JP7261189B2 - 内燃機関制御装置及び内燃機関制御方法 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関制御装置及び内燃機関制御方法に関し、特に燃焼の安定状態を推定する技術に係る。

近年、自動車等の車両においては、燃料消費量（燃費）や排気ガス有害成分に関する規制が強化され、このような規制は今後もますます強化される傾向にある。このような状況下において、エンジンの燃焼室内の状態を推定し、その推定結果に基づいてエンジンを制御する技術が知られている。現在の燃焼状態に応じて空燃比や点火時期などを適切に制御することによって、エンジンの熱効率を高めたり、有害ガスの排出を減らしたりすることができる。

特にリーンバーンや排気ガス再循環（Exhaust Gas Recirculation:EGR）では、一般に空燃比を大きく、又はＥＧＲ率を高くすることで、燃費性能や排気性能が向上する。一方、過度に空燃比を大きくしたり、過度にＥＧＲ率を高くしたりすると、燃焼が不安定となり、トルクのサイクル毎の変動が大きくなる。そこで燃焼の安定状態を検出し、適切な空燃比やＥＧＲ率になるように内燃機関を制御する技術が、例えば特許文献１に開示されている。

特許文献１には、燃焼安定度検出手段の出力に応じて、内燃機関の燃焼安定度が所定の安定状態になるように空燃比を制御することが記載されている。さらに、特許文献１には、クランク角センサにより求めたクランク回転速度の変動量を、内燃機関の燃焼安定度を示すパラメータにすることが記載されている。

また特許文献２には、燃焼室での圧力を計測する圧力センサを備え、圧力センサの計測結果に基づいて不安定燃焼状態としての燃焼変動状態であることを検知することが記載されている。

特開平１０－４７１２２号公報 特開２０１８－１７３０６４号公報

エンジンのクランク軸を回転させるトルクは、内燃機関のシリンダ内の燃焼によって生じるので、燃焼が不安定になり発生トルクがサイクル毎にばらつくと、クランク回転速度もサイクル毎に変化する。したがって、特許文献１に記載されているように、クランク回転速度の変動量を検知することで燃焼の安定状態を推定することができる。

しかし、クランク軸周りには、クランク軸自体の慣性重量に加えて、変速機や車軸などの慣性重量が加わるため、大きな慣性モーメントが作用する。この慣性モーメントは、クランク回転速度の変動を抑制する方向に働く。このため、燃焼によるトルク変動に対して、クランク回転速度の変動は小さくなり、Ｓ／Ｎ（信号対雑音比）の悪化によって燃焼の安定状態を正確に推定することが難しくなるおそれがある。

また、特許文献２に記載された圧力センサの計測結果に基づいて燃焼変動状態を検知する方法は、クランク軸周りの慣性モーメントの影響を受けず、慣性による燃焼の安定状態の検知精度への影響は無い。しかし、圧力センサを設置することによるコスト上昇や、不完全燃焼生成物（デポジット）や高温環境による圧力センサの劣化などに対して課題がある。

本発明は、上記の状況に鑑みてなされたものであり、燃焼の安定状態を精度良く推定可能であり、かつ低コストの内燃機関制御装置及び内燃機関制御方法を提供することを目的とする。

上記課題を解決するために、本発明の一態様の内燃機関制御装置は、内燃機関のクランク回転速度の時系列値を算出する回転速度算出部と、回転速度算出部により算出されたクランク回転速度の時系列値からクランク回転速度の位相を算出する回転速度位相算出部と、回転速度位相算出部により算出されたクランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさを算出する第１のサイクル変動算出部と、を備える。

本発明の少なくとも一態様によれば、燃焼の安定状態を精度良く推定可能であり、かつ低コストの内燃機関制御装置を提供することができる。
上記した以外の課題、構成及び効果は、以下の実施形態の説明により明らかにされる。

本発明の第１の実施形態に係るエンジンの断面の例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係るクランク角センサによる回転速度検出の原理を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係るコントローラの構成例を示すブロック図である。 本発明の第１の実施形態に係るコントローラによるエンジン制御の手順例を示すフローチャートである。 本発明の第１の実施形態に係る高周波数成分を除去する前と後の回転速度時系列データの例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係る回転速度の位相値θを示す説明図である。 図４のステップＳ５における回転速度の位相値θの算出処理の手順例を示すフローチャートである。 ３気筒４サイクルエンジンの行程シーケンスの例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係る１サイクル分の回転速度時系列データに対して気筒毎にウィンドウを設定する方法を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係るウィンドウ内の回転速度時系列データのクランク角をローカルクランク角に変換した例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係る回転速度の最大速度タイミングの算出方法の例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係る回転速度の位相値の標準偏差からトルク変動率を算出する方法を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係るＥＧＲ制御を行うコントローラの制御ブロックの例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係るＥＧＲシステムにおけるＣｏＶ偏差に対するＥＧＲバルブ開度、スロットルバルブ開度、及び点火進角量の制御例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係るＥＧＲシステムにおけるＣｏＶ偏差に対する点火エネルギー、筒内流動強さ、圧縮比、及び吸気温度の制御例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係る希薄燃焼システムにおけるＣｏＶ偏差に対するスロットルバルブ開度、及び点火進角量の制御例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係る希薄燃焼システムにおける気筒毎のＣｏＶ偏差に対する燃料噴射補正量の例を示す説明図である。 本発明の第１の実施形態に係る気筒毎のトルク変動率に基づいた燃料噴射量の補正制御の例を示す説明図である。 本発明と従来技術によるサイクル変動率の推定誤差とサンプルサイクル数との関係を示す説明図である。 従来技術による回転速度の標準偏差からトルク変動率を算出する方法を示す説明図である。 本発明の第２の実施形態に係るコントローラの構成例を示すブロック図である。 本発明の第２の実施形態に係るＥＧＲ率によってトルク変動率の算出方法を切り替える処理の手順例を示すフローチャートである。 本発明の第２の実施形態に係るトルク変動率の算出方法の切り替えに用いられるエンジンの運転パラメータの例を示す説明図である。

以下、本発明を実施するための形態の例について、添付図面を参照して説明する。本明細書及び添付図面において実質的に同一の機能又は構成を有する構成要素については、同一の符号を付して重複する説明を省略する。

＜第１の実施形態＞
［エンジン］
まず、本発明が適用されるエンジンの例について図１を参照して説明する。
図１は、本発明の第１の実施形態におけるエンジンの断面の例を示す。
エンジン１は、火花点火４サイクルガソリンエンジンであり、エンジンヘッドとシリンダ１３、ピストン１４、吸気弁１５、及び排気弁１６によって燃焼室が形成されている。エンジン１では、燃料噴射弁１８がエンジンヘッドに設けられるとともに、燃料噴射弁１８の噴射ノズルが燃焼室内に貫通していることにより、所謂、筒内直接噴射式の内燃機関を構成している。また、エンジンヘッドには点火プラグ１７も併設されている。燃焼用の空気は、エアクリーナ１９、スロットルバルブ２０、及び吸気ポート２１を通って、燃焼室内に取り込まれる。そして、燃焼室から排出される燃焼後のガス（排気ガス）は、排気ポート２４、及び触媒コンバータ２５を通って大気に排出される。

燃焼室に取り込まれる空気の量は、スロットルバルブ２０上流側に設けられたエアフローセンサ２２によって計量される。また、燃焼室から排出されたガス（排気ガス）の空燃比は、触媒コンバータ２５の上流側に設けられた空燃比センサ２７によって検出される。また、シリンダ１３とクランクケースを一体化した構造のシリンダブロック（図示略）にはノックセンサ１０が設けられている。ノックセンサ１０は、燃焼室内のノック状態量に応じた検出信号を出力する。

排気ポート２４と吸気ポート２１はＥＧＲ管２８によって連通しており、排気ポート２４を流れる排気ガスの一部が吸気ポート２１の内部に戻される、所謂、排気再循環システム（ＥＧＲシステム）が構成されている。ＥＧＲ管２８を流れる排気ガスの量はＥＧＲバルブ２９によって調整される。

さらに、クランクシャフトの軸部には、タイミングロータ２６（シグナルロータ）が設けられている。タイミングロータ２６（被検出部）の近傍に対向配置されたクランク角センサ１１（検出部）は、タイミングロータ２６の回転を検出することでクランクシャフトの回転と位相、即ちクランク回転速度（エンジン回転速度）を検出する。ノックセンサ１０及びクランク角センサ１１の検出信号は、コントローラ１２へ取り込まれ、コントローラ１２においてエンジン１の状態検知や運転制御に利用される。本明細書では、クランク回転速度を単に「回転速度」と称することがある。

コントローラ１２は、スロットルバルブ２０の開度、ＥＧＲバルブ２９の開度、燃料噴射弁１８による燃料噴射タイミングや燃料噴射量、点火プラグ１７による点火時期などの指令を出力し、エンジン１を所定の運転状態に制御する。コントローラ１２として、例えばＥＣＵ（Engine Control Unit）を用いることができる。

なお、図１にはエンジン１の燃焼室の構成を示すため単一気筒のみを示したが、本発明の実施形態に係るエンジンは、複数の気筒から構成される多気筒エンジンであってもよい。

［クランク回転速度の検出装置］
図２は、クランク角センサ１１とタイミングロータ２６を用いてクランク回転速度を検出する原理を示す。
エンジン１のクランクシャフト３０に取り付けられたタイミングロータ２６の外周上には、一定の角度間隔Δθで信号歯２６ａが設けられている。クランク角センサ１１によって、隣り合った信号歯２６ａがクランク角センサ１１の検出部を通過する時間差Δｔが検出され、クランク回転速度ω＝Δθ／Δｔ［ｒａｄ／ｓ］が求められる。本実施形態では、このような原理を用いているため、クランク回転速度は回転角Δθ毎に検出され、そのクランク回転速度は回転角Δθ間における平均の回転速度となる。

［コントローラ］
図３は、コントローラ１２の構成例を示すブロック図である。
コントローラ１２は、不図示のシステムバスを介して相互に電気的に接続された入出力部１２１、制御部１２２、及び記憶部１２３を備える。

入出力部１２１は、図示しない入力ポートや出力ポートを備え、エンジン１を搭載する車両内の各装置や各センサに対して入力及び出力の処理を行う。例えば、入出力部１２１は、クランク角センサの信号を読み込み、当該信号を制御部１２２へ送る。また、入出力部１２１は、制御部１２２のコマンドに従い制御信号を各装置へ出力する。

制御部１２２は、エンジン１を制御する。例えば制御部１２２は、エンジン１の燃焼安定状態に応じて点火時期やスロットル開度、ＥＧＲ開度を制御する。制御部１２２は、回転速度算出部１２２ａと、回転速度位相算出部１２２ｂと、サイクル変動算出部１２２ｃと、機関制御部１２２ｄを備える。

回転速度算出部１２２ａは、タイミングロータ２６の信号歯２６ａの角度間隔Δθ毎に、タイミングロータ２６の回転速度を求め、Δθ毎の回転速度からエンジン１の１サイクル分（クランク角度０°～７２０°）の時系列データを生成する。そして、回転速度算出部１２２ａは、その時系列データからノイズ成分を除去した後、当該時系列データを回転速度位相算出部１２２ｂへ出力する。

回転速度位相算出部１２２ｂは、回転速度算出部１２２ａから入力されたクランク回転速度の時系列データから、クランク回転速度の時系列データの位相値を求め、その結果をサイクル変動算出部１２２ｃへ出力する。

サイクル変動算出部１２２ｃは、回転速度位相算出部１２２ｂで求められたクランク回転速度の時系列データの位相値に対してサイクル間でのばらつきの大きさ（度合い）を算出する。また、サイクル変動算出部１２２ｃは、クランク回転速度の時系列データの位相値のサイクル間でのばらつきの大きさ（度合い）に基づいて、エンジントルクのサイクル毎の変動（以下、「サイクル変動」と記載する）の大きさ（度合い）を算出し、その結果を機関制御部１２２ｄへ出力する。なお、本明細書において、エンジントルクのサイクル毎の変動を、「サイクル毎のトルク変動」と表現することもある。

機関制御部１２２ｄは、サイクル変動算出部１２２ｃで求められたエンジントルクのサイクル変動の大きさに基づいて、エンジン１を制御する。

記憶部１２３は、ＲＡＭ（Random Access Memory）等の揮発性のメモリ、又はＲＯＭ（Read Only Memory）等の不揮発性のメモリである。記憶部１２３には、コントローラ１２が備える演算処理装置（図示略）により実行される制御プログラムが記録されている。演算処理装置が、記憶部１２３から制御プログラムを読み出して実行することにより、制御部１２２の各ブロックの機能が実現される。例えば演算処理装置として、ＣＰＵ（central processing unit）やＭＰＵ（micro processing unit）を用いることができる。なお、コントローラ１２が半導体メモリ等からなる不揮発性の補助記憶装置を有し、上記の制御プログラムが補助記憶装置に格納されていてもよい。

［エンジン制御］
次に、コントローラ１２によって実施される、エンジントルクのサイクル変動に基づいたエンジン制御について図４を参照して説明する。
図４は、コントローラ１２によって実施される、エンジントルクのサイクル変動に基づいたエンジン制御の手順例を示すフローチャートである。

まず、ステップＳ１において、回転速度算出部１２２ａは、クランク角センサ１１の出力値を所定のサンプリング周期で読み込む（Ｓ１）。そして、回転速度算出部１２２ａは、クランク角センサ１１の出力値から一定の角度間隔Δθ毎に、Δθ間の回転速度ωを算出し（Ｓ２）、ＲＡＭ上の記憶領域Ｍω（ｉ）に書き込む（Ｓ３）。

上記ステップＳ１～Ｓ３の処理を１サイクル間（クランク角度０°～７２０°）で繰り返すことで、回転速度時系列データω（ｉ）が得られる。ここで、ｉのとりうる範囲は、１～７２０／Δθで表される。例えば、Δθ＝１０°の場合には、クランク角１０°から７２０°までの合計７２点（ｉ＝１～７２）からなる回転速度時系列データω（ｉ）が記憶領域Ｍω（ｉ）に得られる。

このように算出された回転速度時系列データω（ｉ）には、種々の要因（例えば、機械的ながたつきや電気ノイズなど）によって高周波数の変動成分が含まれる。この高周波数の変動成分は、燃焼現象とは無関係に発生するため、燃焼のばらつきに伴うトルク変動を推定する場合に、誤差の原因となる可能性がある。そこで、回転速度時系列データω（ｉ）から高周波数の変動成分を除去する必要がある。そのため、回転速度算出部１２２ａは、式（１）で示されるフーリエ級数展開を用いて、回転速度時系列データω（ｉ）を再構築することで、高周波数の変動成分を除去する（Ｓ４）。

ω(θ)：元の回転速度
ω(θ)’：再構築された回転速度
k：三角関数の次数
θ：クランク角度
Θ：サイクル期間

フーリエ級数展開では、周波数の異なる三角関数の足し合わせによって、元の時系列データが再構築される。式（１）においてｋは三角関数の次数であり、ｋの値が大きいほど周波数の高い三角関数となる。したがって、フーリエ級数展開を用いて回転速度時系列データを再構築する際に、三角関数の足し合わせを適切な次数ｎで打ち切れば、その次数より高い周波数の変動成分を、元の回転速度時系列データから除去することができる。

一般的な３気筒又は４気筒の４サイクルエンジンにおいては、回転速度時系列データからノイズとなる高周波数成分を除去するための三角関数の打ち切り次数ｎは、３～５程度とすることが望ましい。ただし、適正な打ち切り次数ｎは、エンジンの構成や運転条件によって変化すると考えられる。

例えば気筒数が多くなると、燃焼により発生するトルク（以下、「燃焼トルク」と言う）の変動に伴った回転速度変動の周波数は高くなる。したがって、この回転速度変動成分を適切に再現するには、打ち切り次数ｎをより大きくして、除去する周波数を高くすることが望ましい。また、エンジン運転速度が速くなった場合にも、燃焼トルクの変動に伴った回転速度変動の周波数は高くなるので、打ち切り次数ｎをより大きくするのが望ましい。このように気筒数やエンジン運転速度に基づいて、フーリエ級数展開における三角関数の打ち切り次数ｎを変更すると、回転速度情報に基づいたトルク変動の推定において、広い運転範囲にわたってその推定精度が向上する。

上述のとおり、本実施形態の内燃機関制御装置（コントローラ１２）は、クランクの回転角を検出する回転角センサ（クランク角センサ１１）の検出結果より得られるクランク回転速度の時系列値（時系列データ）を有限次数のフーリエ級数展開（式（１））することで、クランク回転速度の時系列値を再構築する回転速度算出部（回転速度算出部１２２ａ）を備える。

［回転速度時系列データ］
図５に、エンジン１の１サイクル間（クランク角度０°～７２０°）の回転速度時系列データの一例を示す。図５は、３気筒４サイクルエンジンの例である。図５上側は、クランク角センサ１１より求めた回転速度に、高周波数の変動成分が含まれている場合の、回転速度時系列データ（高周波成分除去前）の例である。また、図５下側は、図５上側の回転速度時系列データを、式（１）を用いてフーリエ級数展開し、三角関数の足し合わせを４次で打ち切った場合の、回転速度時系列データ（高周波成分除去後）の例である。図５上側及び図５下側において、横軸はクランク角［ｄｅｇ］、縦軸は回転速度［ｒｐｍ］を表す。

本例では、フーリエ級数展開を用いて回転速度時系列データを再構築することで、高周波数の変動成分が除去され、周期が２４０°の低周波数変動成分のみが抽出されている。この低周波の回転速度変動は、気筒毎の間欠的な燃焼に伴って、クランク軸に作用する燃焼トルクが変動するために発生するものである。したがって、その変動周期はエンジンの爆発周期と同じとなる。例えば３気筒４サイクルエンジンにおいては、変動周期は２４０°（７２０°／３）となる。また４気筒４サイクルエンジンにおいては、変動周期は１８０°（７２０°／４）となる。

図４のフローチャートの説明に戻る。ステップＳ４の後、回転速度位相算出部１２２ｂは、高周波数の変動成分を除去した回転速度時系列データから、回転速度の位相値θを求める（Ｓ５）。ここで、位相値θは、回転速度時系列データに基づく回転速度波形のある時刻（サンプリングデータ）での位相値（クランク角）であり、後述する位相ばらつきを求めるために使用される。回転速度の位相値θについて図６を用いて説明する。

図６は、異なるサイクルの回転速度波形の一部を示した例である。横軸はクランク角［ｄｅｇ］、縦軸は回転速度［ｒｐｍ］を表す。

エンジン１では、点火プラグの放電から、初期火炎核が生成するまでの時間（着火遅れ時間）や、着火後の火炎伝播速度などが、サイクル毎にばらつくことが知られている。これらのばらつきなどによって、サイクル毎に燃焼トルクの発生タイミングが変化する。燃焼トルクによってクランクが回転するので、燃焼トルクの発生タイミングが早くなると回転速度波形は進角し、燃焼トルクの発生タイミングが遅くなると、回転速度波形は遅角する。この回転速度波形の進角量及び遅角量を表すのに用いられるのが位相値θである。すなわち、位相値θには、燃焼トルクの発生タイミングが反映される。

図６では、ｉ番目のサイクルの回転速度波形（太線）と、（ｉ＋１）番目のサイクルの回転速度波形（細線）が示されている。ｉサイクルでの任意の回転速度ωに対するクランク角はθ_ｉであり、（ｉ＋１）サイクルでの同じ回転速度ωに対するクランク角はθ_ｉ＋１である。したがって、ｉサイクルと（ｉ＋１）サイクルの間には、位相の遅れ（遅角）が発生しており、その位相差θｄはθ_ｉ＋１－θ_ｉで求められる。

回転速度の位相値θは種々の方法で求めることができる。例えば位相値θとして、回転速度が極大値となるクランク角を求める。また、例えば位相値θとして、回転速度が極小値となるクランク角を求める。また、例えば位相値θとして、回転速度が所定の回転速度（例えば図６の回転速度ω）をまたいで変化したときのクランク角を求めてもよい。

［回転速度の位相値の算出方法］
本実施形態では、その一例として、位相値θを回転速度が極大値となるクランク角（以下、「極大タイミング」と記載する）として求める方法について図７を用いて説明する。
図７は、ステップＳ５において極大タイミングを用いて位相値θを求める手順を示すフローチャートである。

極大タイミングを求めるために、回転速度位相算出部１２２ｂは、まずエンジン１の１サイクル（クランク角０°～７２０°）の回転速度時系列データを、気筒毎のサイクルに同期したローカルクランク角に変換する（Ｓ５ａ）。次いで、ローカルクランク角に変換した回転速度時系列データから、回転速度が最大となる最大速度タイミングを算出する（Ｓ５ｂ）。そして、最大速度タイミングに相当するローカルクランク角を算出する（Ｓ５ｃ）。これが求める極大タイミングとなる。

ここで、ステップＳ５ａのローカルクランク角への変換処理について図８から図１０を用いて説明する。
図８は、３気筒４サイクルエンジンの行程シーケンスの例を示す。

４サイクルエンジンでは、吸気、圧縮、膨張、排気の４つの行程が順番に行われる。また、３気筒エンジンでは気筒間の行程が、クランク角２４０°ずつずれる。点火が第２気筒、第１気筒、第３気筒の順序で行われるとすると、第１気筒の行程は、第２気筒に対して２４０°遅れる。更に第３気筒の行程は、第２気筒に対して４８０°遅れる。

各気筒の爆発に伴う燃焼トルクが、クランク軸の正回転方向への有効トルクとして作用するのは、概ね圧縮上死点（ＴＤＣ０°）から圧縮上死点後９０°（ＡＴＤＣ９０°）の範囲である。そこで、図７のステップＳ５ａにおいては、１サイクル（クランク角０°～７２０°）の回転速度時系列データを、各気筒の圧縮上死点後９０°を中心としたクランク角２４０°区間（以下、「ウィンドウ」と呼ぶ）で分割する。そして各ウィンドウのクランク角を、各気筒の圧縮上死点後９０°を基準（０°）としたローカルクランク角に置き換える。

［回転速度時系列データに対するウィンドウ設定］
図９は、１サイクル分の回転速度時系列データに対して、各気筒の圧縮上死点後９０°を中心としたウィンドウに分割した例を示す。横軸はクランク角［ｄｅｇ］、縦軸は回転速度［ｒｐｍ］を表す。
クランク角９０°～３３０°の区間では第３気筒の圧縮上死点後９０°（クランク角２１０°）が含まれるので、これを第３気筒ウィンドウとする。同様に、第２気筒の圧縮上死点後９０°（クランク角４５０°）を含むクランク角３３０°～５７０°の区間を第２気筒ウィンドウとする。さらに、第１気筒の圧縮上死点後９０°（クランク角６９０°）を含むクランク角５７０°～７２０°及び０°～９０°の区間を第１気筒ウィンドウとする。

このように回転速度時系列データに各ウィンドウを割り当てると、第３気筒ウィンドウの回転速度データには、第３気筒の燃焼状態が、他の気筒ウィンドウの回転速度データに比べて強く反映されている。同様に、第２気筒ウィンドウの回転速度データには、第２気筒の燃焼状態が、他の気筒ウィンドウの回転速度データに比べて強く反映さている。さらに、第１気筒ウィンドウの回転速度データには、第１気筒の燃焼状態が、他の気筒ウィンドウの回転速度データに比べて強く反映されている。したがって、各ウィンドウの回転速度データを用いることによって、気筒毎の燃焼状態の推定が可能となる。

［ローカルクランク角への変換］
図１０は、図９における各ウィンドウ内の回転速度時系列データのクランク角をローカルクランク角に変換した例を示している。横軸はローカルクランク角［ｄｅｇ］、縦軸は回転速度［ｒｐｍ］を表す。
本例では、各気筒の圧縮上死点後９０°をゼロとした－１２０°～＋１２０°（ウィンドウ幅２４０°）の範囲のローカルクランク角を用いて、回転速度時系列データが再定義される。このように、図７のステップＳ５ａにおいては、全ての気筒ウィンドウについてローカルクランク角に変換した回転速度時系列データを作成し、ステップＳ５ｂにその回転速度時系列データを引き渡す。ステップＳ５ｂでは、ローカルクランク角に変換された回転速度時系列データから、回転速度が最大となるタイミングを算出する。

上述のとおり、本実施形態の内燃機関制御装置（コントローラ１２）は、クランク回転速度の時系列値（回転速度時系列データ）の１サイクルの期間（クランク角０°～７２０°）を各気筒の圧縮上死点後の所定のクランク角（９０°）を含むように気筒数で分割し、分割期間のクランク回転速度の時系列値を、該当気筒におけるクランク回転速度の時系列値（気筒ウィンドウ）として割り当て、各気筒に割り当てたクランク回転速度の時系列値の時系列（クランク角）を、各気筒の圧縮上死点後の所定のクランク角を基準（０°）とする時系列（－１２０°～＋１２０°のローカルクランク角）に変換する回転速度位相算出部（回転速度位相算出部１２２ｂ）を備える。回転速度位相算出部は、気筒毎に上記時系列（ローカルクランク角）を変換後、各気筒に割り当てたクランク回転速度の時系列値から気筒毎のクランク回転速度の位相（極大点等のローカルクランク角）を算出する。

［回転速度の最大速度タイミングの算出方法］
図１１に、ステップＳ５ｂによる回転速度の最大速度タイミングの算出方法の例を示す。横軸はクランク角［ｄｅｇ］、縦軸は回転速度［ｒｐｍ］を表す。
回転速度時系列データは離散点データであるため、図１１に示すように、離散点データにおける回転速度の最大速度タイミング（データ点ｎ）と、破線で示された実際の回転速度の最大速度タイミングとの間には差異が生じる。そこで、図７のステップＳ５ｂでは、離散点データから回転速度の時系列変化を多項式で近似して、この近似式から回転速度の最大速度タイミングを求める。

そのためにステップＳ５ｂでは、まず離散点データである回転速度時系列データから、回転速度が最大となるデータ点ｎを探索する。そして、データ点ｎにおけるローカルクランク角θ_ｎと回転速度ω_ｎ、データ点ｎの一離散点前のデータ点（ｎ－１）におけるローカルクランク角θ_ｎ－１と回転速度ω_ｎ－１、データ点ｎの一離散点後のデータ点（ｎ＋１）におけるローカルクランク角θ_ｎ＋１と回転速度ω_ｎ＋１を抽出する。

さらに、回転速度ωの時系列変化を、ローカルクランク角θの二次関数である式（２）で近似する。ここでａ，ｂ，ｃは定数である。ステップＳ５ｂでは、式（２）にθ_ｎ、ω_ｎ、θ_ｎ－１、ω_ｎ－１、θ_ｎ＋１、ω_ｎ＋１を代入して得られる三元連立一次方程式を解くことで定数ａ，ｂ，ｃを求める。

回転速度ωが極値となる点においては、式（２）の微分値がゼロとなる。そこで、ステップＳ５ｂでは式（２）の微分式である式（３）より、回転速度ωが最大となるローカルクランク角を最大速度タイミングθ_ｍａｘとして求める。このようにして求めた最大速度タイミングθ_ｍａｘを位相値θとして用いる。図１１に示すＰ_ωは、二次関数を用いて近似（内挿）により求めた最大速度点である。

なお、本実施形態においては、回転速度ωをローカルクランク角θの二次関数で近似したが、本発明はこれに限られるものではない。例えば、回転速度ωをローカルクランク角θの三次関数や三角関数など、種々の連続関数を用いて近似することができる。

上述のとおり、本実施形態の内燃機関制御装置（コントローラ１２）は、クランク回転速度の離散的な時系列値（時系列データ）を連続関数（例えば二次関数）で近似し、その連続関数を用いてクランク回転速度の位相を算出する回転速度位相算出部（回転速度位相算出部１２２ｂ）を備える。

図４に戻って、エンジン制御のフローチャートの説明を続ける。
ステップＳ５の後、回転速度位相算出部１２２ｂは、位相値θをＲＡＭ上の記憶領域Ｍθ（ｊ，ｋ）に書き込む（Ｓ６）。上記のステップＳ４，Ｓ５の処理を、各気筒（ｋ＝１～Ｎｃｙｌ）について実施することで、各気筒の回転速度の位相値θが得られる。

そして、回転速度算出部１２２ａと回転速度位相算出部１２２ｂが、ステップＳ１からステップＳ６までを統計処理に必要なサンプリングサイクル数Ｎ（ｊ＝１～Ｎ）繰り返すことで、記憶領域Ｍθ（ｊ，ｋ）に各サイクルにおける気筒毎の回転速度の位相値θが保存される。サンプリングサイクル数Ｎは、例えば１００である。

次いで、ステップＳ７からステップＳ１１によって、回転速度位相算出部１２２ｂは、サンプリングサイクル数Ｎにおける位相値θの標準偏差σ_θを気筒毎に求め、これをＲＡＭ上の記憶領域Ｍσ_θ(k)に書き込む。

まず、サイクル変動算出部１２２ｃは、ある気筒ｋについてサイクル数のループ処理を行う前に、位相値θの和Ｓと、位相値θの二乗和Ｐを０に初期化する（Ｓ７）。次いで、サイクル変動算出部１２２ｃは、サイクル数がインクリメントすることに、前回までのサイクル数の位相値θの和Ｓに、今回のサイクルｊでの位相値θ（ｊ，ｋ）を加算する（Ｓ８）。

また、サイクル変動算出部１２２ｃは、サイクル数がインクリメントすることに、前回までのサイクル数の位相値θの二乗和Ｐに、今回のサイクルｊでの位相値θ（ｊ，ｋ）の二乗値を加算する（Ｓ９）。このステップＳ８，Ｓ９の処理を、サイクル数（ｊ＝１～Ｎ）繰り返し、サイクル数Ｎの位相値θの和Ｓ、及び位相値θの二乗和Ｐを算出する。

次いで、サイクル変動算出部１２２ｃは、ある気筒ｋのサイクル数Ｎでの位相値θの平均値θｍｅａｎを算出する。位相値θの平均値は、位相値θの和Ｓをサイクル数Ｎで割ること（Ｓ／Ｎ）により求められる（Ｓ１０）。

次いで、サイクル変動算出部１２２ｃは、ある気筒ｋのサイクル数Ｎでの位相値θの標準偏差σ_θを算出する（Ｓ１１）。この位相値θの標準偏差σ_θは、式（４）を用いて求められる。式（４）で求められる標準偏差σ_θは、相対標準偏差と呼ばれる。

次いで、サイクル変動算出部１２２ｃは、位相値θの標準偏差σ_θ（ｋ）からエンジントルクのサイクル変動率を算出する（Ｓ１２）。

［エンジントルクのサイクル変動率の算出方法］
ここで、ステップＳ１２によるエンジントルクのサイクル変動率（トルク変動率）を算出する方法を説明する。
図１２に、位相値θの標準偏差σ_θ［％］と、図示平均有効圧力ＩＭＥＰ（Indicated Mean Effective Pressure）の標準偏差（CoV of IMEP）［％］との相関を示す。複数の黒丸はサンプリングデータを示す。ＣｏＶは、Coefficient of Variationの略である。

エンジントルクのサイクル毎の変動の大きさ（度合い）を示すＣｏＶ ｏｆ ＩＭＥＰ（以下、「トルク変動率ＣｏＶ ｏｆ ＩＭＥＰ」と表記する）と位相値θの標準偏差σ_θとの間には、相関曲線１２０で示すように、ほぼ線形の相関がある。これは前述したように、位相値θには燃焼トルク発生タイミングが反映され、位相値θのばらつき（標準偏差σ_θ）もまた、燃焼トルク発生タイミングのサイクル毎のばらつきが反映されるためである。

図４のステップＳ１２では、位相値θの標準偏差σ_θとトルク変動率ＣｏＶ ｏｆ ＩＭＥＰに強い相関があることを利用し、位相値θの標準偏差σ_θ（ｋ）からエンジントルクのサイクル変動率を求める。このため、位相値θの標準偏差σ_θとトルク変動率ＣｏＶ ｏｆ ＩＭＥＰとの相関を表す相関曲線１２０を、予めキャリブレーション等を実施して求めておき、数式又は参照テーブルの形でコントローラ１２のＲＯＭ（記憶部１２３）に記憶しておく。そして、位相差θの標準偏差σ_θとトルク変動率ＣｏＶ ｏｆ ＩＭＥＰとの相関曲線を用いて、現在の位相値の標準偏差σ_θ_currentから、現在のトルク変動率ＣｏＶ_currentを求める。各気筒について同様の手順で現在のトルク変動率ＣｏＶ_currentを求め、それらをステップＳ１３において機関制御部１２２ｄに引き渡す。

［機関制御］
次に、ステップＳ１３による機関制御について説明する。
例えば、ＥＧＲシステムにおいて、エンジン１の熱効率を高めるにはＥＧＲ率を適切に制御する必要がある。一般的に、部分負荷においてＥＧＲ率を高くするとポンピング損失が減って熱効率が高くなる。また、ＥＧＲ率を高くすることで燃焼温度が下がるため、冷却損失やＮＯｘの排出を減らすことも可能である。さらに、高負荷においてはＥＧＲ率を高くすることでノッキングを抑制し、排気損失を減らすことも可能である。一方、ＥＧＲ率が過度に高くなると、混合気の着火性が低くなったり、火炎伝播性が低下したりするため、失火が起こる可能性が高くなる。したがって、失火が起こらない範囲、又は失火が許容できる範囲で、できるだけＥＧＲ率を高めることがエンジン１の熱効率を高める上で重要である。

エンジン１の運転において失火したサイクルがあると、トルクのサイクル変動が大きくなる。そこで、トルクのサイクル変動率を検知又は推定し、トルクのサイクル変動率の大きさに基づいてＥＧＲ率を変えることで、失火を抑制しつつ、エンジンの熱効率を高めることが可能となる。

図１３は、このようなＥＧＲ制御を行うコントローラ１２の制御ブロックの例を示す。
制御ブロック１３１では、エンジン１のクランク角センサ１１の出力に基づき、現在のトルクのサイクル変動率ＣｏＶ_currentを推定する（ステップＳ１～Ｓ１２に相当）。このサイクル変動率ＣｏＶ_currentは気筒毎に求まるので、制御ブロック１３１は、各気筒のサイクル変動率ＣｏＶ_currentを基に、現サイクルの代表トルク変動率ＣｏＶ_repを求める。制御ブロック１３１は、図３に示した回転速度算出部１２２ａ、回転速度位相算出部１２２ｂ、及びサイクル変動算出部１２２ｃに相当する。

代表トルク変動率ＣｏＶ_repの求め方には、いくつかの方法が考えられる。例えば、代表トルク変動率ＣｏＶ_repを、各気筒のトルク変動率ＣｏＶ ｏｆ ＩＭＥＰの平均値とする方法が考えられる。また、例えば、代表トルク変動率ＣｏＶ_repを、各気筒のトルク変動率の最大値とする方法が考えられる。また、特定の気筒のサイクル変動率ＣｏＶ_currentを、代表トルク変動率ＣｏＶ_repとする方法も考えられる。

制御ブロック１３２では、代表トルク変動率ＣｏＶ_repから目標トルク変動率（目標ＣｏＶ）を差し引いた偏差ΔＣｏＶに基づいて、エンジン１のアクチュエータの指示値を算出してエンジン１を制御する。制御ブロック１３２は、図３に示した機関制御部１２２ｄに相当する。

（ＥＧＲシステムにおけるアクチュエータの制御）
図１４に、ＥＧＲシステムにおける、偏差ΔＣｏＶに基づいたアクチュエータの制御例を示す。横軸は偏差ΔＣｏＶ［％］、縦軸はアクチュエータ等の状態を表す。
ＥＧＲシステムにおける、偏差ΔＣｏＶに基づいたアクチュエータの制御では、例えば偏差ΔＣｏＶの増加に伴い、トルクのサイクル変動を抑制するため、ＥＧＲバルブ２９の開度（破線）及びスロットルバルブ２０の開度（実線）が小さくなるように制御する。この制御によってＥＧＲ率が低くなるので、着火遅れ時間は短くなり、燃焼速度は速くなる。そこで、燃焼を適切なタイミング（燃費最良タイミング）にするため、点火遅角量（一点鎖線）が小さくなるように制御する。

この制御によって、トルクのサイクル変動（偏差ΔＣｏＶ）が所定値ｘ１以上である場合には、トルクのサイクル変動を抑えるようにＥＧＲ率が低く設定される。これにより、エンジン１の燃焼が安定する方向に制御される。また、トルクのサイクル変動が所定値ｘ１よりも小さい場合には、ＥＧＲ率が高く設定され、エンジン１の熱効率を高めることができる。

また、点火プラグ１７へ供給する点火エネルギーの量や筒内のガス流動の強さ、圧縮比、吸気温度を調整可能な構成とし、これらを偏差ΔＣｏＶに基づいて制御することも考えられる。点火エネルギーの量や筒内のガス流動の強さ、圧縮比、吸気温度は、一般的に高い値をとるほど着火、又は火炎伝播を促進し、トルク変動を抑制する効果がある。したがって、図１５に示すように、偏差ΔＣｏＶの増加に対して、これらの項目の値が増大する方向に制御を行うことが望ましい。

例えば、点火エネルギーの量は点火プラグ１７に供給する電流の量、筒内のガス流動の強さは吸気ポート２１内の空気の流速を制御することで調整可能である。また、例えば、圧縮比はピストン１４の上死点の位置、吸気温度は吸気ポート２１に設けたヒータのオンオフを制御することで調整可能である。

なお、これらの制御は、ガス流動の強さ、圧縮比、及び吸気温度のいずれかを単独で制御してもよく、また、いくつかを組み合わせて制御してもよい。また、前述のＥＧＲバルブ開度、スロットルバルブ開度、又は点火進角量の制御と組み合わせてもよい。

さらに、希薄燃焼システムにおいても、エンジン１の熱効率を高めるには空燃比を適切に制御する必要がある。一般的に、部分負荷において空燃比を高くするとポンピング損失が減って熱効率が高くなる。また、空燃比を高くすることで燃焼温度が下がるため、冷却損失やＮＯｘの排出を減らすことも可能である。一方、空燃比が過度に高くなると、混合気の着火性が低くなったり、火炎伝播性が低下したりするため、失火が起こる可能性が高くなる。したがって、失火が起こらない範囲、又は失火が許容できる範囲で、できるだけ空燃比を高めることがエンジン１の熱効率を高める上で重要である。

（希薄燃焼システムにおけるアクチュエータの制御）
図１６には、希薄燃焼システムにおける、偏差ΔＣｏＶに基づいたアクチュエータの制御例を示す。横軸は偏差ΔＣｏＶ［％］、縦軸はアクチュエータ等の状態を表す。
希薄燃焼システムにおける、偏差ΔＣｏＶに基づいたアクチュエータの制御では、例えば偏差ΔＣｏＶの増加に伴い、トルクのサイクル変動を抑制するため、スロットルバルブ２０の開度（実線）が小さくなるように制御する。この制御によって空燃比が低くなるので、着火遅れ時間は短くなり、燃焼速度は速くなる。そこで、燃焼を適切なタイミング（燃費最良タイミング）にするため、点火遅角量（一点鎖線）が小さくなるように制御する。

この制御によって、トルクのサイクル変動（偏差ΔＣｏＶ）が所定値ｘ２以上である場合には、トルクのサイクル変動を抑えるように空燃比が低く設定される。これにより、エンジン１の燃焼が安定する方向に制御される。また、トルクのサイクル変動が所定値ｘ２よりも小さい場合には、空燃比が高く設定され、熱効率を高めることができる。

また、図１５で示された、点火エネルギーの量、筒内のガス流動の強さ、圧縮比、及び吸気温度の制御は、希薄燃焼システムにおいても、上述したＥＧＲシステムと同様に適用することが可能である。

［気筒毎のエンジン制御］
なお、気筒毎の現在のトルク変動率ＣｏＶ_currentに基づいて、気筒毎に異なるエンジン制御を行うことも考えられる。図１７には、気筒毎のトルク変動率の偏差ΔＣｏＶと、それに基づいた燃料噴射量の補正制御を、希薄燃焼システムに適用した一例を示す。この例では、気筒毎のトルク変動率と目標トルク変動率との差分をΔＣｏＶ［％］とし、ΔＣｏＶに比例して気筒毎の燃料噴射量を補正する。

図１８は、気筒毎のトルク変動率（ＣｏＶ ｏｆ ＩＭＥＰ）と、それに基づいた燃料噴射量の補正制御を示す。
気筒毎に異なるエンジン制御を行う場合、トルク変動率が目標値（目標トルク変動率）よりも大きな気筒では、燃料噴射量を増やして空燃比が小さくなる方向に補正される。一方、トルク変動率が目標値よりも小さな気筒では、燃料噴射量を減らして空燃比が大きくなる方向に補正される。これによって、各気筒のトルク変動率が目標値に近づき、高い燃費効率とサイクル変動の低減を両立することが可能となる。

図１８下側の例では、第１気筒と第３気筒のトルク変動率が目標値トルク変動率よりも小さく、第２気筒のトルク変動率が目標値トルク変動率よりも大きい。このため、図１８上側に示すように、第１気筒と第３気筒の燃料噴射量が減少する方向に補正量が設定され、第２気筒の燃料噴射量が増加する方向に補正量が設定される。

以上のとおり、第１の実施形態の内燃機関制御装置（コントローラ１２）は、回転速度算出部（回転速度算出部１２２ａ）と、回転速度位相算出部（回転速度位相算出部１２２ｂ）と、第１のサイクル変動算出部（サイクル変動算出部１２２ｃ）とを有するように構成される。回転速度算出部は、内燃機関（エンジン１）のクランク回転速度（回転速度ω）の時系列値（時系列データ）を算出する。回転速度位相算出部は、回転速度算出部により算出されたクランク回転速度の時系列値からクランク回転速度の位相（位相値θ）を算出する。第１のサイクル変動算出部は、回転速度位相算出部により算出されたクランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさ（標準偏差σ_θ）を算出する。

以上のように構成された内燃機関制御装置は、燃焼の安定状態を精度良く推定可能であり、かつ、圧力センサを使用しないため低コストである。また、圧力センサを設置しないため、従来よりもエンジンを簡素化できる。

また、上述のとおり本実施形態の内燃機関制御装置（コントローラ１２）は、算出されたクランク回転速度の位相（位相値θ）のサイクル間でのばらつきの大きさ（標準偏差σ_θ）に基づいて、内燃機関を制御する機関制御部（機関制御部１２２ｄ）、を備える。

また、上述のとおり本実施形態の内燃機関制御装置（コントローラ１２）では、上記第１のサイクル変動算出部は、クランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさ（標準偏差σ_θ）に基づいて、気筒のトルク変動率（代表トルク変動率ＣｏＶ_rep）を求める。また、上記機関制御部は、トルク変動率と目標トルク変動率（目標ＣｏＶ）との差分（偏差ΔＣｏＶ）が所定値（ｘ１，ｘ２）よりも小さくなるように、排ガス再循環バルブ（ＥＧＲバルブ２９）の開度、スロットルバルブ（スロットルバルブ２０）の開度、点火タイミング、点火エネルギー、筒内流動強さ、圧縮比、吸気温度、及び燃料噴射量のうち少なくとも１つを制御する。

また、上述のとおり本実施形態の内燃機関制御装置（コントローラ１２）では、上記第１のサイクル変動算出部は、クランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさ（標準偏差σ_θ）に基づいて、複数の気筒（第１気筒～第３気筒）の各々のトルク変動率を求める。また、上記機関制御部は、各気筒のトルク変動率と目標トルク変動率（目標ＣｏＶ）との差分（偏差ΔＣｏＶ）に基づいて、各気筒の燃料噴射量を補正する。

［第１の実施形態の効果］
従来技術に対する本実施形態の効果を、図１９を用いて説明する。
図１９は、本実施形態及び従来技術によるトルクのサイクル変動率の推定誤差と、サンプルサイクル数Ｎとの関係を示した実測結果である。この実測結果は、回転速度が２４００ｒｐｍのときにあるＥＧＲ率で測定した結果である。従来技術によるサンプリングデータを三角マーク‘▲’、本実施形態によるサンプリングデータを丸マーク‘○’で示している。

従来技術によるトルクのサイクル変動率は、クランク角センサ１１で検出したサイクル平均回転速度ωの標準偏差σ_ωを用いて推定したものである。より具体的には、図２０に示すように、回転速度ωの標準偏差σ_ωとトルクのサイクル変動率(CoV of IMEP)の相関データから相関曲線２００を作成し、この相関曲線２００を用いて、現在の回転速度の標準偏差σ_ω_currentからトルクのサイクル変動率ＣｏＶ_currentを推定したものである。

図１９に示されるように、本実施形態と従来技術ともに、サンプリングデータの標準偏差値に基づいて、トルクのサイクル変動率を推定している。そのため、サンプリングデータをサンプリングするサイクル数が少なくなると、トルクのサイクル変動率の推定誤差は増大する。一方、同一サンプルサイクル数で比較すると、本実施形態によるトルクのサイクル変動率の推定誤差は、従来技術による推定誤差に比べ小さい。このため、本実施形態は、従来技術（Ｎ２）よりも少ないサイクル数（Ｎ１）で、同一の推定誤差（例えば目標精度に相当）が得られるという利点がある。図１９では、目標精度は推定誤差０．５％以下である。

図１９の実測結果によれば、本実施形態は、同じ推定誤差における検知時間（必要サンプルサイクル数）を、従来技術よりも約６０％低減できる。また、本実施形態は、同じ検知時間（必要サンプルサイクル数）における推定誤差を、従来技術よりも約２０～３０％低減できる。

ここで、本実施形態が従来技術に比べて、推定精度が高い理由について説明する。
エンジン１のクランク軸周りには、エンジン１のピストン、コンロッドや車両駆動系などによる大きな慣性モーメントが作用する。そのため、燃焼トルクのサイクル変動成分が回転速度の変動成分に変換される過程で、慣性効果によって減衰してしまう。従来技術では、回転速度の変動成分の大きさをトルクのサイクル変動の指標にしているため、上記理由によりＳ／Ｎが低く、トルクのサイクル変動率の推定誤差が大きくなる。

これに対して本実施形態では、回転速度の位相の変動成分の大きさを、トルクのサイクル変動の指標として用いる。回転速度の位相は、クランク軸周りの慣性モーメントの影響をほとんど受けないため、トルク変動が位相変動に変換される過程での減衰が小さい。この結果、本実施形態では、従来技術に比べてＳ／Ｎが大きく、トルクのサイクル変動率の推定精度が高くなる。

トルクのサイクル変動率に基づいたＥＧＲや希薄燃焼などの制御速度は、トルクのサイクル変動率の推定時間（即ち、必要なサンプルサイクル数）に依存する。短時間（少ないサンプルサイクル数）でトルクのサイクル変動率を推定できれば、ＥＧＲや希薄燃焼などの制御をより高速に行える。特にエンジン１が過渡状態で運転されている場合には、高速な制御（言い換えるとレスポンスのよい制御）によって、エンジン１をより最適な状態で運転できる比率が高くなる。これは、燃費やエミッションの低減、加速性能の向上などに効果がある。また、例えばエミッションが低減すると、エミッション対策のための様々な装置を簡素化することが可能となり、システムコストの低減にも効果がある。

＜第２の実施形態＞
［従来手法との切り替え］
前述のように、回転速度の位相の標準偏差σ_θに基づいてトルク変動を推定する方法は、短時間で精度良くトルクのサイクル変動率を推定できる。一方、回転速度の位相を求めるために、サイクル毎にフーリエ級数展開や、多項式近似を行う必要があり、回転速度の標準偏差σ_ωに基づいてトルク変動を推定する従来の方法に比べて、コントローラ１２の演算負荷が大きい。そこで、エンジンの状態等に応じて、回転速度の標準偏差σ_ωに基づいてトルク変動を推定する方法と、速度位相の標準偏差σ_θに基づいてトルク変動を推定する方法とを切り替えて、エンジン制御をすることが考えられる。

図２１は、本発明の第２の実施形態に係るコントローラの構成例を示すブロック図である。
本実施形態に係るコントローラ１２では、サイクル変動算出部１２２ｃが、第１のサイクル変動算出部１２２ｃ１、第２のサイクル変動算出部１２２ｃ２、及び算出方法切替部１２２ｃ３を備える。

第１のサイクル変動算出部１２２ｃ１は、図２に示したサイクル変動算出部１２２ｃと同様の機能を有する。すなわち、第１のサイクル変動算出部１２２ｃ１は、回転速度位相算出部１２２ｂで求められたクランク回転速度の時系列データの位相値に対してサイクル間でのばらつきの大きさ（度合い）を算出する。また、サイクル変動算出部１２２ｃは、クランク回転速度の時系列データの位相値のサイクル間でのばらつきの大きさ（度合い）に基づいて、エンジントルクのサイクル変動の大きさ（度合い）を算出し、その結果を機関制御部１２２ｄへ出力する。

第２のサイクル変動算出部１２２ｃ２は、回転速度位相算出部１２２ｂで求められたクランク回転速度の時系列データに対してサイクル間でのばらつきの大きさ（度合い）を算出する。また、第２のサイクル変動算出部１２２ｃ２は、クランク回転速度の時系列データのサイクル間でのばらつきの大きさ（度合い）に基づいて、エンジントルクのサイクル変動の大きさ（度合い）を算出し、その結果を機関制御部１２２ｄへ出力する。このため、第２の実施形態では、回転速度の標準偏差σ_ωとトルク変動率ＣｏＶ ｏｆ ＩＭＥＰとの相関を表す相関曲線２００を、ＲＯＭ（記憶部１２３）に記憶しておく。

算出方法切替部１２２ｃ３は、内燃機関（エンジン１）の運転状態を表す運転パラメータの大きさに基づいて、第１のサイクル変動算出部１２２ｃ１と、第２のサイクル変動算出部１２２ｃ２の使用を切り替える。なお、算出方法切替部１２２ｃ３を、サイクル変動算出部１２２ｃの外部に設けてもよい。

機関制御部１２２ｄは、第１のサイクル変動算出部１２２ｃ１で算出されたクランク回転速度の位相のサイクル変動の大きさ、又は、第２のサイクル変動算出部１２２ｃ２で算出されたクランク回転速度のサイクル変動の大きさに基づいて、内燃機関（エンジン１）を制御する。

（算出方法の切り替え）
次に、ＥＧＲシステムにおいて、トルク変動率の算出方法を切り替える方法について図２２を参照して説明する。
図２２は、ＥＧＲ率によってトルク変動率の算出方法を切り替える処理の手順例を示すフローチャートである。本例では、速度位相の標準偏差σ_θに基づいてトルク変動率を推定する方法と、回転速度の標準偏差σ_ωに基づいてトルク変動率を推定する方法（図２０参照）とを切り替える。

まず、算出方法切替部１２２ｃ３は、エンジン１の現在のＥＧＲ率を取得し（Ｓ２１）、現在のＥＧＲ率をＥＧＲ率の閾値ＥＧＲ_ｔｈと比較する（Ｓ２２）。そして、算出方法切替部１２２ｃ３は、現在のＥＧＲ率がＥＧＲ_ｔｈより大きい場合には（Ｓ２２のＹＥＳ）、回転速度の位相値の標準偏差σ_θに基づいてトルク変動を推定する（Ｓ２３）。一方、算出方法切替部１２２ｃ３は、現在のＥＧＲ率がＥＧＲ_ｔｈ以下である場合は（Ｓ２２のＮＯ）、回転速度の標準偏差σ_ωに基づいてトルク変動を推定する（Ｓ２４）。

そして、機関制御部１２２ｄは、ステップＳ２３又はＳ２４のいずれか一方で推定されたトルク変動率に基づいて、エンジン制御を行う（Ｓ２５）。本ステップの終了後、フローチャートの処理を終了する。

一般的に、ＥＧＲ率が高い場合には、トルクのサイクル変動が大きく、これを抑えるため、トルク変動率を精度良く推定し、少ないサンプルサイクル数でＥＧＲ制御を行うことが要求される。一方、ＥＧＲ率が低い場合には、一般的にトルクのサイクル変動は小さいので、トルク変動率の推定精度は、それほど高くなくてもよい。そこで、回転速度の標準偏差σ_ωに基づいてトルク変動を推定する方法と、回転速度の位相値の標準偏差σ_θに基づいてトルク変動を推定する方法とを切り替えることで、推定精度と演算負荷を好適にバランスさせることができる。

なお、トルク変動率を推定する２つの方法の切り替えについては、ＥＧＲ率のみではなく、他の運転パラメータに基づいた切り替え方法が考えられる。

（運転パラメータの例）
図２３に、トルク変動率の算出方法の切り替えに用いられるエンジン１の運転パラメータの例を示す。
トルクのサイクル変動に基づいて、少ないサイクル数でのエンジン制御が求められる状況として、例えば、希薄燃焼システムの空燃比が大きい場合、エンジン負荷（トルク）が低い場合、冷却水温が低い場合、過渡運転状態などの場合が挙げられる。したがって、これらの場合には、回転速度の位相値θの標準偏差σ_θに基づいてトルク変動率を推定することが望ましい。

エンジン１の過渡／定常状態は、所定時間内の回転速度の変化率、又は所定時間内のエンジン負荷（トルク）の変化率などにより判定される。

また、回転速度が所定値よりも低い場合、又は、現在のＥＣＵ負荷率が所定値よりも低い場合に、回転速度の位相の標準偏差σ_θに基づいてトルク変動率を推定する方法に切り替えることで、演算負荷が過剰になることを防止できる。

以上のとおり、第２の実施形態の内燃機関制御装置（コントローラ１２）は、第１のサイクル変動算出部（第１のサイクル変動算出部１２２ｃ１）と第２のサイクル変動算出部（第２のサイクル変動算出部１２２ｃ２）を切り替え、回転速度算出部（回転速度算出部１２２ａ）で算出されたクランク回転速度のサイクル間でのばらつきの大きさ（標準偏差σ_ω）を算出する第２のサイクル変動算出部と、第１のサイクル変動算出部で算出されたクランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさ（標準偏差σ_θ）、又は、第２のサイクル変動算出部で算出されたクランク回転速度のサイクル間でのばらつきの大きさ（標準偏差σ_ω）のいずれか一方に基づいて、内燃機関を制御する機関制御部（機関制御部１２２ｄ）と、を備える。

また、上述のとおり本実施形態の内燃機関制御装置（コントローラ１２）は、内燃機関の運転状態を表す運転パラメータの大きさに基づいて、上記第１のサイクル変動算出部と、上記第２のサイクル変動算出部の使用を切り替える算出方法切替部（算出方法切替部１２２ｃ３）を備える。

また、上述のとおり本実施形態では、運転パラメータは、少なくとも排ガス再循環率（ＥＧＲ率）、空燃比、エンジン負荷、冷却水温、定常状態／過渡状態、クランク回転速度、及び内燃機関制御装置（コントローラ１２、ＥＣＵ）の負荷率のいずれかである。

また、上述のとおり本実施形態では、機関制御部（機関制御部１２２ｄ）が、所定時間のトルク変化率又はクランク回転速度変化率により、内燃機関が定常状態又は過渡状態のいずれであるかを判断する。

＜その他＞
さらに、本発明は上述した各実施形態に限られるものではなく、特許請求の範囲に記載した本発明の要旨を逸脱しない限りにおいて、その他種々の応用例、変形例を取り得ることは勿論である。

例えば、上述した各実施形態は本発明を分かりやすく説明するためにコントローラ１２の構成を詳細かつ具体的に説明したものであり、必ずしも説明した全ての構成要素を備えるものに限定されない。また、ある実施形態の構成の一部を他の実施形態の構成要素に置き換えることが可能である。また、ある実施形態の構成に他の実施形態の構成要素を加えることも可能である。また、各実施形態の構成の一部について、他の構成要素の追加又は置換、削除をすることも可能である。

また、上記のコントローラ１２の各構成、機能、処理部等は、それらの一部又は全部を、例えば集積回路で設計するなどによりハードウェアで実現してもよい。ハードウェアとして、ＦＰＧＡ（Field Programmable Gate Array）やＡＳＩＣ（Application Specific Integrated Circuit）などを用いてもよい。

また、図４に示すフローチャートにおいて、処理結果に影響を及ぼさない範囲で、複数の処理を並列的に実行したり、処理順序を変更したりしてもよい。

１１…クランク角センサ、 １２…コントローラ、 １７…点火プラグ、 ２０…スロットルバルブ、２６…タイミングロータ、２８…ＥＧＲ管、２９…ＥＧＲバルブ、
１２１…入出力部、 １２２…制御部、 １２２ａ…回転速度算出部、 １２２ｂ…回転速度位相算出部、 １２２ｃ…サイクル変動算出部、 １２２ｃ１…第１のサイクル変動算出部、 １２２ｃ２…第２のサイクル変動算出部、 １２２ｃ３…算出方法切替部、 １２２ｄ…機関制御部、 １２３…記憶部

Claims (14)

1. 内燃機関のクランク回転速度の時系列値を算出する回転速度算出部と、
   前記回転速度算出部により算出された前記クランク回転速度の時系列値から前記クランク回転速度の位相を算出する回転速度位相算出部と、
   前記回転速度位相算出部により算出された前記クランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさを算出する第１のサイクル変動算出部と、を備える
   内燃機関制御装置。
2. 前記回転速度位相算出部は、前記クランク回転速度の位相として前記クランク回転速度が極大又は極小となるクランク角を算出する
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。
3. 前記回転速度位相算出部は、前記クランク回転速度の位相として前記クランク回転速度が所定の回転速度をまたいで変化したときのクランク角を算出する
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。
4. 前記回転速度算出部は、前記クランクの回転角を検出する回転角センサの検出結果より得られる前記クランク回転速度の時系列値を有限次数のフーリエ級数展開することで、前記クランク回転速度の時系列値を再構築する
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。
5. 前記回転速度位相算出部は、前記クランク回転速度の時系列値の１サイクルの期間を各気筒の圧縮上死点後の所定のクランク角を含むように気筒数で分割し、分割期間の前記クランク回転速度の時系列値を、該当気筒におけるクランク回転速度の時系列値として割り当て、各気筒に割り当てた前記クランク回転速度の時系列値の時系列を、各気筒の圧縮上死点後の前記所定のクランク角を基準とする時系列に変換し、気筒毎に前記時系列を変換後、各気筒に割り当てた前記クランク回転速度の時系列値から気筒毎のクランク回転速度の位相を算出する
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。
6. 前記回転速度位相算出部は、前記クランク回転速度の離散的な時系列値を連続関数で近似し、前記連続関数を用いて前記クランク回転速度の位相を算出する
   請求項２又は３に記載の内燃機関制御装置。
7. 算出された前記クランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさに基づいて、前記内燃機関を制御する機関制御部、を備える
   請求項１に記載の内燃機関制御装置。
8. 前記第１のサイクル変動算出部は、前記クランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさに基づいて、気筒のトルク変動率を求め、
   前記機関制御部は、前記トルク変動率と目標トルク変動率との差分が所定値よりも小さくなるように、排ガス再循環バルブの開度、スロットルバルブの開度、点火タイミング、点火エネルギー、筒内流動強さ、圧縮比、吸気温度、及び燃料噴射量のうち少なくとも１つを制御する
   請求項７に記載の内燃機関制御装置。
9. 前記第１のサイクル変動算出部は、前記クランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさに基づいて、複数の気筒の各々のトルク変動率を求め、
   前記機関制御部は、前記各気筒のトルク変動率と目標トルク変動率との差分に基づいて、各気筒の燃料噴射量を補正する
   請求項７に記載の内燃機関制御装置。
10. 前記回転速度算出部により算出された前記クランク回転速度のサイクル間でのばらつきの大きさを算出する第２のサイクル変動算出部と、
    前記第１のサイクル変動算出部と前記第２のサイクル変動算出部を切り替え、前記第１のサイクル変動算出部で算出された前記クランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさ、又は、前記第２のサイクル変動算出部で算出された前記クランク回転速度のサイクル間でのばらつきの大きさのいずれか一方に基づいて、前記内燃機関を制御する機関制御部と、を備える
    請求項１に記載の内燃機関制御装置。
11. 前記内燃機関の運転状態を表す運転パラメータの大きさに基づいて、前記第１のサイクル変動算出部と、前記第２のサイクル変動算出部の使用を切り替える算出方法切替部、を備える
    請求項１０に記載の内燃機関制御装置。
12. 前記運転パラメータは、少なくとも排ガス再循環率、空燃比、エンジン負荷、冷却水温、前記クランク回転速度、前記内燃機関制御装置の負荷率、及び定常状態／過渡状態のいずれかである
    請求項１１に記載の内燃機関制御装置。
13. 前記機関制御部は、所定時間のトルク変化率又はクランク回転速度変化率により、前記内燃機関が定常状態又は過渡状態のいずれであるかを判断する
    請求項１２に記載の内燃機関制御装置。
14. 内燃機関の状態に応じて前記内燃機関を制御する内燃機関制御装置による内燃機関制御方法であって、
    前記内燃機関制御装置の演算処理装置が前記内燃機関のクランク回転速度の時系列値を算出する処理と、
    前記演算処理装置が前記クランク回転速度の時系列値から前記クランク回転速度の位相を算出する処理と、
    前記演算処理装置が前記クランク回転速度の位相のサイクル間でのばらつきの大きさを算出する処理と、を含む
    内燃機関制御方法。

Images