WO2010113331A1 - 内燃機関用燃料のアルコール濃度対応値取得装置 - Google Patents

Abstract

本装置は、圧縮行程の開始後から混合ガスの燃焼が開始する前までの期間内の所定のタイミング(BTDCθa deg)の筒内圧P (θa)を筒内圧センサの出力に基づいて取得する(ステップ６２０)。更に、本装置は、その筒内圧P (θa)と前記所定のタイミングにおける燃焼室容積V (θa)との積に基づいて、前記所定のタイミングにおけるガスの内部エネルギーU (θa)を算出する(ステップ６３０)。そして、本装置は、その内部エネルギーU (θa)が大きいほど燃料のアルコールの濃度が小さいという関係にしたがって実際の燃料のアルコール濃度を取得する(ステップ６４０)。

Description

内燃機関用燃料のアルコール濃度対応値取得装置

　本発明は、内燃機関の燃焼室に供給される燃料に含まれるアルコールの濃度に対応した値を取得（推定）する内燃機関用燃料のアルコール濃度対応値取得装置に関する。

　近年、燃料として内燃機関に供給されるガソリン中にエタノール等のアルコールが多量に含まれることがある。このようなガソリンとアルコール（一種類のアルコール）との混合燃料を、以下、「アルコール含有燃料」又は単に「燃料」と称呼する。但し、本明細書において、「アルコール含有燃料」及び「燃料」は、アルコールが０％である場合及びアルコールが１００％である場合も含む。即ち、ガソリンのみの燃料、及び、アルコールのみの燃料、の何れも「アルコール含有燃料」又は「燃料」という。
　燃料に含まれるアルコールの濃度（燃料のアルコール濃度）は、燃料タンクに残存している燃料のアルコール濃度と異なるアルコール濃度を有する燃料が燃料タンクに補給される毎に変化する。燃料のアルコール濃度が変化すると、混合ガスの空燃比を例えば理論空燃比に一致させるための燃料量が変化する。更に、燃料のアルコールの濃度が変化すると機関が発生するトルクも変化する。従って、燃料のアルコール濃度を燃料供給量の制御に代表されるような機関の制御に利用することは有効である。よって、燃料のアルコール濃度を精度良く推定することが望まれる。
　ところで、低位発熱量は、燃料が単位質量あたりに発生できる熱量である。例えば、ガソリンの低位発熱量は４０（ＭＪ／ｇ）であり、エタノールの低位発熱量は２６（ＭＪ／ｇ）である。従って、低位発熱量は燃料のアルコール濃度に応じて変化する。そこで、従来の装置は、少なくとも混合ガスの燃焼開始から終了までの種々のクランク角θにおける燃焼室内の圧力（筒内圧）Ｐ（θ）と燃焼室容積Ｖ（θ）とに基づいて燃料の燃焼により発生した熱量を求め、その熱量に基づいて低位発熱量を推定し、その推定した低位発熱量に基づいて燃料のアルコール濃度を推定するようになっている（例えば、特開平１−８８１５３号公報を参照。）。

　しかしながら、筒内圧Ｐ（θ）と燃焼室容積Ｖ（θ）とに基づいて低位発熱量を精度良く推定することは容易ではない。何故なら、実際の燃焼は、「燃焼に供される混合ガス」における「燃料と空気との混合状態」、及び、点火プラグの経年変化等に起因する「点火エネルギー等に関する状態」等、により変動するからである。このため、低位発熱量を用いてアルコール濃度を精度良く推定するためには、多くのサイクルの各サイクルに対して低位発熱量を推定し、その各サイクルの低位発熱量をその多くのサイクルについて平均化することが必要となる。従って、従来の装置は、例えば、機関始動後から多くのサイクルが経過するまで、低位発熱量を精度良く求めることができず、アルコール濃度を精度良く推定することができない。その結果、機関始動後から燃料のアルコール濃度が推定されるまで、機関の制御（例えば、燃料噴射量の制御）に「精度良く推定された燃料のアルコール濃度」を反映することができないという問題がある。
　本発明は、上記課題に対処するためになされたものである。本発明の目的の一つは、「混合ガスを圧縮する圧縮行程開始後であって且つ混合ガスの燃焼が開始する前」の「所定のタイミングにおける筒内圧」に基づいて「アルコールの濃度に対応した値（アルコール濃度対応値）」を推定することにより、早期に且つ燃焼状態の変動の影響を受けることなく「燃料に実際に含まれるアルコールの濃度に対応した値」を精度良く取得することができる「アルコール濃度対応値取得装置」を提供することにある。
　具体的に述べると、本発明によるアルコール濃度対応値取得装置は、
　内燃機関の燃焼室内の圧力である筒内圧を取得する筒内圧取得手段と、
　前記燃焼室に燃料及び空気を含む混合ガスを供給する混合ガス供給手段と、
　「前記燃料に含まれるアルコールの濃度に対応した値」を「アルコール濃度対応値」として取得する第１取得手段と、
　を備える。
　ここで、「アルコール濃度対応値」は、後述するように、「燃料のアルコール濃度そのものを表す値」であってもよく、「燃料のアルコール濃度に応じて定められる値（例えば、燃料噴射量の補正係数及び点火時期の補正進角量）」等であってもよい。即ち、アルコール濃度対応値は、燃料のアルコール濃度に応じて変化する値であって、燃料のアルコール濃度が決まれば一意に決まる値であればよい。
　ところで、アルコールはガソリンに比べ蒸発し難い。従って、リード蒸気圧（ＲＶＰ）は、アルコールとガソリンとで大きく相違する。リード蒸気圧とは、密封された容器の中に０~１℃の燃料を封入し、３７．８℃（１００Ｆ）にまで容器を温め、蒸気圧が平衡となったときの蒸気の圧力を言う。従って、燃料のリード蒸気圧はその燃料の揮発性が高いほど大きくなる。換言すると、リード蒸気圧は燃料のアルコール濃度が高いほど小さくなる。それ故、発明者は、「燃料のリード蒸気圧を推定することができれば、燃料のアルコール濃度も推定することが可能である。」との知見を得た。
　一方、吸気弁が閉弁して混合気の圧縮が開始されると筒内圧は次第に上昇する。この時点（圧縮行程の開始後であって且つ燃焼が開始する前の所定のタイミングであって、クランク角が圧縮上死点前θａ度クランク角である時点）での筒内圧Ｐ（θａ）は、燃焼室内において気体として振舞うことのできる分子の数に比例すると考えることができる。他方、上述した燃料のリード蒸気圧は、気体として振舞うことのできる分子の数に比例する。以上のことから、筒内圧Ｐ（θａ）は燃料のリード蒸気圧と極めて強い相関を有すると考えられる。即ち、発明者は「筒内圧Ｐ（θａ）に基づいて上記アルコール濃度対応値を取得することができる。」との知見を得た。なお、以下において、筒内圧Ｐ（θａ）を燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）とも称呼する。
　図１及び図２は、種々のエタノール濃度を有する燃料（ガソリンとエタノールとのみからなる燃料）について、クランク角θにおける筒内圧Ｐ（θ）を実測するとともに、その実測された筒内圧Ｐ（θ）とクランク角θにおける燃焼室容積Ｖ（θ）との積Ｐ（θ）・Ｖ（θ）に比例する値をクランク角θに対して示したグラフである。この積Ｐ（θ）・Ｖ（θ）は後述するように燃焼室内のガスの内部エネルギーＵに相当する値である。図２は図１に示した四角形Ｓｑにより囲まれた部分を拡大した図である。更に、図３は、図１及び図２に示したデータのうち「クランク角θが圧縮上死点前３０度クランク角（ＢＴＤＣ３０ｄｅｇ）であるときのデータ」をプロットしたグラフである。このグラフにおいて、横軸はエタノール濃度であり、縦軸は積Ｐ（θ）・Ｖ（θ）に比例する内部エネルギーＵである。また、圧縮上死点前３０度クランク角は、上記所定のタイミングに相当するクランク角である。
　積Ｐ（θ）・Ｖ（θ）は筒内圧Ｐ（θ）を各クランク角θにおける燃焼室容積Ｖ（θ）倍しただけの値、即ち、筒内圧Ｐ（θ）を定数倍した値と見做すことができる。従って、図１乃至図３（特に、図３）によれば、「燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）に基づけばアルコール濃度対応値を取得することができる。」とする上記知見が正しいことが確かめられた。
　そこで、本発明に係るアルコール濃度対応値取得装置の前記第１取得手段は、「混合ガスを圧縮する圧縮行程の開始後から混合ガスの燃焼が開始する前までの期間」内の所定のタイミングの筒内圧であって前記筒内圧取得手段により取得される筒内圧、即ち、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）に基づき、更に、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が大きいほど燃料に含まれるアルコールの濃度が小さいという関係にしたがって、燃料に実際に含まれるアルコールの濃度に対応した値をアルコール濃度対応値として取得する。
　このとき、前記第１取得手段は、燃焼状態により変動し易い「前記混合ガスの燃焼が開始した後の筒内圧であって前記筒内圧取得手段により取得される筒内圧（即ち、燃焼開始後筒内圧）」を用いることなく、前記アルコール濃度対応値を求めることができる。
　燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）は、燃焼開始前の筒内圧であるから、燃焼状態のばらつきの影響を受けない。従って、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）に基づいて求められたアルコール濃度対応値は、多くのサイクルに対するアルコール濃度対応値の平均をとらなくとも精度の良い値となる。この結果、本アルコール濃度対応値取得装置は、例えば、機関始動操作の開始直後又は開始直後から僅かなサイクルが経過した後においてアルコール濃度対応値を取得することができるので、そのアルコール濃度対応値を機関始動後の早い時点から機関の制御に利用することができる。
　この場合、前記第１取得手段は、
　前記燃焼開始前筒内圧と前記所定のタイミングにおける前記燃焼室の容積との積に基づいて同所定のタイミングにおける前記燃焼室内のガスの内部エネルギーを算出する内部エネルギー算出手段を含むとともに、同算出した内部エネルギーに基づいて前記アルコール濃度対応値を取得するように構成されることが好適である。
　後に詳述するように、Ｐを筒内圧、Ｖを燃焼室の容積、κを燃焼室内のガスの比熱比とするとき、内部エネルギーＵは、Ｕ＝（１／κ−１）・Ｐ・Ｖなる式により求めることができる。また、前述したように、圧縮行程の開始後であって且つ燃焼が開始する前の所定のタイミングにおける燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）は、燃料のリード蒸気圧に応じた値であるから、燃料のアルコール濃度に応じた値である。
　従って、上記構成のように、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）と、この燃焼開始前筒内圧が得られたときの（即ち、前記所定のタイミングでの）燃焼室の容積Ｖ（θａ）との積に基づいて算出される「前記所定タイミングにおける燃焼室内のガスの内部エネルギーＵ（θａ）」も燃料のアルコール濃度に応じた値となる（図３を参照。）。それ故、その算出された内部エネルギーＵ（θａ）に基づいて前記アルコール濃度対応値を精度良く取得することができる。なお、以下において、内部エネルギーＵ（θａ）を燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）とも称呼する。
　更に、このようなアルコール濃度対応値取得装置は、
　前記圧縮行程の開始時に前記燃焼室内に存在する既燃ガスの量を取得する既燃ガス量取得手段を備え、
　前記第１取得手段は、
　前記取得された既燃ガス量に基づき、前記燃焼開始前筒内圧が同一であっても同既燃ガス量が大きいほど前記燃料に含まれるアルコールの濃度が大きいという関係にしたがって前記アルコール濃度対応値を取得するように構成されていることが好適である。
　即ち、前記第１取得手段は、「燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が特定圧力であり（従って、その特定圧力に基づいて算出される燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）の大きさが特定の大きさであり）且つ既燃ガス量が第１既燃ガス量である場合の燃料のアルコール濃度」が「前記燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が前記特定圧力であり（従って、その特定圧力に基づいて算出される燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）の大きさが前記特定の大きさであり）且つ既燃ガス量が前記第１既燃ガス量よりも小さい第２既燃ガス量である場合の燃料のアルコール濃度」よりも大きくなるという関係に従うように、前記取得された既燃ガス量に基づいて前記アルコール濃度対応値を算出する。
　燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）は、燃焼室内の既燃ガス（内部ＥＧＲガス、残留ガス）の量にも依存する。換言すると、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）は、気体として振舞っている燃料の分子による分圧Ｐ１」と「既燃ガスの分圧Ｐ２」との和であると考えることができる。従って、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が同一であっても、既燃ガス量が多いほど既燃ガスの分圧Ｐ２は大きくなるので、気体として振舞っている燃料の分子による分圧Ｐ１は小さく、従って、燃料のリード蒸気圧は小さい。
　同様に、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）は、燃焼室内の既燃ガスの量にも依存する。換言すると、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）は、気体として振舞っている燃料の分子による内部エネルギーＵ１」と「既燃ガスの内部エネルギーＵ２」との和であると考えることができる。従って、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）が同一であっても、既燃ガス量が多いほど既燃ガスの内部エネルギーＵ２は大きくなるので、気体として振舞っている燃料の分子による内部エネルギーＵ１は小さく、従って、燃料のリード蒸気圧は小さい。
　以上から、「燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）及び燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）が同一であっても、既燃ガス量が大きいほど燃料のリード蒸気圧は小さく、よって、燃料に含まれるアルコールの濃度は大きい」という関係が成立することが理解できる。従って、既燃ガス量が変化するような機関においては、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）又は燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）に基づいて前記アルコール濃度対応値を取得するにあたり、上記構成のように既燃ガス量にも基づいて前記アルコール濃度対応値を取得することが望ましい。これにより、既燃ガス量が変化する場合であっても、前記アルコール濃度対応値をより精度良く取得することができる。
　更に、上述した何れかのアルコール濃度対応値取得装置において、
　前記第１取得手段は、
　前記燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が大きいほど「前記アルコール濃度対応値としての前記燃料に含まれるアルコールの濃度」が小さくなるように同アルコール濃度を取得することが好適である。なお、この第１取得手段により取得される燃料のアルコール濃度は、便宜上「第１アルコール濃度」とも称呼される。
　前述したように、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）（従って、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ））が大きいほど、燃料のリード蒸気圧は大きいと考えられる。従って、上記構成の装置は、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が大きいほど第１アルコール濃度が小さくなるように、第１アルコール濃度を決定する。
　この場合、
　前記第１取得手段は、
　前記燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）と前記所定のタイミングにおける前記燃焼室の容積Ｖ（θａ）との積に基づいて同所定のタイミングにおける前記燃焼室内のガスの内部エネルギー（燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ））を算出する内部エネルギー算出手段を含むとともに、その算出した内部エネルギーＵ（θａ）に基づいて前記第１アルコール濃度を取得するように構成され得る。
　更に、第１アルコール濃度を取得する本発明のアルコール濃度対応値取得装置は、
　前記圧縮行程の開始時に前記燃焼室内に存在する既燃ガスの量を取得する既燃ガス量取得手段を備え、
　前記第１取得手段は、
　前記燃焼開始前筒内圧が同一であっても前記取得された既燃ガス量が大きいほど前記第１アルコール濃度が大きくなるように同第１アルコール濃度を取得することが好適である。
　これは、前述したように、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が同一である場合、既燃ガス量が大きいほど気体として振舞っている燃料の分子は少ないので、燃料のリード蒸気圧は小さい（即ち、アルコール濃度が大きい）と考えられるからである。
　更に、第１アルコール濃度を取得する本発明のアルコール濃度対応値取得装置において、
　前記混合ガス供給手段は指示信号に応じて前記燃料を（即ち、指示信号に含まれる指示燃料供給量の燃料を）前記燃焼室に供給するように構成され、
　更に、前記アルコール濃度対応値取得装置は、
　前記機関の運転状態に基づいて指示燃料供給量を決定するとともに同決定した指示燃料供給量の燃料が前記混合ガス供給手段から前記燃焼室に供給されるように前記混合ガス供給手段に指示信号を送出する燃料供給量制御手段と、
　少なくとも前記混合ガスの燃焼開始時から燃焼終了時までの期間において前記混合ガスの燃焼に伴って発生する熱の量である熱発生量に相当する量を推定する熱発生量推定手段と、
　前記推定された熱発生量に相当する量と前記指示燃料供給量とに基づいて低位発熱量に相当する量を算出するとともに同算出した低位発熱量に相当する量に基づいて前記燃料に含まれるアルコールの濃度を第２アルコール濃度として取得する第２取得手段と、
　前記取得された第１アルコール濃度と前記取得された第２アルコール濃度との差の大きさが所定閾値よりも大きいとき前記混合ガス供給手段が異常であると判定する異常判定手段と、
　を備えていることが好適である。
　この態様の装置は、混合ガスの燃焼に伴って発生する熱の量である熱発生量と指示燃料供給量とから低位発熱量に相当する量を算出し、その算出した低位発熱量に相当する量に基づいて前記燃料に含まれるアルコールの濃度を第２アルコール濃度として取得する。この場合、混合ガス供給手段が正しく作動することにより、指示燃料供給量の燃料が燃焼室に供給されていれば、第２アルコール濃度は第１アルコール濃度に近い値となるはずである。換言すると、第１アルコール濃度と第２アルコール濃度との差の大きさが所定閾値よりも大きいとき、指示燃料供給量の燃料が燃焼室に供給されていない、即ち、前記混合ガス供給手段が異常であると判定することができる。

　図１は、クランク角に対する燃焼室内のガスの内部エネルギーを種々のエタノール濃度を有する燃料について示したグラフである。
　図２は、図１に示した正方形枠内を拡大したグラフである。
　図３は、図１及び図２に示したデータのうち「クランク角が圧縮上死点前３０度クランク角であるときのデータ」を、横軸がエタノール濃度であり、縦軸が内部エネルギーであるグラフに示した図である。
　図４は、本発明の第１実施形態に係る内燃機関用燃料のアルコール濃度対応値取得装置（第１装置）が適用される内燃機関の概略図である。
　図５は、一定のエタノール濃度の燃料についてクランク角に対する内部エネルギーを複数回測定した結果を表すグラフである。
　図６は、第１装置のＣＰＵが実行するルーチンを示したフローチャートである。
　図７は、第１装置のＣＰＵが実行するルーチンを示したフローチャートである。
　図８は、本発明の第２実施形態に係るアルコール濃度対応値取得装置（第２装置）のＣＰＵが実行するルーチンを示したフローチャートである。
　図９は、エタノール濃度が同一の燃料を使用するとともに吸気弁進角度を種々の値に設定した場合における、内部エネルギーのクランク角に対する変化の様子を示したグラフである。
　図１０は、図９に示した内部エネルギーと吸気弁進角度とからなるデータのうち、クランク角が圧縮上死点前３０度クランク角であるときのデータを、横軸が吸気弁進角度であり、縦軸が内部エネルギーであるグラフに示した図である。
　図１１は、エタノール濃度と、燃焼開始前内部エネルギーと、吸気弁進角度と、の関係を示したグラフである。
　図１２は、本発明の第３実施形態に係るアルコール濃度対応値取得装置（第３装置）のＣＰＵが実行するルーチンを示したフローチャートである。
　図１３は、第３装置が計算によりアルコール濃度を求める際に使用する「既燃ガスによるアルコール濃度の補正分」を示したグラフである。
　図１４は、クランク角に対する「（Ａ）筒内圧、（Ｂ）Ｐ・Ｖ^κ及び（Ｃ）内部エネルギー」の変化の様子を示した図である。
　図１５は、クランク角に対する発熱相当量（熱発生量に相当する量）の変化の様子を示した図である。
　図１６は、低位発熱量相当値ＬＨＶとアルコール濃度（エタノール濃度）との関係を示したグラフ（テーブル）である。
　図１７は、本発明の第４実施形態に係るアルコール濃度対応値取得装置（第４装置）のＣＰＵが実行するルーチンを示したフローチャートである。

　以下、本発明による内燃機関用燃料のアルコール濃度対応値取得装置の各実施形態について図面を参照しながら説明する。このアルコール濃度対応値取得装置は、機関の制御装置（例えば、燃料噴射量制御装置、点火時期制御装置等）でもある。
＜第１実施形態＞
（構成）
　図４は、本発明の実施形態に係るアルコール濃度対応値取得装置（以下、単に「第１装置」とも称呼する。）をピストン往復動型の火花点火式・多気筒（４気筒）・４サイクル・内燃機関１０に適用したシステムの概略構成を示している。なお、図４は、特定の気筒の断面のみを図示しているが、他の気筒も同様な構成を備えている。この機関１０は、燃料にエタノール等のアルコールが含まれていても安定した運転ができるようになっている。
　機関１０は、シリンダブロック、シリンダブロックロワーケース及びオイルパン等を含むシリンダブロック部２０と、シリンダブロック部２０の上に固定されるシリンダヘッド部３０と、シリンダブロック部２０に「燃料と空気とを含む混合ガス」を供給するための吸気系統４０と、シリンダブロック部２０から排出された排ガスを外部に放出するための排気系統５０と、を含んでいる。
　シリンダブロック部２０は、シリンダ２１、ピストン２２、コンロッド２３及びクランク軸２４を含んでいる。ピストン２２はシリンダ２１内を往復動し、ピストン２２の往復動がコンロッド２３を介してクランク軸２４に伝達され、これによりクランク軸２４が回転するようになっている。シリンダ２１とピストン２２の上面は、シリンダヘッド部３０とともに燃焼室２５を形成している。
　シリンダヘッド部３０は、燃焼室２５に連通した吸気ポート３１、吸気ポート３１を開閉する吸気弁３２、吸気弁３２を開閉駆動する吸気弁制御装置３３、燃焼室２５に連通した排気ポート３４、排気ポート３４を開閉する排気弁３５、排気弁３５を駆動するエキゾーストカムシャフト３６、各気筒に備えられた点火プラグ３７、各点火プラグ３７に与える高電圧を発生するイグニッションコイルを含むイグナイタ３８及び各気筒の吸気ポート３１内に指示信号に含まれる指示燃料供給量の燃料を噴射するインジェクタ（燃料噴射手段、混合ガス供給手段）３９を備えている。
　吸気弁制御装置３３は、指示信号に応答して、インテークカムシャフトとインテークカム（図示せず）との相対回転角度（位相角度）を油圧により調整・制御する周知の構成を備え、吸気弁３２の開弁時期（吸気弁開弁時期）を変更することができるようになっている。
　本例において、吸気弁の開弁期間（開弁クランク角度幅）は一定である。従って、吸気弁開弁時期が所定角度だけ進角又は遅角させられると、吸気弁閉弁時期も同所定角度だけ進角又は遅角させられる。また、排気弁３５の開弁時期及び閉弁時期は一定である。従って、吸気弁制御装置３３によって吸気弁開弁時期が変更されることに伴ってバルブオーバーラップ期間（吸気弁３２及び排気弁３５が共に開弁している期間）が変化する。バルブオーバーラップ期間が大きいほど、そのバルブオーバーラップ期間中に吸気ポート３１に排出される既燃ガス（燃焼ガス、内部ＥＧＲガス）の量が増大するので、バルブオーバーラップ期間後において吸気弁３２が開弁しているときに燃焼室２５内に流入する既燃ガスの量も増大する。
　なお、吸気弁制御装置３３によって吸気弁開弁時期が最も遅角側に設定されている場合を基準値０とし、その基準値から実際に制御されている吸気弁開弁時期までのクランク角度を吸気弁進角度ＶＴと称呼する。従って、吸気弁進角度ＶＴはバルブオーバーラップ期間に応じた値となる。即ち、吸気弁進角度ＶＴが大きいほどバルブオーバーラップ期間は長くなり、圧縮行程開始時に燃焼室２５内に含まれる既燃ガス量も増大する。
　吸気系統４０は、インテークマニホールド４１、吸気管（吸気ダクト）４２、エアフィルタ４３、スロットル弁４４及びスロットル弁アクチュエータ４４ａを備えている。
　インテークマニホールド４１は、各気筒の吸気ポート３１に接続されている。より詳細には、インテークマニホールド４１は各吸気ポート３１に接続された複数の枝部４１ａと、それらの枝部が集合したサージタンク部４１ｂと、を備えている。吸気管４２はサージタンク部４１ｂに接続されている。インテークマニホールド４１及び吸気管４２は吸気通路を構成している。エアフィルタ４３は吸気管４２の端部に設けられている。スロットル弁４４は吸気管４２に回動可能設けられ、回動することにより吸気管４２が形成する吸気通路の開口断面積を変更するようになっている。スロットル弁アクチュエータ（スロットル弁駆動手段）４４ａは、ＤＣモータからなり、指示信号に応答してスロットル弁４４を回転駆動するようになっている。
　排気系統５０は、排気ポート３４に連通したエキゾーストマニホールド５１、エキゾーストマニホールド５１に接続されたエキゾーストパイプ（排気管）５２、上流側の三元触媒５３及び下流側の三元触媒５４を備えている。上流側の三元触媒５３は、エキゾーストパイプ５２に配設されている。下流側の三元触媒５４は、上流側の三元触媒５３の下流においてエキゾーストパイプ５２に配設されている。排気ポート３４、エキゾーストマニホールド５１及びエキゾーストパイプ５２は、排気通路を構成している。
　一方、このシステムは、熱線式エアフローメータ６１、スロットルポジションセンサ６２、カムポジションセンサ６３、クランクポジションセンサ６４、各気筒に設けられた筒内圧センサ６５、冷却水温センサ６６、第１触媒５３の上流の排気通路に配設された上流側空燃比センサ６７、第１触媒５３の下流であって第２触媒５４の上流の排気通路に配設された下流側空燃比センサ６８、アクセル開度センサ６９及び電気制御装置７０を備えている。
　熱線式エアフローメータ６１は、吸気管４２内を流れる吸入空気の単位時間あたりの質量流量を検出し、質量流量Ｇａを表す信号を出力するようになっている。
　スロットルポジションセンサ６２は、スロットル弁４４の開度を検出し、スロットル弁開度ＴＡを表す信号を出力するようになっている。
　カムポジションセンサ６３は、インテークカムシャフトが所定角度から９０度、次いで９０度、更に１８０度回転する毎に一つのパルスを出力するようになっている。
　クランクポジションセンサ６４は、クランク軸２４が１０度回転する毎にパルスを出力するようになっている。クランクポジションセンサ６４から出力されるパルスは機関回転速度ＮＥを表す信号に変換されるようになっている。更に、カムポジションセンサ６３及びクランクポジションセンサ６４からの信号に基いて、各気筒のクランク角θが求められるようになっている。
　筒内圧センサ６５は、対応する燃焼室２５内の圧力を検出し、筒内圧Ｐを表す信号を出力するようになっている。各気筒の筒内圧Ｐはクランク角が微小角度Δθだけ変化する毎に電気制御装置７０により取得され、その筒内圧Ｐが取得された気筒のクランク角θとともに後述するＲＡＭ７３に筒内圧Ｐ（θ）の形式にて格納されて行く。
　上流側空燃比センサ６７及び下流側空燃比センサ６８は、触媒５３の上下流の空燃比を検出し、その上下流の空燃比を表す信号をそれぞれ出力するようになっている。
　アクセル開度センサ６９は、運転者によって操作されるアクセルペダル８１の操作量を検出し、アクセルペダル８１の操作量Ａｃｃｐを表す信号を出力するようになっている。
　電気制御装置７０は、互いにバスで接続された「ＣＰＵ７１、ＣＰＵ７１が実行するルーチン（プログラム）、テーブル（ルックアップテーブル、マップ）及び定数等を予め記憶したＲＯＭ７２、ＣＰＵ７１が必要に応じてデータを一時的に格納するＲＡＭ７３、図示しないイグニッション・キー・スイッチがオン位置にあるときデータを書き込むことが可能であり且つイグニッション・キー・スイッチの位置に拘らず書き込まれたデータを保持するバックアップＲＡＭ７４、並びに、ＡＤコンバータを含むインターフェース７５等」からなるマイクロコンピュータである。インターフェース７５は、前記センサ６１~６９と接続され、ＣＰＵ７１にセンサ６１~６９からの信号を供給するようになっている。インターフェース７５は、ＣＰＵ７１の指示に応じて吸気弁制御装置３３、各気筒のインジェクタ３９及びスロットル弁アクチュエータ４４ａに駆動信号を送出するとともに、各気筒のイグナイタ３８に点火信号を送出するようになっている。
（アルコール濃度の第１推定原理）
　次に、第１装置が採用した「燃料のアルコール濃度の第１推定原理」について説明する。燃料のアルコール濃度は、以下において、ガソリン及びアルコールからなる燃料（アルコール含有燃料）の体積に対するアルコールの体積の比を意味する。但し、燃料のアルコール濃度は、アルコール含有燃料の質量に対するアルコールの質量の比であってもよい。更に、以下、アルコールの代表例としてエタノール（エチルアルコール）を用いて説明を行う。但し、本発明によるアルコール濃度対応値取得装置は、メタノール等の他のアルコールの濃度を推定する場合にも当然に適用することができる。
　エタノール等を含むアルコールはガソリンに比べ蒸発し難い。従って、燃料の揮発性の一つの指標であるリード蒸気圧（ＲＶＰ）は、アルコール（例えば、エタノール）とガソリンとで大きく相違する。リード蒸気圧とは、密封された容器の中に０~１℃の燃料を封入し、３７．８℃（１００Ｆ）にまで容器を温め、蒸気圧が平衡となったときの蒸気の圧力を言う。燃料の揮発性が高いほどリード蒸気圧は大きくなる。
　従って、リード蒸気圧は燃料のエタノール濃度が高いほど小さくなる。それ故、燃料のリード蒸気圧を推定することができれば、燃料のエタノール濃度も推定することが可能である。
　ところで、吸気弁３２が閉弁して燃焼室２５内のガスが圧縮され始めてからの圧縮行程は断熱圧縮過程であると考えることができる。更に、圧縮行程後に燃料が燃焼し始めてから排気弁３５が開弁するまでの膨張行程は断熱膨張過程であると考えることができる。従って、良く知られるように、熱力学の第１法則から下記の（１）式及び（２）式が導き出される。（１）式及び（２）式において、Ｑは燃焼室２５における熱発生量（累積加熱量）、Ｐは燃焼室２５内の圧力（即ち、筒内圧、燃焼室２５内に存在するガスの圧力）、Ｖは燃焼室２５の容積、θはクランク角、Ｗは燃焼室２５内のガスが外部に対して行う仕事、Ｕは燃焼室２５内のガスの内部エネルギーである。更に、κは燃焼室２５内のガスの比熱比である。より詳しくは、κは、燃焼室２５に吸入されてから実質的な燃焼が開始するまでの期間において燃焼室２５内に存在するガスの比熱比と、実質的な燃焼が開始してから燃焼室２５から排出されるまでの期間において燃焼室２５内に存在するガスの比熱比と、の平均の比熱比である。κは燃料のアルコール濃度に応じて変化する。但し、ガソリンの比熱比及びアルコールの比熱比は、例えば、単原子分子や二原子分子等の比熱比に比べて十分に小さい。従って、ガソリンの比熱比及びアルコールの比熱比は実質的に等しいと扱うことができる。

　上記（２）式のｄＷ／ｄθはＰ・ｄＶ／ｄθと等しいので、上記（２）式は下記（３）式のように書き直される。

　従って、上記（１）式及び（３）式からｄＱ／ｄθを消去すると、下記の（４）式が得られる。

　この（４）式から（５）式が得られる。

　（５）式から、内部エネルギーＵは、燃焼室２５内のガスの圧力（筒内圧）Ｐに比例する（筒内圧Ｐと燃焼室容積Ｖとの積に比例する）と考えることができる。換言すると、内部エネルギーＵは、筒内圧Ｐを取得（測定）することにより簡単に求めることができる。
　一方、筒内圧Ｐは、燃焼室２５内において気体として振舞うことのできる分子の数に比例すると考えることができる。他方、上述した燃料のリード蒸気圧は、気体として振舞うことのできる燃料の分子の数に比例する。従って、燃料のリード蒸気圧は、「圧縮行程中の特定タイミング（混合ガスを圧縮する圧縮行程の開始後から混合ガスの燃焼が開始する前（更に好適には、点火時期前）までの期間内の所定のタイミング）」において「燃焼室２５内に存在するガスの圧力及び内部エネルギー」に強い相関を有する（比例する）。
　以上のことから、発明者は、「燃焼室２５において混合ガスを圧縮する圧縮行程の開始後であって且つ混合ガスの燃焼が開始する前の特定タイミング（圧縮上死点前θａ度クランク角＝ＢＴＤＣθａｄｅｇ）での筒内圧（燃焼開始前筒内圧）Ｐ（θａ）を取得し、その筒内圧Ｐ（θａ）を上記（５）式に適用することにより同特定タイミングでの内部エネルギーＵ（θａ）を推定すれば、その推定した内部エネルギーＵ（θａ）から「燃料のエタノール濃度に対応する値」を推定することができるとの知見を得た。
　また、上記（５）式における値（１／κ−１）・Ｖは圧縮行程中の特定タイミングに着目するとき定数と見做せるので、（５）式は「筒内圧Ｐ（θａ）を定数倍すれば内部エネルギーＵ（θａ）が得られること」を示している。よって、発明者は、圧縮行程中の特定タイミング（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）での燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）に基づいて「燃料のエタノール濃度に対応する値」を推定することができるとの知見を得た。以上が、燃料のアルコール濃度の第１推定原理である。
　なお、「燃料のエタノール濃度（アルコール濃度）に対応する値」とは、燃料のエタノール濃度（アルコール濃度）に応じて変化する値、即ち、燃料のエタノール濃度（アルコール濃度）が決まれば一意に決まる値である。この「燃料のエタノール濃度（アルコール濃度）に対応する値」は、便宜上、「エタノール濃度対応値（アルコール濃度対応値）」とも称呼される。エタノール濃度対応値（アルコール濃度対応値）はエタノール濃度（アルコール濃度）そのものであってもよい。
　上記「圧縮行程中の特定タイミング（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）」は、好ましくは圧縮上死点前６０度~２０度クランク角であって点火時期直前のタイミング、例えば、圧縮上死点前３０度クランク角であることが好ましい。特定タイミングが遅角側であるほど（即ち、圧縮上死点に近くなるほど）筒内圧が大きくなるのでノイズを低減できる（Ｓ／Ｎを良好にできる）とともに、燃料の状態が圧力平衡状態に近づく（即ち、リード蒸気圧が測定される圧力平衡状態に近づく）からである。
　図１及び図２は、種々のエタノール濃度を有する燃料（ガソリンとエタノールとのみからなる燃料）について、「実測された筒内圧を上記（５）式に適用することにより計算された内部エネルギーＵ」のクランク角θに対する変化の様子を示したグラフである。図２は図１に示した四角形Ｓｑにより囲まれた部分を拡大した図である。これらの図に示したデータは、吸気弁３２が圧縮上死点前１２０度~圧縮上死点前１５０度クランク角の所定のタイミングにて閉弁させられ、且つ、吸気弁進角度ＶＴが一定値に維持された場合に得られている。
　これらのグラフにおいて、クランク角０は「圧縮上死点」を示し、クランク角θが負の値である領域は圧縮上死点前（ＢＴＤＣ）を示し、クランク角θが正の値である領域は圧縮上死点後（ＡＴＤＣ）を示す。例えば、「−３０」はクランク角θが圧縮上死点前３０度クランク角であることを表し、「３０」はクランク角θが圧縮上死点後３０度クランク角であることを表す。更に、これらのグラフにおいて、Ｅ０（実線）、Ｅ２０（破線）、Ｅ５０（一点鎖線）及びＥ１００（二点鎖線）は、燃料のエタノール濃度がそれぞれ０、２０、５０及び１００（体積％）である燃料についての内部エネルギーＵを示している。
　燃焼が開始すると燃料と酸素との化学反応に伴って熱が発生する。その熱は、燃焼室２５内のガスが外部に対して行う仕事Ｗと、燃焼室２５内のガスの内部エネルギーＵの増加と、に使われる。換言すると、内部エネルギーＵの急激な増大は燃焼が実質的に開始されたことを意味する。従って、図１から明らかなように、燃焼は上死点近傍から始まっている。よって、上記圧縮行程中の特定タイミング（例えば、圧縮上死点前３０度クランク角）においては、燃焼室２５内のガスは、圧縮されているが、燃焼を開始していない。そして、図２から明らかなように、その圧縮行程中の特定タイミングにおいて、アルコール濃度が大きいほど内部エネルギーが小さくなっていることが理解される（図２の矢印Ａを参照。）。
　図３は、図２に示したデータのうち圧縮上死点前３０度クランク角における内部エネルギーＵと燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨとの関係を示したグラフである。この図３からも、圧縮行程中の特定タイミング（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）における内部エネルギーＵ（θａ）を推定することにより、その内部エネルギーＵ（θａ）からエタノール濃度ＥｔＯＨを推定できることが理解される。
　更に、図５は、一定のエタノール濃度の燃料についてクランク角θに対する内部エネルギーＵの変化を複数回測定した結果を表すグラフである。図５によれば、例えば、燃焼が実質的に開始する時点（圧縮上死点前１５度前後）以降において、クランク角θに対する内部エネルギーＵがばらついていることが理解できる。これは、燃焼の状態が、燃料の混合状態のばらつき、既燃ガス量のばらつき及び点火状態のばらつき等の影響を受けて燃焼毎に変動してしまうことに起因すると考えられる。
　これに対し、図５から、例えば、圧縮上死点前２０度クランク角よりも更に前のタイミングにおける内部エネルギーＵは、異なるサイクル間において殆ど変動しないことが理解される。従って、圧縮行程中の特定タイミングにおける内部エネルギーＵ（θａ）に基づけば、複数のサイクルの内部エネルギーＵ（θａ）の平均を算出しなくても、エタノール濃度を精度良く推定することができる。
（実際の作動）
　次に、第１装置の実際の作動についてフローチャートを参照しながら説明する。ＣＰＵ７１は、機関の始動操作が開始された時点（図示しないイグニッション・キー・スイッチがオフ位置から始動位置に変更された時点）以降、図６に示したエタノール濃度取得（推定）ルーチンを所定の微小時間の経過毎に繰り返し実行している。従って、所定のタイミングになると、ＣＰＵ７１はステップ６００から処理を開始してステップ６１０に進み、現時点が「機関１０の始動操作開始後において何れかの気筒のクランク角が圧縮上死点前θａ度クランク角（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）に始めて到達した時点」の直後であるか否かを判定する。
　このとき、現時点が「機関１０の始動操作開始後において何れかの気筒のクランク角が圧縮上死点前θａ度クランク角に始めて到達した時点」の直後でなければ、ＣＰＵ７１はステップ６１０にて「Ｎｏ」と判定し、ステップ６９５に直接進んで本ルーチンを一旦終了する。
　これに対し、現時点が「機関１０の始動操作開始後において何れかの気筒のクランク角が圧縮上死点前θａ度クランク角（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）に始めて到達した時点」の直後であると、ＣＰＵ７１はステップ６１０にて「Ｙｅｓ」と判定し、以下に述べるステップ６２０乃至ステップ６４０の処理を順に行い、ステップ６９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。なお、以下において、クランク角が圧縮上死点前θａ度クランク角（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）に始めて到達した気筒を便宜上「クランク角到達気筒」と称呼する。
　ステップ６２０：ＣＰＵ７１は、クランク角到達気筒に備えられている筒内圧センサ６５の出力に基づいて燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）を取得する。
　ステップ６３０：ＣＰＵ７１は、ステップ６２０にて取得した筒内圧Ｐ（θａ）と、圧縮行程の特定クランク角θａ（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）における燃焼室２５の容積Ｖ（θａ）と、を上記（５）式に適用することにより、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）を算出（取得）する。なお、燃焼室２５の容積Ｖ（θａ）は予めＲＯＭ７２に記憶されている。
　ステップ６４０：ＣＰＵ７１は、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）とエタノール濃度ＥｔＯＨ（体積％）との関係を予め定めたテーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ）に上記ステップ６３０にて算出した燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）を適用することにより、実際のエタノール濃度ＥｔＯＨを算出（推定）する。テーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ）は、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）とエタノール濃度ＥｔＯＨとの関係を表す「予め実験により求められたデータ」に基づいて作成され、ＲＯＭ７２内に格納されている。以上により、始動直後において燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨが推定される。このステップ６４０にて算出されたエタノール濃度ＥｔＯＨはバックアップＲＡＭ７４内に格納される。テーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ）によれば、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）が大きくなるほどエタノール濃度ＥｔＯＨは小さくなる。
　更に、ＣＰＵは、図７にフローチャートにより示した燃料噴射ルーチンを任意の気筒のクランク角が吸気上死点前の所定クランク角度（例えば、吸気上死点前９０度クランク角）θｆに一致する毎に繰り返し実行するようになっている。このクランク角が吸気上死点前の所定クランク角θｆに一致して吸気行程を迎える気筒は、以下「燃料噴射気筒」とも称呼される。従って、任意の気筒のクランク角度が上記所定クランク角θｆになると、ＣＰＵ７１は図７のステップ７００から処理を開始し、以下に述べるステップ７１０乃至ステップ７７０の処理を順に行い、ステップ７９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。
　ステップ７１０：ＣＰＵ７１は、機関回転速度ＮＥ及び吸入空気量Ｇａと筒内吸入空気量Ｍｃとの関係を予め定めたテーブルＭａｐＭｃに現時点の機関回転速度ＮＥ及び現時点の吸入空気量Ｇａを適用することにより、燃料噴射気筒に吸入される今回の筒内吸入空気量Ｍｃを推定・決定する。なお、筒内吸入空気量Ｍｃは周知の空気モデルにより求められてもよい。
　ステップ７２０：ＣＰＵ７１は、目標空燃比ａｂｙｆｒに理論空燃比ｓｔｏｉｃｈを設定する。この理論空燃比ｓｔｏｉｃｈは、燃料のエタノール濃度が０体積％である場合（つまり、燃料がガソリンのみからなっている場合）の値（例えば、１４．５）である。
　ステップ７３０：ＣＰＵ７１は、上記筒内吸入空気量Ｍｃを目標空燃比ａｂｙｆｒ（即ち、理論空燃比ｓｔｏｉｃｈ）で除することにより、基本燃料噴射量Ｆｂａｓｅを算出する。
　ステップ７４０：ＣＰＵ７１は、先に説明した図６のルーチンにより算出されているアルコール濃度ＥｔＯＨをバックアップＲＡＭ７４から読み出す。従って、今回の機関始動操作開始時から現時点までにアルコール濃度ＥｔＯＨが更新されていない場合、ステップ７４０におけるアルコール濃度ＥｔＯＨとして「前回の機関運転終了時におけるアルコール濃度ＥｔＯＨ」が使用される。
　ステップ７５０：ＣＰＵ７１は、補正係数ｋ（アルコール濃度補正係数であり、前記「アルコール濃度対応値」でもある。）を、「エタノール濃度ＥｔＯＨと補正係数ｋとの関係を予め定めたテーブルＭａｐｋ」に「ステップ７４０にて読み込んだエタノール濃度ＥｔＯＨ」を適用することにより、現時点における補正係数ｋを決定する。このＭａｐｋによれば、補正係数ｋは、エタノール濃度ＥｔＯＨが０体積％であるときに１．０であり、エタノール濃度ＥｔＯＨが大きくなるほど大きくなるように決定される。
　ステップ７６０：ＣＰＵ７１は、基本燃料噴射量Ｆｂａｓｅにステップ７５０にて求められた補正係数ｋを乗じることにより（基本燃料噴射量Ｆｂａｓｅを補正係数ｋにて補正することにより）最終燃料噴射量Ｆｉを求める。
　ステップ７７０：ＣＰＵ７１は、最終燃料噴射量Ｆｉの燃料（指示燃料供給量）が燃料噴射気筒に対するインジェクタ３９から噴射されるように、そのインジェクタ３９に対して噴射指示を行う。
　以上により、エタノールが全く含まれていない燃料が供給された場合に理論空燃比（目標空燃比ａｂｙｆｒ）を得るために必要な基本燃料噴射量Ｆｂａｓｅが補正係数ｋにより補正される。即ち、エタノール濃度ＥｔＯＨが大きくなるほど最終燃料噴射量Ｆｉは大きくなる。
　以上、説明したように、第１装置は、
　内燃機関１０の燃焼室２５内の圧力である筒内圧Ｐを取得する筒内圧取得手段（筒内圧センサ６５）と、
　前記燃焼室に「燃料及び空気を含む混合ガス」を供給する混合ガス供給手段（インジェクタ３９及び図７のステップ７７０を参照。）と、
　前記混合ガスを圧縮する圧縮行程の開始後から前記混合ガスの燃焼が開始する前までの期間内の所定のタイミング（圧縮上死点前θａ度クランク角）の筒内圧であって前記筒内圧取得手段により取得される筒内圧である燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）に基づき、且つ、前記混合ガスの燃焼が開始した後の筒内圧であって前記筒内圧取得手段により取得される筒内圧である燃焼開始後筒内圧に基づくことなく、同燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が大きいほど前記燃料に含まれるアルコールの濃度が小さいという関係（図６のステップ６４０のテーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ）を参照。）にしたがって「前記燃料に実際に含まれるアルコールの濃度に対応した値（例えば、エタノール濃度ＥｔＯＨ及び補正係数ｋ等）」をアルコール濃度対応値として取得する第１取得手段（図６のステップ６３０、ステップ６４０、図７のステップ７４０及びステップ７５０を参照。）と、
　を備える。
　燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）は、燃焼が開始する前の燃焼室２５内のガスの圧力であるから、燃焼状態のばらつきの影響を受けない。従って、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）に基づいて求められたアルコール濃度対応値は、複数のサイクルに対して平均をとらなくとも精度の良い値となる。この結果、第１装置は、例えば、機関始動操作の開始直後においてアルコール濃度対応値を取得することができるので、そのアルコール濃度対応値を機関の始動直後から機関の制御に利用することができる。
　更に、第１装置の第１取得手段は、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）と前記所定のタイミング（圧縮上死点前θａ度クランク角）における燃焼室２５の容積Ｖ（θａ）との積（Ｐ（θａ）・Ｖ（θａ））に基づいて「燃焼室内のガスの内部エネルギーＵ（θａ）を算出する内部エネルギー算出手段を含む（図６のステップ６３０を参照。）。更に、この第１取得手段は、その算出した内部エネルギーＵ（θａ）に基づいてアルコール濃度対応値（エタノール濃度ＥｔＯＨ及び補正係数ｋ等）を取得するように構成されている（図６のステップ６４０、図７のステップ７４０及びステップ７５０を参照。）。
　なお、第１装置は、内部エネルギーＵ（θａ）を求め、その内部エネルギーＵ（θａ）からエタノール濃度ＥｔＯＨを求め、更に、そのエタノール濃度ＥｔＯＨから補正係数ｋを求めていた。これに対し、第１装置は、内部エネルギーＵ（θａ）を求め、その内部エネルギーＵ（θａ）からエタノール濃度ＥｔＯＨを求めることなく補正係数ｋ（アルコール濃度対応値）を直接求めるように構成されてもよい。
＜第２実施形態＞
　次に、本発明の第２実施形態に係るアルコール濃度対応値取得装置（以下、「第２装置」とも称呼する。）について説明する。上記（５）式に関する説明において記載したように、エタノール濃度ＥｔＯＨは、「圧縮行程中の特定タイミング（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）での筒内圧」である「燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）」に基づいて推定され得る。そこで、第２装置は、エタノール濃度を、内部エネルギーＵ（θａ）を算出することなく、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）から直接求めるように構成されている。
　より具体的に説明すると、第２装置のＣＰＵ７１は、図７に示した燃料噴射ルーチンと、図６に代わる図８に示したエタノール濃度取得ルーチンと、を実行するようになっている。図７に示したルーチンについては説明済みである。よって、以下、図８に示したルーチンについて説明する。なお、図８において図６に示したステップと同一の処理を行うためのステップには、図６のそのようなステップに付された符号と同一の符号が付されている。これらのステップについての詳細な説明は適宜省略される。
　図８に示したルーチンは、図６に示したルーチンのステップ６３０及びステップ６４０をステップ８１０に置換したルーチンである。従って、ＣＰＵ７１は、ステップ６１０の実行時点が「機関１０の始動操作開始後において何れかの気筒のクランク角が圧縮上死点前θａ度クランク角に始めて到達した時点」の直後であると、以下に述べるステップ６２０及びステップ８１０の処理を順に行い、ステップ８９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。
　ステップ６２０：ＣＰＵ７１は、クランク角が圧縮上死点前θａ度クランク角に始めて到達した気筒に備えられている筒内圧センサ６５の出力に基づいて燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）を取得する。
　ステップ８１０：ＣＰＵ７１は、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）とエタノール濃度ＥｔＯＨ（体積％）との関係を予め定めたテーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｐ）に上記ステップ６２０にて取得した燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）を適用することにより、実際のエタノール濃度ＥｔＯＨを算出（推定）する。テーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｐ）は、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）とエタノール濃度ＥｔＯＨとの関係を表す「予め実験により求められたデータ」に基づいて作成され、ＲＯＭ７２内に格納されている。テーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｐ）によれば、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が大きくなるほどエタノール濃度ＥｔＯＨは小さくなる。以上により、始動直後において燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨが推定される。このステップ８１０にて算出されたエタノール濃度ＥｔＯＨはバックアップＲＡＭ７４内に格納される。
　このように推定されたエタノール濃度ＥｔＯＨは、図７のステップ７４０の処理により読み出され、ステップ７５０の処理により補正係数ｋを決定する際に使用される。従って、燃料噴射量Ｆｉは燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨが高くなるほど増量される。
　以上、説明したように、第２装置は、内部エネルギーＵ（θａ）を求めることなく、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）に基づき、且つ、焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）が大きいほど燃料に含まれるアルコールの濃度が小さいという関係（図８のステップ８１０におけるテーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｐ）を参照。）にしたがって、アルコール濃度対応値（エタノール濃度ＥｔＯＨ及び補正係数ｋ等）を算出する第１取得手段を備えている（図８のステップ８１０を参照。）。
　なお、第２装置は、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）を取得し、その燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）からエタノール濃度ＥｔＯＨを求め、更に、そのエタノール濃度ＥｔＯＨから補正係数ｋを求めていた。これに対し、第２装置は、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）を取得し、取得した燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）からエタノール濃度ＥｔＯＨを求めることなく、取得した燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）から補正係数ｋ（アルコール濃度対応値）を直接求めるように構成されてもよい。
＜第３実施形態＞
　次に、本発明の第３実施形態に係るアルコール濃度対応値取得装置（以下、「第３装置」とも称呼する。）について説明する。第３装置は燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）に基づいてアルコール濃度対応値を取得する際、圧縮行程開始時に燃焼室２５内に残存していた既燃ガス量を考慮する点のみにおいて第１装置と相違している。
　上記（５）式から理解されるように、内部エネルギーＵは燃焼室２５内のガスの温度Ｔにも比例する。ことのことから、内部エネルギーＵは燃焼室２５内の既燃ガスの量にも依存すると考えられる。換言すると、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）は「気体として振舞っている燃料の分子によるエネルギーＵ１」と「既燃ガスの分子によるエネルギーＵ２」との和であると考えることができる。従って、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）が同一であっても、既燃ガス量が多いほど既燃ガスの分子によるエネルギーＵ２は大きくなるので、気体として振舞っている燃料の分子によるエネルギーＵ１は小さくなる。よって、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）に基づいてアルコール濃度を推定する際、既燃ガス量を考慮した方が、アルコール濃度をより高い精度にて推定することができる。第３装置はこのような知見に基づいてなされている。
　図９は、エタノール濃度が同一の燃料を使用するとともに吸気弁進角度ＶＴを種々の値に設定した（即ち、既燃ガス量を変更した）場合における、内部エネルギーＵのクランク角θに対する変化の様子を示したグラフである。このグラフにおいて、クランク角０は「圧縮上死点」を示し、クランク角−３０は圧縮上死点前３０度クランク角を表す。ＶＴ０（破線）、ＶＴ２０（実線）及びＶＴ４０（一点鎖線）は、吸気弁進角度ＶＴが０度クランク角、２０度クランク角及び４０度クランク角である場合の内部エネルギーをそれぞれ示している。従って、ＶＴ４０は「吸気弁開弁時期が最も進角されることにより既燃ガス量（残留ガス濃度）が最大の場合の内部エネルギーＵ」を示し、ＶＴ０は「吸気弁開弁時期が最も遅角されることにより既燃ガス量（残留ガス濃度）が最小の場合の内部エネルギーＵ」を示している。
　図１０は、図９に示した内部エネルギーＵ（θ）と吸気弁進角度ＶＴとからなるデータのうち、クランク角が圧縮上死点前３０度クランク角（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）であるときのデータをプロットしたグラフである。このグラフの横軸は吸気弁進角度ＶＴ（バルブオーバーラップ量、即ち、既燃ガス量）であり、縦軸は燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）である。
　これらの図９及び図１０から、同じエタノール濃度を有する燃料であっても、吸気弁進角度ＶＴが増大してバルブオーバーラップ量が大きくなるほど、即ち、圧縮行程開始時における既燃ガスの量が増大するほど、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）が大きくなることが確認された。従って、図１１に示したように、エタノール濃度ＥｔＯＨは、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）が大きくなるほど小さくなるとともに、吸気弁進角度ＶＴが進角側の値となるほど（即ち、バルブオーバーラップ量が大きくなって圧縮行程開始時における既燃ガス量が大きくなるほど）大きくなる。第３装置は、この図１１に示した関係を用いて燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨを推定する。
　次に、第３装置の作動について説明する。第３装置のＣＰＵ７１は、図７に示した燃料噴射ルーチンと、図６に代わる図１２に示したエタノール濃度取得ルーチンと、を実行するようになっている。図７に示したルーチンについては説明済みである。よって、以下、図１２に示したルーチンについて説明する。なお、図１２において図６に示したステップと同一の処理を行うためのステップには、図６のそのようなステップに付された符号と同一の符号が付されている。これらのステップの詳細な説明は適宜省略される。
　図１２に示したルーチンは、図６に示したルーチンのステップ６４０をステップ１２１０及びステップ１２２０に置換したルーチンである。従って、ＣＰＵ７１は、ステップ６１０の実行時点が「機関１０の始動操作開始後において燃焼が終了した何れかの気筒のクランク角が圧縮上死点前θａ度クランク角に始めて到達した時点」の直後であると、ステップ６２０に進み、クランク角が圧縮上死点前θａ度クランク角に始めて到達した気筒に備えられている筒内圧センサ６５の出力に基づいて燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）を取得する。次いで、ＣＰＵ７１はステップ６３０に進み、上記（５）式を用いて燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）を算出（取得）する。その後、ＣＰＵ７１は、以下に述べるステップ１２１０及びステップ１２２０の処理を順に行い、ステップ１２９５に進んで本ルーチンを一旦終了する。
　ステップ１２１０：ＣＰＵ７１は、現時点における吸気弁進角度ＶＴを取得する。前述したように吸気弁進角度ＶＴが進角（増大）するにつれてバルブオーバーラップ量が大きくなり、従って、圧縮行程開始時点において燃焼室２５内に存在する既燃ガス量は増大する。換言すると、このステップ１２１０の処理は、圧縮行程の開始時に燃焼室２５内に存在する既燃ガスの量を取得する既燃ガス量取得手段の機能を達成している。
　なお、ＣＰＵ７１は図示しない吸気弁進角度制御ルーチンを実行することにより、スロットル弁開度ＴＡ（又は、負荷率ＫＬ）及び機関回転速度ＮＥと、吸気弁進角度ＶＴと、の関係を予め定めた吸気弁進角度テーブルＭａｐＶＴに現時点のスロットル弁開度ＴＡ及び現時点の機関回転速度ＮＥを適用することにより、現時点における吸気弁進角度ＶＴを決定している。更に、ＣＰＵ７１は、その吸気弁進角度制御ルーチンにおいて、実際の吸気弁進角度が決定した吸気弁進角度ＶＴに一致するように吸気弁制御装置３３に駆動信号を送出している。
　ステップ１２２０：ＣＰＵ７１は、「内部エネルギーＵ（θａ）及び吸気弁進角度ＶＴと、エタノール濃度ＥｔＯＨ（体積％）と、の関係を予め定めたテーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ，ＶＴ）」に「上記ステップ６３０にて算出した内部エネルギーＵ（θａ）及び上記ステップ１２１０にて取得した現時点の吸気弁進角度ＶＴ」を適用することにより、実際のエタノール濃度ＥｔＯＨを算出（推定）する。
　このテーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ，ＶＴ）は、「内部エネルギーＵ（θａ）及び吸気弁進角度ＶＴとエタノール濃度ＥｔＯＨとの関係」を表す「予め実験により求められたデータ」に基づいて作成され、ＲＯＭ７２内に格納されている。このテーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ，ＶＴ）によれば、エタノール濃度ＥｔＯＨは、内部エネルギーＵ（θａ）が大きくなるほど小さくなるように求められる。更に、テーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ，ＶＴ）によれば、吸気弁進角度ＶＴが進角側の値となるほど（即ち、バルブオーバーラップ量が大きくなって圧縮行程開始時における既燃ガス量が大きくなるほど）、気体として振舞っている燃料の分子による内部エネルギーは小さいことになるので、エタノール濃度ＥｔＯＨは大きくなるように求められる。
　以上により、始動直後において燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨが推定される。加えて、このステップ１２２０にて算出されたエタノール濃度ＥｔＯＨはバックアップラム７４内に格納される。このように推定されたエタノール濃度ＥｔＯＨは、図７のステップ７４０の処理により読み出され、ステップ７５０の処理により補正係数ｋを決定する際に使用される。従って、燃料噴射量Ｆｉは燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨが高くなるほど増量される。
　以上、説明したように、第３装置は、第１及び第２装置と同様、筒内圧取得手段と、混合ガス供給手段と、第１取得手段と、を備えている。更に、第３装置は、圧縮行程の開始時に燃焼室２５内に存在する既燃ガスの量を取得（推定）する既燃ガス量取得手段（図１２のステップ１２１０を参照。）を備えている。加えて、第３装置の第１取得手段は、取得された既燃ガス量に基づき、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）（従って、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ））が同一であっても、取得された既燃ガス量が大きいほど燃料に含まれるアルコールの濃度が大きいという関係（図１１のグラフ及び図１２のステップ１２２０におけるテーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ，ＶＴ）を参照。）にしたがって、アルコール濃度対応値（エタノール濃度ＥｔＯＨ及び補正係数ｋ等）を取得するように構成されている。従って、既燃ガス量が変動する場合においても、アルコール濃度対応値をより精度良く取得することができる。
　なお、第３装置は、図１２のステップ１２２０においてテーブルＭａｐＥｔＯＨ（Ｕ，ＶＴ）を使用することにより燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨを推定した。これに対し、第３装置は、計算により燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨを求めるように構成されることもできる。
　より具体的に説明すると、図１１に示したように、燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨは燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）に略比例する。従って、既燃ガスによる補正分をＣと置けば、下記（６）式に基づいて燃料のエタノール濃度ＥｔＯＨを求めることができる。（６）式においてｋｕは適合された比例定数である。
　ＥｔＯＨ＝ｋｕ・Ｕ（θａ）＋Ｃ　…（６）
　更に、エタノール濃度ＥｔＯＨは吸気弁進角度ＶＴにも略比例する。従って、図１３及び下記（７）式に示したように、既燃ガスによる補正分Ｃは計算により求めることができる。よって、第３装置は、（６）式及び（７）式に基づいて、エタノール濃度ＥｔＯＨを計算により求めることができる。
　Ｃ＝ｍ・ＶＴ＋ｎ　…（７）
　加えて、第３装置は、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）と吸気弁進角度ＶＴとからエタノール濃度ＥｔＯＨを推定していた。これに対し、第３装置は、燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）及び吸気弁進角度ＶＴを取得し、その燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）及び吸気弁進角度ＶＴからエタノール濃度ＥｔＯＨを求めてもよい。
　更に、第３装置は、内部エネルギーＵ（θａ）及び筒内圧Ｐ（θａ）の何れかと、吸気弁進角度ＶＴと、からエタノール濃度ＥｔＯＨを推定することなく、補正係数ｋ（アルコール濃度対応値）を直接求めるように構成されてもよい。
＜第４実施形態＞
　次に、本発明の第４実施形態に係るアルコール濃度対応値取得装置（以下、「第４装置」とも称呼する。）について説明する。第４装置は、上記第１~第３装置と同様に「圧縮行程中の特定クランク角θａ（ＢＴＤＣθａｄｅｇ）」における「燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）又は燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）」を用いて、アルコール濃度（エタノール濃度）を算出する。以下、このように「燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）又は燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）」に基づいて取得されるアルコール濃度を、便宜上「第１アルコール濃度」と称呼する。
　更に、第４装置は、以下に述べるアルコール濃度の第２推定原理を採用する。第２推定原理によれば、アルコール濃度は「低位発熱量（低位発熱量に相当する量）」に基づいて取得される。この低位発熱量（低位発熱量に相当する量）に基づいて取得されるアルコール濃度を、便宜上「第２アルコール濃度」と称呼する。そして、第４装置は、第１アルコール濃度と第２アルコール濃度との差の大きさが所定閾値よりも大きいか否かを判定し、第１アルコール濃度と第２アルコール濃度との差の大きさが所定閾値よりも大きいとき、インジェクタ３９等からなる「機関１０に燃料を含む混合ガスを供給する混合ガス供給手段」が異常であると判定する異常判定手段を備える。
（アルコール濃度の第２推定原理）
　ここで、アルコール濃度の第２推定原理について説明する。低位発熱量は、燃料が単位質量あたりに発生できる熱量である。例えば、ガソリンの低位発熱量は４０（ＭＪ／ｇ）であり、エタノールの低位発熱量は２６（ＭＪ／ｇ）である。従って、低位発熱量は燃料のアルコール濃度に応じて変化する。そこで、第４装置は、以下のようにして低位発熱量に相当する値（低位発熱量を表す値である低位発熱量相当値）を取得し、その低位発熱量相当値に基づいてアルコール濃度を取得（推定）する。
　図１４は、クランク角θに対する「（Ａ）筒内圧Ｐ、（Ｂ）Ｐ（θ）・Ｖ（θ）^κ及び（Ｃ）上記（５）式により計算された内部エネルギーＵ」の変化の様子を示している。図１４においても、クランク角０は「圧縮上死点」を示し、クランク角θが負の値である領域は圧縮上死点前（ＢＴＤＣ）を示し、クランク角θが正の値である領域は圧縮上死点後（ＡＴＤＣ）を示す。
　図１４の（Ｂ）には、実線によりＰ（θ）・Ｖ（θ）^κが示され、破線により燃焼室２５における熱発生量（発生した熱の積算量、累積加熱量）Ｑが示されている。この両者の比較から、熱発生量Ｑの変化パターンはＰ（θ）・Ｖ（θ）^κの変化パターンと概ね一致することが理解される。即ち、熱発生量Ｑは、Ｐ（θ）・Ｖ（θ）^κに基づいて取得することができる。
　ところで、低位発熱量は、燃料が単位質量あたりに発生できる熱量である。そこで、第４装置は、図１５に示したように、一回の燃焼による燃料の熱発生量Ｑに対応する量ΔＰ・Ｖ^κを算出する。この量ΔＰ・Ｖ^κは、便宜上、「発熱相当量」と称呼される。
　より具体的に述べると、第４装置は、クランク角θが圧縮上死点前θｓ度クランク角（例えば、θｓ＝６０度クランク角）であるときのＰ（θｓ）・Ｖ（θｓ）^κを取得する。更に、第４装置は、クランク角θが圧縮上死点後θｅ度クランク角（例えば、θｅ＝６０度クランク角）であるときのＰ（θｅ）・Ｖ（θｅ）^κを取得する。その後、第４装置は、それらの差、即ち、Ｐ（θｅ）・Ｖ（θｅ）^κからＰ（θｓ）・Ｖ（θｓ）^κを減じた値を発熱相当量ΔＰ・Ｖ^κとして取得する。
　クランク角θが圧縮上死点前θｓ度クランク角である時点は、対象とする燃焼行程（膨張行程）に向う圧縮行程において吸気弁３２及び排気弁３５の両方が閉じた状態にあり且つ点火時期よりも十分に進角した時期である。即ち、クランク角θが圧縮上死点前θｓ度クランク角である時点は、混合ガスが何らの熱を発生していない時点である。クランク角θが圧縮上死点後θｅ度クランク角である時点は、対象とする燃焼行程における混合ガスの燃焼が実質的に終了する最も遅い時期よりも遅い所定の時期であり且つ排気弁開弁時期よりも進角した時期である。
　なお、第４装置は、クランク角θが圧縮上死点前θｓ度クランク角と圧縮上死点後θｅ度クランク角との間にある場合の「Ｐ（θ）・Ｖ（θ）^κ」の最大値ＭＡＸと最小値ＭＩＮを取得し、それらの差（ＭＡＸ−ＭＩＮ）を発熱相当量ΔＰ・Ｖ^κとして取得するように構成されてもよい。
　即ち、第４装置は、少なくとも混合ガスの燃焼開始時（例えば、点火時期、又は、Ｐ・Ｖ^κが急激な上昇を開始する時点）から燃焼終了時（例えば、点火時期以降においてＰ・Ｖ^κが減少を開始する時点）までの期間において、混合ガスの燃焼に伴って発生する熱の量である熱発生量に相当する量（発熱相当量）ΔＰ・Ｖ^κを推定（取得）する熱発生量推定手段を備えている。
　更に、第４装置は「発熱相当量ΔＰ・Ｖ^κ」を、その燃焼に供された燃料の質量に比例する燃料噴射量τ（＝燃料噴射量Ｆｉを質量に換算した値）により除することにより、低位発熱量に応じた値（低位発熱量相当値）ＬＨＶを推定する。なお、燃料噴射量τはアルコール濃度に応じて変化するが、ガソリンの濃度とアルコールの濃度とは、互いに実質的に等しいと扱っても問題が生じない程度に近い。
　そして、第４装置は、低位発熱量相当値ＬＨＶとアルコール濃度（エタノール濃度ＥｔＯＨ）との関係を定めた図１６に示したテーブルＭａｐＥｔＯＨ（ＬＨＶ）に「推定された低位発熱量相当値ＬＨＶ」を適用することにより、第２アルコール濃度ＥｔＯＨ２を推定する。このテーブルＭａｐＥｔＯＨ（ＬＨＶ）によれば、推定された低位発熱量相当値ＬＨＶが大きいほど第２アルコール濃度ＥｔＯＨ２は小さい値となるように求められる。以上がアルコール濃度の第２推定原理である。
（実際の作動）
　次に、第４装置の実際の作動について説明する。第４装置のＣＰＵ７１は、図６及び図７に示したルーチンと、図１７に示した異常判定ルーチンと、を実行するようになっている。図６及び図７に示したルーチンについては説明済みである。よって、以下、図１７に示したルーチンについて説明する。
　ＣＰＵ７１は図１７にフローチャートにより示したルーチンを各気筒のクランク角が圧縮上死点後６０度クランク角に到達した時点（膨張行程が実質的に終了した時点）にて実行するようになっている。従って、任意の気筒のクランク角が圧縮上死点後６０度クランク角に到達すると、ＣＰＵ７１はステップ１７００から処理を開始し、以下に述べるステップ１７１０乃至ステップ１７４０の処理を順に行ってステップ１７５０に進む。
　ステップ１７１０：ＣＰＵ７１は、図６のステップ６４０にて取得されているエタノール濃度ＥｔＯＨを第１エタノール濃度ＥｔＯＨ１として読み込む。即ち、第１エタノール濃度ＥｔＯＨ１は、燃焼開始前内部エネルギーＵ（θａ）に基づいて取得されたエタノール濃度ＥｔＯＨである。なお、ＣＰＵ７１は、図６に代わる図８に示したルーチンを実行するとともに、このステップ１７１０にて図８のステップ８１０にて取得されているエタノール濃度ＥｔＯＨを第１エタノール濃度ＥｔＯＨ１として読み込んでもよい。
　ステップ１７２０：ＣＰＵ７１は、クランク角が圧縮上死点後６０度クランク角に到達した気筒（以下、「燃焼終了気筒」と称呼する。）の直前の燃焼に対する「発熱相当量ΔＰ・Ｖ^κ」を算出する。即ち、ＣＰＵ７１は、ＢＴＤＣ６０ｄｅｇであるときのＰ（−６０）・Ｖ（−６０）^κ＝Ｐ（ＢＴＤＣ６０ｄｅｇ）・Ｖ（ＢＴＤＣ６０ｄｅｇ）^κを取得し、ＡＴＤＣ６０ｄｅｇであるときのＰ（６０）・Ｖ（６０）^κ＝Ｐ（ＡＴＤＣ６０ｄｅｇ）・Ｖ（ＡＴＤＣ６０ｄｅｇ）を取得し、それらの差（＝Ｐ（６０）・Ｖ（６０）^κ−Ｐ（−６０）・Ｖ（−６０）^κ）を発熱相当量ΔＰ・Ｖ^κとして取得する。なお、ＣＰＵ７１は、所定の微小なクランク角が経過する毎に、筒内圧Ｐを取得し、その筒内圧Ｐが取得された時点のクランク角θとその取得された筒内圧Ｐとを関連付けるように、その筒内圧Ｐを筒内圧Ｐ（θ）としてＲＡＭ７３に格納している。また、燃焼室容積Ｖとクランク角θとの関係を予め定めたテーブルＭａｐＶ（θ）がＲＯＭ７２内に格納されている。ＣＰＵ７１は、そのテーブルＭａｐＶ（θ）とクランク角θとに基づいて燃焼室容積Ｖ（θ）を取得する。
　ステップ１７３０：ＣＰＵ７１は、ステップ１７２０にて取得した発熱相当量ΔＰ・Ｖ^κを燃料供給量（供給燃料質量）τにより除することによって低位発熱量相当値ＬＨＶを取得する。燃料供給量（供給燃料質量）τは、燃焼終了気筒の前記直前の燃焼に供されたはずである燃料の質量（図７のステップ７７０にてインジェクタ３９に対して行われた噴射指示に基づく最終燃料噴射量Ｆｉを質量に換算した値）である。
　ステップ１７４０：ＣＰＵ７１は、低位発熱量相当値ＬＨＶとアルコール濃度ＥｔＯＨ２との関係を予め定めたテーブルＭａｐＥｔＯＨ２にステップ１７３０にて算出された低位発熱量相当値ＬＨＶを適用することにより、現時点におけるアルコール濃度を第２アルコール濃度ＥｔＯＨ２として決定する。テーブルＭａｐＥｔＯＨ２によれば、低位発熱量相当値ＬＨＶが大きいほどアルコール濃度ＥｔＯＨ２は小さくなる。
　次に、ＣＰＵ７１はステップ１７５０に進み、「ステップ１７１０にて読込んだ第１エタノール濃度ＥｔＯＨ１と、ステップ１７４０にて決定された第２エタノール濃度ＥｔＯＨ２と、の差」の大きさ（差の絶対値）が、異常判定閾値（所定の閾値）ＩＪＯｔｈより大きいか否かを判定する。
　ところで、インジェクタ３９を含む混合ガス供給手段が正常に作動していれば、即ち、インジェクタ３９から「図７のステップ７７０にて燃焼終了気筒のインジェクタ３９に対して行われた噴射指示に基づく最終燃料噴射量（指示燃料供給量）Ｆｉ」の燃料が燃焼室２５に供給されていれば、第２アルコール濃度ＥｔＯＨ２は第１アルコール濃度ＥｔＯＨ１に近い値となるはずである。換言すると、第２アルコール濃度ＥｔＯＨ２と第１アルコール濃度ＥｔＯＨ１との差の大きさが所定閾値ＩＪＯｔｈよりも大きいことは、混合ガス供給手段が異常であると考えることができる。
　そこで、ＣＰＵ７１は、「第２アルコール濃度ＥｔＯＨ２と第１アルコール濃度ＥｔＯＨ１との差の大きさ」が所定閾値ＩＪＯｔｈよりも大きい場合、ステップ１７５０にて「Ｙｅｓ」と判定してステップ１７６０に進み、混合ガス供給手段異常フラグＸＩＪＯの値を「１」に設定する。なお、混合ガス供給手段異常フラグＸＩＪＯの値はバックアップＲＡＭ７４内に格納される。次いで、ＣＰＵ７１はステップ１７７０に進み、図示しない警告ランプを点灯する。その後、ＣＰＵ７１はステップ１７９５に進み本ルーチンを一旦終了する。
　これに対し、ＣＰＵ７１は、「第２アルコール濃度ＥｔＯＨ２と第１アルコール濃度ＥｔＯＨ１との差」の大きさが、所定閾値ＩＪＯｔｈ以下である場合、ステップ１７５０にて「Ｎｏ」と判定してステップ１７８０に進み、混合ガス供給手段異常フラグＸＩＪＯの値を「０」に設定する。その後、ＣＰＵ７１はステップ１７９５に進み本ルーチンを一旦終了する。
　以上、説明したように、第４装置は、指示信号に応じて燃料を燃焼室２５に供給する混合ガス供給手段（インジェクタ３９）を備えている。
　更に、第４装置は、
　前記機関の運転状態に基づいて指示燃料供給量Ｆｉを決定するとともに（図７のステップ７１０乃至ステップ７６０を参照。）、その決定した指示燃料供給量Ｆｉの燃料が前記混合ガス供給手段（インジェクタ３９等）から燃焼室２５に供給されるように、その混合ガス供給手段に指示信号を送出する燃料供給量制御手段（図７のステップ７７０を参照。）を含む。
　加えて、第４装置は、
　少なくとも「前記混合ガスの燃焼開始時から燃焼終了時までの期間において前記混合ガスの燃焼に伴って発生する熱の量である熱発生量」に相当する量（発熱相当量ΔＰ・Ｖ^κ）を推定する熱発生量推定手段（図１７のステップ１７３０を参照。）と、
　前記推定された熱発生量に相当する量である発熱相当量ΔＰ・Ｖ^κと、前記指示燃料供給量Ｆｉと、に基づいて低位発熱量に相当する量（低位発熱量相当値ＬＨＶ）を算出するとともに同算出した低位発熱量に相当する量（低位発熱量相当値ＬＨＶ）に基づいて前記燃料に含まれるアルコールの濃度を第２アルコール濃度ＥｔＯＨ２として取得する第２取得手段（図１７のステップ１７２０乃至ステップ１７４０を参照。）と、
　「前記取得された第１アルコール濃度ＥｔＯＨ１（図６のステップ６４０及び図１７のステップ１７１０を参照。）と、前記取得された第２アルコール濃度ＥｔＯＨ２と、の差の大きさ」が所定閾値ＩＪＯｔｈよりも大きいとき前記混合ガス供給手段が異常であると判定する異常判定手段（図１７のステップ１７５０乃至ステップ１７８０を参照。）と、
　を備えている。
　従って、第４装置は、第１アルコール濃度と第２アルコール濃度とを用いて、混合ガス供給手段が異常であるか否かを判定することができる。
　以上、説明したように、本発明の各実施形態に係るアルコール濃度対応値取得装置は、早期に且つ燃焼状態の変動の影響を受けることなく「燃料に実際に含まれるアルコールの濃度に対応した値（アルコール濃度対応値）」を精度良く取得することができる。更に、これらの装置は、機関１０の制御量（燃料噴射量等）を「アルコール濃度対応値又は第１アルコール濃度」により補正する機関制御量補正手段を備えているということもできる。従って、これらの装置は、機関１０の始動直後から機関１０をアルコール濃度に応じて制御することができる。
　本発明は上記各実施形態に限定されることはなく、本発明の範囲内において種々の変形例を採用することができる。例えば、各実施形態において燃焼開始前筒内圧Ｐ（θａ）を用いることにより得られたアルコール濃度（第１アルコール濃度ＥｔＯＨ１）に基づいて点火時期を補正してもよい。この場合、アルコール濃度（第１アルコール濃度ＥｔＯＨ１）が高いほど点火時期を進角させることが望ましい。即ち、第１エタノール濃度ＥｔＯＨ１が大きいほど大きくなる点火時期進角補正量を求め、第１エタノール濃度ＥｔＯＨ１が０体積％の燃料（即ち、ガソリンのみからなる燃料）に対して適合されている基本点火時期をその点火時期進角補正量だけ進角させるようにしてもよい。
　また、第４装置は、第２エタノール濃度ＥｔＯＨ２を複数回の燃焼に対して取得し、その得られた複数個の第２エタノール濃度ＥｔＯＨ２のデータの平均値を、図１７のステップ１７５０にて使用される第２エタノール濃度ＥｔＯＨ２として採用してもよい。更に、第１乃至第４装置は、第１アルコール濃度（第１エタノール濃度、即ち、筒内圧Ｐ（θａ）又は内部エネルギー筒内圧Ｕ（θａ）に基づいて取得されるアルコール濃度）を複数回算出し、それらの平均値を最終的な第１アルコール濃度として採用してもよい。

Claims (7)

1. 内燃機関の燃焼室内の圧力である筒内圧を取得する筒内圧取得手段と、
   　前記燃焼室に燃料及び空気を含む混合ガスを供給する混合ガス供給手段と、
   　前記混合ガスを圧縮する圧縮行程の開始後から前記混合ガスの燃焼が開始する前までの期間内の所定のタイミングの筒内圧であって前記筒内圧取得手段により取得される筒内圧である燃焼開始前筒内圧に基づき且つ前記混合ガスの燃焼が開始した後の筒内圧であって前記筒内圧取得手段により取得される筒内圧である燃焼開始後筒内圧に基づくことなく、同燃焼開始前筒内圧が大きいほど前記燃料に含まれるアルコールの濃度が小さいという関係にしたがって前記燃料に実際に含まれるアルコールの濃度に対応した値をアルコール濃度対応値として取得する第１取得手段と、
   　を備えた内燃機関用燃料のアルコール濃度対応値取得装置。
2. 請求の範囲１に記載のアルコール濃度対応値取得装置において、
   　前記第１取得手段は、
   　前記燃焼開始前筒内圧と前記所定のタイミングにおける前記燃焼室の容積との積に基づいて同所定のタイミングにおける前記燃焼室内のガスの内部エネルギーを算出する内部エネルギー算出手段を含むとともに、同算出した内部エネルギーに基づいて前記アルコール濃度対応値を取得するように構成されたアルコール濃度対応値取得装置。
3. 請求の範囲１又は請求の範囲２に記載のアルコール濃度対応値取得装置であって、
   　前記圧縮行程の開始時に前記燃焼室内に存在する既燃ガスの量を取得する既燃ガス量取得手段を備え、
   　前記第１取得手段は、
   　前記取得された既燃ガス量に基づき、前記燃焼開始前筒内圧が同一であっても同既燃ガス量が大きいほど前記燃料に含まれるアルコールの濃度が大きいという関係にしたがって前記アルコール濃度対応値を取得するように構成されたアルコール濃度対応値取得装置。
4. 請求の範囲１に記載のアルコール濃度対応値取得装置において、
   　前記第１取得手段は、
   　前記燃焼開始前筒内圧が大きいほど前記アルコール濃度対応値としての前記燃料に含まれるアルコールの濃度が小さくなるように同アルコール濃度を第１アルコール濃度として取得するアルコール濃度対応値取得装置。
5. 請求の範囲４に記載のアルコール濃度対応値取得装置において、
   　前記第１取得手段は、
   　前記燃焼開始前筒内圧と前記所定のタイミングにおける前記燃焼室の容積との積に基づいて同所定のタイミングにおける前記燃焼室内のガスの内部エネルギーを算出する内部エネルギー算出手段を含むとともに、同算出した内部エネルギーに基づいて前記第１アルコール濃度を取得するように構成されたアルコール濃度対応値取得装置。
6. 請求の範囲４又は請求の範囲５に記載のアルコール濃度対応値取得装置であって、
   　前記圧縮行程の開始時に前記燃焼室内に存在する既燃ガスの量を取得する既燃ガス量取得手段を備え、
   　前記第１取得手段は、
   　前記燃焼開始前筒内圧が同一であっても前記取得された既燃ガス量が大きいほど前記第１アルコール濃度が大きくなるように同第１アルコール濃度を取得するアルコール濃度対応値取得装置。
7. 請求の範囲４乃至請求の範囲６の何れか一項に記載のアルコール濃度対応値取得装置において、
   　前記混合ガス供給手段は指示信号に応じて前記燃料を前記燃焼室に供給するように構成され、
   　更に、前記アルコール濃度対応値取得装置は、
   　前記機関の運転状態に基づいて指示燃料供給量を決定するとともに同決定した指示燃料供給量の燃料が前記混合ガス供給手段から前記燃焼室に供給されるように前記混合ガス供給手段に指示信号を送出する燃料供給量制御手段と、
   　少なくとも前記混合ガスの燃焼開始時から燃焼終了時までの期間において前記混合ガスの燃焼に伴って発生する熱の量である熱発生量に相当する量を推定する熱発生量推定手段と、
   　前記推定された熱発生量に相当する量と前記指示燃料供給量とに基づいて低位発熱量に相当する量を算出するとともに同算出した低位発熱量に相当する量に基づいて前記燃料に含まれるアルコールの濃度を第２アルコール濃度として取得する第２取得手段と、
   　前記取得された第１アルコール濃度と前記取得された第２アルコール濃度との差の大きさが所定閾値よりも大きいとき前記混合ガス供給手段が異常であると判定する異常判定手段と、
   　を備えたアルコール濃度対応値取得装置。

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