JPH09281006A - 内燃機関における変動検出方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 各気筒の発生する駆動力又はトルクの変動の
程度を正確に判断する。 【解決手段】 圧縮上死点付近の３０°クランク角度の
経過時間Ｔａ（ｉ）と圧縮上死点後９０°付近の３０°
クランク角度の経過時間Ｔｂ（ｉ）とを求める。これら
経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）から各気筒の発生する
駆動力又はトルクを求め、次いでこれら駆動力又はトル
クの変動量を求める。駆動力又はトルクの変動の程度を
夫々駆動力の変動量と駆動力との比である駆動力変動率
又はトルクの変動量とトルクとの比であるトルク変動率
から判断する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は内燃機関における変
動検出方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】クランクシャフトが圧縮上死点後３０°
から６０°まで回転するのに要する時間からこの間にお
けるクランクシャフトの第１の角速度を求め、クランク
シャフトが圧縮上死点後９０°から１２０°まで回転す
るのに要する時間からこの間におけるクランクシャフト
の第２の角速度を求め、第１の角速度の２乗と第２の角
速度の２乗から気筒が発生するトルクを求め、この発生
トルクの変動量からトルク変動量を算出するようにした
内燃機関が公知である。（特公平７−３３８０９号公報
参照）。

【０００３】即ち、各気筒において燃焼が行われると燃
焼圧によってクランクシャフトの角速度は第１の角速度
ωａから第２の角速度ωｂへ上昇せしめられる。このと
き、機関の回転慣性モーメントをＩとすると燃焼圧によ
って運動エネルギが（１／２）・Ｉωａ² から（１／
２）・Ｉωｂ² へ上昇せしめられる。概略的に云うとこ
の運動エネルギの上昇量（１／２）・Ｉ・（ωｂ² −ω
ａ² ）によってトルクが発生するので発生トルクは（ω
ｂ² −ωａ² ）に比例することになる。従って発生トル
クは第１の角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗
との差から求まることになり、従って上述の内燃機関で
はこのようにして求めた発生トルクからトルク変動量を
算出するようにしている。

【０００４】

【発明が解決しようとする課題】しかしながらクランク
シャフトに連結されかつ欠歯部分を有するロータの歯に
クランク角センサを対面配置してこのクランク角センサ
の出力信号に基づいて第１の角速度および第２の角速度
を検出し、第１の角速度又は第２の角速度を検出すべき
タイミングとクランク角センサが欠歯部分に対面するタ
イミングとが重なる場合には上述の如く角速度ωａ，ω
ｂに基づいて発生トルクを算出してもトルク変動を正確
に検出することができない。

【０００５】即ち、例えば第２の角速度を検出すべきタ
イミングとクランク角センサが欠歯部分に対面するタイ
ミングとが重なった場合には検出された第２の角速度が
実際の角速度から大巾にずれるばかりでなく、このずれ
量が機関回転数に応じて変化する。従ってこの場合には
検出された第２の角速度が実際の角速度を表わしていな
いことになり、従って第１の角速度ωａの２乗と第２の
角速度の２乗との差（ωｂ² −ωａ² ）から発生トルク
を求めてもこの発生トルクは真の発生トルクを表わして
いないことになる。その結果、この発生トルクからトル
ク変動量を算出しても真のトルク変動量を算出すること
ができないという問題が生ずる。

【０００６】

【課題を解決するための手段】上記問題点を解決するた
めに１番目の発明によれば、圧縮行程末期から爆発行程
初期までのクランク角度領域内に第１のクランク角度範
囲を設定し、第１のクランク角度範囲から一定のクラン
ク角を隔てた爆発行程中期のクランク角度領域内に第２
のクランク角度範囲を設定し、第１のクランク角度範囲
内におけるクランクシャフトの第１の角速度を検出する
と共に第２のクランク角度範囲内におけるクランクシャ
フトの第２の角速度を検出し、第１の角速度と第２の角
速度から気筒が発生する駆動力を求め、次いでこの駆動
力から駆動力の変動量を求め、次いで駆動力の変動量と
駆動力との比である駆動力の変動率を求めてこの駆動力
の変動率から駆動力の変動の程度を判断するようにして
いる。

【０００７】即ち、検出された第１の角速度又は第２の
角速度が真の角速度を表わしていない場合には算出され
た気筒の駆動力およびこの駆動力の変動量は夫々真の駆
動力および真の駆動力の変動量を表わしていないことに
なるが駆動力の変動量と駆動力との比である駆動力の変
動率は常に真の駆動力の変動率を表わしている。従って
この駆動力の変動率から駆動力の変動の程度を正確に判
断することができる。

【０００８】２番目の発明では１番目の発明において、
駆動力が第１の角速度の２乗と第２の角速度の２乗との
差から算出された気筒の発生トルクを表わしている。即
ち、この発明では第１の角速度の２乗と第２の角速度の
２乗との差から気筒が発生するトルクを求め、次いでこ
のトルクからトルクの変動量を求め、次いでこのトルク
の変動量とトルクとの比であるトルクの変動率を求めて
このトルクの変動率からトルクの変動の程度を判断する
ようにしている。

【０００９】３番目の発明は１番目の発明において、ク
ランクシャフトに連結されかつ欠歯部分を有するロータ
の歯にクランク角センサを対面配置してこのクランク角
センサの出力信号に基づいて角速度を検出し、角速度を
検出すべきタイミングとクランク角センサが欠歯部分に
対面するタイミングとが重なることがある内燃機関に適
用しうることを示している。

【００１０】

【発明の実施の形態】図１を参照すると、１は１番気筒
＃１，２番気筒＃２，３番気筒＃３，４番気筒＃４から
なる４つの気筒を具備した機関本体を示す。各気筒＃
１，＃２，＃３，＃４は夫々対応する吸気枝管２を介し
てサージタンク３に連結され、各吸気枝管２内には夫々
対応する吸気ポート内に向って燃料を噴射する燃料噴射
弁４が取付けられる。サージタンク３は吸気ダクト５を
介してエアクリーナ６に連結され、吸気ダクト５内には
スロットル弁７が配置される。一方、各気筒＃１，＃
２，＃３，＃４は排気マニホルド８および排気管９を介
してＮＯx 吸収剤１０を内蔵したケーシング１１に連結
される。このＮＯx 吸収剤１０は空燃比がリーンのとき
に排気ガス中に含まれるＮＯx 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ＮＯx を放出しかつ
還元する機能を有する。

【００１１】電子制御ユニット２０はディジタルコンピ
ュータからなり、双方向性バス２１によって相互に接続
されたＲＯＭ（リードオンリメモリ）２２、ＲＡＭ（ラ
ンダムアクセスメモリ）２３、ＣＰＵ（マイクロプロセ
ッサ）２４、常時電源に接続されたバックアップＲＡＭ
２５、入力ポート２６および出力ポート２７を具備す
る。機関の出力軸１２には外歯付ロータ１３が取付けら
れ、ロータ１３の外歯に対面して電磁ピックアップから
なるクランク角センサ１４が配置される。図１に示され
る実施例ではロータ１３の外周上に１０°クランク角度
毎に外歯が形成されており、例えば１番気筒の圧縮上死
点を検出するために一部の外歯が削除されている。従っ
てこの外歯が削除された部分、即ち欠歯部分を除いてク
ランク角センサ１４は出力軸１２が１０°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。

【００１２】サージタンク３にはサージタンク３内の絶
対圧に比例した出力電圧を発生する圧力センサ１５が取
付けられ、この圧力センサ１５の出力電圧が対応するＡ
Ｄ変換器２８を介して入力ポート２６に入力される。ま
た、スロットル弁７にはスロットル弁７がアイドリング
開度にあることを検出するためのアイドルスイッチ１６
が取付けられ、このアイドルスイッチ１６の出力信号が
入力ポート２６に入力される。また、排気マニホルド８
内には空燃比を検出するための空燃比センサ（Ｏ₂ セン
サ）１７が配置されており、この空燃比センサ１７の出
力信号が対応するＡＤ変換器２８を介して入力ポート２
６に入力される。一方、出力ポート２７は対応する駆動
回路２９を介して各燃料噴射弁４に接続される。

【００１３】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。

【００１４】基本燃料噴射時間ＴＰは空燃比を理論空燃
比とするのに必要な噴射時間を示している。この基本燃
料噴射時間ＴＰは実験により求められ、この基本燃料噴
射時間ＴＰはサージタンク３内の絶対圧ＰＭおよび機関
回転数Ｎの関数として図２に示すマップの形で予めＲＯ
Ｍ２２内に記憶されている。リーン補正係数ＦＬＥＡＮ
は空燃比を目標リーン空燃比とするための補正係数であ
り、このリーン補正係数ＦＬＥＡＮはサージタンク３内
の絶対圧ＰＭおよび機関回転数Ｎの関数として図４に示
すマップの形で予めＲＯＭ２２内に記憶されている。

【００１５】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。本発明による実施例ではサージタンク３内の
絶対圧ＰＭと機関回転数Ｎに対してリーン空燃比フィー
ドバック制御に対する学習領域が図５に示されるように
例えば９つの領域に分けられており、各学習領域に対し
て夫々リーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦ
Ｂ₁₁〜ＦＬＬＦＢ₃₃が設定されている。

【００１６】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。

【００１７】図４に示されるように破線により囲まれた
運転領域内については機関の運転状態に応じてリーン補
正係数ＦＬＥＡＮが定められており、この運転領域内で
は空燃比が目標リーン空燃比に維持される。これに対し
て図４の破線で囲まれた領域外の運転領域では空燃比が
理論空燃比に維持される。空燃比を理論空燃比に維持す
べきときにはリーン補正係数ＦＬＥＡＮおよびリーンリ
ミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢは１．０に固
定され、理論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦが空
燃比センサ１７の出力信号に基づいて制御される。

【００１８】一方、空燃比を目標リーン空燃比に維持す
べきときには理論空燃比フィードバック補正係数ＦＡＦ
が１．０に固定され、即ち空燃比センサ１７の出力信号
に基づくフィードバック制御が停止され、リーン補正係
数ＦＬＥＡＮとリーンリミットフィードバック補正係数
ＦＬＬＦＢとにより空燃比が目標リーン空燃比に制御さ
れる。

【００１９】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ＮＯx 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ＮＯx の発生量が少
なくなる。従ってこれらの点からみると空燃比はできる
だけリーンにすることが好ましいことになる。ところが
空燃比が或る程度以上リーンになると燃焼が不安定とな
り、その結果図３に示されるようにトルク変動量が大き
くなる。そこで本発明による実施例では図３に示される
ようにトルク変動が増大し始める空燃比制御領域内に空
燃比を維持するようにしている。

【００２０】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。

【００２１】なお、図４と図５とを比較すればわかるよ
うにリーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＦＢ
はリーン補正係数ＦＬＥＡＮが定められている機関運転
領域とほぼ同じ領域に対して設定されている。トルク変
動量が図３に示されるトルク変動制御領域内に制御され
ると良好な車両の運転性を確保しつつ燃料消費率および
ＮＯx の発生量を大巾に低減することができる。ただ
し、このようにトルク変動量をトルク変動制御領域内に
制御するためにはトルク変動量を検出しなければなら
ず、トルク変動量を検出するためにはトルクを検出しな
ければならないことになる。

【００２２】ところで各気筒の出力トルクを算出する方
法は従来より種々の方法が提案されている。即ち、各気
筒の出力トルクを算出することができればこの算出され
た出力トルクを用いて上述の如きリーン空燃比制御がで
きるばかりでなく、その他種々の制御を行うことができ
るので各気筒の出力トルクを算出する最良の方法を見い
出すことには重要な意味があり、従って従来より各気筒
の出力トルクを算出するための種々の方法が提案されて
いる。代表的な例を挙げると燃焼室内に燃焼圧センサを
取付けてこの燃焼圧センサの出力信号に基づき出力トル
クを算出する方法や、或いは冒頭で述べたように第１の
角速度ωａの２乗と第２の角速度ωｂの２乗との差から
出力トルクを算出する方法が挙げられる。

【００２３】燃焼圧センサを用いると燃焼圧センサを取
付けた気筒が発生するトルクを確実に検出することがで
きるという利点がある反面、燃焼圧センサが必要である
という欠点を有している。これに対して角速度ωａ，ω
ｂは従来より内燃機関が備えているクランク角センサの
出力信号から算出することができるので角速度ωａ，ω
ｂに基づき出力トルクを算出するようにした場合には新
たなセンサを設ける必要がないという利点がある。ただ
し、この場合冒頭に述べたように角速度ωａ，ωｂを検
出すべきタイミングとクランク角センサ１４がロータ１
３の欠歯部分に対面するタイミングとが重なることがあ
る場合には発生トルク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
本発明では発生トルクを角速度に基づき算出するように
し、その際角速度ωａ，ωｂを検出すべきタイミングと
クランク角センサ１４がロータ１３の欠歯部分に対面す
るタイミングとが重なることがあったとしても発生トル
クを正確に検出しうるようにしている。

【００２４】次に各気筒が発生する駆動力および各気筒
が発生するトルクを算出するための本発明による新たな
方法について説明する。まず初めに、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。なお、この図６（Ａ），（Ｂ）は角速度ω
ａ，ωｂを検出すべきタイミングとクランク角センサ１
４がロータ１３の欠歯部分に対面するタイミングとが重
ならないと仮定した場合を示している。前述したように
クランク角センサ１４はクランクシャフトが１０°クラ
ンク角度回転する毎に出力パルスを発生し、更にクラン
ク角センサ１４は各気筒＃１，＃２，＃３，＃４の圧縮
上死点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１４は各気筒＃
１，＃２，＃３，＃４の圧縮上死点ＴＤＣから１０°ク
ランク角毎に出力パルスを発生することになる。なお、
本発明において用いられる内燃機関の点火順序は１−３
−４−２である。

【００２５】図６（Ａ），（Ｂ）において縦軸Ｔ３０は
クランク角センサ１４が出力パルスを発生してから３つ
目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ＡＴ
ＤＣ９０°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ＡＴ
ＤＣ６０°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
Ｔ３０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／Ｔ
ａ（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ωｂ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、３
０°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。

【００２６】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。

【００２７】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。

【００２８】このように第１の角速度ωａと第２の角速
度ωｂを検出すればこれらの検出値から対応する気筒の
発生する駆動力および対応する気筒の発生するトルクを
算出できることになる。なお、図６（Ａ），（Ｂ）に示
される経過時間Ｔ３０の変化は機関によって若干異な
り、従って第１の角速度ωａを検出すべきクランク角度
範囲および第２の角速度ωｂを検出すべきクランク角度
範囲は機関に応じて（ωｂ−ωａ）が機関の発生する駆
動力を最もよく表わすように、或いは（ωｂ² −ω
ａ² ）が機関の発生するトルクを最もよく表わすように
定められる。従って機関によっては第１の角速度ωａを
検出すべきクランク角度範囲が圧縮上死点前ＢＴＤＣ３
０°からＴＤＣであり、第２の角速度ωｂを検出すべき
クランク角度範囲がＡＴＤＣ９０°からＡＴＤＣ１２０
°となることもあり得る。

【００２９】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。

【００３０】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。しかしながら上述
したように角速度ωａ，ωｂを検出すべきタイミングと
クランク角センサ１４がロータ１３の欠歯部分に対面す
るタイミングとが重なることがある場合には角速度ω
ａ，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。

【００３１】図７に示されるように本発明による実施例
ではクランク角の検出に用いられる外歯付ロータ１３が
欠歯部分１８を有しており、更に本発明による実施例で
は２番気筒＃２および３番気筒＃３のＡＴＤＣ６０°か
らＡＴＤＣ９０°においてクランク角センサ１４が欠歯
部分１８に対面するようにクランク角センサ１４と欠歯
部分１８の位置関係が設定されている。しかしながらこ
のように２番気筒＃２および３番気筒＃３のＡＴＤＣ６
０°からＡＴＤＣ９０°においてクランク角センサ１４
が欠歯部分１８に対面すると２番気筒＃２の経過時間Ｔ
ｂ（２）と３番気筒＃３の経過時間Ｔｂ（３）を正確に
検出することができなくなる。

【００３２】図８は各気筒＃１，＃２，＃３，＃４の経
過時間Ｔｂ（ｉ）と機関回転数Ｎとの関係を示してい
る。図８に示されるように１番気筒＃１および４番気筒
＃４についてはクランク角センサ１４により夫々経過時
間Ｔｂ（１），Ｔｂ（４）を正確に検出することがで
き、従ってこれら経過時間Ｔｂ（１），Ｔｂ（４）は機
関回転数Ｎが高くなるほど短かくなる。これに対して欠
歯部分１８ではクランク角センサ１４の出力信号の波形
が変化するために２番気筒＃２および３番気筒＃３に対
する経過時間Ｔｂ（２），Ｔｂ（３）が実際の経過時間
に対してずれ、またこのクランク角センサ１４の出力信
号の波形は機関回転数Ｎの影響を大きく受けるので実際
の経過時間に対する経過時間Ｔｂ（２），Ｔｂ（３）の
ずれ量は機関回転数Ｎに応じて大巾に変化することにな
る。従って本発明による実施例では２番気筒＃２および
３番気筒＃３については角速度ωａ，ωｂに基づいてこ
れら気筒が発生する駆動力およびトルクを正確に算出す
ることができず、その結果これら気筒についての駆動力
の変動量およびトルクの変動量も正確に検出することが
できないことになる。

【００３３】しかしながらこのように駆動力の変動量お
よびトルクの変動量を正確に検出することができないと
しても駆動力の変動量と駆動力との比である駆動力の変
動率（＝駆動力の変動量／駆動力）は駆動力の変動の程
度を正確に表わしており、従ってこの駆動力の変動率に
基づいて駆動力の変動の程度を判断すれば駆動力の変動
の程度を正確に検出できることになる。同様に、トルク
の変動量とトルクとの比であるトルクの変動率（＝トル
クの変動量／トルク）はトルクの変動の程度を正確に表
わしており、従ってこのトルクの変動率に基づいてトル
クの変動の程度を判断すればトルクの変動の程度を正確
に検出できることになる。

【００３４】そこで本発明による実施例では駆動力の変
動率に基いて駆動力の変動の程度を判断し、トルクの変
動率に基いてトルクの変動の程度を判断するようにして
いる。ところで図８に示されるように経過時間Ｔｂ
（ｉ）が機関回転数Ｎのみの影響を受けて変化する場合
には駆動力の変動率に基いて駆動力の変動の程度を正確
に判断することができ、トルクの変動率に基いてトルク
の変動の程度を正確に判断することができる。しかしな
がら経過時間Ｔｂ（ｉ）が機関回転数Ｎ以外の外乱の影
響、例えば機関駆動系に発生する捩り振動の影響を受け
た場合には駆動力の変動率に基いて駆動力の変動の程度
を正確に判断することができず、トルクの変動率に基い
てトルクの変動の程度を正確に判断することができなく
なる。従って機関駆動系に捩り振動が発生した場合には
この捩り振動が経過時間Ｔｂ（ｉ）に与える影響を除去
する必要がある。

【００３５】即ち、機関駆動系に捩り振動が発生してい
ないときには第２の角速度ωｂは第１の角速度ωａに対
して燃焼圧による角速度増大分だけ増大する。これに対
して機関駆動系に捩り振動が発生すると第２の角速度ω
ｂは燃焼圧による角速度増大分に加え、第１の角速度ω
ａを検出してから第２の角速度ωｂを検出するまでの間
における機関駆動系の捩り振動による角速度の変化分を
含むことになる。例えば第１の角速度ωａを検出してか
ら第２の角速度ωｂを検出するまでの間に機関駆動系の
捩り振動により角速度が増大したとすると第１の角速度
ωａに対する第２の角速度ωｂの増大分は、燃焼圧によ
る角速度増大分に加え、機関駆動系の捩り振動による角
速度増大分を含むことになる。従ってこの場合には第２
の角速度ωｂから機関駆動系の捩り振動による角速度増
大分を差し引かない限り、捩り振動が経過時間Ｔｂ
（ｉ）に与える影響を除去しえないことになる。次にこ
のことについて図９および図１０を参照しつつ説明す
る。

【００３６】図９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９に示されるように周期的に増大減少するこ
とになる。

【００３７】一方、図１０は図９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１
０に示されるように経過時間Ｔａ（ｉ）はＴａ（１）と
Ｔａ（３）との間でｈｏ時間だけ減少しており、このｈ
ｏ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る。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。

【００３８】即ち、Ｔｂ（１）はＴａ（１）に対して経
過時間が減少するがこの減少した経過時間は燃焼圧によ
る経過時間の減少量ｆと捩り振動による経過時間の減少
量ｈとを含んでいることになる。従って燃焼圧により減
少した経過時間Ｔｂ′（１）だけを求めるためにはＴｂ
（１）にｈを加算しなければならないことになる。即
ち、気筒間における経過時間Ｔａ（ｉ）が減少した場合
（Ｔａ（１）→Ｔａ（３））において燃焼圧により減少
した経過時間Ｔｂ′（１）だけを求めるためには検出さ
れた経過時間Ｔｂ（１）を増大方向に補正しなければな
らないことになる。云い換えると気筒間において第１の
角速度ωａが増大したときには先に燃焼が行われた気筒
の第２の角速度ωｂを減少方向に補正しなければならな
いことになる。

【００３９】これに対しＴａ（１）に対してＴａ（３）
が増大したときにはＴａ（１）に対して減少した経過時
間Ｔｂ（１）は燃焼圧による経過時間の減少量と捩り振
動による経過時間の増大量とを含んでいる。従ってこの
場合、燃焼圧により減少した経過時間Ｔｂ′（１）だけ
を求めるためにはＴｂ（１）から捩り振動による経過時
間の増大量を減少しなければならない。即ち、気筒間に
おける経過時間Ｔａ（ｉ）が増大した場合において燃焼
圧により減少した経過時間Ｔｂ′（１）だけを求めるた
めには検出された経過時間Ｔｂ（１）を減少方向に補正
しなければならないことになる。云い換えると気筒間に
おいて第１の角速度ωａが減少したときには先に燃焼が
行われた気筒の第２の角速度ωｂを増大方向に補正しな
ければならないことになる。

【００４０】上述したように第２の角速度ωｂを補正す
ることによって機関駆動系に捩り振動が発生したとして
もこの捩り振動が経過時間Ｔｂ（ｉ）に与える影響を除
去することができる。ところがロータ１３（第１図）の
外周に沿って形成されている外歯の間隔にばらつきがあ
ると上述したように第２の角速度ωｂを補正したとして
も機関駆動系の捩り振動が経過時間Ｔｂ（ｉ）に与える
影響を除去することができなくなる。次にこのことにつ
いて図１１を参照しつつ説明する。

【００４１】図１１は１番気筒＃１のＴＤＣを示すロー
タ１３の外歯とＡＴＤＣ３０°を示すロータ１３の外歯
との間隔が他の外歯間の間隔よりも短かい場合を示して
いる。この場合には図１０と図１１とを比較すればわか
るように経過時間Ｔａ（１）が３０°クランク角度に対
する正規の経過時間に比べて小さくなってしまう。ま
た、このとき図１０と図１１とを比較すればわかるよう
に捩り振動による経過時間の減少量ｈ′は正規の減少量
ｈと比べて小さくなり、従って燃焼圧により減少した経
過時間だけを表わすＴｂ′（１）の値も正規の値に対し
て小さくなってしまう。

【００４２】そこで本発明による実施例では機関駆動系
に捩り振動が発生しない減速運転時の燃料供給停止時に
１番気筒＃１の経過時間Ｔａ（１）とその他の各気筒＃
２，＃３，＃４の経過時間Ｔａ（ｉ）との比ＫＴａ
（ｉ）（＝Ｔａ（１）／Ｔａ（ｉ））を求め、燃料が供
給されているときに各気筒＃２，＃３，＃４について実
際に検出された経過時間Ｔａ（ｉ）に比ＫＴａ（ｉ）を
乗算することによって各気筒＃２，＃３，＃４に対する
最終的な経過時間Ｔａ（ｉ）を求めるようにしている。

【００４３】従って例えば上述したように１番気筒＃１
について実際に検出された経過時間Ｔａ（１）が正規の
経過時間に比べて短かい場合には各気筒＃２，＃３，＃
４に対する比ＫＴａ（ｉ）は１．０よりも小さくなり、
斯くして実際の検出経過時間Ｔａ（ｉ）に比ＫＴａ
（ｉ）を乗算することによって得られる最終的な経過時
間Ｔａ（ｉ）は同一回転数であれば互いに等しくなる。
従ってこのようにして得られた最終的な経過時間Ｔａ
（ｉ）に基いて捩り振動による経過時間の減少量ｈを求
めればこの減少量ｈは正規の減少量にほぼ一致すること
になり、斯くしてロータ１３の外歯の間隔にばらつきが
あったとしてもこのばらつきが経過時間Ｔｂ′（ｉ）の
値に与える影響を除去することができる。

【００４４】一方、各気筒に対するＴａ（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
Ｔａ（ｉ）の変動巾が極めて大きくなる場合がある。図
１２は車両が凸凹道を走行したときのＴａ（ｉ）の変動
を示しており、図１２のＡＭＰは最小のＴａ（ｉ）と最
大のＴａ（ｉ）との差、即ち振幅を示している。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
図１０に示すｈを算出すれば経過時間Ｔｂ（ｉ）に与え
る外乱の影響を除去することができる。

【００４５】しかしながら振幅ＡＭＰが大きくなるとＴ
ａ（ｉ）が最大又は最小となる気筒についての経過時間
Ｔｂ（ｉ）に対し外乱が与える影響を除去しえなくな
る。即ち、図１２において例えば最初にＴａ（ｉ）が最
大になる気筒が１番気筒であったとすると１番気筒＃１
のＴｂ′（１）を算出するための経過時間の減少量ｈは
図１２のＴａ（１）とＴａ（３）とを結ぶ破線の傾きか
ら求められる。しかしながら１番気筒＃１がＴＤＣとな
る付近では経過時間の増大量又は減少量はＴａ（２），
Ｔａ（１），Ｔａ（３）を通る滑らかな曲線で変化して
おり、従って１番気筒＃１のＴｂ（１）に対する減少量
ｈの値をＴａ（１）とＴａ（３）とを結ぶ破線の傾きか
ら求めるとこの減少量ｈの値は実際の値よりもかなり大
きく計算される。即ち、経過時間Ｔａ（ｉ）に対して外
乱が大きな影響を与えることになる。振幅ＡＭＰが大き
くなるとＴａ（ｉ）が最小となる気筒においても同じこ
とが云える。

【００４６】また、一つ前に燃焼が行われた気筒のＴａ
（ｉ）に対してＴａ（ｉ）が急変した気筒においてもｈ
の値が実際の値からずれ、斯くして経過時間Ｔｂ（ｉ）
に対して外乱が大きな影響を与えることになる。そこで
本発明による実施例では振幅ＡＭＰが大きいときにはＴ
ｂ（ｉ）が最大又は最小となる気筒については駆動力又
はトルクを求めず、更に一つ前に燃焼が行われた気筒Ｔ
ａ（ｉ）に対してＴａ（ｉ）が急変した気筒についても
駆動力又はトルクを求めないようにしている。

【００４７】次に図１３から図２３を参照しつつ各気筒
が発生するトルクを求めるためのルーチンについて説明
する。なお、図２３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１３は３０°クラン
ク角度毎に行われる割込みルーチンを示している。図１
３を参照するとまず初めに経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ
（ｉ）を算出するためのルーチン（ステップ１００）に
進む。このルーチンは図１４に示されている。次いでト
ルク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１５
から図１７に示されている。次いでトルクを算出するた
めのルーチン（ステップ３００）に進む。このルーチン
は図１９および図２０に示されている。次いで比ＫＴａ
（ｉ）を算出するためのルーチン（ステップ４００）に
進む。このルーチンは図２１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ＣＤＬＮＩＸの処理
ルーチン（ステップ５００）に進む。このルーチンは図
２２に示されている。

【００４８】経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）の算出ル
ーチンを示す図１４を参照すると、まず初めにステップ
１０１において時刻ＴＩＭＥがＴＩＭＥＯとされる。電
子制御ユニット２０は時刻を表わすフリーランカウンタ
を備えており、このフリーランカウンタのカウント値か
ら時刻が算出される。次いでステップ１０２では現在の
時刻が取込まれる。従ってステップ１０１のＴＩＭＥＯ
は３０°クランク角度前の時刻を表わしていることにな
る。

【００４９】次いでステップ１０３では現在ｉ番気筒の
ＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別される。現在ｉ番気
筒のＡＴＤＣ３０°でない場合にはステップ１０６にジ
ャンプして現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ９０°であるか否か
が判別される。現在ｉ番気筒のＡＴＤＣ９０°でない場
合には経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）の算出ルーチン
を完了する。

【００５０】これに対してステップ１０３において現在
ｉ番気筒のＡＴＤＣ３０°であると判別されたときには
ステップ１０４に進んで次式に基づきｉ番気筒のＴＤＣ
からＡＴＤＣ３０°までの最終的な経過時間Ｔｂ（ｉ）
が算出される。 Ｔａ（ｉ）＝ＫＴａ（ｉ）・（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ） 即ち、現在１番気筒＃１のＡＴＤＣ３０°であるとする
と１番気筒＃１のＴＤＣからＡＴＤＣ３０°までの最終
的な経過時間Ｔａ（１）がＫＴａ（１）・（ＴＩＭＥ−
ＴＩＭＥＯ）から算出される。ここで（ＴＩＭＥ−ＴＩ
ＭＥＯ）はクランク角センサ１４により実測された経過
時間Ｔａ（１）を表わしており、ＫＴａ（１）はロータ
１３の外歯間隔による誤差を補正するための比であり、
（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）にＫＴａ（１）を乗算するこ
とによって最終的な経過時間Ｔａ（１）が算出される。
なお、後述するようＫＴａ（１）は１．０に固定されて
いるので１番気筒＃１についての最終的な経過時間Ｔａ
（１）は（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）に一致する。

【００５１】一方、現在２番気筒＃２のＡＴＤＣ３０°
であるとすると２番気筒＃２のＴＤＣからＡＴＤＣ３０
°までの最終的な経過時間Ｔａ（２）がＫＴａ（２）・
（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）から算出される。ここで（Ｔ
ＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）はクランク角センサ１４により実
測された経過時間Ｔａ（２）を表わしており、ＫＴａ
（２）はロータ１３の外歯間隔による誤差を補正するた
めの比であり、（ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ）にＫＴａ
（２）を乗算することによって最終的な経過時間Ｔａ
（２）が算出される。

【００５２】次いでステップ１０５では一つ前に燃焼が
行われた（ｉ−１）番気筒の発生トルクを算出すべきこ
とを示すフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がセット（ＸＣＡＬ
（ｉ−１）←“１”）される。本発明による実施例では
前述したように点火順序が１−３−４−２であるので現
在１番気筒＃１のＡＴＤＣ３０°であるとすると一つ前
に燃焼が行われた２番気筒＃２の発生トルクを算出すべ
きことを示すフラグＸＣＡＬ（２）がセットされる。同
様に図２３に示される如く最終的な経過時間Ｔａ（３）
が算出されるとフラグＸＣＡＬ（１）がセットされ、最
終的な経過時間Ｔａ（４）が算出されるとフラグＸＣＡ
Ｌ（３）がセットされ、最終的な経過時間Ｔａ（２）が
算出されるとフラグＸＣＡＬ（４）がセットされる。

【００５３】一方、ステップ１０６において現在ｉ番気
筒のＡＴＤＣ９０°であると判別されたときにはステッ
プ１０７に進んで次式に基づきｉ番気筒のＡＴＤＣ６０
°からＡＴＤＣ９０°までの経過時間Ｔｂ（ｉ）が算出
される。 Ｔｂ（ｉ）＝ＴＩＭＥ−ＴＩＭＥＯ 次に図１５から図１７に示されるトルク算出許可チェッ
クルーチンについて図１８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Ｔａ
（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ（図１２）が大きくなったと
きには特定の気筒についてのトルクの算出を禁止するた
めに設けられている。

【００５４】即ち、図１５から図１７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Ｔａ（ｉ）が増大し次いで減
少する際の最大経過時間Ｔ３０max が算出される。即
ち、ステップ２０２では図１４に示すルーチンにおいて
算出されたＴａ（ｉ）が最大経過時間Ｔ３０max よりも
大きいか否かが判別される。Ｔ３０max ＞Ｔａ（ｉ）の
ときにはステップ２０５にジャンプし、これに対してＴ
３０max ≦Ｔａ（ｉ）のときにはステップ２０３に進ん
でＴａ（ｉ）がＴ３０max とされる。次いでステップ２
０４ではＴａ（ｉ）が増大していることを示す増大フラ
グＸＭＸＲＥＣがセット（ＸＭＸＲＥＣ←“１”）さ
れ、次いでステップ２０５に進む。

【００５５】ステップ２０５からステップ２０７では経
過時間Ｔａ（ｉ）が減少し次いで増大する際の最小経過
時間Ｔ３０min が算出される。即ち、ステップ２０５で
は図１４に示すルーチンにおいて算出されたＴａ（ｉ）
が最小経過時間Ｔ３０min よりも小さいか否かが判別さ
れる。Ｔ３０min ＜Ｔａ（ｉ）のときにはステップ２０
８にジャンプし、これに対してＴ３０min ≧Ｔａ（ｉ）
のときにはステップ２０６に進んでＴａ（ｉ）がＴ３０
min とされる。次いでステップ２０７ではＴａ（ｉ）が
減少していることを示す減少フラグＸＭＮＲＥＣがセッ
ト（ＸＭＮＲＥＣ←“１”）され、次いでステップ２０
８に進む。

【００５６】ステップ２０８からステップ２１４ではＴ
ａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰ（図１２）が設定値Ａ₀ を
越えたときにはＴａ（ｉ）が最大となった気筒について
のトルク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Ｔ３０max ＞Ｔａ（ｉ）でか
つＸＭＸＲＥＣ＝“１”であるか否かが判別される。Ｔ
３０max ≦Ｔａ（ｉ）であるか、又は増大フラグＸＭＸ
ＲＥＣがリセット（ＸＭＸＲＥＣ＝“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Ｔ
３０max ＞Ｔａ（ｉ）でかつＸＭＸＲＥＣ＝“１”のと
きにはステップ２０９に進む。

【００５７】即ち、図１８に示されるように時刻ｔ₁ に
おいて１番気筒＃１の経過時間Ｔａ（１）が最大になっ
たとする。この場合、時刻ｔ₁ において行われる割込み
ルーチンではステップ２０２からステップ２０３に進ん
でＴａ（１）がＴ３０max とされ、次いでステップ２０
４において増大フラグＸＭＸＲＥＣがセットされる。一
方、図１８の時刻ｔ₂ において行われる割込みルーチン
ではステップ２０２からステップ２０５にジャンプす
る。このときステップ２０８ではＴ３０max ＞Ｔａ
（３）であり、かつＸＭＸＲＥＣ＝“１”であると判断
されるのでステップ２０９に進む。即ち、ステップ２０
９に進むのは経過時間Ｔａ（ｉ）が減少しはじめる時刻
ｔ₂ である。

【００５８】ステップ２０９では最大経過時間Ｔ３０ma
x がＴＭＸＲＥＣとされる。次いでステップ２１０では
最大経過時間ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間ＴＭＮＲＥ
Ｃ（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Ｔａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰが算出され
る。次いでステップ２１１では最小経過時間Ｔ３０min
の初期値がＴａ（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ＡＭ
Ｐが設定値Ａ₀ よりも大きいか否かが判別される。ＡＭ
Ｐ＜Ａ₀ のときにはステップ２１５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
んでトルク算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬがセット（ＸＮ
ＯＣＡＬ←“１”）される。即ち、図１８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の発生トルクが算出される。従ってこの割込み
ルーチンにおいてＡＭＰ≧Ａ₀ となり、トルク算出禁止
フラグＸＮＯＣＡＬがセットされると１番気筒＃１の発
生トルクの算出、即ち、Ｔａ（ｉ）が最大となる気筒の
発生トルクの算出が禁止される。

【００５９】ステップ２１５からステップ２２１ではＴ
ａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭＰが設定値Ａ₀ を越えたとき
にはＴａ（ｉ）が最小となった気筒についてのトルクの
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Ｔ３０min ＜Ｔａ（ｉ）でかつＸＭＮＲ
ＥＣ＝“１”であるか否かが判別される。Ｔ３０min≧
Ｔａ（ｉ）であるか、又は減少フラグＸＭＮＲＥＣがリ
セット（ＸＭＮＲＥＣ＝“０”）されているときにはス
テップ２２２にジャンプし、これに対してＴ３０min ＜
Ｔａ（ｉ）でかつＸＭＮＲＥＣ＝“１”のときにはステ
ップ２１６に進む。

【００６０】即ち、図１８に示されるように時刻ｔ₃ に
おいて１番気筒＃１の経過時間Ｔａ（１）が最小になっ
たとする。この場合、時刻ｔ₃ において行われる割込み
ルーチンではステップ２０５からステップ２０６に進ん
でＴａ（１）がＴ３０min とされ、次いでステップ２０
７において減少フラグＸＭＮＲＥＣがセットされる。一
方、図１８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Ｔ３０min ＜Ｔａ
（３）であり、かつＸＭＮＲＥＣ＝“１”であると判断
されるのでステップ２１６に進む。即ち、ステップ２１
６に進むのは経過時間Ｔａ（ｉ）が増大しはじめる時刻
ｔ₄ である。

【００６１】ステップ２１６では最小経過時間Ｔ３０mi
n がＴＭＮＲＥＣとされる。次いでステップ２１７では
最大経過時間ＴＭＸＲＥＣから最小経過時間ＴＭＮＲＥ
Ｃを減算することによってＴａ（ｉ）の変動の振幅ＡＭ
Ｐが算出される。次いでステップ２１８では最大経過時
間Ｔ３０max の初期値がＴａ（ｉ）とされる。次いでス
テップ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２２
０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ＡＭＰ≧Ａ₀ のときにはステ
ップ２２１に進んでトルク算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬ
がセット（ＸＮＯＣＡＬ←“１”）される。即ち、図１
８の時刻ｔ ₄ において行われる割込みルーチンでは１番
気筒＃１の発生トルクが算出される。従ってこの割込み
ルーチンにおいてＡＭＰ≧Ａ₀ となり、トルク算出禁止
フラグＸＮＯＣＡＬがセットされると１番気筒＃１の発
生トルクの算出、即ち、Ｔａ（ｉ）が最小となる気筒の
発生トルクの算出が禁止される。

【００６２】ステップ２２２およびステップ２２３では
経過時間Ｔａ（ｉ）が急変した気筒についてのトルクの
算出が禁止される。即ち、ステップ２２２では｜Ｔａ
（ｉ−２）−Ｔａ（ｉ−１）｜がＫ_o ・｜Ｔａ（ｉ−
１）−Ｔａ（ｉ）｜よりも大きい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｜Ｔａ（ｉ−２）−Ｔａ（ｉ−
１）｜＜Ｋ_o ・｜Ｔａ（ｉ−１）−Ｔａ（ｉ）｜である
と判別されたときには処理ルーチンを完了し｜Ｔａ（ｉ
−２）−Ｔａ（ｉ−１）｜≧Ｋ_o ・｜Ｔａ（ｉ−１）−
Ｔａ（ｉ）｜であると判別されたときにはステップ２２
３に進んでトルク算出禁止フラグＸＮＯＣＡＬがセット
される。

【００６３】即ち、今図１８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｜Ｔａ（４）−Ｔ
ａ（２）｜がＫ_o ・｜Ｔａ（２）−Ｔａ（１）｜よりも
大きいか否かが判別される。図１８に示されるようにＴ
ａ（４）に対してＴａ（２）が急変すると｜Ｔａ（４）
−Ｔａ（２）｜はＫ_o ・｜Ｔａ（２）−Ｔａ（１）｜よ
りも大きくなる。このときトルク算出禁止フラグがセッ
トされ、経過時間Ｔａ（ｉ）が急変した２番気筒＃２の
トルクの算出が禁止される。

【００６４】次に図１９および図２０に示すトルク算出
ルーチンについて説明する。図１９および図２０を参照
すると、まず初めにステップ３０１において一つ前に燃
焼が行われた（ｉ−１）番気筒の発生トルクを算出すべ
きことを示すフラグ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ＸＣＡＬ（ｉ−１）＝“１”のとき、即ち
フラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がセットされているときには
ステップ３０２に進んでフラグＸＣＡＬ（ｉ−１）がリ
セットされ、次いでステップ３０３に進む。

【００６５】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の算出を禁止する禁止フラグＸ
ＮＯＣＡＬ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（Ｘ
ＮＯＣＡＬ＝“１”）されているときにはステップ３１
２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。

【００６６】ステップ３０４では次式に基づいて機関駆
動系の捩り振動に基づく経過時間の変動値ｈ（図１０）
が算出される。 ｈ＝｛Ｔａ（ｉ−１）−Ｔａ（ｉ）｝・６０／１８０ 即ち、図１０からわかるように経過時間の変動値ｈはｈ
_o （＝Ｔａ（ｉ−１）−Ｔａ（ｉ））の三分の一とな
る。次いでステップ３０５では次式に基いて燃焼圧によ
り減少した経過時間だけを表わすＴｂ′（ｉ−１）が算
出される。

【００６７】Ｔｂ′（ｉ−１）＝Ｔｂ（ｉ−１）＋ｈ 即ち、１番気筒＃１についてのＴｂ′（１）を求める場
合にはｈ＝｛Ｔａ（１）−Ｔａ（３）｝・６０／１８０
となり、Ｔｂ′（１）＝Ｔｂ（１）＋ｈとなる。また、
３番気筒＃３についてのＴｂ′（３）を求める場合には
ｈ＝｛Ｔａ（３）−Ｔａ（４）｝・６０／１８０とな
り、Ｔｂ′（３）＝Ｔｂ（３）＋ｈとなる。

【００６８】次いでステップ３０６では一つ前に燃焼が
行われた気筒の発生トルクＤＮ（ｉ−１）が次式に基づ
いて算出される。 ＤＮ（ｉ−１）＝ωｂ² −ωａ² ＝（３０°／Ｔｂ′
（ｉ−１））² −（３０°／Ｔａ（ｉ−１））² この発生トルクＤＮ（ｉ−１）は機関駆動系の捩り振動
による影響およびロータ１３の外歯の間隔のばらつきに
よる影響が取除かれたトルクを表わしている。

【００６９】なお、各気筒が発生する駆動力ＧＮ（ｉ−
１）を求める場合にはこの駆動力ＧＮ（ｉ−１）は次式
に基づいて算出することができる。 ＧＮ（ｉ−１）＝（３０°／Ｔｂ′（ｉ−１））−（３
０°／Ｔａ（ｉ−１）） ステップ３０６において発生トルクＤＮ（ｉ−１）が算
出されるとステップ３０７に進んで次式に基づき同一気
筒の１サイクルの間におけるトルク変動量ＤＬＮ（ｉ−
１）が算出される。

【００７０】 ＤＬＮ（ｉ−１）＝ＤＮ（ｉ−１）ｊ−ＤＮ（ｉ−１） ここでＤＮ（ｉ−１）ｊはＤＮ（ｉ−１）に対して一サ
イクル（７２０°クランク角度）前の同一気筒の発生ト
ルクを表わしている。次いでステップ３０８では一つ前
に燃焼が行われた（ｉ−１）番気筒についてトルク変動
量ＤＬＮ（ｉ−１）と発生トルクＤＮ（ｉ−１）との比
であるトルク変動率ＺＬＮ（ｉ−１）（＝ＤＬＮ（ｉ−
１）／ＤＮ（ｉ−１））が算出される。前述したように
このトルク変動率ＺＬＮ（ｉ−１）は（ｉ−１）番気筒
のトルクの変動の程度を正確に表わしている。なお、こ
のトルク変動率ＺＬＮ（ｉ−１）を求める際の分母とし
てはＤＮ（ｉ−１）に代えて一サイクル（７２０°クラ
ンク角度）前の同一気筒の発生トルクＤＮ（ｉ−１）ｊ
を用いることもでき、この場合にはトルク変動率はＺＬ
Ｎ（ｉ−１）＝ＤＬＮ（ｉ−１）／ＤＮ（ｉ−１）ｊで
表わされる。また、トルク変動率ＺＬＮ（ｉ−１）を求
める際の分母としてＤＮ（ｉ−１）とＤＮ（ｉ−１）ｊ
の平均値を用いるとトルク変動率はＺＬＮ（ｉ−１）＝
ＤＬＮ（ｉ−１）／｛ＤＮ（ｉ−１）＋ＤＮ（ｉ−１）
ｊ｝／２で表わされる。

【００７１】次いでステップ３０９ではトルク変動率Ｚ
ＬＮ（ｉ−１）が正であるか否かが判別される。ＺＬＮ
（ｉ−１）≧０であればステップ３１１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率ＺＬＮ（ｉ
−１）を積算すべきことを示す積算要求フラグＸＣＤＬ
Ｎ（ｉ−１）がセット（ＸＣＤＬＮ（ｉ−１）←
“１”）される。これに対してＺＬＮ（ｉ−１）＜０で
あればステップ３１０に進んでＺＬＮ（ｉ−１）が零と
され、次いでステップ３１１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率を求
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１９および図２０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ＺＬＮ（ｉ−１）＜０のときにはＺＬ
Ｎ（ｉ−１）を零にしている。

【００７２】次に図２１を参照しつつ比ＫＴａ（ｉ）を
算出するためのルーチンについて説明する。図２１を参
照すると、まず初めにステップ４０１において減速運転
中に燃料の供給が停止されたか否か、即ち燃料カット中
であるか否かが判別される。燃料カット中でなければス
テップ４０９に進んで経過時間Ｔａ（ｉ）の積算値ΣＴ
ａ（ｉ）がクリアされ、次いで処理サイクルを完了す
る。これに対して燃料カット中であるときにはステップ
４０２に進んでトルク算出許可チェックルーチンにおい
て算出された振幅ＡＭＰが設定値Ｂ₀ よりも大きいか否
かが判別される。ＡＭＰ＞Ｂ₀ のときにはステップ４０
９に進み、これに対してＡＭＰ≦Ｂ₀ のときにはステッ
プ４０３に進む。

【００７３】ステップ４０３からステップ４０８ではＫ
Ｔａ（ｉ）が算出される。即ち、ステップ４０３では各
気筒について夫々対応する経過時間Ｔａ（ｉ）が積算値
ΣＴａ（ｉ）に加算される。例えばＴａ（１）がΣＴａ
（１）に加算され、Ｔａ（２）がΣＴａ（２）に加算さ
れる。次いでステップ４０４では各気筒に対するＴａ
（ｉ）が夫々ｎ回積算されたか否かが判別される。ｎ回
積算されていないときには処理サイクルを完了し、ｎ回
積算されるとステップ４０５に進む。ステップ４０５で
は１番気筒＃１に対する補正値ＫＴａ（１）が１．０と
される。次いでステップ４０６では残りの各気筒＃２，
＃３，＃４について夫々補正値α（ｉ）（＝ΣＴａ
（１）／ΣＴａ（ｉ））が算出される。次いでステップ
４０７では次式に基づいて２番気筒＃２、３番気筒＃
３、４番気筒＃４に対する補正値ＫＴａ（ｉ）が更新さ
れる。

【００７４】ＫＴａ（ｉ）←ＫＴａ（ｉ）＋｛α（ｉ）
−ＫＴａ（ｉ）｝／４ このようにして各気筒に対する比ＫＴａ（１），ＫＴａ
（２），ＫＴａ（３），ＫＴａ（４）が算出される。例
えばα（２）がこれまで用いられていたＫＴａ（２）よ
りも大きくなったとするとα（２）とＫＴａ（２）との
差｛α（２）−ＫＴａ（２）｝の１／４がＫＴａ（２）
に加算され、斯くしてＫＴａ（２）はα（２）に徐々に
近づくことになる。ステップ４０７において各気筒＃
２，＃３，＃４に対するＫＴａ（ｉ）が算出されるとス
テップ４０８に進んで全気筒＃１，＃２，＃３，＃４に
対する積算値ΣＴａ（ｉ）がクリアされる。

【００７５】次に図２２を参照しつつカウンタＣＤＬＮ
ＩＸの処理について説明する。このカウンタＣＤＬＮＩ
Ｘのカウント値は後に説明するトルク変動値を算出する
際に使用される。図２２を参照すると、まず初めに現在
３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°であるか否かが判別され
る。現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ３０°でないときには
処理サイクルを完了し、現在３番気筒＃３のＡＴＤＣ３
０°であるときにはステップ５０２に進む。ステップ５
０２ではトルク変動値を算出するためのトルク変動値算
出条件が成立しているか否かが判別される。例えば空燃
比をリーンとする条件が成立していないか、或いはサー
ジタンク３内の絶対圧の単位時間当りの変化量ΔＰＭが
設定値以上であるか、或いは機関回転数の単位時間当り
の変化量ΔＮが設定値以上であるときにはトルク変動値
算出条件が成立していないと判断され、それ以外のとき
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。

【００７６】ステップ５０２においてトルク変動値算出
条件が成立していると判断されたときにはステップ５０
８に進んでカウント値ＣＤＬＮＩＸが１だけインクリメ
ントされる。このカウント値ＣＤＬＮＩＸのインクリメ
ント作用は３番気筒＃３がＡＴＤＣ３０°となる毎に、
即ち７２０°クランク角度毎に行われる。次いでステッ
プ５０９ではカウント値ＣＤＬＮＩＸのインクリメント
作用が開始されてからカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリア
されるまでの間の機関回転数の平均値Ｎ_AVE およびサー
ジタンク３内の絶対圧の平均値ＰＭ_AVE が算出される。

【００７７】一方、ステップ５０２において変動値算出
条件が成立していないと判断されたときにはステップ５
０３に進んでカウント値ＣＤＬＮＩＸがクリアされる。
次いでステップ５０４では各気筒に対するトルク変動率
ＺＬＮ（ｉ）の積算値ＤＬＮＩ（ｉ）（この積算値は後
に説明するルーチンにおいて算出される）がクリアさ
れ、次いでステップ５０５では各気筒に対する積算カウ
ント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）（この積算カウント値は後に説
明するルーチンにおいて算出される）がクリアされる。

【００７８】次いでステップ５０６では目標トルク変動
値ＬＶＬＬＦＢが算出される。本発明による実施例では
後に説明するように算出されたトルク変動値がこの目標
トルク変動値ＬＶＬＬＦＢとなるように空燃比がフィー
ドバック制御される。この目標トルク変動値ＬＶＬＬＦ
Ｂは等しい変動値を実線で示した図２４（Ａ）に示され
るようにサージタンク３内の絶対圧ＰＭが高くなるほど
大きくなり、機関回転数Ｎが高くなるほど大きくなる。
この目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢは図２４（Ｂ）に示
されるようにサージタンク３内の絶対圧ＰＭおよび機関
回転数Ｎの関数としてマップの形で予めＲＯＭ２２内に
記憶されている。次いでステップ５０７では各気筒のト
ルク変動値ＤＬＮＩＳＭ（ｉ）（このトルク変動値は後
に説明するルーチンにおいて算出される）が図２４
（Ｂ）のマップから算出された目標トルク変動値ＬＶＬ
ＬＦＢとされる。

【００７９】図２６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２７および図２８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２９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３０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。

【００８０】次に図２７および図２８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２７および
図２８を参照すると、まず初めにステップ６０１におい
てトルク変動率ＺＬＮ（ｉ）を積算すべきことを示す積
算要求フラグＸＣＤＬＮ（ｉ）がセット（ＸＣＤＬＮ
（ｉ）＝“１”）されているか否かが判別される。積算
要求フラグＸＣＤＬＮ（ｉ）がセットされていないとき
にはステップ６０９にジャンプし、積算要求フラグＸＣ
ＤＬＮ（ｉ）がセットされているときにはステップ６０
２に進む。ステップ６０２では積算要求フラグＸＣＤＬ
Ｎ（ｉ）がリセットされる。次いでステップ６０３では
トルク変動率ＺＬＮ（ｉ）がトルク変動率積算値ＤＬＮ
Ｉ（ｉ）に加算される。次いでステップ６０４では積算
カウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）が１だけインクリメントさ
れる。即ち、例えばステップ６０１において１番気筒に
ついての積算要求フラグＸＣＤＬＮ（１）がセットされ
たとするとステップ６０２においてこのフラグＸＣＤＬ
Ｎ（１）がリセットされ、ステップ６０３においてトル
ク変動率積算値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。

【００８１】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ではトルク変動率積算値ＤＬＮＩ
（ｉ）がクリアされ、次いでステップ６０８では積算カ
ウント値ＣＤＬＮＩ（ｉ）がリセットされる。

【００８２】即ち、算出されたトルク変動率積算値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。

【００８３】次いでステップ６０９では図２２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。

【００８４】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
てトルクの算出が禁止されたとするとカウント値ＣＤＬ
ＮＩＸ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率積
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ＤＬＮＩ
ＳＭ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。

【００８５】次に図２９を参照しつつＦＬＬＦＢ算出ル
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。

【００８６】ステップ７０２ではサージタンク３内の絶
対圧ＰＭと機関回転数Ｎから図２４（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ＬＶＬＬＦＢに応じた変動量判別値ＤＨ
（ｎ），ＤＬ（ｎ）に基づいて次式に示されるトルク変
動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶＬＬ（ｎ）が算出され
る。

【００８７】 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
２５（Ａ）に示されるように予め定められている。即
ち、図２５（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、ＤＨ（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。

【００８８】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。

【００８９】一方、図２５（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２５（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２５（Ａ）
の対応する領域に示されている。

【００９０】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２７お
よび図２８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２５（Ｂ）
に示されるどのトルク変動レベルＬＶＬＨ（ｎ），ＬＶ
ＬＬ（ｎ）の間にあるか否かが判別される。次いでステ
ップ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、目標変動レベルＬＶＬＬＦＢ
が図２５（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２５（Ｂ）の
ＬＶＬＨ（１）とＬＶＬＨ（２）との間である場合、即
ち目標変動レベルＬＶＬＬＦＢに対する平均トルク変動
値ＤＬＮＩＳＭの偏差が図２５（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。

【００９１】次いでステップ７０７では図２２に示すＣ
ＤＬＮＩＸの処理ルーチンのステップ５０９において求
められた機関回転数の平均値Ｎ_AVE およびサージタンク
３内の絶対圧の平均値ＰＭ_AVE に基づいて更新すべきリ
ーンリミットフィードバック補正係数ＦＬＬＢＦｉｊが
図５に示されるどの学習領域のリーンリミットフィード
バック補正係数であるかが決定される。次いでステップ
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ＦＬＬＦＢｉｊにフィー
ドバック補正係数ＤＬＦＢが加算される。

【００９２】即ち、上述したように例えばＤＬＮＩＳＭ
＞ＬＶＬＬＦＢであって、ＬＶＬＨ（１）＜ＤＬＮＩＳ
Ｍ＜ＬＶＬＨ（２）である場合にはリーンリミットフィ
ードバック補正係数ＦＬＬＦＢｉｊに＋ａ₂ が加算され
る。その結果、空燃比が小さくなるので各気筒のトルク
変動量が減少せしめられる。一方、ＤＬＮＩＳＭ＜ＬＶ
ＬＬＦＢであってＬＶＬＬ（１）＞ＤＬＮＩＳＭ＞ＬＶ
ＬＬ（２）である場合にはリーンリミットフィードバッ
ク補正係数ＦＬＬＦＢｉｊに−ｂ₂ が加算される。その
結果、空燃比が大きくなるので各気筒のトルク変動量が
増大せしめられる。このようにして全気筒の平均トルク
変動値ＤＬＮＩＳＭが目標トルク変動値ＬＶＬＬＦＢと
なるようにリーン運転時の空燃比が制御される。

【００９３】なお、図２２に示すルーチンに示されるよ
うにトルク変動値の算出条件が成立しないときにはステ
ップ５０７において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ＦＬＬＦＢｉｊの更新は行われない。

【００９４】次に図３０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３０を参照すると、ま
ず初めにステップ８０１において図２に示すマップから
基本燃料噴射時間ＴＰが算出される。次いでステップ８
０２ではリーン運転を行うべき運転状態か否かが判別さ
れる。リーン運転を行うべき運転状態のときにはステッ
プ８０３に進んで理論空燃比フィードバック補正係数Ｆ
ＡＦの値が１．０に固定される。次いでステップ８０４
では図４に示すマップからリーン補正係数ＦＬＥＡＮが
算出され、次いで図５に示すマップからリーンリミット
フィードバック補正係数ＦＬＬＦＢが読込まれる。次い
でステップ８０９では次式に基づいて燃料噴射時間ＴＡ
Ｕが算出される。

【００９５】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。

【００９６】

【発明の効果】各気筒の発生する駆動力或いはトルクの
変動の程度を正確に判断することができる。

【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】ＮＯx 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】ロータとクランク角センサの拡大側面図であ
る。

【図８】各気筒についての経過時間Ｔｂ（ｉ）と機関回
転数Ｎとの関係を示す図である。

【図９】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１０】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），
Ｔｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図１１】３０°クランク角度の経過時間Ｔａ（ｉ），
Ｔｂ（ｉ）の変化を示すタイムチャートである。

【図１２】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１３】割込みルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図１４】経過時間Ｔａ（ｉ），Ｔｂ（ｉ）を算出する
ためのフローチャートである。

【図１５】トルク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１６】トルク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１７】トルク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１８】経過時間Ｔａ（ｉ）の変化とフラグＸＭＸＲ
ＥＣ，ＸＭＮＲＥＣの変化を示すタイムチャートであ
る。

【図１９】トルクを算出するためのフローチャートであ
る。

【図２０】トルクを算出するためのフローチャートであ
る。

【図２１】比ＫＴａ（ｉ）を算出するためのフローチャ
ートである。

【図２２】カウンタＣＤＬＮＩＸを処理するためのフロ
ーチャートである。

【図２３】種々の値の計算タイミングを示す図である。

【図２４】目標トルク変動値を示す図である。

【図２５】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２６】メインルーチンを示すフローチャートであ
る。

【図２７】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２８】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２９】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３０】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 ７…スロットル弁 １３…ロータ １４…クランク角センサ

Claims (3)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 圧縮行程末期から爆発行程初期までのク
   ランク角度領域内に第１のクランク角度範囲を設定し、
   第１のクランク角度範囲から一定のクランク角を隔てた
   爆発行程中期のクランク角度領域内に第２のクランク角
   度範囲を設定し、該第１のクランク角度範囲内における
   クランクシャフトの第１の角速度を検出すると共に該第
   ２のクランク角度範囲内におけるクランクシャフトの第
   ２の角速度を検出し、第１の角速度と第２の角速度から
   気筒が発生する駆動力を求め、次いでこの駆動力から駆
   動力の変動量を求め、次いで該駆動力の変動量と該駆動
   力との比である駆動力の変動率を求めて該駆動力の変動
   率から駆動力の変動の程度を判断するようにした内燃機
   関における変動検出方法。
2. 【請求項２】 上記駆動力が第１の角速度の２乗と第２
   の角速度の２乗との差から算出された気筒の発生トルク
   である請求項１に記載の内燃機関における変動検出方
   法。
3. 【請求項３】 クランクシャフトに連結されかつ欠歯部
   分を有するロータの歯にクランク角センサを対面配置し
   て該クランク角センサの出力信号に基づいて角速度を検
   出し、角速度を検出すべきタイミングとクランク角セン
   サが欠歯部分に対面するタイミングとが重なることのあ
   る請求項１に記載の内燃機関における変動検出方法。