JP3085220B2 - Air-fuel ratio control method for internal combustion engine - Google Patents
Air-fuel ratio control method for internal combustion engineInfo
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- Electrical Control Of Air Or Fuel Supplied To Internal-Combustion Engine (AREA)
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Description
【0001】[0001]
【発明の属する技術分野】本発明は内燃機関の空燃比制
御方法に関する。The present invention relates to an air-fuel ratio control method for an internal combustion engine.
【0002】[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)。2. Description of the Related Art Crankshaft is 30 ° after compression top dead center
The first angular velocity of the crankshaft during this period is determined from the time required to rotate from 60 ° to 60 °, and the first angular velocity of the crankshaft during this period is determined from the time required for the crankshaft to rotate from 90 ° to 120 ° after compression top dead center. 2. Description of the Related Art An internal combustion engine is known in which an angular velocity of 2 is obtained, a torque generated by a cylinder is obtained from a square of a first angular velocity and a square of a second angular velocity, and a torque fluctuation is calculated from a fluctuation of the generated torque. It is. (See Japanese Patent Publication No. 7-33809).
【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。That is, when combustion is performed in each cylinder, the angular velocity of the crankshaft is increased from the first angular velocity ωa to the second angular velocity ωb by the combustion pressure. At this time, assuming that the rotational inertia moment of the engine is I, the kinetic energy is changed from (1/2) · Iωa 2 to (1 /
2) It is raised to Iωb 2 . Roughly speaking, the amount of increase in kinetic energy (1/2) · I · (ωb 2 −ω
a 2 ), the generated torque is (ω
b 2 −ωa 2 ). Therefore, the generated torque is obtained from the difference between the square of the first angular velocity ωa and the square of the second angular velocity ωb. Therefore, in the above-described internal combustion engine, the amount of torque fluctuation is calculated from the generated torque thus obtained. I am trying to do it.
【0004】ところでこのようにトルク変動量を算出す
ることができるとこのトルク変動量に基づいて空燃比を
リーン限界に制御することができる。即ち、空燃比がリ
ーン限界よりもリッチ側のときにはトルク変動量は小さ
く、空燃比がリーン限界よりもリーン側になるとトルク
変動量が大きくなるのでトルク変動量が予め定められた
範囲となるようにトルク変動量に基づき空燃比を補正す
れば空燃比をリーン限界に制御することができる。When the amount of torque fluctuation can be calculated in this way, the air-fuel ratio can be controlled to the lean limit based on the amount of torque fluctuation. That is, when the air-fuel ratio is on the rich side of the lean limit, the torque variation is small, and when the air-fuel ratio is on the lean side of the lean limit, the torque variation increases, so that the torque variation falls within a predetermined range. If the air-fuel ratio is corrected based on the torque fluctuation amount, the air-fuel ratio can be controlled to the lean limit.
【0005】そこで機関負荷および機関回転数に応じた
目標トルク変動量を予め設定しておき、各気筒に燃焼圧
センサを取付けてこれら燃焼圧センサの出力信号に基づ
きトルク変動量を算出し、この算出されたトルク変動量
が目標トルク変動量となるように空燃比を補正するよう
にした内燃機関が公知である(特開平5−1614号公
報参照)。この内燃機関では機関負荷および機関回転数
に加えて変速機のシフト位置によっても目標トルク変動
量を変えており、シフト位置がロー位置、セカンド位
置、サード位置、トップ位置の順で次第に目標トルク変
動量が大きくなるように目標トルク変動量を定めてい
る。Therefore, a target torque fluctuation amount according to the engine load and the engine speed is set in advance, a combustion pressure sensor is attached to each cylinder, and the torque fluctuation amount is calculated based on an output signal of the combustion pressure sensor. There is known an internal combustion engine in which the air-fuel ratio is corrected so that the calculated torque fluctuation amount becomes the target torque fluctuation amount (see Japanese Patent Application Laid-Open No. H5-1614). In this internal combustion engine, the target torque fluctuation is changed not only by the engine load and the engine speed but also by the shift position of the transmission. The target torque fluctuation amount is determined so that the amount increases.
【0006】[0006]
【発明が解決しようとする課題】ところで機関の運転が
開始されると機関の駆動系は駆動系の構造により定まる
固有の振動数でもって振動する捩り振動を発生し、この
駆動系の捩り振動によってクランクシャフトに捩り振動
が発生せしめられる。また、駆動輪にアンバランスが存
在すると駆動輪は回転振動を生じ、この回転振動によっ
てもクランクシャフトに捩り振動が発生せしめられる。
この場合、駆動系の固有振動数と駆動輪の回転一次振動
数とが一致するとクランクシャフトに発生せしめられる
捩り振動が増勢され、更にこのとき車両が揺れ始める。When the operation of the engine is started, the drive system of the engine generates torsional vibration which vibrates at a specific frequency determined by the structure of the drive system. Torsional vibration is generated in the crankshaft. Further, if there is an imbalance in the drive wheels, the drive wheels generate rotational vibrations, and the rotational vibrations also generate torsional vibrations on the crankshaft.
In this case, when the natural frequency of the drive system matches the primary rotational frequency of the drive wheels, torsional vibration generated on the crankshaft is increased, and at this time, the vehicle starts to shake.
【0007】ところがクランクシャフトの角速度に基づ
いてトルク変動量を算出するようにした場合には、上述
の如くクランクシャフトに発生せしめられる捩り振動が
増勢されると実際のトルク変動量は小さいにもかかわら
ずに計算上のトルク変動量が大きくなる。このとき、算
出されたトルク変動量が目標トルク変動量となるように
空燃比を制御しているとトルク変動量を小さくすべく空
燃比がリッチ側に制御される。しかしながらこのように
空燃比がリッチ側に制御されてもクランクシャフトの捩
り振動はおさまらない。従って駆動系の固有振動数と駆
動輪の回転一次振動数とが一致する運転状態が継続する
と空燃比がリッチ側に制御され続けるために空燃比が最
適な空燃比に対してリッチ側に大巾にずれてしまうとい
う問題を生ずる。However, when the amount of torque fluctuation is calculated based on the angular velocity of the crankshaft, if the torsional vibration generated on the crankshaft is increased as described above, the actual amount of torque fluctuation is small. Therefore, the calculated torque fluctuation increases. At this time, if the air-fuel ratio is controlled so that the calculated amount of torque fluctuation becomes the target amount of torque fluctuation, the air-fuel ratio is controlled to the rich side in order to reduce the amount of torque fluctuation. However, even when the air-fuel ratio is controlled to the rich side, the torsional vibration of the crankshaft does not stop. Therefore, if the driving state in which the natural frequency of the drive system and the primary frequency of rotation of the drive wheels match continues, the air-fuel ratio is continuously controlled to the rich side. A problem arises.
【0008】[0008]
【課題を解決するための手段】上記問題点を解決するた
めに本発明によれば、第1の気筒と第1の気筒の次に燃
焼が行われる第2の気筒とを具備した多気筒内燃機関の
空燃比制御方法において、各気筒に対し圧縮行程末期か
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すると共に第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て第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
気筒および第2の気筒について夫々先の燃焼時における
第1の角速度と次の燃焼時における第1の角速度との変
化量を求めると共に、これら変化量と第1の気筒の先の
燃焼時における第2の角速度とに基づいて第1の気筒の
出力が変動しないと仮定したときの第1の気筒の次の燃
焼時における仮想の第2の角速度を求め、第1の気筒の
次の燃焼時における実際の第2の角速度と仮想の第2の
角速度に基づいて第1の気筒の出力変動を検出し、機関
駆動系の固有振動数と駆動輪の回転一次振動数とが一致
する運転状態のときには出力変動に基づく空燃比の補正
を禁止するようにしている。即ち、空燃比が最適な空燃
比に対してリッチ側に大巾にずれる危険性があるときに
は空燃比の補正が禁止される。According to the present invention, in order to solve the above-mentioned problems, a first cylinder and a fuel cylinder are provided after the first cylinder.
A multi-cylinder internal combustion engine comprising:
In the air-fuel ratio control method, is the end of the compression stroke for each cylinder
The first clutch is within the crank angle range from
And the first crank angle range.
Mid-explosion stroke at a certain crank angle
The second crank angle range is set within the angle range to set the first crank angle range.
The first of the crankshaft within the crank angle range
Angular velocity is detected and within the second crank angle range.
Detecting a second angular velocity of the crankshaft,
For the cylinder and the second cylinder,
Change between the first angular velocity and the first angular velocity during the next combustion
Along with the amount of change and the amount of change
The first cylinder based on the second angular velocity during combustion;
Assuming that the output does not fluctuate, the next fuel of the first cylinder
A virtual second angular velocity at the time of burning is obtained, and the first cylinder
The actual second angular velocity and the virtual second
The output fluctuation of the first cylinder is detected based on the angular velocity, and when the natural frequency of the engine drive system and the primary rotation frequency of the drive wheel are in the operating state, the correction of the air-fuel ratio based on the output fluctuation is prohibited. I have to. That is, when there is a risk that the air-fuel ratio is greatly shifted to the rich side from the optimum air-fuel ratio, the correction of the air-fuel ratio is prohibited.
【0009】[0009]
【発明の実施の形態】図1を参照すると、1は1番気筒
#1、2番気筒#2、3番気筒#3、4番気筒#4から
なる4つの気筒を具備した機関本体を示す。各気筒#
1,#2,#3,#4は夫々対応する吸気枝管2を介し
てサージタンク3に連結され、各吸気枝管2内には夫々
対応する吸気ポート内に向って燃料を噴射する燃料噴射
弁4が取付けられる。サージタンク3は吸気ダクト5お
よびエアフローメータ6を介してエアクリーナ7に連結
され、吸気ダクト5内にはスロットル弁8が配置され
る。一方、各気筒#1,#2,#3,#4は排気マニホ
ルド9および排気管10を介してNOx 吸収剤11を内
蔵したケーシング12に連結される。このNOx 吸収剤
11は空燃比がリーンのときに排気ガス中に含まれるN
Ox 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。DETAILED DESCRIPTION OF THE PREFERRED EMBODIMENTS Referring to FIG. 1, reference numeral 1 denotes an engine main body having four cylinders including a first cylinder # 1, a second cylinder # 2, a third cylinder # 3, and a fourth cylinder # 4. . Each cylinder #
1, # 2, # 3, and # 4 are connected to the surge tank 3 via the corresponding intake branch pipes 2, and each fuel branch pipe 2 has a fuel that injects fuel toward the corresponding intake port. The injection valve 4 is attached. The surge tank 3 is connected to an air cleaner 7 via an intake duct 5 and an air flow meter 6, and a throttle valve 8 is arranged in the intake duct 5. On the other hand, the cylinders # 1, # 2, # 3, # 4 is connected to the casing 12 with a built-in the NO x absorbent 11 via an exhaust manifold 9 and an exhaust pipe 10. This NO x absorbent 11 contains N contained in exhaust gas when the air-fuel ratio is lean.
It has a function of absorbing O x and releasing and reducing the absorbed NO x when the air-fuel ratio becomes stoichiometric or rich.
【0010】電子制御ユニット20はディジタルコンピ
ュータからなり、双方向性バス21によって相互に接続
されたROM(リードオンリメモリ)22、RAM(ラ
ンダムアクセスメモリ)23、CPU(マイクロプロセ
ッサ)24、常時電源に接続されたバックアップRAM
25、入力ポート26および出力ポート27を具備す
る。機関の出力軸13には外歯付ロータ14が取付けら
れ、ロータ14の外歯に対面して電磁ピックアップから
なるクランク角センサ15が配置される。図1に示され
る実施例ではロータ14の外周上に30°クランク角度
毎に外歯が形成されており、例えば1番気筒の圧縮上死
点を検出するために一部の外歯が削除されている。従っ
てこの外歯が削除された部分、即ち欠歯部分を除いてク
ランク角センサ15は出力軸13が30°クランク角度
回転する毎に出力パルスを発生し、この出力パルスが入
力ポート26に入力される。The electronic control unit 20 is composed of a digital computer, and is connected to a ROM (Read Only Memory) 22, a RAM (Random Access Memory) 23, a CPU (Microprocessor) 24, and a power supply connected to each other by a bidirectional bus 21. Backup RAM connected
25, an input port 26 and an output port 27. A rotor 14 with external teeth is attached to the output shaft 13 of the engine, and a crank angle sensor 15 composed of an electromagnetic pickup is arranged facing the external teeth of the rotor 14. In the embodiment shown in FIG. 1, external teeth are formed on the outer periphery of the rotor 14 at every 30 ° crank angle. For example, some external teeth are deleted in order to detect the compression top dead center of the first cylinder. ing. Therefore, the crank angle sensor 15 generates an output pulse every time the output shaft 13 rotates by 30 ° crank angle except for the portion where the external teeth are deleted, that is, the missing tooth portion, and the output pulse is input to the input port 26. You.
【0011】エアフローメータ6は吸入空気量に比例し
た出力電圧を発生し、この出力電圧が対応するAD変換
器28を介して入力ポート26に入力される。また、ス
ロットル弁8にはスロットル弁8がアイドリング開度に
あることを検出するためのアイドルスイッチ16が取付
けられ、このアイドルスイッチ16の出力信号が入力ポ
ート26に入力される。また、排気マニホルド9内には
空燃比を検出するための空燃比センサ(O2 センサ)1
7が配置されており、この空燃比センサ17の出力信号
が対応するAD変換器28を介して入力ポート26に入
力される。更に、機関本体1には変速機18が取付けら
れ、変速機18の出力軸18aは各駆動輪19に連結さ
れる。変速機18には車速に比例した出力パルスを発生
する車速センサ29が取付けられ、車速センサ29の出
力パルスが入力ポート26に入力される。一方、出力ポ
ート27は対応する駆動回路30を介して各燃料噴射弁
4に接続される。The air flow meter 6 generates an output voltage proportional to the amount of intake air, and this output voltage is input to an input port 26 via a corresponding AD converter 28. An idle switch 16 for detecting that the throttle valve 8 is at an idling opening is attached to the throttle valve 8, and an output signal of the idle switch 16 is input to an input port 26. An air-fuel ratio sensor (O 2 sensor) 1 for detecting the air-fuel ratio is provided in the exhaust manifold 9.
The output signal of the air-fuel ratio sensor 17 is input to the input port 26 via the corresponding AD converter 28. Further, a transmission 18 is mounted on the engine body 1, and an output shaft 18 a of the transmission 18 is connected to each drive wheel 19. A vehicle speed sensor 29 that generates an output pulse proportional to the vehicle speed is attached to the transmission 18, and the output pulse of the vehicle speed sensor 29 is input to an input port 26. On the other hand, the output port 27 is connected to each fuel injection valve 4 via the corresponding drive circuit 30.
【0012】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。In the internal combustion engine shown in FIG. 1, the fuel injection time TA
U is calculated based on the following equation. TAU = TP ・ FLEAN ・ FLLFB ・ FAF + TA
UV Here, TP indicates a basic fuel injection time, FLEAN indicates a lean correction coefficient, FLLFB indicates a lean limit feedback correction coefficient, FAF indicates a stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient, and TAUV indicates an invalid injection time.
【0013】基本燃料噴射時間TPは空燃比を理論空燃
比とするのに必要な噴射時間を示している。この基本燃
料噴射時間TPは実験により求められ、この基本燃料噴
射時間TPは機関負荷Q/N(吸入空気量Q/機関回転
数N)および機関回転数Nの関数として図2に示すマッ
プの形で予めROM22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
機関負荷Q/Nおよび機関回転数Nの関数として図4に
示すマップの形で予めROM22内に記憶されている。The basic fuel injection time TP indicates the injection time required for setting the air-fuel ratio to the stoichiometric air-fuel ratio. The basic fuel injection time TP is obtained by an experiment. The basic fuel injection time TP is a function of the engine load Q / N (intake air amount Q / engine speed N) and the engine speed N in the form of the map shown in FIG. Is stored in the ROM 22 in advance. The lean correction coefficient FLEAN is a correction coefficient for setting the air-fuel ratio to the target lean air-fuel ratio. The lean correction coefficient FLEAN is previously stored in the ROM 22 as a function of the engine load Q / N and the engine speed N in the form of a map shown in FIG. Is stored within.
【0014】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吸入空気量Qと機関
回転数Nに対してリーン空燃比フィードバック制御に対
する学習領域が図5に示されるように例えば9つの領域
で分けられており、各学習領域に対して夫々リーンリミ
ットフィードバック補正係数FLLFB11〜FLLFB
33が設定されている。Lean limit feedback correction coefficient F
LLFB is a correction coefficient for maintaining the air-fuel ratio at the lean limit. In the embodiment according to the present invention, a learning region for the lean air-fuel ratio feedback control is divided into, for example, nine regions with respect to the intake air amount Q and the engine speed N as shown in FIG. Lean limit feedback correction coefficients FLLFFB 11 to FLLFB, respectively
33 is set.
【0015】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。The stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient FAF
Is a coefficient for maintaining the air-fuel ratio at the stoichiometric air-fuel ratio. The stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient FAF is controlled based on the output signal of the air-fuel ratio sensor 17 when the air-fuel ratio is to be maintained at the stoichiometric air-fuel ratio. Move up and down.
【0016】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。As shown in FIG. 4, a lean correction coefficient FLEAN is determined in accordance with the operating state of the engine in an operating region surrounded by a broken line, and in this operating region, the air-fuel ratio becomes equal to the target lean air-fuel ratio. Will be maintained. On the other hand, the air-fuel ratio is maintained at the stoichiometric air-fuel ratio in the operation region outside the region surrounded by the broken line in FIG. When the air-fuel ratio should be maintained at the stoichiometric air-fuel ratio, the lean correction coefficient FLEAN and the lean limit feedback correction coefficient FLLFB are fixed to 1.0, and the stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient FAF is controlled based on the output signal of the air-fuel ratio sensor 17. You.
【0017】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。On the other hand, when the air-fuel ratio should be maintained at the target lean air-fuel ratio, the stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient FAF
Is fixed at 1.0, that is, the feedback control based on the output signal of the air-fuel ratio sensor 17 is stopped, and the air-fuel ratio is controlled to the target lean air-fuel ratio by the lean correction coefficient FLEAN and the lean limit feedback correction coefficient FLLFB.
【0018】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。Next, the lean limit feedback control will be described with reference to FIG. Figure 3 shows the relationship between the engine output torque variation amount and NO x generation amount and the air-fuel ratio. Fuel consumption rate as the air-fuel ratio is lean becomes small, and the generation amount of the more NO x air-fuel ratio becomes lean is reduced. Therefore, from these points, it is preferable that the air-fuel ratio be as lean as possible. However, when the air-fuel ratio becomes lean to a certain degree or more, combustion becomes unstable, and as a result, the amount of torque fluctuation increases as shown in FIG. Therefore, in the embodiment according to the present invention, as shown in FIG. 3, the air-fuel ratio is maintained within the air-fuel ratio control region where the torque fluctuation starts to increase.
【0019】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。That is, specifically, the lean correction coefficient FLE
AN is the lean limit feedback correction coefficient FLLF
When B is set to FLLFFB = 1.0, the air-fuel ratio is determined to be at the center of the air-fuel ratio control region shown in FIG. On the other hand, the lean limit feedback correction coefficient F
LLFB is controlled in the torque fluctuation control region shown in FIG. 3 in accordance with the torque fluctuation amount, and when the torque fluctuation amount increases, the lean limit feedback correction coefficient FLL
When FB is increased, that is, the air-fuel ratio is reduced, and the torque fluctuation amount is reduced, the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is decreased, that is, the air-fuel ratio is increased. Thus, the air-fuel ratio is controlled within the air-fuel ratio control region shown in FIG.
【0020】なお、リーンリミットフィードバック補正
係数FLLFBはリーン補正係数FLEANが定められ
ている機関運転領域をカバーするように設定されてい
る。トルク変動量が図3に示されるトルク変動制御領域
内に制御されると良好な車両の運転性を確保しつつ燃料
消費率および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
ればならない。Note that the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is set so as to cover the engine operating region in which the lean correction coefficient FLEAN is determined. Can amount of torque fluctuation is reduced by a large margin the generation amount of the fuel consumption rate and NO x while ensuring the operation of the good vehicle when it is controlled to within the torque fluctuation control region shown in FIG. However, in order to control the amount of torque fluctuation within the torque fluctuation control region, the amount of torque fluctuation must be detected.
【0021】ところでトルク変動量を算出する方法は従
来より種々の方法が提案されている。代表的な例を挙げ
ると冒頭で述べたように燃焼室内に燃焼圧センサを取付
けてこの燃焼圧センサの出力信号に基づきトルク変動量
を算出する方法や、或いは第1の角速度ωaの2乗と第
2の角速度ωbの2乗との差に基づいてトルク変動量を
算出する方法が挙げられる。Various methods have been proposed for calculating the amount of torque fluctuation. As a typical example, as described at the beginning, a method of mounting a combustion pressure sensor in the combustion chamber and calculating the amount of torque fluctuation based on the output signal of the combustion pressure sensor, or the square of the first angular velocity ωa A method of calculating the amount of torque fluctuation based on the difference between the second angular velocity ωb and the square is given.
【0022】燃焼圧センサを用いると燃焼圧センサを取
付けた気筒が発生するトルクを確実に検出することがで
きるという利点がある反面、燃焼圧センサが必要である
という欠点を有している。これに対して角速度ωa,ω
bは従来より内燃機関が備えているクランク角センサの
出力信号から算出することができるので角速度ωa,ω
bに基づき出力トルクを算出するようにした場合には新
たなセンサを設ける必要がないという利点がある。ただ
し、この場合機関駆動系が捩り振動を生ずるとトルク変
動量を正確に検出できなくなるという問題を有してい
る。しかしながらこの問題を解決しさえすれば新たなセ
ンサを必要としない角速度に基づくトルク算出方法の方
が好ましいことは明らかである。そこで本発明では発生
トルクを角速度に基づき算出するようにし、その際機関
駆動系が捩り振動を生じたとしてもトルク変動量を正確
に検出しうるようにしている。The use of a combustion pressure sensor has the advantage that the torque generated by the cylinder to which the combustion pressure sensor is attached can be reliably detected, but has the disadvantage of requiring a combustion pressure sensor. On the other hand, the angular velocities ωa, ω
b can be calculated from the output signal of the crank angle sensor provided in the internal combustion engine, so that the angular velocities ωa, ω
When the output torque is calculated based on b, there is an advantage that it is not necessary to provide a new sensor. However, in this case, if the engine drive system generates torsional vibration, there is a problem that the amount of torque fluctuation cannot be accurately detected. However, it is clear that a torque calculation method based on angular velocity that does not require a new sensor is preferable as long as this problem is solved. Therefore, in the present invention, the generated torque is calculated based on the angular velocity, and at this time, even if the engine drive system generates torsional vibration, the amount of torque fluctuation can be accurately detected.
【0023】次に機関の出力変動およびトルク変動を算
出するために本発明において採用されている新たな方法
について説明する。まず初めに、機関駆動系が捩り振動
を生じていない定常運転時を示す図6(A),(B)を
参照しつつ各気筒が発生する駆動力および各気筒が発生
するトルクを算出する方法について説明する。前述した
ようにクランク角センサ15はクランクシャフトが30
°クランク角度回転する毎に出力パルスを発生し、更に
クランク角センサ15は各気筒#1,#2,#3,#4
の圧縮上死点TDCにおいて出力パルスを発生するよう
に配置されている。従ってクランク角センサ15は各気
筒#1,#2,#3,#4の圧縮上死点TDCから30
°クランク角毎に出力パルスを発生することになる。な
お、本発明において用いられている内燃機関の点火順序
は1−3−4−2である。Next, a description will be given of a new method employed in the present invention for calculating engine output fluctuations and torque fluctuations. First, a method of calculating the driving force generated by each cylinder and the torque generated by each cylinder with reference to FIGS. 6A and 6B showing a steady operation in which the engine drive system does not generate torsional vibration. Will be described. As described above, the crank angle sensor 15 has a crankshaft of 30.
Each time the crank angle rotates, an output pulse is generated, and the crank angle sensor 15 further detects the cylinders # 1, # 2, # 3, # 4
Are arranged so as to generate an output pulse at the compression top dead center TDC. Therefore, the crank angle sensor 15 calculates a value of 30 from the compression top dead center TDC of each cylinder # 1, # 2, # 3, # 4.
° An output pulse will be generated for each crank angle. The ignition sequence of the internal combustion engine used in the present invention is 1-3-4-2.
【0024】図6(A),(B)において縦軸T30は
クランク角センサ15が出力パルスを発生してから次の
出力パルスを発生するまでの30°クランク角度の経過
時間を表わしている。また、Ta(i)はi番気筒の圧
縮上死点(以下TDCと称す)から圧縮上死点後(以下
ATDCと称す)30°までの経過時間を示しており、
Tb(i)はi番気筒のATDC60°からATDC9
0°までの経過時間を示している。従って例えばTa
(1)は1番気筒のTDCからATDC30°までの経
過時間を示しており、Tb(1)は1番気筒のATDC
60°からATDC90°までの経過時間を示している
ことになる。一方、30°クランク角度を経過時間T3
0で除算するとこの除算結果は角速度ωを表わしてい
る。本発明による実施例では30°クランク角度/Ta
(i)をi番気筒における第1の角速度ωaと称し、3
0°クランク角度/Tb(i)をi番気筒における第2
の角速度ωbと称する。従って30°クランク角度/T
a(1)は1番気筒の第1の角速度ωaを表わし、30
°クランク角度/Tb(1)は1番気筒の第2の角速度
ωbを表わすことになる。6 (A) and 6 (B), the vertical axis T30 represents the elapsed time of the 30 ° crank angle from when the crank angle sensor 15 generates an output pulse to when the next output pulse is generated. Further, Ta (i) indicates the elapsed time from the compression top dead center (hereinafter, referred to as TDC) of the i-th cylinder to 30 ° after the compression top dead center (hereinafter, referred to as ATDC),
Tb (i) is from ATDC60 ° of the i-th cylinder to ATDC9
The elapsed time up to 0 ° is shown. Therefore, for example, Ta
(1) indicates the elapsed time from TDC of the first cylinder to 30 ° ATDC, and Tb (1) indicates the ATDC of the first cylinder.
This indicates the elapsed time from 60 ° to ATDC 90 °. On the other hand, the 30 ° crank angle is changed to the elapsed time T3.
When divided by 0, the result of the division represents the angular velocity ω. In the embodiment according to the present invention, 30 ° crank angle / Ta
(I) is referred to as a first angular velocity ωa in the i-th cylinder, and 3
0 ° crank angle / Tb (i) is set to the second
Is referred to as the angular velocity ωb. Therefore, 30 ° crank angle / T
a (1) represents the first angular velocity ωa of the first cylinder,
° Crank angle / Tb (1) represents the second angular velocity ωb of the first cylinder.
【0025】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。Looking at the first cylinder in FIGS. 6A and 6B, when the combustion starts and the combustion pressure increases, the elapsed time decreases from Ta (1) to Tb (1), and then. Tb
It rises again from (1). In other words, the angular velocity ω of the crankshaft is changed from the first angular velocity ωa to the second angular velocity ωb
And then fall again from the second angular velocity ωb. That is, the angular velocity ω of the crankshaft is determined by the combustion pressure.
Has been increased from the first angular velocity ωa to the second angular velocity ωb. FIG. 6A shows a case where the combustion pressure is relatively high, and FIG. 6B shows a case where the combustion pressure is relatively low. 6A and 6B, when the combustion pressure is high, the amount of decrease in the elapsed time (Ta (i) -Tb (i)) is larger than when the combustion pressure is low, and therefore, the angular velocity ω increases. The large amount (ωb−ωa) increases. When the combustion pressure increases, the driving force generated by the cylinder increases. Therefore, when the increase amount (ωb−ωa) of the angular velocity ω increases, the driving force generated by the cylinder increases. Therefore the first
(Ωb−ωa) between the second angular velocity ωb and the second angular velocity ωa
, The driving force generated by the cylinder can be calculated.
【0026】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。On the other hand, assuming that the rotational inertia moment of the engine is I, the kinetic energy is (1/2) Iωa 2 due to the combustion pressure.
From () Iωb 2 . Increased amount of kinetic energy (1/2) · I · (ωb 2 -ωa 2)
It is capable of calculating the square and the torque generated by the cylinder from the difference (ωb 2 -ωa 2) of the square of the second angular velocity [omega] b for represents the torque that cylinder will occur, thus the first angular velocity ωa Become.
【0027】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。As described above, if the first angular velocity ωa and the second angular velocity ωb are detected, the driving force generated by the corresponding cylinder and the torque generated by the corresponding cylinder can be calculated from these detected values. The changes in the elapsed time T30 shown in FIGS. 6 (A) and 6 (B) are slightly different depending on the engine. The range is set so that (ωb−ωa) best represents the driving force generated by the engine, or (ωb 2 −ω) depending on the engine.
a 2 ) is determined to best represent the torque generated by the engine. Therefore, depending on the engine, the crank angle range in which the first angular velocity ωa should be detected is BTDC3 before compression top dead center.
0 ° to TDC, and the crank angle range in which the second angular velocity ωb is to be detected is from ATDC90 ° to ATDC120.
°.
【0028】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。Therefore, if the method of detecting the angular velocities ωa and ωb is generally expressed, the first crank angle range is set within the crank angle range from the end of the compression stroke to the beginning of the explosion stroke, and the first crank angle range is set. A second crank angle range is set in a crank angle region in a middle stage of an explosion stroke separated by a certain crank angle from the first crank angle range, a first angular velocity ωa of the crankshaft in the first crank angle range is detected, and a second This means that the second angular velocity ωb of the crankshaft within the crank angle range is detected.
【0029】上述したように角速度ωa,ωbを検出す
れば検出値に基づいて対応する気筒の発生する駆動力お
よびトルクを算出することができる。しかしながら機関
駆動系には各気筒において順次行われる爆発作用により
駆動系の固有振動数でもって振動する捩り振動が発生し
ており、このように機関駆動系に捩り振動が発生してい
ると角速度ωa,ωbに基づいて気筒の発生する駆動力
およびトルクを正確に算出することができなくなる。次
にこのことについて図7および図8を参照しつつ説明す
る。As described above, if the angular velocities ωa and ωb are detected, the driving force and torque generated by the corresponding cylinder can be calculated based on the detected values. However, in the engine drive system, torsional vibration oscillating at the natural frequency of the drive system occurs due to the explosion effect sequentially performed in each cylinder, and if the torsional vibration occurs in the engine drive system as described above, the angular velocity ωa , Ωb, the driving force and torque generated by the cylinder cannot be accurately calculated. Next, this will be described with reference to FIGS.
【0030】図7は機関駆動系に捩り振動が発生してい
るときに各気筒に対し順次算出される経過時間Ta
(i)の変化を示している。機関駆動系に捩り振動が発
生するとこの捩り振動によってクランクシャフトの角速
度が周期的に増大減少せしめられるので経過時間Ta
(i)は図7に示されるように周期的に増大減少するこ
とになる。FIG. 7 shows an elapsed time Ta sequentially calculated for each cylinder when torsional vibration occurs in the engine drive system.
The change of (i) is shown. When torsional vibration occurs in the engine drive system, the torsional vibration causes the angular velocity of the crankshaft to periodically increase and decrease, so that the elapsed time Ta
(I) periodically increases and decreases as shown in FIG.
【0031】一方、図8は図7において経過時間Ta
(i)が減少している部分を拡大して示している。図8
に示されるように経過時間Ta(i)はTa(1)とT
a(3)との間でho時間だけ減少しており、このho
時間の減少は捩り振動による捩れ量の増大によるものと
考えられる。この場合、Ta(1)とTa(3)との間
では捩り振動による経過時間の減少量は時間の経過と共
にほぼ直線的に増大するものと考えられ、従ってこの捩
り振動による経過時間の減少量はTa(1)およびTa
(3)を結ぶ破線とTa(1)を通る水平線との差で表
わされることになる。従ってTa(1)とTb(1)と
の間では捩り振動によって経過時間がhだけ減少してい
ることになる。FIG. 8 shows the elapsed time Ta in FIG.
The portion where (i) is decreasing is shown in an enlarged manner. FIG.
The elapsed time Ta (i) is equal to Ta (1) and T as shown in FIG.
a (3) decreases by ho time.
It is considered that the decrease in time is due to an increase in the amount of torsion due to torsional vibration. In this case, between Ta (1) and Ta (3), the amount of decrease in the elapsed time due to the torsional vibration is considered to increase almost linearly with the passage of time, and therefore, the amount of decrease in the elapsed time due to this torsional vibration. Are Ta (1) and Ta
It is represented by the difference between the dashed line connecting (3) and the horizontal line passing through Ta (1). Therefore, between Ta (1) and Tb (1), the elapsed time is reduced by h due to torsional vibration.
【0032】このように機関駆動系に捩り振動が発生す
るとTb(1)はTa(1)に対して経過時間が減少
し、この減少した経過時間は燃焼圧による経過時間の減
少量fと捩り振動による経過時間の減少量hとを含んで
いることになる。従って燃焼圧により減少した経過時間
Tb(1)だけを求めるためにはTb(1)にhを加算
しなければならないことになる。即ち、検出された経過
時間Ta(i)およびTb(i)に基づいて各気筒が発
生する駆動力或いはトルクを求めても真の駆動力或いは
トルクを求めることができず、斯くして真の機関の出力
変動或いはトルク変動を求めることができない。As described above, when torsional vibration occurs in the engine drive system, the elapsed time of Tb (1) is reduced with respect to Ta (1). This includes the decrease amount h of the elapsed time due to the vibration. Therefore, in order to obtain only the elapsed time Tb (1) reduced by the combustion pressure, h must be added to Tb (1). That is, even if the driving force or torque generated by each cylinder is obtained based on the detected elapsed times Ta (i) and Tb (i), the true driving force or torque cannot be obtained, and thus the true driving force or torque cannot be obtained. The engine output fluctuation or torque fluctuation cannot be determined.
【0033】更に、多気筒内燃機関ではこのような機関
駆動系の捩り振動に加えてクランクシャフト自体の捩り
振動を発生し、このようなクランクシャフト自体の捩り
振動が発生した場合にも真の機関の出力変動或いはトル
ク変動を求めることができなくなる。次にこのことにつ
いて図9を参照しつつ説明する。多気筒内燃機関、例え
ば図1に示されるような4気筒内燃機関では1番気筒お
よび2番気筒において大きなクランクシャフト自体の捩
り振動が発生する。即ち、クランクシャフト自体の捩り
振動がほとんど発生しない気筒、例えば3番気筒#3で
は図9に示されるようにTa(3)からTb(3)に向
けて経過時間は徐々に減少するが1番気筒#1において
はTa(1)からTb(1)に向けて経過時間は徐々に
減少せず、クランクシャフト自体の捩り振動によってT
b(1)の経過時間が長くなってしまう。その結果、1
番気筒#1については検出された経過時間Ta(1)お
よびTb(1)に基づいて1番気筒#1が発生する駆動
力或いはトルクを求めても真の駆動力或いはトルクを求
めることができず、斯くして真の機関の出力変動或いは
トルク変動を求めることができない。Further, in a multi-cylinder internal combustion engine, in addition to such torsional vibration of the engine drive system, torsional vibration of the crankshaft itself is generated. Output fluctuation or torque fluctuation cannot be obtained. Next, this will be described with reference to FIG. In a multi-cylinder internal combustion engine, for example, a four-cylinder internal combustion engine as shown in FIG. 1, a large torsional vibration of the crankshaft itself occurs in the first and second cylinders. That is, in the cylinder in which the torsional vibration of the crankshaft itself hardly occurs, for example, the third cylinder # 3, the elapsed time gradually decreases from Ta (3) to Tb (3) as shown in FIG. In the cylinder # 1, the elapsed time does not gradually decrease from Ta (1) to Tb (1), and the time elapses due to torsional vibration of the crankshaft itself.
The elapsed time of b (1) becomes long. As a result, 1
Regarding the # 1 cylinder, even if the driving force or torque generated by the # 1 cylinder # 1 is determined based on the detected elapsed times Ta (1) and Tb (1), the true driving force or torque can be determined. Therefore, it is not possible to obtain the true engine output fluctuation or torque fluctuation.
【0034】そこで本発明では機関駆動系の捩り振動が
発生しても、またクランクシャフト自体の捩り振動が発
生しても真の機関の出力変動或いはトルク変動を算出す
ることができる新たな算出方法を採用している。次にこ
の新たな算出方法について図10を参照しつつ説明す
る。図10においてTa(1)j-1 およびTb(1)
j-1 は1番気筒#1の先の燃焼時における経過時間を表
しており、Ta(1)j およびTb(1)j は1番気筒
#1の次の燃焼時における経過時間を表している。一
方、Ta(3)j-1 は1番気筒#1の先の燃焼にひき続
いて行われる3番気筒#3の先の燃焼時における経過時
間を表しており、Ta(3)j は3番気筒#3の次の燃
焼時における経過時間を表わしている。Therefore, in the present invention, a new calculation method capable of calculating a true engine output fluctuation or torque fluctuation even when torsional vibration of the engine drive system or torsional vibration of the crankshaft itself occurs. Is adopted. Next, this new calculation method will be described with reference to FIG. In FIG. 10, Ta (1) j-1 and Tb (1)
j-1 represents the elapsed time of the first cylinder # 1 during the preceding combustion, and Ta (1) j and Tb (1) j represent the elapsed time of the first cylinder # 1 during the next combustion. I have. On the other hand, Ta (3) j-1 represents the elapsed time at the time of combustion of the third cylinder # 3, which is performed subsequent to the combustion of the first cylinder # 1, and Ta (3) j is 3 This represents the elapsed time of the next cylinder # 3 during the next combustion.
【0035】まず初めにTa(1)j とTa(1)j-1
との差DTa(1)(=Ta(1) j −Ta
(1)j-1 )、およびTa(3)j とTb(3)j-1 と
の差DTa(3)(=Ta(3)j −Ta(3)j-1 )
とを求める。次いで1番気筒#1の先の燃焼時の出力ト
ルクと次の燃焼時の出力トルクとが同一であったと仮定
したときの1番気筒#1の次の燃焼時におけるATDC
60°からATDC90°までの仮想の経過時間をT
b′(1)j とし、このTb′(1)j とTb(1)
j-1 との差Kb(1)(=Tb′(1)j −Tb(1)
j-1 )を求める。これらの差DTa(1),Kb(1)
およびDTa(3)を一直線上における高さとして書き
直すと図11に示されるようになる。First, Ta (1)jAnd Ta (1)j-1
DTa (1) (= Ta (1) j-Ta
(1)j-1), And Ta (3)jAnd Tb (3)j-1When
Difference DTa (3) (= Ta (3)j-Ta (3)j-1)
And ask. Next, the output torque of the first cylinder # 1 during the preceding combustion
Assuming that the output torque during the next combustion is the same
ATDC at the time of the next combustion of the first cylinder # 1
The virtual elapsed time from 60 ° to 90 ° ATDC is T
b '(1)jAnd Tb '(1)jAnd Tb (1)
j-1Difference Kb (1) (= Tb '(1)j-Tb (1)
j-1). These differences DTa (1) and Kb (1)
And DTa (3) as the height on a straight line
When corrected, the result is as shown in FIG.
【0036】図11に示されるように経過時間差DTa
(1)とDTa(3)との間では経過時間差がI0 時間
だけ減少している。クランクシャフト自体に捩り振動が
発生したとしてもこの捩り振動による影響は経過時間差
には表れず、従って経過時間差のI0 時間の減少は機関
駆動系の捩り振動によるものである。この場合、DTa
(1)とDTa(3)との間では機関駆動系の捩り振動
による経過時間差の減少量は時間の経過と共にほぼ直線
的に増大するものと考えられる。従って1番気筒#1の
先の燃焼時の出力トルクと次の燃焼時の出力トルクとが
同一であると仮定すると経過時間差DTa(1)とKb
(1)との間では機関駆動系の捩り振動によって経過時
間差がIだけ減少するものと考えられる。従って図11
からわかるように1番気筒#1の先の燃焼時の出力トル
クと次の燃焼時の出力トルクとが同一であると仮定した
場合に経過時間差Kb(1)は次式で表される。As shown in FIG. 11, the elapsed time difference DTa
The elapsed time difference between (1) and DTa (3) is reduced by I0 time. Even if torsional vibration occurs in the crankshaft itself, the effect of the torsional vibration does not appear in the elapsed time difference, and therefore, the decrease in the I0 time of the elapsed time difference is due to the torsional vibration of the engine drive system. In this case, DTa
It is considered that the amount of decrease in the elapsed time difference between (1) and DTa (3) due to torsional vibration of the engine drive system increases almost linearly with time. Therefore, assuming that the output torque of the first cylinder # 1 during the previous combustion is the same as the output torque during the next combustion, the elapsed time difference DTa (1) and Kb
It is considered that the elapsed time difference decreases by I due to the torsional vibration of the engine drive system between (1). Therefore, FIG.
As can be seen from the above, the elapsed time difference Kb (1) is expressed by the following equation, assuming that the output torque of the first cylinder # 1 during the previous combustion and the output torque during the next combustion are the same.
【0037】 Kb(1)=(2DTa(1)+DTa(3))/3 ところで1番気筒#1の先の燃焼時の出力トルクと次の
燃焼時の出力トルクとが同一であると仮定したときの1
番気筒#1の仮想の経過時間Tb′(1)j は次式で表
される。 Tb′(1)j =Tb(1)j-1 +Kb(1) 従って1番気筒#1の先の燃焼時の出力トルクと次の燃
焼時における出力トルクが同一であると仮定したときの
1番気筒#1の次の燃焼時における仮想の出力トルクD
SN(1)は次式で表される。 DSN(1)={30°/Tb′(1)j }2 −{30°/Ta(1)j }2 ={30°/(Tb(1)j-1 +Kb(1))}2 −{30°/Ta(1)j }2 一方、1番気筒#1の次の燃焼時におけるATDC60
°からATDC90°までの実際の経過時間Tb(1)
j を用いて実際の出力トルクを算出するとこの出力トル
クDN(1)は次式で表される。Kb (1) = (2DTa (1) + DTa (3)) / 3 By the way, it is assumed that the output torque of the first cylinder # 1 during the previous combustion is the same as the output torque during the next combustion. Time 1
The virtual elapsed time Tb ′ (1) j of the cylinder # 1 is expressed by the following equation. Tb '(1) j = Tb (1) j-1 + Kb (1) Accordingly, when the output torque of the first cylinder # 1 during the previous combustion is assumed to be the same as the output torque during the next combustion, 1 Virtual output torque D during the next combustion of cylinder # 1
SN (1) is represented by the following equation. DSN (1) = {30 ° / Tb ′ (1) j } 2 − {30 ° / Ta (1) j } 2 = {30 ° / (Tb (1) j−1 + Kb (1))} 2 − {30 ° / Ta (1) j } 2 ATDC60 at the time of the next combustion of the first cylinder # 1
Actual elapsed time Tb (°) to ATDC 90 ° (1)
When the actual output torque is calculated using j , this output torque DN (1) is expressed by the following equation.
【0038】DN(1)={30°/Tb(1)j }2
−{30°/Ta(1)j }2 この場合、1番気筒#1の仮想の出力トルクDSN
(1)と実際の出力トルクDN(1)との差は1番気筒
#1のトルク変動量を表しており、従って1番気筒#1
のトルク変動量DLN(1)は次式で表されることにな
る。 DLN(1)=DNS(1)−DN(1)={30°/
Tb′(1)j }2−{30°/Tb(1)j }2 一般的に表すとi番気筒のトルク変動量DLN(i)は
次式で表すことができる。DN (1) = {30 ° / Tb (1) j } 2
− {30 ° / Ta (1) j } 2 In this case, the virtual output torque DSN of the first cylinder # 1
The difference between (1) and the actual output torque DN (1) indicates the amount of torque fluctuation of the first cylinder # 1, and therefore, the first cylinder # 1
The torque fluctuation amount DLN (1) is expressed by the following equation. DLN (1) = DNS (1) −DN (1) = {30 ° /
Tb ′ (1) j } 2 − {30 ° / Tb (1) j } 2 Generally, the torque fluctuation amount DLN (i) of the i-th cylinder can be expressed by the following equation.
【0039】DLN(i)=DNS(i)−DN(i)
={30°/Tb′(i)}2−{30°/Tb
(i)}2 即ち、i番気筒のトルク変動量はi番気筒の仮想の第2
の角速度の2乗と実際の第2の角速度の2乗との偏差か
ら求まることになる。このような方法でもってトルク変
動量を算出することによって機関駆動系に捩り振動が発
生したとしても、更にクランクシャフト自体に捩り振動
が発生したとしても各気筒のトルク変動量を正確に検出
できることになる。DLN (i) = DNS (i) -DN (i)
= {30 ° / Tb '(i)} 2- {30 ° / Tb
(I)} 2 That is, the torque fluctuation amount of the i-th cylinder is the virtual second
And the square of the actual second angular velocity. By calculating the amount of torque fluctuation by such a method, it is possible to accurately detect the amount of torque fluctuation of each cylinder even if torsional vibration occurs in the engine drive system or even if torsional vibration occurs in the crankshaft itself. Become.
【0040】一方、このような方法でもってトルク変動
量を算出する場合、ロータ14(図1)の外周に沿って
形成されている外歯の間隔にばらつきがあると各気筒の
トルク変動量を正確に検出することができない。そこで
本発明による実施例ではロータ14の外歯の間隔にばら
つきがあったとしても各気筒のトルク変動量を正確に検
出しうるように検出された各経過時間Ta(i),Tb
(i)を補正するようにしている。次に経過時間Ta
(i)の補正方法について図12を参照しつつ説明す
る。On the other hand, when calculating the torque fluctuation amount by such a method, if there is a variation in the interval between the external teeth formed along the outer periphery of the rotor 14 (FIG. 1), the torque fluctuation amount of each cylinder is calculated. It cannot be detected accurately. Therefore, in the embodiment according to the present invention, even if the interval between the external teeth of the rotor 14 varies, the respective elapsed times Ta (i), Tb detected so that the amount of torque fluctuation of each cylinder can be accurately detected.
(I) is corrected. Next, the elapsed time Ta
The correction method (i) will be described with reference to FIG.
【0041】本発明による実施例では経過時間Ta
(i)が次式に基づいて算出される。 Ta(i)=(i番気筒のTDCからATDC30°ま
での所要時間)・(1+KTa(i)) ここでKTa(i)はi番気筒に対する補正係数を表し
ており、これらの補正係数KTa(i)は機関駆動系の
捩り振動が発生せず、クランクシャフト自体の捩り振動
も発生しない減速運転時の燃料供給停止時に算出され
る。In the embodiment according to the present invention, the elapsed time Ta
(I) is calculated based on the following equation. Ta (i) = (time required from TDC of cylinder i to 30 ° ATDC) · (1 + KTa (i)) where KTa (i) represents a correction coefficient for the i-th cylinder, and these correction coefficients KTa ( i) is calculated when fuel supply is stopped during deceleration operation in which no torsional vibration of the engine drive system occurs and no torsional vibration of the crankshaft itself occurs.
【0042】図12は減速運転時における経過時間Ta
(i)の変化を示している。減速運転時にはクランクシ
ャフトの回転速度が次第に低下するので経過時間Ta
(i)はTa(1)j-1 ,Ta(3)j-1 ,Ta(4)
j-1 ,Ta(2)j-1 ,Ta(1)j ,Ta(3)j ,
Ta(4)j ,Ta(2)j で表されるように次第に増
大する。このときロータ14の外歯の間隔が同一であっ
たとすると各経過時間Ta(i)は図12の実線に沿っ
て変化するものと考えられ、検出された経過時間Ta
(i)が図12の実線からずれている場合には図12の
実線からずれている経過時間Ta(i)を検出するため
の外歯の間隔が正規の間隔からずれているものと考えら
れる。そこで本発明による実施例では経過時間Ta
(i)が図12に示す直線からずれている場合にはその
経過時間Ta(i)が図12の実線上に位置するように
経過時間Ta(i)を補正係数KTa(i)によって補
正するようにしている。FIG. 12 shows the elapsed time Ta during the deceleration operation.
The change of (i) is shown. Since the rotation speed of the crankshaft gradually decreases during the deceleration operation, the elapsed time Ta
(I) is Ta (1) j−1 , Ta (3) j−1 , Ta (4)
j-1 , Ta (2) j-1 , Ta (1) j , Ta (3) j ,
It gradually increases as represented by Ta (4) j and Ta (2) j . At this time, if the intervals between the external teeth of the rotor 14 are the same, each elapsed time Ta (i) is considered to change along the solid line in FIG. 12, and the detected elapsed time Ta
When (i) deviates from the solid line in FIG. 12, it is considered that the interval between the external teeth for detecting the elapsed time Ta (i) deviating from the solid line in FIG. 12 deviates from the regular interval. . Therefore, in the embodiment according to the present invention, the elapsed time Ta
When (i) deviates from the straight line shown in FIG. 12, the elapsed time Ta (i) is corrected by the correction coefficient KTa (i) such that the elapsed time Ta (i) is located on the solid line in FIG. Like that.
【0043】具体的に云うと、本発明による実施例では
720°クランク角範囲(j−1),(j)…における
4気筒の経過時間Ta(i)の平均値TaAVj-1 {=
(Ta(1)j-1 +Ta(3)j-1 +Ta(4)j-1 +
Ta(2)j-1 )/4},TaAVj {=(Ta(1)
j +Ta(3)j +Ta(4)j +Ta(2)j )/
4},…を順次算出する。次いで各経過時間Ta(4)
j-1 ,Ta(2)j-1 ,Ta(1)j ,Ta(3)j が
平均値TaAVj-1 から平均値TaAVj まで平均的な
一定の増大率でもって増大したと考え、平均的な一定の
増大率でもって増大したと考えたときの各気筒について
の経過時間AAV(4),AAV(2),AAV
(1),AAV(3)を次式より求める。More specifically, in the embodiment according to the present invention, the average value TaAV j-1 of the elapsed time Ta (i) of the four cylinders in the 720 ° crank angle range (j-1), (j).
(Ta (1) j-1 + Ta (3) j-1 + Ta (4) j-1 +
Ta (2) j-1 ) / 4}, TaAV j } = (Ta (1)
j + Ta (3) j + Ta (4) j + Ta (2) j ) /
Are sequentially calculated. Next, each elapsed time Ta (4)
j-1 , Ta (2) j-1 , Ta (1) j , Ta (3) j are considered to have increased from the average value TaAV j -1 to the average value TaAV j at an average constant increase rate; Elapsed time AAV (4), AAV (2), AAV for each cylinder when considered to increase at an average constant increase rate
(1), AAV (3) is obtained from the following equation.
【0044】AAV(4)=(TaAVj −TaAV
j-1 )・(1/8)+TaAVj-1 AAV(2)=(TaAVj −TaAVj-1 )・(3/
8)+TaAVj-1 AAV(1)=(TaAVj −TaAVj-1 )・(5/
8)+TaAVj-1 AAV(3)=(TaAVj −TaAVj-1 )・(7/
8)+TaAVj-1 次いで次式に基づき各気筒についてこれら経過時間AA
V(4),AAV(2),AAV(1),AAV(3)
に対する実際に検出された経過時間Ta(4) j-1 ,T
a(2)j-1 ,Ta(1)j ,Ta(3)j のずれ割合
KAFC(4),KAFC(2),KAFC(1),K
AFC(3)を求める。AAV (4) = (TaAVj-TaAV
j-1) ・ (1/8) + TaAVj-1 AAV (2) = (TaAVj-TaAVj-1) ・ (3 /
8) + TaAVj-1 AAV (1) = (TaAVj-TaAVj-1) ・ (5 /
8) + TaAVj-1 AAV (3) = (TaAVj-TaAVj-1) ・ (7 /
8) + TaAVj-1 Next, the elapsed time AA for each cylinder is calculated based on the following equation.
V (4), AAV (2), AAV (1), AAV (3)
Elapsed time Ta (4) actually detected with respect to j-1, T
a (2)j-1, Ta (1)j, Ta (3)jDeviation ratio
KAFC (4), KAFC (2), KAFC (1), K
Find AFC (3).
【0045】KAFC(4)={Ta(4)j-1 −AA
V(4)}/AAV(4) KAFC(2)={Ta(2)j-1 −AAV(2)}/
AAV(2) KAFC(1)={Ta(1)j −AAV(1)}/A
AV(1) KAFC(3)={Ta(3)j −AAV(3)}/A
AV(3) 次に次式を用いて基本補正係数KTaB(i)を各気筒
毎に求める。KAFC (4) = {Ta (4) j−1 −AA
V (4)} / AAV (4) KAFC (2) = {Ta (2) j−1 −AAV (2)} /
AAV (2) KAFC (1) = {Ta (1) j −AAV (1)} / A
AV (1) KAFC (3) = {Ta (3) j −AAV (3)} / A
AV (3) Next, a basic correction coefficient KTaB (i) is obtained for each cylinder using the following equation.
【0046】KTaB(i)=KTa(i)j-1 −KA
FC(i)/4 即ち、各気筒に対するこれまでの補正係数KTa(i)
j-1 からずれ割合KAFC(i)の1/4を減算するこ
とによって基本補正係数KTaB(i)が算出される。
次いで基本補正係数KTaB(i)の平均値tKTaM
が次式に基づき算出される。KTaB (i) = KTa (i) j-1 -KA
FC (i) / 4 That is, the previous correction coefficient KTa (i) for each cylinder
The basic correction coefficient KTaB (i) is calculated by subtracting 1/4 of the deviation ratio KAFC (i) from j-1 .
Next, the average value tKTaM of the basic correction coefficient KTaB (i)
Is calculated based on the following equation.
【0047】tKTaM={KTaB(1)+KTaB
(2)+KTaB(3)+KTaB(4)}/4 次いで次式に示されるように各基本補正係数KTaB
(i)から平均値tKTaMを減算することによって各
気筒に対する補正係数KTa(i)が算出される。TKTaM = {KTaB (1) + KTaB
(2) + KTaB (3) + KTaB (4)} / 4 Then, as shown in the following equation, each basic correction coefficient KTaB
The correction coefficient KTa (i) for each cylinder is calculated by subtracting the average value tKTaM from (i).
【0048】 KTa(i)=KTaB(i)−tKTaM 上述したように補正係数KTa(i)j-1 をずれ割合K
AFC(i)に基づいて直接補正せず、一且、基本補正
係数KTaB(i)を求めるようにしているのは次の理
由による。例えば1番気筒#1についてのみずれ割合K
AFC(1)が存在し、このずれ割合KAFC(1)に
基づいて1番気筒#1の補正係数KTa(1)のみを補
正したとする。この場合、1番気筒#1のみの経過時間
Ta(1)が増大又は減少せしめられる。しかしながら
1番気筒#1のみの経過時間Ta(1)が増大又は減少
せしめられると今度は残りの気筒#2,#3,#4の補
正係数KTa(2),KTa(3),KTa(4)がず
れを生じることになる。KTa (i) = KTaB (i) −tKTaM As described above, the correction coefficient KTa (i) j−1 is set to the deviation ratio K
The reason why the basic correction coefficient KTaB (i) is determined without directly correcting based on AFC (i) is as follows. For example, the deviation ratio K only for the first cylinder # 1
It is assumed that AFC (1) exists and only the correction coefficient KTa (1) of the first cylinder # 1 is corrected based on the deviation ratio KAFC (1). In this case, the elapsed time Ta (1) of only the first cylinder # 1 is increased or decreased. However, if the elapsed time Ta (1) of only the first cylinder # 1 is increased or decreased, then the correction coefficients KTa (2), KTa (3), and KTa (4) of the remaining cylinders # 2, # 3, and # 4 are changed. ) Will cause a shift.
【0049】このような問題が生じないようにするため
に基本補正係数KTaB(i)を一旦求め、この基本補
正係数KTaB(i)から基本補正係数の平均値tKT
aMを減算することによって最終的な補正係数KTa
(i)を求めるようにしている。即ち、例えば1番気筒
#1の基本補正係数KTaB(1)が増大せしめられた
場合には全ての気筒#1,#2,#3,#4の基本補正
係数KTaB(i)から基本補正係数の平均値tKTa
Mが減算される。このように全ての気筒の基本補正係数
KTaB(i)からtKTaMが減算されると1番気筒
#1の補正係数KTa(1)は増大するが残りの気筒#
2,#3,#4の補正係数KTa(2),KTa
(3),KTa(4)は減少せしめられ、KTa
(1),KTa(2),KTa(3)およびKTa
(4)の和は常に零に維持される。このようにKTa
(1),KTa(2),KTa(3)およびKTa
(4)の和が常に零になるように各補正係数KTa
(i)を補正するといずれか一つの補正係数KTa
(i)が補正されても他の補正係数KTa(i)はずれ
を生じなくなる。In order to prevent such a problem from occurring, a basic correction coefficient KTaB (i) is once obtained, and an average value tKT of the basic correction coefficient is calculated from the basic correction coefficient KTaB (i).
The final correction coefficient KTa is obtained by subtracting aM.
(I) is obtained. That is, for example, when the basic correction coefficient KTaB (1) of the first cylinder # 1 is increased, the basic correction coefficient KTaB (i) of all the cylinders # 1, # 2, # 3, and # 4 is changed from the basic correction coefficient KTaB (i). Average value of tKTa
M is subtracted. As described above, when tKTaM is subtracted from the basic correction coefficient KTaB (i) of all cylinders, the correction coefficient KTa (1) of the first cylinder # 1 increases, but the remaining cylinders ##
2, # 3, # 4 correction coefficients KTa (2), KTa
(3), KTa (4) is reduced and KTa
(1), KTa (2), KTa (3) and KTa
The sum of (4) is always maintained at zero. Thus, KTa
(1), KTa (2), KTa (3) and KTa
Each correction coefficient KTa is such that the sum of (4) is always zero.
When (i) is corrected, one of the correction coefficients KTa
Even if (i) is corrected, other correction coefficients KTa (i) do not shift.
【0050】図12に示される実施例では例えば1番気
筒#1の経過時間Ta(1)j が平均的な一定の増大率
でもって増大したと考えたときの経過時間AAV(1)
よりも大きいときには1番気筒#1に対するずれ割合K
AFC(1)が正の値となる。その結果補正係数KTa
(1)は、ずれ割合KAFC(1)が零となるまで減少
せしめられ、ずれ割合KAFC(1)が零になると補正
係数KTa(1)の値は一定値に落ち着くことになる。
このとき経過時間Ta(1)は経過時間AVV(1)に
一致する。全ての気筒についての補正係数KTa(i)
が一定値に落ち着くとロータ14の回転速度が一定のと
きには補正係数KTa(i)を用いて補正された各気筒
の経過時間Ta(i)は全て等しくなる。従ってロータ
14の外歯の間隔にばらつきがあったとしても各気筒の
トルク変動を正確に検出することができる。In the embodiment shown in FIG. 12, for example, the elapsed time AAV (1) when the elapsed time Ta (1) j of the first cylinder # 1 is considered to have increased at an average constant increasing rate.
Is larger than the displacement ratio K with respect to the first cylinder # 1.
AFC (1) has a positive value. As a result, the correction coefficient KTa
(1) is decreased until the deviation ratio KAFC (1) becomes zero, and when the deviation ratio KAFC (1) becomes zero, the value of the correction coefficient KTa (1) becomes a constant value.
At this time, the elapsed time Ta (1) matches the elapsed time AVV (1). Correction coefficient KTa (i) for all cylinders
Reaches a constant value, when the rotation speed of the rotor 14 is constant, the elapsed time Ta (i) of each cylinder corrected using the correction coefficient KTa (i) becomes equal. Therefore, even if the interval between the external teeth of the rotor 14 varies, the torque variation of each cylinder can be accurately detected.
【0051】再びトルク変動の算出に話しを戻すと機関
駆動系に捩り振動が発生したときに経過時間差DTa
(i)は図10に示されるように変動する。しかしなが
らこの経過時間差DTa(i)は車両が凸凹道を走行し
たときにも変動し、しかもこのときにはDTa(i)の
変動巾が極めて大きくなる場合がある。図13は車両が
凸凹道を走行したときのDTa(i)の変動を示してお
り、図13のAMPは最小のDTa(i)と最大のDT
a(i)との差、即ち振幅を示している。この振幅AM
Pが小さいときにはこれまで述べた方法によって各気筒
の出力変動およびトルク変動を正確に検出することがで
きる。Returning again to the calculation of the torque fluctuation, when the torsional vibration occurs in the engine drive system, the elapsed time difference DTa
(I) varies as shown in FIG. However, the elapsed time difference DTa (i) also fluctuates when the vehicle travels on an uneven road, and at this time, the fluctuation width of DTa (i) may become extremely large. FIG. 13 shows the fluctuation of DTa (i) when the vehicle travels on an uneven road, and AMP in FIG. 13 shows the minimum DTa (i) and the maximum DTa (i).
a (i), that is, the amplitude. This amplitude AM
When P is small, the output fluctuation and torque fluctuation of each cylinder can be accurately detected by the method described above.
【0052】しかしながら振幅AMPが大きくなるとD
Ta(i)が最大又は最小となる気筒の出力変動又はト
ルク変動を正確に検出できなくなる。即ち、図13にお
いて例えば最初にDTa(i)が最大になる気筒が1番
気筒#1であったとすると1番気筒#1の仮想の経過時
間差Kb(1)の捩り振動による減少量Iは図11のD
Ta(1)とDTa(3)とを結ぶ鎖線の傾きから求め
られる。しかしながらDTa(1)が最大となる付近で
は捩り振動による経過時間の増大量又は減少量はDTa
(2),DTa(1),DTa(3)を通る滑らかな曲
線で変化しており、従って1番気筒#1のKb(1)を
DTa(1)とDTa(3)から求めるとKb(1)の
値は実際の値よりもかなり小さく計算される。その結
果、Kb(1)が正規の値を示さなくなり、斯くして出
力変動量およびトルク変動量を正確に検出できなくな
る。振幅AMPが大きくなるとDTa(i)が最小とな
る気筒においても同じことが生ずる。However, when the amplitude AMP increases, D
The output fluctuation or torque fluctuation of the cylinder in which Ta (i) becomes maximum or minimum cannot be detected accurately. That is, assuming that, for example, in FIG. 13, for example, the first cylinder having the maximum DTa (i) is the first cylinder # 1, the decrease I due to the torsional vibration of the virtual elapsed time difference Kb (1) of the first cylinder # 1 is shown in FIG. 11 D
It is determined from the inclination of the chain line connecting Ta (1) and DTa (3). However, near the time when DTa (1) becomes maximum, the amount of increase or decrease of the elapsed time due to torsional vibration is DTa (1).
(2), DTa (1), and a smooth curve passing through DTa (3). Therefore, when Kb (1) of the first cylinder # 1 is obtained from DTa (1) and DTa (3), Kb (1) is obtained. The value of 1) is calculated to be much smaller than the actual value. As a result, Kb (1) does not show a regular value, and thus the output fluctuation amount and the torque fluctuation amount cannot be accurately detected. When the amplitude AMP increases, the same occurs in a cylinder in which DTa (i) is minimized.
【0053】また、一つ前に燃焼が行われた気筒のDT
a(i)に対してDTa(i)が急変した気筒において
もKb(i)の値が実際の値からずれ、斯くして出力変
動およびトルク変動を正確に検出できなくなる。そこで
本発明による実施例では振幅AMPが大きいときにはD
Ta(i)が最大又は最小となる気筒については出力変
動量又はトルク変動量を求めずに、更に一つ前に燃焼が
行われた気筒のDTa(i)に対してDTa(i)が急
変した気筒についても出力変動量又はトルク変動量を求
めないようにしている。Further, the DT of the cylinder in which combustion was performed immediately before
Even in a cylinder in which DTa (i) suddenly changes with respect to a (i), the value of Kb (i) deviates from the actual value, so that output fluctuation and torque fluctuation cannot be detected accurately. Therefore, in the embodiment according to the present invention, when the amplitude AMP is large, D
The output fluctuation amount or the torque fluctuation amount is not obtained for the cylinder in which Ta (i) becomes the maximum or the minimum, and DTa (i) changes abruptly with respect to DTa (i) of the cylinder in which the combustion was performed immediately before. Also, the output fluctuation amount or the torque fluctuation amount is not calculated for the set cylinder.
【0054】次に図14から図25を参照しつつ各気筒
のトルク変動量を求めるためのルーチンについて説明す
る。なお、図25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14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14
を参照するとまず初めに経過時間差DTa(i)および
経過時間Tb(i)を算出するためのルーチン(ステッ
プ100)に進む。このルーチンは図15から図18に
示されている。次いでトルク変動の算出を許可するか否
かをチェックするためのルーチン(ステップ200)に
進む。このルーチンは図19から図21に示されてい
る。次いでトルク変動を算出するためのルーチン(ステ
ップ300)に進む。このルーチンは図23に示されて
いる。次いでトルク変動値の算出に用いるカウンタCD
LNIXの処理ルーチンに進む。このルーチンは図24
に示されている。Next, a routine for determining the amount of torque fluctuation of each cylinder will be described with reference to FIGS. FIG. 25 shows the calculation timing of each value performed in each routine. FIG. 14 shows an interrupt routine performed every 30 ° crank angle. FIG.
First, the process proceeds to a routine (step 100) for calculating the elapsed time difference DTa (i) and the elapsed time Tb (i). This routine is shown in FIGS. Next, the routine proceeds to a routine (step 200) for checking whether calculation of torque fluctuation is permitted. This routine is shown in FIGS. Next, the routine proceeds to a routine (step 300) for calculating the torque fluctuation. This routine is shown in FIG. Next, a counter CD used for calculating the torque fluctuation value
The process proceeds to the LNIX processing routine. This routine is shown in FIG.
Is shown in
【0055】経過時間差DTa(i)および経過時間T
b(i)の算出ルーチンを示す図15から図18を参照
すると、まず初めにステップ101において時刻TIM
EがTIMEOとされる。電子制御ユニット20は時刻
を表わすフリーランカウンタを備えており、このフリー
ランカウンタのカウント値から時刻TIMEが算出され
る。次いでステップ102では現在の時刻TIMEが取
込まれる。従ってステップ101のTIMEOは30°
クランク角度前の時刻を表わしていることになる。Elapsed time difference DTa (i) and elapsed time T
Referring to FIGS. 15 to 18 showing the calculation routine of b (i), first, at step 101, the time TIM
E is set to TIMEO. The electronic control unit 20 includes a free-run counter that indicates the time, and the time TIME is calculated from the count value of the free-run counter. Next, at step 102, the current time TIME is taken. Therefore, the TIMEO of step 101 is 30 °
This indicates the time before the crank angle.
【0056】次いでステップ103では現在i番気筒の
ATDC30°であるか否かが判別される。現在i番気
筒のATDC30°でない場合にはステップ111にジ
ャンプして現在i番気筒のATDC90°であるか否か
が判別される。現在i番気筒のATDC90°でない場
合には経過時間差DTa(i)および経過時間Tb
(i)の算出ルーチンを完了する。Next, at step 103, it is determined whether or not the i-th cylinder is currently at ATDC 30 °. If the ATDC of the i-th cylinder is not 30 °, the process jumps to step 111 to determine whether or not the ATDC of the i-th cylinder is 90 °. If the current i-th cylinder is not at 90 ° ATDC, the elapsed time difference DTa (i) and the elapsed time Tb
The calculation routine of (i) is completed.
【0057】これに対してステップ103において現在
i番気筒のATDC30°であると判別されたときには
ステップ104に進んで720°クランク角度前に算出
された経過時間Ta(i)がTaO(i)とされる。次
いでステップ105では次式に基づいてi番気筒のTD
CからATDC30°までの最終的な経過時間Ta
(i)が算出される。On the other hand, when it is determined in step 103 that the ATDC of the i-th cylinder is currently 30 °, the routine proceeds to step 104, where the elapsed time Ta (i) calculated before the 720 ° crank angle is TaO (i). Is done. Next, at step 105, the TD of the i-th cylinder is calculated based on the following equation.
Final elapsed time Ta from C to ATDC 30 °
(I) is calculated.
【0058】Ta(i)=(TIME−TIMEO)・
(1+KTa(i)) 即ち、例えば現在1番気筒#1のATDC30°である
とすると1番気筒#1のTDCからATDC30°まで
の最終的な経過時間Ta(1)が(TIME−TIME
O)・(1+KTa(1))から算出される。ここで
(TIME−TIMEO)はクランク角センサ15によ
り実測された経過時間Ta(1)を表わしており、KT
a(1)はロータ13の外歯間隔による誤差を補正する
ための補正係数であり、従って(TIME−TIME
O)に(1+KTa(1))を乗算することによって得
られた最終的な経過時間Ta(1)はクランクシャフト
が30°クランク角度回転する間の経過時間を正確に表
わしていることになる。Ta (i) = (TIME-TIMEO).
(1 + KTa (i)) That is, for example, if it is the ATDC 30 ° of the first cylinder # 1 now, the final elapsed time Ta (1) from TDC of the first cylinder # 1 to ATDC 30 ° is (TIME−TIME)
O) · (1 + KTa (1)). Here, (TIME-TIMEO) represents the elapsed time Ta (1) actually measured by the crank angle sensor 15, and KT
a (1) is a correction coefficient for correcting an error due to the external tooth interval of the rotor 13, and accordingly, (TIME-TIME)
The final elapsed time Ta (1) obtained by multiplying (O) by (1 + KTa (1)) accurately represents the elapsed time during which the crankshaft rotates by 30 ° crank angle.
【0059】次いでステップ106では今回算出された
経過時間Ta(i)から720°クランク角度前に算出
された経過時間TaO(i)を減算することによって経
過時間差DTa(i)(=Ta(i)−TaO(i))
が算出される。次いでステップ107では現在2番気筒
#2のATDC30°であるか否かが判別される。現在
2番気筒#2のATDC30°でないときにはステップ
110にジャンプし、一つ前に燃焼が行われた(i−
1)番気筒のトルク変動量を算出すべきことを示すフラ
グXCAL(i−1)がセット(XCAL(i−1)←
“1”)される。次いでステップ111に進む。本発明
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のトル
ク変動量を算出すべきことを示すフラグXCAL(2)
がセットされる。同様に図25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XCAL(3)がセットされ、最終的
な経過時間Ta(2)が算出されるとフラグXCAL
(4)がセットされる。Next, at step 106, the elapsed time difference DTa (i) (= Ta (i) is obtained by subtracting the elapsed time TaO (i) calculated 720 ° crank angle before from the currently calculated elapsed time Ta (i). -TaO (i))
Is calculated. Next, at step 107, it is determined whether or not the ATDC of the second cylinder # 2 is 30 °. When the ATDC of the second cylinder # 2 is not 30 °, the process jumps to step 110, and the combustion is performed immediately before (i-
1) A flag XCAL (i-1) indicating that the torque variation of the cylinder No. should be calculated is set (XCAL (i-1) ←
"1"). Next, the routine proceeds to step 111. In the embodiment according to the present invention, as described above, the ignition order is set to 1-3-4.
Assuming that the ATDC of the first cylinder # 1 is 30 ° at present, the flag XCAL (2) indicating that the torque fluctuation amount of the second cylinder # 2 in which combustion was performed immediately before should be calculated.
Is set. Similarly, when the final elapsed time Ta (3) is calculated as shown in FIG.
When (1) is set and the final elapsed time Ta (4) is calculated, the flag XCAL (3) is set. When the final elapsed time Ta (2) is calculated, the flag XCAL is set.
(4) is set.
【0060】一方、ステップ111において現在i番気
筒のATDC90°であると判別されたときにはステッ
プ112に進んで720°クランク角度前に算出された
経過時間Tb(i)がTbO(i)とされる。次いでス
テップ113では次式に基づいてi番気筒のATDC6
0°からATDC90°までの最終的な経過時間Tb
(i)が算出される。On the other hand, when it is determined in step 111 that the ATDC of the i-th cylinder is 90 °, the process proceeds to step 112, where the elapsed time Tb (i) calculated before the 720 ° crank angle is set to TbO (i). . Next, at step 113, the ATDC6 of the i-th cylinder is determined based on the following equation.
Final elapsed time Tb from 0 ° to 90 ° ATDC
(I) is calculated.
【0061】Tb(i)=(TIME−TIMEO)・
(1+KTb(i)) 即ち、例えば現在1番気筒#1のATDC90°である
とすると1番気筒#1のATDC60°からATDC9
0°までの最終的な経過時間Tb(1)が(TIME−
TIMEO)・(1+KTb(i))から算出される。
この場合にもロータ13の外歯間隔による誤差を補正す
るための値(1+KTb(i))が(TIME−TIM
EO)に乗算されているので最終的な経過時間Tb
(1)はクランクシャフトが30°クランク角度回転す
る間の経過時間を正確に表わしていることになる。次い
でステップ114では現在2番気筒#2のATDC90
°であるか否かが判別される。現在2番気筒#2のAT
DC90°でないときには経過時間差DTa(i)およ
び経過時間Tb(i)の算出ルーチンを完了する。Tb (i) = (TIME-TIMEO).
(1 + KTb (i)) That is, for example, if the ATDC of the first cylinder # 1 is currently 90 °, the ATDC of the first cylinder # 1 is 60 ° to ATDC9.
The final elapsed time Tb (1) up to 0 ° is (TIME-
TIMEO) · (1 + KTb (i)).
Also in this case, the value (1 + KTb (i)) for correcting the error due to the external tooth interval of the rotor 13 is (TIME-TIM).
EO), the final elapsed time Tb
(1) accurately represents the elapsed time during which the crankshaft rotates by 30 ° crank angle. Next, at step 114, the ATDC 90 of the current second cylinder # 2
° is determined. AT of current cylinder # 2
If DC is not 90 °, the calculation routine of the elapsed time difference DTa (i) and the elapsed time Tb (i) is completed.
【0062】一方、ステップ107において現在2番気
筒#2のATDC30°であると判別されたときにはス
テップ108に進んで次式に基づき図12の720°ク
ランク角度範囲(j)における経過時間Ta(i)の平
均値TaAVj が算出される。 TaAVj =(Ta(1)+Ta(3)+Ta(4)+
Ta(2))/4 ここでTa(1),Ta(3),Ta(4),Ta
(2)は図12におけるTa(1)j ,Ta(3)j ,
Ta(4)j ,Ta(2)j に夫々相当する。次いでス
テップ109の補正係数KTa(i)の算出ルーチンに
進む。このルーチンは図17に示されている。On the other hand, when it is determined in step 107 that the ATDC of the second cylinder # 2 is 30 ° ATDC, the routine proceeds to step 108, where the elapsed time Ta (i) in the 720 ° crank angle range (j) of FIG. average TaAV j of) is calculated. TaAV j = (Ta (1) + Ta (3) + Ta (4) +
Ta (2)) / 4 where Ta (1), Ta (3), Ta (4), Ta
(2) is Ta (1) j , Ta (3) j ,
Ta (4) j and Ta (2) j respectively. Next, the routine proceeds to a routine for calculating the correction coefficient KTa (i) in step 109. This routine is shown in FIG.
【0063】図17を参照するとまず初めにステップ1
20において減速運転中の燃料供給停止時であるか否か
が判別される。減速運転中の燃料供給停止時でないとき
には処理サイクルを完了し、減速運転中の燃料供給停止
時にはステップ121に進む。ステップ121ではステ
ップ108において算出された経過時間Ta(i)の平
均値TaAVj と、既に算出されている図12の720
°クランク角度範囲(j−1)における経過時間Ta
(i)の平均値TaAVj-1 (=(Ta(1)+Ta
(3)+Ta(4)+Ta(2))/4)(ここでTa
(1),Ta(3),Ta(4),Ta(2)は夫々図
12に示されるTa(1)j-1 ,Ta(3) j-1 ,Ta
(4)j-1 ,Ta(2)j-1 に相当する)から、平均的
な一定の増大率でもって増大したと考えたときの図12
に示す経過時間AAV(4),AAV(2),AAV
(1),AAV(3)が次のようにして算出される。Referring to FIG. 17, first, in step 1
In 20 whether or not the fuel supply is stopped during deceleration operation
Is determined. When fuel supply is not stopped during deceleration operation
Completes the processing cycle and stops fuel supply during deceleration operation
Sometimes the process proceeds to step 121. Step 121
Of the elapsed time Ta (i) calculated in step 108
Average value TaAVjAnd 720 of FIG. 12 which has already been calculated.
° Elapsed time Ta in crank angle range (j-1)
Average value TaAV of (i)j-1(= (Ta (1) + Ta
(3) + Ta (4) + Ta (2)) / 4) (where Ta
(1), Ta (3), Ta (4), Ta (2)
Ta (1) shown in 12j-1, Ta (3) j-1, Ta
(4)j-1, Ta (2)j-1Is equivalent to)
FIG. 12 when it is considered that the increase has occurred at a certain constant increase rate.
Elapsed time AAV (4), AAV (2), AAV
(1), AAV (3) is calculated as follows.
【0064】AAV(4)=(TaAVj −TaAV
j-1 )・(1/8)+TaAVj-1 AAV(2)=(TaAVj −TaAVj-1 )・(3/
8)+TaAVj-1 AAV(1)=(TaAVj −TaAVj-1 )・(5/
8)+TaAVj-1 AAV(3)=(TaAVj −TaAVj-1 )・(7/
8)+TaAVj-1 次いでステップ122では次式に基づいてこれら経過時
間AAV(4),AAV(2),AAV(1),AAV
(3)に対する実際に検出された経過時間TaO
(4),TaO(2),Ta(1),Ta(3)のずれ
割合KAFC(4),KAFC(2),KAFC
(1),KAFC(3)が算出される。ここでTaO
(4),TaO(2),Ta(1),Ta(3)は夫々
図12に示されるTa(4)j-1 ,Ta(2)j-1 ,T
a(1)j ,Ta(3)j に相当する。AAV (4) = (TaAV j −TaAV
j-1 ). (1/8) + TaAV j-1 AAV (2) = (TaAV j -TaAV j-1 ). (3 /
8) + TaAV j−1 AAV (1) = (TaAV j −TaAV j−1 ) · (5 /
8) + TaAV j−1 AAV (3) = (TaAV j −TaAV j−1 ) · (7 /
8) + TaAV j-1 Next, at step 122, these elapsed times AAV (4), AAV (2), AAV (1), AAV
Elapsed time TaO actually detected for (3)
(4), TaO (2), Ta (1), Ta (3) deviation ratio KAFC (4), KAFC (2), KAFC
(1), KAFC (3) is calculated. Here TaO
(4), TaO (2), Ta (1), Ta (3) are Ta (4) j−1 , Ta (2) j−1 , T
a (1) j and Ta (3) j .
【0065】KAFC(4)={TaO(4)−AAV
(4)}/AAV(4) KAFC(2)={TaO(2)−AAV(2)}/A
AV(2) KAFC(1)={Ta(1)−AAV(1)}/AA
V(1) KAFC(3)={Ta(3)−AAV(3)}/AA
V(3) 次いでステップ123では補正係数KTa(i)の学習
条件が成立しているか否かが判別される。例えば燃料供
給停止から一定時間経過しており、機関回転数が予め定
められた範囲内にあり、かつ車両が悪路を走行していな
いとき、例えば図13に示される経過時間差DTa
(i)の振幅AMPが設定値を越えていないときに学習
条件が成立していると判断される。学習条件が成立して
いないときにはステップ128に進んでずれ量KAFC
(i)の積算値KAFCI(i)が零とされ、次いでス
テップ129において積算カウント値CKAFCがクリ
アされる。KAFC (4) = {TaO (4) -AAV
(4)} / AAV (4) KAFC (2) = {TaO (2) −AAV (2)} / A
AV (2) KAFC (1) = {Ta (1) -AAV (1)} / AA
V (1) KAFC (3) = {Ta (3) -AAV (3)} / AA
V (3) Next, in step 123, it is determined whether or not the learning condition of the correction coefficient KTa (i) is satisfied. For example, when a certain time has elapsed since the fuel supply was stopped, the engine speed is within a predetermined range, and the vehicle is not traveling on a rough road, for example, the elapsed time difference DTa shown in FIG.
When the amplitude AMP in (i) does not exceed the set value, it is determined that the learning condition is satisfied. If the learning condition is not satisfied, the routine proceeds to step 128, where the deviation amount KAFC
The integrated value KAFCI (i) of (i) is set to zero, and then at step 129, the integrated count value CKAFC is cleared.
【0066】これに対して学習条件が成立している場合
にはステップ124に進んで各気筒に対するずれ量KA
FC(i)が対応する積算値KAFCI(i)に加算さ
れ、次いでステップ125において積算カウント値CK
AFCが1だけインクリメントされる。次いでステップ
126では積算カウント値CKAFCが8になったか否
かが判別される。積算カウント値CKAFCが8でない
ときには処理サイクルを完了し、積算カウント値CKA
FCが8になるとステップ127に進んで補正係数KT
a(i)が算出される。即ち、各気筒についてずれ量K
AFC(i)が8回積算されるとステップ127に進ん
で補正係数KTa(i)が算出される。On the other hand, if the learning condition is satisfied, the routine proceeds to step 124, where the deviation KA for each cylinder is determined.
FC (i) is added to the corresponding integrated value KAFCI (i), and then at step 125, the integrated count value CK
AFC is incremented by one. Next, at step 126, it is determined whether or not the integrated count value CKAFC has reached 8. When the accumulated count value CKAFC is not 8, the processing cycle is completed, and the accumulated count value CKA
When FC becomes 8, the routine proceeds to step 127, where the correction coefficient KT
a (i) is calculated. That is, the deviation amount K for each cylinder
When AFC (i) is integrated eight times, the routine proceeds to step 127, where the correction coefficient KTa (i) is calculated.
【0067】ステップ127では次のようにして補正係
数KTa(i)が算出される。即ち、まず初めに各積算
値KAFCI(i)がKAFCE(i)に置き換えられ
る。次いで次式に基づき基本補正係数KTaB(i)が
算出される。 KTaB(i)=KTa(i)−(KAFCI(i)/
8)/4 即ち、実際に検出された経過時間Ta(i)が平均的な
一定の増大率でもって増大したと考えたときの経過時間
AAV(i)に対してずれを生じている場合には現在の
補正係数KTa(i)を積算値KAFCI(i)の平均
値の1/4だけ修正した値が基本補正係数KTaB
(i)とされる。次いで次式に基づき全気筒に対する基
本補正係数KTaB(i)の平均値tKTaMが算出さ
れる。In step 127, the correction coefficient KTa (i) is calculated as follows. That is, first, each integrated value KAFCI (i) is replaced with KAFCE (i). Next, a basic correction coefficient KTaB (i) is calculated based on the following equation. KTaB (i) = KTa (i)-(KAFCI (i) /
8) / 4 That is, when the elapsed time Ta (i) actually detected is shifted from the elapsed time AAV (i) when it is considered that the elapsed time Ta (i) increases at an average constant increase rate. Is the basic correction coefficient KTaB obtained by correcting the current correction coefficient KTa (i) by 4 of the average value of the integrated value KAFCI (i).
(I). Next, the average value tKTaM of the basic correction coefficient KTaB (i) for all cylinders is calculated based on the following equation.
【0068】tKTaM=(KTaB(1)+KTaB
(2)+KTaB(3)+KTaB(4))/4 次いで次式に示されるように基本補正係数KTaB
(i)をその平均値tKTaMでもって修正することに
より補正係数KTa(i)が更新される。 KTa(i)=KTaB(i)−tKTaM このようにして減速運転中の燃料噴射停止時に各気筒に
対する補正係数KTa(i)の更新が行われる。TKTaM = (KTaB (1) + KTaB
(2) + KTaB (3) + KTaB (4)) / 4 Then, as shown in the following equation, the basic correction coefficient KTaB
By correcting (i) with its average value tKTaM, the correction coefficient KTa (i) is updated. KTa (i) = KTaB (i) -tKTaM In this manner, the correction coefficient KTa (i) for each cylinder is updated when fuel injection is stopped during deceleration operation.
【0069】一方、図16のステップ114において現
在2番気筒#2のATDC90°であると判別されたと
きにはステップ115に進んでTaAVj を求めたとき
と同じ方法により次式に基づいて720°クランク角度
範囲における経過時間Tb(i)の平均値TbAVj が
算出される。 TbAVj =(Tb(1)+Tb(3)+Tb(4)+
Tb(2))/4 次いでステップ116の補正係数KTb(i)の算出ル
ーチンに進む。このルーチンは図18に示されている。On the other hand, if it is determined in step 114 of FIG. 16 that the ATDC of the second cylinder # 2 is 90 ° at present, the routine proceeds to step 115, and the 720 ° crank angle is obtained in the same manner as when TaAV j is obtained based on the following equation. average TbAV j of the elapsed time in the angular range Tb (i) is calculated. TbAV j = (Tb (1) + Tb (3) + Tb (4) +
Tb (2)) / 4 Next, the routine proceeds to a routine for calculating the correction coefficient KTb (i) in step 116. This routine is shown in FIG.
【0070】図18を参照するとまず初めにステップ1
30において減速運転中の燃料供給停止時であるか否か
が判別される。減速運転中の燃料供給停止時でないとき
には処理サイクルを完了し、減速運転中の燃料供給停止
時にはステップ131に進む。ステップ131ではステ
ップ115において算出された経過時間Tb(i)の平
均値TbAVj と、一つ前の720°クランク角度範囲
における経過時間Tb(i)の平均値TbAVj-1 (=
(Tb(1)+Tb(3)+Tb(4)+Tb(2))
/4)から、平均的な一定の増大率でもって増大したと
考えたときの経過時間BAV(4),BAV(2),B
AV(1),BAV(3)が算出される。Referring to FIG. 18, first, in step 1
At 30, it is determined whether or not the fuel supply is stopped during the deceleration operation. When the fuel supply is not stopped during the deceleration operation, the processing cycle is completed. When the fuel supply is stopped during the deceleration operation, the process proceeds to step 131. The average value TbAV j in step 131 the elapsed time Tb which is calculated in step 115 (i), the average value of the time elapsed in 720 ° crank angle range immediately preceding Tb (i) TbAV j-1 (=
(Tb (1) + Tb (3) + Tb (4) + Tb (2))
/ 4), the elapsed times BAV (4), BAV (2), and BAV when considered to increase at an average constant increase rate
AV (1) and BAV (3) are calculated.
【0071】BAV(4)=(TbAVj −TbAV
j-1 )・(1/8)+TbAVj-1 BAV(2)=(TbAVj −TbAVj-1 )・(3/
8)+TbAVj-1 BAV(1)=(TbAVj −TbAVj-1 )・(5/
8)+TbAVj-1 BAV(3)=(TbAVj −TbAVj-1 )・(7/
8)+TbAVj-1 次いでステップ132では次式に基づいてこれら経過時
間BAV(4),BAV(2),BAV(1),BAV
(3)に対する実際に検出された経過時間TbO
(4),TbO(2),Tb(1),Tb(3)のずれ
割合KBFC(4),KBFC(2),KBFC
(1),KBFC(3)が算出される。BAV (4) = (TbAV j −TbAV
j-1 ). (1/8) + TbAV j-1 BAV (2) = (TbAV j -TbAV j-1 ). (3 /
8) + TbAV j−1 BAV (1) = (TbAV j −TbAV j−1 ) · (5 /
8) + TbAV j−1 BAV (3) = (TbAV j −TbAV j−1 ) · (7 /
8) + TbAV j−1 Next, at step 132, these elapsed times BAV (4), BAV (2), BAV (1), BAV
Elapsed time TbO actually detected for (3)
(4), deviation ratio of TbO (2), Tb (1), Tb (3) KBFC (4), KBFC (2), KBFC
(1), KBFC (3) is calculated.
【0072】KBFC(4)={TbO(4)−BAV
(4)}/BAV(4) KBFC(2)={TbO(2)−BAV(2)}/B
AV(2) KBFC(1)={Tb(1)−BAV(1)}/BA
V(1) KBFC(3)={Tb(3)−BAV(3)}/BA
V(3) 次いでステップ133では補正係数KTb(i)の学習
条件が成立しているか否かが判別される。前述したよう
に、例えば燃料供給停止から一定時間経過しており、機
関回転数が予め定められた範囲内にあり、かつ車両が悪
路を走行していないとき、例えば図13に示される経過
時間差DTa(i)の振幅AMPが設定値を越えていな
いときに学習条件が成立していると判断される。学習条
件が成立していないときにはステップ138に進んでず
れ量KBFC(i)の積算値KBFCI(i)が零とさ
れ、次いでステップ139において積算カウント値CK
BFCがクリアされる。KBFC (4) = {TbO (4) -BAV
(4)} / BAV (4) KBFC (2) = {TbO (2) -BAV (2)} / B
AV (2) KBFC (1) = {Tb (1) -BAV (1)} / BA
V (1) KBFC (3) = {Tb (3) -BAV (3)} / BA
V (3) Next, at step 133, it is determined whether or not the learning condition of the correction coefficient KTb (i) is satisfied. As described above, for example, when a certain time has elapsed since the fuel supply was stopped, the engine speed is within a predetermined range, and the vehicle is not traveling on a bad road, for example, the elapsed time difference shown in FIG. When the amplitude AMP of DTa (i) does not exceed the set value, it is determined that the learning condition is satisfied. If the learning condition is not satisfied, the routine proceeds to step 138, where the integrated value KBFCI (i) of the deviation amount KBFC (i) is made zero, and then at step 139, the integrated count value CK
BFC is cleared.
【0073】これに対して学習条件が成立している場合
にはステップ134に進んで各気筒に対するずれ量KB
FC(i)が対応する積算値KBFCI(i)に加算さ
れ、次いでステップ135において積算カウント値CK
BFCが1だけインクリメントされる。次いでステップ
136では積算カウント値CKBFCが8になったか否
かが判別される。積算カウント値CKBFCが8でない
ときには処理サイクルを完了し、積算カウント値CKB
FCが8になるとステップ137に進んで補正係数KT
b(i)が算出される。即ち、各気筒についてずれ量K
BFC(i)が8回積算されるとステップ137に進ん
で補正係数KTb(i)が算出される。On the other hand, if the learning condition is satisfied, the routine proceeds to step 134, where the deviation KB for each cylinder is determined.
FC (i) is added to the corresponding integrated value KBFCI (i), and then at step 135, the integrated count value CK
BFC is incremented by one. Next, at step 136, it is determined whether or not the integrated count value CKBFC has reached 8. When the accumulated count value CKBFC is not 8, the processing cycle is completed, and the accumulated count value CKB
When FC becomes 8, the routine proceeds to step 137, where the correction coefficient KT
b (i) is calculated. That is, the deviation amount K for each cylinder
When BFC (i) is integrated eight times, the routine proceeds to step 137, where the correction coefficient KTb (i) is calculated.
【0074】ステップ137では次のようにして補正係
数KTb(i)が算出される。即ち、まず初めに各積算
値KBFCI(i)がKBFCE(i)に置き換えられ
る。次いで次式に基づき基本補正係数KTbB(i)が
算出される。 KTbB(i)=KTb(i)−(KBFCI(i)/
8)/4 即ち、実際に検出された経過時間Tb(i)が平均的な
一定の増大率でもって増大したと考えたときの経過時間
BAV(i)に対してずれを生じている場合には現在の
補正係数KTb(i)を積算値KBFCI(i)の平均
値の1/4だけ修正した値が基本補正係数KTbB
(i)とされる。次いで次式に基づき全気筒に対する基
本補正係数KTbB(i)の平均値tKTbMが算出さ
れる。In step 137, the correction coefficient KTb (i) is calculated as follows. That is, first, each integrated value KBFCI (i) is replaced with KBFCE (i). Next, the basic correction coefficient KTbB (i) is calculated based on the following equation. KTbB (i) = KTb (i)-(KBFCI (i) /
8) / 4 That is, when the actually detected elapsed time Tb (i) is shifted from the elapsed time BAV (i) when it is considered that the elapsed time Tb (i) has increased at an average constant increase rate. Is the basic correction coefficient KTbB obtained by correcting the current correction coefficient KTb (i) by 4 of the average value of the integrated value KBFCI (i).
(I). Next, an average value tKTbM of the basic correction coefficients KTbB (i) for all cylinders is calculated based on the following equation.
【0075】tKTbM=(KTbB(1)+KTbB
(2)+KTbB(3)+KTbB(4))/4 次いで次式に示されるように基本補正係数KTbB
(i)をその平均値tKTbMでもって修正することに
より補正係数KTb(i)が更新される。 KTb(i)=KTbB(i)−tKTbM このようにして減速運転中の燃料噴射停止時に各気筒に
対する補正係数KTb(i)の更新が行われる。TKTbM = (KTbB (1) + KTbB
(2) + KTbB (3) + KTbB (4)) / 4 Then, as shown in the following equation, the basic correction coefficient KTbB
By correcting (i) with its average value tKTbM, the correction coefficient KTb (i) is updated. KTb (i) = KTbB (i) -tKTbM In this manner, when the fuel injection is stopped during the deceleration operation, the correction coefficient KTb (i) for each cylinder is updated.
【0076】次に図19から図21に示されるトルク変
動算出許可チェックルーチンについて図22を参照しつ
つ説明する。このルーチンは車両が凸凹道を走行するこ
とにより経過時間差DTa(i)の変動の振幅AMP
(図13)が大きくなったときには特定の気筒について
のトルク変動量の算出を禁止するために設けられてい
る。Next, the torque fluctuation calculation permission check routine shown in FIGS. 19 to 21 will be described with reference to FIG. In this routine, the amplitude AMP of the fluctuation of the elapsed time difference DTa (i) due to the vehicle traveling on the uneven road
It is provided to prohibit calculation of the amount of torque fluctuation for a specific cylinder when (FIG. 13) becomes large.
【0077】即ち、図19から図21を参照すると、ま
ず初めにステップ201において現在いずれかの気筒の
ATDC30°であるか否かが判別される。現在いずれ
かの気筒のATDC30°でないときには処理サイクル
を完了し、現在いずれかの気筒のATDC30°である
ときにはステップ202に進む。ステップ202からス
テップ204では経過時間差DTa(i)が増大し次い
で減少する際の最大経過時間差DT30maxが算出さ
れる。即ち、ステップ202では図15のステップ10
6において算出されたDTa(i)が最大経過時間差D
T30maxよりも大きいか否かが判別される。DT3
0max>DTa(i)のときにはステップ205にジ
ャンプし、これに対してDT30max≦DTa(i)
のときにはステップ203に進んでDTa(i)がDT
30maxとされる。次いでステップ204ではDTa
(i)が増大していることを示す増大フラグXMXRE
Cがセット(XMXREC←“1”)され、次いでステ
ップ205に進む。That is, referring to FIG. 19 to FIG. 21, first, at step 201, it is determined whether or not the ATDC of any of the cylinders is currently 30 °. If the ATDC of any of the cylinders is not 30 °, the processing cycle is completed. If the ATDC of any of the cylinders is currently 30 °, the process proceeds to step 202. In steps 202 to 204, the maximum elapsed time difference DT30max when the elapsed time difference DTa (i) increases and then decreases is calculated. That is, in step 202, step 10 in FIG.
6, the DTa (i) calculated is the maximum elapsed time difference D
It is determined whether it is larger than T30max. DT3
If 0max> DTa (i), the routine jumps to step 205, whereas DT30max ≦ DTa (i)
In the case of, the routine proceeds to step 203, where DTa (i) is DT
30 max. Next, at step 204, DTa
An increase flag XMXRE indicating that (i) is increasing
C is set (XMXREC ← “1”), and then the routine proceeds to step 205.
【0078】ステップ205からステップ207では経
過時間差DTa(i)が減少し次いで増大する際の最小
経過時間差DT30minが算出される。即ち、ステッ
プ205では図15のステップ106において算出され
たDTa(i)が最小経過時間差DT30minよりも
小さいか否かが判別される。DT30min<DTa
(i)のときにはステップ208にジャンプし、これに
対してDT30min≧DTa(i)のときにはステッ
プ206に進んでDTa(i)がDT30minとされ
る。次いでステップ207ではDTa(i)が減少して
いることを示す減少フラグXMNRECがセット(XM
NREC←“1”)され、次いでステップ208に進
む。In steps 205 to 207, the minimum elapsed time difference DT30min when the elapsed time difference DTa (i) decreases and then increases is calculated. That is, in step 205, it is determined whether or not DTa (i) calculated in step 106 in FIG. 15 is smaller than the minimum elapsed time difference DT30min. DT30min <DTa
In the case of (i), the process jumps to step 208. On the other hand, when DT30min ≧ DTa (i), the process proceeds to step 206, where DTa (i) is set to DT30min. Next, at step 207, a decrease flag XMNREC indicating that DTa (i) is decreasing is set (XM
NREC ← “1”), and then go to step 208.
【0079】ステップ208からステップ214ではD
Ta(i)の変動の振幅AMP(図13)が設定値A0
を越えたときにはDTa(i)が最大となった気筒につ
いてのトルク変動量の算出を禁止する禁止フラグがセッ
トされる。即ち、ステップ208ではDT30max>
DTa(i)でかつXMXREC=“1”であるか否か
が判別される。DT30max≦DTa(i)である
か、又は増大フラグXMXRECがリセット(XMXR
EC=“0”)されているときにはステップ215にジ
ャンプし、これに対してDT30max>DTa(i)
でかつXMXREC=“1”のときにはステップ209
に進む。In steps 208 to 214, D
The amplitude AMP of the fluctuation of Ta (i) (FIG. 13) is equal to the set value A 0.
Is exceeded, a prohibition flag is set to prohibit the calculation of the amount of torque fluctuation for the cylinder in which DTa (i) is maximized. That is, in step 208, DT30max>
It is determined whether or not DTa (i) and XMXREC = "1". DT30max ≦ DTa (i) or the increase flag XMXREC is reset (XMXR
If EC = “0”), the process jumps to step 215, where DT30max> DTa (i)
And if XMXREC = "1", step 209
Proceed to.
【0080】即ち、図22に示されるように時刻t1 に
おいて1番気筒#1の経過時間差DTa(1)が最大に
なったとする。この場合、時刻t1 において行われる割
込みルーチンではステップ202からステップ203に
進んでDTa(1)がDT30maxとされ、次いでス
テップ204において最大フラグXMXRECがセット
される。一方、図22の時刻t2 において行われる割込
みルーチンではステップ202からステップ205にジ
ャンプする。このときステップ208ではDT30ma
x>DTa(3)であり、かつXMXREC=“1”で
あると判断されるのでステップ209に進む。即ち、ス
テップ209に進むのは経過時間差DTa(i)が減少
しはじめる時刻t2 である。[0080] That is, the No. 1 cylinder # 1 of the difference of elapsed times DTa at time t 1 as shown in FIG. 22 (1) is to become the maximum. In this case, in the interruption routine performed at the time t 1 proceeds from step 202 to step 203 DTa (1) is a DT30max, then the maximum flag XMXREC is set in step 204. On the other hand, in the interruption routine performed at the time t 2 in FIG. 22 jumps from step 202 to step 205. At this time, in step 208, DT30ma
Since it is determined that x> DTa (3) and XMXREC = "1", the flow proceeds to step 209. That is, the time t 2 the flow proceeds to step 209 where the elapsed time DTa (i) starts to decrease.
【0081】ステップ209では最大経過時間差DT3
0maxがTMXRECとされる。次いでステップ21
0では最大経過時間差TMXRECから最小経過時間差
TMNREC(後述するステップ216で求められる)
を減算することによってDTa(i)の変動の振幅AM
Pが算出される。次いでステップ211では最小経過時
間差DT30minの初期値がDTa(i)とされる。
次いでステップ212では増大フラグXMXRECがリ
セット(XMXREC←“0”)される。次いでステッ
プ213では振幅AMPが設定値A0 よりも大きいか否
かが判別される。AMP<A0 のときにはステップ21
5にジャンプする。これに対してAMP≧A0 のときに
はステップ214に進んでトルク変動算出禁止フラグX
NOCALがセット(XNOCAL←“1”)される。
即ち、図22の時刻t2 において行われる割込みルーチ
ンでは前述したように1番気筒#1のトルク変動量が算
出される。従ってこの割込みルーチンにおいてAMP≧
A0 となり、トルク変動算出禁止フラグXNOCALが
セットされると1番気筒#1のトルク変動量の算出、即
ち、DTa(i)が最大となる気筒のトルク変動量の算
出が禁止される。In step 209, the maximum elapsed time difference DT3
0max is set to TMXREC. Then step 21
At 0, the minimum elapsed time difference TMNREC from the maximum elapsed time difference TMXREC (determined in step 216 described later)
Is subtracted to obtain the amplitude AM of the variation of DTa (i).
P is calculated. Next, at step 211, the initial value of the minimum elapsed time difference DT30min is set to DTa (i).
Next, at step 212, the increase flag XMXREC is reset (XMXREC ← “0”). Next, at step 213 whether the amplitude AMP is greater than the set value A 0 is judged. Step 21 when AMP <A 0
Jump to 5. On the other hand, when AMP ≧ A 0, the routine proceeds to step 214, where the torque fluctuation calculation prohibition flag X
NOCAL is set (XNOCAL ← “1”).
That is, 1st amount of torque fluctuation of the cylinders # 1, as described above in the interruption routine performed at the time t 2 in FIG. 22 is calculated. Therefore, in this interrupt routine, AMP ≧
A 0 becomes, when the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL is set determining of the first cylinder # 1 of the amount of torque fluctuation, i.e., DTa (i) to calculate the amount of torque fluctuation of the cylinder giving the maximum is prohibited.
【0082】ステップ215からステップ221ではD
Ta(i)の変動の振幅AMPが設定値A0 を越えたと
きにはDTa(i)が最小となった気筒についてのトル
ク変動量の算出を禁止する禁止フラグがセットされる。
即ち、ステップ215ではDT30min<DTa
(i)でかつXMNREC=“1”であるか否かが判別
される。DT30min≧DTa(i)であるか、又は
減少フラグXMNRECがリセット(XMNREC=
“0”)されているときにはステップ222にジャンプ
し、これに対してDT30min<DTa(i)でかつ
XMNREC=“1”のときにはステップ216に進
む。In steps 215 to 221, D
Amplitude AMP of the variation of ta (i) is set prohibition flag for prohibiting calculation of the amount of torque fluctuation for cylinder DTa (i) is minimized when it exceeds the set value A 0.
That is, in step 215, DT30min <DTa
It is determined whether or not (i) and XMNREC = "1". DT30min ≧ DTa (i) or the decrease flag XMNREC is reset (XMREC =
If "0"), the process jumps to step 222, whereas if DT30min <DTa (i) and XMNREC = "1", the process proceeds to step 216.
【0083】即ち、図22に示されるように時刻t3 に
おいて1番気筒#1の経過時間差DTa(1)が最小に
なったとする。この場合、時刻t3 において行われる割
込みルーチンではステップ205からステップ206に
進んでDTa(1)がDT30minとされ、次いでス
テップ207において減少フラグXMNRECがセット
される。一方、図22の時刻t4 において行われる割込
みルーチンではステップ205からステップ208にジ
ャンプする。このときステップ215ではDT30mi
n<DTa(3)であり、かつXMNREC=“1”で
あると判断されるのでステップ216に進む。即ち、ス
テップ216に進むのは経過時間差DTa(i)が増大
しはじめる時刻t4 である。[0083] That is, the first cylinder # 1 of the difference of elapsed times DTa at time t 3 as shown in FIG. 22 (1) is minimized. In this case, in the interruption routine performed at the time t 3 proceeds from step 205 to step 206 DTa (1) is a DT30min, then decrease flag XMNREC is set in step 207. On the other hand, in the interruption routine performed at the time t 4 in FIG. 22 jumps from step 205 to step 208. At this time, in step 215, DT30mi
Since it is determined that n <DTa (3) and XMNREC = "1", the process proceeds to step 216. That is, the time t 4 when the elapsed time difference DTa proceed to step 216 (i) starts to increase.
【0084】ステップ216では最小経過時間差DT3
0minがTMNRECとされる。次いでステップ21
7では最大経過時間差TMXRECから最小経過時間差
TMNRECを減算することによってDTa(i)の変
動の振幅AMPが算出される。次いでステップ218で
は最大経過時間差DT30maxの初期値がDTa
(i)とされる。次いでステップ219では減少フラグ
XMNRECがリセット(XMNREC←“0”)され
る。次いでステップ220では振幅AMPが設定値A0
よりも大きいか否かが判別される。AMP<A0 のとき
にはステップ222にジャンプする。これに対してAM
P≧A0 のときにはステップ221に進んでトルク変動
算出禁止フラグXNOCALがセット(XNOCAL←
“1”)される。即ち、図22の時刻t4 において行わ
れる割込みルーチンでは1番気筒#1のトルク変動量が
算出される。従ってこの割込みルーチンにおいてAMP
≧A0となり、トルク変動算出禁止フラグXNOCAL
がセットされると1番気筒#1のトルク変動量の算出、
即ち、DTa(i)が最小となる気筒のトルク変動量の
算出が禁止される。In step 216, the minimum elapsed time difference DT3
0 min is set as TMNREC. Then step 21
In step 7, the amplitude AMP of the fluctuation of DTa (i) is calculated by subtracting the minimum elapsed time difference TMNREC from the maximum elapsed time difference TMXREC. Next, at step 218, the initial value of the maximum elapsed time difference DT30max is set to DTa.
(I). Next, at step 219, the decrease flag XMNREC is reset (XMNREC ← “0”). Next, at step 220, the amplitude AMP is set to the set value A 0.
It is determined whether or not it is greater than At the time of the AMP <A 0 jumps to step 222. AM
When P ≧ A 0, the routine proceeds to step 221, and the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL is set (XNOCAL ←
"1"). That is, the torque variation of the first cylinder # 1 is in the interruption routine performed at the time t 4 in FIG. 22 is calculated. Therefore, in this interrupt routine, AMP
≧ A 0 and the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL
Is set, the torque fluctuation amount of the first cylinder # 1 is calculated,
That is, calculation of the torque fluctuation amount of the cylinder in which DTa (i) is minimized is prohibited.
【0085】ステップ222およびステップ223では
経過時間差DTa(i)が急変した気筒についてのトル
ク変動量の算出が禁止される。即ち、ステップ222で
は|DTa(i−2)−DTa(i−1)|がKo ・|
DTa(i−1)−DTa(i)|よりも大きいか否か
が判別される。ここで定数Ko は3.0から4.0程度
の値である。ステップ222において|DTa(i−
2)−DTa(i−1)|<Ko ・|DTa(i−1)
−DTa(i)|であると判別されたときには処理ルー
チンを完了し、|DTa(i−2)−DTa(i−1)
|≧Ko ・|DTa(i−1)−DTa(i)|である
と判別されたときにはステップ223に進んでトルク変
動算出禁止フラグXNOCALがセットされる。In steps 222 and 223, the calculation of the torque fluctuation amount for the cylinder in which the elapsed time difference DTa (i) has suddenly changed is prohibited. That is, at step 222 | DTa (i-2) -DTa (i-1) | is K o · |
DTa (i-1) -DTa (i) | is determined. Here, the constant Ko is a value of about 3.0 to 4.0. In step 222, | DTa (i−
2) -DTa (i-1) | <K o · | DTa (i-1)
-DTa (i) |, the processing routine is completed, and | DTa (i-2) -DTa (i-1).
| ≧ K o · | DTa ( i-1) -DTa (i) | a is judged to be the torque fluctuation calculation prohibition flag XNOCAL proceeds to step 223 when the are set.
【0086】即ち、今図22の時刻t3 における割込み
ルーチンであるとするとこのときには|DTa(4)−
DTa(2)|がKo ・|DTa(2)−DTa(1)
|であるか否かが判別される。図22に示されるように
DTa(4)に対してDTa(2)が急変すると|DT
a(4)−DTa(2)|はKo ・|DTa(2)−D
Ta(1)|よりも大きくなる。このときトルク変動算
出禁止フラグがセットされ、経過時間差DTa(i)が
急変した2番気筒#2のトルク変動量の算出が禁止され
る。[0086] That is, when an interrupt routine at time t 3 now Figure 22 at this time | DTa (4) -
DTa (2) | is K o · | DTa (2) −DTa (1)
| Is determined. As shown in FIG. 22, when DTa (2) changes rapidly with respect to DTa (4), | DT
a (4) -DTa (2) | is K o · | DTa (2) -D
Ta (1) |. At this time, the torque fluctuation calculation prohibition flag is set, and the calculation of the torque fluctuation amount of the second cylinder # 2 in which the elapsed time difference DTa (i) has suddenly changed is prohibited.
【0087】次に図23に示すトルク変動算出ルーチン
について説明する。図23を参照すると、まず初めにス
テップ301において一つ前に燃焼が行われた(i−
1)番気筒のトルク変動量を算出すべきことを示すフラ
グXCAL(i−1)がセットされているか否かが判別
される。フラグXCAL(i−1)=“0”のとき、即
ちフラグXCAL(i−1)がセットされていないとき
には処理サイクルを完了する。これに対してフラグXC
AL(i−1)=“1”のとき、即ちフラグXCAL
(i−1)がセットされているときにはステップ302
に進んでフラグXCAL(i−1)がリセットされ、次
いでステップ303に進む。Next, the torque fluctuation calculation routine shown in FIG. 23 will be described. Referring to FIG. 23, first, in step 301, combustion was performed immediately before (i-
1) It is determined whether or not a flag XCAL (i-1) indicating that the torque variation of the cylinder No. should be calculated is set. When the flag XCAL (i-1) = "0", that is, when the flag XCAL (i-1) is not set, the processing cycle is completed. On the other hand, the flag XC
When AL (i-1) = "1", that is, when the flag XCAL
When (i-1) is set, step 302
The flag XCAL (i-1) is reset, and then the routine proceeds to step 303.
【0088】ステップ303では一つ前に燃焼が行われ
た気筒についてのトルク変動量の算出を禁止する禁止フ
ラグXNOCALがリセット(XNOCAL=“0”)
されているか否かが判別される。この禁止フラグがセッ
ト(XNOCAL=“1”)されているときにはステッ
プ311に進んで禁止フラグXNOCALがリセットさ
れる。これに対して禁止フラグがリセットされていると
きにはステップ304に進む。即ち、フラグXCALが
セットされており、かつ禁止フラグXNOCALがリセ
ットされているときのみステップ304に進む。In step 303, the prohibition flag XNOCAL for prohibiting the calculation of the amount of torque fluctuation for the cylinder in which combustion was performed immediately before is reset (XNOCAL = “0”).
It is determined whether or not it has been performed. When this prohibition flag is set (XNOCAL = "1"), the routine proceeds to step 311 where the prohibition flag XNOCAL is reset. On the other hand, when the prohibition flag has been reset, the routine proceeds to step 304. That is, the process proceeds to step 304 only when the flag XCAL is set and the prohibition flag XNOCAL is reset.
【0089】ステップ304では一つ前に燃焼が行われ
た(i−1)番気筒の仮想の経過時間差Kb(i−1)
(図10および図11参照)が次式に基づいて算出され
る。 Kb(i−1)={2・DTa(i−1)+DTa
(i)}/3 次いでステップ305では次式に基づいて一つ前に燃焼
が行われた(i−1)番気筒の実際の出力トルクDN
(i−1)が算出される。In step 304, a virtual elapsed time difference Kb (i-1) of the (i-1) th cylinder in which combustion was performed immediately before.
(See FIG. 10 and FIG. 11) is calculated based on the following equation. Kb (i−1) = {2 · DTa (i−1) + DTa
(I)} / 3 Next, at step 305, based on the following equation, the actual output torque DN of the (i-1) th cylinder in which combustion was performed immediately before:
(I-1) is calculated.
【0090】DN(i−1)={30°/Tb(i−
1)}2−{30°/Ta(i−1)}2 次いでステップ306では次式に基づいて一つ前に燃焼
が行われた(i−1)番気筒の仮想の出力トルクDNS
(i−1)が算出される。 DNS(i−1)={30°/(TbO(i−1)+K
b(i−1))}2−{30°/Ta(i−1)}2 次いでステップ307では次式に示すように仮想の出力
トルクDNS(i−1)から実際の出力トルクDN(i
−1)を減算することによって一つ前に燃焼が行われた
(i−1)番気筒のトルク変動量DLN(i−1)が算
出される。DN (i-1) = {30 ° / Tb (i-
1) { 2- {30 ° / Ta (i-1)} 2 Next, at step 306, the virtual output torque DNS of the (i-1) th cylinder in which combustion was performed immediately before based on the following equation.
(I-1) is calculated. DNS (i-1) = {30 ° / (TbO (i-1) + K
b (i−1))} 2 − {30 ° / Ta (i−1)} 2 Next, at step 307, as shown in the following equation, the virtual output torque DNS (i−1) is converted to the actual output torque DN (i).
By subtracting -1), the torque fluctuation amount DLN (i-1) of the (i-1) th cylinder in which combustion was performed immediately before is calculated.
【0091】 DLN(i−1)=DNS(i−1)−DN(i−1) 即ち、例えば今3番気筒#3のATDC30°であって
フラグXCAL(1)がセットされているとするとステ
ップ304において1番気筒#1に対する仮想の経過時
間差Kb(1)が算出され、次いでステップ305にお
いて1番気筒#1の実際の出力トルクDN(1)が算出
され、ステップ306において1番気筒#1の仮想の出
力トルクDNS(1)が算出され、次いでステップ30
7において1番気筒#1のトルク変動量DLN(1)が
算出される。DLN (i−1) = DNS (i−1) −DN (i−1) That is, for example, suppose that the flag XCAL (1) is set at 30 ° ATDC of the third cylinder # 3. In step 304, a virtual elapsed time difference Kb (1) with respect to the first cylinder # 1 is calculated. Next, in step 305, the actual output torque DN (1) of the first cylinder # 1 is calculated. 1 virtual output torque DNS (1) is calculated, then step 30
At 7, the torque fluctuation amount DLN (1) of the first cylinder # 1 is calculated.
【0092】なお、各気筒の出力変動量GLN(i−
1)を求める場合にはステップ305からステップ30
7において以下のような計算を行えばよい。即ち、ステ
ップ305では実際のトルク変動量DN(i−1)を求
める代りに次式に基づいて実際の出力変動量GN(i−
1)を算出する。 GN(i−1)={30°/Tb(i−1)}−{30
°/Ta(i−1)} 次いでステップ306では仮想のトルク変動量DNS
(i−1)を求める代りに次式に基づいて仮想の出力変
動量GNS(i−1)を算出する。Note that the output fluctuation amount GLN (i−
When determining 1), steps 305 to 30
7, the following calculation may be performed. That is, in step 305, instead of obtaining the actual torque fluctuation DN (i-1), the actual output fluctuation GN (i-
1) is calculated. GN (i-1) = {30 ° / Tb (i-1)}-{30
° / Ta (i-1)} Next, at step 306, the virtual torque fluctuation amount DNS
Instead of obtaining (i-1), the virtual output fluctuation amount GNS (i-1) is calculated based on the following equation.
【0093】GNS(i−1)={30°/(TbO
(i−1)+Kb(i−1))}−{30°/Ta(i
−1)} 次いでステップ307ではトルク変動量DLN(i−
1)を求める代りに次式に基づいて出力変動量GLN
(i−1)を算出する。 GLN(i−1)=GNS(i−1)−GN(i−1) さて、ステップ307においてトルク変動量DLN(i
−1)が算出されるとステップ308に進んでトルク変
動量DLN(i−1)が正であるか否かが判別される。
DLN(i−1)≧0であればステップ310にジャン
プして一つ前に燃焼が行われた気筒のトルク変動量DL
N(i−1)を積算すべきことを示す積算要求フラグX
DLNI(i−1)がセット(XDLNI(i−1)←
“1”)される。これに対してDLN(i−1)<0で
あればステップ309に進んでDLN(i−1)が零と
され、次いでステップ310に進む。なお、各気筒のト
ルクは上昇と低下を繰返し、この場合トルク変動量を求
めるにはトルクの上昇分かトルクの減少分のいずれかを
積算すればよい。図23に示すルーチンではトルクの減
少分のみを積算するようにしており、従って上述したよ
うにDLN(i−1)<0のときにはDLN(i−1)
を零にしている。GNS (i-1) = {30 ° / (TbO)
(I-1) + Kb (i-1))}-{30 ° / Ta (i
−1)} Next, at step 307, the torque fluctuation amount DLN (i−
Instead of obtaining 1), the output fluctuation amount GLN is calculated based on the following equation.
(I-1) is calculated. GLN (i-1) = GNS (i-1) -GN (i-1) In step 307, the torque fluctuation amount DLN (i
When -1) is calculated, the routine proceeds to step 308, where it is determined whether or not the torque fluctuation amount DLN (i-1) is positive.
If DLN (i−1) ≧ 0, the routine jumps to step 310 and the torque fluctuation amount DL of the cylinder in which combustion was performed immediately before is performed.
Integration request flag X indicating that N (i-1) should be integrated
DLNI (i-1) is set (XDLNI (i-1) ←
"1"). On the other hand, if DLN (i-1) <0, the routine proceeds to step 309, where DLN (i-1) is set to zero, and then proceeds to step 310. Note that the torque of each cylinder repeatedly increases and decreases. In this case, the amount of torque fluctuation may be obtained by integrating either the increase in torque or the decrease in torque. In the routine shown in FIG. 23, only the amount of decrease in torque is integrated. Therefore, when DLN (i-1) <0, as described above, DLN (i-1)
Is set to zero.
【0094】次に図24を参照しつつカウンタCDLN
IXの処理について説明する。このカウンタCDLNI
Xのカウント値は後に説明する機関のトルク変動値を算
出する際に使用される。図24を参照すると、まず初め
にステップ401において現在3番気筒#3のATDC
30°であるか否かが判別される。現在3番気筒#3の
ATDC30°でないときには処理サイクルを完了し、
現在3番気筒#3のATDC30°であるときにはステ
ップ402に進む。ステップ402では機関のトルク変
動値を算出するためのトルク変動値算出条件が成立して
いるか否かが判別される。例えば空燃比をリーンとする
条件が成立していないか、或いは機関負荷Q/Nの単位
時間当りの変化量ΔQ/Nが設定値以上であるか、或い
は機関回転数の単位時間当りの変化量ΔNが設定値以上
であるときにはトルク変動値算出条件が成立していない
と判断され、それ以外のときにはトルク変動値算出条件
が成立していると判断される。Next, the counter CDLN will be described with reference to FIG.
IX processing will be described. This counter CDLNI
The count value of X is used when calculating an engine torque fluctuation value described later. Referring to FIG. 24, first, at step 401, the ATDC of the current third cylinder # 3
It is determined whether it is 30 °. If the current ATDC of the third cylinder # 3 is not 30 °, the processing cycle is completed.
If it is currently ATDC 30 ° of the third cylinder # 3, the routine proceeds to step 402. In step 402, it is determined whether or not a torque fluctuation value calculation condition for calculating a torque fluctuation value of the engine is satisfied. For example, the condition for making the air-fuel ratio lean is not satisfied, or the variation ΔQ / N of the engine load Q / N per unit time is equal to or greater than a set value, or the variation of the engine speed per unit time. When ΔN is equal to or larger than the set value, it is determined that the torque fluctuation value calculation condition is not satisfied. Otherwise, it is determined that the torque fluctuation value calculation condition is satisfied.
【0095】ステップ402においてトルク変動値算出
条件が成立していると判断されたときにはステップ40
8に進んでカウント値CDLNIXが1だけインクリメ
ントされる。このカウント値CDLNIXのインクリメ
ント作用は3番気筒#3がATDC30°となる毎に、
即ち720°クランク角度毎に行われる。次いでステッ
プ409ではカウント値CDLNIXのインクリメント
作用が開始されてからカウント値CDLNIXがクリア
されるまでの間の機関回転数の平均値NAVE および吸入
空気量Qの平均値QAVE が算出される。When it is determined in step 402 that the torque fluctuation value calculation condition is satisfied, step 40
Proceeding to 8, the count value CDLNIX is incremented by one. The increment operation of the count value CDLNIX is performed every time the third cylinder # 3 reaches ATDC 30 °.
That is, it is performed every 720 ° crank angle. Next, at step 409, the average value N AVE of the engine speed and the average value Q AVE of the intake air amount Q from the start of the increment operation of the count value CDLNIX until the count value CDLNIX is cleared are calculated.
【0096】一方、ステップ402においてトルク変動
値算出条件が成立していないと判断されたときにはステ
ップ403に進んでカウント値CDLNIXがクリアさ
れる。次いでステップ404では各気筒に対するトルク
変動量DLN(i)の積算値DLNI(i)(この積算
値は後に説明するルーチンにおいて算出される)がクリ
アされ、次いでステップ405では各気筒に対する積算
カウント値CDLNI(i)(この積算カウント値は後
に説明するルーチンにおいて算出される)がクリアされ
る。On the other hand, when it is determined in step 402 that the torque fluctuation value calculation condition is not satisfied, the routine proceeds to step 403, where the count value CDLNIX is cleared. Next, at step 404, the integrated value DLNI (i) of the torque fluctuation amount DLN (i) for each cylinder (this integrated value is calculated in a routine described later) is cleared, and then at step 405, the integrated count value CDLNI for each cylinder. (I) (this integrated count value is calculated in a routine described later) is cleared.
【0097】次いでステップ406では目標トルク変動
値LVLLFBが算出される。本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26(A)に示され
るように機関負荷Q/Nが高くなるほど大きくなり、機
関回転数Nが高くなるほど大きくなる。この目標トルク
変動値LVLLFBは図26(B)に示されるように機
関負荷Q/Nおよび機関回転数Nの関数としてマップの
形で予めROM22内に記憶されている。次いでステッ
プ407では各気筒のトルク変動値DLNISM(i)
(このトルク変動値は後に説明するルーチンにおいて算
出される)が図26(B)のマップから算出された目標
トルク変動値LVLLFBとされる。Next, at step 406, the target torque fluctuation value LVLLFB is calculated. In the embodiment according to the present invention, the air-fuel ratio is feedback-controlled so that the torque fluctuation value calculated as described later becomes the target torque fluctuation value LVLLFB. This target torque fluctuation value LVLLLF
B increases as the engine load Q / N increases, and increases as the engine speed N increases, as shown in FIG. The target torque fluctuation value LVLLFB is stored in the ROM 22 in advance in the form of a map as a function of the engine load Q / N and the engine speed N as shown in FIG. Next, at step 407, the torque fluctuation value DLNISM (i) of each cylinder
(This torque fluctuation value is calculated in a routine to be described later) is set as a target torque fluctuation value LVLLFB calculated from the map of FIG.
【0098】ところで前述したように機関の駆動系に捩
り振動が発生するとこの駆動系の捩り振動によってクラ
ンクシャフトに捩り振動が発生せしめられる。また、駆
動輪19にアンバランスが存在すると駆動輪19は回転
振動を生じ、この回転振動によってもクランクシャフト
に捩り振動が発生せしめられる。この場合、駆動系の固
有振動数と駆動輪19の回転一次振動数とが一致すると
クランクシャフトに発生せしめられる捩り振動が増勢さ
れ、更にこのとき車両が揺れ始める。As described above, when torsional vibration is generated in the drive system of the engine, torsional vibration of the crankshaft is generated by the torsional vibration of the drive system. In addition, if there is an imbalance in the driving wheels 19, the driving wheels 19 generate rotational vibrations, and the rotational vibrations also generate torsional vibrations on the crankshaft. In this case, when the natural frequency of the drive system matches the primary rotational frequency of the drive wheels 19, the torsional vibration generated on the crankshaft is increased, and at this time, the vehicle starts to shake.
【0099】ところが本発明におけるようにクランクシ
ャフトの角速度Wa,Wbに基づいてトルク変動量を算
出するようにした場合には、上述の如くクランクシャフ
トに発生せしめられる捩り振動が増勢されると実際のト
ルク変動量は小さいにもかかわらずに計算上のトルク変
動量が大きくなる。計算上のトルク変動量が大きくなる
とトルク変動量を小さくすべく空燃比がリッチ側に制御
される。しかしながらこのように空燃比がリッチ側に制
御されてもクランクシャフトの捩り振動はおさまらな
い。従って駆動系の固有振動数と駆動輪19の回転一次
振動数とが一致する運転状態が継続すると空燃比がリッ
チ側に制御され続けるために空燃比が最適な空燃比に対
してリッチ側に大巾にずれてしまうという問題を生ずる
ことになる。そこで本発明では駆動系の固有振動数と駆
動輪19の回転一次振動数とが一致する運転状態になっ
たときには空燃比の補正を禁止するようにしている。However, when the amount of torque fluctuation is calculated based on the angular velocities Wa and Wb of the crankshaft as in the present invention, when the torsional vibration generated on the crankshaft is increased as described above, the actual Although the torque fluctuation amount is small, the calculated torque fluctuation amount becomes large. When the calculated torque fluctuation increases, the air-fuel ratio is controlled to the rich side in order to reduce the torque fluctuation. However, even when the air-fuel ratio is controlled to the rich side, the torsional vibration of the crankshaft does not stop. Therefore, if the driving state in which the natural frequency of the drive system and the primary rotation frequency of the driving wheel 19 match continues, the air-fuel ratio is continuously controlled to the rich side, so that the air-fuel ratio increases to the rich side with respect to the optimal air-fuel ratio. This causes a problem that the width is shifted. Therefore, in the present invention, the correction of the air-fuel ratio is prohibited when the operation state is such that the natural frequency of the drive system and the primary frequency of rotation of the drive wheels 19 match.
【0100】即ち、具体的に説明すると駆動系の固有振
動数は変速機18のシフト位置によって変化し、本発明
による実施例では駆動系の固有振動数はシフト位置が2
速(セカンド)位置のときに6Hz付近であり、シフト位
置が3速(サード)位置のときには7Hz付近であり、シ
フト位置が4速位置のときには8Hz付近であり、シフト
位置が5速位置のときには10Hz付近である。That is, specifically, the natural frequency of the drive system changes according to the shift position of the transmission 18. In the embodiment according to the present invention, the natural frequency of the drive system is such that the shift position is 2
When the shift position is the second position, it is around 6 Hz, when the shift position is the third speed position, it is around 7 Hz, when the shift position is the fourth speed position, it is around 8 Hz, and when the shift position is the fifth position, It is around 10 Hz.
【0101】一方、車速をSPD(Km/h)で表わし、
駆動輪19の半径をR(m)で表すと駆動輪19の回転
一次振動数fは次式で表わされる。 f=SPD・(1000/3600)・(1/2πR) 即ち、駆動輪19の回転一次振動数fは車速SPDの関
数であり、シフト位置に応じた特定の車速SPD0 にお
いて駆動輪19の回転一次振動数fが駆動系の固有振動
数に一致することになる。この特定の車速SPD0 はシ
フト位置が2速位置のときには55Km/h付近であり、
シフト位置が3速位置のときには70Km/h付近であ
り、シフト位置が4速位置のときには80Km/h付近で
あり、シフト位置が5速位置のときには85Km/h付近
である。On the other hand, the vehicle speed is represented by SPD (Km / h),
When the radius of the driving wheel 19 is represented by R (m), the primary rotational frequency f of the driving wheel 19 is represented by the following equation. f = SPD · (1000/3600) · (1 / 2πR) That is, the primary rotational frequency f of the drive wheel 19 is a function of the vehicle speed SPD, and the rotation of the drive wheel 19 at a specific vehicle speed SPD 0 according to the shift position. The primary frequency f matches the natural frequency of the drive system. This specific vehicle speed SPD 0 is around 55 km / h when the shift position is the second speed position,
When the shift position is the third speed position, it is around 70 km / h, when the shift position is the fourth speed position, it is around 80 km / h, and when the shift position is the fifth speed position, it is around 85 km / h.
【0102】そこで本発明による実施例では車速SPD
が下表に示すようにシフト位置(n)に応じた予め定め
られた範囲内にあるときに駆動輪19の回転一次振動数
fと駆動系の固有振動数とが一致していると判断するよ
うにしている。 シフト位置 車速 2速 GL(2)<SPD<GH(2) 3速 GL(3)<SPD<GH(3) 4速 GL(4)<SPD<GH(4) 5速 GL(5)<SPD<GH(5) ここでGL(n)(n=2,3,4,5)はシフト位置
(n)に応じた特定の車速SPD0 よりも3Km/h程度
低い車速を示しており、GH(n)(n=2,3,4,
5)はシフト位置(n)に応じた特定の車速SPD0 よ
りも3Km/h程度高い車速を示している。例えばシフト
位置(n)が2速(n=2)のときの特定の車速SPD
0 を55Km/hとするとGL(2)は52Km/hとさ
れ、GH(2)は58Km/hとされる。Therefore, in the embodiment according to the present invention, the vehicle speed SPD
Is within a predetermined range corresponding to the shift position (n) as shown in the table below, it is determined that the primary rotational frequency f of the drive wheel 19 and the natural frequency of the drive system match. Like that. Shift position Vehicle speed 2nd speed GL (2) <SPD <GH (2) 3rd speed GL (3) <SPD <GH (3) 4th speed GL (4) <SPD <GH (4) 5th speed GL (5) <SPD <GH (5) Here, GL (n) (n = 2, 3, 4, 5) indicates a vehicle speed about 3 km / h lower than the specific vehicle speed SPD 0 corresponding to the shift position (n). (N) (n = 2, 3, 4,
5) shows a specific order of 3Km / h higher speed than the vehicle speed SPD 0 in accordance with the shift position (n). For example, a specific vehicle speed SPD when the shift position (n) is the second speed (n = 2)
If 0 is 55 km / h, GL (2) is 52 km / h and GH (2) is 58 km / h.
【0103】本発明による実施例では車速SPDがシフ
ト位置(n)に応じたGL(n)とGH(n)との間に
あると判断されたときには空燃比の補正が禁止される。
その結果、空燃比がリッチ側に大巾にずれるのを阻止す
ることができる。図28は繰返し実行されるメインルー
チンを示している。このメインルーチンではまず初めに
トルク変動値の算出ルーチン(ステップ500)が実行
される。このルーチンが図29および図30に示されて
いる。次いで禁止フラグXNEの制御ルーチン(ステッ
プ600)が実行される。このルーチンが図31に示さ
れている。次いでリーンリミットフィードバック補正係
数FLLFBの算出ルーチン(ステップ700)が実行
される。このルーチンが図32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33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。In the embodiment according to the present invention, when it is determined that the vehicle speed SPD is between GL (n) and GH (n) corresponding to the shift position (n), the correction of the air-fuel ratio is prohibited.
As a result, it is possible to prevent the air-fuel ratio from largely shifting to the rich side. FIG. 28 shows a main routine that is repeatedly executed. In this main routine, first, a torque fluctuation value calculation routine (step 500) is executed. This routine is shown in FIGS. 29 and 30. Next, a control routine of the prohibition flag XNE (step 600) is executed. This routine is shown in FIG. Next, a calculation routine (step 700) of the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is executed. This routine is shown in FIG. Next, when a predetermined crank angle is reached, an injection time calculation routine (step 800) is executed. This routine is shown in FIG. Next, another routine (step 900) is executed.
【0104】次に図29および図30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29および
図30を参照すると、まず初めにステップ501におい
てトルク変動量DLN(i)を積算すべきことを示す積
算要求フラグXDLNI(i)がセット(XDLNI
(i)=“1”)されているか否かが判別される。積算
要求フラグXDLNI(i)がセットされていないとき
にはステップ509にジャンプし、積算要求フラグXD
LNI(i)がセットされているときにはステップ50
2に進む。ステップ502では積算要求フラグXDLN
I(i)がリセットされる。次いでステップ503では
トルク変動量DLN(i)がトルク変動量積算値DLN
I(i)に加算される。次いでステップ504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501において1番気筒に
ついての積算要求フラグXDLNI(1)がセットされ
たとするとステップ502においてこのフラグXDLN
I(1)がリセットされ、ステップ503においてトル
ク変動量積算値DLNI(1)が算出され、ステップ5
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。Next, a description will be given of a torque variation value calculation routine shown in FIGS. 29 and 30. Referring to FIGS. 29 and 30, first, at step 501, an integration request flag XDLNI (i) indicating that the torque variation DLN (i) should be integrated is set (XDLNI).
(I) = “1”) is determined. If the integration request flag XDLNI (i) is not set, the process jumps to step 509, where the integration request flag XD
Step 50 when LNI (i) is set
Proceed to 2. In step 502, the integration request flag XDLN
I (i) is reset. Next, at step 503, the torque variation DLN (i) is changed to the torque variation integrated value DLN.
It is added to I (i). Next, at step 504, the integrated count value CDLNI (i) is incremented by one. That is, for example, if the integration request flag XDLNI (1) for the first cylinder is set in step 501, this flag XDLN is set in step 502.
I (1) is reset, and in step 503, the torque variation integrated value DLNI (1) is calculated.
At 04, the integrated count value CDLNI (1) is incremented by one.
【0105】次いでステップ505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
509にジャンプし、CDLNI(i)が“8”になる
とステップ506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507では各気筒に対するトルク変動量
積算値DLNI(i)がクリアされ、次いでステップ5
08では積算カウント値CDLNI(i)がリセットさ
れる。Next, at step 505, it is determined whether or not the accumulated count value CDLNI (i) has become "8". When CDLNI (i) is not "8", the routine jumps to step 509, and when CDLNI (i) becomes "8", the routine proceeds to step 506, where the torque fluctuation value DLNISM (i) of each cylinder is calculated from the following equation. DLNISM (i) = DLNISM (i) + {DLNI
(I) -DLNISM (i)} / 4 Next, in step 507, the torque variation integrated value DLNI (i) for each cylinder is cleared, and then step 5
At 08, the integrated count value CDLNI (i) is reset.
【0106】即ち、算出されたトルク変動量積算値DL
NI(i)とこれまで用いられてきたトルク変動値DL
NISM(i)との間に差があるときにはこの差{DL
NI(i)−DLNISM(i)}に1/4を乗算した
値がトルク変動値DLNISM(i)に加算される。従
って例えば1番気筒#1についての積算カウント値CD
LNI(1)が“8”になるとステップ506において
トルク変動値DLNISM(1)が算出されることにな
る。That is, the calculated torque variation integrated value DL
NI (i) and torque fluctuation value DL used so far
When there is a difference from NISM (i), this difference {DL
NI (i) -DLNISM (i)} multiplied by 1/4 is added to torque fluctuation value DLNISM (i). Therefore, for example, the integrated count value CD for the first cylinder # 1
When LNI (1) becomes “8”, the torque fluctuation value DLNISM (1) is calculated in step 506.
【0107】次いでステップ509では図24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510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511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。Next, at step 509, it is determined whether or not the count value CDLNIX calculated in the routine shown in FIG. 24 has become "8". When CDLNIX is not "8", the processing cycle is completed and CDLNIX is not executed.
When IX becomes "8", the routine proceeds to step 510, where the average torque fluctuation value DLNISM (= {DLNISM (1) + D), which is the average of the torque fluctuation values DLNISM (i) of each cylinder.
LNISM (2) + DLNISM (3) + DLNISM
(4)} / 4) is calculated. Next, at step 511, the count value CDLNIX is cleared. In this way, the value DLNISM representing the torque fluctuation amount of the engine is calculated.
【0108】なお、前述したようにカウント値CDLN
IXは720°クランク角度毎に1だけインクリメント
され、いずれの気筒についてもトルクの算出が禁止され
たことがなければカウント値CDLNIXが“8”にな
ったときには全ての気筒に対する積算カウント値CDL
NI(1),CDLNI(2),CDLNI(3),C
DLNI(4)は既に“8”となっている。従ってこの
場合には全ての気筒についてトルク変動値DLNISM
(i)が算出される。一方、例えば1番気筒#1につい
てトルク変動量の算出が禁止されたとするとカウント値
CDLNIXが“8”になったときに1番気筒#1の積
算カウント値CDLNI(1)だけは“8”になってお
らず、斯くして1番気筒#1については新たなトルク変
動量積算値DLNI(1)は算出されていない。従って
この場合、ステップ510において平均トルク変動値D
LNISMを求める際には1番気筒#1だけについては
以前に算出されたトルク変動値DLNISM(1)が使
用される。As described above, the count value CDLN
IX is incremented by 1 every 720 ° crank angle, and unless the calculation of torque is prohibited for any cylinder, when the count value CDLNIX becomes “8”, the integrated count value CDL for all cylinders
NI (1), CDLNI (2), CDLNI (3), C
DLNI (4) is already "8". Therefore, in this case, the torque fluctuation value DLNISM for all cylinders
(I) is calculated. On the other hand, for example, if the calculation of the torque fluctuation amount is prohibited for the first cylinder # 1, when the count value CDLNIX becomes "8", only the integrated count value CDLNI (1) of the first cylinder # 1 becomes "8". As a result, a new integrated torque variation amount DLNI (1) is not calculated for the first cylinder # 1. Therefore, in this case, in step 510, the average torque fluctuation value D
When obtaining the LNISM, the torque fluctuation value DLNISM (1) previously calculated is used for only the first cylinder # 1.
【0109】次に図31を参照しつつ空燃比の補正を禁
止する禁止フラグXNEの制御ルーチンについて説明す
る。図31を参照するとまず初めにステップ601にお
いて機関回転数Nを車速SPDにより除算することによ
って得られた値NVR(=N/SPD)から変速機18
のシフト位置(n)が求められる。次いでステップ60
2ではシフト位置(n)に応じた車速SPDの範囲を示
すGL(n)およびGH(n)の値が選択される。例え
ばステップ601においてシフト位置(n)が2速(n
=2)であると判断されるとステップ602ではGL
(2)=52Km/h,GH(2)=58Km/hとされ
る。Next, a control routine of a prohibition flag XNE for prohibiting the correction of the air-fuel ratio will be described with reference to FIG. Referring to FIG. 31, first, at step 601, the transmission 18 is obtained from a value NVR (= N / SPD) obtained by dividing the engine speed N by the vehicle speed SPD.
Is determined. Then step 60
In 2, the values of GL (n) and GH (n) indicating the range of the vehicle speed SPD according to the shift position (n) are selected. For example, in step 601, the shift position (n) is set to the second speed (n
= 2), it is determined in step 602 that GL
(2) = 52 km / h and GH (2) = 58 km / h.
【0110】次いでステップ603では車速SPDがシ
フト位置(n)に応じたGL(n)とGH(n)との間
にあるか否かが判別される。SPD≦GL(n)のと
き、或いはSPD≧GH(n)のときにはステップ60
5に進んで禁止フラグXNEがリセット(XNE←
“0”)される。これに対してGL(n)<SPD<G
H(n)のときにはステップ604に進んで禁止フラグ
XNEがセット(XNE←“1”)される。禁止フラグ
XNEがセットされると後述するように空燃比の補正が
禁止される。Next, at step 603, it is determined whether or not the vehicle speed SPD is between GL (n) and GH (n) corresponding to the shift position (n). When SPD ≦ GL (n) or when SPD ≧ GH (n), step 60
5 and the prohibition flag XNE is reset (XNE ←
"0"). On the other hand, GL (n) <SPD <G
If H (n), the routine proceeds to step 604, where the inhibition flag XNE is set (XNE ← “1”). When the prohibition flag XNE is set, the correction of the air-fuel ratio is prohibited as described later.
【0111】次に図32を参照しつつFLLFB算出ル
ーチンについて説明する。図32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。Next, the FLLFB calculation routine will be described with reference to FIG. Referring to FIG. 32, first, at step 701, it is determined whether or not the condition for updating the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is satisfied. For example, when the engine is warming up, or when the operating state of the engine is not in the learning region surrounded by the broken line in FIG. 5, it is determined that the update condition is not satisfied,
At other times, it is determined that the update condition is satisfied. When the update condition is not satisfied, the processing cycle is completed. When the update condition is satisfied, step 70 is executed.
Proceed to 2.
【0112】ステップ702では禁止フラグXNEがセ
ットされているか否かが判別される。禁止フラグXNE
がセット(XNE=“1”)されているときには処理サ
イクルを完了し、このとき空燃比の補正が禁止される。
それに対して禁止フラグXNEがリセット(XNE=
“0”)されているときにはステップ703に進む。ス
テップ703では機関負荷Q/Nと機関回転数Nから図
26(B)に示すマップに基づいて目標トルク変動値L
VLLFBが算出される。次いでステップ704および
ステップ705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),LVL
L(n)が算出される。In step 702, it is determined whether or not the prohibition flag XNE has been set. Prohibition flag XNE
Is set (XNE = "1"), the processing cycle is completed, and at this time, correction of the air-fuel ratio is prohibited.
On the other hand, the prohibition flag XNE is reset (XNE =
If “0”), the process proceeds to step 703. In step 703, the target torque fluctuation value L is calculated from the engine load Q / N and the engine speed N based on the map shown in FIG.
VLLFB is calculated. Next, in Steps 704 and 705, the torque fluctuation levels LVLH (n), LVL expressed by the following equations based on the fluctuation amount determination values DH (n), DL (n) corresponding to the target torque fluctuation value LLLFB.
L (n) is calculated.
【0113】 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
27(A)に示されるように予め定められている。即
ち、図27(A)からわかるようにDH(n)について
は3つの正の値が定められており、DH(3)>DH
(2)>DH(1)の関係を有する。更に、これらDH
(1),DH(2),DH(3)は目標トルク変動値L
VLLFBが大きくなるにつれて次第に増大する。一
方、DL(n)については3つの負の値が定められてお
り、DL(1)>DL(2)>DL(3)の関係を有す
る。更に、これらDL(1),DL(2),DL(3)
の絶対値は目標トルク変動値LVLLFBが大きくなる
につれて次第に増大する。LVLH (n) = LVLLFB + DH (n) LVLL (n) = LVLLFB + DL (n) Here, the fluctuation amount determination values DH (n) and DL (n) are predetermined as shown in FIG. 27 (A). Have been. That is, as can be seen from FIG. 27A, three positive values are defined for DH (n), and DH (3)> DH
(2)> DH (1) Furthermore, these DH
(1), DH (2), DH (3) are the target torque fluctuation values L
It gradually increases as VLLFB increases. On the other hand, three negative values are defined for DL (n), and have a relationship of DL (1)> DL (2)> DL (3). Further, DL (1), DL (2), DL (3)
Of the target torque fluctuation value LVLLFB gradually increases.
【0114】ところで今、ステップ703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704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705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。Now, suppose that the target torque fluctuation value LVLLFB calculated in step 703 is a value indicated by a broken line. In this case, in step 704, the values obtained by adding DH (1), DH (2), and DH (3) on the broken line to the target torque fluctuation value LVLLFB are the torque fluctuation levels LVLH (1), LVLH (2), LVLH ( 3), and at step 705, DL (1), DL on the broken line
The values obtained by adding (2) and DL (3) to the target torque fluctuation value LVLLFB are the torque fluctuation levels LVLL (1) and LLL, respectively.
VLL (2) and LVLL (3).
【0115】一方、図27(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27(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27(A)
の対応する領域に示されている。On the other hand, as shown in FIG.
Area between the torque fluctuation levels LVLH (n) and LVLL (n)
Feedback correction value + a1, + ATwo, + A
Three, + AFour, -B1, -BTwo, -BThree, -BFourIs predetermined
For example, when the torque fluctuation level is LVLH
Feed for the area between (1) and LVLH (2)
The back correction value is + aTwoBecomes These feedback supplements
Positive value is + aFour> + AThree> + ATwo> + A1And -b
1> -BTwo> -BThree> -BFourIt is. As shown in FIG.
Each feedback correction value + a1, + ATwo, + AThree, +
aFour, -B1, -B Two, -BThree, -BFourIs shown in FIG.
In the corresponding area.
【0116】ステップ704およびステップ705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706に進んで図29お
よび図30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27(B)
に示されるどのトルク変動レベルLVLH(n),LV
LL(n)の間にあるかが判別される。次いでステップ
707では対応するフィードバック補正値DLFBが算
出される。例えば今、目標トルク変動値LVLLFBが
図27(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27(B)のL
VLH(1)とLVLH(2)との間である場合、即ち
目標トルク変動値LVLLFBに対する平均トルク変動
値DLNISMの偏差が図27(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。At steps 704 and 705, the torque fluctuation levels LVLH (n) and LVLL are
When (n) is calculated, the routine proceeds to step 706, where the average torque fluctuation value DLNISM calculated by the torque fluctuation value calculation routine shown in FIG. 29 and FIG.
Which torque fluctuation level LVLH (n), LV
It is determined whether it is between LL (n). Next, at step 707, the corresponding feedback correction value DLFB is calculated. For example, now, the target torque fluctuation value LVLLFB is a value indicated by a broken line in FIG. 27 (A), and the calculated average torque fluctuation value DLNISM is represented by L in FIG.
In the case between VLH (1) and LVLH (2), that is, the deviation of the average torque fluctuation value DLNISM from the target torque fluctuation value LVLLFB is indicated by DH (1) and DH (2) on the broken line in FIG. If it is between them, the feedback correction value DLFB is set to + a 2 .
【0117】次いでステップ708では図24に示すC
DLNIXの処理ルーチンのステップ409において求
められた機関回転数の平均値NAVE および吸入空気量Q
の平均値QAVE 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FLLFBij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709ではステ
ップ708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値
DLFBが加算される。Next, at step 708, C shown in FIG.
Average engine speed N AVE and intake air amount Q obtained in step 409 of the processing routine of DLNIX
The lean limit feedback correction coefficient FLLFBij to be updated is determined based on the average value Q AVE of the learning region shown in FIG. Next, at step 709, the feedback correction value DLFB is added to the lean limit feedback correction coefficient FLLFBij determined at step 708.
【0118】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。That is, as described above, for example, DLNISM
> LVLLFB and LVLH (1) <DLNIS
When M <LVLH (2), + a 2 is added to the lean limit feedback correction coefficient FLLFBij. As a result, the air-fuel ratio becomes smaller, so that the torque fluctuation amount of each cylinder is reduced. On the other hand, DLNISM <LV
LLFB and LVLL (1)>DLNISM> LV
-B 2 is added to the lean limit feedback correction coefficient FLLFBij when a LL (2). As a result, the air-fuel ratio increases, so that the amount of torque fluctuation in each cylinder is increased. In this way, the air-fuel ratio during the lean operation is controlled such that the average torque fluctuation value DLNISM of all cylinders becomes the target torque fluctuation value LVLLFB.
【0119】なお、図24に示すルーチンに示されるよ
うにトルク変動値の算出条件が成立しないときにはステ
ップ407において全ての気筒に対するDLNISM
(i)がLVLLFBとされ、斯くして平均トルク変動
値DLNISMも目標トルク変動値LVLLFBとされ
る。従ってこのときにはリーンリミットフィードバック
補正係数FLLFBijの更新は行われない。When the conditions for calculating the torque fluctuation value are not satisfied, as shown in the routine shown in FIG.
(I) is LVLLFB, and thus the average torque fluctuation value DLNISM is also the target torque fluctuation value LVLLFB. Therefore, at this time, the lean limit feedback correction coefficient FLLFBij is not updated.
【0120】次に図33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33を参照すると、ま
ず初めにステップ801において図2に示すマップから
基本燃料噴射時間TPが算出される。次いでステップ8
02ではリーン運転を行うべき運転状態か否かが判別さ
れる。リーン運転を行うべき運転状態のときにはステッ
プ803に進んで理論空燃比フィードバック補正係数F
AFの値が1.0に固定される。次いでステップ804
では図4に示すマップからリーン補正係数FLEANが
算出され、次いでステップ805では図5に示すマップ
からリーンリミットフィードバック補正係数FLLFB
が読込まれる。次いでステップ809では次式に基づい
て燃料噴射時間TAUが算出される。Next, a routine for calculating the fuel injection time will be described with reference to FIG. Referring to FIG. 33, first, at step 801, the basic fuel injection time TP is calculated from the map shown in FIG. Then step 8
In 02, it is determined whether or not the operating state is such that the lean operation should be performed. When the vehicle is in the operating state in which the lean operation is to be performed, the routine proceeds to step 803, where the stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient F
The value of AF is fixed at 1.0. Then step 804
Then, the lean correction coefficient FLEAN is calculated from the map shown in FIG.
Is read. Next, at step 809, the fuel injection time TAU is calculated based on the following equation.
【0121】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。TAU = TP / FLEAN / FLLFB /
FAF + TAUV On the other hand, when it is determined in step 802 that the operating state is not such that lean operation should be performed, that is, when the air-fuel ratio is to be set to the stoichiometric air-fuel ratio, the routine proceeds to step 806, where the lean correction coefficient FLEAN is fixed at 1.0. Next, at step 807, the lean limit feedback correction coefficient FLLFB is fixed to 1.0. Next, at step 808, the stoichiometric air-fuel ratio feedback correction coefficient FAF is controlled based on the output signal of the air-fuel ratio sensor 17 so that the air-fuel ratio becomes the stoichiometric air-fuel ratio. Next, the routine proceeds to step 809, where the fuel injection time TAU is calculated.
【0122】[0122]
【発明の効果】空燃比が最適な空燃比に対してリッチ側
にずれるのを阻止することができる。According to the present invention, it is possible to prevent the air-fuel ratio from shifting to the rich side with respect to the optimum air-fuel ratio.
【図1】内燃機関の全体図である。FIG. 1 is an overall view of an internal combustion engine.
【図2】基本燃料噴射時間のマップを示す図である。FIG. 2 is a diagram showing a map of a basic fuel injection time.
【図3】NOx の発生量とトルク変動を示す図である。3 is a diagram showing a generation amount and the torque fluctuation of the NO x.
【図4】リーン補正係数のマップを示す図である。FIG. 4 is a diagram showing a map of a lean correction coefficient.
【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。FIG. 5 is a diagram showing a map of a lean limit feedback correction coefficient.
【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。FIG. 6 shows elapsed times Ta (i) and T of a 30 ° crank angle.
It is a time chart which shows the change of b (i).
【図7】30°クランク角度の経過時間Ta(i)の変
化を示すタイムチャートである。FIG. 7 is a time chart showing a change in elapsed time Ta (i) at a 30 ° crank angle.
【図8】30°クランク角度の経過時間Ta(i),T
b(i)の変化を示すタイムチャートである。FIG. 8 shows elapsed times Ta (i) and T of a 30 ° crank angle.
It is a time chart which shows the change of b (i).
【図9】30°クランク角度の経過時間Ta(i),T
b(i)の変化を示すタイムチャートである。FIG. 9 shows elapsed times Ta (i) and T of a 30 ° crank angle.
It is a time chart which shows the change of b (i).
【図10】30°クランク角度の経過時間Ta(i)の
変化を示すタイムチャートである。FIG. 10 is a time chart showing changes in elapsed time Ta (i) at a 30 ° crank angle.
【図11】経過時間差DTa(i)とKb(i)との関
係を示す図である。FIG. 11 is a diagram showing a relationship between elapsed time differences DTa (i) and Kb (i).
【図12】減速運転時における経過時間Ta(i)の変
化を示すタイムチャートである。FIG. 12 is a time chart showing changes in elapsed time Ta (i) during deceleration operation.
【図13】経過時間差DTa(i)の変化を示すタイム
チャートである。FIG. 13 is a time chart showing changes in the elapsed time difference DTa (i).
【図14】割込みルーチンを示すフローチャートであ
る。FIG. 14 is a flowchart showing an interrupt routine.
【図15】経過時間差DTa(i)および経過時間Tb
(i)を算出するためのフローチャートである。FIG. 15 shows an elapsed time difference DTa (i) and an elapsed time Tb.
It is a flowchart for calculating (i).
【図16】経過時間差DTa(i)および経過時間Tb
(i)を算出するためのフローチャートである。FIG. 16 shows an elapsed time difference DTa (i) and an elapsed time Tb.
It is a flowchart for calculating (i).
【図17】KTa(i)を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 17 is a flowchart for calculating KTa (i).
【図18】KTb(i)を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 18 is a flowchart for calculating KTb (i).
【図19】トルク変動量算出の許可をチェックするため
のフローチャートである。FIG. 19 is a flowchart for checking permission for calculating a torque fluctuation amount.
【図20】トルク変動量算出の許可をチェックするため
のフローチャートである。FIG. 20 is a flowchart for checking permission for calculating a torque fluctuation amount.
【図21】トルク変動量算出の許可をチェックするため
のフローチャートである。FIG. 21 is a flowchart for checking permission of calculation of a torque fluctuation amount.
【図22】経過時間差DTa(i)の変化とフラグXM
XREC,XMNRECの変化を示すタイムチャートで
ある。FIG. 22 shows changes in elapsed time difference DTa (i) and flag XM.
It is a time chart which shows a change of XREC and XMREC.
【図23】トルク変動量を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 23 is a flowchart for calculating a torque fluctuation amount.
【図24】カウンタCDLNIXを処理するためのフロ
ーチャートである。FIG. 24 is a flowchart for processing a counter CDLNIX.
【図25】種々の値の計算タイミングを示す図である。FIG. 25 is a diagram showing calculation timings of various values.
【図26】目標トルク変動値を示す図である。FIG. 26 is a diagram showing a target torque fluctuation value.
【図27】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。FIG. 27 is a diagram showing fluctuation amount determination values DH (n) and DL (n) and torque fluctuation levels LVLH (n) and LVLL (n).
【図28】メインルーチンを示すフローチャートであ
る。FIG. 28 is a flowchart showing a main routine.
【図29】トルク変動値を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 29 is a flowchart for calculating a torque fluctuation value.
【図30】トルク変動値を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 30 is a flowchart for calculating a torque fluctuation value.
【図31】禁止フラグXNEを制御するためのフローチ
ャートである。FIG. 31 is a flowchart for controlling a prohibition flag XNE.
【図32】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。FIG. 32 is a flowchart for calculating a lean limit feedback correction coefficient.
【図33】燃料噴射時間を算出するためのフローチャー
トである。FIG. 33 is a flowchart for calculating a fuel injection time.
【符号の説明】 3…サージタンク 4…燃料噴射弁 8…スロットル弁 14…ロータ 15…クランク角センサ[Description of Signs] 3 ... Surge tank 4 ... Fuel injection valve 8 ... Throttle valve 14 ... Rotor 15 ... Crank angle sensor
Claims (1)
われる第2の気筒とを具備した多気筒内燃機関の空燃比
制御方法において、各気筒に対し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
度範囲を設定すると共に第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て該第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の気
筒および第2の気筒について夫々先の燃焼時における第
1の角速度と次の燃焼時における第1の角速度との変化
量を求めると共に、これら変化量と第1の気筒の先の燃
焼時における第2の角速度とに基づいて第1の気筒の出
力が変動しないと仮定したときの第1の気筒の次の燃焼
時における仮想の第2の角速度を求め、第1の気筒の次
の燃焼時における実際の第2の角速度と該仮想の第2の
角速度に基づいて第1の気筒の出力変動を検出し、機関
駆動系の固有振動数と駆動輪の回転一次振動数とが一致
する運転状態のときには該出力変動に基づく空燃比の補
正を禁止するようにした内燃機関の空燃比制御方法。The combustion is performed after the first cylinder and the first cylinder.
Air-fuel ratio of a multi-cylinder internal combustion engine having a second cylinder
The control method explodes for each cylinder from the end of the compression stroke
The first crank angle within the crank angle range up to the beginning of the stroke
Degree range and one degree from the first crank angle range.
Crank angle area in the middle stage of the explosion stroke separated by a certain crank angle
A second crank angle range is set within the range and the first crank angle range is set.
First angular speed of the crankshaft within the crank angle range
Degree and within the second crank angle range.
Detecting the second angular velocity of the crankshaft,
Cylinder and the second cylinder at the time of the preceding combustion, respectively.
Change between the first angular velocity and the first angular velocity during the next combustion
The amount of change and the amount of change in fuel ahead of the first cylinder are determined.
The output of the first cylinder is determined based on the second angular velocity during burning.
Subsequent combustion of the first cylinder assuming no power fluctuations
The virtual second angular velocity at the time is obtained, and the second angular velocity after the first cylinder is obtained.
Of the actual second angular velocity and the virtual second
The output fluctuation of the first cylinder is detected based on the angular velocity, and when the natural frequency of the engine drive system and the primary rotation frequency of the drive wheels are in the operating state, the correction of the air-fuel ratio based on the output fluctuation is prohibited. An air-fuel ratio control method for an internal combustion engine as described above.
Priority Applications (4)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP08337299A JP3085220B2 (en) | 1996-12-17 | 1996-12-17 | Air-fuel ratio control method for internal combustion engine |
US08/989,418 US6199426B1 (en) | 1996-12-17 | 1997-12-12 | Method of detection of output fluctuation in internal combustion engine |
EP97122144A EP0849581B1 (en) | 1996-12-17 | 1997-12-16 | Method of detection of output fluctuation in internal combustion engine |
DE69729056T DE69729056T2 (en) | 1996-12-17 | 1997-12-16 | Process for the detection of output fluctuations in internal combustion engines |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP08337299A JP3085220B2 (en) | 1996-12-17 | 1996-12-17 | Air-fuel ratio control method for internal combustion engine |
Publications (2)
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JPH10176591A JPH10176591A (en) | 1998-06-30 |
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