JP4211487B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は内燃機関の制御装置に関し、フリクショントルクを推定する内燃機関に適用して好適である。
【０００２】
【従来の技術】
内燃機関の図示トルクを求めるため、フリクショントルクを算出することが知られている。例えば、特開平１１−２９４２１３号公報には、エンジン回転数と水温のマップからフリクショントルクを算出することが記載されている。
【特許文献１】
特開平１１−２９４２１３号公報
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、フリクショントルクは機関の経時変化、環境の変化などの要因によりその値が変化する。同公報に記載された方法では、フリクショントルクの経時変化などを考慮していないため、算出したフリクショントルクに誤差が含まれることがある。
【０００４】
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、内燃機関のフリクショントルクを高い精度で求め、内燃機関の燃焼状態、出力を高い精度で推定することを目的とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、上記の目的を達成するため、
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と、
クランク角加速度を求める角加速度算出手段と、
前記フリクショントルクと前記クランク角加速度を用いて推定図示トルクを算出する推定図示トルク算出手段と、
筒内圧を取得する筒内圧取得手段と、
前記筒内圧に基づいて実測図示トルクを算出する実測図示トルク算出手段と、
前記推定図示トルクと前記実測図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正するフリクショントルク補正手段と、
を備えたことを特徴とする。
また、第２の発明は、第１の発明において、
前記フリクショントルク補正手段は、
前記推定図示トルクと前記実測図示トルクとの偏差に基づいて、前記標準フリクション特性を補正する手段と、
補正された標準フリクション特性に基づいて、補正されたフリクショントルクを取得する手段と、
を含むことを特徴とする。
また、第３の発明は、第１または第２の発明において、
前記内燃機関は、複数気筒を有し、
前記筒内圧取得手段は、前記複数気筒の中の一部の気筒の筒内圧を取得することを特徴とする。
【０００６】
第４の発明は、第１乃至第３の何れか１つの発明において、
前記推定図示トルクの算出区間の爆発行程と前記実測図示トルクの算出区間の爆発行程とを同一の行程としたことを特徴とする。
【０００７】
第５の発明は、第１乃至第４の何れか１つの発明において、
前記推定図示トルクをクランク軸がｎ回転（ｎは自然数）する区間の平均値として算出することを特徴とする。
【０００８】
第６の発明は、第５の発明において、前記筒内圧取得手段を（全気筒数／２）個の気筒に設け、かつ連続して爆発行程が行われる気筒に設けたことを特徴とする。
【０００９】
第７の発明は、上記の目的を達成するため、
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第１の記憶手段と、
機関運転状態を取得する機関運転状態取得手段と、
前記機関運転状態と図示トルクとの関係を記憶した第２の記憶手段と、
前記第２の記憶手段から前記機関運転状態に対応した前記図示トルクを取得する図示トルク取得手段と、
クランク角加速度を求める角加速度算出手段と、
前記フリクショントルクと前記クランク角加速度とを用いて推定図示トルクを算出する推定図示トルク算出手段と、
前記推定図示トルクと前記図示トルク取得手段が取得した前記図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正するフリクショントルク補正手段と、
を備えたことを特徴とする。
また、第８の発明は、第７の発明において、
前記フリクショントルク補正手段は、
前記推定図示トルクと前記図示トルクとの偏差に基づいて、前記標準フリクション特性を補正する手段と、
補正された標準フリクション特性に基づいて、補正されたフリクショントルクを取得する手段と、
を含むことを特徴とする。
【００１０】
第９の発明は、第７または第８の発明において、
前記推定図示トルクが算出される前に、前記機関運転状態に基づいて、点火時期を最大トルクが発生される所定の点火時期に設定する点火時期設定手段を更に備え、
前記第２の記憶手段は、最大トルクが発生される所定の点火時期での前記機関運転状態と前記図示トルクとの関係を記憶し、
前記所定の点火時期で算出された前記推定図示トルクと、前記図示トルク取得手段が取得した前記図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正することを特徴とする。
【００１１】
第１０の発明は、第７乃至第９の何れか１つの発明において、
前記推定図示トルク算出手段は、始動後から機関出力が定常状態に達する過程で前記推定図示トルクを算出し、
機関出力が定常状態に達する過程で算出した前記推定図示トルクと、前記図示トルク取得手段が取得した前記図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正することを特徴とする。
【００１２】
【発明の実施の形態】
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。また、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。
【００１３】
実施の形態１．
図１は、本発明の実施の形態１〜３にかかる内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。以下の各実施形態では４気筒の内燃機関を例示する。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。
【００１４】
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。
【００１５】
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。
【００１６】
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つの気筒のうちの１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。
【００１７】
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。
【００１８】
次に、図１のシステムにより内燃機関１０の図示トルクＴｉを推定する方法を具体的に説明する。最初に、図示トルクＴｉの推定に用いる数式について説明する。本実施形態では、以下の（１）式、（２）式を用いて燃焼状態の推定を行う。
【００１９】
【数１】
【００２０】
（１）式、（２）式において、図示トルクＴｉ（推定図示トルクＴｉ）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。
【００２１】
（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、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３６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Ｔｌ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Ｔｌ＝０とする。
【００２２】
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。
【００２３】
（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。
【００２４】
図２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２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２は４気筒の場合の特性を示したものであり、図２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２中のＴＤＣからＢＤＣまでのトルク特性が繰り返し現れる。
【００２５】
図２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、爆発工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Ｔｇａｓは０の値を取る。
【００２６】
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、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２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３６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。
【００２７】
（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２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。
【００２８】
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°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、正確に図示トルクＴｉを推定することが可能となる。従って、図示トルクＴｉ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。
【００２９】
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。
【００３０】
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。
【００３１】
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Ｔｉ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Ｔａｃ＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ）の算出方法を説明する。図３は、クランク軸３６の角加速度を求める方法を示す模式図である。図３に示すように、本実施形態では、クランク軸３６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。
【００３２】
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Ｔａ ｃ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ω０（ｋ），ω０（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。
【００３３】
角速度ω０（ｋ）を求める際には、例えば図３に示すように、クランク角がＴＤＣの位置から前後１０°づつ回転している間の時間Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ）をクランク角センサ３８から検出する。そして、時間Δｔ０（ｋ）＋Δｔ１０（ｋ）の間にクランク軸３６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°づ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。
【００３４】
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３６が回転する間の角加速度の平均値を算出する。
【００３５】
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。
【００３６】
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Ｔａｃ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Ｔａｃ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Ｔａｃ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。
【００３７】
次にフリクショントルクＴｆの算出方法を説明する。図４はフリクショントルクＴｆと内燃機関１０の機関回転数（Ｎｅ）、冷却水温（ｔｈｗ）との関係を表したマップである。図４において、フリクショントルクＴｆ、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４に示すように、フリクショントルクＴｆは機関回転数（Ｎｅ）が増えると増加し、また冷却水温（ｔｈｗ）が低くなると増加する傾向にある。図４のマップは、機関回転数（Ｎｅ）、冷却水温（ｔｈｗ）をパラメータとして可変し、ＴＤＣからＢＤＣまでクランク軸３６を回転させた際に発生するフリクショントルク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、機関回転数の平均値を図４のマップに当てはめて、フリクショントルクＴｆ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。
【００３８】
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、バラツキも大きい。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となるクランク角１８０°の区間（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４に示すマップを正確に作成することができる。
【００３９】
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、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。
【００４０】
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オン（ＯＮ）している場合には、図４のマップから求めたフリクショントルクＴｆの値を補正することが望ましい。
【００４１】
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。
【００４２】
角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃとフリクショントルクＴｆが求まった後、ＴａｃとＴｆを加算することで（１）式の左辺の推定図示トルクＴｉが算出される。本実施形態の装置では、推定図示トルクＴｉの算出精度をより高めるため、筒内圧センサ４４の検出値から実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出し、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓに基づいて（１）式から求められた推定図示トルクＴｉを補正する。実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは以下の（３）式から算出することができる。
【００４３】
【数２】
【００４４】
（３）式において、Ｔｉ＿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。
【００４５】
実測平均図示トルクＴｉ＿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、（３）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を乗ずることで求められる。
【００４６】
図５は、算出した推定図示トルクＴｉ（ｋ）（＝Ｔｇａｓ（ｋ））および実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。図５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°毎に推定図示トルクＴｉを順次算出していくと、図５に示すように、推定図示トルクＴｉ（ｋ）は＃１の気筒の爆発に対応する。同様に、推定図示トルクＴｉ（ｋ−２）は＃４の気筒の爆発に、推定図示トルクＴｉ（ｋ−１）は＃２の気筒の爆発に、推定図示トルクＴｉ（ｋ＋１）は＃３の気筒の爆発に、推定図示トルクＴｉ（ｋ＋２）は＃４の気筒の爆発に、それぞれ対応する。
【００４７】
ここで、推定図示トルクＴｉ（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、推定図示トルクＴｉ（ｋ）は＃１の爆発により発生した筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓとみなすことができる。従って、推定図示トルクをＴｉ（ｋ−２），Ｔｉ（ｋ−１），Ｔｉ，Ｔｉ（ｋ＋１），Ｔｉ（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Ｔｇａｓを算出することができる。これにより、各気筒の燃焼状態を推定することができる。
【００４８】
一方、筒内圧センサ４４を＃１の気筒に取り付けた場合、＃１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Ｔｉ＿ｃｐｓが求まる。図５では、推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出した行程を点線で囲んだ領域Ａとして示し、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出した行程を一点鎖線で囲んだ領域Ｂ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の爆発行程は共通である。
【００４９】
従って、推定図示トルクＴｉ（ｋ）及び実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓが正確に求められていれば、推定図示トルクＴｉと実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓとは略等しい値となる。推定図示トルクＴｉ（ｋ）と実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの算出値が相違する場合には、いずれかの算出値に誤差が含まれているものと想定できるが、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは筒内圧センサ４４から検出した実際の筒内圧を用いて算出された値であるため、その誤差要因は小さいと考えられる。一方、推定図示トルクＴｉ（ｋ）は、上述したように図４のマップから求めたフリクショントルクＴｆを用いて算出されるが、フリクショントルクＴｆは機械的な摩擦によるトルクであるため、摺動部の経時変化等によりその値が変動する場合がある。
【００５０】
従って、本実施形態の装置では、定常運転（機関回転数一定）時に取得した推定図示トルクＴｉ（ｋ）と実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの算出値が相違する場合は、フリクショントルクＴｆに経時変化等に起因する変動が生じたものとして、フリクショントルクＴｆを補正するようにしている。すなわち、図４のフリクション特性は経時変化による変動要因を含めた特性ではないため、本実施形態の装置では、経時変化によりフリクション特性が変動した場合は、図４の特性を補正することにより、以降の推定図示トルクＴｉを精度良く求めるようにしている。
【００５１】
実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは筒内圧センサ４４が設けられた気筒（＃１）の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程から算出され、推定図示トルクＴｉ（ｋ）はクランク角１８０°の回転角毎に算出することができる。実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉ（ｋ）を比較する場合は、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出した際に爆発行程が行われた気筒と、推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出した際に爆発行程が行われた気筒が同一となるようにする。すなわち、図５に示すように、領域Ａの爆発行程と領域Ｂの爆発行程が共通となるように、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓおよび推定図示トルクＴｉ（ｋ）の算出区間を設定する。
【００５２】
上述したようにトルク発生に寄与するのは主として爆発行程である。このため、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓ算出時の爆発行程と推定図示トルクＴｉ（ｋ）算出時の爆発行程を共通に設定しておくことで、燃焼にバラツキが生じている場合であっても、燃焼バラツキによるトルク変動は実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉの双方の算出値に反映されることとなる。従って、燃焼バラツキの影響を殆ど受けることなく、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉの比較を精度良く行うことができる。
【００５３】
次に、図６〜図８のフローチャートに基づいて、本実施形態の装置における処理の手順を説明する。ここで、図６のフローチャートは、推定図示トルクＴｉを算出する処理手順を、図７のフローチャートは実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する処理手順を、図８のフローチャートはフリクショントルクＴｆを補正する処理手順をそれぞれ示している。
【００５４】
最初に、推定図示トルクＴｉを算出する処理手順を図６のフローチャートに基づいて説明する。先ず、ステップＳ１では、フリクション補正を実施するための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。補正を実施するための運転条件が成立している場合はステップＳ２へ進み、成立していない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【００５５】
次のステップＳ２では、クランク角位置が推定図示トルクＴｉの算出タイミングであるか否かを判定する。具体的には、クランク角がΔｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）を検出する位置であるか否かを判定する。ここで、Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ）は、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）から前後１０°づつクランク角が回転している間の時間である。また、Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）は、＃１の爆発行程が完了したクランク角位置（ＢＤＣ）から前後１０°づつクランク角が回転している間の時間である。トルク算出タイミングである場合はステップＳ３へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【００５６】
次のステップＳ３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（ω０（ｋ），ω０（ｋ＋１））、時間（Δｔ）などの各パラメータを取得する。
【００５７】
次のステップＳ４では、フリクショントルクＴｆ（ｋ）を算出する。上述のように、フリクショントルクＴｆ（ｋ）は機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））の関数であり、図４のマップからＴＤＣからＢＤＣまでの区間における平均値を求める。
【００５８】
次の、ステップＳ５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Ｓ６へ進み、ステップＳ４で求めたフリクショントルクＴｆ（ｋ）を補正する。具体的には、Ｔｆ（ｋ）に所定の補正係数を乗算したり、Ｔｆ（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Ｓ５でスイッチがオフ（ＯＦＦ）の場合はステップＳ７へ進む。
【００５９】
ステップＳ７では、角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔａｃ（ｋ）＝Ｊ×（（ω０（ｋ＋１）−ω０（ｋ））／Δｔ）を演算して、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間における動的な損失トルクの平均値Ｔａｃ（ｋ）を算出する。
【００６０】
次のステップＳ８では、推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔｉ（ｋ）＝Ｔａｃ（ｋ）＋Ｔｆ（ｋ）を演算してＴｉ（ｋ）を算出する。なお、ステップＳ６でＴｆ（ｋ）を補正している場合は、補正後のＴｆ（ｋ）を用いて演算を行う。ここで得られた推定図示トルクＴｉ（ｋ）は、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間の平均値である。
【００６１】
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Ｔｉｎｅｒｔｉａの平均値＝０であるため、式（２）より、求めた推定図示トルクＴｉ（ｋ）は筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓ（ｋ）となる。
【００６２】
次に、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する処理について図７のフローチャートに基づいて説明する。先ず、ステップＳ１１では、フリクション補正を実施するための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。補正を実施するための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）。
【００６３】
次のステップＳ１２では、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの算出タイミングであるか否かを判定する。具体的には、筒内圧センサ４４が設けられた気筒が吸気行程開始時のＴＤＣのクランク角位置にあるか否かを判定する。トルク算出タイミングである場合はステップ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）。
【００６４】
次のステップＳ１３では、実測図示トルク算出に必要なパラメータを取得していく。具体的には、クランク角センサ３８から検出される所定のクランク角θ毎にｄＶ＃１（θ）／ｄθを算出し、また、クランク角θ毎に筒内圧センサ４４から筒内圧Ｐ＃１（θ）を検出する。ｄＶ＃１（θ）／ｄθ、Ｐ＃１（θ）は、筒内圧センサ４４が設けられた気筒の排気行程が終了する時点まで取得する。
【００６５】
次のステップＳ１４では、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する。ここでは、ステップＳ１３で取得したＰ＃１（θ）、ｄＶ＃１（θ）／ｄθを用い、（３）式に基づいて１サイクルで平均した値の実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する。
【００６６】
次に、フリクショントルクＴｆを補正する処理について図８のフローチャートに基づいて説明する。先ず、ステップＳ２１では、図６の処理で求めた推定図示トルクＴｉと、図７の処理で求めた実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓとの差ΔＴｆを算出する。次のステップＳ２２では、ΔＴｆに基づいてフリクション補正ロジックを実施する。ここでは、ΔＴｆに基づいて図４のフリクション特性を補正する。
【００６７】
図９及び図１０は、図４のマップを補正する方法を示す模式図である。図９は、１つのΔＴｆの値を用いてマップを補正する方法を示している。また、図１０は、２つのΔＴｆの値を用いてマップを補正する方法を示している。
【００６８】
図９の方法では、１つのΔＴｆを補正係数としてマップのＴｆの値を補正する。すなわち、Ｔｆ（補正後）＝function（ΔＴｆ，Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ））とする。例えば、
Ｔｆ（補正後）＝Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ）＋Ｃ１・ΔＴｆ
のように、補正前のＴｆと、ΔＴｆを所定の係数Ｃ１倍して得られた値とを加算して、補正後のＴｆを求める。また、
Ｔｆ（補正後）＝Ｃ２・ΔＴｆ・Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ）
のように、補正前のＴｆと、ΔＴｆを所定の係数Ｃ２倍して得られた値とを乗算して、補正後のＴｆを求めても良い。図９の方法によれば、ΔＴｆに基づいて、マップのＴｆの絶対値を補正することができる。
【００６９】
図１０の方法は、異なる運転状態から２つのΔＴｆ（ΔＴｆ１およびΔＴｆ２）を求め、ΔＴｆ１，ΔＴｆ２を補正係数としてマップのＴｆの値を補正する。すなわち、Ｔｆ（補正後）＝function（ΔＴｆ１，ΔＴｆ２，Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ））とする。例えば下式に基づいて、マップから得られたＴｆと、Ｔｆｗ１及びＴｆｗ２の平均値を所定の係数Ｃ３倍して得られた値とを加算して、補正後のＴｆを求める。
Ｔｆ（補正後）＝Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ）＋Ｃ３・（（ΔＴｆ１＋ΔＴｆ２）／２）
【００７０】
図１０の方法によれば、２つのΔＴｆに基づいて、マップのＴｆの絶対値とともに、Ｔｆの傾きをも補正することができる。
【００７１】
以上説明したように本実施形態によれば、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉとを比較し、比較の結果に基づいて図４のマップのフリクション特性を補正するようにしたため、フリクショントルクＴｆに経時変化が発生した場合であっても、正確に推定図示トルクＴｉを算出することが可能となる。
【００７２】
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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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、Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔａｃ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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔｆ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Ｔｉ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Ｔｉ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。
【００７３】
なお、上述した例では、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間を１８０°に設定したが、Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔｉ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。
【００７４】
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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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図示トルクＴｉを算出することができ、図示トルクＴｉに基づいて燃焼状態を推定することができる。図１１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２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１１（Ａ）は単気筒の場合を、図１１（Ｂ）は６気筒の場合をそれぞれ示している。
【００７５】
図１１（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Ｔｇａｓ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Ｔｉｎｅｒｔｉａ（点線）の平均値は０となる。従って、この区間毎に角加速度を求めることで、推定図示トルクＴｉを正確に算出することができ、推定図示トルクＴｉに基づいて燃焼状態を正確に推定することができる。そして、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを１サイクルの区間で求め、推定図示トルクＴｉと比較することで、フリクショントルクＴｆの経時変化を求めることが可能となる。
【００７６】
図１１（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Ｔｇａｓ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Ｔｉｎｅｒｔｉａの平均値は０となる。従って、クランク角１２０°毎に角加速度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、推定図示トルクＴｉを正確に求めて燃焼状態を推定することができる。そして、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを１サイクルの区間で求め、推定図示トルクＴｉと比較することで、フリクショントルクＴｆの経時変化を求めることが可能となる。なお、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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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。
【００７７】
なお、上述した例では、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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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。
【００７８】
また、上述した例では、負荷トルクＴｌ＝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Ｔｌを求め、推定図示トルクＴｉの推定に用いることで、車両走行時の全運転領域で推定図示トルクＴｉ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（始動時のもたつき）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。
【００７９】
また、上述した例では、爆発行程による燃焼が発生している状態で実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉを算出したが、燃焼によるトルクが発生していない状態で実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉを算出してフリクション補正を行っても良い。例えば、点火を行わずにクランキングを実施した場合、または機関運転中にフューエルカットを実施した場合などに実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉを算出してフリクション補正を行っても良い。この場合、燃焼によるトルクのバラツキは生じないため、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する爆発行程と推定図示トルクＴｉを算出する爆発行程とを同一行程としなくても良い。
【００８０】
また、実施の形態１では１つの気筒に筒内圧センサ４４を設けて実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出したが、複数の気筒に筒内圧センサ４４を設けて実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出し、平均値を算出することで実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの算出精度を高めても良い。
【００８１】
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、機関運転状態に基づいてマップから図示トルクを算出し、推定図示トルクＴｉとマップ算出した図示トルクを比較してフリクション補正を行うものである。実施の形態２の装置の構成は図１に示した構成と同様であるが、実施の形態２では、筒内圧センサ４４を設ける必要がない点で実施の形態１と相違する。
【００８２】
内燃機関１０から出力される図示トルクは、主として機関運転状態（吸気管圧、機関回転数、点火時期など）によって定まる。従って、機関運転状態に応じた図示トルクを予め取得してマップを作成しておくことで、各運転状態に応じた図示トルクをマップから取得することができる。
【００８３】
特に、機関の始動直後においては、冷却水温、筒内温度、筒内圧、バルブタイミングなどトルク変動の要因となるパラメータはほぼ一定しているため、始動直後からアイドリングの定常状態に達するまでのトルクの立ち上がり特性はほぼ一定している。従って、例えば始動開始からアイドリングの定常状態に達するまでの時間が長くなり、筒内トルクの立ち上がりが鈍くなった場合は、図４のフリクション特性に経時変化が生じたものと判断できる。このため、実施の形態２では、始動直後からトルクが定常状態に達するまでのトルクの立ち上がり過程において、推定図示トルクＴｉとマップから算出した図示トルクを比較する。これにより、フリクショントルクＴｆの変動に起因する推定図示トルクＴｉの変動を精度良く求めることができる。
【００８４】
この際、実施の形態２の装置では、点火時期をＭＢＴ（Minimum Spark Advance for Best Torque）に設定した場合の、各運転状態（吸気管圧力Ｐｍ、機関回転数Ｎｅ）における図示トルクをマップで記憶している。そして、点火時期をＭＢＴに設定して推定図示トルクＴｉを算出し、マップから求めた図示トルクと比較することによりフリクション補正を行う。この際、吸気管圧力Ｐｍは、吸気通路１２に設けた吸気圧センサ２９から検出する。吸気圧センサ２９を用いない場合は、エアフロメータ２０で検出した吸入空気量（Ｇａ）から推定する方法、スロットル開度と機関回転数から推定する方法等から吸気管圧力Ｐｍを取得しても良い。
【００８５】
点火時期をＭＢＴに設定した状態では、その時点での機関運転状態に応じた最大トルクが出力される。従って、この状態で推定図示トルクＴｉを算出し、推定図示トルクＴｉが最大トルクに達していない場合は、フリクショントルクＴｆが経時変化等により変動したものとして図４のフリクション特性を補正する。点火時期をＭＢＴに固定した状態で機関運転状態と図示トルクとの関係を定めたマップを作成することで、点火時期の変動に起因する筒内トルクの変動要因をマップから除外することができ、マップの次元を減らしてマップを簡素に構成することができる。
【００８６】
推定図示トルクＴｉの算出方法は、実施の形態１と同様である。４気筒の機関の場合、推定図示トルクＴｉはクランク角１８０°の区間毎に算出されるため、推定図示トルクＴｉと比較されるマップ算出による図示トルクもクランク角１８０°区間での平均値として求める必要がある。従って、各運転状態に対応した図示トルクをクランク角１８０°の区間毎の平均値として求めることでマップを作成しておく。例えば、内燃機関１０の４気筒のそれぞれに筒内圧センサ４４を取り付け、クランク角１８０°の区間における各気筒の図示トルクの平均値を（３）式から求め、各気筒の図示トルクを合計することにより、クランク角１８０°毎の各気筒の図示トルクの平均値を算出することができる。そして、運転状態を変更してクランク角１８０°毎の図示トルクの平均値を算出することにより、各運転状態と図示トルクの関係を規定したマップを作成することができる。
【００８７】
以下、図１２のフローチャートに基づいて実施の形態２にかかる装置の処理手順について説明する。先ず、ステップＳ３１では、始動後であって完全な爆発行程（完爆）が行われた直後であるか否かを判定する。完爆判定は、機関回転数または推定図示トルクＴｉが所定のしきい値を超えたか否かによって行う。完爆直後の場合はステップＳ３２へ進み、未だ完爆が行われていない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【００８８】
次のステップＳ３２では、現時点での運転状態（吸気管圧力Ｐｍ、機関回転数Ｎｅ）を取得する。より詳細には、吸気行程が終了した気筒においてクランク角がＢＤＣの位置にある時点での運転状態を取得する。次のステップＳ３３では、ステップＳ３２で求めた吸気管圧力Ｐｍ、機関回転数Ｎｅに基づいてＭＢＴを求める。また、ステップＳ３３では、ステップＳ３２で求めた吸気管圧力Ｐｍ、機関回転数Ｎｅに基づいて、点火時期がＭＢＴの場合の図示トルクＴＭＢＴ（ｋ）をマップ算出する。
【００８９】
次のステップＳ３４では、点火時期をステップＳ３３で求めたＭＢＴに設定する。これにより、ステップＳ３２の時点で吸気行程が終了した気筒において、圧縮行程が完了すると、ＭＢＴに設定された点火時期で点火が行われる。従って、この気筒の次の爆発行程では、ＭＢＴに設定された点火時期によって最大トルクを発生させる状態となる。
【００９０】
次のステップＳ３５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。具体的には、クランク角がΔｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）を検出する位置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Ｓ３６へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【００９１】
ステップＳ３５でトルク算出タイミングと判定された場合は、ステップＳ３６で推定図示トルクＴｉを算出する。ここでは、図６のステップＳ２〜ステップＳ７と同様の処理を行い、推定図示トルクＴｉを算出する。これにより、ステップＳ３２の時点で吸気行程が完了した気筒で次の爆発行程が行われた際の推定図示トルクＴｉが算出される。ここで算出された推定図示トルクＴｉは点火時期がＭＢＴに設定された状態で発生した筒内トルクに対応した値である。
【００９２】
次のステップＳ３７では、ステップＳ３６で求めた推定図示トルクＴｉと、ステップＳ３３でマップから求めた図示トルクＴＭＢＴ（ｋ）とを比較し、両トルクの差分からフリクショントルクの変化分ΔＴｆを求める。
【００９３】
次のステップＳ３８では、ステップＳ３７で求めたΔＴｆに基づいてフリクショントルク補正ロジックを実施する。ここでは、図８で説明した処理と同様の処理を行うことによりフリクショントルクを補正する。
【００９４】
図１２の処理によれば、ステップＳ３２で吸気行程が終了した気筒のクランク角位置がＢＤＣの位置にある時点で運転状態を取得し、ステップＳ３３でこの運転状態に基づいて点火時期をＭＢＴに設定するため、次の爆発行程で使われる吸入空気の量に応じて点火時期をＭＢＴに設定することができる。そして、点火時期がＭＢＴに設定された次の爆発行程で推定図示トルクＴｉを算出するため、マップ算出した図示トルクＴＭＢＴ（ｋ）と推定図示トルクＴｉの双方がＭＢＴに対応した値として求められる。従って、図示ＴＭＢＴ（ｋ）と算出した推定図示トルクＴｉとを比較することにより、フリクショントルクＴｆの経時変化を精度良く求めることが可能となる。
【００９５】
また、始動後の完爆直後においては、トルクがアイドリングの定常状態に達する過程であるため、冷却水温、筒内温度、筒内圧、バルブタイミングなどトルク変動の要因となるパラメータはほぼ一定している。従って、図１２の処理によれば、完爆直後にフリクショントルクの変化分ΔＴｆを算出することで、トルク変動の要因となるパラメータによる影響を最小限に抑えた状態でフリクショントルクの変化分ΔＴｆを算出することができる。従って、高精度にフリクション補正を行うことが可能となる。
【００９６】
なお、図１２の処理を実施している際に、ＮＤシフト、レーシング等の外乱が生じた場合は、点火時期を最適な時期に設定してフリクション補正ロジックを中止しても良い。
【００９７】
また、エアフロメータ２０から検出される吸入空気量と、燃料噴射弁３０からの燃料噴射量に基づいて筒内の空燃比（Ａ／Ｆ）を推定し、空燃比に基づいてＴＭＢＴ（ｋ）を補正するようにしても良い。
【００９８】
以上説明したように実施の形態２によれば、点火時期をＭＢＴに設定して推定図示トルクＴｉを求め、マップから取得したＭＢＴにおける図示トルクＴＭＢＴ（ｋ）と推定図示トルクＴｉとに基づいてフリクション特性を補正することが可能となる。従って、煩雑な演算を行うことなく、フリクション特性を補正することができ、結果として推定図示トルクＴｉを高い精度で算出することが可能となる。
【００９９】
なお、上述のように実施の形態２では機関に筒内圧センサ４４を実装する必要はないが、実施の形態１による筒内圧センサ４４を用いたフリクション補正と組み合わせて補正精度を向上させても良い。
【０１００】
実施の形態３．
次に、本発明の実施の形態３について説明する。実施の形態３は、クランク軸３６の回転角を検出するためのローターに製造上の誤差が生じていて、算出した角加速度に誤差が含まれる場合であっても、推定図示トルクＴｉを正確に算出し、フリクション補正を精度良く行うものである。
【０１０１】
クランク軸３６には、クランク角センサ３８がその角度位置を検出するためのローター３９が取り付けられている。図１３は、クランク軸３６、クランク角センサ３８、およびローター３９の位置関係を示す模式図である。図１３に示すように、ローター３９の外周には複数の凹凸が設けられている。そして、クランク角センサ３８によってローター３９の凹凸のエッジを検出することにより、ローター３９すなわちクランク軸３６の角度位置が検出される。
【０１０２】
実施の形態１で説明したように、角加速度に起因する動的な損失トルクを求める際には、クランク角がＴＤＣ、またはＢＤＣの位置から前後１０°づつ回転している間の時間Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）を、クランク角センサ３８から得られる角度信号に基づいて検出する。そして、時間Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）に基づいて角速度ω０（ｋ），ω０（ｋ＋１）を求め、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。
【０１０３】
時間Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）を求める際に、ローター３９のエッジの角度位置が設計値通りに形成されていれば、Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）の正しい値を検出することができ、これに基づいてクランク軸３６の角加速度を精度良く求めることができる。
【０１０４】
しかし、ローター３９のエッジの角度位置に誤差が含まれている場合は、Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）の値にその誤差分が含まれることとなり、この結果、算出したクランク軸３６の角加速度に誤差が含まれることとなる。より詳細には、ローター３９のエッジが設計値の公差内で形成されている場合であっても、設計値の中心から外れている場合は、算出した角加速度に誤差が含まれることとなる。
【０１０５】
図１４は、ローター３９のエッジの角度位置に誤差が含まれる場合に、その誤差が角加速度に与える影響を説明するための模式図である。図１４に示すように、２つのエッジの角度位置の間隔が設計値でθ（例えば２０°）であり、実際の（出来栄えの）エッジの角度位置間隔がθ＋Δｅである場合を想定する。この場合に、ローター３９が２つのエッジ間を回転している間の時間がΔｔとして検出されるた場合、設計値のエッジの角度位置間隔がθであるため、設計値に基づいて算出した角速度ω０’は以下の（４）式で示される。
ω０’＝（θ／Δｔ）・（π／１８０） ・・・（４）
【０１０６】
一方、実際のローター３９のエッジ位置間隔はθ＋Δｅであるため、クランク軸３６の角速度の真の値ω０は、以下の（５）式で示される。
ω０＝（（θ＋Δｅ）／Δｔ）・（π／１８０） ・・・（５）
実際のローター３９のエッジ位置間隔（θ＋Δｅ）は、ローター３９の出来栄えを測定することにより求めることはできるが、個々のローター３９、個々のエッジ毎に測定することは困難が伴う。
【０１０７】
従って、設計値に基づいて算出した角速度ω０’は誤差を含むものとなり、真の角加度ω０との差Δω０は、以下の（６）式で示される。
Δω０＝ω０−ω０’＝（Δｅ／Δｔ）・（π／１８０） ・・・（６）
そして、角速度ω０’から求めた角加速度、推定図示トルクＴｉにはΔω０に起因する誤差が含まれることとなる。
【０１０８】
実施の形態３は、ローター３９のエッジに製造上の誤差（Δｅ）が含まれている場合であっても、推定図示トルクＴｉを正確に算出し、これに基づいて図４のフリクション特性を高い精度で補正するものである。
【０１０９】
実施の形態３では、図１の筒内圧センサ４４を２つの気筒に設けている。そして、実施の形態１と同様に、筒内圧センサ４４の検出値から実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出し、推定図示トルクＴｉと比較することによりフリクション補正を行う。この際、実施の形態３では、クランク角３６０°の区間で２回の爆発行程に対応した推定図示トルクＴｉの平均値を求めるとともに、この２回の爆発行程で発生した実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを求め、推定図示トルクＴｉと実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを比較する。
【０１１０】
図１５は、算出した推定図示トルクＴｉ（ｋ）（＝Ｔｇａｓ（ｋ））および実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。図１５において、Δｅ１は＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）で、クランク角センサ３８によって検出されるローター３９のエッジの該当箇所の角度誤差を示している。また、Δｅ２は、＃１の爆発行程が終了するクランク角位置（ＢＤＣ）、すなわち＃３の爆発行程が開始するクランク角位置で、クランク角センサ４４によって検出されるローター３９のエッジの該当箇所の角度誤差を示している。＃１が爆発行程となるクランク角１８０°の区間で推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出する場合は、角速度ω０（ｋ）及び角速度ω０（ｋ＋１）を用いてクランク角１８０°の区間における角加速度の平均値を算出する。この際、角速度ω０（ｋ）はΔｅ１による誤差を含み、角速度ω０（ｋ＋１）はΔｅ２による誤差を含むこととなる。
【０１１１】
これに対して、クランク角３６０°毎に推定図示トルクＴｉを算出する場合は、角速度ω０（ｋ）と角速度ω０（ｋ＋２）を用いてクランク角３６０°の区間での角加速度の平均値を求める。この区間ではクランク軸３６が１回転するため、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）でクランク角センサ３８によって検出されるローター３９のエッジの該当箇所と、＃３の爆発行程が終了するクランク角位置（ＢＤＣ）でクランク角センサ３８によって検出されるローター３９のエッジの該当箇所とは同一のエッジ部分である。従って、角速度ω０（ｋ）と角速度ω０（ｋ＋２）の誤差要因となるローター３９の誤差はともにΔｅ１となる。このため、ω０（ｋ）とω０（ｋ＋２）の双方にΔｅ１の誤差が含まれることとなるが、この区間における角加速度の平均値はω０（ｋ＋２）とω０（ｋ）との差分から算出されるため、誤差Δｅ１が角加速度の算出値の誤差要因となることはない。
【０１１２】
従って、クランク角３６０°毎に推定図示トルクＴｉを算出することにより、ローター３９のエッジの角度位置の誤差に影響を受けることなく、推定図示トルクＴｉを正確に求めることが可能となる。
【０１１３】
図１５の例では、＃１と＃３の気筒に筒内圧センサ４４を設けている。そして、＃１の気筒の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程から実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓ（ｋ）を算出し、また、＃３の気筒の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程から実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓ（ｋ＋１）を算出する。
【０１１４】
そして、２回の爆発による実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの平均値と、クランク角３６０°の区間で算出した推定図示トルクＴｉの平均値とを比較する。図１５では、推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出した行程を点線で囲んだ領域Ｃとして示し、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出した行程を一点鎖線で囲んだ領域Ｂとして示している。実施の形態１で説明したように、定常運転時においては、領域Ｃの吸気、圧縮、爆発、排気の行程で発生するトルクと、領域Ｄの吸気、圧縮、爆発、排気の行程で発生するトルクはそれぞれ等しい。従って、推定図示トルクＴｉ（ｋ）及び実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓが正確に求められていれば、クランク角３６０°の区間における推定図示トルクＴｉの平均値と、２回の爆発による実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの平均値とは略等しい値となる。
【０１１５】
ここで、クランク角３６０°毎に算出した推定図示トルクＴｉにおいては、ローター３９のエッジの角度位置誤差による変動要因が排除されている。また、実施の形態１で説明したように、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは筒内圧センサ４４から検出した実際の筒内圧を用いて算出された値であるため、その誤差要因は小さい。従って、２回の爆発による実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの平均値と、クランク角３６０°の区間における推定図示トルクＴｉの平均値とを比較した結果、両者が相違する場合は推定図示トルクＴｉを算出する際に用いたフリクショントルクＴｆに変動が生じているものと推定できる。従って、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、推定図示トルクＴｉとに基づいて、フリクショントルクの変動分ΔＴｆを算出することができ、ローター３９のエッジの角度位置に誤差が含まれている場合であっても、フリクション補正を正確に行うことが可能となる。
【０１１６】
推定図示トルクＴｉは連続する２回の爆発行程に対応したクランク角３６０°の区間で算出されるため、この推定図示トルクＴｉと比較するためには、点火（爆発行程）が連続して行われる２つの気筒に筒内圧センサ４４を設けて実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する必要がある。すなわち、４気筒の機関では爆発行程は＃１、＃３、＃４、＃２の順に行われるため、筒内圧センサ４４は、爆発行程が連続する＃１及び＃３、＃３及び＃４、＃４及び＃２、または＃２及び＃１に設ける必要がある。実施の形態１で説明したように、推定図示トルクＴｉを算出する際の２回の爆発行程と、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する２回の爆発行程を同一の行程とすることにより、燃焼バラツキによるトルク変動を実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉの双方の算出値に反映させることができる。従って、燃焼バラツキの影響を最小限に抑えた状態で、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉの比較を精度良く行うことができる。
【０１１７】
また、４気筒以外の機関を含めた場合を考慮すると、クランク軸３６が７２０°回転する間に気筒数に相当する回数の爆発行程が行われるため、クランク軸３６が３６０°回転する間には（気筒数／２）回の爆発行程が行われる。従って、クランク角３６０°の区間で推定図示トルクＴｉを算出してローター３９の誤差の影響を排除した場合、クランク角３６０°の推定図示トルクＴｉと比較する実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは、（気筒数／２）回の爆発行程に対応したトルクとなる。従って、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出するための筒内圧センサ４４は、（気筒数／２）に相当する数の気筒に設け、かつ、筒内圧センサ４４を設けた気筒は連続して爆発行程が行われる気筒であることが好適である。
【０１１８】
次に、数式を用いて、ローター３９のエッジ角度位置誤差の要因を排除してフリクショントルクの変動分ΔＴｆ（ｋ）を算出する方法を説明する。
【０１１９】
上述したようにローター３９にΔｅ１，Δｅ２のエッジ角度位置誤差が生じている場合、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）で算出される角速度ω０’（ｋ）はΔｅ１による誤差分を含むものとなる。同様に、＃３の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）で算出される角速度ω０’（ｋ＋１）もΔｅ２による誤差分を含むものとなる。
【０１２０】
＃１と＃３の爆発行程によるクランク角３６０°区間の推定図示トルクＴｉは、角速度ω０’（ｋ＋２）及び角速度ω０’（ｋ）に基づいて算出される。この際、角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃは、以下の（７）式で示される。（７）式において、ｔ’（ｉ）はΔｅ１のエッジ角度位置誤差が生じているローター３９の該当箇所が３６０°回転する際に要する時間である。
【０１２１】
【数３】
【０１２２】
そして、＃１と＃３の爆発行程に対応するクランク角３６０°の区間において、図４のマップから求められたフリクショントルクをＴｆとし、フリクショントルクＴｆの変動分をΔＴｆ（ｋ）とすると、この区間における推定図示トルクＴｉ（ｋ〜ｋ＋１）は以下の（８）式で示される。
【０１２３】
【数４】
【０１２４】
一方、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓはクランク角７２０°（２回転）毎に算出されるため、ローター３９のエッジ位置誤差による影響を受けることはない。また、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは、フリクションの経時変化による変動分（ΔＴｆ（ｋ））を含んだ状態で算出される。従って、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは、ローター３９にエッジ角度位置誤差が生じておらず、かつ図４のマップによるフリクショントルクＴｆの値が経時変化による変動分（ΔＴｆ（ｋ））を含んだ正しい値である場合に算出された推定図示トルクＴｉと等しいとみなすことができる。従って、ローター３９にエッジ角度位置誤差が生じていない場合に、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）で算出される角速度をω０（ｋ）、＃３の爆発行程が終了するクランク角位置（ＢＤＣ）で算出される角速度をω０（ｋ＋２）とすると、＃１と＃３の爆発行程に対応する実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓ（ｋ〜ｋ＋１）は以下の（９）式から求められる。
【０１２５】
【数５】
【０１２６】
ここで、ｔ（ｉ）は、エッジ位置誤差が発生していないローター３９が３６０°回転する際に要する時間である。
【０１２７】
（９）式から（８）式を減算すると以下の（１０）式が得られる。
【０１２８】
【数６】
【０１２９】
（１０）式の右辺における、ω０（ｋ＋２）−ω０’（ｋ＋２）をΔω０（ｋ＋２）とおき、＃３の爆発行程が終了したクランク角位置（ＢＤＣ）でθの角度だけローター３９が回転する際に要した時間をΔｔ（ｋ＋２）とすると、＃３がＢＤＣの位置にあるときのローター３９の誤差はΔｅ１であるため、（６）式と同様の演算によりΔω０（ｋ＋２）は以下の（１１）式で表すことができる。
【０１３０】
【数７】
【０１３１】
また、（１０）式の右辺における、ω０（ｋ）−ω０’（ｋ）をΔω０（ｋ）とおき、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）でθの角度だけローター３９が回転する際に要した時間をΔｔ（ｋ）とすると、＃１がＴＤＣの位置にあるときのローター３９の誤差はΔｅ１であるため、（６）式と同様の演算によりΔω０（ｋ）は以下の（１２）式で表すことができる。
【０１３２】
【数８】
【０１３３】
そして、（１１）式、（１２）式を用いて、Δω０（ｋ＋２）−Δω０（ｋ）は以下の（１３）式から算出することができる。
【０１３４】
【数９】
【０１３５】
Δｅ１の誤差を有するローター３９の該当箇所がθの回転角だけ回転する時間は、定常運転時においてはほぼ一定している。すなわち、（１３）式において、Δｔ（ｋ＋２）とΔｔ（ｋ）は略等しい値となり、Δω０（ｋ＋２）−Δω０（ｋ）＝０とみなすことができる。従って、（１０）式の右辺において、ω０（ｋ＋２）−ω０’（ｋ＋２）−（ω０（ｋ）−ω０’（ｋ））＝０とすることができ、以下の（１０’）式が得られる。
Ｔｉ＿ｃｐｓ−Ｔｉ＝ΔＴｆ（ｋ） ・・・（１０’）
従って、（１０’）式によれば、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉとの差からフリクショントルクＴｆの変動分ΔＴｆを算出することが可能となる。
【０１３６】
次に、図１６のフローチャートに基づいて、本実施形態の装置における処理の手順を説明する。図１６のフローチャートは、クランク角３６０°の区間で推定図示トルクＴｉを算出する処理手順を示している。
【０１３７】
先ず、ステップＳ４１では、フリクション補正を実施するための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。補正を実施するための運転条件が成立している場合はステップＳ４２へ進み、成立していない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【０１３８】
次のステップＳ４２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。具体的には、クランク角がΔｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋２），Δｔ１０（ｋ＋２）を検出する位置であるか否かを判定する。こｋで、Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ）は、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）から前後１０°づつクランク角が回転している間の時間である。また、Δｔ０（ｋ＋２），Δｔ１０（ｋ＋２）は、＃３の爆発行程が完了したクランク角位置（ＢＤＣ）から前後１０°づつクランク角が回転している間の時間である。トルク算出タイミングである場合はステップＳ４３へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【０１３９】
次のステップＳ４３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（ω０’（ｋ），ω０’（ｋ＋２））、時間ｔ（ｉ）などの各パラメータを取得する。
【０１４０】
次のステップＳ４４では、フリクショントルクＴｆ（ｋ）を算出する。フリクショントルクＴｆ（ｋ）は機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））の関数であり、図４のマップからクランク角１８０°（ＴＤＣからＢＤＣまで）の区間における平均値を求める。
【０１４１】
次の、ステップＳ４５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Ｓ４６へ進み、ステップＳ４４で求めたフリクショントルクＴｆ（ｋ）を補正する。具体的には、Ｔｆ（ｋ）に所定の補正係数を乗算したり、Ｔｆ（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Ｓ４５でスイッチがオフ（ＯＦＦ）の場合はステップＳ４７へ進む。
【０１４２】
ステップＳ４７では、角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔａｃ（ｋ〜ｋ＋１）＝Ｊ×（（ω０’（ｋ＋２）−ω０’（ｋ））／Δｔ）を演算して、クランク角３６０°の区間における動的な損失トルクの平均値Ｔａｃ（ｋ〜ｋ＋１）を算出する。
【０１４３】
次のステップＳ４８では、クランク角３６０°の区間における推定図示トルクＴｉ（ｋ〜ｋ＋１）を算出する。ここでは、Ｔｉ（ｋ〜ｋ＋１）＝Ｔａｃ（ｋ〜ｋ＋１）＋Ｔｆ（ｋ）を演算してＴｉ（ｋ）を算出する。なお、ステップＳ４６でＴｆ（ｋ）を補正している場合は、補正後のＴｆ（ｋ）を用いて演算を行う。ここで得られた推定図示トルクＴｉ（ｋ〜ｋ＋１）は、クランク角３６０°の区間の平均値である。クランク角３６０°の区間では、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値＝０であるため、式（２）より、求めた推定図示トルクＴｉ（ｋ）は筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓ（ｋ）となる。
【０１４４】
実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する処理は、図７のフローチャートの処理と同様に行う。この際、実施の形態３では２つの気筒（＃１、＃３）の実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出するため、図７の処理を２回行ってＴｉ＿ｃｐｓ（ｋ）、Ｔｉ＿ｃｐｓ（ｋ＋１）を算出し、その平均値（＝Ｔｉ＿ｃｐｓ（ｋ〜ｋ＋１））を算出する。
【０１４５】
そして、フリクショントルクＴｆを補正する処理は、図８のフローチャートの処理と同様に行う。この際、図８のステップＳ２１では、図１６の処理で求めた推定図示トルクＴｆと、２回の爆発行程による実測図示トルクの平均値との差ΔＴｆ（ｋ）を算出し、ステップＳ２２では、ΔＴｆ（ｋ）に基づいてフリクション補正ロジックを実施する。
【０１４６】
以上説明したように実施の形態３によれば、クランク角３６０°の区間で推定図示トルクＴｉを算出するようにしたため、クランク角を検出するためのローター３９に角度位置の誤差が生じている場合であっても、推定図示トルクＴｉを高い精度で算出することが可能となる。そして、推定図示トルクＴｉと実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓとの比較の結果からフリクション特性を正確に補正することが可能となる。従って、フリクション特性に変化が生じた場合であっても、図示トルクＴｉを正確に算出することが可能となる。
【０１４７】
なお、実施の形態３では、クランク軸３６が１回転する区間で推定図示トルクＴｉの平均値を算出することにより、ローター３９のエッジの角度誤差が推定図示トルクＴｉの算出値に与える誤差を排除することとしたが、クランク軸３６がｎ（ｎは自然数）回転する区間で推定図示トルクＴｉの平均値を算出するようにしても良い。クランク角センサ３８によって検出されるローター３９のエッジは、クランク軸３６がｎ回転する区間の両端では同一のエッジであるため、この両端のエッジに基づいて角加速度の平均値を算出することで、エッジの角度誤差の要因を排除して推定図示トルクＴｉを算出することができる。
【０１４８】
なお、上述した各実施の形態においては、走行距離や機関経過年数等のフリクション変化を示すパラメータから実行条件を定めておき、実行条件が満たされた場合のみフリクション補正を行うようにしても良い。
【０１４９】
【発明の効果】
この発明は、以上説明したように構成されているので、以下に示すような効果を奏する。
【０１５０】
第１〜第３の発明によれば、推定図示トルクと実測図示トルクとに基づいてフリクショントルクを補正するようにしたため、経時変化などの要因から標準フリクショントルク特性に変動が生じた場合であっても、補正されたフリクショントルクを正確に求めることが可能となる。
【０１５１】
第４の発明によれば、推定図示トルクの算出区間の爆発行程と実測図示トルクの算出区間の爆発行程とを同一の行程としたため、１回の爆発行程毎に燃焼バラツキが生じている場合であっても、補正されたフリクショントルクを正確に求めることが可能となる。
【０１５２】
第５の発明によれば、推定図示トルクをクランク軸がｎ回転（ｎは自然数）する区間の平均値として算出するようにしたため、クランク軸の回転角を検出するためのローターに角度位置誤差が生じている場合であっても、正確に補正されたフリクショントルクを求めることが可能となる。
【０１５３】
第６の発明によれば、筒内圧取得手段を（全気筒数／２）個の気筒に設け、かつ連続して爆発行程が行われる気筒に設けたため、クランク軸が１回転する区間で算出された推定図示トルクの爆発行程に対応する気筒で実測図示トルクを算出することができる。従って、１回の爆発毎に燃焼バラツキが生じている場合であっても、補正されたフリクショントルクを正確に求めることが可能となる。
【０１５４】
第７または第８の発明によれば、推定図示トルクと、第２の記憶手段が記憶している運転状態に応じた図示トルクとに基づいてフリクショントルクを補正するようにしたため、経時変化などの要因から標準フリクショントルクに誤差が生じた場合であっても、補正されたフリクショントルクを正確に求めることが可能となる。
【０１５５】
第９の発明によれば、第２の記憶手段に最大トルクが発生される所定の点火時期での機関運転状態と図示トルクとの関係を記憶させ、最大トルクが発生される所定の点火時期で算出した推定図示トルクと、図示トルク取得手段が第２の記憶手段から取得した図示トルクとに基づいて補正フリクショントルクを取得するようにしたため、算出した推定図示トルクが最大トルクに達してない場合は、フリクショントルクに変化が生じたものと判断でき、正確に補正されたフリクショントルクを求めることが可能となる。
【０１５６】
第１０の発明によれば、始動後から機関出力が定常状態に達する過程で推定図示トルクを算出し、補正フリクショントルクを取得するようにしたため、トルク変動の要因となるパラメータが推定図示トルクに与える変動要因を最小限に抑えることができる。従って、補正されたフリクショントルクを精度良く求めることが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 実施の形態１にかかる内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。
【図２】 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。
【図３】 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。
【図４】 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。
【図５】 実施の形態１において、算出した推定図示トルクＴｉおよび実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。
【図６】 推定図示トルクＴｉを算出する処理手順を示すフローチャートである。
【図７】 実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する処理手順を示すフローチャートである。
【図８】 フリクショントルクＴｆを補正する処理手順を示すフローチャートである。
【図９】 フリクショントルクＴｆの補正方法を示す模式図である。
【図１０】 フリクショントルクＴｆの補正方法を示す模式図である。
【図１１】 単気筒、６気筒の場合のトルク特性を示す特性図である。
【図１２】 実施の形態２にかかる内燃機関の制御装置の処理手順を示すフローチャートである。
【図１３】 クランク軸、クランク角センサ、およびローターの位置関係を示す模式図である。
【図１４】 ローターのエッジの角度位置に誤差が含まれる場合に、その誤差が角加速度に与える影響を説明するための模式図である。
【図１５】 実施の形態３において、算出した推定図示トルクＴｉおよび実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。
【図１６】 実施の形態３にかかる内燃機関の制御装置の処理手順を示すフローチャートである。
【符号の説明】
１０ 内燃機関
２９ 吸気圧センサ
３６ クランク軸
３８ クランク角センサ
４０ ＥＣＵ
４４ 筒内圧センサ
【発明の属する技術分野】
この発明は内燃機関の制御装置に関し、フリクショントルクを推定する内燃機関に適用して好適である。
【０００２】
【従来の技術】
内燃機関の図示トルクを求めるため、フリクショントルクを算出することが知られている。例えば、特開平１１−２９４２１３号公報には、エンジン回転数と水温のマップからフリクショントルクを算出することが記載されている。
【特許文献１】
特開平１１−２９４２１３号公報
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、フリクショントルクは機関の経時変化、環境の変化などの要因によりその値が変化する。同公報に記載された方法では、フリクショントルクの経時変化などを考慮していないため、算出したフリクショントルクに誤差が含まれることがある。
【０００４】
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、内燃機関のフリクショントルクを高い精度で求め、内燃機関の燃焼状態、出力を高い精度で推定することを目的とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
第１の発明は、上記の目的を達成するため、
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と、
クランク角加速度を求める角加速度算出手段と、
前記フリクショントルクと前記クランク角加速度を用いて推定図示トルクを算出する推定図示トルク算出手段と、
筒内圧を取得する筒内圧取得手段と、
前記筒内圧に基づいて実測図示トルクを算出する実測図示トルク算出手段と、
前記推定図示トルクと前記実測図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正するフリクショントルク補正手段と、
を備えたことを特徴とする。
また、第２の発明は、第１の発明において、
前記フリクショントルク補正手段は、
前記推定図示トルクと前記実測図示トルクとの偏差に基づいて、前記標準フリクション特性を補正する手段と、
補正された標準フリクション特性に基づいて、補正されたフリクショントルクを取得する手段と、
を含むことを特徴とする。
また、第３の発明は、第１または第２の発明において、
前記内燃機関は、複数気筒を有し、
前記筒内圧取得手段は、前記複数気筒の中の一部の気筒の筒内圧を取得することを特徴とする。
【０００６】
第４の発明は、第１乃至第３の何れか１つの発明において、
前記推定図示トルクの算出区間の爆発行程と前記実測図示トルクの算出区間の爆発行程とを同一の行程としたことを特徴とする。
【０００７】
第５の発明は、第１乃至第４の何れか１つの発明において、
前記推定図示トルクをクランク軸がｎ回転（ｎは自然数）する区間の平均値として算出することを特徴とする。
【０００８】
第６の発明は、第５の発明において、前記筒内圧取得手段を（全気筒数／２）個の気筒に設け、かつ連続して爆発行程が行われる気筒に設けたことを特徴とする。
【０００９】
第７の発明は、上記の目的を達成するため、
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第１の記憶手段と、
機関運転状態を取得する機関運転状態取得手段と、
前記機関運転状態と図示トルクとの関係を記憶した第２の記憶手段と、
前記第２の記憶手段から前記機関運転状態に対応した前記図示トルクを取得する図示トルク取得手段と、
クランク角加速度を求める角加速度算出手段と、
前記フリクショントルクと前記クランク角加速度とを用いて推定図示トルクを算出する推定図示トルク算出手段と、
前記推定図示トルクと前記図示トルク取得手段が取得した前記図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正するフリクショントルク補正手段と、
を備えたことを特徴とする。
また、第８の発明は、第７の発明において、
前記フリクショントルク補正手段は、
前記推定図示トルクと前記図示トルクとの偏差に基づいて、前記標準フリクション特性を補正する手段と、
補正された標準フリクション特性に基づいて、補正されたフリクショントルクを取得する手段と、
を含むことを特徴とする。
【００１０】
第９の発明は、第７または第８の発明において、
前記推定図示トルクが算出される前に、前記機関運転状態に基づいて、点火時期を最大トルクが発生される所定の点火時期に設定する点火時期設定手段を更に備え、
前記第２の記憶手段は、最大トルクが発生される所定の点火時期での前記機関運転状態と前記図示トルクとの関係を記憶し、
前記所定の点火時期で算出された前記推定図示トルクと、前記図示トルク取得手段が取得した前記図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正することを特徴とする。
【００１１】
第１０の発明は、第７乃至第９の何れか１つの発明において、
前記推定図示トルク算出手段は、始動後から機関出力が定常状態に達する過程で前記推定図示トルクを算出し、
機関出力が定常状態に達する過程で算出した前記推定図示トルクと、前記図示トルク取得手段が取得した前記図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正することを特徴とする。
【００１２】
【発明の実施の形態】
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。また、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。
【００１３】
実施の形態１．
図１は、本発明の実施の形態１〜３にかかる内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。以下の各実施形態では４気筒の内燃機関を例示する。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。
【００１４】
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。
【００１５】
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。
【００１６】
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つの気筒のうちの１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。
【００１７】
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。
【００１８】
次に、図１のシステムにより内燃機関１０の図示トルクＴｉを推定する方法を具体的に説明する。最初に、図示トルクＴｉの推定に用いる数式について説明する。本実施形態では、以下の（１）式、（２）式を用いて燃焼状態の推定を行う。
【００１９】
【数１】
（１）式、（２）式において、図示トルクＴｉ（推定図示トルクＴｉ）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。
【００２１】
（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、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３６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Ｔｌ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Ｔｌ＝０とする。
【００２２】
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。
【００２３】
（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。
【００２４】
図２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２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２は４気筒の場合の特性を示したものであり、図２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２中のＴＤＣからＢＤＣまでのトルク特性が繰り返し現れる。
【００２５】
図２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、爆発工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Ｔｇａｓは０の値を取る。
【００２６】
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、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２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３６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。
【００２７】
（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２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。
【００２８】
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°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、正確に図示トルクＴｉを推定することが可能となる。従って、図示トルクＴｉ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。
【００２９】
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。
【００３０】
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。
【００３１】
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Ｔｉ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Ｔａｃ＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ）の算出方法を説明する。図３は、クランク軸３６の角加速度を求める方法を示す模式図である。図３に示すように、本実施形態では、クランク軸３６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。
【００３２】
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Ｔａ ｃ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ω０（ｋ），ω０（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。
【００３３】
角速度ω０（ｋ）を求める際には、例えば図３に示すように、クランク角がＴＤＣの位置から前後１０°づつ回転している間の時間Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ）をクランク角センサ３８から検出する。そして、時間Δｔ０（ｋ）＋Δｔ１０（ｋ）の間にクランク軸３６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°づ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。
【００３４】
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３６が回転する間の角加速度の平均値を算出する。
【００３５】
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。
【００３６】
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Ｔａｃ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Ｔａｃ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Ｔａｃ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。
【００３７】
次にフリクショントルクＴｆの算出方法を説明する。図４はフリクショントルクＴｆと内燃機関１０の機関回転数（Ｎｅ）、冷却水温（ｔｈｗ）との関係を表したマップである。図４において、フリクショントルクＴｆ、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４に示すように、フリクショントルクＴｆは機関回転数（Ｎｅ）が増えると増加し、また冷却水温（ｔｈｗ）が低くなると増加する傾向にある。図４のマップは、機関回転数（Ｎｅ）、冷却水温（ｔｈｗ）をパラメータとして可変し、ＴＤＣからＢＤＣまでクランク軸３６を回転させた際に発生するフリクショントルク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、機関回転数の平均値を図４のマップに当てはめて、フリクショントルクＴｆ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。
【００３８】
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、バラツキも大きい。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となるクランク角１８０°の区間（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４に示すマップを正確に作成することができる。
【００３９】
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、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。
【００４０】
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オン（ＯＮ）している場合には、図４のマップから求めたフリクショントルクＴｆの値を補正することが望ましい。
【００４１】
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。
【００４２】
角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃとフリクショントルクＴｆが求まった後、ＴａｃとＴｆを加算することで（１）式の左辺の推定図示トルクＴｉが算出される。本実施形態の装置では、推定図示トルクＴｉの算出精度をより高めるため、筒内圧センサ４４の検出値から実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出し、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓに基づいて（１）式から求められた推定図示トルクＴｉを補正する。実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは以下の（３）式から算出することができる。
【００４３】
【数２】
（３）式において、Ｔｉ＿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。
【００４５】
実測平均図示トルクＴｉ＿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、（３）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を乗ずることで求められる。
【００４６】
図５は、算出した推定図示トルクＴｉ（ｋ）（＝Ｔｇａｓ（ｋ））および実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。図５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°毎に推定図示トルクＴｉを順次算出していくと、図５に示すように、推定図示トルクＴｉ（ｋ）は＃１の気筒の爆発に対応する。同様に、推定図示トルクＴｉ（ｋ−２）は＃４の気筒の爆発に、推定図示トルクＴｉ（ｋ−１）は＃２の気筒の爆発に、推定図示トルクＴｉ（ｋ＋１）は＃３の気筒の爆発に、推定図示トルクＴｉ（ｋ＋２）は＃４の気筒の爆発に、それぞれ対応する。
【００４７】
ここで、推定図示トルクＴｉ（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、推定図示トルクＴｉ（ｋ）は＃１の爆発により発生した筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓとみなすことができる。従って、推定図示トルクをＴｉ（ｋ−２），Ｔｉ（ｋ−１），Ｔｉ，Ｔｉ（ｋ＋１），Ｔｉ（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Ｔｇａｓを算出することができる。これにより、各気筒の燃焼状態を推定することができる。
【００４８】
一方、筒内圧センサ４４を＃１の気筒に取り付けた場合、＃１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Ｔｉ＿ｃｐｓが求まる。図５では、推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出した行程を点線で囲んだ領域Ａとして示し、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出した行程を一点鎖線で囲んだ領域Ｂ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の爆発行程は共通である。
【００４９】
従って、推定図示トルクＴｉ（ｋ）及び実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓが正確に求められていれば、推定図示トルクＴｉと実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓとは略等しい値となる。推定図示トルクＴｉ（ｋ）と実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの算出値が相違する場合には、いずれかの算出値に誤差が含まれているものと想定できるが、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは筒内圧センサ４４から検出した実際の筒内圧を用いて算出された値であるため、その誤差要因は小さいと考えられる。一方、推定図示トルクＴｉ（ｋ）は、上述したように図４のマップから求めたフリクショントルクＴｆを用いて算出されるが、フリクショントルクＴｆは機械的な摩擦によるトルクであるため、摺動部の経時変化等によりその値が変動する場合がある。
【００５０】
従って、本実施形態の装置では、定常運転（機関回転数一定）時に取得した推定図示トルクＴｉ（ｋ）と実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの算出値が相違する場合は、フリクショントルクＴｆに経時変化等に起因する変動が生じたものとして、フリクショントルクＴｆを補正するようにしている。すなわち、図４のフリクション特性は経時変化による変動要因を含めた特性ではないため、本実施形態の装置では、経時変化によりフリクション特性が変動した場合は、図４の特性を補正することにより、以降の推定図示トルクＴｉを精度良く求めるようにしている。
【００５１】
実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは筒内圧センサ４４が設けられた気筒（＃１）の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程から算出され、推定図示トルクＴｉ（ｋ）はクランク角１８０°の回転角毎に算出することができる。実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉ（ｋ）を比較する場合は、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出した際に爆発行程が行われた気筒と、推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出した際に爆発行程が行われた気筒が同一となるようにする。すなわち、図５に示すように、領域Ａの爆発行程と領域Ｂの爆発行程が共通となるように、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓおよび推定図示トルクＴｉ（ｋ）の算出区間を設定する。
【００５２】
上述したようにトルク発生に寄与するのは主として爆発行程である。このため、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓ算出時の爆発行程と推定図示トルクＴｉ（ｋ）算出時の爆発行程を共通に設定しておくことで、燃焼にバラツキが生じている場合であっても、燃焼バラツキによるトルク変動は実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉの双方の算出値に反映されることとなる。従って、燃焼バラツキの影響を殆ど受けることなく、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉの比較を精度良く行うことができる。
【００５３】
次に、図６〜図８のフローチャートに基づいて、本実施形態の装置における処理の手順を説明する。ここで、図６のフローチャートは、推定図示トルクＴｉを算出する処理手順を、図７のフローチャートは実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する処理手順を、図８のフローチャートはフリクショントルクＴｆを補正する処理手順をそれぞれ示している。
【００５４】
最初に、推定図示トルクＴｉを算出する処理手順を図６のフローチャートに基づいて説明する。先ず、ステップＳ１では、フリクション補正を実施するための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。補正を実施するための運転条件が成立している場合はステップＳ２へ進み、成立していない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【００５５】
次のステップＳ２では、クランク角位置が推定図示トルクＴｉの算出タイミングであるか否かを判定する。具体的には、クランク角がΔｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）を検出する位置であるか否かを判定する。ここで、Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ）は、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）から前後１０°づつクランク角が回転している間の時間である。また、Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）は、＃１の爆発行程が完了したクランク角位置（ＢＤＣ）から前後１０°づつクランク角が回転している間の時間である。トルク算出タイミングである場合はステップＳ３へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【００５６】
次のステップＳ３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（ω０（ｋ），ω０（ｋ＋１））、時間（Δｔ）などの各パラメータを取得する。
【００５７】
次のステップＳ４では、フリクショントルクＴｆ（ｋ）を算出する。上述のように、フリクショントルクＴｆ（ｋ）は機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））の関数であり、図４のマップからＴＤＣからＢＤＣまでの区間における平均値を求める。
【００５８】
次の、ステップＳ５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Ｓ６へ進み、ステップＳ４で求めたフリクショントルクＴｆ（ｋ）を補正する。具体的には、Ｔｆ（ｋ）に所定の補正係数を乗算したり、Ｔｆ（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Ｓ５でスイッチがオフ（ＯＦＦ）の場合はステップＳ７へ進む。
【００５９】
ステップＳ７では、角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔａｃ（ｋ）＝Ｊ×（（ω０（ｋ＋１）−ω０（ｋ））／Δｔ）を演算して、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間における動的な損失トルクの平均値Ｔａｃ（ｋ）を算出する。
【００６０】
次のステップＳ８では、推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔｉ（ｋ）＝Ｔａｃ（ｋ）＋Ｔｆ（ｋ）を演算してＴｉ（ｋ）を算出する。なお、ステップＳ６でＴｆ（ｋ）を補正している場合は、補正後のＴｆ（ｋ）を用いて演算を行う。ここで得られた推定図示トルクＴｉ（ｋ）は、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間の平均値である。
【００６１】
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Ｔｉｎｅｒｔｉａの平均値＝０であるため、式（２）より、求めた推定図示トルクＴｉ（ｋ）は筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓ（ｋ）となる。
【００６２】
次に、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する処理について図７のフローチャートに基づいて説明する。先ず、ステップＳ１１では、フリクション補正を実施するための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。補正を実施するための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）。
【００６３】
次のステップＳ１２では、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの算出タイミングであるか否かを判定する。具体的には、筒内圧センサ４４が設けられた気筒が吸気行程開始時のＴＤＣのクランク角位置にあるか否かを判定する。トルク算出タイミングである場合はステップ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）。
【００６４】
次のステップＳ１３では、実測図示トルク算出に必要なパラメータを取得していく。具体的には、クランク角センサ３８から検出される所定のクランク角θ毎にｄＶ＃１（θ）／ｄθを算出し、また、クランク角θ毎に筒内圧センサ４４から筒内圧Ｐ＃１（θ）を検出する。ｄＶ＃１（θ）／ｄθ、Ｐ＃１（θ）は、筒内圧センサ４４が設けられた気筒の排気行程が終了する時点まで取得する。
【００６５】
次のステップＳ１４では、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する。ここでは、ステップＳ１３で取得したＰ＃１（θ）、ｄＶ＃１（θ）／ｄθを用い、（３）式に基づいて１サイクルで平均した値の実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する。
【００６６】
次に、フリクショントルクＴｆを補正する処理について図８のフローチャートに基づいて説明する。先ず、ステップＳ２１では、図６の処理で求めた推定図示トルクＴｉと、図７の処理で求めた実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓとの差ΔＴｆを算出する。次のステップＳ２２では、ΔＴｆに基づいてフリクション補正ロジックを実施する。ここでは、ΔＴｆに基づいて図４のフリクション特性を補正する。
【００６７】
図９及び図１０は、図４のマップを補正する方法を示す模式図である。図９は、１つのΔＴｆの値を用いてマップを補正する方法を示している。また、図１０は、２つのΔＴｆの値を用いてマップを補正する方法を示している。
【００６８】
図９の方法では、１つのΔＴｆを補正係数としてマップのＴｆの値を補正する。すなわち、Ｔｆ（補正後）＝function（ΔＴｆ，Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ））とする。例えば、
Ｔｆ（補正後）＝Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ）＋Ｃ１・ΔＴｆ
のように、補正前のＴｆと、ΔＴｆを所定の係数Ｃ１倍して得られた値とを加算して、補正後のＴｆを求める。また、
Ｔｆ（補正後）＝Ｃ２・ΔＴｆ・Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ）
のように、補正前のＴｆと、ΔＴｆを所定の係数Ｃ２倍して得られた値とを乗算して、補正後のＴｆを求めても良い。図９の方法によれば、ΔＴｆに基づいて、マップのＴｆの絶対値を補正することができる。
【００６９】
図１０の方法は、異なる運転状態から２つのΔＴｆ（ΔＴｆ１およびΔＴｆ２）を求め、ΔＴｆ１，ΔＴｆ２を補正係数としてマップのＴｆの値を補正する。すなわち、Ｔｆ（補正後）＝function（ΔＴｆ１，ΔＴｆ２，Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ））とする。例えば下式に基づいて、マップから得られたＴｆと、Ｔｆｗ１及びＴｆｗ２の平均値を所定の係数Ｃ３倍して得られた値とを加算して、補正後のＴｆを求める。
Ｔｆ（補正後）＝Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ）＋Ｃ３・（（ΔＴｆ１＋ΔＴｆ２）／２）
【００７０】
図１０の方法によれば、２つのΔＴｆに基づいて、マップのＴｆの絶対値とともに、Ｔｆの傾きをも補正することができる。
【００７１】
以上説明したように本実施形態によれば、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉとを比較し、比較の結果に基づいて図４のマップのフリクション特性を補正するようにしたため、フリクショントルクＴｆに経時変化が発生した場合であっても、正確に推定図示トルクＴｉを算出することが可能となる。
【００７２】
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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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、Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔａｃ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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔｆ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Ｔｉ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Ｔｉ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。
【００７３】
なお、上述した例では、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値が０となる区間を１８０°に設定したが、Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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Ｔｉ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。
【００７４】
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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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図示トルクＴｉを算出することができ、図示トルクＴｉに基づいて燃焼状態を推定することができる。図１１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２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１１（Ａ）は単気筒の場合を、図１１（Ｂ）は６気筒の場合をそれぞれ示している。
【００７５】
図１１（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Ｔｇａｓ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Ｔｉｎｅｒｔｉａ（点線）の平均値は０となる。従って、この区間毎に角加速度を求めることで、推定図示トルクＴｉを正確に算出することができ、推定図示トルクＴｉに基づいて燃焼状態を正確に推定することができる。そして、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを１サイクルの区間で求め、推定図示トルクＴｉと比較することで、フリクショントルクＴｆの経時変化を求めることが可能となる。
【００７６】
図１１（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Ｔｇａｓ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Ｔｉｎｅｒｔｉａの平均値は０となる。従って、クランク角１２０°毎に角加速度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、推定図示トルクＴｉを正確に求めて燃焼状態を推定することができる。そして、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを１サイクルの区間で求め、推定図示トルクＴｉと比較することで、フリクショントルクＴｆの経時変化を求めることが可能となる。なお、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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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。
【００７７】
なお、上述した例では、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Ｔｉｎｅｒｔｉａ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。
【００７８】
また、上述した例では、負荷トルクＴｌ＝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Ｔｌを求め、推定図示トルクＴｉの推定に用いることで、車両走行時の全運転領域で推定図示トルクＴｉ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（始動時のもたつき）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。
【００７９】
また、上述した例では、爆発行程による燃焼が発生している状態で実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉを算出したが、燃焼によるトルクが発生していない状態で実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉを算出してフリクション補正を行っても良い。例えば、点火を行わずにクランキングを実施した場合、または機関運転中にフューエルカットを実施した場合などに実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉを算出してフリクション補正を行っても良い。この場合、燃焼によるトルクのバラツキは生じないため、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する爆発行程と推定図示トルクＴｉを算出する爆発行程とを同一行程としなくても良い。
【００８０】
また、実施の形態１では１つの気筒に筒内圧センサ４４を設けて実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出したが、複数の気筒に筒内圧センサ４４を設けて実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出し、平均値を算出することで実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの算出精度を高めても良い。
【００８１】
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、機関運転状態に基づいてマップから図示トルクを算出し、推定図示トルクＴｉとマップ算出した図示トルクを比較してフリクション補正を行うものである。実施の形態２の装置の構成は図１に示した構成と同様であるが、実施の形態２では、筒内圧センサ４４を設ける必要がない点で実施の形態１と相違する。
【００８２】
内燃機関１０から出力される図示トルクは、主として機関運転状態（吸気管圧、機関回転数、点火時期など）によって定まる。従って、機関運転状態に応じた図示トルクを予め取得してマップを作成しておくことで、各運転状態に応じた図示トルクをマップから取得することができる。
【００８３】
特に、機関の始動直後においては、冷却水温、筒内温度、筒内圧、バルブタイミングなどトルク変動の要因となるパラメータはほぼ一定しているため、始動直後からアイドリングの定常状態に達するまでのトルクの立ち上がり特性はほぼ一定している。従って、例えば始動開始からアイドリングの定常状態に達するまでの時間が長くなり、筒内トルクの立ち上がりが鈍くなった場合は、図４のフリクション特性に経時変化が生じたものと判断できる。このため、実施の形態２では、始動直後からトルクが定常状態に達するまでのトルクの立ち上がり過程において、推定図示トルクＴｉとマップから算出した図示トルクを比較する。これにより、フリクショントルクＴｆの変動に起因する推定図示トルクＴｉの変動を精度良く求めることができる。
【００８４】
この際、実施の形態２の装置では、点火時期をＭＢＴ（Minimum Spark Advance for Best Torque）に設定した場合の、各運転状態（吸気管圧力Ｐｍ、機関回転数Ｎｅ）における図示トルクをマップで記憶している。そして、点火時期をＭＢＴに設定して推定図示トルクＴｉを算出し、マップから求めた図示トルクと比較することによりフリクション補正を行う。この際、吸気管圧力Ｐｍは、吸気通路１２に設けた吸気圧センサ２９から検出する。吸気圧センサ２９を用いない場合は、エアフロメータ２０で検出した吸入空気量（Ｇａ）から推定する方法、スロットル開度と機関回転数から推定する方法等から吸気管圧力Ｐｍを取得しても良い。
【００８５】
点火時期をＭＢＴに設定した状態では、その時点での機関運転状態に応じた最大トルクが出力される。従って、この状態で推定図示トルクＴｉを算出し、推定図示トルクＴｉが最大トルクに達していない場合は、フリクショントルクＴｆが経時変化等により変動したものとして図４のフリクション特性を補正する。点火時期をＭＢＴに固定した状態で機関運転状態と図示トルクとの関係を定めたマップを作成することで、点火時期の変動に起因する筒内トルクの変動要因をマップから除外することができ、マップの次元を減らしてマップを簡素に構成することができる。
【００８６】
推定図示トルクＴｉの算出方法は、実施の形態１と同様である。４気筒の機関の場合、推定図示トルクＴｉはクランク角１８０°の区間毎に算出されるため、推定図示トルクＴｉと比較されるマップ算出による図示トルクもクランク角１８０°区間での平均値として求める必要がある。従って、各運転状態に対応した図示トルクをクランク角１８０°の区間毎の平均値として求めることでマップを作成しておく。例えば、内燃機関１０の４気筒のそれぞれに筒内圧センサ４４を取り付け、クランク角１８０°の区間における各気筒の図示トルクの平均値を（３）式から求め、各気筒の図示トルクを合計することにより、クランク角１８０°毎の各気筒の図示トルクの平均値を算出することができる。そして、運転状態を変更してクランク角１８０°毎の図示トルクの平均値を算出することにより、各運転状態と図示トルクの関係を規定したマップを作成することができる。
【００８７】
以下、図１２のフローチャートに基づいて実施の形態２にかかる装置の処理手順について説明する。先ず、ステップＳ３１では、始動後であって完全な爆発行程（完爆）が行われた直後であるか否かを判定する。完爆判定は、機関回転数または推定図示トルクＴｉが所定のしきい値を超えたか否かによって行う。完爆直後の場合はステップＳ３２へ進み、未だ完爆が行われていない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【００８８】
次のステップＳ３２では、現時点での運転状態（吸気管圧力Ｐｍ、機関回転数Ｎｅ）を取得する。より詳細には、吸気行程が終了した気筒においてクランク角がＢＤＣの位置にある時点での運転状態を取得する。次のステップＳ３３では、ステップＳ３２で求めた吸気管圧力Ｐｍ、機関回転数Ｎｅに基づいてＭＢＴを求める。また、ステップＳ３３では、ステップＳ３２で求めた吸気管圧力Ｐｍ、機関回転数Ｎｅに基づいて、点火時期がＭＢＴの場合の図示トルクＴＭＢＴ（ｋ）をマップ算出する。
【００８９】
次のステップＳ３４では、点火時期をステップＳ３３で求めたＭＢＴに設定する。これにより、ステップＳ３２の時点で吸気行程が終了した気筒において、圧縮行程が完了すると、ＭＢＴに設定された点火時期で点火が行われる。従って、この気筒の次の爆発行程では、ＭＢＴに設定された点火時期によって最大トルクを発生させる状態となる。
【００９０】
次のステップＳ３５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。具体的には、クランク角がΔｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）を検出する位置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Ｓ３６へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【００９１】
ステップＳ３５でトルク算出タイミングと判定された場合は、ステップＳ３６で推定図示トルクＴｉを算出する。ここでは、図６のステップＳ２〜ステップＳ７と同様の処理を行い、推定図示トルクＴｉを算出する。これにより、ステップＳ３２の時点で吸気行程が完了した気筒で次の爆発行程が行われた際の推定図示トルクＴｉが算出される。ここで算出された推定図示トルクＴｉは点火時期がＭＢＴに設定された状態で発生した筒内トルクに対応した値である。
【００９２】
次のステップＳ３７では、ステップＳ３６で求めた推定図示トルクＴｉと、ステップＳ３３でマップから求めた図示トルクＴＭＢＴ（ｋ）とを比較し、両トルクの差分からフリクショントルクの変化分ΔＴｆを求める。
【００９３】
次のステップＳ３８では、ステップＳ３７で求めたΔＴｆに基づいてフリクショントルク補正ロジックを実施する。ここでは、図８で説明した処理と同様の処理を行うことによりフリクショントルクを補正する。
【００９４】
図１２の処理によれば、ステップＳ３２で吸気行程が終了した気筒のクランク角位置がＢＤＣの位置にある時点で運転状態を取得し、ステップＳ３３でこの運転状態に基づいて点火時期をＭＢＴに設定するため、次の爆発行程で使われる吸入空気の量に応じて点火時期をＭＢＴに設定することができる。そして、点火時期がＭＢＴに設定された次の爆発行程で推定図示トルクＴｉを算出するため、マップ算出した図示トルクＴＭＢＴ（ｋ）と推定図示トルクＴｉの双方がＭＢＴに対応した値として求められる。従って、図示ＴＭＢＴ（ｋ）と算出した推定図示トルクＴｉとを比較することにより、フリクショントルクＴｆの経時変化を精度良く求めることが可能となる。
【００９５】
また、始動後の完爆直後においては、トルクがアイドリングの定常状態に達する過程であるため、冷却水温、筒内温度、筒内圧、バルブタイミングなどトルク変動の要因となるパラメータはほぼ一定している。従って、図１２の処理によれば、完爆直後にフリクショントルクの変化分ΔＴｆを算出することで、トルク変動の要因となるパラメータによる影響を最小限に抑えた状態でフリクショントルクの変化分ΔＴｆを算出することができる。従って、高精度にフリクション補正を行うことが可能となる。
【００９６】
なお、図１２の処理を実施している際に、ＮＤシフト、レーシング等の外乱が生じた場合は、点火時期を最適な時期に設定してフリクション補正ロジックを中止しても良い。
【００９７】
また、エアフロメータ２０から検出される吸入空気量と、燃料噴射弁３０からの燃料噴射量に基づいて筒内の空燃比（Ａ／Ｆ）を推定し、空燃比に基づいてＴＭＢＴ（ｋ）を補正するようにしても良い。
【００９８】
以上説明したように実施の形態２によれば、点火時期をＭＢＴに設定して推定図示トルクＴｉを求め、マップから取得したＭＢＴにおける図示トルクＴＭＢＴ（ｋ）と推定図示トルクＴｉとに基づいてフリクション特性を補正することが可能となる。従って、煩雑な演算を行うことなく、フリクション特性を補正することができ、結果として推定図示トルクＴｉを高い精度で算出することが可能となる。
【００９９】
なお、上述のように実施の形態２では機関に筒内圧センサ４４を実装する必要はないが、実施の形態１による筒内圧センサ４４を用いたフリクション補正と組み合わせて補正精度を向上させても良い。
【０１００】
実施の形態３．
次に、本発明の実施の形態３について説明する。実施の形態３は、クランク軸３６の回転角を検出するためのローターに製造上の誤差が生じていて、算出した角加速度に誤差が含まれる場合であっても、推定図示トルクＴｉを正確に算出し、フリクション補正を精度良く行うものである。
【０１０１】
クランク軸３６には、クランク角センサ３８がその角度位置を検出するためのローター３９が取り付けられている。図１３は、クランク軸３６、クランク角センサ３８、およびローター３９の位置関係を示す模式図である。図１３に示すように、ローター３９の外周には複数の凹凸が設けられている。そして、クランク角センサ３８によってローター３９の凹凸のエッジを検出することにより、ローター３９すなわちクランク軸３６の角度位置が検出される。
【０１０２】
実施の形態１で説明したように、角加速度に起因する動的な損失トルクを求める際には、クランク角がＴＤＣ、またはＢＤＣの位置から前後１０°づつ回転している間の時間Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）を、クランク角センサ３８から得られる角度信号に基づいて検出する。そして、時間Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）に基づいて角速度ω０（ｋ），ω０（ｋ＋１）を求め、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。
【０１０３】
時間Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）を求める際に、ローター３９のエッジの角度位置が設計値通りに形成されていれば、Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）の正しい値を検出することができ、これに基づいてクランク軸３６の角加速度を精度良く求めることができる。
【０１０４】
しかし、ローター３９のエッジの角度位置に誤差が含まれている場合は、Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋１），Δｔ１０（ｋ＋１）の値にその誤差分が含まれることとなり、この結果、算出したクランク軸３６の角加速度に誤差が含まれることとなる。より詳細には、ローター３９のエッジが設計値の公差内で形成されている場合であっても、設計値の中心から外れている場合は、算出した角加速度に誤差が含まれることとなる。
【０１０５】
図１４は、ローター３９のエッジの角度位置に誤差が含まれる場合に、その誤差が角加速度に与える影響を説明するための模式図である。図１４に示すように、２つのエッジの角度位置の間隔が設計値でθ（例えば２０°）であり、実際の（出来栄えの）エッジの角度位置間隔がθ＋Δｅである場合を想定する。この場合に、ローター３９が２つのエッジ間を回転している間の時間がΔｔとして検出されるた場合、設計値のエッジの角度位置間隔がθであるため、設計値に基づいて算出した角速度ω０’は以下の（４）式で示される。
ω０’＝（θ／Δｔ）・（π／１８０） ・・・（４）
【０１０６】
一方、実際のローター３９のエッジ位置間隔はθ＋Δｅであるため、クランク軸３６の角速度の真の値ω０は、以下の（５）式で示される。
ω０＝（（θ＋Δｅ）／Δｔ）・（π／１８０） ・・・（５）
実際のローター３９のエッジ位置間隔（θ＋Δｅ）は、ローター３９の出来栄えを測定することにより求めることはできるが、個々のローター３９、個々のエッジ毎に測定することは困難が伴う。
【０１０７】
従って、設計値に基づいて算出した角速度ω０’は誤差を含むものとなり、真の角加度ω０との差Δω０は、以下の（６）式で示される。
Δω０＝ω０−ω０’＝（Δｅ／Δｔ）・（π／１８０） ・・・（６）
そして、角速度ω０’から求めた角加速度、推定図示トルクＴｉにはΔω０に起因する誤差が含まれることとなる。
【０１０８】
実施の形態３は、ローター３９のエッジに製造上の誤差（Δｅ）が含まれている場合であっても、推定図示トルクＴｉを正確に算出し、これに基づいて図４のフリクション特性を高い精度で補正するものである。
【０１０９】
実施の形態３では、図１の筒内圧センサ４４を２つの気筒に設けている。そして、実施の形態１と同様に、筒内圧センサ４４の検出値から実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出し、推定図示トルクＴｉと比較することによりフリクション補正を行う。この際、実施の形態３では、クランク角３６０°の区間で２回の爆発行程に対応した推定図示トルクＴｉの平均値を求めるとともに、この２回の爆発行程で発生した実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを求め、推定図示トルクＴｉと実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを比較する。
【０１１０】
図１５は、算出した推定図示トルクＴｉ（ｋ）（＝Ｔｇａｓ（ｋ））および実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。図１５において、Δｅ１は＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）で、クランク角センサ３８によって検出されるローター３９のエッジの該当箇所の角度誤差を示している。また、Δｅ２は、＃１の爆発行程が終了するクランク角位置（ＢＤＣ）、すなわち＃３の爆発行程が開始するクランク角位置で、クランク角センサ４４によって検出されるローター３９のエッジの該当箇所の角度誤差を示している。＃１が爆発行程となるクランク角１８０°の区間で推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出する場合は、角速度ω０（ｋ）及び角速度ω０（ｋ＋１）を用いてクランク角１８０°の区間における角加速度の平均値を算出する。この際、角速度ω０（ｋ）はΔｅ１による誤差を含み、角速度ω０（ｋ＋１）はΔｅ２による誤差を含むこととなる。
【０１１１】
これに対して、クランク角３６０°毎に推定図示トルクＴｉを算出する場合は、角速度ω０（ｋ）と角速度ω０（ｋ＋２）を用いてクランク角３６０°の区間での角加速度の平均値を求める。この区間ではクランク軸３６が１回転するため、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）でクランク角センサ３８によって検出されるローター３９のエッジの該当箇所と、＃３の爆発行程が終了するクランク角位置（ＢＤＣ）でクランク角センサ３８によって検出されるローター３９のエッジの該当箇所とは同一のエッジ部分である。従って、角速度ω０（ｋ）と角速度ω０（ｋ＋２）の誤差要因となるローター３９の誤差はともにΔｅ１となる。このため、ω０（ｋ）とω０（ｋ＋２）の双方にΔｅ１の誤差が含まれることとなるが、この区間における角加速度の平均値はω０（ｋ＋２）とω０（ｋ）との差分から算出されるため、誤差Δｅ１が角加速度の算出値の誤差要因となることはない。
【０１１２】
従って、クランク角３６０°毎に推定図示トルクＴｉを算出することにより、ローター３９のエッジの角度位置の誤差に影響を受けることなく、推定図示トルクＴｉを正確に求めることが可能となる。
【０１１３】
図１５の例では、＃１と＃３の気筒に筒内圧センサ４４を設けている。そして、＃１の気筒の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程から実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓ（ｋ）を算出し、また、＃３の気筒の吸気、圧縮、爆発、排気の４行程から実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓ（ｋ＋１）を算出する。
【０１１４】
そして、２回の爆発による実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの平均値と、クランク角３６０°の区間で算出した推定図示トルクＴｉの平均値とを比較する。図１５では、推定図示トルクＴｉ（ｋ）を算出した行程を点線で囲んだ領域Ｃとして示し、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出した行程を一点鎖線で囲んだ領域Ｂとして示している。実施の形態１で説明したように、定常運転時においては、領域Ｃの吸気、圧縮、爆発、排気の行程で発生するトルクと、領域Ｄの吸気、圧縮、爆発、排気の行程で発生するトルクはそれぞれ等しい。従って、推定図示トルクＴｉ（ｋ）及び実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓが正確に求められていれば、クランク角３６０°の区間における推定図示トルクＴｉの平均値と、２回の爆発による実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの平均値とは略等しい値となる。
【０１１５】
ここで、クランク角３６０°毎に算出した推定図示トルクＴｉにおいては、ローター３９のエッジの角度位置誤差による変動要因が排除されている。また、実施の形態１で説明したように、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは筒内圧センサ４４から検出した実際の筒内圧を用いて算出された値であるため、その誤差要因は小さい。従って、２回の爆発による実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓの平均値と、クランク角３６０°の区間における推定図示トルクＴｉの平均値とを比較した結果、両者が相違する場合は推定図示トルクＴｉを算出する際に用いたフリクショントルクＴｆに変動が生じているものと推定できる。従って、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、推定図示トルクＴｉとに基づいて、フリクショントルクの変動分ΔＴｆを算出することができ、ローター３９のエッジの角度位置に誤差が含まれている場合であっても、フリクション補正を正確に行うことが可能となる。
【０１１６】
推定図示トルクＴｉは連続する２回の爆発行程に対応したクランク角３６０°の区間で算出されるため、この推定図示トルクＴｉと比較するためには、点火（爆発行程）が連続して行われる２つの気筒に筒内圧センサ４４を設けて実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する必要がある。すなわち、４気筒の機関では爆発行程は＃１、＃３、＃４、＃２の順に行われるため、筒内圧センサ４４は、爆発行程が連続する＃１及び＃３、＃３及び＃４、＃４及び＃２、または＃２及び＃１に設ける必要がある。実施の形態１で説明したように、推定図示トルクＴｉを算出する際の２回の爆発行程と、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する２回の爆発行程を同一の行程とすることにより、燃焼バラツキによるトルク変動を実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉの双方の算出値に反映させることができる。従って、燃焼バラツキの影響を最小限に抑えた状態で、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉの比較を精度良く行うことができる。
【０１１７】
また、４気筒以外の機関を含めた場合を考慮すると、クランク軸３６が７２０°回転する間に気筒数に相当する回数の爆発行程が行われるため、クランク軸３６が３６０°回転する間には（気筒数／２）回の爆発行程が行われる。従って、クランク角３６０°の区間で推定図示トルクＴｉを算出してローター３９の誤差の影響を排除した場合、クランク角３６０°の推定図示トルクＴｉと比較する実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは、（気筒数／２）回の爆発行程に対応したトルクとなる。従って、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出するための筒内圧センサ４４は、（気筒数／２）に相当する数の気筒に設け、かつ、筒内圧センサ４４を設けた気筒は連続して爆発行程が行われる気筒であることが好適である。
【０１１８】
次に、数式を用いて、ローター３９のエッジ角度位置誤差の要因を排除してフリクショントルクの変動分ΔＴｆ（ｋ）を算出する方法を説明する。
【０１１９】
上述したようにローター３９にΔｅ１，Δｅ２のエッジ角度位置誤差が生じている場合、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）で算出される角速度ω０’（ｋ）はΔｅ１による誤差分を含むものとなる。同様に、＃３の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）で算出される角速度ω０’（ｋ＋１）もΔｅ２による誤差分を含むものとなる。
【０１２０】
＃１と＃３の爆発行程によるクランク角３６０°区間の推定図示トルクＴｉは、角速度ω０’（ｋ＋２）及び角速度ω０’（ｋ）に基づいて算出される。この際、角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃは、以下の（７）式で示される。（７）式において、ｔ’（ｉ）はΔｅ１のエッジ角度位置誤差が生じているローター３９の該当箇所が３６０°回転する際に要する時間である。
【０１２１】
【数３】
そして、＃１と＃３の爆発行程に対応するクランク角３６０°の区間において、図４のマップから求められたフリクショントルクをＴｆとし、フリクショントルクＴｆの変動分をΔＴｆ（ｋ）とすると、この区間における推定図示トルクＴｉ（ｋ〜ｋ＋１）は以下の（８）式で示される。
【０１２３】
【数４】
一方、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓはクランク角７２０°（２回転）毎に算出されるため、ローター３９のエッジ位置誤差による影響を受けることはない。また、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは、フリクションの経時変化による変動分（ΔＴｆ（ｋ））を含んだ状態で算出される。従って、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓは、ローター３９にエッジ角度位置誤差が生じておらず、かつ図４のマップによるフリクショントルクＴｆの値が経時変化による変動分（ΔＴｆ（ｋ））を含んだ正しい値である場合に算出された推定図示トルクＴｉと等しいとみなすことができる。従って、ローター３９にエッジ角度位置誤差が生じていない場合に、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）で算出される角速度をω０（ｋ）、＃３の爆発行程が終了するクランク角位置（ＢＤＣ）で算出される角速度をω０（ｋ＋２）とすると、＃１と＃３の爆発行程に対応する実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓ（ｋ〜ｋ＋１）は以下の（９）式から求められる。
【０１２５】
【数５】
ここで、ｔ（ｉ）は、エッジ位置誤差が発生していないローター３９が３６０°回転する際に要する時間である。
【０１２７】
（９）式から（８）式を減算すると以下の（１０）式が得られる。
【０１２８】
【数６】
（１０）式の右辺における、ω０（ｋ＋２）−ω０’（ｋ＋２）をΔω０（ｋ＋２）とおき、＃３の爆発行程が終了したクランク角位置（ＢＤＣ）でθの角度だけローター３９が回転する際に要した時間をΔｔ（ｋ＋２）とすると、＃３がＢＤＣの位置にあるときのローター３９の誤差はΔｅ１であるため、（６）式と同様の演算によりΔω０（ｋ＋２）は以下の（１１）式で表すことができる。
【０１３０】
【数７】
また、（１０）式の右辺における、ω０（ｋ）−ω０’（ｋ）をΔω０（ｋ）とおき、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）でθの角度だけローター３９が回転する際に要した時間をΔｔ（ｋ）とすると、＃１がＴＤＣの位置にあるときのローター３９の誤差はΔｅ１であるため、（６）式と同様の演算によりΔω０（ｋ）は以下の（１２）式で表すことができる。
【０１３２】
【数８】
そして、（１１）式、（１２）式を用いて、Δω０（ｋ＋２）−Δω０（ｋ）は以下の（１３）式から算出することができる。
【０１３４】
【数９】
Δｅ１の誤差を有するローター３９の該当箇所がθの回転角だけ回転する時間は、定常運転時においてはほぼ一定している。すなわち、（１３）式において、Δｔ（ｋ＋２）とΔｔ（ｋ）は略等しい値となり、Δω０（ｋ＋２）−Δω０（ｋ）＝０とみなすことができる。従って、（１０）式の右辺において、ω０（ｋ＋２）−ω０’（ｋ＋２）−（ω０（ｋ）−ω０’（ｋ））＝０とすることができ、以下の（１０’）式が得られる。
Ｔｉ＿ｃｐｓ−Ｔｉ＝ΔＴｆ（ｋ） ・・・（１０’）
従って、（１０’）式によれば、実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと推定図示トルクＴｉとの差からフリクショントルクＴｆの変動分ΔＴｆを算出することが可能となる。
【０１３６】
次に、図１６のフローチャートに基づいて、本実施形態の装置における処理の手順を説明する。図１６のフローチャートは、クランク角３６０°の区間で推定図示トルクＴｉを算出する処理手順を示している。
【０１３７】
先ず、ステップＳ４１では、フリクション補正を実施するための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。補正を実施するための運転条件が成立している場合はステップＳ４２へ進み、成立していない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【０１３８】
次のステップＳ４２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。具体的には、クランク角がΔｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ），Δｔ０（ｋ＋２），Δｔ１０（ｋ＋２）を検出する位置であるか否かを判定する。こｋで、Δｔ０（ｋ），Δｔ１０（ｋ）は、＃１の爆発行程が開始するクランク角位置（ＴＤＣ）から前後１０°づつクランク角が回転している間の時間である。また、Δｔ０（ｋ＋２），Δｔ１０（ｋ＋２）は、＃３の爆発行程が完了したクランク角位置（ＢＤＣ）から前後１０°づつクランク角が回転している間の時間である。トルク算出タイミングである場合はステップＳ４３へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【０１３９】
次のステップＳ４３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（ω０’（ｋ），ω０’（ｋ＋２））、時間ｔ（ｉ）などの各パラメータを取得する。
【０１４０】
次のステップＳ４４では、フリクショントルクＴｆ（ｋ）を算出する。フリクショントルクＴｆ（ｋ）は機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））の関数であり、図４のマップからクランク角１８０°（ＴＤＣからＢＤＣまで）の区間における平均値を求める。
【０１４１】
次の、ステップＳ４５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Ｓ４６へ進み、ステップＳ４４で求めたフリクショントルクＴｆ（ｋ）を補正する。具体的には、Ｔｆ（ｋ）に所定の補正係数を乗算したり、Ｔｆ（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Ｓ４５でスイッチがオフ（ＯＦＦ）の場合はステップＳ４７へ進む。
【０１４２】
ステップＳ４７では、角加速度に起因する動的な損失トルクＴａｃ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔａｃ（ｋ〜ｋ＋１）＝Ｊ×（（ω０’（ｋ＋２）−ω０’（ｋ））／Δｔ）を演算して、クランク角３６０°の区間における動的な損失トルクの平均値Ｔａｃ（ｋ〜ｋ＋１）を算出する。
【０１４３】
次のステップＳ４８では、クランク角３６０°の区間における推定図示トルクＴｉ（ｋ〜ｋ＋１）を算出する。ここでは、Ｔｉ（ｋ〜ｋ＋１）＝Ｔａｃ（ｋ〜ｋ＋１）＋Ｔｆ（ｋ）を演算してＴｉ（ｋ）を算出する。なお、ステップＳ４６でＴｆ（ｋ）を補正している場合は、補正後のＴｆ（ｋ）を用いて演算を行う。ここで得られた推定図示トルクＴｉ（ｋ〜ｋ＋１）は、クランク角３６０°の区間の平均値である。クランク角３６０°の区間では、往復慣性質量による慣性トルクＴｉｎｅｒｔｉａの平均値＝０であるため、式（２）より、求めた推定図示トルクＴｉ（ｋ）は筒内ガス圧によるトルクＴｇａｓ（ｋ）となる。
【０１４４】
実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する処理は、図７のフローチャートの処理と同様に行う。この際、実施の形態３では２つの気筒（＃１、＃３）の実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出するため、図７の処理を２回行ってＴｉ＿ｃｐｓ（ｋ）、Ｔｉ＿ｃｐｓ（ｋ＋１）を算出し、その平均値（＝Ｔｉ＿ｃｐｓ（ｋ〜ｋ＋１））を算出する。
【０１４５】
そして、フリクショントルクＴｆを補正する処理は、図８のフローチャートの処理と同様に行う。この際、図８のステップＳ２１では、図１６の処理で求めた推定図示トルクＴｆと、２回の爆発行程による実測図示トルクの平均値との差ΔＴｆ（ｋ）を算出し、ステップＳ２２では、ΔＴｆ（ｋ）に基づいてフリクション補正ロジックを実施する。
【０１４６】
以上説明したように実施の形態３によれば、クランク角３６０°の区間で推定図示トルクＴｉを算出するようにしたため、クランク角を検出するためのローター３９に角度位置の誤差が生じている場合であっても、推定図示トルクＴｉを高い精度で算出することが可能となる。そして、推定図示トルクＴｉと実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓとの比較の結果からフリクション特性を正確に補正することが可能となる。従って、フリクション特性に変化が生じた場合であっても、図示トルクＴｉを正確に算出することが可能となる。
【０１４７】
なお、実施の形態３では、クランク軸３６が１回転する区間で推定図示トルクＴｉの平均値を算出することにより、ローター３９のエッジの角度誤差が推定図示トルクＴｉの算出値に与える誤差を排除することとしたが、クランク軸３６がｎ（ｎは自然数）回転する区間で推定図示トルクＴｉの平均値を算出するようにしても良い。クランク角センサ３８によって検出されるローター３９のエッジは、クランク軸３６がｎ回転する区間の両端では同一のエッジであるため、この両端のエッジに基づいて角加速度の平均値を算出することで、エッジの角度誤差の要因を排除して推定図示トルクＴｉを算出することができる。
【０１４８】
なお、上述した各実施の形態においては、走行距離や機関経過年数等のフリクション変化を示すパラメータから実行条件を定めておき、実行条件が満たされた場合のみフリクション補正を行うようにしても良い。
【０１４９】
【発明の効果】
この発明は、以上説明したように構成されているので、以下に示すような効果を奏する。
【０１５０】
第１〜第３の発明によれば、推定図示トルクと実測図示トルクとに基づいてフリクショントルクを補正するようにしたため、経時変化などの要因から標準フリクショントルク特性に変動が生じた場合であっても、補正されたフリクショントルクを正確に求めることが可能となる。
【０１５１】
第４の発明によれば、推定図示トルクの算出区間の爆発行程と実測図示トルクの算出区間の爆発行程とを同一の行程としたため、１回の爆発行程毎に燃焼バラツキが生じている場合であっても、補正されたフリクショントルクを正確に求めることが可能となる。
【０１５２】
第５の発明によれば、推定図示トルクをクランク軸がｎ回転（ｎは自然数）する区間の平均値として算出するようにしたため、クランク軸の回転角を検出するためのローターに角度位置誤差が生じている場合であっても、正確に補正されたフリクショントルクを求めることが可能となる。
【０１５３】
第６の発明によれば、筒内圧取得手段を（全気筒数／２）個の気筒に設け、かつ連続して爆発行程が行われる気筒に設けたため、クランク軸が１回転する区間で算出された推定図示トルクの爆発行程に対応する気筒で実測図示トルクを算出することができる。従って、１回の爆発毎に燃焼バラツキが生じている場合であっても、補正されたフリクショントルクを正確に求めることが可能となる。
【０１５４】
第７または第８の発明によれば、推定図示トルクと、第２の記憶手段が記憶している運転状態に応じた図示トルクとに基づいてフリクショントルクを補正するようにしたため、経時変化などの要因から標準フリクショントルクに誤差が生じた場合であっても、補正されたフリクショントルクを正確に求めることが可能となる。
【０１５５】
第９の発明によれば、第２の記憶手段に最大トルクが発生される所定の点火時期での機関運転状態と図示トルクとの関係を記憶させ、最大トルクが発生される所定の点火時期で算出した推定図示トルクと、図示トルク取得手段が第２の記憶手段から取得した図示トルクとに基づいて補正フリクショントルクを取得するようにしたため、算出した推定図示トルクが最大トルクに達してない場合は、フリクショントルクに変化が生じたものと判断でき、正確に補正されたフリクショントルクを求めることが可能となる。
【０１５６】
第１０の発明によれば、始動後から機関出力が定常状態に達する過程で推定図示トルクを算出し、補正フリクショントルクを取得するようにしたため、トルク変動の要因となるパラメータが推定図示トルクに与える変動要因を最小限に抑えることができる。従って、補正されたフリクショントルクを精度良く求めることが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 実施の形態１にかかる内燃機関の制御装置及びその周辺の構造を説明するための図である。
【図２】 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。
【図３】 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。
【図４】 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。
【図５】 実施の形態１において、算出した推定図示トルクＴｉおよび実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。
【図６】 推定図示トルクＴｉを算出する処理手順を示すフローチャートである。
【図７】 実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓを算出する処理手順を示すフローチャートである。
【図８】 フリクショントルクＴｆを補正する処理手順を示すフローチャートである。
【図９】 フリクショントルクＴｆの補正方法を示す模式図である。
【図１０】 フリクショントルクＴｆの補正方法を示す模式図である。
【図１１】 単気筒、６気筒の場合のトルク特性を示す特性図である。
【図１２】 実施の形態２にかかる内燃機関の制御装置の処理手順を示すフローチャートである。
【図１３】 クランク軸、クランク角センサ、およびローターの位置関係を示す模式図である。
【図１４】 ローターのエッジの角度位置に誤差が含まれる場合に、その誤差が角加速度に与える影響を説明するための模式図である。
【図１５】 実施の形態３において、算出した推定図示トルクＴｉおよび実測図示トルクＴｉ＿ｃｐｓと、各気筒の各行程との関係を示す模式図である。
【図１６】 実施の形態３にかかる内燃機関の制御装置の処理手順を示すフローチャートである。
【符号の説明】
１０ 内燃機関
２９ 吸気圧センサ
３６ クランク軸
３８ クランク角センサ
４０ ＥＣＵ
４４ 筒内圧センサ
Claims (10)
- 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と、
クランク角加速度を求める角加速度算出手段と、
前記フリクショントルクと前記クランク角加速度を用いて推定図示トルクを算出する推定図示トルク算出手段と、
筒内圧を取得する筒内圧取得手段と、
前記筒内圧に基づいて実測図示トルクを算出する実測図示トルク算出手段と、
前記推定図示トルクと前記実測図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正するフリクショントルク補正手段と、
を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。 - 前記フリクショントルク補正手段は、
前記推定図示トルクと前記実測図示トルクとの偏差に基づいて、前記標準フリクション特性を補正する手段と、
補正された標準フリクション特性に基づいて、補正されたフリクショントルクを取得する手段と、
を含むことを特徴とする請求項１記載の内燃機関の制御装置。 - 前記内燃機関は、複数気筒を有し、
前記筒内圧取得手段は、前記複数気筒の中の一部の気筒の筒内圧を取得することを特徴とする請求項１または２記載の内燃機関の制御装置。 - 前記推定図示トルクの算出区間の爆発行程と前記実測図示トルクの算出区間の爆発行程とを同一の行程としたことを特徴とする請求項１乃至３の何れか１項記載の内燃機関の制御装置。
- 前記推定図示トルクをクランク軸がｎ回転（ｎは自然数）する区間の平均値として算出することを特徴とする請求項１乃至４の何れか１項記載の内燃機関の制御装置。
- 前記筒内圧取得手段を（全気筒数／２）個の気筒に設け、かつ連続して爆発行程が行われる気筒に設けたことを特徴とする請求項５記載の内燃機関の制御装置。
- 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第１の記憶手段と、
機関運転状態を取得する機関運転状態取得手段と、
前記機関運転状態と図示トルクとの関係を記憶した第２の記憶手段と、
前記第２の記憶手段から前記機関運転状態に対応した前記図示トルクを取得する図示トルク取得手段と、
クランク角加速度を求める角加速度算出手段と、
前記フリクショントルクと前記クランク角加速度とを用いて推定図示トルクを算出する推定図示トルク算出手段と、
前記推定図示トルクと前記図示トルク取得手段が取得した前記図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正するフリクショントルク補正手段と、
を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。 - 前記フリクショントルク補正手段は、
前記推定図示トルクと前記図示トルクとの偏差に基づいて、前記標準フリクション特性を補正する手段と、
補正された標準フリクション特性に基づいて、補正されたフリクショントルクを取得する手段と、
を含むことを特徴とする請求項７記載の内燃機関の制御装置。 - 前記推定図示トルクが算出される前に、前記機関運転状態に基づいて、点火時期を最大トルクが発生される所定の点火時期に設定する点火時期設定手段を更に備え、
前記第２の記憶手段は、最大トルクが発生される所定の点火時期での前記機関運転状態と前記図示トルクとの関係を記憶し、
前記所定の点火時期で算出された前記推定図示トルクと、前記図示トルク取得手段が取得した前記図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正することを特徴とする請求項７または８記載の内燃機関の制御装置。 - 前記推定図示トルク算出手段は、始動後から機関出力が定常状態に達する過程で前記推定図示トルクを算出し、
機関出力が定常状態に達する過程で算出した前記推定図示トルクと、前記図示トルク取得手段が取得した前記図示トルクとに基づいて、前記フリクショントルクを補正することを特徴とする請求項７乃至９の何れか１項記載の内燃機関の制御装置。
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