JP3262003B2

JP3262003B2 - 多気筒内燃機関の出力変動検出方法

Info

Publication number: JP3262003B2
Application number: JP33729796A
Authority: JP
Inventors: 信之柴垣
Original assignee: Toyota Motor Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp
Priority date: 1996-12-17
Filing date: 1996-12-17
Publication date: 2002-03-04
Anticipated expiration: 2016-12-17
Also published as: JPH10176590A

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は多気筒内燃機関にお
ける出力変動検出方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】クランクシャフトが圧縮上死点後３０°
から６０°まで回転するのに要する時間からこの間にお
けるクランクシャフトの第１の角速度を求め、クランク
シャフトが圧縮上死点後９０°から１２０°まで回転す
るのに要する時間からこの間におけるクランクシャフト
の第２の角速度を求め、第１の角速度の２乗と第２の角
速度の２乗から気筒が発生するトルクを求め、この発生
トルクの変動量からトルク変動量を算出するようにした
内燃機関が公知である。（特公平７−３３８０９号公報
参照）。

【０００３】即ち、各気筒において燃焼が行われると燃
焼圧によってクランクシャフトの角速度は第１の角速度
ωａから第２の角速度ωｂへ上昇せしめられる。このと
き、機関の回転慣性モーメントをＩとすると燃焼圧によ
って運動エネルギが（１／２）・Ｉωａ²から（１／
２）・Ｉωｂ²へ上昇せしめられる。概略的に云うとこ
の運動エネルギの上昇量（１／２）・Ｉ・（ωｂ²−ω
ａ²）によってトルクが発生するので発生トルクは（ω
ｂ²−ωａ²）に比例することになる。従って発生トル
クは第１の角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗
との差から求まることになり、従って上述の内燃機関で
はこのようにして求めた発生トルクからトルク変動量を
算出するようにしている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】しかしながらこのよう
に角速度ωａ，ωｂに基づいて発生トルクを算出すると
例えば機関駆動系が捩り振動したときに角速度ωａ，ω
ｂに基づき算出された発生トルクが真の発生トルクを表
わさなくなる。即ち、機関駆動系に捩り振動が発生して
いないときには第２の角速度ωｂは第１の角速度ωａに
対して燃焼圧による角速度増大分だけ増大する。これに
対して機関駆動系に捩り振動が発生すると第２の角速度
ωｂは燃焼圧による角速度増大分に加え、第１の角速度
ωａを検出してから第２の角速度ωｂを検出するまでの
間における機関駆動系の捩り振動による角速度の変化分
を含むことになる。例えば第１の角速度ωａを検出して
から第２の角速度ωｂを検出するまでの間に機関駆動系
の捩り振動により角速度が増大したとすると第１の角速
度ωａに対する第２の角速度ωｂの増大分は燃焼圧によ
る角速度増大分に加え、機関駆動系の捩り振動による角
速度増大分を含むことになる。従って機関駆動系に捩り
振動が発生すると燃焼圧による第２の角速度ωｂの増大
分が一定であったとしても、即ち発生トルクが変化して
いない場合であっても角速度ωａ，ωｂに基づいて算出
された発生トルクは変動し、斯くして真のトルク変動を
算出することができないという問題がある。

【０００５】

【課題を解決するための手段】上記問題点を解決するた
めに第１の発明によれば、第１の気筒と第１の気筒の次
に燃焼が行われる第２の気筒とを具備した多気筒内燃機
関の出力変動検出方法において、各気筒に対し圧縮行程
末期から爆発行程初期までのクランク角度領域内に第１
のクランク角度範囲を設定すると共に第１のクランク角
度範囲から一定のクランク角を隔てた爆発行程中期のク
ランク角度領域内に第２のクランク角度範囲を設定して
第１のクランク角度範囲内におけるクランクシャフトの
第１の角速度を検出すると共に第２のクランク角度範囲
内におけるクランクシャフトの第２の角速度を検出し、
第１の気筒および第２の気筒について夫々先の燃焼時に
おける第１の角速度と次の燃焼時における第１の角速度
との変化量を求めると共に、これら変化量と第１の気筒
の先の燃焼時における第２の角速度とに基づいて第１の
気筒の出力が変動しないと仮定したときの第１の気筒の
次の燃焼時における仮想の第２の角速度を求め、第１の
気筒の次の燃焼時における実際の第２の角速度と仮想の
第２の角速度に基づいて第１の気筒の出力変動を検出す
るようにしている。即ち機関駆動系に捩り振動が発生し
ていたとしても第１の気筒の出力が変動していない場合
には実際の第２の角速度と仮想の第２の角速度とは等し
くなり、第１の気筒の出力が変動すると実際の第２の角
速度と仮想の第２の角速度との間で差を生ずる。従って
実際の第２の角速度と仮想の第２の角速度に基づいて第
１の気筒の出力変動を検出することができる。

【０００６】２番目の発明では１番目の発明において、
実際の第２の角速度と仮想の第２の角速度との偏差から
第１の気筒の出力変動量を求めるようにしている。３番
目の発明では１番目の発明において、実際の第２の角速
度の２乗と仮想の第２の角速度の２乗との偏差から第１
の気筒の出力トルク変動量を求めるようにしている。

【０００７】４番目の発明では３番目の発明において、
出力トルク変動量を各気筒毎に求め、これらの出力トル
ク変動量から機関の出力トルク変動量を求めるようにし
ている。５番目の発明では４番目の発明において、各気
筒について第１の角速度の変化量を求めると共にこの変
化量の変動の振幅を求め、この振幅が予め定められた振
幅よりも大きくなったときには上述の変化量が最大又は
最小となった気筒の出力トルク変動量を機関の出力トル
ク変動量の算出に用いることを禁止するようにしてい
る。即ち、路面の凸凹が激しくなると第１の角速度ωａ
の変化量変動の振幅が大きくなる。このように第１の角
速度ωａの変化量の変動の振幅が大きくなると第１の角
速度ωａの変化量が増大から減少、又は減少から増大に
移行するときに、即ち第１の角速度ωａの変化量が最大
又は最小になったときに仮想の第２の角速度の算出値が
正規の値からずれてしまい、その結果第１の角速度ωａ
の変化量が最大又は最小となる気筒について算出された
発生トルクが真の発生トルクを表わさなくなる。そこで
５番目の発生では第１の角速度ωａの変化量の変動の振
幅が大きくなったときには真の発生トルクを算出するの
が困難な気筒についてはトルク変動量を求めるに当って
除外するようにしている。

【０００８】６番目の発明では１番目の発明において、
機関の運転時において燃料の供給が停止されたときに第
１の角速度の平均的な減少率を求めると共にこの平均的
な減少率でもって減少したときの第１の角速度を求め、
この平均的な減少率でもって減少したときの第１の角速
度に対する実際に検出された第１の角速度のずれ量に基
づいて実際に検出された第１の角速度を補正し、補正さ
れた第１の角速度を用いて第１の気筒の出力変動を検出
するようにしている。

【０００９】即ち、角速度の検出値が正確でないときに
は第１の気筒の出力変動を正確に求めることができな
い。そこで６番目の発明では角速度の検出値が正確でな
い場合でも出力変動を求めるために用いる第１の角速度
ωａをできるだけ正確に求めるために平均的な減少率で
もって減少したときの第１の角速度に対する実際に検出
された第１の角速度のずれ量を求め、このずれ量に基づ
いて実際に検出された第１の角速度を補正するようにし
ている。なお、このずれ量の算出は機関駆動系の捩り振
動が発生しない燃料の供給停止時に行われる。

【００１０】７番目の発明では１番目の発明において、
機関の運転時において燃料の供給が停止されたときに第
２の角速度の平均的な減少率を求めると共にこの平均的
な減少率でもって減少したときの第２の角速度を求め、
この平均的な減少率でもって減少したときの第２の角速
度に対する実際に検出された第２の角速度のずれ量に基
づいて実際に検出された第２の角速度を補正し、補正さ
れた第２の角速度を用いて第１の気筒の出力変動を検出
するようにしている。

【００１１】即ち、角速度の検出値が正確でないときに
は第１の気筒の出力変動を正確に求めることができな
い。そこで７番目の発明では角速度の検出値が正確でな
い場合でも出力変動を求めるために用いる第２の角速度
ωｂをできるだけ正確に求めるために平均的な減少率で
もって減少したときの第２の角速度に対する実際に検出
された第２の角速度のずれ量を求め、このずれ量に基づ
いて実際に検出された第２の角速度を補正するようにし
ている。なお、このずれ量の算出は機関駆動系の捩り振
動が発生しない燃料の供給停止時に行われる。

【００１２】

【発明の実施の形態】図１を参照すると、１は１番気筒
＃１、２番気筒＃２、３番気筒＃３、４番気筒＃４から
なる４つの気筒を具備した機関本体を示す。各気筒＃
１，＃２，＃３，＃４は夫々対応する吸気枝管２を介し
てサージタンク３に連結され、各吸気枝管２内には夫々
対応する吸気ポート内に向って燃料を噴射する燃料噴射
弁４が取付けられる。サージタンク３は吸気ダクト５お
よびエアフローメータ６を介してエアクリーナ７に連結
され、吸気ダクト５内にはスロットル弁８が配置され
る。一方、各気筒＃１，＃２，＃３，＃４は排気マニホ
ルド９および排気管１０を介してＮＯ_x吸収剤１１を内
蔵したケーシング１２に連結される。このＮＯ_x吸収剤
１１は空燃比がリーンのときに排気ガス中に含まれるＮ
Ｏ_xを吸収し、空燃比が理論空燃比又はリッチになると
吸収したＮＯ_xを放出しかつ還元する機能を有する。

【００１３】電子制御ユニット２０はディジタルコンピ
ュータからなり、双方向性バス２１によって相互に接続
されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）２２、ＲＡＭ（ラ
ンダムアクセスメモリ）２３、ＣＰＵ（マイクロプロセ
ッサ）２４、常時電源に接続されたバックアップＲＡＭ
２５、入力ポート２６および出力ポート２７を具備す
る。機関の出力軸１３には外歯付ロータ１４が取付けら
れ、ロータ１４の外歯に対面して電磁ピックアップから
なるクランク角センサ１５が配置される。図１に示され
る実施例ではロータ１４の外周上に３０°クランク角度
毎に外歯が形成されており、例えば１番気筒の圧縮上死
点を検出するために一部の外歯が削除されている。従っ
てこの外歯が削除された部分、即ち欠歯部分を除いてク
ランク角センサ１５は出力軸１３が３０°クランク角度
回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入
力ポート２６に入力される。

【００１４】エアフローメータ６は吸入空気量に比例し
た出力電圧を発生し、この出力電圧が対応するＡＤ変換
器２８を介して入力ポート２６に入力される。また、ス
ロットル弁８にはスロットル弁８がアイドリング開度に
あることを検出するためのアイドルスイッチ１６が取付
けられ、このアイドルスイッチ１６の出力信号が入力ポ
ート２６に入力される。また、排気マニホルド９内には
空燃比を検出するための空燃比センサ（Ｏ₂センサ）１
７が配置されており、この空燃比センサ１７の出力信号
が対応するＡＤ変換器２８を介して入力ポート２６に入
力される。一方、出力ポート２７は対応する駆動回路２
９を介して各燃料噴射弁４に接続される。

【００１５】図１に示す内燃機関では燃料噴射時間ＴＡ
Ｕが次式に基づいて算出される。ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＥＡＮ・ＦＬＬＦＢ・ＦＡＦ＋ＴＡ
ＵＶここでＴＰは基本燃料噴射時間を、ＦＬＥＡＮはリーン
補正係数を、ＦＬＬＦＢはリーンリミットフィードバッ
ク補正係数を、ＦＡＦは理論空燃比フィードバック補正
係数を、ＴＡＵＶは無効噴射時間を夫々示している。

【００１６】基本燃料噴射時間ＴＰは空燃比を理論空燃
比とするのに必要な噴射時間を示している。この基本燃
料噴射時間ＴＰは実験により求められ、この基本燃料噴
射時間ＴＰは機関負荷Ｑ／Ｎ（吸入空気量Ｑ／機関回転
数Ｎ）および機関回転数Ｎの関数として図２に示すマッ
プの形で予めＲＯＭ２２内に記憶されている。リーン補
正係数ＦＬＥＡＮは空燃比を目標リーン空燃比とするた
めの補正係数であり、このリーン補正係数ＦＬＥＡＮは
機関負荷Ｑ／Ｎおよび機関回転数Ｎの関数として図４に
示すマップの形で予めＲＯＭ２２内に記憶されている。

【００１７】リーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢは空燃比をリーン限界に維持するための補正係
数である。本発明による実施例では吸入空気量Ｑと機関
回転数Ｎに対してリーン空燃比フィードバック制御に対
する学習領域が図５に示されるように例えば９つの領域
で分けられており、各学習領域に対して夫々リーンリミ
ットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢ₁₁〜ＦＬＬＦＢ
₃₃が設定されている。

【００１８】理論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦ
は空燃比を理論空燃比に維持するための係数である。理
論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦは空燃比を理論
空燃比に維持すべきときに空燃比センサ１７の出力信号
に基づいて制御され、このとき理論空燃比フィードバッ
ク補正係数ＦＡＦはほぼ１．０を中心として上下動す
る。

【００１９】図４に示されるように破線により囲まれた
運転領域内については機関の運転状態に応じてリーン補
正係数ＦＬＥＡＮが定められており、この運転領域内で
は空燃比が目標リーン空燃比に維持される。これに対し
て図４の破線で囲まれた領域外の運転領域では空燃比が
理論空燃比に維持される。空燃比を理論空燃比に維持す
べきときにはリーン補正係数ＦＬＥＡＮおよびリーンリ
ミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢは１．０に固
定され、理論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦが空
燃比センサ１７の出力信号に基づいて制御される。

【００２０】一方、空燃比を目標リーン空燃比に維持す
べきときには理論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦ
が１．０に固定され、即ち空燃比センサ１７の出力信号
に基づくフィードバック制御が停止され、リーン補正係
数ＦＬＥＡＮとリーンリミットフィードバック補正係数
ＦＬＬＦＢとにより空燃比が目標リーン空燃比に制御さ
れる。

【００２１】次に図３を参照しつつリーンリミットフィ
ードバック制御について説明する。図３は機関出力トル
ク変動量およびＮＯ_x発生量と空燃比との関係を示して
いる。空燃比がリーンになるほど燃料消費率は小さくな
り、また空燃比がリーンになるほどＮＯ_xの発生量が少
なくなる。従ってこれらの点からみると空燃比はできる
だけリーンにすることが好ましいことになる。ところが
空燃比が或る程度以上リーンになると燃焼が不安定とな
り、その結果図３に示されるようにトルク変動量が大き
くなる。そこで本発明による実施例では図３に示される
ようにトルク変動が増大し始める空燃比制御領域内に空
燃比を維持するようにしている。

【００２２】即ち具体的に云うとリーン補正係数ＦＬＥ
ＡＮはリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦ
ＢをＦＬＬＦＢ＝１．０としたときに空燃比が図３に示
される空燃比制御領域の中央部となるように定められて
いる。一方、リーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢはトルク変動量に応じて図３に示されるトルク
変動制御領域内において制御され、トルク変動量が大き
くなればリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬ
ＦＢが増大せしめられ、即ち空燃比が小さくされ、トル
ク変動量が小さくなればリーンリミットフィードバック
補正係数ＦＬＬＦＢが減少せしめられ、即ち空燃比が大
きくされる。このようにして空燃比が図３に示される空
燃比制御領域内に制御される。

【００２３】なお、リーンリミットフィードバック補正
係数ＦＬＬＦＢはリーン補正係数ＦＬＥＡＮが定められ
ている機関運転領域をカバーするように設定されてい
る。トルク変動量が図３に示されるトルク変動制御領域
内に制御されると良好な車両の運転性を確保しつつ燃料
消費率およびＮＯ_xの発生量を大巾に低減することがで
きる。ただし、このようにトルク変動量をトルク変動制
御領域内に制御するためにはトルク変動量を検出しなけ
ればならない。

【００２４】ところでトルク変動量を算出する方法は従
来より種々の方法が提案されている。代表的な例を挙げ
ると燃焼室内に燃焼圧センサを取付けてこの燃焼圧セン
サの出力信号に基づきトルク変動量を算出する方法や、
或いは冒頭で述べたように第１の角速度ωａの２乗と第
２の角速度ωｂの２乗との差に基づいてトルク変動量を
算出する方法が挙げられる。

【００２５】燃焼圧センサを用いると燃焼圧センサを取
付けた気筒が発生するトルクを確実に検出することがで
きるという利点がある反面、燃焼圧センサが必要である
という欠点を有している。これに対して角速度ωａ，ω
ｂは従来より内燃機関が備えているクランク角センサの
出力信号から算出することができるので角速度ωａ，ω
ｂに基づき出力トルクを算出するようにした場合には新
たなセンサを設ける必要がないという利点がある。ただ
し、この場合冒頭に述べたように機関駆動系が捩り振動
を生ずるとトルク変動量を正確に検出できなくなるとい
う問題を有している。しかしながらこの問題を解決しさ
えすれば新たなセンサを必要としない角速度に基づくト
ルク算出方法の方が好ましいことは明らかである。そこ
で本発明では発生トルクを角速度に基づき算出するよう
にし、その際機関駆動系が捩り振動を生じたとしてもト
ルク変動量を正確に検出しうるようにしている。

【００２６】次に機関の出力変動およびトルク変動を算
出するための本発明による新たな方法について説明す
る。まず初めに、機関駆動系が捩り振動を生じていない
定常運転時を示す図６（Ａ），（Ｂ）を参照しつつ各気
筒が発生する駆動力および各気筒が発生するトルクを算
出する方法について説明する。前述したようにクランク
角センサ１５はクランクシャフトが３０°クランク角度
回転する毎に出力パルスを発生し、更にクランク角セン
サ１５は各気筒＃１，＃２，＃３，＃４の圧縮上死点Ｔ
ＤＣにおいて出力パルスを発生するように配置されてい
る。従ってクランク角センサ１５は各気筒＃１，＃２，
＃３，＃４の圧縮上死点ＴＤＣから３０°クランク角毎
に出力パルスを発生することになる。なお、本発明にお
いて用いられている内燃機関の点火順序は１−３−４−
２である。

【００２７】図６（Ａ），（Ｂ）において縦軸Ｔ３０は
クランク角センサ１５が出力パルスを発生してから次の
出力パルスを発生するまでの３０°クランク角度の経過
時間を表わしている。また、Ｔａ（ｉ）はｉ番気筒の圧
縮上死点（以下ＴＤＣと称す）から圧縮上死点後（以下
ＡＴＤＣと称す）３０°までの経過時間を示しており、
Ｔｂ（ｉ）はｉ番気筒のＡＴＤＣ６０°からＡＴＤＣ９
０°までの経過時間を示している。従って例えばＴａ
（１）は１番気筒のＴＤＣからＡＴＤＣ３０°までの経
過時間を示しており、Ｔｂ（１）は１番気筒のＡＴＤＣ
６０°からＡＴＤＣ９０°までの経過時間を示している
ことになる。一方、３０°クランク角度を経過時間Ｔ３
０で除算するとこの除算結果は角速度ωを表わしてい
る。本発明による実施例では３０°クランク角度／Ｔａ
（ｉ）をｉ番気筒における第１の角速度ωａと称し、３
０°クランク角度／Ｔｂ（ｉ）をｉ番気筒における第２
の角速度ωｂと称する。従って３０°クランク角度／Ｔ
ａ（１）は１番気筒の第１の角速度ωａを表わし、３０
°クランク角度／Ｔｂ（１）は１番気筒の第２の角速度
ωｂを表わすことになる。

【００２８】図６（Ａ），（Ｂ）の１番気筒に注目して
みると、燃焼が開始されて燃焼圧が高まると経過時間が
Ｔａ（１）からＴｂ（１）まで低下し、次いでＴｂ
（１）から再び上昇する。云い換えるとクランクシャフ
トの角速度ωが第１の角速度ωａから第２の角速度ωｂ
まで上昇し、次いで第２の角速度ωｂから再び下降す
る。即ち、燃焼圧によってクランクシャフトの角速度ω
が第１の角速度ωａから第２の角速度ωｂへと増大せし
められたことになる。図６（Ａ）は燃焼圧が比較的高い
場合を示しており、図６（Ｂ）は燃焼圧が比較的低い場
合を示している。図６（Ａ），（Ｂ）から燃焼圧が高い
場合には燃焼圧が低い場合に比べて経過時間の減少量
（Ｔａ（ｉ）−Ｔｂ（ｉ））が大きくなり、従って角速
度ωの増大量（ωｂ−ωａ）が大きくなることがわか
る。燃焼圧が高くなればその気筒の発生する駆動力が大
きくなり、従って角速度ωの増大量（ωｂ−ωａ）が大
きくなれば気筒の発生する駆動力が大きくなることにな
る。従って第１の角速度ωａと第２の角速度ωｂとの差
（ωｂ−ωａ）から気筒の発生する駆動力を算出するこ
とができる。

【００２９】一方、機関の回転慣性モーメントをＩとす
ると燃焼圧によって運動エネルギが（１／２）Ｉωａ²
から（１／２）Ｉωｂ²に増大せしめられる。この運動
エネルギの増大量（１／２）・Ｉ・（ωｂ²−ωａ²）
はその気筒が発生するトルクを表わしており、従って第
１の角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗との差
（ωｂ²−ωａ²）から気筒の発生するトルクを算出で
きることになる。

【００３０】このように第１の角速度ωａと第２の角速
度ωｂを検出すればこれらの検出値から対応する気筒の
発生する駆動力および対応する気筒の発生するトルクを
算出できることになる。なお、図６（Ａ），（Ｂ）に示
される経過時間Ｔ３０の変化は機関によって若干異な
り、従って第１の角速度ωａを検出すべきクランク角度
範囲および第２の角速度ωｂを検出すべきクランク角度
範囲は機関に応じて（ωｂ−ωａ）が機関の発生する駆
動力を最もよく表わすように、或いは（ωｂ²−ω
ａ²）が機関の発生するトルクを最もよく表わすように
定められる。従って機関によっては第１の角速度ωａを
検出すべきクランク角度範囲が圧縮上死点前ＢＴＤＣ３
０°からＴＤＣであり、第２の角速度ωｂを検出すべき
クランク角度範囲がＡＴＤＣ９０°からＡＴＤＣ１２０
°となることもあり得る。

【００３１】従って各角速度ωａ，ωｂの検出のしかた
について一般的に表現すると、圧縮行程末期から爆発行
程初期までのクランク角度領域内に第１のクランク角度
範囲を設定し、第１のクランク角度範囲から一定のクラ
ンク角を隔てた爆発行程中期のクランク角度領域内に第
２のクランク角度範囲を設定し、第１のクランク角度範
囲内におけるクランクシャフトの第１の角速度ωａを検
出し、第２のクランク角度範囲内におけるクランクシャ
フトの第２の角速度ωｂを検出するということになる。

【００３２】上述したように角速度ωａ，ωｂを検出す
れば検出値に基づいて対応する気筒の発生する駆動力お
よびトルクを算出することができる。しかしながら機関
駆動系には各気筒において順次行われる爆発作用により
駆動系の固有振動数でもって振動する捩り振動が発生し
ており、このように機関駆動系に捩り振動が発生してい
ると角速度ωａ，ωｂに基づいて気筒の発生する駆動力
およびトルクを正確に算出することができなくなる。次
にこのことについて図７および図８を参照しつつ説明す
る。

【００３３】図７は機関駆動系に捩り振動が発生してい
るときに各気筒に対し順次算出される経過時間Ｔａ
（ｉ）の変化を示している。機関駆動系に捩り振動が発
生するとこの捩り振動によってクランクシャフトの角速
度が周期的に増大減少せしめられるので経過時間Ｔａ
（ｉ）は図７に示されるように周期的に増大減少するこ
とになる。

【００３４】一方、図８は図７において経過時間Ｔａ
（ｉ）が減少している部分を拡大して示している。図８
に示されるように経過時間Ｔａ（ｉ）はＴａ（１）とＴ
ａ（３）との間でｈｏ時間だけ減少しており、このｈｏ
時間の減少は捩り振動による捩れ量の増大によるものと
考えられる。この場合、Ｔａ（１）とＴａ（３）との間
では捩り振動による経過時間の減少量は時間の経過と共
にほぼ直線的に増大するものと考えられ、従ってこの捩
り振動による経過時間の減少量はＴａ（１）およびＴａ
（３）を結ぶ破線とＴａ（１）を通る水平線との差で表
わされることになる。従ってＴａ（１）とＴｂ（１）と
の間では捩り振動によって経過時間がｈだけ減少してい
ることになる。

【００３５】このように機関駆動系に捩り振動が発生す
るとＴｂ（１）はＴａ（１）に対して経過時間が減少
し、この減少した経過時間は燃焼圧による経過時間の減
少量ｆと捩り振動による経過時間の減少量ｈとを含んで
いることになる。従って燃焼圧により減少した経過時間
Ｔｂ（１）だけを求めるためにはＴｂ（１）にｈを加算
しなければならないことになる。即ち、検出された経過
時間Ｔａ（ｉ）およびＴｂ（ｉ）に基づいて各気筒が発
生する駆動力或いはトルクを求めても真の駆動力或いは
トルクを求めることができず、斯くして真の機関の出力
変動或いはトルク変動を求めることができない。

【００３６】更に、多気筒内燃機関ではこのような機関
駆動系の捩り振動に加えてクランクシャフト自体の捩り
振動を発生し、このようなクランクシャフト自体の捩り
振動が発生した場合にも真の機関の出力変動或いはトル
ク変動を求めることができなくなる。次にこのことにつ
いて図９を参照しつつ説明する。多気筒内燃機関、例え
ば図１に示されるような４気筒内燃機関では１番気筒お
よび２番気筒において大きなクランクシャフト自体の捩
り振動が発生する。即ち、クランクシャフト自体の捩り
振動がほとんど発生しない気筒、例えば３番気筒＃３で
は図９に示されるようにＴａ（３）からＴｂ（３）に向
けて経過時間は徐々に減少するが１番気筒＃１において
はＴａ（１）からＴｂ（１）に向けて経過時間は徐々に
減少せず、クランクシャフト自体の捩り振動によってＴ
ｂ（１）の経過時間が長くなってしまう。その結果、１
番気筒＃１については検出された経過時間Ｔａ（１）お
よびＴｂ（１）に基づいて１番気筒＃１が発生する駆動
力或いはトルクを求めても真の駆動力或いはトルクを求
めることができず、斯くして真の機関の出力変動或いは
トルク変動を求めることができない。

【００３７】そこで本発明では機関駆動系の捩り振動が
発生しても、またクランクシャフト自体の捩り振動が発
生しても真の機関の出力変動或いはトルク変動を算出す
ることができる新たな算出方法を採用している。次にこ
の新たな算出方法について図１０を参照しつつ説明す
る。図１０においてＴａ（１）_j-1およびＴｂ（１）
_j-1は１番気筒＃１の先の燃焼時における経過時間を表
しており、Ｔａ（１）_jおよびＴｂ（１）_jは１番気筒
＃１の次の燃焼時における経過時間を表している。一
方、Ｔａ（３）_j-1は１番気筒＃１の先の燃焼にひき続
いて行われる３番気筒＃３の先の燃焼時における経過時
間を表しており、Ｔａ（３）_jは３番気筒＃３の次の燃
焼時における経過時間を表わしている。

【００３８】まず初めにＴａ（１）_jとＴａ（１）_j-1
との差ＤＴａ（１）（＝Ｔａ（１） _j−Ｔａ
（１）_j-1）、およびＴａ（３）_jとＴｂ（３）_j-1と
の差ＤＴａ（３）（＝Ｔａ（３）_j−Ｔａ（３）_j-1）
とを求める。次いで１番気筒＃１の先の燃焼時の出力ト
ルクと次の燃焼時の出力トルクとが同一であったと仮定
したときの１番気筒＃１の次の燃焼時におけるＡＴＤＣ
６０°からＡＴＤＣ９０°までの仮想の経過時間をＴ
ｂ′（１）_jとし、このＴｂ′（１）_jとＴｂ（１）
_j-1との差Ｋｂ（１）（＝Ｔｂ′（１）_j−Ｔｂ（１）
_j-1）を求める。これらの差ＤＴａ（１），Ｋｂ（１）
およびＤＴａ（３）を一直線上における高さとして書き
直すと図１１に示されるようになる。

【００３９】図１１に示されるように経過時間差ＤＴａ
（１）とＤＴａ（３）との間では経過時間差がＩ₀時間
だけ減少している。クランクシャフト自体に捩り振動が
発生したとしてもこの捩り振動による影響は経過時間差
には表れず、従って経過時間差のＩ₀時間の減少は機関
駆動系の捩り振動によるものである。この場合、ＤＴａ
（１）とＤＴａ（３）との間では機関駆動系の捩り振動
による経過時間差の減少量は時間の経過と共にほぼ直線
的に増大するものと考えられる。従って１番気筒＃１の
先の燃焼時の出力トルクと次の燃焼時の出力トルクとが
同一であると仮定すると経過時間差ＤＴａ（１）とＫｂ
（１）との間では機関駆動系の捩り振動によって経過時
間差がＩだけ減少するものと考えられる。従って図１１
からわかるように１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トル
クと次の燃焼時の出力トルクとが同一であると仮定した
場合に経過時間差Ｋｂ（１）は次式で表される。

【００４０】Ｋｂ（１）＝（２ＤＴａ（１）＋ＤＴａ（３））／３ところで１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トルクと次の
燃焼時の出力トルクとが同一であると仮定したときの１
番気筒＃１の仮想の経過時間Ｔｂ′（１）_jは次式で表
される。Ｔｂ′（１）_j＝Ｔｂ（１）_j-1＋Ｋｂ（１）従って１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トルクと次の燃
焼時における出力トルクが同一であると仮定したときの
１番気筒＃１の次の燃焼時における仮想の出力トルクＤ
ＳＮ（１）は次式で表される。ＤＳＮ（１）＝｛３０°／Ｔｂ′（１）_j｝²−｛３０°／Ｔａ（１）_j｝² ＝｛３０°／（Ｔｂ（１）_j-1＋Ｋｂ（１））｝² −｛３０°／Ｔａ（１）_j｝² 一方、１番気筒＃１の次の燃焼時におけるＡＴＤＣ６０
°からＡＴＤＣ９０°までの実際の経過時間Ｔｂ（１）
_jを用いて実際の出力トルクを算出するとこの出力トル
クＤＮ（１）は次式で表される。

【００４１】ＤＮ（１）＝｛３０°／Ｔｂ（１）_j｝²
−｛３０°／Ｔａ（１）_j｝² この場合、１番気筒＃１の仮想の出力トルクＤＳＮ
（１）と実際の出力トルクＤＮ（１）との差は１番気筒
＃１のトルク変動量を表しており、従って１番気筒＃１
のトルク変動量ＤＬＮ（１）は次式で表されることにな
る。ＤＬＮ（１）＝ＤＮＳ（１）−ＤＮ（１）＝｛３０°／
Ｔｂ′（１）_j｝²−｛３０°／Ｔｂ（１）_j｝² 一般的に表すとｉ番気筒のトルク変動量ＤＬＮ（ｉ）は
次式で表すことができる。

【００４２】ＤＬＮ（ｉ）＝ＤＮＳ（ｉ）−ＤＮ（ｉ）
＝｛３０°／Ｔｂ′（ｉ）｝²−｛３０°／Ｔｂ
（ｉ）｝² 即ち、ｉ番気筒のトルク変動量はｉ番気筒の仮想の第２
の角速度の２乗と実際の第２の角速度の２乗との偏差か
ら求まることになる。このような方法でもってトルク変
動量を算出することによって機関駆動系に捩り振動が発
生したとしても、更にクランクシャフト自体に捩り振動
が発生したとしても各気筒のトルク変動量を正確に検出
できることになる。

【００４３】一方、このような方法でもってトルク変動
量を算出する場合、ロータ１４（図１）の外周に沿って
形成されている外歯の間隔にばらつきがあると各気筒の
トルク変動量を正確に検出することができない。そこで
本発明による実施例ではロータ１４の外歯の間隔にばら
つきがあったとしても各気筒のトルク変動量を正確に検
出しうるように検出された各経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ
（ｉ）を補正するようにしている。次に経過時間Ｔａ
（ｉ）の補正方法について図１２を参照しつつ説明す
る。

【００４４】本発明による実施例では経過時間Ｔａ
（ｉ）が次式に基づいて算出される。Ｔａ（ｉ）＝（ｉ番気筒のＴＤＣからＡＴＤＣ３０°ま
での所要時間）・（１＋ＫＴａ（ｉ））ここでＫＴａ（ｉ）はｉ番気筒に対する補正係数を表し
ており、これらの補正係数ＫＴａ（ｉ）は機関駆動系の
捩り振動が発生せず、クランクシャフト自体の捩り振動
も発生しない減速運転時の燃料供給停止時に算出され
る。図１２は減速運転時における経過時間Ｔａ（ｉ）の
変化を示している。減速運転時にはクランクシャフトの
回転速度が次第に低下するので経過時間Ｔａ（ｉ）はＴ
ａ（１）_j-1，Ｔａ（３）_j-1，Ｔａ（４）_j-1，Ｔａ
（２）_j-1，Ｔａ（１）_j，Ｔａ（３）_j，Ｔａ（４）
_j，Ｔａ（２）_jで表されるように次第に増大する。こ
のときロータ１４の外歯の間隔が同一であったとすると
各経過時間Ｔａ（ｉ）は図１２の実線に沿って変化する
ものと考えられ、検出された経過時間Ｔａ（ｉ）が図１
２の実線からずれている場合には図１２の実線からずれ
ている経過時間Ｔａ（ｉ）を検出するための外歯の間隔
が正規の間隔からずれているものと考えられる。そこで
本発明による実施例では経過時間Ｔａ（ｉ）が図１２に
示す直線からずれている場合にはその経過時間Ｔａ
（ｉ）が図１２の実線上に位置するように経過時間Ｔａ
（ｉ）を補正係数ＫＴａ（ｉ）によって補正するように
している。

【００４５】具体的に云うと、本発明による実施例では
７２０°クランク角範囲（ｊ−１），（ｊ）…における
４気筒の経過時間Ｔａ（ｉ）の平均値ＴａＡＶ_j-1｛＝
（Ｔａ（１）_j-1＋Ｔａ（３）_j-1＋Ｔａ（４）_j-1＋
Ｔａ（２）_j-1）／４｝，ＴａＡＶ_j｛＝（Ｔａ（１）
_j＋Ｔａ（３）_j＋Ｔａ（４）_j＋Ｔａ（２）_j）／
４｝，…を順次算出する。次いで各経過時間Ｔａ（４）
_j-1，Ｔａ（２）_j-1，Ｔａ（１）_j，Ｔａ（３）_jが
平均値ＴａＡＶ_j-1から平均値ＴａＡＶ_jまで平均的な
一定の増大率でもって増大したと考え、平均的な一定の
増大率でもって増大したと考えたときの各気筒について
の経過時間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ
（１），ＡＡＶ（３）を次式より求める。

【００４６】ＡＡＶ（４）＝（ＴａＡＶ_j−ＴａＡＶ
_j-1）・（１／８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（２）＝（ＴａＡＶ_j−ＴａＡＶ_j-1）・（３／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（１）＝（ＴａＡＶ_j−ＴａＡＶ_j-1）・（５／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（３）＝（ＴａＡＶ_j−ＴａＡＶ_j-1）・（７／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 次いで次式に基づき各気筒についてこれら経過時間ＡＡ
Ｖ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ（１），ＡＡＶ（３）
に対する実際に検出された経過時間Ｔａ（４） _j-1，Ｔ
ａ（２）_j-1，Ｔａ（１）_j，Ｔａ（３）_jのずれ割合
ＫＡＦＣ（４），ＫＡＦＣ（２），ＫＡＦＣ（１），Ｋ
ＡＦＣ（３）を求める。

【００４７】ＫＡＦＣ（４）＝｛Ｔａ（４）_j-1−ＡＡ
Ｖ（４）｝／ＡＡＶ（４）ＫＡＦＣ（２）＝｛Ｔａ（２）_j-1−ＡＡＶ（２）｝／
ＡＡＶ（２）ＫＡＦＣ（１）＝｛Ｔａ（１）_j−ＡＡＶ（１）｝／Ａ
ＡＶ（１）ＫＡＦＣ（３）＝｛Ｔａ（３）_j−ＡＡＶ（３）｝／Ａ
ＡＶ（３）次に次式を用いて基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）を各気筒
毎に求める。

【００４８】ＫＴａＢ（ｉ）＝ＫＴａ（ｉ）_j-1−ＫＡ
ＦＣ（ｉ）／４即ち、各気筒に対するこれまでの補正係数ＫＴａ（ｉ）
_j-1からずれ割合ＫＡＦＣ（ｉ）の１／４を減算するこ
とによって基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）が算出される。
次いで基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）の平均値ｔＫＴａＭ
が次式に基づき算出される。

【００４９】ｔＫＴａＭ＝｛ＫＴａＢ（１）＋ＫＴａＢ
（２）＋ＫＴａＢ（３）＋ＫＴａＢ（４）｝／４次いで次式に示されるように各基本補正係数ＫＴａＢ
（ｉ）から平均値ｔＫＴａＭを減算することによって各
気筒に対する補正係数ＫＴａ（ｉ）が算出される。

【００５０】ＫＴａ（ｉ）＝ＫＴａＢ（ｉ）−ｔＫＴａＭ上述したように補正係数ＫＴａ（ｉ）_j-1をずれ割合Ｋ
ＡＦＣ（ｉ）に基づいて直接補正せず、一旦基本補正係
数ＫＴａＢ（ｉ）を求めるようにしているのは次の理由
による。例えば１番気筒＃１についてのみずれ割合ＫＡ
ＦＣ（１）が存在し、このずれ割合ＫＡＦＣ（１）に基
づいて１番気筒＃１の補正係数ＫＴａ（１）のみを補正
したとする。この場合、１番気筒＃１のみの経過時間Ｔ
ａ（１）が増大又は減少せしめられる。しかしながら１
番気筒＃１のみの経過時間Ｔａ（１）が増大又は減少せ
しめられると今度は残りの気筒＃２，＃３，＃４の補正
係数ＫＴａ（２），ＫＴａ（３），ＫＴａ（４）がずれ
を生じることになる。

【００５１】このような問題が生じないようにするため
に基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）を一旦求め、この基本補
正係数ＫＴａＢ（ｉ）から基本補正係数の平均値ｔＫＴ
ａＭを減算することによって最終的な補正係数ＫＴａ
（ｉ）を求めるようにしている。即ち、例えば１番気筒
＃１の基本補正係数ＫＴａＢ（１）が増大せしめられた
場合には全ての気筒＃１，＃２，＃３，＃４の基本補正
係数ＫＴａＢ（ｉ）から基本補正係数の平均値ｔＫＴａ
Ｍが減算される。このように全ての気筒の基本補正係数
ＫＴａＢ（ｉ）からｔＫＴａＭが減算されると１番気筒
＃１の補正係数ＫＴａ（１）は増大するが残りの気筒＃
２，＃３，＃４の補正係数ＫＴａ（２），ＫＴａ
（３），ＫＴａ（４）は減少せしめられ、ＫＴａ
（１），ＫＴａ（２），ＫＴａ（３）およびＫＴａ
（４）の和は常に零に維持される。このようにＫＴａ
（１），ＫＴａ（２），ＫＴａ（３）およびＫＴａ
（４）の和が常に零になるように各補正係数ＫＴａ
（ｉ）を補正するといずれか一つの補正係数ＫＴａ
（ｉ）が補正されても他の補正係数ＫＴａ（ｉ）はずれ
を生じなくなる。

【００５２】図１２に示される実施例では例えば１番気
筒＃１の経過時間Ｔａ（１）_jが平均的な一定の増大率
でもって増大したと考えたときの経過時間ＡＡＶ（１）
よりも大きいときには１番気筒＃１に対するずれ割合Ｋ
ＡＦＣ（１）が正の値となる。その結果補正係数ＫＴａ
（１）は、ずれ割合ＫＡＦＣ（１）が零となるまで減少
せしめられ、ずれ割合ＫＡＦＣ（１）が零になると補正
係数ＫＴａ（１）の値は一定値に落ち着くことになる。
このとき経過時間Ｔａ（１）は経過時間ＡＶＶ（１）に
一致する。全ての気筒についての補正係数ＫＴａ（ｉ）
が一定値に落ち着くとロータ１４の回転速度が一定のと
きには補正係数ＫＴａ（ｉ）を用いて補正された各気筒
の経過時間Ｔａ（ｉ）は全て等しくなる。従ってロータ
１４の外歯の間隔にばらつきがあったとしても各気筒の
トルク変動を正確に検出することができる。

【００５３】再びトルク変動の算出に話しを戻すと機関
駆動系に捩り振動が発生したときに経過時間差ＤＴａ
（ｉ）は図１０に示されるように変動する。しかしなが
らこの経過時間差ＤＴａ（ｉ）は車両が凸凹道を走行し
たときにも変動し、しかもこのときにはＤＴａ（ｉ）の
変動巾が極めて大きくなる場合がある。図１３は車両が
凸凹道を走行したときのＤＴａ（ｉ）の変動を示してお
り、図１３のＡＭＰは最小のＤＴａ（ｉ）と最大のＤＴ
ａ（ｉ）との差、即ち振幅を示している。この振幅ＡＭ
Ｐが小さいときにはこれまで述べた方法によって各気筒
の出力変動およびトルク変動を正確に検出することがで
きる。

【００５４】しかしながら振幅ＡＭＰが大きくなるとＤ
Ｔａ（ｉ）が最大又は最小となる気筒の出力変動又はト
ルク変動を正確に検出できなくなる。即ち、図１３にお
いて例えば最初にＤＴａ（ｉ）が最大になる気筒が１番
気筒＃１であったとすると１番気筒＃１の仮想の経過時
間差Ｋｂ（１）の捩り振動による減少量Ｉは図１１のＤ
Ｔａ（１）とＤＴａ（３）とを結ぶ鎖線の傾きから求め
られる。しかしながらＤＴａ（１）が最大となる付近で
は捩り振動による経過時間の増大量又は減少量はＤＴａ
（２），ＤＴａ（１），ＤＴａ（３）を通る滑らかな曲
線で変化しており、従って１番気筒＃１のＫｂ（１）を
ＤＴａ（１）とＤＴａ（３）から求めるとＫｂ（１）の
値は実際の値よりもかなり小さく計算される。その結
果、Ｋｂ（１）が正規の値を示さなくなり、斯くして出
力変動量およびトルク変動量を正確に検出できなくな
る。振幅ＡＭＰが大きくなるとＤＴａ（ｉ）が最小とな
る気筒においても同じことが生ずる。

【００５５】また、一つ前に燃焼が行われた気筒のＤＴ
ａ（ｉ）に対してＤＴａ（ｉ）が急変した気筒において
もＫｂ（ｉ）の値が実際の値からずれ、斯くして出力変
動およびトルク変動を正確に検出できなくなる。そこで
本発明による実施例では振幅ＡＭＰが大きいときにはＤ
Ｔａ（ｉ）が最大又は最小となる気筒については出力変
動量又はトルク変動量を求めずに、更に一つ前に燃焼が
行われた気筒のＤＴａ（ｉ）に対してＤＴａ（ｉ）が急
変した気筒についても出力変動量又はトルク変動量を求
めないようにしている。

【００５６】次に図１４から図２５を参照しつつ各気筒
のトルク変動量を求めるためのルーチンについて説明す
る。なお、図２５は各ルーチンにおいて行われる各値の
計算タイミングを示している。図１４は３０°クランク
角度毎に行われる割込みルーチンを示している。図１４
を参照するとまず初めに経過時間差ＤＴａ（ｉ）および
経過時間Ｔｂ（ｉ）を算出するためのルーチン（ステッ
プ１００）に進む。このルーチンは図１５から図１８に
示されている。次いでトルク変動の算出を許可するか否
かをチェックするためのルーチン（ステップ２００）に
進む。このルーチンは図１９から図２１に示されてい
る。次いでトルク変動を算出するためのルーチン（ステ
ップ３００）に進む。このルーチンは図２３に示されて
いる。次いでトルク変動値の算出に用いるカウンタＣＤ
ＬＮＩＸの処理ルーチン（ステップ４００）に進む。こ
のルーチンは図２４に示されている。

【００５７】経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔ
ｂ（ｉ）の算出ルーチンを示す図１５から図１８を参照
すると、まず初めにステップ１０１において時刻ＴＩＭ
ＥがＴＩＭＥＯとされる。電子制御ユニット２０は時刻
を表わすフリーランカウンタを備えており、このフリー
ランカウンタのカウント値から時刻ＴＩＭＥが算出され
る。次いでステップ１０２では現在の時刻ＴＩＭＥが取
込まれる。従ってステップ１０１のＴＩＭＥＯは３０°
クランク角度前の時刻を表わしていることになる。

【００５８】次いでステップ１０３では現在ｉ番気筒の
ＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別される。現在ｉ番気
筒のＡＴＤＣ３０°でない場合にはステップ１１１にジ
ャンプして現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ９０°であるか否か
が判別される。現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ９０°でない場
合には経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔｂ
（ｉ）の算出ルーチンを完了する。

【００５９】これに対してステップ１０３において現在
ｉ番気筒のＡＴＤＣ３０°であると判別されたときには
ステップ１０４に進んで７２０°クランク角度前に算出
された経過時間Ｔａ（ｉ）がＴａＯ（ｉ）とされる。次
いでステップ１０５では次式に基づいてｉ番気筒のＴＤ
ＣからＡＴＤＣ３０°までの最終的な経過時間Ｔａ
（ｉ）が算出される。

【００６０】Ｔａ（ｉ）＝（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）・
（１＋ＫＴａ（ｉ））即ち、例えば現在１番気筒＃１のＡＴＤＣ３０°である
とすると１番気筒＃１のＴＤＣからＡＴＤＣ３０°まで
の最終的な経過時間Ｔａ（１）が（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥ
Ｏ）・（１＋ＫＴａ（１））から算出される。ここで
（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）はクランク角センサ１５によ
り実測された経過時間Ｔａ（１）を表わしており、ＫＴ
ａ（１）はロータ１３の外歯間隔による誤差を補正する
ための補正係数であり、従って（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥ
Ｏ）に（１＋ＫＴａ（１））を乗算することによって得
られた最終的な経過時間Ｔａ（１）はクランクシャフト
が３０°クランク角度回転する間の経過時間を正確に表
わしていることになる。

【００６１】次いでステップ１０６では今回算出された
経過時間Ｔａ（ｉ）から７２０°クランク角度前に算出
された経過時間ＴａＯ（ｉ）を減算することによって経
過時間差ＤＴａ（ｉ）（＝Ｔａ（ｉ）−ＴａＯ（ｉ））
が算出される。次いでステップ１０７では現在２番気筒
＃２のＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別される。現在
２番気筒＃２のＡＴＤＣ３０°でないときにはステップ
１１０にジャンプし、一つ前に燃焼が行われた（ｉ−
１）番気筒のトルク変動量を算出すべきことを示すフラ
グＸＣＡＬ（ｉ−１）がセット（ＸＣＡＬ（ｉ−１）←
“１”）される。次いでステップ１１１に進む。本発明
による実施例では前述したように点火順序が１−３−４
−２であるので現在１番気筒＃１のＡＴＤＣ３０°であ
るとすると一つ前に燃焼が行われた２番気筒＃２のトル
ク変動量を算出すべきことを示すフラグＸＣＡＬ（２）
がセットされる。同様に図２５に示される如く最終的な
経過時間Ｔａ（３）が算出されるとフラグＸＣＡＬ
（１）がセットされ、最終的な経過時間Ｔａ（４）が算
出されるとフラグＸＣＡＬ（３）がセットされ、最終的
な経過時間Ｔａ（２）が算出されるとフラグＸＣＡＬ
（４）がセットされる。

【００６２】一方、ステップ１１１において現在ｉ番気
筒のＡＴＤＣ９０°であると判別されたときにはステッ
プ１１２に進んで７２０°クランク角度前に算出された
経過時間Ｔｂ（ｉ）がＴｂＯ（ｉ）とされる。次いでス
テップ１１３では次式に基づいてｉ番気筒のＡＴＤＣ６
０°からＡＴＤＣ９０°までの最終的な経過時間Ｔｂ
（ｉ）が算出される。

【００６３】Ｔｂ（ｉ）＝（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）・
（１＋ＫＴｂ（ｉ））即ち、例えば現在１番気筒＃１のＡＴＤＣ９０°である
とすると１番気筒＃１のＡＴＤＣ６０°からＡＴＤＣ９
０°までの最終的な経過時間Ｔｂ（１）が（ＴＩＭＥ−
ＴＩＭＥＯ）・（１＋ＫＴｂ（ｉ））から算出される。
この場合にもロータ１３の外歯間隔による誤差を補正す
るための値（１＋ＫＴｂ（ｉ））が（ＴＩＭＥ−ＴＩＭ
ＥＯ）に乗算されているので最終的な経過時間Ｔｂ
（１）はクランクシャフトが３０°クランク角度回転す
る間の経過時間を正確に表わしていることになる。次い
でステップ１１４では現在２番気筒＃２のＡＴＤＣ９０
°であるか否かが判別される。現在２番気筒＃２のＡＴ
ＤＣ９０°でないときには経過時間差ＤＴａ（ｉ）およ
び経過時間Ｔｂ（ｉ）の算出ルーチンを完了する。

【００６４】一方、ステップ１０７において現在２番気
筒＃２のＡＴＤＣ３０°であると判別されたときにはス
テップ１０８に進んで次式に基づき図１２の７２０°ク
ランク角度範囲（ｊ）における経過時間Ｔａ（ｉ）の平
均値ＴａＡＶ_jが算出される。ＴａＡＶ_j＝（Ｔａ（１）＋Ｔａ（３）＋Ｔａ（４）＋
Ｔａ（２））／４ここでＴａ（１），Ｔａ（３），Ｔａ（４），Ｔａ
（２）は図１２におけるＴａ（１）_j，Ｔａ（３）_j，
Ｔａ（４）_j，Ｔａ（２）_jに夫々相当する。次いでス
テップ１０９の補正係数ＫＴａ（ｉ）の算出ルーチンに
進む。このルーチンは図１７に示されている。

【００６５】図１７を参照するとまず初めにステップ１
２０において減速運転中の燃料供給停止時であるか否か
が判別される。減速運転中の燃料供給停止時でないとき
には処理サイクルを完了し、減速運転中の燃料供給停止
時にはステップ１２１に進む。ステップ１２１ではステ
ップ１０８において算出された経過時間Ｔａ（ｉ）の平
均値ＴａＡＶ_jと、既に算出されている図１２の７２０
°クランク角度範囲（ｊ−１）における経過時間Ｔａ
（ｉ）の平均値ＴａＡＶ_j-1（＝（Ｔａ（１）＋Ｔａ
（３）＋Ｔａ（４）＋Ｔａ（２））／４）（ここでＴａ
（１），Ｔａ（３），Ｔａ（４），Ｔａ（２）は夫々図
１２に示されるＴａ（１）_j-1，Ｔａ（３） _j-1，Ｔａ
（４）_j-1，Ｔａ（２）_j-1に相当する）から、平均的
な一定の増大率でもって増大したと考えたときの図１２
に示す経過時間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ
（１），ＡＡＶ（３）が次のようにして算出される。

【００６６】ＡＡＶ（４）＝（ＴａＡＶ_j−ＴａＡＶ
_j-1）・（１／８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（２）＝（ＴａＡＶ_j−ＴａＡＶ_j-1）・（３／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（１）＝（ＴａＡＶ_j−ＴａＡＶ_j-1）・（５／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（３）＝（ＴａＡＶ_j−ＴａＡＶ_j-1）・（７／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 次いでステップ１２２では次式に基づいてこれら経過時
間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ（１），ＡＡＶ
（３）に対する実際に検出された経過時間ＴａＯ
（４），ＴａＯ（２），Ｔａ（１），Ｔａ（３）のずれ
割合ＫＡＦＣ（４），ＫＡＦＣ（２），ＫＡＦＣ
（１），ＫＡＦＣ（３）が算出される。ここでＴａＯ
（４），ＴａＯ（２），Ｔａ（１），Ｔａ（３）は夫々
図１２に示されるＴａ（４）_j-1，Ｔａ（２）_j-1，Ｔ
ａ（１）_j，Ｔａ（３）_jに相当する。

【００６７】ＫＡＦＣ（４）＝｛ＴａＯ（４）−ＡＡＶ
（４）｝／ＡＡＶ（４）ＫＡＦＣ（２）＝｛ＴａＯ（２）−ＡＡＶ（２）｝／Ａ
ＡＶ（２）ＫＡＦＣ（１）＝｛Ｔａ（１）−ＡＡＶ（１）｝／ＡＡ
Ｖ（１）ＫＡＦＣ（３）＝｛Ｔａ（３）−ＡＡＶ（３）｝／ＡＡ
Ｖ（３）次いでステップ１２３では補正係数ＫＴａ（ｉ）の学習
条件が成立しているか否かが判別される。例えば燃料供
給停止から一定時間経過しており、機関回転数が予め定
められた範囲内にあり、かつ車両が悪路を走行していな
いとき、例えば図１３に示される経過時間差ＤＴａ
（ｉ）の振幅ＡＭＰが設定値を越えていないときに学習
条件が成立していると判断される。学習条件が成立して
いないときにはステップ１２８に進んでずれ量ＫＡＦＣ
（ｉ）の積算値ＫＡＦＣＩ（ｉ）が零とされ、次いでス
テップ１２９において積算カウント値ＣＫＡＦＣがクリ
アされる。

【００６８】これに対して学習条件が成立している場合
にはステップ１２４に進んで各気筒に対するずれ量ＫＡ
ＦＣ（ｉ）が対応する積算値ＫＡＦＣＩ（ｉ）に加算さ
れ、次いでステップ１２５において積算カウント値ＣＫ
ＡＦＣが１だけインクリメントされる。次いでステップ
１２６では積算カウント値ＣＫＡＦＣが８になったか否
かが判別される。積算カウント値ＣＫＡＦＣが８でない
ときには処理サイクルを完了し、積算カウント値ＣＫＡ
ＦＣが８になるとステップ１２７に進んで補正係数ＫＴ
ａ（ｉ）が算出される。即ち、各気筒についてずれ量Ｋ
ＡＦＣ（ｉ）が８回積算されるとステップ１２７に進ん
で補正係数ＫＴａ（ｉ）が算出される。

【００６９】ステップ１２７では次のようにして補正係
数ＫＴａ（ｉ）が算出される。即ち、まず初めに各積算
値ＫＡＦＣＩ（ｉ）がＫＡＦＣＥ（ｉ）に置き換えられ
る。次いで次式に基づき基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）が
算出される。ＫＴａＢ（ｉ）＝ＫＴａ（ｉ）−（ＫＡＦＣＩ（ｉ）／
８）／４即ち、実際に検出された経過時間Ｔａ（ｉ）が平均的な
一定の増大率でもって増大したと考えたときの経過時間
ＡＡＶ（ｉ）に対してずれを生じている場合には現在の
補正係数ＫＴａ（ｉ）を積算値ＫＡＦＣＩ（ｉ）の平均
値の１／４だけ修正した値が基本補正係数ＫＴａＢ
（ｉ）とされる。次いで次式に基づき全気筒に対する基
本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）の平均値ｔＫＴａＭが算出さ
れる。

【００７０】ｔＫＴａＭ＝（ＫＴａＢ（１）＋ＫＴａＢ
（２）＋ＫＴａＢ（３）＋ＫＴａＢ（４））／４次いで次式に示されるように基本補正係数ＫＴａＢ
（ｉ）をその平均値ｔＫＴａＭでもって修正することに
より補正係数ＫＴａ（ｉ）が更新される。ＫＴａ（ｉ）＝ＫＴａＢ（ｉ）−ｔＫＴａＭこのようにして減速運転中の燃料噴射停止時に各気筒に
対する補正係数ＫＴａ（ｉ）の更新が行われる。

【００７１】一方、図１６のステップ１１４において現
在２番気筒＃２のＡＴＤＣ９０°であると判別されたと
きにはステップ１１５に進んでＴａＡＶ_jを求めたとき
と同じ方法により次式に基づいて７２０°クランク角度
範囲における経過時間Ｔｂ（ｉ）の平均値ＴｂＡＶ_jが
算出される。ＴｂＡＶ_j＝（Ｔｂ（１）＋Ｔｂ（３）＋Ｔｂ（４）＋
Ｔｂ（２））／４次いでステップ１１６の補正係数ＫＴｂ（ｉ）の算出ル
ーチンに進む。このルーチンは図１８に示されている。

【００７２】図１８を参照するとまず初めにステップ１
３０において減速運転中の燃料供給停止時であるか否か
が判別される。減速運転中の燃料供給停止時でないとき
には処理サイクルを完了し、減速運転中の燃料供給停止
時にはステップ１３１に進む。ステップ１３１ではステ
ップ１１５において算出された経過時間Ｔｂ（ｉ）の平
均値ＴｂＡＶ_jと、一つ前の７２０°クランク角度範囲
における経過時間Ｔｂ（ｉ）の平均値ＴｂＡＶ_j-1（＝
（Ｔｂ（１）＋Ｔｂ（３）＋Ｔｂ（４）＋Ｔｂ（２））
／４）から、平均的な一定の増大率でもって増大したと
考えたときの経過時間ＢＡＶ（４），ＢＡＶ（２），Ｂ
ＡＶ（１），ＢＡＶ（３）が算出される。

【００７３】ＢＡＶ（４）＝（ＴｂＡＶ_j−ＴｂＡＶ
_j-1）・（１／８）＋ＴｂＡＶ_j-1 ＢＡＶ（２）＝（ＴｂＡＶ_j−ＴｂＡＶ_j-1）・（３／
８）＋ＴｂＡＶ_j-1 ＢＡＶ（１）＝（ＴｂＡＶ_j−ＴｂＡＶ_j-1）・（５／
８）＋ＴｂＡＶ_j-1 ＢＡＶ（３）＝（ＴｂＡＶ_j−ＴｂＡＶ_j-1）・（７／
８）＋ＴｂＡＶ_j-1 次いでステップ１３２では次式に基づいてこれら経過時
間ＢＡＶ（４），ＢＡＶ（２），ＢＡＶ（１），ＢＡＶ
（３）に対する実際に検出された経過時間ＴｂＯ
（４），ＴｂＯ（２），Ｔｂ（１），Ｔｂ（３）のずれ
割合ＫＢＦＣ（４），ＫＢＦＣ（２），ＫＢＦＣ
（１），ＫＢＦＣ（３）が算出される。

【００７４】ＫＢＦＣ（４）＝｛ＴｂＯ（４）−ＢＡＶ
（４）｝／ＢＡＶ（４）ＫＢＦＣ（２）＝｛ＴｂＯ（２）−ＢＡＶ（２）｝／Ｂ
ＡＶ（２）ＫＢＦＣ（１）＝｛Ｔｂ（１）−ＢＡＶ（１）｝／ＢＡ
Ｖ（１）ＫＢＦＣ（３）＝｛Ｔｂ（３）−ＢＡＶ（３）｝／ＢＡ
Ｖ（３）次いでステップ１３３では補正係数ＫＴｂ（ｉ）の学習
条件が成立しているか否かが判別される。前述したよう
に、例えば燃料供給停止から一定時間経過しており、機
関回転数が予め定められた範囲内にあり、かつ車両が悪
路を走行していないとき、例えば図１３に示される経過
時間差ＤＴａ（ｉ）の振幅ＡＭＰが設定値を越えていな
いときに学習条件が成立していると判断される。学習条
件が成立していないときにはステップ１３８に進んでず
れ量ＫＢＦＣ（ｉ）の積算値ＫＢＦＣＩ（ｉ）が零とさ
れ、次いでステップ１３９において積算カウント値ＣＫ
ＢＦＣがクリアされる。

【００７５】これに対して学習条件が成立している場合
にはステップ１３４に進んで各気筒に対するずれ量ＫＢ
ＦＣ（ｉ）が対応する積算値ＫＢＦＣＩ（ｉ）に加算さ
れ、次いでステップ１３５において積算カウント値ＣＫ
ＢＦＣが１だけインクリメントされる。次いでステップ
１３６では積算カウント値ＣＫＢＦＣが８になったか否
かが判別される。積算カウント値ＣＫＢＦＣが８でない
ときには処理サイクルを完了し、積算カウント値ＣＫＢ
ＦＣが８になるとステップ１３７に進んで補正係数ＫＴ
ｂ（ｉ）が算出される。即ち、各気筒についてずれ量Ｋ
ＢＦＣ（ｉ）が８回積算されるとステップ１３７に進ん
で補正係数ＫＴｂ（ｉ）が算出される。

【００７６】ステップ１３７では次のようにして補正係
数ＫＴｂ（ｉ）が算出される。即ち、まず初めに各積算
値ＫＢＦＣＩ（ｉ）がＫＢＦＣＥ（ｉ）に置き換えられ
る。次いで次式に基づき基本補正係数ＫＴｂＢ（ｉ）が
算出される。ＫＴｂＢ（ｉ）＝ＫＴｂ（ｉ）−（ＫＢＦＣＩ（ｉ）／
８）／４即ち、実際に検出された経過時間Ｔｂ（ｉ）が平均的な
一定の増大率でもって増大したと考えたときの経過時間
ＢＡＶ（ｉ）に対してずれを生じている場合には現在の
補正係数ＫＴｂ（ｉ）を積算値ＫＢＦＣＩ（ｉ）の平均
値の１／４だけ修正した値が基本補正係数ＫＴｂＢ
（ｉ）とされる。次いで次式に基づき全気筒に対する基
本補正係数ＫＴｂＢ（ｉ）の平均値ｔＫＴｂＭが算出さ
れる。

【００７７】ｔＫＴｂＭ＝（ＫＴｂＢ（１）＋ＫＴｂＢ
（２）＋ＫＴｂＢ（３）＋ＫＴｂＢ（４））／４次いで次式に示されるように基本補正係数ＫＴｂＢ
（ｉ）をその平均値ｔＫＴｂＭでもって修正することに
より補正係数ＫＴｂ（ｉ）が更新される。ＫＴｂ（ｉ）＝ＫＴｂＢ（ｉ）−ｔＫＴｂＭこのようにして減速運転中の燃料噴射停止時に各気筒に
対する補正係数ＫＴｂ（ｉ）の更新が行われる。

【００７８】次に図１９から図２１に示されるトルク変
動算出許可チェックルーチンについて図２２を参照しつ
つ説明する。このルーチンは車両が凸凹道を走行するこ
とにより経過時間差ＤＴａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ
（図１３）が大きくなったときには特定の気筒について
のトルク変動量の算出を禁止するために設けられてい
る。

【００７９】即ち、図１９から図２１を参照すると、ま
ず初めにステップ２０１において現在いずれかの気筒の
ＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別される。現在いずれ
かの気筒のＡＴＤＣ３０°でないときには処理サイクル
を完了し、現在いずれかの気筒のＡＴＤＣ３０°である
ときにはステップ２０２に進む。ステップ２０２からス
テップ２０４では経過時間差ＤＴａ（ｉ）が増大し次い
で減少する際の最大経過時間差ＤＴ３０ｍａｘが算出さ
れる。即ち、ステップ２０２では図１５のステップ１０
６において算出されたＤＴａ（ｉ）が最大経過時間差Ｄ
Ｔ３０ｍａｘよりも大きいか否かが判別される。ＤＴ３
０ｍａｘ＞ＤＴａ（ｉ）のときにはステップ２０５にジ
ャンプし、これに対してＤＴ３０ｍａｘ≦ＤＴａ（ｉ）
のときにはステップ２０３に進んでＤＴａ（ｉ）がＤＴ
３０ｍａｘとされる。次いでステップ２０４ではＤＴａ
（ｉ）が増大していることを示す増大フラグＸＭＸＲＥ
Ｃがセット（ＸＭＸＲＥＣ←“１”）され、次いでステ
ップ２０５に進む。

【００８０】ステップ２０５からステップ２０７では経
過時間差ＤＴａ（ｉ）が減少し次いで増大する際の最小
経過時間差ＤＴ３０ｍｉｎが算出される。即ち、ステッ
プ２０５では図１５のステップ１０６において算出され
たＤＴａ（ｉ）が最小経過時間差ＤＴ３０ｍｉｎよりも
小さいか否かが判別される。ＤＴ３０ｍｉｎ＜ＤＴａ
（ｉ）のときにはステップ２０８にジャンプし、これに
対してＤＴ３０ｍｉｎ≧ＤＴａ（ｉ）のときにはステッ
プ２０６に進んでＤＴａ（ｉ）がＤＴ３０ｍｉｎとされ
る。次いでステップ２０７ではＤＴａ（ｉ）が減少して
いることを示す減少フラグＸＭＮＲＥＣがセット（ＸＭ
ＮＲＥＣ←“１”）され、次いでステップ２０８に進
む。

【００８１】ステップ２０８からステップ２１４ではＤ
Ｔａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ（図１３）が設定値Ａ₀
を越えたときにはＤＴａ（ｉ）が最大となった気筒につ
いてのトルク変動量の算出を禁止する禁止フラグがセッ
トされる。即ち、ステップ２０８ではＤＴ３０ｍａｘ＞
ＤＴａ（ｉ）でかつＸＭＸＲＥＣ＝“１”であるか否か
が判別される。ＤＴ３０ｍａｘ≦ＤＴａ（ｉ）である
か、又は増大フラグＸＭＸＲＥＣがリセット（ＸＭＸＲ
ＥＣ＝“０”）されているときにはステップ２１５にジ
ャンプし、これに対してＤＴ３０ｍａｘ＞ＤＴａ（ｉ）
でかつＸＭＸＲＥＣ＝“１”のときにはステップ２０９
に進む。

【００８２】即ち、図２２に示されるように時刻ｔ₁に
おいて１番気筒＃１の経過時間差ＤＴａ（１）が最大に
なったとする。この場合、時刻ｔ₁において行われる割
込みルーチンではステップ２０２からステップ２０３に
進んでＤＴａ（１）がＤＴ３０ｍａｘとされ、次いでス
テップ２０４において最大フラグＸＭＸＲＥＣがセット
される。一方、図２２の時刻ｔ₂において行われる割込
みルーチンではステップ２０２からステップ２０５にジ
ャンプする。このときステップ２０８ではＤＴ３０ｍａ
ｘ＞ＤＴａ（３）であり、かつＸＭＸＲＥＣ＝“１”で
あると判断されるのでステップ２０９に進む。即ち、ス
テップ２０９に進むのは経過時間差ＤＴａ（ｉ）が減少
しはじめる時刻ｔ₂である。

【００８３】ステップ２０９では最大経過時間差ＤＴ３
０ｍａｘがＴＭＸＲＥＣとされる。次いでステップ２１
０では最大経過時間差ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間差
ＴＭＮＲＥＣ（後述するステップ２１６で求められる）
を減算することによってＤＴａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭ
Ｐが算出される。次いでステップ２１１では最小経過時
間差ＤＴ３０ｍｉｎの初期値がＤＴａ（ｉ）とされる。
次いでステップ２１２では増大フラグＸＭＸＲＥＣがリ
セット（ＸＭＸＲＥＣ←“０”）される。次いでステッ
プ２１３では振幅ＡＭＰが設定値Ａ₀よりも大きいか否
かが判別される。ＡＭＰ＜Ａ₀のときにはステップ２１
５にジャンプする。これに対してＡＭＰ≧Ａ₀のときに
はステップ２１４に進んでトルク変動算出禁止フラグＸ
ＮＯＣＡＬがセット（ＸＮＯＣＡＬ←“１”）される。
即ち、図２２の時刻ｔ₂において行われる割込みルーチ
ンでは前述したように１番気筒＃１のトルク変動量が算
出される。従ってこの割込みルーチンにおいてＡＭＰ≧
Ａ₀となり、トルク変動算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬが
セットされると１番気筒＃１のトルク変動量の算出、即
ち、ＤＴａ（ｉ）が最大となる気筒のトルク変動量の算
出が禁止される。

【００８４】ステップ２１５からステップ２２１ではＤ
Ｔａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰが設定値Ａ₀を越えたと
きにはＤＴａ（ｉ）が最小となった気筒についてのトル
ク変動量の算出を禁止する禁止フラグがセットされる。
即ち、ステップ２１５ではＤＴ３０ｍｉｎ＜ＤＴａ
（ｉ）でかつＸＭＮＲＥＣ＝“１”であるか否かが判別
される。ＤＴ３０ｍｉｎ≧ＤＴａ（ｉ）であるか、又は
減少フラグＸＭＮＲＥＣがリセット（ＸＭＮＲＥＣ＝
“０”）されているときにはステップ２２２にジャンプ
し、これに対してＤＴ３０ｍｉｎ＜ＤＴａ（ｉ）でかつ
ＸＭＮＲＥＣ＝“１”のときにはステップ２１６に進
む。

【００８５】即ち、図２２に示されるように時刻ｔ₃に
おいて１番気筒＃１の経過時間差ＤＴａ（１）が最小に
なったとする。この場合、時刻ｔ₃において行われる割
込みルーチンではステップ２０５からステップ２０６に
進んでＤＴａ（１）がＤＴ３０ｍｉｎとされ、次いでス
テップ２０７において減少フラグＸＭＮＲＥＣがセット
される。一方、図２２の時刻ｔ₄において行われる割込
みルーチンではステップ２０５からステップ２０８にジ
ャンプする。このときステップ２１５ではＤＴ３０ｍｉ
ｎ＜ＤＴａ（３）であり、かつＸＭＮＲＥＣ＝“１”で
あると判断されるのでステップ２１６に進む。即ち、ス
テップ２１６に進むのは経過時間差ＤＴａ（ｉ）が増大
しはじめる時刻ｔ₄である。

【００８６】ステップ２１６では最小経過時間差ＤＴ３
０ｍｉｎがＴＭＮＲＥＣとされる。次いでステップ２１
７では最大経過時間差ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間差
ＴＭＮＲＥＣを減算することによってＤＴａ（ｉ）の変
動の振幅ＡＭＰが算出される。次いでステップ２１８で
は最大経過時間差ＤＴ３０ｍａｘの初期値がＤＴａ
（ｉ）とされる。次いでステップ２１９では減少フラグ
ＸＭＮＲＥＣがリセット（ＸＭＮＲＥＣ←“０”）され
る。次いでステップ２２０では振幅ＡＭＰが設定値Ａ₀
よりも大きいか否かが判別される。ＡＭＰ＜Ａ₀のとき
にはステップ２２２にジャンプする。これに対してＡＭ
Ｐ≧Ａ₀のときにはステップ２２１に進んでトルク変動
算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬがセット（ＸＮＯＣＡＬ←
“１”）される。即ち、図２２の時刻ｔ₄において行わ
れる割込みルーチンでは１番気筒＃１のトルク変動量が
算出される。従ってこの割込みルーチンにおいてＡＭＰ
≧Ａ₀となり、トルク変動算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬ
がセットされると１番気筒＃１のトルク変動量の算出、
即ち、ＤＴａ（ｉ）が最小となる気筒のトルク変動量の
算出が禁止される。

【００８７】ステップ２２２およびステップ２２３では
経過時間差ＤＴａ（ｉ）が急変した気筒についてのトル
ク変動量の算出が禁止される。即ち、ステップ２２２で
は｜ＤＴａ（ｉ−２）−ＤＴａ（ｉ−１）｜がＫ_o・｜
ＤＴａ（ｉ−１）−ＤＴａ（ｉ）｜よりも大きいか否か
が判別される。ここで定数Ｋ_oは３．０から４．０程度
の値である。ステップ２２２において｜ＤＴａ（ｉ−
２）−ＤＴａ（ｉ−１）｜＜Ｋ_o・｜ＤＴａ（ｉ−１）
−ＤＴａ（ｉ）｜であると判別されたときには処理ルー
チンを完了し、｜ＤＴａ（ｉ−２）−ＤＴａ（ｉ−１）
｜≧Ｋ_o・｜ＤＴａ（ｉ−１）−ＤＴａ（ｉ）｜である
と判別されたときにはステップ２２３に進んでトルク変
動算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬがセットされる。

【００８８】即ち、今図２２の時刻ｔ₃における割込み
ルーチンであるとするとこのときには｜ＤＴａ（４）−
ＤＴａ（２）｜がＫ_o・｜ＤＴａ（２）−ＤＴａ（１）
｜であるか否かが判別される。図２２に示されるように
ＤＴａ（４）に対してＤＴａ（２）が急変すると｜ＤＴ
ａ（４）−ＤＴａ（２）｜はＫ_o・｜ＤＴａ（２）−Ｄ
Ｔａ（１）｜よりも大きくなる。このときトルク変動算
出禁止フラグがセットされ、経過時間差ＤＴａ（ｉ）が
急変した２番気筒＃２のトルク変動量の算出が禁止され
る。

【００８９】次に図２３に示すトルク変動算出ルーチン
について説明する。図２３を参照すると、まず初めにス
テップ３０１において一つ前に燃焼が行われた（ｉ−
１）番気筒のトルク変動量を算出すべきことを示すフラ
グＸＣＡＬ（ｉ−１）がセットされているか否かが判別
される。フラグＸＣＡＬ（ｉ−１）＝“０”のとき、即
ちフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がセットされていないとき
には処理サイクルを完了する。これに対してフラグＸＣ
ＡＬ（ｉ−１）＝“１”のとき、即ちフラグＸＣＡＬ
（ｉ−１）がセットされているときにはステップ３０２
に進んでフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がリセットされ、次
いでステップ３０３に進む。

【００９０】ステップ３０３では一つ前に燃焼が行われ
た気筒についてのトルク変動量の算出を禁止する禁止フ
ラグＸＮＯＣＡＬがリセット（ＸＮＯＣＡＬ＝“０”）
されているか否かが判別される。この禁止フラグがセッ
ト（ＸＮＯＣＡＬ＝“１”）されているときにはステッ
プ３１１に進んで禁止フラグＸＮＯＣＡＬがリセットさ
れる。これに対して禁止フラグがリセットされていると
きにはステップ３０４に進む。即ち、フラグＸＣＡＬが
セットされており、かつ禁止フラグＸＮＯＣＡＬがリセ
ットされているときのみステップ３０４に進む。

【００９１】ステップ３０４では一つ前に燃焼が行われ
た（ｉ−１）番気筒の仮想の経過時間差Ｋｂ（ｉ−１）
（図１０および図１１参照）が次式に基づいて算出され
る。Ｋｂ（ｉ−１）＝｛２・ＤＴａ（ｉ−１）＋ＤＴａ
（ｉ）｝／３次いでステップ３０５では次式に基づいて一つ前に燃焼
が行われた（ｉ−１）番気筒の実際の出力トルクＤＮ
（ｉ−１）が算出される。

【００９２】ＤＮ（ｉ−１）＝｛３０°／Ｔｂ（ｉ−
１）｝²−｛３０°／Ｔａ（ｉ−１）｝² 次いでステップ３０６では次式に基づいて一つ前に燃焼
が行われた（ｉ−１）番気筒の仮想の出力トルクＤＮＳ
（ｉ−１）が算出される。ＤＮＳ（ｉ−１）＝｛３０°／（ＴｂＯ（ｉ−１）＋Ｋ
ｂ（ｉ−１））｝²−｛３０°／Ｔａ（ｉ−１）｝² 次いでステップ３０７では次式に示すように仮想の出力
トルクＤＮＳ（ｉ−１）から実際の出力トルクＤＮ（ｉ
−１）を減算することによって一つ前に燃焼が行われた
（ｉ−１）番気筒のトルク変動量ＤＬＮ（ｉ−１）が算
出される。

【００９３】ＤＬＮ（ｉ−１）＝ＤＮＳ（ｉ−１）−ＤＮ（ｉ−１）即ち、例えば今３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°であって
フラグＸＣＡＬ（１）がセットされているとするとステ
ップ３０４において１番気筒＃１に対する仮想の経過時
間差Ｋｂ（１）が算出され、次いでステップ３０５にお
いて１番気筒＃１の実際の出力トルクＤＮ（１）が算出
され、ステップ３０６において１番気筒＃１の仮想の出
力トルクＤＮＳ（１）が算出され、次いでステップ３０
７において１番気筒＃１のトルク変動量ＤＬＮ（１）が
算出される。

【００９４】なお、各気筒の出力変動量ＧＬＮ（ｉ−
１）を求める場合にはステップ３０５からステップ３０
７において以下のような計算を行えばよい。即ち、ステ
ップ３０５では実際のトルク変動量ＤＮ（ｉ−１）を求
める代りに次式に基づいて実際の出力変動量ＧＮ（ｉ−
１）を算出する。ＧＮ（ｉ−１）＝｛３０°／Ｔｂ（ｉ−１）｝−｛３０
°／Ｔａ（ｉ−１）｝次いでステップ３０６では仮想のトルク変動量ＤＮＳ
（ｉ−１）を求める代りに次式に基づいて仮想の出力変
動量ＧＮＳ（ｉ−１）を算出する。

【００９５】ＧＮＳ（ｉ−１）＝｛３０°／（ＴｂＯ
（ｉ−１）＋Ｋｂ（ｉ−１））｝−｛３０°／Ｔａ（ｉ
−１）｝次いでステップ３０７ではトルク変動量ＤＬＮ（ｉ−
１）を求める代りに次式に基づいて出力変動量ＧＬＮ
（ｉ−１）を算出する。ＧＬＮ（ｉ−１）＝ＧＮＳ（ｉ−１）−ＧＮ（ｉ−１）さて、ステップ３０７においてトルク変動量ＤＬＮ（ｉ
−１）が算出されるとステップ３０８に進んでトルク変
動量ＤＬＮ（ｉ−１）が正であるか否かが判別される。
ＤＬＮ（ｉ−１）≧０であればステップ３１０にジャン
プして一つ前に燃焼が行われた気筒のトルク変動量ＤＬ
Ｎ（ｉ−１）を積算すべきことを示す積算要求フラグＸ
ＤＬＮＩ（ｉ−１）がセット（ＸＤＬＮＩ（ｉ−１）←
“１”）される。これに対してＤＬＮ（ｉ−１）＜０で
あればステップ３０９に進んでＤＬＮ（ｉ−１）が零と
され、次いでステップ３１０に進む。なお、各気筒のト
ルクは上昇と低下を繰返し、この場合トルク変動量を求
めるにはトルクの上昇分かトルクの減少分のいずれかを
積算すればよい。図２３に示すルーチンではトルクの減
少分のみを積算するようにしており、従って上述したよ
うにＤＬＮ（ｉ−１）＜０のときにはＤＬＮ（ｉ−１）
を零にしている。

【００９６】次に図２４を参照しつつカウンタＣＤＬＮ
ＩＸの処理について説明する。このカウンタＣＤＬＮＩ
Ｘのカウント値は後に説明する機関のトルク変動値を算
出する際に使用される。図２４を参照すると、まず初め
にステップ４０１において現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ
３０°であるか否かが判別される。現在３番気筒＃３の
ＡＴＤＣ３０°でないときには処理サイクルを完了し、
現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°であるときにはステ
ップ４０２に進む。ステップ４０２では機関のトルク変
動値を算出するためのトルク変動値算出条件が成立して
いるか否かが判別される。例えば空燃比をリーンとする
条件が成立していないか、或いは機関負荷Ｑ／Ｎの単位
時間当りの変化量ΔＱ／Ｎが設定値以上であるか、或い
は機関回転数の単位時間当りの変化量ΔＮが設定値以上
であるときにはトルク変動値算出条件が成立していない
と判断され、それ以外のときにはトルク変動値算出条件
が成立していると判断される。

【００９７】ステップ４０２においてトルク変動値算出
条件が成立していると判断されたときにはステップ４０
８に進んでカウント値ＣＤＬＮＩＸが１だけインクリメ
ントされる。このカウント値ＣＤＬＮＩＸのインクリメ
ント作用は３番気筒＃３がＡＴＤＣ３０°となる毎に、
即ち７２０°クランク角度毎に行われる。次いでステッ
プ４０９ではカウント値ＣＤＬＮＩＸのインクリメント
作用が開始されてからカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリア
されるまでの間の機関回転数の平均値Ｎ_AVEおよび吸入
空気量Ｑの平均値Ｑ_AVEが算出される。

【００９８】一方、ステップ４０２においてトルク変動
値算出条件が成立していないと判断されたときにはステ
ップ４０３に進んでカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリアさ
れる。次いでステップ４０４では各気筒に対するトルク
変動量ＤＬＮ（ｉ）の積算値ＤＬＮＩ（ｉ）（この積算
値は後に説明するルーチンにおいて算出される）がクリ
アされ、次いでステップ４０５では各気筒に対する積算
カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）（この積算カウント値は後
に説明するルーチンにおいて算出される）がクリアされ
る。

【００９９】次いでステップ４０６では目標トルク変動
値ＬＶＬＬＦＢが算出される。本発明による実施例では
後に説明するように算出されたトルク変動値がこの目標
トルク変動値ＬＶＬＬＦＢとなるように空燃比がフィー
ドバック制御される。この目標トルク変動値ＬＶＬＬＦ
Ｂは等しい変動値を実線で示した図２６（Ａ）に示され
るように機関負荷Ｑ／Ｎが高くなるほど大きくなり、機
関回転数Ｎが高くなるほど大きくなる。この目標トルク
変動値ＬＶＬＬＦＢは図２６（Ｂ）に示されるように機
関負荷Ｑ／Ｎおよび機関回転数Ｎの関数としてマップの
形で予めＲＯＭ２２内に記憶されている。次いでステッ
プ４０７では各気筒のトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）
（このトルク変動値は後に説明するルーチンにおいて算
出される）が図２６（Ｂ）のマップから算出された目標
トルク変動値ＬＶＬＬＦＢとされる。

【０１００】図２８は繰返し実行されるメインルーチン
を示している。このメインルーチンではまず初めにトル
ク変動値の算出ルーチン（ステップ６００）が実行され
る。このルーチンが図２９および図３０に示されてい
る。次いでリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬ
ＬＦＢの算出ルーチン（ステップ７００）が実行され
る。このルーチンが図３１に示されている。次いで予め
定められたクランク角になったときに噴射時間算出ルー
チン（ステップ８００）が実行される。このルーチンが
図３２に示されている。次いでその他のルーチン（ステ
ップ９００）が実行される。

【０１０１】次に図２９および図３０に示されるトルク
変動値の算出ルーチンについて説明する。図２９および
図３０を参照すると、まず初めにステップ６０１におい
てトルク変動量ＤＬＮ（ｉ）を積算すべきことを示す積
算要求フラグＸＤＬＮＩ（ｉ）がセット（ＸＤＬＮＩ
（ｉ）＝“１”）されているか否かが判別される。積算
要求フラグＸＤＬＮＩ（ｉ）がセットされていないとき
にはステップ６０９にジャンプし、積算要求フラグＸＤ
ＬＮＩ（ｉ）がセットされているときにはステップ６０
２に進む。ステップ６０２では積算要求フラグＸＤＬＮ
Ｉ（ｉ）がリセットされる。次いでステップ６０３では
トルク変動量ＤＬＮ（ｉ）がトルク変動量積算値ＤＬＮ
Ｉ（ｉ）に加算される。次いでステップ６０４では積算
カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）が１だけインクリメントさ
れる。即ち、例えばステップ６０１において１番気筒に
ついての積算要求フラグＸＤＬＮＩ（１）がセットされ
たとするとステップ６０２においてこのフラグＸＤＬＮ
Ｉ（１）がリセットされ、ステップ６０３においてトル
ク変動量積算値ＤＬＮＩ（１）が算出され、ステップ６
０４において積算カウント値ＣＤＬＮＩ（１）が１だけ
インクリメントされる。

【０１０２】次いでステップ６０５では積算カウント値
ＣＤＬＮＩ（ｉ）が“８”になったか否かが判別され
る。ＣＤＬＮＩ（ｉ）が“８”でないときにはステップ
６０９にジャンプし、ＣＤＬＮＩ（ｉ）が“８”になる
とステップ６０６に進んで次式から各気筒のトルク変動
値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）が算出される。ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）＝ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）＋｛ＤＬＮＩ
（ｉ）−ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）｝／４次いでステップ６０７では各気筒に対するトルク変動量
積算値ＤＬＮＩ（ｉ）がクリアされ、次いでステップ６
０８では積算カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）がリセットさ
れる。

【０１０３】即ち、算出されたトルク変動量積算値ＤＬ
ＮＩ（ｉ）とこれまで用いられてきたトルク変動値ＤＬ
ＮＩＳＭ（ｉ）との間に差があるときにはこの差｛ＤＬ
ＮＩ（ｉ）−ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）｝に１／４を乗算した
値がトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）に加算される。従
って例えば１番気筒＃１についての積算カウント値ＣＤ
ＬＮＩ（１）が“８”になるとステップ６０６において
トルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（１）が算出されることにな
る。

【０１０４】次いでステップ６０９では図２４に示すル
ーチンにおいて算出されたカウント値ＣＤＬＮＩＸが
“８”になったか否かが判別される。ＣＤＬＮＩＸが
“８”でないときには処理サイクルを完了し、ＣＤＬＮ
ＩＸが“８”になるとステップ６１０に進んで各気筒の
トルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）の平均値である平均ト
ルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（＝｛ＤＬＮＩＳＭ（１）＋Ｄ
ＬＮＩＳＭ（２）＋ＤＬＮＩＳＭ（３）＋ＤＬＮＩＳＭ
（４）｝／４）が算出される。次いでステップ６１１で
はカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリアされる。このように
して機関のトルク変動量を代表する値ＤＬＮＩＳＭが算
出される。

【０１０５】なお、前述したようにカウント値ＣＤＬＮ
ＩＸは７２０°クランク角度毎に１だけインクリメント
され、いずれの気筒についてもトルクの算出が禁止され
たことがなければカウント値ＣＤＬＮＩＸが“８”にな
ったときには全ての気筒に対する積算カウント値ＣＤＬ
ＮＩ（１），ＣＤＬＮＩ（２），ＣＤＬＮＩ（３），Ｃ
ＤＬＮＩ（４）は既に“８”となっている。従ってこの
場合には全ての気筒についてトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ
（ｉ）が算出される。一方、例えば１番気筒＃１につい
てトルク変動量の算出が禁止されたとするとカウント値
ＣＤＬＮＩＸが“８”になったときに１番気筒＃１の積
算カウント値ＣＤＬＮＩ（１）だけは“８”になってお
らず、斯くして１番気筒＃１については新たなトルク変
動量積算値ＤＬＮＩ（１）は算出されていない。従って
この場合、ステップ６１０において平均トルク変動値Ｄ
ＬＮＩＳＭを求める際には１番気筒＃１だけについては
以前に算出されたトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（１）が使
用される。

【０１０６】次に図３１を参照しつつＦＬＬＦＢ算出ル
ーチンについて説明する。図３１を参照すると、まず初
めにステップ７０１においてリーンリミットフィードバ
ック補正係数ＦＬＬＦＢの更新条件が成立しているか否
かが判別される。例えば暖機運転時であるとき、或いは
機関の運転状態が図５において破線で囲まれた学習領域
にないときには更新条件が成立していないと判断され、
その他のときには更新条件が成立していると判断され
る。更新条件が成立していないときには処理サイクルを
完了し、更新条件が成立しているときにはステップ７０
２に進む。

【０１０７】ステップ７０２では機関負荷Ｑ／Ｎと機関
回転数Ｎから図２６（Ｂ）に示すマップに基づいて目標
トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが算出される。次いでステッ
プ７０３およびステップ７０４では目標トルク変動値Ｌ
ＶＬＬＦＢに応じた変動量判別値ＤＨ（ｎ），ＤＬ
（ｎ）に基づいて次式に示されるトルク変動レベルＬＶ
ＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）が算出される。

【０１０８】ＬＶＬＨ（ｎ）＝ＬＶＬＬＦＢ＋ＤＨ（ｎ）ＬＶＬＬ（ｎ）＝ＬＶＬＬＦＢ＋ＤＬ（ｎ）ここで、変動量判別値ＤＨ（ｎ）およびＤＬ（ｎ）は図
２７（Ａ）に示されるように予め定められている。即
ち、図２７（Ａ）からわかるようにＤＨ（ｎ）について
は３つの正の値が定められており、ＤＨ（３）＞ＤＨ
（２）＞ＤＨ（１）の関係を有する。更に、これらＤＨ
（１），ＤＨ（２），ＤＨ（３）は目標トルク変動値Ｌ
ＶＬＬＦＢが大きくなるにつれて次第に増大する。一
方、ＤＬ（ｎ）については３つの負の値が定められてお
り、ＤＬ（１）＞ＤＬ（２）＞ＤＬ（３）の関係を有す
る。更に、これらＤＬ（１），ＤＬ（２），ＤＬ（３）
の絶対値は目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが大きくなる
につれて次第に増大する。

【０１０９】ところで今、ステップ７０２において算出
された目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが破線で示される
値だったとする。この場合、ステップ７０３では破線上
のＤＨ（１），ＤＨ（２），ＤＨ（３）を目標トルク変
動値ＬＶＬＬＦＢに加算した値が夫々トルク変動レベル
ＬＶＬＨ（１），ＬＶＬＨ（２），ＬＶＬＨ（３）とさ
れ、ステップ７０４では破線上のＤＬ（１），ＤＬ
（２），ＤＬ（３）を目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢに
加算した値が夫々トルク変動レベルＬＶＬＬ（１），Ｌ
ＶＬＬ（２），ＬＶＬＬ（３）とされる。

【０１１０】一方、図２７（Ｂ）に示されるように各ト
ルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）間の領
域に対してフィードバック補正値＋ａ₁，＋ａ₂，＋ａ
₃，＋ａ₄，−ｂ₁，−ｂ₂，−ｂ₃，−ｂ₄が予め定
められており、例えばトルク変動レベルがＬＶＬＨ
（１）とＬＶＬＨ（２）の間の領域に対してはフィード
バック補正値は＋ａ₂となる。これらフィードバック補
正値は＋ａ₄＞＋ａ₃＞＋ａ₂＞＋ａ₁でありかつ−ｂ
₁＞−ｂ₂＞−ｂ₃＞−ｂ₄である。図２７（Ｂ）に示
す各フィードバック補正値＋ａ₁，＋ａ₂，＋ａ₃，＋
ａ₄，−ｂ₁，−ｂ ₂，−ｂ₃，−ｂ₄が図２７（Ａ）
の対応する領域に示されている。

【０１１１】ステップ７０３およびステップ７０４にお
いて夫々トルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ
（ｎ）が算出されるとステップ７０５に進んで図２９お
よび図３０に示すトルク変動値の算出ルーチンにより算
出された平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが図２７（Ｂ）
に示されるどのトルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶ
ＬＬ（ｎ）の間にあるかが判別される。次いでステップ
７０６では対応するフィードバック補正値ＤＬＦＢが算
出される。例えば今、目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが
図２７（Ａ）において破線で示される値であり、算出さ
れた平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが図２７（Ｂ）のＬ
ＶＬＨ（１）とＬＶＬＨ（２）との間である場合、即ち
目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢに対する平均トルク変動
値ＤＬＮＩＳＭの偏差が図２７（Ａ）の破線上において
ＤＨ（１）とＤＨ（２）の間にある場合にはフィードバ
ック補正値ＤＬＦＢは＋ａ₂とされる。

【０１１２】次いでステップ７０７では図２４に示すＣ
ＤＬＮＩＸの処理ルーチンのステップ４０９において求
められた機関回転数の平均値Ｎ_AVEおよび吸入空気量Ｑ
の平均値Ｑ_AVEに基づいて更新すべきリーンリミットフ
ィードバック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊが図５に示される
どの学習領域のリーンリミットフィードバック補正係数
であるかが決定される。次いでステップ７０８ではステ
ップ７０７において決定されたリーンリミットフィード
バック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊにフィードバック補正値
ＤＬＦＢが加算される。

【０１１３】即ち、上述したように例えばＤＬＮＩＳＭ
＞ＬＶＬＬＦＢであって、ＬＶＬＨ（１）＜ＤＬＮＩＳ
Ｍ＜ＬＶＬＨ（２）である場合にはリーンリミットフィ
ードバック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊに＋ａ₂が加算され
る。その結果、空燃比が小さくなるので各気筒のトルク
変動量が減少せしめられる。一方、ＤＬＮＩＳＭ＜ＬＶ
ＬＬＦＢであってＬＶＬＬ（１）＞ＤＬＮＩＳＭ＞ＬＶ
ＬＬ（２）である場合にはリーンリミットフィードバッ
ク補正係数ＦＬＬＦＢｉｊに−ｂ₂が加算される。その
結果、空燃比が大きくなるので各気筒のトルク変動量が
増大せしめられる。このようにして全気筒の平均トルク
変動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢと
なるようにリーン運転時の空燃比が制御される。

【０１１４】なお、図２４に示すルーチンに示されるよ
うにトルク変動値の算出条件が成立しないときにはステ
ップ４０７において全ての気筒に対するＤＬＮＩＳＭ
（ｉ）がＬＶＬＬＦＢとされ、斯くして平均トルク変動
値ＤＬＮＩＳＭも目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢとされ
る。従ってこのときにはリーンリミットフィードバック
補正係数ＦＬＬＦＢｉｊの更新は行われない。

【０１１５】次に図３２を参照しつつ燃料噴射時間の算
出ルーチンについて説明する。図３２を参照すると、ま
ず初めにステップ８０１において図２に示すマップから
基本燃料噴射時間ＴＰが算出される。次いでステップ８
０２ではリーン運転を行うべき運転状態か否かが判別さ
れる。リーン運転を行うべき運転状態のときにはステッ
プ８０３に進んで理論空燃比フィードバック補正係数Ｆ
ＡＦの値が１．０に固定される。次いでステップ８０４
では図４に示すマップからリーン補正係数ＦＬＥＡＮが
算出され、次いでステップ８０５では図５に示すマップ
からリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢ
が読込まれる。次いでステップ８０９では次式に基づい
て燃料噴射時間ＴＡＵが算出される。

【０１１６】ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＥＡＮ・ＦＬＬＦＢ・
ＦＡＦ＋ＴＡＵＶこれに対し、ステップ８０２においてリーン運転を行う
べき運転状態でないと判別されたとき、即ち空燃比を理
論空燃比にすべきときにはステップ８０６に進んでリー
ン補正係数ＦＬＥＡＮが１．０に固定され、次いでステ
ップ８０７においてリーンリミットフィードバック補正
係数ＦＬＬＦＢが１．０に固定される。次いでステップ
８０８では空燃比センサ１７の出力信号に基づいて空燃
比が理論空燃比となるように理論空燃比フィードバック
補正係数ＦＡＦが制御される。次いでステップ８０９に
進み、燃料噴射時間ＴＡＵが算出される。

【０１１７】

【発明の効果】各気筒の出力変動およびトルク変動を正
確に検出することができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】内燃機関の全体図である。

【図２】基本燃料噴射時間のマップを示す図である。

【図３】ＮＯ_xの発生量とトルク変動を示す図である。

【図４】リーン補正係数のマップを示す図である。

【図５】リーンリミットフィードバック補正係数のマッ
プを示す図である。

【図６】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔ
ｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図７】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ）の変
化を示すタイムチャートである。

【図８】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔ
ｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図９】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔ
ｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図１０】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ）の
変化を示すタイムチャートである。

【図１１】経過時間差ＤＴａ（ｉ）とＫｂ（ｉ）との関
係を示す図である。

【図１２】減速運転時における経過時間Ｔａ（ｉ）の変
化を示すタイムチャートである。

【図１３】経過時間差ＤＴａ（ｉ）の変化を示すタイム
チャートである。

【図１４】割込みルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図１５】経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔｂ
（ｉ）を算出するためのフローチャートである。

【図１６】経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔｂ
（ｉ）を算出するためのフローチャートである。

【図１７】ＫＴａ（ｉ）を算出するためのフローチャー
トである。

【図１８】ＫＴｂ（ｉ）を算出するためのフローチャー
トである。

【図１９】トルク変動量算出の許可をチェックするため
のフローチャートである。

【図２０】トルク変動量算出の許可をチェックするため
のフローチャートである。

【図２１】トルク変動量算出の許可をチェックするため
のフローチャートである。

【図２２】経過時間差ＤＴａ（ｉ）の変化とフラグＸＭ
ＸＲＥＣ，ＸＭＮＲＥＣの変化を示すタイムチャートで
ある。

【図２３】トルク変動量を算出するためのフローチャー
トである。

【図２４】カウンタＣＤＬＮＩＸを処理するためのフロ
ーチャートである。

【図２５】種々の値の計算タイミングを示す図である。

【図２６】目標トルク変動値を示す図である。

【図２７】変動量判別値ＤＨ（ｎ），ＤＬ（ｎ）および
トルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）を示
す図である。

【図２８】メインルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図２９】トルク変動値を算出するためのフローチャー
トである。

【図３０】トルク変動値を算出するためのフローチャー
トである。

【図３１】リーンリミットフィードバック補正係数を算
出するためのフローチャートである。

【図３２】燃料噴射時間を算出するためのフローチャー
トである。

【符号の説明】

３…サージタンク４…燃料噴射弁８…スロットル弁１４…ロータ１５…クランク角センサ

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】第１の気筒と第１の気筒の次に燃焼が行
われる第２の気筒とを具備した多気筒内燃機関の出力変
動検出方法において、各気筒に対し圧縮行程末期から爆
発行程初期までのクランク角度領域内に第１のクランク
角度範囲を設定すると共に第１のクランク角度範囲から
一定のクランク角を隔てた爆発行程中期のクランク角度
領域内に第２のクランク角度範囲を設定して該第１のク
ランク角度範囲内におけるクランクシャフトの第１の角
速度を検出すると共に該第２のクランク角度範囲内にお
けるクランクシャフトの第２の角速度を検出し、第１の
気筒および第２の気筒について夫々先の燃焼時における
第１の角速度と次の燃焼時における第１の角速度との変
化量を求めると共に、これら変化量と第１の気筒の先の
燃焼時における第２の角速度とに基づいて第１の気筒の
出力が変動しないと仮定したときの第１の気筒の次の燃
焼時における仮想の第２の角速度を求め、第１の気筒の
次の燃焼時における実際の第２の角速度と該仮想の第２
の角速度に基づいて第１の気筒の出力変動を検出するよ
うにした多気筒内燃機関の出力変動検出方法。
【請求項２】上記実際の第２の角速度と上記仮想の第
２の角速度との偏差から第１の気筒の出力変動量を求め
るようにした請求項１に記載の多気筒内燃機関の出力変
動検出方法。
【請求項３】上記実際の第２の角速度の２乗と上記仮
想の第２の角速度の２乗との偏差から第１の気筒の出力
トルク変動量を求めるようにした請求項１に記載の多気
筒内燃機関の出力変動検出方法。
【請求項４】上記出力トルク変動量を各気筒毎に求
め、これらの出力トルク変動量から機関の出力トルク変
動量を求めるようにした請求項３に記載の多気筒内燃機
関の出力変動検出方法。
【請求項５】各気筒について上記第１の角速度の変化
量を求めると共に該変化量の変動の振幅を求め、該振幅
が予め定められた振幅よりも大きくなったときには該変
化量が最大又は最小となった気筒の出力トルク変動量を
機関の出力トルク変動量の算出に用いることを禁止する
ようにした請求項４に記載の多気筒内燃機関の出力変動
検出方法。
【請求項６】機関の運転時において燃料の供給が停止
されたときに上記第１の角速度の平均的な減少率を求め
ると共に該平均的な減少率でもって減少したときの第１
の角速度を求め、該平均的な減少率でもって減少したと
きの第１の角速度に対する実際に検出された第１の角速
度のずれ量に基づいて実際に検出された第１の角速度を
補正し、補正された第１の角速度を用いて第１の気筒の
出力変動を検出するようにした請求項１に記載の多気筒
内燃機関の出力変動検出方法。
【請求項７】機関の運転時において燃料の供給が停止
されたときに上記第２の角速度の平均的な減少率を求め
ると共に該平均的な減少率でもって減少したときの第２
の角速度を求め、該平均的な減少率でもって減少したと
きの第２の角速度に対する実際に検出された第２の角速
度のずれ量に基づいて実際に検出された第２の角速度を
補正し、補正された第２の角速度を用いて第１の気筒の
出力変動を検出するようにした請求項１に記載の多気筒
内燃機関の出力変動検出方法。