JP5351064B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

この発明は、内燃機関の制御装置に関し、より具体的には、内燃機関のサージングを防止しつつ、より最適な位相を実現するように可変動弁機構を制御する制御装置に関する。

下記の特許文献１には、エンジンの燃焼不安定状態を検出するためのラフネスセンサを設け、該ラフネスの発生時において、少なくとも低回転低負荷時には、吸排気ポートのオーバーラップが小さくなる方向に、吸排気ポートの開閉タイミングの補正を行うことが開示されている。

また、下記の特許文献２には、所定のサンプリング母数分のトルク変動量から標準偏差または不偏分散を算出し、該算出した標準偏差または不偏分散に基づいて、燃焼状態を示すパラメータとしての燃焼ラフネス値を算出することが記載されている。

特開昭６１−１８５６０１号公報 特開２００１−１２３８７９号公報

吸排気弁の開閉タイミングによっては、内燃機関においてサージングが発生するおそれがある。サージングは、エンジンの不整燃焼により、車体が前後に周期的に振動する現象をいう。サージングが発生すると、車両のドライバビリティが低下するため、サージングを防止することが望まれる。

上記の特許文献１では、燃焼の不安定状態を検出するセンサを別途設けており、このような付加的なセンサは、コスト高を招くおそれがある。また、センサ出力のばらつきによって、所望の精度を維持するのが困難となるおそれがある。

また、サージングが発生する条件は、車両の等価慣性重量や動力伝達機構の変速比に応じて変化する。上記の文献では、これらのパラメータについて何ら考慮されていない。

また、最近の内燃機関においては、可変動弁機構を搭載し、吸気弁の開閉タイミング（位相）やそのリフト量を制御することが行われている。このような可変動弁機構においては、位相を進角することにより、ポンピングロスを低減し、よって燃費向上を図ることができる。他方、位相を進角しすぎると、吸気弁と排気弁が共に開いているオーバーラップ期間が大きくなり、サージングが発生するおそれがある。

したがって、この発明の一つの目的は、コスト高を招くことなく、より良好な精度でサージングを防止することができる手法を提供することである。また、この発明の他の目的は、サージングを防止しつつ、最適な進角量を持つ位相となるように、可変動弁機構を制御する手法を提供することである。

この発明の一つの側面によると、車両に搭載され、吸気弁と排気弁のオーバーラップ期間を変更可能な可変動弁機構を有する内燃機関の制御装置が、内燃機関の回転速度に応じた回転速度パラメータ（ＯＭＧ）を検出する回転速度パラメータ検出手段と、前記回転速度パラメータに基づいて、気筒別の出力トルクを表す気筒別トルクパラメータ（ＭＦＪＵＤ）を算出する手段と、前記算出された気筒別トルクパラメータの標準偏差（σ＿ＴＲＱ）を算出する手段と、動力伝達機構の変速比毎に、サージングによる振動の許容加速度を規定した許容加速度マップ（図１０（ａ））、および車両の等価慣性重量毎に、該許容加速度に対応する気筒別トルクパラメータの標準偏差を規定した標準偏差マップ（図１０（ｂ））を記憶する記憶手段と、前記車両に搭載された動力伝達機構について検出された現在の変速比に基づいて前記許容加速度マップを参照し、対応するサージングの許容加速度を求める手段と、前記求めた許容加速度と前記車両の等価慣性重量に基づいて前記標準偏差マップを参照し、対応する標準偏差をしきい値（σ＿ＴＲＱ＿ＳＵＲ）として求める手段と、前記算出された標準偏差が前記求めたしきい値より大きければ、サージングが発生する可能性がある状態（Ｆ＿ＳＵＲＧＥ）と判定する手段と、サージングが発生する可能性がある状態と判定されたならば、前記オーバーラップ期間が小さくなるように、前記可変動弁機構を制御する制御手段と、を備える。

この発明によれば、内燃機関の回転速度に基づいて算出された気筒別トルクパラメータに基づいて、サージングが発生する可能性のある状態かどうかを判定するので、付加的なセンサを設けることなく、該サージングが発生する可能性のある状態かどうかを判定することができる。また、車両の等価慣性重量と動力伝達機構の変速比を考慮して該判定を行うので、良好な精度でサージングの発生を判定することができる。よって、サージングを防止しつつ、より最適な位相となるよう可変動弁機構を制御することができる。

この発明の一実施形態によると、内燃機関の運転状態に基づいて、吸気バルブの最適位相（ＣＡＩＮＣＭＤＭ）を求める手段を備え、前記制御手段は、前記サージングが発生する可能性がある状態と判定されたならば、前記吸気バルブの位相を、前記最適位相から第１の所定量（ＣＡＩＮ＿ＰＲＥ）だけ遅角させる遅角制御を、前記可変動弁機構を介して行うことにより、前記オーバーラップ期間を小さくする。こうして、サージングの発生の可能性があると判定されたときには位相が遅角されるので、サージングを防止することができる。

この発明の一実施形態によると、前記制御手段は、さらに、前記サージングが発生する可能性がある状態と判定されたことに応じた前記遅角制御の後に、該サージングが発生する可能性のある状態が解消されたならば、前記吸気バルブの位相を、前記第１の所定量だけ遅角させた位相から、第２の所定量（ΔＣＡＩＮ）ずつ前記最適位相に向けて進角させる進角制御を、前記可変動弁機構を介して行う。このように、一旦遅角された位相は、サージングの発生のおそれがないと判断される限り、最適位相に向けて進角されるので、サージングを防止しつつ、より最適な位相を実現して、ポンピングロスを低減し、燃費向上を図ることができる。

この発明の一実施形態によると、前記制御手段は、さらに、前記進角制御によって進角された前記吸気バルブの位相に対し、前記最適位相で上限リミット処理する。このような上限リミット処理を行うことにより、進角された位相が、最適位相を超えることが防止される。

本発明のその他の特徴及び利点については、以下の詳細な説明から明らかである。

この発明の一実施例に従う、エンジンおよびその制御装置を概略的に示す図。 この発明の一実施例に従う、可変動弁機構による吸排気バルブの開閉特性を示す図。 この発明の一実施例に従う、吸気バルブの位相に対する、気筒別トルクパラメータの標準偏差および体感ポイントをプロットしたグラフを示す図。 この発明の一実施例に従う、吸気バルブの位相が遅角されている場合（ａ）と進角されている場合（ｂ）における、気筒別トルクパラメータの時間的推移を示す図。 この発明の一実施例に従う、変速比毎に、体感ポイントに対応するサージングの振動による加速度をプロットしたグラフを示す図。 この発明の一実施例に従う、車両の等価慣性重量毎に、標準偏差に対応するサージングによる振動の加速度をプロットしたグラフを示す図。 この発明の一実施例に従う、制御装置のブロック図。 この発明の一実施例に従う、目標位相の推移の一例を示す図。 この発明の一実施例に従う、しきい値設定部のより詳細なブロック図。 この発明の一実施例に従う、（ａ）変速比に対するサージングによる振動の許容加速度を規定したマップ、および（ｂ）車両の等価慣性重量毎に、サージングによる振動の許容加速度に対応する標準偏差（しきい値）を規定したマップを示す図。 この発明の第１の形態に従う、トルクパラメータを算出する処理のフローチャート。 この発明の一実施例に従う、トルクパラメータ算出のために用いられるパラメータの推移を示す図。 この発明の一実施例に従う、トルクパラメータ算出のために用いられるパラメータの推移を示す図。 この発明の一実施例に従う、トルクパラメータ算出のために用いられるパラメータの推移を示す図。 この発明の一実施例に従う、エンジンの往復運動部品の作動に起因する慣性力トルクの算出手法を説明するための図。 この発明の一実施例に従う、単一気筒慣性力トルク、合成慣性トルク、および慣性力回転速度を示す図。 この発明の一実施例に従う、気筒間のトルクパラメータを示す図。 この発明の一実施例に従う、サージング防止のための位相補正プロセスのフローチャート。 この発明の一実施例に従う、サージング防止のための位相補正プロセスのフローチャート。 この発明の第１の形態の変形例に従うトルクパラメータを算出するプロセスのフローチャート。 この発明の第２の形態に従うトルクパラメータを算出するプロセスのフローチャート。 この発明の第２の形態の変形例に従うトルクパラメータを算出するプロセスのフローチャート。 クランク角センサ出力に含まれる外乱の影響を説明するための図。 この発明の一実施例に従う、燃焼相関関数の例を示す図。 この発明の一実施例に従う、燃焼相関関数の他の例を示す図。 この発明の一実施例に従う、トルクパラメータの実測値のばらつきを示す図。 この発明の第３の形態に従うトルクパラメータを算出するプロセスのフローチャート。

次に図面を参照してこの発明の実施の形態を説明する。図１は、この発明の実施形態に従う、内燃機関（以下、エンジンと呼ぶ）およびその制御装置の全体的な構成図である。

電子制御ユニット（以下、「ＥＣＵ」）という）１０は、入出力インターフェース、中央演算処理装置（ＣＰＵ）、およびメモリを備えるコンピュータである。メモリには、車両の様々な制御を実現するためのコンピュータ・プログラムおよび該プログラムの実施に必要なデータを格納することができる。本発明に従う様々な制御のためのプログラム、および該プログラムの実行の際に用いるデータおよびマップは、メモリに格納されている。ＥＣＵ１０は、車両の各部から送られてくるデータを入出力インターフェースを介して受け取って演算を行い、制御信号を生成し、これを、該入出力インターフェースを介してエンジンの各部を制御するために送る。

エンジン１２は、この実施形態では６気筒を備えており、図には、そのうちの一つの気筒が概略的に示されている。エンジン１２は、吸気バルブ１４を介して吸気管１６に連結され、排気バルブ１８を介して排気管２０に連結されている。ＥＣＵ１０からの制御信号に従って燃料を噴射する燃料噴射弁２２が、吸気管１６に設けられている。代替的に、燃料噴射弁２２を、燃焼室２４に設けてもよい。

エンジン１２は、吸気管１６から吸入される空気と、燃料噴射弁２２から噴射される燃料との混合気を、燃焼室２４に吸入する。燃料室２４には、ＥＣＵ１０からの点火時期信号に従って火花を飛ばす点火プラグ２６が設けられている。点火プラグ２６による火花により、混合気は燃焼する。この燃焼により混合気の体積は増大し、ピストン２８を下方に押し下げる。ピストン２８の往復運動は、クランク軸３０の回転運動に変換される。４サイクルエンジンでは、エンジンのサイクルは、吸入、圧縮、燃焼、および排気行程からなる。ピストン２８は、１サイクルにつき２往復する。

連続可変動弁機構３１は、この実施形態では、可変リフト機構３２および可変位相機構３３から構成される。可変リフト機構３２は、ＥＣＵ１０からの制御信号に従って、吸気バルブ１４のリフト量を連続的に変更することができる機構である。可変リフト機構３２は、任意の既知の手法により実現することができる。例えば、カム、リフト可変リンク、アッパーリンク、ロアリンクから構成され、ロアリンクの角度をアクチュエータなどで変更して、バルブの最大リフト量を制御する手法が提案されている（たとえば、特開２００４−０３６５６０号を参照）。

可変位相機構３３は、ＥＣＵ１０からの制御信号に従って、吸気バルブ１４の位相を連続的に変更する。可変位相機構は、任意の既知の手法により実現することができる。たとえば、電磁的に吸気バルブの位相を進角または遅角に制御する手法が提案されている（たとえば、特開２０００―２２７０３３号を参照）。

なお、代替的に、可変リフト機構３２および可変位相機構３３を一体的に構成してもよい。また、本願発明は、リフト量および位相を連続的に変更可能なこれら機構に限定されるわけではなく、リフト量および位相を段階状に変更可能な機構にも適用可能である。

ＥＣＵ１０には、エンジン１２のクランク軸３０の回転角度を検出するクランク角センサ３３およびエンジン１２の吸気バルブ１４を駆動するカムが連結されたカム軸の回転角度を検出するカム角センサ３４が接続されており、これらのセンサの検出値はＥＣＵ１０に供給される。クランク角センサ３３は、所定のクランク角度毎に１パルス（ＣＲＫパルス）を発生し、該パルスにより、クランク軸３０の回転角度位置を特定することができる。また、カム角センサ３４は、エンジン１２の特定の気筒の所定クランク角度位置でパルス（ＣＹＬパルス）と、各気筒の吸入行程開始時の上死点（ＴＤＣ）でパルス（ＴＤＣパルス）を発生する。これらのパルスは、燃料噴射時期、点火時期等の各種の制御タイミングおよびエンジン回転数の検出に使用される。

なお、カム角センサ３４により出力されるＴＤＣパルスと、クランク角センサ３３により出力されるＣＲＫパルスとの相対関係から、吸気バルブ１４のカム軸の実際の位相ＣＡＩＮが検出される。この実施例では、位相ＣＡＩＮは、最遅角をゼロとし、進角になるほど大きい値を持つ。

また、連続可変動弁機構３１には、吸気バルブ１４のリフト量ＬＦＴを検出するためのリフト量センサ３５が設けられ、該センサは、ＥＣＵ１０に接続されている。リフト量センサ３５は、任意の適切な手法により構成されることができる。たとえば、ポテンショメータにより、これらのセンサを構成することができる。該センサの検出値は、ＥＣＵ１０に送られる。

吸気管１６内にはスロットル弁４６が配置されている。スロットル弁４６は、ＥＣＵ１０からの制御信号に応じてアクチュエータ(図示せず)によって駆動されるドライブバイワイヤ（drive by wire：ＤＢＷ）式のスロットル弁である。

スロットル弁開度センサ４８がスロットル弁４６に設けられており、スロットル開度ＴＨに応じた信号をＥＣＵ１０に出力する。

吸気管１６のスロットル弁４６の上流側に、エアフローメータ５０が設置されている。エアフローメータ５０は、吸入空気量を示す電気信号をＥＣＵ１０に出力する。

吸気管１６のスロットル弁４６の下流には吸気管内圧力センサ５２および吸気温センサ５４が備えられ、それぞれ、吸気管内絶対圧ＰＢおよび吸気温度ＴＡを示す電気信号をＥＣＵ１０に出力する。また、大気圧センサ５５がエンジン外部の任意の位置に設置されており、大気圧ＰＡを示す電気信号をＥＣＵ１０に出力する。さらに、エンジン１２の水温ＴＷを検出するエンジン水温センサ５６が備えられ、エンジンの水温を示す電気信号をＥＣＵ１０に出力する。

排気管２０の触媒５８の上流側にはＬＡＦ(linear air-fuel)センサ６０が設置されている。ＬＡＦセンサ６０は、リーンからリッチにわたる広範囲において排ガス中の酸素濃度に比例する信号をＥＣＵ１０に出力する。

エンジン１２には、エンジンの回転を車輪に伝達するための動力伝達装置（図示せず）が接続されており、該装置は、変速動作を行う変速機と、該回転を伝達する各種のシャフト、および左右輪の回転速度を調整する作動歯車装置など（いずれも図示せず）を備えている。変速機は、任意の種類のものでよく、たとえば、手動変速機（ＭＴ）、自動ＭＴ、自動変速機（ＡＴ）、および無断連続変速機（ＣＶＴ）のいずれかであることができる。

変速機は、シフトレバーのポジションが、Ｐ（パーキング）およびＮ（ニュートラル）にシフトされたときには、クラッチを解放することにより、エンジン１２の回転の車輪への伝達を遮断する。シフトレバーのポジションがＲ（後退）およびＤ（ドライブ）にシフトされたときには、所望の変速比を実現するようクラッチを締結して、エンジンの回転を車輪に伝達する。たとえば、手動変速機や自動ＭＴの場合には、変速機とエンジンの間に該クラッチが設けられており、該クラッチの締結および解放を介して、エンジンの回転の車輪への伝達を制御することができる。自動変速機で典型的に採用されるトルクコンバータ方式の場合には、副変速機内のクラッチの締結および解放を介して、エンジンの回転の車輪への伝達を制御することができる。これらのクラッチの締結および解放を検出するためのセンサすなわちクラッチスイッチ６１が設けられており、該クラッチスイッチ６１の出力信号は、ＥＣＵ１０に供給される。また、変速機には、変速機によって現在選択されている変速比を検出するための変速比センサ６３が設けられており、該変速比センサ６３の出力信号は、ＥＣＵ１０に供給される。

図２を参照すると、この発明の一実施形態に従う、吸排気バルブの開閉特性が示されている。縦軸はリフト量を示し、横軸はクランク角度を表す。連続可変動弁機構３１により、吸気バルブ１４の位相を連続的に変化させることができると共に、リフト量（吸気バルブが開かれる最大リフト量）を連続的に変化させることができる。

排気バルブ１８のクランク角度に対するリフト量（以下、作動特性と呼ぶ）が、符合ＥＸ１によって示されている。実線で示されるＩＮ１１〜ＩＮ１５は、吸気バルブ１４の基準位相における作動特性を示している。この実施例では、該基準位相は、ＴＤＣ（圧縮上死点）に対して最遅角の所に設定されており、該基準位相をゼロ度とする。ＩＮ１５からＩＮ１１に向けて、リフト量は増大しており、エンジンの運転状態に応じて、ＩＮ１１〜ＩＮ１５の間で作動特性が切り換えられる。点線で示されるＩＮ２１〜ＩＮ２５は、作動特性ＩＮ１１〜ＩＮ１５がそれぞれＴＤＣに対して最進角された状態の作動特性を示している。

図に示されるように、この可変動弁機構においては、位相を進角にするほど、吸気バルブの閉タイミングが早くなるので、ポンピングロスを低減することができ、よって燃費向上を図ることができる。他方、位相を進角にするほど、吸気バルブと排気バルブが共に開いているオーバーラップ期間が長くなる。そのため、排気の吹き返し等が生じやすくなり、サージングを誘起するおそれがある。

したがって、本願発明では、サージングを防止することが可能な最適な進角量に、位相を制御する手法を提案する。まず、本願発明の当該手法に至った技術的根拠を、図３〜図６を参照して説明する。

図３は、車両の商品性を考察した実験結果の一例を示す。図の横軸は、可変動弁機構３１の前述した吸気バルブ１４の位相を示し、ゼロ度（最遅角）を基準として、右に行くほど進角量が大きいことを表している。符号７１は、該位相に対する、後述する気筒毎の出力トルクを表す気筒別トルクパラメータの標準偏差の推移を示す。標準偏差の値が小さいほど、該気筒の出力トルクの変動量（ばらつき）が小さいことを示す。符号７３は、該位相に対する体感ポイントの推移を示す。体感ポイントは、車両の商品性を表すポイント（点数）であり、専門の評価者が車両を運転した際に、体感によって、サージングをどの程度感じるかを表したものである。体感ポイントの値が高いほど、サージングが抑制されており、よって商品性が高いことを示す。

図に示すように、位相が遅角側にあるときには、体感ポイントは、ほぼ一定の値で推移しており、標準偏差も、安定した挙動を示している。しかしながら、位相の進角量が大きくなると、領域７５で示されるように、体感ポイントが減少し始める。それに伴い、標準偏差の値が急激に上昇し始める。

すなわち、位相の進角量が大きくなりすぎると、体感によって認識可能なサージングが発生することがわかる。また、体感ポイントの減少に伴い、気筒別トルクパラメータの標準偏差の値が急激に上昇し始めることがわかる。

また、図４を参照すると、所定の気筒について、（ａ）は、位相が基準位相（前述したように、ゼロ度）にあるときの気筒別トルクパラメータの値の時間的推移を示し、（ｂ）は、位相が、基準位相に対して所定量だけ進角したときの、気筒別トルクパラメータの値の時間的推移を示す。位相が進角するほど、気筒別トルクパラメータの変動量が大きくなっているのがわかる。

このように、サージングの観点からの商品性と、気筒別トルクパラメータの標準偏差との間には相関があり、位相の進角量が大きすぎると、該標準偏差が増大され、それに伴い、サージングの体感が増すことが判明した。したがって、気筒別トルクパラメータの標準偏差に基づいて、所定の商品性を実現するのに必要な体感ポイント値を維持することが困難なサージングの発生のおそれがある状態かどうかを判断することができる。このようなサージングの発生のおそれがある状態と判断された場合には、吸気バルブの位相を遅角させることにより、すなわちオーバーラップ期間が小さくなるように可変動弁機構を制御することにより、サージングを防止することができる。

この具体的な方法を説明すると、サージングの大きさと体感ポイントとの間の相関は予め決まっており、これが、図５に示されている。該相関は、変速比に応じて変化し、図には、一例として、変速比が３速、４速および５速のそれぞれに対応する場合についての相関が示されている。

この実施形態では、サージングによる振動の大きさを、該振動の加速度で表している。当然ながら、サージングの振動加速度が小さいほど、体感ポイント値は大きくなり、よって商品性が高くなる。所定の商品性を実現するのに必要な体感ポイントの下限値は予め決まっている。したがって、図に示すように、現在の変速比に基づき、該所望の体感ポイントの下限値Ｐ１に対して許容されるサージングの振動加速度の上限値Ａ１が決定される。図の例では、変速比が３速に対応する場合の該上限値Ａ１が決定されている。

該許容される振動加速度Ａ１は、変速比が小さくなるほど（すなわち、高速用の変速比になるほど）、高くなる。変速比が小さくなるほど、車速が高くなるので、体感するサージングの振動の許容幅が大きくなるためである。

また、図６は、車両の等価慣性重量ごとに、気筒別トルクパラメータの標準偏差と、サージングの振動加速度との相関を、実験やシミュレーション等によって調べた結果を示す。ここで、等価慣性重量（ｋｇ）は、エンジンや駆動系などの回転部分の回転慣性力を、車両が加速するときの抵抗として見かけの車両重量増加分として加える重量をいう。等価慣性重量は、車両毎に予め決まっている。

標準偏差値が大きいほど、すなわち気筒の出力トルクのばらつきが大きいほど、サージングの振動加速度は大きくなる。また、等価慣性重量が大きいほど、標準偏差に対応する振動加速度は小さくなるが、これは、慣性力が高いほど、振動が起こりにくくなるためである。

図６の相関関係を参照することにより、図５により決定された許容される振動加速度の上限値Ａ１に対応する標準偏差を、車両の等価慣性重量に基づいて求め、こうして求めた標準偏差をしきい値に設定する。図には、符号７７で示される等価慣性重量に基づいて求めたしきい値が示されている。該しきい値を超えるような値の標準偏差が実際に算出されたならば、商品性の観点から許容されない大きさのサージングが発生するおそれのある状態と判定することができる。

このように、本願発明によれば、変速比および等価慣性重量を考慮して、商品性の観点から許容されないサージングが発生するおそれのある状態かどうかを判定するので、該判定の精度を向上させることができる。

サージングが発生するおそれのある状態と判定されたならば、位相を遅角化し、オーバーラップ期間を小さくする。図３および図４を参照して述べたように、位相の進角量を減らすことにより、オーバーラップ期間が短くなり、標準偏差の上昇を抑制することができる。よって、サージングの振動加速度を、許容される振動加速度の上限値以下に制限することができる。結果として、所望の体感ポイント値を維持することができ、よって所望の商品性を確保することができる。

図７は、上述した技術的根拠に基づく、本願発明の一実施例に従うエンジンの制御装置１００の機能ブロック図である。これらの機能ブロックは、ＥＣＵ１０において実現される。なお、該制御装置１００は、気筒毎に、サージング防止のための位相制御を行う。

気筒別トルクパラメータ算出部１１１は、気筒毎に、クランク角センサ３３の出力から得られるエンジンの回転速度に基づいて、該気筒の出力トルクを表すトルクパラメータＭＦＪＵＤを算出する。この詳細なプロセスは、後述される。

標準偏差算出部１１３は、気筒毎に、気筒別トルクパラメータＭＦＪＵＤの標準偏差σ＿ＴＲＱを算出する。所定数（たとえば、１００個）の制御周期にわたって、気筒別トルクパラメータ値ＭＦＪＵＤｉ（ｉ＝１〜１００）を算出し、これらの気筒別トルクパラメータ値ＭＦＪＵＤｉに基づいて、以下の式（１）により、標準偏差σ＿ＴＲＱを算出することができる。ここで、ｎは、上記の所定数に対応する。また、ＭＦＪＵＤバーは、該所定数の制御周期におけるトルクパラメータＭＦＪＵＤの平均値を表す。

しきい値設定部１１５は、サージングが発生する可能性がある状態かどうかを判定するためのしきい値σ＿ＴＵＲ＿ＳＵＲを設定する。しきい値σ＿ＴＵＲ＿ＳＵＲは、図５および図６を参照して説明したように、変速比センサ６３によって検出された現在の変速比と、車両の等価慣性重量とに基づいて設定される。しきい値設定部１１５の詳細なブロック図は、さらに後述される。

サージ判定部１１７は、気筒別トルクパラメータの標準偏差σと、設定されたしきい値σ＿ＴＵＲ＿ＳＵＲとを比較する。標準偏差σが、しきい値σ＿ＴＵＲ＿ＳＵＲより大きければ、許容されない大きさのサージング（前述したように、より正確には、商品性についての所定のレベルを超えたサージング）が発生する可能性のある状態と判定し、サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥに値１を設定する。標準偏差σが、しきい値σ＿ＴＵＲ＿ＳＵＲ以下であれば、該許容されないサージングが発生する可能性はない状態と判定し、サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥにゼロを設定する。

最適位相決定部１２１は、現在のエンジンの運転状態に基づいて、所定のマップを参照することにより、現在のエンジンの運転状態に最適な位相ＣＡＩＮＣＭＤＭを決定する。エンジンの運転状態として、任意の適切なパラメータを用いることができる。たとえば、現在のエンジン回転数および吸気バルブのリフト量に基づいて所定のマップを参照することにより、対応する位相を求めることで、最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭを決定することができる。なお、該マップ上で、最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭは、対応するエンジンの運転状態下でポンピングロスをなるべく低減させることができる進角量を持つように設定されている。

遅角量切り換え部１２３は、サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥの値に従って、出力を切り換える。サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥに値１が設定されているときには、遅角量ΔＣＡＩＮ＿ＳＵＲに所定値ＣＡＩＮ＿ＰＲＥを設定して出力する。サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥにゼロが設定されているときには、遅角量ΔＣＡＩＮ＿ＳＵＲに、該所定値ＣＡＩＮ＿ＰＲＥから所定量ΔＣＡＩＮを減算した値を設定する。ここで、ΔＣＡＩＮの大きさは、ＣＡＩＮ＿ＰＲＥの大きさより小さい。

位相補正部１２５は、最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭから、遅角量ΔＣＡＩＮ＿ＳＵＲを減算することにより、補正済み位相ＣＡＩＮＣＭＤＸを算出する（ＣＡＩＮＣＭＤＸ＝ＣＡＩＮＣＭＤＭ−ΔＣＡＩＮ＿ＳＵＲ）。

目標位相算出部１２７は、補正済み位相ＣＡＩＮＣＭＤＸを、最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭで上限リミット処理し、目標位相ＣＡＩＮＣＭＤを算出する。すなわち、補正済み位相ＣＡＩＮＣＭＤＸが最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭを超えたならば、該最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭを目標位相ＣＡＩＮＣＭＤに設定し、補正済み位相ＣＡＩＮＣＭＤＸが最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭ以下ならば、該補正済み位相ＣＡＩＮＣＭＤＸを目標位相ＣＡＩＮＣＭＤに設定する。こうして、目標位相ＣＡＩＮＣＭＤは、最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭを超えないよう制御される。吸気バルブ１４の位相は、該目標位相ＣＡＩＮＣＭＤに達するように、可変位相機構３３を介して制御される。

ここで図８を参照すると、目標位相ＣＡＩＣＭＤの推移の一例が概略的に示されている。横軸は、基準位相（ゼロ度）に対する位相値を示す。この例では、最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭは一定であると仮定する。

制御周期ｎにおいて、サージングが発生するおそれのある状態が発生したために、サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥに値１が設定され、それに応じて、最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭから、所定値ＣＡＩＮ＿ＰＲＥだけ遅角された位相が、目標位相となる。この遅角動作により、次の制御周期（ｎ＋１）では、サージングの発生のおそれがなくなり、サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥにゼロが設定される。その結果、遅角量切り換え部１２３により、ΔＣＡＩＮだけ、目標位相は進角される。

ΔＣＡＩＮずつの進角動作は、サージング発生のおそれがないと判断される限り行われる。これは、サージング発生のおそれがない限り、現在の位相をなるべく最適位相に近づけるためである。したがって、制御周期（ｎ＋２）においてもサージング発生のおそれがないと判断されれば、さらにΔＣＡＩＮだけ、目標位相は進角されることとなる。この進角動作の結果、最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭに達したならば、サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥに値１が設定されない限り、目標位相算出部１２７による上限リミット処理により、目標位相は該最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭに維持される。

このようにすることにより、サージングの発生を防止しつつ、できる限り最適位相に近づくように、位相を制御することができる。したがって、サージングの発生を防止しつつ、ポンピングロスを低減して、燃費向上を図ることができる。

図９は、図７のしきい値設定部１１５のより詳細なブロック図を示す。変速比取得部１３１は、変速比センサ６３によって検出された現在の変速比を取得する。許容加速度算出部１３３は、図１０の（ａ）に示すようなマップを、該取得した変速比に基づいて参照し、サージングの振動について許容される加速度（より正確には、許容加速度の上限値）を求める。当該マップは、図５に基づいて作成されており、予めメモリ等の記憶装置に記憶されている。なお、図の横軸の変速比は、右側へ向かうほど小さくなり、これは、右側に向かうほど高速用の変速比であることを表している。

切り換え部１３５は、クラッチスイッチ６１によって出力される、クラッチが締結されているか否か、すなわちエンジンの回転が車輪に伝達される状態か遮断されている状態かを示す信号を取得する。該信号が、クラッチが締結されていることを示すならば、許容加速度算出部１３３によって求めた、現在の変速比に対応する許容加速度を出力する。該信号が、クラッチが締結されていないことを示すならば、所定値を出力する。該所定値は、エンジンの回転が車輪に伝達されていない場合における、サージングの振動についての許容加速度であり、これは、予め決められることができる。

しきい値算出部１３７は、図１０の（ｂ）のようなマップから、該制御装置１００が搭載される車両の等価慣性重量に対応するマップを選択し（図の例では、３個の等価慣性重量値に対するマップが示されている）、切り換え部１３５から受け取った許容加速度の値に基づいて該選択したマップを参照し、対応する標準偏差値をしきい値σ＿ＴＲＱ＿ＳＵＲとして求める。ここで、該車両についての等価慣性重量は、所定値として予め算出されて、メモリ等の記憶装置に記憶されている。また、当該マップは、図６に基づいて作成されており、予めメモリ等の記憶装置に記憶されている。

こうして、現在の変速比および車両の等価慣性重量を考慮したしきい値が設定されるので、サージ判定の精度を向上させることができる。すなわち、所定の変速比用のサージング振動の許容加速度を、すべての変速比について採用すると、商品性を満たすことが困難であったり、サージングの判定が過剰に行われることになりうる。たとえば、変速比が４速のものを一律に用いると、実際の変速比が３速の場合には、３速の許容加速度の方が４速の許容加速度より低いため、サージング振動が体感されて商品性が低下するおそれがある。また、実際の変速比が５速の場合には、より厳しいしきい値となってしまい、サージングが発生する可能性があるとの判定が過剰に行われ、よって、位相を進角することができないおそれがある。現在の変速比に応じた許容加速度を算出することで、所望の商品性を維持しつつ、過剰なサージ判定を抑制して、位相を進角させることができる。

また、サージングの大きさは、前述したように、車両の等価慣性重量に依存して決まる。したがって、等価慣性重量に適したしきい値を設定することにより、サージ判定の精度を向上させることができる。また、等価慣性重量は、車両によって予め決まっているため、許容加速度に対するしきい値を、等価慣性重量毎に予め算出してマップ上に規定することができる。これにより、各種の車両に対して同じマップを使用することが可能となり、車両毎にマップを異ならせる必要がない。したがって、しきい値を設定するのに、工数を低減することができる。

次に、図１１〜図１９を参照して、本願発明の一実施形態に従う、ＥＣＵ１のＣＰＵにより実行されるプロセスを説明する。

図１１は、気筒別トルクパラメータの算出プロセスを示し、具体的には、気筒別トルクパラメータ算出部１１１（図７）により実行される。該プロセスは、ＴＤＣパルスの発生に同期して実行される。

この実施例では、クランク角センサ３３からのＣＲＫパルスは、クランク角度６度毎に取得される。ＣＲＫパルスの発生時間間隔を示す時間パラメータＣＲＭＥ（ｉ）については、クランク角度７２０度分のデータ（ｉ＝０〜ＮＤ−１，データ数ＮＤは１２０個）がＥＣＵ１のメモリに格納される。また、点火順の気筒識別番号をｋ（＝１〜６）とし、１ＴＤＣ期間（ここでは、クランク角度１２０度の期間）内のデータ数をＮＴＤＣ（この例では、２０）とすると、このプロセスの１回の実行で、パラメータｉが（ｋ−１）ＮＴＤＣから（ｋＮＴＤＣ−１）までの演算が行われる。たとえば今回の処理が１番目の気筒（ｋ＝１）に対応する演算を行うときは、パラメータｉは０から（ＮＴＤＣ−１）までの値をとり、５番目の気筒（ｋ＝５）に対応する演算を行うときは、パラメータｉは４ＮＴＤＣから（５ＮＴＤＣ−１）までの値をとる。

ステップＳ１１において、回転速度ＯＭＧ（ｉ）(rad/s)を、式（２）に従って算出する。回転速度ＯＭＧは、ＣＲＫパルスの発生時間間隔を角速度に変換したものであり、クランク軸３０の回転する速度を表している。ここで、Ｄθは、時間パラメータＣＲＭＥを計測する角度間隔４π／ＮＤであり、この実施例では、π／３０（rad）である。
ＯＭＧ(i)＝Dθ／ＣＲＭＥ(i) （２）

図１２（ａ）には、エンジン回転数ＮＥが上昇していく時の時間パラメータＣＲＭＥの推移の一例が示されており、図１２（ｂ）には、それに対応する回転速度ＯＭＧが示されている。

ステップＳ１２において、式（３）に従って７２０度フィルタ処理を実行し、フィルタ処理後回転速度ＯＭＧＲ（ｉ）を算出する。
OMGR(i)=OMG(i)−(OMG(ND)−OMG(0))×Dθ×i/4π （３）

７２０度フィルタ処理は、１サイクル期間（クランク角度７２０度）における線形変化分をキャンセルし、比較的周期の短い変動を抽出する。この処理は、エンジンの負荷側からエンジンに加わるトルク（エンジンにより駆動される車両のタイヤや補機から加わるトルク、エンジンの摺動部品の摩擦によるトルク等）に起因する回転変動成分を除くために行われる。図１２（ｃ）には、図１２（ｂ）に基づいて算出されたＯＭＧＲの推移が示されている。

ステップＳ１３において、式（４）に従って、相対回転速度ＯＭＧＲＥＦを算出する。
OMGREF(i)=OMGR(i)−OMGR((k-1)NTDC) （４）

ここで、ＯＭＧＲ（（ｋ−１）ＮＴＤＣ）は基準回転速度であり、対象となる気筒の圧縮上死点（ＴＤＣ）におけるフィルタ処理後回転速度に相当する。

図１３を参照すると、クランク角度が０〜７２０度の間の相対回転速度ＯＭＧＲＥＦの挙動の一例が示されている。＃１〜＃６は、点火順に６つの気筒を識別するのに付された気筒識別番号である。相対回転速度ＯＭＧＲＥＦは、圧縮上死点後、燃料と空気の混合気の燃焼により一旦上昇した後、減少する。なお、失火が発生すると、相対回転速度は、圧縮上死点後、上昇することなく下降することとなる。

相対回転速度ＯＭＧＲＥＦで囲まれた面積Ｓ（網掛けされた部分）は、燃焼によって発生するトルクを表している。したがって、気筒ごとに、相対回転速度ＯＭＧＲＥＦを１ＴＤＣ期間（前述したように、この実施例では、クランク角度１２０度の期間）にわたって積算することにより得られる積算値を、その気筒で発生するトルクを表すトルクパラメータとして用いることができる。

好ましくは、上記の積算値を算出する前に、ステップＳ１４およびＳ１５を実施して、慣性トルクの影響を相対回転速度から除去する。慣性トルクは、エンジン１２の往復運動部品（ピストンおよびコンロッド）の質量、コンロッドの長さ、クランク半径、クランクプーリ等のエンジンの負荷側の回転部品の慣性力に基づくトルクである。相対回転速度には、慣性力に基づく成分が含まれているが、慣性トルクは、燃焼により生成される出力トルクに寄与するものではないので、これを除去するのが好ましい。

ステップＳ１４において、式（５）に従い、各気筒の圧縮上死点における慣性力回転速度ＯＭＧＩ（ｋ）を算出する。
ＯＭＧＩ(k)＝Ｋ・ＯＭＧ（(k−1)NTDC）／３I （５）

ここで、Kは比例定数であり、Iは、クランクプーリ等の回転部品の慣性モーメントを示す。式（５）の根拠については、後述される。なお、変速機として自動変速機を搭載している場合には、該自動変速機のロックアップクラッチが係合しているか否かに応じて、慣性モーメントＩの値を変更することが好ましい。これにより、ロックアップクラッチの係合／非係合にかかわらず、より正確なトルクパラメータの算出を行うことができる。

図１４（ａ）は、各気筒の圧縮上死点近傍において、基準回転速度の算出と同じタイミングで算出される慣性力回転速度ＯＭＧＩの推移の一例を示す。

ステップＳ１５において、式（６）に従い、修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭ（ｉ）を算出する。修正相対回転速度は、慣性トルクの影響が除去された相対回転速度である。
ＯＭＧＲＥＦＭ(i)＝ＯＭＧＲＥＦ(i)＋ＯＭＧＩ(k) （６）

図１４（ｂ）は、各気筒の修正相対回転速度の推移の一例を示す。

ステップＳ１６において、式（７）に従い、修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭを積算して、トルクパラメータＭＦＪＵＤ（ｋ）を算出する。

図１４（ｃ）は、１ＴＤＣ期間にわたって修正相対回転速度を積算することにより算出される各気筒のトルクパラメータＭＦＪＵＤの推移の一例を示す。

ステップＳ１７において、気筒識別番号ｋが気筒数Ｎと等しいか否かを判断する。その答えがＮｏであるときは、気筒識別番号ｋを１だけインクリメントし（Ｓ１８）、答えがＹｅｓであるときは、気筒識別番号ｋを１に戻す（Ｓ１９）。

こうして、ＴＤＣパルスの発生に同期して、気筒毎に、該気筒の出力トルクを表すトルクパラメータＭＦＪＵＤが算出される。

ここで、慣性力回転速度ＯＭＧＩを算出するより詳細な手法を説明する。１つの気筒で発生する慣性力によるトルク（単一気筒慣性トルクと呼ぶ）ＴＩ１は、図１５に示すようにコンロッド長をL、クランク半径をＲ、オフセットをｅ、クランク軸３０の回転角速度をω、ピストン２８及びコンロッドの合計質量をｍとし、角度θおよびφを図のように定義すると、式（８）で与えられる。以下の式中の角度の単位はラジアン（ｒａｄ）が用いられる。

図１６（ａ）は、式（８）により算出される単一気筒慣性トルクＴＩ１を、クランク角度θの関数として示す。単一気筒慣性トルクＴＩ１の位相を１２０度ずらして６気筒分を加算した合成慣性トルクＴＩは、図１４（ｂ）のように推移し、式（９）で近似することができる。
ＴＩ＝−Ａｓｉｎ３θ （９）
ここで、Ａは、回転角速度ω（ｒａｄ／ｓ）の２乗に比例する係数である。

一方、前述したようにＩを慣性モーメントとすると、合成慣性トルクＴＩは、式（１０）で与えられる。
ＴＩ＝Ｉ×（ｄω／ｄｔ） （１０）

式（９）および（１０）から式（１１）が得られ、これを回転角速度ωについて解くと、合成トルクＴＩに対応する慣性力回転速度ωＩは、式（１２）で与えられる。
−Ａｓｉｎ３θ＝Ｉ×（ｄω／ｄｔ） （１１）
ωＩ＝（Ａｃｏｓ３θ×ｄｔ／ｄθ）／３Ｉ （１２）

図１４（ｃ）は、慣性力回転速度ωＩの推移を示す。

よって、圧縮上死点での慣性力回転速度ＯＭＧＩは、式（１２）のθをゼロとして、式（１３）により算出することができる。
ＯＭＧＩ＝（Ａ／３Ｉ）（１／ＯＭＧ） （１３）

係数Ａは、回転速度ＯＭＧの2乗に比例するので、比例定数をＫとすると、式（１３）は、式（１４）のように変形することができる。
ＯＭＧＩ＝Ｋ・ＯＭＧ／３Ｉ （１４）

したがって、各気筒の圧縮上死点における慣性力回転速度ＯＭＧＩは、前述した式（５）のように表されることができる。

図１６（ｃ）に示すように、圧縮上死点（θ＝０、１２０、２４０、・・・）での慣性力回転速度ＯＭＧＩは最大の値となるので、相対回転速度ＯＭＧＲＥＦに慣性力回転速度ＯＭＧＩを加算すること（これは、基準回転速度から慣性力回転速度ＯＭＧＩを減算することと等価である）により、慣性力回転速度ωＩの影響を除去した修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭを得ることができる。なお、図１６（ｃ）に示す慣性力回転速度ωＩの周期変動成分は、修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭを１ＴＤＣ期間（この実施例では、１２０度）にわたって積算することによりキャンセルされる。

図１７は、或る運転状態におけるトルクパラメータＭＦＪＵＤの値を示す。（ａ）は、気筒間のトルクパラメータのバラツキがほとんど無い状態を示し、（ｂ）は、気筒＃１が、他の気筒に比べて、トルクパラメータの偏差が大きい状態を示す。

次に、図１８は、サージ判定に基づく目標位相の算出プロセスを示し、該プロセスは、より具体的には、標準偏差算出部１１３、しきい値設定部１１５、サージ判定部１１７、最適位相決定部１２１、遅角量切り換え部１２３、位相補正部１２５、および目標位相算出部１２７（図７）によって実行される。このプロセスは、たとえば所定の時間間隔で実行されることができる。

ステップＳ１０１において、図１１で算出された気筒別トルクパラメータＭＦＪＵＤについて、直近の所定数ｉの制御周期で算出された気筒別トルクパラメータＭＦＪＵＤｉを取得する。ｉが１００であれば、１００個の気筒別トルクパラメータＭＦＪＵＤｉ（ｉ＝１〜１００）が取得される。これらの気筒別トルクパラメータＭＦＪＵＤｉに基づいて、前述した式（１）に示すように、該気筒別トルクパラメータの標準偏差σ＿ＴＲＱを算出する。

ステップＳ１０２において、クラッチスイッチ６１の検出結果を介して、クラッチが締結されているかどうか（すなわち、エンジン回転が車輪に伝達されている状態か遮断されている状態か）を判断する。クラッチが締結されていれば、変速比センサ６３を介して検出された現在の変速比を取得し、該変速比に基づいて、図１０（ａ）に示すようなマップを参照し、対応するサージングによる振動の許容加速度を求める（Ｓ１０３）。クラッチが締結されていなければ、予め設定された所定値を、該許容加速度に設定する（Ｓ１０４）。

ステップＳ１０５において、図１０（ｂ）に示すように、車両の等価慣性重量に対応するマップを選択し、該選択したマップを、ステップＳ１０３またはＳ１０４で求めた許容加速度に基づいて参照し、対応する標準偏差値を、しきい値σ＿ＴＲＱ＿ＳＵＲとして求める。

ステップＳ１０６において、ステップＳ１０１で算出された標準偏差σ＿ＴＲＱと、しきい値σ＿ＴＲＱ＿ＳＵＲとを比較する。標準偏差σ＿ＴＲＱがしきい値σ＿ＴＲＱ＿ＳＵＲより大きければ、許容されない大きさのサージングの発生の可能性がある状態と判定し、ステップＳ１０７において、サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥに値１を設定する。標準偏差σ＿ＴＲＱがしきい値σ＿ＴＲＱ＿ＳＵＲ以下であれば、許容されない大きさのサージングの発生の可能性はない状態とステップＳ１０８において、サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥにゼロを設定する。

図１９に進み、ステップＳ１１１において、現在の運転状態に基づいて、所定のマップを参照することにより、位相の最適値（最適位相）ＣＡＩＮＣＭＤＭを決定する。ステップＳ１１２において、サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥに値１が設定されているか否かを判断する。値１が設定されていれば、遅角量ΔＣＡＩＮ＿ＳＵＲに、所定値ＣＡＩＮ＿ＰＲＥを設定する（Ｓ１１３）。サージ判定フラグＦ＿ＳＵＲＧＥにゼロが設定されていれば、遅角量ΔＣＡＩＮ＿ＳＵＲに、（所定値ＣＡＩＮ＿ＰＲＥ―ΔＣＡＩＮ）を設定する（Ｓ１１４）。ここで、ΔＣＡＩＮは所定量（＜ＣＡＩＮ＿ＰＲＥ）であり、図８を参照して前述したように、サージングの発生の可能性が解消されたときに各制御周期で最適位相に向けて進角させる量である。

ステップＳ１１５において、最適位相ＣＡＩＮＣＭＤＭから、遅角量ΔＣＡＩＮ＿ＳＵＲを減算することにより、補正済み位相ＣＡＩＮＣＭＤＸを算出する。ステップＳ１１６において、補正済み位相ＣＡＩＮＣＭＤＸを、最適値ＣＡＩＮＣＭＤＭで上限リミット処理を行うことにより、目標位相ＣＡＩＮＣＭＤを算出する。こうして、吸気バルブ１４の位相は、該目標位相ＣＡＩＮＣＭＤに達するように、可変動弁機構３１を介して制御される。

以下は、気筒別トルクパラメータ算出部１１１により実行されるトルクパラメータＭＦＪＵＤを算出する手法の代替形態の説明である。

図２０は、図１１に示すプロセス（第１の形態）の変形例を示し、ステップＳ１５およびＳ１６を、ステップＳ１６ａ、Ｓ１６ｂおよびＳ１６ｃに変更したものである。

ステップＳ１６ａでは、式（１５）に従い、相対回転速度ＯＭＧＲＥＦ（ｉ）の積算値として、トルクパラメータＭＦＪＵＤａ（ｋ）を算出する。

ステップＳ１６ｂでは、式（１６）に従い、慣性力回転速度ＯＭＧＩの積算値ＭＦＴＨ（ｋ）を算出する。
ＭＦＴＨ（ｋ）＝−ＮＴＤＣ×ＯＭＧＩ（ｋ） （１６）

ステップＳ１６ｃでは、式（１７）に従い、トルクパラメータＭＦＪＵＤを算出する。
ＭＦＪＵＤ（ｋ）＝ＭＦＪＵＤａ（ｋ）−ＭＦＴＨ（ｋ） （１７）

このように、この変形例では、修正相対回転速度を積算することに代えて、相対回転速度を積算した値と慣性力回転速度を積算した値とを用いてトルクパラメータＭＦＪＵＤを算出する。

図２１は、トルクパラメータを算出するプロセスの第２の形態のフローを示す。図１１および図２０を参照して説明した第１の形態では、時間パラメータＣＲＭＥを回転速度ＯＭＧに変換したが、この形態では、時間パラメータＣＲＭＥを速度パラメータとして使用する。以下のプロセス中で算出される相対時間パラメータＣＲＭＥＲＥＦの積算値は、図１３に一例として示された相対回転速度ＯＭＧＲＥＦの積算値と同様の変化を呈するので、トルクを表すパラメータとして用いることができる。なお、以下に説明する点以外は、第１の形態と同じである。

ステップＳ３２において、式（１８）に従って７２０度フィルタ処理を実行し、フィルタ処理後時間パラメータＣＲＭＥＲ（ｉ）を算出する。
CRMER(i)＝CRME(i)−(CRME(0)−CRME(ND)）×Dθ×i/4π （１８）

ステップＳ３３において、式（１９）に従い、相対時間パラメータＣＲＭＥＲＥＦ（ｉ）を算出する。ここで、ＣＲＭＥＲ（（ｋ−１）ＮＴＤＣ）は基準時間パラメータであり、対象となる気筒の圧縮上死点におけるフィルタ処理後時間パラメータに相当する。
CRMEREF(i)＝CRMER((ｋ−１)NTDC）−CRMER(i) （１９）

ステップＳ３４において、式（２０）に従い、慣性力時間パラメータＣＲＭＥＩ（ｋ）を算出する。
ＣＲＭＥＩ（ｋ）＝３Ｉ・ＣＲＭＥ((ｋ−１)ＮＴＤＣ）／Ｋ （２０）

ステップＳ３５において、式（２１）に従い、修正相対時間パラメータＣＲＭＥＲＥＦＭ（ｉ）を算出する。
ＣＲＭＥＲＥＦＭ(i)＝ＣＲＭＥＲＥＦ(i)−ＣＲＭＥＩ(k) （２１）

ステップＳ３６において、式（２２）に従い、修正相対時間パラメータＣＲＭＥＲＥＦＭの積算値を算出することにより、トルクを表すトルクパラメータＭＦＪＵＤ（ｋ）を算出する。

ステップＳ３７では、気筒識別番号ｋが気筒数Ｎと等しいか否かを判断する。答えがＮｏであるときは、気筒識別番号ｋを１だけインクリメントし（Ｓ３８）、答えがＹｅｓであるときは、気筒識別番号ｋを１に戻す（Ｓ３９）。

図２２は、図２１に示すプロセスの変形例を示し、ステップＳ３６を、ステップＳ３６ａ、Ｓ３６ｂおよびＳ３６ｃに変更したものである。

ステップＳ３６ａでは、式（２３）により、相対時間パラメータの積算値ＭＦＪＵＤｃ（ｋ）を算出する。

ステップＳ３６ｂでは、式（２４）に従い、ＣＲＭＥＩの積算値ＭＦＴＨａ（ｋ）を算出する。
ＭＦＴＨａ(k)＝ＮＴＤＣ×ＣＲＭＥＩ(k) （２４）

ステップＳ３６ｃにおいて、式（２５）に従い、トルクパラメータＭＦＪＵＤを算出する。
ＭＦＪＵＤ(k)＝ＭＦＪＵＤｃ−ＭＦＴＨａ(k) （２５）

この変形例では、修正相対時間パラメータＣＲＭＥＲＥＦＭを積算することに代えて、相対時間パラメータＣＲＭＥＲＥＦの積算値と慣性力時間パラメータＣＲＭＥＩの積算値とを用いて、トルクパラメータＭＦＪＵＤを算出する。

トルクパラメータの算出は、様々な変形が可能である。たとえば、時間パラメータＣＲＭＥ（ｉ）を式（２）に適用して回転速度ＯＭＧを算出したが、高回転時に算出精度が低下しないようにするため、式（２６）により算出される５個の時間パラメータＣＲＭＥの積算値ＣＲＭＥ３０（ｉ）を用いて回転速度ＯＭＧを算出するようにしてもよい。

この場合、回転速度ＯＭＧ（ｉ）は、式（２７）により算出される。ただし、回転速度の算出位相がずれるので、その分の位相補正を行うのが良い。
ＯＭＧ(i)＝５Ｄθ／ＣＲＭＥ３０(i) （２７）

また、上記の基準回転速度および基準時間パラメータは、圧縮上死点における回転速度および時間パラメータを用いたが、圧縮上死点近傍（例えば、±７．５度の範囲内）でもよい。ここで、７．５度は、回転速度パラメータのサンプリング周期が１５度の場合に対応しており、一般的にサンプリング周期をθＳＰＬとすると、±θＳＰＬ／２の範囲内でサンプリングされた回転速度パラメータを用いるのが良い。

また、７２０度フィルタ処理は、上記の式（３）に代えて、下記の式（２８）により行ってもよい。この式は、クランク角７２０度の期間の回転速度ＯＭＧの移動平均値ＯＭＧＡＶＥ（ｍ）を用いて線形変化分をキャンセルするものである。ここで、ｍは、クランク角度７２０度の周期に対応する離散化時刻である。
ＯＭＧＲ(i)＝ＯＭＧ(i)
―（ＯＭＧＡＶＥ(m)−ＯＭＧＡＶＥ(m-1)）×Dθ×ｉ／４π （２８）

次に、気筒別トルクパラメータ算出部１１１により実行される、トルクパラメータを算出する手法の第３の形態について説明する。この形態では、クランク軸の捩れやクランク角センサによる時間パラメータＣＲＭＥの検出誤差等に起因する外乱の影響を排除することができる。

図２３（ａ）は、修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭの実測値の一例を示しており、点線で囲んだ部分が、このような外乱の影響を受けた部分である。このような外乱の影響があると、トルクパラメータの算出に誤差が生じるおそれがある。

そこで、この実施形態では、正常燃焼が行われ、かつクランク角センサの検出に影響を与える外乱がない場合の回転速度変化を近似する燃焼相関関数ＦＣＲを修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭに乗算することにより、外乱の影響を排除する。図２３（ｂ）は、（ａ）に示す修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭに関数ＦＣＲを乗算することにより算出したＯＭＧＲＥＦＭｂを示しており、外乱が抑制されていることがわかる。

図２４は、相関関数ＦＣＲの一例を示し、式（２９）で定義される。ここで、Ｎは気筒数であり、θは、特定気筒のピストンが上死点に位置する角度を基準としたクランク角度である（図１５を参照）。なお、図２４は、６気筒エンジンに対応する相関関数ＦＣＲを示している。
ＦＣＲ＝｛１−２ｃｏｓ（Ｎ・θ／２）｝／２ （２９）

相関関数ＦＣＲは、例えばエンジンの暖機後の定常運転状態において、正常燃焼時の各気筒の筒内圧を計測し、計測した気筒毎の筒内圧を加算することにより合成の筒内圧変化を算出し、その合成筒内圧変化を回転速度の変化に換算することにより、求めてもよい。図２５は、そのようにして求めた関数ＦＣＲを示す。この関数ＦＣＲは、正常燃焼状態における回転速度変化波形を、最小値が０で最大値が１となるように正規化されている。

図２６（ａ）は、燃焼相関関数ＦＣＲによる相対回転速度の補正を行わない場合のトルクパラメータＭＦＪＵＤのばらつきの範囲の例を示し、図２６（ｂ）は、この第３の実施形態におけるトルクパラメータＭＦＪＵＤのばらつき範囲の例を示す。これらの図から明らかなように、相関関数ＦＣＲを用いた補正を行うことにより、トルクパラメータの算出精度が高まり、ばらつき範囲を減少させることができる（図の例では、約４０％減少）。

図２７は、この第３の形態に従う、トルクパラメータを算出するプロセスのフローを示す。

ステップＳ５１〜５３は、第１の形態に従う図１１のステップＳ１１〜Ｓ１３と同じであるので、説明を省略する。

ステップＳ５４において、式（５）により算出される慣性力回転速度ＯＭＧＩ（ｋ）を下記の式（３０）に適用し、慣性力回転速度ＯＭＧＩａ（Ｉ）を算出する。第１の形態では、圧縮上死点での慣性力回転速度ＯＭＧＩ（ｋ）をそのまま式（５）に適用して修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭを算出したが、この形態では、各サンプリングタイミングにおける慣性力回転速度ＯＭＧＩａ（ｉ）を算出して、相対回転速度ＯＭＧＲＥＦの修正を行う。
ＯＭＧＩａ(i)＝ＯＭＧＩ(k)×｛ｃｏｓ（Ｎ・Ｄθ・ｉ／２）−１｝ （３０）

ステップＳ５５では、式（３１）に、ステップＳ５４で算出した慣性力回転速度ＯＭＧＩａ（ｉ）を適用し、第１修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭａ（ｉ）を算出する。
ＯＭＧＲＥＦＭａ(i)＝ＯＭＧＲＥＦ(i)−ＯＭＧＩａ(i) （３１）

ステップＳ５６では、ステップＳ５５で算出した第１修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭａ（ｉ）および式（３２）により算出される相関関数ＦＣＲ（ｉ）を式（３３）に適用し、第２修正相対回転速度ＯＭＧＲＥＦＭｂ（ｉ）を算出する。式（３２）は、式（２９）のθを、（Ｄθ・ｉ）に置換したものである。
ＦＣＲ(i)＝｛１−２ｃｏｓ（Ｎ・Ｄθ・ｉ／２）｝／２ （３２）
ＯＭＧＲＥＦＭｂ(i)＝ＯＭＧＲＥＦＭａ(i)×ＦＣＲ(i) （３３）

ステップＳ５７では、式（３４）に従ってトルクパラメータＭＦＪＵＤを算出する。

こうして、燃焼関数を用いることにより、クランク角センサの検出値に影響を与えうる外乱の影響を排除しつつトルクパラメータを算出することができる。また、式（３２）に示す燃焼相関関数を用いることにより、燃焼相関関数値算出用のテーブル設定のための実験が不要となり、比較的簡単な演算でトルクパラメータの算出補正を行うことができる。

代替的に、図２５に示す実測データに基づく相関関数を用いる場合には、図２５に示す１周期分の関数値ＦＣＲ（ｉ）をパラメータｉに応じて検索するＦＣＲテーブルを予めメモリに格納しておき、ステップＳ５６において、式（３２）による演算に代えて、ＦＣＲテーブル検索を行う。実測データに基づく燃焼相関関数を用いることにより、燃焼相関関数に内燃機関の特性を反映するようトルクパラメータの算出を補正することができる。

また、式（３２）の演算も、コサイン関数を予めテーブルとしてメモリに記憶しておき、そのテーブルを検索することにより、相関関数値ＦＣＲ（ｉ）を算出するようにしてもよい。ＦＣＲを用いた補正は、第２の形態にも適用可能である。

上述した実施形態では、６気筒エンジンを例に説明したが、本願発明は、任意の数の気筒を有するエンジンに適用可能である。また、本願発明は、直接噴射式のエンジン、ディーゼルエンジン等のエンジンにも適用可能である。

さらに、本発明は、汎用の（例えば、船外機等の）内燃機関に適用可能である。

１０ ＥＣＵ
１２ エンジン
１４ 吸気バルブ
３３ クランク角センサ
１００ 制御装置

Claims (4)

1. 車両に搭載され、吸気弁と排気弁のオーバーラップ期間を変更可能な可変動弁機構を有する内燃機関の制御装置であって、
   内燃機関の回転速度に応じた回転速度パラメータを検出する回転速度パラメータ検出手段と、
   前記回転速度パラメータに基づいて、気筒別の出力トルクを表す気筒別トルクパラメータを算出する手段と、
   前記算出された気筒別トルクパラメータの標準偏差を算出する手段と、
   動力伝達機構の変速比毎に、サージングによる振動の許容加速度を規定した許容加速度マップ、および車両の等価慣性重量毎に、該許容加速度に対応する気筒別トルクパラメータの標準偏差を規定した標準偏差マップを記憶する記憶手段と、
   前記車両に搭載された動力伝達機構について検出された現在の変速比に基づいて前記許容加速度マップを参照し、対応するサージングの許容加速度を求める手段と、
   前記求めた許容加速度と前記車両の等価慣性重量に基づいて前記標準偏差マップを参照し、対応する標準偏差をしきい値として求める手段と、
   前記算出された標準偏差が前記求めたしきい値より大きければ、サージングが発生する可能性がある状態と判定する手段と、
   前記サージングが発生する可能性がある状態と判定されたならば、前記オーバーラップ期間が小さくなるように、前記可変動弁機構を制御する制御手段と、
   を備える制御装置。
2. 前記内燃機関の運転状態に基づいて、吸気バルブの最適位相を求める手段を備え、
   前記制御手段は、前記サージングが発生する可能性がある状態と判定されたならば、前記吸気バルブの位相を、前記最適位相から第１の所定量だけ遅角させる遅角制御を、前記可変動弁機構を介して行うことにより、前記オーバーラップ期間を小さくする、
   請求項１に記載の制御装置。
3. 前記制御手段は、さらに、前記サージングが発生する可能性がある状態と判定されたことに応じた前記遅角制御の後に、該サージングが発生する可能性のある状態が解消されたならば、前記吸気バルブの位相を、前記第１の所定量だけ遅角させた位相から、第２の所定量ずつ前記最適位相に向けて進角させる進角制御を、前記可変動弁機構を介して行う、
   請求項２に記載の制御装置。
4. 前記制御手段は、さらに、前記進角制御によって進角された前記吸気バルブの位相に対し、前記最適位相で上限リミット処理する、
   請求項３に記載の制御装置。

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