JPH1191409A - 内燃機関の動力伝達制御装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 車両の良好な運転性を維持しつつ燃焼消費率
およびＮＯ_X の発生量を十分に低減する。 【解決手段】 クランクシャフトの角速度に基づいて各
気筒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基準空燃比をリーンリ
ミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢにより補正す
る。圧縮行程末期から爆発行程初期までのクランク角度
領域内に設定されたクランク角度範囲内におけるクラン
クシャフトの角速度を検出し、この角速度の変動に基づ
いて車両振動の代表値ＡＭＰを算出する。ロックアップ
機構がオンのときにＦＬＬＦＢが第１の設定値Ｆ１より
も大きくかつＡＭＰが第２の設定値Ａ１よりも大きいと
きにはカウント値ＣＳＩＮＰをインクリメントし、ＣＳ
ＩＮＰが設定値ＣＳＩＮＰ１よりも大きくなったらロッ
クアップ機構がオンになるのを禁止する。

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動力伝達
制御装置に関する。

【０００２】

【従来の技術】従来より、クランクシャフトの角速度に
基づいて各気筒の出力変動を検出し、検出された出力変
動に基づいて、リーン空燃比である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
知られている。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。この場合、検出されたトルク変動量が目標ト
ルク変動量よりも小さいときには基準空燃比はリーン側
に補正され、検出されたトルク変動量が目標トルク変動
量よりも大きいときには基準空燃比はリッチ側に補正さ
れる。

【０００３】ところがこのような内燃機関に、トルクコ
ンバータ内にロックアップ機構を設けた自動変速機を適
用すると次のような問題が生ずる。即ち、ロックアップ
機構がオンのときにはクランクシャフトとトルクコンバ
ータの入力軸とが直結状態とされるのでこのとき車両が
悪路を走行すると駆動輪に作用する外力が直接クランク
シャフトに加わることになる。その結果、燃焼が安定し
ているとしてもクランクシャフトの回転速度変動が大き
くなって基準空燃比がリッチ側に補正され、斯くして燃
料消費率およびＮＯ_X の発生量を十分に低減することが
できない。ところが、ロックアップ機構がオフとなると
車両が悪路を走行してもクランクシャフトの回転速度変
動はそれほど大きくならない。そこで、ロックアップ機
構がオンのときにフィードバック補正係数による基準空
燃比のリッチ側への補正量が設定時間以上、設定値より
も大きいときには車両が悪路を走行していると判断して
ロックアップ機構をオフにするようにした動力伝達制御
装置が公知である（特開平８−１７７５５０号公報参
照）。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】ところで、上述したよ
うに燃焼圧が変動したときにもフィードバック補正係数
による基準空燃比の補正量はリッチ側に大きくなりうる
ので誤判定防止のために設定値を小さくすることはでき
ない。ところが、空燃比が急激に変動するのを阻止する
ためにフィードバック補正係数は比較的ゆっくりと変化
するので設定値を大きくすると、車両が実際に悪路を走
行してからフィードバック補正係数による基準空燃比の
リッチ側への補正量が設定時間以上、設定値よりも大き
くなるまでに長時間を要することになる。即ち、車両が
実際に悪路を走行し始めてから、車両が悪路を走行して
いると判断されるまでに長時間を要し、この間はロック
アップ機構がオンに維持されるので燃焼消費率およびＮ
Ｏ_X の発生量を十分に低減することができない。云い換
えると、フィードバック補正係数による基準空燃比のリ
ッチ側への補正量のみ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すると速やかにかつ正確に
判断することができないという問題点がある。

【０００５】

【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、自動変速機を備え、自動変
速機のトルクコンバータ内にロックアップ機構を設け、
クランクシャフトの角速度に基づいて各気筒の出力変動
を検出し、出力変動に基づいて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におい
て、クランクシャフトの角速度に基づいて車両振動を代
表する代表値を算出し、ロックアップ機構がオンのとき
に設定時間以上、フィードバック補正係数による基準空
燃比のリッチ側への補正量が第１の設定値よりも大きく
かつ代表値が第２の設定値よりも大きいときにロックア
ップ機構がオンになるのを禁止するようにしている。ク
ランクシャフトの角速度変動に基づいて算出される車両
振動を代表する代表値は燃焼圧が変動したときにはそれ
ほど大きくならないが、車両が悪路を走行すると大きく
なる。そこで１番目の発明では、ロックアップ機構がオ
ンのときに設定時間以上、フィードバック補正係数によ
る基準空燃比のリッチ側への補正量が第１の設定値より
も大きくかつ代表値が第２の設定値よりも大きいときに
車両が悪路を走行していると判断してロックアップ機構
がオンになるのを禁止するようにしている。

【０００６】２番目の発明では１番目の発明において、
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
内に設定されたクランク角度範囲内におけるクランクシ
ャフトの角速度を検出し、この角速度の変動に基づいて
前記車両振動の代表値を算出するようにしている。

【０００７】

【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。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Ｎ
Ｏ_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。

【０００８】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。

【０００９】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にはスロットル弁８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）１
７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。一方、出力ポート２７は対応する駆動回路２
９を介して各燃料噴射弁４に接続される。

【００１０】図１に示されるように機関の出力軸１３は
自動変速機３０に連結され、自動変速機３０の出力軸３
１が駆動輪に連結される。自動変速機３０はトルクコン
バータ３２を備えており、このトルクコンバータ３２内
にロックアップ機構３３が設けられている。即ち、トル
クコンバータ３２は出力軸１３に連結されて出力軸１３
と共に回転するポンプカバー３４と、ポンプカバー３４
により支承されたポンプインペラ３５と、自動変速機３
０の入力軸３６に取付けられたタービンランナ３７と、
ステータ３７ａとを具備し、出力軸１３の回転運動がポ
ンプカバー３４、ポンプインペラ３５およびタービンラ
ンナ３７を介して入力軸３６に伝達される。

【００１１】一方、ロックアップ機構３３は入力軸３６
に対してその軸線方向に移動可能に取付けられかつ入力
軸３６と共に回転するロックアップクラッチ板３８を具
備する。通常は、即ちロックアップ機構３３がオフのと
きには入力軸３６内のオイル通路を介してロックアップ
クラッチ板３８とポンプカバー３４間の部屋３９内に加
圧オイルが供給され、次いでこの部屋３９から流出した
加圧オイルはポンプインペラ３５およびタービンランナ
３７の周りの部屋４０内に送りこまれた後、入力軸３６
内のオイル通路を介して排出される。このときロックア
ップクラッチ板３８両側の部屋３９，４０間の圧力差は
ほとんど生じないためにロックアップクラッチ板３８は
ポンプカバー３４の内壁面から離れており、従ってこの
ときにはクランクシャフト１２の回転力はポンプカバー
３４、ポンプインペラ３５およびタービンランナ３７を
介して入力軸３６に伝達される。なお、このときのロッ
クアップクラッチのスリップ量ＮＳＬＰ、即ちクランク
シャフトの回転数Ｎと自動変換器３０の入力軸３６即ち
タービンランナ３７の回転数ＮＴとの差（Ｎ−ＮＴ）は
かなり大きくなっている。

【００１２】一方、ロックアップクラッチのスリップ制
御を行うべきときには入力軸３６内のオイル通路を介し
て部屋４０内に加圧オイルが供給され、部屋３９内のオ
イルは入力軸３６内のオイル通路を介して排出される。
このとき部屋４０内の圧力が部屋３９内の圧力よりも高
くなり、斯くしてロックアップクラッチ板３８がポンプ
カバー３４の内周面上に圧接されてクランクシャフトと
入力軸３６とがスリップしつつ回転する状態となる。こ
のときポンプカバー３４に対するロックアップクラッチ
板３８の圧接力が強くなればなるほどスリップ量ＮＳＬ
Ｐは小さくなり、従ってスリップ量ＮＳＬＰは部屋３
９，４０内に供給されるオイルを制御することによって
制御できる。なお、ロックアップクラッチのスリップ制
御時にはスリップ量ＮＳＬＰは約５０〜１５０r.p.m.に
制御される。

【００１３】ロックアップクラッチのスリップ制御時に
比べて部屋４０内に加圧オイルがさらに供給され、部屋
３９からオイルがさらに排出されるとロックアップクラ
ッチ板３８がポンプカバー３４の内周面上に強く圧接さ
れてクランクシャフトと入力軸３６とが同速度で回転す
る直結状態となり、斯くしてロックアップ機構３３がオ
ンとなる。このときのスリップ量ＮＳＬＰは零である。
部屋３９，４０内へのオイルの供給制御、即ちロックア
ップ機構３３のオン・オフ制御およびロックアップクラ
ッチのスリップ制御は自動変速機３０内に設けられた制
御弁によって制御され、この制御弁は電子制御ユニット
２０の出力信号に基づいて制御される。また、自動変速
機２０内には変速作用を行うための多数のクラッチが設
けられており、これらのクラッチも電子制御ユニット２
０の出力信号に基づいて制御される。

【００１４】また、自動変速機３０内には入力軸３６、
即ちタービンランナ３７の回転速度を表わす出力パルス
を発生する回転速度センサ４１および出力軸３１の回転
速度を表わす出力パルスを発生する回転速度センサ４２
が配置されており、これら回転速度センサ４１，４２の
出力パルスは入力ポート２６に入力される。図１に示す
内燃機関では燃料噴射時間ＴＡＵが次式に基づいて算出
される。

【００１５】ＴＡＵ＝ＴＰ・ＦＬＥＡＮ・ＦＬＬＦＢ・
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、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。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Ｒ
ＯＭ２２内に記憶されている。

【００１６】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。リーンリミットフィードバック補正係
数ＦＬＬＦＢ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。

【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。
なお、本実施例ではリーン補正係数により表わされる空
燃比を基準空燃比としている。

【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、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。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
ればならない。

【００２３】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、
或いは第１の角速度ωａの２乗と第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。

【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。

【００２５】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。

【００２６】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 −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。

【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）の変化を示しており、図７のＡＭＱ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。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】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。

【００３５】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。

【００３６】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。

【００３７】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。

【００３８】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。

【００３９】 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。

【００４０】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。

【００４１】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。

【００４２】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。

【００４３】本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。

【００４４】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。

【００４５】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。

【００４６】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。

【００４７】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。

【００４８】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。

【００４９】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。

【００５０】 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。

【００５１】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。

【００５２】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。

【００５３】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ＤＴ
ａ（ｉ）との差、即ち振幅を示している。この振幅ＡＭ
Ｐ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。

【００５４】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。

【００５５】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。

【００５６】さらに本実施例では、クランクシャフトの
回転速度変動に基づいて車両振動を代表する代表値を求
め、ロックアップ機構３３がオンのときにリーンリミッ
トフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢと、この代表値と
に基づいて車両が悪路を走行しているか否かを判別し、
車両が悪路を走行していると判別されたときにはロック
アップ機構３３がオンになるのを禁止するようにしてい
る。

【００５７】即ち、冒頭で述べたようにロックアップ機
構３３がオンのときに車両が悪路を走行すると駆動輪に
作用する外力が直接クランクシャフトに伝達されるので
このとき算出されるトルク変動量が大きくなり、その結
果上述したようにリーンリミットフィードバック補正係
数ＦＬＬＦＢが大きくなる。ところが、リーンリミット
フィードバック補正係数ＦＬＬＦＢが大きくなって空燃
比がリッチになっても車両が悪路を走行し続ける限り、
算出されるトルク変動量は小さくならず、リーンリミッ
トフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢは増大し続ける。
即ち、車両が悪路を走行するとリーンリミットフィード
バック補正係数ＦＬＬＦＢが一定時間以上、一定値より
も大きくなる。

【００５８】一方、車両が悪路を走行すると車両の振動
が大きくなり、ロックアップ機構３３がオンのときには
この車両振動がクランクシャフトに伝達され、その結果
上述した経過時間差ＤＴａ（ｉ）の振幅ＡＭＰが大きく
なる。ところがこの振幅ＡＭＰは燃焼圧が変動したとき
にも増大し、しかしながら燃焼圧が変動したときには振
幅ＡＭＰは車両が悪路を走行したときよりも大きくなら
ない。即ち、車両が悪路を走行すると車両振動を代表す
る振幅ＡＭＰが一定時間以上、一定値よりも大きくな
る。

【００５９】そこで本実施例では、設定時間以上、リー
ンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢが第１の
設定値よりも大きくかつ振幅ＡＭＰが第２の設定値より
も大きいときには車両が悪路を走行していると判断する
ようにしている。ロックアップ機構３３をオフにすると
駆動輪に作用する外力はポンプインペラを介してクラン
クシャフトに伝達されるので車両が悪路を走行したとし
てもクランクシャフトの回転速度変動は小さくなる。そ
こで、ロックアップ機構３３がオンになるのを禁止すべ
きときには常にロックアップ機構３３をオフにするよう
にすることもできる。しかしながら、ロックアップ機構
３３をオフにすると駆動力の伝達ロスが大きくなるので
好ましくない。一方、ロックアップクラッチのスリップ
制御を行うとクランクシャフトに伝達される外力を小さ
く維持することができ、同時に駆動力の伝達ロスも小さ
く維持することができる。そこで本実施例では、ロック
アップ機構３３がオンのときに車両が悪路を走行してい
ると判断されたときにはロックアップクラッチのスリッ
プ制御が可能であるか否かを判断し、ロックアップクラ
ッチのスリップ制御が可能であると判断されたときには
スリップ制御を行い、可能でないと判断されたときには
ロックアップ機構３３をオフにするようにしている。

【００６０】図１４はロックアップ機構３３をオンにす
べき運転領域およびロックアップクラッチのスリップ制
御が可能な領域を示している。即ち、図１４に示すアク
セルペダルの踏み込み量ＤＥＰと車速ＶＶとにより定ま
る運転領域において、領域ＳＯおよび領域ＳＳＯはロッ
クアップ機構３３をオンにすべき運転領域を示してお
り、それ以外の領域はロックアップ機構３３をオフにす
べき運転領域を示している。また、図１４の領域ＳＳお
よび領域ＳＳＯはロックアップクラッチのスリップ制御
が可能な運転領域を示しており、それ以外の領域はロッ
クアップクラッチのスリップ制御が可能でない運転領域
を示している。

【００６１】通常時、即ち車両が平滑路を走行している
と判断されたときにＤＥＰおよびＶＶにより定まる点が
領域ＳＯ内または領域ＳＳＯ内にあるときにはロックア
ップ機構３３がオンにされ、ＤＥＰおよびＶＶにより定
まる点が領域ＳＳ内にあるときにはスリップ制御実行条
件が成立しているか否かが判断され、スリップ制御実行
条件が成立していると判断されたときにはスリップ制御
が行われ、スリップ制御実行条件が成立していないと判
断されたときにはロックアップ機構３３がオフにされ
る。また、ＤＥＰおよびＶＶにより定まる点がそれ以外
の領域内にあるときにはロックアップがオフにされる。
一方、車両が悪路を走行していると判断されたときにＤ
ＥＰおよびＶＶにより定まる点が領域ＳＯ内にあるとき
にはロックアップ機構３３がオフにされ、ＤＥＰおよび
ＶＶにより定まる点が領域ＳＳＯ内にあるときにはスリ
ップ制御実行条件が成立しているか否かが判断され、ス
リップ制御実行条件が成立していると判断されたときに
はスリップ制御が行われ、スリップ制御実行条件が成立
していないと判断されたときにはロックアップ機構３３
がオフにされる。なお、本実施例では例えば機関回転数
Ｎまたは機関負荷Ｑ／Ｎがが一定値よりも高いときにス
リップ制御実行条件が成立していないと判断され、それ
以外はスリップ制御実行条件が成立していると判断され
る。

【００６２】次に図１５から図２６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２６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１５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１５
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１６から図１９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２０から図２２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２４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２５
に示されている。

【００６３】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１６から図１９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。

【００６４】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。

【００６５】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。

【００６６】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。

【００６７】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２６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。

【００６８】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。

【００６９】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。

【００７０】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１８に示されている。

【００７１】図１８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。

【００７２】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。

【００７３】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。

【００７４】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。

【００７５】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。

【００７６】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。

【００７７】一方、図１７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１９に示されている。

【００７８】図１９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。

【００７９】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。

【００８０】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。

【００８１】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。

【００８２】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。

【００８３】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。

【００８４】次に図２０から図２２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２３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。

【００８５】即ち、図２０から図２２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１６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。

【００８６】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１６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。

【００８７】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。

【００８８】即ち、図２３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２３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。

【００８９】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２３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。

【００９０】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。

【００９１】即ち、図２３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２３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。

【００９２】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２３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。

【００９３】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。即ち、今図２３
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 ・｜Ｄ
Ｔａ（２）−ＤＴａ（１）｜であるか否かが判別され
る。図２３に示されるようにＤＴａ（４）に対してＤＴ
ａ（２）が急変すると｜ＤＴａ（４）−ＤＴａ（２）｜
はＫ_o ・｜ＤＴａ（２）−ＤＴａ（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。

【００９４】次に図２４に示すトルク変動算出ルーチン
について説明する。図２４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。

【００９５】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。

【００９６】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。

【００９７】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。

【００９８】ＤＬＮ（ｉ−１）＝ＤＮＳ（ｉ−１）−Ｄ
Ｎ（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。

【００９９】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。

【０１００】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。

【０１０１】次に図２５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２５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。

【０１０２】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。

【０１０３】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。

【０１０４】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２７（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２７（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２７（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。

【０１０５】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ロッ
クアップ機構３３の制御ルーチン（ステップ５００）が
実行される。このルーチンが図２９に示されている。次
いで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３１および図３２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３３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。

【０１０６】まず図２９に示されるロックアップ機構３
３の制御ルーチンについて説明する。図２９を参照する
と、まず初めにステップ５０１ではアクセルペダルの踏
み込み量ＤＥＰおよび車速ＶＶにより定まる点が図１４
に示される領域ＳＯ内または領域ＳＳＯ内にあるか否か
が判別される。ＤＥＰおよびＶＶにより定まる点が図１
４の領域ＳＯ内または領域ＳＳＯ内にないと判別された
ときには次いでステップ５０２に進み、ＤＥＰおよびＶ
Ｖにより定まる点が図１４の領域ＳＳ内にあるか否かが
判別される。ＤＥＰおよびＶＶにより定まる点が図１４
の領域ＳＳ内にあると判別されたときには次いでステッ
プ５０３に進み、スリップ制御実行条件が成立している
か否かが判別される。上述したように本実施例では例え
ば機関回転数Ｎまたは機関負荷Ｑ／Ｎがが一定値よりも
高いときにスリップ制御実行条件が成立していないと判
別され、それ以外はスリップ制御実行条件が成立してい
ると判別される。スリップ制御実行条件が成立している
と判別されたときには次いでステップ５０４に進み、ロ
ックアップクラッチのスリップ制御が行われる。これに
対し、スリップ制御実行条件が成立していないと判別さ
れたときには次いでステップ５０５に進んでロックアッ
プがオフとされる。一方、ステップ５０２においてＤＥ
ＰおよびＶＶにより定まる点が図１４の領域ＳＳ内にな
いと判別されたときには次いでステップ５０５に進んで
ロックアップ機構３３がオフとされる。

【０１０７】ステップ５０１においてＤＥＰおよびＶＶ
により定まる点が図１４の領域ＳＯ内または領域ＳＳＯ
内にあると判別されたときには次いでステップ５０６に
進み、リーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦ
Ｂ（後述するルーチンで算出される）が設定値Ｆ１より
も大きくかつ振幅ＡＭＰ（図２０から図２２のルーチン
で算出される）が設定値Ａ１よりも大きいか否かが判別
される。ＦＬＬＦＢ＞Ｆ１かつＡＭＰ＞Ａ１のときには
次いでステップ５０７に進んでカウント値ＣＳＩＮＰが
１だけインクリメントされ、ＦＬＬＦＢ≦Ｆ１またはＡ
ＭＰ≦Ａ１のときには次いでステップ５０８に進んでカ
ウント値ＣＳＩＮＰが１だけデクリメントされる。この
カウント値ＣＳＩＮＰはＦＬＬＦＢ＞Ｆ１かつＡＭＰ＞
Ａ１となっている時間を表している。次いでステップ５
０９ではカウント値ＣＳＩＮＰが設定値ＣＳＩＮＰ１よ
りも大きいか否かが判別される。ＣＳＩＮＰ≦ＣＳＩＮ
Ｐ１のときには次いでステップ５１０に進んでロックア
ップ機構３３がオンとされ、或いはオンに維持される。
これに対し、ＣＳＩＮＰ＞ＣＳＩＮＰ１のときには次い
でステップ５０３に進み、スリップ制御が実行されるか
或いはロックアップ機構３３がオフとされる。

【０１０８】即ち、ロックアップ機構３３がオンのとき
に図３０の時刻ｔ₁ において車両が悪路を走行し始めた
とするとこのときからリーンリミットフィードバック補
正係数ＦＬＬＦＢが上昇し始め、振幅ＡＭＰも上昇し始
める。次いで図３０の時刻ｔ ₂ に示されるように振幅Ａ
ＭＰが設定値Ａ１よりも大きくなりかつリーンリミット
フィードバック補正係数ＦＬＬＦＢが設定値Ｆ１よりも
大きくなるとカウント値ＣＳＩＮＰのインクリメント作
用が開始される。次いで図３０の時刻ｔ₃ に示されるよ
うにカウント値ＣＳＩＮＰが設定値ＣＳＩＮＰ１よりも
大きくなるとロックアップ機構３３がオンになるのが禁
止される。その結果、リーンリミットフィードバック補
正係数ＦＬＬＦＢおよび振幅ＡＭＰが低下し始める。こ
のようにリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬ
ＦＢが低下すると空燃比がリーン側に移行することにな
る。次いで図３０の時刻ｔ₄ に示されるようにＡＭＰ≦
Ａ１となるとカウント値ＣＳＩＮＰのデクリメント作用
が開始される。次いで図３０の時刻ｔ₅ に示されるよう
にＣＳＩＮＰ≦ＣＳＩＮＰ１となるとロックアップ機構
３３がオンになることの禁止作用が解除され、即ちロッ
クアップ機構３３が再びオンとされる。

【０１０９】このように本実施例ではリーンリミットフ
ィードバック補正係数ＦＬＬＦＢおよび振幅ＡＭＰに基
づいて車両が悪路を走行しているか否かを判断している
ので車両が悪路を走行しているか否かの判断を正確にか
つ速やかに行うことができる。即ち、例えば燃焼圧変動
に基づきリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬ
ＦＢが設定値Ｆ１よりも大きくなったとしても振幅ＡＭ
Ｐは設定値Ａ１よりも大きくならず、従って設定値Ｆ１
を小さく定めることができる。設定値Ｆ１を小さく定め
ることができるとリーンリミットフィードバック補正係
数ＦＬＬＦＢが設定値Ｆ１よりも大きくなるまでの時
間、即ち車両が実際に悪路を走行し始めてから、車両が
悪路を走行していると判断されるまでの時間を短くする
ことができ、斯くして燃焼消費率およびＮＯ_X の発生量
を十分に低減することができる。

【０１１０】なお、ステップ５０６においてＦＬＬＦＢ
≦Ｆ１またはＡＭＰ≦Ａ１のときにはカウント値ＣＳＩ
ＮＰをクリアするようにしてもよい。しかしながら、本
実施例のようにＦＬＬＦＢ＞Ｆ１かつＡＭＰ＞Ａ１のと
きにカウント値ＣＳＩＮＰをインクリメントし、ＦＬＬ
ＦＢ≦Ｆ１またはＡＭＰ≦Ａ１のときにカウント値ＣＳ
ＩＮＰをデクリメントしてこのカウント値ＣＳＩＮＰと
設定値ＣＳＩＮＰ１とを比較するようにすると振幅ＡＭ
Ｐの平均値を求めてこの平均値と設定値ＣＳＩＮＰ１と
を比較することと同じになる。従って、振幅ＡＭＰが比
較的大きく変動するときにもロックアップ機構３３がオ
ンになるのを禁止すべきか否かを正確に判断することが
できる。

【０１１１】次に図３１および図３２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３１および
図３２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ＸＤ
ＬＮＩ（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ＸＤＬＮ
Ｉ（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ＸＤＬＮ
Ｉ（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。

【０１１２】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。

【０１１３】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。

【０１１４】次いでステップ６０９では図２５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。

【０１１５】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。

【０１１６】次に図３３を参照しつつＦＬＬＦＢ算出ル
ーチンについて説明する。図３３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。

【０１１７】ステップ７０２では機関負荷Ｑ／Ｎと機関
回転数Ｎから図２７（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。

【０１１８】 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
３４（Ａ）に示されるように予め定められている。即
ち、図３４（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。

【０１１９】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。

【０１２０】一方、図３４（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３４（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３４（Ａ）
の対応する領域に示されている。

【０１２１】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３１お
よび図３２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３４（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３４（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３４（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３４（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。

【０１２２】次いでステップ７０７では図２５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。

【０１２３】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。

【０１２４】なお、図２５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。

【０１２５】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。

【０１２６】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。

【０１２７】これまで述べてきた実施例では経過時間差
ＤＴａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ（図１３参照）を車両
振動を代表する代表値としている。しかしながら、経過
時間Ｔａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＱ（図７参照）を車両
振動を代表する代表値とし、設定時間以上、リーンリミ
ットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢが第１の設定値
よりも大きくかつ振幅ＡＭＱが第２の設定値よりも大き
いときに車両が悪路を走行していると判断してロックア
ップ機構３３がオンになるのを禁止するようにすること
もできる。

【０１２８】

【発明の効果】車両が悪路を走行しているか否かを速や
かにかつ正確に判断することができるので車両の良好な
運転性を維持しつつ燃焼消費率およびＮＯ_X の発生量を
十分に低減することができる。

【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】ロックアップ機構をオンにすべき運転領域お
よびロックアップクラッチのスリップ制御を行うべき運
転領域を示す線図である。

【図１５】割込みルーチンを示す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】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１８】ＫＴａ（ｉ）を算出するためのフローチャー
トである。

【図１９】ＫＴｂ（ｉ）を算出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】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２３】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２４】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２５】カウンタＣＤＬＮＩＸを処理するためのフロ
ーチャートである。

【図２６】種々の値の計算タイミングを示す図である。

【図２７】目標トルク変動値を示す図である。

【図２８】メインルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図２９】ロックアップ機構を制御するためのフローチ
ャートである。

【図３０】リーンリミットフィードバック補正係数ＦＬ
ＬＦＢ、振幅ＡＭＰ、およびカウント値ＣＳＩＮＰの変
化を示すタイムチャートである。

【図３１】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】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３４】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 ８…スロットル弁 １４…ロータ １５…クランク角センサ ３３…ロックアップ機構

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号 ＦＩ // Ｆ１６Ｈ 59:34

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 自動変速機を備え、自動変速機のトルク
   コンバータ内にロックアップ機構を設け、クランクシャ
   フトの角速度に基づいて各気筒の出力変動を検出し、該
   出力変動に基づいて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において、クラン
   クシャフトの角速度変動に基づいて車両振動を代表する
   代表値を算出し、ロックアップ機構がオンのときに設定
   時間以上、フィードバック補正係数による基準空燃比の
   リッチ側への補正量が第１の設定値よりも大きくかつ代
   表値が第２の設定値よりも大きいときにロックアップ機
   構がオンになるのを禁止するようにした内燃機関の動力
   伝達制御装置。
2. 【請求項２】 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設定されたクランク角度範囲内にお
   けるクランクシャフトの角速度を検出し、該角速度の変
   動に基づいて前記車両振動の代表値を算出するようにし
   た請求項１に記載の内燃機関の動力伝達制御装置。