JPH0712006A - エンジンの安定度検出装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【目的】 基準信号が圧縮上死点前で立ち上がる場合
に、１つの気筒の燃焼区間にまたがる２つの基準信号間
周期を用いて気筒別の回転数を求め、この気筒別回転数
から燃焼の安定度を推定することにより、気筒間バラツ
キの影響を受けないようにする。 【構成】 クランク角センサ３１は各気筒の圧縮上死点
前の所定クランク角で立ち上がる基準信号ＲＥＦを出力
する。連続する２つの前記基準信号の間の周期を測定手
段３２が測定し、この測定された基準信号間周期のうち
最新値Ｒｅｆと前回値Ｒｅｆ_n-1の加算値を用いて算出
手段３３が気筒別の回転数Ｎｅｒｖを算出し、この気筒
別回転数の変動から推定手段３４が燃焼の安定度を推定
する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】この発明はエンジンの安定度検出
装置に関する。

【０００２】

【従来の技術】リーン空燃比では理論空燃比と同一のト
ルクを発生するのに空気量が大きくなってポンピングロ
スが減ること、およびリーン空燃比のほうが燃焼ガスの
比熱比が大きくなることのため、リーン空燃比で運転し
たほうが燃費が向上し、かつリーン空燃比ではＮＯｘが
もともと少ない。

【０００３】しかしながら、リーン条件では燃焼が不安
定に陥りやすく、この燃焼の不安定に伴ってトルク変動
が生じるので、このトルク変動のレベルが安定限界レベ
ルに近くなるようにリーン条件での目標空燃比を設定し
なければならない。

【０００４】そこで、実開昭５７−１１４１４１号公報
では、エンジンの１回転に要する時間を連続する２つの
基準信号間周期から測定し、この時間にもとづいて一定
の式で車両のトルク変動量を算出し、これが基準レベル
に収まるように燃料量をフィードバック制御している。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】ところで、クランク角
の基準信号ＲＥＦが各気筒の圧縮上死点（ＴＤＣ）の前
の所定クランク角で立ち上がるときは、１つの燃焼区間
とその燃焼の行われる気筒のＲＥＦ間周期とが、図１２
に示したように時間的にずれ、１つの燃焼区間を１つの
ＲＥＦ間周期ですべてカバーできなくなってしまうた
め、１つのＲＥＦ間周期から気筒別回転数を精度よく求
めることができない。

【０００６】この点、２つのＲＥＦ間周期を１つの測定
区間とする上記の装置によれば、１つの燃焼区間のすべ
てを測定区間でカバーすることができるのであるが（図
１２においてたとえば＃３気筒の燃焼区間のすべて（＃
３ＴＤＣから＃４ＴＤＣまで）はＡの測定区間でカバー
されている）、車両のトルク変動量を算出するに当たっ
て、気筒別の回転数をまず求めていないので、気筒間バ
ラツキの影響をうけてしまう。多気筒エンジンでは各気
筒の吸気ポートに設ける燃料噴射弁の特性バラツキなど
により気筒間で回転数がバラツクため、この気筒間バラ
ツキによる回転変動が生じたときも、燃焼が不安定にな
ったとして空燃比がリッチ側に制御され、これにより燃
費が悪くなり、ＮＯｘが増加するのである。

【０００７】そこでこの発明は、基準信号が圧縮上死点
前で立ち上がる場合に、１つの気筒の燃焼区間にまたが
る２つの基準信号間周期を用いて気筒別の回転数を求
め、この気筒別回転数から燃焼の安定度を推定すること
により、気筒間バラツキの影響を受けないようにするこ
とを目的とする。

【０００８】

【課題を解決するための手段】第１の発明は、図１に示
すように、各気筒の圧縮上死点前の所定クランク角で立
ち上がる基準信号ＲＥＦを出力するクランク角センサ３
１と、連続する２つの前記基準信号の間の周期を測定す
る手段３２と、この測定された基準信号間周期のうち最
新値Ｒｅｆと前回値Ｒｅｆ_n-1の加算値を用いて気筒別
の回転数Ｎｅｒｖを算出する手段３３と、この気筒別回
転数Ｎｅｒｖの変動から燃焼の安定度を推定する手段３
４とを設けた。

【０００９】第２の発明は、図３０に示すように、各気
筒の圧縮上死点前の所定クランク角で立ち上がる基準信
号ＲＥＦを出力するクランク角センサ３１と、連続する
２つの前記基準信号の間の周期を測定する手段３２と、
この測定された基準信号間周期のうち最新値Ｒｅｆに第
１の係数Ｋ₁を乗じた値と前記測定された基準信号間周
期のうち前回値Ｒｅｆ_n-1に第２の係数Ｋ₂を乗じた値と
の加算値を用いて気筒別の回転数Ｎｅｒｖを算出する手
段４１と、この気筒別回転数Ｎｅｒｖの変動から燃焼の
安定度を推定する手段３４とを設けた。

【００１０】第３の発明は、図３１に示すように、各気
筒の圧縮上死点前の所定クランク角で立ち上がる基準信
号ＲＥＦを出力するクランク角センサ３１と、連続する
２つの前記基準信号の間の周期を測定する手段３２と、
この測定された基準信号間周期のうち最新値Ｒｅｆと前
回値Ｒｅｆ_n-1の加算値を用いて気筒別の回転数を算出
する手段３３と、この気筒別回転数のうち最新値Ｎｅｒ
ｖと１サイクル前の値（４気筒ではＮｅｒｖ_n-4、６気
筒ではＮｅｒｖ_n-6）との差を気筒別回転変化量として
算出する手段５１と、この算出された気筒別回転変化量
のうち最新値Ｄｎｅｒｖと前回値Ｄｎｅｒｖ_n-1の差を
トルク変動相当値Ｌｌｊとして算出する手段５２と、こ
のトルク変動相当値Ｌｌｊから燃焼の安定度を推定する
手段５３とを設けた。

【００１１】第４の発明は、図３２に示すように、各気
筒の圧縮上死点前の所定クランク角で立ち上がる基準信
号ＲＥＦを出力するクランク角センサ３１と、連続する
２つの前記基準信号の間の周期を測定する手段３２と、
この測定された基準信号間周期のうち最新値Ｒｅｆに第
１の係数Ｋ₁を乗じた値と前記測定された基準信号間周
期のうち前回値Ｒｅｆ_n-1に第２の係数Ｋ₂を乗じた値と
の加算値を用いて気筒別の回転数を算出する手段４１
と、この気筒別回転数のうち最新値Ｎｅｒｖと１サイク
ル前の値（４気筒ではＮｅｒｖ_n-4、６気筒ではＮｅｒ
ｖ_n-6）との差を気筒別回転変化量として算出する手段
４１と、この算出された気筒別回転変化量のうち最新値
Ｄｎｅｒｖと前回値Ｄｎｅｒｖ_n-1の差をトルク変動相
当値Ｌｌｊとして算出する手段４２と、このトルク変動
相当値Ｌｌｊから燃焼の安定度を推定する手段４３とを
設けた。

【００１２】

【作用】第１の発明で、基準信号間周期の最新値Ｒｅｆ
を現気筒の基準信号間周期に、基準信号間周期の前回値
Ｒｅｆ_n-1を前気筒の基準信号間周期に対応づけると、
たとえば４気筒エンジンで基準信号が圧縮上死点前１１
０°ＣＡで立上がり、かつ燃焼開始クランク角が圧縮上
死点前２０°ＣＡであるときは、前気筒の基準信号間周
期のうち前気筒の燃焼区間に寄与する割合が（１１０−
２０）／１８０（＝０．５）、現気筒の基準信号間周期
のうち前気筒の燃焼区間に寄与する割合が（７０＋２
０）／１８０（＝０．５）であることより、前気筒の半
回転周期が、 前気筒の半回転周期 ＝前気筒の基準信号間周期×０．５＋現気筒の基準信号間周期×０．５ ＝Ｒｅｆ_n-1×０．５＋Ｒｅｆ×０．５ であるから、前気筒の１回転区間周期は 前気筒の１回転区間周期＝Ｒｅｆ_n-1＋Ｒｅｆ である。これより、前気筒の１回転区間周期（つまり最
新値Ｒｅｆと前回値Ｒｅｆ_n-1の加算値）を回転数単位
に変換することで、前気筒の回転数が精度良く求められ
る。

【００１３】前気筒の回転数は気筒別の回転数であり、
このようして求めた気筒別回転数の変動から燃焼の安定
度を推定すると、気筒間バラツキによる回転変動が燃焼
不安定による回転変動であると誤認されることがない。

【００１４】第２の発明は、たとえば〈イ〉４気筒エン
ジンであること、〈ロ〉基準信号が圧縮上死点前１１０
°ＣＡの近傍で立上がること、〈ハ〉燃焼開始クランク
角が圧縮上死点前２０°ＣＡの近傍であることのいずれ
かの条件を満足しない場合（たとえば６気筒エンジンの
とき）に適用されるもので、こうした場合には、最新値
Ｒｅｆのうち前気筒の燃焼に寄与する割合を第１の係数
Ｋ₁に、前回値Ｒｅｆ_n-1のうち前気筒の燃焼に寄与する
割合を第２の係数Ｋ₂にそれぞれ織り込むのである。

【００１５】したがって、上記の条件のいずれかが満足
されない場合でも、第１の発明と同じに前気筒の回転数
が精度良く求められることから、気筒間バラツキによる
回転変動が燃焼不安定による回転変動であると誤認され
ることがない。

【００１６】第３の発明と第４の発明で、気筒別回転数
のうち最新値Ｎｅｒｖと１サイクル前の値との差が気筒
別回転変化量として算出されることでも、気筒間バラツ
キによる回転変動が燃焼不安定による回転変動と誤認さ
れることがなく、さらにこの算出された気筒別回転変化
量のうち最新値Ｄｎｅｒｖと前回値Ｄｎｅｒｖ_n-1の差
がトルク変動相当値Ｌｌｊとして算出されることから、
このトルク変動相当値Ｌｌｊの振幅とサージトルクの間
によい相関が得られ、かつ回転上昇による回転変動の影
響を受けることがない。

【００１７】

【実施例】図２において、エアクリーナ１１から吸入さ
れた空気は、一定の容積を有するコレクタ部１２ａにい
ったん蓄えられ、ここから分岐管をへて各気筒に流入す
る。各気筒の吸気ポート１２ｂには燃料噴射弁３が設け
られ、この噴射弁３からエンジン回転に同期して間欠的
に燃料が噴射される。

【００１８】噴射弁３からの噴射時間が長くなれば噴射
量が多くなり、噴射時間が短くなれば噴射量が少なくな
る。混合気の濃さつまり空燃比は、一定量の吸入空気に
対する燃料噴射量が多くなればリッチ側にずれ、燃料噴
射量が少なくなればリーン側にずれる。したがって、コ
ントロールユニット２で吸入空気量との比が一定値とな
るように燃料の基本噴射量を決定してやれば運転条件が
違っても同じ空燃比が得られる。燃料の噴射がエンジン
の１回転について１回行われるときは、１回転で吸い込
んだ空気量に対して基本噴射パルス幅Ｔｐをそのときの
吸入空気量とエンジン回転数とから求めるのである。通
常このＴｐにより決定される空燃比は理論空燃比付近に
なっている。

【００１９】一定の条件が成立すると、コントロールユ
ニット２では、空燃比目標値を理論空燃比からリーン側
の空燃比に切換える。この切換時に補助空気流量を増量
補正（理論空燃比への切換時は減量補正）することによ
って、切換の前後でトルクが同一となるようにトルク制
御を行うわけで、そのため吸気絞り弁５をバイパスする
補助空気通路２１に大流量の流量制御弁２２が設けられ
ている。この制御弁２２は比例ソレノイド式で、コント
ロールユニット２からのオンデューティ（一定周期のＯ
Ｎ時間割合）が大きくなるほど通路２１を流れる補助空
気流量が増加する。

【００２０】なお、リーン空燃比域での燃焼不安定によ
り増加するＣＯ，ＨＣを抑えるため、燃焼室内に流れ込
む吸気にスワールが与えられるよう、吸気ポート１２ｂ
の近くに、一部に切欠き（図示せず）を有するスワール
コントロールバルブ１３を設けている。リーン空燃比域
でスワールコントロールバルブ１３を全閉位置にして吸
気を絞ることにより吸気の流速を高め、燃焼室内にスワ
ールを生じさせるのである。理論空燃比域では排気管１
８に設けた三元触媒１９によってＮＯｘを浄化する。

【００２１】コントロールユニット２ではまた、リーン
空燃比域で燃焼の安定度を回転変動から検出し、燃焼の
安定度が許容レベルに収まるように広域空燃比センサ９
からの実空燃比信号にもとづいて空燃比をフィードバッ
ク制御する。これにより、燃焼が不安定にならない限界
近くのリーン空燃比でエンジンが運転されることにな
り、燃費がよくなるのである。

【００２２】ところで、クランク角の基準信号ＲＥＦが
各気筒の圧縮上死点の前の所定クランク角で立ち上がる
ときでも、２つのＲＥＦ間周期を１つの測定区間とする
従来装置によれば、１つの燃焼区間のすべてを測定区間
でカバーすることができるのであるが、車両のトルク変
動量を算出するに当たって、気筒別の回転数を求めてい
ないので、気筒間バラツキ（たとえば噴射弁の流量特性
のバラツキで気筒別の回転数がバラツク）の影響をうけ
てしまう。

【００２３】これに対処するため、コントロールユニッ
ト２では、ＲＥＦ間周期（基準信号ＲＥＦの間の周期）
を測定し、このＲＥＦ間周期のうち最新値と前回値の加
算値にもとづいて気筒別の回転数を算出し、この気筒別
回転数の変動から燃焼の安定度を推定する。なお、基準
信号ＲＥＦと単位クランク角ごとの信号とはクランク角
センサ７が出力する。

【００２４】図４は、４気筒エンジンでの回転変動量を
算出するための流れ図である。なお、この回転変動量の
算出は上記の空燃比フィードバック制御を行うための流
れ図（図３のこと）の一部を構成するもので、図３のス
テップ２の詳細が図４になる。

【００２５】図４において、ＲＥＦ間周期からエンジン
１回転区間の周期Ｒｅｆｒｖを、 Ｒｅｆｒｖ＝Ｒｅｆ＋Ｒｅｆ_n-1 …（１） ただし、Ｒｅｆ_n-1；前回のＲＥＦ間周期 の式で求め（図４のステップ２１）、これを Ｎｅｒｖ＝ＫＮ＃／Ｒｅｆｒｖ …（２） ただし、ＫＮ＃；周期→回転数への変換定数 の式で気筒別回転数Ｎｅｒｖに変換する（図４のステッ
プ２３）。

【００２６】（１）式が導かれる理由は次の通りであ
る。４気筒エンジン（点火順序を＃１−＃３−＃４−＃
２とする）について各気筒の燃焼圧力と回転変動の関係
ならびに基準信号ＲＥＦ（１８０°ＣＡごとに立ち上が
る）を図５に示す。各気筒の燃焼による回転変動は１８
０°ＣＡ（エンジン半回転のクランク角）ごとに点火順
序にしたがって生じるのに対し、基準信号ＲＥＦが圧縮
上死点（図ではＴＤＣ）の前の所定のクランク角（たと
えば１１０°ＣＡ）で立ち上がると、１つの燃焼区間と
その燃焼の行われる気筒のＲＥＦ間周期とが時間的にず
れている。

【００２７】いま仮に＃３気筒で代表させれば、＃３気
筒の燃焼による回転変動（＃３ＴＤＣから＃４ＴＤＣま
で）は、＃３ＲＥＦ間周期と＃４ＲＥＦ間周期の２周期
にまたがるため、＃３気筒の燃焼が寄与するクランク角
範囲は、＃４ＲＥＦ間周期のうち１１０°ＣＡの部分
（図でから＃４ＴＤＣまで）と＃３ＲＥＦ間周期のう
ち７０°ＣＡの部分（＃３ＴＤＣからまで）とであ
る。この寄与割合をそれぞれｋ₁，ｋ₂とすれば、 ｋ₁＝１１０／１８０ …（１．１） ｋ₂＝７０／１８０ …（１．２） であり、＃３気筒の半回転区間周期は ＃３気筒の半回転区間周期 ＝＃４ＲＥＦ間周期×ｋ₁＋＃３ＲＥＦ間周期×ｋ₂ …（１．３） の式で表すことができる。

【００２８】ここで、ＲＥＦ間周期は点火順に求まるた
め、（１．３）式において今回求まるＲＥＦ間周期の最
新値Ｒｅｆを＃４気筒に対応づければ、ＲＥＦ間周期の
前回値Ｒｅｆ_n-1が＃３気筒に対応し、また＃４気筒を
現気筒（現時点の気筒）として考えれば、＃３気筒は前
気筒（現気筒より点火順序で１つ前の気筒）であるか
ら、（１．３）式は 前気筒の半回転区間周期＝Ｒｅｆ×ｋ₁＋Ｒｅｆ_n-1×ｋ₂ …（１．４） と書き直すことができる。

【００２９】（１．４）式は＃４気筒を現気筒として考
えた式であるが、＃２，＃１，＃３気筒を現気筒として
も（１．４）式と同じ式になる。

【００３０】上記の寄与割合ｋ₁，ｋ₂は、各気筒で燃焼
がちょうどＴＤＣ（圧縮上死点）から始まるとしたとき
のものであるが、実際の燃焼はＴＤＣより前から始まる
ことを考慮すると、燃焼開始クランク角による補正が必
要で、このときは上記の（１．１），（１．２）式に代
えて、 ｋ₁＝（１１０−燃焼開始クランク角）／１８０ …（１．５） ｋ₂＝（７０＋燃焼開始クランク角）／１８０ …（１．６） の式を用いなければならない。たとえば、燃焼開始クラ
ンク角の平均値を圧縮上死点前２０°ＣＡとすれば、 ｋ₁＝（１１０−２０）／１８０＝０．５ …（１．７） ｋ₂＝（７０＋２０）／１８０＝０．５ …（１．８） であるから、（１．４）式は、 前気筒の半回転区間周期 ＝Ｒｅｆ×０．５＋Ｒｅｆ_n-1×０．５ …（１．９） となる。

【００３１】実際には着火のタイミングを知ることは困
難なため点火時期を上記の燃焼開始クランク角の相当値
として採用する。なお、燃焼開始クランク角は点火時期
と同じなので、点火時期を定める因子により燃焼開始ク
ランク角の最適値も変化する。したがって、運転条件、
空燃比、ＥＧＲ量、燃料性状などに応じて、そのエンジ
ンに適合した燃焼開始アングルを用いれば、検出の精度
が向上する。

【００３２】（１．９）式の両辺を２倍にして、 前気筒の１回転区間周期＝Ｒｅｆ＋Ｒｅｆ_n-1 …（１．１０） この（１．１０）式が上記（１）式のことである。つま
り、（１）式のＲｅｆｒｖは前気筒の１回転区間周期を
表すので、（１）式によりＲＥＦ間周期の最新値（Ｒｅ
ｆ）と前回値（Ｒｅｆ_n-1）の加算値を（２）式により
回転数単位に変換することで、気筒別回転数を求めるこ
とができるのである。

【００３３】なお、（１．９）式によれば結果としてｋ
₁とｋ₂とが等しく（ともに０．５）なってしまったが、
これは、 〈イ〉直列４気筒エンジンであること 〈ロ〉ＲＥＦが圧縮上死点前１１０°ＣＡで立ち上がる
こと 〈ハ〉燃焼開始クランク角が圧縮上死点前２０°ＣＡで
あること の３つの条件をすべて満足するときに限るもので、これ
ら条件のうちの１つでも欠ければ、ｋ₁≠ｋ₂になる。

【００３４】たとえば、〈ロ〉と〈ハ〉は同じでも、６
気筒エンジンでは、ＲＥＦ間周期は１２０°ＣＡ（（１
／３）回転区間）に、また各気筒の燃焼による回転変動
も１２０°ＣＡ周期になることから、図１８において＃
２気筒の（１／３）回転区間周期を計算すると、 ＃２気筒の（１／３）回転区間周期 ＝＃３ＲＥＦ間周期×ｋ₁＋＃２ＲＥＦ間周期×ｋ₂ ＝＃３ＲＥＦ間周期×（１１０−２０）／１２０ ＋＃２ＲＥＦ間周期×（１０＋２０）／１２０ ＝＃３ＲＥＦ間周期×０．７５＋＃２ＲＥＦ間周期×０．２５ …（１．１１） である。

【００３５】ここで、＃３気筒を現気筒とすれば、＃２
気筒→前気筒、＃３気筒のＲＥＦ間周期→Ｒｅｆ、＃２
気筒のＲＥＦ間周期→Ｒｅｆ_n-1であるから、（１．１
１）式は、 前気筒の１／３回転区間周期 ＝Ｒｅｆ×０．７５＋Ｒｅｆ_n-1×０．２５ …（１．１２） となり、ｋ₁＞ｋ₂となるのである。

【００３６】なお、６気筒エンジンでは上記（１）式に
代えて Ｒｅｆｒｖ＝Ｒｅｆ×Ｋ₁＋Ｒｅｆ_n-1×Ｋ₂ …（１．１３） ただし、Ｒｅｆ_n-1；前回のＲＥＦ間周期 Ｋ₁；第１の係数 Ｋ₂；第２の係数 の式を用いればよい。ただし、（１．１２）式の両辺を
３倍した、 前気筒の１回転区間周期 ＝Ｒｅｆ×２．２５＋Ｒｅｆ_n-1×０．７５ の式と、（１．１３）式を比較すればわかるように、
（１．１３）式の係数Ｋ₁，Ｋ₂についてＫ₁＝２．２
５、Ｋ₂＝０．７５とすることはいうまでもない。

【００３７】上記（２）式の気筒別回転数Ｎｅｒｖから
は Ｄｎｅｒｖ＝Ｎｅｒｖ−Ｎｅｒｖ_n-4 …（３） ただし、Ｎｅｒｖ_n-4；４回前のＮｅｒｖ の式で気筒別の回転変化量Ｄｎｅｒｖを算出する（図４
のステップ２５）。

【００３８】（２）式の気筒別回転数Ｎｅｒｖがたとえ
ば＃１気筒（前気筒）のものであるときは、Ｎｅｒｖ
_n-1（１回前の値）は＃２気筒の、Ｎｅｒｖ_n-2（２回前
の値）は＃４気筒の、Ｎｅｒｖ_n-3（３回前の値）は＃
３気筒のものであるため、＃１気筒について回転変化量
を求めるには、（３）式で４回前の値（つまり１サイク
ル前の値）を用いなければならないのである。このよう
に、気筒別回転数のうちの最新値と１サイクル前の値と
の差を気筒別回転変化量Ｄｎｅｒｖとして求めること
で、気筒間のバラツキを燃焼の不安定による回転変動と
誤認しないようにするわけである。

【００３９】ただし、６気筒エンジンになると（３）式
に代えて Ｄｎｅｒｖ＝Ｎｅｒｖ−Ｎｅｒｖ_ｎ−６ ただし、Ｎｅｒｖ_ｎ−６；６回前のＮｅｒｖ の式を用いる。

【００４０】なお、（２）式の計算の前に旧Ｎｅｒｖの
シフトを行う（図４のステップ２２）。これは１回転前
のデータを２回前のＲＡＭに、２回転前のデータを３回
前に、３回転前のデータを４回前にと逐次移し替える操
作である。この旧Ｎｅｒｖのシフトによって、気筒別回
転数が記憶されることから、後述するエンジン回転数Ｎ
ｅを、 Ｎｅ＝（Ｎｅｒｖ＋Ｎｅｒｖ_n-1＋Ｎｅｒｖ_n-2＋Ｎｅｒ
ｖ_n-3）／４ の式で全気筒のエンジン回転数の平均値として求めるこ
とができる。

【００４１】旧Ｄｎｅｒｖのシフトも旧Ｎｅｒｖのシフ
トと同様である（図４のステップ２４）。

【００４２】（３）式の気筒別回転変化量Ｄｎｅｒｖか
らは Ｌｌｊ＝Ｄｎｅｒｖ−Ｄｎｅｒｖ_n-1 …（４） ただし、Ｄｎｅｒｖ_n-1；１回前のＤｎｅｒｖ の式で気筒別回転変化量の変化量をトルク変動相当値Ｌ
ｌｊとして求める（図４のステップ２６）。

【００４３】（３）式のＤｎｅｒｖはある気筒について
前回の燃焼時の１回転周期と今回の燃焼時の１回転周期
の間に生じた回転変化量であるから、（４）式のＬｌｊ
は燃焼に伴う疑似的なトルク変動量に相当するわけであ
る。

【００４４】トルク変動相当値Ｌｌｊにはバンドパスフ
ィルター処理を行い、結果をデジタルフィルター処理出
力Ｌｌｊｄとしてストアする（図４のステップ２７，２
８）。バンドパスフィルター処理は、ソフトウエアで行
うため、連続系から離散系に変換した式を用いる。周波
数としては車両のドライバーがサージとして感じやすい
周波数（３〜７Ｈｚ）とすればよい。

【００４５】詳細には、図６がバンドパスフィルターの
伝達関数で、定数Ａｍ，Ｂｎおよび次数Ｍ，Ｎを要求に
応じて設定し、これをプログラム化してソフトウエアを
作成する。ｚは複素変数である。

【００４６】図７にフィルター（伝送特性は通過帯域で
フラットな特性であるバタワースとする）処理する場合
の次数の相違によるサージトルク検出精度への影響を示
すと、同図において、ＩＮＤＥＸ（デジタルフィルター
処理出力Ｌｌｊｄの絶対値の平均値のことで、Ｌｌｊｄ
の振幅が大きくなるほど大きくなる。）とサージトルク
は１対１に対応しなけばならない。たとえば、２次だと
ＩＮＤＥＸが６．５であったときにサージトルクが０．
４５なのか０．８なのか判断できない。つまり、ＩＮＤ
ＥＸとサージトルクが１対１に対応するには、６以上の
次数が必要である。一方、次数が高い（遮断特性が急）
ほどサージトルクの検出精度がよくなるが、その分だけ
演算時間が長くなり、Ｓ／Ｎ比の向上も１２次付近でサ
チル（飽和する）ためそれ以上の次数の必要性は小さ
い。よって６次以上１２次未満の設定が必要であり、そ
の中でもできるだけ次数の小さいほうが演算速度が速く
なるので望ましい。

【００４７】デジタルフィルターのあるなしによって、
ＩＮＤＥＸとサージトルクの関係がどう変化するかを示
すのが図８と図９である。図８のようにエンジン回転数
Ｎｅが２４００ｒｐｍのときは、デジタルフィルター処
理を行わなくても、サージトルクとＩＮＤＥＸとが１対
１に対応しているが、同じエンジン出力でも図９のよう
に３６００ｒｐｍの条件になると、デジタルフィルター
処理を行わないと、サージトルクとＩＮＤＥＸとが１対
１に対応しないのである。

【００４８】なお、ＩＮＤＥＸの代わりに、デジタルフ
ィルター処理出力Ｌｌｊｄの時系列データを図１０に示
すと、サージトルクの相違（上から０．３４Ｎｍ時、
０．６０Ｎｍ時、０．９１Ｎｍ時、１．２５Ｎｍ時のＬ
ｌｊｄで、縦軸のスケールは４つとも同じである）によ
り、Ｌｌｊｄの振幅に明らかな差が出ている（サージト
ルクが大きくなるほどＬｌｊｄの振幅が大きくなってい
る）。図７との対応では、図７のＩＮＤＥＸを実際の振
幅の大きさでみたときの図が図１０であると考えればよ
い。

【００４９】上記の６次と１２次のＩＩＲバンドパスフ
ィルターの伝達関数Ｈ（ｚ）を下記の数式１に示す。

【数１】

【００５０】ＩＩＲフィルターの場合、６次で約２３ｄ
Ｂ／ｏｃｔ、１２次で約４９ｄＢ／ｏｃｔの遮断特性が
得られる。なお、２３ｄＢ／ｏｃｔというのを通過周波
数１〜１０Ｈｚのバンドパスフィルターで説明すると、
図１１の実線で示したように、１０Ｈｚの倍（オクター
ブ）の２０Ｈｚになるとゲインが２３ｄＢ低くなる（低
周波側も同じ）ことを意味している。

【００５１】ここでこの例の作用を説明する。この例で
は、ＲＥＦ間周期の最新値（現気筒のＲＥＦ間周期を表
す）ＲｅｆとＲＥＦ間周期の前回値（前気筒のＲＥＦ間
周期を表す）Ｒｅｆ_n-1の加算値から前気筒の１回転区
間周期Ｒｅｆｒｖが求められ、これから前気筒の回転数
Ｎｅｒｖが求められる。２つのＲＥＦ間周期（ＲＥＦ間
周期の現在値と前回値）を測定区間として図１２に示す
と、同図のように、この例では測定区間が点火順序で隣
接する２つの気筒間で測定区間をオーバーラップさせな
がらずれていくのである。

【００５２】このようにして気筒別回転数を求めると、
気筒間バラツキによる回転変動を燃焼の不安定による回
転変動であると誤認することがない。

【００５３】これに対して、２つのＲＥＦ間周期を用い
ているものの、この２つのＲＥＦ間周期から一定の式で
車両のトルク変動量を一気に求めるようにした従来例で
は、トルク変動量を求める途中の過程で気筒別回転数を
求めていないため、気筒間バラツキによる回転変動の影
響を受けるのである。図１２のように、従来例（５７−
１１４１４１で示す）では、測定区間が一列に並んだも
のとなるわけである。

【００５４】図１３と図１４はエンジンの目標回転数を
それぞれ２０００ｒｐｍ、２４００ｒｍｐとしたときの
気筒別回転数Ｎｅｒｖの標準偏差（一般的な定義によ
る）とサージトルクの関係を示す。Ｎｅｒｖが実際の回
転数を理想的に再現するとすれば、両者の関係は原点を
通る１本の線上にのるのであるが、Ｎｅｒｖの検出に雑
音が混ざるので、両者の関係を示す線は図１３，図１４
のように原点を通らない。

【００５５】この場合に、適切に設定した寄与割合
ｋ₁，ｋ₂（いずれも０．５）による重みづけ加算値（つ
まり０．５Ｒｅｆ＋０．５Ｒｅｆ_n-1）を用いること
で、サージトルクとＮｅｒｖの偏差との関係が原点を通
る線に近づき、これによって雑音の影響が最も小さくな
っている。なお、重みづけの係数（ｋ₁，ｋ₂）が適切で
ない場合であっても、基準信号の１周期を用いて回転数
を求める場合より雑音の影響が小さいことはいうまでも
ない。

【００５６】また、気筒別回転数の最新値と１サイクル
前の値との差を気筒別回転変化量Ｄｎｅｒｖとして、さ
らに気筒別回転変化量の最新値と前回値との差をトルク
変動相当量Ｌｌｊとして求めることで、トルク変動相当
量Ｌｌｊの振幅とサージトルクとの間によい相関が得ら
れる。図１５、図１６はエンジン回転数Ｎｅが２０００
ｒｐｍでのサージトルクとＬｌｊの時系列データで、図
１５のようにサージトルクが小さいときはＬｌｊの振幅
が小さく、図１６のようにサージトルクが大きくなる
と、Ｌｌｊの振幅も大きくなるのである。

【００５７】これに対して、基準信号の１周期にもとづ
いてＬｌｊに相当する回転変化量の変化量を求めたので
は、その振幅が、サージトルクの値が変わってもあまり
変化しない。

【００５８】さらに、Ｌｌｊを用いることで、図１７に
示したように、急激なエンジン回転の上昇時に、その回
転上昇に伴う回転変動を誤検出することがない。

【００５９】これに対して、エンジン回転数を一定周期
で順に算出して、その回転数の最新値から所定回前まで
の値をメモリに記憶し、これら記憶された最新値から所
定回前までの値の平均値を計算して、この平均値の最新
値と１つ前の値をも記憶し、両者の差（つまり平均値の
最新値と１つ前の値の差）を回転変動量として求める手
法がある。この一般的な回転変動量では、図１７の最下
段のように、回転上昇時は燃焼が安定していても回転変
動量が大きくなり、この回転上昇時の回転変動が燃焼不
安定による回転変動と誤認されることになるのである。

【００６０】図１９は６気筒エンジンの場合で、図１２
に対応する。

【００６１】６気筒エンジンでは、（１．１３）式によ
りＲＥＦ間周期の最新値Ｒｅｆに第１の係数Ｋ₁（＝
２．２５）を乗じた値とＲＥＦ間周期の前回値Ｒｅｆ
_n-1に第２の係数Ｋ₂（＝０．７５）を乗じた値の加算値
から前気筒の１回転区間周期Ｒｅｆｒｖを求める点が４
気筒エンジンと相違するだけで後は同じである。

【００６２】さて、このようにしてリーン空燃比域で燃
焼の安定度を回転変動から検出した後は、前述したよう
に、燃焼の安定度が許容レベルに収まるように実空燃比
信号にもとづいて空燃比をフィードバック制御する。こ
れによって、燃焼不安定と関係のない回転変動を誤って
燃焼不安定による回転変動であるとしてリッチ側に制御
してしまう場合を最小限にとどめることができ、精度の
よい安定度制御が可能となる。

【００６３】この安定度制御を４気筒エンジンにつき図
３、図２０から図３１（フローチャートとこの制御に使
われるテーブルやマップの内容を示す特性図）を用い
て、［１］フィードバック制御を行うかどうかの判定、
［２］安定化燃空比補正係数の計算、［３］目標空燃比
の算出、［４］燃料噴射パルス幅の計算、の順に概説す
る。図４が図３のサブルーチンであったように、図２
０、図２２も図３のステップ３、５の詳細を示すサブル
ーチンである。

【００６４】なお、この制御に必要となるセンサからの
信号（４はエアクリーナから吸入される空気量Ｑａを検
出する熱線式エアフローメータ、６はスロットルセン
サ、７はクランク角センサ、８は水温センサ）が、広域
空燃比センサ９からの実空燃比信号とともに、マイコン
からなるコントロールユニット２に入力されている。

【００６５】なお、燃料制御は目標空燃比をめざして行
い、空気流量の検出値から最終的に供給燃料量を求めて
いることを考えると、（空気流量）×（燃空比）＝（供
給燃料量）の関係が成立することから、燃空比のほうが
空燃比より扱いやすいため、以下では一部の数値に燃空
比を用いている。

【００６６】［１］フィードバック制御を行うかどうか
の判定 リーン条件では燃焼の安定度が許容レベルに収まるよう
に空燃比をフィードバック制御するのであるが、燃焼の
不安定以外の要因で回転変動が生じ、燃焼の不安定によ
る回転変動と誤認されるようなときは、フィードバック
制御を禁止する。具体的には、図２０に示したように以
下の〈１〉〜〈３〉の条件のいずれかでも成立するとき
はフィードバック制御の禁止フラグを“１”にする（図
２０のステップ３４）。なお、図ではフィードバックを
Ｆ／Ｂで示している。

【００６７】〈１〉リーン条件でないこと（図２０のス
テップ３１）。リーン条件は、たとえば冷却水温が８０
℃以上あること、スロットルセンサ６からの絞り弁開度
が所定値以下であること、車速変化が所定値以下である
ことのすべての条件を満たしたときである。

【００６８】〈２〉空燃比の切換中であること（図２０
のステップ３２）。たとえば、後述するＤｍｌ（目標燃
空比のダンパ値）とＴｄｍｌ（目標燃空比のマップ補正
値）とが同一でないとき切換中であると判断する。

【００６９】〈３〉運転条件がフィードバック制御領域
にないこと（図２０のステップ３３）。全運転領域は、
図２１のようにエンジン回転数Ｎｅとシリンダ空気量相
当パルス幅（エンジン負荷相当量で後述する）Ａｖｔｐ
とでいくつかの領域に区分けされ、その中にフラグの値
が入っており、ＮｅとＡｖｔｐから図２１のマップを参
照した領域の値が“０”であれば、フィードバック制御
を禁止する。“０”の領域は図示したように高回転域で
あり、高回転域では燃焼が悪くなりようがないからであ
る。

【００７０】上記の〈１〉から〈３〉までの条件がすべ
て成立しない場合にフィードバック制御の禁止フラグを
“０”にしてフィードバック制御に入る（図２０のステ
ップ３５）。

【００７１】［２］燃空比補正係数の計算 図２２において、安定度信号（デジタルフィルター処理
出力Ｌｌｊｄ）を１８０度ごとにサンプリングするとと
もに、サンプル数をカウントする（図２２のステップ５
１）。

【００７２】このカウント値と比較する所定のショート
サンプル数Ｓとロングサンプル数Ｌ（Ｌ＞Ｓ）を求める
（図２２のステップ５２）。ＳとＬの値は、検出精度
（多いほどよい）と制御精度（少ないほど速い）を考慮
して決定する。たとえばエンジン回転数Ｎｅから図２３
を内容とするテーブルを参照して求めている。

【００７３】Ｓ個のサンプル数がでそろうと、サンプル
データの合計をＳで除算した値（つまり平均値）が第１
のスライスレベルＳＬＨ＃以上であるかどうかみて、
（サンプルデータ合計／Ｓ）≧ＳＬＨ＃であれば、燃焼
の安定度が許容レベルを越えたと判断し、フィードバッ
ク補正量としての安定化燃空比補正係数Ｌｌｄｍｌを Ｌｌｄｍｌ＝Ｌｌｄｍｌ_n-1＋ＤＬＬＨ＃ …（５） ただし、Ｌｌｄｍｌ_n-1；１回前のＬｌｄｍｌ ＤＬＬＨ＃；高速更新量 の式で更新する（図２２のステップ５４，５５，５
６）。

【００７４】Ｌ個のサンプル数がでそろったときも、サ
ンプルデータの合計をＬで除算した値から第２のスライ
スレベルＳＬＬ＃（ＳＬＬ＃＜ＳＬＨ＃）を差し引き、
その差し引いた値から図２４を内容とするテーブルを参
照して更新量Ｄｌｌｄｍｌを求め、この値を用いて、 Ｌｌｄｍｌ＝Ｌｌｄｍｌ_n-1＋Ｄｌｌｄｍｌ …（６） ただし、Ｌｌｄｍｌ_n-1；１回前のＬｌｄｍｌ の式で安定化燃空比補正係数Ｌｌｄｍｌを更新する（図
２２のステップ５７，５８，５９，６０）。

【００７５】（５）式の高速更新量ＤＬＬＨ＃はプラス
の一定値であるが、更新量Ｄｌｌｄｍｌは、図２４に示
したように、（サンプルデータ合計／Ｌ−ＳＬＬ＃）が
正の領域で（サンプルデータ合計／Ｌ−ＳＬＬ＃）に応
じて大きく、また（サンプルデータ合計／Ｌ−ＳＬＬ
＃）が負の領域で｜サンプルデータ合計／Ｌ−ＳＬＬ＃
｜に応じて負の値で大きくしている。

【００７６】このように、Ｓ個のサンプル数がでそろっ
たときとＬ個のサンプル数がでそろったときとで２段階
に安定化燃空比補正係数Ｌｌｄｍｌを更新するのは、サ
ンプルデータ数が少ない段階で大きな値のスライスレベ
ルＳＬＨ＃を越えたとき、とりあえず大きな更新量ＤＬ
ＬＨ＃を用いて応答よくＬｌｄｍｌの値を増量側に変化
させ、サンプルデータ数が多い段階でＳＬＨ＃より値の
小さなスライスレベルＳＬＬ＃を越えたときは、その越
えた量に応じた更新量を用いてＬｌｄｍｌの値を精度良
く変化させるためである。

【００７７】なお、安定化燃空比補正係数Ｌｌｄｍｌに
より空燃比が変更されるので、図２４において（サンプ
ルデータ合計／Ｌ−ＳＬＬ＃）が小さい範囲でも更新量
Ｄｌｌｄｍｌを与えると、空燃比の変更によるトルク変
動が生じる。これを防止するため、図２４においては不
感帯（サンプルデータ合計／Ｌ−ＳＬＬ＃）の値が０を
中心とする所定の範囲にあるときＤｌｌｄｍｌ＝０とす
る領域）を設けている。

【００７８】最後に、安定化燃空比補正係数Ｌｌｄｍｌ
が最小値の０以下になったときは、Ｌｌｄｍｌ＝０に、
またＬｌｄｍｌが最大値ＬＬＤＭＭＸ＃以上になると、
Ｌｌｄｍｌ＝ＬＬＤＭＭＸ＃とする（図２２のステップ
６１）。

【００７９】［３］目標燃空比の算出 まず、目標燃空比のマップ値補正と目標燃空比のダンパ
値Ｄｍｌの計算とは、図３に示したようにクランク角度
で１８０度ごとに実行する（図３のステップ６〜１
１）。

【００８０】［３−１］目標燃空比のマップ値補正 上記のようにして得た安定化燃空比補正係数Ｌｌｄｍｌ
から目標燃空比のマップ補正値Ｔｄｍｌを、 Ｔｄｍｌ＝Ｍｄｍｌ×Ｌｌｄｍｌ …（７） ただし、Ｍｄｍｌ；目標燃空比のマップ値 の式で計算する（図３のステップ６）。

【００８１】（７）式の目標燃空比のマップ値Ｍｄｍｌ
は、リーン条件とリーン条件でないときとで異なるた
め、図２６に示したようにリーン条件では図２７を内容
とするＭＤＭＬＬマップ（リーンマップのこと）を参照
し、その参照した値を、またリーン条件でないときは図
２８を内容とするＭＤＭＬＳマップ（非リーンマップの
こと）を参照し、その参照した値をそれぞれ変数Ｍｄｍ
ｌに入れることになる（図２６のステップ８２，８３、
ステップ８２，８４）。図２７，図２８において１．０
のマップ値が理論空燃比相当で、これより値が小さいと
リーン側の空燃比に、この逆にこれより値が大きいとリ
ッチ側の空燃比になるわけである。

【００８２】［３−２］目標燃空比のダンパ値Ｄｍｌ ダンパ値Ｄｍｌの波形は、図２９に示したように、空燃
比の切換時にステップ変化するマップ補正値Ｔｄｍｌに
対して、ランプ応答にしたものである。具体的には図３
のように、リーン方向への空燃比変化速度をＤｍｌｌ、
リッチ方向への空燃比変化速度をＤｍｌｒとすれば、ダ
ンパ値Ｄｍｌとマップ補正値Ｔｄｍｌの比較によりいず
れの方向への変化であるかがわかるため、Ｄｍｌ＜Ｔｄ
ｍｌであればリッチ方向への空燃比の切換であるとし
て、ダンパ値Ｄｍｌを Ｄｍｌ＝Ｄｍｌ_n-1＋Ｄｍｌｒ ただし、Ｄｍｌ_n-1；１回前のＤｍｌ の式により更新し、ＤｍｌがＴｄｍｌを越えるときはＤ
ｍｌ＝Ｔｄｍｌとする（図３のステップ７，８，９）こ
とで、理論空燃比への切換時のダンパ値が得られる。ま
た、Ｄｍｌ≧Ｔｄｍｌのときはリーン空燃比への切換時
であるからダンパ値Ｄｍｌを Ｄｍｌ＝Ｄｍｌ−Ｄｍｌｌ の式で更新し、Ｄｍｌ＜ＴｄｍｌでＤｍｌ＝Ｔｄｍｌと
する（図３のステップ７，１０，１１）。

【００８３】このように空燃比の切換時にダンパ処理を
行うのは、空燃比の緩やかな切換によりトルクの急激な
変化を防止して運転性能を適切にするためである。

【００８４】［３−３］目標燃空比Ｔｆｂｙａ これは、 Ｔｆｂｙａ＝Ｄｍｌ＋Ｋｔｗ＋Ｋａｓ …（８） ただし、Ｋｔｗ；水温増量補正係数 Ｋａｓ；始動後増量補正係数 の式により計算する（図２５のステップ７１）。

【００８５】（８）式の始動後増量補正係数Ｋａｓは、
クランキング中はその値が冷却水温に応じて定まり、エ
ンジン始動直後より時間とともに徐々に減少する値、水
温増量補正係数Ｋｔｗは冷却水温からテーブルを参照し
て求める値で、いずれも公知である。（８）式より冷間
始動直後の暖機中は、ダンパ値Ｄｍｌが１．０（つまり
理論空燃比相当）にあり、暖機中の空燃比が暖機時増量
（ＫｍｒとＫｔｗ）によって理論空燃比よりもリッチ側
にシフトするわけである。

【００８６】なお、広域空燃比センサ９が十分活性化し
たこと、始動後増量がなくても運転性に問題がでない程
度に始動後時間が経過したこと、水温Ｔｗが所定値以上
になったことのすべてを満たしたとき、空燃比センサ９
にもとづく空燃比のフィードバック制御を開始する。こ
の空燃比フィードバック制御条件ではＴｆｂｙａ＝１．
０となり、三元触媒１９が最大限に活用される。

【００８７】［４］燃料噴射パルス幅の計算 これは、図２５に示したように１０ｍｓの周期で実行す
る。

【００８８】各インジェクタ４に出力する燃料噴射パル
ス幅Ｔｉは Ｔｉ＝（Ａｖｔｐ＋Ｋａｔｈｏｓ）×Ｔｆｂｙａ×（α＋αｍ）＋Ｔｓ …（９） ただし、Ａｖｔｐ；シリンダ空気量相当パルス幅 Ｋａｔｈｏｓ；壁流補正量 α；空燃比フィードバック補正係数 αｍ；空燃比学習補正係数 Ｔｓ；無効パルス幅 の式で与える（図２５のステップ７５）。

【００８９】ここで、（９）式のシリンダ空気量相当パ
ルス幅Ａｖｔｐは、 Ａｖｔｐ＝Ｔｐ×Ｆｌｏａｄ＋Ａｖｔｐ_n-1×（１−Ｆｌｏａｄ） …（１０） ただし、Ｔｐ；基本噴射パルス幅 Ａｖｔｐ_n-1；前回のＡｖｔｐ Ｆｌｏａｄ；加重平均係数 の式により基本噴射パルス幅Ｔｐをなました値（図２５
のステップ７４）、またＴｐはエアフローメータ出力を
Ａ／Ｄ変換した後リニアライズして求めた吸入空気流量
Ｑｓから Ｔｐ＝（Ｑｓ／Ｎｅ）×Ｋ＃×Ｋｔｒｍ …（１１） ただし、Ｋ＃；基本空燃比を定める定数 Ｋｔｒｍ；インジェクタの流量特性より定まる定数 の式で計算した値である（図２５のステップ７２，７
３）。（９）、（１０）、（１１）式とも公知である。

【００９０】（９）式の壁流補正量Ｋａｔｈｏｓは、壁
流の低周波分（比較的ゆっくりと変化する壁流分のこ
と）の修正を目的とし、運転条件ごとに平衡付着量Ｍｆ
ｈを記憶しておき、過渡に伴う平衡付着量の変化を総補
正量として、燃料噴射ごとに所定の割合ずつシリンダ空
気量相当パルス幅Ａｖｔｐに加算（減速時は減算）する
もので、これも公知である。たとえば、加速時は噴射量
を増量しなければならないが、どんなに霧化特性のよい
インジェクタといえども、燃料の一部は吸気マニホール
ド壁に付着し、吸気管壁を伝って液状のまま流れ（この
流れが壁流）、空気に乗せられた燃料より遅い速度でシ
リンダに流れる。つまり、壁流燃料によってシリンダに
吸入される混合気が一時的に薄くなるので、この一時的
な混合気の希薄化を防止するため、加速時は壁流補正量
Ｋａｔｈｏｓだけ増量するのである。この逆に、マニホ
ールド圧が急激に高負圧になる減速時は、マニホールド
壁に付着していた燃料がいっせいに気化してくるため、
混合気が一時的に濃すぎになり、ＣＯ，ＨＣが増加す
る。そこで、減速時はこの気化する壁流分を減量してや
るわけである。

【００９１】なお、減速時や高回転時などの一定の燃料
カット条件になると（９）式のＴｉに代えて無効パルス
幅Ｔｓをストアする（そうでなければＴｉを出力レジス
タにストアする（図２５のステップ７７，７９、ステッ
プ７７，７８）ことで、噴射タイミングでの噴射に備え
る。

【００９２】

【発明の効果】第１の発明によれば、各気筒の圧縮上死
点前の所定クランク角で立ち上がる基準信号を出力する
クランク角センサと、連続する２つの前記基準信号の間
の周期を測定する手段と、この測定された基準信号間周
期のうち最新値と前回値の加算値を用いて気筒別の回転
数を算出する手段と、この気筒別回転数の変動から燃焼
の安定度を推定する手段とを設けたため、たとえば４気
筒エンジンで基準信号が圧縮上死点前１１０°ＣＡで立
上がり、かつ燃焼開始クランク角が圧縮上死点前２０°
ＣＡであるときに、気筒間バラツキによる回転変動が燃
焼不安定による回転変動であると誤認されることがな
い。

【００９３】第２の発明は、各気筒の圧縮上死点前の所
定クランク角で立ち上がる基準信号を出力するクランク
角センサと、連続する２つの前記基準信号の間の周期を
測定する手段と、この測定された基準信号間周期のうち
最新値に第１の係数を乗じた値と前記測定された基準信
号間周期のうち前回値に第２の係数を乗じた値との加算
値を用いて気筒別の回転数を算出する手段と、この気筒
別回転数の変動から燃焼の安定度を推定する手段とを設
けたため、たとえば６気筒エンジンや基準信号が圧縮上
死点前１１０°ＣＡ以外で立上がるときも、気筒間バラ
ツキによる回転変動が燃焼不安定による回転変動である
と誤認されることがない。

【００９４】第３の発明は、各気筒の圧縮上死点前の所
定クランク角で立ち上がる基準信号を出力するクランク
角センサと、連続する２つの前記基準信号の間の周期を
測定する手段と、この測定された基準信号間周期のうち
最新値と前回値の加算値を用いて気筒別の回転数を算出
する手段と、この気筒別回転数のうち最新値と１サイク
ル前の値との差を気筒別回転変化量として算出する手段
と、この算出された気筒別回転変化量のうち最新値と前
回値の差をトルク変動相当値として算出する手段と、こ
のトルク変動相当値から燃焼の安定度を推定する手段と
を設けたため、第１の発明の効果に加えて、トルク変動
相当値の振幅とサージトルクの間によい相関が得られ、
かつ回転上昇による回転変動の影響を受けることがな
い。

【００９５】第４の発明は、各気筒の圧縮上死点前の所
定クランク角で立ち上がる基準信号を出力するクランク
角センサと、連続する２つの前記基準信号の間の周期を
測定する手段と、この測定された基準信号間周期のうち
最新値に第１の係数を乗じた値と前記測定された基準信
号間周期のうち前回値に第２の係数を乗じた値との加算
値を用いて気筒別の回転数を算出する手段と、この気筒
別回転数のうち最新値と１サイクル前の値との差を気筒
別回転変化量として算出する手段と、この算出された気
筒別回転変化量のうち最新値と前回値の差をトルク変動
相当値として算出する手段と、このトルク変動相当値か
ら燃焼の安定度を推定する手段とを設けたため、第２の
発明の効果に加えて、トルク変動相当値の振幅とサージ
トルクの間によい相関が得られ、かつ回転上昇による回
転変動の影響を受けることがない。

【図面の簡単な説明】

【図１】第１の発明のクレーム対応図である。

【図２】一実施例のリーンバーンエンジンの制御システ
ム図である。

【図３】１８０度ジョブの流れ図である。

【図４】回転変動の算出を説明するための流れ図であ
る。

【図５】４気筒エンジンの場合の燃焼圧力、回転数、基
準信号の関係を示す波形図である。

【図６】バンドパスフィルターの伝達関数を表す図であ
る。

【図７】エンジン回転が４０００ｒｐｍ、エンジントル
クが３９．２ＮｍのときのＩＮＤＥＸに対するサージト
ルクの特性図である。

【図８】エンジン回転が２４００ｒｐｍ、エンジントル
クが３９．２ＮｍのときのＩＮＤＥＸに対するサージト
ルクの特性図である。

【図９】エンジン回転が３６００ｒｐｍ、エンジントル
クが３９．２ＮｍのときのＩＮＤＥＸに対するサージト
ルクの特性図である。

【図１０】サージトルクを相違させたときのデジタルフ
ィルター処理出力Ｌｌｊｄの波形図である。

【図１１】バンドパスフィルターの遮断周波数の特性図
である。

【図１２】前記実施例の測定区間を説明するための波形
図である。

【図１３】エンジン回転数Ｎｅが２０００ｒｐｍ、吸気
管負圧が４００ｍｍＨｇの条件でのサージトルクに対す
る気筒別回転数Ｎｅｒｖの標準偏差の特性図である。

【図１４】エンジン回転数Ｎｅが２４００ｒｐｍ、吸気
管負圧が４００ｍｍＨｇの条件でのサージトルクに対す
る気筒別回転数Ｎｅｒｖの標準偏差の特性図である。

【図１５】エンジン回転数Ｎｅが２０００ｒｐｍ、エン
ジントルクが８ｋｇｍの条件でのサージトルクとデジタ
ルフィルター処理出力Ｌｌｊの時系列データを表す波形
図である。

【図１６】エンジン回転数Ｎｅが２０００ｒｐｍ、エン
ジントルクが８ｋｇｍの条件でのサージトルクとデジタ
ルフィルター処理出力Ｌｌｊの時系列データを表す波形
図である。

【図１７】エンジン回転の上昇時の作用を説明するため
の波形図である。

【図１８】他の実施例（６気筒エンジンの場合）の燃焼
圧力、回転数、基準信号の関係を示す波形図である。

【図１９】他の実施例（６気筒エンジンの場合）の測定
区間を説明するための波形図である。

【図２０】フィードバック制御条件の判定を説明するた
めの流れ図である。

【図２１】フィードバック制御を行う領域と禁止する領
域とをともに示す領域図である。

【図２２】安定化燃空比補正係数Ｌｌｄｍｌの算出を説
明するための流れ図である。

【図２３】所定のサンプル数Ｓ，Ｌのテーブル内容を示
す特性図である。

【図２４】安定化燃空比補正係数Ｌｌｄｍｌの更新量Ｄ
ｌｌｄｍｌのテーブル内容を示す特性図である。

【図２５】１０ｍｓｅｃジョブの流れ図である。

【図２６】バックグラウンドジョブの流れ図である。

【図２７】リーンマップの内容を示す特性図である。

【図２８】非リーンマップの内容を示す特性図である。

【図２９】空燃比の切換時の波形図である。

【図３０】第２の発明のクレーム対応図である。

【図３１】第３の発明のクレーム対応図である。

【図３２】第４の発明のクレーム対応図である。

【符号の説明】

２ コントロールユニット ３ 燃料噴射弁（燃料供給装置） ４ エアフローメータ ７ クランク角センサ ９ 広域空燃比センサ １９ 三元触媒 ３１ クランク角センサ ３２ 基準信号間周期測定手段 ３３ 気筒別回転数算出手段 ３４ 燃焼安定度推定手段 ４１ 気筒別回転数算出手段 ５１ 気筒別回転変化量算出手段 ５２ トルク変動相当値算出手段 ５３ 燃焼安定度推定手段

フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｇ０１Ｍ 15/00 Ｚ 7324−2Ｇ (72)発明者 永石 初雄 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】各気筒の圧縮上死点前の所定クランク角で
   立ち上がる基準信号を出力するクランク角センサと、 連続する２つの前記基準信号の間の周期を測定する手段
   と、 この測定された基準信号間周期のうち最新値と前回値の
   加算値を用いて気筒別の回転数を算出する手段と、 この気筒別回転数の変動から燃焼の安定度を推定する手
   段とを設けたことを特徴とするエンジンの安定度検出装
   置。
2. 【請求項２】各気筒の圧縮上死点前の所定クランク角で
   立ち上がる基準信号を出力するクランク角センサと、 連続する２つの前記基準信号の間の周期を測定する手段
   と、 この測定された基準信号間周期のうち最新値に第１の係
   数を乗じた値と前記測定された基準信号間周期のうち前
   回値に第２の係数を乗じた値との加算値を用いて気筒別
   の回転数を算出する手段と、この気筒別回転数の変動か
   ら燃焼の安定度を推定する手段とを設けたことを特徴と
   するエンジンの安定度検出装置。
3. 【請求項３】各気筒の圧縮上死点前の所定クランク角で
   立ち上がる基準信号を出力するクランク角センサと、 連続する２つの前記基準信号の間の周期を測定する手段
   と、 この測定された基準信号間周期のうち最新値と前回値の
   加算値を用いて気筒別の回転数を算出する手段と、 この気筒別回転数のうち最新値と１サイクル前の値との
   差を気筒別回転変化量として算出する手段と、 この算出された気筒別回転変化量のうち最新値と前回値
   の差をトルク変動相当値として算出する手段と、 このトルク変動相当値から燃焼の安定度を推定する手段
   とを設けたことを特徴とするエンジンの安定度検出装
   置。
4. 【請求項４】各気筒の圧縮上死点前の所定クランク角で
   立ち上がる基準信号を出力するクランク角センサと、 連続する２つの前記基準信号の間の周期を測定する手段
   と、 この測定された基準信号間周期のうち最新値に第１の係
   数を乗じた値と前記測定された基準信号間周期のうち前
   回値に第２の係数を乗じた値との加算値を用いて気筒別
   の回転数を算出する手段と、 この気筒別回転数のうち最新値と１サイクル前の値との
   差を気筒別回転変化量として算出する手段と、 この算出された気筒別回転変化量のうち最新値と前回値
   の差をトルク変動相当値として算出する手段と、 このトルク変動相当値から燃焼の安定度を推定する手段
   とを設けたことを特徴とするエンジンの安定度検出装
   置。