JP6428585B2 - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Description

本発明は内燃機関の制御装置に関する。

複数の気筒と、制御軸により機械圧縮比を同時に変更可能な可変圧縮比機構と、を備え、前記複数の気筒は機関長さ方向軸線にほぼ沿って配置されており、前記制御軸は前記機関長さ方向軸線にほぼ沿って延びている、内燃機関の制御装置が公知である（例えば特許文献１参照）。特許文献１の可変圧縮比機構では、制御軸がその長さ方向軸線回りに回転されることにより、クランクケースとシリンダブロックとのシリンダ軸線方向の相対位置が変化され、それにより機械圧縮比が変更される。具体的には、シリンダブロックがクランクケースから遠ざけられると各気筒の燃焼室容積が増大され、したがって機械圧縮比が低下される。一方、シリンダブロックがクランクケースに近づけられると各気筒の燃焼室容積が減少され、したがって機械圧縮比が上昇される。

特開２０１２−１４５０４５号公報

ところで、各気筒で燃焼が行われると、燃焼圧によりシリンダブロックがクランクケースから遠ざかる方向に付勢される。この場合、シリンダブロックがクランクケースに対し相対移動すると、燃焼室内容積が増大され、機械圧縮比が正規の値に対し低下され、したがって図示トルク又は発生トルクが低下される。

燃焼圧によりシリンダブロックが相対移動するのは、例えば、燃焼圧により、可変圧縮比機構の制御軸が弾性変形し、又は、制御軸とシリンダブロック及びクランクケースとの間に設けられるわずかな隙間内を制御軸が移動するからであると考えられる。このため、機関長さ方向外側に位置する気筒ではシリンダブロックの相対移動量が比較的大きくなり、機関長さ方向内側に位置する気筒ではシリンダブロックの相対移動量が比較的小さくなる。その結果、機関長さ方向外側に位置する気筒ではトルク低下量が比較的大きくなり、機関長さ方向内側に位置する気筒ではトルク低下量が比較的小さくなる。すなわち、機械圧縮比の低下によるトルク低下量が気筒間でバラつくおそれがある。したがって、発生トルクが気筒間でバラつくおそれがある。

本発明によれば、複数の気筒と、制御軸により機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、を備え、前記複数の気筒は機関長さ方向軸線にほぼ沿って配置されており、前記制御軸は前記機関長さ方向軸線にほぼ沿って延びている、内燃機関の制御装置であって、燃焼圧による燃焼室容積の増大に起因するトルク低下量を気筒毎に算出する算出手段と、前記複数の気筒のトルク低下量が互いにほぼ等しくなるように、前記トルク低下量に基いて前記複数の気筒の発生トルクをそれぞれ調整する調整手段と、を備えた内燃機関の制御装置が提供される。

発生トルクの気筒間のバラ付きを低減することができる。

火花点火式内燃機関の全体図である。 可変圧縮比機構の分解斜視図である。 図解的に表した内燃機関の側面断面図である。 ｊ番気筒の図示トルクＴＱｉ（ｊ）を説明するための模式図である。 ｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）を説明するための模式図である。 ｊ番気筒のトルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）を説明するための模式図である。 基本点火時期ＳＡｂを示す図である。 点火時期補正値ΔＳＡ（ｊ）を示す図である。 トルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）を示す図である。 ピッチ方向、ロール方向、及びヨー方向を説明するための模式図である。 燃焼室容積増大分ΔＶｐ，ΔＶｒ，ΔＶｙを示す図である。 基本筒内圧ピーク値Ｐｐｂを示す図である。 第１の補正係数ｋＰｐ１を示す図である。 第２の補正係数ｋＰｐ２を示す図である。 ｊ番気筒の距離Ｌ（ｊ）を説明するための模式図である。 ｊ番気筒のトルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）を算出するためのフローチャートである。 点火時期制御を行うためのフローチャートである。

図１は内燃機関ＥＧの全体図を示している。本発明による実施例では、内燃機関ＥＧは火花点火式内燃機関から構成される。図示しない別の実施例では、内燃機関は圧縮着火式内燃機関から構成される。また、図１に示される内燃機関ＥＧは複数、例えば４つの気筒を備えている。

図１を参照すると、１はクランクケース、２はシリンダブロック、３はシリンダヘッド、４はピストン、５は燃焼室、６は燃焼室５の頂面中央部に配置された点火栓、７は吸気弁、８は吸気ポート、９は排気弁、１０は排気ポートをそれぞれ示す。吸気ポート８は吸気枝管１１を介してサージタンク１２に連結され、各吸気枝管１１にはそれぞれ対応する吸気ポート８内に向けて燃料を噴射するための燃料噴射弁１３が配置される。図示しない別の実施例では、燃料噴射弁１３は各燃焼室５内に配置される。

サージタンク１２は吸気ダクト１４を介してエアクリーナ１５に連結され、吸気ダクト１４内にはアクチュエータ１６によって駆動されるスロットル弁１７と例えば熱線を用いた吸入空気量検出器１８とが配置される。一方、排気ポート１０は排気マニホルド１９を介して例えば三元触媒を内蔵した触媒コンバータ２０に連結され、排気マニホルド１９内には空燃比センサ２１が配置される。

一方、本発明による実施例ではクランクケース１とシリンダブロック２との連結部にクランクケース１とシリンダブロック２のシリンダ軸線方向の相対位置を変化させることにより内燃機関の機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構Ａが設けられている。なお、ピストンが圧縮上死点に位置するときの燃焼室の容積を燃焼室容積と称すると、機械圧縮比は圧縮行程時のピストンの行程容積と燃焼室容積のみから機械的に定まる値であって、（燃焼室容積＋行程容積）／燃焼室容積で表される。

電子制御ユニット３０はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス３１によって互いに接続されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）３２、ＲＡＭ（ランダムアクセスメモリ）３３、ＣＰＵ（マイクロプロセッサ）３４、入力ポート３５及び出力ポート３６を具備する。吸入空気量検出器１８の出力信号及び空燃比センサ２１の出力信号はそれぞれ対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。アクセルペダル４０にはアクセルペダル４０の踏込み量Ｌに比例した出力電圧を発生する負荷センサ４１が接続され、負荷センサ４１の出力電圧は対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。更に入力ポート３５にはクランクシャフトが例えば３０°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ４２が接続される。更にクランクケース１に対するシリンダブロック２の相対位置を検出する位置センサ４３が設けられ、位置センサ４３の出力電圧は対応するＡＤ変換器３７を介して入力ポート３５に入力される。クランクケース１に対するシリンダブロック２の相対位置は機械圧縮比を表している。一方、出力ポート３６は対応する駆動回路３８を介して点火栓６、燃料噴射弁１３、スロットル弁駆動用アクチュエータ１６、及び可変圧縮比機構Ａに接続される。なお、電子制御ユニット３０は本発明の算出手段及び調整手段を構成する。

図２は図１に示す可変圧縮比機構Ａの分解斜視図を示しており、図３（Ａ）及び図３（Ｂ）は図解的に表した内燃機関の側面断面図を示している。図２を参照すると、シリンダブロック２の両側壁の下方には互いに間隔を隔てた複数個の突出部５０が形成されており、各突出部５０内にはそれぞれ断面円形のカム挿入孔５１が形成されている。一方、クランクケース１の上壁面上には互いに間隔を隔ててそれぞれ対応する突出部５０の間に嵌合せしめられる複数個の突出部５２が形成されており、これらの各突出部５２内にもそれぞれ断面円形のカム挿入孔５３が形成されている。

可変圧縮比機構Ａは複数の気筒に共通の制御軸を備える。図２に示される例では制御軸は一対のカムシャフト５４，５５を備え、各カムシャフト５４，５５上には一つおきに各カム挿入孔５１内に回転可能に挿入される円形カム５６が固定されている。これらの円形カム５６は各カムシャフト５４，５５の長さ方向軸線又は回転軸線ＬＡと共軸をなす。一方、各円形カム５６間には図３においてハッチングで示すように各カムシャフト５４，５５の回転軸線ＬＡに対して偏心配置された偏心軸５７が延びており、この偏心軸５７上に別の円形カム５８が偏心して回転可能に取付けられている。図２に示されるようにこれら円形カム５８は各円形カム５６間に配置されており、これら円形カム５８は対応する各カム挿入孔５３内に回転可能に挿入されている。

図３（Ａ）に示すような状態から各カムシャフト５４，５５上に固定された円形カム５６を図３（Ａ）において実線の矢印で示される如く互いに反対方向に回転させると偏心軸５７が下方中央に向けて移動するために円形カム５８がカム挿入孔５３内において図３（Ａ）の破線の矢印に示すように円形カム５６とは反対方向に回転し、図３（Ｂ）に示されるように偏心軸５７が下方中央まで移動すると円形カム５８の中心が偏心軸５７の下方へ移動する。

図３（Ａ）と図３（Ｂ）とを比較するとわかるようにクランクケース１とシリンダブロック２の相対位置は円形カム５６の中心と円形カム５８の中心との距離によって定まり、円形カム５６の中心と円形カム５８の中心との距離が大きくなるほどシリンダブロック２はクランクケース１から離れる。シリンダブロック２がクランクケース１から離れると燃焼室容積は増大し、したがって各カムシャフト５４，５５を回転させることによって燃焼室容積又は機械圧縮比を変更することができる。

図２に示されるように各カムシャフト５４，５５を夫々反対方向に回転させるために駆動モータ５９の回転軸には夫々螺旋方向が逆向きの一対のウォーム６１，６２が取付けられており、これらウォーム６１，６２と噛合するウォームホイール６３，６４が夫々各カムシャフト５４，５５の端部に固定されている。この場合、駆動モータ５９を駆動することによってピストン４が圧縮上死点に位置するときの燃焼室５の容積が変更され、したがって機会圧縮比が変更される。本発明による実施例では、機械圧縮比が機関運転状態、例えば機関負荷率ＫＬ及び機関回転数Ｎｅに応じて定まる目標機械圧縮比になるように可変圧縮比機構Ａが制御される。

なお、図２において、ＬＬは機関長さ方向を、ＬＷは機関幅方向を、ＬＨは機関高さ方向を、それぞれ示しており、これら機関長さ方向ＬＬ、機関幅方向ＬＷ、及び機関高さ方向ＬＨは互いに直交する。図２に示されるように、内燃機関ＥＧの気筒は機関長さ方向ＬＬ軸線にほぼ沿って配置されている。また、可変圧縮比機構Ａのカムシャフト５４，５５は機関長さ方向ＬＬ軸線にほぼ沿って延びている。

なお、可変圧縮比機構Ａの別の実施例では、互いに連結されたアッパリンク及びロアリンクを介してピストンピン及びクランクピンが互いに連結され、ロアリンクに連結されたコントロールリンクの動作が制御軸により変更され、それにより圧縮上始点におけるピストン位置が変更され、したがって機械圧縮比が変更される（複リンク式ピストンストローク機構）。可変圧縮比機構Ａの更に別の実施例では、シリンダヘッドがシリンダブロックに対し相対移動可能に設けられ、シリンダブロックに対するシリンダヘッドの相対位置が制御軸により変更されることにより、機械圧縮比が変更される。

さて、冒頭で説明したように、各気筒の燃焼圧によりシリンダブロック２がクランクケース１に対し相対移動して各気筒の燃焼室容積が増大し、それにより各気筒の図示トルク又は発生トルクが低下するおそれがある。図４はｊ番気筒（ｊ＝１，２，３，４）の図示トルクＴＱｉ（ｊ）の低下量ΔＴＱｄ（ｊ）（≧０）を模式的に示している。図４に示される例では、ｊ番気筒の図示トルクＴＱｉ（ｊ）は、クランクケース１に対するシリンダブロック２の相対移動がないと仮定した場合の各気筒の図示トルク、すなわち基準トルクＴＱｉＲから、トルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）（≧０）だけそれぞれ低下している。

図４に示される例では、１番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（１）と４番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（４）とは互いにほぼ等しく、２番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（２）と３番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（３）とは互いにほぼ等しい。また、シリンダブロック２の長さ方向ＬＬの外側に位置する１番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（１）及び４番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（４）は、シリンダブロック２の長さ方向ＬＬの内側に位置する２番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（２）及び３番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（３）よりも大きく、ｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）のうち最大である。図５はｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）を縦軸にとって図示したものである。

このようにｊ番気筒の図示トルクＴＱｉ（ｊ）及びトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）にはバラツキがある。このようにトルクが気筒間でバラつくと、機関振動及び騒音が好ましくなく増大するおそれがある。そこで本発明による実施例では、燃焼圧による燃焼室容積の増大に起因するトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）を気筒毎に算出し、複数の気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）が互いにほぼ等しくなるように、トルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）に基いて複数の気筒の発生トルクをそれぞれ調整するようにしている。

まず、本発明による実施例における発生トルクの調整方法について説明する。本発明による実施例では目標トルク低下量ΔＴＱｄｔが設定され、ｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）が目標トルク低下量ΔＴＱｄｔになるようにｊ番気筒の発生トルクが調整される。本発明による実施例では、目標トルク低下量ΔＴＱｄｔは、ｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）のうち最大のものに設定される。図５に示される例では１番気筒＃１のトルク低下量ΔＴＱｄ（１）（＝ΔＴＱｄ（４））が最大であるので、目標トルク低下量ΔＴＱｄｔは１番気筒＃１のトルク低下量ΔＴＱｄ（１）に設定される。図６には、図５に示されるトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）と目標トルク低下量ΔＴＱｄｔとの関係が示される。

次いで、ｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）を目標トルク低下量ΔＴＱｄｔにするのに必要なトルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）が算出される（ΔＴＱａ（ｊ）＝ΔＴＱｄｔ−ΔＴＱｄ（ｊ））。ｊ番気筒の発生トルクを低下させるべきときにはｊ番気筒のトルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）は正値となり、ｊ番気筒の発生トルクを増大させるべきときにはｊ番気筒のトルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）は負値となる。図６に示される例では、１番気筒＃１のトルク調整量ΔＴＱａ（１）及び４番気筒＃４のトルク調整量ΔＴＱａ（４）はゼロであり、２番気筒＃２のトルク調整量ΔＴＱａ（２）及び３番気筒＃３のトルク調整量ΔＴＱａ（３）は「ΔＴＱｄｔ−ΔＴＱ」である。すなわち、１番気筒＃１及び４番気筒＃４ではトルク低下量ΔＴＱｄ（１），ΔＴＱｄ（４）は変更されない。これに対し、２番気筒＃２及び３番気筒＃３ではトルク低下量ΔＴＱｄ（２），ΔＴＱｄ（３）はトルク調整量ΔＴＱａ（２），ΔＴＱａ（３）だけ増大され、あるいは、発生トルクがトルク調整量ΔＴＱａ（２），ΔＴＱａ（３）だけ低下される。

発生トルク又はトルク低下量を調整するには種々の方法が知られている。本発明による実施例では、点火時期を調整することにより発生トルク又はトルク低下量が調整される。具体的には、ｊ番気筒の点火時期ＳＡ（ｊ）（クランク角）は例えば次式を用いて算出される。
ＳＡ（ｊ）＝ＳＡｂ＋ΔＳＡ（ｊ）
ここで、ＳＡｂは基本点火時期を、ΔＳＡ（ｊ）はｊ番気筒の点火時期補正値を、それぞれ示している。

基本点火時期ＳＡｂは機関運転状態、例えば機関負荷率ＫＬ及び機関回転数Ｎｅの関数としてあらかじめ求められており、図７に示されるマップの形であらかじめＲＯＭ３２内に記憶されている。なお、機関負荷率ＫＬ（％）は全負荷に対する機関負荷の割合である。

点火時期補正値ΔＳＡ（ｊ）はｊ番気筒の発生トルクを上述したトルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）だけ調整するためのものである。この点火時期補正値ΔＳＡ（ｊ）は、トルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）がゼロのときにはゼロであり、トルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）が大きくなるにつれて大きくなる。すなわち、トルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）が大きくなるにつれて点火時期ＳＡ（ｊ）は遅角される。点火時期補正値ΔＳＡ（ｊ）は図８に示されるマップの形であらかじめＲＯＭ３２内に記憶されている。

その結果、各気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）が互いにほぼ等しくなる。したがって、各気筒の発生トルク量が互いにほぼ等しくなる。このようにして機関の振動及び騒音が抑制される。

次に、本発明による実施例におけるｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）の算出方法を説明する。上述したように、各気筒において燃焼圧により燃焼室容積が増大し、トルクが低下する。この場合、図９に示されるように、ｊ番気筒の燃焼圧による燃焼室容積の増大分ΔＶ（ｊ）が大きくなるにつれてｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）は大きくなる。そこで本発明による実施例では、まずｊ番気筒の燃焼室容積増大分ΔＶ（ｊ）が算出され、次いで図９のマップを用いてｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）が算出される。なお、ｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）は図９に示されるマップの形であらかじめＲＯＭ３２内に記憶されている。

ｊ番気筒の燃焼室容積増大分ΔＶ（ｊ）は例えば次のようにして算出される。上述したように、ｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）にはバラツキがあり、したがってｊ番気筒の燃焼圧による燃焼室容積の増大分にもバラツキがある。燃焼圧による燃焼室容積の増大分が最大となる気筒を容積増大最大気筒と称すると、本発明による実施例ではまずこの容積増大最大気筒の燃焼室容積増大分ΔＶｍが算出される。容積増大最大気筒の燃焼室容積増大分ΔＶｍは例えば次式を用いて算出される。
ΔＶｍ＝ΔＶｐ＋ΔＶｒ＋ΔＶｙ
ここで、ΔＶｐは容積増大最大気筒におけるピッチ方向の燃焼室容積増大分を、ΔＶｒは容積増大最大気筒におけるロール方向の燃焼室容積増大分を、ΔＶｙは容積増大最大気筒におけるヨー方向の燃焼室容積増大分を、それぞれ表している。なお、ピッチ方向は図１０において矢印Ｐで示されるように幅方向ＬＷに延びる中心軸線ＬＷＣ回りの方向である。また、ロール方向は図１０において矢印Ｒで示されるように長さ方向ＬＬに延びる中心軸線ＬＬＣ回りの方向であり、ヨー方向は図１０において矢印Ｙで示されるように高さ方向ＬＨに延びる中心軸線ＬＨＣ回りの方向である。

上述したように、燃焼圧による燃焼室容積の増大はクランクケース１に対するシリンダブロック２の相対移動に起因する。このシリンダブロック２の相対移動はピッチ方向の相対移動、ロール方向の相対移動、及びヨー方向の相対移動に分けて考えることができ、燃焼室容積増大分もピッチ方向の相対移動に起因する燃焼室容積増大分ΔＶｐ、ロール方向の相対移動に起因する燃焼室容積増大分ΔＶｒ、及びヨー方向の相対移動に起因する燃焼室容積増大分ΔＶｙに分けて考えることができる。

燃焼圧によりシリンダブロック２がクランクケース１に対し相対移動しないと仮定したときの各気筒の筒内圧の極大値を筒内圧ピーク値Ｐｐと称すると、図１１に示されるように、ピッチ方向の燃焼室容積増大分ΔＶｐ、ロール方向の燃焼室容積増大分ΔＶｒ、及びヨー方向の燃焼室容積増大分ΔＶｙはそれぞれ筒内圧ピーク値Ｐｐが高くなるにつれて大きくなる。また、ピッチ方向の燃焼室容積増大分ΔＶｐはロール方向の燃焼室容積増大分ΔＶｒ及びヨー方向の燃焼室容積増大分ΔＶｙよりも大きい。これら燃焼室容積増大分ΔＶｐ，ΔＶｒ，ΔＶｙは筒内圧ピーク値Ｐｐの関数として図１１に示されるマップの形であらかじめＲＯＭ３２内に記憶されている。

筒内圧ピーク値Ｐｐは例えば次式を用いて算出される。
Ｐｐ＝Ｐｐｂ・ｋＰｐ１・ｋＰｐ２
ここで、Ｐｐｂは基本筒内圧ピーク値を、ｋＰｐ１は第１の補正係数（０＜ｋＰｐ１≦１）を、ｋＰｐ２は第２の補正係数（０＜ｋＰｐ２）を、それぞれ表している。

基本筒内圧ピーク値Ｐｐｂは、例えばＥＧＲ率及び当量比（空燃比）により表される機関運転状態が基本状態にあるときの筒内圧ピーク値であり、図１２に示されるように機関負荷率ＫＬが大きくなるにつれて高くなる。基本筒内圧ピーク値Ｐｐｂは機関負荷率ＫＬの関数として図１２に示されるマップの形であらかじめＲＯＭ３２内に記憶されている。本発明による実施例では、ＥＧＲ率ＲＥＧＲがゼロでありかつ当量比φが１（理論空燃比）のときに機関運転状態が基本状態にある。なお、ＥＧＲ率ＲＥＧＲは筒内ガス量（空気量＋ＥＧＲガス量）に対するＥＧＲガス量の比である。

第１の補正係数ｋＰｐ１はＥＧＲ率ＲＥＧＲに基いて基本筒内圧ピーク値Ｐｐｂを補正するためのものである。図１３に示されるように第１の補正係数ｋＰｐ１はＥＧＲ率ＲＥＧＲがゼロのときに１となり、ＥＧＲ率ＲＥＧＲが大きくなるにつれて小さくなる。第１の補正係数ｋＰｐ１は図１３に示されるマップの形であらかじめＲＯＭ３２内に記憶されている。

第２の補正係数ｋＰｐ２は当量比φに基いて基本筒内圧ピーク値Ｐｐｂを補正するためのものである。図１４に示されるように第２の補正係数ｋＰｐ２は当量比φが１のときに１となり、当量比φが大きくなるにつれて大きくなる。第２の補正係数ｋＰｐ２は図１４に示されるマップの形であらかじめＲＯＭ３２内に記憶されている。

このように、基本筒内圧ピーク値Ｐｐｂ、第１の補正係数ｋＰｐ１、及び第２の補正係数ｋＰｐ２から筒内圧ピーク値Ｐｐが算出され、筒内圧ピーク値Ｐｐから燃焼室容積増大分ΔＶｐ，ΔＶｒ，ΔＶｙがそれぞれ算出され、燃焼室容積増大分ΔＶｐ，ΔＶｒ，ΔＶｙから容積増大最大気筒の燃焼室容積増大分ΔＶｍが算出される。

図１５には、シリンダブロック２の長さ方向ＬＬの中心ＬＬ０からｊ番気筒のシリンダ軸線Ｃ（ｊ）までの距離Ｌ（ｊ）がそれぞれ示されている。図１５において、Ｂ（ｊ）はｊ番気筒のシリンダボアを表しており、ＬＣＢはシリンダブロック２の長さ方向ＬＬの長さを表している。図１５に示される例では、１番気筒＃１の距離Ｌ（１）及び４番気筒＃４の距離Ｌ（４）が互いにほぼ等しく、２番気筒＃２の距離Ｌ（２）及び３番気筒＃３の距離Ｌ（３）が互いにほぼ等しい。また、１番気筒＃１の距離Ｌ（１）及び４番気筒＃４の距離Ｌ（４）はｊ番気筒の距離Ｌ（ｊ）のうち最も大きい。本発明による実施例では、距離Ｌ（ｊ）が最も大きい気筒が容積増大最大気筒であると仮定しており、したがって１番気筒＃１及び４番気筒＃４が容積増大最大気筒であると仮定している。このため、上述のようにして算出された燃焼室容積増大分ΔＶｍは１番気筒＃１の燃焼室容積増大分ΔＶ（１）及び４番気筒＃４の燃焼室容積増大分ΔＶ（４）に相当する。

一方、残りの気筒、すなわち２番気筒＃２の燃焼室容積増大分ΔＶ（２）及び３番気筒＃４の燃焼室容積増大分ΔＶ（３）は例えば次のようにして算出される。本発明による実施例では、ｊ番気筒の燃焼室容積増大分ΔＶ（ｊ）はｊ番気筒の距離Ｌ（ｊ）が大きくなるにつれて大きくなると仮定している。したがって、２番気筒＃２の燃焼室容積増大分ΔＶ（２）は１番気筒＃１の燃焼室容積増大分ΔＶ（１）の（Ｌ（２）／Ｌ（１））倍であるということになる（ΔＶ（２）＝ΔＶ（１）・（Ｌ（２）／Ｌ（１）））。３番気筒＃３の燃焼室容積増大分ΔＶ（３）は２番気筒＃２の燃焼室容積増大分ΔＶ（２）に等しい。

このようにしてｊ番気筒の燃焼室容積増大分ΔＶ（ｊ）が算出されると、上述したように図９のマップを用いてｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）が算出される。次いで、目標トルク低下量ΔＴＱｄｔが設定され、ｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）が目標トルク低下量ΔＴＱｄｔになるようにｊ番気筒の発生トルクが調整される。

図１６は本発明による実施例のｊ番気筒のトルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）を算出するためのルーチンを示している。このルーチンはあらかじ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１６を参照すると、ステップ１００では基本筒内圧ピーク値Ｐｐｂが図１２のマップを用いて算出される。続くステップ１０１では第１の補正係数ｋＰｐ１が図１３のマップを用いて算出される。続くステップ１０２では第２の補正係数ｋＰｐ２が図１４のマップを用いて算出される。続くステップ１０３では筒内圧ピーク値Ｐｐが算出される（Ｐｐ＝Ｐｐｂ・ｋＰｐ１・ｋＰｐ２）。続くステップ１０４では燃焼室容積増大分ΔＶｐ，ΔＶｒ，ΔＶｙが図１１のマップをそれぞれ算出される。続くステップ１０５では容積増大最大気筒の燃焼室容積増大分ΔＶｍが算出される（ΔＶｍ＝ΔＶｐ＋ΔＶｒ＋ΔＶｙ）。続くステップ１０６ではｊ番気筒の燃焼室容積増大分ΔＶ（ｊ）が算出される。続くステップ１０７ではｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）が図９のマップを用いて算出される。続くステップ１０８ではｊ番気筒のトルク調整量ΔＴＱａ（ｊ）が算出される。

図１７は本発明による実施例の点火制御を実行するためのルーチンを示している。このルーチンはあらかじ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１７を参照すると、ステップ２００では基本点火時期ＳＡｂが図７のマップを用いて算出される。続くステップ２０１ではｊ番気筒の点火時期補正値ΔＳＡ（ｊ）が図８のマップを用いて算出される。続くステップ２０２ではｊ番気筒の点火時期ＳＡ（ｊ）が算出される（ＳＡ（ｊ）＝ＳＡｂ＋ΔＳＡ（ｊ））。続くステップ２０３では点火栓６において点火作用が実行される。

なお、本発明による別の実施例では、燃料噴射量又は当量比を調整することにより発生トルク又はトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）が調整される。この場合、ｊ番気筒のトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）のうち最大のものと最小のものとの間に目標トルク低下量ΔＴＱｄｔが設定されるのが好ましい。このようにすると、一部の気筒においてトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）を増大するために燃料噴射量が減少され、又は空燃比がリーン側に移行される。一方、残りの気筒においてトルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）を減少するために燃料噴射量が増大され、又は空燃比がリッチ側に移行される。その結果、トルク低下量ΔＴＱｄ（ｊ）の気筒間バラツキを抑制しながら、排気ガスの空燃比を維持することが可能となる。なお、排気ガスの空燃比は排気通路のある位置よりも上流の排気通路、燃焼室及び吸気通路に供給された空気及び燃料の比である。

１ クランクケース
２ シリンダブロック
Ａ 可変圧縮比機構
５４，５５ カムシャフト

Claims (1)

1. 複数の気筒と、制御軸により機械圧縮比を変更可能な可変圧縮比機構と、を備え、前記複数の気筒は機関長さ方向軸線にほぼ沿って配置されており、前記制御軸は前記機関長さ方向軸線にほぼ沿って延びている、内燃機関の制御装置であって、
   燃焼圧による燃焼室容積の増大に起因するトルク低下量を気筒毎に算出する算出手段と、
   前記複数の気筒のトルク低下量が互いにほぼ等しくなるように、前記トルク低下量に基いて前記複数の気筒の発生トルクをそれぞれ調整する調整手段と、
   を備えた内燃機関の制御装置。

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