JP3085220B2 - Air-fuel ratio control method for internal combustion engine - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION

【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ＮＯ_x 吸収剤１１を内
蔵したケーシング１２に連結される。このＮＯ_x 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
Ｏ_x 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ＮＯ_x 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ＮＯ_x 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ＮＯ_x 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ＮＯ_x 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ＴａＡＶ_j-1 ｛＝
（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 ）／
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ＴａＡＶ_j-1 から平均値ＴａＡＶ_j 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）＝（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 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) = (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, 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ＴａＡＶ_j が算出される。 ＴａＡＶ_j ＝（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ＴａＡＶ_j 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ＴａＡＶ_j-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 TaAV_jAnd 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 12_j-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）＝（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 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ＴａＡＶ_j 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ＴｂＡＶ_j が
算出される。 ＴｂＡＶ_j ＝（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ＴｂＡＶ_j 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ＴｂＡＶ_j-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）＝（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 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Ｋ_o ・｜
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Ｋ_o は３．０から４．０程度
の値である。ステップ２２２において｜ＤＴａ（ｉ−
２）−ＤＴａ（ｉ−１）｜＜Ｋ_o ・｜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）
｜≧Ｋ_o ・｜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Ｋ_o ・｜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Ｋ_o ・｜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Ｎ_AVE および吸入
空気量Ｑの平均値Ｑ_AVE 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, + A_Two, + A
_Three, + A_Four, -B₁, -B_Two, -B_Three, -B_FourIs predetermined
For example, when the torque fluctuation level is LVLH
Feed for the area between (1) and LVLH (2)
The back correction value is + a_TwoBecomes These feedback supplements
Positive value is + a_Four> + A_Three> + A_Two> + A₁And -b
₁> -B_Two> -B_Three> -B_FourIt is. As shown in FIG.
Each feedback correction value + a₁, + A_Two, + A_Three, +
a_Four, -B₁, -B _Two, -B_Three, -B_FourIs 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Ｎ_AVE および吸入空気量Ｑ
の平均値Ｑ_AVE に基づいて更新すべきリーンリミットフ
ィードバック補正係数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.

【図面の簡単な説明】[Brief description of the drawings]

【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】ＮＯ_x 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)

(57)【特許請求の範囲】(57) [Claims] 【請求項１】 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.