JP4567950B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

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。
【０００３】
【特許文献１】
特開平１１−２９４２１３号公報
【０００４】
【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経時変化、環境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。
【０００５】
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ることを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
請求項１記載の発明は、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する記憶手段と、燃焼によるトルク発生が停止している状態でクランク角加速度を求める角加速度算出手段と、前記クランク角加速度と機関の慣性モーメントとに基づいて動的な損失トルクを求める損失トルク算出手段と、前記動的な損失トルクに基づいて、機関で発生した実フリクショントルクを求める実フリクショントルク算出手段と、吸気通路におけるポンピング損失に基づいて前記実フリクショントルクを補正する補正手段と、前記補正手段により補正した実フリクショントルクと前記標準フリクショントルク特性とに基づいて補正フリクショントルクを取得する補正フリクショントルク取得手段と、を備えたことを特徴とする。
【０００７】
請求項２記載の発明は、上記の目的を達成するため、請求項１記載の内燃機関の制御装置であって、機関を始動させるスタータと、前記スタータへの供給エネルギーを求める供給エネルギー算出手段とを備え、前記角加速度算出手段は、機関始動後、燃料が最初に爆発するまでの間に前記クランク角加速度を求め、前記実フリクショントルク算出手段は、前記損失トルクと前記供給エネルギーとに基づいて前記実フリクショントルクを求めることを特徴とする。
【０００８】
請求項３記載の発明は、上記の目的を達成するため、請求項１記載の内燃機関の制御装置であって、機関の運転、停止の状態を切り換えるイグニッションスイッチを備え、前記角加速度算出手段は、前記イグニッションスイッチが運転から停止の状態に切り換わった後、機関が停止するまでの間に前記クランク角加速度を求めることを特徴とする。
【０００９】
請求項４記載の発明は、上記の目的を達成するため、請求項１記載の内燃機関の制御装置であって、機関運転中に任意のタイミングで燃料噴射又は燃料への点火を停止して、燃焼によるトルク発生を停止させる燃焼トルク発生停止手段を備え、前記角加速度算出手段は、燃焼によるトルク発生が停止している前記タイミングで前記クランク角加速度を求めることを特徴とする。
【００１０】
請求項５記載の発明は、上記の目的を達成するため、請求項１〜４のいずれかに記載の内燃機関の制御装置であって、クランク角速度を検出する角速度検出手段を備え、前記角加速度算出手段は、クランク軸が所定の区間を回転する際の所要時間と、前記区間の両端でのクランク角速度とから前記クランク角加速度を求めることを特徴とする。
【００１１】
請求項６記載の発明は、上記の目的を達成するため、請求項５記載の内燃機関の制御装置であって、前記所定の区間は、上死点と下死点を両端とする区間であることを特徴とする。
【００１２】
請求項７記載の発明は、上記の目的を達成するため、請求項１〜６のいずれかに記載の内燃機関の制御装置であって、吸気圧力を取得する吸気圧力取得手段と、前記吸気圧力に基づいて吸気通路におけるポンピング損失を取得するポンピング損失取得手段と、を更に備えたことを特徴とする。
【００１３】
請求項８記載の発明は、上記の目的を達成するため、請求項３記載の内燃機関の制御装置であって、吸入空気量を制御する吸入空気量制御手段を備え、前記吸入空気量制御手段は、前記イグニッションスイッチが運転から停止の状態に切り換わった後に前記吸入空気量が増加するように制御を行うことを特徴とする。
【００１４】
【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。
【００１５】
実施の形態１．
図１は、本発明の実施の形態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。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と、排気圧力を検出する排気圧センサ３１が設けられている。
【００１６】
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は例えば電子スロットルバルブから構成され、その開度はＥＣＵ４０からの指令に基づいて制御される。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。
【００１７】
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）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。
【００１８】
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。
【００１９】
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に加えて、車速ＳＰＤを検出する車速センサ４４などが接続されている。
【００２０】
また、ＥＣＵ４０には、機関の運転、停止の状態を切り換えるイグニッションスイッチ４６と、機関始動時にクランキングを実施してクランク軸３６を回転させるスタータ４８が接続されている。イグニッションスイッチ４６がオフ（ＯＦＦ）からオン（ＯＮ）へ切り換わると、スタータ４８によるクランキングが実施され、燃料噴射弁３０から燃料が噴射され、点火により機関が始動する。イグニッションスイッチ４６がオン（ＯＮ）からオフ（ＯＦＦ）へ切り換わると、燃料噴射弁３０による燃料噴射及び点火が停止され、機関が停止する。
【００２１】
次に、図１のシステムによる内燃機関１０の制御方法を具体的に説明する。最初に、フリクショントルクについて説明する。図２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。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。ここで、冷却水温は、ｔｈｗ１→ｔｈｗ２→ｔｈｗ３の順に高温になる。図２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）が低温になると増加する傾向にある。
【００２２】
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の速度に依存しており、機関が４気筒の場合、クランク角１８０°毎に各気筒で各行程が繰り返されるため、１８０°毎における全ピストン３４の速度の平均値は等しくなる。このため、４気筒の場合は、ＴＤＣ（上死点）からＢＤＣ（下死点）、またはＢＤＣ（下死点）からＴＤＣ（上死点）までの区間に着目すると、この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、４気筒の機関の場合、フリクショントルクＴ_ｆをＴＤＣ−ＢＤＣ間の区間毎の平均値として求めると、フリクショントルクＴ_ｆと、機関回転数（Ｎｅ）及び冷却水温（ｔｈｗ）との関係を正確に把握することができる。
【００２３】
そこで、図２のマップは、機関回転数（Ｎｅ）、及び冷却水温（ｔｈｗ）をパラメータとして可変し、ＴＤＣ−ＢＤＣ間でクランク軸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作成されている。なお、図２においては、フリクショントルクＴ_ｆと同様に、機関回転数（Ｎｅ）、及び冷却水温（ｔｈｗ）もこの区間における平均値である。
【００２４】
なお、より詳細には、フリクショントルクＴ_ｆを安定して求めることのできる区間は、機関におけるピストン３４などの往復慣性質量による慣性トルクの平均値が０となる区間となる。この慣性トルクの平均値が０となる区間では、各気筒の往復慣性質量を有する部材による慣性トルクが相殺されており、区間毎にピストン３４速度の平均値はほぼ等しくなる。実施の形態の説明では、機関が４気筒の場合を想定して、トルク算出区間はＴＤＣ−ＢＤＣを両端とするクランク角１８０°の区間とするが、他の気筒数の内燃機関に適用する場合は、トルク算出区間を往復慣性質量による慣性トルクの平均値が０となる区間とすることで適用できる。
【００２５】
ＥＣＵ４０はメモリ内に図２のマップを格納している。ＥＣＵ４０は、このマップを使用してフリクショントルクＴ_ｆを推定し、図示トルクの算出等のためにその推定値を使用する。フリクショントルクＴ_ｆを推定する場合には、ＴＤＣ−ＢＤＣ間の冷却水温の平均値、機関回転数の平均値を図２のマップに当てはめて、この区間における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。これにより、ＴＤＣ−ＢＤＣ間の区間におけるフリクショントルクＴ_ｆを正確に推定することができ、後述するようにフリクショントルクＴ_ｆに基づいて図示トルクを正確に求めることができる。
【００２６】
機関の総運転時間数、機関経過年数、車両の走行距離などの経時変化に関するパラメータが比較的小さい場合は、図２のマップから正確にフリクショントルクＴ_ｆを求めることができる。しかし、総運転時間数、運転機関が長くなると、摺動部分のクリアランスが大きくなる等の要因から、フリクショントルクに経時変化が発生する。このため、図２のマップから求めたフリクショントルクＴ_ｆと実際のフリクショントルクとの間に誤差が生じる。本実施形態の制御装置は、フリクショントルクＴ_ｆの経時変化を機関始動時に算出し、図２のマップを補正することで以降のフリクショントルク算出を正確に行うものである。
【００２７】
機関始動時のクランキングの際には、クランク軸３６がスタータ４８によって駆動される。本実施形態の制御装置は、クランキング実施によりクランク軸３６が回転し始めた後、燃料噴射弁３０から噴射された燃料が爆発する以前に、実際に発生した実フリクショントルクＴ_ｆｗを求める。すなわち、スタータ４８のみを駆動源としてクランク軸３６が駆動している間に、実フリクショントルクＴ_ｆｗを求める。そして、実フリクショントルクＴ_ｆｗに基づいて図２のマップの補正を行う。実フリクショントルクＴ_ｆｗを求める際には、以下の（１）式を用いる。
【００２８】
【数１】

【００２９】
（１）式の左辺は、スタータ４８で発生されたトルクを示しており、スタータ４８へ供給した電気エネルギーの平均値Ｗ_ｅで示される。また、（１）式の右辺はスタータ４８で発生されたトルクを消費するトルクを示しており、Ｊは機関の慣性モーメント、ｄω／ｄｔはクランク軸３６の角加速度、Ｔ_ｆｗは始動時に実際に発生した実フリクショントルクをそれぞれ示している。ここで、Ｊ×（ｄω／ｄｔ）は、始動時のクランク軸３６の角加速度に起因する動的な損失トルク（＝Ｔ_ａｃ）である。始動時にはシフトギヤがニュートラルの位置にあり、アイドリング運転されるため、Ｔ_ａｃ、Ｔ_ｆｗ以外にスタータ４８の発生トルクを消費するトルクはほとんど生じない。
【００３０】
（１）式において、供給平均電気エネルギーＷ_ｅは、スタータ４８へ供給した電力から求めることができ、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃもクランク軸３６の角加速度から算出できる。この際、図２のマップのフリクショントルクＴ_ｆは、ＴＤＣ−ＢＤＣ間をクランク軸３６が回転する間の平均値であるため、実フリクショントルクＴ_ｆｗはこの区間の平均値として求める必要がある。
従って、供給平均電気エネルギーＷ_ｅ及び損失トルクＴ_ａｃもこの区間における平均値として求める。そして、供給平均電気エネルギーＷ_ｅから損失トルクＴ_ａｃを減算することによって、この区間での実フリクショントルクＴ_ｆｗの平均値を求めることができる。
【００３１】
これにより、実フリクショントルクＴ_ｆｗと、図２のマップから推定したフリクショントルクＴ_ｆとを比較することで、フリクショントルクの経時変化を求めることができ、経時変化を考慮してマップを補正することが可能となる。
【００３２】
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。（１）式から、損失トルクＴ_ａｃは駆動部材の慣性モーメントＪとクランク軸３６の角加速度ｄω／ｄｔを乗算して求めることができる。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。
【００３３】
角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃをＴＤＣ−ＢＤＣ間の平均値として算出するため、本実施形態の制御装置は、ＴＤＣとＢＤＣの２ヶ所のクランク角位置（θ_０（ｋ），θ_０（ｋ＋１））で角速度ω_０（ｋ），ω_０（ｋ＋１）をそれぞれ求め、同時にＴＤＣ−ＢＤＣ間をクランク軸３６が回転する時間Δｔ（ｋ）を求める。
【００３４】
角速度ω_０（ｋ）を求める際には、例えば図３に示すように、クランク軸３６がＴＤＣの位置から前後１０°の角度範囲を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、クランク軸３６がＢＤＣの位置から前後１０°の角度範囲を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。
【００３５】
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−ＢＤＣ間をクランク軸３６が回転する間の角加速度の平均値を算出する。
【００３６】
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−ＢＤＣ間を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。
【００３７】
次に、供給平均電気エネルギーＷ_ｅの算出方法を説明する。供給平均電気エネルギーＷ_ｅは、ＴＤＣ−ＢＤＣの算出区間において、スタータ４８が機関へ与えた平均の仕事量として求めることができる。すなわち、この区間において、（スタータへ供給した平均電気エネルギー［Ｊ／ｓ］）×（算出区間時間Δｔ［ｓ］）を演算することでＷ_ｅ［Ｊ］を求めることができる。この際、スタータ４８へ供給した電気エネルギーはクランク角に応じて変動するため、算出区間を複数に分割し、以下の（２）式を用いて平均化する。
【００３８】
【数２】

【００３９】
（２）式において、Ｎは算出区間の分割数、Ｗは分割した各区間でスタータ４８へ供給した電気エネルギーを示している。図３に示す例では、ＴＤＣ−ＢＤＣ間の算出区間をクランク角１０°毎に分割し、１０°毎にスタータへ供給した電気エネルギーＷ_１０（ｋ），Ｗ_２０（ｋ）・・・Ｗ_１７０（ｋ），Ｗ_０（ｋ＋１）を求めて平均している。
【００４０】
なお、供給平均電気エネルギーＷ_ｅを求める際には、スタータ４８の熱損失等の影響量を補正量として考慮しても良い。例えば、熱損失による影響を予め計測しておき、算出した電気エネルギーを補正することで、供給平均電気エネルギーＷ_ｅをより高精度に求めることができる。
【００４１】
次に、図４のフローチャートに基づいて、本実施形態の制御装置における処理の手順を説明する。先ず、ステップＳ１０では機関始動時におけるフリクショントルク算出時であるか否かを判定する。具体的には、イグニッションスイッチ４６がオフ（ＯＦＦ）からオン（ＯＮ）に切り換わった後であって、且つ燃料爆発前であるか否かを判定する。機関始動時におけるフリクショントルク算出時のときはステップＳ１１へ進み、フリクショントルク算出時でないときは終了する（ＥＮＤ）。
【００４２】
次のステップＳ１１では、クランク角位置が損失トルクＴ_ａｃ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ＴＤＣ＋１０°以降、ＢＤＣ＋１０°以降のいずれかの状態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Ｓ１２へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【００４３】
次のステップＳ１２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）などの各パラメータを取得する。
【００４４】
次のステップＳ１３では、図２のマップからフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を推定する。ここでは、ステップＳ１２で求めた機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））を用い、図２のマップからフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を求める。
【００４５】
次のステップＳ１４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）を演算して、ＴＤＣ−ＢＤＣ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。
【００４６】
次のステップＳ１５では、（２）式を用いて供給平均電気エネルギーＷ_ｅ（ｋ）を算出する。次のステップＳ１６では、供給平均電気エネルギーＷ_ｅ（ｋ）から損失トルクＴ_ａｃ（ｋ）を減算して実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を求める。このように、実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）はＴＤＣ−ＢＤＣの区間毎に求めることができ、クランク軸３６の回転に伴ってステップＳ１１〜Ｓ１６の処理を行うことで、１又は複数の実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ），Ｔ_ｆｗ（ｋ＋１）・・・を求めることが可能である。
【００４７】
次のステップＳ１７では、図２のマップのフリクショントルクＴ_ｆを補正する。具体的には、ステップＳ１６で求めた実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）とステップＳ３で求めたフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）とを比較し、双方のフリクショントルクの値に差が生じている場合は、ステップＳ１６で求めた実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を用いて図２のマップを補正する。ステップＳ１７でフリクショントルクＴ_ｆを補正した後は、処理を終了する（ＥＮＤ）。
【００４８】
図５及び図６は、図２のマップを補正する方法を示す模式図である。図５は、１つの実フリクショントルクＴ_ｆｗ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６は、２つの実フリクショントルクＴ_ｆｗの値を用いてマップを補正する方法を示している。
【００４９】
図５の方法では、マップから得られたＴ_ｆ（＝Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ））とステップＳ６で得られたＴ_ｆｗの差ΔＴ_ｆを求め、ΔＴ_ｆを補正係数としてマップのＴ_ｆの値を補正する。すなわち、Ｔ_ｆ（補正後）＝function（ΔＴ_ｆ，Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ））とする。例えば、
Ｔ_ｆ（補正後）＝Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ）＋Ｃ_１・ΔＴ_ｆ
のように、補正前のＴ_ｆと、ΔＴ_ｆを所定の係数Ｃ_１倍して得られた値とを加算して、補正後のＴ_ｆを求める。また、
Ｔ_ｆ（補正後）＝Ｃ_２・ΔＴ_ｆ・Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ）
のように、補正前のＴ_ｆと、ΔＴ_ｆを所定の係数Ｃ_２倍して得られた値とを乗算して、補正後のＴ_ｆを求めても良い。図５の方法によれば、実フリクショントルクＴ_ｆｗに基づいて、マップのＴ_ｆの絶対値を補正することができる。
【００５０】
図６の方法は、Ｔ_ｆｗ１とＴ_ｆｗ２の２つの値を用い、Ｔ_ｆ１とＴ_ｆｗ１の差ΔＴ_ｆ１とＴ_ｆ２とＴ_ｆｗ２の差ΔＴ_ｆ２を求め、ΔＴ_ｆ１，ΔＴ_ｆ２を補正係数としてマップのＴ_ｆの値を補正する。すなわち、Ｔ_ｆ（補正後）＝function（ΔＴ_ｆ１，ΔＴ_ｆ２，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Ｔ_ｆと、Ｔ_ｆｗ１及びＴ_ｆｗ２の平均値を所定の係数Ｃ_３倍して得られた値とを加算して、補正後のＴ_ｆを求める。
Ｔ_ｆ（補正後）＝Ｍａｐ（Ｎｅ，ｔｈｗ）＋Ｃ_３・（（ΔＴ_ｆ１＋ΔＴ_ｆ２）／２）
【００５１】
図６の方法によれば、２つの実フリクショントルクＴ_ｆｗ１，Ｔ_ｆｗ２に基づいて、マップのＴ_ｆの絶対値とともに、Ｔ_ｆの傾きをも補正することができる。
【００５２】
このように、本実施形態では、始動時に求めた実フリクショントルクＴ_ｆｗに基づいて図２のマップの値を補正するため、フリクショントルクに経時変化が発生した場合であっても、補正後のフリクショントルクＴ_ｆを精度良く算出することが可能となる。
【００５３】
次に、補正したフリクショントルクＴ_ｆを用いて内燃機関１０の図示トルクを求める方法を説明する。本実施形態では、以下の（３）式を用いて図示トルクを算出する。
【００５４】
【数３】

【００５５】
（３）式において、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。（１）式と同様に、Ｊは機関の慣性モーメント、ｄω／ｄｔはクランク軸３６の角加速度、Ｔ_ｆは補正後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。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。
【００５６】
（３）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。
【００５７】
（３）式において、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃ＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ）は、図３で説明した方法で算出することができる。また、負荷トルクＴ_ｌは、車両が停止しているアイドリング状態など、シフトギヤをニュートラルにした状態では０である。車両走行時は、傾きセンサなどからの検出値から求める。そして、損失トルクＴ_ａｃ、負荷トルクＴ_ｌ及び補正後の求めたフリクショントルクＴ_ｆを合計することで、図示トルクＴ_ｉを算出することができる。これにより、クランク軸３６に発生するトルクが求まり、エンジンの出力、燃焼状態などの様々な情報を正確に得ることができる。
【００５８】
以上説明したように実施の形態１によれば、機関始動時に燃焼によるトルクが発生していない状態で、スタータ４８の供給平均電気エネルギーＷ_ｅと角加速度に起因した動的な損失トルクＴ_ａｃを求めるようにしたため、供給平均電気エネルギーＷ_ｅと損失トルクＴ_ａｃに基づいて、始動時に実際に発生している実フリクショントルクＴ_ｆｗを求めることができる。これにより、経時変化などの要因によってマップのフリクショントルクＴ_ｆと実フリクショントルクＴ_ｆｗとの間に差が生じている場合は、Ｔ_ｆｗ基づいてマップのフリクション特性を補正することができ、以降のフリクショントルク算出を正確に行うことが可能となる。これにより、フリクショントルクＴ_ｆの変化による制御性の悪化を抑止することができ、フリクショントルクＴ_ｆに基づいて図示トルクＴ_ｉなどの特性値を正確に算出することが可能となる。
【００５９】
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、イグニッションスイッチ４６がオン（ＯＮ）からオフ（ＯＦＦ）へ切り換わり、燃料噴射及び点火が停止された後、機関が停止するまでの間に実フリクショントルクＴ_ｆｗを求める。そして、実施の形態１と同様に、実フリクショントルクＴ_ｆｗに基づいて図２のマップを補正するものである。実フリクショントルクＴ_ｆｗを求める際には、以下の（４）式を用いる。
【００６０】
【数４】

【００６１】
（４）式の右辺は（１）式と同様である。イグニッションスイッチ４６がオフ（ＯＦＦ）になった状態では、燃料噴射及び点火が停止しているため、実施の形態１と同様に燃焼によるトルクは発生しない。また、この状態では他の発生トルクもないため、（４）式の左辺は０となる。従って、角加速度に起因した動的な損失トルクＴ_ａｃのみに基づいて実フリクショントルクＴ_ｆｗを求めることができる。
【００６２】
角加速度、損失トルクＴ_ａｃの算出方法は実施の形態１と同様である。以下、図７のフローチャートに基づいて、実施の形態２における処理の手順を説明する。先ず、ステップＳ２０では機関停止時におけるフリクショントルク算出時であるか否かを判定する。具体的には、イグニッションスイッチ４６がオン（ＯＮ）からオフ（ＯＦＦ）に切り換わった後であって、且つ最後の燃料爆発後であるか否かを判定する。機関停止時におけるフリクショントルク算出時のときはステップＳ２１へ進み、フリクショントルク算出時でないときは終了する（ＥＮＤ）。
【００６３】
次のステップＳ２１では、クランク角位置が損失トルクＴ_ａｃ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ＴＤＣ＋１０°以降、ＢＤＣ＋１０°以降のいずれかの状態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Ｓ２２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Ｓ２２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）などの各パラメータを取得する。
【００６５】
次のステップＳ２３では、図２のマップからフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を推定する。ここでは、ステップＳ２２で求めた機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））を用い、図２のマップからフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を求める。
【００６６】
次のステップＳ２４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）を演算して、ＴＤＣ−ＢＤＣ間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。
【００６７】
次のステップＳ２５では、（４）式を用いて実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を求める。ここで（４）式の左辺は０であるため、Ｔ_ｆｗ（ｋ）＝−Ｔ_ａｃ（ｋ）となる。実施の形態１と同様、実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）はＴＤＣ−ＢＤＣの区間毎に求めることができ、クランク回転に伴ってステップＳ２１〜Ｓ２５の処理を行うことで、１又は複数の実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を求めることができる。
【００６８】
次のステップＳ２６では、図２のマップのフリクショントルクＴ_ｆを補正する。具体的には、ステップＳ２５で求めた実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）とステップＳ２３で求めたフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）とを比較し、双方のフリクショントルクの値に差が生じている場合は、ステップＳ２５で求めた実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を用いて図２のマップを補正する。具体的な補正方法は、図５及び図６で説明した方法と同様である。ステップＳ２６でフリクショントルクＴ_ｆを補正した後は、処理を終了する（ＥＮＤ）。
【００６９】
以上説明したように実施の形態２によれば、イグニッションスイッチ４６をオン（ＯＮ）からオフ（ＯＦＦ）へ切り換えた後、機関が停止するまでの間に動的な損失トルクＴ_ａｃを求めるようにしたため、損失トルクＴ_ａｃに基づいて機関停止時に実際に発生している実フリクショントルクＴ_ｆｗを求めることができる。これにより、実施の形態１と同様にマップのフリクション特性を補正することができ、図示トルクなどの特性値を正確に算出することが可能となる。
【００７０】
なお、実施の形態１及び２において、機関始動、または停止の度に実フリクショントルクＴ_ｆを算出する必要がない場合は、実フリクショントルクＴ_ｆを算出する頻度を低くしても良い。例えば、車両の走行距離、機関経過年数などのフリクション変化の要因となるパラメータから補正ロジックの実行条件を定め、条件が満たされた場合のみ実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出するようにしてもよい。これにより、演算負荷を低減することができる。
【００７１】
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、機関に負荷がかけられていない場合において、機関運転中の任意のタイミングで燃料噴射及び点火を停止し、その間に実フリクショントルクＴ_ｆｗを求めるものである。実フリクショントルクＴ_ｆｗを求める際には、実施の形態２と同様に（４）式を用いる。
【００７２】
機関運転時に燃料噴射及び点火を停止させた場合、燃焼によるトルクは発生せず、また、この状態では他の発生トルクもないため、実施の形態２と同様に（４）式の左辺は０となる。また、アイドリング状態など機関に負荷がかけられていない状態では、動的な損失トルクＴ_ａｃ及びフリクショントルクＴ_ｆｗ以外の負荷は生じない。従って、実施の形態２と同様に、（４）式から実フリクショントルクＴ_ｆｗを求めることができる。
【００７３】
実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出する際は、例えば車両の走行距離、機関経過年数などのフリクション変化の要因となるパラメータから補正ロジックの実行条件を定め、条件が満たされた場合に燃料噴射、点火を停止して実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出する。
【００７４】
以下、図８のフローチャートに基づいて、実施の形態３における処理の手順を説明する。先ず、ステップＳ３１では、燃料噴射弁３０からの燃料噴射の停止、及び燃料への点火の停止を行う。この際、損失トルクＴ_ａｃの算出区間中の１爆発行程で燃料噴射及び点火を停止する。
【００７５】
次のステップＳ３２では、クランク角位置が損失トルクＴ_ａｃ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ＴＤＣ＋１０°以降、ＢＤＣ＋１０°以降のいずれかの状態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Ｓ３２へ進み、トルク算出タイミングでない場合はステップＳ３２で待機する。
【００７６】
次のステップＳ３３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）などの各パラメータを取得する。
【００７７】
次のステップＳ３４では、図２のマップからフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を推定する。ここでは、ステップＳ３３で求めた機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））を用い、図２のマップからフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を求める。
【００７８】
次のステップＳ３５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）を演算して、ＴＤＣ−ＢＤＣ間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。
【００７９】
次のステップＳ３６では、（４）式を用いて実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を求める。ここで（４）式の左辺は０であるため、Ｔ_ｆｗ（ｋ）＝−Ｔ_ａｃ（ｋ）となる。実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）はＴＤＣ−ＢＤＣの区間毎に求めることができ、クランク回転に伴ってステップＳ３１〜Ｓ３６の処理を行うことで、１又は複数の実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を求めることができる。
【００８０】
次のステップＳ３７では、図２のマップのフリクショントルクＴ_ｆを補正する。具体的には、ステップＳ３６で求めた実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）とステップＳ３４で求めたフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）とを比較し、双方のフリクショントルクの値に差が生じている場合は、ステップＳ３６で求めた実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を用いて図２のマップを補正する。具体的な補正方法は、図５及び図６で説明した方法と同様である。ステップＳ３７でフリクショントルクＴ_ｆを補正した後は、処理を終了する（ＥＮＤ）。実施の形態３では、機関回転数に制約を受けることなく実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出することができるため、特に、図６で説明した多点による補正が適している。
【００８１】
なお、燃料噴射及び点火を停止した場合であっても、ピストン３４によるポンピング損失が発生して実フリクショントルクＴ_ｆｗの算出値に影響を与える場合がある。このため、角加速度を算出するタイミングは、スロットルバルブ２２が全開時のときに行うことがより望ましい。これにより、ポンピング損失を最小限に抑えることができ、実フリクショントルクＴ_ｆｗを正確に求めることが可能となる。スロットルバルブ２２を全開するのに代えて、可変動弁系を備え、吸気弁および排気弁を閉じることで、ポンピング損失を少なくしても良い。
【００８２】
以上説明したように実施の形態３によれば、機関運転時に任意のタイミングで、燃料噴射及び点火を停止させることにより、動的な損失トルクＴ_ａｃから実フリクショントルクＴ_ｆｗを求めてマップのフリクション特性を補正することができる。また、機関回転数に制約を受けることなく実フリクショントルクＴ_ｆｗを求めることができるため、高回転時にフリクショントルクＴ_ｆを補正することもでき、図２のマップをより高い精度で補正することができる。従って、図示トルクの推定精度をより向上させることが可能となる。
【００８３】
なお、上述した各実施の形態では、機関回転数（Ｎｅ）と冷却水温（ｔｈｗ）から図２のマップを作成してフリクショントルクＴ_ｆを求めたが、機関の温度を油温などの他の情報から求め、これらの温度情報に基づいてフリクショントルクＴ_ｆを求めても良い。
【００８４】
実施の形態４．
次に、本発明の実施の形態４について説明する。実施の形態２では、イグニッションスイッチ４６がオフとなった状態では燃焼によるトルクが発生していないため、（４）式の左辺を０としている。一方、イグニッションスイッチ４６をオフにした後であっても、機関が停止するまでの間ではピストン３４が往復運動を続ける。ピストン３４の往復運動によって筒内への吸気が行われると、吸気通路１２が負圧となり、クランク軸３６の回転トルクにポンピング損失が発生する。
従って、ポンピング損失分のトルクを考慮することにより、より高い精度で実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出することが可能となる。
【００８５】
同様に、機関始動時、機関運転中においても、吸気通路１２に負圧が発生するためポンピング損失が発生する。従って、実施の形態１，３においてもポンピング損失を考慮することにより、実フリクショントルクＴ_ｆｗを精度良く算出することができる。
【００８６】
特に、スロットルバルブ２２が閉じている場合は、スロットルバルブ２２が開いている場合と比べて吸気通路１２でより大きな負圧が発生するため、ポンピング損失を考慮することにより実フリクショントルクＴ_ｆｗの算出精度を高めることができる。
【００８７】
実施の形態４は、上述した各実施形態において、ポンピング損失を加味した上で実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出し、図２のマップをより高い精度で補正するものである。
【００８８】
図９は、ポンピング損失を説明するための模式図である。以下、図９に基づいてポンピング損失について詳細に説明する。図９（ａ）及び図９（ｂ）は、ともにスタータ４８でクランキングを行った場合の筒内圧力Ｐと筒内容積Ｖの関係を示す特性図（Ｐ−Ｖ線図）であって、筒内での燃焼を発生させていない状態でのＰ−Ｖ特性を示している。ここで、図９（ａ）はスロットルバルブ２２を全開にした場合を、図９（ｂ）はスロットルバルブ２２を全閉にした場合をそれぞれ示している。
【００８９】
図９（ａ）及び図９（ｂ）において、Ａ点は吸気行程の開始時（クランク角ＴＤＣ）における筒内圧力Ｐ及び筒内容積Ｖを、Ｂ点は圧縮行程の開始時（クランク角ＢＤＣ）における筒内圧力Ｐ及び筒内容積Ｖを、Ｃ点は爆発（膨張行程）行程の開始時（クランク角ＴＤＣ）における筒内圧力Ｐ及び筒内容積Ｖを、Ｄ点は排気行程の開始時（クランク角ＢＤＣ）における筒内圧力Ｐ及び筒内容積Ｖをそれぞれ示している。
【００９０】
図９（ａ）に示すように、スロットルバルブ２２が全開の場合は、吸気行程がＡ点から開始すると、筒内圧力がＰ_吸気（＝大気圧力）の状態でピストン３４の下降に伴って筒内容積Ｖが増加する。吸気行程が終了した時点での筒内圧力Ｐ及び筒内容積ＶはＢ点で示され、圧縮行程がＢ点から開始すると、圧縮行程では吸気バルブ、排気バルブが閉じられているため、Ｃ点までのＰ−Ｖ特性は曲線状に矢印ａ方向に推移する。そして、膨張行程がＣ点から開始すると、Ｐ−Ｖ特性は圧縮行程と逆の経路（矢印ｂ方向）へ推移してＤ点に達する。そして、排気行程がＤ点から開始すると、筒内圧力がＰ_排気（＝Ｐ_吸気）の状態でピストン３４の上昇に伴って筒内容積が減少し、Ｐ−Ｖ特性は吸気行程と逆の経路を推移してＡ点に戻る。
【００９１】
筒内容積が増加する際には筒内ガスによる正の仕事量が発生し、筒内容積が減少する場合は負の仕事量が発生する。スロットルバルブ２２が全開の場合は、Ｐ−Ｖ特性が吸気行程と排気行程で反対の経路を推移するため、吸気行程と排気行程で発生する仕事量の総和は０となる。また、圧縮行程と膨張行程においてもＰ−Ｖ特性が反対の経路を推移するため、圧縮行程と膨張行程で発生する仕事量の総和も０となる。従って、全行程においてポンピング損失は発生しない。
【００９２】
一方、図９（ｂ）に示すように、スロットルバルブ２２が全閉の場合は、吸気行程がＡ点から開始すると、吸気通路１２が負圧となるため、先ず筒内圧力がＰ_吸気まで低下する。そして、圧力がＰ_吸気の状態でピストン３４の下降に伴って筒内容積が増加する。吸気行程が終了して圧縮行程がＢ点から開始すると、吸気バルブ、排気バルブが閉じられているため、Ｃ点までのＰ−Ｖ特性は曲線状に矢印ａ方向に推移する。膨張行程がＣ点から開始すると、Ｐ−Ｖ特性は圧縮行程と逆の経路（矢印ｂ方向）を推移してＤ点に達する。そして、排気行程がＤ点から開始すると、排気バルブが開くため、筒内圧力がＰ_排気（＝大気圧）へ上昇する。そして、筒内圧力がＰ_排気の状態でピストン３４の上昇に伴って筒内容積が減少し、Ｐ−Ｖ特性はＡ点へ戻る。
【００９３】
このように、スロットルバルブ２２が全閉の場合は、圧縮行程と膨張行程ではＰ−Ｖ特性が反対の経路を推移するが、吸気行程と排気行程ではＰ−Ｖ特性が異なる経路を推移することとなる。従って、吸気行程と排気行程で発生する仕事は相殺されて仕事量の総和は０となるが、吸気行程と排気行程で発生する仕事は相殺されず、負の仕事量が発生する。この負の仕事量がポンピング損失となる。
【００９４】
具体的には、吸気行程では、図９（ｂ）にハッチングで示す面積Ｓ_２に相当する正の仕事量が発生する。一方、排気行程では、図９（ｂ）にハッチングで示す面積Ｓ_１と面積Ｓ_２の和に相当する負の仕事量が発生する。従って、吸気行程と排気行程で発生する仕事量の総和は、面積Ｓ_１に相当する負の仕事量となる。
【００９５】
図１０は、４気筒の機関における各気筒＃１〜＃４の筒内発生トルクを示す特性図である。図１０の特性は、図９と同様にスタータ４８でクランキングを行った場合の筒内発生トルクを示しており、筒内での燃焼が発生していない場合の特性を示している。図１０の特性は筒内圧センサを各気筒に設け、筒内圧から算出したトルクを示している。ここで、図１０（ａ）はスロットルバルブ２２を全開にした場合を、図１０（ｂ）はスロットルバルブ２２を全閉にした場合をそれぞれ示している。
【００９６】
図１０（ａ）に示すように、スロットルバルブ２２が全開の場合、上述したように吸気行程と排気行程で発生した仕事量が相殺され、また圧縮行程と膨張行程で発生した仕事量が相殺されることとなる。図１０（ａ）において、クランク角０〜１８０°の区間に着目すると、この区間では気筒＃４は吸気行程、気筒＃２は排気行程、気筒＃１は膨張行程、気筒＃３は圧縮行程となっている。従って、図９（ａ）で説明したように、＃４と＃２で発生した仕事量が相殺され、＃１と＃３で発生した仕事量が相殺されることとなる。すなわち、図１０（ａ）における＃４と＃２のハッチング部分の面積は等しく、また＃１と＃３のハッチング部分の面積は等しくなる。
【００９７】
一方、図１０（ｂ）に示すように、スロットルバルブ２２が全閉の場合、上述したように圧縮行程と膨張行程で発生した仕事量が相殺されるが、吸気行程と排気行程で発生した仕事量は相殺されない。従って、＃１と＃３で発生した仕事量は相殺されるが、＃４と＃２で発生した仕事量は相殺されないことになる。すなわち、図１０（ｂ）において＃４のハッチング部分の面積と＃２のハッチング部分の面積の差が、図９（ｂ）に示す面積Ｓ_１に相当する負の仕事となる。
【００９８】
実施の形態４では、図９（ｂ）及び図１０（ｂ）に示されるポンピング損失を考慮して実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出する。以下、ポンピング損失分に相当するトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）の算出方法を説明する。
【００９９】
上述したように、ポンピング損失分に相当するトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）は、図９（ｂ）における面積Ｓ_１に相当する仕事であり、排気行程中の筒内圧Ｐ_排気と吸気行程中の筒内圧Ｐ_吸気との差から算出される。吸気行程中の筒内圧Ｐ_吸気は、通常、吸気管圧Ｐｍで表すことができ、Ｐ_排気は大気圧（＝Ｐ_大気圧）に近似できるため、（５）式に示すように、ポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）はトルク算出区間（クランク角１８０°毎）の平均吸気管圧Ｐｍ（ｋ）の関数として算出できる。
【０１００】
【数５】

【０１０１】
（５）式において、トルク算出区間毎の平均吸気管圧力Ｐｍ（ｋ）は、吸気通路１２に設けた吸気圧センサ２９から検出する。平均吸気管圧Ｐｍ（ｋ）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取得しても良い。Ｃ，Ｄは予め定められた補正係数であるが、運転状態（トルク算出区間における平均機関回転数、平均吸気管圧力など）に応じて変動する変数としても良い。（５）式に示されるように、Ｐｍ（ｋ）−Ｐ_大気圧を演算することにより図９（ｂ）におけるＰ_吸気とＰ_排気の差に相当する値が算出され、（Ｐｍ（ｋ）−Ｐ_大気圧）に係数Ｃを乗じ、係数Ｄを加算することでＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出することができる。
【０１０２】
図９（ｂ）では、１行程で発生するポンピング損失を理想化し、ポンピング損失が矩形状の面積Ｓ_１に相当するものとしたが、ポンピング損失が面積Ｓ_１で示される矩形状の面積に理想化されない場合も生じる。例えば、図９（ｂ）において破線で示すように、吸気行程がＡ点から開始された後、筒内圧力が直ちにＰ_吸気とならずに一定時間の経過後にＰ_吸気に達する場合がある。同様に、図９（ｂ）において破線で示すように、排気行程がＤ点から開始された後、一定時間の経過後に筒内圧力がＰ_排気に達する場合がある。（５）式では、補正係数Ｃ，Ｄを用いて（Ｐｍ（ｋ）−Ｐ_大気圧）を演算しているため、図９（ｂ）で破線で示すようにポンピング損失が面積Ｓ_１に理想化されていない場合であっても、補正係数Ｃ，Ｄによる適正化を行うことでポンピング損失を正確に算出することが可能となる。
【０１０３】
ポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）は、以下に示す（６）式から算出しても良い。（６）式は、（５）式のＰ_大気圧の代わりにトルク算出区間の平均背圧Ｐ_背圧（ｋ）（トルク算出区間における、排気行程中の気筒の平均筒内圧）を用いるものである。
【０１０４】
【数６】

【０１０５】
（６）式において、平均背圧Ｐ_背圧（ｋ）は、排気通路１４に設けた排気圧センサ３１の検出値から求める。また、（６）式において、Ｃ’は、（５）式における補正係数Ｃ，Ｄと同様に、定数または運転状態に応じた変数である。（６）式によれば、平均吸気管圧力Ｐｍ（ｋ）と平均背圧Ｐ_背圧（ｋ）とからポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出することができる。
【０１０６】
（６）式における平均背圧Ｐ_背圧は、（５）式におけるＰ_大気圧と比較すると、図９（ｂ）におけるＰ_排気とより近似する。従って、（６）式では、平均背圧Ｐ_背圧を用いて演算することにより、Ｔ_ｉｐｌ（ｋ）を精度良く算出することができる。また、（５）式の係数Ｄを用いることなくＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出することができ、演算を簡略化することができる。
【０１０７】
また、以下の（８）〜（１０）式は、吸気行程の筒内圧の瞬時値（Ｐ_吸気（θ））または吸気管圧の瞬時値（Ｐｍ’（θ））と、排気行程の筒内圧の瞬時値（Ｐ_排気（θ））または背圧の瞬時値（Ｐ_背圧’、Ｐ_大気圧（θ））を用いて、簡易物理式からポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出するものである。
【０１０８】
【数７】

【０１０９】
（７）式の右辺において、Ｔ_{ｇａｓ＿吸気}（ｋ）はトルク算出区間の吸気行程で発生する正の仕事量に相当するトルクであり、図９（ｂ）における面積Ｓ_２に対応する正の仕事量である。また、Ｔ_{ｇａｓ＿排気}（ｋ）はトルク算出区間の排気行程で発生する負の仕事量に相当するトルクであり、図９（ｂ）における面積Ｓ_１＋Ｓ_２に対応する負の仕事量である。
【０１１０】
（８）式は、吸気行程の筒内圧の瞬時値Ｐ_吸気（θ）及び排気行程の筒内圧の瞬時値（Ｐ_排気（θ））からＴ_{ｇａｓ＿吸気}（ｋ）、Ｔ_{ｇａｓ＿排気}（ｋ）を直接算出するものであり、各気筒に設けた筒内圧センサ等からＰ_吸気（θ）及びＰ_排気（θ）が正確に取得できる場合は（８）式からＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出することが望ましい。（８）式に示されるように、Ｔ_{ｇａｓ吸気}（ｋ）は、（１８０／π）、吸気行程の筒内圧の瞬時値Ｐ_吸気（θ）及び筒内容積の変化量（ｄＶ（θ）／ｄθ）の積の平均値（Average（（１８０／π）・Ｐ_吸気（θ）・（ｄＶ_吸気（θ）／ｄθ）））から算出される。また、Ｔ_{ｇａｓ排気}（ｋ）は、（１８０／π）、排気行程の筒内圧の瞬時値Ｐ_排気（θ）及び筒内容積の変化量（ｄＶ（θ）／ｄθ）の積の平均値（Average（（１８０／π）・Ｐ_排気（θ）・（ｄＶ_排気（θ）／ｄθ）））から算出される。
【０１１１】
（８）式中のＰ_吸気（θ）・（ｄＶ_吸気（θ）／ｄθ）は、吸気行程中のクランク角θの時点で発生した筒内トルクに相当する値であり、図１０（ｂ）に当てはめると、吸気行程が行われている＃４においてクランク角θの時点で発生した筒内トルクに相当する。従って、Average（（１８０／π）・Ｐ_吸気（θ）・（ｄＶ_吸気（θ）／ｄθ））は、吸気行程中の筒内トルクの変動値を平均化した値に相当し、図１０（ｂ）では＃４の吸気行程で発生した筒内トルクの変動値を平均化した値に相当する。ここで（１８０／π）は単位を揃えるために乗じた係数である。同様に、Ｐ_排気（θ）・（ｄＶ_排気（θ）／ｄθ）は、排気行程中のクランク角θの時点で発生した筒内トルクに相当する値であり、図１０（ｂ）に当てはめると、排気行程が行われている＃２においてクランク角θの時点で発生した筒内トルクに相当する。従って、Average（（１８０／π）・Ｐ_排気（θ）・（ｄＶ_排気（θ）／ｄθ））は、排気行程中の筒内トルクの変動値を平均化した値に相当し、図１０（ｂ）では＃２の排気行程で発生した筒内トルクの変動値を平均化した値に相当する。
【０１１２】
このように、吸気行程の筒内圧の瞬時値Ｐ_吸気（θ）及び排気行程の筒内圧の瞬時値（Ｐ_排気（θ））からＴ_{ｇａｓ＿吸気}（ｋ）、Ｔ_{ｇａｓ＿排気}（ｋ）を算出することで、筒内で発生したトルクに基づいてポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を正確に算出することができる。
【０１１３】
（９）式では、（８）式におけるＰ_吸気（θ）の代わりに吸気管圧の瞬時値ｐｍ’（θ）を用い、また（８）式におけるＰ_排気（θ）の代わりに背圧の瞬時値Ｐ_背圧’（θ）を用いてＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出している。この際、吸気管圧の瞬時値ｐｍ’（θ）は吸気圧センサ２９から取得し、また背圧の瞬時値Ｐ_背圧’（θ）は排気圧センサ３１から取得する。（９）式によれば、筒内圧センサを設ける必要がなく、ｐｍ’（θ）及び値Ｐ_背圧’（θ）に基づいてＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出することができる。
【０１１４】
（１０）式では、（９）式における背圧の瞬時値Ｐ_背圧’（θ）の代わりに大気圧（Ｐ_大気圧（θ））を用いてＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出している。従って、（１０）式によれば背圧の瞬時値Ｐ_背圧’（θ）を求めることなく、Ｐ_大気圧（θ）に基づいてＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出することができる。
【０１１５】
また、ポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）は、ＥＣＵ４０が記憶しているマップから取得するようにしても良い。例えば、トルク算出区間における平均吸気管圧及び区間平均機関回転数と、ポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）との関係を定めたマップをＥＣＵ４０に記憶させておき、このマップからＴ_ｉｐｌ（ｋ）を取得するようにしても良い。
【０１１６】
上述した方法でポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出した後、Ｔ_ｉｐｌ（ｋ）を用いて実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出する。具体的には、実施の形態１においてポンピング損失分を考慮して実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出する場合は、（１）式の左辺のＷｅにポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を加算する。これにより、スタータ４８へ供給された電気エネルギーの平均値Ｗｅに対するポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）による減少分を加味することができ、（１）式の右辺の実フリクショントルクＴ_ｆｗの算出精度を高めることができる。同様に、実施の形態２，３においてポンピング損失分を考慮して実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出する場合は、（４）式の左辺にポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を加算する。これにより、ポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を加味した上で、（４）式の右辺の実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出することができる。なお、ここで（１）式または（４）式に加算されるＴ_ｉｐｌ（ｋ）はいずれも図９（ｂ）の面積Ｓ_１に対応する負の値である。
【０１１７】
以下、図１１のフローチャートに基づいて、実施の形態４における処理の手順を説明する。図１１のフローチャートは、実施の形態２のフリクショントルク補正においてポンピング損失分を考慮した場合の処理を示している。
【０１１８】
先ず、ステップＳ４０では機関停止時におけるフリクショントルク算出時であるか否かを判定する。具体的には、イグニッションスイッチ４６がオン（ＯＮ）からオフ（ＯＦＦ）に切り換わった後であって、且つ最後の燃料爆発後であるか否かを判定する。機関停止時におけるフリクショントルク算出時のときはステップＳ２１へ進み、フリクショントルク算出時でないときは終了する（ＥＮＤ）。
【０１１９】
次のステップＳ４１では、クランク角位置が損失トルクＴ_ａｃ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ＴＤＣ＋１０°以降、ＢＤＣ＋１０°以降のいずれかの状態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Ｓ４２へ進み、トルク算出タイミングでない場合は終了する（ＥＮＤ）。
【０１２０】
次のステップＳ４２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）などの各パラメータを取得する。
【０１２１】
次のステップＳ４３では、図２のマップからフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を推定する。ここでは、ステップＳ４２で求めた機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））を用い、図２のマップからフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を求める。
【０１２２】
次のステップＳ４４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）を演算して、ＴＤＣ−ＢＤＣ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。
【０１２３】
次のステップＳ４５では、ポンピング損失を算出する。ここでは、（５）式に基づいてポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を算出する。次のステップＳ４６では、ポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）から損失トルクＴ_ａｃ（ｋ）を減算して実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を求める。上述したように、実施の形態２においてポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を考慮して実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を算出する場合、（４）式の左辺にＴ_ｉｐｌ（ｋ）を加算するため、実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）はポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）と損失トルクＴ_ａｃ（ｋ）との差として算出される。
【０１２４】
次のステップＳ４７では、図２のマップのフリクショントルクＴ_ｆを補正する。具体的には、ステップＳ４６で求めた実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）とステップＳ４３で求めたフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）とを比較し、双方のフリクショントルクの値に差が生じている場合は、ステップＳ４６で求めた実フリクショントルクＴ_ｆｗ（ｋ）を用いて図２のマップを補正する。ステップＳ４７でフリクショントルクＴ_ｆを補正した後は、処理を終了する（ＥＮＤ）。
【０１２５】
図１１のフローチャートでは、ポンピング損失を考慮したフリクショントルク補正を実施の形態２の方法に適用したが、上述したように実施の形態１，３におけるフリクショントルク補正に適用することも可能である。
【０１２６】
以上説明したように実施の形態４によれば、ポンピング損失分のトルクＴ_ｉｐｌ（ｋ）を考慮して実フリクショントルクＴ_ｆｗを算出するようにしたため、図２のマップのフリクション特性を高い精度で補正することができ、図示トルクなどの特性値を高精度に算出することが可能となる。
【０１２７】
実施の形態５．
次に、本発明の実施の形態５について説明する。実施の形態５は、ポンピング損失を最小限に抑えるように吸入空気量を制御するものである。
【０１２８】
実施の形態４で説明したように、吸気通路１２でポンピング損失が生じると、実フリクショントルクＴ_ｆｗの算出精度に影響を与える場合がある。実施の形態４では、実施の形態２と同様に機関停止時に実フリクショントルクＴ_ｆｗを求める場合において、スロットルバルブ２２を全開にしてポンピング損失の発生を最小限に抑えるものである。
【０１２９】
以下、図１２のフローチャートに基づいて、実施の形態５における処理の手順を説明する。先ず、ステップＳ５１では機関停止時におけるフリクショントルク算出時であるか否かを判定する。具体的には、イグニッションスイッチ４６がオン（ＯＮ）からオフ（ＯＦＦ）に切り換わった後であって、且つ最後の燃料爆発後であるか否かを判定する。機関停止時におけるフリクショントルク算出時のときはステップＳ５２へ進み、フリクショントルク算出時でないときは終了する（ＥＮＤ）。
【０１３０】
次のステップＳ５２では、ＥＣＵ４０からの指令によりスロットルバルブ２２を全開にする。次のステップＳ５３では、トルク算出タイミングであるか否かを判定する。ステップＳ５３の処理は、図７のステップＳ２１の処理と同様である。ステップＳ５３でトルク算出タイミングであることが判定された場合はステップＳ５４へ進み、フリクション補正ロジックを実施する。すなわち、ステップＳ５４では図７のステップＳ２２〜ステップＳ２６の処理を行う。ステップＳ５４でフリクション補正ロジックを実施した後は、処理を修了する（END）。
【０１３１】
図１２の処理によれば、機関停止時におけるフリクショントルク算出時と判定された場合にスロットルバルブ２２を全開にするようにしたため、筒内への吸入空気量を制御することができ、吸気通路１２におけるポンピング損失の発生を最小限に抑えることが可能となる。そして、スロットルバルブ２２を全開にした状態で、実施の形態２と同様にフリクション補正ロジックを実施することにより、ポンピング損失が実フリクショントルクＴ_ｆｗの算出精度に与える影響を最小限に抑えることができる。従って、マップのフリクション特性を高い精度で補正することができ、図示トルクなどの特性値を高精度に算出することが可能となる。
【０１３２】
なお、実施の形態５では、機関停止時にスロットルバルブ２２を全開にして吸入空気量を制御したが、吸気バルブのリフト量を制御するなどの方法で吸入空気量を制御するようにしても良い。
【０１３３】
また、実施の形態５による吸入空気量制御は、実施の形態１，３におけるフリクショントルク補正に適用しても良い。更に、実施の形態４によるポンピング損失を考慮したフリクショントルク補正と併用しても良い。
【０１３４】
【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。
【０１３５】
請求項１記載の発明によれば、実フリクショントルク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、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、フリクショントルクを正確に求めることが可能となる。しかも、吸気通路におけるポンピング損失に基づいて前記実フリクショントルクを補正するようにしたため、フリクショントルクをより高精度に求めることができる。
【０１３６】
請求項２記載の発明によれば、機関始動後、燃料が最初に爆発するまでの間にクランク角加速度を求めるようにしたため、動的な損失トルクとスタータへの供給エネルギーに基づいて実フリクショントルクを算出することができる。
【０１３７】
請求項３記載の発明によれば、イグニッションスイッチが運転状態から停止状態に切り換わった後、機関が停止するまでの間にクランク角加速度を求めるようにしたため、動的な損失トルクに基づいて実フリクショントルクを算出することができる。
【０１３８】
請求項４記載の発明によれば、燃焼トルク発生停止手段によって燃焼によるトルク発生を停止させた状態でクランク角加速度を求めるようにしたため、機関運転中に任意のタイミングで動的な損失トルクを求めることができ、動的な損失トルクに基づいて実フリクショントルクを算出することができる。
【０１３９】
請求項５記載の発明によれば、クランク軸が所定の区間を回転する際の所要時間と、この区間の両端でのクランク角速度とからクランク角加速度を正確に求めることができる。
【０１４０】
請求項６記載の発明によれば、上死点と下死点を両端とする区間でクランク角速度を求めるため、フリクショントルクの瞬時挙動による影響を排除して正確に実フリクショントルクを求めることができる。
【０１４１】
請求項７記載の発明によれば、吸気圧力に基づいてポンピング損失を取得するようにしたため、ポンピング損失を考慮して実フリクショントルクの補正を行うことができる。
【０１４２】
請求項８記載の発明によれば、イグニッションスイッチが運転から停止の状態に切り換わった後に吸入空気量が増加するように制御を行うため、吸気通路におけるポンピング損失の発生を抑えることができる。
【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。
【図２】 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】 実施の形態１における処理の手順を示すフローチャートである。
【図５】 フリクショントルクＴ_ｆの補正方法を示す模式図である。
【図６】 フリクショントルクＴ_ｆの補正方法を示す模式図である。
【図７】 実施の形態２における処理の手順を示すフローチャートである。
【図８】 実施の形態３における処理の手順を示すフローチャートである。
【図９】 ポンピング損失を説明するための模式図である。
【図１０】 ４気筒の機関における各気筒の筒内発生トルクを示す特性図である。
【図１１】 実施の形態４における処理の手順を示すフローチャートである。
【図１２】 実施の形態５における処理の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
３４ ピストン
３６ クランク軸
３８ クランク角センサ
４０ ＥＣＵ
４２ 水温センサ
４６ イグニッションスイッチ
４８ スタータ

Claims (6)

1. 内燃機関の機関回転数及び冷却水温と内燃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が記憶された記憶手段と、
   内燃機関のクランキングが開始されてから燃料が最初に爆発するまでの期間において、往復慣性質量による慣性トルクの平均値が零となる所定の区間を利用して、クランク軸が前記所定の区間を回転する間にスタータに供給された供給エネルギーを求める供給エネルギー算出手段と、
   内燃機関のクランキングが開始されてから燃料が最初に爆発するまでの期間において、クランク軸が前記所定の区間を回転する際の所要時間と、前記区間の両端でのクランク角速度とからクランク角加速度を求める角加速度算出手段と、
   前記クランク角加速度と内燃機関の慣性モーメントとに基づいて、クランク軸の角加速度に起因する動的な損失トルクを求める損失トルク算出手段と、
   前記スタータへの供給エネルギーから前記動的な損失トルクを減算することにより、内燃機関で発生した実フリクショントルクを求める実フリクショントルク算出手段と、
   前記標準フリクション特性として記憶されたフリクション値のうち、前記実フリクショントルクを求めるときの機関回転数及び冷却水温に対応する特定のフリクション値と、前記実フリクショントルクとの差分に基づいて前記特定のフリクション値を補正する補正手段と、
   を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 内燃機関の機関回転数及び冷却水温と内燃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が記憶された記憶手段と、
   内燃機関のイグニッションスイッチが運転から停止の状態に切り換わった後、内燃機関が停止するまでの期間のうち、燃焼によるトルク発生が停止している状態の期間において、往復慣性質量による慣性トルクの平均値が零となる所定の区間を利用して、クランク軸が前記所定の区間を回転する際の所要時間と、前記区間の両端でのクランク角速度とからクランク角加速度を求める角加速度算出手段と、
   前記クランク角加速度と内燃機関の慣性モーメントとに基づいて、クランク軸の角加速度に起因する動的な損失トルクを求める損失トルク算出手段と、
   内燃機関で発生した実フリクショントルクと前記動的な損失トルクとの加算値が零になることを利用して、前記動的な損失トルクに基づいて前記実フリクショントルクを求める実フリクショントルク算出手段と、
   前記標準フリクション特性として記憶されたフリクション値のうち、前記実フリクショントルクを求めるときの機関回転数及び冷却水温に対応する特定のフリクション値と、前記実フリクショントルクとの差分に基づいて前記特定のフリクション値を補正する補正手段と、
   を備えたことを特徴とする内燃機関の制御装置。
3. 内燃機関は４つの気筒を有する４気筒型内燃機関であり、
   前記所定の区間は、上死点と下死点を両端とする区間であ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。
4. 前記動的な損失トルクを算出するタイミングでの吸気圧力または当該タイミングでの吸気圧力及び排気圧力に基づいて、ポンピング損失に対応するトルクを算出するポンピング損失トルク算出手段を備え、
   前記実フリクショントルク算出手段は、前記スタータへの供給エネルギーと前記ポンピング損失に対応するトルクとの加算値から前記動的な損失トルクを減算することにより、前記実フリクショントルクを求めることを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の制御装置。
5. 前記動的な損失トルクを算出するタイミングでの吸気圧力または当該タイミングでの吸気圧力及び排気圧力に基づいて、ポンピング損失に対応するトルクを算出するポンピング損失トルク算出手段を備え、
   前記実フリクショントルク算出手段は、前記実フリクショントルクと前記動的な損失トルクとの加算値が前記ポンピング損失に対応するトルクと一致することを利用して、前記実フリクショントルクを求めることを特徴とする請求項２に記載の内燃機関の制御装置。
6. 吸入空気量を制御する吸入空気量制御手段を備え、
   前記吸入空気量制御手段は、前記イグニッションスイッチが運転から停止の状態に切り換わった後に、前記吸入空気量を前記ポンピング損失が最小限となる空気量に増加させることを特徴とする請求項２に記載の内燃機関の制御装置。

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