JP2005140054A - 内燃機関の制御装置 - Google Patents

Abstract

【課題】筒内の状態を示すパラメータのうち、従来、正確には求められていないが内燃機関を制御する上で重要な要素となるパラメータの一つである放熱量を正確に求め、その放熱量に応じて、内燃機関の運転に関するパラメータを制御する。
【解決手段】内燃機関１の筒内のガスの外部への放熱量Ｑを求め、前記放熱量に基づいて、前記内燃機関のパラメータを制御する。前記パラメータは、点火時期、燃料噴射量、バルブタイミング、ＥＧＲ量、ガス乱れ量、吸入空気量、吸気温度、及び冷却水温のうちの少なくともいずれか一つである。放熱量に基づいて、機関のパラメータが修正可能であるので、燃焼状態の悪化が抑制される。前記放熱量は、断熱圧縮と仮定したときの所定の区間における仕事Ｗｉと前記所定の区間における実測された実仕事Ｗｒとに基づいて、又は、熱流速ｑと筒内表面積Ｓとに基づいて、又は、Ｗｏｓｃｈｉｎｉの熱伝達率モデル式から、求められる。
【選択図】 図１

Description

本発明は、内燃機関の制御装置に関し、特に、筒内の状態を示すパラメータを正確に求め、その筒内の状態を示すパラメータに応じて、内燃機関の運転に関するパラメータを制御可能な内燃機関の制御装置に関する。

従来より、例えば点火時期や燃料噴射量などの内燃機関の運転に関するパラメータは、エンジン回転速度や吸入空気量（負荷）などの内燃機関の運転状態に基づいて制御されている。また、内燃機関の運転に関するパラメータの制御に関しては、以下の技術が知られている。

特開２０００−４５８２３号公報（特許文献１）には、吸気行程終了時の吸気弁を閉じたときの筒内圧から体積効率を求め、その体積効率に基づいて、点火時期及び燃料噴射時間を求める技術が開示されている。

特開平１０−１１０６４７号公報（特許文献２）には、筒内圧とクランク角及び吸入空気量と燃料噴射量とに基づき吸気弁閉から排気弁開時までの間順次各気筒の筒内ガス平均温度を算出し、各気筒の１サイクル中における上記筒内ガス平均温度の最大値に基づいて、点火時期や燃料噴射量を制御する技術が開示されている。

特開平１１−３５１０２５号公報（特許文献３）には、各気筒の吸気上死点におけるエンジン回転数差に基づいて、各気筒の圧縮比ばらつき相当値を算出し、その圧縮比ばらつき量に応じて、各気筒のパイロット噴射量を補正制御する技術が開示されている。

特開２００２−３０３１９１号公報（特許文献４）には、ピストンの上死点においてその頂部がシリンダブロックの上端面から突き出す量（ピストン突き出し量）のばらつきが気筒間での圧縮比ばらつきが生じる要因であるとして、エンジンの組付時に、そのピストン突き出し量を測定しておき、その測定されたピストン突き出し量に応じて、各気筒での燃料噴射量を制御する技術が開示されている。

特開２０００−４５８２３号公報 特開平１０−１１０６４７号公報 特開平１１−３５１０２５号公報 特開２００２−３０３１９１号公報

内燃機関を制御するに際しては、内燃機関が実際に運転されているときの筒内の状態が正確に把握されていることが求められる。筒内の状態は、内燃機関（各気筒毎）の実際の運転状態や製造ばらつきや経年変化に応じて変化する。そのため、そのような筒内の状態を示すパラメータの中には、内燃機関を制御する上で重要な要素であるにもかかわらず、従来、正確には求められていないものがある。上記のような筒内の状態を示すパラメータを正確に求めた上で、内燃機関を制御することが望まれる。

上記のような筒内の状態を示すパラメータとして、筒内のガスからの放熱量（熱伝達量）が挙げられる。以下にその問題について詳述する。

筒内のガスの熱は、特に圧縮工程中において、外部（例えば燃焼室壁面）に放熱される。その放熱の大部分は熱伝達により行われるため、以下では、原則として、放熱量を含む意味で単に熱伝達量と称する。熱伝達量が大きい場合、筒内のガスの温度が下がり、燃焼状態が悪化する。熱伝達量は、内燃機関の製造ばらつきや経年変化に起因して変化し、また、各気筒間でもばらつきがある。

内燃機関の運転条件は、予め作成されたマップに従って、その時の運転状態に応じて決定される。そのマップでは、ある内燃機関を対象として予め行われた実験結果に基づいて、所定の運転状態の下では、所定の運転条件が選択されるように定められている。マップの作成に際して行われた実験時にも、筒内のガスからの熱伝達が生じていることから、その意味の範囲においては、マップのデータに、伝熱の影響が一応反映されていると考えることが可能といえる。しかしながら、以下の問題がある。

即ち、各内燃機関や各気筒毎に、実際の運転時における伝熱の影響は異なり、また、経年変化によっても伝熱の影響は変化するにもかかわらず、その実際の運転時の伝熱の影響や経年変化後の伝熱の影響は、予め実験結果に基づいて一律に定められたマップには反映されていない。そのため、マップに従った運転条件が選択された場合、実際の運転時や経年変化後の運転時には、伝熱の影響により、燃焼状態が悪化し、出力トルクが低下するおそれがある。

上記のことから、熱伝達量に応じて、内燃機関の運転に関するパラメータが制御されて、内燃機関が好適な条件で運転されることが望まれる。この点に関し、上記特許文献１〜４には、上記熱伝達を考慮した好適な条件で内燃機関を運転する方法については何ら開示されていない。

本発明の目的は、筒内の状態を示すパラメータとして、放熱量（熱伝達量）を求め、その放熱量に応じて、内燃機関の運転に関するパラメータが制御される内燃機関の制御装置を提供することである。

本発明の内燃機関の制御装置は、内燃機関の筒内のガスの外部への放熱量を求め、前記放熱量に基づいて、前記内燃機関のパラメータを制御することを特徴としている。

上記本発明によれば、放熱量に基づいて、機関のパラメータが修正可能であるので、燃焼状態の悪化が抑制される。

本発明の内燃機関の制御装置において、前記放熱量は、断熱圧縮と仮定したときの所定の区間における仕事と前記所定の区間における実測された実仕事とに基づいて、又は、熱流速と筒内表面積とに基づいて、又は、Ｗｏｓｃｈｉｎｉの熱伝達率モデル式から、求められることを特徴としている。

上記本発明では、前記放熱量は、筒内圧と前記筒内圧が求められた第１の時点の筒内容積とに基づいて状態方程式を解くことで得られる断熱圧縮と仮定したときの前記第１の時点から第２の時点まで区間における仕事と、前記第１の時点から前記第２の時点まで区間における実測された実仕事とに基づいて、求められることができる。上記筒内圧は、筒内圧センサで計測されてもよいし、筒内温度を含む状態方程式から求められることもできる。上記筒内容積は、クランク角θから求められることができる。上記第１の時点は、吸気弁が閉じられた時点であり、上記第２の時点は、膨張行程前（燃焼前）のピストンが上死点にある時点であることができ、その場合、第１の時点から第２の時点の区間は、時間的に長い区間として設定することができ、かつ、筒内が閉じた系とされることができることから、前記放熱量の算出精度の低下の抑制に寄与する。

本発明の内燃機関の制御装置において、前記放熱量は、筒内容積が異なる第１時点及び第２時点のそれぞれの筒内圧に基づいて求められる実圧縮比と、前記第１時点及び第２時点のそれぞれの筒内容積に基づいて求められる圧縮比との偏差に基づいて、求められることを特徴としている。

本発明の内燃機関の制御装置は、内燃機関の運転中の筒内の状態を示すデータに基づいて、筒内の実圧縮比を求め、前記実圧縮比に基づいて、前記内燃機関のパラメータを制御することを特徴としている。

上記本発明によれば、内燃機関の運転中の筒内の状態を示すデータに基づいて、実圧縮比が求められるので、内燃機関の実際の運転状態による圧縮比（放熱ないしは圧縮漏れ）の状態の変化が反映された正確な圧縮比を求めることができる。また、上記本発明によれば、内燃機関の運転中の筒内の状態を示すデータに基づいて、実圧縮比が求められるので、内燃機関の経年変化による圧縮比の変化が反映された正確な圧縮比を求めることができる。更に、上記本発明によれば、内燃機関の運転中の筒内の状態を示すデータに基づいて、実圧縮比が求められるので、気筒に関する放熱の影響による圧縮比の変化が反映された正確な圧縮比を求めることができる。

本発明の内燃機関の制御装置において、前記求められた実圧縮比には、前記筒内のガスの外部への放熱の影響が反映されていることを特徴としている。

上記本発明によれば、内燃機関の運転中の筒内の状態を示すデータに基づいて、実圧縮比が求められるので、その求められた圧縮比は、気筒に対する熱伝達の影響による圧縮比の変化が反映された正確な値である。

本発明の内燃機関の制御装置において、前記実圧縮比は、前記筒内の状態を示すデータとして、筒内容積が異なる第１時点及び第２時点のそれぞれの筒内圧に基づいて、求められることを特徴としている。

上記本発明によれば、内燃機関が運転中の筒内容積が異なる第１時点及び第２時点のそれぞれの筒内圧に基づいて、実圧縮比が求められるため、内燃機関の実際の運転状態による圧縮比（放熱ないしは圧縮漏れ）の状態の変化が反映された正確な圧縮比を求めることができ、また、内燃機関の経年変化による圧縮比の変化が反映された正確な圧縮比を求めることができ、更に、気筒に対する放熱の影響による圧縮比の変化が反映された正確な圧縮比を求めることができる。

本発明の内燃機関の制御装置において、前記内燃機関の各気筒毎の前記放熱量又は前記実圧縮比が求められ、前記求められた放熱量又は前記実圧縮比に基づいて、各気筒毎のパラメータを制御することを特徴としている。

本発明の内燃機関の制御装置において、前記筒内が閉じた系である期間における前記放熱量又は前記実圧縮比が求められることを特徴としている。

上記本発明によれば、筒内が閉じた系である期間における前記放熱量又は前記実圧縮比が求められるため、外部からの影響を抑制することができ、断熱圧縮の仮定に適している。

本発明の内燃機関の制御装置において、フューエルカット状態である期間における前記放熱量又は前記実圧縮比が求められることを特徴としている。

上記本発明によれば、フューエルカット状態である期間における前記放熱量又は前記実圧縮比が求められるため、筒内に供給された燃料の状態によって、筒内の状態の特性（比熱比等）が変化することが防止され、放熱量や実圧縮比を求める際の精度が低下が抑制される。

本発明の内燃機関の制御装置において、前記制御されるパラメータは、点火時期、燃料噴射量、バルブタイミング、ＥＧＲ量、ガス乱れ量、吸入空気量、吸気温度、及び冷却水温のうちの少なくともいずれか一つであることを特徴としている。

上記本発明によれば、放熱量又は実圧縮比に基づいて、点火時期、燃料噴射量、バルブタイミング、ＥＧＲ量、ガス乱れ量、吸入空気量、吸気温度、及び冷却水温のうちの少なくともいずれか一つが制御されるため、燃焼状態の悪化の抑制又は出力トルクの低下の抑制が可能となる。上記本発明では、点火時期、燃料噴射量、バルブタイミング、ＥＧＲ量、ガス乱れ量、吸入空気量、吸気温度、及び冷却水温のうちの一つが制御されることもできるし、複数の組合わせで制御されることができる。

本発明の内燃機関の制御装置によれば、放熱量に応じて、内燃機関の運転に関するパラメータを制御することができる。これにより、燃焼状態の悪化の抑制が可能となる。

以下、本発明の内燃機関の制御装置の一実施形態につき図面を参照しつつ詳細に説明する。

（第１実施形態）
図９は、本発明に係る内燃機関の制御装置の一実施形態を適用した内燃機関を示す構成図である。本実施形態の内燃機関は、火花点火式の内燃機関（ガソリンエンジン）である。

内燃機関１には、吸気管２と排気管３とが接続されている。吸気管２には、吸入空気の温度を検出する吸気温センサ２２と、吸入空気量を検出するエアフローメータ２３と、アクセルペダル４の操作に連動するスロットル弁２４と、このスロットル弁２４の開度を検出するスロットル開度センサ２５が配置されている。また、吸気管２のサージタンク２０には、吸気管２の圧力を検出するための吸気圧センサ２６が配置されている。さらに、内燃機関１の各気筒に接続される吸気ポート２１には、電磁駆動式のインジェクタ（燃料噴射装置）２７が設けられており、このインジェクタ２７には、燃料タンク５から燃料であるガソリンが供給される。

内燃機関１の各気筒を構成するシリンダ１０内には、図の上下方向に往復動するピストン１１が設けられている。このピストン１１は、コンロッド１２を介して図示していないクランク軸に連結されている。ピストン１１の上方には、シリンダ１０とシリンダヘッド１３とによって区画された燃焼室１４が形成されている。この燃焼室１４の上部には、点火プラグ（図示せず）が配置されている。燃焼室１４は、開閉可能な吸気バルブ１６と排気バルブ１７を介してそれぞれ吸気管２と排気管３に接続されている。インジェクタ２７から噴射されて燃焼室１４内に導入された燃料は、点火プラグによって点火される。燃焼室１４内の圧力（以下、筒内圧と称す）に応じた出力値を出力する筒内圧センサ１５がシリンダヘッド１３に取り付けられている。

排気管３には、排気ガス中の酸素濃度に応じた所定の電気信号を出力する空燃比センサ３１が配置されている。内燃機関１を制御するエンジンＥＣＵ６（本発明に係る内燃機関の制御装置を含む）は、マイクロコンピュータを中心に構成されており、上述した各センサ（筒内圧センサ１５、吸気温センサ２２、エアフローメータ２３、スロットル開度センサ２５、吸気圧センサ２６、空燃比センサ３１）や車速センサ６０、クランク角θを検出するクランクポジションセンサ６１の各出力信号が入力されるとともに、インジェクタ２７、点火プラグの動作を制御する（点火時期の補正を含む）ものである。

次に、図１を参照して、本実施形態の制御方法について説明する。
図１は、熱伝達量に応じて点火時期を制御する方法を示すフローチャートである。ここでは、上記の通り、熱伝達による放熱が大部分であるため、放熱量を含む意味で熱伝達量と称する。図１に示される本制御フローは、所定のクランク角θ毎に、主としてエンジンＥＣＵ６によって実行される。

［ステップＳ１０１］
ステップＳ１０１では、クランクポジションセンサ６１により、クランク角（ＣＡ）θが計測される。その計測結果は、クランクポジションセンサ６１からエンジンＥＣＵ６に送られる。ステップＳ１０１の次に、ステップＳ１０２が行われる。

［ステップＳ１０２］
ステップＳ１０２では、エンジンＥＣＵ６により、燃料カット（Ｆ／Ｃ）状態か否かが判定される。即ち、内燃機関１の運転中に燃料供給を停止する制御（フューエルカット）が実行中であるか否かが判定される。ステップＳ１０２の判定の結果、燃料カット状態であれば、ステップＳ１０３に進む。一方、ステップＳ１０２の判定の結果、燃料カット状態ではない場合には、本制御フローは終了する。

ステップＳ１０２に示すように、燃料カット状態において本制御が行われる理由は、後述のステップにおいて計算により筒内圧を求めるに際して、筒内に燃料が供給されていない状態の方がより正確に筒内圧が求められるためである。筒内に燃料が供給されている場合、その燃料の状態が液体及び気体のいずれであるかが正確に把握できず（例えば、圧縮行程の途中で液体から気体に変わる場合もある）、その燃料の状態によって特性（比熱比等）が変わることから、筒内に燃料が供給されている状態において筒内圧を算出すると、算出結果の精度が低下するためである。

なお、ステップＳ１０２は、筒内圧の算出結果の精度を向上させるものであるが、仮にステップＳ１０２が実施されなくても、本制御により熱伝達量に応じた点火時期の補正を好適に行うことが可能である。よって、燃料カット状態ではない場合に本実施形態の制御が実行されることができる。

［ステップＳ１０３］
ステップＳ１０３では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θが、吸気バルブ１６の閉弁開始時に対応する角度（ＩＶＣ）であるか否かが判定される。ここで、クランク角θがＩＶＣであるとは、吸気行程終了時の吸気バルブ１６が閉じた時点に対応し、その時点以降、筒内が他の系から閉じた系になる。筒内が閉じた系であれば、外部からの影響を最小限に抑制するすることが可能となり、断熱圧縮と仮定した場合の計算式を適用することが可能となる（次のステップＳ１０４参照）。図２の例では、クランク角θがＩＶＣであるときは、ピストン１１がＢＤＣ（下死点）にあるときの角度の近傍に対応している。

ステップＳ１０３のクランク角θは、本制御で熱伝達量を求める際の対象期間の開始時に対応したものである。ステップＳ１０３において、クランク角θがＩＶＣである時点とした理由は、以下の通りである。即ち、次のステップＳ１０４において、計算により圧縮行程での仕事Ｗｉを算出する際の、計算の対象となる時間帯をなるべく大きく設定して、実際の値と計算値との誤差を最小限に抑えるためである。このステップＳ１０３のクランク角θは、ＩＶＣに限定される必要は無く、ＩＶＣよりも時間的に後の設定された角度であることができる。ステップＳ１０３のクランク角θは、筒内が閉じた系とされている状態であって、膨張行程前のＴＤＣ（上死点）に対応する角度よりも時間的に前の角度であることができる。

ステップＳ１０３の判定の結果、クランク角θがＩＶＣであれば、ステップＳ１０４に進む。一方、クランク角θがＩＶＣではない場合には、ステップＳ１０５に進む。

［ステップＳ１０４］
ステップＳ１０４では、エンジンＥＣＵ６において、計算により、断熱圧縮と仮定した場合のクランク角θがＩＶＣから膨張行程前のＴＤＣまでの間の仕事Ｗｉが求められる。

まず、筒内が閉じた系になった時点（クランク角θがＩＶＣの時点）の筒内圧力Ｐｉｖｃが筒内圧センサ１５により計測される。その計測値は、筒内圧センサ１５からエンジンＥＣＵ６に送られ、エンジンＥＣＵ６にて保存される。次に、下記式１より、その筒内圧力Ｐｉｖｃと、そのＩＶＣの時点のクランク角θから求められる筒内の体積Ｖｉｖｃに基づいて、断熱圧縮と仮定した場合の、クランク角θがＩＶＣから膨張行程前のＴＤＣまでの各時点での筒内圧Ｐｉが求められる。

上記式１の右辺のＶに、ＩＶＣから膨張行程前のＴＤＣまでの間の各クランク角θに応じた筒内容積Ｖの値がそれぞれ代入されることにより、各クランク角θに応じた筒内圧Ｐｉが逐一算出される。即ち、クランク角θがＩＶＣ（設定された角度）であるときの筒内圧Ｐｉｖｃが計測されれば、（ＩＶＣから膨張行程前のＴＤＣまでの間の各クランク角θに応じた筒内容積Ｖの値は、その計測の時点で分かっているので、）断熱圧縮と仮定した場合の、各クランク角θ毎の筒内圧Ｐｉが上記式１から算出される。図２において、実線で示される曲線は、上記式１により求めた各クランク角θ毎の筒内圧Ｐｉの値を結んだ線分を示している。

上記のようにして求められた筒内圧Ｐｉが下記式２に示されるように、筒内容積Ｖで積分されることにより、断熱圧縮と仮定した場合の、クランク角θがＩＶＣから膨張行程前のＴＤＣまでの区間における仕事Ｗｉが求められる。その仕事Ｗｉの値は、エンジンＥＣＵ６にて保存される。また、ステップＳ１０４では、前回の制御フローで求めた、クランク角θがＩＶＣから膨張行程前のＴＤＣまでの実測した筒内圧Ｐｎに基づいて求められた仕事Ｗｒの値（後述するステップＳ１０６〜ステップＳ１０８参照）がクリアされる。

なお、本制御フローにおいては、クランク角θがＩＶＣから膨張行程前のＴＤＣまでの間の仕事Ｗが求められる（ステップＳ１０５、Ｓ１０９参照）が、これは上述の通り、筒内の系が閉じている期間として、特に、圧縮工程中のなるべく長い期間が選択された結果である。仕事Ｗが求められる期間は、上記期間に限定されない。

［ステップＳ１０５］
ステップＳ１０５では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θが、ＩＶＣより大きく、膨張行程前のＴＤＣ以下であるか否かが判定される。ステップＳ１０５の判定の結果、クランク角θが、ＩＶＣより大きくＴＤＣ以下である場合には、ステップＳ１０６に進み、そうでない場合には、本制御フローは終了する。

［ステップＳ１０６］
ステップＳ１０６では、筒内圧センサ１５により、筒内圧Ｐｎが実測される。その実測値は、筒内圧センサ１５からエンジンＥＣＵ６に送られ、エンジンＥＣＵ６にて保存される。本制御フローは、上記の通り、クランク角θが所定の角度毎に行われることから、ステップＳ１０６では、クランク角θがＩＶＣより大きくなった後で、膨張行程前のＴＤＣ以下であるときの筒内圧Ｐｎが、所定のクランク角θ毎に（本制御フローの実行周期に合わせて）、筒内圧センサ１５により、実測される。図２において、ステップＳ１０６で所定のクランク角θ毎に実測された筒内圧Ｐｎの値を離散的な点（プロット）で示す。ステップＳ１０６の次に、ステップＳ１０７が行われる。

［ステップＳ１０７］
ステップＳ１０７では、エンジンＥＣＵ６により、上記ステップＳ１０６において、実測された筒内圧Ｐｎに基づいて、仕事ΔＷｒが算出される。仕事ΔＷｒとは、前回の本制御フローの実行時期から、今回の実行時期までの区間（所定のクランク角θ毎）における仕事である。仕事ΔＷｒは、下記式３に示されるように、実測された筒内圧Ｐｎが筒内容積Ｖで積分されることにより求められる。

上記式３において、Ｐには、上記ステップＳ１０６において実測された筒内圧Ｐｎが代入される。また、上記式３において、（θ−１）は、前回の本制御フローの実行時期のクランク角θであり、（θ）は、今回の実行時期のクランク角θである。上記式３では、一例として、クランク角θが１°毎に本制御フローが実行されるケースを想定した記述がなされている。ステップＳ１０７の次に、ステップＳ１０８が行われる。

［ステップＳ１０８］
ステップＳ１０８では、エンジンＥＣＵ６により、下記式４に示すように、上記ステップＳ１０７で算出された仕事ΔＷｒが累積的に加算され、その加算結果が仕事Ｗｒとして求められる。本制御フローの実行周期は、上記の通り、クランク角θが所定の角度だけ進行するに要する時間であることから、ステップＳ１０８では、クランク角θがＩＶＣより大きくなってから膨張行程前のＴＤＣになる直前までの間に実際になされた仕事Ｗｒが求められる。ステップＳ１０８の次は、ステップＳ１０９が行われる。

［ステップＳ１０９］
ステップＳ１０９では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θがＴＤＣであるか否かが判定される。ステップＳ１０９の判定の結果、クランク角θがＴＤＣであると判定された場合には、ステップＳ１１０に進み、そうではないと判定された場合には、本制御フローは終了する。

［ステップＳ１１０］
ステップＳ１１０では、エンジンＥＣＵ６により、熱伝達量Ｑが求められる。熱伝達量Ｑは、下記式５に示すように、同一期間内を対象とした、断熱圧縮と仮定した場合の仕事Ｗｉと、実際に行われた仕事Ｗｒの差分として求められる。この下記式５の演算結果は、実質的に、筒内のガスからの放熱量の全てに対応している。ステップＳ１１０の次には、ステップＳ１１１が行われる。

［ステップＳ１１１］
ステップＳ１１１では、エンジン回転数Ｎｅ、負荷ＫＬ、バルブタイミングＶＴなどの内燃機関１の運転条件が計測され、その計測結果がエンジンＥＣＵ６にそれぞれ送られる。エンジン回転数Ｎｅは、クランクポジションセンサ６１の検出結果に基づいて計測される。負荷ＫＬは、エアフローメータ２３又は吸気圧センサ２６の検出結果に基づいて計測される。バルブタイミングＶＴは、スロットル開度センサ２５により検出される。ステップＳ１１１の次にステップＳ１１２が行われる。

［ステップＳ１１２］
ステップＳ１１２では、エンジンＥＣＵ６により、内燃機関１の運転条件と点火時期補正量ｄＳＡが算出される。即ち、まず、上記ステップＳ１１１で計測された内燃機関１の運転条件により基準となる熱伝達量Ｑｓｔが決定される。次いで、上記ステップＳ１１０で算出された熱伝達量Ｑと、上記基準となる熱伝達量Ｑｓｔとの差が求められ、その差に基づいて、内燃機関１の運転条件と点火時期補正量ｄＳＡが算出される。なお、内燃機関１の運転条件と、その運転条件のときの基準となる熱伝達量Ｑｓｔとの関係は、予めエンジンＥＣＵ６にマップとして登録されており、そのマップに従って、熱伝達量Ｑｓｔが求められる。

基準となる熱伝達量Ｑｓｔに比べて、実際の熱伝達量Ｑが大きいと、筒内の温度が十分に高くないことから、燃焼速度が遅くなり、出力トルクが低下する。そのため、熱伝達量Ｑが大きい場合には、点火時期が早く設定（進角）されるように、点火時期補正量ｄＳＡが設定される。

［ステップＳ１１３］
ステップＳ１１３では、エンジンＥＣＵ６により、上記ステップＳ１１２で求めた点火時期補正量ｄＳＡに基づいて、最終点火時期が決定される。

また、上記のステップＳ１１２及びステップＳ１１３に代えて、以下のステップＳ１１２’及びステップＳ１１３’が行われることも可能である。

［ステップＳ１１２’］
ステップＳ１１２’では、エンジンＥＣＵ６により、後述する第１マップ（図６）を参照して、上記ステップＳ１１０で求めた熱伝達量Ｑに基づいて、点火時期補正量ΔＳＡが求められる。ステップＳ１１２’の次にステップＳ１１３’が行われる。

［ステップＳ１１３’］
ステップＳ１１３’では、エンジンＥＣＵ６により、後述する断熱圧縮相当の基本点火時期ＳＡ_Basicに、上記ステップＳ１１２’で求めた点火時期補正量ΔＳＡが加えられる。これにより、熱伝達量Ｑに対応した適切な点火時期ＳＡが求められ、その点火時期ＳＡが最終点火時期として決定される。このステップＳ１１３’において、基本点火時期ＳＡ_Basicは、後述する第２マップ（図８）を参照して、以下の例ではエンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬとに基づいて求められる。

次に、図３から図８を参照して、上記ステップＳ１１２’とステップＳ１１３’
の点火時期補正量ΔＳＡと基本点火時期ＳＡ_Basicについて説明する。

まず、ある所定の条件下において内燃機関１の実際の点火時期ＳＡ_Eが計測される。この点火時期ＳＡ_Eは、例えば新品の状態の内燃機関１の標準的な運転環境（例えば、外気温が２５℃で水温が８０℃）の下での点火時期であることができる。点火時期ＳＡ_Eの計測に際しては、上記運転環境（上記例では、外気温と水温）や内燃機関１の状態等を変えて、熱伝達の影響（例えば、熱伝達による筒内圧の圧力低下率）を変化させた状態で計測が行われる。

以下では、エンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬに基づいて、点火時期や筒内圧等の計測が行われるものとする。それら以外の運転条件や運転環境が異なるケースについても、以下と同様に計測及びマップの作成が行われるが、以下では説明の簡略化のために、エンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬのみに着目して説明する。

まず、図３に示すように、エンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬとがそれぞれ所定の条件であるときの、内燃機関１の実際の点火時期ＳＡ_Eが計測される。以下、図３に示す計測結果を、第１グラフと称する。

その点火時期ＳＡ_Eを計測したとき毎の、クランク角θがＩＶＣから膨張行程前のＴＤＣまでの間の筒内圧が計測される。その筒内圧の計測は、図４に示すように、エンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬがそれぞれ所定の条件である場合毎に行われる。以下、図４に示す計測結果を、第２グラフと称する。

次に、上記第２グラフに基づいて、その点火時期ＳＡ_Eが計測されたとき毎の仕事Ｗ_Eが求められる。仕事Ｗ_Eが求められるに際しては、上記式３及び式４が用いられる。次に、その仕事Ｗ_Eと、断熱圧縮と仮定した場合の仕事Ｗｉとの差として、その点火時期ＳＡ_Eを計測したとき毎の熱伝達量Ｑ’が求められる。その熱伝達量Ｑ’は、図５に示すように、エンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬの条件毎に求められ、第３グラフとして作成される。

一方、図６に示すように、熱伝達量Ｑに応じて補正すべき適切な点火時期補正量ΔＳＡを、予め計測により求めておく。図６に示される計測結果を第１マップとして、エンジンＥＣＵ６に格納する。図７に示すように、上記第３グラフ（図５）と第１マップに基づいて、エンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬの条件毎の点火時期補正量ΔＳＡが求められる。この図７のグラフを、第４グラフと称する。

図８に示すように、第１グラフ（図３）と第４グラフ（図７）に基づいて、エンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬの条件毎の基本点火時期ＳＡ_Basicが求められる。基本点火時期ＳＡ_Basicは、上述した通り、断熱圧縮と仮定したときに要求される点火時期である。図８のマップは、第２マップと称され、エンジンＥＣＵ６に格納される。この第２マップに示される基本点火時期ＳＡ_Basicは、エンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬがそれぞれ同一条件であるときの、第１グラフの点火時期ＳＡ_Eと第４グラフの点火時期補正量ΔＳＡとが加算された結果に対応している。

以上に述べた第１実施形態によれば、熱伝達量に応じて点火時期の補正を適切に行うことができる。圧縮工程中の筒内のガスから外部（特に燃焼室壁面）への放熱量に基づいて、点火時期を補正するので、燃焼状態の悪化が抑制される。

なお、第１実施形態による点火時期の補正は、各気筒の熱伝達量に応じて、各気筒毎に行うことができる（以下の各実施形態においても同様である）。第１実施形態によれば、経年変化や製造ばらつきに対応した熱伝達量を求めることにより、熱伝達量の各気筒間のばらつきや運転状態に応じた最適な点火時期を設定することができ、出力の低下を有効に抑えることができる。

また、本制御フローでは、圧縮工程中の筒内が閉じた系とされた所定の期間における熱伝達量Ｑが算出されるが、算出される熱伝達量Ｑは、その期間に限定されるものではない。例えば、筒内が閉じた系とされた所定の期間であれば、圧縮工程中以外の期間の熱伝達量Ｑを算出し、その熱伝達量Ｑに基づいて、内燃機関の運転に関するパラメータ（後述するものを含む）が制御されることができる。

次に、図１０を参照して、第１実施形態の変形例について説明する。本変形例において、上記第１実施形態と共通する部分についての説明は省略する。

本変形例では、筒内温度が温度センサ（図示せず）で計測され、その計測された筒内温度に基づいて、筒内圧が算出される。本変形例では、断熱圧縮と仮定して、筒内温度から筒内圧が算出される。

図１０は、本変形例の制御方法を示すフローチャートである。図１０において、図１と異なる点は、ステップＳ１０４ａとステップＳ１０６ａのみである。図１のステップＳ１０４では、筒内圧Ｐｉｖｃが筒内圧センサ１５により計測されたのに対し、図１０のステップＳ１０４ａでは、筒内温度Ｔが温度センサで計測され、その筒内温度Ｔと状態方程式（Ｐ＝ＧＲＴ／Ｖ）から筒内圧Ｐｉｖｃが算出される。また、図１のステップＳ１０６では、筒内圧Ｐｔｄｃが筒内圧センサ１５により計測されたのに対し、図１０のステップＳ１０６ａでは、筒内温度Ｔが温度センサで計測され、その筒内温度Ｔと状態方程式（Ｐ＝ＧＲＴ／Ｖ）から筒内圧Ｐｔｄｃが算出される。ステップＳ１０４ａ、Ｓ１０６ａにて算出された筒内圧Ｐｉｖｃ、Ｐｔｄｃは、上記第１実施形態と同様に、仕事Ｗｉや仕事ΔＷｒの算出に使用される（ステップＳ１０４ａ、ステップＳ１０７）。

上記状態方程式において、質量（Ｇ）は、エアフローメータ２３により計測される。この質量（Ｇ）を直接計測する方法に代えて、吸気圧センサ２６により計測された吸気管２の圧力から、状態方程式より質量（Ｇ）が算出されることができる。又は、筒内圧センサ１５により計測された吸気下死点の筒内圧＝吸気管２の圧力であるとして、状態方程式より質量（Ｇ）が算出されることができる。
また、容積（Ｖ）は、クランクポジションセンサ６１により検出されたクランク角θにより算出されることができる。

本変形例によれば、上記第１実施形態と同様の効果を奏することができる。本変形例では、断熱圧縮と仮定して、筒内温度から筒内圧を算出するため、筒内圧を計測する必要はない。

次に、図１１を参照して、第２実施形態について説明する。第２実施形態において、上記実施形態と共通する部分についての説明は省略する。

図１１は、第２実施形態の制御フローを示している。図１１において、ステップＳ２０１及びＳ２０２は、それぞれ図１のステップＳ１０１及びＳ１０２と共通であるため、その説明を省略する。

［ステップＳ２０３］
ステップＳ２０３では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θがＩＶＣ以上で膨張行程前のＴＤＣ以下であるか否かが判定される。ステップＳ２０３の判定の結果、クランク角θがＩＶＣ以上で膨張行程前のＴＤＣ以下である場合には、ステップＳ２０４に進み、そうでない場合には、本制御フローは終了する。

［ステップＳ２０４］
ステップＳ２０４では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θがＩＶＣであるか否かが判定される。ステップＳ２０４の判定の結果、クランク角θがＩＶＣである場合には、ステップＳ２０５に進み、そうでない場合には、ステップＳ２０６に進む。

［ステップＳ２０５］
ステップＳ２０５では、前回の制御フローで求めた熱伝達量Ｑの値がクリアされる。ステップＳ２０５の次には、本制御フローは終了する。

［ステップＳ２０６］
ステップＳ２０６では、熱流速計（図示せず）により、筒内の熱流速ｑが計測される。その計測結果は、エンジンＥＣＵ６に送られる。本制御フローは、クランク角θが所定角度毎に実行されることから、ステップＳ２０６では、クランク角θがＩＶＣよりも大きくＴＤＣ以下であるときの、所定角度毎の筒内の熱流速ｑが計測される。熱流速ｑは、下記式６により表される。ステップＳ２０６の次には、ステップＳ２０７が実行される。

［ステップＳ２０７］
ステップＳ２０７では、エンジンＥＣＵ６により、熱伝達量ΔＱが算出される。下記式７に示すように、上記ステップＳ２０６で計測された熱流速ｑと、クランク角θから求められた筒内表面積Ｓに基づいて、前回の本制御フローの実行時期から、今回の実行時期までの間（所定のクランク角θ毎）の熱伝達量ΔＱ（＝ｑＳ）が算出される。ステップＳ２０７の次には、ステップＳ２０８が実行される。

［ステップＳ２０８］
ステップＳ２０８では、エンジンＥＣＵ６により、下記式８に示すように、熱伝達量ΔＱが累積的に加算される。本制御フローは、クランク角θが所定角度毎に実行されることから、ステップＳ２０８では、クランク角θがＩＶＣよりも大きくなってから膨張行程前のＴＤＣになる直前までの熱伝達量Ｑが求められる。ステップＳ２０８の次には、ステップＳ２０９が実行される。

［ステップＳ２０９］
ステップＳ２０９では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θがＴＤＣであるか否かが判定される。ステップＳ２０９の判定の結果、クランク角θがＴＤＣであると判定された場合には、ステップＳ２１０に進み、そうでないと判定された場合には、本制御フローは終了する。

ステップＳ２１０からステップＳ２１２は、図１のステップＳ１１１からステップＳ１１３と共通であるため、その説明を省略する。

第２実施形態によれば、上記第１実施形態と同様の作用効果が得られる。第２実施形態では、熱伝達量Ｑが、第１実施形態のように断熱圧縮と仮定したときの仕事Ｗｉと実際の仕事Ｗｒとの差分として求められるのではなく、熱流速ｑから直接的に求められる。

次に、図１２から図１６を参照して、第３実施形態を説明する。第３実施形態において、上記実施形態と共通する部分についての説明は省略する。

図１２において、ステップＳ３０１〜Ｓ３１０は、それぞれ図１のステップＳ１０１〜Ｓ１１０と共通であるため、その説明を省略する。

［ステップＳ３１１］
ステップＳ３１１では、エンジンＥＣＵ６により、ステップＳ３１０にて求めた熱伝達量Ｑが、予め設定された第１基準熱伝達量Ｑｓｔ１よりも大きいか否かが判定される。そのステップＳ３１１の判定の結果、熱伝達量Ｑが第１基準熱伝達量Ｑｓｔ１よりも大きい場合には、ステップＳ３１２に進み、そうでない場合には、ステップＳ３１３に進む。

［ステップＳ３１２］
ステップＳ３１２では、エンジンＥＣＵ６により、熱伝達量Ｑを小さくする制御が行われる。ステップＳ３１１にて熱伝達量Ｑが第１基準熱伝達量Ｑｓｔ１よりも大きいと判定された場合には、燃焼速度が所定値よりも遅く、出力トルクが所定値よりも小さいことを意味する。よって、ステップＳ３１２では、熱伝達量Ｑを小さくすることで、燃焼速度を速め、出力トルクを増大させるための制御が行われる。そのステップＳ３１２の制御内容については後述する。ステップＳ３１２の次には、本制御フローは終了する。

［ステップＳ３１３］
ステップＳ３１３では、エンジンＥＣＵ６により、ステップＳ３１０にて求めた熱伝達量Ｑが、予め設定された第２基準熱伝達量Ｑｓｔ２よりも小さいか否かが判定される。そのステップＳ３１３の判定の結果、熱伝達量Ｑが第２基準熱伝達量Ｑｓｔ２よりも小さい場合には、ステップＳ３１４に進み、そうでない場合には、本制御フローは終了する。

［ステップＳ３１４］
ステップＳ３１４では、エンジンＥＣＵ６により、熱伝達量Ｑを大きくする制御が行われる。即ち、ステップＳ３１３にて熱伝達量Ｑが第２基準熱伝達量Ｑｓｔ２よりも小さいと判定された場合には、燃焼速度が所定値よりも速いことを意味する。よって、ステップＳ３１４では、熱伝達量Ｑを大きくすることで、燃焼速度を遅めるための制御が行われる。そのステップＳ３１４の制御内容については後述する。ステップＳ３１４の次には、本制御フローは終了する。

ここで、ステップＳ３１２の制御（燃焼速度を速め、出力トルクを増大させるための制御）及びステップＳ３１４の制御（燃焼速度を遅めるための制御）には、以下の六つの方法が考えられる。

それらの六つの方法は、いずれも内燃機関１の運転に関するパラメータであり、ステップＳ３１２又はＳ３１４では、それぞれ一つの方法のみが行われてもよいし、複数の方法が組み合わされて行われてもよい。更に、以下の六つのパラメータのうちの少なくとも一つは、上記第１実施形態で述べた内燃機関１の運転に関するパラメータである、点火時期の補正とともに行われることができる。

（１）燃料噴射量の制御
図１３に示すように、Ａ／Ｆ（空気量／燃料噴射量）は、所定値よりも小さくても大きくても、燃焼速度（出力トルク）が低下する傾向にある。この傾向に従って、ステップＳ３１２では、エンジンＥＣＵ６により、燃焼速度（出力トルク）を上昇させるＡ／Ｆとなるように、燃料噴射量が調整される。また、ステップＳ３１４では、エンジンＥＣＵ６により、図１３の傾向に従って、燃焼速度を低下させるＡ／Ｆとなるように、燃料噴射量が調整される。

（２）空気量の制御
上記（１）で述べたＡ／Ｆ（空気量／燃料噴射量）は、電子制御式スロットルの開度を制御し、吸入空気量を調整することによっても制御されることができる。即ち、ステップＳ３１２では、エンジンＥＣＵ６により、燃焼速度（出力トルク）を上昇させるＡ／Ｆとなるように、空気量が調整される。また、ステップＳ３１４では、エンジンＥＣＵ６により、燃焼速度を低下させるＡ／Ｆとなるように、空気量が調整される。

（３）吸気温度の制御
図１４に示すように、吸気温度が高いほど、燃焼速度（出力トルク）が増大し、吸気温度が低いほど、燃焼速度（出力トルク）が低下する傾向にある。この傾向に従って、ステップＳ３１２では、燃焼速度（出力トルク）を上昇させるように、吸気温度を上昇させる制御が行われる。即ち、エンジンＥＣＵ６により、バルブ１６，１７のオーバーラップが大きくなるように、吸気バルブ１６が開とされるタイミングが遅くされることで、吸気温度を上昇させるための制御が行われる。

また、ステップＳ３１４では、図１４の傾向に従って、燃焼速度を低下させるように、吸気温度を低下させる制御が行われる。即ち、エンジンＥＣＵ６により、バルブ１６，１７のオーバーラップが小さくなるように、吸気バルブ１６が開とされるタイミングを早くすることで、吸気温度を低下させるための制御が行われる。

（４）残留ガスの制御
図１５に示すように、残留ガス量が少ないほど、燃焼速度（出力トルク）が増大し、残留ガス量が多いほど、燃焼速度（出力トルク）が低下する傾向にある。この傾向に従って、ステップＳ３１２では、燃焼速度（出力トルク）を上昇させるように、残留ガスを低減させる制御が行われる。即ち、エンジンＥＣＵ６により、バルブ１６，１７のオーバーラップが小さくなるように制御され、また、吸気系へ再循環させる外部ＲＧＲ量を少なくすることで、残留ガスを低減させるための制御が行われる。

また、ステップＳ３１４では、図１５の傾向に従って、燃焼速度を低下させるように、残留ガスを多くする制御が行われる。即ち、エンジンＥＣＵ６により、バルブ１６，１７のオーバーラップが大きくなるように制御され、また、吸気系へ再循環させる外部ＲＧＲ量を多くすることで、残留ガスを多くするための制御が行われる。

（５）吸気の乱れの制御
図１６に示すように、吸気（空気又は混合気）の乱れが大きいほど、燃焼速度（出力トルク）が上昇し、吸気の乱れが小さいほど、燃焼速度が低下する傾向にある。この傾向に従って、ステップＳ３１２では、エンジンＥＣＵ６により、燃焼速度（出力トルク）を上昇させるように、ＳＣＶ（スワールコントロールバルブ）、ＴＣＶ（タンブルコントロールバルブ）を閉じ、バルブリフト量を小さくすることで、吸気の乱れを増大させるための制御が行われる。

また、ステップＳ３１４では、図１６の傾向に従って、燃焼速度を低下させるように、吸気の乱れを低減させる制御が行われる。即ち、エンジンＥＣＵ６により、ＳＣＶ（スワールコントロールバルブ）、ＴＣＶ（タンブルコントロールバルブ）を開き、バルブリフト量を大きくすることで、吸気の乱れを低減させるための制御が行われる。

（６）冷却水温の制御
ステップＳ３１２では、熱伝達量Ｑを小さくするように、冷却水温を低下させる。具体的には、電動ウォーターポンプ、可変冷却水路、蓄熱システムなどの冷却系の働きを低減させることで、冷却水温を低下させる。一方、ステップＳ３１４では、熱伝達量Ｑを大きくするように、冷却水温を上昇させる。電動ウォーターポンプ、可変冷却水路、蓄熱システムなどの冷却系の働きを増大させることで、冷却水温を低下させる。

以上説明した、第３実施形態によれば、熱伝達量Ｑに応じて、内燃機関１の運転に関するパラメータとしての、燃料噴射量、空気量（スロットル開度）、バルブタイミング、吸気温度、残留ガス量、吸気の乱れ、冷却水温及び点火時期の少なくともいずれか一つを制御するので、燃焼状態の悪化を抑制することができる。

なお、図１２では、ステップＳ３１１以下で用いる熱伝達量Ｑは、図１のステップＳ１０３〜Ｓ１１０に示す方法で求めた熱伝達量Ｑが使用されたが、これに代えて、図１１のステップＳ２０３〜Ｓ２０８に示す方法で求めた熱伝達量Ｑが使用されることができる。

次に、図１７を参照して、第４実施形態について説明する。第４実施形態において、上記実施形態と共通する部分についての説明は省略する。

第４実施形態では、Ｗｏｓｃｈｉｎｉの熱伝達率モデル式を用いて、熱伝達量が算出される。クランク角θがＩＶＣ〜ＴＤＣまでの熱伝導率ｈは、下記式９のモデル式のように表される。

上記式９において、Ｐについては吸気下死点でのサージタンク２０の圧力Ｐｓ＝筒内圧と仮定し、ポリトロープ変化ＰＶ^m＝ｃｏｎｓｔを仮定して、算出する。筒内の温度Ｔｆは、状態方程式により求める。ピストン速度ｃｍはクランク角θ（回転数）より求める。これにより、上記式９から熱伝達率ｈが求まる。

壁温Ｔｓは水温と同じとする。筒内表面積Ｓは、クランク角θより求まる。下記式より熱伝達量Ｑが求まる。
Ｑ＝ｈ（Ｔｆ−Ｔｓ）×Ｓ

次に、図１７を参照して、第４実施形態の制御フローについて説明する。本制御フローは、所定のクランク角θ毎に実行される。

ステップＳ４０１〜ステップＳ４０２は、図１のステップＳ１０１〜ステップＳ１０２と共通であるため、その説明を省略する。

［ステップＳ４０３］
ステップＳ４０３では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θがＩＶＣ以上ＴＤＣ以下であるか否かが判定される。その判定の結果、クランク角θがＩＶＣ以上ＴＤＣ以下である場合には、ステップＳ４０４に進み、そうでない場合には、本制御フローは終了する。

［ステップＳ４０４］
ステップＳ４０４では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θがＩＶＣであるか否かが判定される。その判定の結果、クランク角θがＩＶＣである場合には、ステップＳ４０５に進み、そうでない場合には、ステップＳ４０６に進む。

［ステップＳ４０５］
ステップＳ４０５では、エンジンＥＣＵ６により、ポリトロープ変化を仮定し、ＩＶＣからＴＤＣまでの筒内圧Ｐが求められ、状態方程式により筒内の温度Ｔｆが算出される。また、前回の制御フローで求めた熱伝達量Ｑがクリアされる。

［ステップＳ４０６］
ステップＳ４０６では、エンジンＥＣＵ６により、サンプル時間ΔＴｓを求めるとともに、そのときのクランクの回転数によりピストン速度ｃｍが求められる。ステップＳ４０６の次に、ステップＳ４０７が行われる。

［ステップＳ４０７］
ステップＳ４０７では、エンジンＥＣＵ６により、上記式９及び下記式１０により、前回の制御フローの実行時期から今回の実行時期までの間の熱伝達量ΔＱが算出される。前述の通り、クランク角θがＩＶＣ〜ＴＤＣまでの熱伝導率ｈは、上記式９のモデル式から求められる。上記式９において、Ｐについては吸気下死点でのサージタンク２０の圧力Ｐｓ＝筒内圧と仮定し、ポリトロープ変化ＰＶ^m＝ｃｏｎｓｔを仮定し、算出する。筒内の温度Ｔｆは、状態方程式により求める。ピストン速度ｃｍはクランク角θ（回転数）より求める。また、下記式１０において、壁温Ｔｓは水温と同じとする。筒内表面積Ｓは、クランク角θより求まる。ステップＳ４０７の次に、ステップＳ４０８が実行される。

［ステップＳ４０８］
ステップＳ４０８では、エンジンＥＣＵ６により、熱伝達量Ｑが算出される。下記式１１に示されるように、ΔＱが加算される。本制御フローは、所定のクランク角θ毎に実行されることから、クランク角θがＩＶＣ〜ＴＤＣ間の熱伝達量Ｑが算出される。ステップＳ４０８の次に、ステップＳ４０９が実行される。

［ステップＳ４０９］
ステップＳ４０９では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θがＴＤＣであるか否かが判定される。その判定の結果、クランク角θがＴＤＣである場合には、ステップＳ４１０に進み、そうでない場合には、本制御フローは終了する。

ステップＳ４１０からステップＳ４１２は、図１のステップＳ１１１からステップＳ１１３と共通であるため、その説明を省略する。

第４実施形態によれば、熱伝達量Ｑが、第１実施形態のように断熱圧縮と仮定したときの仕事Ｗｉと実際の仕事Ｗｒとの差分として求められるのではなく、熱伝達率ｈから直接的に求められる。

次に、図１８を参照して、第５実施形態について説明する。第５実施形態において、上記実施形態と共通する部分についての説明は省略する。第５実施形態において、内燃機関及びその制御装置の構成については、上記第１実施形態と同様である。

前述の通り、筒内の状態は、内燃機関（各気筒毎）の実際の運転状態や製造ばらつきや経年変化に応じて変化するが、そのような筒内の状態を示すパラメータとして、圧縮比が挙げられる。

上記特許文献３及び特許文献４に記載されているように、従来より、各気筒の圧縮比ばらつきに応じて、燃料噴射量が制御されている。しかしながら、圧縮比に基づく内燃機関の運転に関するパラメータの制御技術としては、上記特許文献３又は特許文献４に記載された技術は、いずれも不十分であり、以下の問題がある。

上記特許文献３の技術では、各気筒間のエンジン回転数差より圧縮比のばらつき（相対値）が求められる。そのため、上記特許文献３の技術によれば、圧縮比の絶対値は求められず、全気筒の圧縮比が一様に悪化したときには、その圧縮比の変化が検出できないという問題がある。

ＨＯＴ時とＣＯＬＤ時では、ピストンの膨張状態などが変化し、圧縮漏れの状態が変化する。ところが、上記特許文献４の技術では、エンジンの組付時の測定値に基づいて圧縮比ばらつきを検出するのみであり、実際の運転状態による圧縮比（圧縮漏れ）の状態の変化が考慮されておらず、正確な圧縮比が求められないという問題がある。また、圧縮比は、内燃機関の経年変化に起因して変化するが、上記特許文献４の技術では、経年変化による圧縮比の変化に対応することができない。

実圧縮比は、気筒に対する熱伝達の影響によっても変化する。しかしながら、上記特許文献３及び特許文献４の技術ではいずれも、その伝熱影響が考慮されていないため、例えば暖機時の圧縮比の正確な値が検出できないという問題がある。

上記のことから、圧縮比に応じて、内燃機関の運転に関するパラメータが制御されて、内燃機関が好適な条件で運転されることが望まれる。この点に関し、上記特許文献には、上記圧縮比を考慮した好適な条件で内燃機関を運転する方法については何ら開示されていない。

第５実施形態の目的は、圧縮比を正確に求め、その圧縮比に応じて、内燃機関の運転に関するパラメータが制御される内燃機関の制御装置を提供することである。

第５実施形態では、実圧縮比が求められ、その実圧縮比に基づいて、点火時期が制御される。上記の通り、点火時期は、エンジン回転数Ｎｅと負荷ＫＬ（空気量）に基づいて制御され、その空気量は、エアフローメータ２３又は吸気圧センサ２６の計測結果に基づいて検出される。ここで、実圧縮比が低下すると、燃焼時の燃焼室１４内の空気量が、エアフローメータ２３又は吸気圧センサ２６の計測結果に基づいて検出された空気量よりも少ない状態となるため、適正な点火時期の制御が行えない。

実圧縮比の低下には、二つの理由が考えられる。その一つは、筒内のガスからの熱伝達（放熱）により筒内温度が低下することに伴い、筒内圧が低下することである。もう一つは、圧縮漏れ（ピストンリングとシリンダ壁との間からの漏れ、及び吸排気弁とシリンダヘッドとの間からの漏れを含む）により、筒内圧が低下することである。

実圧縮比の低下が実際に生じたときに、その原因が上記二つの理由のうちのいずれであるかを特定すること、又は、上記二つの理由のいずれもが原因であるとしてそれぞれの影響の割合を特定することは難しい。但し、実圧縮比の低下の原因が上記二つの理由のいずれであれ、また、その影響の割合がどうであれ、実圧縮比の低下量に応じて、本実施形態の内燃機関の制御において行うべき内容（本例では点火時期の補正量）に変わりはない。

このことから、実圧縮比の低下が検出されたときには、その原因が全て熱伝達量Ｑにある（つまり圧縮漏れは生じていない）とみなして（仮定・置き換え）、その熱伝達量Ｑ（ないし、熱伝達量Ｑとみなした熱伝達相当量Ｑ）に応じて、内燃機関の制御を行うことができる。

上記のことから、第５実施形態では、実圧縮比を求め、その実圧縮比（と互いに異なる筒内容積の比から求められる幾何学的な圧縮比との偏差）に基づいて、上記第１〜第４実施形態と同様に、熱伝達量Ｑを求め、その熱伝達量Ｑに基づいて、点火時期の制御が行われる。上記の通り、第５実施形態では、実圧縮比の低下に対し、圧縮漏れの影響は考慮しない。

なお、上記と同様に、上記第１〜第４実施形態では、断熱圧縮と仮定したときの仕事Ｗｉと実仕事Ｗｒとの差には、圧縮漏れの影響が無く、全て熱伝達の影響によるものと捉えて、両仕事Ｗｉ、Ｗｒの差＝熱伝達量Ｑであるとみなしているという見方ができる。この場合にも、両仕事Ｗｉ、Ｗｒの差が、圧縮漏れ及び熱伝達のいずれに起因するものであれ、また、その影響の割合がどうであれ、両仕事Ｗｉ、Ｗｒの差に応じて、本実施形態の内燃機関の制御において行うべき内容に変わりはない。

以下、図１８を参照して、第５実施形態の制御方法について説明する。図１８は、圧縮比に応じて点火時期を制御する方法を示すフローチャートである。

［ステップＳ５０１］
ステップＳ５０１では、クランクポジションセンサ６１により、クランク角（ＣＡ）θが計測される。その計測結果は、クランクポジションセンサ６１からエンジンＥＣＵ６に送られる。ステップＳ５０１の次に、ステップＳ５０２が行われる。

［ステップＳ５０２］
ステップＳ５０２では、エンジンＥＣＵ６により、燃料カット（Ｆ／Ｃ）状態か否かが判定される。即ち、内燃機関１の運転中に燃料供給を停止する制御（フューエルカット）が実行中であるか否かが判定される。ステップＳ５０２の判定の結果、燃料カット状態であれば、ステップＳ５０３に進む。一方、ステップＳ５０２の判定の結果、燃料カット状態ではない場合には、本制御フローは終了する。

ステップＳ５０２に示すように、燃料カット状態において本制御が行われる理由は、上記第１実施形態で述べた通りである。なお、ステップＳ５０２は、筒内圧の算出結果の精度を向上させるものであるが、仮にステップＳ５０２が実施されなくても、本制御により実圧縮比に応じた点火時期の補正を好適に行うことが可能である。よって、燃料カット状態ではない場合に本実施形態の制御が実行されることができる。

［ステップＳ５０３］
ステップＳ５０３では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θが、吸気バルブ１６の閉弁開始時に対応する角度（ＩＶＣ）であるか否かが判定される。ここで、クランク角θがＩＶＣであるとは、吸気行程終了時の吸気バルブ１６が閉じた時点に対応し、その時点以降、筒内が他の系から閉じた系になる。筒内が閉じた系であれば、外部からの影響を最小限に抑制するすることが可能となる。

ステップＳ５０３のクランク角θは、本制御で圧縮比を求める際の対象期間の開始時に対応したものである。ステップＳ５０３において、クランク角θがＩＶＣである時点とした理由は、以下の通りである。即ち、後述するステップＳ５０９において、実圧縮比ε_rを算出する際の、計算の対象となる時間帯をなるべく大きく設定して、実圧縮比ε_rを求める際の精度を向上させるためである。このステップＳ５０３のクランク角θは、ＩＶＣに限定される必要は無く、ＩＶＣよりも時間的に後の設定された角度であることができる。ステップＳ５０３のクランク角θは、筒内が閉じた系とされている状態であって、膨張行程前のＴＤＣ（上死点）に対応する角度よりも時間的に前の角度であることができる。

ステップＳ５０３の判定の結果、クランク角θがＩＶＣであれば、ステップＳ５０４に進む。一方、クランク角θがＩＶＣではない場合には、ステップＳ５０５に進む。

［ステップＳ５０４］
クランク角θがＩＶＣである場合（ステップＳ５０３−Ｙ）に、ステップＳ５０４では、筒内圧センサ１５により筒内圧Ｐｉｖｃが計測される。その計測値は、エンジンＥＣＵ６に送られ、エンジンＥＣＵ６にて保存される。ステップＳ５０４の次に、本制御フローは終了する。

［ステップＳ５０５］
クランク角θがＩＶＣではない場合（ステップＳ５０３−Ｎ）に、ステップＳ５０５では、エンジンＥＣＵ６により、クランク角θが膨張行程前のＴＤＣであるか否かが判定される。その判定の結果、クランク角θがＴＤＣである場合に、ステップＳ５０６が実行され、そうでない場合には、本制御フローは終了する。

［ステップＳ５０６］
ステップＳ５０６では、筒内圧センサ１５により筒内圧Ｐｔｄｃが計測される。その計測値は、エンジンＥＣＵ６に送られ、エンジンＥＣＵ６にて保存される。上記のように、ステップＳ５０１〜Ｓ５０６にて、燃料カット時の同一サイクルのＩＶＣ時とＴＤＣ時での筒内圧（Ｐｉｖｃ、Ｐｔｄｃ）が取得される。ステップＳ５０６の次に、ステップＳ５０７が行われる。

［ステップＳ５０７］
ステップＳ５０７では、エンジン回転数Ｎｅと、負荷ＫＬが計測される。エンジン回転数Ｎｅは、クランクポジションセンサ６１の検出結果に基づいて計測される。負荷ＫＬは、エアフローメータ２３又は吸気圧センサ２６の検出結果に基づいて計測される。ステップＳ５０７の次に、ステップＳ５０８が行われる。

［ステップＳ５０８］
ステップＳ５０８では、エンジンＥＣＵ６により、幾何学的に求まる圧縮比ε_oが算出される。幾何学的に求まる圧縮比ε_oとは、内燃機関１の設計段階の状態、理想状態、ないしは熱伝達（又は圧縮漏れ）がない状態での圧縮比である。エンジンＥＣＵ６では、ＩＶＣ時とＴＤＣ時のそれぞれのクランク角θにより、ＩＶＣ時とＴＤＣ時の筒内の体積（Ｖｉｖｃ、Ｖｔｄｃ）が求められ、以下の式１２により幾何学的に求まる圧縮比ε_oが算出される。ステップＳ５０８の次には、ステップＳ５０９が実行される。

［ステップＳ５０９］
ステップＳ５０９では、エンジンＥＣＵ６により、ＩＶＣ時からＴＤＣ時までの実圧縮比ε_rが以下の式１３により算出される。但し、ここでは、吸排気バルブ１６、１７が閉じている間は断熱圧縮と仮定している。ステップＳ５０９の次に、ステップＳ５１０が実行される。

［ステップＳ５１０］
ステップＳ５１０では、エンジンＥＣＵ６により、点火時期補正量ｄＳＡが算出される。エンジンＥＣＵ６では、上記ステップＳ５０８で求めた圧縮比ε_oと、上記ステップＳ５０９で求めた実圧縮比ε_rとの差、上記ステップＳ５０７で計測されたエンジン回転数Ｎｅ、負荷ＫＬに基づいて、点火時期補正量ｄＳＡが算出される。ステップＳ５１０の次に、ステップＳ５１１が行われる。

［ステップＳ５１１］
ステップＳ５１１では、エンジンＥＣＵ６により、基本点火時期に、上記点火時期補正量ｄＳＡを加えたものが最終点火時期として決定される。

第５実施形態によれば、内燃機関が運転中の筒内圧から実圧縮比を求めることができ、実圧縮比のばらつき、経年変化に対応した実圧縮比を求めることにより、最適な点火時期を設定することができ、ノッキングの抑制、出力の向上が可能である。また、第５実施形態は、各気筒毎に行われることが可能である。

また、上記においては、実圧縮比ε_rが算出されるに際して、クランク角θがＩＶＣのときとＴＤＣのときの２点にて、それぞれ筒内圧Ｐｉｖｃ、Ｐｔｄｃが計測されたが、筒内圧が計測される２点は、クランク角θがＩＶＣ及びＴＤＣのときに限定されるものではない。筒内容積が異なる２点であれば、筒内圧が計測されるタイミングは、いずれの時点の２点であってもよい。その筒内圧が計測される２点は、クランク角θが、ＩＶＣから、排気バルブ１７が開とされる時点に対応する角度までの期間の中から選択されることができる。

なお、図１８に示す本制御フローは、クランク角θがＩＶＣのときとＴＤＣのときの２点にて、それぞれ筒内圧Ｐｉｖｃ、Ｐｔｄｃが計測されるタイミングで実行されれば足りるが、所定のクランク角θ毎に実行されることもできる。所定のクランク角θ毎に実行された方がクランク角θがＩＶＣのときとＴＤＣのときの２点での計測結果を（それらの前後のクランク角θのときの計測結果を含む中から）より確実に得ることができ、誤差が少ない状態で実圧縮比に対する点火時期補正を適切に行うことが可能である。

第５実施形態の上記の説明においては、実圧縮比の低下は、全て熱伝達による筒内温度の低下に起因するものと捉え、圧縮漏れに起因するものとは捉えていない。一方、ここで、第５実施形態の上記制御フローは、上記説明と反対に、実圧縮比の低下は熱伝達による筒内温度の低下に起因するものとは捉えずに、全て圧縮漏れに起因するものと捉え、実圧縮比ε_rと筒内容積比から求めた圧縮比ε_oとの偏差として、圧縮漏れの量を検出するものであると考えることも可能である。

例えば、内燃機関の運転時に、実圧縮比は実験時の値よりも低いが、そのときの熱伝達量は実験時の値と同じである場合には、その実圧縮比の低下した理由は、もっぱら圧縮漏れのみにあるということになる。このケースでは、上記第５実施形態の制御フローにより、圧縮漏れの量が検出されることになる。

上記ケースでは、事実上、実圧縮比ε_rと圧縮比ε_oとの偏差が熱伝達量に対応しているわけではない。但し、このケースにおいても、第５実施形態の制御フローに従い、実圧縮比ε_r（と筒内容積比から求めた圧縮比ε_oとの偏差）に基づいて、点火時期を制御するに際しては、上述した、上記偏差が熱伝達量Ｑに対応しているとみなした場合（及び、現実に熱伝達の影響により上記偏差が生じている場合）と比べて、制御内容（ステップＳ５１０及びステップＳ５１１）に変わりがない。

また、ここで述べたように、“実圧縮比の低下は熱伝達による筒内温度の低下に起因するものとは捉えずに、全て圧縮漏れに起因するものと捉えた場合”において、実際には、実圧縮比に熱伝達の影響が反映されている場合の取り扱いについて説明する。

上記のように、第５実施形態では、（実際の熱伝達量の影響が反映済みの）実圧縮比に基づいて（熱伝達の影響の有無／大小を考慮することなく）点火時期が補正されるので、この場合には、結果として、補正後の点火時期に、熱伝達の影響が反映される。即ち、気筒に関する伝熱の影響により実圧縮比は変化するが、第５実施形態では、その伝熱の影響による変化の後の実圧縮比が求められ、その実圧縮比に基づいて、点火時期が制御される。これにより、結果として、気筒に対する伝熱の問題が解消されるような点火時期の制御が行われる。

次に、図１９を参照して、第５実施形態の変形例について説明する。本変形例において、上記第５実施形態と共通する部分についての説明は省略する。

本変形例では、筒内温度が温度センサ（図示せず）で計測され、その計測された筒内温度に基づいて、筒内圧が算出される。本変形例では、断熱圧縮と仮定して、筒内温度から筒内圧が算出される。

図１９は、本変形例の制御方法を示すフローチャートである。図１９において、図１８と異なる点は、ステップＳ６０４ａと６０６ａのみである。図１８のステップＳ５０４では、筒内圧Ｐｉｖｃが筒内圧センサ１５により計測されたのに対し、図１９のステップＳ６０４ａでは、筒内温度Ｔが温度センサで計測され、その筒内温度Ｔと状態方程式（Ｐ＝ＧＲＴ／Ｖ）から筒内圧Ｐｉｖｃが算出される。また、図１８のステップＳ５０６では、筒内圧Ｐｔｄｃが筒内圧センサ１５により計測されたのに対し、図１９のステップＳ６０６ａでは、筒内温度Ｔが温度センサで計測され、その筒内温度Ｔと状態方程式（Ｐ＝ＧＲＴ／Ｖ）から筒内圧Ｐｔｄｃが算出される。ステップＳ６０４ａ、Ｓ６０６ａにて算出された筒内圧Ｐｉｖｃ、Ｐｔｄｃは、上記第５実施形態と同様に、実圧縮比ε_rの算出に使用される（ステップＳ５０９）。

上記状態方程式において、質量（Ｇ）は、エアフローメータ２３により計測される。この質量（Ｇ）を直接計測する方法に代えて、吸気圧センサ２６により計測された吸気管２の圧力から、状態方程式より質量（Ｇ）が算出されることができる。又は、筒内圧センサ１５により計測された吸気下死点の筒内圧＝吸気管２の圧力であるとして、状態方程式より質量（Ｇ）が算出されることができる。
また、容積（Ｖ）は、クランクポジションセンサ６１により検出されたクランク角θにより算出されることができる。

本変形例によれば、上記第５実施形態と同様の効果を奏することができる。本変形例では、断熱圧縮と仮定して、筒内温度から筒内圧を算出するため、筒内圧を計測する必要はない。

次に、図２０を参照して、第６実施形態について説明する。第６実施形態において、上記実施形態と共通する部分についての説明は省略する。

図２０において、ステップＳ７０１〜Ｓ７０９は、それぞれ図１８のステップＳ５０１〜Ｓ５０９と共通であるため、その説明を省略する。

［ステップＳ７１０］
ステップＳ７１０では、エンジンＥＣＵ６により、圧縮漏れの状態が検出される。エンジンＥＣＵ６は、ステップＳ７０８で算出された圧縮比ε_oと、ステップＳ７０９で算出された圧縮比ε_rとに基づいて、両者の差が大きいほど、熱伝達量Ｑないしは圧縮漏れが大きいとして、熱伝達ないしは圧縮漏れの状態を検出する。ここで、「熱伝達ないしは圧縮漏れ」とされるのは、上記第５実施形態で述べた理由からである。ステップＳ７１０の次には、ステップＳ７１１が行われる。

［ステップＳ７１１］
ステップＳ７１１では、エンジンＥＣＵ６により、上記ステップＳ７１０にて検出された熱伝達ないしは圧縮漏れの状態を示す検出値が、予め設定された基準値よりも大きいか否かが判定される。ステップＳ７１１の判定の結果、熱伝達ないしは圧縮漏れの状態を示す検出値が基準値よりも大きい場合には、ステップＳ７１２が行われ、そうでない場合には、本制御フローは終了する。

［ステップＳ７１２］
ステップＳ７１２では、エンジンＥＣＵ６により出力トルクを増大させる制御が行われる。ここで、ステップＳ７１２の制御（出力トルクを増大させるための制御）には、以下の五つの方法が考えられる。

それらの五つの方法は、いずれも内燃機関１の運転に関するパラメータであり、ステップＳ７１２では、それぞれ一つの方法のみが行われてもよいし、複数の方法が組み合わされて行われてもよい。更に、以下の五つのパラメータのうちの少なくとも一つは、上記第１実施形態で述べた内燃機関１の運転に関するパラメータである、点火時期の補正とともに行われることができる。

（１）燃料噴射量の制御
図１３に示すように、Ａ／Ｆ（空気量／燃料噴射量）は、所定値よりも小さくても大きくても、出力トルクが低下する傾向にある。この傾向に従って、ステップＳ７１２では、エンジンＥＣＵ６により、出力トルクを上昇させるＡ／Ｆとなるように、燃料噴射量が調整される。

（２）空気量の制御
上記（１）で述べたＡ／Ｆ（空気量／燃料噴射量）は、電子制御式スロットルの開度を制御し、吸入空気量を調整することによっても制御されることができる。即ち、ステップＳ７１２では、エンジンＥＣＵ６により、出力トルクを上昇させるＡ／Ｆとなるように、空気量が調整される。

（３）吸気温度の制御
図１４に示すように、吸気温度が高いほど、出力トルクが増大し、吸気温度が低いほど、出力トルクが低下する傾向にある。この傾向に従って、ステップＳ７１２では、出力トルクを上昇させるように、吸気温度を上昇させる制御が行われる。即ち、エンジンＥＣＵ６により、バルブ１６，１７のオーバーラップが大きくなるように、吸気バルブ１６が開とされるタイミングが遅くされることで、吸気温度を上昇させるための制御が行われる。

（４）残留ガスの制御
図１５に示すように、残留ガス量が少ないほど、出力トルクが増大し、残留ガス量が多いほど、出力トルクが低下する傾向にある。この傾向に従って、ステップＳ７１２では、出力トルクを上昇させるように、残留ガスを低減させる制御が行われる。即ち、エンジンＥＣＵ６により、バルブ１６，１７のオーバーラップが小さくなるように制御され、また、吸気系へ再循環させる外部ＲＧＲ量又は内部ＥＧＲ量を少なくすることで、残留ガスを低減させるための制御が行われる。

（５）吸気の乱れの制御
図１６に示すように、吸気（空気又は混合気）の乱れが大きいほど、出力トルクが上昇し、吸気の乱れが小さいほど、出力トルクが低下する傾向にある。この傾向に従って、ステップＳ７１２では、エンジンＥＣＵ６により、出力トルクを上昇させるように、ＳＣＶ（スワールコントロールバルブ）、ＴＣＶ（タンブルコントロールバルブ）を閉じ、バルブリフト量を小さくすることで、吸気の乱れを増大させるための制御が行われる。

以上説明した、第６実施形態によれば、実圧縮比に応じて、内燃機関１の運転に関するパラメータとしての、燃料噴射量、空気量（スロットル開度）、バルブタイミング、吸気温度、残留ガス量、吸気の乱れ、及び点火時期の少なくともいずれか一つを制御するので、出力トルクの低下を抑制することができる。第６実施形態は、各気筒毎に行われることが可能である。

本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態の制御内容を示すフローチャートである。 本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態の制御内容を説明するためのクランク角θと筒内圧との関係を示す説明図である。 本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態の制御内容を説明するためのエンジン回転数と負荷毎に計測された点火時期を示す説明図である。 本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態の制御内容を説明するためのエンジン回転数と負荷毎に計測された筒内圧を示す説明図である。 本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態の制御内容を説明するためのエンジン回転数と負荷毎に計測された点火時期を示す説明図である。 本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態の制御内容を説明するための熱伝達量に応じて計測された点火時期補正量を示す説明図である。 本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態の制御内容を説明するためのエンジン回転数と負荷毎に求められた点火時期補正量を示す説明図である。 本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態の制御内容を説明するためのエンジン回転数と負荷毎に求められた基本点火時期を示す説明図である。 本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態が適用される内燃機関を示す概略構成図である。 本発明の内燃機関の制御装置の第１実施形態の変形例の制御内容を示すフローチャートである。 本発明の内燃機関の制御装置の第２実施形態の制御内容を示すフローチャートである。 本発明の内燃機関の制御装置の第３実施形態の制御内容を示すフローチャートである。 Ａ／Ｆとトルク（燃焼速度）との関係を示すグラフである。 吸気温度とトルク（燃焼速度）との関係を示すグラフである。 残留ガス量とトルク（燃焼速度）との関係を示すグラフである。 吸気の乱れとトルク（燃焼速度）との関係を示すグラフである。 本発明の内燃機関の制御装置の第４実施形態の制御内容を示すフローチャートである。 本発明の内燃機関の制御装置の第５実施形態の制御内容を示すフローチャートである。 本発明の内燃機関の制御装置の第５実施形態の変形例の制御内容を示すフローチャートである。 本発明の内燃機関の制御装置の第６実施形態の制御内容を示すフローチャートである。

符号の説明

１ 内燃機関
２ 吸気管
３ 排気管
６ エンジンＥＣＵ
１０ シリンダ
１１ ピストン
１４ 燃焼室
１５ 筒内圧センサ
１６ 吸気バルブ
１７ 排気バルブ
２０ サージタンク
２３ エアフローメータ
２４ スロットル弁
２５ スロットル開度センサ
２６ 吸気圧センサ
２７ インジェクタ
６１ クランクポジションセンサ

Claims (10)

1. 内燃機関の筒内のガスの外部への放熱量を求め、前記放熱量に基づいて、前記内燃機関のパラメータを制御する
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
2. 請求項１記載の内燃機関の制御装置において、
   前記放熱量は、断熱圧縮と仮定したときの所定の区間における仕事と前記所定の区間における実測された実仕事とに基づいて、又は、熱流速と筒内表面積とに基づいて、又は、Ｗｏｓｃｈｉｎｉの熱伝達率モデル式から、求められる
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
3. 請求項１記載の内燃機関の制御装置において、
   前記放熱量は、筒内容積が異なる第１時点及び第２時点のそれぞれの筒内圧に基づいて求められる実圧縮比と、前記第１時点及び第２時点のそれぞれの筒内容積に基づいて求められる圧縮比との偏差に基づいて、求められる
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
4. 内燃機関の運転中の筒内の状態を示すデータに基づいて、筒内の実圧縮比を求め、前記実圧縮比に基づいて、前記内燃機関のパラメータを制御する
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
5. 請求項４記載の内燃機関の制御装置において、
   前記求められた実圧縮比には、前記筒内のガスの外部への放熱の影響が反映されている
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
6. 請求項４または５に記載の内燃機関の制御装置において、
   前記実圧縮比は、前記筒内の状態を示すデータとして、筒内容積が異なる第１時点及び第２時点のそれぞれの筒内圧に基づいて、求められる
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
7. 請求項１から６のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置において、
   前記内燃機関の各気筒毎の前記放熱量又は前記実圧縮比が求められ、前記求められた放熱量又は前記実圧縮比に基づいて、各気筒毎のパラメータを制御する
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
8. 請求項１から７のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置において、
   前記筒内が閉じた系である期間における前記放熱量又は前記実圧縮比が求められる
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
9. 請求項１から８のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置において、
   フューエルカット状態である期間における前記放熱量又は前記実圧縮比が求められる
   ことを特徴とする内燃機関の制御装置。
10. 請求項１から９のいずれか１項に記載の内燃機関の制御装置において、
    前記制御されるパラメータは、点火時期、燃料噴射量、バルブタイミング、ＥＧＲ量、ガス乱れ量、吸入空気量、吸気温度、及び冷却水温のうちの少なくともいずれか一つである
    ことを特徴とする内燃機関の制御装置。

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