JPH09324680A - 内燃機関の空燃比制御方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 車両が悪路を走行したときに空燃比が誤補正
されるのを防止する。 【解決手段】 圧縮上死点付近の３０°クランク角度の
経過時間と圧縮上死点後９０°付近の３０°クランク角
度の経過時間とを求めてこれら経過時間からトルク変動
量を求める。クランクシャフトの角速度の変動量から車
両が悪路を走行しているか否かを判断し、車両が悪路を
走行していると判断されたときにはトルク変動量に基づ
く空燃比の補正を禁止する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は内燃機関の空燃比制
御方法に関する。

【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】ところでこのようにト
ルク変動量を算出することができるとこのトルク変動量
に基づいて空燃比をリーン限界に制御することができ
る。即ち、空燃比がリーン限界よりもリッチ側のときに
はトルク変動量は小さく、空燃比がリーン限界よりもリ
ーン側になるとトルク変動量が大きくなるのでトルク変
動量が予め定められた範囲となるようにトルク変動量に
基づき空燃比を補正すれば空燃比をリーン限界に制御す
ることができる。ただし、このような空燃比制御は、第
１の角速度ωａおよび第２の角速度ωｂに基づいて算出
されたトルク変動が燃焼圧の変動によるトルク変動を表
している場合に可能となる。

【０００５】しかしながら車両が悪路を走行すると機関
駆動系に振幅の大きな捩り振動が発生し、その結果第１
の角速度ωａと第２の角速度ωｂに基づき算出されたト
ルクが大きく変動する。このように燃焼圧の変動によら
ないトルク変動が生じたときに大きなトルク変動が生じ
たということで空燃比が補正されると空燃比がリーン限
界から大巾にずれてしまうことになり、従って悪路の走
行により大きなトルク変動が生じた場合には空燃比の補
正を禁止する必要がある。

【０００６】しかしながら上述の内燃機関では悪路の走
行によるトルクの変動の発生については何ら示唆してお
らず、従って上述の内燃機関に記載された方法を適用す
ると空燃比が目標とする空燃比からずれてしまうという
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の角速度を検出して第１の角速度および第２
の角速度に基づき各気筒が発生する駆動力の変動量を求
め、クランクシャフトの角速度の変動量から車両が悪路
を走行しているか否かを判断し、車両が悪路を走行して
いると判断されたときには駆動力の変動量に基づく空燃
比の補正を禁止するようにしている。即ち、車両が悪路
を走行するとクランクシャフトの角速度の変動量が大き
くなるのでクランクシャフトの角速度の変動量が大きく
なったことから車両が悪路を走行していると判断でき、
このとき空燃比の誤補正を阻止するために空燃比の補正
が禁止される。

【０００８】２番目の発明では１番目の発明において、
第１の角速度の２乗と第２の角速度の２乗との差を求
め、上述の駆動力の変動量がこの差によって表わされる
トルクの変動量を示している。即ち、２番目の発明では
第１の角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗との
差よりトルクの変動量が求められる。３番目の発明では
２番目の発明において、クランクシャフトの角速度の変
動量とトルク変動量とに基づいて車両が悪路を走行して
いるか否かを判断するようにしている。即ち、車両が悪
路を走行するとクランクシャフトの角速度の変動量の増
大に加え、トルク変動量も大きくなるのでクランクシャ
フトの角速度の変動量が大きくなりかつトルク変動量が
大きくなったことから車両が悪路を走行していると判断
される。

【０００９】４番目の発明では２番目の発明において、
車両が悪路を走行していないと判断されたときにはクラ
ンクシャフトの角速度の変動量とトルク変動量とに基づ
いて空燃比の補正量を制御するようにしている。即ち、
燃焼圧の変動に基づくトルク変動量が一定であっても燃
焼圧の変動以外の原因に基づいてクランクシャフトの角
速度の変動量が増大するとそれに伴なってトルク変動量
が増大する。空燃比の補正量を算出する際に基準となる
トルク変動量からこのような燃焼圧の変動以外の理由に
よるトルク変動量を除外するために空燃比の補正量がク
ランクシャフトの角速度の変動量とトルク変動量の双方
に基づいて制御される。

【００１０】５番目の発明では２番目の発明において、
トルク変動量が予め定められた範囲内となるように空燃
比のフィードバック補正係数を制御すると共に車両が悪
路を走行していないと判断されたときのフィードバック
補正係数の平均値を記憶しておき、車両が悪路を走行し
ていると判断されたときにフィードバック補正係数を記
憶されているフィードバック補正係数の平均値に戻すよ
うにしている。即ち、車両が悪路を走行し始めると算出
されたトルク変動値が大きくなるのでフィードバック補
正係数が正規の値からずれ、従ってこのときフィードバ
ック補正係数を正規の値に戻すためにフィードバック補
正係数が記憶されているフィードバック補正係数の平均
値に戻される。

【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ＮＯ_x 吸収剤１０を内蔵したケーシング１１に連結
される。このＮＯ_x 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ＮＯ_x 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ＮＯ_x 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３０°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３０°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・ＦＡＦ＋ＴＡ
ＵＶ 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、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
ＬＬＥＢ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。本発明による実験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つの境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】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およびリーンリ
ミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢ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ＮＯ_x 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ＮＯ_x 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
ＮＯ_x 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。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車両が悪路を走行する
ことによってクランクシャフトの角速度の変動量が大き
くなった場合には空燃比の補正を禁止する必要がある。
このことを除けば、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、車両が悪路を走行していると判断され
たときには空燃比の補正を禁止するようにしている。

【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方法について説明す
る。まず初めに、機関駆動系が捩り振動を生じていない
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３０°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Ｔ
ＤＣ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３０°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次の
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ＡＴＤＣ９
０°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ＡＴＤＣ
６０°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Ｔ３
０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／Ｔａ
（ｉ）をｉ番気筒における第１の角速度ωａと称し、３
０°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／Ｔ
ａ（１）は１番気筒の第１の角速度ωａを表わし、３０
°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。しかしながら機関
駆動系には各気筒において順次行われる爆発作用により
駆動系の固有振動数でもって振動する捩り振動が発生し
ており、このように機関駆動系に捩り振動が発生してい
ると角速度ωａ，ωｂに基づいて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】図７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７に示されるように周期的に増大減少するこ
とになる。

【００３３】一方、図８は図７において経過時間Ｔａ
（ｉ）が減少している部分を拡大して示している。図８
に示されるように経過時間Ｔａ（ｉ）はＴａ（１）とＴ
ａ（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。

【００３４】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。

【００３５】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。

【００３６】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１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ωｂ
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９を参照しつつ説明する。

【００３７】図９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
の間隔が他の外歯間の間隔よりも短かい場合を示してい
る。この場合には図８と図９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８と図９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。

【００３８】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、燃焼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。

【００３９】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。

【００４０】一方、車両が悪路を走行すると機関駆動系
に振幅の大きな捩り振動が発生し、それによってＴａ
（ｉ）の変動巾が極めて大きくなる。図１０は車両が悪
路を走行したときのＴａ（ｉ）の変動を示しており、図
１０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。図８を参照しつつ説明し
たように各気筒の爆発作用により機関駆動系に捩り振動
が発生しているときには振幅ＡＭＰはさほど大きくなら
ず、従ってこのときにはこれまで述べた方法によって図
８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。

【００４１】しかしながら振幅ＡＭＰが大きくなると特
にＴａ（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１０
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１０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。

【００４２】このように車両が悪路を走行しているとき
には気筒が発生する駆動力およびトルクを正確に検出す
ることができなくなり、このとき例えば検出されたトル
クに基いてトルク変動量を求めるとトルク変動量は燃焼
圧の変動に基づくトルク変動よりも大きくなってしま
う。このように燃焼圧の変動以外の理由によってトルク
変動量が増大したときに空燃比を補正すると空燃比を誤
補正することになる。そこで本発明による実施例では経
過時間Ｔａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰの平均値を求め、
この振幅ＡＭＰの平均値が一定時間以上、一定値を越え
たときには空燃比の補正を禁止するようにしている。

【００４３】次に図１１から図２１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２１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１１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
１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１２に示されている。次いで経
過時間Ｔａ（ｉ）の変動の振幅を算出するためのルーチ
ン（ステップ２００）に進む。このルーチンは図１３か
ら図１５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１７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１８および図１９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ＣＤＬ
ＮＩＸの処理ルーチン（ステップ５００）に進む。この
ルーチンは図２０に示されている。

【００４４】経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）の算出ル
ーチンを示す図１２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
子制御ユニット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。

【００４５】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１０６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
合には経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）の算出ルーチン
を完了する。

【００４６】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。 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。

【００４７】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１番気筒＃１のＡＴＤＣ３０°であるとすると一つ前
に燃焼が行われた２番気筒＃２の発生トルクを算出すべ
きことを示すフラグＸＣＡＬ（２）がセットされる。同
様に図２１に示される如く最終的な経過時間Ｔａ（３）
が算出されるとフラグＸＣＡＬ（１）がセットされ、最
終的な経過時間Ｔａ（４）が算出されるとフラグＸＣＡ
Ｌ（３）がセットされ、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。

【００４８】一方、ステップ１０６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１０７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。次に図１３から図１５に示
されるＴａ（ｉ）の変動振幅算出ルーチンについて図１
６を参照しつつ説明する。

【００４９】図１３から図１５を参照すると、まず始め
にステップ２０１において現在いずれかの気筒のＡＴＤ
Ｃ３０°であるか否かが判別される。現在いずれかの気
筒のＡＴＤＣ３０°でないときは処理サイクルを完了
し、現在いずれかの気筒のＡＴＤＣ３０°であるときに
はステップ２０２に進む。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１２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Ｔ３
０ｍａｘ≦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ＸＭＸＲＥＣがセット（ＸＭＸＲＥＣ←“１”）さ
れ、次いでステップ２０５に進む。

【００５０】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１２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。

【００５１】ステップ２０８からステップ２１７ではＴ
ａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ（図１０）が算出される。
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２１３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。

【００５２】即ち、図１６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１６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。

【００５３】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２１４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に進む。

【００５４】ステップ２１３ではＴ３０ｍｉｎ＜Ｔａ
（ｉ）でかつＸＭＮＲＥＣ＝“１”であるか否かが判別
される。Ｔ３０ｍｉｎ≧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２１８にジャンプ
し、これに対してＴ３０ｍｉｎ＜Ｔａ（ｉ）でかつＸＭ
ＮＲＥＣ＝“１”のときにはステップ２１４に進む。

【００５５】即ち、図１６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１６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２１３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２１４に進む。即ち、ステップ２１
４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。

【００５６】ステップ２１４では最小経過時間Ｔ３０ｍ
ｉｎがＴＭＮＲＥＣとされる。次いでステップ２１５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２１６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２１７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
１８に進む。

【００５７】ステップ２１８ではＴａ（ｉ）の振幅の積
算値ΣＡＭＰにＴａ（ｉ）の振幅ＡＭＰが加算される。
次いでステップ２１９では振幅ＡＭＰがｎ回積算された
か否かが判別され、ｎ回積算されたときにはステップ２
２０に進んで空燃比の補正を禁止する判断基準となるＴ
ａ（ｉ）の振幅の平均値ＳＩＮＰＡＶ（＝ΣＡＭＰ／
ｎ）が算出される。次いでステップ２２１ではΣＡＭＰ
がクリアされる。

【００５８】次に図１７に示すトルク算出ルーチンにつ
いて説明する。図１７を参照すると、まず初めにステッ
プ３０１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ＸＣＡ
Ｌ（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３０２に進んでフ
ラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がリセットされ、次いでステッ
プ３０３に進む。

【００５９】ステップ３０３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８）が
算出される。 ｈ＝｛Ｔａ（ｉ−１）−Ｔａ（ｉ）｝・６０／１８０ 即ち、図８からわかるように経過時間の変動値ｈはｈ_O
（＝Ｔａ（ｉ−１）−Ｔａ（ｉ））の三分の一となる。
次いでステップ３０４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。

【００６０】Ｔｂ′（ｉ−１）＝Ｔｂ（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）＋ｈとなる。また、
３番気筒＃３についてのＴｂ′（３）を求める場合には
ｈ＝｛Ｔａ（３）−Ｔａ（４）｝・６０／１８０とな
り、Ｔｂ′（３）＝Ｔｂ（３）＋ｈとなる。

【００６１】次いでステップ３０５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。

【００６２】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３０５において発生トルクＤＮ（ｉ−１）が算
出されるとステップ３０６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。

【００６３】 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３０７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３０９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３０８に進んでＤＬＮ（ｉ−１）
が零とされ、次いでステップ３０９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かトルクの減少分のいず
れかを積算すればよい。図１７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。

【００６４】次に図１８および図１９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１８および図１９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Ｔａ（ｉ）の振幅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Ａ
ＭＰ≦Ｂ₀ のときにはステップ４０３に進む。

【００６５】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）（＝ＭａΣＴ
ａ（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。

【００６６】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。

【００６７】一方、ステップ４０９からステップ４１４
ではＫＴｂ（ｉ）が算出される。即ち、ステップ４０９
では各気筒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。例えばＴｂ（１）が
ΣＴｂ（１）に加算され、Ｔｂ（２）がΣＴｂ（２）に
加算される。次いでステップ４１０では各気筒に対する
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４１１に進む。ステップ４１
１では各気筒の積算値ΣＴｂ（ｉ）の平均値Ｍｂ（＝
｛ΣＴｂ（１）＋ΣＴｂ（２）＋ΣＴｂ（３）＋ΣＴｂ
（４）｝／４）が算出される。次いでステップ４１２で
は各気筒について夫々補正値β（ｉ）（＝ＭｂΣＴｂ
（ｉ））が算出される。次いでステップ４１３では次式
に基いて比ＫＴｂ（ｉ）が更新される。

【００６８】ＫＴｂ（ｉ）←ＫＴｂ（ｉ）＋｛β（ｉ）
−ＫＴｂ（ｉ）｝／４ このようにして各気筒に対する比ＫＴｂ（１），ＫＴｂ
（２），ＫＴｂ（３），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がＫＴｂ（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４１３において各気筒に対
するＫＴｂ（ｉ）が算出されるとステップ４１４に進ん
で各気筒に対する積算値ΣＴｂ（ｉ）がクリアされる。

【００６９】次に図２０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２０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
はトルク変動値算出条件が成立していると判断される。

【００７０】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。

【００７１】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では各気筒に対するトルク変動量
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５０５では各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。

【００７２】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２２（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２２（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では各気筒のト
ルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）（このトルク変動値は後
に説明するルーチンにおいて算出される）が図２２
（Ｂ）のマップから算出された目標トルク変動値ＬＶＬ
ＬＦＢとされる。

【００７３】図２３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２４および図２５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ＦＬ
ＬＦＢ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２６および図２７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８００）が実行される。
このルーチンが図３１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。

【００７４】次に図２４および図２５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２４および
図２５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。

【００７５】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では各気筒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６
０８では積算カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）がリセットさ
れる。

【００７６】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値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
値がトルク変動値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。

【００７７】次いでステップ６０９では図２０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に進んで各気筒の
トルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）の平均値である平均ト
ルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（＝｛ＤＬＮＩＳＭ（１）＋Ｄ
ＬＮＩＳＭ（２）＋ＤＬＮＩＳＭ（３）＋ＤＬＮＩＳＭ
（４）｝／４）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。

【００７８】次に図２６および図２７を参照しつつＦＬ
ＬＦＢ算出ルーチンについて説明する。図２６および図
２７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７０２に進む。

【００７９】ステップ７０２では経過時間Ｔａ（ｉ）の
変動の振幅ＡＭＰの平均値ＳＩＮＰＡＶが基準値ＳＩＮ
Ｐ₀ を越えたか否かかが判別される。ＳＩＮＰＡＶが基
準値ＳＩＮＰ₀ よりも小さいときにはステップ７０３に
進んでラフロードカウンタＣＲＲがクリアされる。即
ち、図２９において区間ＺにおけるようにＳＩＮＰＡＶ
が基準値ＳＩＮＰ₀ よりも小さいときにはラフロードカ
ウンタＣＲＲは零に維持される。

【００８０】次いでステップ７０４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２２（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７０５および７０６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。

【００８１】 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
２８（Ａ）に示されるように予め定められている。即
ち、図２８（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。

【００８２】ところで今、ステップ７０４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７０５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７０６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。

【００８３】一方、図２８（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２８（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２８（Ａ）
の対応する領域に示されている。

【００８４】ステップ７０５およびステップ７０６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７０７に進んで図２４お
よび図２５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２８（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７０８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２８（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２８
（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２８（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。

【００８５】次いでステップ７０９では図２０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
７１０ではステップ７０９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。

【００８６】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平均トルク
変動値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。

【００８７】なお、図２０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。

【００８８】ステップ７１０においてリーンリミットフ
ィードバック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊの更新作用が完了
するとステップ７１１に進んで学習カウント値ＣＦＬＬ
ＦＢが１だけインクリメントされる。次いでステップ７
１２ではラフロードカウント値ＣＲＲが零でありかつ学
習カウント値ＣＦＬＬＦＢが一定値ｎに達したか否かが
判別される。ＣＣＲ＝０でないか又はＣＦＬＬＦＢ＝ｎ
でないときには処理サイクルを完了する。これに対して
ＣＲＲ＝０でかつＣＦＬＬＦＢ＝ｎのときにはステップ
７１３に進んで次式に基づきリーンリミットフィードバ
ック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊの学習値ＫＢＵｉｊが算出
される。

【００８９】ＫＢＵｉｊ＝ＫＢＵｉｊ＋（ＦＬＬＦＢｉ
ｊ−ＫＢＵｉｊ）／ｍ ここでｍは正の整数であり、学習値ＫＢＵｉｊは図３０
に示されるように図５に示すＦＬＬＦＢｉｊの各学習領
域に対応した学習領域について夫々定められている。上
式からわかるようにＦＬＬＦＢｉｊとＫＢＵｉｊとの間
に差があるときにはこの差に１／ｍを乗じた値にＫＢＵ
ｉｊが加算され、従って学習値ＫＢＵｉｊは徐々にＦＬ
ＬＦＢｉｊに近づくように変化する。ステップ７１３に
おいて学習値ＫＢＵｉｊが算出されるとステップ７１４
に進んで学習カウンタＣＦＬＬＦＢがクリアされる。即
ち、図２９の区間Ｚに示されるように学習カウント値Ｃ
ＦＬＬＢがｎに達する毎にリーンリミットフィードバッ
ク補正係数ＦＬＬＢＦｉｊに基いて対応する学習値ＫＢ
Ｕｉｊが更新され、次いで学習カウンタＣＦＬＬＦＢが
クリアされる。

【００９０】一方、ステップ７０２においてＳＩＮＰＡ
Ｖが基準値ＳＩＮＰ₀ を越えたと判断されるとステップ
７１５に進んでラフロードカウント値ＣＲＲが１だけイ
ンクリメントされる。次いでステップ７１６において学
習カウンタＣＦＬＬＦＢがクリアされる。次いでステッ
プ７１７ではラフロードカウンタＣＲＲのカウントアッ
プ作用が開始されてから一定時間ＴＣが経過したか否か
が判別される。一定時間ＴＣが経過していないときには
ステップ７０９に進み、従ってリーンリミットフィード
バック補正係数ＦＬＬＢＦｉｊの更新作用が行われる。
このとき平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが大きくなるの
で図２９に示されるようにＦＬＬＦＢｉｊが増大する。
なお、このとき学習値ＫＢＵｉｊの更新作用は停止され
ている。

【００９１】次いで一定時間ＣＴを経過するとステップ
７１８に進んで機関の運転が８サイクル経過したか否か
が判別される。８サイクル経過したときにはステップ７
１９に進んでリーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢｉｊが一定値αだけ減少せしめらる。即ち、Ｆ
ＬＬＦＢｉｊは８サイクル毎に一定値αずつ減少せしめ
られる。次いでステップ７２０ではＦＬＬＦＢｉｊが対
応する学習値ＫＢＵｉｊよりも小さくなったか否かが判
別される。ＦＬＬＦＢｉｊ＜ＫＢＵｉｊになるとステッ
プ７２１に進んでＦＬＬＦＢｉｊがＫＢＵｉｊとされ
る。即ち、図２９に示されるようにＳＩＮＰＡＶが基準
値ＳＩＮＰ₀ を越えてから一定時間ＴＣを経過するとリ
ーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊは
学習値ＫＢＵｉｊまで徐々に戻される。

【００９２】車両が悪路を走行すると平均トルク変動値
ＤＬＮＩＳＭが大きくなるので図２９に示されるように
リーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊ
が大きくなる。その結果、空燃比はリッチ側に移行し、
斯くしてＮＯ_x の発生量が増大する。しかしながらこの
ときのトルク変動は悪路の走行によって生じているので
あって燃焼圧の変動によるものではなく、燃焼からみて
このときの最適なリーンリミットフィードバック補正係
数ＦＬＬＦＢｉｊはほぼ学習値ＫＢＵｉｊに一致する。
従ってＮＯ_x の発生を抑制しかつ良好な燃焼を得るため
にＦＬＬＦＢｉｊは学習値ＫＢＵｉｊまで徐々に戻され
る。なお、このように車両が悪路を走行したときにＦＬ
ＬＦＢｉｊがＫＢＵｉｊまで戻されると悪路から平滑路
に移行したときにリーンリミットフィードバック補正係
数ＦＬＬＦＢｉｊが荒れないという利点もある。

【００９３】次に図３１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３１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８０９では次式に基づいて燃料噴射時間ＴＡ
Ｕが算出される。

【００９４】ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＥＡＮ・ＦＬＬＦＢ・
ＦＡＦ＋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８０６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８０７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
８０８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８０９に
進み、燃料噴射時間ＴＡＵが算出される。

【００９５】これまで述べた実施例ではＴａ（ｉ）の変
動の振幅の平均値ＳＩＮＰＡＶが一定の基準値ＳＩＮＰ
₀ を越えたときに車両が悪路を走行していると判断する
ようにしている。しかしながらこの基準値ＳＩＮＰ₀ は
トルク変動量、例えば平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭの
関数とすることが好ましく、次にこのことについて図３
２を参照しつつ説明する。

【００９６】図３２はＴａ（ｉ）の変動の振幅の平均値
ＳＩＮＰＡＶと平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭとの関係
を示しており、図３２において悪路を走行していると判
断すべき領域がハッチングＳＳで示されている。即ち、
現在車両が平滑路を走行していて平均トルク変動値ＤＬ
ＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢに維持されて
おり、このときの運転状態が図３２において点Ｐ₁ で示
されるとする。このように車両が平滑路を走行している
状態で燃焼圧が変動したとすると（ωａ² −ωｂ² ）の
変動が大きくなると共にＴａ（ｉ）の変動も多くなるの
で平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが大きくなると共に振
幅平均値ＳＩＮＰＡＶが大きくなり、このとき平均トル
ク変動値ＤＬＮＩＳＭは図３２において点Ｐ₁ から点Ｐ
₂ に移行する。即ち、路面状態が一定のもとで燃焼圧が
変動すると平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが図３２の破
線Ｑ₁₂に沿って変化することになる。

【００９７】一方燃焼圧は変動しておらず、道路の凸凹
の程度が大きくなるとそれに伴なって振幅平均値ＳＩＮ
ＰＡＶが大きくなる。このように振幅平均値ＳＩＮＰＡ
Ｖが大きくなるとそれに伴なってトルク変動量も若干増
大するので平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭも若干大きく
なり、斯くしてこのとき平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭ
は図３２において点Ｐ₁ から点Ｐ₃ に移行する。即ち、
同一の燃焼変動状態のもとで道路の凸凹の程度が大きく
なると平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが図３２の実線Ｑ
₁₃に沿って変化することになる。なお、この場合、点Ｐ
₃ は車両が悪路を走行していると判断される基準値ＳＩ
ＮＰ₀ となっている。

【００９８】一方、図３２の点Ｐ₂ で示される平均トル
ク変動値ＤＬＮＩＳＭであるときに道路の凸凹の程度が
大きくなっていくと平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭは実
線Ｑ ₁₃と平行な実線Ｑ₂₄に沿って変化する。このとき悪
路と判断されるまでの実線Ｑ ₂₄の長さと実線Ｑ₁₃の長さ
は等しくなるはずであるから点Ｐ₄ は点Ｐ₃ を通りかつ
破線Ｑ₁₂と平行な直線上に位置することになる。即ち、
悪路を走行していると判断する基準となる基準値ＳＩＮ
Ｐ₀ は破線Ｑ₁₂と平行な直線上に位置し、従って基準値
ＳＩＮＰ₀ は平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが増大する
ほど大きくなる。ＤＬＮＩＳＭとＳＩＮＰＡＶとにより
定まる点がこの基準値ＳＩＮＰ₀ を越せば車両が悪路を
走行していると判断され、従って前述したように図３２
のハッチング領域ＳＳが悪路を走行していると判断され
る領域を示していることになる。

【００９９】一方、図３３は車両が凸凹道を走行してい
るときに空燃比がリッチ側に移行しないようにするため
の図２８（Ａ）に示す変動値判別値ＤＨ（ｎ），ＤＬ
（ｎ）の別の実施例を示している。この実施例では目標
トルク変動値ＬＶＬＬＦＢに対して平均トルク変動値Ｄ
ＬＮＩＳＭが小さくなる側の変動値判別値ＤＬ（１），
ＤＨ（２），ＤＨ（３）は目標トルク変動値ＬＶＬＬＦ
Ｂおよび振幅平均値ＳＩＮＰＡＶにかかわらずに一定に
維持されている。これに対して目標トルク変動値ＬＶＬ
ＬＦＢに対して平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが大きく
なる側の各変動値判別値ＤＨ（１），ＤＨ（２），ＤＨ
（３）は図３２に示される実線Ｑ₁₃，Ｑ₂₄と同じ傾きを
有する直線からなる。即ち、各変動値判別値ＤＨ（ｎ）
は振幅平均値ＳＩＮＰＡＶが大きくなるにつれて次第に
増大する。なお、図３３におけるハッチング領域ＳＳは
図３２と同様に車両が悪路を走行していると判断される
領域を示している。

【０１００】即ち、上述したように各変動値判別値ＤＨ
（ｎ）は図３２の実線Ｑ₁₃，Ｑ₂₄と同じ傾きをなしてお
り、従って燃焼圧の変動量が変化しない状態で道路の凸
凹の程度が増大したときには平均トルク変動値ＤＬＮＩ
ＳＭが変動値判別値ＤＮ（ｎ）に沿って変化するのでフ
ィードバック補正値＋ａ₁ ，＋ａ₂ ，＋ａ₃ ，＋ａ₄は
変化しないことになる。例えば現在のフィードバック補
正値が＋ａ₂ だったとする。この状態から燃焼圧の変動
量が変化することなく道路の凸凹の程度が増大したとす
るとこのときトルク変動量が増大するがフィードバック
補正値は＋ａ₃に増大することなく＋ａ₂ のまま維持さ
れる。従って車両が凸凹道を走行しても空燃比はリッチ
側に移行せず、空燃比は燃焼圧の変動から定まる最適の
空燃比に維持されることになる。

【０１０１】図３４および図３５は図３２に示す悪路走
行の判定方法および図３３に示す変動値判別値ＤＨ
（ｎ）を使用した場合のリーンリミットフィードバック
補正係数ＦＬＬＦＢの算出ルーチンを示している。この
ＦＬＬＦＢの算出ルーチンは図２６および図２７に示す
ルーチンとステップ７０２′が異なるだけであり、残り
は図２６および図２７に示すルーチンと同じである。即
ち、図３４および図３５に示すルーチンではステップ７
０２′において平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭと振幅平
均値ＳＩＮＰＡＶから定まる点が図３２の領域ＳＳ内に
あるか否かが判別され、平均トルク変動値ＤＩＮＩＳＭ
と振幅平均値ＳＩＮＰＡＶから定まる点が領域ＳＳにな
い場合にはステップ７０５およびステップ７０６におい
て図３３に示される変動値判別値ＤＨ（ｎ），ＤＬ
（ｎ）および目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢからトルク
変動レベルＬＶＬＨ（ｎ）およびＬＶＬＬ（ｎ）が算出
され、次いでステップ７０７，７０８では図３３に示さ
れるフィードバック補正値＋ａ₁ ，＋ａ₂ ，＋ａ₃ ，＋
ａ₄ ，−ｂ₁ ，−ｂ₂ ，−ｂ₃ ，−ｂ₄ の中からフィー
ドバック補正値ＤＬＦＢが定められる。

【０１０２】

【発明の効果】車両が悪路を走行したときに空燃比が誤
補正されるのを阻止することができる。

【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】ＮＯ_x 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）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】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１０】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１１】割込みルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図１２】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１３】Ｔａ（ｉ）の変動振幅を算出するためのフロ
ーチャートである。

【図１４】Ｔａ（ｉ）の変動振幅を算出するためのフロ
ーチャートである。

【図１５】Ｔａ（ｉ）の変動振幅を算出するためのフロ
ーチャートである。

【図１６】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１７】トルクを算出するためのフローチャートであ
る。

【図１８】比ＫＴａ（ｉ），ＫＴｂ（ｉ）を算出するた
めのフローチャートである。

【図１９】比ＫＴａ（ｉ），ＫＴｂ（ｉ）を算出するた
めのフローチャートである。

【図２０】カウンタＣＤＬＮＩＸを処理するためのフロ
ーチャートである。

【図２１】種々の値の計算タイミングを示す図である。

【図２２】目標トルク変動値を示す図である。

【図２３】メインルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図２４】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２５】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２６】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２７】リーンリミットス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２８】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２９】Ｔａ（ｉ）の変動の振幅の平均値ＳＩＮＰＡ
Ｖ等の変化を示すフローチャートである。

【図３０】学習値ＫＢＵｉｊのマップを示す図である。

【図３１】燃料噴射時間を算出するためのフローチャー
トである。

【図３２】車両の悪路走行判断領域を示す線図である。

【図３３】変動量判別値ＤＨ（ｎ），ＤＬ（ｎ）を示す
図である。

【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】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。

【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の角速度を検出して該第１の角速度および第２の角速
   度に基づき各気筒が発生する駆動力の変動量を求め、ク
   ランクシャフトの角速度の変動量から車両が悪路を走行
   しているか否かを判断し、車両が悪路を走行していると
   判断されたときには該駆動力の変動量に基づく空燃比の
   補正を禁止するようにした内燃機関の空燃比制御方法。
2. 【請求項２】 上記第１の角速度の２乗と第２の角速度
   の２乗との差を求め、上記駆動力の変動量が該差によっ
   て表わされるトルクの変動量を示している請求項１に記
   載の内燃機関の空燃比制御方法。
3. 【請求項３】 上記クランクシャフトの角速度の変動量
   と上記トルク変動量とに基づいて車両が悪路を走行して
   いるか否かを判断する請求項２に記載の内燃機関の空燃
   比制御装置。
4. 【請求項４】 車両が悪路を走行していないと判断され
   たときには上記クランクシャフトの角速度の変動量と上
   記トルク変動量とに基づいて空燃比の補正量を制御する
   請求項２に記載の内燃機関の空燃比制御装置。
5. 【請求項５】 上記トルク変動量が予め定められた範囲
   内となるように空燃比のフィードバック補正係数を制御
   すると共に車両が悪路を走行していないと判断されたと
   きのフィードバック補正係数の平均値を記憶しておき、
   車両が悪路を走行していると判断されたときに該フィー
   ドバック補正係数を記憶されているフィードバック補正
   係数の平均値に戻すようにした請求項２に記載の内燃機
   関の空燃比制御方法。