JP4200868B2 - 内燃機関の燃料性状判定装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の燃焼状態推定装置に関し、特に、筒内の燃焼状態、筒内へ供給した燃料の性状を推定する装置に適用して好適である。

従来から、内燃機関の筒内に装着した筒内圧センサの検出値から図示平均有効圧を求め、図示平均有効圧に基づいて燃料の性状を判定する方法が知られている。例えば、特開平９−１４４５９１号公報には、図示平均有効圧の演算値が所定値以上であるか否かに基づいて、燃料の性状を検出する方法が記載されている。

特開平９−１４４５９１号公報 特開平６−２８８２８９号公報 特開平７−２７９７３９号公報

しかしながら、例えば機関始動時のクランキング時間、または機関回転数等が異なると、筒内空気量が変動する。そして、筒内空気量が変動すると図示平均有効圧が変動する。特開平９−１４４５９１号公報に記載された方法では、筒内空気量の変動に起因する図示平均有効圧の変動を考慮していないため、筒内空気量が変動すると燃料の性状を正確に判定することができないという問題が生じる。

例えば、筒内空気量が少ないと筒内の燃焼が抑制されるため、図示平均有効圧は小さくなる。筒内空気量による図示平均有効圧の変動を考慮していない場合、筒内空気量に応じて図示平均有効圧が低下した場合であっても、燃料の性状に起因して図示平均有効圧が低下したものと誤判定することが想定される。従って、上記公報に記載された方法で燃料の性状を正確に判定することは困難である。

この発明は、上述のような問題を解決するためになされたものであり、筒内の燃焼状態、燃料の性状を正確に判定し、内燃機関を最適に制御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、
筒内での実際の燃焼により発生した筒内トルクを爆発行程で算出する筒内トルク算出手段と、
前記筒内トルクが算出される前記爆発行程と同じサイクルの吸気行程において筒内に流入する筒内空気量を取得する筒内空気量取得手段と、
前記筒内トルク取得手段により取得された前記筒内空気量に基づいて、筒内で発生する理論上の基準トルクを算出する基準トルク算出手段と、
前記基準トルクと前記筒内トルクとの乖離度合いに基づいて、燃料の性状を判定する判定手段と、
を備えたことを特徴とする。

第２の発明は、第１の発明において、前記判定手段は、内燃機関の始動直後の同じサイクルでそれぞれ算出された前記基準トルクと前記筒内トルクとの乖離度合いに基づいて、燃料の性状を判定することを特徴とする。

第３の発明は、第１又は第２の発明において、前記判定手段は、前記基準トルクと前記筒内トルクの乖離の度合いが大きいほど、燃料の性状が重質であると判定することを特徴とする。

第４の発明は、第１〜第３の発明において、前記基準トルクと前記筒内トルクの相対的な比率又は前記基準トルクと前記筒内トルクの間の偏差を取得する手段を備え、前記判定手段は、前記比率又は前記偏差に基づいて、前記基準トルクと前記筒内トルクの乖離の度合いを判別することを特徴とする。

第５の発明は、第４の発明において、前記比率又は前記偏差の積算値を算出する積算値算出手段を備え、前記判定手段は、前記積算値に基づいて、前記基準トルクと前記筒内トルクの乖離の度合いを判別することを特徴とする。

第６の発明は、第１〜第５の発明のいずれかにおいて、クランク角加速度を算出するクランク角加速度算出手段を備え、前記筒内トルク算出手段は、前記クランク角加速度に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする。

第７の発明は、第６の発明において、所定パラメータと機関のフリクショントルクとの関係を定めた標準フリクション特性を記憶した記憶手段を備え、前記筒内トルク算出手段は、前記フリクショントルクと前記クランク角加速度とに基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする。

第８の発明は、第６又は第７の発明において、前記クランク角加速度算出手段は、往復慣性質量による慣性トルクの平均値がほぼ０となるクランク角の区間で前記クランク角加速度を算出することを特徴とする。

第９の発明は、第１〜第５の発明のいずれかにおいて、筒内圧を検出する筒内圧検出手段を備え、前記筒内トルク算出手段は、前記筒内圧に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする。

第１０の発明は、第９の発明において、クランク角加速度を算出するクランク角加速度算出手段と、（全気筒数−１）個の気筒に設けられた前記筒内圧検出手段と、を備え、前記筒内トルク算出手段は、前記クランク角加速度及び前記筒内圧に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする。

第１の発明によれば、筒内での実際の燃焼により発生した筒内トルクが爆発行程で算出され、かつ、当該筒内トルクが算出される上記爆発行程と同じサイクルの吸気行程において筒内に流入する筒内空気量に基づいて筒内で発生する理論上の基準トルクが算出される。そして、このようにして算出された筒内トルクと基準トルクとの乖離度合いに基づいて、燃料の性状が判定されるため、筒内空気量がバラツキ等の要因で変動した場合であっても、燃料の性状を正確に判定することが可能となる。従って、燃料の性状に基づいて内燃機関を最適に制御することが可能となる。

第２の発明によれば、内燃機関の始動直後の同じサイクルでそれぞれ算出された前記基準トルクと前記筒内トルクとの乖離度合いに基づいて、燃料の性状を正確に判定することが可能となる。

第３の発明によれば、重質燃料の場合、筒内トルクが減少し、また、機関回転数の低下により筒内へ送られる空気量が多くなり、基準トルクが増加する。従って、重質燃料の場合は基準トルクと筒内トルクの乖離の度合いが大きくなるため、乖離度合いに基づいて燃料の性状を判定することが可能となる。

第４の発明によれば、基準トルクと筒内トルクの相対的な比率又は基準トルクと筒内トルクの間の偏差から、基準トルクと筒内トルクの乖離度合いを求めることができる。従って、この比率又は偏差に基づいて燃料の性状を判定することが可能となる。

第５の発明によれば、基準トルクと筒内トルクの相対的な比率又は基準トルクと筒内トルクの間の偏差の積算値を算出することにより、偶発的な燃焼悪化等によりトルク算出値にバラツキが発生した場合であっても、燃料の性状を正確に判定することが可能となる。

第６の発明によれば、クランク角加速度に基づいて筒内トルクを算出することができるため、簡素な構成で燃料の性状を判定することが可能となる。

第７の発明によれば、フリクショントルクを考慮した上で筒内トルクを正確に求めることができるため、燃料の性状を高精度に判定することが可能となる。

第８の発明によれば、往復慣性質量による慣性トルクの平均値がほぼ０となるクランク角の区間でクランク角加速度を算出することで、往復慣性質量による慣性トルクがクランク角加速度、または筒内トルクの算出値に与える影響を排除することができる。従って、筒内トルクを正確に算出することができ、燃料の性状を高精度に判定することが可能となる。

第９の発明によれば、検出した筒内圧に基づいて筒内トルクを正確に算出することができ、燃料の性状を高精度に判定することが可能となる。

第１０の発明によれば、クランク角加速度及び検出した筒内圧に基づいて筒内トルクを算出するため、全気筒に筒内圧検出手段を設ける必要がなくなる。従って、燃焼状態推定装置の製造コストを低減することができる。

以下、図面に基づいてこの発明のいくつかの実施の形態について説明する。尚、各図において共通する要素には、同一の符号を付して重複する説明を省略する。なお、以下の実施の形態によりこの発明が限定されるものではない。

実施の形態１．
図１は、本発明の各実施の形態にかかる内燃機関の燃焼状態推定装置及びその周辺の構造を説明するための図である。なお、以下の各実施形態では４気筒の内燃機関を例示する。図１に示すように、内燃機関１０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。エアフィルタ１６には、吸気温ＴＨＡ（すなわち外気温）を検出する吸気温センサ１８が組みつけられている。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と、スロットルバルブ２２が全閉となることでオンとなるアイドルスイッチ２６とが配置されている。

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。サージタンク２８の近傍には、吸気通路１２の圧力（吸気管圧力）を検出する吸気管圧センサ２９が設けられている。また、サージタンク２８の更に下流には、内燃機関１０の吸気ポートに燃料を噴射するための燃料噴射弁３０が配置されている。

内燃機関１０の各気筒はピストン３４を備えている。ピストン３４には、その往復運動によって回転駆動されるクランク軸３６が連結されている。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、内燃機関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。また、内燃機関１０が有する４気筒のうちの所定の気筒には、筒内の圧力（筒内圧）を検出するための筒内圧センサ４４が設けられている。

図１に示すように、本実施形態の燃焼状態推定装置はＥＣＵ（Electronic Control Unit）４０を備えている。ＥＣＵ４０には、上述した各種センサおよび燃料噴射弁３０などが接続されている。

このように構成された本実施形態の燃焼状態推定装置において、ＥＣＵ４０は、クランク角センサ３８から検出したクランク角加速度に基づいて、爆発行程が行われる毎に燃焼による筒内トルクを算出する。また、ＥＣＵ４０は、吸気圧センサ２９の検出値に基づいて各吸気行程で筒内に流入した筒内空気量を求め、筒内空気量から各爆発行程における基準トルクを求める。そして、筒内トルクと基準トルクの乖離度合いに基づいて、燃料の性状を判定する。

図２は、内燃機関１０の始動後、最初の爆発行程（初爆）からＮ回の爆発行程が行われるまでの間において、基準トルクと筒内トルクが変動する様子を示す特性図である。ここで、図２（Ａ）は燃料の性状が軽質の場合を、図２（Ｂ）は燃料の性状が重質の場合を、それぞれ示している。

基準トルクは、燃料噴射弁３０から噴射した燃料と、筒内へ流入した空気との混合気が理論空燃比で燃焼した場合の理論上のトルクである。機関始動時における燃料噴射量は予め所定の値に定められているため、基準トルクは筒内空気量に応じて変動し、筒内空気量が少なくなると減少する。

また、筒内トルクは、爆発行程で実際に発生したトルクをクランク角加速度に基づいて算出した値である。爆発行程で実際に発生するトルクは筒内の燃焼状態に応じて変動し、筒内空気量が少ないほど燃焼状態は悪化するため、筒内トルクも筒内空気量が少なくなるほど減少する。

図２（Ａ）及び図２（Ｂ）に示すように、初爆時の際の吸気行程では、サージタンク２８内に多くの空気が溜まっているため、十分な量の空気が筒内へ送られる。従って、初爆時の筒内空気量は多く、基準トルク、筒内トルクは比較的大きな値となる。

始動時には通常スロットルバルブ２２が閉じているため、初爆後の吸気行程で筒内へ空気が送られる度にサージタンク２８内の空気は減少していく。従って、初爆後、吸気行程が行われる毎に筒内へ送られる空気量は減少していき、図２（Ａ）及び図２（Ｂ）に示すように、爆発行程毎の基準トルク、筒内トルクは次第に減少していく。

図２（Ａ）及び図２（Ｂ）に示すように、軽質燃料の場合は、燃料噴射弁３０から噴射された燃料が霧化し易いため、重質燃料に比べて筒内の燃焼状態が良好となり、初爆時およびその後の各サイクルにおける筒内トルクが重質燃料に比べて大きくなる。また、重質燃料の場合は燃料が霧化しにくく、混合気が形成されにくいため、軽質燃料に比べて初爆以降の筒内トルクのバラツキが大きくなる。

一方、基準トルクに関しては、軽質燃料の方が、初爆後の各サイクルにおける基準トルクは小さくなる。これは、燃料が軽質の場合、筒内の燃焼状態が良好になるため、機関回転数の増加割合が重質燃料に比べて大きくなることに起因している。すなわち、軽質燃料の場合は、初爆後に機関回転数が大きく上昇し、重質燃料の場合に比べてサージタンク２８内の圧力がより負圧になる。このため、軽質燃料の場合は、初爆以降の筒内空気量が重質燃料に比べて少なくなり、燃料噴射量は軽質燃料、重質燃料の双方で同一であるため、図２（Ａ）および図２（Ｂ）に示すように、初爆以降の軽質燃料の基準トルクは重質燃料に比べて小さくなる。

このように、吸気通路１２（吸気ポート）壁面への付着燃料量が多く、かつ霧化しにくい重質燃料の場合、初爆直後の燃焼に寄与する筒内の燃料量が燃料噴射弁３０からの噴射量に対して減少するため、軽質燃料に比べて筒内トルクが低下する。一方、重質燃料の場合、初爆直後の機関回転数が比較的小さいため、より多くの空気がサージタンク２８から筒内へ送られ、基準トルクは軽質燃料に比べて大きくなる。従って、初爆直後の基準トルクと筒内トルクの乖離の度合いは、軽質燃料よりも重質燃料の方が大きくなる。

この観点から、本実施形態の燃焼状態推定装置は、基準トルクと筒内トルクの乖離の度合いに基づいて燃料の性状を判定する。筒内トルクのみで燃料の性状を判定しようとした場合、筒内トルクには筒内空気量によるトルクの変動要因が考慮されていないため、燃料の性状の判定に誤差が含まれる場合がある。しかし、本実施形態によれば、筒内空気量のバラツキが筒内トルクと同期して求めた基準トルクに反映されるため、筒内空気量によるトルク変動の要因を考慮した上で正確に燃料の性状を判定することが可能となる。また、上述したように燃料の性状に応じて基準トルクと筒内トルクは相反する方向に変動するため、基準トルクと筒内トルクの乖離の度合いから燃料の性状を判定することで、判定のＳ／Ｎ比を高めることができ、より高精度に燃料の性状を判定することが可能となる。

次に、筒内トルク及び基準トルクの算出方法について説明する。本実施の形態では、筒内トルクとして以下に説明する推定図示トルクＴ_ｉを算出する。最初に、推定図示トルクＴ_ｉの算出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）式を用いて燃焼状態の推定を行う。

（１）式、（２）式において、図示トルクＴ_ｉ（推定図示トルクＴ_ｉ）は、エンジン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、シフトギヤをニュートラルの状態にして燃焼状態を推定するため、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はシリンダ内の筒内ガス圧によるトルク（筒内トルク）、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。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Ｔ_ｇａｓを求める必要がある。

（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。しかし、（２）式に示されるように、図示トルクＴ_ｉと筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓは一致しないため、図示トルクＴ_ｉから燃焼状態を正確に推定することはできない。

図３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おり、図３中の一点鎖線は図示トルクＴ_ｉを、実線は筒内ガス圧によるトルク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。ここで、図３は４気筒の場合の特性を示したものであり、図３中のＴＤＣ、ＢＤＣは、４気筒のうちの１気筒のピストン３４が上死点（ＴＤＣ）、または下死点（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１０が４気筒の場合、クランク軸３６が１８０°回転する度に１気筒づつ爆発（膨張）行程が行われ、１回の爆発毎に図３中のＴＤＣからＢＤＣまでのトルク特性が繰り返し現れる。

図３中の実線に示すように、筒内ガス圧によるトルク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、爆発工程で燃焼室内の混合気が爆発するためである。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。

一方、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}は、筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓとはほとんどあるいは無視できるほど無関係に、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おり、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}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３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、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}＝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Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}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３６が回転する。従って、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}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、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}＝０となる。

（２）式に示されるように、図示トルクＴ_ｉは筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓと往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の和である。このため、図３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Ｔ_ｉは混合気の爆発によるＴ_ｇａｓの増加によって増加し、一旦減少した後、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}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Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}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°近傍とクランク角９０°近傍〜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}が図示トルクＴ_ｉに与える影響を排除することができ、正確に図示トルクＴ_ｉを推定することが可能となる。従って、図示トルクＴ_ｉに基づいて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、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となるため、（２）式から、図示トルクＴ_ｉの平均値と筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓの平均値とが等しくなる。このため、図示トルクＴ_ｉに基づいて正確に燃焼状態を推定することができる。

更に、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間でクランク軸３６の角加速度の平均値を求めると、この区間でのＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}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して、左辺の図示トルクＴ_ｉを求める方法を説明する。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４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４に示すように、本実施形態では、クランク軸３６の回転の１０°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。

本実施形態の燃焼状態推定装置は、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃを、ＴＤＣからＢＤＣまでのクランク角１８０°の区間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４に示すように、クランク角がＴＤＣの位置から前後１０°づ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°づ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。

なお、上述した例では、ＴＤＣとＢＤＣにおける角速度から角加速度による動的な損失トルクＴ_ａｃを求めたが、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間を更に複数の区間に分割し、分割した各区間毎に角加速度による動的な損失トルクを求め、これらの損失トルクを平均して１８０°毎の損失トルクＴ_ａｃを求めても良い。例えば、ＴＤＣからＢＤＣまでのクランク角を３０°毎に６等分し、３０°毎に動的な損失トルクを求めて平均化処理することで、ＴＤＣ−ＢＤＣ間の動的な損失トルクＴ_ａｃの平均値を求めても良い。これにより、クランク角速度の検出箇所をより多くすることができ、クランク角検出誤差を最小限に抑えることが可能となる。

次にフリクショントルクＴ_ｆの算出方法を説明する。図５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５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１８０°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５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５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、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、機関回転数の平均値を図５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となるクランク角１８０°の区間（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５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５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。

角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃとフリクショントルクＴ_ｆを求めた後、Ｔ_ａｃとＴ_ｆを加算することで（１）式の左辺の図示トルクＴ_ｉを算出する。ここで算出された図示トルクＴ_ｉは、ＴＤＣからＢＤＣまでのクランク角１８０°の区間の平均値として算出される。従って、この区間ではＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０であるため、（２）式からＴ_ｉ＝Ｔ_ｇａｓとなる。

図６は、（１）式から算出した図示トルクＴ_ｉ（ｋ）（＝Ｔ_ｇａｓ（ｋ））と各気筒の各行程との関係を示す模式図である。ここで、ｋはサイクルカウンタであって、Ｔ_ｉ（ｋ）は、初爆からｋ回目の爆発行程における図示トルクである。図６に示すように、内燃機関１０が＃１〜＃４の４気筒で構成される場合、クランク軸３６の１８０°回転毎に＃１、＃３、＃４、＃２の順で爆発行程が行われる。爆発行程毎、すなわちクランク角１８０°毎に図示トルクＴ_ｉを順次算出していくと、図６に示すように、図示トルクＴ_ｉ（ｋ）は＃１の気筒の爆発に対応する。同様に、図示トルクＴ_ｉ（ｋ−２）は＃４の気筒の爆発に、図示トルクＴ_ｉ（ｋ−１）は＃２の気筒の爆発に、図示トルクＴ_ｉ（ｋ＋１）は＃３の気筒の爆発に、図示トルクＴ_ｉ（ｋ＋２）は＃４の気筒の爆発に、それぞれ対応する。

ここで、図示トルクＴ_ｉ（ｋ）が発生した行程に着目すると、＃１は爆発行程、＃３は圧縮行程、＃４は吸気行程、＃２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、爆発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ため、図示トルクＴ_ｉは＃１の爆発により発生した筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓとみなすことができる。従って、図示トルクをＴ_ｉ（ｋ−２），Ｔ_ｉ（ｋ−１），Ｔ_ｉ（ｋ），Ｔ_ｉ（ｋ＋１），Ｔ_ｉ（ｋ＋２）の順に算出することで、＃４、＃２、＃１、＃３、＃４の順に各気筒の爆発による筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓを算出することができる。

次に、基準トルクの算出方法について説明する。上述したように基準トルクは筒内空気量に応じて変動し、筒内トルクの関数として表すことができる。筒内空気量と基準トルクは線形の関係にあるため、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）は以下の（３）式から算出することができる。

Ｔ_ｉａ（ｋ）＝Ａ・ｍｃ（ｋ）＋Ｂ ・・・（３）

（３）式において、ｍｃ（ｋ）は、初爆からｋ回目の爆発行程における筒内空気量である。また、Ａ，Ｂは基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）と筒内空気量ｍｃ（ｋ）との関係を表す所定の定数であるが、運転条件等に応じた変数としても良い。（３）式に示すように、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）は、初爆からｋ回目の爆発行程における筒内空気量ｍｃ（ｋ）、すなわち、初爆からｋ回目の爆発行程に対応した吸気行程で筒内へ流入した空気量から算出することができる。

（３）式における筒内空気量ｍｃ（ｋ）は、吸気管圧力（筒内圧力）と線形の関係にあるため、以下の（４）式から算出することができる。

ｍｃ（ｋ）＝Ｃ・ｐｍ（ｋ）＋Ｄ ・・・（４）

（４）式において、ｐｍ（ｋ）は初爆からｋ回目の吸気行程における吸気管圧力であって、吸気弁が閉じるタイミングでの吸気管圧センサ２９の検出値から得られる。なお、（４）式において、Ｃ，Ｄは適合定数である。

このように、（３）式、（４）式によれば、吸気管圧センサ２９から検出した吸気管圧力ｐｍ（ｋ）に基づいて、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）を算出することができる。なお、吸気管圧力ｐｍ（ｋ）と筒内空気量ｍｃ（ｋ）の関係をマップで記憶させておき、吸気管圧力ｐｍ（ｋ）に応じた筒内空気量ｍｃ（ｋ）の値をマップから取得しても良い。

また、基準トルクは筒内空気量の関数であるため、筒内空気量に応じて変動する所定の特性値から直接的に基準トルクを求めるようにしても良い。例えば、筒内空気量は上述のように吸気管圧力に応じて変動し、また、機関回転数に応じて変動するため、吸気管圧力または機関回転数と基準トルクとの関係を予め取得しておき、吸気管圧力または機関回転数から直接的に基準トルクを求めてもよい。

推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）と基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）を算出した後、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）と基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）を比較して双方のトルクの乖離度合いを求める。乖離度合いは、例えば、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）に対する推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）の比率ｒ（ｋ）から判定する。比率ｒ（ｋ）は、以下の（５）式から算出する。

ｒ（ｋ）＝Ｔ_ｉ（ｋ）／Ｔ_ｉａ（ｋ） ・・・・・（５）

（５）式において、Ｔ_ｉ（ｋ）は、上述したように初爆からｋ回目の爆発行程で算出された推定図示トルクである。一方、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）は、初爆からｋ回目の爆発行程と同じサイクルの吸気行程（初爆からｋ回目の吸気行程）で筒内へ流入した筒内空気量ｍｃ（ｋ）から算出したトルクである。従って、ｒ（ｋ）を算出する際には、初爆からｋ回目の爆発行程と同一サイクルの吸気行程で先ず筒内空気量ｍｃ（ｋ）を求め、筒内空気量ｍｃ（ｋ）に基づいて基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）を算出した後、その値を保持しておく。そして、そのサイクルで爆発行程が行われた際に推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出し、Ｔ_ｉ（ｋ）と保持しておいたＴ_ｉａ（ｋ）とを用いて（５）式の演算を行うことにより、ｒ（ｋ）を算出する。

上述したように、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）は、筒内の混合気が理論空燃比で燃焼した場合の理論上のトルクであって、点火時期をＭＢＴ（Minimum Spark Advance for Best Torque）として算出している。従って、通常、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）は筒内トルクＴ_ｉ（ｋ）よりも大きな値として算出され、ｒ（ｋ）の値は１より小さくなる。

ｒ（ｋ）の算出値には、燃焼バラツキによる誤差が含まれる場合があるので、初爆後の１サイクルのみで算出したｒ（ｋ）に基づいて燃料の性状を判定した場合、判定の精度が劣化する場合がある。従って、初爆後、数回のサイクルで算出したｒ（ｋ）の値を積算して積算値Ｓｒ（ｋ）を求め、Ｓｒ（ｋ）に基づいて燃焼状態、燃料の性状を判定することが望ましい。これにより、燃焼バラツキに起因して推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）の値にバラツキが発生した場合であっても、燃焼状態、燃料の性状を高精度に判定することが可能となる。

図７は、燃料の性状および燃焼状態と、Ｓｒ（ｋ）の値との関係を示す模式図である。ｒ（ｋ）の値が大きいほどＴ_ｉａ（ｋ）とＴ_ｉ（ｋ）の値が近似し、Ｔ_ｉａ（ｋ）とＴ_ｉ（ｋ）の乖離度合いが小さくなる。従って、図７に示すように、Ｓｒ（ｋ）の値が大きいほど燃焼状態が良好となり、燃料の性状が軽質であると判定できる。一方、Ｓｒ（ｋ）が小さいほどＴ_ｉａ（ｋ）とＴ_ｉ（ｋ）の値が相違し、Ｔ_ｉａ（ｋ）とＴ_ｉ（ｋ）の乖離度合いが大きくなる。従って、図７に示すように、Ｓｒ（ｋ）の値が小さいほど燃焼状態が劣化し、燃料の性状が重質であると判定できる。

重質燃料の場合は燃料が吸気ポートに付着し易く、また、初爆直後は吸気通路１２が十分に暖まっていないため吸気ポート壁面に付着した燃料は霧化しにくい状態にある。従って、初爆直後に判定を行うことで、筒内の燃焼状態、燃料の性状が筒内トルク（推定図示トルク）の算出値に正確に反映されることとなり、燃焼状態、燃料の性状を高い精度で判定することが可能である。これにより、燃焼状態、燃料の性状の判定を初爆後の早期に行うことも可能となる。また、初爆から所定期間が経過すると空燃比フィードバック制御が行われ、燃焼状態、燃料の性状に応じて空燃比が制御されてしまい、燃焼状態、燃料の性状が筒内トルクの算出値に反映されない場合がある。従って、この観点からも初爆直後に判定を行うことが好適である。

次に、図８のフローチャートに基づいて本実施形態の燃焼状態推定装置における処理の手順を説明する。先ず、ステップＳ１では、燃焼状態を判定するための判定条件が成立しているか否かを判定する。ここでは、現在のサイクル数ｋが所定のサイクル数Ｎに到達しているか否か、すなわち、ｋ＝Ｎであるか否かを判定する。ｋ≠Ｎの場合は、現在のサイクル数がＮに達していないため、燃焼状態、燃料の性状を判定するためのｒ（ｋ）の算出回数が不足していると判定し、ステップＳ２へ進む。そして、ステップＳ２以降で更なるｒ（ｋ）の算出を行う。一方、ｋ＝Ｎの場合はステップＳ７へ進む。なお、ステップＳ１では、初爆から現在のサイクルまでの間に燃料噴射弁３０から噴射した燃料の総量と、所定のしきい値とを比較して、燃料噴射量の総量が所定のしきい値を超えた場合にステップＳ７へ進むこととしても良い。

ステップＳ２では、吸気管圧センサ２９から現在のサイクルｋの吸気行程における吸気管圧力ｐｍ（ｋ）を検出する。この際、上述したように吸気弁が閉じるタイミングで吸気管圧力ｐｍ（ｋ）を検出することで、筒内空気量に対応した吸気管圧力ｐｍ（ｋ）を算出することができる。次のステップＳ３では、吸気管圧力ｐｍ（ｋ）を用いて、上述した（４）式から筒内空気量ｍｃ（ｋ）を算出する。次のステップＳ４では、筒内空気量ｍｃ（ｋ）を用いて、上述した（３）から基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）を算出する。

次のステップＳ５では、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出する。ここでは、現在のサイクル数ｋの爆発行程におけるクランク角１８０°の区間で角加速度の平均値を求め、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出する。

次のステップＳ６では、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）に対する推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）の比率ｒ（ｋ）を算出する。そして、前回のサイクルｋ−１までのｒ（ｋ）の積算値Ｓｒ（ｋ−１）に、ｒ（ｋ）を加算して、現在のサイクルｋまでの積算値Ｓｒ（ｋ）を求める。そして、サイクルカウンタの値をｋ＋１に更新し、処理を終了する（END）。

ステップＳ１でｋ＝Ｎの場合は、ステップＳ７で燃焼状態、燃料の性状の判定処理を実施する。ここでは、例えば、現在のサイクルまでのｒ（ｋ）の積算値Ｓｒ（ｋ）と、所定のしきい値Ｔとの大小関係を比較し、積算値Ｓｒ（ｋ）が所定のしきい値Ｔを超えている場合は、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）と推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）の乖離度合いが小さいと判断し、燃料の性状が軽質（燃焼状態良好）であると判定する。一方、積算値Ｓｒ（ｋ）が所定のしきい値Ｔ以下の場合は、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）と推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）の乖離度合いが大きいと判断し、燃料の性状が重質（燃焼状態劣化）であると判定する。

なお、ステップＳ７においては、積算値Ｓｒ（ｋ）としきい値Ｔとの比較を行わずに、積算値Ｓｒの大きさに基づいて燃焼状態、燃料の性状を連続的に判定するようにしてもよい。

図９は、図８のステップＳ５における推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）の算出方法を示すフローチャートであって、各気筒の爆発行程毎、すなわちクランク角１８０°毎に推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出する処理を示している。以下、図９のフローチャートに基づいて、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出する処理について説明する。先ず、ステップＳ１１では、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出する運転条件が成立しているか否かを判別する。ここでは、運転条件が定常状態であり、かつ無負荷の状態であるか否かを判別する。運転条件が成立している場合はステップＳ１２へ進み、成立していない場合は終了する（ＥＮＤ）。

次のステップＳ１２では、クランク角位置がトルク算出タイミングで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Ｓ１３へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。

ステップＳ１３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（ｋ））などの各パラメータを取得する。

次のステップＳ１４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５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Ｓ１５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Ｓ１６へ進み、ステップＳ１４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Ｓ１５でスイッチがオフ（ＯＦＦ）の場合はステップＳ１７へ進む。

ステップＳ１７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（ｋ））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Ｓ１８では、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔ_ｉ（ｋ）＝Ｔ_ａｃ（ｋ）＋Ｔ_ｆ（ｋ）を演算してＴ_ｉ（ｋ）を算出する。なお、ステップＳ１６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。ここで得られた推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）は、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間の平均値である。

そして、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＝０であるため、（２）式より、求めた推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）は筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓ（ｋ）となる。

以上説明したように実施の形態１によれば、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）と筒内トルク（推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ））を用いて、筒内空気量の変動を考慮した上で燃焼状態および燃料の性状を判定することが可能となる。これにより、始動時のクランキング時間、機関回転数などに起因して筒内空気量が変動した場合であっても、燃焼状態を高精度に推定することが可能となる。また、燃料の性状に応じて基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）と筒内トルク（推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ））は相反する方向に変動するため、基準トルクと筒内トルクの乖離の度合いから燃料の性状を判定することで、判定のＳ／Ｎ比を高めることができ、より高精度に燃料の性状を判定することが可能となる。

また、本実施形態の燃焼状態推定装置によれば、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間でクランク軸３６の角加速度の平均値を算出するようにしたため、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}が角加速度に与える影響を排除することができ、燃焼状態に対応した情報のみから角加速度、及び角加速度による動的な損失トルクＴ_ａｃを求めることができる。また、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間においてフリクショントルクの平均値を求めるようにしたため、瞬間的なフリクション挙動に影響を受けることなく、正確にフリクショントルクＴ_ｆを求めることができる。従って、燃焼状態に対応した推定図示トルクＴ_ｉの絶対値を高い精度で求めることができ、推定図示トルクＴ_ｉに基づいて燃焼状態を正確に推定することが可能となる。

なお、上述した例では、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間を１８０°に設定したが、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間をより広く設定しても良い。４気筒の内燃機関の場合、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間の最少単位が１８０°であるため、１８０°の整数倍でＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間を設定することができる。例えば推定したトルクによってトルク制御を行う場合など、推定図示トルクＴ_ｉを推定する頻度が低くても構わない場合には、３６０°、７２０°などの、より広い角度範囲に設定しても構わない。

なお、上述した例では、４気筒の内燃機関に本発明を適用したが、４気筒以外の内燃機関であっても往復慣性質量によるトルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間を求めることで、４気筒の場合と同様に燃焼状態を推定することができる。図１０は、４気筒以外の内燃機関におけるトルク特性を示す図であって、図３と同様に（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。ここで、図１０（Ａ）は単気筒の場合を、図１０（Ｂ）は６気筒の場合をそれぞれ示している。

図１０（Ａ）に示すように、単気筒の場合はクランク角７２０°毎に１回の爆発行程が行われ、筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓは１回の爆発毎に増加、減少を繰り返す。そして、クランク角３６０°〜５４０°の区間で往復慣性質量によるトルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}（点線）の平均値は０となる。従って、この区間毎に角加速度、推定図示トルクを求めることで、燃焼状態を正確に推定することができる。

図１０（Ｂ）に示す６気筒の場合も同様である。６気筒の場合は、クランク角７２０°毎に６回の爆発行程が行われるため、筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓはクランク角１２０°毎に増加、減少を繰り返す。そして、クランク角０°〜１２０°の区間で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、クランク角１２０°毎に角加速度、推定図示トルクを求めることで往復慣性質量による影響を排除することができ、燃焼状態を正確に推定することができる。１サイクルのクランク回転角は７２０°であるため、特に多気筒の内燃機関の場合、（７２０°／気筒数）を演算して得られた角度範囲をＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間の最少単位とすることができる。

なお、上述した例では、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間で、クランク角加速度、損失トルク、フリクショントルクの平均値を算出したが、平均値以外の情報、例えばトルクの積算値をこの区間で算出しても良い。この区間ではＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の影響が排除されているため、積算値などの他のパラメータを用いても燃焼状態を正確に推定することができる。

また、上述した例では、負荷トルクＴ_ｌ＝０として燃焼状態を推定したが、傾きセンサなどの情報に基づいて負荷トルクＴ_ｌを求め、図示トルクＴ_ｉの推定に用いることで、車両走行時の全運転領域で図示トルクＴ_ｉを求めることが可能となる。これにより、例えば冷間始動時に負荷変化に起因する冷間ヘジテーションが発生した場合であっても、燃焼状態を確実に推定することが可能となる。

実施の形態２．
次に、本発明の実施の形態２について説明する。実施の形態２は、筒内圧センサ４４の検出値から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}を算出し、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}と基準トルクＴ_ｉａを用いて燃料の性状を判定するものである。

図１に示すように内燃機関１０が筒内圧センサ４４を備えている場合、筒内圧センサ４４の検出値から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}を算出することができる。例えば＃１気筒が筒内圧センサ４４を備えている場合、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}は、以下の（６）式から算出することができる。

（６）式において、Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ}は１サイクル（クランク角７２０°）で平均した実測図示トルク（実測平均図示トルク）を７２０°ＣＡ／気筒数の区間で換算したものである。また、Ｐ_＃１（θ）はクランク角θ毎に算出される＃１気筒の筒内圧であって、筒内圧センサ４４の検出値から得られる。Ｖ_＃１（θ）はクランク角θ毎に算出される＃１気筒の筒内容積であって、内燃機関の諸元（ボア×ストローク、燃焼室容積など）とクランク角センサ３８から検出したクランク角から求められる。

実測平均図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}は、１サイクルにおける筒内ガスの仕事（７２０°ＣＡ／気筒数の区間で換算したもの）として求められ、（６）式に示されるように、クランク角θ毎にＰ_＃１（θ）とｄＶ_＃１（θ）／ｄθの積を求め、１サイクルの区間でその平均値（Average）を算出し、気筒数Ｎを乗算することで求められる。

図１１は、算出した推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）（＝Ｔ_ｇａｓ（ｋ））および実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）と、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。図６と同様に、内燃機関１０が＃１〜＃４の４気筒で構成される場合、クランク軸３６の１８０°回転毎に＃１、＃３、＃４、＃２の順で爆発行程が行われ、爆発行程毎、すなわちクランク角１８０°毎に（１）式から推定図示トルクＴ_ｉを順次算出することができる。

筒内圧センサ４４を＃１の気筒に取り付けた場合、初爆からｋサイクル目における＃１気筒の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程（１サイクル）から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）が求まる。図１１では、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出した行程を破線で囲んだ領域Ａとして示し、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）を算出した行程を一点鎖線で囲んだ領域Ｂ＃１として示している。定常運転時においては、領域Ａの吸気行程で発生するトルクと、領域Ｂ＃１の吸気行程で発生するトルクは略同一とみなすことができる。同様に、領域Ａの圧縮、排気行程で発生するトルクと、領域Ｂ＃１の圧縮、排気行程で発生するトルクもそれぞれ略同一とみなすことができる。更に、領域Ａの爆発行程と領域Ｂ＃１の爆発行程は共通である。上述したように実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）は１サイクルの区間で平均した値として算出しているため、最もトルクの大きい爆発行程のトルクは１サイクルの区間で平均化されている。従って、気筒数Ｎ（＃１気筒の１サイクル中に爆発行程が行われる回数）を乗算することで、ｋサイクル目における＃１気筒の爆発行程で発生したトルクに相当する実測トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）を算出することができる。そして、運転状態が定常状態の場合、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）と実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）とは略等しい値となる。

同様に＃２〜＃４気筒に筒内圧センサ４４を設けることで、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋１）〜Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋３）を算出することができる。すなわち、ｋ＋１サイクル目における＃３気筒の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋１）を算出することができる。また、ｋ＋２サイクル目における＃４気筒の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋２）を、ｋ＋３サイクル目における＃２気筒の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋３）を、それぞれ算出できる。図１１においては、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋１）、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋２）、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋３）を算出した行程を一点鎖線で囲んだ領域Ｂ＃３、領域Ｂ＃４、領域Ｂ＃２でそれぞれ示している。このように、筒内圧センサ４４を全気筒に設けることで、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）〜Ｔ_ｉ（ｋ＋３）・・・に対応した実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）〜Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋３）・・・を順次算出することが可能となる。

実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}を算出した後は、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}と基準トルクＴ_ｉａを用いて燃焼状態および燃料の性状を判定する。始動直後の定常運転時では、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）〜Ｔ_ｉ（ｋ＋３）・・・と、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）〜Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋３）・・・はそれぞれ略等しい値となるため、実施の形態１における推定図示トルクＴ_ｉの代わりに実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}を用いて、燃焼状態および燃料の性状を判定することが可能である。

次に、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）と実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）を併用して、筒内圧センサ４４を設ける気筒数を減少させる方法を説明する。図１２は、図１１と同様に、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）（＝Ｔ_ｇａｓ（ｋ））および実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}と、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。ここで、図１２は、筒内圧センサ４４を＃１，＃３，＃４の３つの気筒に設けた場合を示している。

上述した図１１では、クランク角７２０°（１サイクル）の区間毎に実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}を求めたが、図１２では、クランク角１８０°毎に＃１，＃３，＃４の各気筒で実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃１}，Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃３}，Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃４}を算出する。クランク角１８０°毎の実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}は、（６）式のトルク算出区間をクランク角１８０°に設定することで算出できる。例えば、ｋサイクル目の＃１気筒の爆発行程に対応したクランク角１８０°区間の実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃１}（ｋ）は、以下の（７）式に示すように、クランク角θ毎にＰ_＃１（θ）とｄＶ_＃１（θ）／ｄθの積を求め、クランク角１８０°（１８０°ＣＡ）の区間でその平均値（Average）を算出することで求められる。

筒内圧センサ４４が設けられた＃３，＃４気筒についても同様に、ｋサイクル目の＃１気筒の爆発行程と同じクランク角１８０°区間で以下の（８）式、（９）式の演算をそれぞれ行うことで、＃３気筒の圧縮行程における実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃３}（ｋ）、＃４気筒の吸気行程における実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃４}（ｋ）をそれぞれ算出できる。

一方、クランク角センサ３８の検出値に基づいて算出された推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）は、図１２中に破線で囲んだ領域Ａの各行程で発生したトルクであって、＃１気筒の爆発行程における実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃１}（ｋ）、＃３気筒の圧縮行程における実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃３}（ｋ）、＃４気筒の吸気行程における実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃４}（ｋ）、および＃２気筒の排気行程における実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃２}（ｋ）を合計したトルクに相当する。従って、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）から、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃１}（ｋ），Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃３}（ｋ），Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃４}（ｋ）の合計を減算することで、筒内圧センサ４４を設けていない＃２気筒の実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃２}（ｋ）に相当するトルク（Ｔ_ｉ＃２（ｋ））を算出することが可能となる。

同様の方法で、Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃１}（ｋ＋１），Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃３}（ｋ＋１），Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃４}（ｋ＋１）、およびＴ_ｉ（ｋ＋１）から筒内圧センサ４４を設けていない＃２気筒の実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃２}（ｋ＋１）に相当するトルク（Ｔ_ｉ＃２（ｋ＋１））を算出することができ、更に、Ｔ_ｉ＃２（ｋ＋２）、Ｔ_ｉ＃２（ｋ＋３）・・・を順次算出することが可能となる。

図示平均有効圧を求める場合、図示平均有効圧は１気筒の１サイクル分の仕事量であるため、＃２気筒の図示平均有効圧Ｐ_ｉ＃２（ｉ）は、１サイクル（クランク角７２０°）の区間で算出したＴ_ｉ＃２（ｋ）、Ｔ_ｉ＃２（ｋ＋１）、Ｔ_ｉ＃２（ｋ＋２）、Ｔ_ｉ＃２（ｋ＋３）を合計し、＃２気筒の体積Ｖ（行程容積）で除算することで求められる。すなわち、図示平均有効圧Ｐ_ｉ＃２（ｉ）は、以下の（１０）式から算出することができる。

従って、４気筒のうち１気筒については筒内圧センサ４４を設けることなく図示平均有効圧（IMEP）を算出することができ、全気筒に筒内圧センサ４４を搭載した場合と同等の情報抽出が可能となる。従って、燃焼状態推定装置の製造コストを削減することが可能となる。４気筒以外のＮ気筒の機関についても同様に、Ｎ−１個の気筒に筒内圧センサ４４を設けることで、全気筒のトルク、図示平均有効圧を算出することが可能である。

なお、この場合において、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}の算出区間はクランク角１８０°に限定されるものではない。例えば図１１の場合と同様に、クランク角７２０°（１サイクル）の区間で＃１，＃３，＃４気筒の実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃１}，Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃３}，Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃４}を算出し、クランク角７２０°の区間で算出した推定図示トルクＴ_ｉから実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃１}，Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃３}，Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ＃４}の合計を減算して、クランク角７２０°の区間における＃２気筒の実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ＃２}に相当するトルクを算出してもよい。この際、クランク角７２０°の区間の両端で検出した角速度を用いて推定図示トルクＴ_ｉを算出する。

クランク角を検出する際には、クランク軸３６に設けられたローターのエッジ位置をクランク角センサ３８で検出するが、クランク角７２０°の区間ではクランク軸３６が２回転するため、クランク角７２０°の区間の両端で検出した角速度はクランク軸３６に設けられたローターの同一部分で検出される。従って、ローターのエッジに製造誤差が生じている場合であっても、製造誤差に起因した誤差がトルク算出値に含まれてしまうことがなく、推定図示トルクＴ_ｉを高い精度で算出することができる。同様に、クランク角がｎ回転（ｎは自然数）する区間で推定図示トルクＴ_ｉを算出することで、ローターのエッジに製造誤差が生じている場合であっても、正確に推定図示トルクＴ_ｉを算出することが可能となる。

以上説明したように、実施の形態２によれば、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）の代わりに実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}を用いることで、実施の形態１と同様に燃焼状態および燃料の性状を判定することが可能となる。また、推定図示トルクＴ_ｉと実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}を併用して用いることで、全気筒に筒内圧センサ４４を設けることなく燃焼状態および燃料の性状を判定することが可能となる。従って、燃焼状態推定装置の製造コストを削減することが可能となる。

本発明の実施の形態１，２にかかる内燃機関の燃焼状態推定装置及びその周辺の構造を説明するための模式図である。 基準トルクと筒内トルクが変動する様子を示す特性図である。 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と機関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。 推定図示トルクと各気筒の各行程との関係を示す模式図である。 燃料の性状および燃焼状態と、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）に対する基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）の比率ｒ（ｋ）との関係を示す模式図である。 実施の形態１にかかる燃焼状態推定装置の処理手順を示すフローチャートである。 推定図示トルクを算出する処理の手順を示すフローチャートである。 単気筒、６気筒の場合のトルク特性を示す特性図である。 推定図示トルクおよび実測図示トルクと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。 筒内圧センサを４気筒のうちの３気筒に設けた場合において、推定図示トルクおよび実測図示トルクと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。

符号の説明

２９ 吸気管圧センサ
３８ クランク角センサ
４０ ＥＣＵ
４４ 筒内圧センサ

Claims (10)

1. 筒内での実際の燃焼により発生した筒内トルクを爆発行程で算出する筒内トルク算出手段と、
   前記筒内トルクが算出される前記爆発行程と同じサイクルの吸気行程において筒内に流入する筒内空気量を取得する筒内空気量取得手段と、
   前記筒内トルク取得手段により取得された前記筒内空気量に基づいて、筒内で発生する理論上の基準トルクを算出する基準トルク算出手段と、
   前記基準トルクと前記筒内トルクとの乖離度合いに基づいて、燃料の性状を判定する判定手段と、
   を備えたことを特徴とする内燃機関の燃料性状判定装置。
2. 前記判定手段は、内燃機関の始動直後の同じサイクルでそれぞれ算出された前記基準トルクと前記筒内トルクとの乖離度合いに基づいて、燃料の性状を判定することを特徴とする請求項１記載の内燃機関の燃料性状判定装置。
3. 前記判定手段は、前記基準トルクと前記筒内トルクの乖離の度合いが大きいほど、燃料の性状が重質であると判定することを特徴とする請求項１又は２記載の内燃機関の燃料性状判定装置。
4. 前記基準トルクと前記筒内トルクの相対的な比率又は前記基準トルクと前記筒内トルクの間の偏差を取得する手段を備え、
   前記判定手段は、前記比率又は前記偏差に基づいて、前記基準トルクと前記筒内トルクの乖離の度合いを判別することを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載の内燃機関の燃料性状判定装置。
5. 前記比率又は前記偏差の積算値を算出する積算値算出手段を備え、
   前記判定手段は、前記積算値に基づいて、前記基準トルクと前記筒内トルクの乖離の度合いを判別することを特徴とする請求項４記載の内燃機関の燃料性状判定装置。
6. クランク角加速度を算出するクランク角加速度算出手段を備え、
   前記筒内トルク算出手段は、前記クランク角加速度に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする請求項１〜５のいずれかに記載の内燃機関の燃料性状判定装置。
7. 所定パラメータと機関のフリクショントルクとの関係を定めた標準フリクション特性を記憶した記憶手段を備え、
   前記筒内トルク算出手段は、前記フリクショントルクと前記クランク角加速度とに基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする請求項６記載の内燃機関の燃料性状判定装置。
8. 前記クランク角加速度算出手段は、往復慣性質量による慣性トルクの平均値がほぼ０となるクランク角の区間で前記クランク角加速度を算出することを特徴とする請求項６又は７記載の内燃機関の燃料性状判定装置。
9. 筒内圧を検出する筒内圧検出手段を備え、
   前記筒内トルク算出手段は、前記筒内圧に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする請求項１〜５のいずれかに記載の内燃機関の燃料性状判定装置。
10. クランク角加速度を算出するクランク角加速度算出手段と、
    （全気筒数−１）個の気筒に設けられた前記筒内圧検出手段と、を備え、
    前記筒内トルク算出手段は、前記クランク角加速度及び前記筒内圧に基づいて前記筒内トルクを算出することを特徴とする請求項９記載の内燃機関の燃料性状判定装置。

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