JP4066971B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は内燃機関の制御技術に関し、特に、冷間始動時のアイドル回転数の制御に用いて好適な内燃機関の制御技術に関する。

冷間始動時における内燃機関の回転数は目標回転数との間にずれが生じやすい。このため、従来、冷間始動時のアイドル回転数を制御するための様々な技術が提案されている。例えば特許文献１には、冷間始動時における内燃機関の回転変動を抑制するための技術が開示されている。特許文献１に記載の技術では、アイドル時の各気筒の回転変動差を検出し、ある気筒の回転変動差が上限値を超えているときには、その気筒の噴射補正量を減量するとともに、他の気筒の噴射補正量を増量している。また、ある気筒の回転変動差が下限値よりも低いときには、その気筒の噴射補正量を増量するとともに、他の気筒の噴射補正量を減量している。
特許第２５０５３０４号公報 特開平９−１２６０３５号公報

ところで、冷間始動時に内燃機関の回転数と目標回転数との間にずれが生じる原因としては様々なものが挙げられる。一つはフリクションの経時変化、電気負荷やエアコン負荷の一時的な増大、或いはスロットル系の流量ばらつき等の製造誤差であり、もう一つは重質燃料の使用である。前者の場合は、内燃機関内の燃焼状態は良好なのにも係わらず吸入空気量が目標値からずれることによって回転数と目標回転数との間にずれが生じてしまう。一方、後者の場合は、重質燃料は通常燃料よりも気化し難いために空燃比がリーン化しやすく、不整燃焼や失火等の燃焼状態の悪化によって回転数の変動が生じ、回転数と目標回転数との間にずれが生じてしまう。安定したアイドル運転を行うためには回転数と目標回転数とのずれを解消するよう内燃機関を制御する必要があるが、燃焼状態が良好な場合と燃焼状態が良くない場合とではその最適な対策方法にも違いがあると考えられる。

しかしながら、上記従来技術では、アイドル回転数の制御に関し実回転数と目標回転数とのずれの原因には着目されていなかった。このため、例えば特許文献１に記載された技術では、回転変動の生じている原因とは無関係に回転変動差に応じて燃料噴射量を補正しているが、重質燃料の使用が原因で回転変動が生じているような場合には相当量の燃料を増量することになり、排気エミッションの悪化という弊害を招いてしまう。このような弊害を防止しつつ回転数と目標回転数とのずれを効率的に解消するためには、ずれの原因に応じた最適な対策方法を採ることが求められる。

本発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、回転数と目標回転数とのずれの原因に応じて内燃機関の制御方法を異ならせることで、回転数と目標回転数とのずれを効率的に解消できるようにした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、
内燃機関の実回転数と目標回転数とのずれを判定する回転状態判定手段と、
前記内燃機関の作動データから各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値を求めるトルク対応値算出手段と、
前記トルク対応値の過去複数サイクルにおけるばらつきの程度を数値化して求めるばらつき指標値算出手段と、
前記内燃機関の吸入空気量を調整する吸入空気量調整手段と、
前記内燃機関の点火時期を調整する点火時期調整手段と、
前記実回転数と前記目標回転数とのずれを解消するよう前記内燃機関を制御する制御手段とを備え、
前記制御手段は、前記ばらつき指標値算出手段により算出された指標値が所定の第１判定値より小さいときには、前記吸入空気量調整手段により前記内燃機関の吸入空気量を補正し、前記指標値が前記第１判定値以上のときには、前記点火時期調整手段により前記内燃機関の点火時期を補正するように構成されていることを特徴としている。

第２の発明は、第１の発明において、前記内燃機関の燃料供給量を調整する燃料供給量調整手段をさらに備え、
前記制御手段は、前記指標値が前記第１判定値よりも大きい所定の第２判定値以上のときには、前記点火時期調整手段により前記内燃機関の点火時期を補正するとともに、前記燃料供給量調整手段により前記内燃機関の燃料供給量を補正するように構成されていることを特徴としている。

第１の発明において、トルク対応値の過去複数サイクルにおけるばらつきの程度が大きい場合には、燃料に重質燃料が用いられているために燃焼状態が悪化しているものと判断できる。一方、ばらつきの程度が小さいが実回転数と目標回転数との間にずれが生じている場合には、吸入空気量にずれがあるものと判断できる。第１の発明によれば、トルク対応値のばらつきの程度を示す指標値が所定の第１判定値より小さいときには内燃機関の吸入空気量が補正されるので、良好な燃焼状態を維持し、且つ、排気エミッションも悪化させることなく実回転数と目標回転数とのずれを解消することができる。また、ばらつき指標値が第１判定値以上のときには内燃機関の点火時期が補正されるので、排気エミッションを悪化させることなく燃焼状態を改善することができ、回転変動を抑制して実回転数と目標回転数とのずれを解消することができる。

また、第２の発明によれば、ばらつき指標値が第１判定値よりも大きい所定の第２判定値以上のときには内燃機関の点火時期の補正に加えて燃料供給量も補正されるので、空燃比の調整によって燃焼状態を改善することができ、回転変動を抑制して実回転数と目標回転数とのずれを解消することができる。

以下、図１乃至図７を参照して、本発明の実施の形態について説明する。
図１は本発明の実施の形態としての制御装置が適用されたエンジンシステムの概略構成図である。本実施形態にかかる内燃機関２は火花点火式の４ストロークエンジンであり、図示していないが複数の気筒を有している。各気筒の燃焼室１６には吸気通路４と排気通路６が接続されている。燃焼室１６と吸気通路４との接続部にはその連通状態を制御する吸気弁８が設けられ、燃焼室１６と排気通路６との接続部にはその連通状態を制御する排気弁１０が設けられている。燃焼室１６の頂部には点火プラグ１２が取り付けられている。吸気通路４には燃焼室１６内へ流入する新気の量を調整する電子制御式のスロットル弁１８が配置されている。吸気通路４の先端は各気筒の燃焼室１６に空気を導入するために分岐しており、通路毎に燃焼室１６に燃料を供給するための燃料噴射弁１４が取り付けられている。

内燃機関２はその制御装置としてＥＣＵ（Electronic Control Unit）３０を備えている。ＥＣＵ３０は、複数のセンサによって検出される内燃機関２の作動データに基づき、内燃機関２の運転状態に係わる各種アクチュエータを総合的に制御する。ＥＣＵ３０の入力側には、クランク角センサ３２、及び水温センサ３４が接続され、その出力側には、点火プラグ１２、燃料噴射弁１４、及びスロットル弁１８が接続されている。クランク角センサ３２は内燃機関２のクランク軸２２の近傍に設けられ、所定のクランク角位置でＥＣＵ３０に信号を出力している。水温センサ３４は図示しないウォータジャケットに設けられ、内燃機関２の冷却水の水温に応じた信号を出力している。ＥＣＵ３０は、クランク角センサ３２、及び水温センサ３４から内燃機関２の作動データの供給を受けていると共に、点火プラグ１２、燃料噴射弁１４、及びスロットル弁１８に対して駆動信号を供給している。なお、ＥＣＵ３０には、これらのセンサ３２，３４や機器１２，１４，１８以外にも複数のセンサや機器が接続されているが、ここではその説明は省略する。

本実施形態にかかるＥＣＵ３０の機能の一つとして、冷間ファーストアイドル時のトルク補正制御がある。図２，図３は冷間ファーストアイドル時にＥＣＵ３０により実行されるトルク補正制御をの内容を説明するための図である。ＥＣＵ３０は、クランク角信号から算出される内燃機関２の実回転数と目標回転数との間にずれが生じている場合に、以下に説明するトルク補正制御を実行する。ＥＣＵ３０が実行するトルク補正制御には内燃機関２のトルク変動が小さい場合に実行する制御と大きい場合に実行する制御の２種類の制御があり、ＥＣＵ３０はトルク変動の大小を判断して実行すべき制御を選択している。

ＥＣＵ３０は内燃機関２の作動データから内燃機関２の各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値を算出し、その算出値のばらつきからトルク変動の大小を判断している。トルク対応値は、例えば、以下に説明するように、クランク角センサ３２から供給されるクランク角信号から運動方程式に則って算出することができる。

以下の（１）式，及び（２）式は、クランク角センサ３２から供給されるクランク角信号からトルクを算出するための式である。
Ｔi＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ）＋Ｔf＋Ｔl ・・・（１）
Ｔi＝Ｔgas＋Ｔinertia ・・・（２）
上記の（１）式、（２）式において、Ｔiは内燃機関の燃焼によってクランク軸２２に発生する図示トルクである。ここで、（２）式の右辺は図示トルクＴi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Ｔi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２２の角加速度、Ｔfは駆動部のフリクショントルク、Ｔlは走行時に路面から受ける負荷トルク、を示している。ここで、Ｊ×（ｄω／ｄｔ）はクランク軸２２の角加速度に起因する動的な損失トルク（＝Ｔac）である。フリクショントルクＴfは、ピストン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Ｔlは、走行時の路面状態などの外乱によるトルクである。冷間ファーストアイドル時はシフトギヤはニュートラル状態であるので、以下の説明ではＴl＝０とする。

また、（２）式の右辺において、Ｔgasはシリンダの筒内ガス圧によるトルク、Ｔinertiaはピストン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Ｔgas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。燃焼状態を正確に推定するためには、筒内ガス圧によるトルクＴgasを求める必要がある。

（１）式に示されるように、図示トルクＴi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Ｔf、及び負荷トルクＴlの和として求めることができる。しかし、（２）式に示されるように、図示トルクＴiと筒内ガス圧によるトルクＴgasは一致しないため、図示トルクＴiから燃焼状態を正確に推定することはできない。

図５は、（２）式の各トルクとクランク角との関係を示す特性図である。図５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おり、図５中の一点鎖線は図示トルクＴiを、実線は筒内ガス圧によるトルクＴgasを、破線は往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaをそれぞれ示している。ここで、図５は４気筒の場合の特性を示したものであり、図５中のＴＤＣ、ＢＤＣは、４気筒のうちの１気筒のピストンが上死点（ＴＤＣ）、又は下死点（ＢＤＣ）の位置にある場合のクランク角（０°，１８０°）を示している。内燃機関が４気筒の場合、クランク軸２２が１８０°回転する度に１気筒ずつ爆発行程が行われ、１回の爆発毎に図５中のＴＤＣからＢＤＣまでのトルク特性が繰り返し現れる。

図５中の実線に示すように、筒内ガス圧によるトルクＴgasは、ＴＤＣからＢＤＣの間で急激に増加し、減少する。ここで、Ｔgasの急激な増加は、爆発行程で燃焼室内の混合気が爆発するためである。爆発後、Ｔgasは減少し、他の圧縮行程或いは排気行程にある気筒の影響により、負の値となる。その後、クランク角がＢＤＣに達するとシリンダの容積変化がゼロとなり、Ｔgasは０になる。

一方、往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaは、筒内ガス圧によるトルクＴgasとは無関係に、ピストン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おり、Ｔinertiaはクランク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。図５中の破線に示すように、クランク角がＴＤＣの位置では往復運動する部材は停止しており、Ｔinertia＝０である。クランク角がＴＤＣからＢＤＣに向かって進むと、往復運動する部材が停止状態から運動し始める。この際、これらの部材の慣性によってＴinertiaは負の方向に増加する。クランク角が９０°近傍に達した時点では、往復運動する部材が所定の速度で運動しているため、これらの部材の慣性によってクランク軸２２が回転する。従って、ＴinertiaはＴＤＣとＢＤＣの間で負の値から正の値へ変わる。その後、クランク角がＢＤＣまで到達すると往復運動する部材は停止し、Ｔinertia＝０となる。

（２）式に示されるように、図示トルクＴiは筒内ガス圧によるトルクＴgasと往復慣性質量による慣性トルクＴinertiaの和である。このため、図５の一点鎖線に示されるように、ＴＤＣとＢＤＣの間では、図示トルクＴiは混合気の爆発によるＴgasの増加によって増加し、一旦減少した後、Ｔinertiaによって再び増加するという複雑な挙動を示している。

しかし、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Ｔinertiaの平均値は０となる。これは、往復慣性質量を有する部材が、クランク角０°〜９０°とクランク角９０°〜１８０°で反対の動きをするためである。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Ｔinertia＝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Ｔinertiaが図示トルクＴiに与える影響を排除することができ、正確な燃焼状態を簡単に推定することが可能となる。

そして、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間において各トルクの平均値を求めると、Ｔinertiaの平均値が０となるため、（２）式から、図示トルクＴiの平均値と筒内ガス圧によるトルクＴgasの平均値とが等しくなる。このため、図示トルクＴiに基づいて正確に燃焼状態を推定することができる。

さらに、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間でクランク軸２２の角加速度の平均値を求めると、この区間でのＴinertiaの平均値は０であるため、往復慣性質量が角加速度に与える影響を排除して角加速度を求めることができる。従って、燃焼状態のみに起因する角加速度を算出することができ、角加速度に基づいて正確に燃焼状態を推定することが可能となる。

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Ｔac＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ）の算出方法を説明する。図６は、クランク軸２２の角加速度を求める方法を示す模式図であり、クランク角信号とトルク算出タイミングを示す図である。図６に示すように、本実施形態では、クランク軸２２の回転の１０°毎にクランク角センサ３２からクランク角信号が供給される。

ＥＣＵ３０は、角加速度に起因する動的な損失トルクＴac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ω₀(k)，ω₀(k+1)をそれぞれ求め、同時にクランク軸２２がＴＤＣからＢＤＣまで回転する時間Δｔ(k)を求める。

角速度ω₀(k)を求める際には、例えば図６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Δｔ₀(k)，Δｔ₁₀(k)をクランク角センサ３２から検出する。そして、時間Δｔ₀(k)＋Δｔ₁₀(k)の間にクランク軸２２が２０°回転しているため、ω₀(k)＝（２０／（Δｔ₀(k)＋Δｔ₁₀(k)）×（π／１８０）を演算することによってω₀(k)［ｒａｄ／ｓ］を算出できる。同様に、ω₀(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Δｔ₀(k+1)，Δｔ₁₀(k+1)を検出する。そして、ω₀(k+1)＝（２０／（Δｔ₀(k+1)＋Δｔ₁₀(k+1)））×（π／１８０）を演算することによってω₀(k+1)［ｒａｄ／ｓ］を算出できる。角速度ω₀(k)，ω₀(k+1)を求めた後は、（ω₀(k+1)−ω₀(k)）／Δｔ(k)を演算し、ＴＤＣからＢＤＣまでクランク軸２２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２２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Ｔfの算出方法を説明する。図７はフリクショントルクＴfと内燃機関の回転数Ｎe、冷却水温thwとの関係を表したマップである。図７において、フリクショントルクＴf、回転数Ｎe、冷却水温thwは、ＴＤＣからＢＤＣまでクランク軸２２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７に示すように、フリクショントルクＴfは回転数（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。図７のマップは、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２２を回転させた際に発生するフリクショントルクＴf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、燃焼状態を推定する際には、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間における冷却水温の平均値、回転数の平均値を図７のマップに当てはめて、フリクショントルクＴfの平均値を求める。この際、冷却水温は水温センサ３４から、回転数はクランク角センサ３２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Ｔfの挙動は非常に複雑であり、ばらつきも大きい。しかし、フリクショントルクＴfの挙動は主としてピストン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Ｔinertiaの平均値が０となる区間毎のフリクショントルクＴf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Ｔinertiaの平均値が０となる区間（ＴＤＣ→ＢＤＣ）毎にフリクショントルクＴf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Ｔf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Ｔfをこの区間毎の平均値とすることで、図７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Ｔf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、内燃機関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Ｔfの値も増大する。従って、フリクショントルクＴf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ＯＮしている場合には、図７のマップから求めたフリクショントルクＴf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Ｔf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Ｔf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。

本実施形態では、上記の図示トルク（以下、推定図示トルクとう）Ｔiが各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値として用いられる。ＥＣＵ３０は内燃機関２の始動後の複数サイクルについて上記の計算方法で各気筒の推定図示トルクを算出し、その算出値のばらつきの程度を判定する。推定図示トルクのばらつきの程度は、推定図示トルクの軌跡長から判定することができる。軌跡長は推定図示トルクの変化量をサイクル毎に算出し、その絶対値を積算したものであり、推定図示トルクのサイクル毎の変動が大きいほど軌跡長は長くなる。したがって、予め判定値を設定しておき、内燃機関２の始動後の所定サイクルの軌跡長を求めて判定値とを比較することで、その大小関係から内燃機関２のトルク変動の大小を判断することができる。

図２は内燃機関２のトルク変動が小さい場合にＥＣＵ３０が実行するトルク補正制御を示し、図３はトルク変動が大きい場合にＥＣＵ３０が実行するトルク補正制御を示している。推定図示トルクのサイクル毎の変化に示すように、図２では推定図示トルクのばらつきは小さく、図３では推定図示トルクのばらつきは大きい。推定図示トルクのばらつきの程度はその指標値である軌跡長の大小として現れ、ばらつきが小さい場合には図２に示すように軌跡長は短くなり、ばらつきが大きい場合には図３に示すように軌跡長は長くなる。本実施形態では内燃機関２として直列４気筒エンジンを想定しており、ＥＣＵ３０は内燃機関２の始動後の８サイクル（各気筒、２サイクルずつ）を検出期間とし、８サイクル目の軌跡長を所定の第１判定値と比較することで、燃焼状態の良否を判定している。比較の結果、軌跡長が第１判定値よりも小さい場合には、図２に示すトルク補正制御が実行され、第２判定値以上の場合には、図３に示すトルク補正制御が実行される。なお、第１判定値の具体的な値は、内燃機関２の回転状態と軌跡長との関係を実験等により求め、その結果に基づいて設定すればよい。

以下、先ず、内燃機関２のトルク変動が小さい場合の制御について図２を用いて説明する。図２には、推定図示トルク、推定図示トルクの軌跡長、回転数、点火時期、スロットル開度、及び燃料噴射量の各々のサイクル毎の変化が示されている。始動後の８サイクルは推定図示トルクのばらつきの程度を判定するための検出期間となり、この間は通常の冷間ファーストアイドル制御が行われる。この冷間ファーストアイドル制御では、点火時期は内燃機関２の回転数と負荷をパラメータとするマップ（或いは回転数のみをパラメータとするマップ）を参照して設定される。内燃機関２の負荷は回転数とスロットル開度から算出される。また、スロットル開度は所定のアイドル開度に設定され、燃料噴射量は所定の始動時燃料量に設定される。始動時燃料量はアイドル開度で決まる吸入空気量に対してリッチに設定され、始動後は徐々に減量されていくようになっている。本発明にかかるトルク補正制御は、検出期間後の最初のサイクルから実行される。

図２に示すようにトルク変動が小さく回転数の変動が小さい場合は、内燃機関２の燃焼状態は良好であると判断することができる。この場合、図２に示すように内燃機関２の実回転数が目標回転数を下回っている原因としては、フリクションの経時変化、電気負荷やエアコン負荷の一時的な増大、或いはスロットル系の流量ばらつき等の製造誤差が考えられる。内燃機関２の回転数を調整するためのパラメータとしては主として点火時期、吸入空気量、及び燃料供給量が挙げられるが、点火時期は燃焼状態に影響し、燃料噴射量は排気エミッションに影響する。そこで、本実施形態では、燃焼状態の良好さを維持し、且つ、排気エミッションの悪化を防止しつつ内燃機関２の回転数を調整するための手段として、吸入空気量の補正が実行される。

ＥＣＵ３０は、スロットル開度をアイドル開度よりも大きくして吸入空気量を増量補正することで回転数を上昇させる。ＥＣＵ３０は実回転数と目標回転数との偏差、及び内燃機関２の水温によりスロットル開度の補正量を決定している。具体的には、図示しないマップを参照して実回転数と目標回転数との偏差に応じたスロットル開度の基本補正量を設定し、この基本補正量に水温センサ３４の検出水温に応じた補正係数を掛けた値をスロットル開度の補正量として設定している。点火時期と燃料供給量に関しては通常の制御が続行される。図２中の各グラフの実線は本発明にかかるトルク補正制御が実行されていない場合の各変化を示し、破線は本発明にかかるトルク補正制御が実行されている場合の各変化を示している。なお、図２において検出期間の終了後に点火時期が進角されているのは、スロットル開度の補正に伴い回転数が上昇することによる。上記のように点火時期はマップから回転数に応じて設定されるため、回転数の上昇に伴い点火時期は自動的に進角されることになる。

以上のようなトルク補正制御によれば、吸入空気量が増量補正されることで内燃機関２の発生トルクは上昇し、回転数も上昇する。これにより良好な燃焼状態を維持し、且つ、排気エミッションを悪化させることなく実回転数と目標回転数とのずれが解消され、安定したアイドル運転が実現される。

なお、上記の制御によるスロットル開度の補正後も実回転数と目標回転数との間にずれが残る場合には、さらに実回転数と目標回転数との偏差に応じてスロットル開度をフィードバック制御する。この場合、マップと水温から定まる固定値とフィードバック制御による変動値とを合わせたものが、スロットル開度の補正量となる。スロットル開度のフィードバック制御のみを実行することも可能であるが、最初に固定値によって補正することで実回転数の目標回転数への収束を早めることができる。

また、燃焼状態が良い場合における回転数と目標回転数とのずれは、経年変化や製造誤差等が原因であるが、この場合のずれの傾向は運転毎の変化が無く毎回略一定になることも予想される。したがって、スロットル開度の基本補正量を一定値とし、それを水温によって補正するようにしてもよい。

次に、内燃機関２のトルク変動が大きい場合の制御について図３を用いて説明する。図３には、図２と同様に推定図示トルク、推定図示トルクの軌跡長、回転数、点火時期、スロットル開度、及び燃料噴射量の各々のサイクル毎の変化が示されている。図２で説明したように始動後の８サイクルは推定図示トルクのばらつきの程度を判定するための検出期間となり、本発明にかかるトルク補正制御は検出期間後の最初のサイクルから実行される。

図３に示すようにトルク変動が大きく回転数の変動が大きい場合は、内燃機関２の燃焼状態は悪化しているものと判断することができる。燃焼状態の悪化は特に重質燃料の使用がその原因になっている。重質燃料は通常の燃料（軽質燃料）に比べて揮発性が低いため、重質燃料が使用されている場合、吸気ポートの内壁面や吸気バルブの表面への燃料の付着量が多くなるため空燃比はリーン化しやすい。特に、壁面温度が低い冷間始動時には、壁面に付着した燃料の気化が進まないために空燃比は大きくリーン化する。重質燃料の使用によるトルク変動はこの空燃比のリーン化によるものであり、空燃比のリーン化によって不整燃焼や失火が起こり、大きなトルク変動が生じている。また、空燃比のリーン化によってトルク全体としても低くなり、内燃機関２の実回転数は目標回転数を下回る傾向になる。

内燃機関２の発生トルクを上昇させ回転数を上昇させるための手段の一つとして、前述のようにスロットル開度をアイドル開度よりも大きくして吸入空気量を増量させることが考えられる。しかしながら、重質燃料の使用によるトルク変動は空燃比のリーン化によるものであるため、スロットル開度を大きくすることは逆効果となる。つまり、スロットル開度を大きくすることで吸気通路４の負圧が減少してしまい、壁面に付着した燃料の気化が進まなくなってしまう。このため本ケースにおいては吸入空気量を増量させることは不適当である。

本ケースにおける対策としては、次の二つが考えられる。一つは点火時期を進角させて着火期間を確保することである。これによれば不整燃焼や失火を防止することができるので、内燃機関２の燃焼状態を改善して吸気通路４の圧力を低下させることができる。もう一つは燃料噴射量を増量させて空燃比をリッチ化することである。しかし、冷間始動時には通常でさえ燃料噴射量は増量されているのに、さらに燃料噴射量が増量されることになると排気エミッションを悪化させてしまう可能性がある。そこで、本実施形態では、点火時期の進角による対策を基本とし、トルク変動が大きく点火時期の進角だけでは間に合わない場合にのみ燃料噴射量を増量させるようにしている。

ＥＣＵ３０は内燃機関２の始動後８サイクル目の軌跡長を第１判定値と比較し、軌跡長が第１判定値以上のときには、さらに第１判定値よりも大きい所定の第２判定値と軌跡長とを比較する。第２判定値は、燃料噴射量の増量を行うか否かを推定図示トルクの軌跡長から判断するための判定値である。第２判定値の具体的な値は、内燃機関２の回転状態と軌跡長との関係を実験等により求め、その結果に基づいて設定すればよい。

比較の結果、軌跡長が第２判定値より小さい場合には、ＥＣＵ３０は点火時期の進角補正のみを実行する。点火時期の進角補正量は内燃機関２の水温に応じた固定値になっている。ＥＣＵ３０は進角補正量を水温センサ３４の検出水温に応じて決定し、マップから回転数と負荷に応じて設定される基本点火時期に進角補正量を加算したものを最終点火時期として設定する。この場合、スロットル開度と燃料供給量に関しては通常の制御が続行される。

一方、比較の結果、軌跡長が第２判定値以上の場合には、ＥＣＵ３０は上記の点火時期の進角補正に加えて燃料噴射量の増量補正も実行する。ＥＣＵ３０は水温センサ３４の検出水温に応じて燃料噴射量の補正係数を決定し、始動時燃料量に補正係数を掛けたものを最終燃料噴射量として設定する。この場合、スロットル開度に関しては通常の制御が続行される。図３中の各グラフの実線は本発明にかかるトルク補正制御が実行されていない場合の各変化を示し、破線は本発明にかかるトルク補正制御が実行されている場合（軌跡長が第２判定値以上の場合）の各変化を示している。

以上のようなトルク補正制御によれば、点火時期が進角補正されることで内燃機関２の燃焼状態は改善し吸気通路４の負圧も確保される。これにより重質燃料の気化が促進されて空燃比のリーン化は改善され、内燃機関２の発生トルクは全体的に増大して安定する。また、トルク変動が大きく軌跡長が第２判定値以上になる場合には燃料噴射量の増量補正も実行されるので、空燃比のさらなるリッチ化によって燃焼状態はより改善され、内燃機関２の発生トルクのさらなる安定化が図られる。発生トルクが増大し安定することで、内燃機関２の回転数は上昇し、且つ、回転変動も減少する。この結果、実回転数と目標回転数とのずれが解消され、安定したアイドル運転が実現される。

なお、軌跡長が第２判定値より小さい場合において、点火時期の進角補正後も実回転数と目標回転数との間にずれが残る場合には、さらに実回転数と目標回転数との偏差に応じて点火時期をフィードバック制御する。この場合、水温に応じて決まる固定値とフィードバック制御による変動値とを合わせたものが点火時期の進角補正量となり、マップから回転数と負荷に応じて設定される基本点火時期に加算される。点火時期のフィードバック制御のみを実行することも可能であるが、最初に固定値によって進角補正することで実回転数の目標回転数への収束を早めることができる。

軌跡長が第２判定値以上の場合において、点火時期の進角補正並びに燃料噴射量の増量補正後も実回転数と目標回転数との間にずれが残る場合には、さらに実回転数と目標回転数との偏差に応じて燃料噴射量をフィードバック制御する。この場合、水温に応じて決まる補正係数（固定値）にフィードバック制御による補正係数（変動値）を掛け合わせたものが燃料噴射量の補正係数となる。この場合、燃料噴射量ではなく実回転数と目標回転数との偏差に応じて点火時期をフィードバック制御することも可能である。

以上、図２，図３を用いて説明したトルク補正制御は、内燃機関２の冷間ファーストアイドル時に行われるアイドル制御中の一制御として実行される。図４は内燃機関２の冷間ファーストアイドル時、ＥＣＵ３０によって実行されるアイドル制御の流れを説明するためのフローチャートである。ＥＣＵ３０は、図４に示すルーチンを１サイクル（１８０°ＣＡ）毎に実行する。

図４に示すルーチンでは、先ず、クランク角センサ３２や水温センサ３４等から冷間ファーストアイドル時の内燃機関２の制御に必要な作動データが読み込まれる（ステップ１００）。次のステップ１０２では、点火時期、スロットル開度、燃料噴射量のそれぞれの基本値が設定される（ステップ１０２）。点火時期は回転数と負荷（或いは回転数のみ）に応じて設定され、スロットル開度は所定のアイドル開度に設定され、燃料噴射量は所定の始動時燃料量に設定される。

ステップ１０４では、内燃機関２の実回転数と目標回転数とのずれが判定される。判定においては、所定期間における実回転数の平均値が目標回転数との比較に用いられる。判定の結果、実回転数と目標回転数とのずれが所定の許容範囲内である場合にはステップ１１４に進む。この場合、ステップ１１４では、ステップ１０２で設定された点火時期、スロットル開度、燃料噴射量の各基本値がそのまま最終設定値として用いられ、点火プラグ１２，スロットル弁１８，燃料噴射弁１４のそれぞれのドライバに駆動信号として出力される。

ステップ１０４の判定の結果、実回転数と目標回転数とのずれが許容範囲を超える場合には、上記のトルク補正制御が実行される。先ず、ステップ１０６では、推定図示トルクの軌跡長が既に算出されているか否か判定される。軌跡長は前述のように図２或いは図３で説明される何れのトルク補正制御を実行するか判定するための指標となるものであり、既に算出されている場合にはステップ１１６以降の処理が実行される。未だ算出されていない場合には、先ず、ステップ１０８で今回サイクルの推定図示トルクが算出される。次のステップ１１０では、今回サイクルの推定図示トルクと前回サイクルの推定図示トルクとのトルク差が算出され、前記サイクルまでの推定図示トルクの軌跡長に積算される。

軌跡長は所定サイクル数（図２，図３に示す場合では８サイクル）の推定図示トルクについて求められる。ステップ１１２では、軌跡長の算出が完了したか否か、すなわち、所定サイクル数の推定図示トルクの軌跡長が求められたか判定される。未だ所定サイクル数に達しておらず軌跡長の算出の途中である場合にはステップ１１４に進む。ステップ１１４では、ステップ１０２で設定された点火時期、スロットル開度、燃料噴射量の各基本値がそのまま最終設定値として用いられ、それぞれ各ドライバに駆動信号として出力される。

推定図示トルクの軌跡長が既に算出されている場合（ステップ１０６）、或いは、今回サイクルにおいて軌跡長の算出が完了した場合（ステップ１１２）、ステップ１１６以降の処理が実行される。ステップ１１６では、算出された軌跡長が第１判定値と比較され、その大小関係の判定が行われる。軌跡長が第１判定値よりも小さい場合には、図２を用いて説明したトルク補正制御が実行されてスロットル開度の補正量が算出される(ステップ１１８)。ステップ１１８の処理の後はステップ１１４に進む。この場合、ステップ１１４では、点火時期と燃料噴射量に関してはステップ１０２で設定された各基本値が最終設定値として用いられ、スロットル開度に関してはステップ１０２で設定された基本値にステップ１１８で算出された補正量を加算された値が最終設定値として用いられ、それぞれ各ドライバに駆動信号として出力される。

ステップ１１６の判定の結果、軌跡長が第１判定値以上の場合には、軌跡長はさらに第２判定値と比較されてその大小関係を判定される(ステップ１２０)。軌跡長が第２判定値よりも小さい場合には、図３を用いて説明したトルク補正制御が実行されて点火時期の補正量が算出される(ステップ１２２)。ステップ１２２の処理の後はステップ１１４に進む。この場合、ステップ１１４では、スロットル開度と燃料噴射量に関してはステップ１０２で設定された各基本値が最終設定値として用いられ、点火時期に関してはステップ１０２で設定された基本値にステップ１２２で算出された補正量を加算された値が最終設定値として用いられ、それぞれ各ドライバに駆動信号として出力される。

ステップ１２０の判定の結果、軌跡長が第２判定値以上の場合には、図３を用いて説明したトルク補正制御が実行されて点火時期の補正量が算出されるとともに(ステップ１２４)、燃料噴射量の補正係数も算出される(ステップ１２６)。ステップ１２４，１２６の処理の後はステップ１１４に進む。この場合、ステップ１１４では、スロットル開度に関してはステップ１０２で設定された基本値が最終設定値として用いられ、点火時期に関してはステップ１０２で設定された基本値にステップ１２４で算出された補正量を加算された値が最終設定値として用いられ、燃料噴射量に関してはステップ１０２で設定された基本値にステップ１２６で算出された補正係数を乗算された値が最終設定値として用いられ、それぞれ各ドライバに駆動信号として出力される。

以上のルーチンが実行されることにより、冷間ファーストアイドル時に生じる内燃機関２の実回転数と目標回転数とのずれは速やかに且つ効率的に解消され、安定したアイドル運転が実現される。

上述した実施の形態においては、ＥＣＵ３０による上記ステップ１０４の処理の実行により、第１の発明の「回転状態判定手段」が実現されている。また、ＥＣＵ３０による上記ステップ１０８の処理の実行により、第１の発明の「トルク対応値算出手段」が実現されている。また、ＥＣＵ３０による上記ステップ１１０の処理の実行により、第１の発明の「ばらつき指標値算出手段」が実現されている。また、ＥＣＵ３０による上記ステップ１１６，１１８，１２２の処理の実行により、第１の発明の「制御手段」が実現されている。さらに、ＥＣＵ３０による上記ステップ１２０，１２４，１２６の処理の実行により、第２の発明の「制御手段」が実現されている。

その他．
以上、本発明の実施の形態について説明したが、本発明は上記実施の形態に限定されるものではなく、本発明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。例えば、次のように変形して実施してもよい。

図２、図３では全気筒連続して推定図示トルクの算出を行い、内燃機関２全体の推定図示トルクの軌跡長を算出しているが、気筒毎に推定図示トルクを算出してその軌跡長を求め、それらの平均値を算出するようにしてもよい。或いは、特定気筒（例えば第１気筒）についてのみ推定図示トルクを算出し、その軌跡長を算出するようにしてもよい。内燃機関２が直列４気筒エンジンであれば、７２０°ＣＡ毎に推定図示トルクの算出が行われることになる。また、この場合、軌跡長に基づくトルク変動の判定結果は、特定気筒の次の爆発気筒（特定気筒が第１気筒であれば第３気筒）にかかる機関制御パラメータの設定に反映するのが好ましい。

また、図２では実回転数が目標回転数を下回っている例について説明したが、図２を用いて説明したトルク補正制御は実回転数が目標回転数を上回っている場合にも適用できる。この場合、マップから実回転数と目標回転数との偏差に応じて設定されるスロットル開度の基本補正量は負の値になる。すなわち、スロットル開度を閉じ側に補正するように基本補正量が設定される。

また、上記実施の形態では、トルク対応値としてクランク角センサ３２から供給されるクランク角信号から算出される図示トルクを用いているが、気筒の発生トルクに対応する値であれば他の値を用いてもよい。例えば、燃焼室１６内の圧力を検出する筒内圧センサを備える場合には、筒内圧センサから供給される信号とクランク角センサ３２から供給される信号とに基づいて図示トルクを算出し、これをトルク対応値として用いてもよい。また、クランク角センサ３２から供給される信号に基づいてクランク軸２２の角加速度を求め、これをトルク対応値として用いることも可能である。

トルク対応値のばらつきの程度を示す指標値は、上記実施の形態のようなトルク対応値の軌跡長には限定されない。例えば、全検出サイクル数中のトルク対応値が所定の適正範囲から外れているサイクル数の割合を求め、これを指標値として用いてもよい。また、複数サイクルにおけるトルク対応値の分散や標準偏差を求め、これを指標値として用いてもよい。

また、上記実施の形態では、点火時期の進角補正量を水温に応じた固定値としているが、基本点火時期と同様、回転数と負荷をパラメータとするマップ（或いは回転数のみをパラメータとするマップ）から進角補正量を設定してもよい。最終的な進角補正量は基本補正量に水温に応じた補正係数を掛けた値とする。燃料噴射量の補正係数に関しても同様であり、回転数と負荷をパラメータとするマップ（或いは回転数のみをパラメータとするマップ）から定まる補正係数と水温に応じた補正係数との積で燃料噴射量の補正係数を表してもよい。

軌跡長の大きさに応じて点火時期の進角補正量を変えてもよい。例えば、第１判定値の上に段階的に複数の判定値を設けておき、軌跡長がより高い判定値を上回れば基本補正量に掛ける補正係数もそれに応じて大きくするようにしてもよい。最終的な進角補正量は基本補正量に水温に応じた補正係数と軌跡長に応じた補正係数を掛けた値とする。燃料噴射量の補正係数に関しても同様であり、基本補正係数と軌跡長に応じた補正係数と水温に応じた補正係数との積で燃料噴射量の補正係数を表してもよい。

上記実施の形態では、スロットル開度の補正後も実回転数と目標回転数との間にずれが残る場合、実回転数と目標回転数との偏差に応じてスロットル開度をフィードバック制御しているが、フィードバック制御により補正量が収束したときにはその収束値を学習値として記憶してもよい。学習値はＥＣＵ３０のバックアップＲＡＭに記憶する。点火時期の進角補正量や燃料噴射量の補正係数に関しても同様であり、フィードバック制御における収束値を補正係数の学習値として記憶してもよい。学習値は水温に応じて、或いは、回転数と負荷（或いは回転数のみ）をパラメータとするマップ上で学習することもできる。次回の内燃機関２の始動時には、記憶しておいた学習値を用いて該当する機関制御パラメータを補正する。これによれば、一度、上記トルク補正制御を実行すれば、次回からは内燃機関２の始動直後から安定したアイドル運転を行うことが可能になる。なお、再度の学習は定期的に実行してもよく、或いは、燃料性状が変化する可能性のある給油が行われたら実行するようにしてもよい。

また、上記実施形態では、点火時期の進角補正後、或いは、点火時期と燃料噴射量の補正後も実回転数と目標回転数との間にずれが残る場合、実回転数と目標回転数との偏差に応じて点火時期或いは燃料噴射量をフィードバック制御しているが、代わりにスロットル開度をフィードバック制御するようにしてもよい。スロットル開度を調整すると吸気通路４の負圧の低下が懸念されるが、実回転数と目標回転数とのずれの殆どは点火時期の進角補正や燃料噴射量の増量補正によって解消されているため、スロットル開度の変化は極微小で済む。

また、内燃機関の制御装置によっては、始動直後から回転数と目標回転数との偏差に基づいて点火時期をフィードバック制御しているものもあるが、本発明はこのような制御を行っている制御装置にも適用することができる。この場合は、始動後、先ず、本発明にかかる制御を実行して実回転数と目標回転数とのずれを解消し、その後、点火時期フィードバック制御を開始すればよい。

また、本発明が適用される内燃機関は図１に示す構成のものに限定されない。スロットル弁と並列にＩＳＣ弁を備える内燃機関では、ＩＳＣ弁の開度を補正することで吸入空気量を調整すればよい。また、吸気弁に作用角やリフト量を可変調整できる可変動弁機構（例えば、電磁駆動弁）を備える内燃機関では、可変動弁機構により作用角やリフト量を補正することで吸入空気量を調整すればよい。

本発明の実施の形態としての制御装置が適用されたエンジンシステムの概略構成図である。 本発明の実施の形態において実行されるトルク補正制御（トルク変動が小さい場合の制御）を説明するための図である。 本発明の実施の形態において実行されるトルク補正制御（トルク変動が大きい場合の制御）を説明するための図である。 本発明の実施の形態において実行されるアイドル制御ルーチンのフローチャートである。 図示トルク、筒内ガス圧によるトルク及び往復慣性質量による慣性トルクと、クランク角との関係を示す特性図である。 クランク角信号とトルク算出タイミングを示す模式図である。 フリクショントルクと回転数及び冷却水温との関係を表すマップを示す模式図である。

符号の説明

２ 内燃機関
４ 吸気通路
６ 排気通路
８ 吸気弁
１０ 排気弁
１２ 点火プラグ
１４ 燃料噴射弁
１６ 燃焼室
１８ スロットル弁
２２ クランク軸
３０ ＥＣＵ(Electronic Control Unit)
３２ クランク角センサ
３４ 水温センサ

Claims (2)

1. 内燃機関の吸入空気量、点火時期及び燃料噴射量のそれぞれを予め設定した基本値に設定してアイドル運転を行う内燃機関の制御装置において、
   前記内燃機関の実回転数と目標回転数とのずれを判定する回転状態判定手段と、
   吸入空気量、点火時期及び燃料噴射量のそれぞれが前記の基本値に設定されているときの前記内燃機関の作動データから各気筒の発生トルクに対応するトルク対応値を求めるトルク対応値算出手段と、
   前記トルク対応値の過去複数サイクルにおけるばらつきの程度を数値化して求めるばらつき指標値算出手段と、
   前記内燃機関の吸入空気量を調整する吸入空気量調整手段と、
   前記内燃機関の点火時期を調整する点火時期調整手段と、
   前記ばらつき指標値算出手段による指標値の算出後、前記実回転数と前記目標回転数とのずれを解消するよう前記内燃機関を制御する制御手段とを備え、
   前記制御手段は、前記ばらつき指標値算出手段により算出された指標値が所定の第１判定値より小さいときには、前記吸入空気量調整手段により前記内燃機関の吸入空気量を補正し、前記指標値が前記第１判定値以上のときには、前記点火時期調整手段により前記内燃機関の点火時期を補正するように構成されていることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記内燃機関の燃料供給量を調整する燃料供給量調整手段をさらに備え、
   前記制御手段は、前記指標値が前記第１判定値よりも大きい所定の第２判定値以上のときには、前記点火時期調整手段により前記内燃機関の点火時期を補正するとともに、前記燃料供給量調整手段により前記内燃機関の燃料供給量を補正するように構成されていることを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。

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