JPH1182119A - 内燃機関の出力制御装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 空燃比に関わらず機関の出力トルクを目標と
なる基準トルクに維持する。 【解決手段】 基準空燃比を算出し、目標トルク変動量
を算出し、機関のトルク変動量を検出し、検出されたト
ルク変動量が目標トルク変動量となるようにフィードバ
ック補正係数により基準空燃比を補正する。空燃比が基
準空燃比のときに機関の出力トルクを基準トルクとする
ための基本スロットル開度を算出し、基本スロットル開
度をフィードバック補正係数に基づいて補正することに
より目標スロットル開度を算出し、スロットル開度が目
標スロットル開度となるようにスロットル弁を制御す
る。基準トルクを、空燃比が理論空燃比のときに得られ
る機関の出力トルクに定める。

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出力制御
装置に関する。

【０００２】

【従来の技術】基準空燃比および目標トルク変動量を算
出し、機関のトルク変動量を検出し、このトルク変動量
が目標トルク変動量になるように基準空燃比をフィード
バック補正係数により補正するようにした内燃機関が公
知である（特開平４−２２４２４５号公報参照）。空燃
比がリーンになるほど機関で発生するＮＯ_x 量が減少
し、しかも燃料消費率が小さくなるので空燃比をできる
だけリーンにするのが好ましい。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
トルク変動量が大きくなって車両振動が増大し、斯くし
て車両の運転性が悪化する。そこでこの内燃機関では、
排出ＮＯ_x 量および燃料消費率をできるだけ低減し、同
時に車両の運転性の悪化をできるだけ低減しうるトルク
変動量領域内に目標トルク変動量を定め、トルク変動量
が目標トルク変動量となるように基準空燃比をフィード
バック補正係数により補正するようにしている。

【０００３】

【発明が解決しようとする課題】ところで、空燃比を或
る一定の空燃比、例えば理論空燃比に維持するようにし
た内燃機関では通常、空燃比が理論空燃比のときに機関
の出力トルクを目標トルクとするための目標スロットル
開度を求め、スロットル開度がこの目標スロットル開度
となるようにスロットル弁を制御している。しかしなが
ら上述の内燃機関において、空燃比が基準空燃比のとき
に機関の出力トルクを目標トルクとするための目標スロ
ットル開度を求めてスロットル開度がこの目標スロット
ル開度となるようにスロットル弁を制御するようにする
と、トルク変動量を目標トルク変動量にすべくフィード
バック補正係数が変動したときに空燃比が基準空燃比か
らずれてしまい、その結果機関の出力トルクが目標トル
クからずれてしまうという問題点がある。

【０００４】

【課題を解決するための手段】上記課題を解決するため
に１番目の発明によれば、基準空燃比を算出する基準空
燃比算出手段と、目標トルク変動量を算出する目標トル
ク変動量算出手段と、機関のトルク変動量を検出するト
ルク変動量検出手段と、トルク変動量が前記目標トルク
変動量になるように前記基準空燃比をフィードバック補
正係数により補正する空燃比補正手段と、空燃比が基準
空燃比のときに機関の出力トルクを基準トルクとするた
めの基本スロットル開度を算出する基本スロットル開度
算出手段と、基本スロットル開度を前記フィードバック
補正係数に基づいて補正することにより目標スロットル
開度を算出する目標スロットル開度算出手段と、スロッ
トル開度が目標スロットル開度となるようにスロットル
弁を制御することにより機関の出力トルクが基準トルク
に維持されるようにするスロットル開度制御手段とを具
備している。すなわち１番目の発明では、空燃比に関わ
らず機関の出力トルクが目標となる基準トルクに維持さ
れる。

【０００５】また、２番目の発明によれば１番目の発明
において、前記基準トルクを、空燃比が理論空燃比のと
きに得られる機関の出力トルクにしている。すなわち２
番目の発明では、空燃比が例えばリーン空燃比から理論
空燃比に、或いは理論空燃比からリーン空燃比に変更さ
れたときにも機関の出力トルクが目標となる基準トルク
に維持される。

【０００６】

【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お
よびエアフローメータ６を介してエアクリーナ７に連結
され、吸気ダクト５内にはスロットル弁８が配置され
る。このスロットル弁８はステップモータのようなアク
チュエータ８ａに接続されており、従ってスロットル開
度が電気的に制御される。一方、各気筒＃１，＃２，＃
３，＃４は排気マニホルド９および排気管１０を介して
ＮＯ_x 吸収剤１１を内蔵したケーシング１２に連結され
る。このＮＯ_x 吸収剤１１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。

【０００７】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。機関の出力軸またはクランクシャフト１３には外歯
付ロータ１４が取付けられ、ロータ１４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１５が配
置される。図１に示される実施例ではロータ１４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１５は出力軸ま
たはクランクシャフト１３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。

【０００８】エアフローメータ６は吸入空気量に比例し
た出力電圧を発生し、この出力電圧が対応するＡＤ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８にはスロットル開度に比例した出力電圧を
発生するスロットル開度センサ１６が取付けられ、この
スロットル開度センサ１６の出力電圧が対応するＡＤ変
換器２８を介して入力ポート２６に入力される。また、
排気マニホルド９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２６に入力される。さらに、アクセルペ
ダル１８にはアクセルペダル１８の踏み込み量に比例し
た出力電圧を発生する踏み込み量センサ１９が接続さ
れ、この踏み込み量センサ１９の出力電圧は対応するＡ
Ｄ変換器２８を介して入力ポート２６に入力される。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およびアクチュエータ８ａに接続される。

【０００９】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。

【００１０】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は機関負荷Ｑ／Ｎ（吸入空気量Ｑ／機関回転
数Ｎ）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ＲＯＭ２２内に記憶されている。リーン補
正係数ＦＬＥＡＮは空燃比を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は機関
負荷Ｑ／Ｎ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。

【００１１】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。本実施例では吸入空気量Ｑ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つの領域で分けられ
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ＦＬＬＦＢ₁₁〜ＦＬＬＦＢ₃₃が設定さ
れている。

【００１２】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。

【００１３】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。

【００１４】一方、空燃比を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Ｆ
ＬＬＦＢとにより空燃比がリーン空燃比に制御される。
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。

【００１５】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。

【００１６】なお、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をカバーするように設定されてい
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。そこで本実施例では図３に示されるトルク変動制
御領域内に目標トルク変動量を定め、トルク変動量が目
標トルク変動量となるように空燃比を制御している。た
だし、このようにトルク変動量を目標トルク変動量に制
御するためにはトルク変動量を検出しなければならな
い。

【００１７】ところでトルク変動量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トルク変動量を算出する方法や、
或いは例えば特公平７−３３８０９号公報に開示されて
いるようにクランクシャフトの第１の角速度ωａの２乗
とクランクシャフトの第２の角速度ωｂの２乗との差に
基づいてトルク変動量を算出する方法が挙げられる。

【００１８】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ことができ
る。

【００１９】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、この場合機関駆動系が捩り振動を生ずるとトルク変
動量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。そこで本実施例では発
生トルクを角速度に基づき算出するようにし、その際機
関駆動系が捩り振動を生じたとしてもトルク変動量を正
確に検出しうるようにしている。

【００２０】次に機関の出力変動およびトルク変動を算
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１５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１５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１５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、本実施例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。

【００２１】図６（Ａ），（Ｂ）において縦軸Ｔ３０は
クランク角センサ１５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、３０°クラン
ク角度／Ｔｂ（ｉ）をｉ番気筒における第２の角速度ω
ｂ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、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。

【００２２】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。

【００２３】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。

【００２４】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 −ωａ
² ）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ＢＴＤＣ３０
°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。

【００２５】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。

【００２６】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。

【００２７】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。

【００２８】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。

【００２９】このように機関駆動系に捩り振動が発生す
るとＴｂ（１）はＴａ（１）に対して経過時間が減少
し、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、検出された経過
時間Ｔａ（ｉ）およびＴｂ（ｉ）に基づいて各気筒が発
生する駆動力或いはトルクを求めても真の駆動力或いは
トルクを求めることができず、斯くして真の機関の出力
変動或いはトルク変動を求めることができない。

【００３０】更に、多気筒内燃機関ではこのような機関
駆動系の捩り振動に加えてクランクシャフト自体の捩り
振動を発生し、このようなクランクシャフト自体の捩り
振動が発生した場合にも真の機関の出力変動或いはトル
ク変動を求めることができなくなる。次にこのことにつ
いて図９を参照しつつ説明する。多気筒内燃機関、例え
ば図１に示されるような４気筒内燃機関では１番気筒お
よび２番気筒において大きなクランクシャフト自体の捩
り振動が発生する。即ち、クランクシャフト自体の捩り
振動がほとんど発生しない気筒、例えば３番気筒＃３で
は図９に示されるようにＴａ（３）からＴｂ（３）に向
けて経過時間は徐々に減少するが１番気筒＃１において
はＴａ（１）からＴｂ（１）に向けて経過時間は徐々に
減少せず、クランクシャフト自体の捩り振動によってＴ
ｂ（１）の経過時間が長くなってしまう。その結果、１
番気筒＃１については検出された経過時間Ｔａ（１）お
よびＴｂ（１）に基づいて１番気筒＃１が発生する駆動
力或いはトルクを求めても真の駆動力或いはトルクを求
めることができず、斯くして真の機関の出力変動或いは
トルク変動を求めることができない。

【００３１】そこで本実施例では機関駆動系の捩り振動
が発生しても、またクランクシャフト自体の捩り振動が
発生しても真の機関の出力変動或いはトルク変動を算出
することができる算出方法を採用している。次にこの算
出方法について図１０を参照しつつ説明する。図１０に
おいてＴａ（１）_j-1 およびＴｂ（１）_j-1 は１番気筒
＃１の先の燃焼時における経過時間を表しており、Ｔａ
（１）_j およびＴｂ（１）_j は１番気筒＃１の次の燃焼
時における経過時間を表している。一方、Ｔａ（３）
_j-1 は１番気筒＃１の先の燃焼にひき続いて行われる３
番気筒＃３の先の燃焼時における経過時間を表してお
り、Ｔａ（３）_j は３番気筒＃３の次の燃焼時における
経過時間を表わしている。

【００３２】まず初めにＴａ（１）_j とＴａ（１）_j-1
との差ＤＴａ（１）（＝Ｔａ（１） _j −Ｔａ（１）
_j-1 ）、およびＴａ（３）_j とＴｂ（３）_j-1 との差Ｄ
Ｔａ（３）（＝Ｔａ（３）_j −Ｔａ（３）_j-1 ）とを求
める。次いで１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トルクと
次の燃焼時の出力トルクとが同一であったと仮定したと
きの１番気筒＃１の次の燃焼時におけるＡＴＤＣ６０°
からＡＴＤＣ９０°までの仮想の経過時間をＴｂ′
（１）_j とし、このＴｂ′（１）_j とＴｂ（１）_j-1 と
の差Ｋｂ（１）（＝Ｔｂ′（１）_j −Ｔｂ（１）_j-1 ）
を求める。これらの差ＤＴａ（１），Ｋｂ（１）および
ＤＴａ（３）を一直線上における高さとして書き直すと
図１１に示されるようになる。

【００３３】図１１に示されるように経過時間差ＤＴａ
（１）とＤＴａ（３）との間では経過時間差がＩ₀ 時間
だけ減少している。クランクシャフト自体に捩り振動が
発生したとしてもこの捩り振動による影響は経過時間差
には表れず、従って経過時間差のＩ₀ 時間の減少は機関
駆動系の捩り振動によるものである。この場合、ＤＴａ
（１）とＤＴａ（３）との間では機関駆動系の捩り振動
による経過時間差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る。従って１番気筒＃１の
先の燃焼時の出力トルクと次の燃焼時の出力トルクとが
同一であると仮定すると経過時間差ＤＴａ（１）とＫｂ
（１）との間では機関駆動系の捩り振動によって経過時
間差がＩだけ減少するものと考えられる。従って図１１
からわかるように１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トル
クと次の燃焼時の出力トルクとが同一であると仮定した
場合に経過時間差Ｋｂ（１）は次式で表される。

【００３４】 Ｋｂ（１）＝（２ＤＴａ（１）＋ＤＴａ（３））／３ ところで１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トルクと次の
燃焼時の出力トルクとが同一であると仮定したときの１
番気筒＃１の仮想の経過時間Ｔｂ′（１）_j は次式で表
される。 Ｔｂ′（１）_j ＝Ｔｂ（１）_j-1 ＋Ｋｂ（１） 従って１番気筒＃１の先の燃焼時の出力トルクと次の燃
焼時における出力トルクが同一であると仮定したときの
１番気筒＃１の次の燃焼時における仮想の出力トルクＤ
ＮＳ（１）は次式で表される。 ＤＮＳ（１）＝｛３０°／Ｔｂ′（１）_j ｝² −｛３０°／Ｔａ（１）_j ｝² ＝｛３０°／（Ｔｂ（１）_j-1 ＋Ｋｂ（１））｝² −｛３０°／Ｔａ（１）_j ｝² 一方、１番気筒＃１の次の燃焼時におけるＡＴＤＣ６０
°からＡＴＤＣ９０°までの実際の経過時間Ｔｂ（１）
_j を用いて実際の出力トルクを算出するとこの出力トル
クＤＮ（１）は次式で表される。

【００３５】ＤＮ（１）＝｛３０°／Ｔｂ（１）_j ｝²
−｛３０°／Ｔａ（１）_j ｝² この場合、１番気筒＃１の仮想の出力トルクＤＮＳ
（１）と実際の出力トルクＤＮ（１）との差は１番気筒
＃１のトルク変動量を表しており、従って１番気筒＃１
のトルク変動量ＤＬＮ（１）は次式で表されることにな
る。 ＤＬＮ（１）＝ＤＮＳ（１）−ＤＮ（１）＝｛３０°／
Ｔｂ′（１）_j ｝²−｛３０°／Ｔｂ（１）_j ｝² 一般的に表すとｉ番気筒のトルク変動量ＤＬＮ（ｉ）は
次式で表すことができる。

【００３６】ＤＬＮ（ｉ）＝ＤＮＳ（ｉ）−ＤＮ（ｉ）
＝｛３０°／Ｔｂ′（ｉ）｝²−｛３０°／Ｔｂ
（ｉ）｝² 即ち、ｉ番気筒のトルク変動量はｉ番気筒の仮想の第２
の角速度の２乗と実際の第２の角速度の２乗との偏差か
ら求まることになる。このような方法でもってトルク変
動量を算出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、更にクランクシャフト自体に捩り振動
が発生したとしても各気筒のトルク変動量を正確に検出
できることになる。

【００３７】一方、このような方法でもってトルク変動
量を算出する場合、ロータ１４（図１）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各気筒の
トルク変動量を正確に検出することができない。そこで
本実施例ではロータ１４の外歯の間隔にばらつきがあっ
たとしても各気筒のトルク変動量を正確に検出しうるよ
うに検出された各経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）を補
正するようにしている。次に経過時間Ｔａ（ｉ）の補正
方法について図１２を参照しつつ説明する。

【００３８】本発明による実施例では経過時間Ｔａ
（ｉ）が次式に基づいて算出される。 Ｔａ（ｉ）＝（ｉ番気筒のＴＤＣからＡＴＤＣ３０°ま
での所要時間）・（１＋ＫＴａ（ｉ）） ここでＫＴａ（ｉ）はｉ番気筒に対する補正係数を表し
ており、これらの補正係数ＫＴａ（ｉ）は機関駆動系の
捩り振動が発生せず、クランクシャフト自体の捩り振動
も発生しない減速運転時の燃料供給停止時に算出され
る。

【００３９】図１２は減速運転時における経過時間Ｔａ
（ｉ）の変化を示している。減速運転時にはクランクシ
ャフトの回転速度が次第に低下するので経過時間Ｔａ
（ｉ）はＴａ（１）_j-1 ，Ｔａ（３）_j-1 ，Ｔａ（４）
_j-1 ，Ｔａ（２）_j-1 ，Ｔａ（１）_j ，Ｔａ（３）_j ，
Ｔａ（４）_j ，Ｔａ（２）_j で表されるように次第に増
大する。このときロータ１４の外歯の間隔が同一であっ
たとすると各経過時間Ｔａ（ｉ）は図１２の実線に沿っ
て変化するものと考えられ、検出された経過時間Ｔａ
（ｉ）が図１２の実線からずれている場合には図１２の
実線からずれている経過時間Ｔａ（ｉ）を検出するため
の外歯の間隔が正規の間隔からずれているものと考えら
れる。そこで本発明による実施例では経過時間Ｔａ
（ｉ）が図１２に示す直線からずれている場合にはその
経過時間Ｔａ（ｉ）が図１２の実線上に位置するように
経過時間Ｔａ（ｉ）を補正係数ＫＴａ（ｉ）によって補
正するようにしている。

【００４０】具体的に云うと、本実施例では７２０°ク
ランク角範囲（ｊ−１），（ｊ）…における４気筒の経
過時間Ｔａ（ｉ）の平均値ＴａＡＶ_j-1 ｛＝（Ｔａ
（１）_{j- 1} ＋Ｔａ（３）_j-1 ＋Ｔａ（４）_j-1 ＋Ｔａ
（２）_j-1 ）／４｝，ＴａＡＶ_j ｛＝（Ｔａ（１）_j ＋
Ｔａ（３）_j ＋Ｔａ（４）_j ＋Ｔａ（２）_j ）／４｝，
…を順次算出する。次いで各経過時間Ｔａ（４）_j-1 ，
Ｔａ（２）_j-1 ，Ｔａ（１） _j ，Ｔａ（３）_j が平均値
ＴａＡＶ_j-1 から平均値ＴａＡＶ_j まで平均的な一定の
増大率でもって増大したと考え、平均的な一定の増大率
でもって増大したと考えたときの各気筒についての経過
時間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ（１），ＡＡ
Ｖ（３）を次式より求める。

【００４１】ＡＡＶ（４）＝（ＴａＡＶ_j −ＴａＡＶ
_j-1 ）・（１／８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（２）＝（ＴａＡＶ_j −ＴａＡＶ_j-1 ）・（３／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（１）＝（ＴａＡＶ_j −ＴａＡＶ_j-1 ）・（５／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（３）＝（ＴａＡＶ_j −ＴａＡＶ_j-1 ）・（７／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 次いで次式に基づき各気筒についてこれら経過時間ＡＡ
Ｖ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ（１），ＡＡＶ（３）
に対する実際に検出された経過時間Ｔａ（４） _j-1 ，Ｔ
ａ（２）_j-1 ，Ｔａ（１）_j ，Ｔａ（３）_j のずれ割合
ＫＡＦＣ（４），ＫＡＦＣ（２），ＫＡＦＣ（１），Ｋ
ＡＦＣ（３）を求める。

【００４２】ＫＡＦＣ（４）＝｛Ｔａ（４）_j-1 −ＡＡ
Ｖ（４）｝／ＡＡＶ（４） ＫＡＦＣ（２）＝｛Ｔａ（２）_j-1 −ＡＡＶ（２）｝／
ＡＡＶ（２） ＫＡＦＣ（１）＝｛Ｔａ（１）_j −ＡＡＶ（１）｝／Ａ
ＡＶ（１） ＫＡＦＣ（３）＝｛Ｔａ（３）_j −ＡＡＶ（３）｝／Ａ
ＡＶ（３） 次に次式を用いて基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）を各気筒
毎に求める。

【００４３】ＫＴａＢ（ｉ）＝ＫＴａ（ｉ）_j-1 −ＫＡ
ＦＣ（ｉ）／４ 即ち、各気筒に対するこれまでの補正係数ＫＴａ（ｉ）
_j-1 からずれ割合ＫＡＦＣ（ｉ）の１／４を減算するこ
とによって基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）が算出される。
次いで基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）の平均値ｔＫＴａＭ
が次式に基づき算出される。

【００４４】ｔＫＴａＭ＝｛ＫＴａＢ（１）＋ＫＴａＢ
（２）＋ＫＴａＢ（３）＋ＫＴａＢ（４）｝／４ 次いで次式に示されるように各基本補正係数ＫＴａＢ
（ｉ）から平均値ｔＫＴａＭを減算することによって各
気筒に対する補正係数ＫＴａ（ｉ）が算出される。

【００４５】 ＫＴａ（ｉ）＝ＫＴａＢ（ｉ）−ｔＫＴａＭ 上述したように補正係数ＫＴａ（ｉ）_j-1 をずれ割合Ｋ
ＡＦＣ（ｉ）に基づいて直接補正せず、一旦基本補正係
数ＫＴａＢ（ｉ）を求めるようにしているのは次の理由
による。例えば１番気筒＃１についてのみずれ割合ＫＡ
ＦＣ（１）が存在し、このずれ割合ＫＡＦＣ（１）に基
づいて１番気筒＃１の補正係数ＫＴａ（１）のみを補正
したとする。この場合、１番気筒＃１のみの経過時間Ｔ
ａ（１）が増大又は減少せしめられる。しかしながら１
番気筒＃１のみの経過時間Ｔａ（１）が増大又は減少せ
しめられると今度は残りの気筒＃２，＃３，＃４の補正
係数ＫＴａ（２），ＫＴａ（３），ＫＴａ（４）がずれ
を生じることになる。

【００４６】このような問題が生じないようにするため
に基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）を一旦求め、この基本補
正係数ＫＴａＢ（ｉ）から基本補正係数の平均値ｔＫＴ
ａＭを減算することによって最終的な補正係数ＫＴａ
（ｉ）を求めるようにしている。即ち、例えば１番気筒
＃１の基本補正係数ＫＴａＢ（１）が増大せしめられた
場合には全ての気筒＃１，＃２，＃３，＃４の基本補正
係数ＫＴａＢ（ｉ）から基本補正係数の平均値ｔＫＴａ
Ｍが減算される。このように全ての気筒の基本補正係数
ＫＴａＢ（ｉ）からｔＫＴａＭが減算されると１番気筒
＃１の補正係数ＫＴａ（１）は増大するが残りの気筒＃
２，＃３，＃４の補正係数ＫＴａ（２），ＫＴａ
（３），ＫＴａ（４）は減少せしめられ、ＫＴａ
（１），ＫＴａ（２），ＫＴａ（３）およびＫＴａ
（４）の和は常に零に維持される。このようにＫＴａ
（１），ＫＴａ（２），ＫＴａ（３）およびＫＴａ
（４）の和が常に零になるように各補正係数ＫＴａ
（ｉ）を補正するといずれか一つの補正係数ＫＴａ
（ｉ）が補正されても他の補正係数ＫＴａ（ｉ）はずれ
を生じなくなる。

【００４７】図１２に示される実施例では例えば１番気
筒＃１の経過時間Ｔａ（１）_j が平均的な一定の増大率
でもって増大したと考えたときの経過時間ＡＡＶ（１）
よりも大きいときには１番気筒＃１に対するずれ割合Ｋ
ＡＦＣ（１）が正の値となる。その結果補正係数ＫＴａ
（１）は、ずれ割合ＫＡＦＣ（１）が零となるまで減少
せしめられ、ずれ割合ＫＡＦＣ（１）が零になると補正
係数ＫＴａ（１）の値は一定値に落ち着くことになる。
このとき経過時間Ｔａ（１）は経過時間ＡＶＶ（１）に
一致する。全ての気筒についての補正係数ＫＴａ（ｉ）
が一定値に落ち着くとロータ１４の回転速度が一定のと
きには補正係数ＫＴａ（ｉ）を用いて補正された各気筒
の経過時間Ｔａ（ｉ）は全て等しくなる。従ってロータ
１４の外歯の間隔にばらつきがあったとしても各気筒の
トルク変動を正確に検出することができる。再びトルク
変動の算出に話しを戻すと機関駆動系に捩り振動が発生
したときに経過時間差ＤＴａ（ｉ）は図１０に示される
ように変動する。しかしながらこの経過時間差ＤＴａ
（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ＤＴａ（ｉ）の変動巾が極めて大きくな
る場合がある。図１３は車両が凸凹道を走行したときの
ＤＴａ（ｉ）の変動を示しており、図１３のＡＭＰは最
小のＤＴａ（ｉ）と最大のＤＴａ（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各気筒の出力変動およびトルク
変動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Ｄ
Ｔａ（ｉ）が最大又は最小となる気筒の出力変動又はト
ルク変動を正確に検出できなくなる。即ち、図１３にお
いて例えば最初にＤＴａ（ｉ）が最大になる気筒が１番
気筒＃１であったとすると１番気筒＃１の仮想の経過時
間差Ｋｂ（１）の捩り振動による減少量Ｉは図１１のＤ
Ｔａ（１）とＤＴａ（３）とを結ぶ鎖線の傾きから求め
られる。しかしながらＤＴａ（１）が最大となる付近で
は捩り振動による経過時間の増大量又は減少量はＤＴａ
（２），ＤＴａ（１），ＤＴａ（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Ｋｂ（１）を
ＤＴａ（１）とＤＴａ（３）から求めるとＫｂ（１）の
値は実際の値よりもかなり小さく計算される。その結
果、Ｋｂ（１）が正規の値を示さなくなり、斯くして出
力変動量およびトルク変動量を正確に検出できなくな
る。振幅ＡＭＰが大きくなるとＤＴａ（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ＤＴ
ａ（ｉ）に対してＤＴａ（ｉ）が急変した気筒において
もＫｂ（ｉ）の値が実際の値からずれ、斯くして出力変
動およびトルク変動を正確に検出できなくなる。そこで
本実施例では振幅ＡＭＰが大きいときにはＤＴａ（ｉ）
が最大又は最小となる気筒については出力変動量又はト
ルク変動量を求めずに、更に一つ前に燃焼が行われた気
筒のＤＴａ（ｉ）に対してＤＴａ（ｉ）が急変した気筒
についても出力変動量又はトルク変動量を求めないよう
にしている。

【００５０】次に図１４から図２５を参照しつつ各気筒
のトルク変動量を求めるためのルーチンについて説明す
る。なお、図２５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１４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１４
を参照するとまず初めに経過時間差ＤＴａ（ｉ）および
経過時間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１５から図１８に
示されている。次いでトルク変動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１９から図２１に示されてい
る。次いでトルク変動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２３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ＣＤ
ＬＮＩＸの処理ルーチンに進む。このルーチンは図２４
に示されている。

【００５１】経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔ
ｂ（ｉ）の算出ルーチンを示す図１５から図１８を参照
すると、まず初めにステップ１０１において時刻ＴＩＭ
Ｅ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ＴＩＭＥが算出され
る。次いでステップ１０２では現在の時刻ＴＩＭＥ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１１１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
合には経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔｂ
（ｉ）の算出ルーチンを完了する。

【００５３】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７２０°クランク角度前に算出
された経過時間Ｔａ（ｉ）がＴａＯ（ｉ）とされる。次
いでステップ１０５では次式に基づいてｉ番気筒のＴＤ
ＣからＡＴＤＣ３０°までの最終的な経過時間Ｔａ
（ｉ）が算出される。

【００５４】Ｔａ（ｉ）＝（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）・
（１＋ＫＴａ（ｉ）） 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（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥ
Ｏ）・（１＋ＫＴａ（１））から算出される。ここで
（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）はクランク角センサ１５によ
り実測された経過時間Ｔａ（１）を表わしており、ＫＴ
ａ（１）はロータ１３の外歯間隔による誤差を補正する
ための補正係数であり、従って（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥ
Ｏ）に（１＋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。

【００５５】次いでステップ１０６では今回算出された
経過時間Ｔａ（ｉ）から７２０°クランク角度前に算出
された経過時間ＴａＯ（ｉ）を減算することによって経
過時間差ＤＴａ（ｉ）（＝Ｔａ（ｉ）−ＴａＯ（ｉ））
が算出される。次いでステップ１０７では現在２番気筒
＃２のＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別される。現在
２番気筒＃２のＡＴＤＣ３０°でないときにはステップ
１１０にジャンプし、一つ前に燃焼が行われた（ｉ−
１）番気筒のトルク変動量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。次いでステップ１１１に進む。本実施
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のトルク変動量を
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２５に示される如く最終的な経過時間Ｔ
ａ（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ＸＣＡＬ（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。

【００５６】一方、ステップ１１１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１１２に進んで７２０°クランク角度前に算出された
経過時間Ｔｂ（ｉ）がＴｂＯ（ｉ）とされる。次いでス
テップ１１３では次式に基づいてｉ番気筒のＡＴＤＣ６
０°からＡＴＤＣ９０°までの最終的な経過時間Ｔｂ
（ｉ）が算出される。

【００５７】Ｔｂ（ｉ）＝（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）・
（１＋ＫＴｂ（ｉ）） 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（ＴＩＭＥ−
ＴＩＭＥＯ）・（１＋ＫＴｂ（１））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
るための値（１＋ＫＴｂ（１））が（ＴＩＭＥ−ＴＩＭ
ＥＯ）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。次い
でステップ１１４では現在２番気筒＃２のＡＴＤＣ９０
°であるか否かが判別される。現在２番気筒＃２のＡＴ
ＤＣ９０°でないときには経過時間差ＤＴａ（ｉ）およ
び経過時間Ｔｂ（ｉ）の算出ルーチンを完了する。

【００５８】一方、ステップ１０７において現在２番気
筒＃２のＡＴＤＣ３０°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図１２の７２０°ク
ランク角度範囲（ｊ）における経過時間Ｔａ（ｉ）の平
均値ＴａＡＶ_j が算出される。 ＴａＡＶ_j ＝（Ｔａ（１）＋Ｔａ（３）＋Ｔａ（４）＋
Ｔａ（２））／４ ここでＴａ（１），Ｔａ（３），Ｔａ（４），Ｔａ
（２）は図１２におけるＴａ（１）_j ，Ｔａ（３）_j ，
Ｔａ（４）_j ，Ｔａ（２）_j に夫々相当する。次いでス
テップ１０９の補正係数ＫＴａ（ｉ）の算出ルーチンに
進む。このルーチンは図１７に示されている。

【００５９】図１７を参照するとまず初めにステップ１
２０において減速運転中の燃料供給停止時であるか否か
が判別される。減速運転中の燃料供給停止時でないとき
には処理サイクルを完了し、減速運転中の燃料供給停止
時にはステップ１２１に進む。ステップ１２１ではステ
ップ１０８において算出された経過時間Ｔａ（ｉ）の平
均値ＴａＡＶ_j と、既に算出されている図１２の７２０
°クランク角度範囲（ｊ−１）における経過時間Ｔａ
（ｉ）の平均値ＴａＡＶ_j-1 （＝（Ｔａ（１）＋Ｔａ
（３）＋Ｔａ（４）＋Ｔａ（２））／４）（ここでＴａ
（１），Ｔａ（３），Ｔａ（４），Ｔａ（２）は夫々図
１２に示されるＴａ（１）_j-1 ，Ｔａ（３） _j-1 ，Ｔａ
（４）_j-1 ，Ｔａ（２）_j-1 に相当する）から、平均的
な一定の増大率でもって増大したと考えたときの図１２
に示す経過時間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ
（１），ＡＡＶ（３）が次のようにして算出される。

【００６０】ＡＡＶ（４）＝（ＴａＡＶ_j −ＴａＡＶ
_j-1 ）・（１／８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（２）＝（ＴａＡＶ_j −ＴａＡＶ_j-1 ）・（３／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（１）＝（ＴａＡＶ_j −ＴａＡＶ_j-1 ）・（５／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 ＡＡＶ（３）＝（ＴａＡＶ_j −ＴａＡＶ_j-1 ）・（７／
８）＋ＴａＡＶ_j-1 次いでステップ１２２では次式に基づいてこれら経過時
間ＡＡＶ（４），ＡＡＶ（２），ＡＡＶ（１），ＡＡＶ
（３）に対する実際に検出された経過時間ＴａＯ
（４），ＴａＯ（２），Ｔａ（１），Ｔａ（３）のずれ
割合ＫＡＦＣ（４），ＫＡＦＣ（２），ＫＡＦＣ
（１），ＫＡＦＣ（３）が算出される。ここでＴａＯ
（４），ＴａＯ（２），Ｔａ（１），Ｔａ（３）は夫々
図１２に示されるＴａ（４）_j-1 ，Ｔａ（２）_j-1 ，Ｔ
ａ（１）_j ，Ｔａ（３）_j に相当する。

【００６１】ＫＡＦＣ（４）＝｛ＴａＯ（４）−ＡＡＶ
（４）｝／ＡＡＶ（４） ＫＡＦＣ（２）＝｛ＴａＯ（２）−ＡＡＶ（２）｝／Ａ
ＡＶ（２） ＫＡＦＣ（１）＝｛Ｔａ（１）−ＡＡＶ（１）｝／ＡＡ
Ｖ（１） ＫＡＦＣ（３）＝｛Ｔａ（３）−ＡＡＶ（３）｝／ＡＡ
Ｖ（３） 次いでステップ１２３では補正係数ＫＴａ（ｉ）の学習
条件が成立しているか否かが判別される。例えば燃料供
給停止から一定時間経過しており、機関回転数が予め定
められた範囲内にあり、かつ車両が悪路を走行していな
いとき、例えば図１３に示される経過時間差ＤＴａ
（ｉ）の振幅ＡＭＰが設定値を越えていないときに学習
条件が成立していると判断される。学習条件が成立して
いないときにはステップ１２８に進んでずれ量ＫＡＦＣ
（ｉ）の積算値ＫＡＦＣＩ（ｉ）が零とされ、次いでス
テップ１２９において積算カウント値ＣＫＡＦＣがクリ
アされる。

【００６２】これに対して学習条件が成立している場合
にはステップ１２４に進んで各気筒に対するずれ量ＫＡ
ＦＣ（ｉ）が対応する積算値ＫＡＦＣＩ（ｉ）に加算さ
れ、次いでステップ１２５において積算カウント値ＣＫ
ＡＦＣが１だけインクリメントされる。次いでステップ
１２６では積算カウント値ＣＫＡＦＣが８になったか否
かが判別される。積算カウント値ＣＫＡＦＣが８でない
ときには処理サイクルを完了し、積算カウント値ＣＫＡ
ＦＣが８になるとステップ１２７に進んで補正係数ＫＴ
ａ（ｉ）が算出される。即ち、各気筒についてずれ量Ｋ
ＡＦＣ（ｉ）が８回積算されるとステップ１２７に進ん
で補正係数ＫＴａ（ｉ）が算出される。

【００６３】ステップ１２７では次のようにして補正係
数ＫＴａ（ｉ）が算出される。即ち、まず初めに各積算
値ＫＡＦＣＩ（ｉ）がＫＡＦＣＥ（ｉ）に置き換えられ
る。次いで次式に基づき基本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）が
算出される。 ＫＴａＢ（ｉ）＝ＫＴａ（ｉ）−（ＫＡＦＣＩ（ｉ）／
８）／４ 即ち、実際に検出された経過時間Ｔａ（ｉ）が平均的な
一定の増大率でもって増大したと考えたときの経過時間
ＡＡＶ（ｉ）に対してずれを生じている場合には現在の
補正係数ＫＴａ（ｉ）を積算値ＫＡＦＣＩ（ｉ）の平均
値の１／４だけ修正した値が基本補正係数ＫＴａＢ
（ｉ）とされる。次いで次式に基づき全気筒に対する基
本補正係数ＫＴａＢ（ｉ）の平均値ｔＫＴａＭが算出さ
れる。

【００６４】ｔＫＴａＭ＝（ＫＴａＢ（１）＋ＫＴａＢ
（２）＋ＫＴａＢ（３）＋ＫＴａＢ（４））／４ 次いで次式に示されるように基本補正係数ＫＴａＢ
（ｉ）をその平均値ｔＫＴａＭでもって修正することに
より補正係数ＫＴａ（ｉ）が更新される。ＫＴａ（ｉ）
＝ＫＴａＢ（ｉ）−ｔＫＴａＭこのようにして減速運転
中の燃料噴射停止時に各気筒に対する補正係数ＫＴａ
（ｉ）の更新が行われる。

【００６５】一方、図１６のステップ１１４において現
在２番気筒＃２のＡＴＤＣ９０°であると判別されたと
きにはステップ１１５に進んでＴａＡＶ_j を求めたとき
と同じ方法により次式に基づいて７２０°クランク角度
範囲における経過時間Ｔｂ（ｉ）の平均値ＴｂＡＶ_j が
算出される。 ＴｂＡＶ_j ＝（Ｔｂ（１）＋Ｔｂ（３）＋Ｔｂ（４）＋
Ｔｂ（２））／４ 次いでステップ１１６の補正係数ＫＴｂ（ｉ）の算出ル
ーチンに進む。このルーチンは図１８に示されている。

【００６６】図１８を参照するとまず初めにステップ１
３０において減速運転中の燃料供給停止時であるか否か
が判別される。減速運転中の燃料供給停止時でないとき
には処理サイクルを完了し、減速運転中の燃料供給停止
時にはステップ１３１に進む。ステップ１３１ではステ
ップ１１５において算出された経過時間Ｔｂ（ｉ）の平
均値ＴｂＡＶ_j と、一つ前の７２０°クランク角度範囲
における経過時間Ｔｂ（ｉ）の平均値ＴｂＡＶ_j-1 （＝
（Ｔｂ（１）＋Ｔｂ（３）＋Ｔｂ（４）＋Ｔｂ（２））
／４）から、平均的な一定の増大率でもって増大したと
考えたときの経過時間ＢＡＶ（４），ＢＡＶ（２），Ｂ
ＡＶ（１），ＢＡＶ（３）が算出される。

【００６７】ＢＡＶ（４）＝（ＴｂＡＶ_j −ＴｂＡＶ
_j-1 ）・（１／８）＋ＴｂＡＶ_j-1 ＢＡＶ（２）＝（ＴｂＡＶ_j −ＴｂＡＶ_j-1 ）・（３／
８）＋ＴｂＡＶ_j-1 ＢＡＶ（１）＝（ＴｂＡＶ_j −ＴｂＡＶ_j-1 ）・（５／
８）＋ＴｂＡＶ_j-1 ＢＡＶ（３）＝（ＴｂＡＶ_j −ＴｂＡＶ_j-1 ）・（７／
８）＋ＴｂＡＶ_j-1 次いでステップ１３２では次式に基づいてこれら経過時
間ＢＡＶ（４），ＢＡＶ（２），ＢＡＶ（１），ＢＡＶ
（３）に対する実際に検出された経過時間ＴｂＯ
（４），ＴｂＯ（２），Ｔｂ（１），Ｔｂ（３）のずれ
割合ＫＢＦＣ（４），ＫＢＦＣ（２），ＫＢＦＣ
（１），ＫＢＦＣ（３）が算出される。

【００６８】ＫＢＦＣ（４）＝｛ＴｂＯ（４）−ＢＡＶ
（４）｝／ＢＡＶ（４） ＫＢＦＣ（２）＝｛ＴｂＯ（２）−ＢＡＶ（２）｝／Ｂ
ＡＶ（２） ＫＢＦＣ（１）＝｛Ｔｂ（１）−ＢＡＶ（１）｝／ＢＡ
Ｖ（１） ＫＢＦＣ（３）＝｛Ｔｂ（３）−ＢＡＶ（３）｝／ＢＡ
Ｖ（３） 次いでステップ１３３では補正係数ＫＴｂ（ｉ）の学習
条件が成立しているか否かが判別される。前述したよう
に、例えば燃料供給停止から一定時間経過しており、機
関回転数が予め定められた範囲内にあり、かつ車両が悪
路を走行していないとき、例えば図１３に示される経過
時間差ＤＴａ（ｉ）の振幅ＡＭＰが設定値を越えていな
いときに学習条件が成立していると判断される。学習条
件が成立していないときにはステップ１３８に進んでず
れ量ＫＢＦＣ（ｉ）の積算値ＫＢＦＣＩ（ｉ）が零とさ
れ、次いでステップ１３９において積算カウント値ＣＫ
ＢＦＣがクリアされる。

【００６９】これに対して学習条件が成立している場合
にはステップ１３４に進んで各気筒に対するずれ量ＫＢ
ＦＣ（ｉ）が対応する積算値ＫＢＦＣＩ（ｉ）に加算さ
れ、次いでステップ１３５において積算カウント値ＣＫ
ＢＦＣが１だけインクリメントされる。次いでステップ
１３６では積算カウント値ＣＫＢＦＣが８になったか否
かが判別される。積算カウント値ＣＫＢＦＣが８でない
ときには処理サイクルを完了し、積算カウント値ＣＫＢ
ＦＣが８になるとステップ１３７に進んで補正係数ＫＴ
ｂ（ｉ）が算出される。即ち、各気筒についてずれ量Ｋ
ＢＦＣ（ｉ）が８回積算されるとステップ１３７に進ん
で補正係数ＫＴｂ（ｉ）が算出される。

【００７０】ステップ１３７では次のようにして補正係
数ＫＴｂ（ｉ）が算出される。即ち、まず初めに各積算
値ＫＢＦＣＩ（ｉ）がＫＢＦＣＥ（ｉ）に置き換えられ
る。次いで次式に基づき基本補正係数ＫＴｂＢ（ｉ）が
算出される。 ＫＴｂＢ（ｉ）＝ＫＴｂ（ｉ）−（ＫＢＦＣＩ（ｉ）／
８）／４ 即ち、実際に検出された経過時間Ｔｂ（ｉ）が平均的な
一定の増大率でもって増大したと考えたときの経過時間
ＢＡＶ（ｉ）に対してずれを生じている場合には現在の
補正係数ＫＴｂ（ｉ）を積算値ＫＢＦＣＩ（ｉ）の平均
値の１／４だけ修正した値が基本補正係数ＫＴｂＢ
（ｉ）とされる。次いで次式に基づき全気筒に対する基
本補正係数ＫＴｂＢ（ｉ）の平均値ｔＫＴｂＭが算出さ
れる。

【００７１】ｔＫＴｂＭ＝（ＫＴｂＢ（１）＋ＫＴｂＢ
（２）＋ＫＴｂＢ（３）＋ＫＴｂＢ（４））／４ 次いで次式に示されるように基本補正係数ＫＴｂＢ
（ｉ）をその平均値ｔＫＴｂＭでもって修正することに
より補正係数ＫＴｂ（ｉ）が更新される。 ＫＴｂ（ｉ）＝ＫＴｂＢ（ｉ）−ｔＫＴｂＭ このようにして減速運転中の燃料噴射停止時に各気筒に
対する補正係数ＫＴｂ（ｉ）の更新が行われる。

【００７２】次に図１９から図２１に示されるトルク変
動算出許可チェックルーチンについて図２２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
とにより経過時間差ＤＴａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ
（図１３）が大きくなったときには特定の気筒について
のトルク変動量の算出を禁止するために設けられてい
る。

【００７３】即ち、図１９から図２１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では経過時間差ＤＴａ（ｉ）が増大し次い
で減少する際の最大経過時間差ＤＴ３０ｍａｘが算出さ
れる。即ち、ステップ２０２では図１５のステップ１０
６において算出されたＤＴａ（ｉ）が最大経過時間差Ｄ
Ｔ３０ｍａｘよりも大きいか否かが判別される。ＤＴ３
０ｍａｘ＞ＤＴａ（ｉ）のときにはステップ２０５にジ
ャンプし、これに対してＤＴ３０ｍａｘ≦ＤＴａ（ｉ）
のときにはステップ２０３に進んでＤＴａ（ｉ）がＤＴ
３０ｍａｘとされる。次いでステップ２０４ではＤＴａ
（ｉ）が増大していることを示す増大フラグＸＭＸＲＥ
Ｃがセット（ＸＭＸＲＥＣ←“１”）され、次いでステ
ップ２０５に進む。

【００７４】ステップ２０５からステップ２０７では経
過時間差ＤＴａ（ｉ）が減少し次いで増大する際の最小
経過時間差ＤＴ３０ｍｉｎが算出される。即ち、ステッ
プ２０５では図１５のステップ１０６において算出され
たＤＴａ（ｉ）が最小経過時間差ＤＴ３０ｍｉｎよりも
小さいか否かが判別される。ＤＴ３０ｍｉｎ＜ＤＴａ
（ｉ）のときにはステップ２０８にジャンプし、これに
対してＤＴ３０ｍｉｎ≧ＤＴａ（ｉ）のときにはステッ
プ２０６に進んでＤＴａ（ｉ）がＤＴ３０ｍｉｎとされ
る。次いでステップ２０７ではＤＴａ（ｉ）が減少して
いることを示す減少フラグＸＭＮＲＥＣがセット（ＸＭ
ＮＲＥＣ←“１”）され、次いでステップ２０８に進
む。

【００７５】ステップ２０８からステップ２１４ではＤ
Ｔａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ（図１３）が設定値Ａ₀
を越えたときにはＤＴａ（ｉ）が最大となった気筒につ
いてのトルク変動量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ＤＴ３０ｍａｘ＞
ＤＴａ（ｉ）でかつＸＭＸＲＥＣ＝“１”であるか否か
が判別される。ＤＴ３０ｍａｘ≦ＤＴａ（ｉ）である
か、又は増大フラグＸＭＸＲＥＣがリセット（ＸＭＸＲ
ＥＣ＝“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ＤＴ３０ｍａｘ＞ＤＴａ（ｉ）
でかつＸＭＸＲＥＣ＝“１”のときにはステップ２０９
に進む。

【００７６】即ち、図２２に示されるように時刻ｔ₁ に
おいて１番気筒＃１の経過時間差ＤＴａ（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ＤＴａ（１）がＤＴ３０ｍａｘとされ、次いでス
テップ２０４において最大フラグＸＭＸＲＥＣがセット
される。一方、図２２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ＤＴ３０ｍａ
ｘ＞ＤＴａ（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２０９に進むのは経過時間差ＤＴａ（ｉ）が減少
しはじめる時刻ｔ₂ である。

【００７７】ステップ２０９では最大経過時間差ＤＴ３
０ｍａｘがＴＭＸＲＥＣとされる。次いでステップ２１
０では最大経過時間差ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間差
ＴＭＮＲＥＣ（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ＤＴａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭ
Ｐが算出される。次いでステップ２１１では最小経過時
間差ＤＴ３０ｍｉｎの初期値がＤＴａ（ｉ）とされる。
次いでステップ２１２では増大フラグＸＭＸＲＥＣがリ
セット（ＸＭＸＲＥＣ←“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２１
５にジャンプする。これに対してＡＭＰ≧Ａ₀ のときに
はステップ２１４に進んでトルク変動算出禁止フラグＸ
ＮＯＣＡＬがセット（ＸＮＯＣＡＬ←“１”）される。
即ち、図２２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のトルク変動量が算
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、トルク変動算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬが
セットされると１番気筒＃１のトルク変動量の算出、即
ち、ＤＴａ（ｉ）が最大となる気筒のトルク変動量の算
出が禁止される。

【００７８】ステップ２１５からステップ２２１ではＤ
Ｔａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰが設定値Ａ₀ を越えたと
きにはＤＴａ（ｉ）が最小となった気筒についてのトル
ク変動量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ＤＴ３０ｍｉｎ＜ＤＴａ
（ｉ）でかつＸＭＮＲＥＣ＝“１”であるか否かが判別
される。ＤＴ３０ｍｉｎ≧ＤＴａ（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ＤＴ３０ｍｉｎ＜ＤＴａ（ｉ）でかつ
ＸＭＮＲＥＣ＝“１”のときにはステップ２１６に進
む。

【００７９】即ち、図２２に示されるように時刻ｔ₃ に
おいて１番気筒＃１の経過時間差ＤＴａ（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ＤＴａ（１）がＤＴ３０ｍｉｎとされ、次いでス
テップ２０７において減少フラグＸＭＮＲＥＣがセット
される。一方、図２２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ＤＴ３０ｍｉ
ｎ＜ＤＴａ（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２１６に進むのは経過時間差ＤＴａ（ｉ）が増大
しはじめる時刻ｔ₄ である。

【００８０】ステップ２１６では最小経過時間差ＤＴ３
０ｍｉｎがＴＭＮＲＥＣとされる。次いでステップ２１
７では最大経過時間差ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間差
ＴＭＮＲＥＣを減算することによってＤＴａ（ｉ）の変
動の振幅ＡＭＰが算出される。次いでステップ２１８で
は最大経過時間差ＤＴ３０ｍａｘの初期値がＤＴａ
（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２２０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ＡＭ
Ｐ≧Ａ₀ のときにはステップ２２１に進んでトルク変動
算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬがセット（ＸＮＯＣＡＬ←
“１”）される。即ち、図２２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のトルク変動量が
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、トルク変動算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬ
がセットされると１番気筒＃１のトルク変動量の算出、
即ち、ＤＴａ（ｉ）が最小となる気筒のトルク変動量の
算出が禁止される。

【００８１】ステップ２２２およびステップ２２３では
経過時間差ＤＴａ（ｉ）が急変した気筒についてのトル
ク変動量の算出が禁止される。即ち、ステップ２２２で
は｜ＤＴａ（ｉ−２）−ＤＴａ（ｉ−１）｜がＫ_o ・｜
ＤＴａ（ｉ−１）−ＤＴａ（ｉ）｜以上か否かが判別さ
れる。ここで定数Ｋ_o は３．０から４．０程度の値であ
る。ステップ２２２において｜ＤＴａ（ｉ−２）−ＤＴ
ａ（ｉ−１）｜＜Ｋ_o・｜ＤＴａ（ｉ−１）−ＤＴａ
（ｉ）｜であると判別されたときには処理ルーチンを完
了し、｜ＤＴａ（ｉ−２）−ＤＴａ（ｉ−１）｜≧Ｋ_o
・｜ＤＴａ（ｉ−１）−ＤＴａ（ｉ）｜であると判別さ
れたときにはステップ２２３に進んでトルク変動算出禁
止フラグＸＮＯＣＡＬがセットされる。

【００８２】即ち、今図２２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｜ＤＴａ（４）−
ＤＴａ（２）｜≧Ｋ_o ・｜ＤＴａ（２）−ＤＴａ（１）
｜であるか否かが判別される。図２２に示されるように
ＤＴａ（４）に対してＤＴａ（２）が急変すると｜ＤＴ
ａ（４）−ＤＴａ（２）｜はＫ_o ・｜ＤＴａ（２）−Ｄ
Ｔａ（１）｜よりも大きくなる。このときトルク変動算
出禁止フラグがセットされ、経過時間差ＤＴａ（ｉ）が
急変した２番気筒＃２のトルク変動量の算出が禁止され
る。

【００８３】次に図２３に示すトルク変動算出ルーチン
について説明する。図２３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）番気筒のトルク変動量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ＸＣ
ＡＬ（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。

【００８４】ステップ３０３では一つ前に燃焼が行われ
た気筒についてのトルク変動量の算出を禁止する禁止フ
ラグＸＮＯＣＡＬ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（ＸＮＯＣＡＬ＝“１”）されているときにはステッ
プ３１１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３０４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３０４に進む。

【００８５】ステップ３０４では一つ前に燃焼が行われ
た（ｉ−１）番気筒の仮想の経過時間差Ｋｂ（ｉ−１）
（図１０および図１１参照）が次式に基づいて算出され
る。 Ｋｂ（ｉ−１）＝｛２・ＤＴａ（ｉ−１）＋ＤＴａ
（ｉ）｝／３ 次いでステップ３０５では次式に基づいて一つ前に燃焼
が行われた（ｉ−１）番気筒の実際の出力トルクＤＮ
（ｉ−１）が算出される。

【００８６】ＤＮ（ｉ−１）＝｛３０°／Ｔｂ（ｉ−
１）｝²−｛３０°／Ｔａ（ｉ−１）｝² 次いでステップ３０６では次式に基づいて一つ前に燃焼
が行われた（ｉ−１）番気筒の仮想の出力トルクＤＮＳ
（ｉ−１）が算出される。 ＤＮＳ（ｉ−１）＝｛３０°／（ＴｂＯ（ｉ−１）＋Ｋ
ｂ（ｉ−１））｝²−｛３０°／Ｔａ（ｉ−１）｝² 次いでステップ３０７では次式に示すように仮想の出力
トルクＤＮＳ（ｉ−１）から実際の出力トルクＤＮ（ｉ
−１）を減算することによって一つ前に燃焼が行われた
（ｉ−１）番気筒のトルク変動量ＤＬＮ（ｉ−１）が算
出される。

【００８７】 ＤＬＮ（ｉ−１）＝ＤＮＳ（ｉ−１）−ＤＮ（ｉ−１） 即ち、例えば今３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°であって
フラグＸＣＡＬ（１）がセットされているとするとステ
ップ３０４において１番気筒＃１に対する仮想の経過時
間差Ｋｂ（１）が算出され、次いでステップ３０５にお
いて１番気筒＃１の実際の出力トルクＤＮ（１）が算出
され、ステップ３０６において１番気筒＃１の仮想の出
力トルクＤＮＳ（１）が算出され、次いでステップ３０
７において１番気筒＃１のトルク変動量ＤＬＮ（１）が
算出される。

【００８８】なお、各気筒の出力変動量ＧＬＮ（ｉ−
１）を求める場合にはステップ３０５からステップ３０
７において以下のような計算を行えばよい。即ち、ステ
ップ３０５では実際のトルク変動量ＤＮ（ｉ−１）を求
める代りに次式に基づいて実際の出力変動量ＧＮ（ｉ−
１）を算出する。 ＧＮ（ｉ−１）＝｛３０°／Ｔｂ（ｉ−１）｝−｛３０
°／Ｔａ（ｉ−１）｝ 次いでステップ３０６では仮想のトルク変動量ＤＮＳ
（ｉ−１）を求める代りに次式に基づいて仮想の出力変
動量ＧＮＳ（ｉ−１）を算出する。

【００８９】ＧＮＳ（ｉ−１）＝｛３０°／（ＴｂＯ
（ｉ−１）＋Ｋｂ（ｉ−１））｝−｛３０°／Ｔａ（ｉ
−１）｝ 次いでステップ３０７ではトルク変動量ＤＬＮ（ｉ−
１）を求める代りに次式に基づいて出力変動量ＧＬＮ
（ｉ−１）を算出する。 ＧＬＮ（ｉ−１）＝ＧＮＳ（ｉ−１）−ＧＮ（ｉ−１） さて、ステップ３０７においてトルク変動量ＤＬＮ（ｉ
−１）が算出されるとステップ３０８に進んでトルク変
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３１０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ＤＬ
Ｎ（ｉ−１）を積算すべきことを示す積算要求フラグＸ
ＤＬＮＩ（ｉ−１）がセット（ＸＤＬＮＩ（ｉ−１）←
“１”）される。これに対してＤＬＮ（ｉ−１）＜０で
あればステップ３０９に進んでＤＬＮ（ｉ−１）が零と
され、次いでステップ３１０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２３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。

【００９０】次に図２４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機関のトルク変動値を算
出する際に使用される。図２４を参照すると、まず初め
にステップ４０１において現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ
３０°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ＡＴＤＣ３０°であるときにはステ
ップ４０２に進む。ステップ４０２では機関のトルク変
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、或いは機関負荷Ｑ／Ｎの単位
時間当りの変化量ΔＱ／Ｎ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。

【００９１】ステップ４０２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４０
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４０９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 および吸入
空気量Ｑの平均値Ｑ_AVE が算出される。

【００９２】一方、ステップ４０２においてトルク変動
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４０３に進んでカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリアさ
れる。次いでステップ４０４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４０５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。

【００９３】次いでステップ４０６では目標トルク変動
値ＬＶＬＬＦＢが算出される。本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ＬＶＬＬＦＢは等しい
変動値を実線で示した図２６（Ａ）に示されるように機
関負荷Ｑ／Ｎ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ＬＶ
ＬＬＦＢは図２６（Ｂ）に示されるように機関負荷Ｑ／
Ｎおよび機関回転数Ｎの関数としてマップの形で予めＲ
ＯＭ２２内に記憶されている。次いでステップ４０７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２６（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。

【００９４】図２８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２９および図３０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３１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３２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。次に図２９および図３０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。

【００９５】図２９および図３０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ＸＤＬＮＩ
（ｉ）がセット（ＸＤＬＮＩ（ｉ）＝“１”）されてい
るか否かが判別される。積算要求フラグＸＤＬＮＩ
（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ＸＤＬＮＩ（ｉ）がセット
されているときにはステップ６０２に進む。ステップ６
０２では積算要求フラグＸＤＬＮＩ（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ＤＬＮＩ（ｉ）に加算され
る。次いでステップ６０４では積算カウント値ＣＤＬＮ
Ｉ（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ＸＤＬＮＩ（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ＸＤＬＮＩ（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ＤＬ
ＮＩ（１）が算出され、ステップ６０４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。

【００９６】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。

【００９７】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。

【００９８】次いでステップ６０９では図２４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。

【００９９】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、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
ったときには全ての気筒に対する積算カウント値ＣＤＬ
ＮＩ（１），ＣＤＬＮＩ（２），ＣＤＬＮＩ（３），Ｃ
ＤＬＮＩ（４）は既に“８”となっている。従ってこの
場合には全て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
てトルク変動量の算出が禁止されたとするとカウント値
ＣＤＬＮＩＸが“８”になったときに１番気筒＃１の積
算カウント値ＣＤＬＮＩ（１）だけは“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Ｄ
ＬＮＩＳＭ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。

【０１００】次に図３１を参照しつつＦＬＬＦＢ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。

【０１０１】ステップ７０２では機関負荷Ｑ／Ｎと機関
回転数Ｎから図２６（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Ｌ
ＶＬＬＦＢ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ＬＶ
ＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）が算出される。

【０１０２】 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
２７（Ａ）に示されるように予め定められている。即
ち、図２７（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。

【０１０３】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。

【０１０４】一方、図２７（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２７（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２７（Ａ）
の対応する領域に示されている。

【０１０５】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２９お
よび図３０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２７（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、目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢが
図２７（Ａ）において破線で示される値であり、算出さ
れた平均トルク変動値ＤＬＮＩＳＭが図２７（Ｂ）のＬ
ＶＬＨ（１）とＬＶＬＨ（２）との間である場合、即ち
目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢに対する平均トルク変動
値ＤＬＮＩＳＭの偏差が図２７（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。

【０１０６】次いでステップ７０７では図２４に示すＣ
ＤＬＮＩＸの処理ルーチンのステップ４０９において求
められた機関回転数の平均値Ｎ_AVE および吸入空気量Ｑ
の平均値Ｑ_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ＦＬＬＦＢ_ij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ＦＬＬＦＢ_ijにフィードバック補正値ＤＬ
ＦＢが加算される。

【０１０７】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ＦＬＬＦＢ_ij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ＦＬＬＦＢ_ij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。

【０１０８】なお、図２４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４０７において全ての気筒に対する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ＦＬＬＦＢ_ijの更新は行われない。

【０１０９】次に図３２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３２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、次いでステップ８０５では図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ＴＡＵが算出される。

【０１１０】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。

【０１１１】このように本実施例では、リーン補正係数
ＦＬＥＡＮで表されるリーン空燃比を基準空燃比として
この基準空燃比を算出し、目標トルク変動量を算出し、
機関のトルク変動量を検出し、検出されたトルク変動量
が目標トルク変動量となるようにリーンリミットフィー
ドバック補正係数ＦＬＬＦＢにより基準空燃比を補正す
るようにしている。

【０１１２】次にスロットル開度の制御方法について説
明する。図１の内燃機関ではスロットル開度を検出し、
目標スロットル開度ＴＲＴＲＥＱを算出し、スロットル
開度がこの目標スロットル開度となるようにスロットル
弁８をフィードバック制御している。この場合、空燃比
が理論空燃比に維持されるときには目標スロットル開度
ＴＲＴＲＥＱは理論空燃比目標スロットル開度ＴＲＴＳ
Ｔとされる。この理論空燃比目標スロットル開度ＴＲＴ
ＳＴは空燃比が理論空燃比のときに機関の出力トルク
を、アクセルペダル１８の踏み込み量ＤＥＰに応じて定
まる目標トルクにするのに必要なスロットル開度であ
る。理論空燃比目標スロットル開度ＴＲＴＳＴは予め実
験により求められており、アクセルペダル１８の踏み込
み量ＤＥＰおよび機関回転数Ｎとの関数として図３３に
示されるマップの形で予めＲＯＭ２２内に記憶されてい
る。

【０１１３】一方、リーン運転が行われるときには目標
スロットル開度ＴＲＴＲＥＱはリーン目標スロットル開
度ＴＲＴＬＮとされる。このリーン目標スロットル開度
ＴＲＴＬＮは次式に基づいて算出される。 ＴＲＴＬＮ＝ＴＲＴＬＮＢ・ＫＬＭＴ ここで、ＴＲＴＬＮＢはリーン基本スロットル開度を、
ＫＬＭＴはスロットル開度補正係数を夫々示している。

【０１１４】リーン基本スロットル開度ＴＲＴＬＮＢは
空燃比が基準空燃比、即ちリーン補正係数ＦＬＥＡＮで
表される空燃比のときに機関の出力トルクを目標となる
基準トルク（後述する）とするために必要なスロットル
開度であり、予め実験により求められている。このリー
ン基本スロットル開度ＴＲＴＬＮＢはアクセルペダル１
８の踏み込み量ＤＥＰおよび機関回転数Ｎとの関数とし
て図３４に示されるマップの形で予めＲＯＭ２２内に記
憶されている。

【０１１５】スロットル開度補正係数ＫＬＭＴは機関の
出力トルクを基準トルクに維持するためのものである。
このスロットル開度補正係数ＫＬＭＴは図３５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ＦＬＬ
ＦＢがＦＬＬＦＢ＝１．０のときに１．０であり、リー
ンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢが小さく
なるにつれて大きくなる。なお、スロットル開度補正係
数ＫＬＭＴはリーンリミットフィードバック補正係数Ｆ
ＬＬＦＢの関数として図３５に示されるマップの形で予
めＲＯＭ２２内に記憶されている。

【０１１６】燃料噴射時間ＴＡＵの算出式からわかるよ
うにリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢ
が１．０よりも大きくなると空燃比がリーン補正係数Ｆ
ＬＥＡＮで表される基準空燃比よりもリッチになり、こ
のときスロットル開度がリーン基本スロットル開度ＴＲ
ＴＬＮＢであると機関の出力が基準トルクよりも大きく
なる。また、ＦＬＬＦＢが１．０よりも小さくなると空
燃比が基準空燃比よりもリーンになり、このときスロッ
トル開度がリーン基本スロットル開度ＴＲＴＬＮＢであ
ると機関の出力が基準トルクよりも小さくなる。即ち、
トルク変動量が目標トルク変動量となるようにリーンリ
ミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢが変動する場
合にリーン目標スロットル開度ＴＲＴＬＮをリーン基本
スロットル開度ＴＲＴＬＮＢとすると機関の出力トルク
が基準トルクからずれることになる。そこで本実施例で
は、ＦＬＬＦＢが１．０のときに１．０であり、ＦＬＬ
ＦＢが大きくなるにつれて小さくなるスロットル開度補
正係数ＫＬＭＴを導入し、リーン基本スロットル開度Ｔ
ＲＴＬＮＢにこのスロットル開度補正係数ＫＬＭＴを乗
算することによりリーン目標スロットル開度ＴＲＴＬＮ
Ｂを算出するようにしている。このようにするとリーン
リミット補正係数ＦＬＬＦＢが変動しても、即ちリーン
空燃比に関わらず機関の出力トルクを基準トルクに維持
することができる。

【０１１７】基準トルクをどのように定めてもよいが、
本実施例では基準トルクを、空燃比が理論空燃比のとき
に得られる機関の出力トルクに定めている。云い換える
と、同一の運転状態即ち同一のアクセルペダル１８の踏
み込み量ＤＥＰおよび同一の機関回転数Ｎにおいて空燃
比がリーン空燃比のときの機関の出力トルクと、空燃比
が理論空燃比のときの機関の出力トルクとが同一とされ
る。その結果、運転領域に応じて空燃比がリーン空燃比
から理論空燃比に変更されるとき、或いは理論空燃比か
らリーン空燃比に変更されるときに機関の出力トルクが
大巾に増大または低下する、いわゆるトルク段差が生じ
るのを阻止することができる。従って、良好な車両の運
転性を確保することができる。

【０１１８】図３６はスロットル開度の制御ルーチンを
示している。このルーチンは予め定められた設定時間ご
との割り込みによって実行される。図３６を参照する
と、まず初めにステップ１００１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次いでステップ１００２に進み、
リーン基本スロットル開度ＴＲＴＬＮＢが図３４のマッ
プから算出される。次いでステップ１００３ではスロッ
トル開度補正係数ＫＬＭＴが図３５のマップから算出さ
れる。次いでステップ１００４ではリーン基本スロット
ル開度ＴＲＴＬＮＢにスロットル開度補正係数ＫＬＭＴ
を乗算することによりリーンスロットル開度ＴＲＴＬＮ
が算出される。次いでステップ１００５ではこのＴＲＴ
ＬＮが目標スロットル開度ＴＲＴＲＥＱとされる。次い
でステップ１００８に進む。

【０１１９】これに対し、ステップ１００１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１０
０６に進んで理論空燃比スロットル開度ＴＲＴＳＴが図
３３のマップから算出される。次いでステップ１００７
ではこのＴＲＴＳＴ目標スロットル開度ＴＲＴＲＥＱと
される。次いでステップ１００８に進む。

【０１２０】ステップ１００８では検出されたスロット
ル開度と目標スロットル開度ＴＲＴＲＥＱとに基づいて
スロットル開度が目標スロットル開度ＴＲＴＲＥＱとな
るようにアクチュエータ８ａが制御される。これまで述
べてきた実施例ではクランクシャフトの角速度に基づい
て機関の出力変動またはトルク変動を求めるようにして
いるが、機関の出力変動またはトルク変動をどのように
求めてもよく、例えば燃焼室内に配置した燃焼圧センサ
の出力信号に基づいて機関の出力変動またはトルク変動
を求めるようにすることもできる。また、機関駆動系ま
たはクランクシャフト自体の捩り振動が生じたとき、ま
たはロータ１４の外歯の間隔にばらつきがある場合に機
関の出力変動またはトルク変動をどのように補正しても
よい。

【０１２１】また、これまで述べてきた実施例では空燃
比を例えば運転領域に応じてリーン空燃比と理論空燃比
とに切り替えるようにしている。しかしながら空燃比を
リーン空燃比とリッチ空燃比とに切り替えるようにする
こともできる。この場合、基準トルクは空燃比がこのリ
ッチ空燃比のときに得られる機関の出力トルクにするの
が好ましい。

【０１２２】

【発明の効果】空燃比に関わらず機関の出力トルクを目
標となる基準トルクに維持することができる。

【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】経過時間差ＤＴａ（ｉ）とＫｂ（ｉ）との関
係を示す図である。

【図１２】減速運転時における経過時間Ｔａ（ｉ）の変
化を示すタイムチャートである。

【図１３】経過時間差ＤＴａ（ｉ）の変化を示すタイム
チャートである。

【図１４】割込みルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図１５】経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔｂ
（ｉ）を算出するためのフローチャートである。

【図１６】経過時間差ＤＴａ（ｉ）および経過時間Ｔｂ
（ｉ）を算出するためのフローチャートである。

【図１７】ＫＴａ（ｉ）を算出するためのフローチャー
トである。

【図１８】ＫＴｂ（ｉ）を算出するためのフローチャー
トである。

【図１９】トルク変動量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】トルク変動量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】トルク変動量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２２】経過時間差ＤＴａ（ｉ）の変化とフラグＸＭ
ＸＲＥＣ，ＸＭＮＲＥＣの変化を示すタイムチャートで
ある。

【図２３】トルク変動量を算出するためのフローチャー
トである。

【図２４】カウンタＣＤＬＮＩＸを処理するためのフロ
ーチャートである。

【図２５】種々の値の計算タイミングを示す図である。

【図２６】目標トルク変動値を示す図である。

【図２７】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２８】メインルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図２９】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３０】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３１】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３２】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３３】理論空燃比目標スロットル開度のマップを示
す図である。

【図３４】リーン基本スロットル開度のマップを示す図
である。

【図３５】スロットル開度補正係数のマップを示す図で
ある。

【図３６】スロットル開度を制御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 ８…スロットル弁 ８ａ…スロットル開度センサ １８…アクセルペダル

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 基準空燃比を算出する基準空燃比算出手
   段と、目標トルク変動量を算出する目標トルク変動量算
   出手段と、機関のトルク変動量を検出するトルク変動量
   検出手段と、該トルク変動量が前記目標トルク変動量に
   なるように前記基準空燃比をフィードバック補正係数に
   より補正する空燃比補正手段と、空燃比が基準空燃比の
   ときに機関の出力トルクを基準トルクとするための基本
   スロットル開度を算出する基本スロットル開度算出手段
   と、該基本スロットル開度を前記フィードバック補正係
   数に基づいて補正することにより目標スロットル開度を
   算出する目標スロットル開度算出手段と、スロットル開
   度が目標スロットル開度となるようにスロットル弁を制
   御することにより機関の出力トルクが基準トルクに維持
   されるようにするスロットル開度制御手段とを具備した
   内燃機関の出力制御装置。
2. 【請求項２】 前記基準トルクが、空燃比が理論空燃比
   のときに得られる機関の出力トルクである請求項１に記
   載の内燃機関の出力制御装置。