JP4927697B2 - 内燃機関の燃料性状推定装置 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の燃料性状推定装置に係り、特に、内燃機関の筒内へ供給した燃料の性状を推定する燃料性状推定装置に関する。

従来より、燃料性状を推定する燃焼状態推定装置が知られている（特許文献１）。この燃焼状態推定装置は、筒内空気量算出装置を備え、エンジン始動時における初爆からの空気量変化に対応した基準トルクを算出すると共に、筒内圧センサまたはクランク角加速度センサなどからエンジンが発生する実トルク（筒内トルク）を推定する。そして、筒内トルクの基準トルクからのズレを乖離度（例えば、筒内トルク／基準トルク）で表し、乖離度に応じて、乖離が大きければ、基準として与えた燃料性状に対し、燃料性状が重質側にあると推定している。

また、初爆から所定のサイクル数までの筒内トルクについて、各サイクルの値が、あるバラツキを伴って変化する。このバラツキは、本質的に、エンジンが変動を伴ったトルクを発生させていることに起因する。したがって、このようなトルク変動の影響によるバラツキを排除して、燃料性状のみによる変化を抽出するためには、ある程度のサイクル数をサンプリングして、それらを平均するなどの操作が必要となる。
特開２００５−１０５８２２

しかしながら、厳しい排気規制の下では、始動直後から、燃料性状を把握して噴射燃料量をリーン限界最適化することが要求されるが、上記のような多数サンプリングを前提とした推定方法では、始動直後に燃料性状を推定することができない、という問題がある。

本発明は、上記の問題点を解決するためになされたもので、内燃機関の始動直後に燃料性状を精度よく推定することができる内燃機関の燃料性状推定装置を提供することを目的とする。

上記の目的を達成するために本発明に係る内燃機関の燃料性状推定装置は、筒内空気量、吸気管圧力、又は機関回転数を取得する取得手段と、前記取得手段によって取得された前記筒内空気量、前記吸気管圧力、又は前記機関回転数に基づいて、筒内での理論空燃比の混合気の燃焼により発生する理論上の基準トルクを算出する基準トルク算出手段と、前記取得手段によって取得された前記筒内空気量、前記吸気管圧力、又は前記機関回転数と予め定められた燃料噴射量とを含む内燃機関の運転条件、及び予め定められた基準の燃料の性状に基づいて、前記筒内での燃焼により発生するトルクの変動を推定するトルク変動推定手段と、前記基準トルク算出手段によって算出された前記基準トルク、及び前記トルク変動推定手段によって推定された前記トルクの変動に基づいて、発生するトルクの大きさを表わす確率分布を算出する確率分布算出手段と、筒内での実際の燃焼により発生した筒内トルクの大きさを算出する筒内トルク算出手段と、前記確率分布算出手段によって算出された前記確率分布、及び前記筒内トルク算出手段によって算出された前記筒内トルクの大きさに基づいて、燃料の性状を推定する燃料性状推定手段と、を含んで構成されている。

本発明に係る内燃機関の燃料性状推定装置によれば、取得手段によって、筒内空気量、吸気管圧力、又は機関回転数を取得する。基準トルク算出手段によって、取得手段によって取得された筒内空気量、吸気管圧力、又は機関回転数に基づいて、筒内での理論空燃比の混合気の燃焼により発生する理論上の基準トルクを算出する。

そして、トルク変動推定手段によって、取得手段によって取得された筒内空気量、吸気管圧力、又は機関回転数と予め定められた燃料噴射量とを含む内燃機関の運転条件、及び予め定められた基準の燃料の性状に基づいて、筒内での燃焼により発生するトルクの変動を推定する。確率分布算出手段によって、基準トルク算出手段によって算出された基準トルク、及びトルク変動推定手段によって推定されたトルクの変動に基づいて、発生するトルクの大きさを表わす確率分布を算出する。また、筒内トルク算出手段によって、筒内での実際の燃焼により発生した筒内トルクの大きさを算出する。

ここで、発生するトルクの大きさを表わす確率分布は、トルクの大きさ毎に、その大きさのトルクが発生する確率を表わした確率分布である。

そして、燃料性状推定手段によって、確率分布算出手段によって算出された確率分布、及び筒内トルク算出手段によって算出された筒内トルクの大きさに基づいて、燃料の性状を推定する。

このように、燃料の性状に応じたトルクの変動に基づくトルクの大きさの確率分布と、実際の燃焼により発生した筒内トルクの大きさとに基づいて、燃料の性状を推定することにより、トルク変動の影響によるバラツキを考慮して、燃料の性状を推定することができるため、始動直後から燃料性状を精度よく推定することができる。

本発明に係る燃料性状推定手段は、確率分布における筒内トルクの大きさに対する確率に基づいて、燃料の性状を推定することができる。これによって、筒内トルクの大きさに対する確率が低ければ、基準の燃料の性状とは異なる燃料の性状であることを推定することができる。

本発明に係る内燃機関の燃料性状推定装置は、基準の燃料の性状を、燃料性状推定手段によって推定された燃料の性状に更新する更新手段を更に含み、トルク変動推定手段による推定、確率分布算出手段による算出、燃料状態推定手段による推定、及び更新手段による更新を、推定される燃料の性状の変化が所定範囲内に収束するまで、繰り返す。これによって、始動から数サイクルの間に、燃料の性状を精度よく推定することができる。

本発明に係る内燃機関の燃料性状推定装置は、燃料性状推定手段によって推定された燃料の性状に基づいて、燃料噴射量及び点火時期の少なくとも一方を補正する補正手段を更に含むことができる。これによって、推定された燃料の性状に合った燃料噴射量及び点火時期で、内燃機関を運転させることができる。

以上説明したように、本発明の内燃機関の燃料性状推定装置によれば、燃料の性状に応じたトルクの変動に基づくトルクの大きさの確率分布と、実際の燃焼により発生した筒内トルクの大きさとに基づいて、燃料の性状を推定することにより、トルク変動の影響によるバラツキを考慮して、燃料の性状を推定することができるため、始動直後から燃料性状を精度よく推定することができる、という効果が得られる。

以下、図面を参照して本発明の実施の形態を詳細に説明する。なお、本実施の形態では、４気筒の内燃機関に供給される燃料の性状を推定する場合を例に説明する。

図１に示すように、本実施の形態に係る燃料性状推定装置の内燃機関（エンジン）１０には、吸気通路１２および排気通路１４が連通している。吸気通路１２は、上流側の端部にエアフィルタ１６を備えている。エアフィルタ１６には、吸気温ＴＨＡ（すなわち外気温）を検出する吸気温センサ１８が組みつけられている。また、排気通路１４には排気浄化触媒３２が配置されている。

エアフィルタ１６の下流には、エアフロメータ２０が配置されている。エアフロメータ２０の下流には、スロットルバルブ２２が設けられている。スロットルバルブ２２の近傍には、スロットル開度ＴＡを検出するスロットルセンサ２４と、スロットルバルブ２２が全閉となることでオンとなるアイドルスイッチ２６とが配置されている。

スロットルバルブ２２の下流には、サージタンク２８が設けられている。サージタンク２８の近傍には、吸気通路１２の圧力（吸気管圧力）を検出する吸気管圧センサ２９が設けられている。また、サージタンク２８の更に下流には、内燃機関１０の吸気ポートに燃料を噴射するための燃料噴射弁３０が配置されている。

内燃機関１０の各気筒はピストン３４を備えている。ピストン３４には、その往復運動によって回転駆動されるクランク軸３６が連結されている。車両駆動系と補機類（エアコンのコンプレッサ、オルタネータ、トルクコンバータ、パワーステアリングのポンプ等）は、このクランク軸３６の回転トルクによって駆動される。クランク軸３６の近傍には、クランク軸３６の回転角を検出するためのクランク角センサ３８が取り付けられている。また、内燃機関１０のシリンダブロックには、冷却水温を検出する水温センサ４２が取り付けられている。また、内燃機関１０が有する４気筒のうちの所定の気筒には、筒内の圧力（筒内圧）を検出するための筒内圧センサ４４が設けられている。

本実施形態の燃料性状推定装置は、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。

上記のように構成された本実施形態の燃料性状推定装置において、ＥＣＵ４０を、ハードウエアとソフトウエアとに基づいて定まる機能実現手段毎に分割した機能ブロックで説明すると、図２に示すように、吸気管圧センサ２９によって検出された吸気管圧力に基づいて、各吸気行程で筒内に流入した筒内空気量を算出する筒内空気量算出部５２と、筒内空気量及び仮定される基準の燃料性状に基づいて、各爆発行程における基準トルクを算出する基準トルク算出部５４と、クランク角センサ３８から検出したクランク角加速度に基づいて、爆発行程が行われる毎に、燃焼により発生した筒内トルクの大きさを推定する筒内トルク推定部５６と、エンジンの運転条件に基づいて、トルク変動を推定するトルク変動推定部５８と、基準トルク及びトルク変動に基づいて、発生するトルクの大きさの確率分布を算出し、トルクの大きさの確率分布における、推定された筒内トルクの大きさに対する確率を算出する筒内トルク確率算出部６０と、算出された筒内トルクの大きさに対する確率に基づいて、燃料の性状を推定する燃料性状推定部６２とを備えている。

また、ＥＣＵ４０は、推定された燃料の性状を記憶する燃料性状記憶部６４と、推定された燃料性状に基づいて、燃焼制御パラメータとしての燃料噴射量及び点火時期の各々を補正する補正部６６とをさらに備えている。

ここで、図３に示すように、燃料の性状が重質の場合、内燃機関１０の始動後、最初の爆発行程（初爆）からＮ回の爆発行程が行われるまでの間において、基準トルクと筒内トルクとが変化する。

初爆時の際の吸気行程では、サージタンク２８内に多くの空気が溜まっているため、十分な量の空気が筒内へ送られる。従って、初爆時の筒内空気量は多く、基準トルク及び筒内トルクの各々は、比較的大きな値となる。

エンジン始動時には通常スロットルバルブ２２を閉じているため、初爆後の吸気行程で筒内へ空気が送られる度にサージタンク２８内の空気は減少していく。従って、初爆後、吸気行程が行われる毎に筒内へ送られる空気量は減少していき、上記図３に示すように、爆発行程毎に、基準トルク及び筒内トルクの各々は次第に減少していく。

基準トルクは、燃料噴射弁３０から噴射した燃料と筒内へ流入した空気との混合気が、理論空燃比で燃焼した場合に発生する理論上のトルクである。内燃機関の始動時における燃料噴射量は所定の値に予め定められているため、基準トルクは筒内空気量に応じて変化し、筒内空気量が少なくなると基準トルクが減少する。

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

また、重質燃料の場合は、上記図３に示すように、燃料が蒸発しにくく、混合気が形成されにくいため、初爆以降の筒内トルクのバラツキが大きくなる。一方、軽質燃料の場合には、燃料噴射弁３０から噴射された燃料が霧化し易いため、重質燃料に比べて筒内の燃焼状態が良好となり、初爆時およびその後の各サイクルにおける筒内トルクが重質燃料に比べて大きくなる。また、軽質燃料の場合、重質燃料に比べて、初爆以降の筒内トルクのバラツキが小さくなる。

上述したように、筒内トルクは、全体的に右下がりの傾向を示すものの、各サイクルの値が、あるバラツキを伴って変化する。このバラツキは、本質的にエンジンが変動を伴ったトルクを発生させていることに起因し、また、バラツキは燃料性状に依存している。

筒内空気量は、吸気管圧力（筒内圧力）と線形の関係にあるため、筒内空気量算出部５２は、以下の（１）式を用いて、筒内空気量ｍｃ（ｋ）を算出する。
ｍｃ（ｋ）＝Ａ・ｐｍ（ｋ）＋Ｂ ・・・（１）

ただし、ｐｍ（ｋ）は、初爆からｋ回目の吸気行程における吸気管圧力であって、吸気弁が閉じるタイミングにおける吸気管圧センサ２９の検出値から得られる。また、Ａ、Ｂは適合定数である。

また、基準トルクは、筒内空気量に応じて変動し、筒内トルクの関数として表すことができ、筒内空気量と基準トルクとは線形の関係にあるため、基準トルク算出部５４は、以下の（２）式を用いて、上記（１）式で算出された筒内空気量ｍｃ（ｋ）に基づいて、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）を算出することができる。
Ｔ_ｉａ（ｋ）＝Ｃ・ｍｃ（ｋ）＋Ｄ ・・・（２）

ただし、Ｃ、Ｄは、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）と筒内空気量ｍｃ（ｋ）との関係を表す所定の定数である。なお、Ｃ、Ｄを、運転条件等に応じた変数としても良い。上記（２）式に示すように、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）は、初爆からｋ回目の爆発行程における筒内空気量ｍｃ（ｋ）、すなわち、初爆からｋ回目の爆発行程に対応した吸気行程で筒内へ流入した筒内空気量から算出することができる。

このように、上記（１）式、（２）式によれば、吸気管圧センサ２９から検出した吸気管圧力ｐｍ（ｋ）に基づいて、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）を算出することができる。なお、吸気管圧力ｐｍ（ｋ）と筒内空気量ｍｃ（ｋ）との関係をマップで記憶させておき、吸気管圧力ｐｍ（ｋ）に応じた筒内空気量ｍｃ（ｋ）の値をマップから取得しても良い。

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

筒内トルク推定部５６は、実際の燃焼により発生した筒内トルクとして以下に説明する推定図示トルクＴ_ｉを算出する。推定図示トルクＴ_ｉは、以下の（３）式を用いて、算出される。

上記（３）式において、推定図示トルクＴ_ｉは、エンジンの燃焼によってクランク軸３６に発生するトルクである。ここで、上記（３）式の右辺は、推定図示トルクＴ_ｉを消費するトルクを示している。

上記（３）式の右辺において、Ｊは混合気の燃焼等によって駆動される駆動部材の慣性モーメント、ｄω／ｄｔはクランク軸３６の角加速度、Ｔ_ｆは駆動部のフリクショントルク、Ｔ_ｌは走行時に路面から受ける負荷トルクを示している。ここで、Ｊ×（ｄω／ｄｔ）は、クランク軸３６の角加速度に起因する動的な損失トルク（＝Ｔ_ａｃ）である。フリクショントルクＴ_ｆは、ピストン３４とシリンダ内壁との摩擦など、各嵌合部の機械的な摩擦によるトルクであって、補機類の機械的な摩擦によるトルクを含むものである。負荷トルクＴ_ｌは、走行時の路面状態などの外乱によるトルクである。本実施形態では、シフトギヤをニュートラルの状態にして燃料性状を推定するため、以下の説明ではＴ_ｌ＝０とする。

上記（３）式に示されるように、推定図示トルクＴ_ｉは、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃ（＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ））、フリクショントルクＴ_ｆ、及び負荷トルクＴ_ｌの和として求められる。

また、推定図示トルクＴ_ｉは、以下の（４）式を用いて表される。

上記（４）式の右辺は図示トルクＴ_ｉを発生させるトルクを示しており、Ｔ_ｇａｓはシリンダ内の筒内ガス圧によるトルク、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}はピストン３４などの往復慣性質量による慣性トルクを示している。筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓは、シリンダ内の混合気の燃焼によって発生するトルクである。

また、４気筒のうちの１気筒のピストン３４が上死点（ＴＤＣ）の位置にあるときから、下死点（ＢＤＣ）の位置にあるときまでの間で、筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓは、急激に増加し、減少する。ここで、Ｔ_ｇａｓの急激な増加は、爆発工程で燃焼室内の混合気が爆発するためである。爆発後、Ｔ_ｇａｓは減少し、他の圧縮行程あるいは排気行程にある気筒の影響により、負の値を取る。また、クランク角がＢＤＣに達するとシリンダの容積変化が０となり、これによってＴ_ｇａｓは０の値を取る。

往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}は、筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓとはほとんどあるいは無視できるほど無関係に、ピストン３４など往復運動する部材の慣性質量によって発生する慣性トルクである。往復運動する部材は加減速を繰り返しており、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}はクランク軸３６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。

４気筒のうちの１気筒のピストン３４が上死点（ＴＤＣ）の位置にある場合のクランク角を０°とし、下死点（ＢＤＣ）の位置にある場合のクランク角を１８０°とすると、クランク角が０°となる位置では往復運動する部材は停止しており、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}＝０である。クランク角が０°となる位置から１８０°となる位置に向かって進むと、往復運動する部材が停止状態から運動し始める。この際、これらの部材の慣性によってＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}は負の方向に増加する。クランク角が９０°近傍に達した時点では、往復運動する部材が所定の速度で運動しているため、これらの部材の慣性によってクランク軸３６が回転する。従って、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}はＴＤＣとＢＤＣの間で負の値から正の値へ変わる。その後、クランク角が１８０°まで到達すると往復運動する部材は停止し、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}＝０となる。

しかし、クランク角が０°〜１８０°となる区間に着目すると、この区間での往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値は０となる。これは、往復慣性質量を有する部材が、クランク角０°〜９０°近傍とクランク角９０°近傍〜１８０°で反対の動きをするためである。

従って、上記（３）式及び（４）式の各トルクをＴＤＣからＢＤＣまでの区間の平均値として算出すると、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}＝０として計算することができる。これにより、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}が図示トルクＴ_ｉに与える影響を排除することができ、図示トルクＴ_ｉを正確に推定することが可能となる。

また、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間における各トルクの平均値を求めると、Ｔ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となるため、上記（４）式から、図示トルクＴ_ｉの平均値と筒内ガス圧によるトルクＴ_ｇａｓの平均値とが等しくなる。

更に、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間でクランク軸３６の角加速度の平均値を求めると、この区間でのＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値は０であるため、往復慣性質量が角加速度に与える影響を排除して角加速度を求めることができる。

次に、上記（３）式の右辺の各トルクを算出して、左辺の推定図示トルクＴ_ｉを求める方法を説明する。最初に、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃ（＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ））を算出する方法について説明する。なお、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場合を例に説明する。

まず、本実施形態の燃料性状推定装置は、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃを、ＴＤＣの位置からＢＤＣの位置までのクランク角０°〜１８０°の区間の平均値として算出する。このために、本実施形態の装置は、ＴＤＣとＢＤＣの２ヶ所のクランク角位置で角速度ω_０（ｋ），ω_０（ｋ＋１）をそれぞれ求め、同時にクランク軸３６がＴＤＣからＢＤＣまで回転する時間Δｔ（ｋ）を求める。

角速度ω_０（ｋ）を求める際には、例えば、クランク角がＴＤＣの位置から前後１０°ずつ回転している間の時間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、以下の（５）式を演算することによって角速度ω_０（ｋ）［ｒａｄ／ｓ］を算出できる。
ω_０（ｋ）＝（２０／（Δｔ_０（ｋ）＋Δｔ_１０（ｋ）））×（π／１８０）・・・（５）

同様に、角速度ω_０（ｋ＋１）を算出する際は、クランク角がＢＤＣの位置から前後１０°ずつ回転している間の時間Δｔ_０（ｋ＋１），Δｔ_１０（ｋ＋１）を検出する。そして、以下の（６）式を演算することによって角速度ω_０（ｋ＋１）［ｒａｄ／ｓ］を算出することができる。
ω_０（ｋ＋１）＝（２０／（Δｔ_０（ｋ＋１）＋Δｔ_１０（ｋ＋１）））×（π／１８０）
・・・（６）
角速度ω_０（ｋ），ω_０（ｋ＋１）を求めた後は、以下の（７）式を演算し、ＴＤＣの位置からＢＤＣの位置までクランク軸３６が回転する間の角加速度の平均値を算出する。
角加速度の平均値＝（ω_０（ｋ＋１）−ω_０（ｋ））／Δｔ（ｋ） ・・・（７）

そして、角加速度の平均値を求めた後は、上記（３）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とを乗算する。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Ｔ_ａｃ（＝Ｊ×（ｄω／ｄｔ））の平均値を算出できる。なお、駆動部の慣性モーメントＪは、駆動部品の慣性質量から予め求めておく。

次に、フリクショントルクＴ_ｆの算出方法を説明する。まず、ＴＤＣからＢＤＣまでクランク軸３６が１８０°回転した場合のフリクショントルクＴ_ｆ、機関回転数Ｎｅ、及び冷却水温ｔｈｗの各々の平均値を用いる。また、フリクショントルクＴ_ｆは機関回転数Ｎｅが増えると増加し、また冷却水温ｔｈｗが低くなると増加する傾向にある。機関回転数Ｎｅ及び冷却水温ｔｈｗを可変パラメータとして、ＴＤＣからＢＤＣまでクランク軸３６を回転させた際に発生するフリクショントルクＴ_ｆを測定し、その平均値を算出することで、フリクショントルクＴ_ｆと内燃機関１０の機関回転数Ｎｅ及び冷却水温ｔｈｗとの関係を表したマップを予め作成しておく。そして、燃料性状を推定する際には、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間における冷却水温の平均値及び機関回転数の平均値を、予め作成したマップに当てはめて、フリクショントルクＴ_ｆの平均値を求める。この際、冷却水温は水温センサ４２から、機関回転数はクランク角センサ３８からそれぞれ検出する。

クランク角の変動に伴うフリクショントルクＴ_ｆの挙動は非常に複雑であり、バラツキも大きい。しかし、フリクショントルクＴ_ｆの挙動は主としてピストン３４の速度に依存しているため、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となる区間毎のフリクショントルクＴ_ｆの平均値はほぼ一定している。従って、往復慣性質量による慣性トルクＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０となるクランク角０°〜１８０°の区間（ＴＤＣ→ＢＤＣ）毎にフリクショントルクＴ_ｆの平均値を求めることで、複雑な瞬時挙動を示すフリクショントルクＴ_ｆを精度良く求めることができる。また、フリクショントルクＴ_ｆをこの区間毎の平均値とすることで、フリクショントルクＴ_ｆと内燃機関１０の機関回転数Ｎｅ及び冷却水温ｔｈｗとの関係を表したマップを正確に作成することができる。

また、上述したようにフリクショントルクＴ_ｆには補機類の摩擦によるトルクが含まれる。ここで、補機類の摩擦によるトルクは、補機類が動作しているか否かによって値が異なる。例えば、補機の１つであるエアコンのコンプレッサには、エンジンの回転がベルト等によって伝達されており、エアコンが実際に動作していない状態であっても摩擦によるトルクが発生している。

一方、補機類を動作させた場合、例えばエアコンのスイッチをオン（ＯＮ）した場合は、エアコンを動作させていない状態に比べてコンプレッサで消費されるトルクは大きくなる。このため、補機類の摩擦によるトルクが大きくなり、フリクショントルクＴ_ｆの値も増大する。従って、フリクショントルクＴ_ｆを正確に求めるためには、補機類の動作状態を検出し、補機類のスイッチがオン（ＯＮ）している場合には、上記のマップから求めたフリクショントルクＴ_ｆの値を補正することが望ましい。

なお、極冷間始動時などにおいては、実際にフリクショントルクＴ_ｆが発生している部位の温度と冷却水温との差を考慮して、フリクショントルクＴ_ｆを補正することがより好適である。この場合、冷間始動後の機関始動時間、筒内流入燃料量等を考慮して補正を行うことが望ましい。

上記のように、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃとフリクショントルクＴ_ｆとを求めた後、Ｔ_ａｃとＴ_ｆを加算することで（３）式の左辺の図示トルクＴ_ｉを算出する。ここで算出された図示トルクＴ_ｉは、ＴＤＣからＢＤＣまでのクランク角０°〜１８０°の区間の平均値として算出される。従って、この区間ではＴ_{ｉｎｅｒｔｉａ}の平均値が０であるため、（４）式からＴ_ｉ＝Ｔ_ｇａｓとなる。

トルク変動推定部５８は、機関回転数、筒内空気量、燃料噴射量、点火時期、エンジン水温、及びバルブタイミングから構成される内燃機関１０の運転条件に基づいて、以下の（８）式に示す関数から、トルク変動を求める。
トルク変動＝ｆ（Ｎｅ，ｍｃ，Ａ／Ｆ，ＳＡ，Ｔｗ，ＶＴ） ・・・（８）

ただし、Ｎｅは機関回転数、ｍｃは筒内空気量、Ａ／Ｆは空燃比、ＳＡは点火時期、Ｔｗはエンジン水温、ＶＴはバルブタイミングである。また、空燃比Ａ／Ｆは、筒内空気量ｍｃと燃料噴射量との比から求められる。なお、予め実験等により、上記の内燃機関の運転条件とトルク変動との関係を求め、求められた関係に基づいて、上記（８）式の関数ｆを求めておく。また、トルク変動は燃料性状にも依存するため、上記（８）式の関数ｆを、各燃料性状に応じて求めておく。

トルク変動推定部５８では、基準の燃料性状であると仮定した場合に、始動時の設定（ＳＡ，ＶＴ，燃料噴射量）と実際に始動したときの観測値（Ｎｅ，ｍｃ，Ｔｗ，）とに基づいて、基準の燃料性状に応じた上記（８）式の関数ｆに従って、トルク変動を算出する。

筒内トルク確率算出部６０は、基準トルク算出部５４によって算出された基準トルク、及びトルク変動推定部５８によって推定されたトルク変動に基づいて、発生するトルクの大きさの幅を表わす基準の燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布を算出する。また、筒内トルク確率算出部６０は、筒内トルク推定部５６によって推定された筒内トルクの大きさ、及びトルクの大きさの確率分布に基づいて、筒内トルクの大きさに対する確率を算出する。

ここで、本実施の形態の原理について説明する。内燃機関では、運転条件（筒内空気量、機関回転数、スロットル開度、燃料噴射量、点火時期、水温など）から、エンジンの発生したトルクを推定することが可能である。しかし、運転条件を一定としても、常にトルクの変動が生じているため、そのときに推定されるトルク値は、ある確率を伴った値である（通常、推定されるトルク値は、バラツキと表現される幅の中にある）。

また、トルクの大きさは、燃料性状（軽質、重質）によっても変化するので、運転条件から推定される基準トルクからのズレを調べることにより、燃料性状を推定することが可能である。しかしながら、基準トルクは、確率的な変動を伴う値であるため、燃料性状の推定値もある確率の範囲で正しい推定値となる。一方、トルクの変動は、内燃機関の運転条件及び燃料性状により変化するので、運転条件及び燃料性状とトルク変動との関係をあらかじめ実験等で求めて数式化またはマップ化することにより、ある運転条件及び燃料性状に応じて、発生するトルクの大きさに対する確率が決定される。そして、決定されたトルクの確率から、燃料性状の変化が確率的に計算される。

始動時の各サイクルにおいて、上記のようなトルク変動に基づく確率的な推定を行うことにより、数サイクルの間で燃料性状を精度よく推定することが可能となる。

そこで、本実施の形態に係る燃料性状推定装置では、燃料性状推定部６２によって、筒内トルク確率算出部６０によって算出された筒内トルクの大きさに対する確率に基づいて、燃料性状を推定する。例えば、図４に示すように、まず、現在想定している基準燃料性状Ａに応じたトルクの大きさの確率分布で、筒内トルク（図４における観測値１を参照）の大きさに対する確率Ｐ１を計算し、次に、筒内トルクの大きさに対して同じ確率Ｐ１を与える燃料性状Ｂ（重質燃料又は軽質燃料の燃料性状）に応じたトルクの大きさに対する確率分布を求める(真の燃料性状は図４の幅Ｘの中にある)。そして、次のサイクルで得られた筒内トルクの大きさの観測値２に対応して、燃料性状Ａに応じたトルクの大きさの確率分布から得られる確率Ｐ２Ａ及び燃料性状Ｂに応じたトルクの大きさの確率分布から得られる確率Ｐ２Ｂを各々計算し、Ｐ２Ａ＞Ｐ１であれば、燃料性状Ａを、そのまま次の基準の燃料性状とする。一方、Ｐ２Ｂ＞Ｐ１であれば、次の基準の燃料性状を燃料性状Ｂに更新する。そして、上記の処理を繰り返す(図４では、確率Ｐ２Ｂを与える燃料性状Ｃを次に求め、燃料性状Ｂ、Ｃについて、観測値２、３を用いて、上記と同様な処理を行う)。このように、上記処理を繰り返し、常に確率が上がる方向に基準の燃料性状を更新し、更新された基準の燃料性状を、燃料性状の推定値とし、次の基準の燃料性状とする。

なお、基準の燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布から得られる筒内トルクの大きさに対する確率が小さい場合、すなわち推定された筒内トルクが、トルク変動幅の上下限（トルク変動を標準偏差σで表わした場合に、２σなどで規定される条件に基づく上下限）を超える場合には、筒内トルクと基準トルクとのズレは、燃料性状によるものと直ちに判断が可能であるため、ズレを燃料性状の違いと見て、次の基準の燃料性状を、観測値に対する確率が最大値となるトルクの確率分布を与える燃料性状に更新する。

補正部６６は、更新された基準の燃料性状に基づいて、燃焼制御パラメータとしての燃料噴射量及び点火時期の各々を補正する。例えば、図５に示すように、初爆のときの設定では、筒内トルクの大きさが基準トルクの大きさに達せずに次のサイクルの設定値を決定するときの機関回転数が理想値より低く（図５（Ａ）参照）、燃料性状がより重質であると推定された場合には、燃料噴射量を理想より多めに、あるいは点火時期の遅角を抑えるように補正する（図５（Ｂ）、（Ｃ）参照。機関回転数の大小は、トルクの大小と対応する）。

また、２サイクル目の設定により３サイクル目の機関回転数が理想より過大となり（上記図５（Ａ）参照）、燃料性状を重質側に過大に見積もったとして、燃料性状がより軽質であると推定された場合には、燃料噴射量及び点火時期の各々を、燃料性状が重質であると推定された場合と逆の方向に補正する（上記図５（Ｂ）、（Ｃ）参照）。これらを数サイクル繰り返すことにより、理想値に達するように燃料噴射量及び点火時期が補正される。

以上のように構成された燃料性状推定装置において、ドライバが図示しないイグニションスイッチをオンにすると、ＥＣＵ４０は、図６に示す燃料性状推定処理ルーチンを実行する。

まず、ステップ１００において、燃料性状記憶部６４に記憶される基準の燃料性状として、予め定められた初期値（例えば、標準的な燃料性状を表わす値）をセットし、ステップ１０２で、燃料噴射量、点火時期ＳＡ、及びバルブタイミングＶＴの各々として、始動時の設定値をセットする。

そして、ステップ１０４において、エンジンが始動したか、つまりエンジン回転数が所定値以上になったかを判定し、エンジンが始動するまでは、ステップ１０４に待機する。そして、エンジンが始動したと判定すると、ステップ１０５に移行する。

ステップ１０５では、クランク角センサ３８のクランク角から得られるクランク角速度に基づいて、上記（３）式に従って、筒内トルクとしての推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を推定する。上記ステップ１０５では、以下に説明するように、現在のサイクル数ｋの爆発行程におけるクランク角０°〜１８０°の区間の角加速度の平均値を求め、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出する。

まず、トルク算出に必要なパラメータを取得する。具体的には、機関回転数（Ｎｅ（ｋ）），冷却水温（ｔｈｗ（ｋ）），角速度（ω_０（ｋ），ω_０（ｋ＋１））、時間（Δｔ（ｋ））などの各パラメータを取得する。そして、フリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を算出する。上述のように、フリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）は機関回転数（Ｎｅ（ｋ））と冷却水温（ｔｈｗ（ｋ））の関数であり、上述したマップからＴＤＣからＢＤＣまでの区間における平均値を求める。

また、補機類のスイッチがオン（ＯＮ）している場合には、求めたフリクショントルクＴ_ｆ（ｋ）を補正する。具体的には、Ｔ_ｆ（ｋ）に所定の補正係数を乗算したり、Ｔ_ｆ（ｋ）に所定の補正値を加算するなどの方法で補正を行う。

次に、角加速度に起因する動的な損失トルクＴ_ａｃ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔ_ａｃ（ｋ）＝Ｊ×（（ω_０（ｋ＋１）−ω_０（ｋ））／Δｔ（ｋ））を演算して、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間における動的な損失トルクの平均値Ｔ_ａｃ（ｋ）を算出する。

そして、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出する。ここでは、Ｔ_ｉ（ｋ）＝Ｔ_ａｃ（ｋ）＋Ｔ_ｆ（ｋ）を演算してＴ_ｉ（ｋ）を算出する。なお、Ｔ_ｆ（ｋ）を補正している場合は、補正後のＴ_ｆ（ｋ）を用いて演算を行う。ここで得られた推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）は、ＴＤＣからＢＤＣまでの区間の平均値である。

ステップ１０６では、クランク角センサ３８の出力値から機関回転数Ｎｅを検出し、ステップ１０８において、吸気管圧センサ２９から得られる、初爆からのサイクル数ｋにおける吸気管圧力ｐｍ（ｋ）に基づいて、上記（１）式に従って、筒内空気量ｍｃ（ｋ）を算出する。

そして、ステップ１１０では、上記ステップ１０８で算出された筒内空気量ｍｃ（ｋ）に基づいて、上記（２）式に従って、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）を算出する。次のステップ１１２では、上記ステップ１０６で得られた機関回転数Ｎｅ、上記ステップ１０８で算出した筒内空気量ｍｃ（ｋ）と上記ステップ１０２でセットされた燃料噴射量とから得られる空燃比Ａ／Ｆ、上記ステップ１０２でセットされた点火時期ＳＡ、始動時に実際に観測されたエンジン水温Ｔｗ、上記ステップ１０２でセットされたバルブタイミングＶＴ、及び上記ステップ１００でセットされた基準の燃料性状に基づいて、上記（８）式に従って、トルク変動を算出する。

次のステップ１１３では、上記ステップ１１０で算出された基準トルク及び上記ステップ１１２で算出されたトルク変動に基づいて、基準の燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布を算出する。

そして、ステップ１１６において、上記ステップ１１３または後述するステップ１１８で算出された基準の燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布から、上記ステップ１０５で推定された推定図示トルクの大きさに対する確率を算出する。

そして、ステップ１１８において、上記ステップ１０５で算出された推定図示トルクに対する確率と同じ確率を与える燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布を算出する。なお、上記ステップ１１８においてトルクの大きさの確率分布を算出する場合には、推定された推定図示トルクの大きさに対して、基準燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布と同じ確率を与えるような燃料性状に応じて、上記ステップ１１２と同様に、上記ステップ１０６で得られた機関回転数Ｎｅ、上記ステップ１０８で算出した筒内空気量ｍｃ（ｋ）と上記ステップ１０２又は後述するステップ１２６でセットされた燃料噴射量とから得られる空燃比Ａ／Ｆ、上記ステップ１０２又は後述するステップ１２６でセットされた点火時期ＳＡ、始動時に実際に観測されたエンジン水温Ｔｗ、及び上記ステップ１０２でセットされたバルブタイミングＶＴに基づいて、上記（８）式の関数に従って、トルク変動を算出する。そして、上記ステップ１１０の基準トルクと算出されたトルク変動とに基づいて、トルクの大きさの確率分布を算出する。

次のステップ１２０では、クランク角センサ３８のクランク角から得られるクランク角速度に基づいて、上記（３）式に従って、推定図示トルクの大きさを推定する。

そして、ステップ１２２において、基準の燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布から得られる、上記ステップ１２０で推定された推定図示トルクの大きさに対する確率と、上記ステップ１１８で算出されたトルクの大きさの確率分布から得られる、上記ステップ１２０で推定された推定図示トルクの大きさに対する確率とを算出する。

そして、ステップ１２４において、上記ステップ１１６で算出された確率より高い確率を与える燃料性状を、次の基準の燃料性状として燃料性状記憶部６４に記憶して更新する。次のステップ１２６では、上記ステップ１２４で更新された燃料性状に基づいて、燃焼制御パラメータとしての燃料噴射量及び点火時期の各々を補正する。

そして、ステップ１２８において、上記ステップ１２４の更新による燃料性状の変化が所定範囲内に収束したか否かを判定する。更新による燃料性状の変化が所定範囲より大きい場合には、収束していないと判断し、上記ステップ１０６に戻って、次のサイクルについて、上記ステップ１０６〜１２６を繰り返し実行する。一方、上記ステップ１２８で、更新による燃料性状の変化が所定範囲内に収まっている場合には、燃料性状が収束していると判断し、燃料性状推定処理ルーチンを終了する。

上記のように、燃料性状推定処理ルーチンを実行すると、エンジン始動から数サイクルで、燃料性状が精度よく推定される。また、燃料性状の推定を行いながら、推定された燃料性状に応じて燃料噴射量及び点火時期を補正し、繰り返し推定される燃料性状が収束していくと、理想の燃料噴射量及び点火時期となるように制御され、理想の機関回転数が実現される。

以上説明したように、第１の実施の形態に係る燃料性状推定装置によれば、基準の燃料性状に応じたトルクの変動に基づくトルクの大きさの確率分布から、実際の燃焼により発生した筒内トルクの大きさに対する確率を求め、この確率に基づいて、燃料の性状を推定することにより、トルク変動の影響によるバラツキを考慮して、燃料の性状を推定することができるため、エンジン始動直後から燃料性状を精度よく推定することができる。

また、推定される燃料性状が収束するまで、推定された燃料性状に応じたトルクの変動に基づくトルクの大きさの確率分布を用いて、繰り返し燃料性状を確率的に推定することにより、エンジン始動後における初爆から数サイクルの期間で燃料性状を精度よく推定する。

また、推定した燃料性状に基づいて、以後の燃料噴射量および点火時期を補正して、ドライバビリティの向上とエミッション低減とを両立するように最適化することができる。

なお、上記の実施の形態では、トルク変動を算出するための関数を燃料性状毎に求めておく場合を例に説明したが、内燃機関の運転条件及び燃料性状とトルク変動との関係を求め、求められた関係に基づいて、トルク変動を算出するための関数を求めておくようにしてもよい。この場合には、内燃機関の運転条件及び基準の燃料性状に基づいて、求めておいた関数に従って、基準の燃料性状に応じたトルク変動を算出すればよい。

また、トルク変動を求める際に用いる内燃機関の運転条件が、機関回転数、筒内空気量、燃料噴射量、点火時期、エンジン水温、及びバルブタイミングから構成されている場合を例に説明したが、これに限定されるものではなく、内燃機関の運転条件が、筒内空気量、吸気管圧力、又は機関回転数と、燃料噴射量とを含んでいればよい。

また、基準の燃料性状を更新する毎に、更新された基準の燃料性状に基づいて、燃料噴射量及び点火時期を補正する場合を例に説明したが、繰り返し推定される燃料性状が収束した後に、最後に更新された基準の燃料性状に基づいて、燃料噴射量及び点火時期を補正するようにしてもよい。

次に、第２の実施の形態に係る燃料性状推定装置について説明する。なお、第２の実施の形態に係る燃料性状推定装置の構成は、第１の実施の形態と同様であるため、同一符号を付して説明を省略する。

第２の実施の形態では、燃料性状の更新の収束性を高めるために、推定された筒内トルクの大きさに対して、基準の燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布と同じ確率を与える燃料性状と、基準の燃料性状との中間の燃料性状を、次の基準の燃料性状として更新している点が第１の実施の形態と異なっている。

第２の実施の形態に係る燃料性状推定装置では、燃料性状推定部６２によって、筒内トルク確率算出部６０によって算出された筒内トルクの大きさに対する確率に基づいて、燃料性状を推定する。例えば、図７に示すように、まず、現在想定している基準燃料性状Ａに応じたトルクの大きさの確率分布で、筒内トルクの大きさ（図７における観測値１を参照）に対する確率Ｐ１を計算し、次に、筒内トルクの大きさに対して同じ確率Ｐ１を与える燃料性状Ｂ（重質燃料又は軽質燃料の燃料性状）に応じたトルクの大きさの確率分布を求める。そして、基準燃料性状Ａと燃料性状Ｂとの中間となる燃料性状Ｂ´（幅Ｘの中心に応じた燃料性状）に、次の基準の燃料性状を更新する。そして、上記の処理を繰り返す(図７では、次の観測値２について、燃料性状Ｂ´と同じ確率Ｐ２を与える燃料性状Ｃを次に求め、燃料性状Ｂ´と燃料性状Ｃとの中間となる燃料性状を、次の基準の燃料性状とするように更新する)。このように、上記処理を繰り返し、燃料性状の更新を、高速に収束させる（上記図７に示すように、基準Ｂ´に対する次の観測値２の確率Ｐ２は、確率分布のほぼ最大値であり、高速に収束する）。

次に、第２の実施の形態に係る燃料性状推定処理ルーチンについて図８を用いて説明する。なお、第１の実施の形態と同様の処理については、同一符号を付して詳細な説明を省略する。

まず、ステップ１００において、燃料性状記憶部６４に記憶される基準の燃料性状として、予め定められた初期値をセットし、ステップ１０２で、燃料噴射量、点火時期ＳＡ、及びバルブタイミングＶＴの各々として、始動時の設定値をセットする。

そして、ステップ１０４において、エンジンが始動したかを判定し、エンジンが始動したと判定すると、ステップ１０５に移行し、筒内トルクとしての推定図示トルクを推定する。

そして、ステップ１０６において、クランク角センサ３８の出力値から機関回転数Ｎｅを検出する。次のステップ１０８では、筒内空気量ｍｃ（ｋ）を算出する。

そして、ステップ１１０では、上記ステップ１０８で算出された筒内空気量ｍｃ（ｋ）に基づいて、基準トルクＴ_ｉａ（ｋ）を算出する。次のステップ１１２では、上記ステップ１０６で得られた機関回転数Ｎｅ、上記ステップ１０８で算出した筒内空気量ｍｃ（ｋ）と上記ステップ１０２又は後述するステップ１２６でセットされた燃料噴射量とから得られる空燃比Ａ／Ｆ、上記ステップ１０２又は後述するステップ１２０でセットされた点火時期ＳＡ、始動時に実際に観測されたエンジン水温Ｔｗ、上記ステップ１０２でセットされたバルブタイミングＶＴ、及び上記ステップ１００又は後述するステップ１２４でセットされた基準の燃料性状に基づいて、上記（８）式に従って、トルク変動を算出する。

次のステップ１１３では、基準の燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布を算出し、ステップ１１６において、上記ステップ１１３で算出された基準の燃料性状に応じたトルクの確率分布から、上記ステップ１０５で推定された推定図示トルクの大きさに対する確率を算出する。そして、ステップ１１８において、上記ステップ１１６で算出された推定図示トルクの大きさに対する確率と同じ確率を与える燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布を算出する。

次のステップ２５０において、燃料性状記憶部６４に記憶されている基準の燃料性状と、上記ステップ１１８で得られた燃料性状との中間の燃料性状を、次の基準の燃料性状として燃料性状記憶部６４に記憶して更新する。

次のステップ１２６では、上記ステップ２５０で更新された燃料性状に基づいて、燃焼制御パラメータとしての燃料噴射量及び点火時期の各々を補正する。

そして、ステップ１２８において、上記ステップ１２４による燃料性状の更新が収束したか否かを判定する。更新後の燃料性状が変化している場合には、収束していないと判断し、上記ステップ１０５に戻って、次のサイクルについて、上記ステップ１０５〜１１８、２５０、１２６を繰り返し実行する。一方、上記ステップ１２８で、更新後の燃料性状が、所定回数連続して同じ場合には、燃料性状が収束していると判断し、燃料性状推定処理ルーチンを終了する。

このように、基準の燃料性状の更新において、推定された筒内トルクの大きさに対して、基準の燃料性状に応じたトルクの大きさの確率分布と同じ確率を与える燃料性状と、基準の燃料性状との中間の燃料性状を、次の基準の燃料性状として更新することにより、燃料性状の更新を高速に収束させることができる。

なお、上記の実施の形態では、基準の燃料性状を更新する際に、推定された筒内トルクの大きさに対して、同じ確率を与える２つの燃料性状の中間の燃料性状を、次の基準の燃料性状とする場合を例に説明したが、これに限定されるものではなく、筒内トルクの大きさに対して、同じ確率を与える２つの燃料性状の間の燃料性状を、次の基準の燃料性状とすればよい。この場合には、図９に示すように、まず、現在想定している基準燃料性状Ａに応じたトルクの大きさの確率分布で、筒内トルクの大きさ（図９における観測値１を参照）に対する確率Ｐ１を計算し、次に、筒内トルクの大きさに対して同じ確率Ｐ１を与える燃料性状Ｂ（重質燃料又は軽質燃料の燃料性状）に応じたトルクの大きさの確率分布を求める。そして、次の基準の燃料性状を、基準燃料性状Ａと燃料性状Ｂとの間の幅Ｘを１−α：α(１≧ α≧０)に分割する燃料性状Ｂ´´に更新する。そして、上記の処理を繰り返す(図９では、次の観測値２に対して、燃料性状Ｂ´´と同じ確率Ｐ２を与える燃料性状Ｃ´´を求め、燃料性状Ｂ´´と燃料性状Ｃ´´との間の幅Ｘを１−α：αに分割する燃料性状を、次の基準の燃料性状とするように更新する)。

次に、第３の実施の形態に係る燃料性状推定装置について説明する。第３の実施の形態に係る燃料性状推定装置の構成は、第１の実施の形態と同様であるため、同一符号を付して説明を省略する。

第３の実施の形態では、筒内圧から筒内トルクを推定している点が第１の実施の形態と異なっている。

第３の実施の形態に係る燃料性状推定装置では、筒内トルク推定部５６によって、筒内圧センサ４４から検出した筒内圧に基づいて、爆発行程が行われる毎に、燃焼による筒内トルクを推定する。筒内トルク推定部５６は、筒内トルクとして以下に説明する実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}を算出する。例えば＃１気筒が筒内圧センサ４４を備えている場合、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}は、以下の（９）式を用いて、算出される。

上記（９）式において、Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ}は１サイクル（クランク角７２０°）で平均した実測図示トルク（実測平均図示トルク）を７２０°ＣＡ／気筒数の区間で換算したものである。また、Ｎは気筒数であり、Ｐ_＃１（θ）はクランク角θ毎に算出される＃１気筒の筒内圧であって、筒内圧センサ４４の検出値から得られる。Ｖ_＃１（θ）はクランク角θ毎に算出される＃１気筒の筒内容積であって、内燃機関の諸元（ボア×ストローク、燃焼室容積など）とクランク角センサ３８から検出したクランク角から求められる。

実測平均図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}は、１サイクルにおける筒内ガスの仕事（７２０°ＣＡ／気筒数の区間で換算したもの）として求められ、上記（９）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との積を求め、１サイクルの区間でその平均値（Ａｖｅｒａｇｅ）を算出し、気筒数Ｎを乗算することで求められる。なお、以下では、内燃機関１０が＃１〜＃４の４気筒で構成され、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場合を例に説明する。

筒内圧センサ４４を＃１の気筒に取り付けた場合、初爆からｋサイクル目における＃１気筒の吸気、圧縮、爆発、及び排気の４行程（１サイクル）から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）が求められる。

定常運転時においては、上記第１の実施の形態において推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）を算出した吸気行程で発生するトルクと、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）を算出した行程で発生するトルクとは、略同一とみなすことができる。また、上述したように実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）は１サイクルの区間で平均した値として算出しているため、最もトルクの大きい爆発行程のトルクは１サイクルの区間で平均化されている。

従って、気筒数Ｎ（＃１気筒の１サイクル中に爆発行程が行われる回数）を乗算することで、ｋサイクル目における＃１気筒の爆発行程で発生したトルクに相当する実測トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）を算出することができる。そして、運転状態が定常状態の場合、推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）と実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）とは略等しい値となる。

同様に＃２〜＃４気筒に筒内圧センサ４４を設けることで、実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋１）〜Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋３）を算出することができる。すなわち、ｋ＋１サイクル目における＃３気筒の吸気、圧縮、爆発、及び排気の４行程から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋１）を算出することができる。また、ｋ＋２サイクル目における＃４気筒の吸気、圧縮、爆発、及び排気の４行程から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋２）を、ｋ＋３サイクル目における＃２気筒の吸気、圧縮、爆発、及び排気の４行程から実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋３）を、それぞれ算出できる。このように、筒内圧センサ４４を全気筒に設けることで、上記第１の実施の形態で説明した推定図示トルクＴ_ｉ（ｋ）〜Ｔ_ｉ（ｋ＋３）・・・に対応した実測図示トルクＴ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ）〜Ｔ_{ｉ＿ｃｐｓ}（ｋ＋３）・・・を、順次算出することが可能となる。

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

なお、燃料性状推定装置の上記以外の構成や処理については、第１の実施の形態と同様であるため、それらの説明を省略する。

本発明の第１の実施の形態に係る燃料性状推定装置の構成を示す断面図である。 本発明の第１の実施の形態に係る燃料性状推定装置のＥＣＵの構成を示すブロック図である。 内燃機関の始動後、最初の爆発行程からＮ回の爆発行程が行われるまでの間における、基準トルクと筒内トルクとの変動を示すグラフである。 本発明の第１の実施の形態に係る燃料性状推定装置における次の基準の燃料性状を更新する方法を説明するための図である。 （Ａ）機関回転数の実際の動きと理想的な動きとを示すグラフ、（Ｂ）点火時期の実際の動きと理想的な動きとを示すグラフ、及び（Ｃ）燃料噴射量の実際の動きと理想的な動きとを示すグラフである。 本発明の第１の実施の形態に係る燃料性状推定装置のＥＣＵにおける燃料性状推定処理ルーチンの内容を示すフローチャートである。 本発明の第２の実施の形態に係る燃料性状推定装置における次の基準の燃料性状を更新する方法を説明するための図である。 本発明の第２の実施の形態に係る燃料性状推定装置のＥＣＵにおける燃料性状推定処理ルーチンの内容を示すフローチャートである。 次の基準の燃料性状を更新する他の方法を説明するための図である。

符号の説明

１０ 内燃機関
２６ 燃焼室
２９ 吸気管圧センサ
３８ クランク角センサ
４４ 筒内圧センサ
５２ 筒内空気量算出部
５４ 基準トルク算出部
５６ 筒内トルク推定部
５８ トルク変動推定部
６０ 筒内トルク確率算出部
６２ 燃料性状推定部
６４ 燃料性状記憶部
６６ 補正部

Claims (3)

1. 筒内空気量、吸気管圧力、又は機関回転数を取得する取得手段と、
   前記取得手段によって取得された前記筒内空気量、前記吸気管圧力、又は前記機関回転数に基づいて、筒内での理論空燃比の混合気の燃焼により発生する理論上の基準トルクを算出する基準トルク算出手段と、
   前記取得手段によって取得された前記筒内空気量、前記吸気管圧力、又は前記機関回転数と予め定められた燃料噴射量とを含む内燃機関の運転条件、及び予め定められた基準の燃料の性状に基づいて、前記筒内での燃焼により発生するトルクの変動を推定するトルク変動推定手段と、
   前記基準トルク算出手段によって算出された前記基準トルク、及び前記トルク変動推定手段によって推定された前記トルクの変動に基づいて、発生するトルクの大きさを表わす確率分布を算出する確率分布算出手段と、
   筒内での実際の燃焼により発生した筒内トルクの大きさを算出する筒内トルク算出手段と、
   前記確率分布算出手段によって算出された前記確率分布、及び前記筒内トルク算出手段によって算出された前記筒内トルクの大きさに基づいて、燃料の性状を推定する燃料性状推定手段と、
   前記基準の燃料の性状を、前記燃料性状推定手段によって推定された燃料の性状に更新する更新手段を含み、
   前記トルク変動推定手段による推定、前記確率分布算出手段による算出、前記燃料状態推定手段による推定、及び前記更新手段による更新を、前記推定される燃料の性状の変化が所定範囲内に収束するまで、繰り返すことを特徴とする内燃機関の燃料性状推定装置。
2. 前記燃料性状推定手段は、前記確率分布における前記筒内トルクの大きさに対する確率に基づいて、前記燃料の性状を推定する請求項１記載の内燃機関の燃料性状推定装置。
3. 前記燃料性状推定手段によって推定された燃料の性状に基づいて、燃料噴射量及び点火時期の少なくとも一方を補正する補正手段を更に含む請求項１又は２記載の内燃機関の燃料性状推定装置。

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