JP6456273B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は、検出された気筒内の圧力を用いて混合気の空燃比を推定し、推定された空燃比に応じて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置に関する。

従来のこの種の空燃比の推定方法として、例えば特許文献１に開示されたものが知られている。この推定方法は、内燃機関の圧縮行程における混合気の状態変化がポリトロープ変化であることや、混合気の比熱比が空燃比に応じて変化することに着目し、比熱比を介して空燃比を推定・評価するものである。具体的には、圧縮行程中の所定の２つのクランク角θ１、θ２において筒内圧センサによってそれぞれ検出された筒内圧Ｐ１、Ｐ２と、クランク角θ１、θ２に対応する気筒容積Ｖ１、Ｖ２から、混合気の比熱比κを次式によって算出する。
κ ＝ ｌｏｇ（Ｐ１／Ｐ２）／ｌｏｇ（Ｖ２／Ｖ１）

また、その時点で設定されている目標空燃比に応じ、所定の目標空燃比−比熱比マップを検索することによって、基準比熱比κ０を算出する。そして、算出した比熱比κと基準比熱比κ０との偏差Δκが所定値よりも大きいときには、目標空燃比に対する実際の空燃比のずれが大きいとして、偏差Δκに応じて点火時期や燃料噴射量が補正される。

特許第４８０３１００号公報

上述した従来の空燃比の推定方法では、圧縮行程における混合気の状態変化がポリトロープ変化であることを前提とし、圧縮行程中に検出された筒内圧Ｐ１、Ｐ２の変化量に基づいて、混合気の比熱比が算出される。一方、内燃機関の制御では通常、内燃機関の負荷や回転数などに応じて点火時期が変更され、それに伴って混合気の燃焼の開始タイミングが変化する。

これに対し、従来の推定方法では、筒内圧Ｐ１、Ｐ２の検出タイミングとして、所定のクランク角θ１、θ２が一律に設定されているため、後側のクランク角θ２が混合気の実際の燃焼開始タイミングよりも遅くなる場合がある。その場合には、混合気の燃焼による圧力上昇によって、混合気の状態変化がポリトロープ変化に沿わなくなるため、比熱比の算出精度が低下してしまう。このような不具合を回避するために、例えば、後側のクランク角θ２をより進角側に設定した場合には、筒内圧Ｐ１、Ｐ２の圧力差を十分に確保できないおそれがあり、やはり比熱比を精度良く算出することができない。

また、混合気の比熱比は、温度に応じて変化するという温度特性を有するため、空燃比が同じでも、圧縮行程での圧縮による混合気の温度上昇などに伴って変化する。これに対し、従来の推定方法では、基準比熱比κ０を算出する際、目標空燃比のみをパラメータとし、比熱比の温度特性はまったく考慮されていないので、基準比熱比κ０を精度良く算出できない。このため、比熱比κと基準比熱比κ０との偏差Δκに基づく空燃比の評価を適正に行えず、空燃比に応じた点火時期などの補正も適切に行うことができない。

本発明は、以上のような課題を解決するためになされたものであり、圧縮行程中に検出された筒内圧を用い、混合気の比熱比の温度特性を良好に反映させながら、混合気の空燃比を精度良く推定できるとともに、推定した空燃比を用いて内燃機関を適切に制御することができる内燃機関の制御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、請求項１に係る発明は、気筒３ａ内に充填される混合気の空燃比を推定し、推定された空燃比を用いて内燃機関３を制御する内燃機関の制御装置であって、気筒３ａ内の圧力を筒内圧ＰＣＹＬとして検出する筒内圧センサ５１と、内燃機関３の運転状態（点火時期ＩＧＬＯＧ、吸気圧ＰＢＡ、エンジン回転数ＮＥ）を検出する運転状態検出手段（吸気圧センサ５６、クランク角センサ５２、ＥＣＵ２）と、検出された内燃機関３の運転状態に応じて、混合気の燃焼が開始される直前のクランク角を、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦとして設定する基準クランク角設定手段（ＥＣＵ２、図３のステップ５、図４）と、混合気中に排気還流による外部ＥＧＲガスが存在せず且つ混合気の空燃比ＡＦが所定の空燃比であるという条件で、混合気の比熱比の温度特性に基づき、設定された基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦにおいて発生する気筒３ａ内の圧力を、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦとして算出する基準筒内圧算出手段（ＥＣＵ２、図３のステップ６、図６、図１９、図２０）と、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦにおいて筒内圧センサ５１で検出された実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳと算出された基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦとの圧力差ΔＰに基づき、混合気の空燃比ＡＦを推定する空燃比推定手段（ＥＣＵ２、図３のステップ９〜１１）と、推定された混合気の空燃比ＡＦに応じて内燃機関３を制御する制御手段（ＥＣＵ２、図１８）と、を備えることを特徴とする。

本発明の内燃機関の制御装置では、筒内圧（気筒内の圧力）が筒内圧センサによって検出される。また、検出された内燃機関の運転状態に応じて、混合気の燃焼が開始される直前のクランク角が、基準クランク角として設定され、さらに、この基準クランク角において発生する気筒内の圧力が、基準筒内圧として算出される。この基準筒内圧の算出は、混合気中に外部ＥＧＲガスが存在せず且つ混合気の空燃比が所定の空燃比であるという条件で、混合気の比熱比の温度特性に基づいて行われる。

前述したように、混合気の比熱比は、基本的に混合気の組成に応じて定まるとともに、混合気の温度に応じて変化するという温度特性を有する。また、外部ＥＧＲが実行される場合、気筒までの流路が長く、外部ＥＧＲガスが気筒内に到達するまでの遅れがあるため、外部ＥＧＲ量を把握できない。したがって、外部ＥＧＲガスが存在せず且つ空燃比が所定の空燃比であるという所定の混合気の組成条件で、比熱比の温度特性に基づいて基準筒内圧を算出することにより、混合気の比熱比の温度特性を反映させながら、基準筒内圧を一義的かつ適切に求めることができる。

また、本発明によれば、基準クランク角において検出された筒内圧を実筒内圧として求め、実筒内圧と基準筒内圧との圧力差に基づいて、空燃比が推定される。この実筒内圧には、混合気の実際の空燃比及び組成とそれに応じた比熱比や温度の変化が反映される。したがって、実筒内圧と基準筒内圧との圧力差に基づいて空燃比を推定できる。

また、基準クランク角は、混合気の燃焼の開始直前のクランク角であり、検出された内燃機関の運転状態に応じて設定される。このような基準クランク角の設定により、燃焼がまだ行われず、混合気の状態変化がポリトロープ変化に保たれた状態で、実筒内圧を取得するとともに、実筒内圧と基準筒内圧との大きな圧力差を確保できる。したがって、この圧力差に基づき、比熱比の温度特性を良好に反映させながら、混合気の空燃比を精度良く推定することができる。また、精度良く推定された空燃比に応じて、内燃機関を適切に制御することができる。

請求項２に係る発明は、請求項１に記載の内燃機関の制御装置において、運転状態検出手段は、内燃機関３の運転状態として、点火時期ＩＧＬＯＧ、気筒３ａに吸入される吸気の圧力（吸気圧ＰＢＡ）、及び内燃機関３の回転数ＮＥを検出し、基準クランク角設定手段は、検出された点火時期ＩＧＬＯＧ、吸気圧力及び内燃機関３の回転数ＮＥに応じて、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦを設定すること（図４）を特徴とする。

前述したように、基準クランク角は、混合気の燃焼の開始直前のクランク角として設定される。また、混合気の燃焼の開始タイミングは、点火時期の影響をダイレクトに受けるとともに、吸気圧力に応じて変化し、また、クランク角で表される場合には、内燃機関の回転数に応じて変化する。この構成によれば、検出されたこれらの３つのパラメータに応じて、基準クランク角を設定するので、基準クランク角の設定を、内燃機関の実際の運転状態に応じて適切に行うことができ、混合気の燃焼の開始直前における基準筒内圧及び実筒内圧を適切に得ることができる。なお、本明細書における各種のパラメータの「検出」には、パラメータを、センサなどで直接、検出することの他、演算によって推定することなども含まれる。

請求項３に係る発明は、請求項２に記載の内燃機関の制御装置において、基準クランク角設定手段は、設定した基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが圧縮ＴＤＣよりも遅角側のときには、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦを圧縮ＴＤＣに相当するクランク角（０度）に制限すること（図４のステップ２３、２４）を特徴とする。

例えば、図２３に示すように、点火時期が圧縮ＴＤＣよりも進角側にあり、混合気の燃焼開始タイミングが圧縮ＴＤＣよりも遅角側にある場合には、主としてノッキングの影響により、圧縮ＴＤＣから燃焼開始までの間に、実際の筒内圧が低下することがある（同図の矢印Ａ部）。このような場合において、基準クランク角が圧縮ＴＤＣよりも遅角側に設定されると、基準クランク角において検出される実筒内圧が低下することで、実筒内圧と基準筒内圧との大きな圧力差を確保できず、この圧力差に基づく空燃比の推定精度が低下するおそれがある。

この構成によれば、前述のようにして設定された基準クランク角が圧縮ＴＤＣよりも遅角側のときには、基準クランク角を圧縮ＴＤＣに相当するクランク角に制限する。これにより、圧縮ＴＤＣ後におけるノッキングなどの影響による実筒内圧の低下が回避されるので、実筒内圧と基準筒内圧との大きな圧力差を確保でき、空燃比の推定精度を良好に維持することができる。

請求項４に係る発明は、請求項１ないし３のいずれかに記載の内燃機関の制御装置において、圧縮行程において混合気の圧縮が開始される圧縮開始時のクランク角を、初期クランク角（吸気閉弁タイミングＩＶＣ）として取得する初期クランク角取得手段（吸気位相センサ５３、ＥＣＵ２）と、圧縮開始時における気筒３ａ内の温度を、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴとして取得する初期筒内温度取得手段（吸気温センサ５７、吸気位相センサ５３、排気位相センサ５４、ＥＣＵ２、図６のステップ３２）と、圧縮開始時における気筒３ａ内の圧力を、初期筒内圧（吸気圧ＰＢＡ）として取得する初期筒内圧取得手段（吸気圧センサ５６）と、をさらに備え、基準筒内圧算出手段は、所定の空燃比が理論空燃比であるという条件で、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦと、取得された初期クランク角、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び初期筒内圧に応じ、混合気の比熱比の温度特性に基づいて、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出すること（図６のステップ３３）を特徴とする。

基準筒内圧は、混合気の燃焼の開始直前に相当する基準クランク角において発生する筒内圧であるため、基準クランク角に応じて変化するとともに、混合気の圧縮の開始タイミングや、圧縮開始時における混合気の温度及び圧力に応じて変化する。また、空燃比が変化すると、混合気の組成が変化し、比熱比が変化するため、基準筒内圧は空燃比に応じて変化する。以上の関係から、この構成によれば、基準筒内圧を、基準クランク角と、圧縮開始時の初期クランク角、初期筒内温度及び初期筒内圧に応じて算出するので、圧縮中の混合気の温度や圧力の状態に応じて、基準筒内圧を精度良く算出することができる。また、空燃比が理論空燃比であることを条件とするので、空燃比制御において通常、目標とされる理論空燃比を基準として、基準筒内圧を適切に算出することができる。

請求項５に係る発明は、請求項１ないし３のいずれかに記載の内燃機関の制御装置において、圧縮行程において混合気の圧縮が開始される圧縮開始時のクランク角を、初期クランク角（吸気閉弁タイミングＩＶＣ）として取得する初期クランク角取得手段（吸気位相センサ５３、ＥＣＵ２）と、圧縮開始時における気筒３ａ内の温度を、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴとして取得する初期筒内温度取得手段（吸気温センサ５７、吸気位相センサ５３、排気位相センサ５４、ＥＣＵ２、図６のステップ３２）と、圧縮開始時における気筒３ａ内の圧力を、初期筒内圧（吸気圧ＰＢＡ）として取得する初期筒内圧取得手段（吸気圧センサ５６）と、混合気の空燃比ＡＦの目標となる目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦを設定する目標空燃比設定手段（ＥＣＵ２、図２０のステップ３１１）と、をさらに備え、所定空燃比は設定された目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦであり、基準筒内圧算出手段は、所定の空燃比が設定された目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦであるという条件で、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦと、取得された初期クランク角、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び初期筒内圧と、目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦに応じ、混合気の比熱比の温度特性に基づいて、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出すること（図２０のステップ３１２）を特徴とする。

この構成によれば、請求項３と同様、基準筒内圧を、基準クランク角と、圧縮開始時の初期クランク角、初期筒内温度及び初期筒内圧に応じて算出するので、基準筒内圧の算出を適切に行うことができる。また、空燃比が目標空燃比であることを条件とするとともに、目標空燃比に応じて基準筒内圧を算出する。これにより、目標空燃比が変更される場合でも、その時点における空燃比の目標値である目標空燃比を基準として、基準筒内圧を適切に算出することができる。

請求項６に係る発明は、請求項４又は５に記載の内燃機関の制御装置において、内燃機関３の回転数ＮＥを検出する回転数検出手段（クランク角センサ５２）と、内燃機関３を冷却する冷却水の温度ＴＷを検出する冷却水温度検出手段（水温センサ５９）と、をさらに備え、基準筒内圧算出手段は、検出された内燃機関３の回転数ＮＥ及び冷却水温度ＴＷに応じて基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを補正すること（図６のステップ３４、３５）を特徴とする。

この構成によれば、検出された内燃機関の回転数及び冷却水温度に応じて基準筒内圧を補正することによって、気筒内と外部との間で授受される熱の影響を適切に補償することができる。

請求項７に係る発明は、請求項４ないし６のいずれかに記載の内燃機関の制御装置において、空燃比推定手段は、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦと、初期クランク角、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び初期筒内圧に応じ、混合気の比熱比の温度特性に基づいて、圧力差ΔＰに対する混合気の当量比の傾きを表す空燃比係数Ｃ＿ＡＦを算出するとともに、算出された空燃比係数Ｃ＿ＡＦを圧力差ΔＰに乗算した値に基づいて、混合気の空燃比ＡＦを算出すること（図３のステップ７、１１、１２、図１３）を特徴とする。

基準筒内圧は、空燃比が所定の空燃比（理論空燃比又は目標空燃比）のときに発生する筒内圧である。このため、実際の空燃比が所定空燃比と等しくなったときには、実筒内圧が基準筒内圧に一致し、両者の圧力差は０になり、実空燃比と所定空燃比との差が大きいほど、圧力差は大きくなる。また、図５に示すように、この圧力差（ΔＰ）は混合気の当量比（ＫＡＦ）と線形関係にあり、その傾きが吸気条件及び圧縮条件に応じて変化するという特性が認められている。

以上の関係から、この構成によれば、空燃比を推定する際、まず、圧力差に対する混合気の当量比の傾きを表す空燃比係数を、基準クランク角、初期クランク角、初期筒内温度及び初期筒内圧に応じて算出する。これにより、基準筒内圧を算出する際のパラメータを共通に用い、混合気の吸気・圧縮条件を反映させながら、空燃比係数を適切に算出できる。また、空燃比係数を圧力差に乗算した値は、所定の空燃比に対する空燃比の偏差（隔たり）に相当する当量比を表すので、この値に基づいて混合気の空燃比を算出することによって、空燃比を精度良く推定することができる。

請求項８に係る発明は、請求項１ないし７のいずれかに記載の内燃機関の制御装置において、筒内圧センサ５１は、筒内圧を検出するための圧力検出素子と、圧力検出素子から出力される信号を増幅し、出力する増幅回路とを有し、圧力検出素子及び増幅回路が、気筒３ａ内に燃料を直接、噴射する燃料噴射弁４に一体に設けられていることを特徴とする。

上記のように構成される筒内圧センサは、その圧力検出素子及び増幅回路が燃料噴射弁に一体に設けられているため、点火動作によるノイズや他の気筒の燃料噴射弁の噴射動作によるノイズの影響を受けにくい。このため、筒内圧センサによる実筒内圧の検出精度が高められることで、空燃比の推定精度をさらに向上させることができる。

本発明を適用した内燃機関の構成を概略的に示す図である。 制御装置の概略構成を示すブロック図である。 混合気の空燃比の推定処理のメインフローである。 基準クランク角の設定処理を示すサブルーチンである。 実筒内圧−基準筒内圧の圧力差と混合気の当量比との関係を示す図である。 第１実施形態による基準筒内圧の算出処理を示すサブルーチンである。 基準筒内圧マップの入出力関係を示す図である。 混合気の各成分の比熱比の温度特性を示す図である。 圧縮行程におけるクランク角に対する混合気の比熱比の関係を、互いに異なる空燃比について示す図である。 基準筒内圧マップにおける、基準クランク角及び吸気閉弁タイミングに対する基準筒内圧の設定例を示す図である。 基準筒内圧マップにおける、初期筒内温度に対する基準筒内圧の設定例を示す図である。 基準筒内圧マップにおける、吸気圧に対する基準筒内圧の設定例を示す図である。 ＡＦ係数の算出処理を示すサブルーチンである。 ＡＦ係数マップの入出力関係を示す図である。 ＡＦ係数マップにおける、基準クランク角及び吸気閉弁タイミングに対するＡＦ係数の設定例を示す図である。 ＡＦ係数マップにおける、初期筒内温度に対するＡＦ係数の設定例を示す図である。 ＡＦ係数マップにおける、吸気圧に対するＡＦ係数の設定例を示す図である。 空燃比を用いた燃料噴射制御処理を示すフローチャートである。 変形例による基準筒内圧の算出処理を示すサブルーチンである。 第２実施形態による基準筒内圧の算出処理を示すサブルーチンである。 図２０の算出処理で用いられる基準筒内圧マップの入出力関係を示す図である。 図２１の基準筒内圧マップにおける、目標空燃比に対する基準筒内圧の設定例を示す図である。 圧縮ＴＤＣ付近におけるクランク角と実際の筒内圧との関係の一例を示す図である。

以下、図面を参照しながら、本発明の好ましい実施形態を詳細に説明する。図１に示すように、本発明を適用した内燃機関（以下「エンジン」という）３は、例えば４つの気筒３ａを有するガソリンエンジンであり、車両（図示せず）に動力源として搭載されている。

エンジン３の各気筒３ａには、燃料噴射弁（以下「インジェクタ」という）４及び点火プラグ５が、気筒３ａの燃焼室（図示せず）に臨むように設けられている。インジェクタ４は、燃焼室内に燃料を直接、噴射するタイプのものである。点火プラグ５からの火花の放電によって、燃料と空気との混合気が点火され、燃焼が行われる。インジェクタ４からの燃料噴射量及び燃料噴射時期と点火プラグ５の点火時期ＩＧＬＯＧは、電子制御ユニット（以下「ＥＣＵ」という）２からの制御信号によって制御される（図２参照）。

なお、本実施形態において「混合気」は、気筒３ａに充填され、燃焼に供される筒内ガスであり、後述する内部ＥＧＲが行われる場合には、内部ＥＧＲガスを含むものである。

エンジン３の各気筒３ａには、その内部の圧力（筒内圧）を検出する筒内圧センサ５１が設けられている。本実施形態では、筒内圧センサ５１は、インジェクタ一体型のものであり、図示しないが、燃焼室に臨み、筒内圧をピックアップする圧力検出素子や、圧力検出素子からの信号を増幅し、出力する増幅回路などが、インジェクタ４に一体に組み付けられている。筒内圧センサ５１で検出された筒内圧ＰＣＹＬを表す検出信号は、ＥＣＵ２に入力される。

また、エンジン３は、可変吸気位相機構１１、可変排気位相機構１２及びターボチャージャ１３などを備えている。

可変吸気位相機構１１は、エンジン３のクランクシャフトに対する吸気弁（いずれも図示せず）の相対的な位相（以下「吸気位相」という）ＣＡＩＮを無段階に変更するものであり、吸気位相制御モータ１１ａ（図２参照）などを備えている。吸気位相制御モータ１１ａは、ＥＣＵ２からの制御信号に応じて、クランクシャフトに対して吸気カムシャフト（図示せず）を相対的に回転させ、両者の相対角度を変化させることによって、吸気位相ＣＡＩＮを無段階に変更する。

同様に、可変排気位相機構１２は、クランクシャフトに対する排気弁（図示せず）の相対的な位相（以下「排気位相」という）ＣＡＥＸを無段階に変更するものであり、排気位相制御モータ１２ａ（図２参照）などを備えている。排気位相制御モータ１２ａは、ＥＣＵ２からの制御信号に応じて、クランクシャフトに対して排気カムシャフト（図示せず）を相対的に回転させ、両者の相対角度を変化させることによって、排気位相ＣＡＥＸを無段階に変更する。

これらの可変吸気位相機構１１及び可変排気位相機構１２は、吸気位相ＣＡＩＮと排気位相ＣＡＥＸの変更によって、吸気弁及び排気弁の開閉弁タイミングをそれぞれ制御するとともに、吸気弁と排気弁とのバルブオーバーラップによる内部ＥＧＲを制御するのに用いられる。

ターボチャージャ１３は、吸気通路６に設けられたコンプレッサ２１と、排気通路７に設けられ、シャフト２２を介してコンプレッサ２１に一体に連結されたタービン２３を備えている。排気通路７を流れる排ガスによってタービン２３が駆動され、それと一体にコンプレッサ２１が回転することによって、吸気が過給される。また、ウェイストゲートバルブ（図示せず）などをＥＣＵ２からの制御信号で制御することで、過給圧が調整される。

吸気通路６には、上流側から順に、ターボチャージャ１３のコンプレッサ２１、過給によって昇温した吸気を冷却するためのインタークーラ２６、及びスロットル弁２７が設けられている。

スロットル弁２７は、吸気通路６の吸気マニホルド６ａよりも上流側に配置されている。スロットル弁２７の開度は、ＥＣＵ２からの制御信号に応じ、ＴＨアクチュエータ２７ａを介して制御され、それにより、気筒３ａに吸入される筒内ガス量が制御される。

排気通路７のタービン２３よりも下流側には、三元触媒２８が設けられている。三元触媒２８は、活性状態において、排ガス中のＨＣやＣＯを酸化するとともに、ＮＯｘを還元することによって、排ガスを浄化する。

また、エンジン３には、その運転状態を検出するために、前述した筒内圧センサ５１に加えて、以下のような各種のセンサが設けられている（図２参照）。

クランク角センサ５２は、クランクシャフトの回転に伴い、所定のクランク角度ごとに、パルス信号であるＣＲＫ信号及びＴＤＣ信号をＥＣＵ２に出力する。ＣＲＫ信号は、所定のクランク角度（例えば０．５度）ごとに出力される。ＥＣＵ２は、このＣＲＫ信号に基づき、エンジン３の回転数（以下「エンジン回転数」という）ＮＥを算出する。

また、ＴＤＣ信号は、いずれかの気筒３ａにおいて、エンジン３のピストン（図示せず）が吸気ＴＤＣ（上死点）付近の所定のクランク角度位置にあることを表す信号であり、本実施形態のようにエンジン３が４気筒の場合には、クランク角度１８０度ごとに出力される。ＥＣＵ２は、ＴＤＣ信号およびＣＲＫ信号に応じて、ＴＤＣ信号の出力タイミングを基準とするクランク角ＣＡを、気筒３ａごとに算出する。また、ＥＣＵ２は、ＴＤＣ信号及びＣＲＫ信号に応じて、所定のクランク角度（例えば３０度）ごとに、クランク角ステージＦＩＳＴＧ（＝０〜２３）を算出し、割り当てる。

また、可変吸気位相機構１１を取り付けた吸気カムシャフト、及び可変排気位相機構１２を取り付けた排気カムシャフトには、吸気位相センサ５３及び排気位相センサ５４がそれぞれ設けられている。吸気位相センサ５３は、吸気カムシャフトの回転に伴い、所定のカム角度（例えば０．５度）ごとに、パルス信号であるＣＡＭＩＮ信号をＥＣＵ２に出力する。ＥＣＵ２は、このＣＡＭＩＮ信号とＣＲＫ信号に基づき、吸気位相ＣＡＩＮを算出する。同様に、排気位相センサ５４は、排気カムシャフトの回転に伴い、所定のカム角度（例えば０．５度）ごとに、ＣＡＭＥＸ信号をＥＣＵ２に出力する。ＥＣＵ２は、このＣＡＭＥＸ信号とＣＲＫ信号に基づき、排気位相ＣＡＥＸを算出する。

また、吸気通路６には、吸気絞り弁２５の上流側にエアフローセンサ５５が設けられ、スロットル弁２７の下流側の吸気チャンバ６ｂに、吸気圧センサ５６及び吸気温センサ５７が設けられている。エアフローセンサ５５は、気筒３ａに吸入される空気（新気）の量（吸入空気量）ＧＡＩＲを検出し、吸気圧センサ５６は、気筒３ａに吸入される吸気の圧力（吸気圧）ＰＢＡを絶対圧として検出し、吸気温センサ５７は、外部ＥＧＲガスを含む吸気の温度（吸気温）ＴＡを検出する。これらの検出信号はＥＣＵ２に入力される。

さらに、ＥＣＵ２には、水温センサ５９からエンジン３を冷却する冷却水の温度（以下「エンジン水温」という）ＴＷを表す検出信号が、アクセル開度センサ６０から、車両のアクセルペダル（図示せず）の踏込み量（以下「アクセル開度」という）ＡＰを表す検出信号が、それぞれ入力される。

ＥＣＵ２は、ＣＰＵ、ＲＡＭ、ＲＯＭ及びＩ／Ｏインターフェース（いずれも図示せず）などから成るマイクロコンピュータで構成されている。ＥＣＵ２は、前述した各種のセンサの検出信号などに応じて、エンジン３の運転状態を判別し、インジェクタ４の燃料噴射量や点火プラグ５の点火時期ＩＧＬＯＧの制御などを含むエンジン制御を実行する。また、本実施形態では特に、ＥＣＵ２は、気筒３ａ内に充填される混合気の空燃比ＡＦを推定するとともに、推定した空燃比ＡＦに応じて燃料噴射制御を実行する。

本実施形態では、ＥＣＵ２が、基準クランク角設定手段、基準筒内圧算出手段、空燃比推定手段、制御手段、初期クランク角取得手段、初期筒内温度取得手段、及び目標空燃比設定手段に相当する。

図３は、ＥＣＵ２で実行される、混合気の空燃比ＡＦの推定処理のメインフローを示す。本処理は、気筒３ａごとに、前述したクランク角ステージＦＩＳＴＧの切替周期と同じ周期（例えばクランク角度３０度ごと）で、繰り返し実行される。なお、筒内圧センサ５１で検出された筒内圧ＰＣＹＬに直接、関連する処理は、本処理とは別個に、ＣＲＫ信号の発生周期と同じ周期（例えばクランク角度０．５度ごと）で実行され、例えば、検出された筒内圧ＰＣＹＬがクランク角ＣＡに対応して記憶される。

図３の推定処理では、まずステップ１（「Ｓ１」と図示。以下同じ）において、クランク角ステージＦＩＳＴＧが、吸気ＴＤＣ（上死点）に相当する第１所定値ＳＴＧ１に等しいか否かを判別する。この判別結果がＹＥＳで、当該気筒３ａが吸気行程に移行した直後の段階にあるときには、吸気関連パラメータを取得する（ステップ２）。具体的には、吸気関連パラメータとして、検出された吸気温ＴＡ、エンジン水温ＴＷ及び排気位相ＣＡＥＸを読み出すとともに、ＥＣＵ２のＲＡＭの所定領域に記憶する。その後、本処理を終了する。

前記ステップ１の判別結果がＮＯのときには、クランク角ステージＦＩＳＴＧが、圧縮ＢＤＣ（下死点）に相当する第２所定値ＳＴＧ２に等しいか否かを判別する（ステップ３）。この判別結果がＹＥＳで、当該気筒３ａが圧縮行程に移行した直後の段階にあるときには、圧縮関連パラメータを取得する（ステップ４）。具体的には、圧縮関連パラメータとして、検出された吸気圧ＰＢＡ、エンジン回転数ＮＥ及び吸気位相ＣＡＩＮと、その時点で設定されている点火時期ＩＧＬＯＧを読み出すとともに、ＥＣＵ２のＲＡＭの所定領域に記憶する。

次に、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦの設定処理を実行する（ステップ５）。この設定処理は、混合気の燃焼が開始される直前のタイミングを予測し、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦとして設定するものである。図４はそのサブルーチンを示す。

本処理では、まずステップ２１において、前記ステップ４で取得した吸気圧ＰＢＡ及びエンジン回転数ＮＥに応じ、所定のマップ（図示せず）を検索することによって、遅角補正量ΔＣ＿ＣＡを算出する。この遅角補正量ΔＣ＿ＣＡは、点火時期ＩＧＬＯＧで点火プラグ５による点火動作が行われた後、混合気が着火し、燃焼が開始されるまでの着火遅れ時間に相当し、クランク角度で表される。吸気圧ＰＢＡが低いほど、混合気が着火しにくくなり、また、エンジン回転数ＮＥが高いほど、同じ着火遅れ時間に対応するクランク角度は大きくなる。このため、上記のマップでは、遅角補正量ΔＣ＿ＣＡは、吸気圧ＰＢＡが低いほど、また、エンジン回転数ＮＥが高いほど、より大きな値に設定されている。

次に、前記ステップ４で取得した点火時期ＩＧＬＯＧから遅角補正量ΔＣ＿ＣＡを減算することによって、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦを設定する（ステップ２２）。なお、点火時期ＩＧＬＯＧ及び基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦは、各気筒３ａの圧縮ＴＤＣを原点（０度）とし、進角側を正として表される（図１０参照）。

次に、設定した基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが圧縮ＴＤＣに相当する０度よりも小さいか否かを判別する（ステップ２３）。この判別結果がＮＯのとき、すなわち基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが圧縮ＴＤＣに相当するか又はそれよりも進角側のときには、そのまま本処理を終了する。

一方、ステップ２３の判別結果がＹＥＳで、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが圧縮ＴＤＣよりも遅角側のときには、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦを圧縮ＴＤＣに相当する０度に制限し（ステップ２４）、本処理を終了する。

図３に戻り、上記ステップ５に続くステップ６では、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦの算出処理を実行する。この基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦは、混合気中に外部ＥＧＲガスが存在せず、且つ混合気の空燃比が理論空燃比であるという条件で、上記の基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦにおいて発生する筒内圧である。その算出処理の詳細については、後述する。

次に、ＡＦ係数（空燃比係数）Ｃ＿ＡＦの算出処理を実行し（ステップ７）、本処理を終了する。図５に示すように、このＡＦ係数Ｃ＿ＡＦは、圧力差ΔＰ（後述する実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳと基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦとの差）と混合気の当量比ＫＡＦの間に、線形関係が認められることから、圧力差ΔＰに対する当量比ＫＡＦの傾き（ＫＡＦ／ΔＰ）をＡＦ係数Ｃ＿ＡＦと定義したものである。その算出処理の詳細については、後述する。

前記ステップ３の判別結果がＮＯのときには、クランク角ステージＦＩＳＴＧが、圧縮ＴＤＣ（上死点）に相当する第３所定値ＳＴＧ３に等しいか否かを判別する（ステップ８）。この判別結果がＮＯのときには、そのまま本処理を終了する。一方、ステップ８の判別結果がＹＥＳで、当該気筒３ａが圧縮行程が終了した直後の段階にあるときには、ステップ５で設定した基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦにおいて検出された筒内圧ＰＣＹＬを、ＲＡＭから読み出し、実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳとして取得する（ステップ９）。

次に、取得した実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳと基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦとの差（＝Ｐ＿ＣＰＳ−Ｐ＿ＲＥＦ）を、圧力差ΔＰとして算出する（ステップ１０）。次に、これまでに算出した圧力差ΔＰとＡＦ係数Ｃ＿ＡＦを用い、次式（Ａ）によって、混合気の当量比ＫＡＦを算出する（ステップ１１）。
ＫＡＦ ＝ ΔＰ×Ｃ＿ＡＦ＋１．０ ・・・（Ａ）
なお、この式（Ａ）は、上述したＡＦ係数Ｃ＿ＡＦの定義と、空燃比ＡＦが理論空燃比のとき（当量比ＫＡＦ＝１．０）に、実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳが基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦに一致し、圧力差ΔＰが０になるという関係から、導き出される（図５参照）。

次に、次式（Ｂ）により、当量比ＫＡＦと理論空燃比（＝１４．７）から混合気の空燃比ＡＦを算出し（ステップ１２）、本処理を終了する。
ＡＦ ＝ １４．７／ＫＡＦ ・・・（Ｂ）

次に、図６を参照しながら、図３のステップ６で実行される、第１実施形態による基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦの算出処理について説明する。本処理では、まずステップ３１において、前記ステップ２で取得した吸気位相ＣＡＩＮから、吸気弁の閉弁タイミング（以下「吸気閉弁タイミング」という）ＩＶＣを算出する。この吸気閉弁タイミングＩＶＣは、前述した基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦと同様、圧縮ＴＤＣを原点（０度）とし、進角側を正とするクランク角で表される。

この吸気閉弁タイミングＩＶＣが圧縮行程中に設定される場合、混合気の圧縮は実質的に吸気弁の閉弁時から開始されるので、吸気閉弁タイミングＩＶＣは、圧縮開始時のクランク角（初期クランク角）に相当する。また、吸気圧ＰＢＡは、圧縮開始時における筒内圧（初期筒内圧）に相当する。

次に、吸気温ＴＡ、吸気位相ＣＡＩＮ及び排気位相ＣＡＥＸに応じ、所定のマップ（図示せず）を検索することによって、圧縮開始時における気筒３ａ内の温度である初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴを算出する（ステップ３２）。上記のパラメータのうち、吸気位相ＣＡＩＮ及び排気位相ＣＡＥＸは、吸気弁と排気弁とのバルブオーバーラップによる内部ＥＧＲが実行される場合に、内部ＥＧＲ量に応じた筒内温度の上昇を反映させるためのものである。このため、上記のマップでは、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴは、吸気温ＴＡが高いほど、また、吸気位相ＣＡＩＮ及び排気位相ＣＡＥＸに対しては、バルブオーバーラップが大きい側に位置するほど、より高い値に設定されている。

次のステップ３３では、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦ、吸気閉弁タイミングＩＶＣ、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び吸気圧ＰＢＡに応じ、図７に示す基準筒内圧マップを検索することによって、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出する。以下、この基準筒内圧マップについて説明する。

まず、気筒３ａ内に充填された混合気（筒内ガス）の比熱比と圧縮行程における状態変化について説明する。混合気の比熱比κは、定圧比熱Ｃｐと気体定数Ｒを用いて次式（１）で表され、定圧比熱Ｃｐは次式（２）で表される。

式（２）に示されるように、混合気の比熱比κは、その組成（成分と各成分のモル数）に応じて変化する。また、図８に示すように、混合気の各成分の比熱比は、温度が上昇するにつれて低下するという温度特性を有し、これらの成分で構成される混合気の比熱比κもまた、同様の温度特性を有する。さらに、図９に示すように、混合気の空燃比ＡＦが大きいほど、燃料成分が減少することで、混合気の比熱比κが増大するという特性を有する。

また、圧縮行程における混合気の状態変化が、断熱圧縮変化であり、ポリトロープ変化とみなされることから、クランク角ＣＡ＝ａのときの筒内温度Ｔａは、次式（３）で表される。

式（３）に示されるように、筒内温度Ｔは比熱比κの関数であり、また、上述したように、混合気の比熱比κは筒内温度Ｔの関数である。このため、比熱比κ及び筒内温度Ｔを正確に求めるために、式（１）（２）と式（３）の演算結果を逐次、相互に適用した逐次計算が行われる。その結果、クランク角ＣＡ＝最終クランク角θのときの筒内温度（最終筒内温度）Ｔθは、次式（４）で表される。

また、クランク角ＣＡ＝ａのときの筒内圧Ｐａは、次式（５）で表され、さらに、この式（５）から、クランク角ＣＡ＝θのときの筒内圧（最終筒内圧）Ｐθは、次式（６）で表される。

式（６）に示されるように、最終筒内圧Ｐθは、初期筒内圧Ｐ０、初期気筒容積Ｖ０、最終気筒容積Ｖθ及び逐次計算される比熱比κの関数である。また、比熱比κは、逐次計算される筒内温度Ｔの関数であり、筒内温度Ｔは、初期筒内温度Ｔ０と比熱比κの関数である。また、気筒容積Ｖはクランク角ＣＡから一義的に求められるため、初期気筒容積Ｖ０と最終気筒容積Ｖθは、初期クランク角ＣＡ０と最終クランク角ＣＡθにそれぞれ置き換えられる。

以上から、最終筒内圧Ｐθは、式（２）における混合気の組成が与えられた条件で、初期筒内圧Ｐ０、初期筒内温度Ｔ０、初期クランク角ＣＡ０及び最終クランク角ＣＡθの関数として、求められる。

前述した基準筒内圧マップは、以上の関係に基づいており、図７に示すように、初期筒内圧Ｐ０、初期筒内温度Ｔ０及び初期クランク角ＣＡ０にそれぞれ相当する吸気圧ＰＢＡ、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び吸気閉弁タイミングＩＶＣと、最終クランク角ＣＡθに相当する基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦを入力パラメータとし、最終筒内圧Ｐθに相当する基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを出力として得るものである。

また、混合気の組成の条件として、外部ＥＧＲガスが存在しないという条件と、内部ＥＧＲ量の条件と、空燃比ＡＦが理論空燃比であるという条件が与えられている。最初の条件は、外部ＥＧＲが実行される場合、外部ＥＧＲガスが気筒３ａに到達するまでの遅れがあることで、外部ＥＧＲ量を把握できないためである。これに対し、内部ＥＧＲは、外部ＥＧＲのような遅れがなく、内部ＥＧＲ量は、吸気閉弁タイミングＩＶＣを含む上記の初期条件によってほぼ定まるため、条件として与えられている。

具体的には、吸気圧ＰＢＡ、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び吸気閉弁タイミングＩＶＣに応じて、シミュレーションなどにより内部ＥＧＲ量を算出し、前記式（２）において、排ガス成分であるＣＯ２成分のモル数ｎco2 とＨ２Ｏ成分のモル数ｎH20が、算出した内部ＥＧＲ量に応じて設定され、他の成分のモル数ｎｘが、理論空燃比に相当する比率で割り当てられる。基準筒内圧マップは、以上のような混合気の組成の条件で、上記の４つの入力パラメータの様々な条件に対し、式（１）〜（６）に基づいて基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦをあらかじめ算出し、その結果を入力パラメータに対してマップ化したものである。

図１０〜図１２は、基準筒内圧マップにおける、各入力パラメータに対する基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦの設定例を示す。まず、図１０に示すように、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦは、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが０に近いほど、すなわち基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが圧縮ＴＤＣに近いほど、より大きな値に設定され、また、吸気閉弁タイミングＩＶＣが大きいほど、すなわち圧縮行程における吸気弁の閉弁タイミングが早いほど、より大きな値に設定されている。これは、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが圧縮ＴＤＣに近いほど、また、吸気弁の閉弁タイミングが早いほど、混合気の実質的な圧縮期間が長くなることで、最終的な筒内圧が大きくなるためである。

また、図１１に示すように、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦは、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴが高いほど、より小さな値に設定されている。これは、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴが高いほど、筒内温度がより高くなるのに応じて混合気の比熱比κが低下する結果、筒内圧の上昇度合が低下するためである。

さらに、図１２に示すように、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦは、吸気圧ＰＢＡに比例するように設定されている。これは、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦ及び吸気圧ＰＢＡは、最終筒内圧Ｐθ及び初期筒内圧Ｐ０にそれぞれ相当し、両者が比例関係にあるためである（式（６）参照）。

前述したように、図６のステップ３３では、上記の４つのパラメータに応じ、基準筒内圧マップを検索することによって、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦが算出される。次のステップ３４では、エンジン回転数ＮＥ及びエンジン水温ＴＷに応じ、所定のマップを検索することによって、伝熱補正係数Ｋ＿ＨＴを算出する。この伝熱補正係数Ｋ＿ＨＴは、気筒３ａ内と外部との間で授受される熱の影響を補償するためのものである。

次に、ステップ３３で算出された基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦに伝熱補正係数Ｋ＿ＨＴを乗算することによって、最終的な基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出し（ステップ３５）、本処理を終了する。

次に、図１３を参照しながら、図３のステップ７で実行されるＡＦ係数Ｃ＿ＡＦの算出処理について説明する。前述したように、ＡＦ係数Ｃ＿ＡＦは、圧力差ΔＰ（実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳと基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦとの差）に対する混合気の当量比ＫＡＦの傾きとして定義され（図５参照）、空燃比ＡＦの算出に用いられる。また、上記の傾きが吸気条件及び圧縮条件に応じて変化するという特性が認められたため、本処理において、ＡＦ係数Ｃ＿ＡＦを算出するものである。

本処理では、まずステップ４１において、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦ、吸気閉弁タイミングＩＶＣ、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び吸気圧ＰＢＡを取得する。これらのパラメータは、上記の吸気条件及び圧縮条件を表すものであり、前述した基準筒内圧マップの４つの入力パラメータと同じである。このため、ステップ４１におけるパラメータの取得は、図６の基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦの算出処理で得られたデータを読み出すことによって、行われる。

次に、取得した４つのパラメータに応じ、図１４に示すＡＦ係数マップを検索することによって、ＡＦ係数Ｃ＿ＡＦを算出し（ステップ４２）、本処理を終了する。このＡＦ係数マップは、上記の４つの入力パラメータの様々な条件に対し、式（１）〜（６）に基づいてＡＦ係数Ｃ＿ＡＦをあらかじめ算出し、その結果を入力パラメータに対してマップ化したものである。

図１５〜図１７は、ＡＦ係数マップにおける、各入力パラメータに対するＡＦ係数Ｃ＿ＡＦの設定例を示す。図１５に示すように、ＡＦ係数Ｃ＿ＡＦは、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが圧縮ＴＤＣに近いほど、また、圧縮行程における吸気弁の閉弁タイミングが早いほど、より小さな値に設定されている。これは、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが圧縮ＴＤＣに近いほど、また、吸気弁の閉弁タイミングが早いほど、混合気の実質的な圧縮期間が長くなることで、圧力差ΔＰが大きくなり、それに応じてＡＦ係数Ｃ＿ＡＦが小さくなるためである。

また、図１６に示すように、ＡＦ係数Ｃ＿ＡＦは、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴが高いほど、より小さな値に設定されている。これは、以下の理由による。すなわち、混合気の成分のうち、燃料は、他の成分と比較して、定圧比熱Ｃｐの温度変化が大きく、混合気の比熱比κの温度特性への寄与度が大きい。一方、空燃比ＡＦが高くなると、それに伴って燃料の割合が低下し、その寄与度が低くなることで、温度に応じた比熱比κの変化度合は小さくなる。このため、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴが高いほど、圧縮中に比熱比κがより高いレベルで変化することで、圧力差ΔＰが大きくなり、ＡＦ係数Ｃ＿ＡＦが小さくなるためである。

さらに、図１７に示すように、ＡＦ係数Ｃ＿ＡＦは、吸気圧ＰＢＡが高いほど、より小さな値に設定されている。これは、初期筒内圧である吸気圧ＰＢＡが高いほど、それに比例して実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳ及び圧力差ΔＰが増大し、それに応じてＡＦ係数Ｃ＿ＡＦが小さくなるためである。

次に、図１８を参照しながら、推定された混合気の空燃比ＡＦを用いた燃料噴射制御処理について説明する。本処理は、ＴＤＣ信号の発生に同期して、気筒３ａごとに実行される。

本処理では、まずステップ５１において、エンジン回転数ＮＥ及び要求トルクＴＲＱＣＭＤに応じ、所定のマップ（図示せず）を検索することによって、基本燃料噴射量ＦＵＥＬ＿ＢＡＳＥを算出する。上記の要求トルクＴＲＱＣＭＤは、例えば、アクセル開度ＡＰ及びエンジン回転数ＮＥに基づいて算出される。

次に、その時点で設定されている目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦと推定された空燃比ＡＦとの偏差ΔＡＦを算出する（ステップ５２）。なお、この目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦは、加速時（スロットル全開時）などを除くエンジン３の定常運転状態では通常、理論空燃比に設定される。

次に、算出した偏差ΔＡＦに応じ、ＰＩＤフィードバック制御などによって、実当量比ＫＡＣＴが目標当量比ＫＣＭＤに収束するように、空燃比補正係数ＫＡＦＦＢを算出する（ステップ５３）。なお、この空燃比補正係数ＫＡＦＦＢの算出を、ＳＴＲ（セルフ・チューニング・レギュレータ）などの現代制御理論を用いて行ってもよい。最後に、基本燃料噴射量ＦＵＥＬ＿ＢＡＳＥに空燃比補正係数ＫＡＦＦＢを乗算することによって、燃料噴射量ＱＦＵＥＬを算出し（ステップ５４）、本処理を終了する。以上の制御により、混合気の空燃比ＡＦが目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦになるように制御される。

以上のように、本実施形態によれば、外部ＥＧＲガスが存在せず且つ空燃比が理論空燃比であるという所定の混合気の組成条件で、混合気の比熱比κの温度特性に基づき、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦにおいて発生する基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出する。そして、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦにおいて検出された実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳと基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦとの圧力差ΔＰに基づいて、混合気の空燃比ＡＦを算出するので、混合気の比熱比κの温度特性を反映させながら、空燃比ＡＦを推定できる。

また、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦは、混合気の燃焼の開始直前のクランク角であるので、燃焼がまだ行われず、混合気の状態変化がポリトロープ変化に保たれた状態で、実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳを取得するとともに、実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳと基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦとの大きな圧力差ΔＰを確保できる。したがって、この圧力差ΔＰに基づき、混合気の比熱比κの温度特性を良好に反映させながら、空燃比ＡＦを精度良く推定することができる。また、精度良く推定された空燃比ＡＦを用いて、燃料噴射制御を適切に行うことができる。

さらに、点火時期ＩＧＬＯＧ、吸気圧ＰＢＡ及びエンジン回転数ＮＥを用いて、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦを設定するので、その設定を、エンジン３の実際の運転状態に応じて適切に行うことができ、混合気の燃焼の開始直前における基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦ及び実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳを適切に得ることができる。

また、設定された基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦが圧縮ＴＤＣに相当する０度よりも遅角側のときに、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦを０度に制限するので、圧縮ＴＤＣ後におけるノッキングなどの影響による実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳの低下が回避されることで、実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳと基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦとの大きな圧力差ΔＰを確保でき、空燃比ＡＦの推定精度を良好に維持することができる。

また、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦ、圧縮開始時の初期クランク角に相当する吸気閉弁タイミングＩＶＣ、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ、及び初期筒内圧に相当する吸気圧ＰＢＡに応じて算出するので、圧縮中の混合気の温度や圧力の状態に応じて、基準筒内圧を精度良く算出することができる。さらに、算出された基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦをエンジン回転数ＮＥ及びエンジン水温ＴＷに応じて補正することにより、気筒３ａ内と外部との間で授受される熱の影響を適切に補償することができる。

また、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦの算出に用いたのと同じ４つのパラメータ（基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦ、吸気閉弁タイミングＩＶＣ、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び吸気圧ＰＢＡ）に応じ、混合気の吸気・圧縮条件を反映させながら、ＡＦ係数Ｃ＿ＡＦを適切に算出できる。そして、算出したＡＦ係数Ｃ＿ＡＦを圧力差ΔＰに乗算した値に基づき、空燃比ＡＦの推定を精度良く行うことができる。

さらに、筒内圧センサ５１は、その圧力検出素子及び増幅回路がインジェクタ４に一体に設けられているため、点火動作によるノイズや他の気筒３ａのインジェクタ４の噴射動作によるノイズの影響を受けにくい。このため、筒内圧センサ５１による実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳの検出精度が高められることで、空燃比ＡＦの推定精度をさらに向上させることができる。

次に、図１９を参照しながら、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦの算出処理の変形例について説明する。この変形例は、前述したように、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦが吸気圧ＰＢＡに比例するという関係（図１２）から、吸気圧ＰＢＡを基準筒内圧マップの入力パラメータから除外し、基準筒内圧マップで得られたマップ値を吸気圧ＰＢＡで補正するようにしたものである。本処理は、図６の処理に代えて実行される。また、図１９において、図６と同じ実行内容のステップには、同じステップ番号が付されている。

本処理では、図６の処理と同じステップ３１及びステップ３２を実行し、吸気閉弁タイミングＩＶＣ及び初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴを算出する。次に、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦ、吸気閉弁タイミングＩＶＣ及び初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴに応じ、基準筒内圧マップ（図示せず）を検索することによって、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出する（ステップ３０１）。なお、この基準筒内圧マップでは、圧縮開始時の初期筒内圧は、定数として扱われ、基準大気圧ＰＡＴＭ（７６０ｍｍＨｇ）が用いられている。

次に、吸気圧ＰＢＡを基準大気圧ＰＡＴＭで除した値を、吸気圧補正係数Ｋ＿ＰＢとして設定する（ステップ３０２）とともに、この吸気圧補正係数Ｋ＿ＰＢをステップ３０１で算出された基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦに乗算することによって、補正された基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出する（ステップ３０３）。

その後の処理内容は、図６と同じであり、ステップ３０３で算出された基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦに、エンジン回転数ＮＥ及びエンジン水温ＴＷに応じて算出した伝熱補正係数Ｋ＿ＨＴを乗算することによって、最終的な基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出し（ステップ３４、３５）、本処理を終了する。

以上の変形例によれば、図６の算出処理の場合と同等の基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出できるとともに、入力パラメータが削減されることで、基準筒内圧マップを容易に作成でき、その負荷を軽減することができる。

次に、図２０を参照しながら、第２実施形態による基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦの算出処理について説明する。前述した第１実施形態による算出処理（図６）では、空燃比ＡＦが理論空燃比であるのに対し、図２０の算出処理は、空燃比ＡＦが目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦであるという条件で、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出するものである。なお、図２０において、図６と同じ実行内容のステップには、同じステップ番号が付されている。

本処理では、図６の処理と同じステップ３１及びステップ３２を実行し、吸気閉弁タイミングＩＶＣ及び初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴを算出する。

次に、目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦを設定する（ステップ３１１）。この目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦの設定は、要求トルクＴＲＱＣＭＤ及びエンジン回転数ＮＥに応じ、所定のマップ（図示せず）を検索することによって、行われる。また、例えば、エンジン３が、その負荷などに応じて、空燃比ＡＦが理論空燃比付近に制御されるストイキ燃焼モードと、空燃比ＡＦが理論空燃比よりもかなりリーンに制御されるリーン燃焼モードに切り替えて運転されるような場合には、目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦは、燃焼モードに応じて広範囲に設定される。

次に、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦと、吸気閉弁タイミングＩＶＣ、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び吸気圧ＰＢＡと、ステップ３１１で設定された目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦに応じ、図２１に示す基準筒内圧マップを検索することによって、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出する（ステップ３１２）。図７の基準筒内圧マップに対し、この基準筒内圧マップでは、入力パラメータとして目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦが加えられており、それにより、空燃比ＡＦが目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦであるという条件が与えられ、この条件と、外部ＥＧＲガスが存在しないという条件及び内部ＥＧＲ量の条件から、式（２）の各成分のモル数ｎｘが定められる。

基準筒内圧マップは、上記の５つの入力パラメータの様々な条件に対し、式（１）〜（６）に基づいて基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦをあらかじめ算出し、その結果を入力パラメータに対してマップ化したものである。

図２２は、基準筒内圧マップにおける、目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦに対する基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦの設定例を示す。同図に示すように、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦは、目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦが高いほど、より大きな値に設定されている。これは、空燃比が高いほど、混合気の比熱比κが高くなり（図９参照）、それに伴って最終的な筒内圧が大きくなるためである。

図２０に戻り、ステップ３１２の後の処理内容は、図６と同じであり、算出された基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦに、伝熱補正係数Ｋ＿ＨＴを乗算することによって、最終的な基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出し（ステップ３４、３５）、本処理を終了する。なお、本実施形態では、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦが、目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦを条件として算出されるため、実際の空燃比ＡＦが目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦのときに、実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳが基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦに一致し、圧力差ΔＰが０になる。この関係から、図３のステップ１１における当量比ＫＡＦの算出は、式（Ａ）に代えて、次式（Ｃ）によって行われる。
ＫＡＦ ＝ ΔＰ×Ｃ＿ＡＦ＋ＫＴＧＴ ・・・（Ｃ）
右辺のＫＴＧＴは、目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦに相当する当量比である。

以上のように、本実施形態によれば、第１実施形態と同様、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦ、吸気閉弁タイミングＩＶＣ、初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴ及び吸気圧ＰＢＡに応じて、適切に算出することができる。また、空燃比ＡＦが目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦであるという条件で、目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦに応じて基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出するので、目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦが変更される場合でも、その時点における空燃比ＡＦの目標値である目標空燃比ＴＧＴ＿ＡＦを基準として、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを適切に算出することができる。

なお、本発明は、説明した実施形態に限定されることなく、種々の態様で実施することができる。例えば、実施形態では、基準クランク角ＣＡ＿ＲＥＦを算出する際のパラメータとして、点火時期ＩＧＬＯＧ、吸気圧ＰＢＡ及びエンジン回転数ＮＥを用いているが、他の適当なパラメータを併せて用いてもよい。

また、実施形態では、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦ及びＡＦ係数Ｃ＿ＡＦの算出に用いる初期筒内温度Ｔ＿ＳＴＲＴを、吸気温ＴＡ、吸気位相ＣＡＩＮ及び排気位相ＣＡＥＸに応じて算出しているが、吸排気弁のバルブオーバーラップによる内部ＥＧＲが実行されない場合には、吸気温ＴＡをそのまま初期筒内温度としてもよい。さらに、初期筒内圧として、吸気圧ＰＢＡを用いたが、圧縮開始時に筒内圧センサ５１で検出された筒内圧ＰＣＹＬを用いることも可能である。

さらに、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを、エンジン回転数ＮＥ及びエンジン水温ＴＷに応じて補正しているが、気筒３ａの内外間の熱の授受に影響を及ぼす他の適当なパラメータをさらに用いて、補正を行ってもよい。

また、実施形態は、エンジン３が外部ＥＧＲ装置を有しない例であるが、本発明は、エンジン３が外部ＥＧＲ装置を有する場合にも適用できる。すなわち、この場合には、外部ＥＧＲガスが混合気中に存在しないという条件で、基準筒内圧Ｐ＿ＲＥＦを算出するとともに、外部ＥＧＲを停止した状態で、実筒内圧Ｐ＿ＣＰＳをサンプリングすることによって、実施形態と同様、空燃比ＡＦを精度良く推定することができる。

さらに、実施形態では、推定した空燃比ＡＦに応じて、燃料噴射制御を実行しているが、これに代えて又はこれとともに、他のエンジン制御、例えばＥＧＲ弁４２を介したＥＧＲ制御、スロットル弁２７を介した吸入空気量制御や、点火プラグ５を介した点火時期制御などを実行してもよい。また、筒内圧センサ５１は、インジェクタ４と一体型のものであるが、インジェクタ４と分離して配置される別体型のものでもよいことは、もちろんである。

さらに、実施形態では、エンジン３は車両用のエンジンであるが、本発明は、他の用途のエンジン、例えばクランクシャフトを鉛直方向に配置した船外機用のエンジンなどにも適用可能である。その他、本発明の趣旨の範囲内で、細部の構成を適宜、変更することができる。

２ ＥＣＵ（基準クランク角設定手段、基準筒内圧算出手段、空燃比推定手段、制御手
段、初期クランク角取得手段、初期筒内温度取得手段、目標空燃比設定手段）
３ 内燃機関
３ａ 気筒
４ 燃料噴射弁
５１ 筒内圧センサ
５２ クランク角センサ（運転状態検出手段、回転数検出手段）
５３ 吸気位相センサ（初期クランク角取得手段、初期筒内温度取得手段）
５４ 排気位相センサ（初期筒内温度取得手段）
５６ 吸気圧センサ（運転状態検出手段、初期筒内圧取得手段）
５７ 吸気温センサ（初期筒内温度取得手段）
５９ 水温センサ（冷却水温度検出手段）
κ 混合気の比熱比
ＰＣＹＬ 筒内圧
ＣＡ クランク角
ＣＡ＿ＲＥＦ 基準クランク角
Ｐ＿ＲＥＦ 基準筒内圧
Ｐ＿ＣＰＳ 実筒内圧
ΔＰ 実筒内圧と基準筒内圧との圧力差
ＡＦ 混合気の空燃比
ＴＧＴ＿ＡＦ 目標空燃比
ＩＧＬＯＧ 点火時期
ＰＢＡ 吸気圧（吸気の圧力、初期筒内圧）
ＮＥ エンジン回転数（内燃機関の回転数）
ＩＶＣ 吸気閉弁タイミング（初期クランク角）
Ｔ＿ＳＴＲＴ 初期筒内温度
ＴＷ エンジン水温（冷却水の温度）
Ｃ＿ＡＦ ＡＦ係数（空燃比係数）

Claims (8)

1. 気筒内に充填される混合気の空燃比を推定し、推定された空燃比を用いて内燃機関を制御する内燃機関の制御装置であって、
   前記気筒内の圧力を筒内圧として検出する筒内圧センサと、
   前記内燃機関の運転状態を検出する運転状態検出手段と、
   当該検出された内燃機関の運転状態に応じて、混合気の燃焼が開始される直前のクランク角を、基準クランク角として設定する基準クランク角設定手段と、
   混合気中に排気還流による外部ＥＧＲガスが存在せず且つ混合気の空燃比が所定の空燃比であるという条件で、混合気の比熱比の温度特性に基づき、前記設定された基準クランク角において発生する気筒内の圧力を、基準筒内圧として算出する基準筒内圧算出手段と、
   前記基準クランク角において前記筒内圧センサで検出された実筒内圧と前記算出された基準筒内圧との圧力差に基づき、混合気の空燃比を推定する空燃比推定手段と、
   当該推定された混合気の空燃比に応じて前記内燃機関を制御する制御手段と、
   を備えることを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 前記運転状態検出手段は、前記内燃機関の運転状態として、点火時期、前記気筒に吸入される吸気の圧力、及び前記内燃機関の回転数を検出し、
   前記基準クランク角設定手段は、前記検出された点火時期、吸気圧力及び内燃機関の回転数に応じて、前記基準クランク角を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. 前記基準クランク角設定手段は、前記設定した基準クランク角が圧縮ＴＤＣよりも遅角側のときには、前記基準クランク角を前記圧縮ＴＤＣに相当するクランク角に制限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。
4. 圧縮行程において混合気の圧縮が開始される圧縮開始時のクランク角を、初期クランク角として取得する初期クランク角取得手段と、
   前記圧縮開始時における前記気筒内の温度を、初期筒内温度として取得する初期筒内温度取得手段と、
   前記圧縮開始時における前記気筒内の圧力を、初期筒内圧として取得する初期筒内圧取得手段と、をさらに備え、
   前記基準筒内圧算出手段は、前記所定の空燃比が理論空燃比であるという条件で、前記基準クランク角と、前記取得された初期クランク角、初期筒内温度及び初期筒内圧に応じ、混合気の比熱比の温度特性に基づいて、前記基準筒内圧を算出することを特徴とする、請求項１ないし３のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。
5. 圧縮行程において混合気の圧縮が開始される圧縮開始時のクランク角を、初期クランク角として取得する初期クランク角取得手段と、
   前記圧縮開始時における前記気筒内の温度を、初期筒内温度として取得する初期筒内温度取得手段と、
   前記圧縮開始時における前記気筒内の圧力を、初期筒内圧として取得する初期筒内圧取得手段と、
   混合気の空燃比の目標となる目標空燃比を設定する目標空燃比設定手段と、をさらに備え、
   前記基準筒内圧算出手段は、前記所定の空燃比が前記設定された目標空燃比であるという条件で、前記基準クランク角と、前記取得された初期クランク角、初期筒内温度及び初期筒内圧と、前記目標空燃比に応じ、混合気の比熱比の温度特性に基づいて、前記基準筒内圧を算出することを特徴とする、請求項１ないし３のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。
6. 前記内燃機関の回転数を検出する回転数検出手段と、
   前記内燃機関を冷却する冷却水の温度を検出する冷却水温度検出手段と、をさらに備え、
   前記基準筒内圧算出手段は、前記検出された内燃機関の回転数及び冷却水の温度に応じて、前記基準筒内圧を補正することを特徴とする、請求項４又は５に記載の内燃機関の制御装置。
7. 前記空燃比推定手段は、前記基準クランク角と、前記初期クランク角、前記初期筒内温度及び前記初期筒内圧に応じ、混合気の比熱比の温度特性に基づいて、前記圧力差に対する混合気の当量比の傾きを表す空燃比係数を算出するとともに、当該算出された空燃比係数を前記圧力差に乗算した値に基づいて、混合気の空燃比を算出することを特徴とする、請求項４ないし６のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。
8. 前記気筒内に燃料を直接、噴射する燃料噴射弁を備え、
   前記筒内圧センサは、前記筒内圧を検出するための圧力検出素子と、当該圧力検出素子から出力される信号を増幅し、出力する増幅回路とを有し、当該圧力検出素子及び増幅回路が、前記気筒内に燃料を直接、噴射する燃料噴射弁に一体に設けられていることを特徴とする、請求項１ないし７のいずれかに記載の内燃機関の制御装置。

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