JP5949787B2 - 内燃機関の燃焼状態検出装置 - Google Patents

Description

この発明は、内燃機関の燃焼状態検出装置に係り、特に、筒内圧センサを利用した内燃機関の燃焼状態検出装置に関する。

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。この従来の制御装置は、筒内圧センサにより検出される筒内圧力に基づいて筒内の発熱量の指標となる指標値を算出する。そして、この指標値に基づいてプレイグニッションの発生を検出することとしている。

特開２０１２−２２５３２１号公報 特開２００８−０６９７１３号公報 特開２０１３−１０４４０７号公報 国際公開第２０１２／１４７１９３号

筒内圧センサの出力は、一般的に、出力値に含まれるオフセットずれを解消するための絶対圧補正がなされた後の値が使用される。このような絶対圧補正が正しく行われていないと、筒内圧センサの出力を用いて算出される発熱量（算出発熱量）にずれが生じてしまう。その結果、算出発熱量を利用してプレイグニッションの検出などの燃焼状態の把握を精度良く行えなくなる可能性がある。

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の絶対圧補正が正しく行われていない場合であっても、燃焼による筒内の実発熱量を正確に推定することのできる内燃機関の燃焼状態検出装置を提供することを目的とする。

第１の発明は、内燃機関の燃焼状態検出装置であって、
クランク角度を取得するクランク角度取得手段と、
筒内圧力を検出する筒内圧センサと、
前記筒内圧センサにより検出される筒内圧力に対して絶対圧補正を施した後の筒内圧力と前記クランク角度取得手段により取得されるクランク角度とを用いて、燃焼期間を介在するクランク角期間として想定されたクランク角期間であって吸気弁の閉じ時期よりも遅角側かつ排気弁の開き時期よりも進角側に位置するクランク角期間を対象として、クランク角度同期での筒内の発熱量のデータである算出発熱量データを算出する発熱量算出手段と、
を備える往復動型の内燃機関の燃焼状態検出装置であって、
圧縮行程中のクランク角度を第１クランク角度とし、膨張行程中のクランク角度であって前記第１クランク角度での筒内容積と同じ筒内容積が得られるクランク角度を第２クランク角度とし、前記第１クランク角度での発熱量として前記発熱量算出手段により算出される算出発熱量を第１算出発熱量とし、前記第２クランク角度での発熱量として前記発熱量算出手段により算出される算出発熱量を第２算出発熱量とし、前記第１算出発熱量と前記第２算出発熱量との差分を発熱量変化量とした場合に、前記第１クランク角度が燃焼開始点よりも進角側に位置し、かつ、前記第２クランク角度が燃焼終了点よりも遅角側に位置するという条件を満たす一対の前記第１クランク角度および前記第２クランク角度に関する前記発熱量変化量を最大実発熱量として推定する最大実発熱量推定手段を備え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、
前記クランク角期間を対象として、クランク角度同期での前記発熱量変化量のデータである発熱量変化量データを算出する発熱量変化量算出手段をさらに備え、
前記最大実発熱量推定手段は、前記発熱量変化量データの最大値を用いて最大実発熱量を推定することを特徴とする。

また、第３の発明は、第１または第２の発明において、
前記クランク角期間を対象として、クランク角度同期での前記発熱量変化量のデータである発熱量変化量データを算出する発熱量変化量算出手段をさらに備え、
前記発熱量変化量算出手段は、発熱量変化量を前記第２算出発熱量から前記第１算出発熱量を引いて得られる値として算出し、かつ、前記算出発熱量データを用いて発熱量変化量データを前記第２クランク角度に関連付けて取得するものであって、
燃焼開始点が圧縮上死点よりも進角側のクランク角度となり燃焼終了点が圧縮上死点よりも遅角側のクランク角度となる通常燃焼時に、燃焼質量割合が所定割合となる時のクランク角度である所定割合燃焼点を取得する第１の燃焼点取得手段をさらに備え、
前記第１の燃焼点取得手段は、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量が最大値に到達する時の発熱量変化量最大クランク角度を燃焼終了点とみなし、かつ、圧縮上死点を間に介して当該発熱量変化量最大クランク角度の反対側に位置するクランク角度であって前記発熱量変化量最大クランク角度での筒内容積と同じ筒内容積が得られるクランク角度を燃焼開始点とみなして得られるみなし燃焼期間中の前記算出発熱量データに基づいて、前記通常燃焼時の前記所定割合燃焼点を取得することを特徴とする。

また、第４の発明は、第３の発明において、
前記第１の燃焼点取得手段は、前記算出発熱量データに基づく圧縮上死点付近の算出発熱量もしくは前記発熱量変化量データに基づく圧縮上死点付近の発熱量変化量の変化率が所定値よりも大きい場合に、前記通常燃焼時であると判断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、
前記クランク角期間を対象として、クランク角度同期での前記発熱量変化量のデータである発熱量変化量データを算出する発熱量変化量算出手段をさらに備え、
前記発熱量変化量算出手段は、発熱量変化量を前記第２算出発熱量から前記第１算出発熱量を引いて得られる値として算出し、かつ、前記算出発熱量データを用いて発熱量変化量データを前記第２クランク角度に関連付けて取得するものであって、
燃焼開始点が圧縮上死点と同じか圧縮上死点よりも遅角側のクランク角度となる遅角燃焼時に、燃焼質量割合が所定割合となる時のクランク角度である所定割合燃焼点を取得する第２の燃焼点取得手段をさらに備え、
前記第２の燃焼点取得手段は、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量がゼロから増加に転じる時のクランク角度を燃焼開始点とみなし、かつ、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量が最大値に到達する時の発熱量変化量最大クランク角度を燃焼終了点とみなし、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量が当該発熱量変化量の最大値に対して前記所定割合となる時の特定第２クランク角度を前記遅角燃焼時の前記所定割合燃焼点として取得することを特徴とする。

また、第６の発明は、第５の発明において、
圧縮上死点を間に介して前記特定第２クランク角度の反対側に位置するクランク角度であって前記特定第２クランク角度での筒内容積と同じ筒内容積が得られる特定第１クランク角度を取得する特定第１クランク角度取得手段をさらに備え、
前記第２の燃焼点取得手段は、前記算出発熱量データに基づく圧縮上死点付近の算出発熱量もしくは前記発熱量変化量データに基づく圧縮上死点付近の発熱量変化量の変化率が所定値以下となる場合であって、前記算出発熱量データに基づく前記特定第２クランク角度での算出発熱量の変化率が、前記算出発熱量データに基づく前記特定第１クランク角度での算出発熱量の変化率よりも大きい場合に、前記遅角燃焼時であると判断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、
前記クランク角期間を対象として、クランク角度同期での前記発熱量変化量のデータである発熱量変化量データを算出する発熱量変化量算出手段をさらに備え、
前記発熱量変化量算出手段は、発熱量変化量を前記第２算出発熱量から前記第１算出発熱量を引いて得られる値として算出し、かつ、発熱量変化量データを前記第２クランク角度に関連付けて取得するものであって、
燃焼終了点が圧縮上死点と同じか圧縮上死点よりも進角側のクランク角度となる進角燃焼時に、燃焼質量割合が所定割合となる時のクランク角度である所定割合燃焼点を取得する第３の燃焼点取得手段をさらに備え、
前記第３の燃焼点取得手段は、
前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量がゼロから増加に転じる時のクランク角度を燃焼終了点とみなし、かつ、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量が最大値に到達する時の発熱量変化量最大クランク角度を燃焼開始点とみなし、発熱量変化量の最大値との発熱量変化量の差の絶対値が当該発熱量変化量の最大値に対して前記所定割合となる時の特定第２クランク角度を取得する特定第２クランク角度取得手段と、
圧縮上死点を間に介して前記特定第２クランク角度の反対側に位置するクランク角度であって前記特定第２クランク角度での筒内容積と同じ筒内容積が得られる特定第１クランク角度を取得する特定第１クランク角度取得手段と、
を含み、
前記第３の燃焼点取得手段は、前記特定第１クランク角度を前記進角燃焼時の前記所定割合燃焼点として取得することを特徴とする。

また、第８の発明は、第７の発明において、
前記第３の燃焼点取得手段は、前記算出発熱量データに基づく圧縮上死点付近の算出発熱量もしくは前記発熱量変化量データに基づく圧縮上死点付近の発熱量変化量の変化率が所定値以下となる場合であって、前記算出発熱量データに基づく前記特定第２クランク角度での算出発熱量の変化率よりも、前記算出発熱量データに基づく前記特定第１クランク角度での算出発熱量の変化率の方が大きい場合に、前記進角燃焼時であると判断することを特徴とする。

また、第９の発明は、第３〜第８の発明の何れか１つにおいて、
前記所定割合燃焼点が所定の第１判定値よりも進角している場合に、プレイグニッションが発生したと判定するプレイグニッション判定手段をさらに備えることを特徴とする。

また、第１０の発明は、第２の発明において、
前記実発熱量推定手段により推定された最大実発熱量が所定の第２判定値よりも小さい場合に、失火が発生したと判定する失火判定手段をさらに備えることを特徴とする。

圧縮行程中の第１クランク角度での第１算出発熱量と、膨張行程中のクランク角度であって第１クランク角度での筒内容積と同じ筒内容積が得られる第２クランク角度での第２算出発熱量との差分である発熱量変化量は、筒内圧センサにより検出される筒内圧力の絶対圧補正が正しく行われていない場合であっても、筒内圧力の絶対圧補正の誤差分に起因する算出発熱量のずれ分を相殺することができる。そして、燃焼開始点よりも進角側の第１クランク角度を用い、かつ、燃焼終了点よりも遅角側の第２クランク角度を用いることで、燃焼による筒内の最大実発熱量を示す発熱量変化量を算出できるようになる。このため、第１の発明によれば、筒内圧力の絶対圧補正が正しく行われていない場合であっても、最大実発熱量を正確に推定することができる。

燃焼期間を含むクランク角期間を対象とした発熱量変化量データの最大値は、最大実発熱量を示すものとなる。このため、第２の発明によれば、筒内圧力の絶対圧補正が正しく行われていない場合であっても、燃焼による筒内の実発熱量を正確に推定することができる。

第３の発明によれば、燃焼開始点が圧縮上死点よりも進角側のクランク角度となり、燃焼終了点が圧縮上死点よりも遅角側のクランク角度となる通常燃焼時に適した手法で、燃焼質量割合が所定割合となる時のクランク角度である所定割合燃焼点を正確に取得することができる。

第４の発明によれば、通常燃焼時であることを適切に判別できるようになる。

第５の発明によれば、燃焼開始点が圧縮上死点と同じか圧縮上死点よりも遅角側のクランク角度となる遅角燃焼時に適した手法で、所定割合燃焼点を正確に取得することができる。

第６の発明によれば、遅角燃焼時であることを適切に判別できるようになる。

第７の発明によれば、燃焼終了点が圧縮上死点と同じか圧縮上死点よりも進角側のクランク角度となる進角燃焼時（異常燃焼時など）に適した手法で、所定割合燃焼点を正確に取得することができる。

第８の発明によれば、進角燃焼時であることを適切に判別できるようになる。

第９の発明によれば、第３〜第８の発明の何れかによって取得された所定割合燃焼点を利用して、プレイグニッションを正確に検出することができる。

第１０の発明によれば、第２の発明によって取得された最大実発熱量を利用して、正確な失火検出を行うことができる。

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。 筒内圧センサの出力値の絶対圧補正に関する問題点を説明するための図である。 クランク角度θに対する発熱量Ｑおよび筒内容積Ｖのそれぞれの関係を表した図である。 クランク角度θに対する、算出発熱量Ｑ、発熱量変化量ΔＱおよびずれ量ｅ_Ｑのそれぞれの関係を表した図である。 算出発熱量Ｑのずれ量ｅ_Ｑの波形を表した図である。 図２（Ｂ）に示す算出発熱量Ｑ（ずれ量ｅ_Ｑを含む）から算出した発熱量変化量ΔＱの波形を表した図である。 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において実行されるプレイグニッションの検出処理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において実行される失火検出処理ルーチンのフローチャートである。 通常燃焼時の算出発熱量Ｑおよび発熱量変化量ΔＱのそれぞれとクランク角度θとの関係を表した図である。 通常燃焼時の算出発熱量Ｑおよび発熱量変化量ΔＱのそれぞれとクランク角度θとの関係を表した図である。 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。 進角燃焼時の算出発熱量Ｑおよび発熱量変化量ΔＱのそれぞれとクランク角度θとの関係を表した図である。 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、一例として、火花点火式の内燃機関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。ピストン１２は、コンロッド１４を介してクランク軸１６に連結されている。すなわち、本実施形態の内燃機関１０は、ピストン・クランク機構を備える往復動型の内燃機関である。筒内におけるピストン１２の頂部側には、燃焼室１８が形成されている。燃焼室１８には、吸気通路２０および排気通路２２が連通している。

吸気通路２０の吸気ポートには、当該吸気ポートを開閉する吸気弁２４が設けられており、排気通路２２の排気ポートには、当該排気ポートを開閉する排気弁２６が設けられている。また、吸気通路２０には、電子制御式のスロットルバルブ２８が設けられている。

内燃機関１０の各気筒には、燃焼室１８内（筒内）に直接燃料を噴射するための燃料噴射弁３０、および、混合気に点火するための点火プラグ３２を有する点火装置（図示省略）が、それぞれ設けられている。さらに、各気筒には、筒内圧力を検出するための筒内圧センサ３４が組み込まれている。

さらに、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３４に加え、エンジン回転速度を取得するためのクランク角センサ４２、および、吸入空気量を計測するためのエアフローメータ４４等の内燃機関１０の運転状態を取得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２８、燃料噴射弁３０および上記点火装置等の内燃機関１０の運転を制御するため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３４の出力信号を、クランク角度と同期させて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、任意のクランク角タイミングにおける筒内圧力を検出することができる。さらに、ＥＣＵ４０は、クランク角度の位置によって決まる筒内容積の値を、クランク角度に応じて算出する機能を有している。

［遅角燃焼時を対象とする筒内圧センサを利用した燃焼状態の検出手法］
以下に説明する本実施形態の燃焼状態の検出手法は、後述の図３（Ａ）等に示すように、圧縮上死点（以下、単に「ＴＤＣ」と称する場合がある）よりも遅角側のタイミングにおいて燃焼が始まる（発熱量Ｑがゼロから増加に転じる）燃焼形態（以下、このように通常燃焼時（後に定義）よりも遅角したタイミングで行われる燃焼を「遅角燃焼」と称する）での燃焼状態の検出を扱ったものである。より詳細に説明すると、本実施形態の検出手法は、圧縮上死点が燃焼開始点とちょうど一致するケースにも適用することができるので、圧縮上死点以後に燃焼が開始されるケースを適用対象としているといえる。

（筒内圧センサの出力値の絶対圧補正）
筒内圧センサの出力は、一般的に、出力値に含まれるオフセットずれを解消するための絶対圧補正がなされた後の値が使用される。そのような絶対圧補正を行う手法としては、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２４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。

ただし、上記式（１）において、θは断熱圧縮行程中の所定のクランク角度であり、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である。

内燃機関１０では、上記（１）式を用いた筒内圧センサ３４の出力値の絶対圧補正が、筒内圧センサ３４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３４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、燃焼期間を含む所定期間（例えば、圧縮行程および膨張行程）の筒内圧データが取得され、ＥＣＵ４０のバッファに格納される。そして、取得した筒内圧データ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データ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データ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、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もしくはこれに基づく判定結果（例えば、プレイグニッションおよび失火の有無の判定結果）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ようになっている。

図２は、筒内圧センサの出力値の絶対圧補正に関する問題点を説明するための図である。
図２（Ａ）は、絶対圧補正が正しく行われた場合の筒内圧データを用いて算出された複数サイクルでの発熱量Ｑのデータを表したものである。ここで、筒内の発熱量Ｑは、次の（２）式にしたがって算出することができる。

ただし、上記（２）式において、Ｐ_０およびＶ_０は、計算開始点θ_０（想定される燃焼開始点に対して余裕をもって定められた圧縮行程中（ただし、吸気弁２４の閉弁後）の所定クランク角度）での筒内圧力および筒内容積である（後述の（３）、（４）式においても同様）。

上述した絶対圧補正が正しく行われていないと（すなわち、絶対圧補正によって解消しきれないずれ量（筒内圧センサ３４の出力に重畳するノイズ分）ｅ_ｐが当該補正後の筒内圧力Ｐに残っていると）、筒内圧センサ３４の出力値を用いて（２）式にしたがって算出される発熱量Ｑにずれ量ｅ_Ｑが含まれてしまう。その結果、この場合の発熱量Ｑ（すなわち、Ｑ＋ｅ_Ｑ）の波形は、図２（Ｂ）に示すように、図２（Ａ）に示す正規の波形に対するばらつきを伴ったものとなる。このため、燃焼重心位置ＣＡ５０および最大発熱量Ｑｍａｘなどの燃焼解析値を正しく計算できなくなる。その結果、算出された発熱量Ｑを利用してプレイグニッションの検出などの燃焼状態の把握を精度良く行えなくなる可能性がある。なお、以下の明細書中においては、後述する本実施形態の特徴的な処理によって最終的に推定される発熱量（「実発熱量」と称する）Ｑｔと区別するために、筒内圧センサ３４の（絶対圧補正後の）出力値を用いて算出される発熱量Ｑを「算出発熱量」と称する。

図３は、クランク角度θに対する発熱量Ｑおよび筒内容積Ｖのそれぞれの関係を表した図である。
図３（Ａ）は、遅角燃焼時の発熱量Ｑの波形を示している。この波形は、絶対圧補正が正しく行われた時、すなわち、絶対圧補正後の筒内圧力Ｐにずれ量ｅ_ｐが残っていない時のものである。

ここで、本実施形態の内燃機関１０は、後述のオフセットクランクなどが採用されておらず、クランク軸１６の回転中心およびピストンピン１３の軸中心がともにシリンダ回転軸上にあるように構成されたピストン・クランク機構を備えているものとする。このような構成が採用されていると、筒内容積Ｖの波形は図３（Ｂ）に示すように圧縮上死点を基準として対称なものとなる。したがって、圧縮上死点から等距離にある一対のクランク角度（θ_１とθ_２）での筒内容積Ｖの値が等しくなる。

（筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐが発熱量Ｑの算出に与える影響）
図４は、クランク角度θに対する、算出発熱量Ｑ、発熱量変化量ΔＱおよびずれ量ｅ_Ｑのそれぞれの関係を表した図である。図５は、算出発熱量Ｑのずれ量ｅ_Ｑの波形を表した図である。
絶対圧補正後の筒内圧力Ｐにずれ量ｅ_ｐが含まれている際の算出発熱量Ｑのずれ量ｅ_Ｑは、上記（２）式中の筒内圧力Ｐ、Ｐ_０に（Ｐ＋ｅ_ｐ）、（Ｐ_０＋ｅ_ｐ）を代入することによって得られた式からずれ量ｅ_ｐの項のみを取り出すことによって、次の（３）式のように表すことできる。

上記（３）式より、ｅ_Ｑは筒内容積Ｖに依存する値であることが分かる。すなわち、クランク角度θに対するずれ量ｅ_Ｑの波形は、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐが正の値である場合には、図４（Ｃ）に示すように、図３（Ｂ）に示す筒内容積Ｖの波形と同様に、圧縮上死点において最小値を示すものとなる。より具体的には、ずれ量ｅ_ｐが正と負の様々な値を取った時の発熱量Ｑのずれ量ｅ_Ｑの波形を重ねて表すと、図５のようになる。すなわち、ずれ量ｅ_ｐが正である時のずれ量ｅ_Ｑは、ずれ量ｅ_ｐが大きいほど、ＴＤＣでの値が負側で大きな値となる。逆に、ずれ量ｅ_ｐが負である時のずれ量ｅ_Ｑは、ＴＤＣにおいて最大値を示す波形となり（筒内容積Ｖの波形を上下方向で反転したものとなり）、ずれ量ｅ_ｐが負側で大きいほど、圧縮ＴＤＣでの値が正側で大きな値となる。なお、図５に示す波形は、ずれ量ｅ_Ｑを含んだ算出発熱量Ｑの波形（図２（Ｂ）参照）から、ずれ量ｅ_Ｑを含まない算出発熱量Ｑの波形（図２（Ａ）参照）を引いて得られる波形に相当する。また、図５は、オフセットクランクなどが採用されていない上記ピストン・クランク機構を備える内燃機関１０において圧縮上死点前９０°ＣＡを計算開始点として発熱量Ｑを算出した場合の波形に相当する。

（発熱量変化量ΔＱの算出）
図４（Ｃ）に示すずれ量ｅ_Ｑを含む算出発熱量Ｑの波形は、図４（Ａ）中に実線で示すものとなり、この波形と同図中に破線で示す波形との差がずれ量ｅ_Ｑ分に相当する。図４（Ｃ）および図５に例示したように、ずれ量ｅ_Ｑは、ＴＤＣに対して左右対称となる。したがって、ＴＤＣよりも進角側の第１クランク角度θ_１（ｋ）での算出発熱量Ｑを第１算出発熱量Ｑ_１（ｋ）とし、ＴＤＣよりも遅角側のクランク角度であって第１クランク角度θ_１（ｋ）での筒内容積Ｖ_１と同じ筒内容積Ｖ_２が得られる第２クランク角度θ_２（ｋ）での算出発熱量Ｑを第２算出発熱量Ｑ_２（ｋ）とした場合、第１算出発熱量Ｑ_１（ｋ）と第２算出発熱量Ｑ_２（ｋ）との差分（より具体的には、第２算出発熱量Ｑ_２（ｋ）から第１算出発熱量Ｑ_１（ｋ）を引いて得られる値）である発熱量変化量ΔＱ（ｋ）は、算出発熱量Ｑ_１（ｋ）、Ｑ_２（ｋ）でのそれぞれのずれ量ｅ_Ｑ分が相殺されたものとなる。すなわち、発熱量変化量ΔＱ（ｋ）は、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐ（絶対圧補正の誤差分）の影響を受けなくなる。次に、このことを、（４）、（５）式を参照して、計算式上においても明らかにする。なお、添字ｋが付記された値は、圧縮上死点を基準（ゼロ）として第２クランク角度θ_２を所定クランク角度間隔Ｄずつ遅角させながら、かつ第１クランク角度θ_１を所定クランク角度間隔Ｄずつ進角させながら逐次算出される発熱量変化量ΔＱのｋ番目の値であることを示し、添字ｋが付記されない値は、取得タイミングにより区別されない一般的な値を示すものとする。

発熱量変化量ΔＱは、次の（４）式のように展開して表すことができる。そして、（４）式中の筒内圧力Ｐ_１、Ｐ_２に（Ｐ_１＋ｅ_ｐ）、（Ｐ_２＋ｅ_ｐ）を代入することによって得られる式からずれ量ｅ_ｐに関係する項のみを取り出すことによって、発熱量変化量ΔＱに含まれるずれ量ｅ_ｐの影響によるずれ量ｅ_ΔＱ分は、次の（５）式のように表すことできる。

上記（５）式より、ＴＤＣを間に介してＶ_２とＶ_１とが等しい一対のクランク角度θ_１、θ_２での算出発熱量Ｑ_１、Ｑ_２を選択して発熱量変化量ΔＱを算出することとすれば、ずれ量ｅ_ΔＱがゼロとなる。このように、（４）、（５）式からも、上記の選択を伴って算出される発熱量変化量ΔＱは、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_Ｐの影響を受けなくなることが分かる。なお、オフセットクランクなどを採用していない内燃機関１０の構成では、ΔＱの算出に際してＴＤＣから等距離にある一対のクランク角度を選択することは、ＴＤＣを間に介してＶ_２とＶ_１とが等しい一対のクランク角度を選択することと同じ意味となる。

図４（Ｂ）に示す波形は、図４（Ａ）中に実線で示す発熱量Ｑの波形（すなわち、ずれ量ｅ_Ｑを含み得る絶対圧補正後の算出発熱量Ｑの波形）を利用して、上記のように定義された発熱量変化量ΔＱ（ｋ）をＴＤＣを基準（ｋ＝０）として所定クランク角度間隔Ｄ毎に連続的に算出し、かつ、逐次得られる発熱量変化量ΔＱ（ｋ）を第２クランク角度θ_２（ｋ）での値として関連付けて得られたものである。

より具体的には、ここではＴＤＣを基準（原点）として一対のθ_１（ｋ）、θ_２（ｋ）を設定しているため、ＴＤＣでの発熱量変化量ΔＱ（０）はゼロとなる。そのうえで、第２クランク角度θ_２（１）をＴＤＣから所定クランク角度間隔Ｄだけ遅角した点であるとすると、本実施形態の発熱量変化量ΔＱ（ｋ）の算出規則によれば、第１クランク角度θ_１（１）はＴＤＣから同じ間隔Ｄだけ進角した点となる。この場合の発熱量変化量ΔＱ（１）は、θ_２（１）での第２算出発熱量Ｑ_２（１）からθ_１（１）での第１算出発熱量Ｑ_１（１）を引いて得られる値となり、この値ΔＱ（１）がθ_２（１）での発熱量変化量とされる。同様に、θ_２（１）の隣りの算出点であるθ_２（２）は、θ_２（１）からさらに所定クランク角度間隔Ｄだけ遅角した点となり、これに伴い、対応するθ_１（２）は、θ_１（１）からさらに所定クランク角度間隔Ｄだけ進角した点となる。したがって、発熱量変化量ΔＱ（２）は、θ_２（２）での第２算出発熱量Ｑ_２（２）からθ_１（２）での第１算出発熱量Ｑ_１（２）を引いて得られる値となり、この値ΔＱ（２）がθ_２（２）での発熱量変化量とされる。このような手順での発熱量変化量ΔＱ（ｋ）の算出が、所定の余裕代を持って燃焼が終了していると判断可能な所定クランク角度（図４の例では、θ_２（ｎ））に到達するまで、所定クランク角度間隔Ｄ毎に繰り返し行われる。そのうえで、算出されたΔＱ（ｋ）のデータをθ_２（ｋ）と関連付けることにより、図４（Ｂ）に示すようなクランク角度同期での発熱量変化量ΔＱのデータ（波形）が得られる。なお、図４（Ａ）、４（Ｂ）中に（θ_１（ｋ）、Ｑ_１（ｋ））などのように付して示す算出点は、ΔＱの算出手順を概念的に説明する観点で、一部の算出点を実際よりも大まかな間隔で表したものである。

（遅角燃焼時のＱｔ（Ｑｔｍａｘを含む）の取得手法）
上述したように、本実施形態において算出される発熱量変化量ΔＱは、ＴＤＣよりも進角側の第１クランク角度θ_１（ｋ）での第１算出発熱量Ｑ_１（ｋ）と、ＴＤＣよりも遅角側のクランク角度であって第１クランク角度θ_１（ｋ）での筒内容積Ｖ_１と同じ筒内容積Ｖ_２が得られる第２クランク角度θ_２（ｋ）での第２算出発熱量Ｑ_２（ｋ）との差分（Ｑ_２（ｋ）−Ｑ_１（ｋ））として算出される。この算出手法によれば、発熱量変化量ΔＱの算出に用いられる第１算出発熱量Ｑ_１の値がゼロとなる場合であれば、（４）式より、第２算出発熱量Ｑ_２の値が発熱量変化量ΔＱと等しくなる。そのような場合であれば、発熱量変化量ΔＱの値を、最終的な実発熱量Ｑｔの推定値として用いることが可能となる。

本実施形態で定義された遅角燃焼時には、燃焼開始点ＣＡ０（発熱量Ｑがゼロから増加に転じる点）が圧縮上死点以後となるので、第１クランク角度θ_１は必ず燃焼開始点よりも進角側のクランク角度となる。このため、発熱量変化量ΔＱ（ｋ）の算出に用いられるすべての第１算出発熱量Ｑ_１（ｋ）の値は、ずれ量ｅ_Ｑを除くとゼロとなる。既述したように、算出発熱量Ｑ_１（ｋ）、Ｑ_２（ｋ）に重畳するずれ量ｅ_Ｑ分は、発熱量変化量ΔＱ（ｋ）を算出することによって相殺することができる。したがって、遅角燃焼時には、発熱量変化量ΔＱ（ｋ）の波形は、ずれ量ｅ_Ｑ分が取り除かれた後の第２算出発熱量Ｑ_２（ｋ）の波形と等しくなるといえる。このため、図４（Ａ）と図４（Ｂ）とを比較すると分かるように、遅角燃焼時には、第２クランク角度θ_２（ｋ）として燃焼終了点ＣＡ１００（発熱量Ｑが最大値に到達する点）よりも遅角側のクランク角度（図４の例では、θ_２（ｎ）が相当）が用いられるように発熱量変化量ΔＱの計算範囲を設定することで、図４（Ａ）中に破線で示す発熱量Ｑの波形（絶対圧補正が正しく行われた時の波形）と同等の波形が、横軸であるクランク角度θが一致した状態で得られるようになる。このため、発熱量変化量ΔＱの最大値ΔＱｍａｘを最大実発熱量Ｑｔｍａｘとして推定できるようになる。また、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘにα／１００を乗ずることで、最大実発熱量Ｑｔｍａｘに限らず、ＭＦＢが所定割合α（％）となる時の実発熱量Ｑｔの推定値を算出することができる。

図６は、図２（Ｂ）に示す算出発熱量Ｑ（ずれ量ｅ_Ｑを含む）から算出した発熱量変化量ΔＱの波形を表した図である。この図６に示す波形からも分かるように、本実施形態の算出手法に基づく発熱量変化量ΔＱによれば、ＴＤＣ以後に存在する燃焼期間に関し、絶対圧補正が正しく行えた場合の算出発熱量Ｑを示す図２（Ａ）の波形と同等の波形が得られるようになる。

上記の算出規則にて算出される発熱量変化量ΔＱは、既述したように、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐ（絶対圧補正の誤差分）の影響を受けないものである。このため、発熱量変化量ΔＱを利用することで、絶対圧補正が正しく行われなかった場合（算出発熱量Ｑにずれ量ｅ_Ｑが含まれている場合）であっても、ずれ量ｅ_ｐの影響を排除して、実発熱量Ｑｔを正確に推定できるようになる。

（遅角燃焼時のＣＡα（ＣＡ５０を含む）の取得手法）
さらに、上記のようにして得られるクランク角度同期での発熱量変化量ΔＱのデータを利用することで、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐ（絶対圧補正の誤差分）の影響を受けずに、ＭＦＢが所定割合αとなる時のクランク角度ＣＡα（例えば、燃焼重心位置であるＣＡ５０）を正確に取得できるようになる。より具体的には、ΔＱがゼロから増加に転じる点を燃焼開始点（ＣＡ０）とみなし、ΔＱが最大値ΔＱｍａｘに到達する点を燃焼終了点（ＣＡ１００）とみなす。その結果、任意のクランク角度θにおけるＭＦＢは、ΔＱ（θ_{ＣＡ１００}）であるΔＱｍａｘと任意のΔＱとを用いて、次の（６）式にしたがって算出することができる。したがって、（６）式を利用して、ＭＦＢが任意の割合となる時のＣＡαを算出することができる。なお、（６）式のように式を簡素化できる理由は、ΔＱ_ＣＡ０（＝ずれ量ｅ_Ｑを含まないＱ_２ＣＡＯ）がゼロになるためである。

（実施の形態１の燃焼状態の検出に係る具体的処理）
図７は、本発明の実施の形態１における遅角燃焼時の燃焼状態の検出手法を実現するために、ＥＣＵ４０が実行するルーチンを示すフローチャートである。なお、本ルーチンは、各気筒において燃焼終了後の所定タイミングにて、サイクル毎に繰り返し実行されるものとする。また、本ルーチンは、発熱量変化量ΔＱを利用して取得する実発熱量Ｑｔの例として、最大実発熱量Ｑｔｍａｘを示し、発熱量変化量ΔＱを利用して取得するＣＡαの例として、ＣＡ５０を示している。

図７に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、先ず、筒内圧センサ３４とクランク角センサ４２とを利用して、現在のサイクルについてのクランク角度同期での筒内圧データを取得する（ステップ１００）。ＥＣＵ４０は、次いで、取得した筒内圧データと上記（２）式とを利用して、所定期間の発熱量（算出発熱量）Ｑのデータをクランク角度同期で算出する（ステップ１０２）。算出発熱量Ｑのデータの算出期間は、上述した所定の計算開始点θ_０から所定の計算終了点（燃焼終了点に対して余裕を持って定められた膨張行程中（ただし、排気弁２６の開弁前）の所定クランク角度）までのクランク角期間（すなわち、燃焼期間を含むクランク角期間として事前に想定したクランク角期間）のことである。

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ１０２の処理による算出発熱量Ｑのデータを用いて、上述した算出規則にしたがう発熱量変化量ΔＱのデータをクランク角度同期で算出する（ステップ１０４）。ΔＱのデータの算出期間は、燃焼開始点よりも進角側かつ圧縮行程中（ただし、吸気弁２４の閉弁後）のクランク角度を第１クランク角度θ_１として用い、かつ、燃焼終了点よりも遅角側かつ膨張行程中（ただし、排気弁２６の開弁前）のクランク角度を第２クランク角度θ_２として用いるという条件を満たす期間であればよく、例えば、図４を参照して例示した期間を用いることができる。

次に、ＥＣＵ４０は、ステップ１０４において取得した発熱量変化量ΔＱのデータの最大値ΔＱｍａｘを最大実発熱量Ｑｔｍａｘとして取得する（ステップ１０６）。また、ＥＣＵ４０は、取得した発熱量変化量ΔＱのデータと（６）式とを利用して、燃焼重心位置でのクランク角度ＣＡ５０を取得する（ステップ１０８）。

（発熱量変化量ΔＱの利用例）
発熱量変化量ΔＱを利用して各種燃焼解析値を算出することで、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐの影響を受けずに燃焼解析を行うことができる。ここでは、そのような発熱量変化量ΔＱの具体な利用例として、プレイグニッション発生の検出と失火検出とについて説明する。

図８は、発熱量変化量ΔＱを用いて取得したＣＡ５０を利用したプレイグニッションの検出処理ルーチンを示すフローチャートである。本ルーチンの処理は、図７に示すルーチンと連動して実行されるものである。

図８に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、先ず、発熱量変化量ΔＱに基づくＣＡ５０が所定の第１判定値よりも進角側の時期であるか否かを判定する（ステップ２００）。プレイグニッションが発生すると、これが発生していない時と比べて、ＣＡ５０が進角する。本ステップ２００で用いる第１判定値は、プレイグニッションの発生に伴うＣＡ５０の進角の有無を判断するための閾値として予め設定された値である。

上記ステップ２００の判定が不成立となる場合には、ＥＣＵ４０は、今回のサイクルにおいてプレイグニッションは発生しなかったと判定する（ステップ２０２）。一方、上記ステップ２００の判定が成立する場合には、ＥＣＵ４０は、今回のサイクルにおいてプレイグニッションが発生したと判定する（ステップ２０４）。

以上説明した図８に示すルーチンによれば、発熱量変化量ΔＱに基づくＣＡ５０を利用することで、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐの影響を受けずにプレイグニッションの発生を正確に検出できるようになる。

次に、図９は、発熱量変化量ΔＱを用いて取得した最大実発熱量Ｑｔｍａｘを利用した失火検出処理ルーチンを示すフローチャートである。本ルーチンの処理は、図７に示すルーチンと連動して実行されるものである。

図９に示すルーチンでは、ＥＣＵ４０は、先ず、発熱量変化量ΔＱに基づく最大実発熱量Ｑｔｍａｘが所定の第２判定値よりも小さいか否かを判定する（ステップ３００）。失火が発生すると、筒内での発熱が生じないか、あるいは少しの発熱が生じても正常着火時の発熱量Ｑにまでは到底到達しない。本ステップ３００で用いる第２判定値は、失火の発生に伴う最大実発熱量Ｑｔｍａｘの変化の有無を判断するための閾値として予め設定された値である。

上記ステップ３００の判定が不成立となる場合には、ＥＣＵ４０は、今回のサイクルにおいて失火は発生しなかったと判定する（ステップ３０２）。一方、上記ステップ３００の判定が成立する場合には、ＥＣＵ４０は、今回のサイクルにおいて失火が発生したと判定する（ステップ３０４）。

以上説明した図９に示すルーチンによれば、発熱量変化量ΔＱに基づく最大実発熱量Ｑｔｍａｘを利用することで、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐの影響を受けずに失火の発生を正確に検出できるようになる。

ところで、上述した実施の形態１においては、プレイグニッションの検出のためにＣＡ５０を利用している。しかしながら、本発明におけるプレイグニッションの発生の有無の判定のために使用する所定割合燃焼点は、ＣＡ５０に限らず、他の任意の割合の燃焼点（ＣＡα）であってもよい。

なお、上述した実施の形態１においては、ＥＣＵ４０がクランク角センサ４２を用いてクランク角度θを取得することにより前記第１の発明における「クランク角度取得手段」が実現されており、ＥＣＵ４０が上記ステップ１０２の処理を実行することにより前記第１の発明における「発熱量算出手段」が実現されており、ＥＣＵ４０が上記ステップ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「実発熱量推定手段」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、ＥＣＵ４０が上記ステップ１０４の処理を実行することにより前記第２および第５の発明における「発熱量変化量算出手段」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、ＣＡαが前記第５の発明における「所定割合燃焼点」に、ΔＱが最大値ΔＱｍａｘに到達する時の第２クランク角度であるθ_{２ＣＡ１００}が前記第５の発明における「発熱量変化量最大クランク角度」に、ＭＦＢが５０％となる時の５０％燃焼点θ_{２ＣＡ５０}が前記第５の発明における「特定第２クランク角度」に、それぞれ相当している。そして、ＥＣＵ４０が上記ステップ１０８の処理を実行することにより前記第３の発明における「第２の燃焼点取得手段」が実現されている。
さらに、上述した実施の形態１においては、ＥＣＵ４０が上記図８に示すルーチンの一連の処理を実行することにより前記第９の発明における「プレイグニッション判定手段」が実現されており、ＥＣＵ４０が上記図９に示すルーチンの一連の処理を実行することにより前記第１０の発明における「失火判定手段」が実現されている。

実施の形態２．
次に、図１０〜図１２を参照して、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１２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。

［通常燃焼時を対象とする筒内圧センサを利用した燃焼状態の検出手法］
以下に説明する本実施形態の燃焼状態の検出手法は、通常燃焼時を対象としたものである。通常燃焼時には、後述の図１０（Ａ）に示すように、燃焼に伴う筒内の発熱は、圧縮上死点よりも少し進角側のタイミングで始まり、圧縮上死点後８°ＣＡ程度で５０％燃焼点（ＣＡ５０）が到来する。本明細書中においては、上述の遅角燃焼時と後述の進角燃焼時とに対して燃焼形態を明確に区別するために、ここでいう通常燃焼時とは、圧縮上死点を跨いで燃焼が行われるケース、すなわち、圧縮上死点よりも進角側のタイミングで燃焼（発熱）が開始し、燃焼終了点が圧縮上死点よりも遅角側のタイミングとなるケースを指しているものとする。

（ＣＡαの取得に対してΔＱを利用することが適切でない理由）
本実施形態の対象となる通常燃焼時では、圧縮上死点よりも進角側のクランク角期間に燃焼期間の一部が存在する。このような場合には、以下に説明する理由により、実施の形態１にて説明した遅角燃焼時と同じように発熱量変化量ΔＱを扱うことは好ましくない。

図１０および図１１は、通常燃焼時の算出発熱量Ｑおよび発熱量変化量ΔＱのそれぞれとクランク角度θとの関係を表した図である。より具体的には、図１０は、ＣＡ５０がＴＤＣよりも遅角側のタイミングとなるケース（ＣＡ５０よりも進角側のタイミングで発熱量ＱがＴＤＣを跨ぐケース）を示し、一方、図１１は、ＣＡ５０がＴＤＣよりも進角側のタイミングとなるケース（ＣＡ５０よりも遅角側のタイミングで発熱量ＱがＴＤＣを跨ぐケース）を示している。図１１に示すケースも、上述の定義により、通常燃焼時として扱われる。なお、図１０および図１１においては、算出発熱量Ｑの波形として、便宜上、ずれ量ｅ_Ｑが表されていないものを使用しており、また、発熱量変化量ΔＱのデータは、実施の形態１と同様に、第２クランク角度θ_２と関連付けられている。

図１０（Ｂ）および図１１（Ｂ）に示すように、通常燃焼時には、発熱量変化量ΔＱの波形に折れ点が生ずる。その理由は次の通りである。すなわち、第２算出発熱量Ｑ_２（ｋ）とこれと対となる第１算出発熱量Ｑ_１（ｋ）とでΔＱ（ｋ）を算出する際、既述したように遅角燃焼時であればＱ_１（ｋ）が必ずゼロとなる。これに対し、通常燃焼時には、ＴＤＣよりも進角側に燃焼期間の一部が存在するため、Ｑ_１（ｋ）がゼロにならない期間が存在する。図１０のケースを例に挙げると、ＣＡ０からＴＤＣまでの期間において第１算出発熱量Ｑ_１（ｋ）が、ゼロではなく正の値を示す。したがって、この期間でのＱ_１（ｋ）とこの期間に対応する期間Ｘ内のＱ_２（ｋ）とを用いて算出されるΔＱ（ｋ）の傾きは、ＣＡ０よりも進角側の第１クランク角度θ_１（ｋ）での値であることでＱ_１（ｋ）がゼロとなる期間ＹでのΔＱ（ｋ）の傾きよりも急となる。このため、通常燃焼時には、発熱量変化量ΔＱの波形に折れ点が生ずることとなる。その結果、通常燃焼時の発熱量変化量ΔＱの波形は、上述の遅角燃焼時および後述の進角燃焼時（図１３参照）とは異なり、正しい発熱量Ｑの波形（ずれ量ｅ_Ｑを含まない波形）から離れた波形となってしまう。より具体的には、燃焼期間中の算出発熱量Ｑの傾きと、ΔＱの傾きとが異なるものとなる。このため、通常燃焼時には、ΔＱのデータを用いてＭＦＢが所定割合αとなる時のクランク角度ＣＡαを正確に取得することが難しくなる。

（通常燃焼時のΔＱの波形の特徴）
図１０および図１１に示すように、通常燃焼時の発熱量変化量ΔＱの波形自体は、ＣＡ５０がＴＤＣよりも遅角側のタイミングとなるケースであっても、あるいはＣＡ５０がＴＤＣよりも進角側のタイミングとなるケースであっても、同じようなものとなる。そのうえで、発熱量変化量ΔＱから得られる情報としては、これら２つのケースには次のような違いがある。すなわち、図１０のケースでは、点ＺにおいてΔＱの値に生じる変化は、点ＺでのΔＱの算出に用いられる第２クランク角度θ_２Ｚにて算出発熱量Ｑが最大値に到達したことに起因するものであるといえる。つまり、図１０のケースでは、点ＺでのΔＱは、ＣＡ１００での変化を捉えたものであるといえる。したがって、第２クランク角度θ_２ＺがＣＡ１００であると判断することができる。一方、図１１のケースでは、点ＺにおいてΔＱの値に生じる変化は、点ＺでのΔＱの算出に用いられる第１クランク角度θ_１Ｚにおいて算出発熱量Ｑがゼロから増加に転じたことに起因するものであるといえる。つまり、図１１のケースでは、点ＺでのΔＱは、ＣＡ０での変化を捉えたものであるといえる。したがって、点Ｚでの第２クランク角度θ_２Ｚの対となる第１クランク角度θ_１Ｚ、すなわち、θ_２Ｚに対してＴＤＣを挟んで等距離にある（筒内容積Ｖが同じとなる）θ_１ＺがＣＡ０であると判断することができる。以上のように、上記２つのケースを想定すると、ΔＱの変曲点となる点Ｚは、ＣＡ１００もしくはＣＡ０のうちのＴＤＣから遠い方のクランク角度θの影響が反映される点であるといえる。

内燃機関１０の運転中に算出発熱量Ｑのデータから発熱量変化量ΔＱのデータを取得した時点では、算出発熱量Ｑの波形が図１０のケースと図１１のケースのどちらに該当するかまでは分からない。しかしながら、図１０および図１１の何れのケースであっても、ΔＱが最大値に到達する時のΔＱの変曲点である点Ｚでの第２クランク角度θ_２Ｚと、このθ_２Ｚと対となる第１クランク角度θ_１Ｚとで規定されるクランク角期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）中に燃焼期間（真のＣＡ０からＣＡ１００）が存在しているといえる。そして、このクランク角期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）は、ＴＤＣに十分に近い期間であるといえる。図５に示すように、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_Ｐに起因する算出発熱量Ｑのずれ量ｅ_Ｑは、筒内容積Ｖの変化に沿った影響が表れるものであるため、ＴＤＣ近傍ではクランク角度θの変化に対する変化が少なくなる。したがって、ＴＤＣ近傍では、ずれ量ｅ_Ｑの波形としては平坦なものとなる。このことから、クランク角期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）のようなＴＤＣ近傍の期間では、この期間よりもＴＤＣから離れた期間と比べ、算出発熱量Ｑに対するずれ量ｅ_Ｑの影響が相対的に小さいといえる。

（通常燃焼時のＱｔ（Ｑｔｍａｘを含む）の取得手法）
通常燃焼時においても、発熱量変化量ΔＱのデータの算出期間は、燃焼開始点よりも進角側かつ圧縮行程中（ただし、吸気弁２４の閉弁後）のクランク角度を第１クランク角度θ_１として用い、かつ、燃焼終了点よりも遅角側かつ膨張行程中（ただし、排気弁２６の開弁前）のクランク角度を第２クランク角度θ_２として用いるという条件を満たす期間とされる。これにより、遅角燃焼時と同様に、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘを最大実発熱量Ｑｔｍａｘとして推定することができる。このため、本実施形態においても、最大実発熱量Ｑｔｍａｘの推定値は、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘを用いて取得される。また、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘにα／１００を乗ずることで、最大実発熱量Ｑｔｍａｘに限らず、ＭＦＢがα（％）となる時の実発熱量Ｑｔの推定値を算出することができる。

（通常燃焼時のＣＡα（ＣＡ５０を含む）の取得手法）
そのうえで、本実施形態では、所定燃焼質量割合αとなる時のクランク角度ＣＡαは、次のような手法を用いて取得することとした。すなわち、ΔＱのデータにおいてΔＱがΔＱｍａｘに到達する時の発熱量変化量最大クランク角度である第２クランク角度θ_２Ｚを燃焼終了点とみなし、かつ、圧縮上死点を間に介してθ_２Ｚの反対側に位置するクランク角度であってθ_２Ｚでの筒内容積Ｖ_２Ｚと同じ筒内容積Ｖ_１Ｚが得られる第１クランク角度θ_１Ｚを燃焼開始点とみなして得られるクランク角期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）が燃焼期間としてみなされる。そして、ΔＱのデータではなく、上記のようにΔＱｍａｘを利用して特定したみなし燃焼期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）内の算出発熱量Ｑのデータを用いてＣＡαが取得される。

通常燃焼時のＣＡαの取得に関し、より具体的には、みなし燃焼期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）内の算出発熱量Ｑのデータを利用して、次の（７）式にしたがってＭＦＢが算出される。そして、算出したＭＦＢが所定割合αとなる時のクランク角度θがＣＡαとして取得される。なお、上述した説明では、ＣＡ５０とＴＤＣとがちょうど一致するケースについては例示していないが、このケースにおいても、この算出手法を用いることができる。

（実施の形態２の燃焼状態の検出に係る具体的処理）
図１２は、本発明の実施の形態２における通常燃焼時の燃焼状態の検出手法を実現するために、ＥＣＵ４０が実行するルーチンを示すフローチャートである。なお、図１２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。また、本ルーチンにおいても、発熱量変化量ΔＱを利用して取得する実発熱量Ｑｔの例として、最大実発熱量Ｑｔｍａｘを示し、発熱量変化量ΔＱを利用して取得するＣＡαの例として、ＣＡ５０を示している。また、ここでは省略するが、実施の形態１と同様に、本ルーチンと連動して、図８および９に示すルーチンによるプレイグニッション発生の検出および失火検出などを実行するようにしてもよい。

図１２に示すルーチンにおいても、図７に示すルーチンと同様に、ＥＣＵ４０は、ステップ１０４において発熱量変化量ΔＱのデータをクランク角度同期で算出した後に、取得した発熱量変化量ΔＱのデータの最大値ΔＱｍａｘを最大実発熱量Ｑｔｍａｘとして取得する（ステップ１０６）。

次に、ＥＣＵ４０は、ΔＱが最大値ΔＱｍａｘに到達する時のΔＱの変曲点である点Ｚでの第２クランク角度θ_２Ｚを取得する（ステップ４００）。次いで、ＥＣＵ４０は、取得したθ_２Ｚと、このθ_２Ｚ対となる第１クランク角度θ_１Ｚとで規定されたみなし燃焼期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）内の算出発熱量Ｑのデータと（７）式とを用いて、ＭＦＢが５０％となる時のクランク角度θを、ＣＡ５０として取得する（ステップ４０２）。

以上説明した燃焼状態の検出手法によれば、通常燃焼時であっても、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘを利用して、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐ（絶対圧補正の誤差分）の影響を受けずに最大実発熱量Ｑｔｍａｘを正確に取得することができる。さらには、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘを利用して、Ｑｔｍａｘ以外の任意のＭＦＢでの実発熱量Ｑｔも正確に取得することができる。

また、上述した燃焼状態の検出手法によれば、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘを利用して特定したみなしクランク角期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）を燃焼期間と捉え、算出発熱量Ｑのデータにおける当該クランク角期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）内の算出発熱量Ｑの値を用いて、通常燃焼時のＣＡα（ＣＡ５０など）が取得される。このように、本実施形態では、ＣＡαの取得に関して発熱量変化量ΔＱは、みなしクランク角期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）の特定のためにのみ使用される。このような手法によれば、通常燃焼時には算出発熱量Ｑの波形（傾き）と異なるものとなってしまう発熱量変化量ΔＱの波形の値の使用を避け、かつ、ＴＤＣ近傍であることで絶対圧補正誤差分（ずれ量ｅ_Ｑ分）の影響の小さいみなしクランク角期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）内の算出発熱量Ｑを利用して、ＣＡαを正確に取得できるようになる。そして、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘを利用して特定したみなしクランク角期間（θ_２Ｚ−θ_１Ｚ）を用いることで、ＣＡαの取得に際して使用する算出発熱量Ｑのデータの範囲を、燃焼期間を確実に含み、かつ、絶対圧補正誤差分の影響をできるだけ受けないように必要最小限に設定することができる。

なお、上述した実施の形態２においては、ＣＡαが前記第３の発明における「所定割合燃焼点」に、ΔＱが最大値ΔＱｍａｘに到達する時の第２クランク角度であるθ_２Ｚが前記第３の発明における「発熱量変化量最大クランク角度」に、θ_２Ｚと対となる第１クランク角度θ_１Ｚが前記第３の発明における「特定第１クランク角度」に、それぞれ相当している。そして、ＥＣＵ４０が上記ステップ１０４の処理を実行することにより前記第３の発明における「発熱量変化量算出手段」が実現されており、ＥＣＵ４０が上記ステップ４００および４０２の処理を実行することにより前記第３の発明における「第１の燃焼点取得手段」が実現されている。

実施の形態３．
次に、図１３および図１４を参照して、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７に示すルーチンに代えて後述の図１４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。

［進角燃焼時を対象とする筒内圧センサを利用した燃焼状態の検出手法］
（進角燃焼時のΔＱの波形の特徴）
図１３は、進角燃焼時の算出発熱量Ｑおよび発熱量変化量ΔＱのそれぞれとクランク角度θとの関係を表した図である。なお、図１３においても、算出発熱量Ｑの波形として、便宜上、ずれ量ｅ_Ｑが表されていないものを使用しており、また、発熱量変化量ΔＱのデータは、実施の形態１および２と同様に、第２クランク角度θ_２と関連付けられている。

以下に説明する本実施形態の燃焼状態の検出手法は、既述したように定義された通常燃焼時よりも進角したタイミングで燃焼が行われる進角燃焼時（基本的には、プレイグニッションなどの異常燃焼の発生時がこれに該当）を対象としたものである。すなわち、ここでいう進角燃焼とは、図１３（Ａ）に示すように、燃焼に伴う筒内の発熱が圧縮上死点よりも進角側のタイミングで始まり、かつ、圧縮上死点以前のタイミングで燃焼が終了する燃焼形態を指している。

図１３（Ａ）に示す進角燃焼時の算出発熱量Ｑのデータを利用して実施の形態１において上述した算出規則にしたがう発熱量変化量ΔＱ（ｋ）（＝Ｑ_２（ｋ）−Ｑ_１（ｋ））のデータを算出すると、図１３（Ｂ）に示すように、実施の形態１にて説明した遅角燃焼時と同様に、算出発熱量Ｑの波形と同等形状の発熱量変化量ΔＱの波形を得ることができる。

ただし、遅角燃焼時には、ＭＦＢが同じ値となるクランク角度位置が算出発熱量Ｑの波形と一致する状態でΔＱの波形を得ることができるが、進角燃焼時のΔＱの波形は、算出発熱量Ｑの波形に対してＴＤＣを挟んだ反対側に表れるようになる。その結果、ＭＦＢが所定割合αとなる時のＣＡαの算出に関しては、次の点に注意する必要がある。すなわち、図１３中に表したＣＡ５０を例に挙げて説明すると、真のＣＡ５０としては、ΔＱのデータ上においてＣＡ５０に対応する第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}ではなく、この第２クランク角度θ_２と対となる（すなわち、ＴＤＣを間に介して等距離にある（さらに換言すると、筒内容積Ｖが同じ値となる））第１クランク角度θ_１が該当する。このことは、他のＣＡαについても同様である。付け加えると、ΔＱのデータ上において各ＣＡαに対応する第２クランク角度θ_２ＣＡαは、各ＣＡαの真の値に対応する第１クランク角度θ_１ＣＡαとはＴＤＣを基準として反転した位置に存在していることになる。なお、このように第２クランク角度θ_２ＣＡαが反転した位置に存在しているといえるのは、内燃機関１０のようにクランク軸１６の回転中心およびピストンピン１３の軸中心がともにシリンダ回転軸上にあるように構成されたピストン・クランク機構が採用されている場合に限られる。ただし、オフセットクランクなどの使用の有無に関係なく、ΔＱのデータ上において各ＣＡαに対応する第２クランク角度θ_２ＣＡαは、ＴＤＣを間に介して各ＣＡαの真の値に対応する第１クランク角度θ_１ＣＡαと同じ筒内容積Ｖとなる位置に存在しているということができる。

（進角燃焼時のＱｔ（Ｑｔｍａｘを含む）の取得手法）
進角燃焼時においても、発熱量変化量ΔＱのデータの算出期間は、燃焼開始点よりも進角側かつ圧縮行程中（ただし、吸気弁２４の閉弁後）のクランク角度を第１クランク角度θ_１として用い、かつ、燃焼終了点よりも遅角側かつ膨張行程中（ただし、排気弁２６の開弁前）のクランク角度を第２クランク角度θ_２として用いるという条件を満たす期間とされる。これにより、遅角燃焼時などと同様に、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘを最大実発熱量Ｑｔｍａｘとして推定することができる。このため、本実施形態においても、最大実発熱量Ｑｔｍａｘの推定値は、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘを用いて取得される。また、ΔＱの最大値ΔＱｍａｘにα／１００を乗ずることで、最大実発熱量Ｑｔｍａｘに限らず、ＭＦＢがα（％）となる時の実発熱量Ｑｔの推定値を算出することができる。

（進角燃焼時のＣＡα（ＣＡ５０を含む）の取得手法）
進角燃焼時には、発熱量変化量ΔＱ（ｋ）を差分（Ｑ_２（ｋ）−Ｑ_１（ｋ））として算出し、かつ、θ_２（ｋ）と関連付けられた状態でΔＱ（ｋ）のデータを得ている場合には、図１３（Ｂ）を参照して上述したように、ΔＱのデータ上において各ＣＡαに対応する第２クランク角度θ_２ＣＡαは、各ＣＡαの真の値に対応する第１クランク角度θ_１ＣＡαとはＴＤＣを基準として反転した位置に存在している。そこで、本実施形態では、任意のＭＦＢでのＣＡαの取得に関して次のような手法を利用する。

すなわち、ΔＱのデータ上において最大値ΔＱｍａｘに到達する時の第２クランク角度がθ_２ＣＡ０とみなされ、ΔＱのデータ上においてΔＱがゼロから増加に転じる時の第２クランク角度がθ_{２ＣＡ１００}とみなされる。そして、このθ_２ＣＡ０でのΔＱ_ＣＡ０（＝ΔＱｍａｘ）を基準として用いて、ΔＱのデータ上において各ＣＡαに対応する第２クランク角度θ_２ＣＡαでのΔＱの値であるΔＱ_ＣＡαとΔＱ_ＣＡ０との差分の絶対値（｜ΔＱ_ＣＡα−ΔＱ_ＣＡ０｜）が算出される。そして、この値（｜ΔＱ_ＣＡα−ΔＱ_ＣＡ０｜）を利用して、ＭＦＢが所定割合αとなる時の実発熱量Ｑｔの推定値が取得される。そのうえで、このような手法で取得した実発熱量Ｑｔに基づくＭＦＢが、当該実発熱量Ｑｔを上記（７）式中のＱ（θ）に代入し、同式中のＱ（θ_{ＣＡ１００}）に上記ΔＱ_ＣＡ０（＝ΔＱｍａｘ＝Ｑｔｍａｘ）を代入し、かつ、同式中のＱ（θ_ＣＡ０）にゼロを代入することによって算出される。

ΔＱのデータを利用してＭＦＢが上記のように求まることで、算出されるＭＦＢに対応する第２クランク角度θ_２ＣＡαを取得することができる。そして、取得した第２クランク角度θ_２ＣＡαと対となる第１クランク角度θ_１ＣＡαが取得され、取得された第１クランク角度θ_１ＣＡαがＣＡαの真の値として扱われる。進角燃焼時には、このような手法によって、ΔＱを利用してＣＡα（例えば、ＣＡ５０）を取得することができる。

（実施の形態３の燃焼状態の検出に係る具体的処理）
図１４は、本発明の実施の形態３における進角燃焼時の燃焼状態の検出手法を実現するために、ＥＣＵ４０が実行するルーチンを示すフローチャートである。なお、図１４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。また、本ルーチンにおいても、実発熱量Ｑｔの取得例としてＱｔｍａｘを示し、ＣＡαの取得例としてＣＡ５０を示している。また、ここでは省略するが、実施の形態１などと同様に、本ルーチンと連動して、図８および９に示すルーチンによるプレイグニッション発生の検出および失火検出などを実行するようにしてもよい。

図１４に示すルーチンにおいても、図７に示すルーチンなどと同様に、ＥＣＵ４０は、ステップ１０４において発熱量変化量ΔＱのデータをクランク角度同期で算出した後に、取得した発熱量変化量ΔＱのデータの最大値ΔＱｍａｘを最大実発熱量Ｑｔｍａｘとして取得する（ステップ１０６）。

次に、ＥＣＵ４０は、取得した発熱量変化量ΔＱのデータと（７）式とを本実施形態で説明した手法で利用して、ＣＡ５０に対応する第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}を取得する（ステップ５００）。次いで、ＥＣＵ４０は、取得した第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}と対となる第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}をＣＡ５０として取得する（ステップ５０２）。

以上説明した進角燃焼時においても、発熱量変化量ΔＱを利用しているので、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐ（絶対圧補正の誤差分）の影響を受けずに、実発熱量Ｑｔ（Ｑｔｍａｘを含む）およびＣＡα（ＣＡ５０を含む）を正確に取得できるようになる。

ところで、上述した実施の形態３においては、差分（Ｑ_２−Ｑ_１）として算出される発熱量変化量ΔＱのデータを第２クランク角度θ_２と関連付けて取得することとしている。しかしながら、進角燃焼時における任意のＭＦＢでのＣＡαの算出に関しては、上記の手法に代え、発熱量変化量ΔＱのデータを第１クランク角度θ_１と関連付けて取得するようにしてもよい。このような手法を用いることで、各ＣＡαが得られるクランク角度θが進角燃焼時の算出発熱量Ｑの波形と一致した状態で、発熱量変化量ΔＱのデータを取得できるようになる。なお、この手法を用いる場合のΔＱは、差分（Ｑ_２−Ｑ_１）として算出してもよいし、差分（Ｑ_１−Ｑ_２）として算出してもよい。そして、差分（Ｑ_１−Ｑ_２）を利用した場合には、負の値でのΔＱの波形が得られることになるが、Ｑの波形とΔＱの波形との間で、クランク角度θの変化に対する値の大小の変化の関係をも一致させることができる。

なお、上述した実施の形態３においては、ＣＡαが前記第７の発明における「所定割合燃焼点」に、ＭＦＢが５０％となる時の５０％燃焼点θ_{２ＣＡ５０}が前記第７の発明における「特定第２クランク角度」に、θ_{２ＣＡ５０}と対となる第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}が前記第７の発明における「特定第１クランク角度」に、それぞれ相当している。そして、ＥＣＵ４０が上記ステップ１０４の処理を実行することにより前記第７の発明における「発熱量変化量算出手段」が実現されており、ＥＣＵ４０が上記ステップ５００および５０２の処理を実行することにより前記第７の発明における「第３の燃焼点取得手段」が実現されており、ＥＣＵ４０が上記ステップ５００の処理を実行することにより前記第７の発明における「特定第２クランク角度取得手段」が実現されており、ＥＣＵ４０が上記ステップ５０２の処理を実行することにより前記第７の発明における「特定第１クランク角度取得手段」が実現されている。

実施の形態４．
次に、図１５を参照して、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７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。

［実施の形態４における筒内圧センサを利用した燃焼状態の検出手法］
実施の形態１〜３において上述したように、発熱量変化量ΔＱを利用した最大実発熱量Ｑｔｍａｘを始めとする実発熱量Ｑｔの取得に関しては、燃焼形態を問わずに同じ手法を用いることができる。しかしながら、燃焼形態が遅角燃焼、通常燃焼および進角燃焼（異常燃焼）の何れであるかに応じて、発熱量変化量ΔＱを利用したＣＡαの検出手法に差異がある。

（燃焼形態の判別手法）
そこで、本実施形態では、内燃機関１０の運転中に、以下に説明する手法によって、発熱量変化量ΔＱと算出発熱量Ｑとを用いてサイクル毎に燃焼形態を判別するようにした。そして、判別された燃焼形態に適した検出手法でＣＡ５０を取得することとした。なお、ここでは、ＣＡ５０の取得手法を例示するが、本実施形態の手法は、ＣＡ５０以外の任意のＣＡαに対して適用可能である。

図４、１０および１３を比較すると分かるように、圧縮上死点における発熱量変化量ΔＱの変化率（ΔＱの波形の傾き）は、ゼロ相当の小さな値となる遅角燃焼時（図４）および進角燃焼時（図１３）とは異なり、通常燃焼時（図１０）には大きくなる。そこで、本実施形態では、圧縮上死点における発熱量変化量ΔＱの変化率が所定値よりも大きくなるサイクルでは、当該サイクルの燃焼形態は通常燃焼であると判定するようにした。

そのうえで、圧縮上死点付近における発熱量変化量ΔＱの変化率が上記所定値以下となるサイクルでは、遅角燃焼と進角燃焼とが次のような手法で判別される。すなわち、ΔＱのデータ上においてＣＡ５０に対応するクランク角度である第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}と、当該第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}と対となる（すなわち、ＴＤＣを間に介して等距離にある（さらに換言すると、筒内容積Ｖが同じ値となる））第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}とが取得される。そして、第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}での算出発熱量Ｑの変化率（Ｑの波形の傾き）と第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}での算出発熱量Ｑの変化率のどちらが大きいかが判定される。図４と図１３とを比較すると明らかであるように、遅角燃焼時には、第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}での算出発熱量Ｑの変化率の方が、第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}での算出発熱量Ｑの変化率よりも大きくなり、一方、進角燃焼時には、第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}での算出発熱量Ｑの変化率よりも、第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}での算出発熱量Ｑの変化率の方が大きくなる。したがって、この判定手法により、遅角燃焼と進角燃焼とを判別することができる。

（実施の形態４の燃焼状態の検出に係る具体的処理）
図１５は、本発明の実施の形態４における進角燃焼時の燃焼状態の検出手法を実現するために、ＥＣＵ４０が実行するルーチンを示すフローチャートである。なお、図１５において、実施の形態１〜３における図７、１２、１４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において発熱量変化量ΔＱのデータをクランク角度同期で算出した後に、取得した発熱量変化量ΔＱのデータの最大値ΔＱｍａｘを最大実発熱量Ｑｔｍａｘとして取得する（ステップ１０６）。

次に、ＥＣＵ４０は、圧縮上死点（ＴＤＣ）における発熱量変化量ΔＱの変化率が所定値よりも大きいか否かを判定する（ステップ６００）。本ステップ６００における所定値は、通常燃焼をその他の燃焼形態（通常燃焼と進角燃焼）と判別するための上記変化率の閾値として予め設定された値である。

上記ステップ６００の判定が成立する場合、すなわち、ＴＤＣでのΔＱの波形の傾きが平坦ではないと判断できる場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ６０２に進む。ステップ６０２では、通常燃焼時のためのＣＡ５０の検出処理（ステップ４００〜４０２）が実行される。

一方、上記ステップ６００の判定が不成立となる場合、すなわち、ＴＤＣでのΔＱの波形の傾きが平坦であると判断できる場合には、ＥＣＵ４０は、次いで、ステップ１０４において取得した発熱量変化量ΔＱのデータと（６）もしくは（７）式とを利用して、ＣＡ５０に対応する第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}と、この第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}と対となる第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}とを取得する（ステップ６０４）。

上記ステップ６０４の処理が実行された場合には、ＥＣＵ４０は、次いで、第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}での算出発熱量Ｑの変化率が第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}での算出発熱量Ｑの変化率よりも大きいか否かを判定する（ステップ６０６）。その結果、本ステップ６０６の判定が成立する場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ６０８に進み、遅角燃焼時のためのＣＡ５０の検出処理を実行する。具体的には、第２クランク角度θ_{２ＣＡ５０}が最終的にＣＡ５０として取得される。

一方、上記ステップ６０６の判定が不成立となる場合には、ＥＣＵ４０は、ステップ６１０に進み、進角燃焼時のためのＣＡ５０の検出処理を実行する。具体的には、第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}が最終的にＣＡ５０として取得される。

以上説明した図１５に示すルーチンによれば、内燃機関１０の運転中に燃焼形態を判別し、判別された現在の燃焼形態に適した検出処理を用いて、筒内圧力Ｐのずれ量ｅ_ｐ（絶対圧補正の誤差分）の影響を受けずにＣＡ５０を正確に検出できるようになる。

ところで、上述した実施の形態４においては、通常燃焼時であるか、あるいはその他の燃焼時であるかを判別するために、圧縮上死点における発熱量変化量ΔＱが所定値よりも大きいか否かを判定することとしている。しかしながら、この判別手法は、発熱量変化量ΔＱを用いるものに限られない。すなわち、本明細書中において定義した通常燃焼時では、圧縮上死点が燃焼期間中に位置しているため、その他の燃焼形態と比べて、圧縮上死点における算出発熱量Ｑの変化率が大きくなる。そこで、上記判別手法は、発熱量変化量ΔＱの使用に代え、圧縮上死点における算出発熱量Ｑが所定値よりも大きいか否かを判定するものであってもよい。

なお、上述した実施の形態４においては、５０％燃焼点θ_{２ＣＡ５０}の対となる第１クランク角度θ_{１ＣＡ５０}が前記第６の発明における「特定第１クランク角度」に相当しているとともに、ＥＣＵ４０が上記ステップ６０４の処理を実行することにより前記第６の発明における「特定第１クランク角度取得手段」が実現されている。

その他の変形例．
ところで、上述した実施の形態１〜４においては、燃焼期間を含むクランク角期間として事前に想定したクランク角期間を対象とした発熱量変化量ΔＱのデータを算出し、その最大値ΔＱｍａｘを最大実発熱量Ｑｔｍａｘとして取得することとしている。これにより、発熱量変化量ΔＱのデータの算出をし終えた段階、すなわち、燃焼開始点ＣＡ０および燃焼終了点ＣＡ１００をまだ正確に把握できていない段階において、発熱量変化量ΔＱのデータ（波形）を利用して最大実発熱量Ｑｔｍａｘを取得できるようになる。しかしながら、本発明における最大実発熱量の算出手法は、必ずしも、発熱量変化量のデータの最大値を見つけることを利用するものに限られない。すなわち、燃焼開始点ＣＡ０よりも進角側の第１クランク角度θ_１と、燃焼終了点ＣＡ１００よりも遅角側のクランク角度であって当該第１クランク角度θ_１と対となる第２クランク角度θ_２とを事前に把握しておき、これらの一対のクランク角度θ_１、θ_２に対応する発熱量変化量ΔＱを最大実発熱量Ｑｔｍａｘとして取得してもよい。

また、上述した実施の形態１〜４においては、第１算出発熱量Ｑ_１と第２算出発熱量Ｑ_２との差分である発熱量変化量ΔＱを、第２算出発熱量Ｑ_２から第１算出発熱量Ｑ_１を引いて得られる値（Ｑ_２−Ｑ_１）として算出することとしている。しかしながら、本発明において実発熱量Ｑｔの推定値の取得のために用いる発熱量変化量ΔＱは、値（Ｑ_２−Ｑ_１）に代え、第１算出発熱量Ｑ_１から第２算出発熱量Ｑ_２を引いて得られる差分の絶対値（｜Ｑ_１−Ｑ_２｜）であってもよい。

また、上述した実施の形態１〜４においては、クランク軸１６の回転中心およびピストンピン１３の軸中心がシリンダ中心軸上にあるピストン・クランク機構を備える内燃機関１０を例に挙げて説明を行った。ここで、ピストン・クランク機構を備える内燃機関では、膨張行程でのピストンへのサイドスラスト荷重の低減による摩擦損失の低減などを目的として、クランク軸の回転中心をシリンダ中心軸上から外れた位置に設定する構成、いわゆるオフセットクランクが採用されることが多い。このような構成が採用されていると、図３（Ｂ）に示す波形とは異なり、クランク角度θに対する筒内容積Ｖの波形は、圧縮上死点を基準として左右対称なものとはならない。したがって、ＴＤＣを間に介して等距離にある一対のクランク角度での筒内容積Ｖの値が同じ値とならない。このことは、オフセットクランクによってクランク軸の回転中心がシリンダ中心軸に対してオフセットしている場合に限らず、クランク軸の回転中心がオフセットしていなくても、ピストンピンの軸中心がシリンダ中心軸に対してオフセットしている構成においても同様である。本発明においては、筒内容積Ｖが同じとなる一対のクランク角度（θ_１とθ_２）での算出発熱量（Ｑ_１とＱ_２）を発熱量変化量ΔＱの算出に利用している。このため、本発明は、これらのオフセットクランクなどが採用されている内燃機関に対しても同様に適用可能である。

また、上述した実施の形態１等においては、燃焼重心位置であるＣＡ５０を利用してプレイグニッション発生の有無を判定することとしている。しかしながら、本発明においてプレイグニッション発生の有無の判定のために使用されるクランク角度は、ＣＡ５０に限らず、ＭＦＢが所定割合αとなる時の任意のクランク角度ＣＡαであってもよい。

１０ 内燃機関
１２ ピストン
１３ ピストンピン
１４ コンロッド
１６ クランク軸
１８ 燃焼室
２０ 吸気通路
２２ 排気通路
２４ 吸気弁
２６ 排気弁
２８ スロットルバルブ
３０ 燃料噴射弁
３２ 点火プラグ
３４ 筒内圧センサ
４０ ＥＣＵ(Electronic Control Unit)
４２ クランク角センサ
４４ エアフローメータ

Claims (10)

1. クランク角度を取得するクランク角度取得手段と、
   筒内圧力を検出する筒内圧センサと、
   前記筒内圧センサにより検出される筒内圧力に対して絶対圧補正を施した後の筒内圧力と前記クランク角度取得手段により取得されるクランク角度とを用いて、燃焼期間を介在するクランク角期間として想定されたクランク角期間であって吸気弁の閉じ時期よりも遅角側かつ排気弁の開き時期よりも進角側に位置するクランク角期間を対象として、クランク角度同期での筒内の発熱量のデータである算出発熱量データを算出する発熱量算出手段と、
   を備える往復動型の内燃機関の燃焼状態検出装置であって、
   圧縮行程中のクランク角度を第１クランク角度とし、膨張行程中のクランク角度であって前記第１クランク角度での筒内容積と同じ筒内容積が得られるクランク角度を第２クランク角度とし、前記第１クランク角度での発熱量として前記発熱量算出手段により算出される算出発熱量を第１算出発熱量とし、前記第２クランク角度での発熱量として前記発熱量算出手段により算出される算出発熱量を第２算出発熱量とし、前記第１算出発熱量と前記第２算出発熱量との差分を発熱量変化量とした場合に、前記第１クランク角度が燃焼開始点よりも進角側に位置し、かつ、前記第２クランク角度が燃焼終了点よりも遅角側に位置するという条件を満たす一対の前記第１クランク角度および前記第２クランク角度に関する前記発熱量変化量を最大実発熱量として推定する最大実発熱量推定手段を備えることを特徴とする内燃機関の燃焼状態検出装置。
2. 前記クランク角期間を対象として、クランク角度同期での前記発熱量変化量のデータである発熱量変化量データを算出する発熱量変化量算出手段をさらに備え、
   前記最大実発熱量推定手段は、前記発熱量変化量データの最大値を用いて最大実発熱量を推定することを特徴とする請求項１に記載の内燃機関の燃焼状態検出装置。
3. 前記クランク角期間を対象として、クランク角度同期での前記発熱量変化量のデータである発熱量変化量データを算出する発熱量変化量算出手段をさらに備え、
   前記発熱量変化量算出手段は、発熱量変化量を前記第２算出発熱量から前記第１算出発熱量を引いて得られる値として算出し、かつ、前記算出発熱量データを用いて発熱量変化量データを前記第２クランク角度に関連付けて取得するものであって、
   燃焼開始点が圧縮上死点よりも進角側のクランク角度となり燃焼終了点が圧縮上死点よりも遅角側のクランク角度となる通常燃焼時に、燃焼質量割合が所定割合となる時のクランク角度である所定割合燃焼点を取得する第１の燃焼点取得手段をさらに備え、
   前記第１の燃焼点取得手段は、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量が最大値に到達する時の発熱量変化量最大クランク角度を燃焼終了点とみなし、かつ、圧縮上死点を間に介して当該発熱量変化量最大クランク角度の反対側に位置するクランク角度であって前記発熱量変化量最大クランク角度での筒内容積と同じ筒内容積が得られる特定第１クランク角度を燃焼開始点とみなして得られるみなし燃焼期間中の前記算出発熱量データに基づいて、前記通常燃焼時の前記所定割合燃焼点を取得することを特徴とする請求項１または２に記載の内燃機関の燃焼状態検出装置。
4. 前記第１の燃焼点取得手段は、前記算出発熱量データに基づく圧縮上死点付近の算出発熱量もしくは前記発熱量変化量データに基づく圧縮上死点付近の発熱量変化量の変化率が所定値よりも大きい場合に、前記通常燃焼時であると判断することを特徴とする請求項３に記載の内燃機関の燃焼状態検出装置。
5. 前記クランク角期間を対象として、クランク角度同期での前記発熱量変化量のデータである発熱量変化量データを算出する発熱量変化量算出手段をさらに備え、
   前記発熱量変化量算出手段は、発熱量変化量を前記第２算出発熱量から前記第１算出発熱量を引いて得られる値として算出し、かつ、前記算出発熱量データを用いて発熱量変化量データを前記第２クランク角度に関連付けて取得するものであって、
   燃焼開始点が圧縮上死点と同じか圧縮上死点よりも遅角側のクランク角度となる遅角燃焼時に、燃焼質量割合が所定割合となる時のクランク角度である所定割合燃焼点を取得する第２の燃焼点取得手段をさらに備え、
   前記第２の燃焼点取得手段は、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量がゼロから増加に転じる時のクランク角度を燃焼開始点とみなし、かつ、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量が最大値に到達する時の発熱量変化量最大クランク角度を燃焼終了点とみなし、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量が当該発熱量変化量の最大値に対して前記所定割合となる時の特定第２クランク角度を前記遅角燃焼時の前記所定割合燃焼点として取得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燃焼状態検出装置。
6. 圧縮上死点を間に介して前記特定第２クランク角度の反対側に位置するクランク角度であって前記特定第２クランク角度での筒内容積と同じ筒内容積が得られる特定第１クランク角度を取得する特定第１クランク角度取得手段をさらに備え、
   前記第２の燃焼点取得手段は、前記算出発熱量データに基づく圧縮上死点付近の算出発熱量もしくは前記発熱量変化量データに基づく圧縮上死点付近の発熱量変化量の変化率が所定値以下となる場合であって、前記算出発熱量データに基づく前記特定第２クランク角度での算出発熱量の変化率が、前記算出発熱量データに基づく前記特定第１クランク角度での算出発熱量の変化率よりも大きい場合に、前記遅角燃焼時であると判断することを特徴とする請求項５に記載の内燃機関の燃焼状態検出装置。
7. 前記クランク角期間を対象として、クランク角度同期での前記発熱量変化量のデータである発熱量変化量データを算出する発熱量変化量算出手段をさらに備え、
   前記発熱量変化量算出手段は、発熱量変化量を前記第２算出発熱量から前記第１算出発熱量を引いて得られる値として算出し、かつ、発熱量変化量データを前記第２クランク角度に関連付けて取得するものであって、
   燃焼終了点が圧縮上死点と同じか圧縮上死点よりも進角側のクランク角度となる進角燃焼時に、燃焼質量割合が所定割合となる時のクランク角度である所定割合燃焼点を取得する第３の燃焼点取得手段をさらに備え、
   前記第３の燃焼点取得手段は、
   前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量がゼロから増加に転じる時のクランク角度を燃焼終了点とみなし、かつ、前記発熱量変化量データにおいて発熱量変化量が最大値に到達する時の発熱量変化量最大クランク角度を燃焼開始点とみなし、発熱量変化量の最大値との発熱量変化量の差の絶対値が当該発熱量変化量の最大値に対して前記所定割合となる時の特定第２クランク角度を取得する特定第２クランク角度取得手段と、
   圧縮上死点を間に介して前記特定第２クランク角度の反対側に位置するクランク角度であって前記特定第２クランク角度での筒内容積と同じ筒内容積が得られる特定第１クランク角度を取得する特定第１クランク角度取得手段と、
   を含み、
   前記第３の燃焼点取得手段は、前記特定第１クランク角度を前記進角燃焼時の前記所定割合燃焼点として取得す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燃焼状態検出装置。
8. 前記第３の燃焼点取得手段は、前記算出発熱量データに基づく圧縮上死点付近の算出発熱量もしくは前記発熱量変化量データに基づく圧縮上死点付近の発熱量変化量の変化率が所定値以下となる場合であって、前記算出発熱量データに基づく前記特定第２クランク角度での算出発熱量の変化率よりも、前記算出発熱量データに基づく前記特定第１クランク角度での算出発熱量の変化率の方が大きい場合に、前記進角燃焼時であると判断することを特徴とする請求項７に記載の内燃機関の燃焼状態検出装置。
9. 前記所定割合燃焼点が所定の第１判定値よりも進角している場合に、プレイグニッションが発生したと判定するプレイグニッション判定手段をさらに備えることを特徴とする請求項３〜８の何れか１つに記載の内燃機関の燃焼状態検出装置。
10. 前記実発熱量推定手段により推定された最大実発熱量が所定の第２判定値よりも小さい場合に、失火が発生したと判定する失火判定手段をさらに備えることを特徴とする請求項２に記載の内燃機関の燃焼状態検出装置。

Images