JP5708674B2 - 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係り、特に、筒内圧センサの検出値を利用して各種エンジン制御を実行する装置として好適な内燃機関の制御装置に関する。

従来、例えば特許文献１には、筒内圧センサを備える内燃機関の制御装置が開示されている。一般的に、筒内圧センサの検出値は大気圧に対する相対圧であるため、絶対圧補正を行う必要がある。そこで、上記従来の制御装置では、ポアソンの関係式を利用し、吸気弁が閉じてから点火時期に至るまでの断熱圧縮行程における２点のクランク角度での筒内圧力と筒内容積とを比熱比とともに用いて（すなわち、パラメータＰＶ^κを用いて）絶対圧補正値を算出するようにしている。

尚、出願人は、本発明に関連するものとして、上記の文献を含めて、以下に記載する文献を認識している。

国際公開第２０１２／０６３３６３号公報 特開２００９−２７５５７３号公報 特開２０１０−１７４７０６号公報

従来において断熱圧縮行程における２点のクランク角度での筒内圧力と筒内容積とを用いて（より具体的には、例えば、上記特許文献１のようにパラメータＰＶ^κを用いて、或いは筒内圧センサの検出値に基づいて算出する発熱量Ｑを用いて）絶対圧補正値を算出する際には、演算処理の簡素化のため、すべての運転条件において吸気弁の閉弁タイミング等の影響を回避できるようなタイミングでのクランク角度（固定値）が上記２点のクランク角度として用いられてきた。

筒内圧センサ、ＥＣＵ、および筒内圧センサとＥＣＵとを接続するワイヤハーネス等には、ノイズが重畳し得る。このような電磁ノイズが筒内圧センサの検出値に重畳すると、上記の手法で絶対圧補正値を算出した際に、誤差が発生してしまう。この誤差の影響は、圧縮上死点から離れるほど大きくなる。しかしながら、従来において絶対圧補正値の算出によく用いられるタイミングでの２点のクランク角度は、圧縮上死点から大きく離れた位置でのものであった。このため、そのような２点のクランク角度を用いて絶対圧補正を行った際に大きな誤差が発生するという問題があった。

この発明は、上述のような課題を解決するためになされたもので、筒内圧センサにより検出される筒内圧力に対して、コストアップ、適合工数の増加、および演算処理負荷の増大を招くことなく、効果的にノイズ影響を抑制することのできる絶対圧補正を行えるようにした内燃機関の制御装置を提供することを目的とする。

第１の発明は、内燃機関の制御装置であって、
筒内圧力を検出する筒内圧センサと、
燃焼期間中に前記筒内圧センサにより検出される筒内圧力が最大となる筒内圧最大クランク角度を取得する取得手段と、
前記筒内圧最大クランク角度を基準として、吸気弁が閉じてから燃焼が開始するまでの断熱圧縮行程において第１クランク角度と当該第１クランク角度よりも遅角側の第２クランク角度とを設定し、前記第１クランク角度および前記第２クランク角度でのそれぞれの筒内圧力と筒内容積とを用いて、前記筒内圧センサにより検出される筒内圧力の絶対圧補正を実行する絶対圧補正手段と、
を備え、
前記絶対圧補正手段は、点火時期より遅角側の断熱圧縮行程中のタイミングとなるように前記筒内圧最大クランク角度に対して進角したクランク角度を前記第２クランク角度として設定して前記絶対圧補正に用いることを特徴とする。

また、第２の発明は、第１の発明において、
前記絶対圧補正手段は、前記筒内圧最大クランク角度に対して第１クランク角度間隔だけ進角したクランク角度を前記第２クランク角度として設定し、前記第２クランク角度に対して第２クランク角度間隔だけ進角したクランク角度を前記第１クランク角度として設定することを特徴とする。

また、第３の発明は、第１の発明において、
前記絶対圧補正手段は、前記筒内圧最大クランク角度に対して第３クランク角度間隔だけ進角したクランク角度を前記第１クランク角度として設定し、前記第１クランク角度に対して第２クランク角度間隔だけ遅角したクランク角度を前記第２クランク角度として設定することを特徴とする。

また、第４の発明は、第２の発明において、
前記絶対圧補正手段は、前記筒内圧最大クランク角度と点火時期との差に基づいて前記第１クランク角度間隔を設定することを特徴とする。

また、第５の発明は、第１〜第４の発明の何れか１つにおいて、
前記絶対圧補正手段は、前記第２クランク角度として、燃焼開始点近傍のクランク角度を設定することを特徴とする。

また、第６の発明は、第１〜第５の発明の何れか１つにおいて、
前記絶対圧補正手段は、前記第１クランク角度を、所定値よりも高い筒内圧力でのクランク角度に設定することを特徴とする。

また、第７の発明は、第１〜第６の発明の何れか１つにおいて、
前記絶対圧補正手段による補正後の筒内圧力を用い、かつ、前記第２クランク角度を燃焼開始点として用いて、燃焼質量割合を算出する燃焼質量割合算出手段を更に備えることを特徴とする。

第１〜第３の発明によれば、筒内圧最大クランク角度を取得したうえで、この筒内圧最大クランク角度を基準として、絶対圧補正に用いる第１および第２クランク角度が断熱圧縮行程中のタイミングとして設定される。特に、第２クランク角度としては、点火時期より遅角側の断熱圧縮行程中のタイミングとなるように筒内圧最大クランク角度に対して進角したクランク角度が用いられる。このように設定された第２クランク角度は、圧縮上死点に近いタイミングであることで、ノイズの影響を受けにくい。このため、当該第２クランク角度を用いることで、ノイズの影響による絶対圧補正値の誤差を低減できるようになる。また、筒内圧センサにより検出される筒内圧の波形から容易に取得可能な筒内圧最大クランク角度を基準として第１および第２クランク角度を設定するようにしたことで、適合工数の増加および演算処理負荷の増大を抑制しつつ、第１および第２クランク角度を取得できるようになる。更に、このような手法によれば、ハードウェア面でのノイズ対策或いは筒内圧力の取得間隔を短縮するための制御装置の高性能化といったコストアップ要因をも回避することができる。以上のように、本発明によれば、筒内圧センサにより検出される筒内圧力に対して、コストアップ、適合工数の増加、および演算処理負荷の増大を招くことなく、効果的にノイズ影響を抑制することのできる絶対圧補正を行えるようにすることができる。

第４の発明によれば、筒内圧最大クランク角度と点火時期との差に基づいて第１クランク角度間隔が設定される。これにより、緩慢燃焼が行われる場合であっても、点火時期から燃焼開始点までの着火遅れ期間およびその後の主燃焼期間の変化に応じた適切な第１クランク角度間隔を設定できるようになる。また、この場合に用いているパラメータは、取得の容易な筒内圧最大クランク角度と点火時期である。このため、適合工数の増加および演算処理負荷の増大を招くことなく、適切な第１クランク角度間隔を設定できるようになる。

第５の発明によれば、圧縮上死点に近いタイミングであることで、ノイズの影響を受けにくいタイミングに第２クランク角度を設定することができる。

第６の発明によれば、低負荷運転時において、第１クランク角度での筒内圧力が低すぎることに起因して絶対圧補正の精度が低下するのを防止することができる。

第７の発明によれば、上記絶対圧補正手段による補正後の筒内圧力を用いることによるノイズ影響の低減に加え、上記第２クランク角度を燃焼開始点とすることによる燃焼開始点での発熱量（もしくは発熱量相関値）へのノイズ影響の低減とによって、燃焼質量割合の算出精度を向上させることができる。

本発明の実施の形態１における内燃機関のシステム構成を説明するための図である。 筒内圧センサの検出値へのノイズ重畳の影響をシミュレーションした結果を表した図である。 ベースノイズの影響による絶対圧補正の誤差が燃焼解析値（一例として、燃焼重心位置ＣＡ５０）の算出に与える影響を表した図である。 本発明の実施の形態１において第２クランク角度θ_２の設定に用いられるパラメータαの設定手法を説明するための図である。 ベースノイズが絶対圧補正値ΔＰの分子に与える影響（Ａ）と、絶対圧補正値ΔＰの分母の大きさの変化（Ｂ）とを、それぞれクランク角度間隔Δθとの関係で表した図である。 ベースノイズの影響による絶対圧補正値ΔＰのばらつき度合いとクランク角度間隔Δθとの関係を表した図である。 本発明の実施の形態１において実行されるルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態１の絶対圧補正手法を適用しつつ、筒内圧センサの検出値へのノイズ重畳の影響をシミュレーションした結果を表した図である。 本発明の実施の形態１の絶対圧補正手法による補正後の筒内圧力Ｐを用いた燃焼解析値（一例として、燃焼重心位置ＣＡ５０）の算出結果を表した図である。 １０〜９０％燃焼期間（主燃焼期間）と空燃比（Ａ／Ｆ）との関係を表した図である。 パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）と１０〜９０％燃焼期間との関係を表した図である。 パラメータαとパラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）との関係（すなわち、（３）式の傾向）を表した図である。 本発明の実施の形態２において実行されるルーチンのフローチャートである。 吸入空気量が少ない状況下での燃焼時における第１クランク角度θ _１ の設定手法を説明するための図である。 本発明の実施の形態３において実行されるルーチンのフローチャートである。 本発明の実施の形態４において実行されるルーチンのフローチャートである。

実施の形態１．
［実施の形態１のシステム構成］
図１は、本発明の実施の形態１における内燃機関１０のシステム構成を説明するための図である。
図１に示すシステムは、内燃機関（一例として、火花点火式内燃機関）１０を備えている。内燃機関１０の筒内には、ピストン１２が設けられている。筒内におけるピストン１２の頂部側には、燃焼室１４が形成されている。燃焼室１４には、吸気通路１６および排気通路１８が連通している。

吸気通路１６の吸気ポートには、当該吸気ポートを開閉する吸気弁２０が設けられており、排気通路１８の排気ポートには、当該排気ポートを開閉する排気弁２２が設けられている。また、吸気通路１６には、電子制御式のスロットルバルブ２４が設けられている。

内燃機関１０の各気筒には、燃焼室１４内（筒内）に直接燃料を噴射するための燃料噴射弁２６、および、混合気に点火するための点火プラグ２８が、それぞれ設けられている。更に、各気筒には、筒内圧力Ｐを検出するための筒内圧センサ３０が組み込まれている。

更に、本実施形態のシステムは、ＥＣＵ(Electronic Control Unit)４０を備えている。ＥＣＵ４０の入力部には、上述した筒内圧センサ３０に加え、エンジン回転数を検出するためのクランク角センサ４２等の内燃機関１０の運転状態を検出するための各種センサが接続されている。また、ＥＣＵ４０の出力部には、上述したスロットルバルブ２４、燃料噴射弁２６および点火プラグ２８等の各種アクチュエータが接続されている。ＥＣＵ４０は、それらのセンサ出力と所定のプログラムとに基づいて上記各種のアクチュエータを駆動することにより、燃料噴射制御および点火制御等の所定のエンジン制御を行うものである。また、ＥＣＵ４０は、筒内圧センサ３０の出力信号を、クランク角度θと同期させてＡＤ変換して取得する機能を有している。これにより、ＡＤ変換の分解能が許す範囲で、任意のタイミングにおける筒内圧力Ｐを検出することができる。更に、ＥＣＵ４０は、クランク角度θの位置によって決まる筒内容積Ｖの値を、クランク角度θに応じて算出する機能を有している。

［実施の形態１における筒内圧センサの検出値の絶対圧補正手法］
（絶対圧補正の精度確保に関する課題）
一般的に、筒内圧センサの検出値（出力値）は相対圧であるため、これを絶対圧化する補正（絶対圧補正）が行われる。筒内圧センサ３０の検出値を利用して絶対圧補正を行う手法として、例えば、次の（１）式を利用した手法が知られている。この手法は、断熱過程とみなした圧縮行程（より具体的には、吸気弁２０が閉じてから燃焼が開始するまでの期間）において成立するポアソンの関係式（ＰＶ^κ＝一定）を利用して、断熱圧縮行程中の２点の筒内圧力Ｐと筒内容積Ｖとを比熱比κとともに用いて絶対圧補正値ΔＰを算出するというものである。
ΔＰ＝（ＰＶ^κ（θ_２）−ＰＶ^κ（θ_２−Δθ））／（Ｖ^κ（θ_２）−Ｖ^κ（θ_２−Δθ）） ・・・（１）
ただし、上記式（１）において、θ_２は断熱圧縮行程中の所定の第２クランク角度であり（詳細は後述する）、Δθは絶対圧補正を行うために用いる２点のクランク角度についての所定のクランク角度間隔（例えば、３０°ＣＡ）である。したがって、後述の第１クランク角度θ_１は、（θ_２−Δθ）として算出される。

内燃機関１０では、上記（１）式を用いた筒内圧センサ３０の検出値の絶対圧補正が、筒内圧センサ３０を備えるそれぞれの気筒（本実施形態の内燃機関１０では全気筒）においてサイクル毎に実行される。より具体的には、各サイクルにおいて、筒内圧センサ３０の出力信号をクランク角度θと同期させてＡＤ変換して取得することで、所定期間（例えば、圧縮行程および膨張行程）の筒内圧波形が取得され、ＥＣＵ４０のバッファに格納される。そして、取得した筒内圧波形における断熱圧縮行程中の２点を用いて上記絶対圧補正が実行され、当該絶対圧補正後の筒内圧波形がバッファに再格納される。そして、絶対圧補正後の筒内圧波形を用いて今回のサイクルにおける各種燃焼解析値（発熱量Ｑ（もしくは発熱量Ｑに相関のあるパラメータＰＶ^κ）、燃焼質量割合ＭＦＢ、燃焼重心位置ＣＡ５０（燃焼質量割合ＭＦＢが５０％となる時のクランク角度）および図示トルクなど）が算出され、算出した各種燃焼解析値が次回のサイクルでの燃焼制御にフィードバックされる。

サイクル毎の上記燃焼解析値の算出精度および上記絶対圧精度は、近年、研究開発が進められている過給リーンバーン燃焼、大量ＥＧＲ燃焼およびＨＣＣＩ（予混合圧縮着火）燃焼、並びに着火始動制御において特に高く要求される。その一方で、筒内圧センサ３０、ＥＣＵ４０、および筒内圧センサ３０とＥＣＵ４０とを接続するワイヤハーネス等には、ノイズ（ベースノイズ）が重畳し得る。このような電磁ノイズが筒内圧センサ３０の検出値に重畳すると、上記の手法で絶対圧補正値を算出した際に、誤差が発生してしまう。特に、上記ノイズは、低負荷燃焼の際に燃焼解析値（例えば、燃焼重心位置ＣＡ５０もしくは図示トルク）に大きな誤差を発生させる。このような誤差が生じると、狙い通りの燃費やドライバビリティの向上を実現できなくなることがある。

図２は、筒内圧センサ３０の検出値へのノイズ重畳の影響をシミュレーションした結果を表した図である。より具体的には、図２（Ａ）は、ノイズが重畳していない筒内圧波形に対して、上記ベースノイズ相当のホワイトノイズを重畳させた図である。図２（Ｂ）および図２（Ｃ）は、それぞれ、図２（Ａ）中に黒丸を付して示す２点と上記（１）式とを用いた絶対圧補正による補正後の筒内圧力Ｐを利用して算出されたパラメータＰＶ^κおよび燃焼質量割合ＭＦＢの波形をそれぞれ表している。パラメータＰＶ^κは、筒内の発熱量Ｑと高い相関性のあるパラメータであり、このパラメータＰＶ^κに代えて後述の（２）式を用いて発熱量Ｑを算出した場合にも、発熱量Ｑの波形は図２（Ｂ）に示すものと同様の波形となる。尚、図２の各図において、実線で示す波形はノイズのない波形を示しており、この実線で示す波形の周囲に表された領域が、ノイズの影響によって値がばらついていることを示している。

従来においては、絶対圧補正の演算処理の簡素化のため、図２（Ａ）中に黒丸を付して示す２点（固定値（例えば、圧縮上死点前９０°ＣＡと７５°ＣＡ））のように、すべての運転条件において吸気弁の閉弁タイミングおよび点火ノイズの影響を回避できるようなタイミングでのクランク角度が用いられてきた。上述したように、（１）式は、断熱圧縮行程であれば、パラメータＰＶ^κが一定であり、任意の２点を用いたとしても同一サイクルのための絶対圧補正値ΔＰが一定となることを前提として導出されたものである。したがって、上記従来の手法のように設定した２点を用いて絶対圧補正を行ったとしても本来的には問題がないといえる。

しかしながら、ベースノイズの影響による絶対圧補正値ΔＰの誤差は、絶対圧補正に用いられるクランク角度が圧縮上死点から乖離するほど大きくなる。これは、図２（Ａ）に示すように筒内圧力Ｐには時期を問わずに同等のベースノイズが重畳するのに対し、圧縮上死点から離れるほど筒内容積Ｖの値が大きくなることで、この筒内容積Ｖのκ乗と筒内圧力Ｐとの積であるパラメータＰＶ^κへのベースノイズの影響が図２（Ｂ）に示すように圧縮上死点から離れるほど増幅されるためである。上記従来の手法により設定される２点は、まさに圧縮上死点から大きく離れているタイミングでのクランク角度であり、ベースノイズの影響を大いに受けてしまう。その結果、このような２点を利用して算出される絶対圧補正値ΔＰに大きな誤差が発生してしまう。そして、そのような誤差の大きな絶対圧補正値ΔＰを用いて算出されたパラメータＰＶ^κ（もしくは発熱量Ｑ）および燃焼質量割合ＭＦＢに対しても、図２（Ｂ）および図２（Ｃ）に示すように大きな誤差が生じてしまう。

図３は、ベースノイズの影響による絶対圧補正の誤差が燃焼解析値（一例として、燃焼重心位置ＣＡ５０）の算出に与える影響を表した図である。
より具体的には、図３（Ａ）は、図２（Ａ）中に黒丸を付して示す２点と上記（１）式とを用いた絶対圧補正による補正後の筒内圧力Ｐを利用して所定サイクル（ここでは、５００サイクル）に渡って算出された燃焼重心位置ＣＡ５０の波形を示している。図３（Ｂ）は、図３（Ａ）に表された燃焼重心位置ＣＡ５０のばらつきをヒストグラムを用いて表した図である。これらの図３（Ａ）および図３（Ｂ）に示すように、ベースノイズの影響による絶対圧補正の誤差が原因で、燃焼重心位置ＣＡ５０の各サイクルでの算出値も大きくばらついてしまうことが分かる。

以上説明したように、従来の手法において絶対圧補正の誤差が大きくなる原因は、絶対圧補正値ΔＰの算出に利用する断熱圧縮行程中の２点として、ベースノイズの影響の大きな領域（すなわち、Ｓ／Ｎ比が低い領域）の２点を固定値として用いている点にある。そこで、本実施形態で実際に用いるものではないが、次のような対策を行うことが考えられる。

すなわち、筒内圧波形にベースノイズが重畳すると、同一サイクルにおいて異なる２点のクランク角度を用いて複数の絶対圧補正値ΔＰを算出した際に、絶対圧補正値ΔＰが変動することになる。ベースノイズはホワイトノイズ（正規分布）相当のノイズであるので、同一サイクル内でＮ個算出した絶対圧補正値ΔＰを平均処理した値を用いるようにするという対策が考えられる。これにより、絶対圧補正値ΔＰへのノイズの影響を１／Ｎに低減することができる。しかしながら、吸気弁の遅閉じ制御が行われる条件などの運転条件によっては、十分な平均処理を行えるだけのＮ数を確保できないという問題がある。また、Ｎ個の絶対圧補正値ΔＰの算出のための各クランク角度を運転条件に応じた適切な値とするためには、マップの適合に膨大な工数が必要となる。更に、Ｎ数を確保するためには、ＡＤ変換を行って筒内圧力を取得する際のクランク角度間隔を短くする必要があるので、ＥＣＵのコストアップもしくは演算処理負荷の増大を招来する。

また、各サイクルで算出した絶対圧補正値ΔＰを複数のサイクル間で平均した値を用いるようにするという対策も考えられる。これにより、ベースノイズを低減できるだけのＮ数は十分に確保できるようになる。しかしながら、この対策は、前回のサイクルと異なる運転条件に変化する過渡運転時には使用できない。また、サイクル毎に絶対圧補正値ΔＰを確定できなくなるため、サイクル毎に所望の燃焼解析値を取得して、その取得結果を次のサイクルの燃焼制御に反映させること自体ができなくなってしまう。

更に、筒内圧センサ、ＥＣＵおよびこれらを接続するワイヤハーネスに対して、シールド線を用いたり、センサの出力回路を低圧部と高圧部とに分離した構造を用いたりするなどのハードウェア面でのノイズ対策をとることも考えられる。しかしながら、この対策は、大幅なコストアップを招くことが懸念されるとともに、その効果には限界がある。

（実施の形態１における特徴的な絶対圧補正手法）
本実施形態では、コストアップ、適合工数の増加、および演算処理負荷の増大を招くことなく、効果的にノイズ影響を低減できるようにするために、以下に説明する手法を用いて絶対圧補正が行われる。すなわち、本実施形態の絶対圧補正手法は、上記（１）式を用いて絶対圧補正値ΔＰを算出する際の断熱圧縮行程中の２点のクランク角度（以下、「第１クランク角度θ_１および第２クランク角度θ_２」と称する）の取得手法に特徴を有している。

すなわち、本実施形態では、先ず、筒内圧センサ３０を用いて取得した筒内圧波形から、燃焼期間中に筒内圧力Ｐ（筒内圧センサ３０の出力値）が最大となるクランク角度（以下、「筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘ」と称する）を取得するようにした。そして、点火時期よりも遅角側の断熱圧縮行程中のタイミングとなるように筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘに対してパラメータαだけ進角したクランク角度を第２クランク角度θ_２として設定するようにした。更に、第２クランク角度θ_２に対して所定のクランク角度間隔Δθだけ進角したクランク角度を第１クランク角度θ_１として設定するようにした。すなわち、本実施形態の手法によれば、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘに応じて第１および第２クランク角度θ_１、θ_２が可変されることになる。

図４は、本発明の実施の形態１において第２クランク角度θ_２の設定に用いられるパラメータαの設定手法を説明するための図である。
本実施形態では、断熱圧縮行程中において、点火時期よりも遅角側のタイミングであって燃焼開始点（燃焼質量割合ＭＦＢが０％から上昇に転ずる点）までのタイミングとなるように、第２クランク角度θ_２を設定することとしている。より具体的には、本実施形態では、第２クランク角度θ_２は燃焼開始点の近傍に設定される。

図４に示すように、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘは、概ね、燃焼質量割合ＭＦＢが９０％となる時のクランク角度に相当する。燃焼質量割合ＭＦＢが１０〜９０％となる燃焼期間（すなわち、いわゆる「主燃焼期間」）は、エンジン回転数の変化を考慮しても概ね３０〜３５°ＣＡとなる。そこで、本実施形態では、上記のタイミングで第２クランク角度θ_２を設定するために、パラメータαは、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘに対して１０〜９０％燃焼期間（主燃焼期間）に所定の余裕期間（５°ＣＡ程度の主燃焼期間よりも短い期間）を加えた期間だけ進角した値として設定されている。尚、本実施形態では、パラメータαは、運転条件に関係なく一定の固定値として設定されているものとする。

次に、クランク角度間隔Δθの好ましい設定について説明する。
図５は、ベースノイズが絶対圧補正値ΔＰの分子に与える影響（Ａ）と、絶対圧補正値ΔＰの分母の大きさの変化（Ｂ）とを、それぞれクランク角度間隔Δθとの関係で表した図である。図６は、ベースノイズの影響による絶対圧補正値ΔＰのばらつき度合いとクランク角度間隔Δθとの関係を表した図である。

絶対圧補正値ΔＰの分子成分は、上記（１）式より、（ＰＶ^κ（θ_２）−ＰＶ^κ（θ_２−Δθ））となる。クランク角度間隔Δθが大きくなるほど、第１クランク角度θ_１が圧縮上死点からより大きく離れることになる。したがって、図５（Ａ）に示すように、クランク角度間隔Δθが大きいほど、絶対圧補正値ΔＰの分子成分に対するベースノイズの影響が増幅されることになるので、分子成分の誤差が拡大する。一方、絶対圧補正値ΔＰの分母成分は、上記（１）式より、（Ｖ^κ（θ_２）−Ｖ^κ（θ_２−Δθ））となる。したがって、図５（Ｂ）に示すように、クランク角度間隔Δθが大きくなるほど、絶対圧補正値ΔＰの分母成分は、マイナス側で大きくなる。

図５（Ａ）および図５（Ｂ）に表されるように、クランク角度間隔Δθの変化が絶対圧補正値ΔＰに与える影響は、絶対圧補正値ΔＰの分子成分のベースノイズの影響による誤差の増幅分よりも、分母成分の（絶対値としての）増加分の方が大きくなる。したがって、図６に示すように、クランク角度間隔Δθが大きくなるほど、絶対圧補正値ΔＰの誤差（ばらつき）が縮小するといえる。そこで、本実施形態では、絶対圧補正値ΔＰの算出精度が所望の精度に収まるように、クランク角度間隔Δθを設定することとしている。そのようなクランク角度間隔Δθとしては、例えば、３０°ＣＡが該当する。

図７は、本発明の実施の形態１における絶対圧補正を実現するために、ＥＣＵ４０が実行するルーチンを示すフローチャートである。尚、本ルーチンは、内燃機関１０のサイクル毎に気筒単位で繰り返し実行されるものとする。

図７に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、先ず、筒内圧センサ３０の出力値（ＡＤ変換値）の波形を用いて、当該出力値が最大となる時のクランク角度である筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘを取得する（ステップ１００）。

次に、ＥＣＵ４０は、取得した筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘからパラメータαを引くことにより得られる値を第２クランク角度θ_２として算出する（ステップ１０２）。パラメータαは図４を参照して既述した手法に従って予め適合された固定値である。本ステップ１０２の処理によれば、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘに対してパラメータαだけ進角したクランク角度が第２クランク角度θ_２として算出されることになる。

次に、ＥＣＵ４０は、算出した第２クランク角度θ_２からクランク角度間隔Δθを引くことにより得られる値を第１クランク角度θ_１として算出する（ステップ１０４）。クランク角度間隔Δθは、図６を参照して既述したように、絶対圧補正値ΔＰの精度を確保できるような大きさ（例えば、３０°ＣＡ）として予め設定された値である。本ステップ１０４の処理によれば、第２クランク角度θ_２に対してクランク角度間隔Δθだけ進角したクランク角度が第１クランク角度θ_１として算出されることになる。

次に、ＥＣＵ４０は、上記のように算出した第２クランク角度θ_２と第１クランク角度θ_１とを用いて、上記（１）式に従って絶対圧補正値ΔＰを算出する（ステップ１０６）。

図８は、本発明の実施の形態１の絶対圧補正手法を適用しつつ、筒内圧センサ３０の検出値へのノイズ重畳の影響をシミュレーションした結果を表した図である。より具体的には、図８（Ａ）は、ノイズが重畳していない筒内圧波形に対して、上記図２（Ａ）と同等のホワイトノイズを重畳させた図である。図９は、本発明の実施の形態１の絶対圧補正手法による補正後の筒内圧力Ｐを用いた燃焼解析値（一例として、燃焼重心位置ＣＡ５０）の算出結果を表した図である。

以上説明した本実施形態の絶対圧補正手法によれば、第２クランク角度θ_２が燃焼開始点の近傍のタイミングに設定される。このように設定された第２クランク角度θ_２は、圧縮上死点に近いタイミングである。そして、この第２クランク角度θ_２に対して上記クランク角度間隔Δθだけ進角したクランク角度が第１クランク角度θ_１として設定される。このように設定された第２クランク角度θ_２と第１クランク角度θ_１とを用いることで、ベースノイズの影響による絶対圧補正値ΔＰの誤差を大幅に低減できるようになる。

その結果、図８（Ｂ）および図８（Ｃ）に示すように、上記手法による絶対圧補正後の筒内圧力Ｐを利用して算出したパラメータＰＶ^κ（発熱量Ｑの波形も同様）および燃焼質量割合ＭＦＢのそれぞれの波形に重畳するノイズを大幅に減少させることが可能となる。更に、図９（Ａ）および図９（Ｂ）に示すように、上記手法による絶対圧補正後の筒内圧力Ｐを利用して算出した燃焼重心位置ＣＡ５０に重畳するノイズを大幅に減少させることが可能となる。このように、上記手法による絶対圧補正後の筒内圧力Ｐを利用することで、各種の燃焼解析値を高精度に算出できるようになる。その結果、筒内圧センサ３０の検出値をベースとするエンジン制御において燃費およびドライバビリティを狙い通りに制御できるようになる。

また、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘの取得は、予備計算を一切必要としない。すなわち、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘは、例えば、最大値を記憶するピークホールド機能を利用しつつ筒内圧センサ３０の出力値（ＡＤ変換値）を取得するだけで容易に検出することができる。そして、このように容易に取得可能な筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘを基準として、事前に設定したパラメータαだけ進角した第２クランク角度θ_２、更には第２クランク角度θ_２から所定のクランク角度間隔Δθだけ進角した第１クランク角度θ_１を算出しているので、特段の演算処理負荷を要しない。

更に、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘを基準とする上記の第１および第２クランク角度θ_１、θ_２の算出は、サイクル毎に行われるものであり、これにより、運転条件に依存せずに適切な２点（θ_１、θ_２）を算出できるようになる。このため、これらの２点（θ_１、θ_２）の算出のために運転条件毎にマップを持たせておく必要がないため、適合工数の増加も抑制することができる。

更に、ハードウェア面でのノイズ対策をとる場合には、例えば、センサ回路の複雑化（低圧部と高圧部の２系統化もしくは大容量のコンデンサの追加など）、ワイヤハーネスのシールド化、ＥＣＵ回路の複雑化といったコストアップ要因が考えられる。しかしながら、本実施形態の絶対圧補正手法によれば、そのようなコストアップを招くことなく、ベースノイズの影響による絶対圧補正値ΔＰの誤差を低減できるようになる。

以上のように、本実施形態の絶対圧補正手法によれば、コストアップ、適合工数の増加、および演算処理負荷の増大を招くことなく、効果的にノイズ影響を抑えた筒内圧センサ３０の検出値の絶対圧補正を行えるようになる。

ところで、上述した実施の形態１においては、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘからパラメータαだけ進角したクランク角度を第２クランク角度θ_２として設定し、第２クランク角度θ_２からクランク角度間隔Δθだけ進角したクランク角度を第１クランク角度θ_１として設定している。しかしながら、本発明における第１および第２クランク角度の設定手法は、上記に限定されるものではない。すなわち、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘから所定クランク角度間隔（本発明における「第３クランク角度間隔」に相当）だけ進角したクランク角度を第１クランク角度θ_１として設定したうえで、当該第１クランク角度θ_１から上記クランク角度間隔Δθだけ遅角したクランク角度を第２クランク角度θ_２として設定してもよい。

また、上述した実施の形態１においては、一例として、図８（Ａ）等に示すように、第２クランク角度θ_２が圧縮上死点よりも進角側のクランク角度に設定されており、第１クランク角度θ_１が点火時期よりも進角側のクランク角度に設定された例について説明を行った。しかしながら、本発明における第２クランク角度は、点火時期よりも遅角側のタイミングであって燃焼開始点までのタイミングであれば、筒内圧最大クランク角度に応じて任意に設定されてもよいものである。また、本発明における第１クランク角度は、第２クランク角度に対して所定のクランク角度間隔だけ進角したクランク角度となるようであれば、点火時期よりも遅角側のクランク角度に設定されるものであってもよい。

また、上述した実施の形態１においては、筒内の発熱量Ｑにリニアな相関のあるパラメータＰＶ^κを利用した絶対圧補正手法を例に挙げて説明を行った。しかしながら、本発明において断熱圧縮行程中の第１および第２クランク角度を用いて算出する絶対圧補正値は、筒内の発熱量Ｑを用いて算出されるものであってもよい。尚、発熱量Ｑは、以下の（２）式により算出可能である。すなわち、発熱量Ｑは、筒内圧センサ３０の検出値を利用して算出可能な筒内の熱発生率ｄＱ／ｄθをクランク角度θで積分することによって算出することができる。
Ｑ＝∫（ｄＱ／ｄθ）ｄθ＝∫（１／（κ−１）×（ＶｄＰ／ｄθ＋ＰκｄＶ／ｄθ））ｄθ ・・・（２）

尚、上述した実施の形態１においては、ＥＣＵ４０が上記ステップ１００の処理を実行することにより前記第１の発明における「取得手段」が実現され、ＥＣＵ４０が上記ステップ１０２〜１０６の処理を実行することにより前記第１の発明における「絶対圧補正手段」が実現されている。
また、上述した実施の形態１においては、パラメータαが前記第２の発明における「第１クランク角度間隔」に、クランク角度間隔Δθが前記第２の発明における「第２クランク角度間隔」に、それぞれ相当している。

実施の形態２．
次に、図１０乃至図１３を主に参照して本発明の実施の形態２について説明する。
本実施形態のシステムは、図１に示すハードウェア構成を用いて、ＥＣＵ４０に図７に示すルーチンに代えて後述の図１３に示すルーチンを実行させることにより実現することができるものである。

内燃機関１０の運転中には、リーン燃焼、大量ＥＧＲ燃焼、或いは触媒暖機のための遅角燃焼といった燃焼速度が通常燃焼時よりも低い緩慢燃焼が行われる場合がある。このような緩慢燃焼になると、着火時期（燃焼開始点）が遅くなる（着火遅れ期間が長くなる）。また、緩慢燃焼によって着火時期が遅くなると、主燃焼期間（１０〜９０％燃焼期間）も遅くなる。図１０は、１０〜９０％燃焼期間（主燃焼期間）と空燃比（Ａ／Ｆ）との関係を表した図である。空燃比を例に挙げると、図１０に示すように、空燃比が理論空燃比に対してよりリーンになるほど、燃焼速度が遅くなり、１０〜９０％燃焼期間が長くなる。

上記のような緩慢燃焼によって着火遅れ期間および主燃焼期間が変化したにもかかわらず、通常燃焼時の条件（例えば、空燃比は理論空燃比）に対して設定したパラメータαを用いて第２クランク角度θ_２を算出することとすると、既に燃焼が開始した後のクランク角度（すなわち、断熱圧縮行程ではない期間中のクランク角度）が第２クランク角度θ_２として選択されることになり得る。その結果、絶対圧補正値ΔＰに誤差が発生してしまうことが懸念される。

そこで、本実施形態では、着火遅れ期間および主燃焼期間（燃焼速度）の変化に依らずに適切なパラメータαを決定できるようにするために、次の（３）式に従ってサイクル毎にパラメータαを算出するようにした。
α＝ｋ×（θ_Ｐｍａｘ−点火時期） ・・・（３）
ただし、上記（３）式における係数ｋは適合値（正の値）である。

図１１は、パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）と１０〜９０％燃焼期間との関係を表した図である。図１２は、パラメータαとパラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）との関係（すなわち、上記（３）式の傾向）を表した図である。

パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）は、点火（放電）してから着火する（燃焼が開始する）までの着火遅れ期間と、その後の主燃焼期間（１０〜９０％燃焼期間）とを含む期間として定義されたものである。このため、図１１に示すように、パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）は、１０〜９０％燃焼期間と相関を有していることが分かる。そして、上記図１０および図１１に示す関係より、パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）についても、着火遅れ期間および主燃焼期間に影響を及ぼすパラメータである空燃比と相関があることが分かる。ここでは詳細な説明を省略するが、パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）は、空燃比以外のＥＧＲガス量および吸気バルブタイミング等の着火遅れ期間および主燃焼期間に影響を及ぼすパラメータに対しても、空燃比と同様に相関があるといえる。そこで、本実施形態では、図１２に示すように、上記（３）式の関係を用いて、パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）が大きくなるほど、第２クランク角度θ_２を決定するためのパラメータαを大きくするようにした。

図１２に示す関係によれば、例えば、空燃比を通常燃焼時（理論空燃比）よりもリーンとした緩慢燃焼が行われている場合には、パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）が通常燃焼時よりも長くなる。それに伴い、パラメータαは、通常燃焼時よりも大きな値に設定されることになる。より具体的には、空燃比が理論空燃比に対してリーンになるほど、パラメータが大きくなる。このように、図１２に示す関係を用いてパラメータαを決定するようにすることで、空燃比、ＥＧＲガス量および吸気バルブタイミング等の着火遅れ期間および主燃焼期間に影響を及ぼすパラメータを求める必要なしに、それらのパラメータの影響を反映し、かつ、現在の燃焼に適したパラメータαをサイクル毎に算出できるようになる。

その結果、リーン燃焼等の緩慢燃焼の実施によって着火遅れ期間および主燃焼期間が変化する場合であっても、確実に断熱圧縮行程中のクランク角度となるように第２クランク角度θ_２を設定することができ、上述した実施の形態１と比べ、絶対圧補正値ΔＰの算出精度を高めることができる。また、このようにして算出されるパラメータαはすべての運転条件に対して適用可能であり、着火遅れ期間および主燃焼期間に応じた適切なパラメータαを決定することに際して、適合工数が増加するのを回避することができる。

また、上述した手法では、パラメータαの算出に際して、１０〜９０％燃焼期間ではなく、パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）を利用するようにしている。１０〜９０％燃焼期間は、筒内圧センサ３０の検出値を用いて燃焼質量割合ＭＦＢを算出したうえで算出する値であるので、精度の良い値を得るには、絶対圧補正が行われた後の筒内圧力Ｐの値を用いる必要があるものである。したがって、絶対圧補正に用いるパラメータαの算出のために、絶対圧補正がなされていない状態での１０〜９０％燃焼期間を用いることは適切ではない。これに対し、本実施形態では、絶対圧補正の実行の有無の影響を受けないパラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）に基づいてパラメータαを適切に算出できるようになる。また、パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）は、実施の形態１において既述したように、ピークホールド機能などを用いて取得の容易な筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘを点火時期とともに用いるものである。このため、演算処理負荷の増大を招くことなく、着火遅れ期間および主燃焼期間に応じたパラメータαをサイクル毎に算出できるようになる。

図１３は、本発明の実施の形態２における絶対圧補正を実現するために、ＥＣＵ４０が実行するルーチンを示すフローチャートである。尚、図１３において、実施の形態１における図７に示すステップと同一のステップについては、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。

図１３に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、ステップ１００において筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘを算出した後に、上記（３）式に従って、パラメータ（θ_Ｐｍａｘ−点火時期）に基づいてパラメータαを算出する（ステップ２００）。尚、本実施形態では、上記（３）式中の係数ｋとしては、事前に設定しておいた適合値が用いられる。

以上説明した図１３に示すルーチンによれば、上述したように、適合工数の増加および演算処理負荷の増大を招くことなく、着火遅れ期間および主燃焼期間に応じたパラメータαをサイクル毎に算出できるようになる。

実施の形態３．
次に、図１４および図１５を主に参照して本発明の実施の形態３について説明する。
本実施形態のシステムは、図１に示すハードウェア構成を用いて、ＥＣＵ４０に図１３に示すルーチンに代えて後述の図１５に示すルーチンを実行させることにより実現することができるものである。

図１４は、吸入空気量が少ない状況下での燃焼時における第１クランク角度θ _１ の設定手法を説明するための図である。
吸入空気量が少ない状況下、すなわち、低負荷運転時には、圧縮行程において筒内圧力Ｐが上昇しにくくなる。その結果、クランク角度間隔Δθを上記図６を参照して既述した思想に基づいて設定した場合に、第１クランク角度θ_１での筒内圧力Ｐ（θ_１）が低すぎてしまうことがある。筒内圧力Ｐ（θ_１）が低いと、この筒内圧力Ｐ（θ_１）がノイズの影響を受け易くなる。このため、絶対圧補正値ΔＰの誤差が大きくなってしまうことが懸念される。

そこで、本実施形態では、第１クランク角度θ_１を算出する際に、第２クランク角度θ_２からクランク角度間隔Δθを引いて得た第１クランク角度θ_１での筒内圧力Ｐ（θ_１）が所定の判定値Ｐ_ｍｉｎ（例えば、０．４ＭＰａ）以下となるような場合には、図１４に示すように、判定値Ｐ_ｍｉｎよりも筒内圧力Ｐが若干高くなるタイミングでのクランク角度が第１クランク角度θ_１となるようにするためのクランク角度間隔の修正値Δθ’を算出するようにした。

更に、本実施形態では、上記のようにクランク角度間隔ΔθをΔθ’に修正する処理を行った場合には、この処理を行った際の運転条件（主に吸入空気量）をΔθ’と関連付けて学習することとした。そして、次回以降のサイクルで同一運転条件になった際には、上記修正後のクランク角度間隔Δθ’を取得して第１クランク角度θ_１を算出するようにした。

図１５は、本発明の実施の形態３における絶対圧補正を実現するために、ＥＣＵ４０が実行するルーチンを示すフローチャートである。尚、図１５において、実施の形態２における図１３に示すステップと同一のステップについては、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。

図１５に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、ステップ１０４において第１クランク角度θ_１を算出した後に、第１クランク角度θ_１での筒内圧力Ｐ（θ_１）が上記判定値Ｐ_ｍｉｎよりも高いか否かを判定する（ステップ３００）。その結果、本ステップ３００の判定が成立する場合には、ＥＣＵ４０は、直ちにステップ１０６に進んで絶対圧補正値ΔＰを算出する。

一方、上記ステップ３００の判定が不成立である場合、つまり、筒内圧力Ｐ（θ_１）が低すぎることで絶対圧補正値ΔＰの誤差が大きくなることが懸念される場合には、ＥＣＵ４０は、今回の処理サイクルでの運転条件と同じ運転条件（主に吸入空気量（負荷率ＫＬ）条件）において学習が済んでいるか否かを判定する（ステップ３０２）。

その結果、上記学習が未だ行われていない運転条件である場合には、ＥＣＵ４０は、判定値Ｐ_ｍｉｎよりも筒内圧力Ｐが若干高くなるタイミングでのクランク角度が第１クランク角度θ_１となるようにするためのクランク角度間隔の修正値Δθ’を算出し、修正値Δθ’と関連付けて現在の運転条件を学習値として保持する（ステップ３０４）。この場合には、ＥＣＵ４０は、第２クランク角度θ_２から、修正後のクランク角度間隔Δθ’を引くことにより得られる値として第１クランク角度θ_１を算出する（ステップ３０６）。

一方、上記ステップ３０２において学習が既に行われていると判定された場合には、ＥＣＵ４０は、今回の処理サイクルと同一の運転条件において過去に算出しておいたクランク角度間隔Δθ’を取得し（ステップ３０８）、ステップ３０６に進む。

以上説明した図１５に示すルーチンによれば、低負荷運転時において第１クランク角度θ_１での筒内圧力Ｐ（θ_１）が判定値Ｐ_ｍｉｎ以下となる場合には、判定値Ｐ_ｍｉｎよりも筒内圧力Ｐが若干高くなるタイミングでのクランク角度が第１クランク角度θ_１となるように修正される。これにより、第１クランク角度θ_１での筒内圧力Ｐ（θ_１）が低すぎることに起因して絶対圧補正値ΔＰの誤差が大きくなるのを防止することができる。

また、上記ルーチンによれば、クランク角度間隔ΔθをΔθ’に修正する処理を行った場合には、この処理を行った際の運転条件を修正値Δθ’と関連付けて学習しておき、次回以降のサイクルで同一運転条件になった際に、上記修正値Δθ’が使用される。これにより、運転条件に応じたクランク角度間隔Δθの修正値Δθ’を事前に適合して備えなくて済むようになる。このため、適合工数の低減を図ることができる。

実施の形態４．
次に、図１６を主に参照して本発明の実施の形態４について説明する。
本実施形態のシステムは、図１に示すハードウェア構成を用いて、ＥＣＵ４０に図１３に示すルーチンに代えて後述の図１６に示すルーチンを実行させることにより実現することができるものである。

任意のクランク角度θにおける燃焼質量割合ＭＦＢは、筒内の発熱量Ｑに相関のあるパラメータＰＶ^κを用いて、次の（４）式に従って算出することができる。
ＭＦＢ＝（ＰＶ^κ（θ）−ＰＶ^κ（θ_ｓｔａ））／（ＰＶ^κ（θ_ｆｉｎ）−ＰＶ^κ（θ_ｓｔａ）） ・・・（４）
ただし、上記（４）式において、θ_ｓｔａは燃焼開始点（燃焼開始時期）であり、θ_ｆｉｎは燃焼終了点（燃焼終了時期）である。尚、燃焼質量割合ＭＦＢは、パラメータＰＶ^κに代えて、上記（２）式を用いて算出可能な発熱量Ｑを用いて算出することもできる。

従来において燃焼質量割合ＭＦＢを算出する際には、演算処理の簡素化のために、絶対圧補正値ΔＰの算出に関する課題として図２（Ａ）中に黒丸印で表して既述したものと同様に、圧縮上死点から離れたクランク角度を燃焼開始点θ_ｓｔａとして用いることが一般的であった。

上述した実施の形態１等における絶対圧補正手法による補正後の筒内圧力Ｐを用いることで、図８（Ｂ）と図２（Ｂ）とを比較して分かるように、ベースノイズの影響が大きく低減されたパラメータＰＶ^κの波形を得られるようになる。しかしながら、図８（Ｂ）を見て分かるように、圧縮上死点から大きく離れたクランク角度では、ベースノイズの影響がパラメータＰＶ^κの波形に少ないレベルではあるが残っている。したがって、実施の形態１等における絶対圧補正手法による補正後の筒内圧力Ｐを基礎としてパラメータＰＶ^κ(発熱量Ｑを使う場合も同様）を算出して燃焼質量割合ＭＦＢを算出する場合に、従来の手法のような圧縮上死点から大きく離れたクランク角度を燃焼開始点θ_ｓｔａとして用いることは、燃焼質量割合ＭＦＢの算出における精度の悪化要因となってしまう。

そこで、本実施形態では、実施の形態１等における絶対圧補正手法による補正後の筒内圧力Ｐを用いて燃焼質量割合ＭＦＢを算出する場合に、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘからパラメータαだけ進角したクランク角度として算出される上記第２クランク角度θ_２を燃焼開始点θ_ｓｔａとして用いるようにした。

図１６は、本発明の実施の形態４における燃焼質量割合ＭＦＢの演算を実現するために、ＥＣＵ４０が実行するルーチンを示すフローチャートである。尚、図１６において、実施の形態２における図１３に示すステップと同一のステップについては、同一の符号を付してその説明を省略または簡略する。ここでは、実施の形態２で説明した絶対圧補正手法と組み合わせることとしているが、本実施形態の燃焼質量割合ＭＦＢの算出処理は、他の実施の形態１または３で説明した絶対圧補正手法と組み合わせて実行されるものであってもよい。

図１６に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、ステップ１０６において絶対圧補正値ΔＰを算出した後に、上記（４）式で用いる燃焼開始点θ_ｓｔａとして上記ステップ１０２において算出した第２クランク角度θ_２を設定したうえで、当該（４）式に従って燃焼質量割合ＭＦＢを算出する（ステップ４００）。尚、上記（４）式中の燃焼終了点θ_ｆｉｎは、絶対圧補正後の筒内圧力Ｐを用いて算出するパラメータＰＶ^κが最大値に達した時のクランク角度として取得することができる。ＥＣＵ４０は、次いで、燃焼質量割合ＭＦＢの算出値を利用して得られる燃焼解析値として、燃焼重心位置ＣＡ５０を算出する（ステップ４０２）。

以上説明した図１６に示すルーチンによれば、筒内圧最大クランク角度θ_Ｐｍａｘを基準として算出した第２クランク角度θ_２を燃焼開始点θ_ｓｔａとして用いて燃焼質量割合ＭＦＢを算出することにより、燃焼開始点θ_ｓｔａでの発熱量相関値であるＰＶ^κ（θ_ｓｔａ）に与えるベースノイズの影響を低減することができる。このように、ベースノイズの影響を大きく低減した絶対圧補正値ΔＰを用い、かつ、上記第２クランク角度θ_２を燃焼開始点θ_ｓｔａとして用いることにより、燃焼質量割合ＭＦＢの算出精度を更に向上させることができる。

尚、上述した実施の形態４においては、ＥＣＵ４０が上記ステップ４００の処理を実行することにより前記第７の発明における「燃焼質量割合算出手段」が実現されている。

１０ 内燃機関
１２ ピストン
１４ 燃焼室
１６ 吸気通路
１８ 排気通路
２０ 吸気弁
２２ 排気弁
２４ スロットルバルブ
２６ 燃料噴射弁
２８ 点火プラグ
３０ 筒内圧センサ
４０ ＥＣＵ(Electronic Control Unit)
４２ クランク角センサ

Claims (7)

1. 筒内圧力を検出する筒内圧センサと、
   燃焼期間中に前記筒内圧センサにより検出される筒内圧力が最大となる筒内圧最大クランク角度を取得する取得手段と、
   前記筒内圧最大クランク角度を基準として、吸気弁が閉じてから燃焼が開始するまでの断熱圧縮行程において第１クランク角度と当該第１クランク角度よりも遅角側の第２クランク角度とを設定し、前記第１クランク角度および前記第２クランク角度でのそれぞれの筒内圧力と筒内容積とを用いて、前記筒内圧センサにより検出される筒内圧力の絶対圧補正を実行する絶対圧補正手段と、
   を備え、
   前記絶対圧補正手段は、点火時期より遅角側の断熱圧縮行程中のタイミングとなるように前記筒内圧最大クランク角度に対して進角したクランク角度を前記第２クランク角度として設定して前記絶対圧補正に用いることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記絶対圧補正手段は、前記筒内圧最大クランク角度に対して第１クランク角度間隔だけ進角したクランク角度を前記第２クランク角度として設定し、前記第２クランク角度に対して第２クランク角度間隔だけ進角したクランク角度を前記第１クランク角度として設定す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。
3. 前記絶対圧補正手段は、前記筒内圧最大クランク角度に対して第３クランク角度間隔だけ進角したクランク角度を前記第１クランク角度として設定し、前記第１クランク角度に対して第２クランク角度間隔だけ遅角したクランク角度を前記第２クランク角度として設定す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。
4. 前記絶対圧補正手段は、前記筒内圧最大クランク角度と点火時期との差に基づいて前記第１クランク角度間隔を設定す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。
5. 前記絶対圧補正手段は、前記第２クランク角度として、燃焼開始点近傍のクランク角度を設定することを特徴とする請求項１〜４の何れか１つに記載の内燃機関の制御装置。
6. 前記絶対圧補正手段は、前記第１クランク角度を、所定値よりも高い筒内圧力でのクランク角度に設定することを特徴とする請求項１〜５の何れか１つに記載の内燃機関の制御装置。
7. 前記絶対圧補正手段による補正後の筒内圧力を用い、かつ、前記第２クランク角度を燃焼開始点として用いて、燃焼質量割合を算出する燃焼質量割合算出手段を更に備えることを特徴とする請求項１〜６の何れか１つに記載の内燃機関の制御装置。

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