようなマップが用いられる。このマップは、上記の式１の右辺（体積効率Ev及びインマニ圧P_IM）を、実回転速度Ne及び圧力比Cの関数で表現したものに相当する。

ここで、一般的な体積効率Evと実体積効率係数K_maprとの関係について補足的に説明する。エンジン１０の体積効率Evは、図３（ａ）に示すように、インマニ圧P_IMが低下するほど小さい値となる。一方、これらの値の関係は必ずしも線形ではなく、インマニ圧P_IMを変化させたときの体積効率Evの変化量（変化勾配）はインマニ圧P_IMが低下するほど大きくなる。

これは、体積効率Evの値がインマニ圧P_IMで決まる吸入空気のシリンダー１９への押し込みやすさだけでなく、可変動弁機構２７の作動状態等に応じて決まる吸入空気のシリンダー１９への入り込みやすさの影響を受けて変化するためである。したがって、インマニ圧P_IMが低い運転状態でのエンジン１０の吸気性能を評価するうえでは、これらの二種類の影響を分離して評価することが望ましい。

一方、実体積効率係数K_maprはその定義から、体積効率Evをインマニ圧P_IMで除算した値の実数倍の大きさを持つパラメーターである。すなわち、図３（ｂ）のグラフに示すように、実体積効率係数K_maprの値はインマニ圧P_IMが上昇するにつれて所定値Dに収束するように変化する。また、所定値Dと実体積効率係数K_maprとの差の大きさは、可変動弁機構２７の作動状態等に応じて決まる吸入空気の入り込みやすさの影響のみが反映された値となる。このように、体積効率Evの代わりに実体積効率係数K_maprを用いることで、エンジン１０の吸気性能に対する評価からインマニ圧P_IMの影響を取り除くことが可能となる。

ただし、実体積効率係数演算部２Ｂで演算される実体積効率係数K_maprは、吸気系圧力に関するセンサー検出値から演算されるものであるため、その演算精度はセンサーの検出精度に依存する。例えば、大気圧センサー３２やインマニ圧センサー３４が故障した場合には、実体積効率係数K_maprを正しく演算できなくなるおそれがある。そこで本実施形態では、吸気系圧力に関するセンサーを用いることなく実体積効率係数K_maprに相当するパラメーターを演算するための第二演算部３を設けている。

［２−２．第二演算部］
第二演算部３は、圧力比演算部２Ａで演算される圧力比Cに相関する圧力比相当値Aを演算するものである。第二演算部３には、図１に示すように、最大トルク演算部３Ａ，目標トルク演算部３Ｂ，圧力比相当値演算部３Ｃ，第一補正部３Ｄ，第二補正部３Ｅ及び体積効率係数演算部３Ｆが設けられる。

最大トルク演算部３Ａは、エンジン１０の実回転速度Neに基づいて、エンジン１０で発生しうる最大トルクPi_MAXを演算するものである。一般に、エンジン１０で発生するトルクの大きさは、エンジン回転速度やシリンダーに導入された空気量や燃料量，点火時期等に応じて変化する。エンジン回転速度が所定値（一定）であるときに所定の空燃比で発生するトルクの大きさは、図４に示すようなグラフで表現される。空気量がQ₁であるとき、点火時期がT₁の場合にはエンジン１０が最大のトルクPi₁を出力する。点火時期に対するトルクの変動を曲線で示すと、上に凸の曲線となる。また、空気量がQ₂であるときの最大トルクはPi₂であり、そのトルクを出力するための点火時期はT₂である。

これらのような関係を踏まえて、最大トルク演算部３Ａは、その時点でのエンジン１０の運転状態で吸入空気量が最大であるときに発生するトルクの最大値（スロットル全開時におけるトルク）を最大トルクPi_MAXとして演算する。例えば、図５中に実線で示すように、スロットル全開時における最大トルクPi_MAXと実回転速度Neとの対応関係を定めたグラフや対応マップ，数式等を用いて、最大トルクPi_MAXを演算してもよい。ここで演算された最大トルクPi_MAXの値は、圧力比相当値演算部３Ｃ及び第二補正部３Ｅに伝達される。

図４中に示す点火時期T₁，T₂のように、エンジン１０で最大のトルクを発生させる点火時期のことを最適点火時期（MBT：Minimum spark advance for Best Torque）と呼ぶ。最適点火時期は、シリンダー１９に導入される空気量が多いほど遅角側（リタード側）に移動し、空気量が少ないほど進角側（アドバンス側）に移動する。また、最適点火時期は実回転速度Neが低いほど遅角側に移動し、実回転速度Neが高いほど進角側に移動する。

最大トルク演算部３Ａでの最大トルクPi_MAXの演算では、基本的には最適点火時期に点火した場合に発生するトルクが最大トルクPi_MAXとして演算される。ただし、エンジン１０のノッキング防止の観点から点火時期を最適点火時期に設定できないような場合には、最適点火時期よりもやや遅角側の所定点火時期に点火した場合に発生するトルクを最大トルクPi_MAXとして演算する。ノッキングは点火時期を遅らせるほど発生しにくくなるが、点火時期を遅らせるとエンジントルクが小さくなる。したがって、ほとんどノックが発生しない点火時期範囲のうち、最適点火時期に近い進角寄りに所定点火時期を設定することが好ましい。

なお、点火時期を変化させると、スロットル全開時における最大トルクPi_MAXと実回転速度Neとの対応関係も変化し、図５中における実線グラフの位置及び形状が変化する。一方、図５中に破線で示すように、複数の点火時期に対応するグラフを予め設定しておくことで、点火時期に応じた最大トルクPi_MAXの演算が可能である。したがって、最大トルク演算部３Ａが、実回転速度Ne及び点火時期に応じて最大トルクPi_MAXを演算する構成としてもよい。

また、空燃比に関しては、その時点での実際の空燃比ではなく予め設定された所定空燃比である場合を想定して最大トルクPi_MAXを演算することが好ましい。例えば、実際の空燃比がリーン空燃比であったとしても、ストイキ空燃比（14.7前後の空燃比）や出力空燃比（高出力が得られる12.0〜13.0の空燃比）でのエンジン出力の推定値を最大トルクPi_MAXとして演算することが考えられる。

なお、点火時期と同様に、最大トルクPi_MAXの演算時の前提となる空燃比が異なれば、演算される最大トルクPi_MAXの値も異なるものとなる。一方、図５中に破線で示すように、複数の空燃比に対応するグラフを予め設定しておくことで、空燃比に応じた最大トルクPi_MAXの演算が可能である。したがって、最大トルク演算部３Ａが、実回転速度Ne及び空燃比に応じて最大トルクPi_MAXを演算する構成としてもよい。

さらに、吸気弁１４や排気弁１５のバルブリフト量やバルブタイミングに関しても同様であり、最適なバルブタイミングや最適なバルブリフト量（すなわち、最も大きいトルクをエンジンに発生させるバルブリフト量やバルブタイミング）であるときの最大トルクPi_MAXを演算してもよいし、あるいはその時点でのバルブリフト量，バルブタイミングにおいてエンジン１０で発生する最大トルクPi_MAXを演算してもよい。

この場合も、図５中に破線で示すように、複数のバルブリフト量，バルブタイミングに対応するグラフを予め設定しておくことで、バルブリフト量やバルブタイミングに応じた最大トルクPi_MAXの演算が可能である。したがって、最大トルク演算部３Ａが、実回転速度Neとバルブリフト量，バルブタイミングとに応じて最大トルクPi_MAXを演算する構成としてもよい。

目標トルク演算部３Ｂは、実回転速度Neとアクセル開度A_PSとに基づいて、目標トルクPi_TGTを演算するものである。この目標トルクPi_TGTは、エンジン１０に要求されているトルクであって、トルクベース制御におけるエンジン１０の出力トルクの目標値を図示平均有効圧に換算した値である。ここには、実回転速度Ne及びアクセル開度A_PSと目標トルクPi_TGTとの対応マップや数式，関係式が予め設定されており、目標トルク演算部３Ｂはこのような関係に基づいて目標トルクPi_TGTを演算する。ここで演算された目標トルクPi_TGTの値は、圧力比相当値演算部３Ｃに伝達される。

圧力比相当値演算部３Ｃ（圧力比相当値演算手段）は、最大トルク演算部３Ａで演算された最大トルクPi_MAXと目標トルク演算部３Ｂで演算された目標トルクPi_TGTとに基づき、圧力比相当値Aを演算するものである。圧力比相当値Aは、以下の式３に示すように、最大トルクPi_MAXに対する目標トルクPi_TGTの比として与えられる。ここで演算された圧力比相当値Aは、体積効率係数演算部３Ｆに伝達される。

圧力比相当値Aと実際のスロットルバルブ２３部の圧力比Cとの関係をグラフ化して図６（ａ）に示す。このグラフは、実回転速度Ne及び空燃比を一定とし、吸気弁１４のバルブリフト量を変化させた場合のそれぞれの圧力比相当値Aと圧力比Cとの関係をプロットしたものである。グラフの横軸，縦軸はそれぞれ圧力比相当値A，圧力比Cであり、点線状に配置された白丸は圧力比相当値Aと圧力比Cとが同一値となる点（C=Aの直線グラフ上の点）を示す。

このグラフでは、吸気弁１４のバルブリフト量をL₁，L₂，L₃，L₄の四段階で順に増大させたときの結果が細破線，細実線，太破線，太実線で表現されている。四つのグラフはそれぞれ、点線状の白丸にほぼ沿った形状をなしている。つまり、圧力比相当値Aと圧力比Cとの間には、バルブリフト量に依存しない相関が認められ、圧力比相当値Aを圧力比Cの代替パラメーターとして用いることが可能である。

なお、圧力比Cの代用値として圧力比相当値Aを使用するということは、圧力比Cと圧力比相当値Aとが常に等しいものとみなすことと同義である。一方、図６（ａ）中のグラフは、厳密にはC=Aの直線グラフに一致していない。そこで、圧力比相当値Aと圧力比Cとの相関がさらに強まるように圧力比相当値Aの演算に用いる値を補正してもよい。あるいは、圧力比Cとのずれを補正した圧力比相当値A′を演算し、圧力比Cの代用値としての信頼性を向上させてもよい。

第一補正部３Ｄは、前者の補正演算を行うものである。例えば、第一補正部３Ｄは空燃比，バルブタイミング，バルブリフト量等が最大トルクPi_MAXに与える影響を記憶し、その時点でのエンジン１０の運転状態や吸気弁１４，排気弁１５の制御状態に応じて補正最大トルクPi_MAX′を演算して、これを最大トルク演算部３Ａに伝達する。この場合、最大トルク演算部３Ａは、第一補正部６Ｄから伝達された補正最大トルクPi_MAX′を最大トルクPi_MAXとして圧力比相当値演算部３Ｃに伝達する構成とする。

第二補正部３Ｅは、後者の補正演算を行うものである。例えば、第二補正部３Ｅは図６（ａ）に示すような圧力比Cと圧力比相当値Aとの対応関係を実回転速度Ne毎，バルブタイミング毎，バルブリフト量毎に記憶し、圧力比相当値演算部３Ｃで演算された圧力比相当値Aに対応する圧力比A′を演算して、これを再び圧力比相当値演算部３Ｃに伝達する。この場合、圧力比相当値演算部３Ｃは、圧力比相当値演算部３Ｃで演算された圧力比相当値Aを第二補正部３Ｅから伝達された圧力比A′で上書き更新して新たな圧力比相当値Aとし、第二演算部７に伝達する構成とする。

体積効率係数演算部３Ｆ（体積効率係数演算手段）は、エンジン１０の実回転速度Neと圧力比相当値Aとに基づき、体積効率係数K_mapを演算するものである。ここでは、前述の実体積効率係数演算部２Ｂでの演算のうち、圧力比Cの代わりに圧力比相当値Aを用いた演算が実施される。例えば、図２に示すような対応マップを用いて体積効率係数K_mapを演算する。ここで演算された体積効率係数K_mapはトルク制御部４に伝達される。

［２−３．トルク制御部］
トルク制御部４（トルク制御手段）は、第一演算部２で演算された実体積効率係数K_maprと第二演算部３で演算された体積効率係数K_mapとに基づき、エンジン１０の出力トルクを制御するものである。ここでは、大気圧センサー３２及びインマニ圧センサー３４の少なくとも何れか一方がフェールした時には体積効率係数K_mapが用いられ、何れのセンサー３２，３４もフェールしていない時には実体積効率係数K_maprが用いられる。

本実施形態のトルク制御部４は、実体積効率係数K_mapr，体積効率係数K_mapを所定周期で繰り返し演算し、シリンダー１９に実際に吸入された空気量に相当する実充填効率Ecの演算時にこれらを用いる。以下、今回の演算周期で得られた実体積効率係数K_mapr，体積効率係数K_mapのことをともに体積効率係数K_map(n)と表記し、前回の演算周期での値をK_map(n-1)と表記する。ここでは、吸気流量Qと体積効率係数K_map(n)，K_map(n-1)に基づいて実充填効率Ecの値が演算される。

トルク制御部４はまず、吸気流量Qに基づいて、エアフローセンサー３５が設けられた位置での実充填効率Ecに相当する検出充填効率Ec_(r)を演算する。検出充填効率Ec_(r)は、一回の吸気行程でシリンダー１９内に新たに導入される空気量に対応するパラメーターである。なお、実充填効率Ecの値は、ここで得られる検出充填効率Ec_(r)よりもやや遅れて変動する。つまり、実充填効率Ecは実際にシリンダー１９内に導入された空気量であって吸気応答遅れ後の空気量に対応するものであるのに対して、検出充填効率Ec(r)は吸気応答遅れ前の空気量に対応する。

また、トルク制御部４は、以下の式４，式５に基づいて実充填効率Ecを演算する。式４中のEc_(n)は今回の演算周期での値であり、Ec_(n-1)は前回の演算周期での値である。また、Xは吸気応答遅れに相当する変化を実充填効率Ecの値に与えるための時定数であり、Vsはサージタンク２１の容積、Vcはシリンダー１９の容積である。

上記の演算では、前回の演算周期で得られた実充填効率Ec_(n-1)に乗じられる係数の一つとして、前回の演算周期での体積効率係数K_map(n-1)に対する今回値K_map(n)の比が用いられる。この比（K_map(n)/K_map(n-1)）の値は、エンジン１０の体積効率が変化しない場合には常に1となり、今回の実充填効率Ec_(n)の演算に影響を与えない。一方、吸気弁１４，排気弁１５のバルブリフト量，バルブタイミングの変化によって検出充填効率Ec_(r)が変動した場合には、体積効率が増加するほどこの比の値が増大し、反対に体積効率が減少するほどこの比の値が減少する。これにより、検出充填効率Ec_(r)の変動に対する実充填効率Ec_(n)の追従性が改善され、収束時間が短縮する。

［３．作用，効果］
エンジン１０の体積効率Evは、吸気系の圧力の影響を受けるだけでなく、吸排気弁１４，１５のバルブリフト量やバルブタイミング等に応じて決まる吸気抵抗の影響を受け、さらに既燃ガスの残留量の影響をも受けて変動する。したがって、体積効率Evの演算値が変化したとき、その変化が吸気系の圧力変化によるものなのか、それとも他の要因によるものなのかを識別することが容易ではない。

（１）一方、上記のエンジンの制御装置１では、体積効率Evを吸気系圧力で標準化した値が用いられるため、吸気系の圧力変化によらない吸気の入りやすさが把握される。
すなわち、エンジン制御装置１では、第二演算部３の圧力比相当値演算部３Ｃにおいて、実際のスロットルバルブ２３部の圧力比Cの代わりに圧力比相当値Aが演算される。また、体積効率係数演算部３Ｆでは、実回転速度Neと圧力比相当値Aとに基づいて体積効率係数K_mapが演算される。さらに、トルク制御部４では、大気圧センサー３２，インマニ圧センサー３４のフェール時に、この体積効率係数K_mapに基づいて実充填効率Ecが演算される。

このように、体積効率Evを吸気系圧力で『標準化した値』を用いて実充填効率Ecを演算することで、インマニ圧P_IMの変化によらない吸入空気の入り込みやすさを把握することができ、実充填効率Ecの演算精度を高めることができる。つまり、吸気系の圧力変化に左右されないエンジン１０の吸気性能を評価することができる。
また、図６（ａ）に示すように、圧力比相当値Aにはスロットルバルブ２３部の圧力比Cとの相関が認められるため、実充填効率Ecを精度よく演算することができ、適切な燃料噴射量や点火時期を設定することができる。さらに、圧力比相当値Aと圧力比Cとの相関を利用することで、エンジン１０のさまざまな運転状態に対応した複雑なマップやテーブルが不要となり、トルクベース制御に係るデータを記憶するROM容量を削減することができる。

（２）また、上記のような『標準化した値』を圧力比相当値Aに基づいて演算することで、吸気系圧力を実測することなく『吸気系の圧力変化によらない吸気の入りやすさ』を把握することができ、エンジン１０の体積効率が変動したときの出力トルクを正確に演算することができる。例えば、大気圧センサー３２，インマニ圧センサー３４の検出精度が低下した場合や故障した場合であっても、正確な実充填効率Ecの値を演算することができる。したがって、トルクベース制御での燃料噴射量の演算や点火時期の設定精度を向上させることができ、ひいてはエンジントルクの制御性を向上させることができる。

なお、大気圧センサー３２，インマニ圧センサー３４のフェール状態に応じて、実充填効率Ecの演算に用いられるパラメーターが体積効率係数K_map及び実体積効率係数K_maprの何れか一方に切り換えられるため、フェールが発生した前後でエンジン１０の出力トルクが大幅に変化するようなことがない。つまり、フェール時であっても非フェール時と変わらないトルク制御を継続することができる。これにより、例えば故障したセンサーを交換するまでの走行時におけるトルクの演算精度を確保することができる。

（３）さらに、上記のエンジン制御装置１では、第一演算部２において、実測したスロットルバルブ２３部の圧力比Cが演算され、この圧力比Cと実回転速度Neとに基づいて実体積効率係数K_maprが演算される。また、トルク制御部４では、大気圧センサー３２及びインマニ圧センサー３４の非フェール時に、実体積効率係数K_maprに基づいて実充填効率Ecが演算される。
これにより、各センサー３２，３４の検出精度が確保されている場合には、実測値に基づく適切な実充填効率Ecの値を演算することができる。したがって、トルクベース制御での燃料噴射量の演算や点火時期の設定精度を向上させることができ、ひいてはエンジントルクの制御性を向上させることができる。

（４）また、上記のエンジン制御装置１には第二演算部３に第二補正部３Ｅが設けられており、空燃比やバルブリフト量，バルブタイミングに応じて最大トルクPi_MAXの演算値が補正される。これにより、リーン運転やストイキ運転といった燃焼形態や吸気弁１４，排気弁１５の制御状態に関わらず、エンジン１０の吸気性能を評価することができる。

（５）また、圧力比相当値Aの演算手法に関して、上記のエンジン制御装置１ではその時点での最大トルクPi_MAXと目標トルクPi_TGTとを用いて圧力比相当値Aを演算している。これらの最大トルクPi_MAX，目標トルクPi_TGTは、例えばＥＧＲ制御や吸入空気量制御といった、燃料噴射量制御，点火時期制御以外のトルクベース制御でも使用されうるパラメーターであるため、演算値の転用や他の制御への再利用が容易であり、制御プログラムやアルゴリズムの簡素化が容易であるという利点がある。

（６）また、最大トルクPi_MAXの演算に関して、最大トルク演算部６ａでは、点火時期を最適点火時期としたときにエンジン１０で発生するトルクが最大トルクPi_MAXとして演算されている。つまり、たとえ実際の点火時期が最適点火時期でない場合であっても、その時点のエンジン１０が発生させうる最大のトルクが最大トルクPi_MAXとして演算される。これにより、圧力比相当値Aと実際の圧力比Cとの相関を高めることができる。

（７）さらに、例えばストイキ空燃比や出力空燃比といった一定の所定空燃比という条件下で最大トルクPi_MAXを演算した場合には、空燃比に由来するトルクの相違の影響を取り除くことができ、圧力比相当値Aと実際の圧力比Aとの相関をさらに高めることができる。

［４．変形例］
［４−１．充填効率を用いた圧力比相当値の演算］
上述した実施形態に関わらず、それら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。本実施形態の各構成は、必要に応じて取捨選択することができ、あるいは適宜組み合わせてもよい。また、上述のエンジン制御装置１では、エンジン１０の最大トルクPi_MAX及び目標トルクPi_TGTを用いて圧力比相当値Aを演算しているが、トルクの代わりにシリンダー１９内に導入される空気量を用いることで同様の演算を行うことも可能である。

例えば、上述の実施形態の最大トルクPi_MAX及び目標トルクPi_TGTの代わりに、最大充填効率Ec_MAX及び目標充填効率Ec_TGTを用いて第二圧力比相当値Bを演算し、この第二圧力比相当値Bに基づいて体積効率係数K_mapを演算する構成とすることが考えられる。最大充填効率Ec_MAXとは、上述の実施形態における最大トルクPi_MAXに対応する充填効率Ecであり、エンジン１０で最大トルクPi_MAXを発生させるのに要求される空気量に基づいて算出される充填効率Ec（スロットル開度を全開にした時の充填効率Ec）である。また、目標充填効率Ec_TGTは目標トルクPi_TGTに対応する充填効率Ecであり、エンジン１０で目標トルクPi_TGTを発生させるのに要求される空気量に基づいて算出される充填効率Ecである。これらのパラメーターを用いて、以下の式６に示すように、最大充填効率Ec_MAXに対する目標充填効率Ec_TGTの比を第二圧力比相当値B（B=Ec_TGT/Ec_MAX）とすることができる。

ここで、本発明者らによる試験を通して確認された第二圧力比相当値Bと実際のスロットルバルブ２３部の圧力比Cとの関係を、図６（ｂ）に例示する。このグラフは、図６（ａ）と同様に、エンジン１０の実回転速度Ne及び空燃比を一定とし、吸気弁１４のバルブリフト量を変化させた場合のそれぞれの第二圧力比相当値Bと圧力比Cとの関係をプロットしたものである。

バルブリフトが異なる四つのグラフは、何れも点線状の白丸に沿った形状をなしており、第二圧力比相当値Bと圧力比Cとの間にはバルブリフト量に依存しない相関が認められる。したがって、圧力比Cの代わりに第二圧力比相当値Bを用いてスロットル開度θ_THを算出することが可能である。

［４−２．その他］
上記の実施形態では、体積効率係数K_mapに基づいて実充填効率Ecを求める手法を例示したが、体積効率係数をどのような演算に用いるかはこれに限定されない。例えば、体積効率係数K_mapと吸入空気の温度や密度に関する情報とを用いて、吸気流量Qの値を用いることなく実充填効率Ecを演算することも考えられる。この場合、エアフローセンサー３５を省略することができ、装置構成を簡素化することができる。したがって、燃料噴射量制御におけるマスフロー方式，スピード・デンシティ方式の双方に適用することが可能である。

また、上述の実施形態では、図示平均有効圧Piで表現された最大トルクPi_MAX及び目標トルクPi_TGTを用いて圧力比相当値Aを演算するものを例示したが、具体的な圧力比相当値Aの演算手法はこれに限定されない。例えば、図示平均有効圧Piの代わりに正味平均有効圧Peやクランクシャフト１７に生じるトルク値を用いて圧力比相当値Aを演算してもよい。また、上述の変形例における充填効率Ecの代わりに空気量（空気の体積や質量）を用いて第二圧力比相当値Bを演算してもよい。

また、上述の実施形態では、エンジン１０に要求されるトルクの大きさを基準としたいわゆるトルクベース制御を前提としたものを例示したが、トルクベース制御は必須の要素ではない。少なくとも、エンジン１０の出力トルクを制御するトルク制御手段として機能するエンジン制御装置であれば、上述の実施形態と同様の制御を実施することが可能である。なお、上述の実施形態の制御は、ガソリンエンジンだけでなくディーゼルエンジンにも適用することができる。

１ エンジン制御装置
２ 第一演算部
２Ａ 圧力比演算部（圧力比演算手段）
２Ｂ 実体積効率係数演算部（実体積効率係数演算手段）
３ 第二演算部
３Ａ 最大トルク演算部
３Ｂ 目標トルク演算部
３Ｃ 圧力比相当値演算部（圧力比相当値演算手段）
３Ｆ 体積効率係数演算部（体積効率係数演算手段）
４ トルク制御部（トルク制御手段）

Claims (8)

1. エンジンの最大トルク相当値に対する前記エンジンの目標トルク相当値の比を圧力比相当値として演算する圧力比相当値演算手段と、
   前記圧力比相当値と前記エンジンの回転速度とに基づき、前記エンジンの体積効率を吸気系圧力で標準化した値に相当する体積効率係数を演算する体積効率係数演算手段と、
   前記体積効率係数に基づき前記エンジンの出力トルクを制御するトルク制御手段と
   を備えたことを特徴とする、エンジンの制御装置。
2. 前記エンジンの吸気系に設けられ前記吸気系圧力を検出する吸気圧力センサーと、
   前記吸気圧力センサーで検出された前記吸気系圧力に基づき、前記吸気系のスロットルバルブ部の上流圧に対する下流圧の比を実圧力比として演算する圧力比演算手段と、
   前記実圧力比及び前記エンジンの回転速度に基づき、前記エンジンの体積効率を前記吸気系圧力で標準化した値の実測値である実体積効率係数を演算する実体積効率係数演算手段とを備え、
   前記トルク制御手段が、前記体積効率係数及び前記実体積効率係数に基づき前記エンジンの出力トルクを制御する
   ことを特徴とする、請求項１記載のエンジンの制御装置。
3. 前記トルク制御手段が、
   前記吸気圧力センサーのフェール時に、前記体積効率係数に基づき前記エンジンの出力トルクを制御するとともに、
   前記吸気圧力センサーの非フェール時に、前記実体積効率係数に基づき前記エンジンの出力トルクを制御する
   ことを特徴とする、請求項２記載のエンジンの制御装置。
4. 前記圧力比相当値演算手段が、吸排気弁のバルブリフト量又はバルブタイミングに応じて前記最大トルク相当値を算出する
   ことを特徴とする、請求項１〜３の何れか１項に記載のエンジンの制御装置。
5. 前記圧力比相当値演算手段が、前記エンジンに導入される空気量にて前記エンジンで発生するトルクを前記最大トルク相当値として演算するとともに、前記エンジンへの出力要求に基づいて設定される目標トルクを前記目標トルク相当値として演算する
   ことを特徴とする、請求項１〜４の何れか１項に記載のエンジンの制御装置。
6. 前記圧力比相当値演算手段が、点火時期を最適点火時期としたときに前記エンジンで発生するトルクを前記最大トルク相当値として演算する
   ことを特徴とする、請求項５記載のエンジンの制御装置。
7. 前記圧力比相当値演算手段が、予め設定された所定空燃比での燃焼時に前記エンジンで発生する最大のトルクを前記最大トルク相当値として演算する
   ことを特徴とする、請求項５又は６記載のエンジンの制御装置。
8. 前記圧力比相当値演算手段が、前記最大トルク相当値として前記エンジンの最大充填効率を用いるとともに、前記目標トルク相当値として前記エンジンに導入される空気量に基づいて演算される目標充填効率を用いて、前記圧力比相当値を演算する
   ことを特徴とする、請求項１〜７の何れか１項に記載のエンジンの制御装置。

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