JPH09280100A - 内燃機関における検出方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 各気筒の発生する駆動力又はトルクを正確に
検出する。 【解決手段】 圧縮上死点付近の３０°クランク角度の
経過時間Ｔａ（ｉ）と圧縮上死点後９０°付近の３０°
クランク角度の経過時間Ｔｂ（ｉ）とを求める。減速運
転時における燃料の供給停止時に経過時間Ｔｂ（ｉ）と
経過時間Ｔａ（ｉ）との差を求める。燃料の供給時に検
出された経過時間Ｔｂ（ｉ）からこの差を減算補正する
ことによりピストンの慣性による影響を除去し、この減
算補正された経過時間Ｔｂ（ｉ）と経過時間Ｔａ（ｉ）
から各気筒の発生する駆動力又はトルクを算出する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は内燃機関における検
出方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】クランクシャフトが圧縮上死点後３０°
から６０°まで回転するのに要する時間からこの間にお
けるクランクシャフトの第１の角速度を求め、クランク
シャフトが圧縮上死点後９０°から１２０°まで回転す
るのに要する時間からこの間におけるクランクシャフト
の第２の角速度を求め、第１の角速度の２乗と第２の角
速度の２乗から気筒が発生するトルクを求め、この発生
トルクの変動量からトルク変動量を算出するようにした
内燃機関が公知である。（特公平７−３３８０９号公報
参照）。

【０００３】即ち、各気筒において燃焼が行われると燃
焼圧によってクランクシャフトの角速度は第１の角速度
ωａから第２の角速度ωｂへ上昇せしめられる。このと
き、機関の回転慣性モーメントをＩとすると燃焼圧によ
って運動エネルギが（１／２）・Ｉωａ² から（１／
２）・Ｉωｂ² へ上昇せしめられる。概略的に云うとこ
の運動エネルギの上昇量（１／２）・Ｉ・（ωｂ² −ω
ａ² ）によってトルクが発生するので発生トルクは（ω
ｂ² −ωａ² ）に比例することになる。従って発生トル
クは第１の角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗
との差から求まることになり、従って上述の内燃機関で
はこのようにして求めた発生トルクからトルク変動量を
算出するようにしている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】しかしながらこのよう
に角速度ωａ，ωｂに基づいて発生トルクを算出すると
機関回転数が高くなったときに角速度ωａ，ωｂに基づ
き算出された発生トルクが真の発生トルクを表わさなく
なる。即ち、ピストンの往復動速度変化は上死点付近に
おいて最も小さくなり、上死点後９０°付近において最
も大きくなる。この場合、ピストンの往復動速度変化が
大きくなるとピストン等の往復部材への慣性（以下、単
にピストンの慣性という）による減速作用がクランクシ
ャフトに働き、斯くしてピストンの往復動速度変化が最
も大きくなる上死点後９０°付近におけるクランクシャ
フトの角速度がピストンの慣性による減速作用により低
下せしめられる。この場合、機関回転数が高くなるほど
ピストンの往復動速度変化は大きくなり、斯くしてピス
トンの慣性による減速作用は機関回転数が高くなるほど
強力となる。

【０００５】ところでこのようにピストンの慣性による
減速作用が働くと上死点後９０°付近におけるクランク
シャフトの角速度、即ち第２の角速度ωｂは減速せしめ
られることになる。即ち、検出された第２の角速度ωｂ
は燃焼圧による角速度増大分に加え、ピストンの慣性に
よる角速度減速分を含むことになる。従ってこの場合、
第２の角速度ωｂにピストンの慣性による角速度減速分
を加算しない限り、第１の角速度ωａの２乗と第２の角
速度ωｂの２乗との差は発生トルクを表わしていないこ
とになる。

【０００６】しかしながら上述の内燃機関ではピストン
の慣性による角速度の変化分について何ら考慮されてお
らず、従って上述の内燃機関では真の発生トルクを検出
することができないという問題がある。

【０００７】

【課題を解決するための手段】上記問題点を解決するた
めに１番目の発明によれば、圧縮行程末期から爆発行程
初期までのクランク角度領域内に第１のクランク角度範
囲を設定し、第１のクランク角度範囲から一定のクラン
ク角を隔てた爆発行程中期のクランク角度領域内に第２
のクランク角度範囲を設定し、第１のクランク角度範囲
内におけるクランクシャフトの第１の角速度を検出する
と共に第２のクランク角度範囲内におけるクランクシャ
フトの第２の角速度を検出し、燃料の供給停止時に第１
の角速度から第２の角速度を差引いた角速度差を検出す
ると共に燃料の供給時に第２の角速度に対しこの角速度
差を加算することによって第２の角速度を補正し、予め
定められた気筒の第１の角速度と補正された第２の角速
度とに基づいて該予め定められた気筒が発生する駆動力
を求めるようにしている。

【０００８】即ち、燃焼圧が発生しない燃料の供給停止
時にピストンの慣性による角速度減速分を表わしている
上述の角速度差が検出され、燃料の供給時にはピストン
の慣性がクランクシャフトの角速度に与える影響を取除
くためにこの角速度差が第２の角速度に加算される。２
番目の発明では１番目の発明において、燃料の供給停止
時に上述の角速度差を予め定められた機関回転数領域毎
に検出し、燃料の供給時にそのときの機関回転数に対応
した機関回転数領域について検出されている角速度差で
もって第２の角速度を補正するようにしている。即ち、
ピストンの慣性による上述の角速度差は機関回転数に依
存しているので機関回転数に応じた角速度差でもって第
２の角速度が補正される。

【０００９】３番目の発明では１番目の発明において、
予め定められた気筒の第１の角速度の２乗と補正された
第２の角速度の２乗との差を求め、上述の駆動力がこの
差によって表わされる予め定められた気筒の発生トルク
を示している。即ち、３番目の発明では第１の角速度ω
ａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗との差より発生トル
クが求められる。

【００１０】４番目の発明では３番目の発明において、
発生トルクを各気筒について求め、各気筒における発生
トルクの変動からトルク変動量を算出するようにしてい
る。５番目の発明では３番目の発明において、クランク
シャフトに連結されかつ欠歯部分を有するロータの歯に
クランク角センサを対面配置してクランク角センサの出
力信号に基づいて角速度を検出し、角速度を検出すべき
ときにクランク角センサが欠歯部分に対面する気筒以外
の気筒について発生トルクを算出すると共にこの算出さ
れた発生トルクに基づいてトルク変動量を算出するよう
にしている。即ち、この発明は角速度を検出するために
欠歯部分を有する歯付ロータが使用され、しかも角速度
を検出すべきときにクランク角センサが欠歯部分に対面
する気筒が存在している場合のトルク変動量の算出方法
に関する。この場合には角速度を検出すべきときにクラ
ンク角センサが欠歯部分に対面する気筒についてはトル
ク変動量の算出から除外される。

【００１１】

【発明の実施の形態】図１を参照すると、１は１番気筒
＃１，２番気筒＃２，３番気筒＃３，４番気筒＃４から
なる４つの気筒を具備した機関本体を示す。各気筒＃
１，＃２，＃３，＃４は夫々対応する吸気枝管２を介し
てサージタンク３に連結され、各吸気枝管２内には夫々
対応する吸気ポート内に向って燃料を噴射する燃料噴射
弁４が取付けられる。サージタンク３は吸気ダクト５を
介してエアクリーナ６に連結され、吸気ダクト５内には
スロットル弁７が配置される。一方、各気筒＃１，＃
２，＃３，＃４は排気マニホルド８および排気管９を介
してＮＯx 吸収剤１０を内蔵したケーシング１１に連結
される。このＮＯx 吸収剤１０は空燃比がリーンのとき
に排気ガス中に含まれるＮＯx を吸収し、空燃比が理論
空燃比又はリッチになると吸収したＮＯx を放出しかつ
還元する機能を有する。

【００１２】電子制御ユニット２０はディジタルコンピ
ュータからなり、双方向性バス２１によって相互に接続
されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）２２、ＲＡＭ（ラ
ンダムアクセスメモリ）２３，ＣＰＵ（マイクロプロセ
ッサ）２４、常時電源に接続されたバックアップＲＡＭ
２５、入力ポート２６および出力ポート２７を具備す
る。機関の出力軸１２には外歯付ロータ１３が取付けら
れ、ロータ１３の外歯に対面して電磁ピックアップから
なるクランク角センサ１４が配置される。図１に示され
る実施例ではロータ１３の外周上に１０°クランク角度
毎に外歯が形成されており、例えば１番気筒の圧縮上死
点を検出するために一部の外歯が削除されている。従っ
てこの外歯が削除された部分、即ち欠歯部分を除いてク
ランク角センサ１４は出力軸１２が１０°クランク角度
回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入
力ポート２６に入力される。

【００１３】サージタンク３にはサージタンク３内の絶
対圧に比例した出力電圧を発生する圧力センサ１５が取
付けられ、この圧力センサ１５の出力電圧が対応するＡ
Ｄ変換器２８を介して入力ポート２６に入力される。ま
た、スロットル弁７にはスロットル弁７がアイドリング
開度にあることを検出するためのアイドルスイッチ１６
が取付けられ、このアイドルスイッチ１６の出力信号が
入力ポート２６に入力される。また、排気マニホルド８
内には空燃比を検出するための空燃比センサ（Ｏ₂ セン
サ）１７が配置されており、この空燃比センサ１７の出
力信号が対応するＡＤ変換器２８を介して入力ポート２
６に入力される。一方、出力ポート２７は対応する駆動
回路２９を介して各燃料噴射弁４に接続される。

【００１４】図１に示す内燃機関では燃料噴射時間ＴＡ
Ｕが次式に基づいて算出される。 ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＥＡＮ・ＦＬＬＦＢ・ＫＧＴＰ
（ｉ）・ＦＡＦ＋ＴＡＵＶ ここでＴＰは基本燃料噴射時間を、ＦＬＥＡＮはリーン
補正係数を、ＦＬＬＦＢはリーンリミットフィードバッ
ク補正係数を、ＫＧＴＰは気筒間補正係数を、ＦＡＦは
理論空燃比フィードバック補正係数を、ＴＡＵＶは無効
噴射時間を夫々示している。

【００１５】基本燃料噴射時間ＴＰは空燃比を理論空燃
比とするのに必要な噴射時間を示している。この基本燃
料噴射時間ＴＰは実験により求められ、この基本燃料噴
射時間ＴＰはサージタンク３内の絶対圧ＰＭおよび機関
回転数Ｎの関数として図２に示すマップの形で予めＲＯ
Ｍ２２内に記憶されている。リーン補正係数ＦＬＥＡＮ
は空燃比を目標リーン空燃比とするための補正係数であ
り、このリーン補正係数ＦＬＥＡＮはサージタンク３内
の絶対圧ＰＭおよび機関回転数Ｎの関数として図４に示
すマップの形で予めＲＯＭ２２内に記憶されている。

【００１６】リーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢは空燃比をリーン限界に維持するための補正係
数である。本発明による実施例ではサージタンク３内の
絶対圧ＰＭと機関回転数Ｎに対してリーン空燃比フィー
ドバック制御に対する学習領域が図５に示されるように
例えば９つの領域に分けられており、各学習領域に対し
て夫々リーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦ
Ｂ₁₁〜ＦＬＬＦＢ₃₃が設定されている。

【００１７】気筒間補正係数ＫＧＴＰ（ｉ）は各気筒＃
１，＃２，＃３，＃４の爆発行程の所要時間が等しくな
るように気筒毎に燃料噴射量を補正するための補正係数
である。理論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦは空
燃比を理論空燃比に維持するための係数である。理論空
燃比フィードバック補正係数ＦＡＦは空燃比を理論空燃
比に維持すべきときに空燃比センサ１７の出力信号に基
づいて制御され、このとき理論空燃比フィードバック補
正係数ＦＡＦはほぼ１．０を中心として上下動する。

【００１８】図４に示されるように破線により囲まれた
運転領域内については機関の運転状態に応じてリーン補
正係数ＦＬＥＡＮが定められており、この運転領域内で
は空燃比が目標リーン空燃比に維持される。これに対し
て図４の破線で囲まれた領域外の運転領域では空燃比が
理論空燃比に維持される。空燃比を理論空燃比に維持す
べきときにはリーン補正係数ＦＬＥＡＮ、リーンリミッ
トフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢおよび気筒間補正
係数ＫＧＴＰ（ｉ）は１．０に固定され、理論空燃比フ
ィードバック補正係数ＦＡＦが空燃比センサ１７の出力
信号に基づいて制御される。

【００１９】一方、空燃比を目標リーン空燃比に維持す
べきときには理論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦ
が１．０に固定され、即ち空燃比センサ１７の出力信号
に基づくフィードバック制御が停止され、リーン補正係
数ＦＬＥＡＮとリーンリミットフィードバック補正係数
ＦＬＬＦＢと気筒間補正係数ＫＧＴＰ（ｉ）とにより空
燃比が目標リーン空燃比に制御される。

【００２０】次に図３を参照しつつリーンリミットフィ
ードバック制御について説明する。図３は機関出力トル
ク変動量およびＮＯx 発生量と空燃比との関係を示して
いる。空燃比がリーンになるほど燃料消費率は小さくな
り、また空燃比がリーンになるほどＮＯx の発生量が少
なくなる。従ってこれらの点からみると空燃比はできる
だけリーンにすることが好ましいことになる。ところが
空燃比が或る程度以上リーンになると燃焼が不安定とな
り、その結果図３に示されるようにトルク変動量が大き
くなる。そこで本発明による実施例では図３に示される
ようにトルク変動が増大し始める空燃比制御領域内に空
燃比を維持するようにしている。

【００２１】即ち具体的に云うとリーン補正係数ＦＬＥ
ＡＮはリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦ
ＢをＦＬＬＦＢ＝１．０としたときに空燃比が図３に示
される空燃比制御領域の中央部となるように定められて
いる。一方、リーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢはトルク変動量に応じて図３に示されるトルク
変動制御領域内において制御され、トルク変動量が大き
くなればリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬ
ＦＢが増大せしめられ、即ち空燃比が小さくされ、トル
ク変動量が小さくなればリーンリミットフィードバック
補正係数ＦＬＬＦＢが減少せしめられ、即ち空燃比が大
きくされる。このようにして空燃比が図３に示される空
燃比制御領域内に制御される。

【００２２】なお、図４と図５とを比較すればわかるよ
うにリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢ
はリーン補正係数ＦＬＥＡＮが定められている機関運転
領域とほぼ同じ領域に対して設定されている。トルク変
動量が図３に示されるトルク変動制御領域内に制御され
ると良好な車両の運転性を確保しつつ燃料消費率および
ＮＯx の発生量を大巾に低減することができる。ただ
し、このようにトルク変動量をトルク変動制御領域内に
制御するためにはトルク変動量を検出しなければなら
ず、トルク変動量を検出するためにはトルクを検出しな
ければならないことになる。

【００２３】ところで各気筒の出力トルクを算出する方
法は従来より種々の方法が提案されている。即ち、各気
筒の出力トルクを算出することができればこの算出され
た出力トルクを用いて上述の如きリーン空燃比制御がで
きるばかりでなく、その他種々の制御を行うことができ
るので各気筒の出力トルクを算出する最良の方法を見い
出すことには重要な意味があり、従って従来より各気筒
の出力トルクを算出するための種々の方法が提案されて
いる。代表的な例を挙げると燃焼室内に燃焼圧センサを
取付けてこの燃焼圧センサの出力信号に基づき出力トル
クを算出する方法や、或いは冒頭で述べたように第１の
角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗との差から
出力トルクを算出する方法が挙げられる。

【００２４】燃焼圧センサを用いると燃焼圧センサを取
付けた気筒が発生するトルクを確実に検出することがで
きるという利点がある反面、燃焼圧センサが必要である
という欠点を有している。これに対して角速度ωａ，ω
ｂは従来より内燃機関が備えているクランク角センサの
出力信号から算出することができるので角速度ωａ，ω
ｂに基づき出力トルクを算出するようにした場合には新
たなセンサを設ける必要がないという利点がある。ただ
し、この場合冒頭に述べたようにピストンの慣性の影響
によって発生トルクを正確に検出できなくなるという問
題を有している。しかしながらこの問題を解決しさえす
れば新たなセンサを必要としない角速度に基づくトルク
算出方法の方が好ましいことは明らかである。そこで本
発明では発生トルクを角速度に基づき算出するように
し、その際ピストンの慣性の影響を考慮して発生トルク
を正確に検出しうるようにしている。

【００２５】次に各気筒が発生する駆動力および各気筒
が発生するトルクを算出するための本発明による新たな
方法について説明する。まず初めに、ピストンの慣性の
影響を無視した定常運転時を示す図６（Ａ），（Ｂ）を
参照しつつ各気筒が発生する駆動力および各気筒が発生
するトルクを算出する方法について説明する。前述した
ようにクランク角センサ１４はクランクシャフトが１０
°クランク角度回転する毎に出力パルスを発生し、更に
クランク角センサ１４は各気筒＃１，＃２，＃３，＃４
の圧縮上死点ＴＤＣにおいて出力パルスを発生するよう
に配置されている。従ってクランク角センサ１４は各気
筒＃１，＃２，＃３，＃４の圧縮上死点ＴＤＣから１０
°クランク角毎に出力パルスを発生することになる。な
お、本発明において用いられている内燃機関の点火順序
は１−３−４−２である。

【００２６】図６（Ａ），（Ｂ）において縦軸Ｔ３０は
クランク角センサ１４が出力パルスを発生してから３つ
目の出力パルスを発生するまでの３０°クランク角度の
経過時間を表わしている。また、Ｔａ（ｉ）はｉ番気筒
の圧縮上死点（以下ＴＤＣと称す）から圧縮上死点後
（以下ＡＴＤＣと称す）３０°までの経過時間を示して
おり、Ｔｂ（ｉ）はｉ番気筒のＡＴＤＣ６０°からＡＴ
ＤＣ９０°までの経過時間を示している。従って例えば
Ｔａ（１）は１番気筒のＴＤＣからＡＴＤＣ３０°まで
の経過時間を示しており、Ｔｂ（１）は１番気筒のＡＴ
ＤＣ６０°からＡＴＤＣ９０°までの経過時間を示して
いることになる。一方、３０°クランク角度を経過時間
Ｔ３０で除算するとこの除算結果は角速度ωを表わして
いる。本発明による実施例では３０°クランク角度／Ｔ
ａ（ｉ）をｉ番気筒における第１の角速度ωａと称し、
３０°クランク角度／Ｔｂ（ｉ）をｉ番気筒における第
２の角速度ωｂと称する。従って３０°クランク角度／
Ｔａ（１）は１番気筒の第１の角速度ωａを表わし、３
０°クランク角度／Ｔｂ（１）は１番気筒の第２の角速
度ωｂを表わすことになる。

【００２７】図６（Ａ），（Ｂ）の１番気筒に注目して
みると、燃焼が開始されて燃焼圧が高まると経過時間が
Ｔａ（１）からＴｂ（１）まで低下し、次いでＴｂ
（１）から再び上昇する。云い換えるとクランクシャフ
トの角速度ωが第１の角速度ωａから第２の角速度ωｂ
まで上昇し、次いで第２の角速度ωｂから再び下降す
る。即ち、燃焼圧によってクランクシャフトの角速度ω
が第１の角速度ωａから第２の角速度ωｂへと増大せし
められたことになる。図６（Ａ）は燃焼圧が比較的高い
場合を示しており、図６（Ｂ）は燃焼圧が比較的低い場
合を示している。図６（Ａ），（Ｂ）から燃焼圧が高い
場合には燃焼圧が低い場合に比べて経過時間の減少量
（Ｔａ（ｉ）−Ｔｂ（ｉ））が大きくなり、従って角速
度ωの増大量（ωｂ−ωａ）が大きくなる。燃焼圧が高
くなればその気筒の発生する駆動力が大きくなり、従っ
て角速度ωの増大量（ωｂ−ωａ）が大きくなれば気筒
の発生する駆動力が大きくなることになる。従って第１
の角速度ωａと第２の角速度ωｂとの差（ωｂ−ωａ）
から気筒の発生する駆動力を算出することができる。

【００２８】一方、機関の回転慣性モーメントをＩとす
ると燃焼圧によって運動エネルギが（１／２）Ｉωａ²
から（１／２）Ｉωｂ² に増大せしめられる。この運動
エネルギの増大量（１／２）・Ｉ・（ωｂ² −ωａ² ）
はその気筒が発生するトルクを表わしており、従って第
１の角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗との差
（ωｂ² −ωａ² ）から気筒の発生するトルクを算出で
きることになる。

【００２９】このように第１の角速度ωａと第２の角速
度ωｂを検出すればこれらの検出値から対応する気筒の
発生する駆動力および対応する気筒の発生するトルクを
算出できることになる。なお、図６（Ａ），（Ｂ）に示
される経過時間Ｔ３０の変化は機関によって若干異な
り、従って第１の角速度ωａを検出すべきクランク角度
範囲および第２の角速度ωｂを検出すべきクランク角度
範囲は機関に応じて（ωｂ−ωａ）が機関の発生する駆
動力を最もよく表わすように、或いは（ωｂ² −ω
ａ² ）が機関の発生するトルクを最もよく表わすように
定められる。従って機関によっては第１の角速度ωａを
検出すべきクランク角度範囲が圧縮上死点前ＢＴＤＣ３
０°からＴＤＣであり、第２の角速度ωｂを検出すべき
クランク角度範囲がＡＴＤＣ９０°からＡＴＤＣ１２０
°となることもあり得る。

【００３０】従って各角速度ωａ，ωｂの検出のしかた
について一般的に表現すると、圧縮行程末期から爆発行
程初期までのクランク角度領域内に第１のクランク角度
範囲を設定し、第１のクランク角度範囲から一定のクラ
ンク角を隔てた爆発行程中期のクランク角度領域内に第
２のクランク角度範囲を設定し、第１のクランク角度範
囲内におけるクランクシャフトの第１の角速度ωａを検
出し、第２のクランク角度範囲内におけるクランクシャ
フトの第２の角速度ωｂを検出するということになる。

【００３１】上述したように角速度ωａ，ωｂを検出す
れば検出値に基づいて対応する気筒の発生する駆動力お
よびトルクを算出することができる。しかしながらピス
トンの慣性による影響を考慮に入れると角速度ωａ，ω
ｂの検出値そのものに基づいて気筒の発生駆動力および
トルクを算出しても気筒の発生する駆動力およびトルク
を正確に算出することができなくなる。次にこのことに
ついて図７および図８を参照しつつ説明する。

【００３２】冒頭で述べたように機関回転数が高くなる
とピストンの慣性による減速作用が強力となり、その結
果上死点後９０°付近におけるクランクシャフトの角速
度、即ち第２の角速度ωｂが減速せしめられる。云い換
えると、ピストンの慣性による減速作用によって上死点
後９０°付近における経過時間Ｔ３０が長くなる。図７
は機関高回転時における経過時間Ｔ３０の変化を示して
おり、図７から上死点後９０°付近における経過時間Ｔ
ｂ（１），Ｔｂ（３）が長くなることがわかる。

【００３３】一方、燃焼が行われると燃焼圧によって経
過時間Ｔ３０はＴａ（ｉ）からＴｂ（ｉ）へ減少せしめ
られる。即ち、燃焼が行われると燃焼圧によってクラン
クシャフトの角速度は第１の角速度ωａから第２の角速
度ωｂへ上昇せしめられる。ところが上述したようにピ
ストンの慣性による減速作用によって第２の角速度ωｂ
が減速せしめられ、従って検出された第２の角速度ωｂ
は燃焼圧による角速度増大分に加え、ピストンの慣性に
よる角速度減速分を含むことになる。従ってこの場合、
第２の角速度ωｂにピストンの慣性による角速度減速分
を加算しない限り、第１の角速度ωａと第２の角速度ω
ｂとの差は気筒の発生駆動力を表わしていないことにな
り、第１の角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗
との差は気筒の発生トルクを表わしていないことにな
る。

【００３４】そこで本発明では減速運転時において燃料
の供給が停止されたときに経過時間Ｔａ（ｉ）とＴｂ
（ｉ）との差を求め、この差に基づいて経過時間Ｔｂ
（ｉ）を補正するようにしている。即ち、燃料の供給が
停止されたときには燃焼圧が発生せず、従ってこのとき
にはピストンの慣性による影響のみが経過時間Ｔ３０に
表われる。図８（Ａ）は燃料の供給が停止されたときの
経過時間Ｔ３０の変化を示している。図８（Ａ）に示さ
れるように燃料の供給が停止されるとピストンの慣性に
よる減速作用によって経過時間Ｔｂ（１），Ｔｂ
（３），即ちＴｂ（ｉ）が長くなり、このときの経過時
間Ｔａ（ｉ）とＴｂ（ｉ）との差ｒ（ｒ＝Ｔｂ（ｉ）−
Ｔａ（ｉ））はピストンの慣性による経過時間Ｔｂ
（ｉ）の増大量を表わしている。従ってこの増大量ｒを
図７に示される実際に検出されたＴｂ（ｉ）から減算す
ればこの減算結果（実際に検出されたＴｂ（ｉ）−増大
量α）は燃焼圧により減少した経過時間Ｔｂ（ｉ）を表
わすことになる。この燃焼圧により減少した経過時間Ｔ
ｂ（ｉ）が図８（Ｂ）に示されている。従って図８
（Ｂ）に示される経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）に基
づいて気筒の発生駆動力および発生トルクを算出すれば
これら発生駆動力および発生トルクはピストンの慣性の
影響が取除かれた真の発生駆動力および発生トルクを表
わしていることになる。

【００３５】云い換えると燃料の供給停止時には第２の
角速度ωｂがピストンの慣性によって第１の角速度ωａ
と第２の角速度ωｂとの差だけ減少する。このときの角
速度の減少量（ωａ−ωｂ）を実際に検出された第２の
角速度ωｂに加算すればこの加算結果は燃焼圧により増
大した第２の角速度ωｂを表わすことになる。ところで
上述したピストンの慣性による経過時間の増大量ｒは機
関回転数の関数となる。即ち、機関回転数が高くなると
ピストンの慣性による減速作用が強力となるので経過時
間の増大量ｒは大きくなるが経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ
（ｉ）自体が短かくなるので経過時間の増大量ｒは図９
において破線で示されるように機関回転数Ｎが高くなる
につれて小さくなる。従って本発明による実施例では図
９において破線で示される関係から機関回転数Ｎに応じ
た経過時間の増大量ｒが算出され、この増大量ｒでもっ
て経過時間Ｔｂ（ｉ）が補正される。

【００３６】ところでこの経過時間の増大量ｒとしては
予め実験により求めた値を使用することもできるが本発
明による実施例ではこの増大量ｒを学習するようにして
いる。即ち、図９に示すように機関回転数Ｎに対して複
数の学習領域Ｓ₁ ，Ｓ₂ ，Ｓ ₃ ，Ｓ₄ ，Ｓ₅ ，…を設定
し、減速運転時において燃料の供給が停止されたときに
そのときの機関回転数Ｎに応じた経過時間の増大量ｒ₁
（ｉ），ｒ₂ （ｉ），ｒ₃ （ｉ），ｒ₄ （ｉ），ｒ
₅ （ｉ）…を気筒毎に求めるようにしている。

【００３７】一方、前述したようにクランク角の検出に
用いる外歯付ロータ１３は欠歯部分を有しており、この
欠歯部分が図１０において符号１８で示される。更に、
本発明による実施例では２番気筒＃２および３番気筒＃
３のＡＴＤＣ６０°からＡＴＤＣ９０°においてクラン
ク角センサ１４が欠歯部分１８に対面するようにクラン
ク角センサ１４と欠歯部分１８の位置関係が設定されて
いる。しかしながらこのように２番気筒＃２および３番
気筒＃３のＡＴＤＣ６０°からＡＴＤＣ９０°において
クランク角センサ１４が欠歯部分１８に対面すると２番
気筒＃２の経過時間Ｔｂ（２）と３番気筒＃３の経過時
間Ｔｂ（３）を正確に検出することができず、従って２
番気筒＃２に対する経過時間の増大量α（２）および３
番気筒＃３に対する経過時間α（３）を正確に検出でき
なくなる。

【００３８】即ち、欠歯部分１８ではクランク角センサ
１４の出力信号が機関回転数Ｎにより大きく変動し、そ
の結果図１１に示されるように２番気筒＃２および３番
気筒＃３に対する経過時間の増大量α（ｉ）が正規の値
を示す１番気筒＃１および４番気筒＃４の増大量α
（ｉ）に対して大巾にずれることになる。従って本発明
による実施例では２番気筒＃２および３番気筒＃３につ
いてはこれら気筒が発生する駆動力およびトルクを正確
に算出することができず、斯くして２番気筒＃２および
３番気筒＃３についてはこれら気筒が発生する駆動力お
よびトルクを算出しないようにしている。無論この場
合、経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）を検出するときに
クランク角センサ１４が欠歯部分１８に対面しないよう
にクランク角センサ１４と欠歯部分１８の位置関係を設
定した場合には全ての気筒について正確に駆動力および
トルクを算出することができる。

【００３９】このようにピストンの慣性を考慮に入れて
第２の角速度ωｂを求めれば各気筒が発生する駆動力お
よびトルクを正確に検出することができる。しかしなが
らこのようにピストンの慣性を考慮に入れて第２の角速
度ωｂを求めても例えば機関駆動系が捩り振動したとき
には角速度ωａ，ωｂに基づき算出された発生トルクが
真の発生トルクを表わさなくなる。即ち、機関駆動系に
捩り振動が発生していないときには第２の角速度ωｂは
第１の角速度ωａに対して燃焼圧による角速度増大分だ
け増大する。これに対して機関駆動系に捩り振動が発生
すると第２の角速度ωｂは燃焼圧による角速度増大分に
加え、第１の角速度ωａを検出してから第２の角速度ω
ｂを検出するまでの間における機関駆動系の捩り振動に
よる角速度の変化分を含むことになる。例えば第１の角
速度ωａを検出してから第２の角速度ωｂを検出するま
での間に機関駆動系の捩り振動により角速度が増大した
とすると第１の角速度ωａに対する第２の角速度ωｂの
増大分は燃焼圧による角速度増大分に加え、機関駆動系
の捩り振動による角速度増大分を含むことになる。従っ
てこの場合には第２の角速度ωｂから機関駆動系の捩り
振動による角速度増大分を差し引かない限り、第１の角
速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗との差は発生
トルクを表わしていないことになる。次にこのことにつ
いて図１２および図１３を参照しつつ説明する。

【００４０】図１２は機関駆動系に捩り振動が発生して
いるときに各気筒に対し順次算出される経過時間Ｔａ
（ｉ）の変化を示している。機関駆動系に捩り振動が発
生するとこの捩り振動によってクランクシャフトの角速
度が周期的に増大減少せしめられるので経過時間Ｔａ
（ｉ）は図１２に示されるように周期的に増大減少する
ことになる。

【００４１】一方、図１３は図１２において経過時間Ｔ
ａ（ｉ）が減少している部分を拡大して示している。図
１３に示されるように経過時間Ｔａ（ｉ）はＴａ（１）
とＴａ（３）との間でｈｏ時間だけ減少しており、この
ｈｏ時間の減少は捩り振動による捩れ量の増大によるも
のと考えられる。この場合、Ｔａ（１）とＴａ（３）と
の間では捩り振動による経過時間の減少量は時間の経過
と共にほぼ直線的に増大するものと考えられ、従ってこ
の捩り振動による経過時間の減少量はＴａ（１）および
Ｔａ（３）を結ぶ破線とＴａ（１）を通る水平線との差
で表わされることになる。従ってＴａ（１）とＴｂ
（１）との間では捩り振動によって経過時間がｈだけ減
少していることになる。

【００４２】即ち、Ｔｂ（１）はＴａ（１）に対して経
過時間が減少するがこの減少した経過時間は燃焼圧によ
る経過時間の減少量ｆと捩り振動による経過時間の減少
量ｈとを含んでいることになる。従って燃焼圧により減
少した経過時間Ｔｂ′（１）だけを求めるためにはＴｂ
（１）にｈを加算しなければならないことになる。即
ち、気筒間における経過時間Ｔａ（ｉ）が減少した場合
（Ｔａ（１）→Ｔａ（３））において燃焼圧により減少
した経過時間Ｔｂ′（１）だけを求めるためには検出さ
れた経過時間Ｔｂ（１）を増大方向に補正しなければな
らないことになる。云い換えると気筒間において第１の
角速度ωａが増大したときには先に燃焼が行われた気筒
の第２の角速度ωｂを減少方向に補正しなければならな
いことになる。

【００４３】これに対しＴａ（１）に対してＴａ（３）
が増大したときにはＴａ（１）に対して減少した経過時
間Ｔｂ（１）は燃焼圧による経過時間の減少量と捩り振
動による経過時間の増大量とを含んでいる。従ってこの
場合、燃焼圧により減少した経過時間Ｔｂ′（１）だけ
を求めるためにはＴｂ（１）から捩り振動による経過時
間の増大量を減算しなければならない。即ち、気筒間に
おける経過時間Ｔａ（ｉ）が増大した場合において燃焼
圧により減少した経過時間Ｔｂ′（１）だけを求めるた
めには検出された経過時間Ｔｂ（１）を減少方向に補正
しなければならないことになる。云い換えると気筒間に
おいて第１の角速度ωａが減少したときには先に燃焼が
行われた気筒の第２の角速度ωｂを増大方向に補正しな
ければならないことになる。

【００４４】上述したように第２の角速度ωｂを補正す
ることによって機関駆動系に捩り振動が発生したとして
も第１の角速度ωａと第２の角速度ωｂとの差（ωｂ−
ωａ）から各気筒が発生する駆動力を正確に算出するこ
とができ、第１の角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂ
の２乗との差（ωｂ² −ωａ² ）から各気筒が発生する
トルクを正確に算出することができる。ところがロータ
１３（第１０図）の外周に沿って形成されている外歯の
間隔にばらつきがあると上述したように第２の角速度ω
ｂを補正したとしても各気筒が発生する駆動力およびト
ルクを正確に検出することができない。次にこのことに
ついて図１４を参照しつつ説明する。図１４は１番気筒
＃１のＴＤＣを示すロータ１３の外歯とＡＴＤＣ３０°
を示すロータ１３の外歯との間隔が３０°クランク角度
隔てた他の外歯間の間隔よりも短い場合を示している。
この場合には図１３と図１４とを比較すればわかるよう
に経過時間Ｔａ（１）が３０°クランク角度に対する正
規の経過時間に比べて小さくなってしまう。また、この
とき図１３と図１４とを比較すればわかるように捩り振
動による経過時間の減少量ｈ′は正規の減少量ｈと比べ
て小さくなり、従って燃焼圧により減少した経過時間だ
けを表わすＴｂ′（１）の値も正規の値に対して小さく
なってしまう。

【００４５】そこで本発明による実施例では機関駆動系
に捩り振動が発生しない減速運転時の燃料供給停止時に
全気筒の経過時間Ｔａ（ｉ）の平均値Ｔａ（ｉ）ｍと各
気筒の経過時間Ｔａ（ｉ）との比ＫＴａ（ｉ）（＝Ｔａ
（ｉ）ｍ／Ｔａ（ｉ））および全気筒の経過時間Ｔｂ
（ｉ）の平均値Ｔｂ（ｉ）ｍと各気筒の経過時間Ｔｂ
（ｉ）との比ＫＴｂ（ｉ）（＝Ｔｂ（ｉ）ｍ／Ｔｂ
（ｉ））を求め、燃料が供給されているときに各気筒に
ついて実際に検出された経過時間Ｔａ（ｉ）に比ＫＴａ
（ｉ）を乗算することによって各気筒に対する最終的な
経過時間Ｔａ（ｉ）を求め、各気筒について実際に検出
された経過時間Ｔｂ（ｉ）に比ＫＴｂ（ｉ）を乗算する
ことによって各気筒に対する最終的な経過時間Ｔｂ
（ｉ）を求めるようにしている。

【００４６】従って例えば上述したように１番気筒＃１
について実際に検出された経過時間Ｔａ（１）が正規の
経過時間に比べて短かい場合には比ＫＴａ（１）は１．
０よりも大きくなり、斯くして実際の検出経過時間Ｔａ
（１）に比ＫＴａ（１）を乗算することによって得られ
る最終的な経過時間Ｔａ（１）は正規の経過時間Ｔａ
（１）にかなり近づくことになる。また、このようにし
て得られた最終的な経過時間Ｔａ（ｉ）に基いて捩り振
動による経過時間の減少量ｈを求めればこの減少量ｈは
正規の減少量にほぼ一致することになり、斯くして燃焼
圧により減少した経過時間だけを表わすＴｂ′（１）の
値もほぼ正規の値を示すことになる。このように本発明
による実施例ではロータ１３の外歯の間隔にばらつきが
あったとしても各気筒の発生する駆動力およびトルクを
正確に検出することができる。

【００４７】一方、各気筒に対するＴａ（ｉ）は車両が
凸凹道を走行したときにも変動し、しかもこのときには
Ｔａ（ｉ）の変動巾が極めて大きくなる場合がある。図
１５は車両が凸凹道を走行したときのＴａ（ｉ）の変動
を示しており、図１５のＡＭＰは最小のＴａ（ｉ）と最
大のＴａ（ｉ）との差、即ち振幅を示している。この振
幅ＡＭＰが小さいときにはこれまで述べた方法によって
図１３に示すｈを算出すれば燃焼圧により減少した経過
時間だけを表わすＴｂ′（ｉ）の値を正確に検出するこ
とができる。

【００４８】しかしながら振幅ＡＭＰが大きくなるとＴ
ａ（ｉ）が最大又は最小となる気筒が発生する駆動力又
はトルクを正確に検出できなくなる。即ち、図１５にお
いて例えば最初にＴａ（ｉ）が最大になる気筒が１番気
筒であったとすると１番気筒＃１のＴｂ′（１）を算出
するための捩り振動による減少量ｈは図１５のＴａ
（１）とＴａ（３）とを結ぶ破線の傾きから求められ
る。しかしながら１番気筒＃１がＴＤＣとなる付近では
捩り振動による経過時間の増大量又は減少量はＴａ
（２），Ｔａ（１），Ｔａ（３）を通る滑らかな曲線で
変化しており、従って１番気筒＃１のＴｂ（１）に対す
る減少量ｈの値をＴａ（１）とＴａ（３）とを結ぶ破線
の傾きから求めるとこの減少量ｈの値は実際の値よりも
かなり大きく計算される。その結果、Ｔｂ′（１）が正
規の値を示さなくなり、斯くして気筒が発生する駆動力
およびトルクを正確に検出できなくなる。振幅ＡＭＰが
大きくなるとＴａ（ｉ）が最小となる気筒においても同
じことが生ずる。

【００４９】また、一つ前に燃焼が行われた気筒のＴａ
（ｉ）に対してＴａ（ｉ）が急変した気筒においてもｈ
の値が実際の値からずれ、斯くして気筒が発生する駆動
力およびトルクを正確に検出できなくなる。そこで本発
明による実施例では振幅ＡＭＰが大きいときにはＴａ
（ｉ）が最大又は最小となる気筒については駆動力又は
トルクを求めず、更に一つ前に燃焼が行われた気筒Ｔａ
（ｉ）に対してＴａ（ｉ）が急変した気筒についても駆
動力又はトルクを求めないようにしている。

【００５０】次に図１６から図２８を参照しつつ各気筒
が発生するトルクを求めるためのルーチンについて説明
する。なお、図２８は各ルーチンにおいて行われる各値
の計算タイミングを示している。図１６は３０°クラン
ク角度毎に行われる割込みルーチンを示している。図１
６を参照するとまず初めに経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ
（ｉ）を算出するためのルーチン（ステップ１００）に
進む。このルーチンは図１７に示されている。次いでト
ルクの算出を許可するか否かをチェックするためのルー
チン（ステップ２００）に進む。このルーチンは図１８
から図２０に示されている。次いでトルクを算出するた
めのルーチン（ステップ３００）に進む。このルーチン
は図２２から図２４に示されている。次いで比ＫＴａ
（ｉ），ＫＴｂ（ｉ）を算出するためのルーチン（ステ
ップ４００）に進む。このルーチンは図２５および図２
６に示されている。次いでトルク変動値の算出に用いる
カウンタＣＤＬＮＩＸの処理ルーチン（ステップ５０
０）に進む。このルーチンは図２７に示されている。

【００５１】経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）の算出ル
ーチンを示す図１７を参照すると、まず初めにステップ
１０１において時刻ＴＩＭＥがＴＩＭＥＯとされる。電
子制御ユニツト２０は時刻を表わすフリーランカウンタ
を備えており、このフリーランカウンタのカウント値か
ら時刻が算出される。次いでステップ１０２では現在の
時刻が取込まれる。従ってステップ１０１のＴＩＭＥＯ
は３０°クランク角度前の時刻を表わしていることにな
る。

【００５２】次いでステップ１０３では現在ｉ番気筒の
ＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別される。現在ｉ番気
筒のＡＴＤＣ３０°でない場合にはステップ１０７にジ
ャンプして現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ９０°であるか否か
が判別される。現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ９０°でない場
合にはステップ１０９にジャンプする。これに対してス
テップ１０３において現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ３０°で
あると判別されたときにはステップ１０４に進んで次式
に基づきｉ番気筒のＴＤＣからＡＴＤＣ３０°までの最
終的な経過時間Ｔａ（ｉ）が算出される。

【００５３】 Ｔａ（ｉ）＝ＫＴａ（ｉ）・（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ） 即ち、例えば現在１番気筒＃１のＡＴＤＣ３０°である
とすると１番気筒＃１のＴＤＣからＡＴＤＣ３０°まで
の最終的な経過時間Ｔａ（１）がＫＴａ（１）・（ＴＩ
ＭＥ−ＴＩＭＥＯ）から算出される。ここで（ＴＩＭＥ
−ＴＩＭＥＯ）はクランク角センサ１４により実測され
た経過時間Ｔａ（１）を表わしており、ＫＴａ（１）は
ロータ１３の外歯間隔による誤差を補正するための比で
あり、従って（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）にＫＴａ（１）
を乗算することによって得られた最終的な経過時間Ｔａ
（１）はクランクシャフトが３０°クランク角度回転す
る間の経過時間を正確に表わしていることになる。

【００５４】次いでステップ１０５では一つ前に燃焼が
行われた（ｉ−１）番気筒が１番気筒＃１であるか又は
４番気筒＃４であるか否かが判別される。一つ前に燃焼
が行われた（ｉ−１）番気筒が２番気筒＃２又は３番気
筒＃３のときにはステップ１０９にジャンプする。これ
に対して一つ前に燃焼が行われた（ｉ−１）番気筒が１
番気筒＃１又は４番気筒＃４のときにはステップ１０６
に進む。

【００５５】ステップ１０６では一つ前に燃焼が行われ
た（ｉ−１）番気筒の発生トルクを算出すべきことを示
すフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がセット（ＸＣＡＬ（ｉ−
１）←“１”）される。本発明による実施例では前述し
たように点火順序が１−３−４−２であるので現在３番
気筒＃３のＡＴＤＣ３０°であるとすると一つ前に燃焼
が行われた１番気筒＃１の発生トルクを算出すべきこと
を示すフラグＸＣＡＬ（１）がセットされる。同様に図
２８に示される如く最終的な経過時間Ｔａ（２）が算出
されるとフラグＸＣＡＬ（４）がセットされる。即ち、
発生トルクを算出すべきことを示すフラグは１番気筒＃
１および４番気筒＃４についてのみセットされる。

【００５６】一方、ステップ１０７において現在ｉ番気
筒のＡＴＤＣ９０°であると判別されたときにはステッ
プ１０８に進んで次式に基づきｉ番気筒のＡＴＤＣ６０
°からＡＴＤＣ９０°までの最終的な経過時間Ｔｂ
（ｉ）が算出される。 Ｔｂ（ｉ）＝ＫＴｂ（ｉ）・（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ） 即ち、例えば現在１番気筒＃１のＡＴＤＣ９０°である
とすると１番気筒＃１のＡＴＤＣ６０°からＡＴＤＣ９
０°までの最終的な経過時間Ｔｂ（１）がＫＴｂ（１）
・（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）から算出される。この場合
にもロータ１３の外歯間隔による誤差を補正するための
比ＫＴｂ（１）が（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）に乗算され
ているので最終的な経過時間Ｔｂ（１）はクランクシャ
フトが３０°クランク角度回転する間の経過時間を正確
に表わしていることになる。

【００５７】次いでステップ１０９では現在ｉ番気筒の
ＡＴＤＣ２１０°であるか否かが判別され、現在ｉ番気
筒のＡＴＤＣ２１０°である場合にはｉ番気筒のＡＴＤ
Ｃ３０°からＡＴＤＣ２１０°までの経過時間Ｔ１８０
（ｉ）、即ちｉ番気筒の爆発行程の経過時間Ｔ１８０
（ｉ）が算出される。本願明細書においては詳細に説明
しないが各気筒の爆発行程の経過時間Ｔ１８０（ｉ）と
その気筒の次の爆発行程の経過時間Ｔ１８０（ｉ）との
差が各気筒毎に算出され、各気筒に対するこれら差が小
さくなるように各気筒に対する気筒間補正係数ＫＧＴＰ
（ｉ）が算出される。なお、この気筒間補正係数ＫＧＴ
Ｐ（ｉ）の詳細については例えば特開平４−３７０３４
６号公報に開示されている。

【００５８】次に図１８から図２０に示されるトルク算
出許可チェックルーチンについて図２１を参照しつつ説
明する。このルーチンは車両が凸凹道を走行することに
よりＴａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ（図１５）が大きく
なったときには特定の気筒についてのトルクの算出を禁
止するために設けられている。即ち、図１８から図２０
を参照すると、まず初めにステップ２０１において現在
いずれかの気筒のＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別さ
れる。現在いずれかの気筒のＡＴＤＣ３０°でないとき
には処理サイクルを完了し、現在いずれかの気筒のＡＴ
ＤＣ３０°であるときにはステップ２０２に進む。

【００５９】ステップ２０２からステップ２０４では経
過時間Ｔａ（ｉ）が増大し次いで減少する際の最大経過
時間Ｔ３０ｍａｘが算出される。即ち、ステップ２０２
では図１７に示すルーチンにおいて算出されたＴａ
（ｉ）が最大経過時間Ｔ３０ｍａｘよりも大きいか否か
が判別される。Ｔ３０ｍａｘ＞Ｔａ（ｉ）のときにはス
テップ２０５にジャンプし、これに対してＴ３０ｍａｘ
≦Ｔａ（ｉ）のときにはステップ２０３に進んでＴａ
（ｉ）がＴ３０ｍａｘとされる。次いでステップ２０４
ではＴａ（ｉ）が増大していることを示す増大フラグＸ
ＭＸＲＥＣがセット（ＸＭＸＲＥＣ←“１”）され、次
いでステップ２０５に進む。

【００６０】ステップ２０５からステップ２０７では経
過時間Ｔａ（ｉ）が減少し次いで増大する際の最小経過
時間Ｔ３０ｍｉｎが算出される。即ち、ステップ２０５
では図１７に示すルーチンにおいて算出されたＴａ
（ｉ）が最小経過時間Ｔ３０ｍｉｎよりも小さいか否か
が判別される。Ｔ３０ｍｉｎ＜Ｔａ（ｉ）のときにはス
テップ２０８にジャンプし、これに対してＴ３０ｍｉｎ
≧Ｔａ（ｉ）のときにはステップ２０６に進んでＴａ
（ｉ）がＴ３０ｍｉｎとされる。次いでステップ２０７
ではＴａ（ｉ）が減少していることを示す減少フラグＸ
ＭＮＲＥＣがセット（ＸＭＮＲＥＣ←“１”）され、次
いでステップ２０８に進む。

【００６１】ステップ２０８からステップ２１４ではＴ
ａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ（図１５）が設定値Ａ₀ を
越えたときにはＴａ（ｉ）が最大となった気筒について
のトルクの算出を禁止する禁止フラグがセットされる。
即ち、ステップ２０８ではＴ３０ｍａｘ＞Ｔａ（ｉ）で
かつＸＭＸＲＥＣ＝“１”であるか否かが判別される。
Ｔ３０ｍａｘ≦Ｔａ（ｉ）であるか、又は増大フラグＸ
ＭＸＲＥＣがリセット（ＸＭＸＲＥＣ＝“０”）されて
いるときにはステップ２１５にジャンプし、これに対し
てＴ３０ｍａｘ＞Ｔａ（ｉ）でかつＸＭＸＲＥＣ＝
“１”のときにはステップ２０９に進む。

【００６２】即ち、図２１に示されるように時刻ｔ₁ に
おいて１番気筒＃１の経過時間Ｔａ（１）が最大になっ
たとする。この場合、時刻ｔ₁ において行われる割込み
ルーチンではステップ２０２からステップ２０３に進ん
でＴａ（１）がＴ３０ｍａｘとされ、次いでステップ２
０４において増大フラグＸＭＸＲＥＣがセットされる。
一方、図２１の時刻ｔ₂ において行われる割込みルーチ
ンではステップ２０２からステップ２０５にジャンプす
る。このときステップ２０８ではＴ３０ｍａｘ＞Ｔａ
（３）であり、かつＸＭＸＲＥＣ＝“１”であると判断
されるのでステップ２０９に進む。即ち、ステップ２０
９に進むのは経過時間Ｔａ（ｉ）が減少しはじめる時刻
ｔ₂ である。

【００６３】ステップ２０９では最大経過時間Ｔ３０ｍ
ａｘがＴＭＸＲＥＣとされる。次いでステップ２１０で
は最大経過時間ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間ＴＭＮＲ
ＥＣ（後述するステップ２１６で求められる）を減算す
ることによってＴａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰが算出さ
れる。次いでステップ２１１では最小経過時間Ｔ３０ｍ
ｉｎの初期値がＴａ（ｉ）とされる。次いでステップ２
１２では増大フラグＸＭＸＲＥＣがリセット（ＸＭＸＲ
ＥＣ←“０”）される。次いでステップ２１３では振幅
ＡＭＰが設定値Ａ₀ よりも大きいか否かが判別される。
ＡＭＰ＜Ａ₀ のときにはステップ２１５にジャンプす
る。これに対してＡＭＰ≧Ａ₀ のときにはステップ２１
４に進んでトルク算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬがセット
（ＸＮＯＣＡＬ←“１”）される。即ち、図２１の時刻
ｔ₂ において行われる割込みルーチンでは前述したよう
に１番気筒＃１の発生トルクが算出される。従ってこの
割込みルーチンにおいてＡＭＰ≧Ａ₀ となり、トルク算
出禁止フラグＸＮＯＣＡＬがセットされると１番気筒＃
１の発生トルクの算出、即ち、Ｔａ（ｉ）が最大となる
気筒の発生トルクの算出が禁止される。

【００６４】ステップ２１５からステップ２２１ではＴ
ａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰが設定値Ａ₀ を越えたとき
にはＴａ（ｉ）が最小となった気筒についてのトルクの
算出を禁止する禁止フラグがセットされる。即ち、ステ
ップ２１５ではＴ３０ｍｉｎ＜Ｔａ（ｉ）でかつＸＭＮ
ＲＥＣ＝“１”であるか否かが判別される。Ｔ３０ｍｉ
ｎ≧Ｔａ（ｉ）であるか、又は減少フラグＸＭＮＲＥＣ
がリセット（ＸＭＮＲＥＣ＝“０”）されているときに
はステップ２２２にジャンプし、これに対してＴ３０ｍ
ｉｎ＜Ｔａ（ｉ）でかつＸＭＮＲＥＣ＝“１”のときに
はステップ２１６に進む。

【００６５】即ち、図２１に示されるように時刻ｔ₃ に
おいて１番気筒＃１の経過時間Ｔａ（１）が最小になっ
たとする。この場合、時刻ｔ₃ において行われる割込み
ルーチンではステップ２０５からステップ２０６に進ん
でＴａ（１）がＴ３０ｍｉｎとされ、次いでステップ２
０７において減少フラグＸＭＮＲＥＣがセットされる。
一方、図２１の時刻ｔ₄ において行われる割込みルーチ
ンではステップ２０５からステップ２０８にジャンプす
る。このときステップ２１５ではＴ３０ｍｉｎ＜Ｔａ
（３）であり、かつＸＭＮＲＥＣ＝“１”であると判断
されるのでステップ２１６に進む。即ち、ステップ２１
６に進むのは経過時間Ｔａ（ｉ）が増大しはじめる時刻
ｔ₄ である。

【００６６】ステップ２１６では最小経過時間Ｔ３０ｍ
ｉｎがＴＭＮＲＥＣとされる。次いでステップ２１７で
は最大経過時間ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間ＴＭＮＲ
ＥＣを減算することによってＴａ（ｉ）の変動の振幅Ａ
ＭＰが算出される。次いでステップ２１８では最大経過
時間Ｔ３０ｍａｘの初期値がＴａ（ｉ）とされる。次い
でステップ２１９では減少フラグＸＭＮＲＥＣがリセッ
ト（ＸＭＮＲＥＣ←“０”）される。次いでステップ２
２０では振幅ＡＭＰが設定値Ａ₀ よりも大きいか否かが
判別される。ＡＭＰ＜Ａ₀ のときにはステップ２２２に
ジャンプする。これに対してＡＭＰ≧Ａ₀ のときにはス
テップ２２１に進んでトルク算出禁止フラグＸＮＯＣＡ
Ｌがセット（ＸＮＯＣＡＬ←“１”）される。即ち、図
２１の時刻ｔ₄ において行われる割込みルーチンでは１
番気筒＃１の発生トルクが算出される。従ってこの割込
みルーチンにおいてＡＭＰ≧Ａ₀ となり、トルク算出禁
止フラグＸＮＯＣＡＬがセットされると１番気筒＃１の
発生トルクの算出、即ち、Ｔａ（ｉ）が最小となる気筒
の発生トルクの算出が禁止される。

【００６７】ステップ２２２およびステップ２２３では
経過時間Ｔａ（ｉ）が急変した気筒についてのトルクの
算出が禁止される。即ち、ステップ２２２では｜Ｔａ
（ｉ−２）−Ｔａ（ｉ−１）｜がＫ₀ ・｜Ｔａ（ｉ−
１）−Ｔａ（ｉ）｜よりも大きいか否かが判別される。
ここで定数Ｋ₀ は３．０から４．０程度の値である。ス
テップ２２２において｜Ｔａ（ｉ−２）−Ｔａ（ｉ−
１）｜＜Ｋ₀ ・｜Ｔａ（ｉ−１）−Ｔａ（ｉ）｜である
と判別されたときには処理ルーチンを完了し、｜Ｔａ
（ｉ−２）−Ｔａ（ｉ−１）｜≧Ｋ₀ ・｜Ｔａ（ｉ−
１）−Ｔａ（ｉ）｜であると判別されたときにはステッ
プ２２３に進んでトルク算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬが
セットされる。

【００６８】即ち、今図２１の時刻ｔ₃ における割込み
ルーチンであるとするとこのときには｜Ｔａ（４）−Ｔ
ａ（２）｜がＫ₀ ・｜Ｔａ（２）−Ｔａ（１）｜よりも
大きいか否かが判別される。図２１に示されるようにＴ
ａ（４）に対してＴａ（２）が急変すると｜Ｔａ（４）
−Ｔａ（２）｜はＫ₀ ・｜Ｔａ（２）−Ｔａ（１）｜よ
りも大きくなる。このときトルク算出禁止フラグがセッ
トされ、経過時間Ｔａ（ｉ）が急変した２番気筒＃２の
トルクの算出が禁止される。なお、本発明による実施例
では欠歯部分１８（図１０）との関係でもって２番気筒
＃２および３番気筒＃３についてはトルクの算出が禁止
されており、従って図１８から図２０に示されるトルク
算出許可チェックルーチンにおいて実質的にトルクの算
出を行うべきか否かが判断されるのは１番気筒＃１およ
び４番気筒＃４である。

【００６９】次いで図２２から図２４に示すトルク算出
ルーチンについて説明する。図２２から図２４を参照す
るとまず初めにステップ３０１では減速運転時において
燃料の供給が停止されているか否か、即ち燃料カット中
であるか否かが判別される。燃料の供給が停止されてい
ないときにはステップ３１３にジャンプし、燃料の供給
が停止されているときにはステップ３０２に進む。ステ
ップ３０２では図１８から図２０に示されるトルク算出
許可チェックルーチンにおいて算出された振幅ＡＭＰが
設定値Ｂ₀ よりも大きいか否かが判別される。ＡＭＰ＞
Ｂ₀ のときにはステップ３１３にジャンプし、これに対
してＡＭＰ≦Ｂ₀ のときにはステップ３０３に進む。ス
テップ３０３では現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ９０°である
か否かが判別される。現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ９０°で
ない場合にはステップ３１３にジャンプし、これに対し
て現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ９０°のときにはステップ３
０４に進む。

【００７０】ステップ３０４では一つ前に爆発行程であ
った（ｉ−１）番気筒（このとき燃焼は行われていな
い）が１番気筒＃１であるか又は４番気筒＃４であるか
否かが判別される。一つ前に爆発行程であった（ｉ−
１）番気筒が２番気筒＃２又は３番気筒＃３のときには
ステップ３１３にジャンプする。これに対して一つ前に
爆発行程であった（ｉ−１）番気筒が１番気筒＃１又は
４番気筒＃４のときにはステップ３０５に進む。

【００７１】ステップ３０５では一つ前に爆発行程であ
った（ｉ−１）番気筒が機関回転数Ｎに対して図９に示
すいずれのｒ_n （ｉ−１）の算出領域Ｓ₁ ，Ｓ₂ ，
Ｓ₃ ，Ｓ ₄ ，Ｓ₅ …であったかが判別される。（ｉ−
１）番気筒がいずれの算出領域Ｓ₁，Ｓ₂ ，Ｓ₃ ，
Ｓ₄ ，Ｓ₅ …でもなかったときにはステップ３１３にジ
ャンプし、（ｉ−１）番気筒がいずれかの算出領域
Ｓ₁ ，Ｓ₂ ，Ｓ₃ ，Ｓ₄ ，Ｓ₅ …であるときにはステッ
プ３０６に進む。ステップ３０６では一つ前に爆発行程
であった（ｉ−１）番気筒の経過時間Ｔｂ（ｉ−１）と
経過時間Ｔａ（ｉ−１）との差Ｔ（ｉ−１）（＝Ｔｂ
（ｉ−１）−Ｔａ（ｉ−１））が算出される。即ち、一
つ前に爆発行程であった気筒が１番気筒＃１であれば差
Ｔ（１）（＝Ｔｂ（１）−Ｔａ（１））が算出され、一
つ前に爆発行程であった気筒が４番気筒＃４であれば差
Ｔ（４）（＝Ｔｂ（４）−Ｔａ（４））が算出される。

【００７２】次いでステップ３０７では差Ｔ（ｉ−１）
が差Ｔ（ｉ−１）の積算値ΣＴ（ｉ−１）に加算される
（ΣＴ（ｉ−１）＝ΣＴ（ｉ−１）＋Ｔ（ｉ−１））。
次いでステップ３０８では（ｉ−１）番気筒の算出領域
Ｓｎに対するカウント値Ｃｎ（ｉ−１）が１だけインク
リメントされる。次いでステップ３０９では機関回転数
Ｎが算出領域Ｓｎを通過したか否かが判別される。機関
回転数Ｎが算出領域Ｓｎ内にあるときにはステップ３１
３にジャンプし、これに対して機関回転数Ｎが算出領域
Ｓｎを通過したときにはステップ３１０に進む。ステッ
プ３１０では次式に基づいて経過時間の増大量ｒ_n （ｉ
−１）が算出される。

【００７３】ｒ_n （ｉ−１）＝ｒ_n （ｉ−１）＋｛ΣＴ
（ｉ−１）／Ｃｎ（ｉ−１）−ｒ_n（ｉ−１）｝／１６ 即ち、例えば一つ前に爆発行程であった（ｉ−１）番気
筒が１番気筒＃１であり、算出領域Ｓｎが図９のＳ₁ で
あったとすると経過時間の増大量ｒ₁(１) は次式のよう
に表わされる。

【００７４】ｒ₁(１) ＝ｒ₁(１) ＋｛ΣＴ（１）／Ｃ
₁(１) −ｒ₁(１) ｝／１６ 即ち、ΣＴ（１）／Ｃ₁(１) は１番気筒＃１が算出領域
Ｓ₁ 内にあるときの経過時間の差Ｔ（ｉ−１）の平均値
を示しており、この平均値ΣＴ（１）／Ｃ₁(１) とこれ
まで使用されてきた増大量ｒ₁(１) との間に差がある場
合には増大量ｒ ₁(１) が平均値ΣＴ（１）／Ｃ₁(１) に
近づくように更新される。ステップ３１０において増大
量ｒ_n （ｉ−１）が更新されるとステップ３１１に進ん
で積算値ΣＴ（ｉ−１）がクリアされ、次いでステップ
３１２ではカウント値Ｃｎ（ｉ−１）がクリアされる。

【００７５】一方、ステップ３１３において一つ前に燃
焼が行われた（ｉ−１）番気筒の発生トルクを算出すべ
きことを示すフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がセットされて
いるか否かが判別される。フラグＸＣＡＬ（ｉ−１）＝
“０”のとき、即ちフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がセット
されていないときには処理サイクルを完了する。これに
対してフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）＝“１”のとき、即ち
フラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がセットされているときには
ステップ３１４に進んでフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がリ
セットされ、次いでステップ３１５に進む。

【００７６】ステップ３１５では一つ前に燃焼が行われ
た気筒についてのトルクの算出を禁止する禁止フラグＸ
ＮＯＣＡＬがリセット（ＸＮＯＣＡＬ＝“０”）されて
いるか否かが判別される。この禁止フラグがセット（Ｘ
ＮＯＣＡＬ＝“１”）されているときにはステップ３２
４に進んで禁止フラグＸＮＯＣＡＬがリセットされる。
これに対して禁止フラグがリセットされているときには
ステップ３１６に進む。即ち、フラグＸＣＡＬがセット
されており、かつ禁止フラグＸＮＯＣＡＬがリセットさ
れているときのみステップ３１６に進む。

【００７７】ステップ３１６では各算出領域Ｓ₁ ，
Ｓ₂ ，Ｓ₃ ，Ｓ₄ ，Ｓ₅ …に対して夫々求められている
各増大量ｒ₁(ｉ) ，ｒ₂(ｉ) ，ｒ₃(ｉ) ，ｒ₄(ｉ) ，ｒ
₅(ｉ) …から現在の機関回転数Ｎに応じた増大量ｒ
_n （ｉ−１）が補間計算することにより算出される。次
いでステップ３１７では次式に基づいて機関駆動系の捩
り振動に基づく経過時間の変動値ｈ（図１３）が算出さ
れる。

【００７８】 ｈ＝｛Ｔａ（ｉ−１）−Ｔａ（ｉ）｝・６０／１８０ 即ち、図１３からわかるように経過時間の変動値ｈはｈ
₀ （＝Ｔａ（ｉ−１）−Ｔａ（ｉ））の三分の一とな
る。次いでステップ３１８では次式に基いて燃焼圧によ
り減少した経過時間だけを表わすＴｂ′（ｉ−１）が算
出される。 Ｔｂ′（ｉ−１）＝Ｔｂ（ｉ−１）−ｒ_n （ｉ−１）＋
ｈ 即ち、１番気筒＃１についてのＴｂ′（１）を求める場
合にはｈ＝｛Ｔａ（１）−Ｔａ（３）｝・６０／１８０
となり、Ｔｂ′（１）＝Ｔｂ（１）−ｒ_n （１）＋ｈと
なる。また、４番気筒＃４についてのＴｂ′（４）を求
める場合にはｈ＝｛Ｔａ（４）−Ｔａ（２）｝・６０／
１８０となり、Ｔｂ′（４）＝Ｔｂ（４）−ｒ_n （４）
＋ｈとなる。

【００７９】次いでステップ３１９では一つ前に燃焼が
行われた気筒の発生トルクＤＮ（ｉ−１）が次式に基づ
いて算出される。 ＤＮ（ｉ−１）＝ωｂ² −ωａ² ＝（３０°／Ｔｂ′
（ｉ−１））² −（３０°／Ｔａ（ｉ−１））² この発生トルクＤＮ（ｉ−１）はピストンの慣性による
影響および機関駆動系の捩り振動による影響およびロー
タ１３の外歯の間隔のばらつきによる影響が取除かれた
トルクを表わしており、従ってこの発生トルクＤＮ（ｉ
−１）は燃焼圧により発生する真のトルクを表わしてい
ることになる。

【００８０】なお、各気筒が発生する駆動力ＧＮ（ｉ−
１）を求める場合にはこの駆動力ＧＮ（ｉ−１）は次式
に基づいて算出することができる。 ＧＮ（ｉ−１）＝（３０°／Ｔｂ′（ｉ−１））−（３
０°／Ｔａ（ｉ−１）） ステップ３１９において発生トルクＤＮ（ｉ−１）が算
出されるとステップ３２０に進んで次式に基づき同一気
筒の１サイクルの間におけるトルク変動量ＤＬＮ（ｉ−
１）が算出される。

【００８１】 ＤＬＮ（ｉ−１）＝ＤＮ（ｉ−１）ｊ−ＤＮ（ｉ−１） ここでＤＮ（ｉ−１）ｊはＤＮ（ｉ−１）に対して一サ
イクル（７２０°クランク角度）前の同一気筒の発生ト
ルクを表わしている。次いでステップ３２１ではトルク
変動量ＤＬＮ（ｉ−１）が正であるか否かが判別され
る。ＤＬＮ（ｉ−１）≧０であればステップ３２３にジ
ャンプして一つ前に燃焼が行われた気筒のトルク変動量
ＤＬＮ（ｉ−１）を積算すべきことを示す積算要求フラ
グＸＣＤＬＮ（ｉ−１）がセット（ＸＣＤＬＮ（ｉ−
１）←“１”）される。これに対してＤＬＮ（ｉ−１）
＜０であればステップ３２２に進んでＤＬＮ（ｉ−１）
が零とされ、次いでステップ３２３に進む。なお、各気
筒のトルクは上昇と低下を繰返し、この場合トルク変動
量を求めるにはトルクの上昇分がトルクの減少分のいず
れかを積算すればよい。図２２から図２４に示すルーチ
ンではトルクの減少分のみを積算するようにしており、
従って上述したようにＤＬＮ（ｉ−１）＜０のときには
ＤＬＮ（ｉ−１）を零にしている。

【００８２】次に図２５および図２６を参照しつつ比Ｋ
Ｔａ（ｉ），ＫＴｂ（ｉ）を算出するためのルーチンに
ついて説明する。図２５および図２６を参照すると、ま
ず初めにステップ４０１において減速運転中に燃料の供
給が停止されたか否か、即ち燃料カット中であるか否か
が判別される。燃料カット中でなければステップ４１５
に進んで経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）の積算値ΣＴ
ａ（ｉ），ΣＴｂ（ｉ）がクリアされ、次いで処理サイ
クルを完了する。これに対して燃料カット中であるとき
にはステップ４０２に進んでトルク算出許可チェックル
ーチンにおいて算出された振幅ＡＭＰが設定値Ｂ₀より
も大きいか否かが判別される。ＡＭＰ＞Ｂ₀ のときには
ステップ４１５に進み、これに対してＡＭＰ≦Ｂ₀ のと
きにはステップ４０３に進む。

【００８３】ステップ４０３からステップ４０８ではＫ
Ｔａ（ｉ）が算出される。即ち、ステップ４０３では各
気筒について夫々対応する経過時間Ｔａ（ｉ）が積算値
ΣＴａ（ｉ）に加算される。例えばＴａ（１）がΣＴａ
（１）に加算され、Ｔａ（２）がΣＴａ（２）に加算さ
れる。次いでステップ４０４では各気筒に対するＴａ
（ｉ）が夫々ｎ回積算されたか否かが判別される。ｎ回
積算されていないときにはステップ４０９にジャンプ
し、ｎ回積算されるとステップ４０５に進む。ステップ
４０５では各気筒の積算値ΣＴａ（ｉ）の平均値Ｍａ
（＝｛ΣＴａ（１）＋ΣＴａ（２）＋ΣＴａ（３）＋Σ
Ｔａ（４）｝／４）が算出される。次いでステップ４０
６では各気筒について夫々補正値α（ｉ）（＝Ｍａ／Σ
Ｔａ（ｉ））が算出される。次いでステップ４０７では
次式に基づいて比ＫＴａ（ｉ）が更新される。

【００８４】ＫＴａ（ｉ）←ＫＴａ（ｉ）＋｛α（ｉ）
−ＫＴａ（ｉ）｝／４ このようにして各気筒に対する比ＫＴａ（１），ＫＴａ
（２），ＫＴａ（３），ＫＴａ（４）が算出される。例
えばα（１）がこれまで用いられていたＫＴａ（１）よ
りも大きくなったとするとα（１）とＫＴａ（１）との
差｛α（１）−ＫＴａ（１）｝の１／４がＫＴａ（１）
に加算され、斯くしてＫＴａ（１）はα（１）に徐々に
近づくことになる。ステップ４０７において各気筒に対
するＫＴａ（ｉ）が算出されるとステップ４０８に進ん
で各気筒に対する積算値ΣＴａ（ｉ）がクリアされる。

【００８５】一方、ステップ４０９からステップ４１５
では１番気筒＃１と４番気筒＃４に対するＫＴｂ（ｉ）
が算出される。即ち、ステップ４０９では１番気筒＃１
のＴｂ（１）又は４番気筒＃４のＴｂ（４）が算出され
たか否かが判別される。１番気筒＃１のＴｂ（１）又は
４番気筒＃４のＴｂ（４）が算出されたときでなければ
処理サイクルを完了する。これに対して１番気筒＃１の
Ｔｂ（１）又は４番気筒＃４のＴｂ（４）が算出された
ときにはステップ４１０に進む。

【００８６】ステップ４１０では１番気筒＃１又は４番
気筒＃４について夫々対応する経過時間Ｔｂ（ｉ）が積
算値ΣＴｂ（ｉ）に加算される。即ち、Ｔｂ（１）がΣ
Ｔｂ（１）に加算され、Ｔｂ（４）がΣＴｂ（４）に加
算される。次いでステップ４１１では各Ｔｂ（ｉ）が夫
々ｎ回積算されたか否かが判別される。ｎ回積算されて
いないときには処理サイクルを完了し、ｎ回積算される
とステップ４１２に進む。ステップ４１２では各積算値
ΣＴｂ（ｉ）の平均値Ｍｂ（＝｛ΣＴｂ（１）＋ΣＴｂ
（４）｝／２）が算出される。次いでステップ４１３で
は１番気筒＃１と４番気筒＃４の各気筒について夫々補
正値β（ｉ）（＝Ｍｂ／ΣＴｂ（ｉ））が算出される。
次いでステップ４１４では次式に基いて比ＫＴｂ（ｉ）
が更新される。

【００８７】ＫＴｂ（ｉ）←ＫＴｂ（ｉ）＋｛β（ｉ）
−ＫＴｂ（ｉ）｝／４ このようにして１番気筒＃１と４番気筒＃４の各気筒に
対する比ＫＴｂ（１）およびＫＴｂ（４）が算出され
る。例えばβ（１）がこれまで用いられていたＫＴｂ
（１）よりも大きくなったとするとβ（１）とＫＴｂ
（１）との差｛β（１）−ＫＴｂ（１）｝の１／４かＫ
Ｔｂ（１）に加算され、斯くしてＫＴｂ（１）はβ
（１）に徐々に近づくことになる。ステップ４１４にお
いてＫＴｂ（ｉ）が算出されるとステップ４１５に進ん
で各積算値ΣＴｂ（ｉ）がクリアされる。

【００８８】次に図２７を参照しつつカウンタＣＤＬＮ
ＩＸの処理について説明する。このカウンタＣＤＬＮＩ
Ｘのカウント値は後に説明するトルク変動値を算出する
際に使用される。図２７を参照すると、まず初めに現在
３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別され
る。現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°でないときには
処理サイクルを完了し、現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ３
０°であるときにはステップ５０２に進む。ステップ５
０２ではトルク変動値を算出するためのトルク変動値算
出条件が成立しているか否かが判別される。例えば空燃
比をリーンとする条件が成立していないか、或いはサー
ジタンク３内の絶対圧の単位時間当りの変化量ΔＰＭが
設定値以上であるか、或いは機関回転数の単位時間当り
の変化量ΔＮが設定値以上であるときにはトルク変動値
算出条件が成立していないと判断され、それ以外のとき
にはトルク変動値算出条件が成立していると判断され
る。

【００８９】ステップ５０２においてトルク変動値算出
条件が成立していると判断されたときにはステップ５０
８に進んでカウント値ＣＤＬＮＩＸが１だけインクリメ
ントされる。このカウント値ＣＤＬＮＩＸのインクリメ
ント作用は３番気筒＃３がＡＴＤＣ３０°となる毎に、
即ち７２０°クランク角度毎に行われる。次いでステッ
プ５０９ではカウント値ＣＤＬＮＩＸのインクリメント
作用が開始されてからカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリア
されるまでの間の機関回転数の平均値Ｎ_AVE およびサー
ジタンク３内の絶対圧の平均値ＰＭ_AVE が算出される。

【００９０】一方、ステップ５０２において変動値算出
条件が成立していないと判断されたときにはステップ５
０３に進んでカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリアされる。
次いでステップ５０４では１番気筒＃１および４番気筒
＃４の各気筒に対するトルク変動値ＤＬＮ（ｉ）の積算
値ＤＬＮＩ（ｉ）（この積算値は後に説明するルーチン
において算出される）がクリアされ、次いでステップ５
０５ではこれら気筒に対する積算カウント値ＣＤＬＮＩ
（ｉ）（この積算カウント値は後に説明するルーチンに
おいて算出される）がクリアされる。

【００９１】次いでステップ５０６では目標トルク変動
値ＬＶＬＬＦＢが算出される。本発明による実施例では
後に説明するように算出されたトルク変動値がこの目標
トルク変動値ＬＶＬＬＦＢとなるように空燃比がフィー
ドバック制御される。この目標トルク変動値ＬＶＬＬＦ
Ｂは等しい変動値を実線で示した図２９（Ａ）に示され
るようにサージタンク３内の絶対圧ＰＭが高くなるほど
大きくなり、機関回転数Ｎが高くなるほど大きくなる。
この目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢは図２９（Ｂ）に示
されるようにサージタンク３内の絶対圧ＰＭおよび機関
回転数Ｎの関数としてマップの形で予めＲＯＭ２２内に
記憶されている。次いでステップ５０７では１番気筒＃
１と４番気筒＃４の各気筒の平均トルク変動値ＤＬＮＩ
ＳＭ（ｉ）（この平均トルク変動値は後に説明するルー
チンにおいて算出される）が図２９（Ｂ）のマップから
算出された目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢとされる。図
３１は繰返し実行されるメインルーチンを示している。
このメインルーチンではまず初めにトルク変動値の算出
ルーチン（ステップ６００）が実行される。このルーチ
ンが図３２および図３３に示されている。次いでリーン
リミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢの算出ルー
チン（ステップ７００）が実行される。このルーチンが
図３４に示されている。次いで予め定められたクランク
角になったときに噴射時間算出ルーチン（ステップ８０
０）が実行される。このルーチンが図３５に示されてい
る。次いでその他のルーチン（ステップ９００）が実行
される。

【００９２】次に図３２および図３３に示されるトルク
変動値の算出ルーチンについて説明する。図３２および
図３３を参照すると、まず初めにステップ６０１におい
てトルク変動量ＤＬＮ（ｉ）を積算すべきことを示す積
算要求フラグＸＣＤＬＮ（ｉ）がセット（ＸＣＤＬＮ
（ｉ）＝“１”）されているか否かが判別される。積算
要求フラグＸＣＤＬＮ（ｉ）がセットされていないとき
にはステップ６０９にジャンプし、積算要求フラグＸＣ
ＤＬＮ（ｉ）がセットされているときにはステップ６０
２に進む。ステップ６０２では積算要求フラグＸＣＤＬ
Ｎ（ｉ）がリセットされる。次いでステップ６０３では
トルク変動量ＤＬＮ（ｉ）がトルク変動量積算値ＤＬＮ
Ｉ（ｉ）に加算される。次いでステップ６０４では積算
カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）が１だけインクリメントさ
れる。即ち、例えばステップ６０１において１番気筒に
ついての積算要求フラグＸＣＤＬＮ（１）がセットされ
たとするとステップ６０２においてこのフラグＸＣＤＬ
Ｎ（１）がリセットされ、ステップ６０３においてトル
ク変動量積算値ＤＬＮＩ（１）が算出され、ステップ６
０４において積算カウント値ＣＤＬＮＩ（１）が１だけ
インクリメントされる。

【００９３】次いでステップ６０５では積算カウント値
ＣＤＬＮＩ（ｉ）が“８”になったか否かが判別され
る。ＣＤＬＮＩ（ｉ）が“８”でないときにはステップ
６０９にジャンプし、ＣＤＬＮＩ（ｉ）が“８”になる
とステップ６０６に進んで次式から各気筒の平均トルク
変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）が算出される。 ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）＝ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）＋｛ＤＬＮＩ
（ｉ）−ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）｝／４ 次いでステップ６０７では１番気筒＃１又は４番気筒＃
４に対するトルク変動量積算値ＤＬＮＩ（ｉ）がクリア
され、次いでステップ６０８では積算カウント値ＣＤＬ
ＮＩ（ｉ）がリセットされる。

【００９４】即ち、算出されたトルク変動量積算値ＤＬ
ＮＩ（ｉ）とこれまで用いられてきたトルク変動量ＤＬ
ＮＩＳＭ（ｉ）との間に差があるときにはこの差｛ＤＬ
ＮＩ（ｉ）−ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）｝に１／４を乗算した
値がトルク変動量ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）に加算される。従
って例えば１番気筒＃１についての積算カウント値ＣＤ
ＬＮＩ（１）が“８”になるとステップ６０６において
トルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（１）が算出されることにな
る。

【００９５】次いでステップ６０９では図２７に示すル
ーチンにおいて算出されたカウント値ＣＤＬＮＩＸが
“８”になったか否かが判別される。ＣＤＬＮＩＸが
“８”でないときには処理サイクルを完了し、ＣＤＬＮ
ＩＸが“８”になるとステップ６１０に進んで１番気筒
＃１と４番気筒＃４の各気筒のトルク変動値ＤＬＮＩＳ
Ｍ（ｉ）の平均値である平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭ
（＝｛ＤＬＮＩＳＭ（１）＋ＤＬＮＩＳＭ（４）｝／
２）が算出される。次いでステップ６１１ではカウント
値ＣＤＬＮＩＸがクリアされる。このようにして機関の
トルク変動量を代表する値ＤＬＮＩＳＭが算出される。

【００９６】なお、前述したようにカウント値ＣＤＬＮ
ＩＸは７２０°クランク角度毎に１だけインクリメント
され、１番気筒＃１と４番気筒＃４のいずれの気筒につ
いてもトルクの算出が禁止されたことがなければカウン
ト値ＣＤＬＮＩＸが“８”になったときにはこれら気筒
に対する積算カウント値ＣＤＬＮＩ（１）およびＣＤＬ
ＮＩ（４）は既に“８”となっている。従ってこの場合
にはこれらの気筒についてトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ
（ｉ）が算出される。一方、例えば１番気筒＃１につい
てトルクの算出が禁止されたとするとカウント値ＣＤＬ
ＮＩＸが“８”になったときに１番気筒＃１の積算カウ
ント値ＣＤＬＮＩ（１）は“８”になっておらず、斯く
して１番気筒＃１については新たなトルク変動量積算値
ＤＬＮＩ（１）は算出されていない。従ってこの場合、
ステップ６１０において平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭ
を求める際には１番気筒＃１だけについては以前に算出
されたトルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（１）が使用される。

【００９７】次に図３４を参照しつつＦＬＬＦＢ算出ル
ーチンについて説明する。図３４を参照すると、まず初
めにステップ７０１においてリーンリミットフィードバ
ック補正係数ＦＬＬＦＢの更新条件が成立しているか否
かが判別される。例えば暖機運転時であるとき、或いは
機関の運転状態が図５において破線で囲まれた学習領域
にないときには更新条件が成立していないと判断され、
その他のときには更新条件が成立していると判断され
る。更新条件が成立していないときには処理サイクルを
完了し、更新条件が成立しているときにはステップ７０
２に進む。

【００９８】ステップ７０２ではサージタンク３内の絶
対圧ＰＭと機関回転数Ｎから図２９（Ｂ）に示すマップ
に基づいて目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが算出され
る。次いでステップ７０３およびステップ７０４では目
標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢに応じた変動量判別値ＤＨ
（ｎ），ＤＬ（ｎ）に基づいて次式に示されるトルク変
動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）が算出され
る。

【００９９】 ＬＶＬＨ（ｎ）＝ＬＶＬＬＦＢ＋ＤＨ（ｎ） ＬＶＬＬ（ｎ）＝ＬＶＬＬＦＢ＋ＤＬ（ｎ） ここで、変動量判別値ＤＨ（ｎ）およびＤＬ（ｎ）は図
３０（Ａ）に示されるように予め定められている。即
ち、図３０（Ａ）からわかるようにＤＨ（ｎ）について
は３つの正の値が定められており、ＤＨ（３）＞ＤＨ
（２）＞ＤＨ（１）の関係を有する。更に、これらＤＨ
（１），ＤＨ（２），ＤＨ（３）は目標トルク変動値Ｌ
ＶＬＬＦＢが大きくなるにつれて次第に増大する。一
方、ＤＬ（ｎ）については３つの負の値が定められてお
り、ＤＬ（１）＞ＤＬ（２）＞ＤＬ（３）の関係を有す
る。更に、これらＤＬ（１），ＤＬ（２），ＤＬ（３）
の絶対値は目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが大きくなる
につれて次第に増大する。

【０１００】ところで今、ステップ７０２において算出
された目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが破線で示される
値だったとする。この場合、ステップ７０３では破線上
のＤＨ（１），ＤＨ（２），ＤＨ（３）を目標トルク変
動値ＬＶＬＬＦＢに加算した値が夫々トルク変動レベル
ＬＶＬＨ（１），ＬＶＬＨ（２），ＬＶＬＨ（３）とさ
れ、ステップ７０４では破線上のＤＬ（１），ＤＬ
（２），ＤＬ（３）を目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢに
加算した値が夫々トルク変動レベルＬＶＬＬ（１），Ｌ
ＶＬＬ（２），ＬＶＬＬ（３）とされる。

【０１０１】一方、図３０（Ｂ）に示されるように各ト
ルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）間の領
域に対してフィードバック補正値＋ａ₁ ，＋ａ₂ ，＋ａ
₃ ，＋ａ₄ ，−ｂ₁ ，−ｂ₂ ，−ｂ₃ ，−ｂ₄ が予め定
められており、例えばトルク変動レベルがＬＶＬＨ
（１）とＬＶＬＨ（２）の間の領域に対してはフィード
バック補正値は＋ａ₂ となる。これらフィードバック補
正値は＋ａ₄ ＞＋ａ₃ ＞＋ａ₂ ＞＋ａ₁ でありかつ−ｂ
₁ ＞−ｂ₂ ＞−ｂ₃ ＞−ｂ₄ である。図３０（Ｂ）に示
す各フィードバック補正値＋ａ₁ ，＋ａ₂ ，＋ａ₃ ，＋
ａ₄ ，−ｂ₁ ，−ｂ ₂ ，−ｂ₃ ，−ｂ₄ が図３０（Ａ）
の対応する領域に示されている。

【０１０２】ステップ７０３およびステップ７０４にお
いて夫々トルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ
（ｎ）が算出されるとステップ７０５に進んで図３２お
よび図３３に示すトルク変動値の算出ルーチンにより算
出された平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが図３０（Ｂ）
に示されるどのトルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶ
ＬＬ（ｎ）の間にあるか否かが判別される。次いでステ
ップ７０６では対応するフィードバック補正値ＤＬＦＢ
が算出される。例えば今、目標変動レベルＬＶＬＬＦＢ
が図３０（Ａ）において破線で示される値であり、算出
されたトルク変動値の平均値ＤＬＮＩＳＭが図３０
（Ｂ）のＬＶＬＨ（１）とＬＶＬＨ（２）との間である
場合、即ち目標変動レベルＬＶＬＬＦＢに対するトルク
変動値の平均値ＤＬＮＩＳＭの偏差が図３０（Ａ）の破
線上においてＤＨ（１）とＤＨ（２）の間にある場合に
はフィードバック補正値ＤＬＦＢは＋ａ₂ とされる。

【０１０３】次いでステップ７０７では図２７に示すＣ
ＤＬＮＩＸの処理ルーチンのステップ５０９において求
められた機関回転数の平均値Ｎ_AVE およびサージタンク
３内の絶対圧の平均値ＰＭ_AVE に基づいて更新すべきリ
ーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＢＦｉｊが
図５に示されるどの学習領域のリーンリミットフィード
バック補正係数であるかが決定される。次いでステップ
７０８ではステップ７０７において決定されたリーンリ
ミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊにフィー
ドバック補正値ＤＬＦＢが加算される。

【０１０４】即ち、上述したように例えばＤＬＮＩＳＭ
＞ＬＶＬＬＦＢであって、ＬＶＬＨ（１）＜ＤＬＮＩＳ
Ｍ＜ＬＶＬＨ（２）である場合にはリーンリミットフィ
ードバック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊに＋ａ₂ が加算され
る。その結果、空燃比が小さくなるので各気筒のトルク
変動量が減少せしめられる。一方、ＤＬＮＩＳＭ＜ＬＶ
ＬＬＦＢであってＬＶＬＬ（１）＞ＤＬＮＩＳＭ＞ＬＶ
ＬＬ（２）である場合にはリーンリミットフィードバッ
ク補正係数ＦＬＬＦＢｉｊに−ｂ₂ が加算される。その
結果、空燃比が大きくなるので各気筒のトルク変動量が
増大せしめられる。このようにして全気筒のトルク変動
量平均値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢ
となるようにリーン運転時の空燃比が制御される。

【０１０５】なお、図２７に示すルーチンに示されるよ
うにトルク変動値の算出条件が成立しないときにはステ
ップ５０７においてＤＬＮＩＳＭ（ｉ）がＬＶＬＬＦＢ
とされ、斯くして平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭも目標
トルク変動値ＬＶＬＬＦＢとされる。従ってこのときに
はリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢｉ
ｊの更新は行われない。

【０１０６】次に図３５を参照しつつ燃料噴射時間の算
出ルーチンについて説明する。図３５を参照すると、ま
ず初めにステップ８０１において図２に示すマップから
基本燃料噴射時間ＴＰが算出される。次いでステップ８
０２ではリーン運転を行うべき運転状態か否かが判別さ
れる。リーン運転を行うべき運転状態のときにはステッ
プ８０３に進んで理論空燃比フィードバック補正係数Ｆ
ＡＦの値が１．０に固定される。次いでステップ８０４
では図４に示すマップからリーン補正係数ＦＬＥＡＮが
算出され、次いで図５に示すマップからリーンリミット
フィードバック補正係数ＦＬＬＦＢが読込まれる。次い
でステップ８０６では気筒間補正係数ＫＧＴＰ（ｉ）が
算出される。次いでステップ８１１では次式に基づいて
燃料噴射時間ＴＡＵが算出される。

【０１０７】ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＥＡＮ・ＦＬＬＦＢ・
ＦＡＦ・ＫＧＴＰ（ｉ）＋ＴＡＵＶ これに対し、ステップ８０２においてリーン運転を行う
べき運転状態でないと判別されたとき、即ち空燃比を理
論空燃比にすべきときにはステップ８０７に進んでリー
ン補正係数ＦＬＥＡＮが１．０に固定され、次いでステ
ップ８０８においてリーンリミットフィードバック補正
係数ＦＬＬＦＢが１．０に固定される。次いでステップ
８０９では気筒間補正係数ＫＧＴＰ（ｉ）が１．０に固
定される。次いでステップ８１０では空燃比センサ１７
の出力信号に基づいて空燃比が理論空燃比となるように
理論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦが制御され
る。次いでステップ８１１に進み、燃料噴射時間ＴＡＵ
が算出される。

【０１０８】

【発明の効果】各気筒の発生する駆動力、或いは各気筒
の発生するトルクを正確に検出することができる。ま
た、検出されたこれら駆動力或いはトルクから駆動力或
いはトルクの変動量を求めるようにした場合にはこれら
駆動力或いはトルクの変動量を正確に検出することがで
きる。

【図面の簡単な説明】

【図１】内燃機関の全体図である。

【図２】基本燃料噴射時間のマップを示す図である。

【図３】ＮＯｘの発生量とトルク変動を示す図である。

【図４】リーン補正係数のマップを示す図である。

【図５】リーンリミットフィードバック補正係数のマッ
プを示す図である。

【図６】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔ
ｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図７】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔ
ｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図８】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔ
ｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図９】経過時間の増大量を示す図である。

【図１０】ロータの拡大側面図である。

【図１１】経過時間の増大量を示す図である。

【図１２】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ）の
変化を示すタイムチャートである。

【図１３】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），
Ｔｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図１４】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），
Ｔｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図１５】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ）の
変化を示すタイムチャートである。

【図１６】割込みルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図１７】経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）を算出する
ためのフローチャートである。

【図１８】トルク算出の許可をチェックするためのフロ
ーチャートである。

【図１９】トルク算出の許可をチェックするためのフロ
ーチャートである。

【図２０】トルク算出の許可をチェックするためのフロ
ーチャートである。

【図２１】経過時間Ｔａ（ｉ）の変化とフラグＸＭＸＲ
ＥＣ，ＸＭＮＲＥＣの変化を示すタイムチャートであ
る。

【図２２】トルクを算出するためのフローチャートであ
る。

【図２３】トルクを算出するためのフローチャートであ
る。

【図２４】トルクを算出するためのフローチャートであ
る。

【図２５】比ＫＴａ（ｉ），ＫＴｂ（ｉ）を算出するた
めのフローチャートである。

【図２６】比ＫＴａ（ｉ），ＫＴｂ（ｉ）を算出するた
めのフローチャートである。

【図２７】カウンタＣＤＬＮＩＸを処理するためのフロ
ーチャートである。

【図２８】種々の値の計算タイミングを示す図である。

【図２９】目標トルク変動値を示す図である。

【図３０】変動量判別値ＤＨ（ｎ），ＤＬ（ｎ）および
トルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）を示
す図である。

【図３１】メインルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図３２】トルク変動値を算出するためのフローチャー
トである。

【図３３】トルク変動値を算出するためのフローチャー
トである。

【図３４】リーンリミットフィードバック補正係数を算
出するためのフローチャートである。

【図３５】燃料噴射時間を算出するためのフローチャー
トである。

【符号の説明】

３…サージタンク ４…燃料噴射弁 ７…スロットル弁 １３…ロータ １４…クランク角センサ

Claims (5)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 圧縮行程末期から爆発行程初期までのク
   ランク角度領域内に第１のクランク角度範囲を設定し、
   第１のクランク角度範囲から一定のクランク角を隔てた
   爆発行程中期のクランク角度領域内に第２のクランク角
   度範囲を設定し、該第１のクランク角度範囲内における
   クランクシャフトの第１の角速度を検出すると共に該第
   ２のクランク角度範囲内におけるクランクシャフトの第
   ２の角速度を検出し、燃料の供給停止時に第１の角速度
   から第２の角速度を差引いた角速度差を検出すると共に
   燃料の供給時に第２の角速度に対して該角速度差を加算
   することによって第２の角速度を補正し、予め定められ
   た気筒の第１の角速度と補正された第２の角速度とに基
   づいて該予め定められた気筒が発生する駆動力を求める
   ようにした内燃機関における検出方法。
2. 【請求項２】 燃料の供給停止時に上記角速度差を予め
   定められた機関回転数領域毎に検出し、燃料の供給時に
   そのときの機関回転数に対応した該機関回転数領域につ
   いて検出されている角速度差でもって第２の角速度を補
   正するようにした請求項１に記載の内燃機関における検
   出方法。
3. 【請求項３】 上記予め定められた気筒の第１の角速度
   の２乗と補正された第２の角速度の２乗との差を求め、
   上記駆動力が該差によって表わされる予め定められた気
   筒の発生トルクを示している請求項１に記載の内燃機関
   における検出方法。
4. 【請求項４】 上記発生トルクを各気筒について求め、
   各気筒における発生トルクの変動からトルク変動量を算
   出する請求項３に記載の内燃機関における検出方法。
5. 【請求項５】 クランクシャフトに連結されかつ欠歯部
   分を有するロータの歯にクランク角センサを対面配置し
   て該クランク角センサの出力信号に基づいて角速度を検
   出し、角速度を検出すべきときにクランク角センサが欠
   歯部分に対面する気筒以外の気筒について発生トルクを
   算出すると共にこの算出された発生トルクに基づいてト
   ルク変動量を算出するようにした請求項３に記載の内燃
   機関における検出方法。